羅澤敏，谷正氣，宗軼琦，劉龍貴，江財(cái)茂

（1.湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長沙 410082；2.湖南工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，湖南株洲 412007）

側(cè)風(fēng)下的汽車風(fēng)振噪聲研究與控制

羅澤敏1，＊，谷正氣1，2，宗軼琦1，劉龍貴1，2，江財(cái)茂1

（1.湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長沙 410082；2.湖南工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，湖南株洲 412007）

采用大渦模擬的計(jì)算方法，對某轎車在側(cè)風(fēng)工況下的風(fēng)振噪聲特性進(jìn)行了研究。首先，通過實(shí)車道路試驗(yàn)驗(yàn)證仿真方法的準(zhǔn)確性；其次，采用上述計(jì)算方法分析不同側(cè)風(fēng)速度、角度對風(fēng)振噪聲的影響；最后，提出在B柱內(nèi)壁上使用V型溝槽抑制風(fēng)振噪聲的方案。結(jié)果表明，數(shù)值仿真與試驗(yàn)結(jié)果比較吻合；在側(cè)風(fēng)速大于5m／s、側(cè)風(fēng)角度小于140°時(shí)的風(fēng)振噪聲比沒有側(cè)風(fēng)高，根據(jù)側(cè)風(fēng)角度不同最高可達(dá)26dB，不適合開窗；所采用的控制方案降噪幅度可達(dá)7dB，效果明顯。

風(fēng)振噪聲；大渦模擬；氣動(dòng)噪聲；數(shù)值計(jì)算

0 引 言

汽車風(fēng)振噪聲是車內(nèi)空氣對外部瞬態(tài)氣流作用的氣動(dòng)聲學(xué)響應(yīng)，這種頻率在20Hz左右，強(qiáng)度高達(dá)到100dB以上的噪聲，產(chǎn)生的脈動(dòng)壓力使駕駛員感到煩躁和疲倦，嚴(yán)重影響了駕駛員的舒適性［1］。風(fēng)振噪聲的產(chǎn)生和氣流的流動(dòng)有著密切的關(guān)系，不同的氣流流態(tài)所引起的風(fēng)振噪聲大小也各不相同。對于行駛中的汽車，隨時(shí)都可能受到側(cè)風(fēng)作用，而側(cè)風(fēng)對側(cè)窗開啟的汽車內(nèi)部氣流流場有重要影響，影響乘員艙的空氣動(dòng)力學(xué)特性，進(jìn)而影響風(fēng)振噪聲。因此，研究側(cè)風(fēng)下的汽車風(fēng)振噪聲特性與控制方法有很重要的實(shí)際意義。

汽車風(fēng)振噪聲的研究始于20世紀(jì)60年代，W.K.Bodger及C.M.Jones［2］發(fā)現(xiàn)大多數(shù)汽車在開啟一個(gè)或一個(gè)以上側(cè)窗的情況下，且達(dá)到一定的開度后，就會(huì)產(chǎn)生讓人耳不舒適的脈動(dòng)壓力，他們稱之為風(fēng)律動(dòng)（Wind Throb）。而風(fēng)振噪聲的計(jì)算仿真始于20世紀(jì)90年代，雖然當(dāng)時(shí)都是用比較簡單的二維或三維汽車模型進(jìn)行分析，但取得了一系列的研究成果［3－5］。而隨著CFD技術(shù)的發(fā)展，人們對風(fēng)振噪聲的研究也愈加深入。2002年Sovani和Hendriana［6］利用CFD軟件Fluent對某乘用車的側(cè)窗風(fēng)振噪聲進(jìn)行了廣泛的研究，分析結(jié)果表明，瞬時(shí)的CFD仿真分析得到的峰值點(diǎn)的頻率值與風(fēng)洞試驗(yàn)測得的頻率值僅相差1 Hz。2004年，An等［7－8］對某SUV的側(cè)窗風(fēng)振噪聲進(jìn)行了控制方案的研究，并采取了對外移三角窗的角度、C柱上開氣孔、B柱安裝氣流噴射裝置等汽車后窗的風(fēng)振噪聲降噪措施，取得了較好的降噪效果。2011年湖南大學(xué)谷正氣教授團(tuán)隊(duì)針對汽車風(fēng)振噪聲進(jìn)行了大量的研究［9－12］，并推導(dǎo)出了弱可壓縮湍流模型，用于預(yù)測車內(nèi)風(fēng)振噪聲；2013年，谷正氣教授團(tuán)隊(duì)［13］研究了不同側(cè)窗開啟方式下的風(fēng)振噪聲特性，提出了B柱上加立柱等控制措施抑制風(fēng)振噪聲。

