彭 倩，胡漢橋，黃紅武，韓鋒鋼，Emmanuel Matsika,張 綱

(1. 廈門理工學(xué)院 機(jī)械與汽車工程學(xué)院，福建 廈門 361024；2. 紐卡斯?fàn)柎髮W(xué) 軌道交通研究中心，英國 紐卡斯?fàn)?NE1 7RU;3.廈門金龍旅行車有限公司 技術(shù)中心，福建 廈門 361024)

前圍造型對大客車氣動特性影響研究

彭 倩1，胡漢橋1，黃紅武1，韓鋒鋼1，Emmanuel Matsika2,張 綱3

(1. 廈門理工學(xué)院 機(jī)械與汽車工程學(xué)院，福建 廈門 361024；2. 紐卡斯?fàn)柎髮W(xué) 軌道交通研究中心，英國 紐卡斯?fàn)?NE1 7RU;3.廈門金龍旅行車有限公司 技術(shù)中心，福建 廈門 361024)

為了評估前圍局部造型參數(shù)對大客車氣動特性的影響，結(jié)合Ahmed模型及其風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)，論證數(shù)值模擬方案的有效性；針對12 m大客車模型評估前圍局部特征，包括前頂弧、前側(cè)弧以及前擾流板對大客車氣動阻力和升力系數(shù)的影響規(guī)律。研究表明：前頂弧半徑、前側(cè)弧半徑以及前擾流板角度增加時(shí)，客車的氣動阻力系數(shù)降低，氣動升力系數(shù)升高；對氣動阻力影響程度的大小依次為：前側(cè)弧半徑>前頂弧半徑>前擾流板角度，而對氣動升力影響無顯著差異。

車輛工程；前頂弧半徑；前側(cè)弧半徑；前擾流板角度；氣動性能；大客車

0 引 言

大客車在高速公路行駛過程中，由于其速度高、迎風(fēng)面積大、載客量多及整車質(zhì)量大，其動力性、經(jīng)濟(jì)性、安全性和穩(wěn)定性[1-2]不同程度地受到氣動力作用的影響。過去相當(dāng)長時(shí)間內(nèi),客車在造型設(shè)計(jì)上倡導(dǎo)更大的乘用空間及獨(dú)特的美學(xué)特點(diǎn)，以致氣動特性未能得到足夠的重視。要提高大客車的綜合性能及市場競爭力，推動公共交通行業(yè)的節(jié)能型發(fā)展，開展大客車的空氣動力學(xué)研究具有十分重要的意義。

近年來，國內(nèi)專家對大客車的氣動特性開展了有益的探索。谷正氣等[3]基于風(fēng)洞試驗(yàn)提出了大客車整體布置以及減阻可行的方案。張志沛等[4]利用風(fēng)洞試驗(yàn)方法評估JT6120型號的客車氣動性能。傅立敏等[5]，李杰等[6]研究了JT6120型大客車與MIRA階背式轎車會車時(shí)氣動力系數(shù)隨兩車橫向和縱向相對位置的變化規(guī)律，揭示了不同間距兩車外部流場相互干擾的流動特性。

筆者旨在揭示前圍局部造型變化對客車氣動特性的影響。以12 m大客車為研究對象，采用數(shù)值模擬方法，研究前頂弧半徑、前側(cè)弧半徑和前擾流板角度的改變與客車氣動阻力和升力之間的關(guān)系。

1 控制方程

實(shí)際車輛行駛時(shí)，認(rèn)為汽車外流場為三維不可壓縮黏性等溫流場[7],流體流動遵守質(zhì)量守恒和動量守恒定律，由于客車周圍氣流流動處于湍流狀態(tài)，因而系統(tǒng)還需遵守湍流輸運(yùn)方程。本次計(jì)算采用定常Realizablek-ε二方程湍流模型，其對于旋轉(zhuǎn)流動、強(qiáng)逆壓梯度的邊界層流動、流動分離和二次流有很好的表現(xiàn)，且計(jì)算結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)匹配性較好[8]，在汽車外流場的數(shù)值計(jì)算中得到了廣泛應(yīng)用。

質(zhì)量守恒方程為

(1)

動量守恒方程為

(2)

湍動能方程為

(3)

湍動耗散率方程為

(4)

