不同雷諾數(shù)下車輛隊列尾車發(fā)動機(jī)艙蓋氣動特性研究*

戴文童，李啟良，李卓明，常藝菲，楊志剛

（1.同濟(jì)大學(xué)，上海地面交通工具風(fēng)洞中心，上海 201804； 2.博格華納（中國）投資有限公司，上海 200241；3.上海市地面交通工具空氣動力與熱環(huán)境模擬重點實驗室，上海 201804）

前言

隨著智能車和車聯(lián)網(wǎng)技術(shù)的發(fā)展，高速行駛下的近距離跟車行駛將成為可能［1］，因此有必要對不同車輛隊列結(jié)構(gòu)和存在相對運動下的空氣動力學(xué)問題進(jìn)行研究，以明確車輛隊列運行與單車行駛的差異。

國內(nèi)研究人員對超車的空氣動力學(xué)問題進(jìn)行過一些研究。傅立敏等［2］使用有限遞增法將動態(tài)過程離散，模擬了兩輛Ahmed body的超車工況，探究了縱向相對距離對兩車氣動特性的影響。研究發(fā)現(xiàn)，超車車輛從被超車后一倍車長到超過被超車一倍車長的過程中，被超車的阻力系數(shù)、側(cè)向力系數(shù)和橫擺力矩系數(shù)曲線均呈諧波形狀；作用在汽車上的側(cè)向力和橫擺力矩都對汽車的橫向穩(wěn)定性有著重要的影響。胡興軍等［3］使用分區(qū)動網(wǎng)格構(gòu)建動態(tài)計算域，結(jié)合雷諾應(yīng)力模型模擬了兩輛Ahmed body在橫向間距為0.25、0.50和1.00倍車寬下的超車行駛工況下的流動特性發(fā)現(xiàn)，在同樣超車條件下，被超車的氣動力系數(shù)比超車車輛變化劇烈，變化幅度更大；在不同的橫向間距工況下，橫向間距越小車輛間氣動干擾越大，氣動力系數(shù)變化越劇烈，變化幅度也越大。為了探究相對車速對非定常流場的影響，吳允柱等［4］采用動網(wǎng)格技術(shù)實現(xiàn)了兩輛Ahmed body超車過程中外流場的三維非定常模擬。研究結(jié)果表明，相對車速對主超車的影響較小，對被超車的影響較大；被超車的側(cè)向力系數(shù)和橫擺力矩系數(shù)隨兩車相對車速增加呈線性增加的趨勢；在相同的相對速度下，絕對速度較低的兩輛車在超車過程中產(chǎn)生的非定常氣動影響更大。國外研究者同樣關(guān)注車輛隊列的氣動特性，文獻(xiàn)［5］和文獻(xiàn)［6］中采用縮比模型風(fēng)洞試驗研究發(fā)現(xiàn)，車輛隊列中單車的氣動阻力與車輛的相對位置、跟車數(shù)量、前車的尾部結(jié)構(gòu)等因素有關(guān)。通過對Ahmed body、長方體等簡化模型車輛隊列中的流動進(jìn)行數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，隨著車輛間距增大，前車尾流的發(fā)展更加充分，渦量增大［7-8］。

車輛隊列行駛在減阻的同時也產(chǎn)生了新的空氣動力學(xué)問題，當(dāng)兩輛或多輛汽車以較小的間距高速行駛時，各車流場相互間的干擾非常強烈，使流場表現(xiàn)出明顯的非定常特性。氣流的非定常脈動能激發(fā)車身板件的振動并輻射噪聲，影響汽車的振動與噪聲性能。汽車發(fā)動機(jī)艙蓋由于直接與前車非定常尾流相作用，容易產(chǎn)生振動與變形［9-10］。

