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天窗风振噪声控制之流道-开槽导流板方案设计
2020-06-24 21:24:46· 来源：中国汽研汽车风洞技术 作者：张全周
汽车风振噪声已成为当前汽车NVH领域关注的热点问题之一，由于风振噪声产生机理的特殊性和有效控制存在的技术难点，开展汽车风振噪声快速预测方法、多因素影响规
汽车风振噪声已成为当前汽车NVH领域关注的热点问题之一，由于风振噪声产生机理的特殊性和有效控制存在的技术难点，开展汽车风振噪声快速预测方法、多因素影响规律及内在机理分析和优化控制研究，具有重要的理论意义和工程应用价值。中国汽研风洞中心通过研究已形成非常实用的汽车风振噪声控制低成本方案，将有效助力车企汽车风振噪声性能整体提升。本公众号将通过三期内容介绍相关研究成果，特别致谢风振噪声专家安长发博士的突出贡献。
作者简介
张全周博士：
中国汽研汽车风洞中心风噪性能开发工程师， 长期从事风振噪声研究与开发工作，相关研究成果已在JVC、Applied Acoustics、汽车工程等学术刊物上发表。
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1. 天窗风振噪声问题车速区间识别
汽车风振噪声通常发生于特定车速区间内，其与车速关联密切。中国汽研风洞中心以某实车为例，计算分析车速对天窗风振噪声频域特征的影响，以识别其问题车速区间。
风振噪声主频率一般在20Hz左右，其波长跨度远超过车厢的空间尺寸，故其频域特征在空间分布上具有一致性。在研究过程中均统一针对驾驶员右耳处的风振噪声频谱开展分析。图1显示了驾驶员右耳处的天窗风振噪声声压级峰值Peak SPL随车速V1的变化关系。可以看出，除V1=40km/h外，其余车速下的Peak SPL均在100dB以上，而在V1=70-100km/h车速区间内，Peak SPL更是高达140dB，故该实车存在极其严重的天窗风振噪声问题。后续将针对天窗风振噪声最为严重的车速工况（V1=90km/h），开展其控制方法研究。
图1 天窗风振噪声声压级峰值Peak SPL随车速V1的变化关系
2. 流道-开槽导流板控制方案设计
导流板是当前最为常见的天窗风振噪声控制措施，选型、布置安装等均会对其降噪效果造成影响。有研究表明[1]，平直导流板可较好地改善汽车天窗风振噪声性能，且在其后缘开槽，可使其降噪效果进一步提升。但是，现有研究多未考虑天窗前缘端面与导流板前缘之间流道的影响，且并不存在一款确定的导流板可完美解决所有车型的天窗风振噪声问题。鉴于此，中国汽研汽车风洞中心提出了一种流道-开槽导流板控制方案，同时呈现了一套完整的导流板设计开发流程。
流道-开槽导流板初步设计
考虑导流板选型及安装布置等问题，提出了流道-开槽导流板控制方案，其具体型式及相关设计参数如图2所示。当天窗处于关闭状态时，导流板被收纳在天窗前缘的雨水槽内；天窗开启后，导流板受其连接臂上的弹簧作用被弹起。该导流板的上、下缘均与天窗前缘平行，其外形由形状参量a、b、W和D决定，其安装位置由位置参量gap和φ共同决定。在设计开发过程中，若依次对每个设计参量进行计算分析，工作量巨大，将大为延缓研发周期。鉴于该导流板方案由平直导流板演变而来，故其部分设计参量可参考平直导流板相关研究加以确定。
图2 流道-开槽导流板控制方案
汽车风振噪声专家安长发博士曾基于CFD仿真探讨了平直导流板高度Height和安装角度Angle对天窗风振噪声声压级峰值Peak SPL的影响[2]。结果显示，当Angle在0°-60°区间内变化时，以Angle=40°时的Peak SPL最小；当Height在43-60mm区间内变化时，Peak SPL基本维持不变。故流道-开槽导流板方案中的位置参量φ（该角度与安博士研究中的安装角度Angle互为余角），取50°；形状参量b（对应于安博士研究中的Height），取43mm（注：导流板高度过高不利于气动减阻）。至于其它设计参量，即形状参量a、W和D，以及位置参量gap，后续将通过影响分析的方法加以确定。此处先给定一个初步设计方案，即形状参量a=10mm、b=43mm、W=60mm、D=15mm（其中，槽宽W、槽深D与原始城堡型导流板的相应参量一致），以及位置参量gap=15mm，φ=50°。接下来将基于此初步设计方案，对流道-开槽导流板的降噪作用进行分析。以下计算分析均在天窗风振噪声最严重的车速（V1=90km/h）工况下展开。
