汽车侧窗风振特性研究及控制

汪怡平，谷正气，杨 雪

（1.湖南大学汽车车身先进设计制造国家重点实验室，湖南 长沙410082；2.武汉理工大学汽车工程学院，湖北 武汉430070；

3.武汉军械士官学校光电实验室，湖北 武汉430075）

0 引 言

随着车速的不断提高，以及机械噪声、轮胎－路面噪声的降低，风噪声对整车噪声的影响愈来愈突出，成为影响消费者选购汽车的一项重要指标，而风振则是风噪声的重要组成部分。从空气动力学的角度来看，自由剪切层结构如射流、混合层、尾迹涡流经开口处（如天窗、侧窗）的时候，会产生复杂的湍流涡结构，而这些涡结构则会产生频率很低而强度很高的压力脉动，即风振。

汽车风振主要来源于天窗和侧窗，自20世纪90年代起，人们就开始关注天窗的风振，并取得了一系列的研究成果［1－4］。随着研究的深入，人们开始对侧窗的风振进行大量的研究。2002年Sovani和Hendriana［5］首次开展了乘用车侧窗风振特性的计算分析，获得了与风洞试验非常吻合的结果。2004年An等人［6］对SUV的侧窗风振进行了仿真分析，分析了车速、偏角、传感器的位置、车内体积以及开启不同侧窗对风振特性的影响。2005年An等人［7］对SUV的后侧窗的风振特性进行了仿真分析，并采取了若干措施来降低后窗的风振。

高档豪华轿车在车市中占有举足轻重的地位，是反映一个国家汽车发展水平的重要标志。豪华轿车在追求卓越的动力性和安全性以外，更注重乘坐的舒适性。所以，对于豪华轿车来说，风振也是一个非常关键的问题。本文利用CFD技术分析了某豪华轿车的侧窗风振压力脉动的频率与强度，考查了频率及其强度与车速、车内体积、侧窗开启位置、侧窗开启数目的关系。最后根据风振产生的机理，尝试了两种控制措施，取得了较好的结果。

1 参考车型的道路试验

本文所开展的工作处于没有样车的开发前期。但是该车的参照车型是已经面世的某豪华轿车，因此在进行计算仿真之前，对参考车的后窗风振进行了实车道路试验。试验环境：一段高等级柏油路，天气晴，气温35℃，南风4m／s，环境噪声小于40dB。采用比利时LMS公司Test.Lab噪声测试设备，集成Test.Lab 7A试验分析软件系统与16通道SCADAS便携式数据采集前端。使用丹麦GRAS公司的预极化传声器和前置放大器。测试车速为85km／h。如图1所示为驾驶员脑后的声压频谱图。由图可知风振发生在17Hz附近，而且由风振引起的噪声值比发动机噪声高出近30dB。

图1 驾驶员脑后的声压频谱图Fig.1 Interior sound pressure spectral density recorded in the rear of driver＇s head

2 数值计算

2.1 基本方程和湍流模型

风振是由于涡的周期性脱落产生的。因此必须对流场的瞬态特性进行分析。本文选用LES方法对汽车瞬态流场进行仿真分析。

湍流计算的基本控制方程为过滤后的三维非定常可压缩粘性Navier－Stokes方程，其控制方程如下：连续方程

运动方程

式（1）、式（2）中，ρ为流体密度和为过滤后的速度分量；为过滤后的压强；μ为湍流粘性系数；τij为亚格子尺度应力（sub grid－scale stress，简称SGS应力），它体现了小尺度涡的运动对所求解的方程的影响。

为使控制方程封闭，采用涡旋粘性亚格子模型：

式中：δij为克罗内克系数；μt为亚格子湍流粘性系数；τkk为各向同性的亚格子尺度应力；Sij是求解尺度下的应变率张量分量，定义为：

2.2 物理模型的建立

在不影响计算精度的情况下，对车身进行简化处理，省略了车灯、门把手、天线等，如图2所示。由于考虑的是侧窗开启的情况，所以需要建立内饰模型，图3给出了乘坐两个人时的内饰模型。

