汽车侧窗风振噪声特性差异研究∗

杨振东,谷正气,谢 超,宗轶琦,江财贸,张启东

(1.湖南大学,汽车车身先进设计与制造国家重点实验室,长沙 410082； 2.湖南工业职业技术学院汽车工程学院,长沙 410208；3.神龙汽车有限公司,武汉 430056)

前言

随着车辆速度的不断提高和机械噪声(如发动机和传动系的噪声等)得到较好的有效控制,气动噪声问题已日益凸显,得到国内外大量学者的关注[1-6],尤其是汽车风振噪声的研究[7-20]。风振噪声具有强度高而频率较低的特征,会使车内乘员产生极为强烈的不适感,直接影响乘坐舒适性,而长时间的风振噪声会对乘员的身心产生影响进而导致行驶安全性的隐患。研究汽车风振噪声的特性及其变化规律,并对其进行有效的控制,从而提高汽车乘坐的舒适性,具有很重要的意义。

文献[7]中率先开展了汽车侧窗开启时风振噪声的研究,发现大多数汽车在开启一个或一个以上侧窗的情况下,当达到一定车速后,会产生让人耳不舒适的脉动压力,他们称之为“风律动(wind throb)”,后来把这种现象称为“共振(resonance)”[8-10],近年来,大多数学者用“风振(wind buffeting)”来描述这一类气动噪声[11-17]。天窗风振噪声的特性及其控制方法已经得到了大量的研究[12-16],而侧窗风振噪声特性及其控制的研究则较少,已有的研究成果表明单开后窗的风振噪声比单开前窗风振噪声剧烈得多[17-18],文献[18]中从风振能量耗散的方式揭示了其原因。以上研究大多是利用CFD数值模拟去分析某一车速下侧窗风振噪声的产生机理,对风振噪声与车速之间的关系鲜有论证,不同侧窗开启引起的风振噪声很少有试验数据作为支撑；事实上前后侧窗的结构不同,因此不同侧窗开启引起的风振噪声特性存在差异,而目前国内外对侧窗风振噪声特性差异尚无研究。

本文中首先在对汽车风振噪声产生机理进行分析,然后针对不同车速时不同侧窗开启引起的风振噪声道路试验结果进行分析,以寻求不同侧窗开启风振特性差异,获取风振噪声变化的规律,为汽车侧窗风振噪声的控制提供参考,对于提高我国汽车的乘坐舒适性和间接提高行车的安全性,具有较大的理论意义和实际应用价值。

1 汽车风振噪声产生的机理

汽车风振噪声可归结为一种空腔噪声(cavity noise),当汽车侧窗或天窗打开时,车厢内的空腔在开口的上游边缘(前缘)处存在着不稳定的剪切层[13-15],使涡旋在这个位置脱落并随着气流一起向下游流动。当它们撞击到开口的后缘时,涡旋破碎,产生一个向四面传播的压力波。当反馈的压力波到达开口的前缘,将再次引发涡旋脱落,引起剪切层产生一个特定的振荡频率,文献[10]中提出剪切层涡旋脱落模态频率预估公式为

式中:u∞为自由来流速度；l为开口流向上的尺寸,对于形状不规则的侧窗而言,其值为流向上的算术平均值；n为剪切层的模态数。

如果涡旋脱落的频率与车厢的固有频率相等,将会发生亥姆霍兹共振。亥姆霍兹共振频率取决于车速、开口形状、车厢空间大小等,预测共振频率的经验公式为

式中:Dh为开启区域的等效水力直径,其值为过流断面面积的4倍与周长之比；S为开窗开启区域的面积；c为声速；V为乘员舱体积；h为开口区域的深度。

汽车风振噪声在一定的车速度范围内存在,风振噪声的产生是声反馈和亥姆霍兹共振两种机制共同作用的结果[15]:当某一来流风速引起车窗开口处涡旋脱落的频率接近或等于乘员舱的固有频率时,发生亥姆霍兹共振频率“锁定(lock in)”现象,此时风振噪声的幅度最强；当涡旋脱落的频率远离乘员舱的固有频率时,亥姆霍兹共振“解除(lock off)”,此时风振噪声以声反馈为主。

2 汽车侧窗风振噪声道路试验方法

侧窗风振的道路试验采用LMS公司Test.Lab系统,该系统集成了Test Lab 11B实验分析软件系统及24通道SCADAS便携式数据采集前端。采用B＆K公司的1/4英寸电容式 40AE型传感器和26CA型前置放大器。

