付威，王勛年，李勇,3,*

1.溫州大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，溫州 325035

2.中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心 氣動(dòng)噪聲控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，綿陽(yáng) 621000

3.溫州大學(xué) 平陽(yáng)智能制造研究院，溫州 325400

0 引 言

汽車噪聲主要包括發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲、輪胎噪聲和氣動(dòng)噪聲[1]。氣動(dòng)噪聲是汽車高速行駛時(shí)的主要噪聲源[2]。其中，由高速氣流在汽車A 柱和外后視鏡附近引起的旋渦流動(dòng)而造成的車窗表面脈動(dòng)壓力是產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲的主要原因之一[3-4]。改善汽車外后視鏡尾流區(qū)域渦流運(yùn)動(dòng)能夠有效降低車窗表面的脈動(dòng)壓力：一方面，可降低外后視鏡本身產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲；另一方面，可降低壁面脈動(dòng)壓力經(jīng)車窗傳至車內(nèi)的噪聲，提高車內(nèi)乘客的舒適性。

國(guó)外對(duì)外后視鏡氣動(dòng)噪聲的研究早于國(guó)內(nèi)，一般通過(guò)計(jì)算與實(shí)驗(yàn)開(kāi)展研究。Grahs 等[5]采用不同網(wǎng)格劃分策略研究某外后視鏡簡(jiǎn)化模型所產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲，發(fā)現(xiàn)合理改變外后視鏡自身形狀參數(shù)能有效降低氣動(dòng)噪聲。Kim 等[6]采用粒子圖像測(cè)速技術(shù)（PTV）分析了不同外后視鏡形狀對(duì)噪聲的影響。Kato[7]提出了一種可以直接計(jì)算遠(yuǎn)場(chǎng)和近場(chǎng)噪聲的方法，并闡述了3 種不同形狀外后視鏡對(duì)聲場(chǎng)反射的差異。Li 等[8]對(duì)某型汽車外后視鏡產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲進(jìn)行了風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)和數(shù)值仿真，結(jié)果表明外后視鏡產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲主要為寬頻噪聲，且能量主要集中在中低頻區(qū)域。Mohamud 等[9]的研究結(jié)果表明，在CFD 計(jì)算中，可以使用寬頻噪聲Curle 模型分析外后視鏡表面噪聲源分布情況。Chen 等[10]在商用軟件Fluent 中采用大渦模擬（LES）方法分析了不同風(fēng)速下外后視鏡產(chǎn)生的風(fēng)噪大小，研究結(jié)果表明使用DSLM （Dynamic Smagorinsky-Lilly Model）模型比單獨(dú)使用SLM 模型的計(jì)算結(jié)果更接近實(shí)驗(yàn)結(jié)果。Walker 等[11]分析了不同偏航角下汽車外后視鏡的振動(dòng)強(qiáng)度和噪聲大小，結(jié)果表明：汽車外后視鏡在30°偏航角下，抖振和風(fēng)噪綜合最小。Yao 等[12]使用不同計(jì)算方法分析了外后視鏡產(chǎn)生的內(nèi)部噪聲大小，結(jié)果表明：可壓縮大渦比分離渦模擬效果好，能更好地解決邊界層內(nèi)的壓力波動(dòng)問(wèn)題。

國(guó)內(nèi)對(duì)汽車氣動(dòng)噪聲的研究較晚，最早始于江蘇大學(xué)對(duì)車身外流場(chǎng)的探索[13]。劉紅光和陸森林[14]的研究指出偶極子聲源在車輛氣動(dòng)噪聲中占主導(dǎo)地位。謝超等[15]在商用軟件Fluent 中采用不同計(jì)算模型對(duì)汽車的氣動(dòng)噪聲進(jìn)行仿真計(jì)算，結(jié)果表明基于Realizable k-ε/LES 混合模型的仿真計(jì)算更為準(zhǔn)確和高效，且消耗的計(jì)算資源更少。陳鑫等[16-17]對(duì)比分析了5 款外后視鏡的造型特點(diǎn)，發(fā)現(xiàn)外后視鏡鏡罩、基座造型、安裝角度等因素對(duì)前側(cè)窗區(qū)域氣動(dòng)噪聲影響較大，對(duì)這些因素進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整組合，可有效降低氣動(dòng)噪聲。李啟良等[18]通過(guò)建立主動(dòng)射流模型來(lái)增大外后視鏡尾部的時(shí)均壓力，降低壓力梯度，使得整車氣動(dòng)阻力系數(shù)降低了0.002，前側(cè)窗表面總聲功率級(jí)降低了1.8 dB，湍流脈動(dòng)總聲功率級(jí)降低了0.3 dB。姜豪等[19]采用分離渦模擬與計(jì)算氣動(dòng)聲學(xué)相結(jié)合的方法，對(duì)前側(cè)窗表面氣動(dòng)噪聲進(jìn)行了分析，并提出了2 種優(yōu)化方案。

