基于非穩(wěn)態(tài)模擬的SAE 車模氣動(dòng)減阻降噪研究

楊小龍，龔繁 ，龔政，黃元康

（湖南大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，湖南 長沙 410082）

進(jìn)入21 世紀(jì)以來，汽車行駛速度隨著汽車行業(yè)、高速公路的快速發(fā)展而不斷提高.汽車高速行駛時(shí)的氣動(dòng)阻力對(duì)汽車的燃油經(jīng)濟(jì)性產(chǎn)生重要的影響；噪聲問題也隨著行駛速度的增加而嚴(yán)重影響乘客的乘坐舒適性.降低汽車空氣阻力能有效地節(jié)省燃油，而降低氣動(dòng)噪聲能有效地提升乘客的舒適度.減少汽車能源消耗與降低汽車氣動(dòng)噪聲成為當(dāng)代車輛設(shè)計(jì)中考慮的兩大問題，并且成為近些年汽車行業(yè)研究的熱點(diǎn)，國內(nèi)外都對(duì)此開展了一定的研究.

在氣動(dòng)減阻研究方面，Choi 等人［1-2］對(duì)簡單的汽車模型應(yīng)用不同的減阻裝置，研究減阻裝置對(duì)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的控制效果.Pujals 等人［3］研究了在模型頂面放置圓形渦發(fā)生器時(shí)的減阻能力.Sharma 等人［4］利用CFD 方法研究了渦發(fā)生器（VGS）對(duì)MIRA 模型尾流結(jié)構(gòu)的影響.Eulalie 等人［5］以方背Ahmed 為研究對(duì)象，采用了被動(dòng)和主動(dòng)的控制策略，最大可獲得10%的減阻效果.Bruneau 等人［6］以方背 Ahmed 模型為研究對(duì)象，通過數(shù)值模擬方法研究了被動(dòng)和主動(dòng)控制方法耦合時(shí)的減阻效果，結(jié)果表明結(jié)合被動(dòng)和主動(dòng)控制方法實(shí)現(xiàn)了高達(dá)30%的減阻率.Wieser等人［7］以階梯背轎車為研究對(duì)象，通過風(fēng)洞試驗(yàn)方法研究了渦發(fā)生器安裝位置對(duì)汽車氣動(dòng)特性的影響.黃莎等人［8］采用基于Realizablek-ε的數(shù)值計(jì)算方法探索在列車尾部不同位置、不同速度射流對(duì)列車周圍湍流流場(chǎng)和氣動(dòng)阻力的影響規(guī)律，在不同的車速下找到最佳射流位置，以提高整車的減阻率.張迪分別以Ahmed、GTS 和 MIRA 模型為對(duì)象，研究了非光滑表面對(duì)三種模型的氣動(dòng)減阻效果，并且對(duì)Ahmed 和GTS 模型設(shè)計(jì)了優(yōu)化方案，優(yōu)化后最大的減阻效果分別為4.69%和5.18%［9］.楊小龍等人［10］研究了非光滑表面對(duì)汽車氣動(dòng)性能的影響，并簡要闡述了非光滑表面的減阻機(jī)理.許建民等人［11］采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法研究了側(cè)風(fēng)環(huán)境下減阻裝置對(duì)重型貨車氣動(dòng)特性的影響，發(fā)現(xiàn)復(fù)合減阻裝置在所有側(cè)風(fēng)工況下均具有顯著的減阻效果.

