侧窗开度连续变化时汽车风振噪声的数值模拟*

宗轶琦，谷正气,2，罗泽敏，江财茂，张启东，杨振东

(1.湖南大学,汽车车身先进设计制造国家重点实验室,长沙 410082； 2. 湖南文理学院,常德 415000;3. 广州汽车集团股份有限公司汽车工程研究院，广州 516434)

侧窗开度连续变化时汽车风振噪声的数值模拟*

宗轶琦1，谷正气1,2，罗泽敏3，江财茂1，张启东1，杨振东1

(1.湖南大学,汽车车身先进设计制造国家重点实验室,长沙 410082； 2. 湖南文理学院,常德 415000;3. 广州汽车集团股份有限公司汽车工程研究院，广州 516434)

鉴于车辆实际运行中，车窗开启过程是连续的，采用动网格计算方法，对某轿车车型进行连续开启侧窗的风振噪声数值模拟。采用弹簧光顺模型与局部重划模型组合方法实现动网格瞬态仿真，并与传统的固定开度方法和实车道路试验进行对比，验证了该模型与方法的正确性。根据实车道路试验，分析了在不同车速下，驾驶员耳旁风振噪声声压级和频率随侧窗开度变化的规律。根据数值仿真结果，对汽车左后侧窗的最大风振噪声工况的气流性状进行了分析。结果表明，B柱涡的脱落和后视镜产生的尾涡对风振噪声有很大的影响，车厢内部产生的气流分离与涡流导致噪声增大。

风振噪声；动网格；侧窗；连续开度

前言

汽车风振噪声被视为车内空气对外部瞬态气流作用的气动声学响应，是气动噪声中的重要组成部分[1]。它是侧窗或天窗开启时产生的一种频率很低但是强度很高的气动噪声，虽然不易被人耳听到，但产生的脉动压力会使驾驶员感到烦躁和疲倦，进而会影响驾驶的安全性与舒适性。

目前，国内外一些学者对汽车风振噪声进行了广泛的研究。文献[2]中对某SUV的侧窗风振噪声进行了仿真，并分析了网格尺寸与空气可压缩性对仿真结果的影响。文献[3]中通过数值仿真揭示了天窗风振噪声的产生机理，并提出了用安装导流板的方法控制天窗风振噪声。文献[4]中对不同天窗形式下的某轿车模型的风振噪声进行了仿真分析，得到了较合理的天窗尺寸及安装位置。文献[5]中通过对天窗风振特性的数值计算，分析了来流速度对共振频率、腔内声压分布的影响。以上的研究主要基于数值仿真结果的探讨，未经试验验证。文献[6]中采用某实车的比例模型，对其天窗气动噪声进行了仿真，并利用低速静音风洞进行了试验，得到了天窗不同位置的速度剪切层变化情况及不同流速下的声压级变化情况。文献[7]中采用有源导流系统对汽车天窗风振噪声进行控制，并对该系统进行了风洞试验测试，结果表明，该系统的稳定性不受风速与风偏角的影响。文献[8]中对汽车天窗风振噪声控制进行了分析，并重点探讨了网状挡风条的降噪原理，最终的试件在风洞试验中取得了良好的降噪效果。文献[9]中利用风洞试验结果对风振噪声的心理声学特性进行了评估，并基于压力脉动强度提出了新的声学指标。以上研究方法均是对车窗或天窗在某些固定开度下的风振噪声产生机理的研究。如果在汽车设计阶段，对某款车型不同车速下的不同车窗开度产生的风振噪声进行预估，进而针对性地降噪或避开噪声大的车窗开度，将有重大的意义。

本文中正是基于上述现状，采用大涡模拟，运用动网格方法，对侧窗连续开启的风振噪声特性进行仿真分析，得到车窗各个开度的风振噪声频率和强度，并与传统固定方法和实车道路试验结果进行对比，验证了该方法的可行性与正确性。

1 动网格方法及其实现

1.1 约束条件

在运用动网格进行流体数值计算时，除遵循静态网格计算时的质量守恒、动量守恒和能量守恒等基本定律外，为避免由于网格运动产生的额外误差，还应满足几何守恒定律(geomatric conservation law,GCL)。GCL概念最早由Thomas和Lombard提出[10-11]，在均匀流场中，须满足几何守恒积分方程：

(1)

式中：V为控制体的体积；Us为微元面积dS运动速度矢量；n为控制体边界Ω处的微元面积dS的外法向单位向量。

几何守恒方程的微分形式为

(2)

在运用有限体积法求解动网格问题时，须建立新的流体力学控制方程，即ALE控制方程[12]：

(3)

