汽車側窗風振特性研究及控制

汪怡平，谷正氣，楊 雪

（1.湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室，湖南 長沙410082；2.武漢理工大學汽車工程學院，湖北 武漢430070；

3.武漢軍械士官學校光電實驗室，湖北 武漢430075）

0 引 言

隨著車速的不斷提高，以及機械噪聲、輪胎－路面噪聲的降低，風噪聲對整車噪聲的影響愈來愈突出，成為影響消費者選購汽車的一項重要指標，而風振則是風噪聲的重要組成部分。從空氣動力學的角度來看，自由剪切層結構如射流、混合層、尾跡渦流經(jīng)開口處（如天窗、側窗）的時候，會產生復雜的湍流渦結構，而這些渦結構則會產生頻率很低而強度很高的壓力脈動，即風振。

汽車風振主要來源于天窗和側窗，自20世紀90年代起，人們就開始關注天窗的風振，并取得了一系列的研究成果［1－4］。隨著研究的深入，人們開始對側窗的風振進行大量的研究。2002年Sovani和Hendriana［5］首次開展了乘用車側窗風振特性的計算分析，獲得了與風洞試驗非常吻合的結果。2004年An等人［6］對SUV的側窗風振進行了仿真分析，分析了車速、偏角、傳感器的位置、車內體積以及開啟不同側窗對風振特性的影響。2005年An等人［7］對SUV的后側窗的風振特性進行了仿真分析，并采取了若干措施來降低后窗的風振。

高檔豪華轎車在車市中占有舉足輕重的地位，是反映一個國家汽車發(fā)展水平的重要標志。豪華轎車在追求卓越的動力性和安全性以外，更注重乘坐的舒適性。所以，對于豪華轎車來說，風振也是一個非常關鍵的問題。本文利用CFD技術分析了某豪華轎車的側窗風振壓力脈動的頻率與強度，考查了頻率及其強度與車速、車內體積、側窗開啟位置、側窗開啟數(shù)目的關系。最后根據(jù)風振產生的機理，嘗試了兩種控制措施，取得了較好的結果。

1 參考車型的道路試驗

本文所開展的工作處于沒有樣車的開發(fā)前期。但是該車的參照車型是已經(jīng)面世的某豪華轎車，因此在進行計算仿真之前，對參考車的后窗風振進行了實車道路試驗。試驗環(huán)境：一段高等級柏油路，天氣晴，氣溫35℃，南風4m／s，環(huán)境噪聲小于40dB。采用比利時LMS公司Test.Lab噪聲測試設備，集成Test.Lab 7A試驗分析軟件系統(tǒng)與16通道SCADAS便攜式數(shù)據(jù)采集前端。使用丹麥GRAS公司的預極化傳聲器和前置放大器。測試車速為85km／h。如圖1所示為駕駛員腦后的聲壓頻譜圖。由圖可知風振發(fā)生在17Hz附近，而且由風振引起的噪聲值比發(fā)動機噪聲高出近30dB。

圖1 駕駛員腦后的聲壓頻譜圖Fig.1 Interior sound pressure spectral density recorded in the rear of driver＇s head

2 數(shù)值計算

2.1 基本方程和湍流模型

風振是由于渦的周期性脫落產生的。因此必須對流場的瞬態(tài)特性進行分析。本文選用LES方法對汽車瞬態(tài)流場進行仿真分析。

湍流計算的基本控制方程為過濾后的三維非定?？蓧嚎s粘性Navier－Stokes方程，其控制方程如下：連續(xù)方程

運動方程

式（1）、式（2）中，ρ為流體密度和為過濾后的速度分量；為過濾后的壓強；μ為湍流粘性系數(shù)；τij為亞格子尺度應力（sub grid－scale stress，簡稱SGS應力），它體現(xiàn)了小尺度渦的運動對所求解的方程的影響。

為使控制方程封閉，采用渦旋粘性亞格子模型：

式中：δij為克羅內克系數(shù)；μt為亞格子湍流粘性系數(shù)；τkk為各向同性的亞格子尺度應力；Sij是求解尺度下的應變率張量分量，定義為：

2.2 物理模型的建立

在不影響計算精度的情況下，對車身進行簡化處理，省略了車燈、門把手、天線等，如圖2所示。由于考慮的是側窗開啟的情況，所以需要建立內飾模型，圖3給出了乘坐兩個人時的內飾模型。