依据GB/T 25982—2010规定的测试方法[21],监测点测试传感器的布置如图1所示,分别标注为mic1,mic2,mic3和mic7。在每次测试中,采样时长为2.50s,采样频率为2 048Hz,频率分辨率0.4Hz。测试路段车流量几乎为零,避免了其他行车引起的噪声干扰,新修建的沥青路面降低了轮胎噪声,天气晴好,无风,温度为25℃。只考虑了乘员舱内两人坐前排的方式。针对不同的侧窗开启模式和不同车速等多种工况,共进行了 120次测试。车速从60km/h开始,每个测试速度下测试3次。

试验过程中,将侧窗开启,当汽车匀速行驶时,记录下监测点的时域声压瞬时值p(t),则声压级(sound pressure level,SPL)定义为

式中:pe为声压有效值,；pref为参考声压,pref＝2×10-5Pa。

图1 测试传感器的布置示意图

3 侧窗风振噪声道路试验结果与分析

根据道路试验结果,选取两种单一侧窗开启和两种两窗组合开启等4种典型开启模式进行分析。

3.1 单一侧窗完全开启

3.1.1 左前窗完全开启

在左前窗完全开启情况下,当车速为60km/h时,4个监测点的时域声压和声压级频谱如图2所示。从图2(a)中可知,因为mic1直接受左前窗开启的流体动力(aerodynamic forces)作用,压力脉动程度最高,其他3个监测点(mic2,mic3和mic7)的声压曲线变化趋势一致,然而4个声压曲线均呈现随机的现象,无明显规律出现。从图2(b)中可以看出,在整个声压级频谱上,仅有单一峰值声压级存在,mic1,mic2,mic3和mic7的声压级峰值依次为124.57,120.65,122.10和121.55dB,其对应的频率均是12.4Hz；mic1的测量值均比其他传感器高,随着频率的升高,其他3个传感器与mic1的差值越来越大,这是因为乘员舱内饰和座位对声传播均起到衰减作用,频率越高,声压级衰减幅度越大,在其他车速下得到的规律也相同。

不同车速时mic1和mic3的风振噪声声压级峰值及其对应的频率如图3所示。由图可见:当车速为85km/h时,声压级出现跃升；当车速为95km/h时,风振噪声达到最大,因此该车速下的声压级峰值频率14.8Hz为左前窗开启时的共振频率,与式(2)计算的亥姆霍兹共振频率15.2Hz较为接近；风振噪声声压级峰值频率随车速的增加而升高。

图2 左前窗开启车速60km/h时监测点声压和声压级

图3 左前窗开启时监测点声压级峰值和频率

3.1.2 左后窗完全开启

左后窗完全开启时,2个不同车速时监测点的时域声压和声压级频谱分别如图4和图5所示。与图2(a)相比,时域声压波动范围很大,呈现周期性脉动特性,曲线形状近似成正弦曲线。当车速为60km/h时,3个声压级峰值频率(阶次频率)呈现近似等间距的分布,表明此车速下的风振噪声呈现准谐振(quasi-harmonic)特性。当车速为110km/h时,每个监测点的声压幅值近似相等,3个阶次频率分别为17.6,35.2和52.80Hz,呈现等间距分布,表明此车速下风振噪声呈现谐振特性,此谐振的特征频率是第1阶次频率(基频)。因此在单一后窗完全开启模式下,风振噪声是一种周期性脉动压力的自激振荡所致,声压级频谱呈现多谐振荡特性。

同时从图4和图5中可以看出,mic1,mic2和mic7采集到的声压级相差不大,但后排mic3的测试的结果均高于其他3个传感器,且随着阶次的升高,其差值越来越大。原因有两方面:(1)mic3处于开启的左后窗附近,剪切层脱落的涡旋直接作用在mic3上,受流体动力的作用,导致mic3的声压级高于其他的传感器；(2)在声传播过程中,由于乘员舱内饰的吸声和乘员对声的传播均起到一定程度的衰减,尤其对高阶次的声压级衰减幅度较大,因此3个传感器(mic1,mic2和mic7)相对于左后窗附近的传感器(mic3),采集到的声压信号在第2阶次和第3阶次声压级衰减幅度很大,达到7dB以上。

