賴晨光,劉麗華,馮 帥,溫世豪,翟光濤

(重慶理工大學(xué) 車輛工程學(xué)院,重慶 400054)

0 引言

大學(xué)生方程式比賽簡稱為FSAE(Formula SAE),于1978年由美國汽車工程學(xué)會(huì)(SAE)舉辦,是一項(xiàng)由學(xué)生自主設(shè)計(jì)、制造與測試一輛小型單座開輪式賽車的比賽。合理的氣動(dòng)設(shè)計(jì)可以為賽車產(chǎn)生下壓力,以提高其在彎道中的速度。因此,氣動(dòng)設(shè)計(jì)是FSAE賽車的重要環(huán)節(jié)之一。在動(dòng)態(tài)賽中,彎道眾多,賽車大部分時(shí)間均處于彎道工況。賽車在彎道中氣動(dòng)力與氣動(dòng)力矩均會(huì)發(fā)生改變,從而影響賽車在極限條件下的操縱穩(wěn)定性。因此,在FSAE賽車氣動(dòng)設(shè)計(jì)中僅考慮直道工況較為不妥。

從20世紀(jì)60年代開始[1],空氣動(dòng)力學(xué)套件就被應(yīng)用于賽車以提高操縱穩(wěn)定性。FSAE賽車與一級(jí)方程式賽車均屬于開輪式賽車,因此具有較為相似的氣動(dòng)布局。FSAE賽車平均時(shí)速約60 km/h,但氣動(dòng)套件對FSAE賽車性能具有很大提升,這一點(diǎn)已經(jīng)得到了Wordley等的驗(yàn)證[2]。他們研究了FSAE賽車在直線加速、八字繞環(huán)(skid pad)、高速避障和耐久賽等不同動(dòng)態(tài)項(xiàng)目中加裝倒置翼片的效果,表明加裝了倒置翼片的FSAE賽車在直線加速所用時(shí)間更長,但在其他動(dòng)態(tài)賽中與沒有安裝倒置翼片相比具有很大優(yōu)勢。

有學(xué)者利用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)方法對賽車在彎道處的空氣動(dòng)力學(xué)特性進(jìn)行了研究。Douglas等[3]考慮了橫擺角對賽車氣動(dòng)性能的影響,發(fā)現(xiàn)偏航時(shí)翼片端板對下壓力有不良影響,特別是橫擺角較大時(shí)。Watanabe等[4]提出了一種新的方法——移動(dòng)計(jì)算域(moving computational domain,MCD)來模擬高速汽車通過發(fā)夾彎的情況。Tsubokura等[5]對車輛動(dòng)態(tài)轉(zhuǎn)向時(shí)的氣動(dòng)力進(jìn)行了研究,指出高速轉(zhuǎn)彎時(shí)產(chǎn)生的不穩(wěn)定氣動(dòng)力會(huì)影響汽車的穩(wěn)定性。Nara等[6]用移動(dòng)計(jì)算域的方法對方程式賽車進(jìn)行了彎道模擬,模擬了賽車在富士賽道上行駛,并解釋了在滑移角和速度變化上存在氣動(dòng)力差異的原因。Keogh等[7]提出了分析彎道中車輛空氣動(dòng)力學(xué)方法,數(shù)值模擬中需要模擬車輛周圍呈現(xiàn)曲率運(yùn)動(dòng)的流場情況,并指出沿彎道徑向的流速會(huì)呈梯度變化。還通過數(shù)值方法研究了Ahmed模型在彎道中的空氣動(dòng)力學(xué),觀察到偏航力矩引起的氣動(dòng)力和不對稱尾跡的變化[8]。Sagmo等[9]對FSAE賽車的彎道空氣動(dòng)力學(xué)進(jìn)行模擬,研究了彎道工況與橫擺工況相比氣動(dòng)力變化,發(fā)現(xiàn)穩(wěn)態(tài)彎道工況與橫擺角之間的流場存在差異。Patel等[10]研究了多元倒置翼片的彎道和地面效應(yīng)時(shí)的氣動(dòng)特性,發(fā)現(xiàn)了渦軌跡變化。Nakashima等[11]對Ahmed模型的彎道氣動(dòng)特性進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)了氣動(dòng)阻力增加和氣動(dòng)力矩的產(chǎn)生。Piechna等[12]通過數(shù)值模擬和道路實(shí)驗(yàn)研究了主動(dòng)式氣動(dòng)部件在轉(zhuǎn)彎時(shí)的性能。宋世達(dá)[13]通過仿真研究了不同工況下的氣動(dòng)性能差異,探究了各氣動(dòng)裝置對整車性能的影響。梁德慧等[14]利用場函數(shù)方法實(shí)現(xiàn)了對FSAE賽車穩(wěn)態(tài)彎道的仿真。

