李啟良, 杜文海， 王毅剛， 楊志剛,3

(1.同濟(jì)大學(xué) 上海地面交通工具風(fēng)洞中心， 上海 201804；2.上海市地面交通工具空氣動(dòng)力與熱環(huán)境模擬重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 201804； 3.北京民用飛機(jī)技術(shù)研究中心， 北京 102211)

汽車在行駛過程中產(chǎn)生的噪聲對(duì)駕乘舒適性有重要的影響.隨著發(fā)動(dòng)機(jī)和輪胎路面噪聲的降低，氣動(dòng)噪聲成為高速行駛車輛的主要噪聲源.由于后視鏡區(qū)域流動(dòng)特點(diǎn)及其所處特殊位置，后視鏡區(qū)域產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲長(zhǎng)期受到研究人員的廣泛關(guān)注.

在氣動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)和分析方面，Chen等[1]在通用風(fēng)洞試驗(yàn)室布置了9個(gè)表面?zhèn)髀暺骱?個(gè)遠(yuǎn)場(chǎng)傳聲器測(cè)量GMT360后視鏡，發(fā)現(xiàn)在流動(dòng)非常復(fù)雜的地方容易產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲；Li等[2]通過風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)后視鏡產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲主要集中在中低頻，隨著來流速度的增大，尾部的渦脫落頻率呈現(xiàn)線性增大的趨勢(shì).Nouzawa等[3]采用三階迎風(fēng)格式的有限差分法求解流場(chǎng)，使用Powell的聲學(xué)模型來評(píng)價(jià)聲源，發(fā)現(xiàn)控制A柱和后視鏡分離渦的相互作用能有效控制側(cè)窗氣動(dòng)噪聲.陳鑫等[4]發(fā)現(xiàn)后視鏡尾流區(qū)域存在近似半橢球的低速層,低速層中存在沿兩條渦流中心軌跡線流動(dòng)的反向旋轉(zhuǎn)渦流,并伴有明顯的湍流，造成了前側(cè)窗上的壓力脈動(dòng).

在外形控制和被動(dòng)流動(dòng)控制方面，劉海軍等[5]改進(jìn)后視鏡外型，底部凸起而其余部分開槽，改善了側(cè)窗外流場(chǎng)湍流脈動(dòng)壓力、漩渦和聲源位置分布，減少了后視鏡通過側(cè)窗傳播到車內(nèi)的噪聲.Li等[6]建立后視鏡區(qū)域參數(shù)化模型并采用遺傳算法進(jìn)行氣動(dòng)噪聲優(yōu)化控制，實(shí)現(xiàn)了前側(cè)窗湍流脈動(dòng)總壓力級(jí)降低4.1 dB(A)，車內(nèi)前排和后排噪聲分別降低2.1 dB(A)和1.4 dB(A).陳鑫等[7]在后視鏡邊緣采用直徑為4 mm的半圓形凹槽來改變速度和流線的角度，降低后視鏡尾部的湍動(dòng)能和聲功率級(jí).

隨著研究的深入，主動(dòng)流動(dòng)控制已出現(xiàn)在汽車氣動(dòng)減阻上，也在圓柱噪聲控制上有所嘗試.Dalla等[8]在D形體尾部加射流激勵(lì)器并通過一個(gè)反饋的閉環(huán)控制，降低時(shí)均壓力和脈動(dòng)壓力，從而降低壓差阻力.McNally等[9]在對(duì)HSB(Honda simplified body)模型進(jìn)行射流控制實(shí)驗(yàn)時(shí)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)射流位于x/L=95.2% 時(shí)，減阻為1.9%；當(dāng)射流位于x/L=91.9%時(shí)，減阻增加到2.6%(x為射流位置所在坐標(biāo)，L為車長(zhǎng)).Minelli等[10-12]在卡車A柱上進(jìn)行主動(dòng)控制發(fā)現(xiàn)，當(dāng)驅(qū)動(dòng)頻率接近剪切層頻率時(shí)，氣動(dòng)阻力優(yōu)化可以達(dá)到較好的減阻效果.李紅麗等[13]通過在上游圓柱體模型后半部的內(nèi)、外表面鋪設(shè)四組等離子體激勵(lì)器，發(fā)現(xiàn)總聲壓級(jí)最大可降低3 dB.

