袁志群，于國飛，梅麗芳

(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.中南大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院，湖南 長沙 410075)

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穩(wěn)態(tài)側(cè)風(fēng)作用下類客車形體氣動(dòng)特性分析

袁志群1,2，于國飛1，梅麗芳1

(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.中南大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院，湖南 長沙 410075)

以提高客車高速行駛時(shí)側(cè)風(fēng)安全性為目的，利用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法建立類客車形體穩(wěn)態(tài)側(cè)風(fēng)工況下的數(shù)值計(jì)算模型，研究其在不同橫擺角下的空氣動(dòng)力學(xué)特性.計(jì)算結(jié)果表明：氣動(dòng)升力系數(shù)和氣動(dòng)側(cè)力系數(shù)隨著橫擺角的增加而增加，氣動(dòng)阻力系數(shù)對(duì)橫擺角變化不敏感，呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢.增加頂蓋與側(cè)圍過渡圓角，增加側(cè)圍與后圍過渡圓角，減小頂蓋傾角都能不同程度地降低氣動(dòng)力系數(shù)，對(duì)改善客車高速行駛時(shí)側(cè)風(fēng)穩(wěn)定性有較好的效果.模型的風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，計(jì)算結(jié)果為客車造型設(shè)計(jì)提供了理論依據(jù).

客車；穩(wěn)態(tài)側(cè)風(fēng)；橫擺角；氣動(dòng)力系數(shù)

汽車在高速行駛的時(shí)候，經(jīng)常會(huì)遇到側(cè)向風(fēng)的干擾(包括超車和會(huì)車引起的環(huán)境側(cè)風(fēng)以及自然側(cè)風(fēng))，造成氣動(dòng)力和氣動(dòng)力矩瞬間發(fā)生變化，影響汽車行駛穩(wěn)定性，也增加了駕駛員頻繁修正方向引起的駕駛疲勞，對(duì)汽車主動(dòng)安全影響很大，國內(nèi)外已出現(xiàn)多起由于側(cè)風(fēng)而引起的汽車側(cè)翻事故.客車由于車身高且側(cè)面迎風(fēng)面大，高速行駛時(shí)對(duì)側(cè)風(fēng)更為敏感，因此對(duì)側(cè)風(fēng)狀態(tài)下的客車進(jìn)行空氣動(dòng)力學(xué)分析非常重要[1].目前對(duì)于汽車側(cè)風(fēng)氣動(dòng)特性的分析多傾向于轎車，對(duì)客車空氣動(dòng)力學(xué)的相關(guān)研究主要集中在減阻[2-7].文獻(xiàn)[4-5]對(duì)轎車在側(cè)風(fēng)下的氣動(dòng)特性進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)研究，總結(jié)了相應(yīng)的計(jì)算方法.文獻(xiàn)[6]對(duì)電動(dòng)客車的外流場進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，提出了相應(yīng)的改進(jìn)建議.文獻(xiàn)[7]對(duì)中型客車外流場進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，分析尾部造型對(duì)氣動(dòng)力的影響規(guī)律.本文通過對(duì)類客車形體(Ahmed模型)進(jìn)行研究，分析其在側(cè)風(fēng)影響下氣動(dòng)力的變化規(guī)律，研究結(jié)果可為客車造型設(shè)計(jì)時(shí)提高其側(cè)風(fēng)穩(wěn)定性提供必要的理論依據(jù).Ahmed模型是1984年S R Ahmed提出的一個(gè)空氣動(dòng)力學(xué)標(biāo)準(zhǔn)模型[8]，主要用于汽車空氣動(dòng)力學(xué)基礎(chǔ)理論研究，該模型總體尺寸和造型與客車相似(相當(dāng)于1∶10客車模型)，國內(nèi)外很多學(xué)者對(duì)其作了大量的研究，其試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以驗(yàn)證本文計(jì)算分析方法的正確性.

1　數(shù)值分析模型的建立

Ahmed模型的長寬高尺寸為1 044 mm×389 mm×288 mm，離地間隙50 mm，前部圓角半徑為100 mm，尾部傾角為25°.在前處理軟件ICEM-CFD中采用OCTREE方法對(duì)空氣流動(dòng)區(qū)域進(jìn)行離散.模型表面拉伸出與其平行的三棱柱網(wǎng)格，精確模擬殼體表面的附面層.在流動(dòng)變化劇烈的區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，通過采用不同的網(wǎng)格數(shù)目驗(yàn)證網(wǎng)格的無關(guān)性，數(shù)值分析模型網(wǎng)格達(dá)到200萬.

