车身简化模型中A-立柱和后视镜风噪的试验研究*

2021-04-14王亓良张英朝张祥东顾灿松关青青

汽车工程 2021年3期

王亓良，陈鑫，张英朝，2，张祥东，顾灿松，关青青

（1. 吉林大学，汽车仿真与控制国家重点实验室，长春 130022；2. 中国空气动力研究与发展中心空气动力学国家重点实验室，绵阳 621000；3. 中汽研（天津）汽车工程研究院有限公司，天津 300300）

前言

随着人们生活水平的提高，汽车消费者对舒适性的要求也相应提高。当汽车高速行驶时，风噪成为影响舒适性的一个重要指标。汽车后视镜是汽车表面主要的突出部件，而A 柱位于前风窗与侧窗交界处，几何突变带来强烈的A柱涡，且二者均靠近车窗玻璃，是汽车风噪研究主要关注的部件。

由于当前风噪仿真仍存在许多不足，精准的仿真需要大量的计算资源，而风洞测试手段更加直观可靠，因此在气动声学风洞中进行测试仍是汽车风噪研究和验证仿真精度的重要手段之一。

针对A 柱及后视镜风噪，国内外学者进行了许多有意义的工作。相关风洞试验研究表明，实车车内风噪主要由车身密封不严引起的泄漏噪声和通过车窗及车身板件传入车内的外形噪声组成［1-2］。此外，车底风噪对车内中低频噪声也具有较高的贡献［3］。由于实车风噪声源较多，传递路径较为复杂，其他风噪对A柱及后视镜风噪具有掩蔽作用。基于实车进行风噪测试，通常需要对车身缝隙、车底等进行复杂的密封，以排除泄漏和车底风噪的影响，测试流程繁琐，且不便于A 柱截面的改型和后视镜的拆装。

在国内，吉林大学基于平板试验台对5 款车用后视镜进行风噪测试研究，得出5 个对后视镜风噪影响较大的造型因素［4］，但平板试验台的流场与实车存在较大差异。同济大学采用风洞试验和数值计算方法，基于Dihedron 模型研究了前窗倾角对A 柱涡动力学演化的影响，并强调了模型壁面的动力学特性对车内噪声的影响［5］，但该模型尺寸较小，雷诺数与实车差别较大。且上述研究主要针对车外对流压力脉动，对远场及车内风噪研究较少，而相关研究表明，声压对车内噪声贡献更大［6］。

国外率先开展了基于汽车简化模型的A 柱及后视镜风噪研究，常用的简化模型包括DrivAer 模型［7］、SAE 模型［6］及现代简化模型（HSM）［8］等。这些汽车简化模型的共同特点是均模拟了实车A柱和后视镜区域的流动，并假定车窗玻璃是风噪传入车内的唯一路径。

综上所述，与平板试验台和Dihedron 模型相比，本文汽车简化模型更接近实车流场；其与实车相比，具有确定的风噪声源和传递路径，且具有A柱、后视镜改进和拆装方便等优势。本文中仿制HSM 模型，基于声学风洞在不同风速及偏航角下，对5 种不同外形配置的试验工况进行风噪测试研究。通过对车窗、远场及车内风噪的全面评价，对A 柱及后视镜风噪特性进行总结，得出更具有普遍性的结论，加深了对风噪产生机理的理解，可指导风噪优化，同时可为后续风噪仿真验证工作提供参考。

1 风噪测试方法

1.1 简化模型与风洞

简化模型主要用于模拟实车A 柱附近的流动，基本尺寸如图1 所示，模型长2 m、宽1 m、高1 m，前风窗倾角50°，侧窗倾角80°，前风窗与车顶交界处圆角半径为200 mm。与SUV、轿车等乘用车型上车身形状基本相似。

图1 简化模型几何尺寸示意图（单位：mm）

模型主要由车身、窗框、车窗及车内声学包组成。车身及窗框由厚度12 mm 的6061 铝合金制成，隔声量远大于5 mm 厚的钢化玻璃车窗。车身内侧贴有总厚度50 mm的声学包材料，主要由阻尼片、隔音泡沫和吸音棉组成，材料排列与各层厚度如图2所示。声学包大幅增加了车身隔声量，且模型气密性良好，无泄漏噪声，保证车窗玻璃是风噪传入车内的唯一路径。

