SUV镂空式尾翼的气动噪声仿真及优化

于泽美，吴长鹏，卢祖秉，曹杰汛

（东风汽车有限公司 东风日产乘用车公司 技术中心，广州 510800）

近年来，SUV在中国乘用车市场受到消费者的广泛青睐，同时市场竞争也日益激烈。为了向用户提供更优质的产品，提高客户的满意度，汽车企业在车辆开发时愈加重视整体品质，如乘坐舒适性等。而汽车振动噪声就是影响汽车舒适性的重要因素[1]。

SUV的整体造型风格越来越时尚、前卫，科技感十足，在高级跑车和赛车上常见的镂空式尾翼也逐渐应用在SUV上。拥有良好空气动力学外形结构的镂空尾翼，不仅能有效降低整车风阻[2]，还为后风挡无雨刮的设计提供了可能性。但是，高速气流在流经镂空尾翼时产生的分离，极有可能导致强涡流，从而产生很强的气动噪声，并通过后风挡玻璃传入车内，影响驾乘体验。因此，应高度重视镂空尾翼设计中的气动噪声问题。

在过去的研究中，A柱及后视镜的设计对整车气动噪声性能的影响受到普遍关注，且有较为全面的仿真和试验案例可以参考[3-5]。而镂空尾翼更多地应用在高级跑车或赛车上，在乘用车上仍是较为新颖的设计，所以有关镂空尾翼的空气动力学仿真案例及文献相对较少。因此，本文参考后视镜噪声领域较为成熟的仿真及评价方法，搭建镂空尾翼区域仿真模型，对原始方案进行仿真计算，并依据流场结果对尾翼的形状结构提出优化对策；再通过对比后风挡表面总声压级分布云图、后风挡表面平均声压级曲线等，来评价各对策方案的风噪性能，优选出最佳方案；最后把3D打印的尾翼安装到实车上进行道路试验，验证了此仿真评价方法的有效性。此方法在车辆开发前期为各尾翼方案快速优选提供依据，同时对镂空尾翼区域风噪性能仿真方法研究有一定的参考价值。

1 问题背景

在某全新开发的SUV车型上设计了镂空式尾翼。在空气动力学方面，经过前期多轮仿真优化，已达到较为理想的风阻水平；污染物管理方面，通过对镂空尾翼的气流流向和流量进行优化，使后风挡玻璃在无雨刮设计的情况下，其表面泥土、灰尘附着范围在可接受范围内；风噪方面，镂空尾翼附近的风噪问题则一直是工程师关注的重点。捷豹IPACE上装配的镂空式尾翼如图1所示。

图1 捷豹IPACE上装配的镂空式尾翼

当高速气流流经镂空尾翼时，在尾翼下表面附近会产生湍流漩涡。一方面，湍流在后风挡玻璃壁面上产生湍流压力脉动，引起车窗振动，进而产生噪声；另一方面，涡流本身就是一种噪声源，其产生的噪声一部分被风挡玻璃反射，另一部分透过玻璃传入车内[6]。由于后风挡玻璃距离后席人耳较近，后排乘员的乘坐舒适性极易受到影响。为降低这种影响，需要对镂空尾翼的气动噪声性能进行仿真优化。

2 基础方案计算过程

2.1 基本原理

本文的仿真结果通过求解瞬态可压缩Navier-Stokes方程得到，控制方程为：

式中：τ为应力项，μ为流体的粘度；U为流体速度；I为单位张量；ρ为密度；p为压力；e为内能；t为时间；T为温度。

仿真采用的是SST-DDES湍流模型，这是一种基于k-ωSST模型构建的延迟分离涡模拟（Delayed Detached Eddy Simulation，DDES）模型。该模型在边界层内层采用k-ωSST模型，而在分离区则自动切换成大涡模拟（Large Eddy Simulation，LES）模型。针对本文涉及的仿真，流体在分离前的车顶区域采用的是k-ωSST模型，而在尾翼处分离之后则自动切换成LES模型，从而可以高精度地捕捉分离之后的流动细节。

2.2 网格模型设置

整车结构复杂，零部件数量十分庞大，如果进行整车模型的搭建及计算，对人力、计算资源以及时间成本都会造成很大的负担。为了快速对比各方案的优劣，采用机舱封闭、底盘封闭的简化半车模型，以减少网格数量，缩短计算时间。计算域使用尺寸为45 m×6 m×12.5 m的长方体，最大体网格尺寸为512 mm。整车设置4层网格加密域，其加密尺寸分别为64 mm、32 mm、16 mm、8 mm；后视镜区域、轮胎、镂空尾翼区域需特别加密（2～4 mm）。此外，在车体表面生成精细的边界层网格，以充分考虑边界层现象对计算结果的影响。计算域和加密域如图2所示