2.3 計算域的確定

計算域分為內部域和外部域，內部域為乘員室空間，外部計算域的大小由計算模型所決定。一般用于車輛外流場數(shù)值模擬的計算域為長方體。為使模擬環(huán)境更接近汽車行駛的真實環(huán)境，計算域的寬度為計算模型的7倍寬，高度為5倍高，長度為11倍長（前面3個車長，后面7個車長），如圖4所示。壓力脈動接收點位于駕駛員耳旁，坐標分別為（1.625，－0.483，0.753）、（1.625，－0.306，0.753），單位：m。

圖2 車身外形圖Fig.2 Car body shape

圖3 內飾模型Fig.3 Interior model

圖4 計算域示意圖Fig.4 Schematic of computational domain

2.4 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格質量的好壞直接影響到計算結果的精度以及所耗用的CPU時間。由于汽車外形復雜，考慮到四面體網(wǎng)格良好的貼體性，計算選用四面體網(wǎng)格。整個域內網(wǎng)格分為三層，靠近車體的網(wǎng)格較密，遠離車體的較稀，并對參數(shù)變化梯度大的敏感區(qū)進行局部加密（如圖5所示）。

圖5 縱對稱面上的網(wǎng)格分布Fig.5 The mesh distribution along longitudinal symmetry plane

由于流體粘性的影響，物體表面會形成一層附面層，對汽車表面而言，附面層的厚度在幾mm至幾十mm之間。本文在車身外表面生成三棱柱網(wǎng)格來計算附面層的影響。最終生成的網(wǎng)格數(shù)量在320萬左右。并且在整個計算完成以后所得到的y＋值大部分在1～2之間，基本上符合大渦模擬的要求。

2.5 邊界條件的設置

數(shù)值仿真是在有限區(qū)域內進行的，因此在區(qū)域的邊界上需要給定邊界條件，邊界條件要求在數(shù)學上滿足適定性，在物理上具有明確的意義，本文的邊界條件如下。

計算域入口速度：u＝30m／s，v＝w＝0。

計算域上壁面和側壁面為自由滑移壁面。

車身及內飾為無滑移壁面。

實際行駛車時，地面是不存在附面層的。為消除計算中產生的地面附面層，地面采用移動壁面邊界條件［8］，且移動速度與來流速度相同。

2.6 計算

進行瞬態(tài)求解之前，首先利用Realizablek－ε進行穩(wěn)態(tài)求解，迭代大約500次，然后把穩(wěn)態(tài)結果作為瞬態(tài)求解的初始值，由道路試驗可知風振的共振頻率約為20Hz，即渦的脫落周期為0.05s。本文進行瞬態(tài)求解的時間步長為0.002s，即一個周期內有25個采樣點，這足夠捕捉風振的第一階諧振頻率。計算總時間為2s，由于流場有一個穩(wěn)定的過程，在1s時才開始采樣。每時間步20次迭代。計算采用商用軟件Fluent完成，采用二階離散格式和有界中心差分格式分別對時間和空間進行離散。整個計算在IBM xSeries 3650（至強雙CPU四核3.0Hz處理器，16GB內存）上進行，一個工況計算時間約40h。

2.7 后處理

整個后處理過程如圖6所示。計算過程中記錄下駕駛員耳旁的壓力脈動。從圖中可以看出，在約0.6s以前，流場還沒有達到穩(wěn)定，記錄的數(shù)據(jù)波動非常大，且沒有規(guī)律。0.6s以后壓力呈周期性變化且比較穩(wěn)定，截取1s～2s的數(shù)據(jù)做FFT變換，得到壓力頻譜圖。

3 計算結果分析

3.1 不同側窗開啟

本文首先研究了來流速度為30m／s，車內僅有駕駛員，不同側窗開啟時駕駛耳旁的風振，限于篇幅，文章僅對左側前后窗開啟時的內外流場進行了詳盡分析。

圖6 后處理過程Fig.6 Post－processing process

3.1.1 左前窗開啟

圖7所示為車內z＝0.74m截面上的流線圖，由于車內全為負壓區(qū)，而且車內結構比較復雜，氣流流入車內產生非常復雜的渦流，由于駕駛員右耳處的渦流，必然導致右耳處的壓力脈動偏大。在圖8所示的脈動壓力頻譜圖中可以看出右耳處的風振頻率點的壓力脈動值比左耳大約2dB，而且在30～100Hz的頻率段上脈動壓力級都比左耳大。