以上研究均是在無側(cè)風(fēng)情況下對汽車風(fēng)振噪聲進(jìn)行研究，目前，對側(cè)風(fēng)下汽車風(fēng)振噪聲的研究較少。本文應(yīng)用大渦模擬方法（LES）對某實(shí)車模型的側(cè)窗風(fēng)振噪聲進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算，分析了側(cè)風(fēng)對風(fēng)振噪聲產(chǎn)生影響的原因，研究了不同側(cè)風(fēng)速度和側(cè)風(fēng)角度對風(fēng)振噪聲的影響。最后，提出了一種通過建立V型溝槽對風(fēng)振噪聲進(jìn)行控制的方法，取得較好效果。

1 大渦模擬的控制方程

將Navier－Stokes方程在物理空間進(jìn)行過濾得到流體LES控制方程。

式中：ρ為流體密度；xi、xj為坐標(biāo)軸分量和為過濾后的速度分量；μ為湍流粘性系數(shù)；τij為亞格子尺度應(yīng)力。

為使控制方程封閉，當(dāng)前，采用較多的亞格子模型是渦旋黏性模型。

式中：δij為克羅內(nèi)克系數(shù)；μt為亞格子湍流黏性系數(shù)；Sij是求解尺度下的應(yīng)力變化張量分量。

2 計(jì)算模型及方法

2.1 側(cè)風(fēng)模擬方法

本文側(cè)風(fēng)所用的模擬方法為國內(nèi)外廣泛采用的合成風(fēng)的方法。合成風(fēng)的方法是將汽車行駛的正前方來流與垂直于車身縱向?qū)ΨQ面的側(cè)風(fēng)合成一股氣流，這股氣流相對汽車的x軸的夾角為β。

如圖1所示，規(guī)定沿來流方向?yàn)檎较?，令汽車相對?jì)算域橫軸順時(shí)針偏轉(zhuǎn)角度β，入口來流速度v則可分解為沿車身方向的速度－va和垂直汽車縱向?qū)ΨQ面的側(cè)風(fēng)速度vw，則－va為汽車行駛速度，vw為側(cè)風(fēng)速度，其中改變?chǔ)潞蛌w的大小，并保持va不變，就可模擬汽車以一定速度行駛時(shí)受到大小不同、方向垂直于汽車縱向?qū)ΨQ面的側(cè)風(fēng)。

模擬與計(jì)算域x軸正方向成α角的側(cè)風(fēng)時(shí)，先將vw分解為沿x軸方向的vwi和沿y軸方向的vwj，然后合成來流速度v，其中改變?chǔ)梁挺麓笮?，保持va和vw不變，則可模擬大小相同、角度不同的側(cè)風(fēng)。

圖1 合成風(fēng)方法Fig.1 Wind synthesis method

2.2 計(jì)算域及網(wǎng)格劃分

本文所用的汽車模型為如圖2所示的某轎車模型，在不影響計(jì)算精度的情況下，對車身進(jìn)行了簡化處理，省略了如門把手等車身上較小附件，并將車底簡化為平面。轎車模型長約4700mm，寬約1740 mm，高約1470mm。由于考慮的是側(cè)窗開啟的情況，因此保留了內(nèi)飾模型，并加入駕駛員及乘客模型。

在側(cè)風(fēng)工況下，汽車有橫擺角β，若想捕捉到全部的流場特性，增加計(jì)算精度，必須加大計(jì)算域的寬度［14］。選取以汽車車長和車寬為邊長的矩形的對角線為D，車長與對角線的夾角為γ，則汽車橫擺后所占據(jù)的寬度W＝D·cos（γ＋β）。本文所用計(jì)算域（圖3）為包圍汽車模型的長方體，長約11倍車長，寬約5倍汽車橫擺后的寬度，高約4倍車高。其中，入口距車頭3倍車長，出口距車尾7倍車長。