以往研究表明，與單車運行相比，車輛隊列運行對應(yīng)流場更加復(fù)雜，氣動力等氣動特性因素產(chǎn)生了顯著變化。為加深理解車輛隊列運動的流場，明確兩車間的流動特性，探明車輛隊列運行的雷諾數(shù)效應(yīng)，本文中選取車輛隊列中典型工況，模型風(fēng)洞試驗與數(shù)值仿真相結(jié)合，分別研究縮比模型和實車模型車輛隊列氣動特性，重點關(guān)注雷諾數(shù)不同導(dǎo)致車輛隊列間流場結(jié)構(gòu)和尾車發(fā)動機(jī)艙蓋氣動特性的差異。

1 數(shù)值仿真方法

1.1 縮比模型

基于上海地面交通風(fēng)洞中心氣動 聲學(xué)風(fēng)洞真實結(jié)構(gòu)尺寸，建立1∶15縮比模型。為了減少網(wǎng)格數(shù)、節(jié)省計算資源，截取全回路風(fēng)洞中的部分作為縮比汽車模型仿真邊界。整個計算域包含收縮段、噴口、試驗段、收集口和擴(kuò)散段，如圖1所示。試驗段的長、寬和高分別為1.517、1.185和0.818 m，噴口寬度和高度分別為0.433和0.283 m，噴口距收集口0.99 m。仿真汽車模型為兩廂轎車，其比例為1∶18以滿足兩個模型在試驗段中的布置和較小阻塞比的要求。

圖1 縮比模型計算域示意圖

分別采用HYPERMESH和STARCCM+完成計算域內(nèi)面網(wǎng)格和體網(wǎng)格劃分。所有表面劃分成三角形面網(wǎng)格。位于后視鏡表面的面網(wǎng)格最小尺寸為0.2 mm。發(fā)動機(jī)艙蓋表面網(wǎng)格大小為0.5 mm，其他車身表面的網(wǎng)格尺寸大約為0.7～1.5 mm。外邊界的面網(wǎng)格尺寸較大。收縮段面網(wǎng)格尺寸為15 mm，試驗段地面和四周網(wǎng)格分別為8和20 mm，擴(kuò)散段為15 mm。面網(wǎng)格總數(shù)約為180萬個。為更好地求解近壁面非定常流動，在生成邊界層網(wǎng)格時取無量綱壁面距離y+為1，增長率為1.2，共計生成12層，總厚度為1 mm。對于重點關(guān)注的前、后車附近流動區(qū)域，特別是前車尾流區(qū)域，進(jìn)行網(wǎng)格加密，以期更精確地求解其流場。采用 TRIMMER和PRISM LAYER的體網(wǎng)格生成方式共計生成2 500萬個體網(wǎng)格，圖2為Y＝0截面的網(wǎng)格分布示意圖。

圖2 Y＝0截面網(wǎng)格分布

采用Realizable k-ε湍流模型對計算域進(jìn)行定常流動求解。收縮段入口設(shè)置為速度入口，設(shè)定數(shù)值可以滿足噴口出口風(fēng)速為30 m／s。以模型車長作為參考長度，該風(fēng)速對應(yīng)雷諾數(shù)為4.9×105。擴(kuò)散段出口設(shè)置為自由出口。使用基于不可壓縮的求解器與隱式SIMPLE壓力和速度耦合算法進(jìn)行求解。迭代5 000步能滿足收斂。采用WALE亞格子模型的大渦模擬進(jìn)行非定常流動求解。以定常流動結(jié)果作為非定常流動計算的初始條件。以0.5 ms的時間步長，迭代2 000個時間步即能使流動進(jìn)入動態(tài)變化階段，然后繼續(xù)以0.5 ms為時間步長進(jìn)行采樣，共采集了3 s的流動數(shù)據(jù)，即6 000個時間步。

1.2 實車模型

將實車模型放置在無限大空間的計算域中，如圖3所示。計算域長為11倍車長L，寬為7倍車寬W，高為6倍車高H。前車頭部距入口邊界的長度為3L。

模型面網(wǎng)格尺寸最小位于后視鏡表面，最大位于長方體計算域的上邊界和左右邊界，尺寸分別為3和160 mm。發(fā)動機(jī)艙蓋表面面網(wǎng)格尺寸為8 mm，其他車身表面面網(wǎng)格尺寸約為10～15 mm。為了避免地面區(qū)域網(wǎng)格長細(xì)比過大，將地面設(shè)置為移動地面從而避免在地面生成邊界層網(wǎng)格。車身表面創(chuàng)建總厚度為1.75 mm的邊界層網(wǎng)格，邊界層網(wǎng)格增長率為1.2，共生成8層。前后車附近區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，整個計算域創(chuàng)建約2 800萬的體網(wǎng)格。