對(duì)于氣動(dòng)噪聲研究，Oettle等人［12］綜合介紹了汽車氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生部位以及不同部位氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生的原理.Purohit 等人［13］通過計(jì)算氣動(dòng)聲學(xué)混合方法研究了外激勵(lì)對(duì)柔性結(jié)構(gòu)遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的影響，結(jié)果表明有外部激勵(lì)時(shí)產(chǎn)生的遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲相較于無外部激勵(lì)時(shí)降低了近40%.Manikandan 等人［14］以一款商用救護(hù)車模型為研究對(duì)象，分析了被動(dòng)控制方法對(duì)救護(hù)車模型氣動(dòng)噪聲的影響.汪碩［15］研究了仿生非光滑表面對(duì)汽車外流場(chǎng)特性和氣動(dòng)特性的影響，分析了凹坑分布規(guī)律、尺寸和在汽車表面的分布位置等對(duì)阻力系數(shù)和氣動(dòng)噪聲的影響.陳鑫等人［16］使用 DrivAer 汽車模型來研究仿生非光滑車外后視鏡罩減阻降噪機(jī)理，結(jié)果表明車外后視鏡上應(yīng)用仿生非光滑結(jié)構(gòu)，使整車阻力降低5.9%，側(cè)窗外響度降低 19.4%.林肖輝［17］以某品牌量產(chǎn)車模型為研究對(duì)象，分析了周圍流場(chǎng)的氣動(dòng)特性和車身表面的噪聲源及遠(yuǎn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的聲壓級(jí)頻譜圖，并通過對(duì)車輪輪轂和后視鏡的造型優(yōu)化使得整車噪聲得到有效的控制.

上述文獻(xiàn)表明，相關(guān)學(xué)者分別對(duì)氣動(dòng)減阻以及氣動(dòng)噪聲做了一定的研究.但是，針對(duì)同時(shí)降低氣動(dòng)阻力和氣動(dòng)噪聲的研究較少.被動(dòng)減阻裝置依靠改變流場(chǎng)結(jié)構(gòu)來達(dá)到降低氣動(dòng)阻力的目的，但有可能引入新的擾動(dòng)，從而增大噪聲.如何在降低氣動(dòng)阻力的同時(shí)有效降低噪聲是一個(gè)比較新穎的研究方向.此外，氣動(dòng)噪聲研究需要知道流場(chǎng)中非定常脈動(dòng)壓力信息，并不能適用于傳統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)模擬，需要采用非穩(wěn)態(tài)模型，這對(duì)模擬也提出了一定的挑戰(zhàn).另外，注意到實(shí)際車型幾何構(gòu)造復(fù)雜，底盤部件眾多，導(dǎo)致計(jì)算量過大，同時(shí)不同車型之間缺乏對(duì)比和參考，因此目前學(xué)術(shù)研究仍主要采用標(biāo)準(zhǔn)化車模.同時(shí)，模型本身及其研究數(shù)據(jù)，可在空氣動(dòng)力學(xué)數(shù)據(jù)定義、實(shí)驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)、計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)等方面成為溝通語言，便于數(shù)據(jù)共享，可大量減少汽車開發(fā)過程中的重復(fù)性工作［18］.

本文以20°后背傾角階梯背式SAE 模型為參考模型，在模型后傾斜面頂部和尾部添加新型渦發(fā)生器（VGS）和溝槽（RTS），基于非穩(wěn)態(tài)模擬的同時(shí)研究了被動(dòng)減阻裝置在汽車氣動(dòng)減阻和氣動(dòng)降噪方面的積極影響.本文的研究內(nèi)容對(duì)于研究汽車協(xié)同減阻降噪的方法具有一定的借鑒意義.

1 仿真模型的建立

1.1 SAE模型與計(jì)算域

為了不同研究者對(duì)比研究的方便，有多種標(biāo)準(zhǔn)化的車模被提出，包括Ahmed［19］、MIRA［20］、SAE［21］、GTS［22］等.本文選擇20°后背傾角階梯背式SAE 模型作為研究對(duì)象，因?yàn)槠渚哂械湫偷钠囂攸c(diǎn)，同時(shí)有相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)作為參考［23］.圖1 為SAE 參考模型，1∶ 5 尺寸縮放的模型在諸如風(fēng)洞阻塞比、可制造性、可實(shí)現(xiàn)雷諾數(shù)范圍方面提供了折中的效果.SAE 模型是MIRA 模型的改進(jìn)模型，模型頭部是一個(gè)30°傾斜表面且有著較大的前緣半徑，底板靠近尾部位置有一個(gè)用于抵消前傾斜面產(chǎn)生的大俯仰力矩的6°擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)，模型的尺寸為L(長) ×W(寬) ×H(高)=840 mm × 320 mm × 240 mm.如圖2 所示，計(jì)算域的尺寸為Ω=10L× 7W× 5H，阻塞比等于2.86%.SAE模型頭部倒角面離入口表面的距離為2L，尾部垂直面距離出口表面7L.