圖2 汽車幾何模型及內(nèi)飾模型Fig.2 Car body model and interior model

圖3 計(jì)算域模型Fig.3 Computational domain

本文采用ANSYS ICEM商業(yè)軟件畫網(wǎng)格，由于汽車幾何外形較為復(fù)雜，選用貼體性良好的四面體網(wǎng)格。網(wǎng)格的大小決定了計(jì)算精度，網(wǎng)格尺度越小，越能貼合汽車表面，但會(huì)造成網(wǎng)格數(shù)目巨大，消耗計(jì)算資源，對硬件設(shè)備要求也更高。本文綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算機(jī)硬件的因素，將整個(gè)域內(nèi)網(wǎng)格分為四層，對某些參數(shù)變化梯度大的敏感區(qū)進(jìn)行局部加密，而在非敏感處參數(shù)變化梯度小的區(qū)域，采用較稀網(wǎng)格。從全局角度而言，靠近車體的網(wǎng)格較密，遠(yuǎn)離車體的較稀。同時(shí)由于汽車車身表面的流體粘性作用，存在一個(gè)厚度在幾毫米至幾十毫米的附面層。為了更好的模擬附面層效應(yīng)，在車身外表面以初始高度1mm，1.2倍關(guān)系迭代生長，共生成三層精細(xì)的棱柱網(wǎng)格來計(jì)算附面層的影響。最終生成網(wǎng)格在800萬左右，如圖4。

圖4 車身縱對稱面上的網(wǎng)格分布圖Fig.4 Grids distribution at the longitudinal cross section of symmetry

對于瞬態(tài)數(shù)值模擬，需要驗(yàn)證對計(jì)算所用網(wǎng)格的網(wǎng)格數(shù)量與計(jì)算結(jié)果之間的無關(guān)聯(lián)性。本文通過整車模型阻力系數(shù)的數(shù)值模擬，對網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行了驗(yàn)證，結(jié)果如圖5。

圖5 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果圖Fig.5 Grid－independent validation results map

從圖中可以看出，網(wǎng)格數(shù)從200萬到500萬變化時(shí)，隨著網(wǎng)格數(shù)目的增加，Cd值幾乎不改變，可認(rèn)為網(wǎng)格到200萬之后就達(dá)到網(wǎng)格無關(guān)，本文選取的800萬網(wǎng)格滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求。

2.3 計(jì)算方法

應(yīng)用商用CFD軟件ANSYS Fluent對該車進(jìn)行了仿真計(jì)算。仿真過程中，本文計(jì)算所用的邊界條件如表1。

表1 邊界條件Table 1 Boundary conditions

本文穩(wěn)態(tài)計(jì)算采用Realizablek－ε湍流模型求解，迭代1000次。采用大渦模擬（LES）進(jìn)行瞬態(tài)求解，監(jiān)測點(diǎn)選擇在駕駛員的左、右耳旁，其具體坐標(biāo)為：（1.586m，－0.463m，0.804m）、（1.586m，－0.281m，0.804m）。本次擬分析噪聲最高頻率為5000Hz，采樣時(shí)間為0.1s，因而時(shí)間步長取0.0001s。由于流場有一個(gè)起動(dòng)到穩(wěn)定的過程，在0.05s才開始對監(jiān)測點(diǎn)采樣，每時(shí)間步迭代20次。

3 計(jì)算方法驗(yàn)證

為了驗(yàn)證計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，在無風(fēng)的情況下對該款車型進(jìn)行實(shí)車道路試驗(yàn)［15］，將試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證仿真方法的準(zhǔn)確性。圖6為試驗(yàn)設(shè)備，圖7為試驗(yàn)車輛，圖8為傳聲器布置位置。