图2 车身内侧声学包材料示意图

风噪测试在喷口面积为28 m2的汽车专用气动声学风洞中进行，风洞中采用了先进的降噪技术，背景噪声远低于模型风噪，满足测试要求。试验段温度为22 ℃，相对湿度为51%，环境参数可控。模型布置如图3 所示，位于试验段转盘中央，离地间隙为11 cm，以吸音棉包裹支撑脚轮来降低其背景噪声。

图3 风洞中模型布置示意图

1.2 风噪采集与评价

图4为8个GRAS 40LS型表面传声器的布置，用于采集左侧窗不同区域的表面风噪，最大量程为164 dB；图5 所示的HMS IV 型人工头布置于模型中央，用于采集车内风噪；图3 所示模型左侧6 m 处指向模型的PCB 37B02型传声器，用于远场风噪采集。采用Head Lab 测试采集前端，为确保重复性，每个试验模型采集3次取平均，每次采集时长15 s。采用LMS 的Test Lab 试验分析软件，采集的时域压力信号，经傅里叶变换转换至频域，声压信号转换为声压级：

式中：Lp为远场、车内的声压级或侧窗的压力级，其平均计算采用对数平均；pe为待测声压或压力的有效值；参考声压p0=2×10-5Pa。

图4 左侧窗外表面传声器位置图

图5 车内传声器及人工头位置图

外场风噪同时包括水动压与声压，水动压随质点运动沿着对流方向传播，声压依靠气体压缩膨胀向四周辐射传播，水动压量级远高于声压。由于侧窗表面风噪以水动压为主，以压力级评价；车内及远场风噪为声压，以A计权声压级与语音清晰度［9］来评价。

2 试验工况设置

为进行对比分析，设计图6所示5种简化模型：

模型3为未添其他附件的基础模型，方形截面A柱是主要风噪声源，用以研究方形A 柱风噪特性及其随风速、偏航角的变化规律；

模型2，基于模型3 添加了弧形截面A 柱，改变了A 柱涡的形态，使流动更加贴近实车A 柱流场，用以研究弧形A柱风噪；

模型1，基于模型2添加装饰条，减小弧形A柱与前风窗的段差高度，用以验证饰条对A柱的风噪贡献；

模型4，基于模型1 添加后视镜，以验证弧形A柱模型中后视镜的风噪贡献；

模型5，基于模型3 添加后视镜，验证方形A 柱模型中后视镜的风噪贡献。

测试中，模型1、2、4、5 车身姿态均无偏航，风速以120 km/h为主；模型3 风速分为120 和140 km/h两种工况，偏航角从-10°至+10°，每5°为间隔，其中负角度偏航时左侧窗处于背风侧。

图6 风洞测试各模型与A柱截面示意图

3 试验结果分析

3.1 车窗风噪分析

车窗外表面风噪以水动压为主，而非稳态的压力脉动是形成远场风噪及车内风噪的源头，首先对不同模型下的侧窗风噪压力级进行分析。

模型3 为基础模型，反映了方形A 柱的风噪表现。在风速120 km/h 下侧窗测点1 至8 的压力级频谱如图7 所示。对比各测点在整个频段内的压力级可知，A 柱涡在25～10 000 Hz 频段内都有风噪贡献，具有明显的宽频特性。且各测点压力级在中低频差别明显，中低频能量对总压力级贡献较高。

图7 120 km/h模型3侧窗测点压力级频谱

低频风噪对应A 柱涡中尺度较大的拟序结构，根据Kolmogorov 理论，A 柱涡从平均流中获取动能，在大涡破碎成小涡的级联（Cascade）过程中，动能传递至尺度较小的高频涡结构，小涡之间的黏性应力很大，最终通过摩擦将动能耗散为内能，因此高频风噪能量逐渐衰减。频谱趋势上，测点4、7、8 中低频能量较高，在100 Hz 以上频段的压力级均以较大斜率下降，这是由A 柱涡级联过程引起的；而测点2 和3 中低频能量明显较低，说明A 柱涡影响较小；测点1、5、6频谱趋势介于两者之间。即在侧窗表面，A柱涡内中低频风噪较高，高频有明显的衰减现象。

空间上，对比测点1至3，以及测点4至6的总压力级，均显示了距离A 柱越远风噪越低的趋势，如图8 所示。这是由于A 柱涡随着流向距离增加而衰减造成的压力脉动的降低。

模型2 基于模型3 添加弧形A 柱，反映了实车A柱的风噪表现，120 km/h 下其侧窗各测点压力级频谱如图9 所示，由于弧形A 柱控制了流动分离，减小了A柱涡，降低了侧窗表面的压力脉动，部分测点中低频压力级明显降低。在图8 所示侧窗8 个测点总压力级中，除测点2 与3 升高以外，测点4、5、6、8 均明显降低。侧窗平均压力级降低4.08 dB。