以往對于彎道空氣動(dòng)力學(xué)研究大多集中在過彎模擬,缺乏對彎道過程中流場分析。近年來,賽車空氣動(dòng)力學(xué)設(shè)計(jì)日趨復(fù)雜,越來越多工況被納入考慮范圍之內(nèi),因此,需較為深入的研究賽車在彎道處流場變化細(xì)節(jié),以更好地理解彎道工況中氣動(dòng)力變化。筆者在前人研究的基礎(chǔ)上,通過數(shù)值仿真研究FSAE賽車在彎道工況中流場變化導(dǎo)致氣動(dòng)力變化的原因。重疊網(wǎng)格被證明是一種較好的模擬運(yùn)動(dòng)物體的方法,目前應(yīng)用廣泛[15-19],因此,本研究選擇重疊網(wǎng)格來模擬FSAE賽車勻速過彎工況。本研究可為開輪式賽車的空氣動(dòng)力學(xué)設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)意義。

1 數(shù)值仿真

1.1 空氣動(dòng)力學(xué)模型

為保證本研究普適性,建立一簡化FSAE賽車模型。如圖1所示,它具有FSAE賽車大部分特征,并符合FSAE賽事規(guī)則,在該模型中忽略懸掛桿系,并簡化后艙與座艙等區(qū)域。該模型主要由前翼、車身、尾翼、車輪和擴(kuò)散器組成。模型基本幾何參數(shù)如表1所示。

表1 FSAE模型基本幾何參數(shù)

圖1 FSAE賽車模型

1.2 直道與彎道工況邊界條件

為保證仿真一致性,在直道和彎道工況下均采取重疊網(wǎng)格方法。直道工況計(jì)算域尺寸與邊界如圖2所示。直道工況計(jì)算域?qū)捈s模型寬11倍,高約9倍,阻塞比約0.63%。由于擬模擬時(shí)間為2 s,計(jì)算域長度應(yīng)大于2 s的運(yùn)動(dòng)距離,考慮空氣黏度對邊界的影響,故計(jì)算域長度為36 m。計(jì)算域兩端設(shè)有壓力出口,允許氣流進(jìn)出,其他邊界為壁面。如圖3所示為直道工況重疊網(wǎng)格邊界,重疊網(wǎng)格由背景域、重疊域和交接面組成,FSAE賽車運(yùn)動(dòng)速度為15 m/s。

圖2 直道工況計(jì)算域尺寸與邊界

圖3 直道工況重疊網(wǎng)格邊界

彎道工況計(jì)算域如圖4所示,寬度和高度約為模型寬度的8倍,高度的7倍,阻塞比約1.2%。計(jì)算域內(nèi)半徑為5 m,計(jì)算域外半徑為15 m,因此轉(zhuǎn)彎半徑為10 m。邊界條件與直道保持一致。圖5為彎道工況下重疊網(wǎng)格邊界,背景區(qū)域?yàn)閳A形弧線,運(yùn)動(dòng)速度為15 m/s,軌跡沿虛線所示半徑為 10 m的曲線運(yùn)動(dòng)。

圖4 彎道工況計(jì)算域

圖5 彎道工況重疊網(wǎng)格邊界

1.3 車身姿態(tài)

前輪轉(zhuǎn)角是一個(gè)不可忽視的因素。在忽略車輪側(cè)偏角情況下,轉(zhuǎn)彎時(shí)前輪轉(zhuǎn)角為:

δ=arcsin(L/R)

(1)