圖3 實車模型計算域

采用與縮比模型相同的湍流模型進(jìn)行定常和非定常流動仿真。上邊界和左右邊界設(shè)置為對稱邊界。入口設(shè)置為速度入口，給定入口速度為30 m／s。以實車模型車長作為參考長度，該風(fēng)速對應(yīng)雷諾數(shù)為8.8×106。出口設(shè)置為壓力出口，給定壓力為0。

2 仿真與試驗對比

由于無法在全尺寸風(fēng)洞內(nèi)進(jìn)行車輛隊列行駛的氣動試驗，為驗證本文數(shù)值計算方法的正確性，在結(jié)構(gòu)相同的1∶15縮比模型風(fēng)洞進(jìn)行試驗。使用壓力傳感器測量車輛隊列尾車表面6個測點的表面靜壓，使用表面?zhèn)髀暺鳒y量發(fā)動機(jī)艙蓋測點的表面壓力脈動，測點分布如圖4所示。P1～P6分別對應(yīng)發(fā)動機(jī)艙蓋、前風(fēng)窗、前側(cè)窗、后側(cè)窗、車頂和尾窗，F(xiàn)1測點為發(fā)動機(jī)艙蓋壓力脈動測點，其位置與P1點關(guān)于Y＝0平面對稱。

圖4 模型風(fēng)洞及測點布置

根據(jù)所測得的發(fā)動機(jī)艙蓋表面靜壓，計算表面靜壓系數(shù)，其定義為

式中：Cpi和pi分別為表面靜壓系數(shù)和表面靜壓；pref和p0d分別為參考點的靜壓和動壓。風(fēng)洞試驗段壓力平衡口的中心位置被設(shè)置為壓力參考點，因其與外界大氣相通，參考壓力為0。噴口出口處的動壓p0d＝ρv2／2。ρ和 v分別為流體的密度和噴口出口流速。

圖5（a）為噴口風(fēng)速為 30 m／s、兩車間距 0.3L時試驗與仿真的6個測點壓力系數(shù)對比。由圖可見，數(shù)值仿真結(jié)果與試驗結(jié)果趨勢基本相同，數(shù)值相差不大。圖5（b）為0.3L縱向間距下，前車側(cè)向偏移0.6W工況中試驗與仿真測點壓力系數(shù)對比。與前一工況相比，仿真結(jié)果比試驗結(jié)果略微偏小，但兩者曲線的總體走向趨勢基本相同。

圖5 試驗與仿真測點壓力系數(shù)對比

圖6 給出了發(fā)動機(jī)艙蓋測點試驗和仿真的壓力脈動頻譜圖。由圖可見，非定常仿真能捕捉到約76 Hz的主峰，頻譜變化趨勢與試驗吻合。通過圖5和圖6的數(shù)值仿真與試驗結(jié)果對比可確認(rèn)本文采用的數(shù)值仿真方法是有效的。

圖6 縱向間距0.3L，試驗和仿真發(fā)動機(jī)艙蓋測點壓力脈動頻譜

3 車輛隊列定常氣動特性對比

3.1 縱向相對位置

實車模型和縮比模型尾車發(fā)動機(jī)艙蓋的表面靜壓分別用入口速度和噴口風(fēng)速進(jìn)行歸一化處理以得到靜壓系數(shù)云圖，如圖7所示。在發(fā)動機(jī)艙蓋主要區(qū)域縮比模型的靜壓系數(shù)要略微高于實車模型。實車模型發(fā)動機(jī)艙蓋前端陡直區(qū)邊緣處呈現(xiàn)為明顯的高壓區(qū)，而縮比模型的前端陡直區(qū)域的靜壓系數(shù)與后部主要區(qū)域相比變化不大。這表明與縮比模型相比，從發(fā)動機(jī)艙蓋后端到前端，實車模型表面靜壓梯度更大。

