鄭子浩++楊志剛++朱暉

摘要： 針對現(xiàn)有的汽車氣動性能優(yōu)化研究大多集中于縱向外形參數(shù)上，缺乏對水平外形參數(shù)研究的問題，選取水平外形參數(shù)中車尾收縮角和后風(fēng)窗收縮角作為氣動優(yōu)化研究對象.利用數(shù)值仿真軟件建立車體模型并進行仿真，求解獲得水平外形參數(shù)的變化對氣動阻力的影響規(guī)律.將水平參數(shù)的變化與對應(yīng)的縱向外形參數(shù)的減阻效果進行對比分析.結(jié)果表明：水平外形參數(shù)的變化引起尾流結(jié)構(gòu)顯著變化，且與對應(yīng)的縱向外形參數(shù)相比其減阻效果更好.因此，水平外形參數(shù)對汽車氣動性能優(yōu)化具有積極影響.

關(guān)鍵詞： 汽車； 性能優(yōu)化； 氣動阻力； 水平外形參數(shù)； 車尾收縮角； 后風(fēng)窗收縮角； 尾流結(jié)構(gòu)

中圖分類號： TP391.9文獻標志碼： B

0引言

氣動阻力對汽車的操縱穩(wěn)定性和燃油經(jīng)濟性等有很大影響.良好的汽車外形能有效減小氣動阻力，因此，汽車氣動外形優(yōu)化設(shè)計是整車開發(fā)過程的關(guān)鍵環(huán)節(jié).[1]汽車在不同方向上的外形結(jié)構(gòu)改變，對汽車氣動阻力均有較大影響.谷正氣等[2]開展針對后風(fēng)窗傾角的風(fēng)洞試驗研究，得到不同后風(fēng)窗傾角與尾流場結(jié)構(gòu)的關(guān)系；ZHANG等[3]針對三廂車的尾部上翹角和風(fēng)窗傾角等典型縱向外形參數(shù)進行數(shù)值仿真，得到阻力較小的參數(shù)綜合優(yōu)化模型；傅立敏等[4]發(fā)現(xiàn)，帶有水平尾錐度的汽車外形能令氣動阻力峰值降低17%.現(xiàn)有研究大多只針對縱向?qū)ΨQ面上的外型改變，很少關(guān)注頂視圖亦即水平面上的外形變化，并且未見有文獻比較縱向面和水平面上的外形參數(shù)對氣動特性影響顯著性的差異，因此在氣動優(yōu)化設(shè)計中，難以較好地判斷哪些平面上的參數(shù)對氣動特性影響更顯著，從而無法更有效地降低整車氣動阻力.

本文利用計算流體動力學(xué)數(shù)值仿真軟件，針對汽車水平外形參數(shù)，通過數(shù)值仿真，快速求解得到壓力云圖、速度矢量等數(shù)據(jù)，分析探討水平外形參數(shù)變化對氣動阻力變化的影響原因和規(guī)律，并通過與縱向外形參數(shù)的減阻效果進行對比分析，得出不同平面上的外形參數(shù)對氣動阻力影響的顯著程度，從而為汽車氣動外形優(yōu)化提供理論依據(jù).

1計算方法

1.1流場控制方程

汽車行駛過程的周圍流場是定常且不可壓縮的三維黏性流場.對于大部分工程問題，流體流動主要處于湍流狀態(tài)，其運動規(guī)律滿足NS方程，但由于其直接求解困難，因此工程上廣泛使用雷諾時均方程.[5]時間平均法即將湍流看作由時間的平均流動和瞬態(tài)脈動疊加而成.為令方程封閉，本文采用可實現(xiàn)的kε模型.

1.2仿真模型

選取國際上被廣泛接受的具有簡化汽車形體的標準MIRA模型，以目前市面上的主流轎車類型兩廂車和三廂車為研究對象，其標準MIRA模型見圖1.流場采用四面體和六面體混合的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，并對車身周圍進行加密，以準確計算模型前后壓差阻力.計算域為長方形，總網(wǎng)格數(shù)均保持在1 300萬左右，見圖2.數(shù)值模擬采用非平衡壁面函數(shù)，控制方程對流項采用2階迎風(fēng)格式，計算方法采用SIMPLE算法.

a）兩廂車b）三廂車圖 1標準MIRA模型

Fig.1Standard MIRA models

圖 2流場區(qū)域的縱向?qū)ΨQ面網(wǎng)格劃分

Fig.2Mesh of flow field on longitudinal symmetric plane

2仿真分析

在不改變汽車長度的條件下，車尾和后風(fēng)窗外形的改變會引起尾渦渦核位置、渦擴散范圍及拖曳渦的改變，從而改變前后壓差，使氣動阻力產(chǎn)生顯著變化.為此，選取車尾和后風(fēng)窗作為汽車水平外形的研究參數(shù)，有針對性地制定改型方案，并且與對應(yīng)區(qū)域已有的縱向外形優(yōu)化結(jié)果對比，考察該區(qū)域在不同平面上的外形改變對氣動阻力的影響程度.

