王 俊，龚 旭，董国旭,2，陈如意,2，李 林

(1.重庆长安汽车股份有限公司汽车工程研究总院，重庆 401120; 2.汽车噪声振动和安全技术国家重点实验室，重庆 401120)

2016194

侧风下某车型A柱风噪优化研究

王 俊1，龚 旭1，董国旭1,2，陈如意1,2，李 林1

(1.重庆长安汽车股份有限公司汽车工程研究总院，重庆 401120; 2.汽车噪声振动和安全技术国家重点实验室，重庆 401120)

首先通过CFD分析发现某车型在侧风下风噪明显变大，而减小前风窗与A柱的断差和优化A柱型面可将A柱气流分离区体积分别减小约35%和20%，而在A柱添加装饰件可明显地减小A柱分离区的体积，最大降幅可达到64%。其次，通过大涡模拟对侧风下A柱装饰件和原状态的流动特征和侧窗表面声压级进行对比分析表明，A柱添加装饰件后的侧窗表面的面积权重声压级在62.5～2 000Hz范围内可降低2.4～6.1dB。车内测试表明，装饰件方案对声压级和语音清晰度有明显的改善效果，且侧风下效果更明显，最大可到1.4dB(A)和8.1%。最后简洁地总结了A柱的设计要点和改善风噪的措施。

汽车；风噪；A柱；侧风；风洞测试

前言

当车速达到120km/h时，气动噪声(也称风噪)成为主要的噪声源，较大的风噪会影响车内语音清晰度，影响乘员之间的交流，同时让长途行驶的驾驶员和乘员感到疲劳。市场调查发现，目前消费者对汽车性能抱怨最多的问题之一就是气动噪声过高。因此，研究和降低气动噪声己成为控制高速车辆噪声的关键技术之一。

后视镜的风噪问题一直备受关注，其分析和测试研究较多。文献[1]中提出一种流场中声波分离方法用于近场声源计算，并用3种外型的后视镜进行声场计算来验证该方法。文献[2]中通过侧窗和车门两种位置的外后视镜对比，发现位于车门的后视镜更安静。而近几年来，众多车企和学者逐渐开展了雨刮、底盘和车内噪声预测的研究，同时开始关注侧风状态下的风噪。如文献[3]中研究了不同停放位置与驻放位置的雨刮对车内噪声的影响，表明侧风和较高的停放位置均会明显增加风噪；文献[4]中研究一款轿车底盘对车内噪声的影响，获知底盘对30～500Hz频段的噪声有一定的贡献量；文献[5]中对风噪源的特性和乘员舱内的噪声进行了较为系统的分析和测试；文献[6]中对有无侧风两种情况下的车内噪声进行了计算和测试，通过计算流体动力学(CFD)和统计能量法(SEA)预测车内噪声，得出在侧风下，其背风侧的噪声会明显高于无侧风。

某车型在工装样车开发阶段进行主观驾评时，发现该车在侧风的环境下风噪尤为明显，经初步分析确定为A柱的风噪问题，而国内尚未对侧风下风噪进行研究。文献[7]中对无侧风下A柱装饰件进行仿真分析和测试，得出A柱装饰件能在700～5 500Hz频段内改善乘员舱内噪声约2dB(A)，但文献[7]中仅研究了无侧风下有无装饰件对A柱风噪的影响。本文中通过对该款车型A柱的研究，计算获得侧风下A柱分离区的影响因素排序，并对装饰件进行参数化分析，获得最优方案，通过大涡模拟(LES)获得侧窗表面声压改善幅度并对标风洞测试结果，用来确定分析结果的可信性，同时对车内噪声的影响进行测试。最后通过此研究提出了低风噪A柱设计方案和优化方法，避免再次出现类似问题。

1 原状态平均流场分析

在实际行驶过程中，由于道路和环境的状态，譬如弯道、路桥、开阔路面和有风天气，车辆会存在偏航角或者处于侧向风的环境中，其可以统一采用较小的偏角来研究，图1为风洞试验中的偏角示意图。车辆在合成风风速为120km/h和-10°偏航角状态时，侧向风依据三角关系分解后约为20.8km/h(即5.78m/s)，属于4级和风。

图1 不同偏角的示意图

对原状态进行雷诺平均流场计算，获得-10°和0°偏角下的空间流线、气流分离区、压力分布和表面流线，如图2和图3所示。

图2 原状态的流场(-10°偏角)

图3 原状态的流场(0°偏角)

由图2可见：在-10°偏角下，背风区，即驾驶员侧的A柱分离区非常明显，侧窗上部分区域被分离区所覆盖；观察到流线在A柱分离区内不断翻转，表示A柱形成了强烈的旋涡；A柱有非常显著的负压区域，且侧窗的负压区域较大，气流动量损失明显；侧窗的表面流线显示，侧窗表面的大面积气流因为被A柱分离区的负压抽吸而流向A柱分离区。