2.3 计算域的确定

计算域分为内部域和外部域，内部域为乘员室空间，外部计算域的大小由计算模型所决定。一般用于车辆外流场数值模拟的计算域为长方体。为使模拟环境更接近汽车行驶的真实环境，计算域的宽度为计算模型的7倍宽，高度为5倍高，长度为11倍长（前面3个车长，后面7个车长），如图4所示。压力脉动接收点位于驾驶员耳旁，坐标分别为（1.625，－0.483，0.753）、（1.625，－0.306，0.753），单位：m。

图2 车身外形图Fig.2 Car body shape

图3 内饰模型Fig.3 Interior model

图4 计算域示意图Fig.4 Schematic of computational domain

2.4 网格划分

网格质量的好坏直接影响到计算结果的精度以及所耗用的CPU时间。由于汽车外形复杂，考虑到四面体网格良好的贴体性，计算选用四面体网格。整个域内网格分为三层，靠近车体的网格较密，远离车体的较稀，并对参数变化梯度大的敏感区进行局部加密（如图5所示）。

图5 纵对称面上的网格分布Fig.5 The mesh distribution along longitudinal symmetry plane

由于流体粘性的影响，物体表面会形成一层附面层，对汽车表面而言，附面层的厚度在几mm至几十mm之间。本文在车身外表面生成三棱柱网格来计算附面层的影响。最终生成的网格数量在320万左右。并且在整个计算完成以后所得到的y＋值大部分在1～2之间，基本上符合大涡模拟的要求。

2.5 边界条件的设置

数值仿真是在有限区域内进行的，因此在区域的边界上需要给定边界条件，边界条件要求在数学上满足适定性，在物理上具有明确的意义，本文的边界条件如下。

计算域入口速度：u＝30m／s，v＝w＝0。

计算域上壁面和侧壁面为自由滑移壁面。

车身及内饰为无滑移壁面。

实际行驶车时，地面是不存在附面层的。为消除计算中产生的地面附面层，地面采用移动壁面边界条件［8］，且移动速度与来流速度相同。

2.6 计算

进行瞬态求解之前，首先利用Realizablek－ε进行稳态求解，迭代大约500次，然后把稳态结果作为瞬态求解的初始值，由道路试验可知风振的共振频率约为20Hz，即涡的脱落周期为0.05s。本文进行瞬态求解的时间步长为0.002s，即一个周期内有25个采样点，这足够捕捉风振的第一阶谐振频率。计算总时间为2s，由于流场有一个稳定的过程，在1s时才开始采样。每时间步20次迭代。计算采用商用软件Fluent完成，采用二阶离散格式和有界中心差分格式分别对时间和空间进行离散。整个计算在IBM xSeries 3650（至强双CPU四核3.0Hz处理器，16GB内存）上进行，一个工况计算时间约40h。

2.7 后处理

整个后处理过程如图6所示。计算过程中记录下驾驶员耳旁的压力脉动。从图中可以看出，在约0.6s以前，流场还没有达到稳定，记录的数据波动非常大，且没有规律。0.6s以后压力呈周期性变化且比较稳定，截取1s～2s的数据做FFT变换，得到压力频谱图。

3 计算结果分析

3.1 不同侧窗开启

本文首先研究了来流速度为30m／s，车内仅有驾驶员，不同侧窗开启时驾驶耳旁的风振，限于篇幅，文章仅对左侧前后窗开启时的内外流场进行了详尽分析。

图6 后处理过程Fig.6 Post－processing process

3.1.1 左前窗开启

图7所示为车内z＝0.74m截面上的流线图，由于车内全为负压区，而且车内结构比较复杂，气流流入车内产生非常复杂的涡流，由于驾驶员右耳处的涡流，必然导致右耳处的压力脉动偏大。在图8所示的脉动压力频谱图中可以看出右耳处的风振频率点的压力脉动值比左耳大约2dB，而且在30～100Hz的频率段上脉动压力级都比左耳大。