2.1水平外形參數(shù)改型方案

對于汽車水平面外形的變化，關(guān)鍵在于定義改型方法及其變化值域，使其滿足變化要求，同時將其對汽車其他結(jié)構(gòu)的影響降到最小.因此，參考轎車造型改進的設(shè)計方法[6]，利用建模軟件，按下述方法設(shè)計水平面車尾收縮和風(fēng)窗收縮.

車尾水平收縮：在三廂車頂視圖下，從后切面開始，后懸兩側(cè)向縱向面方向傾斜，其角度α變化范圍為單側(cè)0～20°，見圖3a.后風(fēng)窗水平收縮：在兩廂車頂視圖下，以C柱頂部為中心點，后風(fēng)窗兩側(cè)向縱向面方向傾斜，其角度β變化范圍為單側(cè)0～20°，圖3b.

a）車尾水平收縮b）后風(fēng)窗水平收縮圖 3標準MIRA模型水平外形參數(shù)變化

Fig.3Horizontal shape parameter change of

standard MIRA model

2.2車尾水平收縮分析

2.2.1阻力因數(shù)變化規(guī)律

阻力因數(shù)α曲線見圖4.由此可知：阻力因數(shù)隨α的增大而明顯減小，但當(dāng)α增大到10°以上時，阻力因數(shù)減小不再明顯，最大降幅為15.34%.

圖 4阻力因數(shù)α曲線

Fig.4Curve of drag factor against α

2.2.2結(jié)果分析

車尾端面在水平對稱面（z=600 mm）上的壓力因數(shù)對比見圖5.由此可知：隨著α的增大，車尾端面有效面積逐漸減小，整個車尾壓力回升，該負壓區(qū)甚至逐漸轉(zhuǎn)化為正壓.

圖 5水平對稱面上車尾壓力因數(shù)隨α變化曲線

Fig.5Curves of tail pressure factor change with change of α on horizontal symmetric plane

不同α的車身表面壓力因數(shù)見圖6.由此可知：隨著α的增大，車身兩側(cè)氣流進入車尾傾角后膨脹，流速下降，使收縮角區(qū)域的壓力逐步上升，正壓區(qū)向車頭方向發(fā)展，綜合反映為前后壓差阻力逐漸減小.α=20°模型與標準模型的縱向?qū)ΨQ面壓差見圖7.改型后模型整個后部壓力均上升，而前部上表面壓力變化不大，但是前部下表面壓降很大，整車升力因數(shù)從0.008下降至0.007，從而導(dǎo)致整車誘導(dǎo)阻力下降.尾部流場結(jié)構(gòu)是汽車氣動特性的核心問題之一.[7]分析車尾改型前后尾流結(jié)構(gòu)的差異，標準模型與α=20°模型的車尾壓力云圖和流線比較見圖8.改型前尾部死水區(qū)范圍較大，此時死水區(qū)以一對沿y軸發(fā)展的剪切渦為主.剪切渦由頂部下洗的剪切氣流和底部上洗的剪切氣流形成，其渦核為負壓.渦核負壓區(qū)基本與車尾端面平行，成條狀分布，因此整個車尾端面受負壓區(qū)影響較大，壓差阻力較大.隨著α的增大，側(cè)向渦逐漸顯著并向軸線靠攏，側(cè)向渦的渦核為正壓，受其影響，原來的剪切渦在y軸方向的擴散范圍越來越小，因此車尾受其渦核負壓區(qū)影響也逐漸變小.

圖 6不同α的車身表面壓力因數(shù)

Fig.6Automotive body surface factor in different α

圖 7α=20°模型與標準模型的縱向?qū)ΨQ面壓差， Pa

Fig.7Pressure difference on longitudinal symmetric plane between α=20° model and standard model， Pa

圖 8標準模型與α=20°模型的車尾壓力云圖和

流線比較， Pa

Fig.8Comparisons of pressure contour and streamline between standard model and α=20° model， Pa

側(cè)向渦的發(fā)展也令車身兩側(cè)氣流往回卷.在距車尾端面x=50 mm處，取車尾端面的投影面積統(tǒng)計死水區(qū)進氣量，見表1.由此可知：氣流量變化不大，但由于車尾端面面積減小，死水區(qū)范圍變小，單位面積氣流量增加，這些氣流為車尾死水區(qū)提供額外動能，導(dǎo)致車尾壓強回升.