由图3可见：在0°偏角下，A柱分离区并不明显，A柱附近的流线虽然上扬，但并没有形成强烈的旋流；A柱有明显的负压区域，侧窗的负压区域较小，侧窗的表面流线显示，气流被抽吸的现象并不明显。

通过CFD分析证实，该车型在侧风作用下，其流场发生明显改变，导致其风噪变大，而0°偏角的常规分析却难以发现A柱的风噪问题。

2 侧风下A柱气流分离区的影响因素

原状态A柱的断面结构如图4所示。由图不难发现：该车型A柱前沿的第Ⅰ段平面(迎风平面)很窄，仅约为8mm，而第Ⅱ段接近平面；其A柱与前风窗的断差约为20～22mm。对于流动导致的噪声而言，通常可通过改善流动状态来减小噪声。因此探讨在-10°偏角下，运用雷诺平均方法获得A柱的结构与其分离区体积的关系，期望能找到改善A柱附近的流动状态，减小分离区范围，最终达到改善A柱风噪的方法。

图4 原状态A柱的断面结构

2.1 A柱与前风窗的断差

A柱与前风窗之间的断差D见图4。以2mm的间隔，将其从原始的22减小至14mm。通过CFD分析，计算改变断差后的分离区体积V1与原状态分离区体积V0的百分比，获得A柱断差D与V1/V0的关系图，如图5所示。图上显示出两段直线，直线2斜率约为直线1斜率的2倍，表明断差减小到18mm以后，再减小断差，分离区会减小更加明显。减小断差对分离区的改善效果在35%以内。

图5 A柱断差与A柱分离区体积关系

2.2 A柱型面

通过研究发现，A柱的型面过于平直，不利于气流沿着A柱型面圆滑地流向后方，可将A柱型面向外凸起，如图6所示，以避免气流提前分离，减小分离百分比。型面凸起量C从0增至5mm(间隔1.25mm)时分离百分比的变化如图7所示。

图6 A柱型面凸起量示意图

图7 A柱凸起量与分离区体积关系

由图可见，随着C的增加，分离区体积持续减小。图上显示出3段直线，下一段直线斜率依次约为上一段直线斜率的2倍，表明C越大，分离区的减小越明显。增加A柱凸起量对分离区的改善效果在20%以内。

图8和图9分别为A柱段差为14mm和凸起5mm时的分离区。由图可见，减小断差和型面凸起后，A柱分离区比原来减小，但流场结构并未发生明显改变。

图8 A柱断差为14mm的分离区

图9 凸起5mm时的分离区

2.3 A柱装饰件的参数化分析

为进一步降低A柱分离区体积，在A柱前沿增加装饰件，对矩形截面A柱装饰件的高度H和宽度W进行参数化分析，考察这两个参数对分离区体积的影响。高度为18mm的装饰件，基本与A柱的断差相当，可以近似看作A柱第Ⅰ段型面的拓展。图10为同一宽度W下，不同高度H装饰件的示意图。

图11为A柱装饰件参数对分离区体积的影响。由图可见，增加装饰件的高度H或宽度W均会减小A柱的分离区体积。当H=10mm，W=12mm时，分离区体积仅减小了约20%，可见较小尺寸的装饰件对分离区的体积改善并不明显。当H=18mm，W=20mm时，分离区的体积最小，减小了约64%。当H=18mm时，W在12～20mm范围内分离区体积相对原状态都会明显减小，表明高度上更接近A柱断差的装饰件对分离区改善效果更明显，而当宽度达到16mm后，再增加装饰件宽度，分离区体积难以再明显减小。由此可知，第Ⅰ段型面对分离区的影响非常显著，合理的第Ⅰ段平面宽为24mm(装饰件宽度16mm+现有第Ⅰ段平面宽度8mm)。

图10 不同高度的装饰件的示意图

图11 A柱装饰件参数对分离区体积的影响

图12为4种参数装饰件的A柱的流线和A柱中段的水平截面的总压图。当装饰件高度较小(H=10mm)时，宽度W=16mm相对W=12mm和W=20mm拥有较小的分离区，这是因为装饰件的这个宽度刚好可使气流从前风窗过渡到A柱，最迟发生气流分离。流线显示W=16mm时A柱附近的气流速度最大，表明A柱对气流的阻碍最小，能量损失也最小。而当H=18mm和W=20mm时，流线更靠近侧窗，从总压图可以看出，气流到达A柱末端才开始分离，所以其分离区较其他参数都小。

