側(cè)風下的汽車風振噪聲研究與控制

羅澤敏，谷正氣，宗軼琦，劉龍貴，江財茂

（1.湖南大學汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室，湖南長沙 410082；2.湖南工業(yè)大學機械工程學院，湖南株洲 412007）

側(cè)風下的汽車風振噪聲研究與控制

羅澤敏1，＊，谷正氣1，2，宗軼琦1，劉龍貴1，2，江財茂1

（1.湖南大學汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室，湖南長沙 410082；2.湖南工業(yè)大學機械工程學院，湖南株洲 412007）

采用大渦模擬的計算方法，對某轎車在側(cè)風工況下的風振噪聲特性進行了研究。首先，通過實車道路試驗驗證仿真方法的準確性；其次，采用上述計算方法分析不同側(cè)風速度、角度對風振噪聲的影響；最后，提出在B柱內(nèi)壁上使用V型溝槽抑制風振噪聲的方案。結(jié)果表明，數(shù)值仿真與試驗結(jié)果比較吻合；在側(cè)風速大于5m／s、側(cè)風角度小于140°時的風振噪聲比沒有側(cè)風高，根據(jù)側(cè)風角度不同最高可達26dB，不適合開窗；所采用的控制方案降噪幅度可達7dB，效果明顯。

風振噪聲；大渦模擬；氣動噪聲；數(shù)值計算

0 引 言

汽車風振噪聲是車內(nèi)空氣對外部瞬態(tài)氣流作用的氣動聲學響應，這種頻率在20Hz左右，強度高達到100dB以上的噪聲，產(chǎn)生的脈動壓力使駕駛員感到煩躁和疲倦，嚴重影響了駕駛員的舒適性［1］。風振噪聲的產(chǎn)生和氣流的流動有著密切的關(guān)系，不同的氣流流態(tài)所引起的風振噪聲大小也各不相同。對于行駛中的汽車，隨時都可能受到側(cè)風作用，而側(cè)風對側(cè)窗開啟的汽車內(nèi)部氣流流場有重要影響，影響乘員艙的空氣動力學特性，進而影響風振噪聲。因此，研究側(cè)風下的汽車風振噪聲特性與控制方法有很重要的實際意義。

汽車風振噪聲的研究始于20世紀60年代，W.K.Bodger及C.M.Jones［2］發(fā)現(xiàn)大多數(shù)汽車在開啟一個或一個以上側(cè)窗的情況下，且達到一定的開度后，就會產(chǎn)生讓人耳不舒適的脈動壓力，他們稱之為風律動（Wind Throb）。而風振噪聲的計算仿真始于20世紀90年代，雖然當時都是用比較簡單的二維或三維汽車模型進行分析，但取得了一系列的研究成果［3－5］。而隨著CFD技術(shù)的發(fā)展，人們對風振噪聲的研究也愈加深入。2002年Sovani和Hendriana［6］利用CFD軟件Fluent對某乘用車的側(cè)窗風振噪聲進行了廣泛的研究，分析結(jié)果表明，瞬時的CFD仿真分析得到的峰值點的頻率值與風洞試驗測得的頻率值僅相差1 Hz。2004年，An等［7－8］對某SUV的側(cè)窗風振噪聲進行了控制方案的研究，并采取了對外移三角窗的角度、C柱上開氣孔、B柱安裝氣流噴射裝置等汽車后窗的風振噪聲降噪措施，取得了較好的降噪效果。2011年湖南大學谷正氣教授團隊針對汽車風振噪聲進行了大量的研究［9－12］，并推導出了弱可壓縮湍流模型，用于預測車內(nèi)風振噪聲；2013年，谷正氣教授團隊［13］研究了不同側(cè)窗開啟方式下的風振噪聲特性，提出了B柱上加立柱等控制措施抑制風振噪聲。

以上研究均是在無側(cè)風情況下對汽車風振噪聲進行研究，目前，對側(cè)風下汽車風振噪聲的研究較少。本文應用大渦模擬方法（LES）對某實車模型的側(cè)窗風振噪聲進行了數(shù)值模擬計算，分析了側(cè)風對風振噪聲產(chǎn)生影響的原因，研究了不同側(cè)風速度和側(cè)風角度對風振噪聲的影響。最后，提出了一種通過建立V型溝槽對風振噪聲進行控制的方法，取得較好效果。