基于上述研究，本文以一簡(jiǎn)化的外后視鏡模型為基礎(chǔ)模型，提出3 種基于外形改變的降噪措施，即外后視鏡鏡身分別傾斜15°、30°，以及采用橢柱形底座，結(jié)合PIV 測(cè)試技術(shù)、六分量動(dòng)態(tài)天平測(cè)力技術(shù)和壁面麥克風(fēng)脈動(dòng)壓力實(shí)驗(yàn)，分析外后視鏡尾跡區(qū)域流場(chǎng)及阻力變化規(guī)律，揭示其降噪機(jī)理，為低阻力和低噪聲外后視鏡的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供可行性方案。

1 模型及實(shí)驗(yàn)布置

1.1 風(fēng)洞與實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

實(shí)驗(yàn)在溫州大學(xué)0.5 m×0.4 m 開(kāi)口射流聲學(xué)風(fēng)洞中進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)風(fēng)速為120 km/h。該風(fēng)洞為開(kāi)環(huán)吸氣風(fēng)洞，最大風(fēng)速可達(dá)60 m/s，湍流度低于0.2%。實(shí)驗(yàn)段所處的消聲室凈空間為3.8 m×3.3 m×2.5 m，截止頻率為140 Hz。最大風(fēng)速60 m/s 下，聲學(xué)風(fēng)洞中心軸1.7 m 處的流場(chǎng)背景噪聲為70 dB。

基準(zhǔn)模型由上、中、下三部分組成，其三維圖及工程圖如圖1 所示。模型上部為半徑45 mm 的1/4 球，中部為半徑45 mm、高60 mm 的半圓柱，底部為直徑25 mm、高30 mm 的圓柱。模型總高H=135 mm，迎風(fēng)面總寬W=90 mm，高/寬比為1.5。Oxyz 坐標(biāo)系的原點(diǎn)設(shè)置在底部圓柱中心。

圖1 基準(zhǔn)模型Fig.1 Baseline model

圖2 為3 款造型改進(jìn)后的模型，其中模型A 為鏡身傾斜15°，模型B 為鏡身傾斜30°，模型C 的底部為橢圓支撐柱?；A(chǔ)模型與模型C 底部支撐柱橫截面上的差異及尺寸如圖3 所示。所有實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ途捎脴?shù)脂材料以3D 打印技術(shù)制作而成。為減小反光對(duì)PIV 實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響，模型采用啞光漆噴涂成黑色，如圖4 所示。

圖2 改進(jìn)模型Fig.2 Improved model

圖3 基礎(chǔ)模型與模型C 底部支撐柱橫截面的差異Fig.3 Diagram of difference between baseline model and model C on a cross-section of the support column

圖4 模型實(shí)物圖Fig.4 Real models

1.2 PIV 測(cè)試布置

為分析外后視鏡尾跡區(qū)域流場(chǎng)變化，對(duì)外后視鏡進(jìn)行PIV 實(shí)驗(yàn)，圖5 為實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ桶惭b示意圖。外后視鏡模型安裝在一塊與風(fēng)洞出口底面相連的平板上（平板相當(dāng)于汽車側(cè)窗表面），距離風(fēng)洞出口160 mm。實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜋M截面堵塞率為4.67%，滿足堵塞率小于5%的實(shí)驗(yàn)流場(chǎng)要求[20]。實(shí)驗(yàn)時(shí)主要對(duì)3 個(gè)截面進(jìn)行分析：縱截面位于模型正中間y=0 處，橫截面1 位于模型中部正中間、距平板壁面60 mm 處，橫截面2 位于模型下部正中間、距平板壁面15 mm 處，如圖6所示。

圖5 模型安裝示意圖Fig.5 Model installation diagram

圖6 截面分析示意圖Fig.6 Diagram of section analysis

流場(chǎng)顯示實(shí)驗(yàn)采用北京立方天地科技有限公司的PIV 設(shè)備，激光測(cè)試頻率為5 Hz，其安裝示意及實(shí)物如圖7 所示。拍攝縱截面時(shí)，激光器位于模型正上方，5M 分辨率的尼康CCD 相機(jī)位于激光器垂直位置；拍攝2 個(gè)橫截面時(shí)，激光器與CCD 相機(jī)位置互換。