式中:L為軸距;R為彎道半徑。算出無側(cè)偏角下前輪轉(zhuǎn)角為8.9°。

賽車在極限條件下具有較大的輪胎側(cè)偏角,導(dǎo)致前輪需要更大轉(zhuǎn)向角[20]。根據(jù)FSAE輪胎的特性和彎道條件[21],側(cè)偏角取值為4°。忽略阿克曼角,因此總轉(zhuǎn)向角為12.9°。默認(rèn)賽車處于中性轉(zhuǎn)向,忽略俯仰角和橫擺角,側(cè)傾角為2°。因此FSAE賽車在彎道中的姿態(tài)如圖6所示。

圖6 彎道工況中的姿態(tài)

1.4 網(wǎng)格

此模型幾何較為復(fù)雜,采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格可以更好地貼合表面。利用ANSA軟件進(jìn)行幾何處理和曲面網(wǎng)格劃分。為平衡計(jì)算精度與速度,將曲面劃分不同面網(wǎng)格尺寸,如表2所示。為捕捉翼片邊界層流動(dòng)細(xì)節(jié),翼片表面具有最小的表面網(wǎng)格尺寸。直線工況和彎道工況具有相同的表面網(wǎng)格尺寸以保持一致性。

表2 面網(wǎng)格尺寸

由于SSTk-ω湍流模型對壁面要求,需要更多網(wǎng)格來捕捉壁面附近邊界層的流動(dòng)。因此,壁面y+值約為1。棱柱層參數(shù)如表3所示。

表3 棱柱層參數(shù)

網(wǎng)格數(shù)量對計(jì)算結(jié)果影響較大,有必要驗(yàn)證網(wǎng)格無關(guān)性。下壓力作為本文中主要監(jiān)測數(shù)值,其準(zhǔn)確性至關(guān)重要。網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證如表4所示,復(fù)雜流動(dòng)區(qū)和尾跡區(qū)對結(jié)果有重要影響,因此設(shè)置2個(gè)網(wǎng)格加密區(qū),其一對前翼、擴(kuò)散器和尾翼加密,其二對賽車尾流加密。從表4可以看出,隨著體網(wǎng)格數(shù)增加,下壓力急劇下降,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到2 000萬后,下壓力略有變化。因此,考慮到計(jì)算效率,確定流動(dòng)復(fù)雜區(qū)和尾跡區(qū)網(wǎng)格尺寸分別為8 mm和16 mm,總網(wǎng)格數(shù)量控制在2 000萬～3 000萬。

表4 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證

具體體網(wǎng)格數(shù)如表5所示。由于運(yùn)動(dòng)軌跡不同,直線和彎道背景域存在一定差異。2種工況重疊域網(wǎng)格數(shù)均保持在2 000萬左右。

表5 體網(wǎng)格數(shù)

1.5 湍流模型

本研究主要應(yīng)用Reynold-averaged Navier-Stokes(RANS)進(jìn)行數(shù)值模擬,目前得到普遍應(yīng)用[22-24]。RANS湍流模型包括Realizablek-ε、Standardk-ε、SSTk-ω等。SSTk-ω湍流模型被證明是一種能較好地預(yù)測賽車下壓力的模型[25],并被廣泛應(yīng)用[26-27]。SSTk-ω結(jié)合了k-ω模型在壁面附近的準(zhǔn)確性和k-ε在自由流中的魯棒性,其考慮了湍流剪應(yīng)力的傳輸,可以很好地預(yù)測逆壓梯度下的流動(dòng)起始和分離量[28]。

2 結(jié)果與分析

2.1 氣動(dòng)力結(jié)果

圖7為總氣動(dòng)力結(jié)果。從圖7可以看出,與直道相比,FSAE賽車在彎道中總氣動(dòng)力出現(xiàn)較明顯變化。彎道工況下阻力和下壓力有不同程度的增加,氣動(dòng)阻力為188.2 N,與直道相比增加1.5%,下壓力為399.2 N,增加6.5%。表明,彎道工況中下壓力比阻力更敏感。