表 1車尾死水區(qū)流量

Tab.1Mass flow at dead zone參數(shù)標準模型α=20°模型變化率/%進氣量（kg/s）2.2972.103 -8.45車尾端面面積/（mm2）823 602529 334-35.73

不同α水平對稱面上（z=600 mm）的湍動能云圖見圖9.湍動能越大意味著車尾渦強度越大，需要消耗的能量越多，阻力也就越大.隨著α的增大，湍流動能強度顯著減小.這是因為隨著車尾端面面積減小，車尾邊界層渦進入尾渦減少，從而使得車尾渦強度減小，氣動阻力隨之降低.

圖 9不同α下的尾部水平對稱面湍流動能， J/kg

Fig.9Turbulent kinetic energy on horizontal symmetric

plane of tail in different α， J/kg

2.3后風(fēng)窗收縮分析

2.3.1阻力因數(shù)變化規(guī)律

阻力因數(shù)β曲線見圖10.由此可知：阻力因數(shù)隨β的增大而減小，但當(dāng)β增大到8°以上時，阻力因數(shù)減小不再明顯，最大降幅為1.44%.

圖 10阻力因數(shù)β曲線

Fig.10Curve of drag factor against back

windshield contraction angle

2.3.2結(jié)果分析

標準模型與β=20°模型車身表面壓力云圖比較見圖11.由此可見：模型前部壓力基本沒有變化，后部正壓區(qū)增大.結(jié)合圖12的流線比較，可知這是由于改型前側(cè)風(fēng)窗氣流越過C柱流入后風(fēng)窗區(qū)域，流速較快，在C柱形成負壓區(qū)域，而改型后氣流能沿著后風(fēng)窗收縮角向車尾流動，C柱負壓區(qū)消失，后風(fēng)窗區(qū)域氣流較為平緩，能量損失變少，導(dǎo)致后風(fēng)窗正壓區(qū)增加，從而前后壓差阻力變小.

圖 11標準模型與β=20°模型車身表面壓力云圖比較

Fig.11Comparison of body surface pressure contour of standard model and β=20° model

a）標準模型b）β=20°模型圖 12標準模型與β=20°模型車身表面流線比較

Fig.12Comparison of streamline on body surface of standard model and β=20° model

傅立敏等[8]和朱暉等[9]研究指出，拖曳渦在尾部的發(fā)展誘發(fā)順氣流方向的作用力，是誘發(fā)氣動阻力的重要因素.為進一步研究拖曳渦對阻力的影響，取尾后x=1 000 mm處進行比較分析，見圖13.

a）x=1 000 mm處流線圖

b）x=2 000 mm處湍動能云圖

圖 13標準模型與β=20°模型的拖曳渦對比，J/kg

Fig.13Comparison of vortices of standard model and

β=20° model，J/kg

圖13a中：風(fēng)窗收縮后箭頭所指的上部拖曳渦范圍明顯減小，這是由于側(cè)風(fēng)窗氣流沿后風(fēng)窗收縮角向縱向面方向靠近，其與車身側(cè)面氣流混合效應(yīng)減弱，從而使拖曳渦范圍變小.當(dāng)拖曳渦發(fā)展到尾后x=2 000 mm處時，其湍動能強度亦相應(yīng)減小，表明渦強度減少，故氣動阻力減小.

3水平面與縱向?qū)ΨQ面上的外形參數(shù)影響比較為分析上述水平外形參數(shù)和典型的縱向參數(shù)對氣動阻力的影響程度強弱，利用減阻效率ΔCD（單位為10-7 mm2）衡量單個外形參數(shù)下阻力因數(shù)變化與車身表面積變化.通過與文獻數(shù)據(jù)進行對比，綜合分析不同平面上參數(shù)變化的減阻效果的差異.