图4 左后窗开启车速60km/h时监测点声压和声压级

图5 左后窗开启车速110km/h时监测点声压和声压级

mic3临近左后窗开口区域,其所监测到的声压级的第1阶次频率即为涡旋脱落的频率。mic3的前3阶次声压级及其频率如图6所示。根据式(2)估算出单一左后窗开启模式下乘员舱内亥姆霍兹共振频率为17.2Hz(St＝0.36),与图6(b)中车速110km/h时mic3的第1阶次频率(基频频率)17.6Hz几乎相等,频率的“锁定(lock in)”现象出现,乘员舱发生亥姆霍兹共振,因此图6(a)中mic3的每1阶次声压级均比其他车速下的声压级高。在其他车速下,也均呈现较高的声压级,因为涡旋脱落的频率接近乘员舱共振频率时,剪切层提供足够的驱动力,激起乘员舱的不同程度的共振。亥姆霍兹共振加剧了剪切层的扰动[14],剪切层的涡旋脱落和乘员舱内压力脉动均呈现周期性的变化,从图6(b)可以看出,每1阶次的频率均随着车速升高而增加,每一车速下的阶次频率均呈现近似等间距分布的特性,表明左后窗开启模式下风振噪声呈现准谐振或谐振的特性。

3.2 两侧窗组合开启

3.2.1 左边前后侧窗同时完全开启

左边前后侧窗同时开启模式下,车速110km/h时监测点声压级频谱如图7所示。4个监测点仅出现单一的峰值,峰值声压级依次为134.23,133.53,141.29和136.26dB,对应频率均为18.8Hz。与图5相比,可以看出,在同样的车速条件下,与单一左后窗开启相比,左侧前后侧窗开启时的声压级峰值降低了10dB以上。

图6 左后窗开启mic3阶次声压级和频率

图7 左两侧窗开启车速110km/h时声压级频谱

不同车速时,mic1和mic3的声压级峰值及其频率如图8所示,车速115km/h时声压级峰值达到最大,随后出现阶跃性的下降,因此19.2Hz是左边前后侧窗同时开启模式下的共振频率,比单一后窗开启的共振频率17.6Hz升高了1.6Hz。

图8 左边前后侧窗开启不同车速时声压级峰值和频率

图9 两后窗开启车速120km/h时声压和声压级频谱

3.2.2 两后窗同时完全开启

两后窗同时开启模式下,车速为120km/h时监测点声压和声压级频谱如图9所示。由图可见:监测点的时域声压均类似正弦曲线变化,每个监测点的声压均呈现近似等幅值变化；声压级频谱均出现4个阶次,阶次频率依次为 21.6,43.2,64.8和86.4Hz,阶次频率成倍数关系,完全呈现谐振的特性,因此两后窗开启模式下,共振频率为21.6Hz(St＝0.41),mic3第1阶声压级峰值达162.2dB,比单一后窗开启模式时的156dB(车速110km/h),增加了6dB以上,共振的无量纲频率St值由0.36迁移到0.41。

在两后窗同时开启时,mic1和mic3监测点的前2阶次声压级和频率如图10所示。由图可见:阶次频率均随着车速上升而上升,呈现准谐振的特点；第1阶次声压级随车速升高而上升,而第2阶次声压级均呈现不同程度的衰减。

图10 两后窗开启mic1和mic3阶次声压级和频率

由于高速公路的限制,无法得到风振噪声“lock off(解除)”车速。将图10(a)与图5(b)相比,在发生共振时,两后窗开启模式下mic3第1阶声压级较高,两后窗开启引起的风振噪声较强。

按照排列组合,还有一些其它侧窗开启方案,实际上都做了试验,甚至包括3窗开启和4窗全开。之所以没有提及,是因为试验发现,只要有一个前窗开启,不论其它侧窗如何开闭,皆呈现同一规律,即每个监测点的时域声压呈现出随机特点,每个监测点的声压级频谱只呈现单一的峰值频率,无多谐振荡现象出现。

4 不同侧窗风振噪声特性差异分析

由前面道路试验可知,单一后窗开启引起的风振噪声较强,频谱出现多个阶次,呈现准谐振或者谐振的特性；前窗开启引起的风振噪声仅呈现单一的峰值特性,风振噪声较弱,不存在准谐振或者谐振特性。当有前窗参与组合开启的情况下,风振噪声声压频谱曲线上并没有出现多谐振荡特性。这可从两方面来解释。