图8 120 km/h各模型侧窗测点总压力级

图9 120 km/h模型2侧窗测点压力级频谱

模型1基于模型2增加饰条，120 km/h下侧窗测点压力级频谱如图10所示。结合图8，增加饰条后，测点1、4和5总压力级明显降低，其中测点4降低8.93 dB，测点2与3总压力级升高，其他测点变化较小。即对弧形A柱添加饰条对侧窗部分测点有降噪效果，存在部分测点风噪升高，侧窗平均压力级降低0.71 dB。

图10 120 km/h模型1侧窗测点压力级频谱

模型4在模型1的基础上添加后视镜，侧窗表面风噪由弧形A 柱与后视镜共同贡献，120 km/h 侧窗压力级如图11 所示。后视镜风噪在低频有明显的压力级峰值，在120 km/h风速下，该频率为43 Hz，当风速增加至140 km/h 时，该频率响应增加至50 Hz，这是由于后视镜回流涡脱落频率随风速升高而增加，在测点4～6 的压力级峰值最明显。如图8 所示侧窗各点总压力级中，基于弧形A 柱，模型4 中后视镜在测点1～6 中均有明显风噪贡献，对远离后视镜的测点7 与8 影响较小。模型4 中后视镜对侧窗平均压力级贡献为5.5 dB。

图11 120 km/h模型4侧窗测点压力级频谱

模型5在模型3基础上添加后视镜，侧窗表面风噪由方形A 柱与后视镜贡献，120 km/h 侧窗压力级如图12 所示。测点4～6 在频率43 Hz 处也存在峰值，证明该峰值是由后视镜风噪贡献。如图8 所示的总压力级中，基于方形A 柱，模型5 中后视镜对测点7～8 的风噪贡献依然较小。与模型4 相比，后视镜在测点4～6 的风噪贡献明显降低，对侧窗平均压力级贡献减小2.17 dB，这是由于方形A 柱的掩蔽效应造成的。由于模型3 中测点2 与3 受A 柱涡影响很小，风噪很低，而后视镜的存在增加了该区域的压力脉动，因此增幅明显。这说明A 柱的形状不仅影响A 柱涡风噪，作为背景流动，也影响后视镜风噪贡献。

图12 120 km/h模型5侧窗测点压力级频谱

当风速由120增加至140 km/h时，模型1、3、4、5侧窗测点总压力级变化如图13和图14所示。随风速增加，车窗表面各测点总压力级均匀增加，风速增加20 km/h，模型1、3、4、5车窗平均总压力级分别增加3.14、2.77、2.75、2.71 dB。此处，风速增加至140 km/h时，模型4和模型5中后视镜风噪侧窗平均总压力级贡献分别为5.11和2.11 dB，风噪贡献变化不大。

图13 120和140 km/h模型1和模型4侧窗测点总压力级

图14 120和140 km/h模型3和模型5侧窗测点总压力级

120 km/h 下，模型3 不同偏航角下侧窗测点1的压力级频谱如图15所示。从0°～-10°左侧窗处于背风侧，即侧风从模型车右侧向左侧吹，随着偏航角度增加，使得A 柱涡分离区内压力脉动增强，测点1 的压力级在全频段内明显增加，在-5°和-10°总压力级分别比无偏航增加8.58 和11.54 dB。与之相反，从0°～+10°A 柱涡变小，侧窗处于迎风侧，尽管气流滞止可能造成静压升高，但A 柱涡变小使得压力脉动明显降低，在+5°和+10°测点1 总压力级分别降低12.22和15.12 dB，两种角度下在800 Hz以上的压力级差别较小。

图15 120 km/h模型3偏航时侧窗测点1压力级频谱

3.2 远场风噪分析

远场风噪反映了汽车行驶中对环境噪声的贡献，由于未经过玻璃的隔声和内饰吸声，能够更直观地反映各模型的风噪中车外声压的贡献和频率特性。

风速120 km/h 下模型左侧6 m 处的远场声压级频谱如图16 所示。对比模型1 与2，容易发现饰条对远场风噪贡献不明显。对比模型2 与3，方形A 柱的远场风噪在全频段内明显高于弧形A 柱，特别是在315 Hz 以上，且在4 000 Hz 附近声压级最大增幅为12.8 dB（A），总声压级增加5.82 dB，语音清晰度降低17.84百分点。