圖7 PIV 實(shí)驗(yàn)布置圖Fig.7 PIV experiment layout

1.3 壁面麥克風(fēng)測(cè)試布置

外后視鏡尾跡區(qū)域存在的湍流結(jié)構(gòu)不僅會(huì)與側(cè)窗玻璃表面作用產(chǎn)生噪聲，還會(huì)在側(cè)窗上產(chǎn)生脈動(dòng)壓力引起車窗振動(dòng)，兩者組成的混合噪聲會(huì)通過(guò)側(cè)窗傳至人耳。與外后視鏡尾流旋渦本身產(chǎn)生的湍流噪聲相比，旋渦與側(cè)窗表面相互作用產(chǎn)生的脈動(dòng)壓力所引起的氣動(dòng)噪聲更加強(qiáng)烈。在該實(shí)驗(yàn)中無(wú)法直接測(cè)量傳入內(nèi)部的氣動(dòng)噪聲，因此通過(guò)測(cè)量外后視鏡流場(chǎng)后的壁面脈動(dòng)壓力來(lái)定性描述。為對(duì)外后視鏡作用于壁面的脈動(dòng)壓力進(jìn)行直觀描述，如圖8所示，在平板壁面±30°位置由近及遠(yuǎn)設(shè)置3 排共21 個(gè)脈動(dòng)壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)，每排相鄰監(jiān)測(cè)點(diǎn)間隔10°。第一排與模型底部中心位置距離為135 mm （即3 倍球半徑，3R）；第二排為180 mm （4R）；第三排為225 mm （5R）。脈動(dòng)壓力采用型號(hào)為BSWA MPA416的麥克風(fēng)測(cè)量，麥克風(fēng)表面與壁面齊平布置。采樣頻率為51.2 kHz，采樣時(shí)間為8 s?？偛蓸訑?shù)據(jù)為100塊，每個(gè)塊的大小為4 096，頻率分辨率為12.5 Hz。已有研究表明，尾跡核心區(qū)的脈動(dòng)壓力對(duì)外后視鏡氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)最大[16]，因此本文主要對(duì)第一排3、4、5，第二排10、11、12 和第三排17、18、19 這9 個(gè)處于外后視鏡尾跡核心區(qū)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)進(jìn)行頻譜和總聲壓級(jí)分析。

圖8 壁面壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置示意圖Fig.8 Schematic layout of wall pressure monitoring points

1.4 六分量天平測(cè)力布置

圖9 為六分量天平安裝示意圖，外后視鏡模型固定在天平頂端，天平左右與平板之間各空出2 mm間隙，以便檢測(cè)氣流對(duì)后視鏡的作用力。天平型號(hào)為ATI 工業(yè)自動(dòng)化有限公司生產(chǎn)的Mini-45，實(shí)驗(yàn)時(shí)采樣頻率設(shè)置為7 000 Hz。為減小實(shí)驗(yàn)誤差，每個(gè)模型采樣5 次，每次采樣30 s，取中間20 s 數(shù)據(jù)進(jìn)行均方根分析，得到每次采樣的結(jié)果，再以其平均值作為最終模型阻力值。

圖9 六分量天平安裝示意圖Fig.9 Schematic installation of six-component balance

2 結(jié)果和分析

2.1 聲學(xué)特性

2.1.1 頻譜分析

側(cè)窗壁面脈動(dòng)壓力是產(chǎn)生噪聲的重要來(lái)源之一，其變化能夠反映聲源的一定特征。為了更加直觀地對(duì)比4 款外后視鏡在120 km/h 的風(fēng)速下對(duì)側(cè)窗壁面的影響，將麥克風(fēng)測(cè)量的壁面脈動(dòng)壓力的時(shí)域信號(hào)采用快速傅里葉變換（FFT）轉(zhuǎn)化為頻域信號(hào)，并與參考聲壓值pref=2×10-5Pa 對(duì)比，得到其聲壓級(jí)（Lsp）頻譜圖，單位為dB。圖10 為基礎(chǔ)模型第一、二、三排中間3 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的壁面脈動(dòng)壓力頻譜對(duì)比圖。從圖中可以看出，側(cè)邊2 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的脈動(dòng)壓力頻譜曲線在全頻率段較為接近。因此，下文主要對(duì)位于正中間位置的4、11、18 和位于一側(cè)的3、10、17 等6 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)進(jìn)行頻譜對(duì)比分析。