圖6 SCADAS便攜式數(shù)據(jù)采集前端Fig.6 SCADAS portable data acquisition front－end

圖7 試驗(yàn)車輛Fig.7 Test vehicle

圖8 傳聲器布置Fig.8 Microphone position

圖9為車速為30m／s，左前窗完全開啟時(shí)，駕駛員左耳處，實(shí)車試驗(yàn)與數(shù)值仿真所得到的頻譜圖。可以看出，試驗(yàn)與仿真的頻譜曲線在低頻段走勢基本一致，對比兩條曲線的第一個(gè)波峰對應(yīng)的頻率和聲壓級(jí)，實(shí)車試驗(yàn)的風(fēng)振頻率為20Hz、聲壓級(jí)為115dB，數(shù)值仿真風(fēng)振頻率為21.72Hz、聲壓級(jí)為111.5dB?？梢钥吹絻山M數(shù)據(jù)之間雖然有些誤差，但誤差較小，總體而言吻合得很好。這就說明了本文所采用的用于計(jì)算汽車風(fēng)振噪聲的方法及求解設(shè)置等是正確、可靠的。

經(jīng)過分析，造成誤差的原因主要有以下三點(diǎn)：①數(shù)值仿真邊界條件設(shè)定時(shí)與道路試驗(yàn)的真實(shí)情況存在差異，湍流模型等不能百分之百貼近實(shí)際情況；②實(shí)車試驗(yàn)過程中存在干擾噪聲，比如發(fā)動(dòng)機(jī)、輪胎等的機(jī)械噪聲，使測試結(jié)果較仿真結(jié)果偏大；③測量精度、溫度、壓強(qiáng)等環(huán)境因素的影響。

圖9 駕駛員左耳處聲壓頻譜圖Fig.9 Sound pressure level in the driver’s left ear

4 計(jì)算結(jié)果分析

4.1 側(cè)風(fēng)影響機(jī)理研究

為了研究側(cè)風(fēng)對風(fēng)振噪聲影響機(jī)理的研究，本文選用自然界常見3級(jí)風(fēng)［16］（也就是垂直車身的5m／s的自然風(fēng)）與無側(cè)風(fēng)（0m／s）兩個(gè)工況進(jìn)行對比分析。下圖所示為兩種工況下單開左前窗時(shí)監(jiān)測點(diǎn)平面（z＝0.804m）的壓力云圖、湍動(dòng)能云圖和駕駛員左耳處聲壓頻譜圖。

前窗緊鄰A柱，而A柱外形復(fù)雜有較大拐角，氣流在此處會(huì)發(fā)生大的氣流分離現(xiàn)象，且由于后視鏡的存在，使得加入側(cè)風(fēng)后壓力交錯(cuò)更為復(fù)雜，前窗開口處氣流更為紊亂。通過圖10所示壓力云圖對比可知，相比無側(cè)風(fēng)狀態(tài)，側(cè)風(fēng)在汽車左前窗后緣形成了強(qiáng)度更高正壓渦旋，使得整個(gè)車廂內(nèi)的壓力相較無側(cè)風(fēng)時(shí)顯著增大，更大強(qiáng)度的壓力脈動(dòng)導(dǎo)致有側(cè)風(fēng)時(shí)的風(fēng)振噪聲顯著增大，而渦脫落的周期性頻率變化不大，風(fēng)振頻率十分接近。由圖11的湍動(dòng)能云圖可知，無側(cè)風(fēng)時(shí)車廂內(nèi)湍流度較低，但加入側(cè)風(fēng)后，在左前窗、駕駛員及車廂后部等位置處的湍流度明顯增大。因?yàn)閭?cè)風(fēng)影響下，前窗開口處的氣流湍化程度更高，在開口處形成尺度更大的渦，而侵入車內(nèi)后引起的壓力波動(dòng)相對更加劇烈，風(fēng)振噪聲也相應(yīng)增大。圖12所示的速度云圖對比可知，雖然車外速度分布已明顯改變，但車內(nèi)的速度云圖基本一致，說明在該工況下側(cè)風(fēng)對車內(nèi)氣流速度和氣流分布影響很小。圖13速度流線圖可以看出，在有側(cè)風(fēng)時(shí)，車內(nèi)氣流分離更明顯，較之無側(cè)風(fēng)狀態(tài)，在車廂內(nèi)形成了更多的大尺度渦，從而引起車廂內(nèi)的壓力變化。圖14為兩種工況下的駕駛員左耳處的聲壓頻譜圖，兩種工況頻譜曲線在低頻段走勢基本一致，且在20Hz附近均可以觀察到顯著的峰值，這個(gè)峰值就是風(fēng)振。同時(shí)，整個(gè)頻率段內(nèi)5m／s的側(cè)風(fēng)工況的聲壓級(jí)明顯相比無側(cè)風(fēng)工況都要高。其中，0m／s共振頻率約為21.1Hz，峰值為111.49dB；而5m／s共振頻率為22.6Hz，峰值為120.68dB。有側(cè)風(fēng)時(shí)風(fēng)振噪聲比無側(cè)風(fēng)相比，風(fēng)振頻率差別基本不大，風(fēng)振噪聲增大約9.2dB。