图12 4种参数装饰件的A柱的流线和分离区

图13为安装H=18mm和W=20mm的装饰件后的流场。由图可见：相对于原状态，A柱的分离区明显变小，A柱附近的空间流线更为集中；侧窗的负压分布发生改变，更加靠近A柱且负压区域显著变小；侧窗表面流线显示，侧窗附近的气流被A柱分离区的负压抽吸现象有明显减弱，较多的气流顺畅地往车身后部流去。下面将以此参数的A柱装饰件进行非定常流场分析和风洞测试验证。

3 侧风下非定常流场研究

大涡数值模拟(LES)的主要思想是：大尺度湍流直接使用数值求解，只对小尺度湍流脉动建立模型[8]。将上述雷诺平均流场计算结果设为非定常流分析的初始场，采用大涡数值模拟进行求解，获得侧窗区域的非定常流场，如图14所示。由图可见：A柱产生非常明显的分离，形成沿A柱方向的纵向涡流，此涡流距离侧窗位置较近，会对气动噪声造成显著影响；气流附着于后视镜迎风面上，并很快从后视镜后端边缘脱落，形成了环状涡流结构，接着，它继续向下游发展并破碎消散。文献[9]中指出，对于低速射流而言，环状涡流结构的发展和破碎是产生气动噪声的主要原因。

图13 H=18mm和W=20mm装饰件的流场

图14 侧窗区域的非定常流场显示

同时可以看到，从前罩装饰件分离的气流拍打到后视镜迎风面，使流场更加紊乱。增加装饰件后，A柱的旋涡区域显著减小，导致A柱的旋涡与后视镜尾涡之间的相互干扰明显减弱。

图15为原状态(上图)和装饰件方案(下图)在250，500和1 000Hz3个倍频程的侧窗表面声压级分布对比。由图可见：两者在中低频下侧窗表面的声压级较高，随着频率增加，声压级明显降低，湍流脉动引起的能量在中低频较高；安装A柱装饰件后，A柱影响区明显变小，气流在附着区的安静地带明显变大，整体看出侧窗表面的声压级均较原状态有明显降低。

图15 不同倍频程下侧窗表面声压级分布图

图16为倍频程分析得到的在62.5～2 000Hz范围内，原状态和装饰件方案侧窗表面的面积权重声压级的对比。由图可见：装饰件方案的声压级比原状态明显降低，在62.5～125Hz低频段改进效果更为显著，最大达到了6.1dB，在250Hz以上频率段改进幅度稳定在2.5dB左右。

图16 侧窗表面的面积权重的声压级对比

4 试验验证和研究

4.1 侧风下表面声压级测试与对标

图17为安装A柱装饰件的测试样车在上海地面交通工具风洞中心(SAWTC)的测试前准备。测试车辆未封闭进气格栅，底盘未作任何处理。

图17 装饰件方案的测试准备

采用HEAD acoustics 36通道采集设备SQlabⅢ和B&K汽车类表面微型传声器进行采样，驾驶员侧每次布置3个测点，测量2次，如图18所示。测点L1-2和L2-1处于A柱的气流影响区，L2-2靠近后视镜尾涡末端，L1-1和L1-3处于气流再附着区，L2-3离乘员舱人耳最近。

图18 表面声压测试的测点分布图

使用HEAD ArtemiS软件进行后处理，得到各个测点的声压频谱图，并与CFD计算结果对比，结果如图19和图20所示。由图可见：在100～3 000Hz范围内，绝大部分测点的原状态和装饰件方案的计算值分别与其对应的测试值较为吻合；但在3 000Hz以上的高频段吻合较差，其原因是计算网格存在一个截断频率，高于该频率后计算误差会明显加大，这符合风噪仿真特性。

从各个测点的总声压级来看，原状态的误差范围约为0.4～4.5dB；优化方案的误差范围约为0.1～3.7dB。CFD模型使用封闭进气格栅和平整简化的底盘，而测试车辆使用实车状态，气流的分配和流动状态会存在一定的差异，导致分析与试验存在误差。另外测试所使用的表面微型传声器会轻微改变侧窗表面的流场引入试验误差，因此每次应该尽量布置较少的测点，而进行多次测量。综上所述，可以看出CFD分析结果具有较高的准确性和可信性。

图19 原状态测点的声压频谱图对标

图20 装饰件方案测点的声压频谱图对标

图21为原状态与优化方案的试验结果对比。由图可见，位于A柱影响区的L1-2和L2-1的总声压并没有改善，位于后视镜影响区的L2-2的总声压有所改善，而位于再附着流区域的L1-1，L1-3和L2-3总声压级改善非常明显，其与CFD分析亦是吻合的。平均流场分析发现，优化方案A柱的分离区范围明显减小，但是分离区内流线更加集中，旋流更加明显；从大涡模拟分析的流态和侧窗表面声压级可以看出，A柱影响区明显减小，但变小后的A柱影响区的声压级并没有明显变化，其改变发生在A柱影响区以外的后视镜影响区和再附着流区域。

