B柱擾流器對(duì)風(fēng)振噪聲的影響及其機(jī)理 *

陳小勇，姚 璐，郭正鑫，劉 浩，羅 挺，王永亮

（東風(fēng)汽車集團(tuán)有限公司技術(shù)中心，武漢 430056）

前言

在汽車乘坐舒適性指標(biāo)中，風(fēng)噪大一直被眾多消費(fèi)者所抱怨，特別是電動(dòng)車的風(fēng)噪，因?yàn)闆]有發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲的掩蓋效應(yīng)。在汽車開窗行駛過程中，車內(nèi)空氣會(huì)產(chǎn)生一種低頻但波動(dòng)劇烈的振動(dòng)噪聲［1］，即風(fēng)振噪聲，該噪聲會(huì)嚴(yán)重影響車內(nèi)乘員的駕乘體驗(yàn)。因此對(duì)風(fēng)振噪聲的特性進(jìn)行研究并對(duì)其進(jìn)行控制具有重要意義。

風(fēng)振噪聲可分為天窗風(fēng)振和側(cè)窗風(fēng)振兩種，其中天窗風(fēng)振已經(jīng)有較多研究，且得到了較好控制［2-4］。側(cè)窗風(fēng)振的控制相對(duì)較難，研究表明單開后側(cè)車窗的風(fēng)振噪聲要顯著大于單開前側(cè)車窗［5-6］，車內(nèi)各點(diǎn)的風(fēng)振噪聲幅值和頻率是一致的［7］。側(cè)窗風(fēng)振是由自由剪切層的自激振蕩導(dǎo)致車內(nèi)產(chǎn)生壓力脈動(dòng)，壓力脈動(dòng)再與車內(nèi)空腔發(fā)生赫姆霍茲共振而導(dǎo)致的［7］。已有研究總結(jié)了不同車速、不同側(cè)窗開啟工況下的風(fēng)振噪聲變化規(guī)律［5，8-10］，為風(fēng)振噪聲的控制提供參考。對(duì)于側(cè)窗風(fēng)振的控制，眾多研究都提出了被動(dòng)控制方案，例如B 柱擾流器、車窗立柱、后視鏡結(jié)構(gòu)等［5，7，11-14］。風(fēng)振研究一般以樣機(jī)風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方式進(jìn)行［15］，研究表明瞬態(tài)大渦模擬能較準(zhǔn)確地捕捉風(fēng)振噪聲［7］，不同湍流度對(duì)側(cè)窗風(fēng)振噪聲會(huì)有一定影響［16］。Mendonca 等［17］的研究發(fā)現(xiàn)簡易縮比模型可以預(yù)測全尺寸整車模型的風(fēng)振噪聲。以上研究用仿真和試驗(yàn)的方法對(duì)風(fēng)振噪聲的產(chǎn)生機(jī)理、不同工況下風(fēng)振噪聲的特性以及風(fēng)振噪聲的控制方法進(jìn)行了探索，為理解和控制汽車風(fēng)振噪聲提供了思路。

在這些研究的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步探索不同形式B柱擾流器對(duì)后側(cè)窗風(fēng)振噪聲的影響，且揭示不同擾流器對(duì)風(fēng)振的影響機(jī)理。首先，用不同車速下的風(fēng)振仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)標(biāo)驗(yàn)證了仿真方法的有效性；然后結(jié)合風(fēng)振仿真中的速度場和壓力場解釋了風(fēng)振噪聲的產(chǎn)生機(jī)理，同時(shí)提出了風(fēng)振噪聲的降噪策略；接著通過仿真方法探究了4 種B 柱擾流器降噪方案對(duì)后側(cè)窗風(fēng)振噪聲的影響，并揭示了不同B 柱擾流器對(duì)風(fēng)振的影響機(jī)理；最后用試驗(yàn)驗(yàn)證了兩種B 柱擾流器方案的有效性。本文研究內(nèi)容對(duì)于進(jìn)一步理解和控制風(fēng)振噪聲具有一定理論意義和工程應(yīng)用價(jià)值。

1 風(fēng)振仿真方法的有效性驗(yàn)證

擬采用流場仿真和試驗(yàn)相結(jié)合的方法探究不同形式B 柱擾流器對(duì)風(fēng)振的影響及其機(jī)理，因此首先需要將風(fēng)振仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證風(fēng)振仿真方法的有效性。