1 大渦模擬的控制方程

將Navier－Stokes方程在物理空間進行過濾得到流體LES控制方程。

式中：ρ為流體密度；xi、xj為坐標軸分量和為過濾后的速度分量；μ為湍流粘性系數(shù)；τij為亞格子尺度應力。

為使控制方程封閉，當前，采用較多的亞格子模型是渦旋黏性模型。

式中：δij為克羅內(nèi)克系數(shù)；μt為亞格子湍流黏性系數(shù)；Sij是求解尺度下的應力變化張量分量。

2 計算模型及方法

2.1 側(cè)風模擬方法

本文側(cè)風所用的模擬方法為國內(nèi)外廣泛采用的合成風的方法。合成風的方法是將汽車行駛的正前方來流與垂直于車身縱向?qū)ΨQ面的側(cè)風合成一股氣流，這股氣流相對汽車的x軸的夾角為β。

如圖1所示，規(guī)定沿來流方向為正方向，令汽車相對計算域橫軸順時針偏轉(zhuǎn)角度β，入口來流速度v則可分解為沿車身方向的速度－va和垂直汽車縱向?qū)ΨQ面的側(cè)風速度vw，則－va為汽車行駛速度，vw為側(cè)風速度，其中改變β和vw的大小，并保持va不變，就可模擬汽車以一定速度行駛時受到大小不同、方向垂直于汽車縱向?qū)ΨQ面的側(cè)風。

模擬與計算域x軸正方向成α角的側(cè)風時，先將vw分解為沿x軸方向的vwi和沿y軸方向的vwj，然后合成來流速度v，其中改變α和β大小，保持va和vw不變，則可模擬大小相同、角度不同的側(cè)風。

圖1 合成風方法Fig.1 Wind synthesis method

2.2 計算域及網(wǎng)格劃分

本文所用的汽車模型為如圖2所示的某轎車模型，在不影響計算精度的情況下，對車身進行了簡化處理，省略了如門把手等車身上較小附件，并將車底簡化為平面。轎車模型長約4700mm，寬約1740 mm，高約1470mm。由于考慮的是側(cè)窗開啟的情況，因此保留了內(nèi)飾模型，并加入駕駛員及乘客模型。

在側(cè)風工況下，汽車有橫擺角β，若想捕捉到全部的流場特性，增加計算精度，必須加大計算域的寬度［14］。選取以汽車車長和車寬為邊長的矩形的對角線為D，車長與對角線的夾角為γ，則汽車橫擺后所占據(jù)的寬度W＝D·cos（γ＋β）。本文所用計算域（圖3）為包圍汽車模型的長方體，長約11倍車長，寬約5倍汽車橫擺后的寬度，高約4倍車高。其中，入口距車頭3倍車長，出口距車尾7倍車長。

圖2 汽車幾何模型及內(nèi)飾模型Fig.2 Car body model and interior model

圖3 計算域模型Fig.3 Computational domain

本文采用ANSYS ICEM商業(yè)軟件畫網(wǎng)格，由于汽車幾何外形較為復雜，選用貼體性良好的四面體網(wǎng)格。網(wǎng)格的大小決定了計算精度，網(wǎng)格尺度越小，越能貼合汽車表面，但會造成網(wǎng)格數(shù)目巨大，消耗計算資源，對硬件設(shè)備要求也更高。本文綜合考慮計算精度和計算機硬件的因素，將整個域內(nèi)網(wǎng)格分為四層，對某些參數(shù)變化梯度大的敏感區(qū)進行局部加密，而在非敏感處參數(shù)變化梯度小的區(qū)域，采用較稀網(wǎng)格。從全局角度而言，靠近車體的網(wǎng)格較密，遠離車體的較稀。同時由于汽車車身表面的流體粘性作用，存在一個厚度在幾毫米至幾十毫米的附面層。為了更好的模擬附面層效應，在車身外表面以初始高度1mm，1.2倍關(guān)系迭代生長，共生成三層精細的棱柱網(wǎng)格來計算附面層的影響。最終生成網(wǎng)格在800萬左右，如圖4。