圖10 基礎(chǔ)模型監(jiān)測(cè)點(diǎn)頻譜分析Fig.10 Spectrum analysis of monitoring points of baseline

圖11 為所有模型位于第一排的3 和4 兩個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的頻譜對(duì)比圖，圖12 為位于第二排的10 和11 兩個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的頻譜對(duì)比圖，圖13 為第三排的17 和18 兩個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的頻譜對(duì)比圖。圖11～13 還展示了各個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的背景脈動(dòng)壓力頻譜。從圖11～13 中可以很明顯地看出，外后視鏡所引起的壁面脈動(dòng)壓力具有寬頻特性，且能量主要集中在500 Hz 以下的中低頻段。在此頻段內(nèi)，麥克風(fēng)測(cè)得的各模型的脈動(dòng)壓力值相差也較大。背景壓力是在僅安裝平板而未安裝外后視鏡情況下的測(cè)量值，從圖中可以看出，在500 Hz 以下頻段，背景壓力遠(yuǎn)小于實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷拿}動(dòng)壓力，差值達(dá)10 dB 以上，說(shuō)明本文的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)是可靠有效的。在500 Hz 以上頻率范圍，各模型的壁面脈動(dòng)壓力相差不大；在1 kHz 以上頻段，部分模型的壁面脈動(dòng)壓力甚至低于背景壓力。由于2 kHz 以上高頻段的壁面脈動(dòng)壓力遠(yuǎn)小于中低頻段，其對(duì)總聲壓的貢獻(xiàn)量幾乎可以忽略，所以本文主要對(duì)中低頻段特別是20～500 Hz 范圍內(nèi)的壁面脈動(dòng)壓力進(jìn)行分析。在500 Hz 以下的中低頻段范圍，所有造型改進(jìn)模型對(duì)壁面脈動(dòng)壓力的抑制效果都很明顯，但在不同監(jiān)測(cè)點(diǎn)，抑制效果存在一定差異。下文將對(duì)每個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)進(jìn)行具體分析。

圖11 不同模型在監(jiān)測(cè)點(diǎn)3、4 的頻譜對(duì)比圖Fig.11 Spectrum comparison map of monitoring points 3 and 4 in different models

圖12 不同模型在監(jiān)測(cè)點(diǎn)10、11 的頻譜對(duì)比圖Fig.12 Spectrum comparison map of monitoring points 10 and 11 in different models

圖13 不同模型在監(jiān)測(cè)點(diǎn)17、18 的頻譜對(duì)比圖Fig.13 Spectrum comparison map of monitoring points 17 and 18 in different models

在圖11 所示的監(jiān)測(cè)點(diǎn)3、4 中，監(jiān)測(cè)點(diǎn)3 主要降壓頻段集中在70～500 Hz，監(jiān)測(cè)點(diǎn)4 主要降壓頻段為70～400 Hz。在此范圍，所有改進(jìn)模型壁面脈動(dòng)壓力始終低于基礎(chǔ)模型，模型C 壁面脈動(dòng)壓力最低，模型B 次之，模型A 略高于模型B，但也遠(yuǎn)小于基礎(chǔ)模型。模型C 的監(jiān)測(cè)點(diǎn)3、4 在此范圍內(nèi)最大降壓幅度均接近10 dB，模型A 和模型B 在3、4 監(jiān)測(cè)點(diǎn)的最大降壓幅度也均超過(guò)5 dB。

在圖12 所示的監(jiān)測(cè)點(diǎn)10、11 的頻譜圖中，降壓頻率向低頻范圍移動(dòng)。監(jiān)測(cè)點(diǎn)10 的降壓頻段分布在20～400 Hz，監(jiān)測(cè)點(diǎn)11 的主要降壓頻段為20～200 Hz。模型B 和C 在監(jiān)測(cè)點(diǎn)10 的最大降壓幅度均接近10 dB，在監(jiān)測(cè)點(diǎn)11 的最大降壓幅度超過(guò)5 dB，模型A 在這兩個(gè)位置的最大降壓幅度均超過(guò)5 dB。

在圖13 所示的監(jiān)測(cè)點(diǎn)17、18 中，3 個(gè)改進(jìn)模型在監(jiān)測(cè)點(diǎn)17 的降壓頻段最廣，分布在20～1 000 Hz范圍內(nèi)，但監(jiān)測(cè)點(diǎn)18 的降壓頻段主要集中在200 Hz以內(nèi)。在監(jiān)測(cè)點(diǎn)17，模型B 和C 的降壓幅度近10 dB，模型A 的最大降壓幅度近5 dB；在監(jiān)測(cè)點(diǎn)18，模型B 的最大降壓幅度超過(guò)5 dB，模型A 和C 的最大降壓幅度也超過(guò)3 dB。

