張志飛， 任 輝， 曹斯詩， 賀巖松， 張全周

(1.重慶大學(xué) 機(jī)械與運載工程學(xué)院，重慶 400030；2.中國汽車工程研究院股份有限公司，重慶 401122)

風(fēng)振噪聲是氣動噪聲的一個重要組成部分，它是由于汽車側(cè)窗或天窗打開而產(chǎn)生的。風(fēng)振噪聲通常頻率較低(<20 Hz)、強度很高(>100 dB)，其產(chǎn)生的脈動壓力會使乘客感到煩躁和疲倦[1]。風(fēng)振噪聲的主要來源為天窗開口處旋渦的周期性脫落[2]，漩渦脫落的頻率與空腔固有頻率接近或相同時將引起赫姆霍茲共振，強烈的共振將引發(fā)風(fēng)振噪聲。

從風(fēng)振噪聲的形成機(jī)理考慮，控制開口剪切層漩渦脫落可有效抑制汽車風(fēng)振噪聲。添加車窗氣動附件就能夠有效控制漩渦脫落，導(dǎo)流板是較為常見的風(fēng)振噪聲抑制措施，在天窗或側(cè)窗前緣加裝導(dǎo)流板將改變漩渦脫落位置，以減輕其對天窗后緣的撞擊[3-7]；在A、B柱上添加擾流裝置能影響來流的湍流強度，通過耗散湍流能量的方式也能降低風(fēng)振聲壓級[8-9]。此外改變部分車窗外形結(jié)構(gòu)也能達(dá)到降低風(fēng)振噪聲的效果，如車窗前緣開凹槽[10-11]和改變天窗后緣形狀[12]。這些被動控制方式簡單可行，使用方便，成本較低，但會對整車造型造成不同程度的破壞。

平面射流，也稱為空氣幕、氣簾，早前被廣泛應(yīng)用于隔熱與隔塵等領(lǐng)域，由于其對結(jié)構(gòu)外形基本沒有影響，逐漸成為一種新型的探索方向，在航天和汽車領(lǐng)域均有相關(guān)研究。Zhao等[13-15]通過實驗分析發(fā)現(xiàn)添加平面射流能降低來流撞擊飛機(jī)起落架部件的速度，減少尾流中的脫落漩渦，平面射流可有效降低飛機(jī)起落架氣動噪聲。張英朝等[16]使用射流來降低汽車氣動阻力，流場仿真分析表明射流能減小汽車的壓差阻力，且能夠抑制耗能漩渦的發(fā)展與生成。由于射流對來流漩渦生成起到抑制作用，因此射流技術(shù)在理論上能夠應(yīng)用于風(fēng)振噪聲控制。

Bennett等[17]探究了添加平面射流的開口圓柱空腔風(fēng)振的聲學(xué)模態(tài)，發(fā)現(xiàn)開啟射流后空腔共振幅度顯著降低，射流對小開孔風(fēng)振有一定屏蔽作用，研究針對射流軌跡經(jīng)驗?zāi)Ｐ蜔o法很好捕捉下游軌跡的缺點，分析了仿真在射流軌跡捕捉方面存在的優(yōu)勢。郭承奇[18]在汽車B柱和C柱分別設(shè)置平面射流，通過對比不同射流角度與射流速度下的降噪效果，獲得了最佳的后窗風(fēng)振降噪方案，同時探究了射流在B柱和C柱位置降噪原理的不同，B柱射流主要影響漩渦脫落，而C柱射流降低了漩渦撞擊后緣的強度。谷正氣等[19]對汽車天窗及側(cè)窗的射流速度、角度與厚度等參數(shù)進(jìn)行近似模型優(yōu)化，以風(fēng)振噪聲聲品質(zhì)為優(yōu)化目標(biāo)，得到最優(yōu)射流方案，有效改善了汽車風(fēng)振噪聲的聲品質(zhì)，研究發(fā)現(xiàn)在3個探究因素中射流厚度對優(yōu)化目標(biāo)的影響最大，且由于天窗和側(cè)窗的結(jié)構(gòu)特性區(qū)別，二者的射流優(yōu)化參數(shù)差異較大。以上研究都關(guān)注了射流參數(shù)的變化情況，通過改變射流參數(shù)達(dá)到最佳的降噪效果，因此深入研究射流參數(shù)變化對風(fēng)振的影響機(jī)理，對平面射流設(shè)計及應(yīng)用有幫助與指導(dǎo)作用。