1.1 仿真方法

將整車外表面和內(nèi)飾的封閉幾何模型導(dǎo)入Star-CCM+流體仿真軟件，幾何模型的左后車窗全開，以模擬產(chǎn)生風(fēng)振的工況。在Star-CCM+中新建計(jì)算域以模擬風(fēng)洞，計(jì)算域大小為13 倍車長，12 倍車寬，6 倍車高，以保證計(jì)算域邊界處的流場不受汽車周圍流場的影響。

接著在計(jì)算域和整車內(nèi)外飾之間生成用于仿真計(jì)算的有限元體網(wǎng)格。為保證計(jì)算精度，同時(shí)提高計(jì)算效率，對(duì)體網(wǎng)格進(jìn)行分區(qū)細(xì)化。距車身0.15 m內(nèi)的網(wǎng)格目標(biāo)尺寸為0.01 m，距車身0.15 ～ 1.3 m以內(nèi)的網(wǎng)格目標(biāo)尺寸為0.05 m，距車身1.3 m 以上的網(wǎng)格目標(biāo)尺寸為0.5 m。最終的體網(wǎng)格數(shù)量約為1 875萬，如圖1所示。

圖1 仿真計(jì)算體網(wǎng)格模型

設(shè)定計(jì)算域和車身內(nèi)外表面的邊界條件，計(jì)算域入口為速度入口（40/70/100 km/h），出口為壓力出口（標(biāo)準(zhǔn)大氣壓力）。車身內(nèi)外表面和車體下的計(jì)算域?yàn)椴豢苫七吔纾M固體界面），其他表面為可滑移邊界（模擬無邊界）。

為提升計(jì)算效率，先以穩(wěn)態(tài)物理模型進(jìn)行計(jì)算，收斂后再以瞬態(tài)可壓分離渦模擬（detached-eddy simulation， DES）模型進(jìn)行計(jì)算。在瞬態(tài)計(jì)算過程中，監(jiān)測車內(nèi)4 個(gè)乘員耳點(diǎn)位置的壓力波動(dòng)。瞬態(tài)計(jì)算時(shí)間步長0.001 s，總時(shí)長2 s，0.5 s 后壓力波動(dòng)趨于穩(wěn)定，選取穩(wěn)定后的1～2 s時(shí)間段內(nèi)的壓力波動(dòng)數(shù)據(jù)，經(jīng)傅里葉變換后得到乘員耳點(diǎn)的聲壓級(jí)-頻率曲線。

1.2 試驗(yàn)方法

風(fēng)振噪聲的峰值頻率很低，在20 Hz 內(nèi)，且幅值較大，在100 dB 以上［5］。與外造型風(fēng)噪、加速噪聲和路噪等其他噪聲相比，風(fēng)振噪聲的頻率很低、量級(jí)很大，因此道路試驗(yàn)的風(fēng)振測試結(jié)果基本不受其他噪聲的影響，可以用來與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

道路風(fēng)振試驗(yàn)在直線水泥路上進(jìn)行，汽車以定速（40/70/100 km/h）行駛，汽車左后車窗全開，與仿真工況保持一致，在車內(nèi)4 個(gè)乘員的耳點(diǎn)位置布置傳聲器，采集汽車行進(jìn)過程中的壓力波動(dòng)，采集時(shí)間為15 s，經(jīng)傅里葉變換轉(zhuǎn)換成聲壓級(jí)-頻率曲線。此外，因道路測試時(shí)，自然風(fēng)會(huì)對(duì)風(fēng)振噪聲產(chǎn)生一定影響，所以同一車速下須測量往返兩次數(shù)據(jù)。

1.3 仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

70 km/h 車速下主駕乘員耳點(diǎn)的仿真與試驗(yàn)結(jié)果曲線的對(duì)比如圖2 所示。從圖中可以看出，由于自然風(fēng)的影響，往返的數(shù)據(jù)存在差異，因此需要對(duì)往返數(shù)據(jù)取均值。

圖2 主駕乘員耳點(diǎn)風(fēng)振噪聲（70 km/h）的仿真與試驗(yàn)曲線

表1 統(tǒng)計(jì)了各工況下各乘員耳點(diǎn)的仿真結(jié)果和往返取均值后的試驗(yàn)結(jié)果，以及仿真和試驗(yàn)結(jié)果之間的誤差，其中峰值頻率的誤差在1.7 Hz 以內(nèi)，風(fēng)振噪聲峰值的誤差在3.9 dB 以內(nèi)。與所調(diào)研的最新研究［13］的精度（0～2 Hz，4.7～6 dB）相比，本文的峰值頻率精度與其相當(dāng)，但峰值大小的精度要更高一些。這表明本文仿真方法的準(zhǔn)確性較好。