ALE控制方程的本质是通过坐标变换使得物理空间变形网格在计算空间保持不变，因此在有限体积法中应用变形动网格技术必须采用ALE控制方程。

1.2 动网格更新方法

动网格的更新采用3种模型：弹簧光顺模型、动态层模型和局部重划模型[13]。

弹簧光顺模型的核心思想是，将网格的边界理想化为节点间相互连接的弹簧。网格更新前相当于弹簧处于平衡状态。根据胡克定律，基于网格节点的力为

(4)

式中：Δxi与Δxj为节点i与其相邻节点j的位移；ni为连接节点的相邻节点数量；kij为节点i与其相邻节点j间的弹簧刚度，可表示为

(5)

为保持平衡，所有连接节点弹簧产生的净力必须为零。这一条件在迭代方程中可写成

(6)

当边界位移已知时(边界节点位置被更新)，式(6)在所有内部节点上使用雅克比卷积。当收敛时，位置被更新为

(7)

非结构四面体网格的更新一般采用弹簧光顺模型，不过当运动边界的位移远远超出网格尺寸时，会导致网格质量下降和网格畸变过大，导致计算不收敛，甚至出现负体积网格导致计算无法继续进行，因此，弹簧光顺模型不适合此种情况。而局部重划模型则能很好地解决这个问题，其核心思想是将畸变率或尺寸变化过大的网格集中在一起进行局部网格的重新划分，如果重新划分后，网格满足畸变率和尺寸要求，则用新的网格代替原来的网格，若仍无法满足要求，则继续重新划分[14]。

动态层模型只适用于结构网格的更新，针对非结构四面体网格计算时，如果运动边界的运动尺度很小，只须采用弹簧光顺模型即可，但侧窗开启的运动尺度很大，因此本文中采用弹簧光顺模型与局部重划模型相结合的方法进行网格更新。

2 基于动网格方法的风振噪声计算

2.1 侧窗开启方式定义与网格划分

本文中采用的实车模型长为4 700mm，宽为1 740mm，高为1 470mm，侧窗厚度为4mm。侧窗开启的开度以沿B柱开启高度为准，如图1所示。在汽车车身表面的敏感区域，其参数变化梯度较大，须对网格加密；在参数变化梯度小的非敏感处，可采用较稀网格。车身附近使用密度盒进行局部加密，生成局部精细网格，如图2和图3所示。在汽车表面，由于流体黏性的作用，存在一个厚度在几毫米至几十毫米之间的附面层。因此，在车身外表面生成三棱柱网格来分析附面层的影响(图4)。

2.2 数值模拟求解器与动网格设置

对于瞬态问题，一般先进行稳态仿真，然后将稳态结果作为瞬态计算的初始条件。稳态数值模拟求解器参数设置如表1所示，计算域边界条件设置可参见文献[15]和文献[16]，这里不再详述。

待稳态残差收敛后，再以该稳态求解的结果作为动网格瞬态仿真计算的初始值。在瞬态计算的同时，在Fluent软件中激活Dynamic Mesh选项，模拟车窗开度的连续变化。动网格Smoothing(弹簧光顺模型)和Re-meshing(局部重划模型)两种网格更新方法的参数设置如表2和表3所示。当稳态计算结果收敛，并设置完动网格边界条件(见表4)后，即可进行瞬态数值模拟，瞬态计算求解参数设置见表5。

表1 稳态求解器参数设置

表2 Smoothing方法的参数设置

表3 Re-meshing方法的参数设置

表4 动网格边界条件设置

表5 瞬态计算求解器参数设置

实车模型的左后侧窗总开度为0.4m，考虑到下文实车道路试验工况，在动网格仿真时，侧窗开启至4/5开度，即0.32m，为满足声学后处理的需要，满足0.01m的开度内，至少有1 000个数据点的要求，设计瞬态迭代步数为40 000步，共得到40 000个脉动压力信号，时间步长为0.000 2s，采样时间为8s，即车窗开启速度为0.04m/s。

2.3 仿真计算与试验验证

试验场地要求周围50m范围内不能有其它噪声源的干扰，试验路面要求平直、平整、干燥且有足够长度，天气要求晴朗，无风或微风，背景噪声(A声级)应比被测车辆噪声至少低10dB。为减少环境噪声的干扰，试验路段为行车稀少时段且路面相对平直的某高速公路。传声器的布置严格依据GB/T 25982—2010，即传声器的垂直坐标是无人座椅的表面与靠背表面的交线以上(0.70±0.05)m处，水平坐标应在座椅的中心面(或对称面)右边(0.20±0.02)m处，传声器的参考轴线保持水平并指向汽车行驶方向，传声器的布置情况如图5所示。本文中采用沿B柱开启的距离标识侧窗开度的方法，试验车辆车窗沿B柱高度为400mm，间隔80mm取一个开度工况，左前侧窗取5个开度工况，后侧窗仅能开启4/5，故取4个开度工况。如图6所示，在车窗上贴上标识刻度，方便在行车过程中快速将侧窗调整到对应的开度工况。测试仪器选择合适通道分别测试驾驶员左耳、右耳、后排乘客左、右处的声压级和A声级，最高测试频率设置为5 000Hz，频率间隔取1.25Hz，以得到更精确的试验数据。