圖10 壓力云圖Fig.10 Instantaneous pressure contours

圖11 湍動(dòng)能云圖Fig.11 Turbulent kinetic energy contours

圖12 速度云圖Fig.12 Velocity contours

圖13 速度流線圖Fig.13 Streamlines

圖14 駕駛員左耳處聲壓頻譜圖Fig.14 Sound pressure level in the driver’s left ear

從壓力云圖、湍動(dòng)能云圖、速度流線圖可以看出，在側(cè)風(fēng)條件下，不僅在車廂內(nèi)，車身周圍的流體結(jié)構(gòu)變化也十分明顯，這些變化引起更大的氣動(dòng)噪聲，本文由于主要探討汽車側(cè)風(fēng)下的風(fēng)振噪聲以及限于篇幅的限制，對車外風(fēng)振噪聲在此不作詳細(xì)討論。

根據(jù)深腔聲共振理論，車輛外部氣體的運(yùn)動(dòng)能量通過側(cè)窗開口處的空氣傳入車內(nèi)空腔，車內(nèi)的空氣如同彈簧一樣被壓縮、膨脹，產(chǎn)生有規(guī)律的壓力脈動(dòng)。當(dāng)遭遇側(cè)風(fēng)時(shí)，車廂內(nèi)進(jìn)氣量增多，而車內(nèi)空氣壓縮與膨脹的進(jìn)出口有限，車內(nèi)空氣的“彈簧”作用也就更大，導(dǎo)致車內(nèi)氣體的壓縮與膨脹過程更劇烈，產(chǎn)生的壓力脈動(dòng)范圍也就更大，湍流強(qiáng)度也更大，從而引起的風(fēng)振噪聲相應(yīng)地也會(huì)更高。

4.2 側(cè)風(fēng)速度對風(fēng)振噪聲影響研究

自然條件下一般風(fēng)速都在10m／s以下［17］，而汽車車速一般在30m／s以下。因此，根據(jù)前文側(cè)風(fēng)模擬方法，設(shè)置速度工況如表2所示。

表2 速度工況設(shè)置Table 2 Velocity conditions

圖15 不同側(cè)風(fēng)速度下風(fēng)振頻率Fig.15 Resonance frequency of wind buffeting noise with different velocities of crosswind

圖15為左前窗開啟后不同側(cè)風(fēng)速度下的風(fēng)振頻率。由圖可知隨著側(cè)風(fēng)速度的大小改變，產(chǎn)生的共振頻率變化很?。浩渲?m／s時(shí)風(fēng)振頻率最高，約為22.6Hz，最小值出現(xiàn)在側(cè)風(fēng)速度為10m／s時(shí)，頻率約為19.8Hz。這是由于在速度工況下，側(cè)風(fēng)對氣流影響很大，而對流速影響并不明顯（見表2），而開窗汽車作為類亥姆霍茲共振腔體，其開口面積、體積均無變化，所產(chǎn)生的共振頻率也無明顯變化。圖16為風(fēng)振噪聲共振頻率點(diǎn)的聲壓級(jí)大小，隨著速度增加，聲壓級(jí)也逐步增大，在風(fēng)速小于4m／s時(shí)，聲壓級(jí)增加較為平緩，但在4m／s至7m／s間，聲壓級(jí)急劇增大，平均增幅達(dá)到3.8dB／（m／s），在7m／s至10m／s間趨于平緩。在10m／s時(shí)達(dá)到最大值，為129.12dB。

4.3 側(cè)風(fēng)角度對風(fēng)振噪聲影響研究

為了研究不同側(cè)風(fēng)角度對風(fēng)振噪聲的影響，本文在0°到180°間選取了如表3所示的10個(gè)工況，對風(fēng)振噪聲的共振頻率以及聲壓級(jí)大小進(jìn)行了分析。