表1 乘員耳點(diǎn)風(fēng)振噪聲的仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

2 風(fēng)振噪聲的產(chǎn)生機(jī)理與降噪策略

文獻(xiàn)［8］中利用仿真方法分析了簡易空腔的風(fēng)振產(chǎn)生原理，即自激蕩原理和赫姆霍茲共振原理。接下來根據(jù)這兩個(gè)原理，結(jié)合本課題所做的汽車風(fēng)振仿真結(jié)果，對(duì)汽車風(fēng)振產(chǎn)生機(jī)理進(jìn)行簡要分析，并由此得到風(fēng)振噪聲的降噪策略。

2.1 風(fēng)振噪聲的自激蕩原理

汽車在運(yùn)動(dòng)時(shí)，其表面因?yàn)椴豢苫疲瑫?huì)在周圍的空氣中形成一個(gè)邊界層。邊界層內(nèi)的空氣流速呈梯度變化，接觸車身的邊界和汽車速度一致，接觸空氣的邊界和空氣速度一致。

在開啟的后車窗處，因?yàn)閹缀涡螤钔蛔?，?dǎo)致空氣流場的邊界層分離，產(chǎn)生自由剪切層，如圖3 中后車窗位置的流場所示。

圖3 一個(gè)風(fēng)振周期內(nèi)的流場變化

汽車在運(yùn)動(dòng)時(shí)，車窗內(nèi)外流場存在速度差，這個(gè)速度差會(huì)導(dǎo)致自由剪切層不穩(wěn)定，促成湍流渦的產(chǎn)生，如圖3 中的紅色箭頭所示。產(chǎn)生的渦沿著車窗從前向后運(yùn)動(dòng)，一個(gè)周期后，渦撞擊車窗后緣，舊的渦消失，新的渦在車窗前緣生成。

從0T到3T/8，渦在車窗前半部分運(yùn)動(dòng)，車外的空氣受渦的影響侵入車內(nèi)，自由剪切層向車內(nèi)偏移，車內(nèi)的氣壓增大，如圖4所示。

圖4 一個(gè)風(fēng)振周期內(nèi)的壓力場變化

從T/2 到7T/8，渦在車窗后半部分，車內(nèi)的氣壓已經(jīng)增大到一定程度，車內(nèi)的空氣受渦的影響開始撤出車內(nèi)，自由剪切層向車外偏移，車內(nèi)的氣壓減小。

在T時(shí)刻，渦撞擊車窗后緣，惡化了空腔前緣剪切層的不穩(wěn)定性，誘發(fā)前緣生成一個(gè)新的渦結(jié)構(gòu)，形成渦運(yùn)動(dòng)反饋機(jī)制。

上述的渦的生成和反饋機(jī)制即為汽車風(fēng)振的自激蕩原理，兩個(gè)渦生成的時(shí)間差即為自激蕩的周期，其倒數(shù)為自激蕩頻率。

2.2 風(fēng)振噪聲的赫姆霍茲共振原理

對(duì)于汽車內(nèi)部的幾何空腔結(jié)構(gòu)，存在一個(gè)空腔固有頻率?？涨坏墓逃蓄l率由空腔的幾何形狀和空腔內(nèi)的空氣屬性決定。文獻(xiàn)［8］中給出了簡單空腔的固有頻率經(jīng)驗(yàn)公式，即

式中：c為聲速；A為空腔開口處面積；hc為開口厚度；V為空腔體積。

本文中空腔開口處面積A為0.23 m2，開口厚度hc為0.08 m，空腔體積V為3.21 m3。根據(jù)式（1）可以計(jì)算得到汽車內(nèi)部空腔的固有頻率f為19.8 Hz。隨著空氣流速的變化，汽車風(fēng)振自激蕩的周期和頻率也會(huì)相應(yīng)變化。當(dāng)自激蕩的頻率接近或等于汽車內(nèi)部空腔的固有頻率時(shí)，就會(huì)激發(fā)赫姆霍茲共振現(xiàn)象。