為研究平面射流應(yīng)用于汽車風(fēng)振噪聲抑制中的降噪機(jī)理與作用效果，對帶有平面射流的現(xiàn)代簡易車廂模型進(jìn)行仿真分析，探究平面射流的降噪機(jī)理，并對比不同射流參數(shù)設(shè)置下的風(fēng)振噪聲抑制效果，發(fā)現(xiàn)了射流參數(shù)、射流軌跡以及降噪效果之間的關(guān)系。

1 現(xiàn)代簡易車廂模型仿真

1.1 幾何模型

現(xiàn)代簡易車廂模型[20](hyundai simple model，HSM)是現(xiàn)代汽車公司發(fā)布的可用于研究風(fēng)振噪聲的簡化車廂模型，該模型的幾何外形如圖1所示，其長(L)×寬(W)×高(H)為2 m×1 m×1 m，模型的前面及兩側(cè)面均為傾斜狀，頂部設(shè)有開口，模型表面為10 mm厚的鋁板。HSM具備車廂的基本形狀，能替代復(fù)雜的實車模型，且保留了擋風(fēng)玻璃，A柱以及天窗等關(guān)鍵結(jié)構(gòu)。

(a)

模型計算域如圖2所示，模型放置于長、寬、高分別為12L，11W，7H的虛擬風(fēng)洞中，模型前端距離計算域入口為3L，模型兩側(cè)與計算域兩側(cè)之間的距離為5W。虛擬風(fēng)洞的阻塞比為1.3%，符合仿真要求。

圖2 計算域示意圖

1.2 網(wǎng)格劃分

對計算域整體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，其中表面使用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，體網(wǎng)格使用切割體網(wǎng)格。在天窗開口附近區(qū)域以及HSM周圍設(shè)置多級網(wǎng)格加密區(qū)域，用來觀察天窗開口、尾流區(qū)等位置的復(fù)雜流場特性。在隧道地板及空腔表面劃分總厚度為0.6 mm的棱柱層網(wǎng)格，共劃分10層，棱柱層厚度增長率為1.2。最終網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格劃分

為減小劃分網(wǎng)格量對仿真結(jié)果的影響，進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。通過在HSM內(nèi)部的幾何中心處設(shè)置監(jiān)測點(見圖1)，對比網(wǎng)格量從200萬到1 000萬的劃分方案下的監(jiān)測點穩(wěn)態(tài)計算壓強值，結(jié)果如圖4所示。當(dāng)網(wǎng)格量達(dá)到500萬后，監(jiān)測點壓強受網(wǎng)格量變化影響較小，因此選擇網(wǎng)格量500萬的網(wǎng)格劃分方案。

圖4 不同網(wǎng)格劃分方案的監(jiān)測點壓強對比

1.3 邊界條件與仿真求解設(shè)置

根據(jù)參考文獻(xiàn)[20]中的實驗數(shù)據(jù)，湍流強度取0.01，湍流特征長度取0.001 m，實驗測試工況的車速為30 km/h,40 km/h,50 km/h,60 km/h,70 km/h,80 km/h，其他仿真邊界條件設(shè)置如表1所示。

表1 邊界條件

在進(jìn)行瞬態(tài)求解之前，選擇Realizablek-ε湍流模型對流場進(jìn)行穩(wěn)態(tài)求解，迭代步數(shù)設(shè)置為2 000步。之后在穩(wěn)態(tài)求解的基礎(chǔ)上進(jìn)行瞬態(tài)求解，選擇的瞬態(tài)計算模型為LES(large eddy simulation)湍流模型。穩(wěn)態(tài)及瞬態(tài)求解器設(shè)置如表2所示。