從圖11～13 還可以看出：橢圓柱底座的模型C 在50～70 Hz 之間有一個(gè)明顯的頻率波峰，而其他3 個(gè)模型基本沒(méi)有，說(shuō)明模型C 流場(chǎng)中可能存在一定的周期脈動(dòng)。

2.1.2 總聲壓級(jí)分析

表1～3 為9 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的總聲壓級(jí)對(duì)比（頻率計(jì)算范圍為20～1 000 Hz）。從表中可以看出，背景總聲壓級(jí)遠(yuǎn)低于實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，證明了本文實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠性。改進(jìn)模型A、B、C 在每個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)上的總聲壓級(jí)都小于基礎(chǔ)模型，最大降壓點(diǎn)均在監(jiān)測(cè)點(diǎn)17，分別降低了3.8，6.0 和5.3 dB。由于外后視鏡尾部湍流在側(cè)窗上產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲是其作用在側(cè)窗面積上的綜合效應(yīng)，因此，不同模型的綜合降噪效果分析須集合所有監(jiān)測(cè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)。表4 是在不同頻率范圍內(nèi)3 個(gè)改進(jìn)模型聲壓級(jí)相對(duì)于基礎(chǔ)模型的降壓效果，表中ΔLsp為改進(jìn)模型與基礎(chǔ)模型總聲壓級(jí)之差，負(fù)值表示總聲壓級(jí)降低，正值表示總聲壓級(jí)升高?？梢钥吹?，在500 Hz 以下中低頻段，這9 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)中，模型A、B、C 總聲壓級(jí)分別降低了3.0、4.6 和4.3 dB；在20～104Hz 范圍內(nèi)，模型A、B、C 總聲壓級(jí)分別降低了1.9、3.3 和3.7 dB。

表1 第一排3 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)對(duì)照表Table 1 Comparison table of overall sound pressure level of three monitoring points in the first row單位：dB

表2 第二排3 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)對(duì)照表Table 2 Comparison table of overall sound pressure level of three monitoring points in the second row單位：dB

表3 第三排3 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)對(duì)照表Table 3 Comparison table of overall sound pressure level of three monitoring points in the third row單位：dB

表4 各改進(jìn)模型與基礎(chǔ)模型總聲壓級(jí)在不同頻率范圍內(nèi)的差值Table 4 Overall sound pressure level differences between the modified models and the generic simple model單位：dB

2.2 流場(chǎng)特性

2.2.1 均勻流場(chǎng)

汽車側(cè)窗脈動(dòng)壓力是產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲的主要原因之一，而外后視鏡尾部的渦流場(chǎng)又是造成側(cè)窗脈動(dòng)壓力的重要因素之一。在對(duì)尾渦流場(chǎng)進(jìn)行PIV 測(cè)量時(shí)，每個(gè)工況拍攝了200 張圖片，然后對(duì)其進(jìn)行平均處理，再將平均后的結(jié)果導(dǎo)入Tecplot 后處理軟件進(jìn)行后續(xù)分析。在均勻流場(chǎng)中，所有模型在同一對(duì)比截面上的流線數(shù)目相同。

圖14 為4 款不同造型外后視鏡縱截面的流線對(duì)比圖，圖中為x 方向平均速度。從圖中可以明顯看出：在所有外后視鏡模型下游都存在2 個(gè)方向相反的旋渦。其中，基礎(chǔ)模型下方的旋渦尺寸較小，靠近后視鏡模型，且緊貼平板壁面，脫落的旋渦拍打在壁面上可能產(chǎn)生比較強(qiáng)烈的壁面脈動(dòng)壓力，從而產(chǎn)生較大噪聲。模型A 和C 的上下旋渦大小基本一致，模型B 下部旋渦遠(yuǎn)大于上部旋渦。相較于基礎(chǔ)模型的旋渦中心，模型B 和C 的下部旋渦中心離平板壁面更遠(yuǎn)，且下部靠近平板壁面區(qū)域的平均速度明顯大于基礎(chǔ)模型該區(qū)域的平均速度。模型B 和C 平均速度為正值，即沿流向方向，而基礎(chǔ)模型下部的速度都為負(fù)值，即整個(gè)為回流區(qū)。

