李啟良 ,楊志剛 ,王毅剛

(1.同濟大學航空航天與力學學院, 上海200092;2.同濟大學汽車學院, 上海201804)

后視鏡產生的氣動噪聲影響著車內外聲場環(huán)境,成為近幾年的研究熱點.美國通用汽車公司[1]于2008 年在GMAL 風洞對GMT360 車型和GMX320車型的后視鏡進行氣動噪聲試驗測量, 并利用測量結果評估FLUENT 軟件用于氣動噪聲預測的可行性.奧地利研究中心[2]于2005 年在BMW 風洞對BMW5 系列的后視鏡進行試驗測量,并利用試驗結果評估其數(shù)值計算的合理性.過去的研究對量產車的后視鏡所產生氣動噪聲做了少量的風洞試驗, 并開始嘗試評估數(shù)值計算的可行性.然而,這些研究缺乏通用性, 難以直接指導后視鏡的設計和開發(fā).

在后視鏡設計開發(fā)中, 工程師與研究者注意到后視鏡產生的氣動噪聲是后視鏡與A柱之間相互作用的結果, 噪聲大小和分布受后視鏡的外形、安裝角度等多種因素影響.為了更清楚辨別出這些因素的變化規(guī)律, 本文從真實后視鏡的基本元素(前臉、后臉和支架)出發(fā),抽象出普通后視鏡.在普通后視鏡基礎上,依據已有氣動優(yōu)化經驗, 選取表征后視鏡形狀的3 個參數(shù)和安裝角度的2 個參數(shù), 它們分別是前臉厚度L、后臉深度d、支架長度h、迎風角度θ以及旋轉角度α.通過考察它們的差異, 評估它們的變化規(guī)律,旨在為后視鏡優(yōu)化設計提供參考.

1 數(shù)值計算方法

1 個直徑D和高度H均為0 .2 m 的半圓柱以及直徑D為0 .2 m 的1/4 球組成的普通后視鏡首先被安裝在長度為15 .00D、寬度為8 .00D以及高度為7 .20D的計算域中,且遠離入口約為5 .25D,如圖1所示.商業(yè)軟件ICEM-CFD 用于在整個計算域內創(chuàng)建六面體網格.為了能更好求解壁面邊界層, 在后視鏡表面和地面創(chuàng)建邊界層網格.考慮到大渦模擬對網格的特殊要求,設定第1 層網格到后視鏡壁面量綱一化的距離y+≈5 .整個計算域初始網格總數(shù)約為270 萬個.無粘壁面條件應用到計算域的2 個側面和頂面;無滑移的壁面條件應用到地面和后視鏡表面.在計算域的入口指定為速度入口, 設定其雷諾數(shù)Re=520 000(以后視鏡直徑為特征長度);出口指定為壓力出口.

圖1 數(shù)值模型示意Fig .1 Schematic of numerical model

直接方法與混合方法在氣動噪聲預測中均有應用.直接方法通過對整個計算域的流場和聲場進行求解,從而實現(xiàn)氣動噪聲預測.該方法要求巨額計算資源, 僅適用于雷諾數(shù)較小的流動產生的氣動噪聲問題.本文使用的混合方法通過將流場和聲場分開計算, 即首先通過大渦模擬獲得后視鏡表面以及支撐面的壓力脈動, 然后利用FW-H 方程得到不同位置的噪聲特征,它可以大幅度降低計算資源, 從而能夠用于雷諾數(shù)較大的流動產生的氣動噪聲問題.計算時,首先使用可實現(xiàn)兩方程k-ε(kinetic energy-dissipation rate)湍流模型[3]得到流場的準定常解,然后使用大渦模擬計算后視鏡非定常流場, 其中亞格子模型選用Smagorinsky-Lilly 模型[4].在非定常流動計算中, 初始時間步長設定為5 ×10-4s ,單個時間步長內迭代25 次, 通過監(jiān)控測點A與B確定單個時間步長計算收斂.計算3 000 個時間步長后,保持單個時間步長迭代步數(shù)不變,將時間步長調整為2 .5 ×10-4s ,繼續(xù)計算1 000 個時間步長后,開始采集測點數(shù)據,接下去的2 000 個時間步長的計算結果用于數(shù)據分析.