回顧以往研究發(fā)現(xiàn)，外形控制和被動(dòng)流動(dòng)控制仍是當(dāng)前氣動(dòng)噪聲優(yōu)化的主要手段，主動(dòng)流動(dòng)控制技術(shù)已開始應(yīng)用在氣動(dòng)問題上，但尚未涉及到氣動(dòng)噪聲控制.為此本文嘗試建立基于定常主動(dòng)射流的氣動(dòng)噪聲仿真模型，評(píng)估射流位置、速度和角度等參數(shù)對(duì)后視鏡區(qū)域氣動(dòng)噪聲的影響，尋找合適的射流參數(shù)，為汽車后視鏡氣動(dòng)噪聲優(yōu)化提供新方向.

1 仿真方法

1.1 仿真模型

基于某量產(chǎn)車，建立了整車氣動(dòng)噪聲仿真模型，如圖1a所示.整車(長(zhǎng)L=4 434 mm，寬W=2 034 mm，高H=1 494 mm)放置在8L×6W×4H的計(jì)算域上.進(jìn)口與車頭最前端距離為2L，出口與車尾最后端距離為5L.使用Hypermesh生成模型的面網(wǎng)格，總面網(wǎng)格數(shù)為315萬個(gè).車身表面面網(wǎng)格大小為8.0 mm；門把手和格柵面網(wǎng)格大小分別為1.5 mm和2.0 mm；擋風(fēng)玻璃、前后側(cè)窗、后三角窗以及后窗面網(wǎng)格大小均為5.0 mm；后視鏡前臉和后臉面網(wǎng)格大小分別為1.0 mm和2.0 mm.整車模型含發(fā)動(dòng)機(jī)艙、底盤等局部結(jié)構(gòu)，如圖1b所示.

a 計(jì)算域

b 整車模型

將整車面網(wǎng)格導(dǎo)入STAR CCM+，并生成Trimmer+layer的體網(wǎng)格.在車身等壁面位置生成邊界層網(wǎng)格，邊界層數(shù)為8層，增長(zhǎng)率為1.1，邊界層總厚度為0.5 mm.對(duì)整車底部、尾部以及側(cè)窗部分的空間進(jìn)行局部加密，總體網(wǎng)格數(shù)量約為7 000萬個(gè).設(shè)置入口速度為U∞=140 km·h-1，出口壓力為0 Pa，采用可實(shí)現(xiàn)性k-ε湍流模型[14]進(jìn)行定常流場(chǎng)計(jì)算.

1.2 非定常流場(chǎng)的仿真方法

待定常流場(chǎng)計(jì)算結(jié)束后，采用大渦模擬[15]進(jìn)行非定常流場(chǎng)計(jì)算，以得到后視鏡等區(qū)域湍流脈動(dòng)壓力等.大渦模擬方程如下：

(1)

(2)

(3)

(4)

1.3 近場(chǎng)聲壓仿真方法

為了獲得后視鏡等附件區(qū)域的聲壓，嘗試建立基于聲擾動(dòng)方程APE (acoustic perturbation equations)[16]的氣動(dòng)噪聲計(jì)算方法.聲擾動(dòng)方程可以在時(shí)域上對(duì)全場(chǎng)的聲壓進(jìn)行計(jì)算，能夠考慮壁面反射、介質(zhì)折射等聲學(xué)特性，已在剪切流、旋轉(zhuǎn)渦流和圓柱繞流等問題上有所應(yīng)用.不可壓縮聲擾動(dòng)方程如下：

(5)

1.4 計(jì)算設(shè)置

當(dāng)氣流經(jīng)A柱和后視鏡時(shí)，形成了車外最主要的氣動(dòng)噪聲源.為此將后視鏡區(qū)域設(shè)定為聲源區(qū)，如圖2所示.設(shè)置APE聲源權(quán)重為1，聲傳播阻尼為0，在噪聲計(jì)算區(qū)域外，設(shè)置APE聲源權(quán)重為0，聲傳播阻尼為1，過渡邊界上的取值采取漢寧窗計(jì)算，保證0～1間的平滑過渡.