汽車車速一般遠(yuǎn)低于聲速，馬赫數(shù)較小，汽車空氣動(dòng)力學(xué)屬于低速空氣動(dòng)力學(xué)，因而汽車周圍流場可以看作是三維不可壓縮粘性等溫流場，由于其外形復(fù)雜容易引起分離，所以應(yīng)按湍流處理，研究表明Realizable k-ε湍流模型在氣動(dòng)參數(shù)計(jì)算方面比較理想，被廣泛應(yīng)用于汽車?yán)@流問題中，本文即選用該湍流模型.計(jì)算采用二階迎風(fēng)格式，方程求解采用SIMPLE算法.入口采用速度入口邊界條件，出口采用壓力邊界條件，地面采用滑移壁面邊界條件，車身表面為無滑移璧面邊界條件，其余為對(duì)稱邊界條件.圖1為Ahmed模型表面網(wǎng)格和邊界層網(wǎng)格.

側(cè)風(fēng)計(jì)算時(shí)，根據(jù)車速與風(fēng)速關(guān)系計(jì)算出橫擺角β，然后將車偏轉(zhuǎn)β角度，側(cè)風(fēng)計(jì)算方法如圖2所示.

該方法與目前汽車模型風(fēng)洞側(cè)風(fēng)試驗(yàn)方法相同.根據(jù)氣動(dòng)力定義，得到氣動(dòng)阻力、氣動(dòng)側(cè)力以及氣動(dòng)升力坐標(biāo)轉(zhuǎn)換關(guān)系如下：

(1)

(2)

(3)

式(1)～(3)中:Fx，F(xiàn)y，F(xiàn)z分別為數(shù)值計(jì)算得到的Ahmed模型坐標(biāo)分力；FD，F(xiàn)S，F(xiàn)L分別為Ahmed模型的氣動(dòng)阻力、氣動(dòng)側(cè)力及氣動(dòng)升力.

2　結(jié)果分析與討論

表1 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table1 Numericalresultandtestresultcompared參數(shù)氣動(dòng)阻力系數(shù)氣動(dòng)升力系數(shù)數(shù)值計(jì)算值0.2940.383風(fēng)洞試驗(yàn)值[8]0.2850.400計(jì)算誤差/%3.164.25

本文主要分析類客車形體Ahmed模型橫擺角在0°～25°之間變化時(shí)氣動(dòng)特性的變化規(guī)律，每隔5°一個(gè)工況.當(dāng)橫擺角為0°時(shí)，得到的氣動(dòng)力數(shù)據(jù)如表1所示.與文獻(xiàn)[8]氣動(dòng)力試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，誤差在允許范圍之內(nèi),表明數(shù)值計(jì)算方法在氣動(dòng)力計(jì)算方面結(jié)果可靠.尾部流場計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[9]進(jìn)行對(duì)比，圖3為距離尾部0.2 m處流場結(jié)果.由圖3可知，尾部渦系形態(tài)和速度云圖形態(tài)基本相同，氣流流動(dòng)方向一致,但局部速度大小存在一定差別.尾部流場的試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算方法在流場計(jì)算方面結(jié)果可靠性.

Yplus值是評(píng)價(jià)計(jì)算模型合理性的重要參數(shù)，從圖4可知，該模型Yplus值在6～108之間，大部分區(qū)域在30～60區(qū)間，符合要求，進(jìn)一步驗(yàn)證了文中數(shù)值計(jì)算的合理性.

圖5為橫擺角為0°時(shí)的速度云圖和壓力云圖.由圖5可知，流場左右對(duì)稱，車頭前部為流動(dòng)阻滯區(qū)，動(dòng)壓轉(zhuǎn)變?yōu)殪o壓，該處靜壓最大.在前圍與側(cè)圍過渡的左右對(duì)稱兩處存在速度峰值，壓力減小.車尾有兩個(gè)左右對(duì)稱的拖曳窩.當(dāng)橫擺角增加到15°時(shí)，車頭氣流阻滯區(qū)和最大正壓區(qū)向迎風(fēng)側(cè)靠近，車頭與側(cè)圍過渡的背風(fēng)側(cè)存在速度峰值，壓力減小，如圖6所示.由于側(cè)圍與頂蓋、側(cè)圍與后圍過渡圓角為零，當(dāng)遇到側(cè)風(fēng)時(shí)，氣流在這些地方發(fā)生明顯的氣流分離，如圖7所示.

圖8為不同橫擺角下氣動(dòng)力變化規(guī)律.氣動(dòng)阻力、氣動(dòng)升力與氣動(dòng)側(cè)力隨橫擺角變化各不相同，氣動(dòng)阻力對(duì)橫擺角變化不敏感，而橫擺角對(duì)氣動(dòng)升力和氣動(dòng)側(cè)力影響較大.

氣動(dòng)阻力隨橫擺角變化先增加后減小，臨界角度為15°左右.客車后車體造型是產(chǎn)生氣動(dòng)阻力的主要原因，隨著橫擺角增加，后車體氣動(dòng)阻力增加明顯，而前車體氣動(dòng)阻力則減小.