图21 原状态与优化方案的试验结果对比

4.2 车内噪声改善效果的确认

在风洞中依据GB/T18697—2002《声学-汽车车内噪声测量方法》，在驾驶员和前排乘员左右耳处布置共4个传声器采集车内声压级和语音清晰度。获得原状态和装饰件方案两种工况下的改善效果，如表1所示。

从表1可以看出：在0°偏角下，装饰件方案相对于原状态总声压级降低0.5～0.9dB(A)，语音清晰度提高2.8%～3.5%，乘员舱内风噪改善明显；在-10°偏角下，装饰件方案相对于原状态总声压级降低约0.5～1.4dB(A)，语音清晰度提高3.7%～8.1%。在-10°偏角下的改善效果明显优于0°偏角，表明装饰件方案对侧风改善更为明显。在-10°偏角下，4个测点的总声压级和语音清晰度的改善效果从驾驶员左耳到前排乘员右耳依次减小，说明背风侧较迎风侧的改善效果更明显。

表1 乘员舱内声压级和语音清晰度的改善效果

值得一提的是，在后续研究过程中，还对H=10 mm和H=18mm的两种高度(W均为20mm)的装饰件进行道路试验和主观驾评，显示H=10mm的装饰件亦能明显降低车内驾驶员外耳的噪声，但改善效果弱于上述高装饰件方案。

5 结论

本文中通过平均流场分析发现， A柱型面的第Ⅰ段平面对分离区影响非常明显， 当增加H=18mm且W=20mm的装饰件后，分离区体积减小了约60%，说明第Ⅰ段平面为风噪最佳控制要素；其次为A柱与前风窗的断差，当断差为14mm时，分离区减小约35%；最后是第Ⅱ段型面，分离区减小约20%。

对A柱装饰件的参数进一步研究发现：增加装饰件的高度或增加宽度均会减小A柱分离区体积，当装饰件的高度或宽度较小时，改善效果较弱，而且存在最佳组合；当高度达到14mm或宽度达到16mm以上，A柱分离区体积接近合理范围，并且难以再明显减小。

通过大涡模拟发现，增加较高且较宽A柱装饰件后，A柱的旋涡区域显著减小，导致A柱的旋涡与后视镜尾涡之间的相互干扰明显减弱。从侧窗表面面积权重的声压级来看，在62.5～2 000Hz范围内，装饰件方案的总声压级要比原状态低2.4～6.1dB。用侧窗表面测点的声压级来验证分析精度，表明风洞测试与CFD分析结果吻合较好，测试对比确定了装饰件能减低后视镜影响区和气流再附着区域的声压级，但A柱影响区的声压级没有变化。车内声压级和语音清晰度亦验证了优化方案效果明显，且侧风下效果更明显，最大可达1.4dB(A)和8.1%。

侧风状态下流场会发生明显改变，用A柱分离区体积评估A柱风噪性能是可行的。建议在A柱设计时，尽量降低A柱与前风窗之间的断差，将第Ⅰ段平面(迎风平面)留足24mm，第Ⅱ段保证一定的凸起量避免做成平面。如果无法保证第Ⅰ段尺寸要求，则须考虑安装A柱装饰件，高度接近A柱断差，宽度则保证与第Ⅰ段平面宽度的和值24mm，并进行CFD分析确认。

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A Study on Aeroacoustic Noise Optimization for a Vehicle A-pillar Under Crosswind

Wang Jun1, Gong Xu1, Dong Guoxu1,2, Chen Ruyi1,2& Li Lin1

1.ChongqingChanganAutoR&DCenter,ChanganAutomobileCo.,Ltd. ,Chongqing401120;2.StateKeyLaboratoryofVehicleNVHandSafetyTechnology,Chongqing401120

Firstly, it is found by CFD analysis that the aeroacoustic noise of a vehicle obviously increases under a crosswind condition and reducing the flush between front windshield and A-pillar and optimizing A-pillar surface can decrease the volume of airflow separation zone by 35% and 20% respectively under crosswind, and adding a garnish part on flush can significantly reduce the volume of airflow separation zone up to 64% at most. Next, the flow characteristics and the sound pressure level of side window surface of the scheme with garnish part added and original state under crosswind are comparatively analyzed by large eddy simulation with a result showing that with the garnish part added, the area weighted sound pressure level of side window surface lowers by 2.4～6.1dB in a frequency range of 62.5～2 000Hz. Then, an interior testing indicates that the sound pressure level and speech articulation has apparent improving effect, which in particular in low frequency range, can be up to 1.4dB(A) and 8.1% respectively. Finally the design highlight of A-pillar and the measures for improving wind noise are briefly summarized.

vehicles; aeroacoustic noise; A-pillar; crosswind; wind tunnel test

原稿收到日期为2016年7月4日，修改稿收到日期为2016年8月11日。