根據(jù)表1 可以知道40、70、100 km/h 車速下的自激蕩頻率分別為8.7、14.0、18.2 Hz。由此可以推斷，40 km/h下的自激蕩頻率離汽車內(nèi)部空腔的固有頻率最遠(yuǎn)，因此赫姆霍茲共振效果最弱，車內(nèi)氣壓脈動(dòng)最小，聲壓級(jí)峰值最小。而100 km/h 下的自激蕩頻率離汽車內(nèi)部空腔的固有頻率最近，赫姆霍茲共振效果最強(qiáng)，車內(nèi)氣壓脈動(dòng)最大，聲壓級(jí)峰值最大。

2.3 風(fēng)振噪聲的降噪策略

由汽車風(fēng)振的自激蕩原理可知，后側(cè)車窗內(nèi)外流場速度差形成的湍流渦是風(fēng)振的誘因。渦的大小和生成頻率決定了風(fēng)振噪聲峰值的頻率和大小。其他條件相同時(shí)，生成的渦越大，風(fēng)振峰值越大；渦的生成頻率越大，風(fēng)振峰值頻率越大；此外，根據(jù)赫姆霍茲共振原理，渦的生成頻率越接近汽車內(nèi)部空腔的固有頻率，風(fēng)振峰值也越大，反之亦然。

根據(jù)以上分析可以得到的風(fēng)振噪聲降噪策略有：

（1）減小圖3 中渦的強(qiáng)度，使流入車內(nèi)和從車內(nèi)流出的空氣量減少，可以通過在B 柱上設(shè)計(jì)擾流器實(shí)現(xiàn)；

（2）減小風(fēng)振的自激蕩頻率，削弱赫姆霍茲共振效果，可通過改變車窗的寬度實(shí)現(xiàn)；

（3）增大汽車內(nèi)部空腔的固有頻率，削弱赫姆霍茲共振效果，可通過改變車窗面積、車窗厚度和車內(nèi)空腔體積實(shí)現(xiàn)。

在汽車的設(shè)計(jì)過程中，一旦到達(dá)樣車試制階段，車窗面積、寬度、厚度和車內(nèi)空腔等參數(shù)都已經(jīng)完全固化。此時(shí)若有風(fēng)振降噪的需求，便只能采用B 柱擾流器的降噪策略。因此，本文將對(duì)B 柱擾流器這一降噪策略進(jìn)行深入研究，探討其對(duì)風(fēng)振噪聲的影響，并進(jìn)一步分析其機(jī)理。

因?yàn)椴煌囆偷慕Y(jié)構(gòu)不一樣，對(duì)B 柱擾流器的要求也不一樣，所以研究B 柱擾流器對(duì)風(fēng)振的影響及其機(jī)理可以為更有效的B 柱擾流器設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

3 B柱擾流器對(duì)風(fēng)振的影響及其機(jī)理

3.1 不同形式B柱擾流器對(duì)風(fēng)振的影響

為探究B 柱擾流器對(duì)風(fēng)振的影響及其機(jī)理，本文設(shè)計(jì)了4 種B 柱擾流器，擾流器的結(jié)構(gòu)如圖5 所示，安裝位置如圖6所示。

圖5 B柱擾流器的結(jié)構(gòu)

圖6 B柱擾流器的安裝位置（藍(lán)色零件為B柱）

對(duì)安裝這4 種擾流器的車型進(jìn)行70 km/h 車速下的風(fēng)振仿真，得到其風(fēng)振的聲壓級(jí)-頻率曲線。其中，主駕乘員耳點(diǎn)的風(fēng)振聲壓級(jí)-頻率曲線如圖7 所示。從曲線上可獲得聲壓級(jí)的峰值和峰值對(duì)應(yīng)的頻率，如表2所示。

表2 4種擾流器方案的風(fēng)振峰值頻率和峰值

圖7 主駕乘員耳點(diǎn)的風(fēng)振噪聲曲線

從表2 可以計(jì)算得到相對(duì)于原結(jié)構(gòu)，方案A、B、C、D對(duì)峰值和峰值頻率的影響，結(jié)果如表3所示。

表3 4種擾流器方案對(duì)風(fēng)振噪聲的影響

3.2 影響機(jī)理分析

為進(jìn)一步探究4種方案對(duì)風(fēng)振的影響機(jī)理，圖8展示了4 種不同方案的左后車窗處速度矢量圖。根據(jù)此前分析，減小圖3 中渦的強(qiáng)度，使流入車內(nèi)和從車內(nèi)流出的空氣量減少，可以降低風(fēng)振聲壓級(jí)峰值。而渦的強(qiáng)度可以用自由剪切層偏離B 柱外表面的最大距離大?。ㄈ鐖D8中距離d，以下簡稱偏移距離）來衡量。偏移距離越大，渦的強(qiáng)度越大；偏移距離越小，渦的強(qiáng)度越小。