(1)前后窗结构形状的影响 前后窗开口区域流向尺寸如图11所示。根据式(2),涡旋脱落频率与开口区域流向长度成反比。前窗完全开启时,受A柱形状影响,流向长度ln随A柱形状变化而发生变化,变化范围较大；后窗完全开启时,开口区域较为规则,开口流向长度ln变化较小,因此很容易发生多谐振荡现象,因此有前窗参与的侧窗组合开启,具有某一特征频率作为基频的多谐振荡特性不可能发生[20]。

图11 前后侧窗开启开口区域上的流向尺寸

(2)侧窗开口区域涡量的耗散 车速110km/h时,对单一侧窗开启模式下进行CFD数值模拟,流场3个切平面如图12所示。单一前窗开启时,前窗开口区域受后视镜的尾涡和A柱的剪切流影响较大,两种流动相互作用,导致能量耗散在车外；单一后窗开启模式下,后视镜尾流的长度通常是后视镜直径的4～5倍,对后窗开口前沿的来流边界层影响较小,因此后窗开口前沿来流边界层较薄,侵入乘员舱的涡量较大[20],乘员舱脉动压力较大。前窗开启情况下降低了乘员舱内压力脉动,因此带有特征频率作为基频的多谐振荡特性不能发生。

由前面的试验可知,有前窗参与的侧窗组合开启均能有效降低风振噪声。这可从深腔共振的机理来解释:当侧窗外气体脉动压力的能量通过开启的侧窗传递到车内时,乘员舱内的气体就像弹簧一样不断地被压缩和扩展。当仅有一个侧窗开启时,进出侧窗的气流非常有限,导致弹簧效应,即气流的压缩和扩展过程更强,因此压力波动非常大,风振噪声更强。当前后两个侧窗组合开启时,由于“通风”效应的存在,气体的弹簧效应减弱,压力波动幅度减小,风振噪声也相应地降低。

图12 单一侧窗开启3个不同切平面涡量云图

图13 两后窗开启引起的驾驶员耳旁切平面脉动压力

由前面的试验还知,发生谐振时,两后窗同时开启引起的风振噪声比单一后窗开启引起的风振噪声强。这是因为空气流经开口处,接近或产生共振时,乘员舱可以看做是2阶质量弹簧阻尼系统,对乘员舱内部的激励力等同于开口区域随时域波动的压力[15]。单一后窗开启情况下,仅有一个随时域波动的压力作为驱动力,乘员舱可以看做是单一自由度的质量弹簧阻尼系统；当两后窗同时开启时,车速120km/s时,两后窗开口区域剪切层均存在脉动压力,如图13所示,此时乘员舱可视为两个自由度的质量弹簧阻尼系统。由前面道路试验可知,当两后窗同时开启时,监测点mic3和mic7的压力振荡具有同相位、等幅值的特点,也就意味着两后窗开口区域的剪切层的驱动力具有同相位、等幅值的特点,相比于单一后窗开启情况下,乘员舱内空气的刚度和阻尼增加,导致乘员舱内具有更大幅值的压力脉动,因此两后窗同时开启引起的风振噪声最强。

5 结论

(1)不同侧窗开启模式下,位于侧窗开口区域附近的监测点,受流体动力的作用,声压幅值和声压级均高于其他监测点。

(2)由于前后窗开口区域形状的不同,导致前后窗风振噪声特性存在差异:当单一前窗完全开启或有前窗参与的组合开启情况下,声压级频谱只呈现单一的峰值频率,不存在多谐振荡特性；在一定的速度范围内,单一后窗开启或两后窗同时开启情况下,声压脉动具有较强的规则性和周期性,声压级频谱曲线均呈现多个阶次,具有某一特征频率作为基频的多谐振荡特性,即具有准谐振或谐振的特点。

(3)单一前窗开启模式下,由于后视镜尾涡和从A柱脱落的剪切流的相互作用,导致更多能量耗散在车外；风振噪声幅度较低。而前后侧窗组合开启模式下,由于存在通风效应,因此有前窗参与的组合开启均能有效降低风振噪声。

(4)当发生谐振时,单一后窗开启模式下,侵入乘员舱的涡较大,乘员舱脉动压力较强。而在两后窗同时开启模式下,由于开口区域剪切层驱动力具有同相位、等幅值的特点,导致乘员舱内脉动压力最强,所以风振噪声较强。谐振无量纲频率由单一后窗开启时的0.36增加到两后窗同时开启时的0.41。