圖7 總氣動(dòng)力結(jié)果

圖8為各部件的氣動(dòng)力結(jié)果。圖8(a)為下壓力變化,除前翼外,其余部件在彎道時(shí)下壓力均有不同幅度地增加,增幅主要來自擴(kuò)散器和車身,分別增加11%和18.3%,尾翼下壓力增加2.5%,前翼下壓力減少約3%。圖8(b)顯示各部件氣動(dòng)阻力變化,變化最大的為前翼阻力的增加,與直道相比增加約14.8%。擴(kuò)散器和車身阻力分別增加約11%和2.6%,尾翼和車輪阻力分別減少約1%和7.4%。下壓力變化對彎道中賽車的性能影響更大。

圖8 各部件氣動(dòng)力結(jié)果

2.2 氣動(dòng)力矩結(jié)果

除了氣動(dòng)力外,氣動(dòng)力矩對賽車操縱穩(wěn)定性有較大影響[29]。氣動(dòng)載荷變化與總氣動(dòng)力矩如表6所示,%F表示前軸氣動(dòng)載荷與總氣動(dòng)載荷之比,Mx和Mz分別為氣動(dòng)側(cè)傾力矩和橫擺力矩。氣動(dòng)力矩均以圖6所示坐標(biāo)系為基準(zhǔn),彎道工況下%F為30.8%,與直道相比下降1.1%,彎道工況下Mx和Mz分別為-13.5 N·m和-43.1 N·m。

表6 彎道中氣動(dòng)力矩的變化

為直觀理解氣動(dòng)力矩對操縱穩(wěn)定性的影響,彎道工況中氣動(dòng)力矩如圖9所示,%F的降低會(huì)減少前軸載荷與前輪抓地力,增加彎道中的轉(zhuǎn)向不足趨勢。負(fù)側(cè)傾力矩會(huì)減小賽車車身左右兩側(cè)的氣動(dòng)載荷之差。負(fù)橫擺力矩會(huì)抑制賽車在彎道中的入彎趨勢,進(jìn)而導(dǎo)致轉(zhuǎn)向不足。綜合以上分析,彎中產(chǎn)生的氣動(dòng)力矩會(huì)增加賽車的轉(zhuǎn)向不足,導(dǎo)致賽車在過彎時(shí)轉(zhuǎn)向更為遲鈍,對整車操縱穩(wěn)定性較為不利。

圖9 彎道工況中氣動(dòng)力矩的影響

2.3 流場分析

根據(jù)上述直道和彎道工況中氣動(dòng)力和力矩值,兩截面的速度場分布對比如圖10所示,速度參考系選取為運(yùn)動(dòng)中的賽車。本文中主要關(guān)注前翼與尾翼端板附近流場,因此,在縱向上創(chuàng)建了Z=-200 mm和Z=700 mm的截面,如圖10(c)所示。圖10(a)為Z=-200 mm處的速度分布對比,如箭頭所示,前翼端板在彎道外側(cè)有擾亂高速氣流現(xiàn)象,同時(shí)前輪尾跡存在不同,在彎道外側(cè)有更多低速區(qū)。圖10(b)為Z=700 mm的速度分布對比。從圖中可觀察到尾翼附近流場,尾翼后方有一個(gè)速度較低的尾流區(qū)域(如圖中虛線所示),彎道工況下尾流區(qū)域與直道相比有明顯的氣流扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象。如箭頭所示,尾翼前端內(nèi)側(cè)端板出現(xiàn)氣流分離現(xiàn)象。

圖10 速度分布對比

壓力系數(shù)分布如圖11所示。圖11(a)為上表面,從中心軸左右對比來看,彎道中表面壓力呈現(xiàn)較大不對稱分布,如箭頭所示,大部分正壓力積聚在翼片的彎道外部一側(cè)(包括前翼和后翼),這會(huì)造成一定的側(cè)傾力矩,加大左右兩側(cè)氣動(dòng)載荷分布。底板表面壓力分布如圖11(b)所示,與正壓分布相比,負(fù)壓分布不對稱趨勢更強(qiáng)。圖中箭頭所示,較多的負(fù)壓分布在彎道外側(cè),包括前翼和擴(kuò)散器,原因其一為外部氣流流速較快,其二為彎道外側(cè)車身側(cè)傾角導(dǎo)致離地間隙減小,增加了擴(kuò)散器地面效應(yīng)。

