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某车型外造型风噪仿真与试验研究
2020-08-03 22:16:48· 来源：汽车CFD技术之家
摘要：为了评估某车型外造型风噪的水平，利用商业软件PowerFLOW开展了外造型风噪的仿真分析，并与风洞试验结果进行了对标研究。初版仿真结果与试验存在着一定差
摘要：为了评估某车型外造型风噪的水平，利用商业软件PowerFLOW开展了外造型风噪的仿真分析，并与风洞试验结果进行了对标研究。初版仿真结果与试验存在着一定差异，从声源和传递路径两个方面对过预测的可能原因进行了分析，表明仿真计算的几何模型关键区域特征和仿真计算模型使用的玻璃面板、乘员舱的结构参数属性均对车内噪声有较为明显的影响，解决这些问题后获得了更好的对标结果。最后仿真分析了后视镜对风噪的影响和改善方案。
引言：
在车速达到80km/h 以上时，风噪成为汽车乘员舱内最主要的声源之一，以往研究表明，风噪声源的增加与正比于车速的六次方，而其他声源仅以车速的一次到三次方的关系增加[1]。因此，降低高速车辆噪声的一个关键方面就是有效的控制风噪。风噪的大小取决于车速、偏航角、车辆外造型以及密封性能等因素，车辆外造型是引起风噪的源头，直接决定了噪声源的大小和位置[2-3]，因此，很有必要采取一种合理有效的手段预测外造型对风噪的影响。随着仿真软件精度的提高以及高性能计算硬件资源的发展，CAE 虚拟仿真手段在汽车开发特别是在风噪开发方面发挥着重大的作用，大大减少了实车风洞试验次数，降低开发成本，缩短开发周期。为此，众多学者发展了各种仿真模型，包括计算流体力学（CFD）与有限元（FEM）和边界元（BEM）耦合模型，该模型对中低频段的噪声有较好地模拟效果[4-6]。另一种是基于计算流体力学与统计能量法（SEA）耦合的模型[7-9]，基于该模型的商业软件
PowerFLOW已广泛用于汽车外造型风噪预测。David 等利用该方法研究了后视镜的风噪问题，分析了几个不同的后视镜对风噪的影响，并与试验结果进行了对比，结果表明该方法可较好地预测噪声源[10]。然而这些成果的获得，均依赖于准确的CAE仿真模型，以保证仿真结果的准确性，这对于后续的结构优化与性能评估也具有重要的指导意义。与试验对标分析是提高风噪仿真精度的重要手段，本文对某一车型风噪仿真模型与试验进行对标，提高模型的准确性，为后续优化方案研究提供可靠准确的整车仿真模型。
本文开展了对某车型基于PowerFLOW 的外造型风噪仿真研究，并与风洞试验结果进行对标，发现第一版基准仿真计算结果与试验还是存在一定的差异。通过系统性的手段进行修正，包括几何模型修复和玻璃面板、乘员舱的结构参数属性研究，达到了更好的对标精度。接下来利用PowerFLOW仿真分析研究了该车型后视镜风噪的影响，并给出了降低风噪的后视镜优化方案。
1 实验和计算模型
1.1 计算模型
本文中的仿真计算采用格子玻尔兹曼方法(LBM)的超大涡模拟（VLES）算法，为全显式非定常可压的流动模式。模型的设置基于商业软件PowerFLOW 的Greenhouse wind noise（GHWN）模板，忠实于风洞中的试验场景，用以评价整车外造型的风噪水平：上下游的边界条件分别设置为速度入口和压力出口，计算域顶面和侧面设置为无反射滑移壁面条件，地面设置为无滑移边界条件。模拟的物理时间为1s，时间步长为2.7 × 10−6 s。设定来流风速为120km/h，偏航角为0°，环境温度为25℃，空气密度为1.184kg/m3。
全车车身的几何模型为封闭底盘结构，严格按照贴体性要求，被划分成383 万三角形面网格，最小面网格尺寸0.01mm（主要加密区集中于A柱、后视镜附近），如图1 所示。车身姿态前后轮眉的离地间隙设定，根据试验车的姿态确定，与试验样车保持一致。考虑到整车模型基本上是左右对称的，本文选择计算半车模型以节省计算资源。整个计算域的尺寸122.9m×73.7m×92.2m，约20 倍的整车尺寸。整个计算域中被划分为10 层不同尺寸的加密区，不同加密层级中以不同尺寸的立方切割体网格填充；靠近车身表面的湍流区计算网格单元尺寸最小为0.5mm，远离车身表面的最外层层流区网格单元尺寸最大为1024mm，以保证计算精度的同时提高计算效率；全计算域内切割立方体网格总数1.014 亿，立方体网格被面网格切割生成的切割面总数达1.355 亿。