圖1 SAE參考模型Fig.1 SAE reference model

圖2 SAE參考模型計(jì)算域尺寸Fig.2 Calculated domain dimensions for the SAE reference model

1.2 計(jì)算模型

汽車流場(chǎng)具有三維非定常大分離的特點(diǎn)，而小尺度的減阻裝置增加了流動(dòng)的復(fù)雜性，為了捕捉非定常流場(chǎng)的渦結(jié)構(gòu)，考慮到傳統(tǒng)的雷諾平均模擬（RANS）很難滿足計(jì)算精度要求，本文采用了基于SST 模型的改進(jìn)延遲分離渦模擬（IDDES）方法.IDDES［24-25］湍流模型既能捕捉非定常流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，又相比DNS、LES 具有計(jì)算量小的優(yōu)點(diǎn)，目前在工程模擬方面應(yīng)用比較多，但在汽車模擬方面應(yīng)用還比較少.而近場(chǎng)噪聲源使用計(jì)算氣動(dòng)聲學(xué)方法（Computa?tional Aeroacoustics，CAA）對(duì)氣動(dòng)噪聲直接進(jìn)行計(jì)算，CAA 方法把聲音的傳播也當(dāng)成流體現(xiàn)象，因此在求解 N-S 方程時(shí)能夠同時(shí)計(jì)算聲音的產(chǎn)生和傳播，在計(jì)算流場(chǎng)的同時(shí)對(duì)聲壓脈動(dòng)進(jìn)行求解.

遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲則采用了FW-H 聲類比方法.Light hill聲類比理論控制方程是由N-S 方程推導(dǎo)出的波動(dòng)方程，可表示為：

FW-H方程如下：

式中：c為聲速；Tij是Light hill 應(yīng)力張量；H(f)為Heaviside 函數(shù)；δ(f)為Dirac delta 函數(shù)；Pij為壓應(yīng)力張量；p′和ρ分別為聲壓和密度脈動(dòng)；ρ0為平均密度；u為流體流速；v為平面速度；n為指向外的單位法向向量.方程中聲源面被定義為f=0，x表示監(jiān)測(cè)點(diǎn)的位置.

聲壓級(jí)（SPL）和總聲壓級(jí)（OASPL）定義如下：

式中：prms為實(shí)測(cè)聲壓；pmean為平均聲壓；pref=2×10-5Pa，為參考聲壓.

1.3 網(wǎng)格劃分和邊界條件

本文采用多面體網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值仿真，圖3 展示的是計(jì)算域流向中心截面的網(wǎng)格分布，并對(duì)模型周圍進(jìn)行了網(wǎng)格加密.

圖3 SAE原模型截面多面體網(wǎng)格Fig.3 Polyhedral mesh of the section of the SAE original model

流場(chǎng)計(jì)算域入口為U0=40 m/s 的均勻流速，基于SAE 模型長度的雷諾數(shù)為ReL=2.32 × 106.出口邊界為壓力等于大氣壓的壓力出口，SAE 模型和計(jì)算域底面設(shè)置為無滑移壁面，計(jì)算域的兩個(gè)側(cè)面和頂面都設(shè)置為對(duì)稱面.時(shí)間步長為?t=0.000 1 s，有效頻率范圍計(jì)算時(shí)間為1.1 s，時(shí)均時(shí)間約為52個(gè)特征周期.

1.4 網(wǎng)格無關(guān)性分析與模型驗(yàn)證

本研究一共采用粗糙網(wǎng)格、中等網(wǎng)格和精細(xì)網(wǎng)格3 種網(wǎng)格分別進(jìn)行了計(jì)算.圖4 展示了尾部斜面、行李艙蓋和尾部垂直面上的時(shí)均壓力系數(shù)，并與Daniel Wood 等人［23］的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較.圖4（a）、4（b）、4（c）分別對(duì)應(yīng)粗糙網(wǎng)格、中等網(wǎng)格和精細(xì)網(wǎng)格的結(jié)果，圖4（d）為Daniel Wood 等人的實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果.從圖中可知，粗糙網(wǎng)格結(jié)果與中等網(wǎng)格和精細(xì)網(wǎng)格結(jié)果存在很直觀的誤差，而中等網(wǎng)格和精細(xì)網(wǎng)格結(jié)果之間誤差較小，同時(shí)這兩種結(jié)果較好地滿足實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果.為了進(jìn)一步對(duì)尾部斜面的流場(chǎng)進(jìn)行定量分析，圖5給出了中心截面上沿x方向的尾部斜面和行李艙蓋上方的無量綱時(shí)均速度分布，結(jié)果表明粗糙網(wǎng)格沒有準(zhǔn)確預(yù)測(cè)尾部斜面上的時(shí)均速度，而中等網(wǎng)格和精細(xì)網(wǎng)格能較好地與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合，同時(shí)這也驗(yàn)證了計(jì)算模型的準(zhǔn)確性.