圖11 壓力系數(shù)分布

為驗(yàn)證側(cè)傾角引起底板負(fù)壓分布變化這一假設(shè),對無側(cè)傾角工況進(jìn)行模擬,結(jié)果如圖12所示。側(cè)傾角存在對底板負(fù)壓分布有重要影響,有側(cè)傾角下底板負(fù)壓較大,產(chǎn)生了更多下壓力,因此側(cè)傾角存在是引起彎道中擴(kuò)散器和底板下壓力增加的主要原因。

圖12 有無側(cè)傾角底板表面壓力對比

本研究采用Q準(zhǔn)則來識(shí)別渦結(jié)構(gòu)以及捕捉渦軌跡。Hunt等提出將Q>0的區(qū)域定義為漩渦[30],這意味著在渦區(qū)域內(nèi),流體旋轉(zhuǎn)渦量大于變形渦量。Q準(zhǔn)則是一個(gè)基于速度梯度張量的特征向量和特征函數(shù),需要設(shè)定閾值來顯示渦旋結(jié)構(gòu)。

圖13是FSAE賽車主要渦結(jié)構(gòu)變化,Q值選擇為5 000 s-2以篩選出明顯渦結(jié)構(gòu)。如圖13(a)所示,在直道工況中前翼兩側(cè)產(chǎn)生一對翼尖渦,命名為FW-TV(front wing-tip vortex),尾翼產(chǎn)生的一對翼尖渦命名為RW-TV(rear wing-tip vortex)。圖13(b)顯示彎道工況下渦的運(yùn)動(dòng)軌跡,其渦名稱尾部字母L和R分別代表車身左右側(cè)渦,同時(shí)也代表彎道內(nèi)外側(cè)的渦。在直線工況下,左右兩側(cè)渦的形態(tài)和軌跡均呈對稱分布,且FW-TV和RW-TV具有較長的縱向尾跡。彎道中2對渦軌跡沿一定曲率向下游發(fā)展,車身左右兩側(cè)渦對的發(fā)展和軌跡呈不對稱分布,位于彎道內(nèi)側(cè)的FW-TV-L渦與具有轉(zhuǎn)角的左前輪撞擊而破碎,阻止了其向下游運(yùn)動(dòng),這是導(dǎo)致前翼下壓力損失的主要原因。位于彎道外側(cè)的FW-TV-R渦尾跡區(qū)相比于直道更長,這是由于來流的曲率影響使FW-TV-R渦沿車身外側(cè)流動(dòng),對于彎道工況中的RW-TV渦,則體現(xiàn)出不同趨勢,位于彎道內(nèi)側(cè)的RW-TV-L渦縱向尾渦尾跡區(qū)比彎道外側(cè)RW-TV-R的長,這種差異體現(xiàn)出彎道內(nèi)外側(cè)不同的流動(dòng)特性。

圖13 整車主要渦結(jié)構(gòu)變化

3 八字繞環(huán)試驗(yàn)

八字繞環(huán)(skid pad)是一種特殊的彎道工況,它可以測試FSAE賽車的操穩(wěn)性。以2021賽季重慶理工大學(xué)FSCC賽車為基礎(chǔ),分別進(jìn)行模擬仿真和八字繞環(huán)試驗(yàn)。

3.1 CFD模擬

八字繞環(huán)(Skid Pad)是FSAE賽車動(dòng)態(tài)賽事之一,旨在測試賽車在固定半徑轉(zhuǎn)彎時(shí)在平地上的轉(zhuǎn)向能力。八字繞環(huán)布局如圖14所示,兩圓心之間的距離為18.25 m,內(nèi)圓直徑為15.25 m,外圓直徑為21.25 m,賽道寬度為3 m,結(jié)合車寬,汽車質(zhì)心的行駛半徑約8.5 m。