1.2 实验模型
风洞试验在上海地面交通工具风洞中心整车气动声学风洞（SAWTC）进行。试验模型车为批量生产的全尺寸实车，整车采用密封胶带对车身可能存在噪声泄露部分结构（如间隙）进行光滑密封，底盘与轮罩通过一套工装密封以排除底盘的贡献。试验中来流速度为120km/h，偏航角为0°。布置在座椅处的四个声学人工头测量得的各个监测点的乘员舱内的声压信号，经由频域变换被转换为车内声压频谱和语音清晰度。
2 结果与讨论
2.1 车内噪声结果对比
将风洞试验得到的车内声压级曲线与仿真结果进行对比，如图2 所示。两者的结果是接近的。在[200,600]Hz 的低频段上（人耳在这一频率段内的噪声并不敏感，该频率段内噪声由底盘风噪、密封条透射风噪和泄露噪声所主导），仿真结果较试验结果高约2-3dB；在[600,2000]Hz的中频段上（人耳在这一频率段内的噪声较为敏感，该频率段内噪声由GHWN 风噪、底盘风噪、密封条透射风噪和泄露噪声共同主导），仿真结果较试验结果高约1-2dB；在[2000,5000]Hz的吻合频率段上（人耳在这一频率段内的噪声极为敏感，该频率段内噪声主要由GHWN 风噪所主导），仿真结果较试验结果高约3-4dB。
2.2 车内噪声对标问题分析
根据以往PowerFLOW 的仿真经验，第一版基准仿真计算结果与试验还是存在显著的差异。首先我们分别考察仿真计算与风洞试验的车内噪声的噪声来源。仿真计算时仅考虑流体与车身壁面的相互作用产生的不稳定压力而引起的噪声，而试验中除后视镜部分湍流脱落激励到车窗部分的声源外，还包括由气流经过其他未妥善处理的试验结构（如底盘密封工装中的不规则凸起，安装于车轮等处的大块工装平板或松动的密封条的拍动，车身因制造公差产生的段差，车身远离车窗处产生的异响等等）产生的背景噪声；另一方面我们考虑两者声音传递路径的差别，仿真中假设声音仅由玻璃面板传入乘员舱，而试验中除了玻璃面板外，声音还会从钣金、密封条、泄露通道传入车内。总体而言，由于试验过程中可能存在除流动噪声之外额外声源，而且存在着更多的声音传递路径。通常而言，PowerFLOW仿真计算的声压（尤其是低频段的频谱）应当比风洞试验低才是更为合理的。而第一版基准仿真分析的结果，仿真计算的声压级在全频段上高过了风洞试验的结果，大部分频段的差值在2-3dB，这一现象在以往的PowerFLOW 仿真分析结果中是不常见的。我们据此认为，仿真模型与试验模型之间存在系统误差，应通过系统性的手段进行修正，以达到更好的对标精度。
根据声源和传递路径两个方面的分析，我们认为过预测的可能原因包括（1）实车测试过程中发生的系统性错误；（2）仿真计算的几何模型与试验车模型不一致，进而导致激励源不一致；（3）仿真计算模型与试验车的玻璃面板、乘员舱的结构参数属性不一致。
风洞试验中可能存在的系统误差来源，一直受到业界的广泛关注。它们包括但不限于：整车样车制备过程中的平板的工程偏差（零件的松动、敲击声、啸叫声等），测试通道的次优仪表增益设置、过载或本底噪声等等。尽管试验测试过程中均施加额外的注意，但仍偶有发生无法绝对避免，在以往的文献中多有报导。2007年，在捷豹路虎的学术论文中，对同一生产线上同一批次的数台量产产品的风洞噪声性能进行研究，发现由于样车和测试时间的不同，声压级的误差达±3σ，在高频处甚至超过10dB[11]。
由于风洞试验实车测试需要耗费较高的人力和成本，无法再现其测试场景。在仔细比对物理样车外造型关键区域与其CAD几何的关键特征完成后，我们不再关注这一因素，转而对后两个因素进行研究。
2.3 几何模型研究