橫擺角越大，氣動(dòng)側(cè)力系數(shù)越大，近似線形關(guān)系變化.前車體造型是是產(chǎn)生氣動(dòng)側(cè)力的主要原因，隨著橫擺角的增加，前車體氣動(dòng)側(cè)力增加明顯，后車體氣動(dòng)側(cè)力對(duì)橫擺角變化不敏感.

橫擺角越大，氣動(dòng)升力系數(shù)越大，近似二次函數(shù)關(guān)系變化.通過進(jìn)一步分析可知，客車后車體造型是產(chǎn)生氣動(dòng)升力的主要原因，后軸升力明顯大于前軸升力，隨著橫擺角的增加，前車體和后車體氣動(dòng)升力增加明顯.

在其它造型參數(shù)不變的情況下，通過改變類客車形體前后圍和頂蓋的過渡參數(shù)(如圖9所示)，分析其對(duì)整車氣動(dòng)特性的影響.

對(duì)Ahmed側(cè)圍與頂蓋倒圓角50 mm(模型1)、后圍與側(cè)圍倒圓角50 mm(模型2)、頂蓋與后圍的傾角修改為0°(模型3)，分析得到修改模型在橫擺角為15°的情況下，氣動(dòng)力參數(shù)如圖10所示.

由圖10分析可知，增加側(cè)圍與頂蓋圓角半徑，不僅可以降低類客車形體的氣動(dòng)阻力，同時(shí)也對(duì)降低氣動(dòng)升力和氣動(dòng)側(cè)力有效；增加后圍與側(cè)圍的圓角半徑，氣動(dòng)阻力和氣動(dòng)側(cè)力有一定程度增加，但是氣動(dòng)升力減小比較明顯；減小頂蓋與后圍的傾角，氣動(dòng)側(cè)力有一定程度增加，但是氣動(dòng)升力減小非常明顯.

3　結(jié)論

通過對(duì)不同橫擺角下的類客車形體Ahmed模型進(jìn)行數(shù)值分析，計(jì)算誤差在5%以內(nèi)，證明了本文的方法可行，結(jié)果可靠，研究結(jié)果對(duì)于提高客車側(cè)風(fēng)安全性有一定的參考價(jià)值，具體得出以下結(jié)論.

1)氣動(dòng)力系數(shù)對(duì)橫擺角的敏感程度不同.當(dāng)橫擺角較小時(shí)，氣動(dòng)阻力系數(shù)和氣動(dòng)升力系數(shù)隨著橫擺角增加而增加，當(dāng)橫擺角較大時(shí)，氣動(dòng)升力增加趨勢比較明顯，而氣動(dòng)阻力呈減小趨勢；氣動(dòng)側(cè)力系數(shù)則隨著橫擺角的增加基本呈線性趨勢增加.

2)增加側(cè)圍與頂蓋過渡圓角半徑可以大幅降低氣動(dòng)力系數(shù)，從而降低整車的橫擺力矩和側(cè)傾力矩，在提高燃油經(jīng)濟(jì)性的同時(shí)，對(duì)改善客車高速行駛穩(wěn)定性有較好的效果.

3)減小頂蓋傾角、增加側(cè)圍與后圍過渡圓角對(duì)降低升力系數(shù)效果非常顯著，從而降低整車的側(cè)傾力矩，對(duì)避免客車高速行駛時(shí)發(fā)生側(cè)翻有較好的效果.

[1]谷正氣.汽車空氣動(dòng)力學(xué)[M].北京:人民交通出版社,2005.

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(責(zé)任編輯李寧)

Analysis on Aerodynamic Characteristics of Similar Bus in Steady Cross-wind

YUAN Zhiqun1,2,YU Guofei1,MEI Lifang1

(1.School of Mechanical & Automotive Engineering，Xiamen University of Technology，Xiamen 361024，China； 2.School of Traffic and Transportation Engineering，Central South University，Changsha 410075，China)

To improve safety of cross-wind for high-speed bus,a numerical analysis model of similar bus in steady cross-wind was established by using computational fluid dynamics technique.The aerodynamic characteristics of similar bus in different yaw angles were summarized.The results show that the aerodynamic lift coefficient and aerodynamic side force coefficient increases with the yaw angle.The aerodynamic drag coefficient increases first and then decreases，not sensitive to the change of the yaw angle.Increase of radius between the bus body side and roof，increase of radius between the bus body side and back，or decrease of angle of the bus body roof can all decrease the lift coefficient that brings good effect in improving cross-wind safety for high-speed buses.The simulation results proves the accuracy of the numerical simulation under discussion that helps the future bus design.

bus；steady cross-wind；yaw angle；aerodynamic force coefficient

2015-12-02

2015-12-28

福建省教育廳科技項(xiàng)目(JB13151)；國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51405411)

袁志群(1983-)，男，講師，碩士，研究方向?yàn)檐囕v空氣動(dòng)力學(xué).E-mail：yzqxmut@163.com

U462

A

1673-4432(2016)03-0001-05