表2 求解器設(shè)置

仿真中瞬態(tài)時間步長選擇Δt=0.001 s，在每個時間步內(nèi)進(jìn)行10次內(nèi)部迭代，仿真總物理時長2 s。取后1 s的聲壓信號，使用快速傅里葉變換得到對應(yīng)的頻域信息，頻率分辨率為1 Hz，最終將時域壓力脈動信號轉(zhuǎn)換為頻域聲壓級信息。其中聲壓級SPL表示如下

(1)

式中:Pf為脈動壓力;Pref為參考聲壓，Pref=2×10-5Pa。

1.4 仿真結(jié)果驗證

Cho等的研究中記錄了HSM在現(xiàn)代氣動聲學(xué)風(fēng)洞中的實驗數(shù)據(jù)，通過在HSM中心放置麥克風(fēng)(見圖5)采集從20～100 km/h風(fēng)速下的風(fēng)振頻率與峰值聲壓級。

(a) (b)

仿真取30～80 km/h車速下HSM的峰值風(fēng)振噪聲及對應(yīng)風(fēng)振頻率，與實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，結(jié)果如圖7所示。隨著速度變化，仿真值與實驗值變化一致，且仿真與實驗相比誤差均在5%以內(nèi)，因此認(rèn)為仿真結(jié)果較為準(zhǔn)確。

圖7 仿真結(jié)果與實驗值對比

在實驗和仿真的結(jié)果中，HSM風(fēng)振噪聲最強烈的工況為車速50 km/h，此時峰值聲壓級為133.8 dB，因此后續(xù)分析時以此工況為例進(jìn)行討論。

圖6 實驗風(fēng)振峰值聲壓級與頻率

2 平面射流降噪機(jī)理

2.1 平面射流參數(shù)

使用平面射流抑制風(fēng)振噪聲時，需要在空腔開口前端設(shè)置射流開口，開口形狀為一細(xì)長矩形，氣體從射流口噴出后成面狀，生成的射流面能夠?qū)蠓降拈_口起到“保護(hù)作用”，如圖8(a)所示。

射流開口位于空腔開口前緣5 mm位置，其他參數(shù)如圖8(b)所示。vj和vi分別為射流初速度與來流速度，射流開口長l、寬w，射流初速度與來流速度之間的夾角為射流角度α，此外定義射流速比R=vj/vi。射流開口長度l始終保持與空腔開口長度一致。設(shè)置射流工況0的參數(shù)如下：射流速比R=1，射流開口寬度w=20 mm，射流角度α=90°。

(a)

2.2 風(fēng)振噪聲頻譜分析

在車速50 km/h工況下對射流工況0的HSM仿真，得到風(fēng)振噪聲頻譜圖，并與無射流結(jié)果對比，如圖9所示。風(fēng)振噪聲主要關(guān)心一階共振頻率與響應(yīng)，可見添加平面射流后，一階峰值聲壓級(peak SPL)降低了12.5 dB，各頻率下聲壓級整體明顯下降，說明添加平面射流能夠?qū)︼L(fēng)振噪聲起到抑制作用。

圖9 射流工況0的風(fēng)振噪聲頻譜圖

汽車風(fēng)振噪聲在一定的車速范圍內(nèi)存在，當(dāng)某一來流風(fēng)速引起車窗開口處渦旋脫落的頻率接近或等于乘員艙的固有頻率時，風(fēng)振噪聲的幅度最強，參照文獻(xiàn)[21]中簡易空腔固有頻率f0的經(jīng)驗公式

(2)

式中:c為聲速;S為天窗開口面積;V為車內(nèi)空腔體積;h為天窗頸部厚度;Dd為天窗開口區(qū)域等效水力直徑。

由式(2)估計該HSM的固有頻率約為28.6 Hz，由圖9可知，無射流情況下HSM的風(fēng)振噪聲一階共振頻率為28.9 Hz，與空腔固有頻率相近，這也是50 km/h工況時風(fēng)振噪聲最強的原因。添加平面射流后，風(fēng)振峰值頻率仍為28.9 Hz，由圖10的監(jiān)測點時域壓力波動情況可知，在添加平面射流之后，車廂內(nèi)壓力波動幅值較無射流時明顯減小，但壓力波動頻率基本一致，這說明平面射流主要是通過減少空腔壓力波動幅度來抑制風(fēng)振噪聲。