图2 计算域和加密域

2.3 物理模型设置

仿真分为稳态和瞬态两个阶段。稳态模型使用k-ω湍流模型，入口速度为140 km/h，出口压力为0 Pa，迭代求解为2 000步。

瞬态模型使用LES湍流模型，求解总时间为0.2 s，时间步长为 1.0×10-5s。为保证计算结果的准确性，仅采集后0.1 s的计算结果数据。

3 结果分析及方案优化

3.1 基础模型结果分析

原始的BASE方案中，为实现良好的空气动力学性能，镂空尾翼的迎风面设计成倒L形，如图3所示。

图3 BASE方案y=-0.12 m处断面

在瞬态计算结果中，截取某一时刻在y=-0.12 m平面的速度、压力云图，如图4和图5所示。由图可知，在镂空尾翼下方及后方有剧烈的涡脱现象。

图4 y=-0.12 m截面速度云图

图5 y=-0.12 m截面压力云图

由于本文暂不考虑内声场计算，所以并未做湍流压力脉动和声学压力脉动的分离和提取，仅对后风挡玻璃表面总的压力脉动做傅里叶变换，得到在20～13 000 Hz的频率范围内1/3倍频程的功率谱密度[8]（Power Spectrum Density，PSD）结果，以此表征后风挡表面总声压级。若干频率下的后风挡表面总声压级分布云图如图6和图7所示。由图可知，在镂空尾翼下方的玻璃表面上，出现了总声压级较高的区域（红区），这说明尾翼下方的分离涡带有较大的能量。这些能量在经过玻璃传播时会受到一定程度的衰减，最终传递到车内的部分将形成噪声。在后风挡玻璃的吻合频率[7]（3 150～4 000 Hz）范围内，能量的衰减程度较小，通过后风挡表面总声压级结果预测的车内噪声水平相对准确，在该频率范围内对比各方案风噪性能的优劣较为合理，所以需对此频率范围重点关注。

图 6 后风挡表面总声压级分布云图（800～2 500 Hz）

图 7 后风挡表面总声压级分布云图（3 150～6 300 Hz ）

为了解决镂空尾翼下方气流分离剧烈、湍流能量较大的问题，应改善流经镂空尾翼段的气流流速和指向性。因此，需要对尾翼的迎风面和下表面进行型面优化。

3.2 尾翼结构仿真优化

3.2.1 下表面拐点前移

从BASE方案计算结果的速度、压力云图可以看出，原本平稳的气流在经过尾翼下表面尖点后受到扰动，气流上卷，形成漩涡，而后出现剧烈的涡脱现象。因此，尝试将下表面拐点前移或后移，拉长过渡段，以达到平稳气流的目的。具体方案见表1。

表1 拐点移动方向和距离说明

对后风挡表面总声压级分布结果做平均处理，得到如图8所示的后风挡玻璃表面平均声压级的频谱曲线。通过对比各个对策不同频率下的平均声压级，可以对各对策的有效性作出定性评价。由图8可知，在后风挡玻璃吻合频率范围内，对策2的平均声压级最低，即拐点前移40 mm效果最优；而拐点后移则无明显优化效果。

图8 对策1～4方案的后风挡表面平均声压级曲线

拐点位置前移40 mm后，后风挡表面高声压区域面积变小，整体风噪水平有明显改善，因此，将对策2作为阶段性方案CASE01，如图9和图10所示。

图9 对策1～4的后风挡总声压级云图（3 150 Hz）

图10 对策1～4的后风挡总声压级云图（4 000 Hz）

3.2.2 迎风面形状的改善

观察CASE01在y=-0.12平面的速度云图（图11），可以看到在L形拐角处存在低速区，对气流的流畅性及稳定性造成影响。为了改善拐角处的流场，在CASE01的基础上设计了几种不同的迎风面形状，具体如图12所示。

图11 CASE01在y = -0.12 m平面的速度云图

图12 对尾翼迎风面形状的改善方案

对以上3种对策进行仿真计算，得到各对策的后风挡表面平均声压级曲线，如图13所示。由图可知，对策6的风噪性能优于其它两个对策。可能的原因是对策6在迎风面改成外凸后，变相将上一节中提到的拐点位置继续沿x方向前移，即在改变气流流向的同时，增加了稳流段的长度。而导致对策7恶化的原因可能是由于尾翼下表面与风挡玻璃表面形成了类似风道的结构，风道开口截面积减小，致使流经的气流速度加大，不稳定性加强。