图7 左前窗开启时截面流线图Fig.7 Streamline along the cross section with front window open

图8 左前窗开启时驾驶员耳旁的脉动压力级Fig.8 Fluctuation pressure level beside driver′s ear with front window open

为了更加详细地了解侧窗区域剪切层发生的情况及其剪切层与后视镜尾涡的相互作用。选取了侧窗附近的几个截面图进行分析。如图9所示，在图中，截取左前窗打开的区域并采用“填充”格式显示压力云图。同时，建立了另一个穿过后视镜平行截面，且采用“透明”格式显示压力云图。“填充”格式压力云图主要是显示A柱（如图2所示）后剪切层的发展情况，而“透明”格式压力云图主要显示的是后视镜的尾涡。截面上交替出现的高低压正好说明了A柱上剪切层涡的脱落。剪切层撞击到B柱（如图2所示）上，产生压力脉动并传入到车内。

图9 左前窗开启时竖直横截面上的压力云图Fig.9 Pressure contours on vertical cut planes around open front window

在图10中“填充”格式压力云图显示了通过后视镜与驾驶员耳朵的水平横截面的压力云图，云图可以清晰地看出后视镜的尾涡。“透明”格式的压力云图显示的则是只通过A柱的横截面的压力云图，从图中可以看出A柱后涡流的产生以及发展。同时，高低压的交替出现恰好说明A柱后的剪切流以及后视镜后的尾涡，而且在开口的右下角处，A柱后涡流与后视镜的尾涡相遇并相互作用。通过对云图的分析可以推测A柱涡的脱落以及后视镜产生的尾涡在前侧窗开启时的风振中扮演着重要的角色。

图10 左前窗开启时水平横截面上的压力云图Fig.10 Pressure contours on horizontal cut planes around open front window

由于人们常常只打开一部分窗户，因此对前窗不同的开启位置进行了仿真分析，分析结果表明前窗开启50%时，风振最低（图11）。

图11 左前窗不同开启位置时的脉动压力级Fig.11 Effect of open position on peak fluctuation pressure level

3.1.2 左后窗开启

研究表明［7］后窗也是风振的主要来源，本文对后窗开启时汽车的外部流场进行了仿真分析。获得了驾驶员耳旁的脉动压力频谱图（图12），其风振频率与参考车型的道路试验相比仅相差1Hz，幅值相差约3dB。文章还对后窗玻璃开启的不同位置进行了分析。分析结果表明后窗开启50%（图13所示），风振最强烈，这与开前窗刚好相反。通过对比前后窗开启时的脉动压力幅值可以发现后窗的风振要比前窗强烈许多，所以驾驶汽车时，建议尽可能少开后窗。

图12 左后窗全开时驾驶员耳旁脉动压力级Fig.12 Fluctuation pressure level beside driver＇s ear with rear window open

图13 左后窗不同开启位置时脉动压力级Fig.13 Effect of open position on peak fluctuation pressure level

为了更详尽地了解后窗开启时的风振特性，采用与图9、图10同样的方式对后窗附近的静压进行分析，如图14、图15所示。从图中可以看出后窗附近的流动特性与前窗开启时非常相似。图中显示的B柱后交替出现的高低压揭示了剪切层的运动以及涡的脱落，剪切层撞击到B柱上，产生压力脉动并传入到车内。如图所示，后视镜产生的尾涡向下游进一步发展并达到后窗。因此可以推测这些达到后窗的涡对后窗的风振起着重要的作用。

图14 左后窗开启时竖直横截面上的压力云图Fig.14 Pressure contours on vertical cut planes around open rear window

图15 左后窗开启时水平横截面上的压力云图Fig.15 Pressure contours on horizontal cut planes around open rear window