流道-开槽导流降噪作用分析
降噪效果分析
图3对比了原始城堡型导流板和流道-开槽导流板初步方案所对应的声压级频谱。结果显示，原始城堡导流板对应的风振噪声声压级峰值为142.7dB@24Hz，流道-开槽导流板初步方案对应的风振噪声声压级峰值为110.4dB@25Hz。可见，替换为流道-开槽导流板初步方案后，Peak SPL降幅达32.3dB，降噪效果显著。
图3 原始城堡型导流板和流道-开槽导流板初步方案所对应的声压级频谱
降噪机制分析
流道-开槽导流板的降噪机理，尤其是天窗前缘端面与导流板前缘之间流道对天窗风振噪声的影响尚不明晰，此处将从流道的降噪作用、开槽的降噪作用两个方面对该导流板方案的降噪机制进行探究。
（1） 流道的降噪机制
为探究流道的降噪作用，在流道-开槽导流板初步方案的基础上，调整位置参量gap=0mm，称该方案为“初步方案（去除流道）”，与初步方案做分析对比。
图4对比了初步方案（去除流道）和初步方案所对应的声压级频谱。结果显示，去除流道时，风振噪声声压级峰值为120.5dB@25Hz；与之相较，增设流道后，相应的风振噪声声压级峰值Peak SPL降至110.4dB，降幅达10.1dB。可见，该流道对于天窗风振噪声抑制具有积极作用。
从流场角度对流道的降噪机理进行探究。图5对比了无流道和有流道两种情况下，天窗前缘附近区域的速度云图。结果显示：1）无流道时，掠过天窗前缘的气流在导流板正面的引导下，沿路径1向后流动；而增设流道后，掠过导流板的气流被分成了两部分，一部分依旧在导流板正面的引导下，沿路径1向后流动，而另有一部分气流经流道，沿路径2流动至导流板背部区域。2）在导流板后缘，即A区域，由于外形突变，流经路径1的车外气流在该位置之后逐渐发生流动分离；增设流道后，部分车外气流流经流道、路径2，使A区域内侧气流流速增加，进而降低了A区域外侧、内侧气流之间的速度梯度，在一定程度上抑制了上述流动分离现象。进一步观察B区域，可以发现，无流道情况下的流动分离明显强于有流道的情况。图6为无流道和有流道两种情况下，天窗区域的Q准则云图。对比可知：无流道情况下，天窗中后部及天窗后缘附近（C区域）的涡团尺度更大，且有更多的涡团经天窗后缘侵入车内，由此车厢内、外气流交换更剧烈，车内压力扰动也更大，天窗风振噪声也更为显著。
图4 初步方案（去除流道）和初步方案所对应的声压级频谱
图5 有、无流道情况下，天窗前缘区域的速度云图
图6 有、无流道情况下，天窗区域的Q准则云图
可见，增设流道抑制了天窗前缘的气流流动分离，进而对自上游向下游的旋涡运动/迁移、后缘的旋涡撞击破碎过程造成影响，最终起到了削弱车内压力扰动，抑制天窗风振噪声的作用。
（2）开槽的降噪机制
为探究开槽的降噪作用，在流道-开槽导流板初步方案的基础上，填充起导流板后缘开槽，称该方案为“初步方案（不开槽）”，与初步方案做分析对比。
图7对比了初步方案（不开槽）和初步方案所对应的声压级频谱。结果显示，不开槽时，风振噪声声压级峰值为116.8dB@25Hz，与之相较，开槽后，相应的风振噪声声压级峰值Peak SPL降至110.4dB，降幅达6.4dB。可见，导流板后缘开槽有助于抑制天窗风振噪声。
从流场角度对后缘开槽的降噪机理进行探究。图8对比了导流板后缘不开槽和开槽两种情况下，以静压渲染的天窗区域Q准则等值面图。结果显示：不开槽时，除天窗左、右两侧边缘附近外，其余各处的涡团在展向上均匀分布；开槽后，涡团在展向上的均匀分布被打破，在A区域，涡团分布的展向不均匀性十分明显，而在B区域，压力分布的不均性显而易见。这种展向分布不均性，将促进展向上的涡团间相互作用，耗散能量的同时，使该区域的湍流度增加。相比于层流，湍流更难激发噪声[3]，加之开槽后，导流板后方区域能量耗散加剧，故导流板后缘开槽有助于降低车内风振噪声。
图7 初步方案（不开槽）和初步方案所对应的声压级频谱
图8 有、无开槽情况下，天窗区域的Q准则等值面图
综上，流道-开槽导流板兼顾流道和开槽的降噪功用，从而可以抑制天窗风振噪声声压级峰值。
设计参数影响分析
现通过影响分析的方法探究流道、开槽相关设计参数对天窗风振噪声的影响规律，以选定一个较优的流道-开槽导流板控制方案。
流道相关设计参数影响分析