图 13 对策5～7的后风挡表面平均声压级曲线

图14和图15是CASE01与各改善对策的后风挡表面总声压级分布云图的对比。由图可知，对策6的玻璃表面高声压区域（红区）的面积最小，性能最优。因此，将对策6确定为阶段性方案CASE02。

图 14 CASE01与对策5～7的后风挡总声压级分布云图（3 150 Hz）

图 15 CASE01与对策5～7的后风挡总声压级分布云图（4 000 Hz）

3.2.3 增加锯齿状扰流结构

相比于BASE方案，CASE02方案的整体风噪水平有较大幅度提升，但同时风阻性能也有一定程度的恶化。为了减少对风阻性能的牺牲，在尾翼迎风面下表面上加装扰流结构，期望达到梳理气流、降低风阻的作用。

对于扰流部件的形式，提出锯齿状与长条状两种方案。在综合考虑工程可行性与造型美观性后，对其位置进一步调整，具体见表2。

表 2 扰流结构及布置位置说明

对各对策仿真计算得到的后风挡表面平均声压级曲线整理如图16所示。各方案相对于BASE方案的风阻系数变化值见表3。

图16 对策8～10的后风挡表面平均声压级曲线

表 3 对策8～10风阻系数变化情况

为平衡风阻与风噪性能，在尽量不牺牲风阻性能的前提下，选择后风挡表面平均声压级最低的方案。因此，确定对策10方案为最终方案CASE03。通过对比，CASE03方案的后风挡表面平均声压级在各频率段均低于BASE方案。其中，3 150 Hz时约有8 dB，4 000 Hz时约有8.5 dB的改善，具体如图17所示。

CASE03方案在800～6 300 Hz频率范围内的若干频率下的后风挡表面总声压级云图，如图18和图19所示。与BASE方案相同频率下的总声压级分布云图对比可知，CASE03方案的尾翼下方气流分离现象减弱，玻璃表面压力脉动能量明显降低，整体风噪性能有所提升。

在镂空尾翼下方与后风挡玻璃之间布置监测点，如图20所示。采集监测点处的压力脉动信息，经过傅里叶变换处理得到监测点处总声压级频谱曲线，如图21所示。对比BASE方案与CASE03方案的频谱曲线可知，CASE03方案的各监测点总声压级在低频段整体低于BASE方案，整体风噪性能有所提升。

图17 BASE方案与CASE03方案的后风挡表面平均声压级曲线

图18 CASE03方案的后风挡表面总声压级分布云（800～2 500 Hz ）

图 19 CASE03方案的后风挡表面总声压级分布云图（3 150～6 300 Hz ）

图 20 监测点1～3布置位置

图21 BASE方案与CASE03方案的各监测点总声压级曲线对比

4 道路试验效果验证

对BASE方案、CASE03方案和某过程方案CASE00进行实物道路试验验证。将3D打印的尾翼样件搭载在实车上，在试验场分别以100 km/h、120 km/h、140 km/h的速度进行道路试验，在此过程中采集后席内耳位置声压值结果，如图22所示。

图 22 后席内耳位置声压值（试验结果）

图 23 后风挡表面平均声压级曲线（仿真结果）

由道路试验结果可知，CASE03方案在各车速下测得的后席内耳处声压值均低于BASE方案，整体风噪水平有明显提高，与仿真结果相同。由于过程方案CASE00的仿真结果显示其风噪性能相比于BASE方案有所恶化，所以本文不对此方案的具体结构设计进行过多探讨和说明，仅用于验证仿真与试验结论的一致性。

5 结论

本文针对镂空尾翼区域的风噪性能进行仿真分析。通过对比流场和声场的计算结果，找到对镂空尾翼风噪性能影响较大的因素，并针对性地提出优化对策，评价各对策的风噪性能，优选出最佳方案，并通过道路试验验证仿真结果。具体结论如下：

（1）针对尾翼下表面存在的拐点，通过将其x向前移的方式拉长稳流段，对风噪性能有提升作用。

（2）改善尾翼迎风面形状，外凸形状的风噪性能优于内凹形状。

（3）尾翼下表面增加扰流结构会使流经尾翼下方的气流得到梳理，对降低风阻有明显的作用。

（4）尾翼区域流场比较敏感，需要经过多次调整优化，找到风阻与风噪性能的平衡点。

本文涉及的仿真和评价方法适用于对不同尾翼结构方案的风噪性能做出快速判断，为工程、造型等的方案优选提供参考。未来还将完善乘员舱内部噪声传递路径的仿真计算，并通过与风洞试验结果的对比验证提高仿真精度。