圖7 尾車發(fā)動機(jī)艙蓋表面靜壓系數(shù)

發(fā)動機(jī)艙蓋表面靜壓和其附近的速度場緊密相關(guān)。圖8為兩種模型Y＝0平面的速度場云圖。由圖可見，縮比模型前車尾部有一個明顯的渦旋區(qū)域。從尾部上端擾流板延長線到發(fā)動機(jī)艙蓋前端和從底部延長線到尾車進(jìn)氣端表現(xiàn)為兩條明顯的低速軌跡。在實車模型中，沿前車尾部上端擾流板依然有一條向下后方延伸的低速尾跡，但該尾跡尚未延伸到發(fā)動機(jī)艙蓋前端便開始加速；前車尾部底部的低速尾跡并未沿來流方向延伸而是向上偏離且較短。對比兩種模型，可發(fā)現(xiàn)在前車尾部下端，實車模型的速度要明顯高于縮比模型；而在發(fā)動機(jī)艙蓋主要平面附近的區(qū)域內(nèi)，兩種模型的速度分布比較相近。

圖8 Y＝0平面速度云圖

圖9 為兩種模型中Z＝0.45H（H為模型車高，該高度對應(yīng)平面與發(fā)動機(jī)艙蓋前端陡直處邊沿平齊）平面速度云圖。由于雷諾數(shù)的差異，前后車之間的間隔區(qū)域呈現(xiàn)出完全不同的流動結(jié)構(gòu)。從形狀上來看，實車模型前車尾部兩側(cè)對稱的片狀低速區(qū)可視為用平面截斷兩側(cè)尾渦所得；而中間速度較高的區(qū)域表示從底部徑直流向發(fā)動機(jī)艙蓋上方的氣流。從低速區(qū)的長短可以判斷，縮比模型尾渦相對尺度的大小要大于實車模型。同時，從前車尾跡擴(kuò)散程度來看，縮比模型尾跡明顯擴(kuò)散得更開，而實車模型的上下兩條尾跡線幾乎平行。這可推斷出，縮比模型的兩車間隔區(qū)域整體呈現(xiàn)出更高的靜壓，從而推動兩側(cè)的來流向兩側(cè)擴(kuò)散。

圖9 Z＝0.45H平面速度云圖

3.2 橫向相對位置

圖10 為縱向間距0.3L、前車側(cè)向偏移0.6W時發(fā)動機(jī)艙蓋表面靜壓系數(shù)云圖。圖中兩種模型靜壓在空間的分布非常接近。發(fā)動機(jī)艙蓋前端陡直區(qū)為明顯正高壓區(qū)，后部主要表面為負(fù)壓區(qū)，其中在左側(cè)棱角區(qū)域更加明顯。圖11為兩種模型Y＝0平面的速度云圖。由圖可見，發(fā)動機(jī)艙蓋前端陡直區(qū)與駐點位置接近，速度接近0，靜壓較高。對比兩種模型的速度場可以發(fā)現(xiàn)，在兩車間隔區(qū)域的底面附近，縮比模型的速度更低，沿Z軸方向的速度梯度更大。

圖10 前車偏移0.6W時發(fā)動機(jī)艙蓋表面靜壓系數(shù)

圖11 Y＝0平面速度云圖

圖12 為Z＝0.45H平面的速度場云圖，兩種模型最大的不同在于前車的尾跡區(qū)。實車模型由于后車對氣流的阻擋作用，在前車尾部后車近端形成了一片低速的死水區(qū)，而該區(qū)域隨著遠(yuǎn)離后車的方向越來越小。而縮比模型這一低速區(qū)域在前車尾部后車遠(yuǎn)端依然很明顯，這表明縮比模型前車尾跡區(qū)的速度要低于實車模型。同時，從尾跡區(qū)邊界的形狀來看，實車模型呈現(xiàn)出先收縮再緩慢擴(kuò)散的趨勢，而縮比模型則是始終呈現(xiàn)明顯的擴(kuò)散趨勢。