图16 120 km/h各模型远场测点声压级频谱

对比模型1 与4，在弧形A 柱模型的基础上，后视镜在200～2 000 Hz频段声压级明显增加，最大增幅为4.45 dB（A），总声压级增加1.52 dB，语音清晰度降低了3.46百分点。对比模型3与5，在方形A柱模型的基础上，后视镜风噪贡献主要在160～800 Hz频段，最大增幅为2.55 dB（A）。在1 000 Hz以上，后视镜风噪贡献被方形A 柱的风噪掩盖，总声压级反而降低2.11 dB，语音清晰度升高6.32 百分点。此外，模型4 和5 的远场风噪中，没有发现后视镜在低频的声压级峰值频率。这说明，图11和图12中的低频压力级峰值主要是水动压的波动，水动压沿着流动方向传播，而对远场风噪无贡献。

风速120 和140 km/h 下各模型远场风噪总声压级与语音清晰度如图17 所示。随着风速增加20 km/h，模型1、3、4、5 的远场风噪总声压级分别增加4.86、4.52、4.8、4.83 dB（A）。语音清晰度分别降低15.38、11.29、15.66、15.81 百分点。反映了随风速增加，远场风噪增长情况。

在120 km/h 风速下，不同偏航角下模型3 远场风噪如图18 所示，1 000 Hz 以上声压级变化明显。当偏航-10°时，远场侧点处于背风侧，总声压级升高1.66 dB（A）时，语音清晰度降低2.65 百分点。而当偏航+10°时，远场风噪总声压级降低2.76 dB（A），语音清晰度升高9.49百分点。

图17 120和140 km/h各模型远场测点总声压级与语音清晰度

图18 120 km/h模型3偏航时远场测点声压级频谱

3.3 车内风噪分析

车内风噪一部分由水动压激励车窗振动产生，一部分由车外声压透过车窗向车内辐射。车内噪声直观反映了人耳的直接感受。

120 km/h 各模型的车内人工头左耳声压级如图19～图21 所示。对比模型2 与3，方形A 柱比弧形A柱的车内风噪总声压级高2.52 dB（A），语音清晰度低3.18 百分点。由于玻璃隔声作用，方形A 柱在500 Hz 以上的中高频车内声压级增幅明显小于图16所示的远场风噪变化。

图19 120 km/h模型2与3车内声压级频谱

对比模型1 与4，基于弧形A 柱模型，后视镜车内总声压级贡献为0.62 dB（A），语音清晰度贡献为9.63 百分点。对比模型3 与5，基于方形A 柱模型，后视镜车内总声压级贡献为0.73 dB（A），语音清晰度贡献为4.36 百分点。对比频谱发现，模型4 中后视镜2 000 Hz以上对车内风噪的贡献明显高于模型5，即方形A柱对后视镜风噪在高频段的车内风噪掩蔽作用明显，对车内语音清晰度影响较大。

图20 120 km/h模型1与4车内声压级频谱

图21 120 km/h模型3与5车内声压级频谱

风速120 和140 km/h 下各模型车内风噪总声压级和语音清晰度如图22 所示。随着风速增加20 km/h，模型2、3、4、5 的车内风噪总声压级分别增加4.95、4.69、4.1、4.2 dB（A）。语音清晰度分别降低17.82、16.53、13.89、16 百分点。反映了随风速升高车内风噪增长情况。此外，从图中同样发现模型1添加饰条后车内风噪变化较小。

图22 120和140 km/h各模型车内人工头左耳总声压级与语音清晰度

120 km/h 模型3 偏航时车内风噪频谱如图23所示，人工头左耳能够反映左侧窗的风噪变化。如前所述，负角度偏航时左耳位于背风侧，反之为迎风侧。相比于图18 所示远场风噪，由于玻璃隔声的影响，车内风噪变化幅度明显减小。在2 500 Hz 以上频段的声压级变化较大，且变化趋势与外场风噪相似。相比于0°工况，偏航+5°、+10°时2 500 Hz 以上迎风侧车内声压级分别平均降低1.83、3.49 dB（A）。偏航-5°、-10°时2 500 Hz 以上背风侧车内声压级分别平均升高1、1.51 dB（A）。对比语音清晰度发现，偏航+10°与-10°时，车内语音清晰度分别升高0.45 百分点与降低2.04 百分点。此外，文献表明曲率半径较大的弧形A 柱，风噪对偏航的灵敏度更低［10］。