在给定形状参量a=10mm、b=43mm、W=60mm、D=15mm，位置参量φ=50°的情况下，取缝隙宽度gap=10、15和20mm，以探究缝隙宽度对天窗风振噪声的影响规律。图9（a）显示了不同缝隙宽度gap所对应的声压级频谱。可知：随着缝隙宽度gap的增大，风振噪声声压级峰值Peak SPL先升后降，以gap=20mm时最小。
在给定形状参量b=43mm、W=60mm、D=15mm，位置参量φ=50°、gap=20mm的情况下，取导流板下部高度a=5、10和15mm，以探究导流板下部高度对天窗风振噪声的影响规律。图9（b）显示了不同导流板下部高度a所对应的声压级频谱。可知：风振噪声声压级峰值Peak SPL随着导流板下部高度a的增大而降低，以a=15mm时最小。
图9 流道相关设计参数影响分析
开槽相关设计参数影响分析
在给定形状参量a=15mm、b=43mm、D=60mm，位置参量φ=50°、gap=20mm的情况下，取槽深D=10、15和20mm，以探究槽深对天窗风振噪声的影响规律。图10（a）显示了不同槽深D所对应的声压级频谱。可知：随着槽深D的增大，风振噪声声压级峰值Peak SPL变化很小，其中以D=20mm时的Peak SPL最小。
在给定形状参量a=15mm、b=43mm、D=20mm，位置参量φ=50°、gap=20mm的情况下，取槽宽W=50、60和70mm，以探究槽宽对天窗风振噪声的影响规律。图10（b）显示了不同槽宽W所对应的声压级频谱。可知：随着槽宽W的增大，风振噪声声压级峰值Peak SPL先降后升，以W=60mm时最小。
图10 开槽相关设计参数影响分析
综上，最终选定了较优的流道-开槽导流板方案（优选方案），即形状参量a=15mm、b=43mm、W=60mm、D=20mm，位置参量φ=50°、gap=20mm。
导流板优选方案降噪效果分析
图11所示为原始城堡型导流板、流道-开槽导流板初步方案、流道-开槽导流板优选方案所对应的声压级频谱。由图可知：相比于原始城堡型导流板，流道-开槽导流板初步方案对应的风振噪声声压级峰值Peak SPL由142.7dB降低至110.4dB，降幅达32.3dB；经影响分析，优选方案对应的Peak SPL又进一步降低了9.8dB，至100.6dB，降幅高达42.1dB。至此，实现了实车天窗风振噪声的有效控制。
图11 原始城堡型导流板、流道-开槽导流板初步方案和优选方案所对应的声压级频谱对比
3 小 结
围绕汽车风振噪声预测方法与优化控制问题，在风振噪声专家安长发博士的指导下，中国汽研风洞中心开展了汽车风振噪声计算模型与分析、基于时变车速状态的风振噪声快速预测方法及应用、考虑车速-侧风耦合的风振噪声预测模型建模及应用、抑制前缘旋涡脱落的风振噪声优化控制方案，以及道路试验验证等一系列工作。
经综合考虑降噪效果、安装布置，以及是否会额外引入风阻、高频风噪等因素，发现“抑制前缘旋涡产生/脱落”是当前较为可行的风振噪声控制方法。本期所介绍的流道-开槽导流板控制方案设计方法所得到的优先方案通过实车验证可以实现天窗风振噪声的有效控制，可广泛应用于工程实践。
下期预告：
风振噪声控制技术分享（三）| 基于前缘子空腔的天窗风振噪声优化控制方案
参考文献
[1] Karbon K, Singh R. Simulation and design of automobile sunroof buffeting noise control [C]. 8th AIAA/CEAS Aeroacoustics Conference & Exhibit, Breckenridge, 17-19 June, 2002.
[2] An C F, Singh K. Optimization study for sunroof buffeting reduction [R]. SAE Technical Paper 2006-01-0138, 2006.
[3] 胡兴军, 张扬辉, 董春波, 等.来流边界层对空腔风振噪声影响[J/OL]. 吉林大学学报(工学版): 1-16[2020-04-14]. https://doi.org/10.13229/j.cnki.jdxbgxb20190812.
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