圖4 仿真模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的時(shí)均壓力系數(shù)對(duì)比Fig.4 Comparison of time-mean pressure coefficients between simulation results and experimental results

圖5 中心截面上沿x方向的無量綱時(shí)均速度分布Fig.5 Dimensionless mean velocity distribution along the X direction on the central section

除此之外，阻力系數(shù)的計(jì)算結(jié)果如表1 所示.粗糙網(wǎng)格相對(duì)于中等網(wǎng)格的誤差為3.19%，而精細(xì)網(wǎng)格相對(duì)于中等網(wǎng)格的誤差為0.49%.為了節(jié)約計(jì)算資源，本文后續(xù)的研究使用具有網(wǎng)格數(shù)量較少，但能保證計(jì)算精度的中等網(wǎng)格.

表1 SAE模型3種網(wǎng)格分辨率的網(wǎng)格數(shù)量及阻力系數(shù)Tab.1 The number of meshes and the drag coefficient of the three mesh resolutions of the SAE model

2 VGS減阻效果研究

2.1 VGS結(jié)構(gòu)尺寸

目前被動(dòng)減阻裝置有渦發(fā)生器、仿生非光滑表面、溝槽和多孔介質(zhì)等，這里設(shè)計(jì)了一種新型的半圓柱型渦發(fā)生器和溝槽.半圓柱型渦發(fā)生器相比圓柱或其他渦發(fā)生器，具有尺寸小、結(jié)構(gòu)簡單、易于布置等特點(diǎn).本文將渦發(fā)生器應(yīng)用在SAE 模型尾部斜面的上沿線附近，結(jié)構(gòu)如圖6 所示.22 個(gè)渦發(fā)生器均勻分布在尾部斜面的橫向方向上，直徑D=5 mm，其中相鄰渦發(fā)生器間隔L=12.5 mm.

圖6 附加VGS的SAE模型的尺寸參數(shù)Fig.6 Dimensional parameters of the SAE model with VGS

2.2 尾流結(jié)構(gòu)對(duì)比分析

為了研究VGS 的減阻效果，首先對(duì)比分析了尾流流線.圖7 為SAE 模型和附加VGS 的模型在z=0截面上的流向時(shí)均速度流線.附加VGS 的模型尾部斜面上的分離渦渦1 消失，因?yàn)閂GS 抑制了流體的分離，使流體經(jīng)過斜面時(shí)始終附著在斜面上，阻礙了分離渦的形成.通過比較尾部反向旋轉(zhuǎn)渦的渦核中心位置，可知VGS對(duì)尾渦的影響相對(duì)較小，僅表現(xiàn)出對(duì)尾渦的擾動(dòng)作用，使得渦3 渦核向下偏移.渦核負(fù)壓區(qū)遠(yuǎn)離尾部以及尾部斜面的分離渦的消失，都會(huì)增加尾部近壁面的壓力，從而使得模型頭部和尾部的壓差阻力減小，達(dá)到一定的減阻效果.