3.2 侧窗开启数目对车内风振的影响

前文分析表明后窗开启时的风振比较强烈，相关研究表明在后窗开启的同时打开前窗，前窗对风振具有“导出”效应。如图16所示，当左侧两个窗户同时开启时，驾驶员耳旁的风振会明显减弱。建议驾驶员在驾驶汽车时，可以同时打开两个或两个以上的窗户。比如后窗全开时，前窗可以开50%，甚至全开等。

图16 风振“导出效应”Fig.16 Effect of additional window opening

3.3 乘员室空间对风振的影响

分析乘员室空间对风振的影响是通过考虑不同的乘员个数来实现的。如图17所示为不同乘员个数（1～4）与风振频率以及该频率下的峰值的关系图。分析结果表明在车内乘坐二人或三人时风振会比较小，为98dB。当乘坐四人时，风振增大到最大，为102dB。从图可以看出风振频率也会随着乘员数的不同而不同，当车内乘坐两人或三人时，产生风振的频率为13Hz，而当乘坐一人或四人时的频率为18Hz。

图17 不同乘员个数（1～4）对风振的影响Fig.17 Effect of volume of the passenger compartment

3.4 车速对车内风振的影响

为了考查车速对风振的影响，对10m／s～50m／s，每隔10m／s的速度下的风振特性进行了分析。图18、图19为发生风振时的频率值以及该频率下的脉动压力级随车速的变化曲线图。由图可知，随着车速的增加风振频率点的脉动压力级几乎成线性增加，而随着车速的增加，风振频率却没有多大的变化，基本上保持在±1Hz，这与 Hendriana［9］等人计算得到的结果是一致的，他们发现当车速每增加10英里，风振脉动压力级就要增加5dB，而频率的变化范围在±1Hz内。同样地，An［6］等人的计算结果也得到了类似的结论。

图18 不同车速下的风振频率Fig.18 Effect of cruising velocity on buffeting frequency

图19 不同车速下的脉动压力级Fig.19 Effect of cruising velocity on buffeting peak

4 风振的抑制

通过前文的分析发现后窗的风振较之前窗剧烈许多，所以控制后窗风振就很有必要了。本文尝试了两种方法来控制后窗的风振，计算结果表明，两种方法都能有效控制后窗的风振。

4.1 B柱后开凹槽

如图20所示，在B柱后开有一个小凹槽。凹槽的作用是控制涡以及B柱剪切层的涡脱落，并且防止涡侵入乘员室。分析结果表明，通过在B柱后开一段凹槽能使风振从115dB降低至109dB。当然，可以通过优化凹槽的几何形状以及尺寸，达到更好地控制风振的目的，限于篇幅，文章不做更深入的研究。

图20 B柱安装凹槽对后窗风振的控制Fig.20 B pillar cavity to control wind buffeting of rear window

4.2 后窗上加立柱

从前文分析可知，同时打开两个窗户可以有效地控制后窗的风振，基于此，通过在后窗上加装一立柱把后窗分成两部分如图21所示，分析结果表明，后窗加装立柱后，风振峰值从115dB下降到106dB。有理由相信，通过优化立柱的位置以及形状一定能更好地控制甚至消除后窗的风振。限于篇幅，对此不再做更深入的研究。

5 结 论

参考车型的道路试验表明豪华轿车存在侧窗风振噪声偏高的问题。采用CFD技术对侧窗的风振进行了仿真分析，揭示了侧窗风振产生的机理以及声学特性。分析结果表明：

图21 后窗安装立柱对风振的控制Fig.21 Dividing post at rear windows

（1）后窗风振的CFD计算获得的脉动压力级以及频率与参考车型的道路测试结果吻合的比较好，从而提高了仿真结果的可信度。

（2）后视镜引起的分离流对侧窗风振有着重要影响。

（3）风振的脉动压力级与侧窗开启的位置，车内空腔体积以及车速有着密切的联系，风振频率也与侧窗开启的位置，车内空腔体积相关，但与车速关系不大。

（4）后窗风振明显比前窗剧烈，基于此，尝试了两种降低后窗风振的办法，计算结果表明风振的脉动压力级最大降低了9dB。

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