式中：k為湍流動能；ε為湍流耗散率；ρ為空氣密度；μt為湍流黏度；σk和σε分別為湍動能和湍流耗散率的Prandlt數(shù)，分別取1和1.3；C1，C2為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，分別取1.44和1.92[9]。

2 模型建立與驗(yàn)證

本研究涉及的車體模型有兩個：背部傾角25°的Ahmed模型；在Ahmed標(biāo)準(zhǔn)模型基礎(chǔ)上改型的大客車模型。

2.1 Ahmed模型建立與驗(yàn)證

Ahmed模型是一種國際通用的標(biāo)準(zhǔn)簡化汽車模型，如圖1。其基本尺寸(長×寬×高)為：1 044 mm×398 mm×338 mm。該車體鈍體模型最早于1984年由SR Ahmed在研究時(shí)均汽車尾渦過程中提出，當(dāng)前已廣泛應(yīng)用于汽車空氣動力學(xué)研究[10]。

圖1 Ahmed模型Fig.1 Ahmed model

在ICEM軟件中構(gòu)建基于Ahmed模型的有限元模型。網(wǎng)格采用四面體+三棱柱+六面體的混合方案，單元總數(shù)為223萬，如圖2。計(jì)算域最外層采用六面體網(wǎng)格，中間層采用四面體網(wǎng)格，內(nèi)層貼近模型表面采用三棱柱網(wǎng)格。以上混合網(wǎng)格方案可充分發(fā)揮不同網(wǎng)格單元的優(yōu)勢。

圖2 混合網(wǎng)格方案Fig.2 Hybrid mesh scheme

計(jì)算域選取原則為：距離前端為2倍車長，車身后端8倍車長，車身側(cè)面3倍車寬，車身頂部3倍車高[10]；計(jì)算域尺寸(長×寬×高)為11 484 mm×2 786 mm×1 352 mm。

數(shù)值模擬邊界條件的設(shè)置如表1。該Ahmed模型的風(fēng)洞試驗(yàn)是由H.LIENHART等[11-12]在LSTM低速風(fēng)洞中完成的,為了驗(yàn)證計(jì)算方案的準(zhǔn)確性，邊界條件的設(shè)置均與風(fēng)洞試驗(yàn)保持一致。

表1 邊界條件

采用Fluent軟件進(jìn)行求解，將得到的計(jì)算結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果對比，如表2。由表2可見，數(shù)值模擬得到的氣動阻力和升力系數(shù)與風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)的偏差分別為+4.8%和+3.2%，相對誤差較小，表明以上數(shù)值模擬方案可信度較高，能為后續(xù)研究提供可靠的依據(jù)。

表2 氣動系數(shù)對比

2.2 客車建模

建立簡化的12 m大客車分析模型。該模型是在Ahmed模型基礎(chǔ)上進(jìn)行改型及尺寸縮放，基本尺寸(長×寬×高)為12 000 mm×2 500 mm×3 000 mm。筆者主要探索大客車前圍造型對客車氣動性能影響，為提高計(jì)算效率，客車數(shù)值分析模型可適當(dāng)簡化，忽略后視鏡、空調(diào)罩和雨刮器等車身附件，客車底部和頂部作平滑處理，不考慮內(nèi)流影響等[13]?？蛙囉?jì)算域與Ahmed模型計(jì)算域的選取原則一致，均為距離前端2倍車長，車身后端8倍車長，車身側(cè)面3倍車寬，車身頂部3倍車高；計(jì)算域尺寸(長×寬×高)為：132 m×17.5 m×12 m?？蛙嚁?shù)值模擬邊界條件與Ahmed模型設(shè)置保持一致，來流速度為20 m/s，地面為移動邊界，出口為壓強(qiáng)邊界，車身壁面為固定邊界。大客車模型采用與Ahmed模型相同的建模方案，其外造型在Ahmed模型基礎(chǔ)上開發(fā)，因此數(shù)值分析的精確度可得到很好的保障。

前圍造型參數(shù)如圖3。主要包括前頂弧半徑R1，前側(cè)弧半徑R2和前擾流板角度?，其中基準(zhǔn)模型的這3個參數(shù)值均設(shè)為0。

