SUV鏤空式尾翼的氣動噪聲仿真及優化

于澤美，吳長鵬，盧祖秉，曹杰汛

（東風汽車有限公司 東風日產乘用車公司 技術中心，廣州 510800）

近年來，SUV在中國乘用車市場受到消費者的廣泛青睞，同時市場競爭也日益激烈。為了向用戶提供更優質的產品，提高客戶的滿意度，汽車企業在車輛開發時愈加重視整體品質，如乘坐舒適性等。而汽車振動噪聲就是影響汽車舒適性的重要因素[1]。

SUV的整體造型風格越來越時尚、前衛，科技感十足，在高級跑車和賽車上常見的鏤空式尾翼也逐漸應用在SUV上。擁有良好空氣動力學外形結構的鏤空尾翼，不僅能有效降低整車風阻[2]，還為后風擋無雨刮的設計提供了可能性。但是，高速氣流在流經鏤空尾翼時產生的分離，極有可能導致強渦流，從而產生很強的氣動噪聲，并通過后風擋玻璃傳入車內，影響駕乘體驗。因此，應高度重視鏤空尾翼設計中的氣動噪聲問題。

在過去的研究中，A柱及后視鏡的設計對整車氣動噪聲性能的影響受到普遍關注，且有較為全面的仿真和試驗案例可以參考[3-5]。而鏤空尾翼更多地應用在高級跑車或賽車上，在乘用車上仍是較為新穎的設計，所以有關鏤空尾翼的空氣動力學仿真案例及文獻相對較少。因此，本文參考后視鏡噪聲領域較為成熟的仿真及評價方法，搭建鏤空尾翼區域仿真模型，對原始方案進行仿真計算，并依據流場結果對尾翼的形狀結構提出優化對策；再通過對比后風擋表面總聲壓級分布云圖、后風擋表面平均聲壓級曲線等，來評價各對策方案的風噪性能，優選出最佳方案；最后把3D打印的尾翼安裝到實車上進行道路試驗，驗證了此仿真評價方法的有效性。此方法在車輛開發前期為各尾翼方案快速優選提供依據，同時對鏤空尾翼區域風噪性能仿真方法研究有一定的參考價值。

1 問題背景

在某全新開發的SUV車型上設計了鏤空式尾翼。在空氣動力學方面，經過前期多輪仿真優化，已達到較為理想的風阻水平；污染物管理方面，通過對鏤空尾翼的氣流流向和流量進行優化，使后風擋玻璃在無雨刮設計的情況下，其表面泥土、灰塵附著范圍在可接受范圍內；風噪方面，鏤空尾翼附近的風噪問題則一直是工程師關注的重點。捷豹IPACE上裝配的鏤空式尾翼如圖1所示。

圖1 捷豹IPACE上裝配的鏤空式尾翼

當高速氣流流經鏤空尾翼時，在尾翼下表面附近會產生湍流漩渦。一方面，湍流在后風擋玻璃壁面上產生湍流壓力脈動，引起車窗振動，進而產生噪聲；另一方面，渦流本身就是一種噪聲源，其產生的噪聲一部分被風擋玻璃反射，另一部分透過玻璃傳入車內[6]。由于后風擋玻璃距離后席人耳較近，后排乘員的乘坐舒適性極易受到影響。為降低這種影響，需要對鏤空尾翼的氣動噪聲性能進行仿真優化。

2 基礎方案計算過程

2.1 基本原理

本文的仿真結果通過求解瞬態可壓縮Navier-Stokes方程得到，控制方程為：

式中：τ為應力項，μ為流體的粘度；U為流體速度；I為單位張量；ρ為密度；p為壓力；e為內能；t為時間；T為溫度。

仿真采用的是SST-DDES湍流模型，這是一種基于k-ωSST模型構建的延遲分離渦模擬（Delayed Detached Eddy Simulation，DDES）模型。該模型在邊界層內層采用k-ωSST模型，而在分離區則自動切換成大渦模擬（Large Eddy Simulation，LES）模型。針對本文涉及的仿真，流體在分離前的車頂區域采用的是k-ωSST模型，而在尾翼處分離之后則自動切換成LES模型，從而可以高精度地捕捉分離之后的流動細節。

2.2 網格模型設置

整車結構復雜，零部件數量十分龐大，如果進行整車模型的搭建及計算，對人力、計算資源以及時間成本都會造成很大的負擔。為了快速對比各方案的優劣，采用機艙封閉、底盤封閉的簡化半車模型，以減少網格數量，縮短計算時間。計算域使用尺寸為45 m×6 m×12.5 m的長方體，最大體網格尺寸為512 mm。整車設置4層網格加密域，其加密尺寸分別為64 mm、32 mm、16 mm、8 mm；后視鏡區域、輪胎、鏤空尾翼區域需特別加密（2～4 mm）。此外，在車體表面生成精細的邊界層網格，以充分考慮邊界層現象對計算結果的影響。計算域和加密域如圖2所示

