基于頂部與側(cè)部擾流器的轎車氣動減阻

楊瀚博，胡興軍，安 陽

(吉林大學(xué)汽車仿真與控制國家重點實驗室，吉林長春 130022)

汽車空氣動力學(xué)性能是車身設(shè)計中需要著重考慮的方面，汽車的氣動阻力產(chǎn)生的主要根源是汽車行駛過程中所產(chǎn)生的壓差阻力，壓差阻力在總的阻力構(gòu)成中占據(jù)了85%，在壓差阻力的構(gòu)成中，汽車前部設(shè)計僅占9%，而另外的91%則取決于汽車尾部，汽車尾部造型對于整體氣動阻力有重要的影響，從形成機(jī)理上來看，由尾部造型引起的氣動阻力主要由2部分構(gòu)成:造型本身產(chǎn)生的阻力和尾流形成的渦造成的渦阻［1］.近年來，汽車外流場的研究在國內(nèi)外都已經(jīng)有了大量的成果.上汽集團(tuán)對于桑塔納轎車的氣動性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)渦流發(fā)源于氣流發(fā)生分離的位置，主要有發(fā)動機(jī)罩與擋風(fēng)玻璃之間的轉(zhuǎn)角、發(fā)動機(jī)罩的3維曲率和結(jié)構(gòu)及擋風(fēng)玻璃的3維曲率和結(jié)構(gòu)，最主要的分離位置位于汽車尾部［2］.日本三菱汽車公司通過研究發(fā)現(xiàn)空氣阻力產(chǎn)生的重要原因是由于汽車尾部的流動發(fā)生分離，為了緩解流動分離的程度，使由流動分離產(chǎn)生的負(fù)壓區(qū)變窄，因此安裝渦發(fā)生器附件.通過研究發(fā)現(xiàn)渦發(fā)生器正確安裝后可以有效降低氣動阻力系數(shù)，尤其是安裝三角翼渦發(fā)生器［3］之后阻力系數(shù)降低了0.000 6.

筆者以某國產(chǎn)快背式轎車作為研究對象，應(yīng)用計算流體力學(xué)原理與方法，研究轎車尾部氣動附件對快背式轎車氣動阻力系數(shù)的影響.對原始車型進(jìn)行詳細(xì)的分析，著重分析尾部的氣流流動結(jié)構(gòu)，找到渦流發(fā)生的位置，最后在汽車尾部各個位置加裝各種不同種類的附件，找到適合該車型的附件安裝方式.

1 幾何模型

頂部擾流器作為穩(wěn)定汽車行駛的附件已經(jīng)在汽車上應(yīng)用較廣泛，近年來對于頂部擾流器的減阻效果也有研究，M.Koike等［3］對3種不同形式的頂部擾流器進(jìn)行了研究，得到了普通形式的布置在車尾頂部狹長的擾流器會有較好的綜合性能.普通形式的頂部擾流器主要由2個因素控制:① 擾流器的攻角α;②擾流器最長的弦長L.普通形式擾流器以及控制參數(shù)的選取如圖1所示.

圖1 普通擾流器形狀與尺寸定義方式圖

頂部擾流器的尺寸形狀由參數(shù)L與α共同確定，弦長變化范圍為120～250 mm，攻角變化范圍為3°～23°.在此范圍內(nèi)弦長每隔65 mm選取試驗點，攻角每隔10°選取試驗點，不同尺寸擾流器幾何模型如圖2所示.在這2個參數(shù)變化所組成的樣本空間內(nèi)，共選取8個樣本點，通過8組不同的試驗得到L120α03，L120α13，L120α23，L185α03，L185α13，L185α23，L250α03，L250α13 的 阻 力 系 數(shù) 分 別為 -0.002，0.008，-0.016，0.008，0.013，0.011，0.005，0.005.

圖2 不同尺寸擾流器幾何示意圖

通過分析可以發(fā)現(xiàn):8種方案中只有L120α23起明顯的減阻效果，其他尺寸的頂部擾流器反而起惡化作用，因此將L120α23與L185α13這2種方案進(jìn)行詳細(xì)的流場分析對比.

本研究的側(cè)部擾流器的建模思路和頂部擾流器的類似，也由2個主要參數(shù)弦長和攻角控制，對于側(cè)部擾流器的攻角與弦長的定義與頂部擾流器的相同.側(cè)部擾流器的形狀如圖3所示.

圖3 側(cè)部擾流器示意圖

分析了7種不同尺寸的尾部側(cè)部擾流器，其尺寸形狀由L與α共同確定，弦長變化范圍為160～240 mm，攻角變化范圍為75°～85°，在此范圍內(nèi)均勻選取試驗點.RSS(rear side spoiler)為側(cè)部擾流器.試驗得到 RSS-L160α75，RSS-L160α80，RSS-L200α75，RSS-L200α80，RSS-L200α85，RSS-L240α75，RSSL240α80 的相對阻力系數(shù)分別為0.006，0.015，0.023，0.014，-0.007，0.005，0.003.