圖3 前圍參數(shù)Fig.3 Front face parameters

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 前頂弧半徑R1對客車氣動特性的影響

基于大客車基準(zhǔn)模型，研究R1對氣動系數(shù)的影響規(guī)律。其中R1的變化范圍為0～1 000 mm，變化梯度200 mm，共6組算例。

氣動力系數(shù)的變化見圖4。

圖4 氣動力系數(shù)隨R1變化規(guī)律Fig.4 Law of dynamic coefficients changing with variable R1

由圖4可見，隨著前頂弧半徑R1從0增至1 000 mm，氣動阻力系數(shù)CD值持續(xù)降低而氣動升力系數(shù)CL值明顯增加，且以R1在0～200 mm之間的變化幅度最為突出。當(dāng)R1為0 mm時(shí)，CD和CL值分別為0.891 6和-0.184 5；當(dāng)R1為200 mm時(shí)，CD和CL值分別為0.707 7和-0.120 2；阻力和升力系數(shù)的變化幅度分別達(dá)到20.57%和34.85%。隨著R1繼續(xù)增大，盡管CD和CL保持原有變化趨勢，但變化幅度逐漸降低。

湍動能云圖見圖5。由圖5可見，隨著R1增加，客車前頂部湍動能強(qiáng)度逐漸降低。湍動能強(qiáng)度反映氣流流經(jīng)車身所耗散的能量，可表征車輛行駛時(shí)克服空氣阻力消耗能量的大小。當(dāng)R1為0 mm時(shí)，前頂部湍動能強(qiáng)度最高，這是由于前頂弧過渡不夠平緩，氣流分離現(xiàn)象十分嚴(yán)重而造成較大的能量耗散。R1為200 mm時(shí)，相比基準(zhǔn)模型湍動能強(qiáng)度急劇減小，表明氣流在過渡處可平滑的流過，分離現(xiàn)象減弱。隨著R1繼續(xù)增大，氣流湍動能逐步減小但降低程度緩慢，氣動性能逐漸改善。湍動能強(qiáng)度變化趨勢與圖4中的CD值變化一致。

圖5 不同圓角半徑對稱面上湍流動能Fig.5 Turbulent energy on the symmetry plane with different fillet radiuses

3.2 前側(cè)弧半徑R2對客車氣動特性的影響

研究R2對客車氣動系數(shù)的影響規(guī)律。其中R2的變化范圍0～1 000 mm，變化梯度200 mm，共6組算例。

氣動力系數(shù)計(jì)算結(jié)果見圖6。

圖6 氣動系數(shù)隨R2變化規(guī)律Fig.6 Law of dynamic coefficients changing with variable R2

由圖6可見，隨著前側(cè)弧半徑R2由0增至1 000 mm，氣動阻力系數(shù)CD值逐漸降低，而氣動升力系數(shù)CL值升高，其中均以R2在0～200 mm范圍間變化最顯著。相比基準(zhǔn)模型，當(dāng)R2為200 mm，CD值由0.891 6下降到0.512 2，降低幅度達(dá)到42.54%；CL值由-0.184 5增加到-0.110 3升高幅度為40.19%。此后隨著R2繼續(xù)增加，CD和CL變化幅度逐漸減弱。

速度矢量見圖7。由圖7可見，隨著R2增大，客車前部流經(jīng)側(cè)圍的氣流流速逐漸增大，再附著點(diǎn)前移，前頂弧過渡對氣流的阻礙作用逐漸減弱。R2為0 mm時(shí)，前頂弧轉(zhuǎn)折處氣流無法緊貼車身壁面，而再附著點(diǎn)位置比較靠后，側(cè)圍前端反向渦流十分嚴(yán)重，客車前部氣流特性不夠理想。隨著R2增大，氣流分離點(diǎn)后移而再附著點(diǎn)提前，分離渦的區(qū)域范圍逐漸縮小，客車前部氣流特性更加流暢。

圖7 不同過渡半徑z向截面速度矢量(z=2 000 mm)

(z=2 000 mm)

3.3 前擾流板角度α對客車氣動特性的影響

研究α對客車氣動系數(shù)的影響規(guī)律。計(jì)算α分別為0°，2°，4°，6°，8°，10°時(shí)的6種算例。

氣動力系數(shù)計(jì)算結(jié)果見圖8。

圖8 氣動系數(shù)隨α變化規(guī)律Fig.8 Law of dynamic coefficients changing with variable α