圖2 聲源區(qū)

采用二階的時(shí)間離散格式，時(shí)間步長(zhǎng)為0.000 05 s，可獲得10 kHz以下的湍流脈動(dòng)壓力和聲壓頻譜.為了避免由于空間網(wǎng)格不足產(chǎn)生的假聲，設(shè)置了二階低通時(shí)間過濾器(second-order butterworth low-pass time filter)，有效控制頻率在1.5～10.0 kHz之間.在非定常流場(chǎng)計(jì)算中，首先采用0.000 5 s的時(shí)間步長(zhǎng)，一共計(jì)算0.5 s的物理時(shí)間.之后，將時(shí)間步長(zhǎng)切換為0.000 05 s，并經(jīng)過1 000步計(jì)算使流場(chǎng)的波動(dòng)完全穩(wěn)定后，開始對(duì)壓力和速度進(jìn)行采樣，用于后續(xù)聲擾動(dòng)方程的計(jì)算.經(jīng)過500步的采樣，平均場(chǎng)基本收斂，可以開始聲擾動(dòng)方程的計(jì)算.再經(jīng)過500步后，開始采集湍流脈動(dòng)壓力和聲壓，一共進(jìn)行了2 500步的采樣.在同濟(jì)大學(xué)的1 352核高性能計(jì)算集群下，每個(gè)工況使用84核，需要120 h才能完成.

2 仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

將仿真得到的前側(cè)窗表面的湍流脈動(dòng)壓力和聲壓進(jìn)行能量疊加(下文表述為總壓力級(jí))，并與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.前側(cè)窗的風(fēng)洞試驗(yàn)在同濟(jì)氣動(dòng)-聲學(xué)整車風(fēng)洞進(jìn)行.該風(fēng)洞噴口面積為27 m2，最大風(fēng)速為250 km·h-1，速度穩(wěn)定度為±1.0 km·h-1.在噴口速度為160 km·h-1時(shí)，背景噪聲僅為61.0 dB(A).試驗(yàn)開始前，對(duì)車內(nèi)進(jìn)行密封，并按照?qǐng)D3所示的測(cè)點(diǎn)位置布置表面?zhèn)髀暺?為了減少表面?zhèn)髀暺魍庑螌?duì)測(cè)量結(jié)果的影響，分4組完成19個(gè)測(cè)點(diǎn)的測(cè)量.試驗(yàn)前對(duì)所有傳感器進(jìn)行標(biāo)定，并設(shè)定采樣頻率和時(shí)間分別為48 kHz和10 s.標(biāo)定后，當(dāng)噴口風(fēng)速達(dá)到140 m·h-1，溫度穩(wěn)定在15 ℃左右時(shí)，開始采集測(cè)點(diǎn)壓力脈動(dòng).

圖3 側(cè)窗測(cè)點(diǎn)

表1給出側(cè)窗表面19個(gè)測(cè)點(diǎn)的總壓力級(jí).試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)的總壓力級(jí)最大為128.8 dB(A)，最小為113.3 dB(A)；仿真測(cè)點(diǎn)最大為132.8 dB(A)，最小為114.7 dB(A).試驗(yàn)與仿真總壓力級(jí)相差2.0 dB(A)以內(nèi)的一共有13個(gè)點(diǎn)，約占總測(cè)點(diǎn)的70%.側(cè)窗19個(gè)測(cè)點(diǎn)能量平均總壓力級(jí)的試驗(yàn)和仿真值分別為122.7 dB(A)和125.0 dB(A)，兩者相差僅2.3dB(A).