在7種不同的尺寸中，只有RSS-L200α85起到減阻效果，其余都對氣動性能產(chǎn)生惡化影響，與該尺寸相似的 RSS-L200α80也是阻力系數(shù)增加，RSS-L160α80的阻力系數(shù)相比原型也有所增大.因此重點分析上述3種情況與基本型的車尾部件表面速度分布與流線分布.

2 數(shù)值模擬

2.1 流場網(wǎng)格

采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格求解，車身表面采用三棱柱單元，計算域內(nèi)部由四面體填充，然后通過四面體合并轉(zhuǎn)換成多面體，從而減少計算時間，在車身周圍建立尺寸較小的網(wǎng)格，同時在車尾部設(shè)置加密區(qū)域，以更加精準(zhǔn)地捕捉尾部流動，計算域采用較大尺寸的網(wǎng)格，在該區(qū)域的流動接近平穩(wěn)狀態(tài)，所以大尺寸的網(wǎng)格并不會影響計算精度.

2.2 湍流模型

通過查閱大量的文獻(xiàn)，參考了課題組內(nèi)的大量外流場風(fēng)洞試驗與數(shù)值仿真資料，通過對該車型試用不同湍流模型的仿真試驗結(jié)果進(jìn)行分析，最終選擇了k-ω SST湍流模型進(jìn)行數(shù)值仿真，該模型可廣泛應(yīng)用于各種壓力梯度下的邊界層問題的模擬，同時還能夠較好模擬遠(yuǎn)離壁面充分發(fā)展的湍流流動，尤其對于邊界層中相對于主流區(qū)具有逆向壓力而造成的剝離現(xiàn)象具有較高的精度.本仿真對于邊界層的流動較為關(guān)心，因此需要能夠較好地模擬邊界層流動的湍流模型，在外流場中通常被應(yīng)用的k-ε模型就不能滿足要求.

在k-ω模型中，湍流黏度為

式中α*為對湍流黏度進(jìn)行低雷諾數(shù)修正的系數(shù).

k和ω的輸運(yùn)方程分別為

式中:Gk為對應(yīng)平均速度梯度的湍動能產(chǎn)生項;Gω為ω的產(chǎn)生項;Yk和Yω為k和ω由于湍流而產(chǎn)生的耗散;σk和σω為k方程和ω方程對應(yīng)的湍流Prandtl數(shù);Sk和Sω為自定義的源項.

為了使k-ω模型可以近似等效于k-ε模型，需要添加交叉擴(kuò)散項:

k-ω SST模型通過一個混合函數(shù)實現(xiàn)了從近壁面的k-ω模型到遠(yuǎn)離壁面的k-ε模型的過渡，該混合函數(shù)以近壁面函數(shù)和湍流量為參數(shù)，乘以交叉擴(kuò)散項(4).因此k-ω SST模型可以通過下列湍流黏度方程來表達(dá):

式中:a1=0.31;Ω為平均渦量.

式(1)以壁面距離和湍流量為變量的混合函數(shù)差值來求解.通過對算例的檢驗，發(fā)現(xiàn)采用k-ω SST模型，再配合合理的邊界層網(wǎng)格就可以較好地模擬邊界層表面的流動，可以滿足計算精度［4-5］.

3 結(jié)果分析

3.1 頂部擾流器對轎車氣動性能的影響

為了更深刻了解渦發(fā)生器對于該車型的影響，探究繼續(xù)改進(jìn)的方式，分別對原車及加裝頂部擾流器后的車型進(jìn)行分析［6-7］.原車型后風(fēng)窗表面速度分布如圖4所示，后風(fēng)窗表面剪切速度流線如圖5所示.

圖4 基本型后風(fēng)窗表面速度分布云圖

圖5 基本型后風(fēng)窗表面剪切速度流線圖

L120α23的頂部擾流器的后風(fēng)窗表面速度分布如圖6所示，表面剪切速度流線分布如圖7所示.

圖6 L120α23后風(fēng)窗表面速度分布云圖

圖7 L120α23后風(fēng)窗表面剪切速度流線圖

可以發(fā)現(xiàn):加裝L120α23形式的頂部擾流器后，后風(fēng)窗附近的渦流得到了有效的抑制，僅在邊緣處形成了2個小的縱向渦.通過和原車型進(jìn)行對比，可以發(fā)現(xiàn)L120α23起到了很好的導(dǎo)流作用.通過仿真試驗發(fā)現(xiàn)加裝了L185α13的頂部擾流器會產(chǎn)生惡化氣動性能的效果.該種情況的后風(fēng)窗表面速度分布如圖8所示，后風(fēng)窗表面流線分布如圖9所示.