以普通后視鏡作為基礎模型, 在此基礎上分別對可能影響后視鏡氣動噪聲的3 個外形參數(shù)和2 個角度參數(shù)進行氣動噪聲計算與分析,如圖2 所示.變化后的后視鏡同樣安裝在圖1 所示的計算區(qū)域, 使用相同的網格處理技術,最終創(chuàng)建的網格總數(shù)與基礎模型的網格總數(shù)有些差異.對于它們的氣動噪聲計算, 包括邊界條件、湍流模型、時間步長以及數(shù)據采樣等等均與基礎模型相同.

圖2 5 種后視鏡參數(shù)Fig .2 Five parameters of rear view mirrors

2 結果分析與討論

2 .1 數(shù)值與試驗結果對比

為了驗證本文后視鏡氣動噪聲預測結果的準確性,選取了1999 年在德國FKFS 氣動-聲學風洞完成普通后視鏡的氣動噪聲試驗結果[5-6].圖3 給出該試驗示意圖以及測點布置.多達11 個傳聲器測點按照圖3b 和圖3c 的位置進行先后布置.限于篇幅,圖4 僅給出測點4 的頻譜特性.從圖中可以看出,隨著頻率增加, 測點聲壓級不斷減少.當測點超過1 000 Hz后,測點聲壓級已經處于40 dB .可見, 后視鏡產生氣動噪聲主要能量集中在中低頻區(qū)域, 其頻率段為20～500 Hz .對比數(shù)值與試驗結果可以發(fā)現(xiàn),數(shù)值計算得到測點頻譜與試驗較為相似.特別是在頻率較低處,如頻率為20～100 Hz ,數(shù)值與試驗不僅趨勢一致, 而且數(shù)值相差很小.當頻率較大時, 如頻率200～1 000 Hz,且數(shù)值得到測點聲壓級變化趨勢雖然一致, 但普遍比試驗大.這可能是由于數(shù)值計算本身原因導致,如亞格子模型、網格等因素.從計算數(shù)值與試驗在頻率從20 Hz 到2 000 Hz 得到測點4的總聲壓級可以看出,它們總聲壓級在80 dB 附近變化,兩者相差約0 .3 dB .

圖3 風洞試驗與測點布置(單位:mm)Fig.3 Wind tunnel test and test point positions(unit:mm)

圖4 測點頻譜Fig .4 Frequency spectrum of test points

2.2 不同形狀參數(shù)的影響

圖5 顯示了不同形狀參數(shù)下后視鏡表面和支撐面的聲壓級.對于普通后視鏡表面正對來流部位, 特別是駐點附近, 由于該處壓力脈動非常小,其聲壓級很小.處于分離點附近的流動很不穩(wěn)定,導致后視鏡表面較大的壓力脈動是當?shù)芈晧杭壿^大的主要原因.尾渦的持續(xù)不斷拍打使后視鏡后臉聲壓級可達105 dB .后視鏡尾部流場十分復雜, 非定常流動計算表明該處存在各種尺度的渦結構,各種渦之間的相互作用導致支撐面上強烈的非定常壓力脈動,脈動振幅超過后視鏡本身.正因如此,在支撐面處聲壓級分布呈現(xiàn)梯形形狀,其他的聲壓級遠大于后視鏡本身,最大聲壓級可達128 dB ,絕大多數(shù)地方的聲壓級在110 dB 以上.其中,梯形上底可取后視鏡后臉與支撐面交界線,高約3 .5D,斜邊與上底夾角約為105°.

當前臉厚度增加后, 由于流動分離點后移, 后視鏡表面壓力脈動和尾部速度脈動振幅降低,聲壓級有所降低.支撐面上最大聲壓級從基礎模型的128 dB減少到123 dB .梯形的分布形狀仍然存在,但是梯形所圍面積有所減少.可見增加后視鏡前臉厚度可降低聲源的強度.后視鏡后臉深度的增加,減少了后臉的壓力脈動, 使它的聲壓級有輕微減少.支架的存在從根本上改變了后視鏡尾部流場.從支撐面聲壓級云圖可以看出,梯形分布形狀轉變成矩形,其中矩形的寬約為1 .50D,長約為2 .00D.在矩形內,大部分位置的聲壓級均大于110 dB ,最大聲壓級可達127 dB .與基礎模型相比可以發(fā)現(xiàn),支架的存在有利于降低聲源的強度.