仿真模型的几何对标是对标分析的第一步，只有在仿真计算的几何模型与试验车一致的前提下，才能获得真实可靠的流场计算数据进而分析车内声压。经过比对我们发现原模型设置中，前三角窗面板设置为如图3(a)红色区域，而试验车上，仅有绿色标注部分是可以透声的玻璃面板。此外，在风洞试验中格栅与分缝均用胶带贴平，而仿真模型中保留了格栅和分缝的特征，如图4 所示。
仿真模型中对上述位置的几何修复后重新进行了仿真计算，计算结果如图5 所示。可以看到，几何修复后在100-800Hz 的中低频部分取得了较为明显的改善，仿真的声压级谱线与测试结果更为接近，这表明仿真模型的细节对仿真结果也有一定的影响。然而高频并改善并不明显，需要对其他的因素再进行研究。
2.4 乘员舱和玻璃结构属性研究
玻璃面板、乘员舱的结构参数属性的影响主要包括混响时间（Reverberation time，RT60）、玻璃损耗因子（Damping loss factor，DLF），以及玻璃和
夹层材料的力学参数。PowerFLOW 软件提供了混响时间和玻璃损耗因子的标准参数，其数据是从多个车型的测试结果中提炼出来的。该车型车内的混
响时间和玻璃损耗因子与PowerFLOW 标准库参数的对比，发现混响时间的测试数据与标准库数据相比是偏高的，玻璃损耗因子的测试数据与标准库数
据相比是偏低的，这必将导致乘员舱内的声压级增大。
分别采用PowerFLOW 标准库和该车型实测性能参数进行了敏感性分析，分析结果如图6 所示。可以看到，采用PowerFLOW 标准库性能参数的仿真结果与试验结果很接近，在大部分频段内仿真的过预测趋势能够被结构性能的变化所解释。
图7显示了同时使用新的RT60和DLF数据的车内声压计算结果，可以看到，使用新参数的仿真结果与试验结果吻合的很好，表明过预测结果在不同的结构性能参数敏感性分析的波动范围之内，结构参数的不同很有可能是导致过预测的原因。
3 设计优化
大量研究表明，汽车后视镜的尾流和A 柱后的涡流是产生风噪的最主要原因。首先我们对有无后视镜开展对比分析，无后视镜情况下的研究有助于发现一些由外造型引起的流动特征，这些特征在有后视镜的情况下可能难以观察到，从图8 中有无后视镜的涡量图对比可看到，基准模型的A 柱涡流被后视镜打乱，并且在后视镜下游产生了一个范围很大的尾流区，这将显著增大前侧窗区域的湍流激励和声波载荷，这些涡进一步发展分解成更小的涡，并产生高频噪声。由图9 中声压级谱线也可以看到后视镜的影响十分明显，中高频段的贡献达到了5dB 左右。因此，有必要对后视镜的几何形状进行优化来减小风噪。
由于后视镜的尾流是前侧窗区域最主要的声源之一，优化的方向自然从减小尾流影响入手，通过降低后视镜区域的流体加速从而减小尾流和作用于前侧窗的湍流激励。一个办法是通过增加后视镜镜柄的长度来增加后视镜到前侧窗的距离，进而实现加宽该区域的流体通道以降低流速，同时通过调整后视镜镜体和镜柄的造型，引导气流远离前侧窗。图10 为后视镜优化方案示意图。
对比图11和12后视镜优化方案和原后视镜方案的前侧窗湍流声压和声波载荷，可以看到优化后的后视镜比原后视镜激励明显降低。定义声压级优化量为优化后视镜减去原模型，从图13优化量柱状图上看，在2000Hz 以下频段优化后的后视镜声压级降低约0.5-1.5dB，而在2000Hz 以上频段，优化效果更为明显，声压级降低约1.5-3dB。
4 结论
本文中通过基于LBM 方法的PowerFLOW 软件对外造型风噪进行仿真预测，并与风洞试验结果进行了对标研究，分析了初版仿真结果过预测的原因，表明仿真模型的细节特征、玻璃面板和乘员舱属性对仿真结果有较大的影响，解决这些问题后得到了较好的对标结果。仿真分析也表明后视镜会引起很强的噪声源，增加镜柄的长度和调整后镜体与镜柄的造型可以有效地降低风噪，改善车内噪声。
作者：陈耀钦1，徐仰汇1，张斌瑜1，张林1，余柳平2
- 广州汽车集团股份有限公司汽车工程研究院
- 埃克萨（上海）模拟软件技术有限公司
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