圖14 縱截面流線對(duì)比圖Fig.14 Comparison of streamlines in longitudinal section

圖15 為4 款不同造型外后視鏡橫截面1 的平均速度流線對(duì)比圖，由于激光不能透過(guò)外后視鏡，因此外后視鏡背光區(qū)存在一個(gè)沒(méi)有流線的盲區(qū)。從圖中可以看出：基礎(chǔ)模型下游存在2 個(gè)流線密集且相互靠近的比較大的旋渦中心；3 個(gè)造型改進(jìn)模型下游的旋渦明顯減小，模型A 和C 的2 個(gè)旋渦互相遠(yuǎn)離，模型B 的2 個(gè)旋渦中心最小且流線最稀疏，說(shuō)明這些改進(jìn)均有利于減小旋渦對(duì)壁面的脈動(dòng)壓力，從而降低氣動(dòng)噪聲。

圖15 橫截面1 流線對(duì)比圖Fig.15 Comparison of streamlines in cross section 1

圖16 為4 款不同造型外后視鏡橫截面2 處的流線對(duì)比圖。從圖中可以看出：在基礎(chǔ)模型下游不僅存在2 個(gè)范圍較大的旋渦，且在其下游100 mm 處仍有回流區(qū)域的存在，說(shuō)明旋渦擴(kuò)散范圍很大。截面2 靠近平板，擴(kuò)散的旋渦將會(huì)在平板較大面積內(nèi)產(chǎn)生劇烈的壓力波動(dòng)，從而產(chǎn)生明顯的氣動(dòng)噪聲，但相對(duì)于基礎(chǔ)模型，其他3 款外后視鏡模型都僅存在一對(duì)較小的旋渦，其中模型B 和C 的旋渦影響區(qū)域僅在模型下游40 mm 范圍內(nèi)，不易產(chǎn)生較高的氣動(dòng)噪聲。

圖16 橫截面2 流線對(duì)比圖Fig.16 Comparison of streamlines in cross section 2

綜上所述，外后視鏡造型對(duì)其尾跡區(qū)域流線和渦團(tuán)分布有很大影響。相較于基礎(chǔ)模型，3 款造型的改進(jìn)使得靠近壁面的湍流渦影響范圍大幅減小且遠(yuǎn)離壁面，這可能是各造型改進(jìn)模型氣動(dòng)噪聲降低的主要原因。

2.2.2 渦量分析

為進(jìn)一步分析3 款造型改進(jìn)模型的流場(chǎng)與降噪機(jī)理，對(duì)上述3 個(gè)截面進(jìn)行瞬態(tài)渦量分析。

對(duì)應(yīng)縱向截面，渦量 Ωy計(jì)算公式為：

式中，u 為x 軸瞬時(shí)速度，w為z 軸瞬時(shí)速度。

對(duì)應(yīng)橫向截面1 和2，渦量 Ωz計(jì)算公式為：

式中，v為y 軸瞬時(shí)速度。

圖17 為4 個(gè)模型縱截面上的瞬時(shí)渦量場(chǎng)和矢量場(chǎng)分布對(duì)比圖。從圖中可以看出，在外后視鏡下游存在一正一負(fù)2 種渦，上部順時(shí)針旋轉(zhuǎn)的負(fù)渦整體呈細(xì)條狀，而下部逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)的正渦則呈零散分布狀。觀察圖16 可以發(fā)現(xiàn)，基礎(chǔ)模型的尾流呈現(xiàn)為破碎的小渦結(jié)構(gòu)（碎渦），下部的碎渦直接拍打在壁面，將產(chǎn)生較大噪聲；3 個(gè)改進(jìn)模型尾流的渦結(jié)構(gòu)與基礎(chǔ)模型類似，都是碎渦結(jié)構(gòu)，與頻譜分析中的寬頻特性對(duì)應(yīng)。為了更好地評(píng)估不同造型外后視鏡尾流對(duì)側(cè)窗的脈動(dòng)影響，下面再對(duì)橫截面1、2 上的渦強(qiáng)分布進(jìn)行分析。

圖17 縱截面渦強(qiáng)及矢量場(chǎng)分布對(duì)比圖Fig.17 Comparison of vortex intensity and vector field distribution in longitudinal section

