平面射流的汽车天窗风振降噪特性

张志飞， 任 辉， 曹斯诗， 贺岩松， 张全周

(1.重庆大学 机械与运载工程学院，重庆 400030；2.中国汽车工程研究院股份有限公司，重庆 401122)

风振噪声是气动噪声的一个重要组成部分，它是由于汽车侧窗或天窗打开而产生的。风振噪声通常频率较低(<20 Hz)、强度很高(>100 dB)，其产生的脉动压力会使乘客感到烦躁和疲倦[1]。风振噪声的主要来源为天窗开口处旋涡的周期性脱落[2]，漩涡脱落的频率与空腔固有频率接近或相同时将引起赫姆霍兹共振，强烈的共振将引发风振噪声。

从风振噪声的形成机理考虑，控制开口剪切层漩涡脱落可有效抑制汽车风振噪声。添加车窗气动附件就能够有效控制漩涡脱落，导流板是较为常见的风振噪声抑制措施，在天窗或侧窗前缘加装导流板将改变漩涡脱落位置，以减轻其对天窗后缘的撞击[3-7]；在A、B柱上添加扰流装置能影响来流的湍流强度，通过耗散湍流能量的方式也能降低风振声压级[8-9]。此外改变部分车窗外形结构也能达到降低风振噪声的效果，如车窗前缘开凹槽[10-11]和改变天窗后缘形状[12]。这些被动控制方式简单可行，使用方便，成本较低，但会对整车造型造成不同程度的破坏。

平面射流，也称为空气幕、气帘，早前被广泛应用于隔热与隔尘等领域，由于其对结构外形基本没有影响，逐渐成为一种新型的探索方向，在航天和汽车领域均有相关研究。Zhao等[13-15]通过实验分析发现添加平面射流能降低来流撞击飞机起落架部件的速度，减少尾流中的脱落漩涡，平面射流可有效降低飞机起落架气动噪声。张英朝等[16]使用射流来降低汽车气动阻力，流场仿真分析表明射流能减小汽车的压差阻力，且能够抑制耗能漩涡的发展与生成。由于射流对来流漩涡生成起到抑制作用，因此射流技术在理论上能够应用于风振噪声控制。

Bennett等[17]探究了添加平面射流的开口圆柱空腔风振的声学模态，发现开启射流后空腔共振幅度显著降低，射流对小开孔风振有一定屏蔽作用，研究针对射流轨迹经验模型无法很好捕捉下游轨迹的缺点，分析了仿真在射流轨迹捕捉方面存在的优势。郭承奇[18]在汽车B柱和C柱分别设置平面射流，通过对比不同射流角度与射流速度下的降噪效果，获得了最佳的后窗风振降噪方案，同时探究了射流在B柱和C柱位置降噪原理的不同，B柱射流主要影响漩涡脱落，而C柱射流降低了漩涡撞击后缘的强度。谷正气等[19]对汽车天窗及侧窗的射流速度、角度与厚度等参数进行近似模型优化，以风振噪声声品质为优化目标，得到最优射流方案，有效改善了汽车风振噪声的声品质，研究发现在3个探究因素中射流厚度对优化目标的影响最大，且由于天窗和侧窗的结构特性区别，二者的射流优化参数差异较大。以上研究都关注了射流参数的变化情况，通过改变射流参数达到最佳的降噪效果，因此深入研究射流参数变化对风振的影响机理，对平面射流设计及应用有帮助与指导作用。

为研究平面射流应用于汽车风振噪声抑制中的降噪机理与作用效果，对带有平面射流的现代简易车厢模型进行仿真分析，探究平面射流的降噪机理，并对比不同射流参数设置下的风振噪声抑制效果，发现了射流参数、射流轨迹以及降噪效果之间的关系。

1 现代简易车厢模型仿真

1.1 几何模型

现代简易车厢模型[20](hyundai simple model，HSM)是现代汽车公司发布的可用于研究风振噪声的简化车厢模型，该模型的几何外形如图1所示，其长(L)×宽(W)×高(H)为2 m×1 m×1 m，模型的前面及两侧面均为倾斜状，顶部设有开口，模型表面为10 mm厚的铝板。HSM具备车厢的基本形状，能替代复杂的实车模型，且保留了挡风玻璃，A柱以及天窗等关键结构。

(a)

模型计算域如图2所示，模型放置于长、宽、高分别为12L，11W，7H的虚拟风洞中，模型前端距离计算域入口为3L，模型两侧与计算域两侧之间的距离为5W。虚拟风洞的阻塞比为1.3%，符合仿真要求。

