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

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。

1. 引 言

导流板是当前较为主流的天窗风振噪声控制措施，但部分型式的导流板在抑制天窗风振噪声的同时，可能引入风阻、高频风噪等额外问题，且导流板选型、设计较为复杂，中国汽研汽车风洞中心拟寻求一种可替代导流板的风振噪声控制方案，本期将着重进行介绍。

2. 子空腔的构建

考虑天窗前缘前端面、雨水槽及前横梁等结构特点，提出基于子空腔的新型控制结构方案，如图1（a）所示。天窗前缘子空腔结构形式简单，仅需额外添加一平直挡板即可实现。挡板由上、下两部分组成，下部挡板固连于天窗前横梁，而上部挡板可在下部挡板中滑入、滑出，由此对应天窗的关闭和开启状态。图1（b）所示为天窗前缘子空腔的纵向中截面结构示意图。雨水槽的形式相对固定、不易更改，故子空腔的结构形式实际上是由固连在天窗前横梁上的挡板所决定的。挡板相关的设计参量包括：挡板高度HSC（mm）和安装角度ASC（°）。

现给定两种子空腔初步方案（见表1），后续将基于此初步设计方案，对子空腔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。


图1 基于子空腔的新型控制结构方案

表1 子空腔初步方案


2. 子空腔降噪作用分析

降噪效果分析

图2对比了原始城堡型导流板和子空腔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，1#子空腔和2#子空腔所对应的风振噪声声压级峰值分别为136.4dB@24Hz和111.4dB@24Hz。相比于原始城堡导流板，1#子空腔和2#子空腔所对应的风振主频率均未发生变化，而其风振噪声声压级峰值Peak SPL均有一定程度下降，降幅分别为6.3dB和31.3dB。可见，天窗前缘子空腔确实可起到天窗风振噪声抑制抑制作用，但对应不同结构参数的子空腔，其降噪效果差异巨大。


图2 原始城堡型导流板和子空腔初步方案所对应的声压级频谱

降噪机制分析

在明确了天窗前缘子空腔的降噪效果以后，基于时均流场结果，对其降噪机理进行探究。图3（a）和（b）分别显示了1#子空腔和2#子空腔所对应的天窗区域速度云图及Q准则云图。可以看出，以天窗前缘子空腔替换掉原始的城堡型导流板后，车外来流在天窗前缘即发生第一次流动分离；由于子空腔的存在，此次流动分离被抑制，分离流近似水平的掠过子空腔开口，并在子空腔后缘发生二次分离。1#子空腔后缘壁面（即挡板）略低于天窗前缘，且倾斜角度较小，二次分离后，分离流沿斜下方侵入车内，并在天窗中后部、后缘下方区域形成尺度较大的马蹄涡；但是，相较于原始城堡型导流板（图3（c）），该马蹄涡的尺度有所减小，侵入深度更浅，故1#子空腔略微改进了实车的天窗风振噪声性能。对于2#子空腔，由于其后缘壁面略高于天窗前缘，且倾角较大，其对上游来流的阻碍作用更为明显，相应地，分离流仍近似沿水平方向向天窗后缘迁移，并在天窗中后部、后缘同一水平高度区域形成尺度较小的马蹄涡；较原始城堡型导流板和1#子空腔，该马蹄涡的尺度和侵入深度明显减小，故2#子空腔风振噪声抑制效果更佳。





图3 1#子空腔、2#子空腔及原始城堡型导流板所对应的天窗区域速度云图及Q准则云图

3. 子空腔的优化设计

天窗前缘子空腔可起到天窗风振噪声抑制抑制作用，但对应不同结构参数的子空腔，其降噪效果差异巨大。为达到更好的降噪效果，引入LHD-Kriging方法，结合多岛遗传算法（MIGA），对子空腔的结构参数进行优化设计。

优化问题描述

子空腔的结构形式由挡板相关的设计参数，即挡板高度HSC和挡板安装角度ASC所决定；且此次优化设计旨在改善实车天窗风振噪声性能。故选取为HSC和ASC作为设计变量，选取天窗风振噪声声压级峰值Peak SPL作为响应。

设计变量HSC和ASC受到天窗前缘空间结构的约束，且优化后的响应Peak SPL应较初步方案更低。故可将子空腔的优化设计问题描述为：



试验设计

鉴于拉丁超立方试验设计（LHD）方法具有良好的空间填充能力，可以使样本点尽可能地覆盖整个设计空间，基于该方法进行样本空间构造。试验设计方案如表2所示。

表2 子空腔试验设计方案


近似模型构建

鉴于Kriging近似模型方法在拟合非线性及局部突变问题时的优越性，基于该方法进行近似模型构建。依据表2所示试验设计方案，构建了拟合设计变量HSC、ASC与响应Peak SPL间关系的Kriging近似模型，其响应面如图4所示，可以看出设计变量与响应之间存在明显的非线性关系。

在设计空间上随机选取3组样本点作为验证组，经数值计算获取相应样本点处的FVM计算值，相应地，各样本点处Kriging预测值的相对误差如表3所示。可以发现，各样本点处Kriging预测值的相对误差均在4.1%以内，其精度符合工程要求，可用于子空腔的优化设计。


图4 拟合设计变量HSC、ASC与响应Peak SPL间关系的Kriging近似模型

表3 子空腔：随机样本点处Kriging预测的相对误差


全局寻优

鉴于多岛遗传算法鲁棒性强、高效、易于进化至全局最优解等优点，此处选取该方法进行全局寻优。经50代进化，响应Peak SPL收敛至最小值94.6dB，对应的设计变量HSC=54mm，ASC=80°。如表4所示，对比FVM计算值，MIGA寻优结果与之吻合良好，由此进一步证实了Kriging近似模型的准确性，以及MIGA全局寻优的有效性。

表4 全局寻优结果验证


4. 子空腔优化控制效果分析

图5对比了原始城堡型导流板、2#子空腔初步方案及子空腔MIGA优化方案所对应的声压级频谱。可知：相比于原始城堡型导流板，2#子空腔初步方案对应的风振噪声声压级峰值Peak SPL由142.7dB降低至111.4dB，降幅达31.3dB；经多岛遗传算法全局寻优，子空腔MIGA优选方案对应的Peak SPL又进一步降低了15.1dB，至96.3dB，降幅高达46.4dB。至此，成功消除了该实车的天窗风振噪声问题。


图5原始城堡型导流板、2#子空腔初步方案及子空腔MIGA优化方案所对应的声压级频谱对比

5 总 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。

此次通过三期内容系统总结了现有风振噪声控制方法的优势与不足，呈现了一套完整的流道-开槽导流板控制方案设计开发流程，并提出了一种基于子空腔的新型控制结构方案，为改善汽车风振噪声问题提供了简洁实用的低成本方案。

中国汽研风洞中心针对汽车风振噪声相关问题开展了一系列工作，且取得了一定成果，后续将进一步深化相关研究内容，并将研究成果系统化、实用化，以助力行业汽车风振噪声性能的整体提升。