试验分别对70，80，90，100和110km/h 5个速度工况，前侧窗5个开度工况，后侧窗4个开度工况，合计90个工况进行实车道路试验。每个工况对驾驶员左右耳处的噪声采集一组试验数据，每组数据采集5次，取平均值。

为验证动网格计算方法运用在实车模型上的准确性，将左后窗1/5，2/5，3/5和4/5 4个开度的试验数据提取出来，与固定开度仿真结果、实车道路试验结果进行对比分析，结果如图7所示。

由图7可见，无论是动网格计算结果还是固定开度计算结果在整个频率段均与实车道路试验结果有一点差异，这是由于在实车道路试验中，不能完全避免其它噪声的干扰，而且数值仿真边界条件设置不能完全模拟实际情况，所以导致以上差异。但整条频谱曲线的走势基本一致，而且在风振噪声第一个峰值处吻合较好，风振噪声特征点的声压级和频率相差不大，证明了仿真方法的准确性。动网格计算结果和固定开度计算结果在低频段吻合较好，尤其是风振噪声特征点误差很小，但是在中高频部分有较大差异。随着车窗开度增加至3/5时，高频的连续开度仿真值与试验值偏差更为明显，这是因为开度的增加会引起风振频率的增加，当风振频率接近声腔的固有频率时，引起声共振[17]，使压力脉动的准谐振效应更为显著，进而使高频声压值的误差被放大。当车窗开度增加至4/5时，风振频率已越过声腔的固有频率，使高频声压值的误差有所降低。

根据试验数据，将各侧窗开启不同工况下的风振频率试验结果拟合为连续数据，如图8所示。4个侧窗的风振频率随车速升高有微弱的上升趋势，但幅度不大，如开度为2/5左前窗，车速为70 km/h时，风振频率为12.5Hz，当车速提高到110 km/h时，风振频率为13.75Hz，仅升高1.25Hz；其它侧窗和其它开度均可观察到此现象，可见车速并非风振频率的决定性因素。观察风振频率和侧窗开度之间的关系，4个侧窗整体表现出阶梯型的递增趋势，如车速为90km/h时，随着左后窗开度增加，风振频率升高，4/5开度比1/5开度风振频率高出3.25Hz。同时,将不同工况下的驾驶员左耳声压级试验结果拟合为连续数据，如图9所示。声压级随车速增加呈明显递增趋势，同一侧窗开度下，车速从70km/h提高到110km/h，声压级增幅在8dB左右，最大甚至达到10.25dB，但声压级并不是随着车速的升高而一直升高，如左后窗开度为3/5，车速为110km/h时的声压级为115.19dB，低于车速为100km/h时的116.24dB，这并不是左后窗独有的现象，其它侧窗同样可以观察到；声压级随侧窗开度的增加呈现升高趋势，如车速为110km/h，左后窗开度为1/5时，声压级为103.95dB，开度为4/5时，声压级为114.41dB。当开度增加到一定时，声压级的升高趋势趋于放缓，甚至当开度继续增加时，声压级有所下降，如左后窗车速在100km/h以上时，3/5开度的声压级均大于4/5开度的声压级。

3 左后侧窗最大风振噪声工况气流性状分析

完成了对汽车左后侧窗的动网格连续仿真之后，须进一步找出最大风振噪声对应的侧窗开度。因此将左后窗全部开度320mm，以16mm开度为间隔，采用近似开度等效替代法提取出20组风振噪声特征点的声压级，结果如图10(a)所示。由图可见，随着开度的增加，声压级曲线出现3个峰值点，分别是48mm处的109.56dB、144mm处的115.34dB和272mm处的121.65dB。建议驾驶员在行车过程中，如须开启左后窗，应尽量避开这3个开度，以达到较舒适的开车环境。

根据以上分析初步确定，开度为272mm时，声压级达到最大值。为更精确地找出最大声压级对应的开度，将图10(a)中声压级最大的256～288mm开度区间细化，以4mm为间隔再次分析，结果如图10(b)所示。在开度为276mm时，声压级出现最大值121.84dB。

依据上文分析，当来流速度达到30.56m/s，左后侧窗开度为276mm时，风振噪声声压级达到最大值，因此对该工况下的气流性状进行分析，结果如图11和图12所示。由图11可见，整个车身周围压力分布情况，在后视镜和开启的左后侧窗处均有涡的形成和脱落，可观察到B柱后剪切层的变化。为更详细地观察左后侧窗开启后的压力变化，将观测的压力范围调整到-200～100Pa。由图12可见，在B柱后缘区形成了一个负压涡旋，涡旋向后移动，内核压力升高，之后碰撞C柱前缘，使涡旋破碎分离，涌入车内，涡旋的脱落和破碎使车内压力产生周期性的脉动。