圖7 左前窗開啟時截面流線圖Fig.7 Streamline along the cross section with front window open

圖8 左前窗開啟時駕駛員耳旁的脈動壓力級Fig.8 Fluctuation pressure level beside driver′s ear with front window open

為了更加詳細地了解側窗區(qū)域剪切層發(fā)生的情況及其剪切層與后視鏡尾渦的相互作用。選取了側窗附近的幾個截面圖進行分析。如圖9所示，在圖中，截取左前窗打開的區(qū)域并采用“填充”格式顯示壓力云圖。同時，建立了另一個穿過后視鏡平行截面，且采用“透明”格式顯示壓力云圖?！疤畛洹备袷綁毫υ茍D主要是顯示A柱（如圖2所示）后剪切層的發(fā)展情況，而“透明”格式壓力云圖主要顯示的是后視鏡的尾渦。截面上交替出現(xiàn)的高低壓正好說明了A柱上剪切層渦的脫落。剪切層撞擊到B柱（如圖2所示）上，產生壓力脈動并傳入到車內。

圖9 左前窗開啟時豎直橫截面上的壓力云圖Fig.9 Pressure contours on vertical cut planes around open front window

在圖10中“填充”格式壓力云圖顯示了通過后視鏡與駕駛員耳朵的水平橫截面的壓力云圖，云圖可以清晰地看出后視鏡的尾渦?！巴该鳌备袷降膲毫υ茍D顯示的則是只通過A柱的橫截面的壓力云圖，從圖中可以看出A柱后渦流的產生以及發(fā)展。同時，高低壓的交替出現(xiàn)恰好說明A柱后的剪切流以及后視鏡后的尾渦，而且在開口的右下角處，A柱后渦流與后視鏡的尾渦相遇并相互作用。通過對云圖的分析可以推測A柱渦的脫落以及后視鏡產生的尾渦在前側窗開啟時的風振中扮演著重要的角色。

圖10 左前窗開啟時水平橫截面上的壓力云圖Fig.10 Pressure contours on horizontal cut planes around open front window

由于人們常常只打開一部分窗戶，因此對前窗不同的開啟位置進行了仿真分析，分析結果表明前窗開啟50%時，風振最低（圖11）。

圖11 左前窗不同開啟位置時的脈動壓力級Fig.11 Effect of open position on peak fluctuation pressure level

3.1.2 左后窗開啟

研究表明［7］后窗也是風振的主要來源，本文對后窗開啟時汽車的外部流場進行了仿真分析。獲得了駕駛員耳旁的脈動壓力頻譜圖（圖12），其風振頻率與參考車型的道路試驗相比僅相差1Hz，幅值相差約3dB。文章還對后窗玻璃開啟的不同位置進行了分析。分析結果表明后窗開啟50%（圖13所示），風振最強烈，這與開前窗剛好相反。通過對比前后窗開啟時的脈動壓力幅值可以發(fā)現(xiàn)后窗的風振要比前窗強烈許多，所以駕駛汽車時，建議盡可能少開后窗。

圖12 左后窗全開時駕駛員耳旁脈動壓力級Fig.12 Fluctuation pressure level beside driver＇s ear with rear window open

圖13 左后窗不同開啟位置時脈動壓力級Fig.13 Effect of open position on peak fluctuation pressure level

為了更詳盡地了解后窗開啟時的風振特性，采用與圖9、圖10同樣的方式對后窗附近的靜壓進行分析，如圖14、圖15所示。從圖中可以看出后窗附近的流動特性與前窗開啟時非常相似。圖中顯示的B柱后交替出現(xiàn)的高低壓揭示了剪切層的運動以及渦的脫落，剪切層撞擊到B柱上，產生壓力脈動并傳入到車內。如圖所示，后視鏡產生的尾渦向下游進一步發(fā)展并達到后窗。因此可以推測這些達到后窗的渦對后窗的風振起著重要的作用。

圖14 左后窗開啟時豎直橫截面上的壓力云圖Fig.14 Pressure contours on vertical cut planes around open rear window

圖15 左后窗開啟時水平橫截面上的壓力云圖Fig.15 Pressure contours on horizontal cut planes around open rear window