圖18 為4 個(gè)模型橫截面1 上的渦強(qiáng)及矢量場(chǎng)分布對(duì)比圖。從圖中可以看出，相較于其他模型，基礎(chǔ)模型的旋渦擴(kuò)散范圍最大，不僅存在2 個(gè)較大的呈細(xì)條狀的正負(fù)旋渦，還存在大量混合的旋轉(zhuǎn)方向相反的正負(fù)碎渦。在該截面上，所有模型下游均出現(xiàn)破碎的旋渦，但碎渦特性變化不明顯。

圖18 橫截面1 渦強(qiáng)及矢量場(chǎng)分布對(duì)比圖Fig.18 Comparison of vortex intensity and vector field distribution in cross section 1

圖19 為4 款模型橫截面2 上的渦強(qiáng)及矢量場(chǎng)分布對(duì)比圖。橫截面2 靠近壁面，其渦量分布會(huì)對(duì)壁面脈動(dòng)壓力產(chǎn)生很大影響。從圖中可以看出：基礎(chǔ)模型下游存在2 個(gè)擴(kuò)散范圍很大的正負(fù)旋渦，改進(jìn)外后視鏡造型后，模型下游2 個(gè)渦團(tuán)擴(kuò)散范圍都大幅度降低，即外后視鏡偏轉(zhuǎn)30°后（模型B），底部圓柱兩側(cè)尾流剪切層明顯變短，使渦量更早注入到小尺度渦旋運(yùn)動(dòng)中。支撐柱為橢圓柱的模型（模型C）下游2 個(gè)旋渦擴(kuò)散范圍比基礎(chǔ)模型小得多，是所有模型中最小的。

與一般二維圓柱尾流呈現(xiàn)卡門渦街不同，基礎(chǔ)模型和模型A、B 的尾流下游都沒(méi)有明顯的周期性交替旋渦脫落，其尾流渦都是破碎的小尺度結(jié)構(gòu)。模型C 的尾流呈現(xiàn)出一定的周期性旋渦脫落，這解釋了為何模型C 的脈動(dòng)壓力頻譜圖中50～70 Hz 范圍會(huì)出現(xiàn)一個(gè)頻率波峰。

2.2.3 正反模態(tài)分解（POD）

橫截面2 的流場(chǎng)特性更能反映尾流對(duì)側(cè)窗壁面脈動(dòng)壓力的影響，對(duì)該截面獲得的PIV 速度場(chǎng)序列進(jìn)行正交模態(tài)分解。通過(guò)正交模態(tài)分解可以獲得流場(chǎng)主要能量結(jié)構(gòu)及各個(gè)模態(tài)所對(duì)應(yīng)的能量比例[21]。圖20 為經(jīng)正交模態(tài)分解后，各模型在橫截面2 上的第一模態(tài)信息。由圖20 可知：對(duì)于基礎(chǔ)模型和模型A、B，第一模態(tài)在流場(chǎng)中的結(jié)構(gòu)較為分散，說(shuō)明在該截面沒(méi)有周期性脫落的大尺度旋渦；模型C 沿流向分布具有一定的類渦旋結(jié)構(gòu)。為了更好地分析流場(chǎng)特征，對(duì)所有模型的第二模態(tài)也進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)基礎(chǔ)模型和模型A、B 的第二模態(tài)也呈發(fā)散分布，因此不再給出其對(duì)比分析圖。圖21 為模型C 的POD 第二模態(tài)，從圖中可以看出：模型C 的第二模態(tài)具有比較明顯的類渦旋結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)對(duì)側(cè)窗的湍流脈動(dòng)可能產(chǎn)生影響，這也是模型C 的脈動(dòng)壓力頻譜圖中有一較明顯波峰的原因。

圖20 橫截面2 上POD 第一模態(tài)y 方向分布對(duì)比圖Fig.20 Comparison of first POD mode （mode-1） associated with the vertical fluctuating for flows over four models

圖21 模型C 橫截面2 的POD 第二模態(tài)及矢量場(chǎng)分布對(duì)比圖Fig.21 Second POD mode （mode-2） associated with the streamwise and vertical fluctuating for flows over model C

POD 不僅可以獲得流場(chǎng)的模態(tài)信息，還可以得到流場(chǎng)模態(tài)的能量分布。圖22 為4 款模型橫截面2 的流場(chǎng)中前20 個(gè)模態(tài)的能量信息。從圖中可以看出：基礎(chǔ)模型POD 第一模態(tài)所占能量比例達(dá)到14.6%，大于模型A、B、C 所對(duì)應(yīng)的能量比例（分別為12.5%、6%和11%），POD 第十模態(tài)以后的高階模態(tài)的能量分布大致相同。在POD 方法中，若較低的模態(tài)具有較高的能量，則與較大尺度的結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)；若較高模態(tài)具有較低的能量，則與較小尺度的結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)。所有模型在前20 個(gè)模態(tài)的能量累積中，基礎(chǔ)模型能量累積達(dá)61.7%，高于模型A、B、C 所對(duì)應(yīng)的能量累積值（分別為54.2%、44.6%、54.6%）。