为详细了解侧窗区域剪切层与后视镜尾涡的相互作用，选取侧窗附近的几个截面进行分析，结果如图13所示。一个平面横切左后窗打开的区域并采用“填充”格式显示压力云图。与此同时，建立了另一个垂直于长方形平板的截面穿过后视镜，并采用“透明”格式来显示压力云图。其中“填充”格式压力云图显示了B柱后剪切层发展的情况，而“透明”格式压力云图则主要表征后视镜的尾涡。从“填充”格式压力云图中可观察出高低压的交替，说明B柱上剪切层涡脱落后撞击到C柱上，产生噪声并传入到车内。从“透明”格式的压力云图中可以看出，后视镜尾涡的产生与发展，在左后窗开口的后缘，B柱后涡流与后视镜的尾涡相遇并相互作用。通过对该云图的分析可以推测B柱涡的脱落和后视镜产生的尾涡对左后侧窗开启时的风振噪声有较大影响。

图14和图15分别为Z=0.804m截面上的流线图和速度云图。由于车内全为负压区，且车内结构比较复杂，气流流入车内产生了非常复杂的涡流。由图14可见，气流从左后侧窗流入车厢内部，产生明显的气流分离现象，在车厢中后部、驾驶员耳旁均存在较大的涡流，同时在车厢前部形成较多小的涡旋，导致噪声偏大。由图15可见，车厢后部和前部气流速度差明显，气流分布不均，从而引起严重的湍流现象。

4 结论

(1)通过对网格的划分处理和动网格计算方法，实现了对开度连续变化的侧窗的风振噪声仿真。连续开度仿真结果与实车道路试验和固定开度仿真结果在风振噪声特征点吻合良好，验证了运用连续开度仿真方法计算实车模型风振噪声的准确性，为汽车设计阶段，对某款车型不同车速下的不同车窗开度产生的风振噪声进行预估提供了实际应用模型。

(2)根据各侧窗开启不同工况下的风振频率试验结果，得到了风振频率随车速与侧窗开度的变化规律。根据各侧窗开启不同工况下的声压级试验结果，得到了声压级随车速与侧窗开度的变化规律，进而为针对性降噪或避开噪声大的车窗开度提供新的研究思路与重要依据。

(3)根据动网格连续仿真结果与试验结果，得到左后窗最大风振噪声对应的开度与来流速度，并对该工况进行了系统的分析，B柱涡的脱落和后视镜产生的尾涡对风振噪声有很大的影响，同时车厢内部产生的气流分离与涡流会导致噪声增大，为更好地进行汽车侧窗风振的降噪提供了分析依据。

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Numerical Simulation on Vehicle Buffeting Noise withContinuous Change of Side-window Opening

Zong Yiqi1, Gu Zhengqi1,2, Luo Zemin3, Jiang Caimao1， Zhang Qidong1& Yang Zhendong1

1.HunanUniversity,StateKeyLaboratoryofAdvancedDesignandManufactuingforVehicleBody,Changsha410082;2.HunanUniversityofArtsandScience,Changde415000；3.GuangzhouAutomobileGroupCo.Ltd.AutomotiveEngineeringResearchInstitute,Guangzhou516434

In view of that the opening of side-window changes continuously in real vehicle driving condition, the technique of moving mesh is adopted to conduct a simulation on the buffeting noise of side window with continuous opening in a passenger car. The transient simulation of moving mesh is realized with the combination of spring smoothing model and re-meshing model, and the results are compared with that of traditional fixed window opening scheme and vehicle road tests, validating the correctness of the models and method adopted. According to the results of real vehicle road tests, the laws of variations of the sound pressure level and frequency of buffeting noise at driver’s ear with the changes of side window opening are analyzed at different vehicle speeds. And based on the results of simulation, the behavior of air flow at left rear side-window in the condition of peak buffeting noise is analyzed with a result showing that the vortex shedding at B-pillar and the vortex wake of rear-view mirror have significant effects on buffeting noise and the air-flow separation and vortex occurred in car compartment lead to noise increase.

buffeting noise; dynamic mesh; side-window; continuous opening

*中央财政支持地方高校专项资金项目(0420036017)、国家863计划(2012AA041805)、长沙市科技计划重点项目(K1501011-11)、湖南大学汽车车身先进设计制造国家重点实验室自主课题(734215002)和湖南省教育厅优秀青年科学研究项目(16B148)资助。

2016225

原稿收到日期为2015年9月4日，修改稿收到日期为2016年1月18日。