圖4 車身縱對稱面上的網(wǎng)格分布圖Fig.4 Grids distribution at the longitudinal cross section of symmetry

對于瞬態(tài)數(shù)值模擬，需要驗證對計算所用網(wǎng)格的網(wǎng)格數(shù)量與計算結(jié)果之間的無關(guān)聯(lián)性。本文通過整車模型阻力系數(shù)的數(shù)值模擬，對網(wǎng)格無關(guān)性進行了驗證，結(jié)果如圖5。

圖5 網(wǎng)格無關(guān)性驗證結(jié)果圖Fig.5 Grid－independent validation results map

從圖中可以看出，網(wǎng)格數(shù)從200萬到500萬變化時，隨著網(wǎng)格數(shù)目的增加，Cd值幾乎不改變，可認為網(wǎng)格到200萬之后就達到網(wǎng)格無關(guān)，本文選取的800萬網(wǎng)格滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求。

2.3 計算方法

應用商用CFD軟件ANSYS Fluent對該車進行了仿真計算。仿真過程中，本文計算所用的邊界條件如表1。

表1 邊界條件Table 1 Boundary conditions

本文穩(wěn)態(tài)計算采用Realizablek－ε湍流模型求解，迭代1000次。采用大渦模擬（LES）進行瞬態(tài)求解，監(jiān)測點選擇在駕駛員的左、右耳旁，其具體坐標為：（1.586m，－0.463m，0.804m）、（1.586m，－0.281m，0.804m）。本次擬分析噪聲最高頻率為5000Hz，采樣時間為0.1s，因而時間步長取0.0001s。由于流場有一個起動到穩(wěn)定的過程，在0.05s才開始對監(jiān)測點采樣，每時間步迭代20次。

3 計算方法驗證

為了驗證計算方法的準確性，在無風的情況下對該款車型進行實車道路試驗［15］，將試驗結(jié)果與仿真結(jié)果進行對比，驗證仿真方法的準確性。圖6為試驗設(shè)備，圖7為試驗車輛，圖8為傳聲器布置位置。

圖6 SCADAS便攜式數(shù)據(jù)采集前端Fig.6 SCADAS portable data acquisition front－end

圖7 試驗車輛Fig.7 Test vehicle

圖8 傳聲器布置Fig.8 Microphone position

圖9為車速為30m／s，左前窗完全開啟時，駕駛員左耳處，實車試驗與數(shù)值仿真所得到的頻譜圖?？梢钥闯?，試驗與仿真的頻譜曲線在低頻段走勢基本一致，對比兩條曲線的第一個波峰對應的頻率和聲壓級，實車試驗的風振頻率為20Hz、聲壓級為115dB，數(shù)值仿真風振頻率為21.72Hz、聲壓級為111.5dB?？梢钥吹絻山M數(shù)據(jù)之間雖然有些誤差，但誤差較小，總體而言吻合得很好。這就說明了本文所采用的用于計算汽車風振噪聲的方法及求解設(shè)置等是正確、可靠的。

經(jīng)過分析，造成誤差的原因主要有以下三點：①數(shù)值仿真邊界條件設(shè)定時與道路試驗的真實情況存在差異，湍流模型等不能百分之百貼近實際情況；②實車試驗過程中存在干擾噪聲，比如發(fā)動機、輪胎等的機械噪聲，使測試結(jié)果較仿真結(jié)果偏大；③測量精度、溫度、壓強等環(huán)境因素的影響。

圖9 駕駛員左耳處聲壓頻譜圖Fig.9 Sound pressure level in the driver’s left ear

4 計算結(jié)果分析

4.1 側(cè)風影響機理研究

為了研究側(cè)風對風振噪聲影響機理的研究，本文選用自然界常見3級風［16］（也就是垂直車身的5m／s的自然風）與無側(cè)風（0m／s）兩個工況進行對比分析。下圖所示為兩種工況下單開左前窗時監(jiān)測點平面（z＝0.804m）的壓力云圖、湍動能云圖和駕駛員左耳處聲壓頻譜圖。