圖7 時(shí)均速度流線圖（1）Fig.7 Time-mean velocity flow diagrams（1）

Q 準(zhǔn)則等值面通?？梢杂脕盹@示鈍體模型的三維渦系結(jié)構(gòu)，圖8 對(duì)比了SAE 模型和附加VGS 的SAE 模型Q 準(zhǔn)則等值面，展示了兩種模型尾流區(qū)的三維渦結(jié)構(gòu).通過對(duì)比圖8 中兩種模型的局部放大圖可以發(fā)現(xiàn)，相比于SAE 模型尾部斜面形成的分離渦，附加VGS 的模型產(chǎn)生了一系列抑制尾部斜面分離渦形成的小渦.如圖8（a）所示，當(dāng)流體從模型頂部流到尾部斜面時(shí)，剛開始的分離屬于在平面上的二維形式的分離，然后受C 柱拖拽渦的影響變成更加復(fù)雜的三維分離流.在與原模型相對(duì)應(yīng)的位置，VGS后面的小渦使二維分離消失，同時(shí)近壁低速區(qū)域明顯減小，說明VGS 結(jié)構(gòu)增加了下游近壁區(qū)域內(nèi)的動(dòng)能，使近壁區(qū)邊界層下方和邊界層上方速度梯度減小，延遲了流體分離.

圖8 兩種模型的瞬態(tài)Q準(zhǔn)則（1）Fig.8 Transient Q criterion for the two models（1）

2.3 阻力系數(shù)對(duì)比分析

在SAE模型尾部斜面上邊沿上添加的VGS模型與原模型的氣動(dòng)阻力系數(shù)對(duì)比結(jié)果如表2 所示，結(jié)果表明添加VGS 有一定的減阻效果，減阻率約為2.41%.

表2 SAE模型和附加VGS模型的阻力系數(shù)和減阻率Tab.2 Drag coefficients and drag reduction rate for SAE model and SAE model with VGS

3 RTS減阻效果研究

3.1 RTS結(jié)構(gòu)尺寸

本文在模型尾部添加了如圖9所示的V 型溝槽.圖9 中展示了尾部垂直面添加V 型溝槽的SAE 模型的全局視圖和尾部垂直面的放大視圖，以及溝槽的局部放大視圖以及尺寸參數(shù).其中溝槽間距S=3 mm，深度H=3 mm.

圖9 尾部垂直面添加V型溝槽的SAE模型Fig.9 SAE model with V-riblets added to the vertical surface of the tail

3.2 尾流結(jié)構(gòu)對(duì)比分析

圖10 為SAE 模型和附加RTS 的模型在z=0 截面上的流向時(shí)均速度流線.與VGS 情況類似，圖10（b）中尾部垂直面上的非光滑表面使得近尾流區(qū)的兩渦中心位置向下游移動(dòng)，特別是上渦的渦核中心，說明尾部面上的RTS 使得行李艙蓋尾沿處的分離延遲，在靠近尾部面上邊沿處還產(chǎn)生了一個(gè)衍生渦.另外我們從圖中發(fā)現(xiàn)尾部垂直面上的溝槽還影響了尾部斜面上分離渦的形成.

圖10 時(shí)均速度流線圖（2）Fig.10 Time-mean velocity flow diagrams（2）

圖11 進(jìn)一步對(duì)溝槽內(nèi)部流動(dòng)情況與光滑表面流動(dòng)情況進(jìn)行了比較，由圖可知，在圖11（b）尾部面溝槽內(nèi)部存在許多小渦，這些小渦阻礙了更外層的高速流體與近壁面直接接觸，能夠降低摩擦阻力.同時(shí)，V 型溝槽能夠限制流體的橫向運(yùn)動(dòng)，使得流動(dòng)更加穩(wěn)定，相應(yīng)減小了湍流猝發(fā)強(qiáng)度.

圖11 時(shí)均速度絕對(duì)值流線圖Fig.11 Flow diagram of absolute value of time-mean velocity

SAE 模型和附加RTS 模型的Q 準(zhǔn)則等值面對(duì)比如圖12 所示，其展示了兩種模型尾流區(qū)的三維渦結(jié)構(gòu).圖12（b）模型尾部斜面上渦流強(qiáng)度相較于原模型有所減小，近壁面低速區(qū)域范圍也相對(duì)減小.再對(duì)比尾部面上的渦結(jié)構(gòu)，附加RTS 的模型尾部面上有許多條狀的渦結(jié)構(gòu)，溝槽內(nèi)的這些渦結(jié)構(gòu)能夠限制近壁面更外層的高速流體與壁面直接接觸，從而有利于減小摩擦阻力.