图2 计算域示意图

1.2 网格划分

对计算域整体进行网格划分，其中表面使用非结构网格，体网格使用切割体网格。在天窗开口附近区域以及HSM周围设置多级网格加密区域，用来观察天窗开口、尾流区等位置的复杂流场特性。在隧道地板及空腔表面划分总厚度为0.6 mm的棱柱层网格，共划分10层，棱柱层厚度增长率为1.2。最终网格划分如图3所示。

图3 网格划分

为减小划分网格量对仿真结果的影响，进行网格无关性验证。通过在HSM内部的几何中心处设置监测点(见图1)，对比网格量从200万到1 000万的划分方案下的监测点稳态计算压强值，结果如图4所示。当网格量达到500万后，监测点压强受网格量变化影响较小，因此选择网格量500万的网格划分方案。

图4 不同网格划分方案的监测点压强对比

1.3 边界条件与仿真求解设置

根据参考文献[20]中的实验数据，湍流强度取0.01，湍流特征长度取0.001 m，实验测试工况的车速为30 km/h,40 km/h,50 km/h,60 km/h,70 km/h,80 km/h，其他仿真边界条件设置如表1所示。

表1 边界条件

在进行瞬态求解之前，选择Realizablek-ε湍流模型对流场进行稳态求解，迭代步数设置为2 000步。之后在稳态求解的基础上进行瞬态求解，选择的瞬态计算模型为LES(large eddy simulation)湍流模型。稳态及瞬态求解器设置如表2所示。

表2 求解器设置

仿真中瞬态时间步长选择Δt=0.001 s，在每个时间步内进行10次内部迭代，仿真总物理时长2 s。取后1 s的声压信号，使用快速傅里叶变换得到对应的频域信息，频率分辨率为1 Hz，最终将时域压力脉动信号转换为频域声压级信息。其中声压级SPL表示如下

(1)

式中:Pf为脉动压力;Pref为参考声压，Pref=2×10-5Pa。

1.4 仿真结果验证

Cho等的研究中记录了HSM在现代气动声学风洞中的实验数据，通过在HSM中心放置麦克风(见图5)采集从20～100 km/h风速下的风振频率与峰值声压级。

(a) (b)

仿真取30～80 km/h车速下HSM的峰值风振噪声及对应风振频率，与实验数据进行对比，结果如图7所示。随着速度变化，仿真值与实验值变化一致，且仿真与实验相比误差均在5%以内，因此认为仿真结果较为准确。

图7 仿真结果与实验值对比

在实验和仿真的结果中，HSM风振噪声最强烈的工况为车速50 km/h，此时峰值声压级为133.8 dB，因此后续分析时以此工况为例进行讨论。

图6 实验风振峰值声压级与频率

2 平面射流降噪机理

2.1 平面射流参数

使用平面射流抑制风振噪声时，需要在空腔开口前端设置射流开口，开口形状为一细长矩形，气体从射流口喷出后成面状，生成的射流面能够对后方的开口起到“保护作用”，如图8(a)所示。

射流开口位于空腔开口前缘5 mm位置，其他参数如图8(b)所示。vj和vi分别为射流初速度与来流速度，射流开口长l、宽w，射流初速度与来流速度之间的夹角为射流角度α，此外定义射流速比R=vj/vi。射流开口长度l始终保持与空腔开口长度一致。设置射流工况0的参数如下：射流速比R=1，射流开口宽度w=20 mm，射流角度α=90°。

(a)

2.2 风振噪声频谱分析

在车速50 km/h工况下对射流工况0的HSM仿真，得到风振噪声频谱图，并与无射流结果对比，如图9所示。风振噪声主要关心一阶共振频率与响应，可见添加平面射流后，一阶峰值声压级(peak SPL)降低了12.5 dB，各频率下声压级整体明显下降，说明添加平面射流能够对风振噪声起到抑制作用。

图9 射流工况0的风振噪声频谱图

汽车风振噪声在一定的车速范围内存在，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，风振噪声的幅度最强，参照文献[21]中简易空腔固有频率f0的经验公式

(2)

式中:c为声速;S为天窗开口面积;V为车内空腔体积;h为天窗颈部厚度;Dd为天窗开口区域等效水力直径。

由式(2)估计该HSM的固有频率约为28.6 Hz，由图9可知，无射流情况下HSM的风振噪声一阶共振频率为28.9 Hz，与空腔固有频率相近，这也是50 km/h工况时风振噪声最强的原因。添加平面射流后，风振峰值频率仍为28.9 Hz，由图10的监测点时域压力波动情况可知，在添加平面射流之后，车厢内压力波动幅值较无射流时明显减小，但压力波动频率基本一致，这说明平面射流主要是通过减少空腔压力波动幅度来抑制风振噪声。