圖10 監(jiān)測點壓力脈動

2.3 流場分析

天窗前緣脫落漩渦在向后移動的過程中伴隨著車廂內(nèi)部的壓力波動，由于圖10中兩條曲線的波動幅值差異較大，推測添加平面射流后車廂的壓力波動情況產(chǎn)生較大的變化。對比有、無射流兩種工況下一個周期內(nèi)的天窗區(qū)域縱對稱面壓力云圖，如圖11所示。在t=T/4時刻，有射流時的脫落漩渦初始位置較無射流時更高；在t=T/2時刻，車廂內(nèi)壓力達(dá)到最高，有射流工況下車廂內(nèi)壓力整體較無射流工況更??；在t=3T/4時刻，漩渦撞擊天窗后緣，無射流工況的漩渦撞擊位置為天窗后緣下方，有射流工況的漩渦撞擊位置為天窗后緣上方；在t=T時刻，漩渦破碎導(dǎo)致車廂內(nèi)壓力最低，且無射流工況車廂壓力值更低。有射流工況一個周期中壓力波動范圍較無射流工況更小，與圖10曲線波動幅值變化規(guī)律一致。天窗縱截面壓力云圖,如圖11所示。

由圖11可知:在射流影響下脫落漩渦的運動過程發(fā)生了明顯變化：由于射流形成新的剪切層，漩渦的初始脫落位置被抬高；在漩渦向下游移動的過程中基本處于天窗水平以上；漩渦撞擊后緣的位置抬高，破裂漩渦分成兩個主要部分，上部分漩渦從天窗后緣飛出，減少侵入車廂內(nèi)部的漩渦量。

圖11 天窗縱截面壓力云圖

通過截取天窗壓力場中負(fù)壓較強區(qū)域的方式，從前緣脫落漩渦產(chǎn)生后，每隔0.002 s記錄一次漩渦位置，記為t1～t10，最終形成記錄漩渦位置變化的圖12。圖12(a)為無射流情況的漩渦移動軌跡，t1～t8過程中，脫落漩渦向后緣移動且空間位置一直下降，直到t9時刻才趨于水平移動；圖12(b)為添加平面射流后的漩渦移動軌跡，從t1～t5過程中漩渦受上游較強射流影響，漩渦位置向上變化，t6之后，中下游的射流減弱，漩渦受射流影響較小并趨近于水平移動。因此可以認(rèn)為平面射流的降噪原理為：通過上游強射流影響脫落漩渦位置和運動軌跡，從而降低車廂內(nèi)壓力波動，最終達(dá)到抑制風(fēng)振噪聲的效果。

(a) t=T/4

(a) 無射流

3 射流參數(shù)與降噪效果分析

天窗開口前緣射流噴出后受橫流影響彎曲，形成帶有一定曲率的射流軌跡，如圖13所示。射流開口有一定寬度且在噴出后會橫向擴(kuò)散，為了更簡便地描述射流軌跡，取源自射流開口中心的流線作為射流軌跡的中心線，該線條的變化能夠代表射流軌跡在空間位置的變化。

在圖13(b)中，t1～t5時刻的漩渦受射流影響上移，移動軌跡與射流軌跡中心線相近，可能說明漩渦位置變化與上游射流軌跡有關(guān)。射流軌跡受射流參數(shù)影響會發(fā)生變化，進(jìn)一步推測在不同射流參數(shù)下平面射流的降噪效果不同。為驗證這一推測，需要對平面射流的3個主要參數(shù)：射流速比R，射流寬度w，射流角度α對降噪效果的影響進(jìn)行探究，同時觀察射流軌跡的變化情況。