3.1車尾參數(shù)的減阻效果比較

典型的縱向?qū)ΨQ面車尾參數(shù)為尾部上翹角，其在z方向引起車尾面積的變化；典型水平參數(shù)為收縮角，其在y方向改變車尾面積：因此，以車尾面積作為衡量標準（見圖14），并與縱向面研究數(shù)據(jù)[10]進行比較，結(jié)果見表2和3.其中：以尾部上翹角10°為標準，其他尾部上翹角引起的z方向ΔCD平均值為-0.31×107 mm-2；以0°車尾水平收縮角為標準，其他車尾水平收縮角引起的y方向ΔCD平均值為2.50×107 mm-2.

a）上翹角（縱向面）b）收縮角（水平面）圖 14不同平面的外形參數(shù)引起的車尾面積變化

Fig.14Tail area change induced by shape parameters on

different planes

表2z方向尾部上翹角分析

Tab.2Analysis on tail diffuser angle in z direction角度/

（°）CD變化率/

%面積變化/

%ΔCD/

（10-7 mm2）04.0237.940.374-0.2822.90-0.048-0.427.70-0.19121.77-7.80-0.79164.68-23.78-0.69206.10-40.41-0.53表3y方向車尾水平收縮分析

Tab.3Horizontal contraction analysis of tail in y direction角度/

（°）CD變化率/

%面積變化/

%ΔCD/

（10-7 mm2）4-2.77-3.422.918-7.91-6.854.1512-8.89-10.293.1016-10.37-13.772.7120-13.41-17.282.79

由此可知，相對于標準MIRA模型：y方向每減少一單位的車尾面積，氣動阻力下降更顯著，車尾水平收縮下的阻力因數(shù)最大降幅達13.41%；z方向的面積改變對阻力產(chǎn)生相反影響，隨著車尾面積的減小阻力因數(shù)反而上升，且最大升幅為6.10%.

3.2后風(fēng)窗參數(shù)的減阻效果比較

不同方向上單一參數(shù)的改變均引起后風(fēng)窗面積的變化，見圖15.選取后風(fēng)窗面積作為衡量標準，并與已有研究數(shù)據(jù)[11]對比，見表4和5.

a）風(fēng)窗傾角（縱向面）b）收縮角（水平面）圖 15不同平面的外形參數(shù)引起的后風(fēng)窗面積變化

Fig.15Back windshield area change induced by shape parameters on different planes

表4z方向兩廂車模型后風(fēng)窗傾角分析

Tab.4Analysis on back windshield inclination angle of hatchback model in z direction角度/

（°）CD變化率/

%面積變化/

%ΔCD/

（10-7 mm2）103.20-3.97-1.5815-2.140.33-12.7820-2.855.69-0.98

以后風(fēng)窗傾角22°為標準，其他后風(fēng)窗傾角引起的z方向ΔCD平均值為-5.11×107 mm-2；以0°后風(fēng)窗水平收縮角為標準，其他后風(fēng)窗水平收縮角引起的y方向ΔCD平均值為1.11×107 mm-2.由表4和5可知：后風(fēng)窗外形在y方向上的改變能使阻力因數(shù)產(chǎn)生更大的下降，但是這一下降將伴隨著表面積的增大，即對于給定的標準MIRA模型，無論其后風(fēng)窗傾角在變化域內(nèi)如何改型，其對阻力變化均產(chǎn)生相反的影響；后風(fēng)窗收縮角每減少一單位表面積，均能令阻力產(chǎn)生有效的下降.

表5y方向兩廂車模型后風(fēng)窗水平收縮分析

Tab.5Analysis on back windshield contraction of hatchback model in y direction角度/

（°）CD變化率/

%面積變化/

%ΔCD/

（10-7 mm2）4-0.61-7.891.508-1.33-16.011.6212-1.25-24.441.0016-1.44-33.270.8420-1.33-42.620.61

4結(jié)論

1）汽車的水平外形結(jié)構(gòu)對氣動阻力特性有顯著影響.當(dāng)車尾水平收縮角增大到20°時，能帶來15.34%的氣動阻力減小，而當(dāng)后風(fēng)窗水平收縮角為20°時則能產(chǎn)生1.44%的減小.

2）由于車尾水平收縮和后風(fēng)窗水平收縮引起尾流結(jié)構(gòu)顯著變化，導(dǎo)致尾部能量損失減少，前后壓差減少，從而使整車氣動阻力減小.該減阻機理需進一步深入研究.

3）水平面外形結(jié)構(gòu)對尾流的作用機理，決定其對氣動阻力均能產(chǎn)生有效的下降，即在水平方向上每減小一單位的汽車表面積，均能令氣動阻力有效減小.對縱向外形參數(shù)進行氣動優(yōu)化，個別情況下會產(chǎn)生負面影響，這意味著對給定的汽車造型，若僅針對縱向外形結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，則可能帶來汽車表面積的增加，進而結(jié)構(gòu)件的體積亦相應(yīng)增加，從而不利于整車輕量化以及工藝成本的控制.因此，汽車在水平面上的外形優(yōu)化，其減阻效果比在縱向?qū)ΨQ面上的優(yōu)化更優(yōu).

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