前窗緊鄰A柱，而A柱外形復雜有較大拐角，氣流在此處會發(fā)生大的氣流分離現(xiàn)象，且由于后視鏡的存在，使得加入側(cè)風后壓力交錯更為復雜，前窗開口處氣流更為紊亂。通過圖10所示壓力云圖對比可知，相比無側(cè)風狀態(tài)，側(cè)風在汽車左前窗后緣形成了強度更高正壓渦旋，使得整個車廂內(nèi)的壓力相較無側(cè)風時顯著增大，更大強度的壓力脈動導致有側(cè)風時的風振噪聲顯著增大，而渦脫落的周期性頻率變化不大，風振頻率十分接近。由圖11的湍動能云圖可知，無側(cè)風時車廂內(nèi)湍流度較低，但加入側(cè)風后，在左前窗、駕駛員及車廂后部等位置處的湍流度明顯增大。因為側(cè)風影響下，前窗開口處的氣流湍化程度更高，在開口處形成尺度更大的渦，而侵入車內(nèi)后引起的壓力波動相對更加劇烈，風振噪聲也相應增大。圖12所示的速度云圖對比可知，雖然車外速度分布已明顯改變，但車內(nèi)的速度云圖基本一致，說明在該工況下側(cè)風對車內(nèi)氣流速度和氣流分布影響很小。圖13速度流線圖可以看出，在有側(cè)風時，車內(nèi)氣流分離更明顯，較之無側(cè)風狀態(tài)，在車廂內(nèi)形成了更多的大尺度渦，從而引起車廂內(nèi)的壓力變化。圖14為兩種工況下的駕駛員左耳處的聲壓頻譜圖，兩種工況頻譜曲線在低頻段走勢基本一致，且在20Hz附近均可以觀察到顯著的峰值，這個峰值就是風振。同時，整個頻率段內(nèi)5m／s的側(cè)風工況的聲壓級明顯相比無側(cè)風工況都要高。其中，0m／s共振頻率約為21.1Hz，峰值為111.49dB；而5m／s共振頻率為22.6Hz，峰值為120.68dB。有側(cè)風時風振噪聲比無側(cè)風相比，風振頻率差別基本不大，風振噪聲增大約9.2dB。

圖10 壓力云圖Fig.10 Instantaneous pressure contours

圖11 湍動能云圖Fig.11 Turbulent kinetic energy contours

圖12 速度云圖Fig.12 Velocity contours

圖13 速度流線圖Fig.13 Streamlines

圖14 駕駛員左耳處聲壓頻譜圖Fig.14 Sound pressure level in the driver’s left ear

從壓力云圖、湍動能云圖、速度流線圖可以看出，在側(cè)風條件下，不僅在車廂內(nèi)，車身周圍的流體結(jié)構(gòu)變化也十分明顯，這些變化引起更大的氣動噪聲，本文由于主要探討汽車側(cè)風下的風振噪聲以及限于篇幅的限制，對車外風振噪聲在此不作詳細討論。

根據(jù)深腔聲共振理論，車輛外部氣體的運動能量通過側(cè)窗開口處的空氣傳入車內(nèi)空腔，車內(nèi)的空氣如同彈簧一樣被壓縮、膨脹，產(chǎn)生有規(guī)律的壓力脈動。當遭遇側(cè)風時，車廂內(nèi)進氣量增多，而車內(nèi)空氣壓縮與膨脹的進出口有限，車內(nèi)空氣的“彈簧”作用也就更大，導致車內(nèi)氣體的壓縮與膨脹過程更劇烈，產(chǎn)生的壓力脈動范圍也就更大，湍流強度也更大，從而引起的風振噪聲相應地也會更高。

4.2 側(cè)風速度對風振噪聲影響研究

自然條件下一般風速都在10m／s以下［17］，而汽車車速一般在30m／s以下。因此，根據(jù)前文側(cè)風模擬方法，設(shè)置速度工況如表2所示。

表2 速度工況設(shè)置Table 2 Velocity conditions

圖15 不同側(cè)風速度下風振頻率Fig.15 Resonance frequency of wind buffeting noise with different velocities of crosswind