圖14 八字繞環(huán)布局

實(shí)驗(yàn)仿真模型如圖15所示,實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎?1賽季重慶理工大學(xué)Thimchi 39賽車,實(shí)車模型如圖15(a)所示。為驗(yàn)證八字繞環(huán)實(shí)驗(yàn),需建立與試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖鄬?yīng)的仿真模型,如圖15(b)所示,該模型保留了實(shí)車大部分特征,對翼片和擴(kuò)散器進(jìn)行精細(xì)化處理,簡化了輪胎、發(fā)動(dòng)機(jī)和減震器,去掉外露的軟管、螺栓等小部件。

圖15 試驗(yàn)所用模型

為保證與八字繞環(huán)試驗(yàn)條件一致,在數(shù)值模擬中,轉(zhuǎn)向半徑8.5 m,在八字繞環(huán)中環(huán)繞一圈時(shí)間為6 s。其余邊界條件保持相同。

仿真結(jié)果如圖16所示,包括氣動(dòng)力和力矩。圖16(a)為總氣動(dòng)力,總氣動(dòng)阻力與下壓力分別為77.3 N和123.9 N,各部件氣動(dòng)阻力和下壓力分別如圖16(b)和圖16(c)所示,氣動(dòng)力矩如圖16(d)所示,FSAE賽車在八字繞環(huán)時(shí)會(huì)產(chǎn)生負(fù)氣動(dòng)力矩。氣動(dòng)力與氣動(dòng)力矩變化趨勢與簡化FSAE模型相同,驗(yàn)證了本研究的普適性。

圖16 仿真結(jié)果

3.2 試驗(yàn)過程

安裝在車身上的線位移傳感器用于測量總下壓力。線位移傳感器的安裝位置如圖17所示,如圖中箭頭所示,線位移傳感器安裝在每個(gè)減振器兩端,并伴隨減振器做相同反彈和壓縮運(yùn)動(dòng)。在彈簧線性剛度條件下,通過測量減振器變化量來計(jì)算整車下壓力。

圖17 線位移傳感器的安裝位置

試驗(yàn)地點(diǎn)在重慶大足汽車試驗(yàn)場,如圖18所示。試驗(yàn)場的平整路面減少了慣性力對結(jié)果影響,使用樁桶鋪設(shè)八字繞環(huán)賽道,繞行一圈時(shí)間控制在6 s左右,車手盡量保持勻速繞樁。

圖18 重慶大足試驗(yàn)場

實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理過程如圖19所示,圖19(a)為數(shù)據(jù)采集的過程,線位移傳感器將采集的數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換為電壓信號(hào)并存儲(chǔ)在電子控制單元(ECU)中,用外部電腦提取存儲(chǔ)的數(shù)據(jù),對數(shù)據(jù)進(jìn)行處理,最后轉(zhuǎn)換成下壓力值。圖19(b)為線位移傳感器采集的初始數(shù)據(jù),使用Motec軟件讀取ECU中數(shù)據(jù),包括油門開度、制動(dòng)踏板開度、方向盤轉(zhuǎn)角、車速等隨時(shí)間變化的數(shù)據(jù)。本試驗(yàn)主要關(guān)注位移變化如方框所示。如圖19 (c)所示,從初始數(shù)據(jù)中提取0.5 s波動(dòng)較小的數(shù)據(jù),采樣頻率為500 Hz,因此一個(gè)傳感器在此時(shí)間段內(nèi)采集251個(gè)數(shù)據(jù),隨后對這段數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)和處理,處理結(jié)果如圖19(d)所示,FL、FR、RL和RR分別代表前左、前右、后左和后右減振器位移量。

圖19 數(shù)據(jù)處理過程

駕駛員坐入賽車靜止不動(dòng)時(shí),將傳感器采集到的數(shù)據(jù)作為靜態(tài)數(shù)據(jù),在既定工況駕駛后,對動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)中0.5 s內(nèi)取平均,如表7所示為數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì),正值(+)表示減震器被拉伸,負(fù)值(-)表示減震器被壓縮。

表7 數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)

線位移數(shù)據(jù)變化如圖20所示。圖20(a)為各個(gè)減振器的變化。從圖中可以看到彎道外側(cè)減振器被壓縮,彎道內(nèi)側(cè)減振器被拉伸。將兩側(cè)的數(shù)值加和為前后軸荷的變化,如圖20(b)所示,前軸被壓縮2.68 mm,后軸被壓縮0.8 mm,這是由于存在的氣動(dòng)下壓力導(dǎo)致車身壓向路面,前后減振器彈簧均被壓縮。