圖16 不同側(cè)風(fēng)速度下風(fēng)振頻率點(diǎn)的聲壓級(jí)Fig.16 Sound pressure level of wind buffeting noise with different velocities of crosswind

表3 角度工況設(shè)置Table 3 Angle conditions

如圖17所示為左前側(cè)窗開啟后不同側(cè)風(fēng)角度下駕駛員左耳旁的風(fēng)振頻率圖。由圖可知隨著側(cè)風(fēng)角度的增大，風(fēng)振頻率整體呈先減小后增大的趨勢；共振頻率從0°時(shí)的24.7Hz逐步減小，直到90°時(shí)達(dá)到最小值22.6Hz，之后繼續(xù)增大，在170°時(shí)達(dá)到最大值25.2Hz?？偟膩碚f頻率變化不大，這和之前提到的亥姆霍茲共振腔體原理是一樣的，共振頻率是由腔體和開口大小決定的，與車速無必然關(guān)系。如圖18所示為各風(fēng)振噪聲共振頻率點(diǎn)的聲壓級(jí)曲線，由圖可知隨側(cè)風(fēng)角度變化，聲壓級(jí)幾乎呈線性遞減。側(cè)風(fēng)角度小于140°時(shí)，聲壓級(jí)高于無側(cè)風(fēng)情況，增幅最大可達(dá)到26dB，在遭遇與行駛方向相反的風(fēng)時(shí)（側(cè)風(fēng)角度小于90°），最小增幅也達(dá)到9dB，建議此時(shí)不應(yīng)打開側(cè)窗，以保證乘員艙的舒適性。側(cè)風(fēng)角度大于140°時(shí)，相比于無側(cè)風(fēng)情況，聲壓級(jí)有所降低，最大可降低3 dB。

圖17 不同側(cè)風(fēng)角度下風(fēng)振頻率Fig.17 Resonance frequency of wind buffeting noise with different angles of crosswind

圖18 不同側(cè)風(fēng)角度下風(fēng)振頻率點(diǎn)的聲壓級(jí)Fig.18 Sound pressure level of wind buffeting noise with different angles of crosswind

5 控制方案研究

通過風(fēng)振噪聲形成機(jī)理及上述分析可知，風(fēng)振噪聲大小與開口處渦的形成、發(fā)展及破碎有密切關(guān)系，因此將抑制B柱（即中支柱）內(nèi)壁的風(fēng)振噪聲選定為風(fēng)振噪聲優(yōu)化的重點(diǎn)。V型溝槽可以抑制渦發(fā)展和發(fā)展，限制流向渦的展向運(yùn)動(dòng)，削弱流向渦的強(qiáng)度，減少低速條帶數(shù)目和低速條帶向外碎發(fā)與振蕩運(yùn)動(dòng)，從而提高邊界層流體運(yùn)動(dòng)的穩(wěn)定性，降低速度脈動(dòng)和壓力脈動(dòng)。因此，針對側(cè)風(fēng)風(fēng)振噪聲，本文通過在B柱內(nèi)側(cè)安裝V型溝槽來控制風(fēng)振噪聲。

V型溝槽表面形狀如圖19所示，整個(gè)表面彎曲弧度與B柱內(nèi)避免一致，緊密貼合B柱安裝，每個(gè)脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)高7.5mm，寬15mm，頂角為90°，頂角處用較小圓角過渡。由于脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)高僅7.5mm，對造型及外觀影響較小。

繼續(xù)選取5m／s的側(cè)風(fēng)工況對該V型溝槽的降噪效果進(jìn)行驗(yàn)證。如圖20為優(yōu)化前后對比z＝0.804m截面上的壓力云圖。加裝脊?fàn)畋砻婧?，侵入車廂?nèi)部壓力得到的改善，壓力小，且分布均勻，可以有效地降低風(fēng)振噪聲。如圖21的聲壓頻譜圖的對比可知，雖然該V型溝槽未能消除風(fēng)振現(xiàn)象，但在峰值的聲壓級(jí)由120dB降至了113dB，且在其他頻率段也有較好的降噪效果。有理由相信通過優(yōu)化溝槽的形狀以及尺寸能更好的控制或者消除風(fēng)振，提高乘員艙舒適性。本文限于篇幅，對此不再做更深入研究。