表1 側(cè)窗表面總壓力級(jí)對(duì)比

圖4為側(cè)窗表面能量平均壓力級(jí)頻譜.從圖4中可以看出，全頻帶上仿真和試驗(yàn)的趨勢(shì)相同，量級(jí)相差不大，最大偏差小于3.0 dB(A)，表明本文建立的仿真方法具有較高的精度.

圖4 側(cè)窗表面測(cè)點(diǎn)能量平均壓力級(jí)頻譜

3 主動(dòng)射流降噪

3.1 主動(dòng)射流模型

分別在后視鏡鏡片與鏡框的縫隙處I、后視鏡鏡框邊緣處O以及后視鏡底座中間P部署主動(dòng)射流口，如圖5所示.位置I、O和P的噴口寬度分別為3.7、3.0和4.2 mm，面積分別為18.5、25.6、4.4 cm2.根據(jù)各射流口位置和所處流場(chǎng)給定不同射流速度和方向，共完成了11個(gè)射流工況的仿真計(jì)算.其中，“+x”代表射流方向沿著x軸正向，“法向”代表射流垂直射流口向外噴氣，“+45°”和“-45°”分別代表射流沿著x，y正半軸夾角45°(吸氣)和x，y負(fù)半軸夾角45°(吹氣)方向.

圖5 射流位置

為了提升計(jì)算效率，加快有效射流參數(shù)尋找，基于整車仿真模型，建立后視鏡區(qū)域的子域模型，如圖6所示.具體范圍[-0.30～2.20，-1.50～0，0.36～1.70] m.采用STAR CCM+對(duì)子域生成Trimmer+layer的體網(wǎng)格，在子域壁面生成總厚度為0.5 mm的邊界層網(wǎng)格，網(wǎng)格層數(shù)為8層，增長(zhǎng)率為1.1.在后視鏡區(qū)域設(shè)置網(wǎng)格加密區(qū).加密區(qū)的體網(wǎng)格間距為2.5 mm，子域其他體網(wǎng)格間距為5.0 mm，共計(jì)生成總體網(wǎng)格數(shù)為850萬個(gè)，約為整車的1/8.

圖6 子域

子域所需的流場(chǎng)邊界條件由整車提供.每個(gè)子域邊界平面輸出了速度分量、壓力、湍動(dòng)能和湍流耗散率等物理量.子域所有計(jì)算方法與整車相同，不再贅述.

3.2 射流降噪與最優(yōu)射流方案

表2為通過子域方法計(jì)算得到各射流工況下，前側(cè)窗表面所有網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)的能量平均的總聲功率級(jí)和湍流脈動(dòng)總功率級(jí).總聲功率級(jí)初始值為86.4dB(A),湍流總功率級(jí)初始值為118.1 dB(A),速度為140 km·h-1時(shí)，總聲功率級(jí)最大為88.9 dB(A)，最小為85.1 dB(A)；湍流脈動(dòng)總功率級(jí)最大為120.9 dB(A)，最小為117.2 dB(A).多數(shù)有效射流方案在降低總聲功率級(jí)的同時(shí)也降低了湍流脈動(dòng)總功率級(jí)，但湍流脈動(dòng)總功率級(jí)降幅小于總聲功率級(jí)降幅.例如，射流位置O，法向射流速度為20 m·s-1，總聲功率級(jí)降低1.3 dB(A)，但湍流脈動(dòng)總功率級(jí)僅降低0.2dB(A).可見，射流降噪更多改善空間渦流分布，降低渦流強(qiáng)度，從而減弱渦流產(chǎn)生的聲場(chǎng).