圖20 線位移變化量可視化

根據(jù)胡克定律[31],減振器默認(rèn)為線性彈簧,忽略第三彈簧與防傾桿剛度的影響,汽車前后減振器彈簧型號(hào)為200磅,根據(jù)剛度折算為30 250 N/m。

DFF=-0.002 68mm×35 025 N/m=-93.9 N

DFR=-0.000 8 mm×35 025 N/m=-28 N

DFTotal=DFF+DFR=-121.9 N

式中:DFF為前軸轉(zhuǎn)換后的下壓力;DFR為后軸的下壓力。DFF和DFR的值不代表真實(shí)值,因?yàn)閺膲嚎s量來看,前軸的壓縮量明顯大于后軸,說明有載荷轉(zhuǎn)移存在,但DFTotal沒有變化。在八字繞環(huán)中,整車氣動(dòng)下壓力為121.9 N。

3.3 結(jié)果對比

實(shí)驗(yàn)與仿真的下壓力對比如圖21所示,試驗(yàn)值為121.9 N,略低于仿真值,誤差約1.6%,造成誤差的原因之一是輪胎變形,實(shí)際充氣輪胎會(huì)比仿真模型大,另一個(gè)原因是散熱器處理,忽略了旋轉(zhuǎn)冷卻風(fēng)扇的影響。

圖21 試驗(yàn)與仿真下壓力對比

試驗(yàn)驗(yàn)證了重疊網(wǎng)格方法模擬復(fù)雜工況的準(zhǔn)確性。由于試驗(yàn)中可測量數(shù)據(jù)有限,需要更多仿真的數(shù)據(jù),因此,CFD仿真結(jié)果可用于指導(dǎo)賽車設(shè)計(jì)和優(yōu)化底盤調(diào)整。

4 結(jié)論

1) FSAE賽車在彎道中氣動(dòng)力發(fā)生較大變化,其中下壓力增大6.5%,除前翼外,其他部件均有不同程度的增幅。下壓力增加主要來自擴(kuò)散器和底板。

2) 彎道中會(huì)產(chǎn)生額外氣動(dòng)力矩,俯仰力矩會(huì)使壓力中心向后偏移,橫擺力矩會(huì)降低FSAE賽車的轉(zhuǎn)向靈敏度。由于氣動(dòng)力矩的存在,賽車會(huì)趨于轉(zhuǎn)向不足,車手了解賽車氣動(dòng)力和力矩的變化,更好地駕馭賽車。

3) 彎道中車身表面靜壓分布高度不對稱,尤其是底板處的負(fù)壓,這是由于轉(zhuǎn)彎時(shí)存在的側(cè)傾角導(dǎo)致擴(kuò)散器和車身下壓力增大。

4) 渦結(jié)構(gòu)在彎道中有較大變化,具有轉(zhuǎn)角的前輪對彎道內(nèi)側(cè)前翼渦運(yùn)動(dòng)的阻滯效應(yīng)是前翼下壓力降低的主要原因,從渦軌跡可以看出,尾翼旋渦的軌跡發(fā)生了一定程度的偏轉(zhuǎn),尾翼端板氣流在彎道中發(fā)生氣流分離。

5) 利用線位移傳感器監(jiān)測和計(jì)算FSAE賽車在八字繞環(huán)中的氣動(dòng)下壓力。結(jié)果表明,實(shí)測下壓力值與數(shù)值模擬相差1.6%,吻合度較好。

在本研究中,有一些現(xiàn)象值得進(jìn)一步研究。首先,倒置翼片是賽車中產(chǎn)生下壓力的主要方式之一,在本研究中,彎道下翼片產(chǎn)生的下壓力沒有體現(xiàn)顯著差異,因此需要進(jìn)一步研究曲率流動(dòng)下機(jī)翼的氣動(dòng)特性,如升阻性能、臨界攻角變化、壁面附近邊界層流動(dòng)等。此外,如何減小曲率流動(dòng)中端板的分離是后續(xù)研究的重點(diǎn)。