圖2 計算域和加密域

2.3 物理模型設置

仿真分為穩態和瞬態兩個階段。穩態模型使用k-ω湍流模型，入口速度為140 km/h，出口壓力為0 Pa，迭代求解為2 000步。

瞬態模型使用LES湍流模型，求解總時間為0.2 s，時間步長為 1.0×10-5s。為保證計算結果的準確性，僅采集后0.1 s的計算結果數據。

3 結果分析及方案優化

3.1 基礎模型結果分析

原始的BASE方案中，為實現良好的空氣動力學性能，鏤空尾翼的迎風面設計成倒L形，如圖3所示。

圖3 BASE方案y=-0.12 m處斷面

在瞬態計算結果中，截取某一時刻在y=-0.12 m平面的速度、壓力云圖，如圖4和圖5所示。由圖可知，在鏤空尾翼下方及后方有劇烈的渦脫現象。

圖4 y=-0.12 m截面速度云圖

圖5 y=-0.12 m截面壓力云圖

由于本文暫不考慮內聲場計算，所以并未做湍流壓力脈動和聲學壓力脈動的分離和提取，僅對后風擋玻璃表面總的壓力脈動做傅里葉變換，得到在20～13 000 Hz的頻率范圍內1/3倍頻程的功率譜密度[8]（Power Spectrum Density，PSD）結果，以此表征后風擋表面總聲壓級。若干頻率下的后風擋表面總聲壓級分布云圖如圖6和圖7所示。由圖可知，在鏤空尾翼下方的玻璃表面上，出現了總聲壓級較高的區域（紅區），這說明尾翼下方的分離渦帶有較大的能量。這些能量在經過玻璃傳播時會受到一定程度的衰減，最終傳遞到車內的部分將形成噪聲。在后風擋玻璃的吻合頻率[7]（3 150～4 000 Hz）范圍內，能量的衰減程度較小，通過后風擋表面總聲壓級結果預測的車內噪聲水平相對準確，在該頻率范圍內對比各方案風噪性能的優劣較為合理，所以需對此頻率范圍重點關注。

圖 6 后風擋表面總聲壓級分布云圖（800～2 500 Hz）

圖 7 后風擋表面總聲壓級分布云圖（3 150～6 300 Hz ）

為了解決鏤空尾翼下方氣流分離劇烈、湍流能量較大的問題，應改善流經鏤空尾翼段的氣流流速和指向性。因此，需要對尾翼的迎風面和下表面進行型面優化。

3.2 尾翼結構仿真優化

3.2.1 下表面拐點前移

從BASE方案計算結果的速度、壓力云圖可以看出，原本平穩的氣流在經過尾翼下表面尖點后受到擾動，氣流上卷，形成漩渦，而后出現劇烈的渦脫現象。因此，嘗試將下表面拐點前移或后移，拉長過渡段，以達到平穩氣流的目的。具體方案見表1。

表1 拐點移動方向和距離說明

對后風擋表面總聲壓級分布結果做平均處理，得到如圖8所示的后風擋玻璃表面平均聲壓級的頻譜曲線。通過對比各個對策不同頻率下的平均聲壓級，可以對各對策的有效性作出定性評價。由圖8可知，在后風擋玻璃吻合頻率范圍內，對策2的平均聲壓級最低，即拐點前移40 mm效果最優；而拐點后移則無明顯優化效果。

圖8 對策1～4方案的后風擋表面平均聲壓級曲線

拐點位置前移40 mm后，后風擋表面高聲壓區域面積變小，整體風噪水平有明顯改善，因此，將對策2作為階段性方案CASE01，如圖9和圖10所示。

圖9 對策1～4的后風擋總聲壓級云圖（3 150 Hz）

圖10 對策1～4的后風擋總聲壓級云圖（4 000 Hz）

3.2.2 迎風面形狀的改善

觀察CASE01在y=-0.12平面的速度云圖（圖11），可以看到在L形拐角處存在低速區，對氣流的流暢性及穩定性造成影響。為了改善拐角處的流場，在CASE01的基礎上設計了幾種不同的迎風面形狀，具體如圖12所示。

圖11 CASE01在y = -0.12 m平面的速度云圖

圖12 對尾翼迎風面形狀的改善方案

對以上3種對策進行仿真計算，得到各對策的后風擋表面平均聲壓級曲線，如圖13所示。由圖可知，對策6的風噪性能優于其它兩個對策。可能的原因是對策6在迎風面改成外凸后，變相將上一節中提到的拐點位置繼續沿x方向前移，即在改變氣流流向的同時，增加了穩流段的長度。而導致對策7惡化的原因可能是由于尾翼下表面與風擋玻璃表面形成了類似風道的結構，風道開口截面積減小，致使流經的氣流速度加大，不穩定性加強。