圖12 Z＝0.45H平面速度云圖

4 車輛隊列非定常氣動特性對比

4.1 縱向相對位置

圖13為尾車發(fā)動機(jī)艙蓋表面壓力脈動均方根值云圖。由圖可見，兩種模型的最強脈動均發(fā)生在發(fā)動機(jī)艙蓋前端陡直邊沿的兩側(cè)，并沿著發(fā)動機(jī)艙蓋由前向后逐漸降低。此邊沿處處受到兩側(cè)脫落渦的直接碰撞且伴隨著流動分離。從該區(qū)域的脈動等值線來看，縮比模型的脈動等值線更加平滑，而實車模型的脈動等值線變化更加無規(guī)律。這是因為在不同雷諾數(shù)下，尾部渦的相對尺度不同導(dǎo)致的。在發(fā)動機(jī)艙蓋后部平滑區(qū)域，縮比模型的脈動強度要高于實車模型，這可能是因為縮比模型中渦的相對尺度更大。同時，在實車模型中，由于前車底部流出的氣流速度更大，尾渦區(qū)較短，尾跡上揚導(dǎo)致氣流帶著渦旋向發(fā)動機(jī)艙蓋上方直接流過而沒有發(fā)生碰撞。故發(fā)動機(jī)艙蓋主要平滑區(qū)域脈動強度較低。

圖13 尾車發(fā)動機(jī)艙蓋表面壓力脈動均方根值云圖

發(fā)動機(jī)艙蓋表面的壓力脈動源于流場的壓力脈動。圖14為兩種模型某一時刻Y＝0平面（左圖）和Z＝0.45H平面（右圖）非定常脈動壓力云圖。圖中脈動壓力數(shù)值是通過某一時刻非定常的壓力減去平均壓力而得到。圖中可明顯看到前車尾部上端擾流板和底部發(fā)生渦脫落現(xiàn)象，形成相鄰兩渦之間脈動方向始終相反。在實車模型中，可以發(fā)現(xiàn)上部擾流板處脫落的渦尺度增長非常迅速，且在離尾部很近的地方便開始破裂；下部脫落的渦受到壓力梯度的影響呈斜向上移動的趨勢，并與上部渦的運動相互干擾，在兩車間隔的中間區(qū)域的脈動呈現(xiàn)出一種很混沌的狀態(tài)。而在縮比模型中，可以發(fā)現(xiàn)其尾渦的相對尺度要明顯高于實車模型，且在兩車間隔區(qū)域，兩側(cè)渦的干擾并不特別劇烈。兩車間隔區(qū)域渦的運動并非簡單的移動，而是一個由渦破裂、渦配對和渦融合構(gòu)成的復(fù)雜過程。剛剛脫落形成的渦除向前移動外，還受到壓力梯度的影響立即破裂成較小的渦，之后又與附近的小渦配對融合成較大的渦。在不斷變化和移動的過程中，一些渦撞擊到發(fā)動機(jī)艙蓋表面，造成了瞬間的壓力脈動增長。

4.2 橫向相對位置

前車側(cè)向偏移0.6W時發(fā)動機(jī)艙蓋表面壓力均方根云圖如圖15所示。脈動較強的位置集中在右側(cè)和遠(yuǎn)端靠近雨刮槽的位置。左側(cè)大部分表面為低脈動區(qū)。發(fā)動機(jī)艙蓋右側(cè)的脈動來源于前車尾部后車近端一側(cè)的尾渦，而雨刮槽位置處的脈動來源于該處本身的流動分離。對比兩種模型的脈動云圖可見，兩者脈動強弱區(qū)域的分布基本相同，但實車模型在左側(cè)的脈動強度更低一些，且在某位置脈動能量的分布比較混亂。這可能與網(wǎng)格相對精度和較高雷諾數(shù)下渦的相對尺度與運動狀態(tài)不同有關(guān)。