图10 监测点压力脉动

2.3 流场分析

天窗前缘脱落漩涡在向后移动的过程中伴随着车厢内部的压力波动，由于图10中两条曲线的波动幅值差异较大，推测添加平面射流后车厢的压力波动情况产生较大的变化。对比有、无射流两种工况下一个周期内的天窗区域纵对称面压力云图，如图11所示。在t=T/4时刻，有射流时的脱落漩涡初始位置较无射流时更高；在t=T/2时刻，车厢内压力达到最高，有射流工况下车厢内压力整体较无射流工况更小；在t=3T/4时刻，漩涡撞击天窗后缘，无射流工况的漩涡撞击位置为天窗后缘下方，有射流工况的漩涡撞击位置为天窗后缘上方；在t=T时刻，漩涡破碎导致车厢内压力最低，且无射流工况车厢压力值更低。有射流工况一个周期中压力波动范围较无射流工况更小，与图10曲线波动幅值变化规律一致。天窗纵截面压力云图,如图11所示。

由图11可知:在射流影响下脱落漩涡的运动过程发生了明显变化：由于射流形成新的剪切层，漩涡的初始脱落位置被抬高；在漩涡向下游移动的过程中基本处于天窗水平以上；漩涡撞击后缘的位置抬高，破裂漩涡分成两个主要部分，上部分漩涡从天窗后缘飞出，减少侵入车厢内部的漩涡量。

图11 天窗纵截面压力云图

通过截取天窗压力场中负压较强区域的方式，从前缘脱落漩涡产生后，每隔0.002 s记录一次漩涡位置，记为t1～t10，最终形成记录漩涡位置变化的图12。图12(a)为无射流情况的漩涡移动轨迹，t1～t8过程中，脱落漩涡向后缘移动且空间位置一直下降，直到t9时刻才趋于水平移动；图12(b)为添加平面射流后的漩涡移动轨迹，从t1～t5过程中漩涡受上游较强射流影响，漩涡位置向上变化，t6之后，中下游的射流减弱，漩涡受射流影响较小并趋近于水平移动。因此可以认为平面射流的降噪原理为：通过上游强射流影响脱落漩涡位置和运动轨迹，从而降低车厢内压力波动，最终达到抑制风振噪声的效果。

(a) t=T/4

(a) 无射流

3 射流参数与降噪效果分析

天窗开口前缘射流喷出后受横流影响弯曲，形成带有一定曲率的射流轨迹，如图13所示。射流开口有一定宽度且在喷出后会横向扩散，为了更简便地描述射流轨迹，取源自射流开口中心的流线作为射流轨迹的中心线，该线条的变化能够代表射流轨迹在空间位置的变化。

在图13(b)中，t1～t5时刻的漩涡受射流影响上移，移动轨迹与射流轨迹中心线相近，可能说明漩涡位置变化与上游射流轨迹有关。射流轨迹受射流参数影响会发生变化，进一步推测在不同射流参数下平面射流的降噪效果不同。为验证这一推测，需要对平面射流的3个主要参数：射流速比R，射流宽度w，射流角度α对降噪效果的影响进行探究，同时观察射流轨迹的变化情况。

图13 射流轨迹示意图

3.1 射流速比

射流速比R为射流初速度vj与来流速度vi的比值，即R=vj/vi，当来流速度发生变化时，只要射流初速度变化程度相同，射流速比就能固定不变。保持其他条件相同，任取4个不同的来流速度v1,v2,v3和v4，令射流初速度与来流速度相同，即固定射流速比R=1，统计射流轨迹中心线位置如图14所示。图14中4条曲线重合，说明射流速比相同时，不同的来流速度或射流初速度产生的射流轨迹是相同的，因此对平面射流参数进行分析时，不必单独分析来流速度或射流初速度，仅需考虑射流速比的变化。

图14 射流轨迹中心线(相同射流速比)

固定射流开口宽度w=10 mm，射流角度α=90°，选择射流速比为0.2,0.4,0.6,0.8,1.0,1.2,1.4几种工况进行仿真，统计风振噪声峰值声压级变化情况，结果如图15所示。随着射流速比增加，风振噪声peak SPL下降，当射流速比为1.4时peak SPL最低，较无射流工况下降约11 dB；射流速比较小时的降噪效果较差，降噪效果整体上随射流速比增大而增强。

图15 不同射流速比下的风振噪声

统计各射流速比下的射流轨迹中心线绘制图如图16所示。图16可见射流轨迹随射流速比的增大而升高。结合图15和图16，发现当射流速比增大时，射流轨迹升高，peak SPL逐渐减小，也即更高的射流轨迹使脱落漩涡向更高水平偏移，最终减小侵入车厢内部的脱落漩涡量；当射流速比较小时，射流轨迹较低并趋近于平缓，无法明显抬高漩涡，故对风振噪声的控制效果减弱。

图16 射流轨迹中心线(不同射流速比)