圖15為左前窗開啟后不同側(cè)風速度下的風振頻率。由圖可知隨著側(cè)風速度的大小改變，產(chǎn)生的共振頻率變化很?。浩渲?m／s時風振頻率最高，約為22.6Hz，最小值出現(xiàn)在側(cè)風速度為10m／s時，頻率約為19.8Hz。這是由于在速度工況下，側(cè)風對氣流影響很大，而對流速影響并不明顯（見表2），而開窗汽車作為類亥姆霍茲共振腔體，其開口面積、體積均無變化，所產(chǎn)生的共振頻率也無明顯變化。圖16為風振噪聲共振頻率點的聲壓級大小，隨著速度增加，聲壓級也逐步增大，在風速小于4m／s時，聲壓級增加較為平緩，但在4m／s至7m／s間，聲壓級急劇增大，平均增幅達到3.8dB／（m／s），在7m／s至10m／s間趨于平緩。在10m／s時達到最大值，為129.12dB。

4.3 側(cè)風角度對風振噪聲影響研究

為了研究不同側(cè)風角度對風振噪聲的影響，本文在0°到180°間選取了如表3所示的10個工況，對風振噪聲的共振頻率以及聲壓級大小進行了分析。

圖16 不同側(cè)風速度下風振頻率點的聲壓級Fig.16 Sound pressure level of wind buffeting noise with different velocities of crosswind

表3 角度工況設(shè)置Table 3 Angle conditions

如圖17所示為左前側(cè)窗開啟后不同側(cè)風角度下駕駛員左耳旁的風振頻率圖。由圖可知隨著側(cè)風角度的增大，風振頻率整體呈先減小后增大的趨勢；共振頻率從0°時的24.7Hz逐步減小，直到90°時達到最小值22.6Hz，之后繼續(xù)增大，在170°時達到最大值25.2Hz?？偟膩碚f頻率變化不大，這和之前提到的亥姆霍茲共振腔體原理是一樣的，共振頻率是由腔體和開口大小決定的，與車速無必然關(guān)系。如圖18所示為各風振噪聲共振頻率點的聲壓級曲線，由圖可知隨側(cè)風角度變化，聲壓級幾乎呈線性遞減。側(cè)風角度小于140°時，聲壓級高于無側(cè)風情況，增幅最大可達到26dB，在遭遇與行駛方向相反的風時（側(cè)風角度小于90°），最小增幅也達到9dB，建議此時不應打開側(cè)窗，以保證乘員艙的舒適性。側(cè)風角度大于140°時，相比于無側(cè)風情況，聲壓級有所降低，最大可降低3 dB。

圖17 不同側(cè)風角度下風振頻率Fig.17 Resonance frequency of wind buffeting noise with different angles of crosswind

圖18 不同側(cè)風角度下風振頻率點的聲壓級Fig.18 Sound pressure level of wind buffeting noise with different angles of crosswind

5 控制方案研究

通過風振噪聲形成機理及上述分析可知，風振噪聲大小與開口處渦的形成、發(fā)展及破碎有密切關(guān)系，因此將抑制B柱（即中支柱）內(nèi)壁的風振噪聲選定為風振噪聲優(yōu)化的重點。V型溝槽可以抑制渦發(fā)展和發(fā)展，限制流向渦的展向運動，削弱流向渦的強度，減少低速條帶數(shù)目和低速條帶向外碎發(fā)與振蕩運動，從而提高邊界層流體運動的穩(wěn)定性，降低速度脈動和壓力脈動。因此，針對側(cè)風風振噪聲，本文通過在B柱內(nèi)側(cè)安裝V型溝槽來控制風振噪聲。

V型溝槽表面形狀如圖19所示，整個表面彎曲弧度與B柱內(nèi)避免一致，緊密貼合B柱安裝，每個脊狀結(jié)構(gòu)高7.5mm，寬15mm，頂角為90°，頂角處用較小圓角過渡。由于脊狀結(jié)構(gòu)高僅7.5mm，對造型及外觀影響較小。

繼續(xù)選取5m／s的側(cè)風工況對該V型溝槽的降噪效果進行驗證。如圖20為優(yōu)化前后對比z＝0.804m截面上的壓力云圖。加裝脊狀表面后，侵入車廂內(nèi)部壓力得到的改善，壓力小，且分布均勻，可以有效地降低風振噪聲。如圖21的聲壓頻譜圖的對比可知，雖然該V型溝槽未能消除風振現(xiàn)象，但在峰值的聲壓級由120dB降至了113dB，且在其他頻率段也有較好的降噪效果。有理由相信通過優(yōu)化溝槽的形狀以及尺寸能更好的控制或者消除風振，提高乘員艙舒適性。本文限于篇幅，對此不再做更深入研究。