圖5 聲源表面聲壓級(f =125 Hz)Fig.5 Sound pressure level of source surfaces(f =125 Hz)

位于后視鏡尾部的測點A用于感受聲源的聲傳遞.不同形狀參數(shù)下測點的頻譜圖如圖6 .從圖中可以看出,隨著頻率增加,各種形狀參數(shù)的后視鏡均有相同的變化趨勢,即均隨著頻率增加,聲壓級不斷下降,在頻率為50 Hz 附近有一個不太明顯的峰值.與基礎模型相比, 除高頻外,在相同頻率下形狀參數(shù)變化后的后視鏡聲傳遞到測點的聲壓級均有不同程度降低, 其中在頻率位于200～700 Hz 處降幅較為明顯.在基礎模型的基礎上, 后視鏡前臉厚度增加后,相同測點感受到的總聲壓級有所減少, 如基礎模型測點A的總聲壓級為115 .6 dB,但前臉厚度增加后,該測點的總聲壓級為112 .3 dB ,降低了3 .3 dB .后臉深度的改變,僅稍微降低其總聲壓級.支架的存在對降低聲源聲傳遞也有貢獻.與無支架的后視鏡相比, 在有支架情況下,測點A感受到的總聲壓級降低了3 .6 dB .

圖6 測點頻譜Fig .6 Frequency spectrum of test points

2 .3 不同角度參數(shù)的影響

迎風角度和旋轉角度的變化并沒有帶來聲源表面聲壓級分布的本質變化,如圖7 所示.支撐面仍比后視鏡表面聲壓級大,最大聲壓級同樣為130 dB .對于迎風角度為15°時, 由于后視鏡表面壓力脈動變小而使其聲壓級有一定的降低.支撐面上梯形面積變小,這與當?shù)亓鲌鲎兓芮邢嚓P.旋轉角度為15°時,盡管梯形分布仍然存在, 但是其位置發(fā)生改變.梯形上底邊不再是后視鏡后臉與支撐面的交界線,而是與該交界線有一定的角度.聲壓級最大的地方仍是剪切層影響的區(qū)域, 其大小達130 dB .

圖7 聲源表面聲壓級(f =125 Hz)Fig.7 Sound pressure level of source surfaces(f =125 Hz)

仍取測點A來分析角度參數(shù)變化后后視鏡的聲傳遞,它們頻譜如圖8 所示.從圖中可以看出, 盡管角度發(fā)生變化, 但并沒有改變測點聲壓級隨頻率的變化趨勢.與基礎模型相比, 迎風角度增加后, 在頻率小于700 Hz 的中低頻段,測點A的聲壓級均有不同程度的減少.旋轉角度增加后, 盡管在200～700 Hz的頻率段有所降低,但在更低頻段卻增加.迎風角度增加的確能降低聲源的聲輻射強度,如迎風角度為15°,測點A的總聲壓級降低了1 .4 dB .但是旋轉角度為15°, 測點A的總聲壓級反而增加了0 .6 dB .可見, 迎風角度對降低后視鏡氣動噪聲有利,而旋轉角度則是不利的.

圖8 測點頻譜Fig .8 Frequency spectrum of test point

3 結論

整車風洞普通后視鏡氣動噪聲試驗結果與數(shù)值計算結果的吻合證明了本文采用混合方法預測后視鏡氣動噪聲的合理性.

盡管后視鏡表面輻射出噪聲, 但是后視鏡支撐面輻射的噪聲比后視鏡本身大.在后視鏡的支撐面聲壓級分布呈現(xiàn)梯形形狀, 不隨后視鏡前后臉的變化而變化, 但支架的存在卻改變了該區(qū)域的分布,使之成為矩形分布形狀.

通過增加后視鏡前臉厚度、后臉深度、支架長度與迎風角度能降低后視鏡產生的氣動噪聲,但增加旋轉角度卻不能.

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