圖 13 對策5～7的后風擋表面平均聲壓級曲線

圖14和圖15是CASE01與各改善對策的后風擋表面總聲壓級分布云圖的對比。由圖可知，對策6的玻璃表面高聲壓區域（紅區）的面積最小，性能最優。因此，將對策6確定為階段性方案CASE02。

圖 14 CASE01與對策5～7的后風擋總聲壓級分布云圖（3 150 Hz）

圖 15 CASE01與對策5～7的后風擋總聲壓級分布云圖（4 000 Hz）

3.2.3 增加鋸齒狀擾流結構

相比于BASE方案，CASE02方案的整體風噪水平有較大幅度提升，但同時風阻性能也有一定程度的惡化。為了減少對風阻性能的犧牲，在尾翼迎風面下表面上加裝擾流結構，期望達到梳理氣流、降低風阻的作用。

對于擾流部件的形式，提出鋸齒狀與長條狀兩種方案。在綜合考慮工程可行性與造型美觀性后，對其位置進一步調整，具體見表2。

表 2 擾流結構及布置位置說明

對各對策仿真計算得到的后風擋表面平均聲壓級曲線整理如圖16所示。各方案相對于BASE方案的風阻系數變化值見表3。

圖16 對策8～10的后風擋表面平均聲壓級曲線

表 3 對策8～10風阻系數變化情況

為平衡風阻與風噪性能，在盡量不犧牲風阻性能的前提下，選擇后風擋表面平均聲壓級最低的方案。因此，確定對策10方案為最終方案CASE03。通過對比，CASE03方案的后風擋表面平均聲壓級在各頻率段均低于BASE方案。其中，3 150 Hz時約有8 dB，4 000 Hz時約有8.5 dB的改善，具體如圖17所示。

CASE03方案在800～6 300 Hz頻率范圍內的若干頻率下的后風擋表面總聲壓級云圖，如圖18和圖19所示。與BASE方案相同頻率下的總聲壓級分布云圖對比可知，CASE03方案的尾翼下方氣流分離現象減弱，玻璃表面壓力脈動能量明顯降低，整體風噪性能有所提升。

在鏤空尾翼下方與后風擋玻璃之間布置監測點，如圖20所示。采集監測點處的壓力脈動信息，經過傅里葉變換處理得到監測點處總聲壓級頻譜曲線，如圖21所示。對比BASE方案與CASE03方案的頻譜曲線可知，CASE03方案的各監測點總聲壓級在低頻段整體低于BASE方案，整體風噪性能有所提升。

圖17 BASE方案與CASE03方案的后風擋表面平均聲壓級曲線

圖18 CASE03方案的后風擋表面總聲壓級分布云（800～2 500 Hz ）

圖 19 CASE03方案的后風擋表面總聲壓級分布云圖（3 150～6 300 Hz ）

圖 20 監測點1～3布置位置

圖21 BASE方案與CASE03方案的各監測點總聲壓級曲線對比

4 道路試驗效果驗證

對BASE方案、CASE03方案和某過程方案CASE00進行實物道路試驗驗證。將3D打印的尾翼樣件搭載在實車上，在試驗場分別以100 km/h、120 km/h、140 km/h的速度進行道路試驗，在此過程中采集后席內耳位置聲壓值結果，如圖22所示。

圖 22 后席內耳位置聲壓值（試驗結果）

圖 23 后風擋表面平均聲壓級曲線（仿真結果）

由道路試驗結果可知，CASE03方案在各車速下測得的后席內耳處聲壓值均低于BASE方案，整體風噪水平有明顯提高，與仿真結果相同。由于過程方案CASE00的仿真結果顯示其風噪性能相比于BASE方案有所惡化，所以本文不對此方案的具體結構設計進行過多探討和說明，僅用于驗證仿真與試驗結論的一致性。

5 結論

本文針對鏤空尾翼區域的風噪性能進行仿真分析。通過對比流場和聲場的計算結果，找到對鏤空尾翼風噪性能影響較大的因素，并針對性地提出優化對策，評價各對策的風噪性能，優選出最佳方案，并通過道路試驗驗證仿真結果。具體結論如下：

（1）針對尾翼下表面存在的拐點，通過將其x向前移的方式拉長穩流段，對風噪性能有提升作用。

（2）改善尾翼迎風面形狀，外凸形狀的風噪性能優于內凹形狀。

（3）尾翼下表面增加擾流結構會使流經尾翼下方的氣流得到梳理，對降低風阻有明顯的作用。

（4）尾翼區域流場比較敏感，需要經過多次調整優化，找到風阻與風噪性能的平衡點。

本文涉及的仿真和評價方法適用于對不同尾翼結構方案的風噪性能做出快速判斷，為工程、造型等的方案優選提供參考。未來還將完善乘員艙內部噪聲傳遞路徑的仿真計算，并通過與風洞試驗結果的對比驗證提高仿真精度。