圖8 L185α13后風(fēng)窗表面速度分布云圖

圖9 L185α13后風(fēng)窗表面剪切速度流線圖

L185α13后風(fēng)窗表面的流動比基本型更加不規(guī)則，整個后風(fēng)窗最后形成了2個大的斜縱向的渦旋，產(chǎn)生了較為強(qiáng)烈的相互作用，這樣的流動狀態(tài)直接體現(xiàn)在尾部的渦旋上.由圖9可知:從車頂?shù)膩砹魇沟迷谲囄采喜啃纬傻臏u流進(jìn)一步擴(kuò)大，車底來流的渦旋繼續(xù)存在，因此阻力系數(shù)與基本型相比也產(chǎn)生了較大增加［8］.而L120α23通過給車頂來流補(bǔ)充了能量，該股氣流向車后流動時，氣流方向并沒有產(chǎn)生突變，而是較為柔和地逐漸向下并未在后車窗與車頂處產(chǎn)生分離，這樣的流動和尾部產(chǎn)生的渦流相互融合，最后在尾部僅形成了2個小的縱向渦旋，且該渦旋流動的強(qiáng)度較低，因此損耗的能量較少，所以L120α23起到了較好的減阻效果.L120α23和L185α13后風(fēng)窗上的壓力分布云圖分別如圖10，11所示.從圖10，11可以發(fā)現(xiàn):L120α23后部的壓力明顯大于L185α13的后部，因此這也是通過頂部擾流器對流場改善后產(chǎn)生的效果.

圖10 L120α23后風(fēng)窗壓力分布云圖

圖11 L185α13后風(fēng)窗壓力分布云圖

3.2 側(cè)部擾流器對轎車氣動性能的影響

基本型與 RSS-L200α85，RSS-L160α80，RSSL200α80的車尾部件表面速度分布和流線分布圖如圖12所示.

圖12 車尾部件表面速度云圖及流線圖對比

起到減阻作用的RSS-L200α85使得基本型在后風(fēng)窗處形成的2個強(qiáng)度較高的縱向渦旋擾動區(qū)域變小，減小了后風(fēng)窗中部的能量損失，進(jìn)而降低了氣動阻力.RSS-L200α80并沒有很好地減小后風(fēng)窗處的2個強(qiáng)度較高的縱向渦旋擾動區(qū)域，在后風(fēng)窗處依然有較大的能量消耗，所以不但沒能起到足夠的減阻效果，反而增加了氣動阻力系數(shù)［9-10］.RSS-L160α80使得后風(fēng)窗處的2個縱向渦在強(qiáng)度和影響范圍上都有所擴(kuò)大，因此使得阻力系數(shù)反而有較大的增加.

該車型后風(fēng)窗與C柱、車頂部之間留有一定的間隙，經(jīng)過調(diào)研發(fā)現(xiàn)大部分氣動性能較好的跑車后風(fēng)窗與周圍都不存在較小的間隙.通過改變后風(fēng)窗的安裝位置分析間隙對氣動性能的影響，新的后風(fēng)窗安裝方式減小了后風(fēng)窗與C柱、車頂間的裝配間隙.通過計算，縮小裝配間隙的后風(fēng)窗阻力系數(shù)減小了0.004.減小裝配間隙后的幾何形狀與基本型的對比如圖13所示.2種情況下車尾部件表面速度分布云圖及速度流線對比如圖14所示.

圖13 幾何形狀對比圖

通過減小后風(fēng)窗與C柱、車頂之間的裝配間隙可以消除基本型中后風(fēng)窗上的2個橫向渦動，由于在車頂與后風(fēng)窗交接處的幾何突變較小，因此保證了流動分離被推遲，但是由于2個縱向渦之間產(chǎn)生了相互作用，阻力系數(shù)減小有限.

4 結(jié)論

1)不考慮其他因素，安裝頂部及側(cè)部擾流板可以有效降低汽車空氣阻力.

2)攻角和弦長控制著擾流器的幾何外形與尺寸，在已選擇的8種不同尺寸中進(jìn)行仿真得出最佳的尺寸組合為弦長120 mm，攻角23°，該種擾流器的組合方式阻力系數(shù)減小了0.016倍.

3)通過添加側(cè)部擾流板和減小后風(fēng)窗與C柱、車頂之間的裝配間隙都可以縮小汽車原后風(fēng)窗處形成的渦流，使后風(fēng)窗及轎車尾部的流動更加有規(guī)律.

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