表2 射流降噪

對(duì)于射流位置O，當(dāng)速度低于20 m·s-1時(shí)，無論是沿著x軸正向還是垂直于射流表面，總聲功率級(jí)降幅為0.4～1.3 dB(A).然而，速度為25 m·s-1時(shí)，總聲功率級(jí)卻增加了2.5 dB(A).射流位置I的降噪效果不如射流位置O，當(dāng)法向射流速度從10 m·s-1上升到15 m·s-1時(shí)，總聲功率級(jí)的降噪從0.2 dB(A)增加到0.5 dB(A).然而，當(dāng)法向射流速度為5 m·s-1時(shí)，總聲功率級(jí)反而增加0.1 dB(A).與射流位置O相比，處于后視鏡鏡片與鏡框間的位置I距離后視鏡尾渦更遠(yuǎn)，相同射流速度的降噪效果稍差.為了達(dá)到相同降噪效果，需要更大的射流速度.對(duì)于射流位置P，盡管射流能改善湍流脈動(dòng)總功率級(jí)，但總聲功率級(jí)改善不明顯，采用吹氣反而使總聲功率級(jí)增加1.0 dB(A).

綜合所有射流方案發(fā)現(xiàn)，以總聲功率級(jí)為主要參考確定最優(yōu)射流方案為：射流位置為O，法向射流速度為20 m·s-1.最優(yōu)射流方案能使前側(cè)窗表面總聲功率級(jí)降低1.3 dB(A)，湍流脈動(dòng)總功率級(jí)降低0.2 dB(A).

3.3 最優(yōu)射流方案的整車驗(yàn)證

將最優(yōu)射流方案添加到整車氣動(dòng)噪聲仿真模型中，按照原仿真方法和流程完成最優(yōu)射流方案的整車驗(yàn)證.分別計(jì)算前側(cè)窗表面所有網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)能量平均的總聲功率級(jí)和湍流脈動(dòng)總功率級(jí),可以發(fā)現(xiàn)，最優(yōu)射流方案能使總聲功率級(jí)降低1.8 dB(A)，湍流脈動(dòng)總功率級(jí)降低0.3 dB(A)，降噪效果明顯.由此可見，通過子域方法尋找最優(yōu)降噪方案可行且有效.

圖7給出了最優(yōu)射流方案和原始模型的后視鏡中截面流線和壓力的對(duì)比.從圖7中可以發(fā)現(xiàn)，在最優(yōu)射流方案控制下，尾渦進(jìn)一步向后延展，渦核位置向下游移動(dòng).后視鏡尾部的時(shí)均壓力有所增大，壓力梯度有所降低，進(jìn)而降低了尾渦區(qū)的壓力脈動(dòng)，減小了氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生.

a 原始模型

b 最優(yōu)射流方案

4 結(jié)論

建立了整車氣動(dòng)噪聲仿真模型，使用大渦模擬和聲擾動(dòng)方程求解得到非定常流場(chǎng)和聲場(chǎng).通過對(duì)比前側(cè)窗表面的19個(gè)測(cè)點(diǎn)總壓力級(jí)和頻譜發(fā)現(xiàn)，它們的能量平均僅相差2.3 dB(A)，其中有13個(gè)測(cè)點(diǎn)總壓力級(jí)相差小于2.0 dB(A).測(cè)點(diǎn)壓力級(jí)頻譜變化趨勢(shì)相同，量級(jí)相差較小，表明數(shù)值計(jì)算方法的正確性.

引入主動(dòng)射流控制新技術(shù)，針對(duì)后視鏡結(jié)構(gòu)和流場(chǎng)特點(diǎn)，建立子域氣動(dòng)噪聲仿真模型，通過對(duì)比不同位置、方向和速度大小發(fā)現(xiàn)，最優(yōu)射流方案為：后視鏡鏡框邊緣處O，采用法向射流速度20 m·s-1.將最優(yōu)射流方案置于整車氣動(dòng)噪聲仿真模型中，通過與原始模型相比較發(fā)現(xiàn)，整車氣動(dòng)阻力系數(shù)減少0.002，前側(cè)窗表面總聲功率級(jí)降低1.8 dB(A)，湍流脈動(dòng)總功率級(jí)降低0.3 dB(A).

應(yīng)該指出的是，受計(jì)算資源和時(shí)間限制，盡管主動(dòng)射流方案數(shù)量有限，但降噪效果仍然顯著.更多的方案數(shù)量和非定常主動(dòng)射流可能會(huì)有更加顯著的降噪效果，這些都值得后續(xù)進(jìn)一步研究.