圖13 射流軌跡示意圖

3.1 射流速比

射流速比R為射流初速度vj與來流速度vi的比值，即R=vj/vi，當(dāng)來流速度發(fā)生變化時，只要射流初速度變化程度相同，射流速比就能固定不變。保持其他條件相同，任取4個不同的來流速度v1,v2,v3和v4，令射流初速度與來流速度相同，即固定射流速比R=1，統(tǒng)計射流軌跡中心線位置如圖14所示。圖14中4條曲線重合，說明射流速比相同時，不同的來流速度或射流初速度產(chǎn)生的射流軌跡是相同的，因此對平面射流參數(shù)進(jìn)行分析時，不必單獨分析來流速度或射流初速度，僅需考慮射流速比的變化。

圖14 射流軌跡中心線(相同射流速比)

固定射流開口寬度w=10 mm，射流角度α=90°，選擇射流速比為0.2,0.4,0.6,0.8,1.0,1.2,1.4幾種工況進(jìn)行仿真，統(tǒng)計風(fēng)振噪聲峰值聲壓級變化情況，結(jié)果如圖15所示。隨著射流速比增加，風(fēng)振噪聲peak SPL下降，當(dāng)射流速比為1.4時peak SPL最低，較無射流工況下降約11 dB；射流速比較小時的降噪效果較差，降噪效果整體上隨射流速比增大而增強。

圖15 不同射流速比下的風(fēng)振噪聲

統(tǒng)計各射流速比下的射流軌跡中心線繪制圖如圖16所示。圖16可見射流軌跡隨射流速比的增大而升高。結(jié)合圖15和圖16，發(fā)現(xiàn)當(dāng)射流速比增大時，射流軌跡升高，peak SPL逐漸減小，也即更高的射流軌跡使脫落漩渦向更高水平偏移，最終減小侵入車廂內(nèi)部的脫落漩渦量；當(dāng)射流速比較小時，射流軌跡較低并趨近于平緩，無法明顯抬高漩渦，故對風(fēng)振噪聲的控制效果減弱。

圖16 射流軌跡中心線(不同射流速比)

3.2 射流開口寬度

固定射流速比R=1，射流角度α=90°，射流開口寬度w的基礎(chǔ)值為w0=5 mm，在此基礎(chǔ)上選擇1倍～5倍w0的工況進(jìn)行仿真，統(tǒng)計風(fēng)振噪聲聲壓級變化情況，仿真結(jié)果如圖17所示。

從圖17可知射流開口寬度的改變對降噪效果影響較為明顯，在基礎(chǔ)寬度w0下peak SPL降低約5 dB；隨著射流開口寬度增大降噪效果提高，當(dāng)射流寬度為5w0時，風(fēng)振噪聲達(dá)到最低值119.3 dB。

目前吉林省玉米種植基本實現(xiàn)了機(jī)械化，但機(jī)械化收獲方面還存在較大難度。大多數(shù)品種在進(jìn)入成熟期之后，玉米定植密度較大，玉米進(jìn)入生長中后期之后，抗倒伏和耐密植能力較差，籽粒成熟度較為緩慢，難以適用先進(jìn)機(jī)械設(shè)備的收貨要求。因此，在今后育種過程中應(yīng)該積極選育能夠更好適應(yīng)機(jī)械化收獲的玉米新品種新品系，縮短玉米生育周期，提高玉米種子耐密性、抗倒伏性、抗病性，確保玉米籽粒能夠快速脫水。

統(tǒng)計各射流開口寬度下的射流軌跡中心線繪制圖18，結(jié)合圖17和圖18，當(dāng)射流開口寬度增加，射流軌跡上升，平面射流的降噪效果越好；但射流寬度越大時射流軌跡變化幅度越小，因此當(dāng)射流開口寬度由3w0增加到5w0時，peak SPL僅下降3 dB，降噪效果提升較小。

圖17 不同射流開口寬度下的風(fēng)振噪聲

圖18 射流軌跡中心線(不同射流寬度)