由圖8可見，隨著α增大，氣動阻力系數(shù)CD值和氣動升力系數(shù)CL值分別呈現(xiàn)出減小和增大的趨勢。值得注意的是，CD值全程變化幅度僅為7.12%，而CL值變化幅度達(dá)到62.08%。這表明α值的變化對氣動阻力基本沒有影響，而對氣動升力影響較為顯著。

車身縱向?qū)ΨQ面壓力云圖見圖9。由圖9可見，隨著α增加，前擾流板上翹區(qū)壓強(qiáng)持續(xù)增大，而客車頂部壓強(qiáng)基本無變化，造成客車頂部與底部壓強(qiáng)差增大，導(dǎo)致升力逐漸增加。α為0°時(shí)，底部負(fù)壓區(qū)域分布最廣；α增大時(shí)，底部壓強(qiáng)逐漸增大，負(fù)壓區(qū)范圍逐漸減小。當(dāng)α在6°以后，底部負(fù)壓區(qū)有向上翹區(qū)與底盤交接處轉(zhuǎn)移的趨勢，但總體負(fù)壓區(qū)呈減小趨勢。

圖9 車身縱向?qū)ΨQ面壓力云圖Fig.9 Pressure contour of longitudinal symmetry plane of a coach

綜合可見，前圍造型因素對于客車氣動阻力系數(shù)影響程度從大到小依次為：前側(cè)弧半徑R2，前頂弧半徑R1和前擾流板角度α。由于客車存在左右對稱側(cè)弧，其造型參數(shù)對于氣動阻力影響十分關(guān)鍵。以上因素對升力系數(shù)的影響程度相差不大,但在整體造型不變的前提下，可通過設(shè)計(jì)不同的前擾流板角度來調(diào)節(jié)客車氣動升力系數(shù)。

4 結(jié) 論

1)前頂弧和前側(cè)弧半徑對客車氣動阻力特性具有很大影響。適當(dāng)?shù)膱A角半徑，可顯著降低氣動阻力。

2)前擾流板角度對客車升力系數(shù)具有重大影響，而對客車氣動阻力影響較小。

3)對氣動阻力影響程度的大小依次為前側(cè)弧半徑，前頂弧半徑和前擾流板角度。在前期，造型設(shè)計(jì)為了提高客車氣動性能，可優(yōu)先考慮這些參數(shù)的影響。

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Effect of Front Wall Styling on Aerodynamic Characteristics of A Coach

PENG Qian1, HU Hanqiao1, HUANG Hongwu1, HAN Fenggang1, Emmanuel Matsika2,ZHANG Gang3

(1. School of Mechanical and Automotive Engineering, Xiamen University of Technology, Xiamen 361024, Fujian,P.R.China;2. New Rail Research Centre, Newcastle University, Newcastle,NE1 7RU,UK; 3.Xiamen Golden Dragon Tour Coach Co.,Ltd.,Tech Center,Xiamen 361024,Fujian,P.R.China)

In order to assess the effect of styling parameters of front wall on the aerodynamic characteristic of a coach, The validity of the numerical simulation was verified based on Ahmed model and the relevant wind tunnel testing. According to a 12 m coach model, the local features of front wall were evaluated, which included the influence rule of arc radius of front roof, arc radius of front side and front spoiler angle on the drag factor and lift factor of a coach. The results indicate that the drag factor and lift factor of the coach respectively reduce and go up when arc radius of front roof, arc radius of front side and front spoiler angle increase; the influential sequence of the above factors on the drag factor is arc radius of front side > arc radius of front roof > front spoiler angle, whereas there is no significant difference on the effect of the lift factor.

vehicle engineering; arc radius of front roof; arc radius of front side; front spoiler angle; aerodynamic characteristics; coach

2015-09-17；

2015-12-03

國家外專局高端外國專家項(xiàng)目(GDT20153600065)；福建省教育廳JK項(xiàng)目(JK2014036)

彭 倩(1983—)，男，湖北天門人，講師，博士，主要從事整車性能集成方面的研究。E-mail：pengqian603@163.com。

10.3969/j.issn.1674-0696.2016.06.32

U466

A

1674-0696(2016)06-158-05