圖19 V型溝槽安裝與尺寸示意圖Fig.19 V－shaped grooves installation and dimensions schematic diagram

圖20 優(yōu)化前后z＝0.804m截面上的壓力云圖Fig.20 Instantaneous pressure contours before and after optimization onz＝0.804m

圖21 優(yōu)化前后聲壓頻譜對比圖Fig.21 Sound pressure level in the driver’s left ear

6 結(jié) 論

1）側(cè)風工況對車內(nèi)壓力脈動及湍動能的影響是導致有無側(cè)風時風振噪聲產(chǎn)生差異的主要原因。側(cè)風速度為5m／s時，風振噪聲增大約9dB，影響較大。

2）共振點聲壓級隨側(cè)風速度的增大而增大，風速較小時，增幅較??；當風速達到4m／s以上時，影響顯著，呈3.8dB／（m／s）的速度增長。

3）隨側(cè)風角度變大，共振點聲壓級幾乎呈線性下降，側(cè)風角度小于140°時，風振噪聲會有明顯增大，最大增幅可達26dB；側(cè)風角度大于140°時，風振噪聲會輕微下降。

4）通過在B柱內(nèi)側(cè)加裝對外形影響較小的V型溝槽可使側(cè)風工況下的風振噪聲降至113dB，降幅為7dB，降噪效果明顯。

［1］Gu Zhengqi，Xiao Zhenyi，Mo Zhijiao.Review of CFD simulation vehicle wind buffeting［J］.Noise and Vibration Control，2007（4）：65－68.（in Chinese）谷正氣，肖朕毅，莫志姣.汽車風振噪聲的CFD仿真研究現(xiàn)狀［J］.噪聲與振動制，2007（4）：65－68.

［2］Bodger W K，Jones C M.Aerodynamic wind throbin passenger cars［R］.SAE Technical Paper 640797，1964.

［3］Karbon K J，Singh R K.Simulation and design of automobile sunroof buffeting noise control［C］／／Proceedings of the 8th AIAA／CEAS Aeroacoustics Conference ＆Exhibit，2002.

［4］Karbon K J，Kumarasamy S，Singh R.Applications and issues in automotive computational aeroacoustics［C］／／Proceedings of the 10th Annual Conference of the CFD Society of Canada.Canada：Taylor ＆Francis，2002.

［5］Karbon K J，Singh R K.Simulation and design of automobile sunroof buffeting noise control［C］／／Proceedings of the 8th AIAA／CEAS Aeroacoustics Conference ＆Exhibit，2002.

［6］Sovani S D，Hendriana D.Predicting passenger car window buffeting with transient external aerodynamics simulation［C］／／Proceedings of the 10th Annual Conference of the CFD Society，Canada：2002.

［7］An C F，Alale S M，Sovani S D，et al.Side window buffeting characteristicso fan SUV［R］.SAE Technical Paper 2004－01－0230，2004.

［8］An C F，Mitchell M，Puskarz，et al.Attempts for reduction of rear window buffeting using CFD［R］.SAE Technical Paper 2005－01－0603，2005.

［9］Wang Yiping.Comprehensive study of generation mechanism and reduction methods of vehicle wind rush noise and buffeting noise［D］.Changsha：Hunnan University，2011（in Chinese）汪怡平.汽車風窗噪聲與風振噪聲的機理及控制方法研究［D］.長沙：湖南大學，2011.

［10］Wang Yiping，Gu Zhengqi，Yang Xue，et al.Aerodynamic noise analysis and control for mini－van car side view mirror［J］.Journal of Aerospace Power，2009（7）：1577－1583.（in Chinese）汪怡平，谷正氣，楊雪，等.微型客車后視鏡氣動噪聲仿真分析與控制［J］.航空動力學報，2009，24（7）：1577－1583.