3.3 射流角度

固定射流速比R=1，射流開口寬度w=10 mm，對射流角度為10°～170°，以10°為間隔的情況進(jìn)行仿真，將各角度下的風(fēng)振噪聲峰值聲壓級作為極半徑，繪制能直觀反映角度與風(fēng)振噪聲峰值情況的圖19，并統(tǒng)計各射流角度下的射流軌跡中心線，統(tǒng)計結(jié)果如圖20和圖21所示。

綜合觀察圖19～圖21，可根據(jù)不同角度下的降噪效果與射流軌跡變化情況將射流角度分為以下3個角度區(qū)間：第一角度區(qū)間為60°以下及160°以上，射流角度在此區(qū)間時射流軌跡較低，降噪效果較差，peak SPL較無射流工況降低約1～4 dB；第二角度區(qū)間為70°～100°及140°～150°，此區(qū)間內(nèi)的射流軌跡較高，peak SPL較無射流工況降低約5～9 dB；第三角度區(qū)間為110°～130°，射流角度在此區(qū)間時射流軌跡最高，降噪效果最好，peak SPL降低幅度在11 dB左右。

圖19 不同射流角度下的風(fēng)振噪聲

圖20 射流軌跡中心線(射流角度≤90°)

圖21 射流軌跡中心線(射流角度>90°)

3.4 射流參數(shù)綜合影響

在3.1節(jié)～3.3節(jié)研究的參數(shù)變化范圍內(nèi)，歸納3個射流參數(shù)單獨變化對射流降噪效果的影響情況，得到如圖22所示射流參數(shù)主效應(yīng)圖。當(dāng)射流速比和射流開口寬度增大時風(fēng)振噪聲均明顯下降，當(dāng)射流角度由小到大變化時，風(fēng)振噪聲值的變化情況為：先緩慢下降，再較快下降，當(dāng)射流角度過大則顯著上升。此外，射流開口變化的影響效應(yīng)較另外兩個因素更明顯，今后進(jìn)行射流設(shè)計時可以優(yōu)先考慮。

圖22 射流參數(shù)主效應(yīng)圖

為分析3個射流參數(shù)對射流降噪的綜合影響，對3個射流參數(shù)各取兩個值，組合成8個射流工況，各工況參數(shù)設(shè)置及對應(yīng)風(fēng)振peak SPL,如表3所示，各工況下的射流軌跡中心線,如圖23所示。射流軌跡出現(xiàn)了不同的發(fā)展情況：工況1軌跡最低，工況2、工況3、工況5軌跡較低，工況4、工況6、工況7軌跡較高，工況8軌跡最高，此結(jié)果與表3中降噪情況基本對應(yīng)：工況1降噪效果最差，工況2、工況3、工況5降噪效果較差，工況4、工況6、工況7降噪效果較好，工況8降噪效果最好。由此可知考慮射流降噪效果時需要綜合考慮3個射流參數(shù)帶來的影響，不同射流參數(shù)下射流軌跡發(fā)生變化，進(jìn)而影響脫落漩渦運動，最終帶來降噪效果上的差異。

表3 射流工況1～工況8

圖23 射流工況1～工況8的射流軌跡中心線

圖24 射流工況0和工況8的風(fēng)振噪聲頻譜

4 結(jié) 論

為探討天窗前緣添加平面射流對汽車風(fēng)振噪聲的影響，以簡化的車廂模型HSM為對象，通過頻譜分析和流場分析發(fā)現(xiàn)，平面射流改變了脫落漩渦的運動軌跡，降低了風(fēng)振周期中車廂壓力波動的幅度，并抬高漩渦撞擊天窗后緣的位置，最終達(dá)到控制風(fēng)振噪聲的效果。通過參數(shù)影響對比發(fā)現(xiàn)，增加射流速比和射流開口寬度，能在不同程度上提高平面射流的降噪效果；不同射流角度下的平面射流降噪效果不同，當(dāng)射流角度在110°～130°時降噪效果最好；平面射流軌跡與平面射流的降噪效果相關(guān)，較高的射流軌跡能夠帶來較好的降噪效果，而射流軌跡的變化由各射流參數(shù)綜合決定。