圖22 4 個(gè)模型在橫截面2 上的POD 模態(tài)動(dòng)能百分比Fig.22 Percentage of kinetic energy held by the POD modes for the four models on the cross section-2

綜上所述，改進(jìn)模型A、B、C 的流場(chǎng)空間尺度變小，大尺度結(jié)構(gòu)旋渦變成小尺度結(jié)構(gòu)旋渦，總能量大幅降低，外后視鏡對(duì)側(cè)窗的壁面湍流脈動(dòng)的影響減弱，從而有效降低了氣動(dòng)噪聲。

2.3 阻力與阻力系數(shù)分析

表5 為動(dòng)態(tài)天平對(duì)每個(gè)模型進(jìn)行5 次測(cè)試后得到的阻力均值F（即模型阻力值）。相對(duì)誤差δ的計(jì)算公式為：

表5 模型阻力實(shí)驗(yàn)值Table 5 Test values of models drag單位：N

式中：F 為模型阻力，即5 次測(cè)試結(jié)果的均值；Fn為各模型不同測(cè)試次數(shù)時(shí)的阻力，下標(biāo)n 代表測(cè)試次數(shù)。分析表4 中數(shù)據(jù)可知，每個(gè)模型5 次測(cè)試數(shù)據(jù)與其平均值的最大相對(duì)誤差分別為0.77%、0.72%、0.26%和0.94%，均小于1%，說(shuō)明本次實(shí)驗(yàn)是合理有效的。

圖23 為不同模型阻力對(duì)比圖。從圖中可以看出，與基礎(chǔ)模型相比，3 款造型改進(jìn)模型阻力值均有所減小。在3 款造型改進(jìn)模型中，模型B 阻力最小，模型C 阻力最大，模型A 介于兩者之間。分析圖中數(shù)據(jù)可知，與基礎(chǔ)模型相比，模型A、B、C 的阻力分別降低了0.505、0.782 和0.314 N。

圖23 不同模型阻力值Fig.23 The drag values of different models

圖24 為基礎(chǔ)模型及3 款造型改進(jìn)模型的阻力系數(shù)對(duì)比圖，阻力系數(shù) CD計(jì)算公式為：

圖24 不同模型阻力系數(shù)值Fig.24 The drag coefficient of different models

式中：ρ為空氣密度，常溫下取1.205 kg/m3；S為基礎(chǔ)模型迎風(fēng)面積，其值為9.331×10-3m2；來(lái)流速度U∞為33.3 m/s。分析圖中數(shù)據(jù)可知，模型A、B、C 的迎風(fēng)阻力系數(shù)比基礎(chǔ)模型分別低11.8%、18.4%和7.5%。

3 結(jié) 論

本文對(duì)一簡(jiǎn)化汽車外后視鏡模型及改進(jìn)模型的流場(chǎng)、壁面脈動(dòng)壓力和迎風(fēng)阻力進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測(cè)量，研究發(fā)現(xiàn)：

1）對(duì)外后視鏡外形進(jìn)行合理改進(jìn)，可以使外后視鏡尾渦遠(yuǎn)離壁面，減小壁面脈動(dòng)壓力，降低氣動(dòng)噪聲。

2）把外后視鏡鏡身偏轉(zhuǎn)15°和30°，能明顯降低模型氣動(dòng)阻力和壁面脈動(dòng)壓力，且偏轉(zhuǎn)30°的效果優(yōu)于偏轉(zhuǎn)15°。當(dāng)把外后視鏡鏡身偏轉(zhuǎn)30°時(shí)，其阻力系數(shù)比基礎(chǔ)模型降低18.4%，9 個(gè)壁面脈動(dòng)壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)的總聲壓級(jí)在中低頻段平均降低4.6 dB。

3）外后視鏡底部支撐柱形狀對(duì)外后視鏡整體的氣動(dòng)特性影響較大，當(dāng)把其圓柱形狀改為本文研究的橢圓柱形狀時(shí)，阻力系數(shù)降低了7.5%，9 個(gè)壁面脈動(dòng)壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)的總聲壓級(jí)在20～500 Hz 頻段平均降低了4.3 dB。