［11］Wang Yiping.The numerical analysis and controlment for the automotive aerodynamic noise［D］.Changsha：Hunnan University，2009.（in Chinese）汪怡平.汽車氣動噪聲分析與控制［D］.長沙：湖南大學，2009.

［12］Wang Yiping，Gu Zhengqi，Yang Xue，et al.Numerical simulation and control automobile sunroof buffeting niose［J］.China Journal of Highway and Trasport.2010，23（6）：108－114.（in Chinese）汪怡平，谷正氣，楊雪，等.汽車天窗風振噪聲數(shù)值模擬與控制［J］.中國公路學報，2010，23（6）：108－114.

［13］Wang Ning，Gu Zhengqi，Liu Changshui，et al.Wind buffeting noise analysis and control for high－speed vehicle side－windows［J］.Journal of Aerospace Power，2013（1）：112－119.（in Chinese）王寧，谷正氣，劉水長，等.高速車輛側(cè)窗風振噪聲仿真分析與控制［J］.航空動力學報，2013（28）：112－119

［14］Wu S F.Noisetransmission through a vehicle side window due to turbulent boundary layer excitation［J］.Journal of Vibration and Acoustics，1997，119：557－562.

［15］WangYiping，Gu Zhengqi，Yang Xue.Side window wind fuffeting characteristics and reductions［J］.Acta Aerodynamica Sinica.2012，30（3）：277－283.汪怡平，谷正氣，楊雪.汽車側(cè)窗風振特性研究與控制［J］.空氣動力學學報，2012，30（3）：277－283.

［16］Wang Fuliang.Research on automotive aerodynamic characteristics［D］.Jilin：Jilin University，2009.（in chinese）王夫亮.側(cè)風作用下的氣動特性研究［D］.吉林：吉林大學，2009.

［17］Makoto Tsubokura，Takuji Nakashima，Kozo Kitoh，et al.Development of an unsteady aerodynamic simulator using largeeddy simulation based on high－performance computing technique［R］.SAE Paper，2009－01－0007.USA：SAE，2009.

Wind buffeting noise analysis and control for vehicle under crosswind

Luo Zemin1，＊，Gu Zhengqi1，2，Zong Yiqi1，Liu Longgui2，Jiang Caimao1
（1.State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacture for Vehicle Body，Hunan University，Changsha 410082，China；2.School of Mechanical Engineering，Hunan University of Technology，Zhuzhou 412007，China）

The wind buffeting noise characteristics for a car under the condition of cross wind was investigated based on the method of large eddy simulation.A specific car was built and tested firstly on real road in order to verify the accuracy of numerical simulation method.And then the influence factors on wind buffeting noise from different speeds and angles of cross wind were analyzed according to the method introduced above.Finally the idea of adding a V－shaped groove on the B－pillar inner wall is proposed to suppress the wind vibration noise.It showed that the test result was in well agreement with numerical simulation.The wind buffeting noise was higher when the cross wind speed was greater than 5m／s and the angle less than 140°，comparing with none cross wind condition.The wind buffeting noise value may be up to 26dB according to different cross wind angle，and may be unsuitable to open the window.The effect of noise reduction solution is obvious，the value can be as high as 7dB.

wind buffeting noise；large eddy simulation（LES）；aerodynamic noise；numerical calculation

U461.1

Adoi：10.7638／kqdlxxb－2014.0088

0258－1825（2016）04－0468－08

2014－08－22；

2014－09－19

國家自然科學基金（50975083）；中國高水平汽車自主創(chuàng)新能力建設(shè)；交通運輸部新世紀十百千人才培養(yǎng)項目（20120222）；湖南大學汽車車身先進設(shè)計與制造國家重點實驗室自主課題資助項目（734215002）

羅澤敏＊（1990－），男，湖南常德人，碩士生，主要從事汽車空氣動力學氣動噪聲方向研究：.E－mail：761254168＠qq.com

羅澤敏，谷正氣，宗軼琦，等.側(cè)風下的汽車風振噪聲研究與控制［J］.空氣動力學學報，2016，34（4）：468－475.

10.7638／kqdlxxb－2014.0088 Luo Z M，Gu Z Q，Zong Y Q，et al.Wind buffeting noise analysis and control for vehicle under crosswind［J］.Acta Aerodynamica Sinica，2016，34（4）：468－475.