圖19 V型溝槽安裝與尺寸示意圖Fig.19 V－shaped grooves installation and dimensions schematic diagram

圖20 優(yōu)化前后z＝0.804m截面上的壓力云圖Fig.20 Instantaneous pressure contours before and after optimization onz＝0.804m

圖21 優(yōu)化前后聲壓頻譜對比圖Fig.21 Sound pressure level in the driver’s left ear

6 結(jié) 論

1）側(cè)風(fēng)工況對車內(nèi)壓力脈動(dòng)及湍動(dòng)能的影響是導(dǎo)致有無側(cè)風(fēng)時(shí)風(fēng)振噪聲產(chǎn)生差異的主要原因。側(cè)風(fēng)速度為5m／s時(shí)，風(fēng)振噪聲增大約9dB，影響較大。

2）共振點(diǎn)聲壓級(jí)隨側(cè)風(fēng)速度的增大而增大，風(fēng)速較小時(shí)，增幅較??；當(dāng)風(fēng)速達(dá)到4m／s以上時(shí)，影響顯著，呈3.8dB／（m／s）的速度增長。

3）隨側(cè)風(fēng)角度變大，共振點(diǎn)聲壓級(jí)幾乎呈線性下降，側(cè)風(fēng)角度小于140°時(shí)，風(fēng)振噪聲會(huì)有明顯增大，最大增幅可達(dá)26dB；側(cè)風(fēng)角度大于140°時(shí)，風(fēng)振噪聲會(huì)輕微下降。

4）通過在B柱內(nèi)側(cè)加裝對外形影響較小的V型溝槽可使側(cè)風(fēng)工況下的風(fēng)振噪聲降至113dB，降幅為7dB，降噪效果明顯。

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Wind buffeting noise analysis and control for vehicle under crosswind

Luo Zemin1，＊，Gu Zhengqi1，2，Zong Yiqi1，Liu Longgui2，Jiang Caimao1
（1.State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacture for Vehicle Body，Hunan University，Changsha 410082，China；2.School of Mechanical Engineering，Hunan University of Technology，Zhuzhou 412007，China）

The wind buffeting noise characteristics for a car under the condition of cross wind was investigated based on the method of large eddy simulation.A specific car was built and tested firstly on real road in order to verify the accuracy of numerical simulation method.And then the influence factors on wind buffeting noise from different speeds and angles of cross wind were analyzed according to the method introduced above.Finally the idea of adding a V－shaped groove on the B－pillar inner wall is proposed to suppress the wind vibration noise.It showed that the test result was in well agreement with numerical simulation.The wind buffeting noise was higher when the cross wind speed was greater than 5m／s and the angle less than 140°，comparing with none cross wind condition.The wind buffeting noise value may be up to 26dB according to different cross wind angle，and may be unsuitable to open the window.The effect of noise reduction solution is obvious，the value can be as high as 7dB.

wind buffeting noise；large eddy simulation（LES）；aerodynamic noise；numerical calculation

U461.1

Adoi：10.7638／kqdlxxb－2014.0088

0258－1825（2016）04－0468－08

2014－08－22；

2014－09－19

國家自然科學(xué)基金（50975083）；中國高水平汽車自主創(chuàng)新能力建設(shè)；交通運(yùn)輸部新世紀(jì)十百千人才培養(yǎng)項(xiàng)目（20120222）；湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)與制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室自主課題資助項(xiàng)目（734215002）

羅澤敏＊（1990－），男，湖南常德人，碩士生，主要從事汽車空氣動(dòng)力學(xué)氣動(dòng)噪聲方向研究：.E－mail：761254168＠qq.com

羅澤敏，谷正氣，宗軼琦，等.側(cè)風(fēng)下的汽車風(fēng)振噪聲研究與控制［J］.空氣動(dòng)力學(xué)學(xué)報(bào)，2016，34（4）：468－475.

10.7638／kqdlxxb－2014.0088 Luo Z M，Gu Z Q，Zong Y Q，et al.Wind buffeting noise analysis and control for vehicle under crosswind［J］.Acta Aerodynamica Sinica，2016，34（4）：468－475.