圖15 尾車發(fā)動機(jī)艙蓋表面脈動壓力均方根值云圖

圖16 為該工況下 Y＝0平面（左圖）和 Z＝0.45H平面（右圖）上的脈動壓力場。由圖可見，當(dāng)前車側(cè)向偏移0.6W時，尾車Y＝0平面（左圖）與前車不會相交，故此平面上尾車所面對的來流與自由來流相似，脈動壓力較低。發(fā)動機(jī)艙蓋表面除了后端與雨刮槽連接的拐角處因為大分離而產(chǎn)生的局部表面壓力脈動，其他區(qū)域的脈動強度較低。從Z＝0.45H平面（右圖）看，前車尾部后車近端一側(cè)脫落的渦能作用到尾車發(fā)動機(jī)艙蓋的一側(cè)區(qū)域，由于縮比模型中前車尾渦的相對尺度更大，能作用到發(fā)動機(jī)艙蓋更大的相對面積。對比兩種模型，可以發(fā)現(xiàn)在實車模型中后車近端一側(cè)的前車尾渦有整體向遠(yuǎn)端一側(cè)收縮的趨勢，而縮比模型則不明顯。這是因為實車模型中，兩車間隔的絕對尺度要遠(yuǎn)大于縮比模型。在兩種模型來流速度幾乎相同的情況下，兩車間隔的絕對尺度越大，流線彎曲所需的壓力梯度就越小，故氣流更多地從前后兩車中間繞過，其流動軌跡也影響了渦的運動。

圖16 前車偏移0.6W時脈動壓力場對比

5 結(jié)論

對典型縱向和橫向相對位置的車輛隊列運動進(jìn)行了定常和非定常的數(shù)值仿真，得到了這些工況下發(fā)動機(jī)艙蓋表面壓力的定常和非定常氣動特性。同時對計算域的Y軸和Z軸截面的平均速度場、脈動壓力場進(jìn)行了對比，得到了在不同雷諾數(shù)下尾車發(fā)動機(jī)艙蓋與流場所表現(xiàn)的不同特征，結(jié)論如下。

（1）使用從噴口入口到收集口出口的計算域，采用Realizable k-ε湍流模型可以得到較準(zhǔn)確的發(fā)動機(jī)艙蓋表面的定常靜壓，使用大渦模擬能夠比較準(zhǔn)確地捕捉到發(fā)動機(jī)艙蓋表面的脈動壓力。

（2）對于典型相對位置工況，實車模型與縮比模型在前車尾跡區(qū)的流動特征有一定區(qū)別。在定常條件下，兩種模型發(fā)動機(jī)艙蓋表面靜壓分布基本相同。在Y軸截面上，實車模型的前車尾跡比縮比模型更加上揚，底部區(qū)域速度更快；在Z軸截面上，縮比模型的尾渦相對尺度更大，且?guī)缀紊衔槽E區(qū)擴(kuò)散程度更高。而在非定常條件下，實車模型由于前車尾渦相對尺度較小，擴(kuò)散得更充分，尾跡區(qū)渦的分布狀態(tài)更加混沌，發(fā)動機(jī)艙蓋表面脈動能量的分布更加混亂。

（3）當(dāng)前車無偏移時，受到尾渦撞擊的作用，尾車發(fā)動機(jī)艙蓋脈動能量集中在前端陡直處。當(dāng)前車偏移一定量時，受到一側(cè)尾渦作用的部分發(fā)動機(jī)艙蓋表面壓力脈動依然劇烈。已經(jīng)暴露在自由來流中、脈動能量最高的位置是后端與雨刮槽連接處的拐角，該處存在明顯的流動分離，且在Y軸平面內(nèi)產(chǎn)生一對旋向相反沿風(fēng)窗玻璃向上運動的渦。

（4）渦在兩車間隔區(qū)域的運動并非簡單的移動，而是一個由渦破裂、渦配對和渦融合構(gòu)成的復(fù)雜過程。剛剛脫落形成的渦除向前移動外，還受到壓力梯度的影響而破裂成較小的渦，之后又與附近的小渦配對融合成較大的渦。在不斷變化和移動的過程中，一些渦撞擊到發(fā)動機(jī)艙蓋表面，造成了壓力脈動的增大。