圖12 兩種模型的瞬態(tài)Q準(zhǔn)則（2）Fig.12 Transient Q criterion for the two models（2）

3.3 阻力系數(shù)對(duì)比分析

在SAE 模型尾部斜面上邊沿上添加RTS 的模型與原模型的氣動(dòng)阻力系數(shù)對(duì)比結(jié)果如表3 所示，結(jié)果表明添加RTS 有一定的減阻效果，達(dá)到2.76%的減阻率.

表3 SAE原模型和附加RTS模型的阻力系數(shù)和減阻率Tab.3 Drag coefficients and drag reduction rate for SAE model and SAE model with RTS

4 VGS和RTS對(duì)氣動(dòng)噪聲的影響研究

由于車模后傾斜面頂部和尾部添加了VGS 和RTS，尾流結(jié)構(gòu)會(huì)產(chǎn)生變化，從而影響氣流脈動(dòng)頻率及脈動(dòng)壓力，所以會(huì)使得聲源的分布以及強(qiáng)弱發(fā)生變化.減阻裝置在減阻的同時(shí)對(duì)車輛噪聲產(chǎn)生了影響，本節(jié)通過模擬設(shè)置近場(chǎng)噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)與遠(yuǎn)場(chǎng)麥克風(fēng)對(duì)被動(dòng)減阻產(chǎn)生的噪聲進(jìn)行研究.

4.1 噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)的布置

通過計(jì)算獲得的z=0 截面的脈動(dòng)壓力如圖13所示，圖13（a）、13（b）、13（c）分別為原模型、附加VGS 的模型和附加RTS 的模型的結(jié)果.由圖可知，壓力劇烈變化的位置主要集中在尾流區(qū)域，特別是在尾部斜面上的分離渦位置和近尾流區(qū)域的兩個(gè)旋轉(zhuǎn)渦位置上，因此尾流區(qū)是主要的氣動(dòng)噪聲聲源.尾流區(qū)近場(chǎng)噪聲通過仿真中設(shè)置的監(jiān)測(cè)點(diǎn)獲得，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的分布如圖14所示，它們都分布在圖13所示壓力脈動(dòng)劇烈的區(qū)域附近以及近尾流下游方向.圖14（a）展示了z=0截面上11個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的位置，實(shí)際上每個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)都有左右兩個(gè)額外的監(jiān)測(cè)點(diǎn)，如圖14（b）所示.

圖13 z=0截面脈動(dòng)壓力分布Fig.13 Pulsating pressure distribution at section z=0

圖14 流場(chǎng)仿真中監(jiān)測(cè)點(diǎn)的分布Fig.14 Distribution of monitoring points in flow field simulation

另外，遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲也是我們需要關(guān)注的.通過仿真模擬設(shè)置麥克風(fēng)來獲取遠(yuǎn)場(chǎng)輻射噪聲聲壓級(jí)，遠(yuǎn)場(chǎng)麥克風(fēng)的位置分布在以SAE 模型為中心的半徑為10 m 的圓或者半圓上，如圖15 所示，分別為縱向、橫向和水平面上的麥克風(fēng)分布示意圖.其中縱、橫向截面上的監(jiān)測(cè)點(diǎn)P1～P7與P8～P14對(duì)應(yīng)于極坐標(biāo)中的0～180°，水平截面上的監(jiān)測(cè)點(diǎn)P15～P27對(duì)應(yīng)于極坐標(biāo)中的0～330°.

圖15 監(jiān)測(cè)遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲的麥克風(fēng)位置分布Fig.15 Microphone position distribution for monitoring far-field noise