圖8 左后車窗處的速度矢量圖

圖8中所示速度矢量圖的時(shí)刻均為圖3中的T/2時(shí)刻。因?yàn)閺?T到3T/8，自由剪切層向車內(nèi)偏移；從T/2 到7T/8，自由剪切層向車外偏移。所以在T/2時(shí)刻，偏移距離最大，易于對(duì)比分析。對(duì)圖8 中5 種結(jié)構(gòu)的偏移距離進(jìn)行測量，結(jié)果如表3所示。

對(duì)比表3 中的聲壓級(jí)峰值和偏移距離，可以得出擾流器的形式對(duì)風(fēng)振的影響規(guī)律：

（1）擾流器對(duì)偏移距離與對(duì)聲壓級(jí)峰值的影響呈正相關(guān)。即若擾流器增大了偏移距離，則渦的強(qiáng)度變大，自由剪切層振蕩加劇，風(fēng)振聲壓級(jí)增大；反之亦然。

（2）擾流器對(duì)峰值的頻率基本無影響。

（3）擾流器方案A 和B 能減小偏移距離和渦的強(qiáng)度，從而減小風(fēng)振聲壓級(jí)峰值；方案C 和D 會(huì)增大偏移距離和渦的強(qiáng)度，從而增大風(fēng)振聲壓級(jí)峰值。

由以上結(jié)論可知，要想降低風(fēng)振聲壓級(jí)峰值，可以在汽車B 柱上設(shè)計(jì)方案A 或B 所示的擾流器結(jié)構(gòu)，這兩種結(jié)構(gòu)可以減小偏移距離和渦的強(qiáng)度，從而減小風(fēng)振聲壓級(jí)峰值。此外，其他能減小偏移距離的擾流器結(jié)構(gòu)，也都能起到降低風(fēng)振聲壓級(jí)峰值的效果。

3.3 方案B的參數(shù)尋優(yōu)

由表3 可知，方案B 的風(fēng)振降噪效果最好，達(dá)到4.1 dB，但降噪后的主駕風(fēng)振噪聲仍有121.2 dB，處于較高水平。為達(dá)到更優(yōu)的降噪效果，本文對(duì)方案B 的截面高度進(jìn)行調(diào)節(jié)，并仿真分析了新方案的風(fēng)振降噪效果。

新方案的截面高度在已有方案B 的基礎(chǔ)上進(jìn)行了加高，分別加高了5 mm（方案B-1）和10 mm（方案B-2），如圖9所示。新方案在B柱上的位置與圖6中的方案B位置保持一致。

圖9 方案B、B-1和B-2的截面圖

仿真得到方案B-1和B-2的降噪效果，如表4所示。與表2 中的原結(jié)構(gòu)風(fēng)振峰值相比，方案B-2 的風(fēng)振降噪效果顯著，達(dá)到了12.8 dB。

表4 方案B-1和B-2風(fēng)振峰值頻率和峰值

圖10 進(jìn)一步對(duì)比了方案B、B-1、B-2 左后車窗處的速度矢量圖。由圖可知，方案B-1 的偏移距離與圖8 中的原方案偏移距離相等，即渦的強(qiáng)度和原方案相近，均為d，導(dǎo)致其降噪效果很小。方案B-2的自由剪切層出現(xiàn)了分層（如圖10 中的紅圈所示），上層氣流可以認(rèn)為在車內(nèi)循環(huán)，只有下層會(huì)導(dǎo)致車內(nèi)外氣流交換，從而導(dǎo)致車內(nèi)壓力波動(dòng)。因此，方案B-2 的偏移距離只測量下自由剪切層，即0.5d。該偏移距離顯著小于原方案的偏移距離d，即渦的強(qiáng)度顯著小于原方案，使其降噪效果明顯。以上結(jié)論與3.2節(jié)中的影響機(jī)理一致。