3.2 射流开口宽度

固定射流速比R=1，射流角度α=90°，射流开口宽度w的基础值为w0=5 mm，在此基础上选择1倍～5倍w0的工况进行仿真，统计风振噪声声压级变化情况，仿真结果如图17所示。

从图17可知射流开口宽度的改变对降噪效果影响较为明显，在基础宽度w0下peak SPL降低约5 dB；随着射流开口宽度增大降噪效果提高，当射流宽度为5w0时，风振噪声达到最低值119.3 dB。

目前吉林省玉米种植基本实现了机械化，但机械化收获方面还存在较大难度。大多数品种在进入成熟期之后，玉米定植密度较大，玉米进入生长中后期之后，抗倒伏和耐密植能力较差，籽粒成熟度较为缓慢，难以适用先进机械设备的收货要求。因此，在今后育种过程中应该积极选育能够更好适应机械化收获的玉米新品种新品系，缩短玉米生育周期，提高玉米种子耐密性、抗倒伏性、抗病性，确保玉米籽粒能够快速脱水。

统计各射流开口宽度下的射流轨迹中心线绘制图18，结合图17和图18，当射流开口宽度增加，射流轨迹上升，平面射流的降噪效果越好；但射流宽度越大时射流轨迹变化幅度越小，因此当射流开口宽度由3w0增加到5w0时，peak SPL仅下降3 dB，降噪效果提升较小。

图17 不同射流开口宽度下的风振噪声

图18 射流轨迹中心线(不同射流宽度)

3.3 射流角度

固定射流速比R=1，射流开口宽度w=10 mm，对射流角度为10°～170°，以10°为间隔的情况进行仿真，将各角度下的风振噪声峰值声压级作为极半径，绘制能直观反映角度与风振噪声峰值情况的图19，并统计各射流角度下的射流轨迹中心线，统计结果如图20和图21所示。

综合观察图19～图21，可根据不同角度下的降噪效果与射流轨迹变化情况将射流角度分为以下3个角度区间：第一角度区间为60°以下及160°以上，射流角度在此区间时射流轨迹较低，降噪效果较差，peak SPL较无射流工况降低约1～4 dB；第二角度区间为70°～100°及140°～150°，此区间内的射流轨迹较高，peak SPL较无射流工况降低约5～9 dB；第三角度区间为110°～130°，射流角度在此区间时射流轨迹最高，降噪效果最好，peak SPL降低幅度在11 dB左右。

图19 不同射流角度下的风振噪声

图20 射流轨迹中心线(射流角度≤90°)

图21 射流轨迹中心线(射流角度>90°)

3.4 射流参数综合影响

在3.1节～3.3节研究的参数变化范围内，归纳3个射流参数单独变化对射流降噪效果的影响情况，得到如图22所示射流参数主效应图。当射流速比和射流开口宽度增大时风振噪声均明显下降，当射流角度由小到大变化时，风振噪声值的变化情况为：先缓慢下降，再较快下降，当射流角度过大则显著上升。此外，射流开口变化的影响效应较另外两个因素更明显，今后进行射流设计时可以优先考虑。

图22 射流参数主效应图

为分析3个射流参数对射流降噪的综合影响，对3个射流参数各取两个值，组合成8个射流工况，各工况参数设置及对应风振peak SPL,如表3所示，各工况下的射流轨迹中心线,如图23所示。射流轨迹出现了不同的发展情况：工况1轨迹最低，工况2、工况3、工况5轨迹较低，工况4、工况6、工况7轨迹较高，工况8轨迹最高，此结果与表3中降噪情况基本对应：工况1降噪效果最差，工况2、工况3、工况5降噪效果较差，工况4、工况6、工况7降噪效果较好，工况8降噪效果最好。由此可知考虑射流降噪效果时需要综合考虑3个射流参数带来的影响，不同射流参数下射流轨迹发生变化，进而影响脱落漩涡运动，最终带来降噪效果上的差异。

表3 射流工况1～工况8

图23 射流工况1～工况8的射流轨迹中心线

图24 射流工况0和工况8的风振噪声频谱

4 结 论

为探讨天窗前缘添加平面射流对汽车风振噪声的影响，以简化的车厢模型HSM为对象，通过频谱分析和流场分析发现，平面射流改变了脱落漩涡的运动轨迹，降低了风振周期中车厢压力波动的幅度，并抬高漩涡撞击天窗后缘的位置，最终达到控制风振噪声的效果。通过参数影响对比发现，增加射流速比和射流开口宽度，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，当射流角度在110°～130°时降噪效果最好；平面射流轨迹与平面射流的降噪效果相关，较高的射流轨迹能够带来较好的降噪效果，而射流轨迹的变化由各射流参数综合决定。