4.2 監(jiān)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)對(duì)比分析

大量渦團(tuán)引起的氣流脈動(dòng)壓力就是汽車氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生的根源，相對(duì)穩(wěn)定的渦結(jié)構(gòu)可以減少再附著渦量，降低由于氣流脈動(dòng)引起的氣動(dòng)噪聲.如前所述，添加在SAE 原模型斜面頂部的VGS 產(chǎn)生的小渦群抑制了尾部斜面上分離渦的形成，產(chǎn)生了相對(duì)穩(wěn)定的渦結(jié)構(gòu)，而尾部添加的RTS 限制了流體的橫向運(yùn)動(dòng)，使得流動(dòng)更加穩(wěn)定，這在一定程度上都能減小湍流猝發(fā)強(qiáng)度，降低氣流的脈動(dòng)頻率，由氣流脈動(dòng)產(chǎn)生的脈動(dòng)壓力也相應(yīng)降低，這將有利于氣動(dòng)噪聲的降低.圖16 為通過計(jì)算聲學(xué)方法所得的SAE 模型和附加VGS的模型以及附加RTS的模型各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的總聲壓級(jí)對(duì)比.從圖中可知，對(duì)于附加VGS 的模型，在1、3、4、6、10 左側(cè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)處，1、2、3、4、5、7、10、11中間監(jiān)測(cè)點(diǎn)處，1、3、4、6、7、10 右側(cè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)處總聲壓級(jí)均比原模型小，最大差值在點(diǎn)10 中間點(diǎn)處，為9.55 dB.而附加RTS 的模型在3、4、6 左側(cè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)處，所有中間監(jiān)測(cè)點(diǎn)處，以及2、3、4、5、6、7、9、10 右側(cè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的總聲壓級(jí)均比原模型小，最大差值在點(diǎn)7的中間點(diǎn)位置，為5.46 dB.所以SAE 模型添加VGS或RTS 后，均有一定的降噪效果.我們注意到，即使近場(chǎng)噪聲在大部分監(jiān)測(cè)點(diǎn)相較于原模型均有所降低，但同時(shí)，也有部分監(jiān)測(cè)點(diǎn)噪聲高于原模型，這是由于VGS與RTS部分監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置的渦團(tuán)數(shù)量要大于原模型.

圖16 SAE模型和附加VGS、RTS的模型尾流區(qū)監(jiān)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)對(duì)比Fig.16 Comparison of total sound pressure levels in wake area monitoring points between SAE model and SAE model with VGS and RTS

4.3 遠(yuǎn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)聲壓指向性分析

添加VGS與RTS的模型與原模型遠(yuǎn)場(chǎng)輻射噪聲存在許多共同特征.如圖17 所示，在縱向截面以及橫向截面上，總聲壓級(jí)最大的位置出現(xiàn)在模型正上方；在水平截面上，總聲壓級(jí)最大的位置是模型兩側(cè)，而頭部和尾部的總聲壓級(jí)相對(duì)較小.在縱向截面上，添加被動(dòng)減阻裝置對(duì)模型上方的噪聲減小有著積極的影響，而其他方向上的總聲壓級(jí)差別基本不大.而在橫向截面上，添加VGS 或RTS，各個(gè)方向的總聲壓級(jí)均小于原模型，且添加RTS 后的降噪效果優(yōu)于添加VGS.在水平方向上，除頭部和尾部差別不大外，其他方向上添加VGS 或RTS 后均有一定降噪效果，尤其是在模型兩側(cè)，降噪效果明顯.

圖17 SAE模型與添加VGS、RTS模型在各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的總聲壓級(jí)指向性Fig.17 Total sound pressure level directivity at each monitoring point of SAE model and SAE model with VGS and RTS

5 結(jié)論

本文使用計(jì)算流體力學(xué)和計(jì)算氣動(dòng)聲學(xué)數(shù)值仿真分析方法，結(jié)合風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行準(zhǔn)確性和可靠性驗(yàn)證，以20°后背傾角階梯背式SAE模型為研究對(duì)象，分別研究了半圓柱形渦發(fā)生器（VGS）和溝槽（RTS）對(duì)模型外流場(chǎng)以及氣動(dòng)聲學(xué)的影響，并結(jié)合流場(chǎng)參數(shù)的變化簡單闡述了附加裝置的減阻降噪機(jī)理.本文的研究內(nèi)容和研究結(jié)果表明：

1）相比于SAE 原模型，添加新型半圓柱型渦發(fā)生器及溝槽對(duì)氣動(dòng)減阻有積極的影響，其減阻率分別為2.41%、2.76%.

2）在噪聲的控制方面，相較于SAE 模型，添加新型半圓柱型渦發(fā)生器及溝槽分別實(shí)現(xiàn)了最大9.55 dB、5.46 dB的降噪效果.

3）本文對(duì)尾流區(qū)噪聲源研究的意義在于綜合評(píng)估被動(dòng)減阻裝置對(duì)尾流區(qū)氣動(dòng)噪聲源的影響，對(duì)協(xié)同減阻降噪具有一定的借鑒意義.