圖10 方案B、B-1、B-2的速度矢量圖

4 風(fēng)振噪聲降噪方案的試驗(yàn)驗(yàn)證

仿真表明圖5 中方案A 和B 所示的擾流器結(jié)構(gòu)可以減小風(fēng)振聲壓級(jí)峰值，為進(jìn)一步探究其實(shí)際改善效果，對(duì)這兩種方案進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。試驗(yàn)的車型、車速與3.1節(jié)中的仿真保持一致，即車速為70 km/h，試驗(yàn)方法與1.2 節(jié)一致。仿真與試驗(yàn)的擾流器方案對(duì)比如圖11 所示。試驗(yàn)方案的擾流器用3D 打印制作，仿真與試驗(yàn)的方案結(jié)構(gòu)基本一致。

圖11 仿真與試驗(yàn)的擾流器方案

試驗(yàn)得到的主駕乘員耳點(diǎn)風(fēng)振噪聲的聲壓級(jí)-頻率曲線與仿真曲線對(duì)比如圖12 所示。從圖12 可獲得方案A 和B 對(duì)聲壓級(jí)峰值的試驗(yàn)降噪效果和仿真降噪效果，結(jié)果如表5 所示。根據(jù)表中數(shù)據(jù)，可以得到以下結(jié)論。

表5 方案A和B的試驗(yàn)與仿真降噪效果對(duì)比

圖12 主駕乘員耳點(diǎn)的試驗(yàn)與仿真風(fēng)振噪聲曲線對(duì)比

（1）定性來看，試驗(yàn)和仿真的方案都能減小聲壓級(jí)峰值，且試驗(yàn)和仿真結(jié)果都表明方案B 的效果優(yōu)于方案A，因此試驗(yàn)和仿真具有較好的一致性；

（2）定量來看，方案A 和方案B 的試驗(yàn)降噪效果均比仿真降噪效果小1 dB 左右，推測主要原因在于試驗(yàn)結(jié)果是在道路上測試得到，而仿真結(jié)果是模擬的風(fēng)洞，因此道路測試時(shí)其他噪聲（路噪、胎噪等）難免會(huì)對(duì)風(fēng)噪產(chǎn)生一定影響。

總而言之，試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)果表明，本文給出的方案A 和B 兩種降噪方案降低風(fēng)振聲壓級(jí)的效果比較明顯，且試驗(yàn)的降噪效果與仿真的降噪效果一致性較好。

5 結(jié)論

探索不同形式B 柱擾流器對(duì)后側(cè)窗風(fēng)振噪聲大小的影響，且揭示了不同擾流器對(duì)風(fēng)振的影響機(jī)理。首先驗(yàn)證了流場仿真方法的有效性；然后解釋了風(fēng)振噪聲的產(chǎn)生機(jī)理并提出風(fēng)振噪聲的降噪策略；接著探究4 種B 柱擾流器降噪方案對(duì)后側(cè)窗風(fēng)振噪聲大小的影響，并揭示其影響機(jī)理；最后用試驗(yàn)驗(yàn)證了兩種B柱擾流器方案的有效性。主要結(jié)論如下。

（1）風(fēng)振仿真的峰值和峰值頻率誤差在3.9 dB和1.7 Hz以內(nèi)，仿真方法的準(zhǔn)確性較好。

（2）汽車風(fēng)振由自激蕩原理和赫姆霍茲共振原理導(dǎo)致，設(shè)計(jì)B 柱擾流器，改變車窗寬度、面積、厚度和車內(nèi)空腔體積等降噪措施可改善風(fēng)振噪聲。

（3）B 柱擾流器對(duì)偏移距離與對(duì)聲壓級(jí)峰值的影響呈正相關(guān)，而對(duì)峰值的頻率基本無影響。方案A 和B 以及其他能減小偏移距離的擾流器結(jié)構(gòu)，可以減小湍流渦的強(qiáng)度，從而改善風(fēng)振噪聲。方案B-2的風(fēng)振降噪效果最好，可達(dá)12.8 dB。

（4）道路試驗(yàn)表明方案A 和B 能實(shí)際起到降低風(fēng)振噪聲的效果；且試驗(yàn)的降噪效果與仿真的降噪效果一致性較好。

本文研究結(jié)論對(duì)于進(jìn)一步理解和控制風(fēng)振噪聲具有一定理論意義和工程應(yīng)用價(jià)值。