3.2 側窗開啟數(shù)目對車內風振的影響

前文分析表明后窗開啟時的風振比較強烈，相關研究表明在后窗開啟的同時打開前窗，前窗對風振具有“導出”效應。如圖16所示，當左側兩個窗戶同時開啟時，駕駛員耳旁的風振會明顯減弱。建議駕駛員在駕駛汽車時，可以同時打開兩個或兩個以上的窗戶。比如后窗全開時，前窗可以開50%，甚至全開等。

圖16 風振“導出效應”Fig.16 Effect of additional window opening

3.3 乘員室空間對風振的影響

分析乘員室空間對風振的影響是通過考慮不同的乘員個數(shù)來實現(xiàn)的。如圖17所示為不同乘員個數(shù)（1～4）與風振頻率以及該頻率下的峰值的關系圖。分析結果表明在車內乘坐二人或三人時風振會比較小，為98dB。當乘坐四人時，風振增大到最大，為102dB。從圖可以看出風振頻率也會隨著乘員數(shù)的不同而不同，當車內乘坐兩人或三人時，產生風振的頻率為13Hz，而當乘坐一人或四人時的頻率為18Hz。

圖17 不同乘員個數(shù)（1～4）對風振的影響Fig.17 Effect of volume of the passenger compartment

3.4 車速對車內風振的影響

為了考查車速對風振的影響，對10m／s～50m／s，每隔10m／s的速度下的風振特性進行了分析。圖18、圖19為發(fā)生風振時的頻率值以及該頻率下的脈動壓力級隨車速的變化曲線圖。由圖可知，隨著車速的增加風振頻率點的脈動壓力級幾乎成線性增加，而隨著車速的增加，風振頻率卻沒有多大的變化，基本上保持在±1Hz，這與 Hendriana［9］等人計算得到的結果是一致的，他們發(fā)現(xiàn)當車速每增加10英里，風振脈動壓力級就要增加5dB，而頻率的變化范圍在±1Hz內。同樣地，An［6］等人的計算結果也得到了類似的結論。

圖18 不同車速下的風振頻率Fig.18 Effect of cruising velocity on buffeting frequency

圖19 不同車速下的脈動壓力級Fig.19 Effect of cruising velocity on buffeting peak

4 風振的抑制

通過前文的分析發(fā)現(xiàn)后窗的風振較之前窗劇烈許多，所以控制后窗風振就很有必要了。本文嘗試了兩種方法來控制后窗的風振，計算結果表明，兩種方法都能有效控制后窗的風振。

4.1 B柱后開凹槽

如圖20所示，在B柱后開有一個小凹槽。凹槽的作用是控制渦以及B柱剪切層的渦脫落，并且防止渦侵入乘員室。分析結果表明，通過在B柱后開一段凹槽能使風振從115dB降低至109dB。當然，可以通過優(yōu)化凹槽的幾何形狀以及尺寸，達到更好地控制風振的目的，限于篇幅，文章不做更深入的研究。

圖20 B柱安裝凹槽對后窗風振的控制Fig.20 B pillar cavity to control wind buffeting of rear window

4.2 后窗上加立柱

從前文分析可知，同時打開兩個窗戶可以有效地控制后窗的風振，基于此，通過在后窗上加裝一立柱把后窗分成兩部分如圖21所示，分析結果表明，后窗加裝立柱后，風振峰值從115dB下降到106dB。有理由相信，通過優(yōu)化立柱的位置以及形狀一定能更好地控制甚至消除后窗的風振。限于篇幅，對此不再做更深入的研究。

5 結 論

參考車型的道路試驗表明豪華轎車存在側窗風振噪聲偏高的問題。采用CFD技術對側窗的風振進行了仿真分析，揭示了側窗風振產生的機理以及聲學特性。分析結果表明：

圖21 后窗安裝立柱對風振的控制Fig.21 Dividing post at rear windows

（1）后窗風振的CFD計算獲得的脈動壓力級以及頻率與參考車型的道路測試結果吻合的比較好，從而提高了仿真結果的可信度。

（2）后視鏡引起的分離流對側窗風振有著重要影響。

（3）風振的脈動壓力級與側窗開啟的位置，車內空腔體積以及車速有著密切的聯(lián)系，風振頻率也與側窗開啟的位置，車內空腔體積相關，但與車速關系不大。

（4）后窗風振明顯比前窗劇烈，基于此，嘗試了兩種降低后窗風振的辦法，計算結果表明風振的脈動壓力級最大降低了9dB。

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