某電動(dòng)SUV后擾流板氣動(dòng)特性的研究

李現(xiàn)今，李喆隆

（北京新能源汽車股份有限公司，北京 100176）

前言

汽車在高速行駛中，來(lái)自空氣的作用力會(huì)對(duì)汽車產(chǎn)生很大的影響，氣動(dòng)阻力影響汽車能耗，氣動(dòng)升力影響行駛穩(wěn)定性。據(jù)統(tǒng)計(jì)，當(dāng)車速達(dá)到80 km／h時(shí)，50%左右的動(dòng)力輸出用于克服空氣阻力。通過(guò)降低風(fēng)阻來(lái)降低能耗提高續(xù)航里程，對(duì)于電動(dòng)汽車的意義尤其重大。另外，在高速狀態(tài)下，如果氣動(dòng)外型設(shè)計(jì)不好，升力過(guò)大，將對(duì)汽車的行駛安全造成一定影響。之前，有很多關(guān)于汽車標(biāo)模MIRA模型的氣動(dòng)力研究［1-6］，但大多局限于對(duì)標(biāo)?；蛘咭话戕I車的氣動(dòng)力研究，而缺乏對(duì)高速行駛的SUV車型的氣動(dòng)力研究。文獻(xiàn)［7］中就面包車尾部造型對(duì)其氣動(dòng)特性的影響做了研究，文獻(xiàn)［8］和文獻(xiàn)［9］中對(duì)汽車底部流場(chǎng)做了研究，文獻(xiàn)［10］和文獻(xiàn)［11］中分別對(duì)俯仰運(yùn)動(dòng)和非定常運(yùn)動(dòng)對(duì)升力的影響做了研究，文獻(xiàn)［12］中對(duì)汽車前、后軸的升力情況作了研究。本文中針對(duì)高速行駛的電動(dòng)SUV的后擾流板上表面傾斜角度、開孔大小和形狀對(duì)整車氣動(dòng)阻力和升力的影響進(jìn)行了研究。首先，針對(duì)該電動(dòng)SUV車型的基礎(chǔ)狀態(tài)，通過(guò)雷諾時(shí)均的Realizable k-ε、Standard k-ε、SST k-ω、Standard k-ω、Reynold stress和Spalart-Allramas等6種湍流模型，在車速為120 km／h的工況下進(jìn)行整車外流場(chǎng)仿真分析，并將氣動(dòng)阻力系數(shù)和升力系數(shù)與等比例油泥模型風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，結(jié)果顯示Realizable k-ε湍流模型仿真和試驗(yàn)的差異最小。接著采用Realizable k-ε湍流模型對(duì)后擾流板氣動(dòng)性能進(jìn)行仿真。針對(duì)該SUV的后擾流板上表面傾斜角度對(duì)整車氣動(dòng)升阻力系數(shù)的影響，優(yōu)化了后擾流板的傾斜角度；并針對(duì)該SUV的5種后擾流板結(jié)構(gòu)進(jìn)行仿真分析，根據(jù)風(fēng)阻系數(shù)和氣動(dòng)升力系數(shù)，得到最優(yōu)狀態(tài)的后擾流板結(jié)構(gòu)。在驗(yàn)證試驗(yàn)中，優(yōu)化后風(fēng)阻系數(shù)下降了3.9%，升力系數(shù)有所上升，但在可接受范圍內(nèi)，有效地降低了整車能耗，提高了續(xù)航里程。

1 理論基礎(chǔ)

1.1 計(jì)算模型與網(wǎng)格

計(jì)算模型為整車模型，含有平整的底盤護(hù)板，前機(jī)艙部件齊全，主動(dòng)進(jìn)氣格柵處于關(guān)閉狀態(tài)，模型如圖1和圖2所示。計(jì)算體網(wǎng)格采用Trim網(wǎng)格，邊界層采用6層網(wǎng)格，總厚度2 mm，總網(wǎng)格量為3千萬(wàn)個(gè)。

圖1 整車側(cè)視圖

圖2 整車底視圖

1.2 計(jì)算方法概述

對(duì)流場(chǎng)的仿真方法有：直接數(shù)值模擬（direct numerical simulation，DNS）、大渦數(shù)值模擬（large eddy simulation，LES）和雷諾平均數(shù)值模擬（Reynolds averaged Navier-Stokes，RANS）和格子玻爾茲曼方法（lattice Boltzmann method）等［13］。

1.2.1 DNS方法

由于N-S方程本身是封閉的，故從原則上可直接求解所有湍流問(wèn)題。用DNS方法直接求解N-S方程，能獲得最精細(xì)的流場(chǎng)信息。但該方法計(jì)算量特別巨大，對(duì)軟硬件均要求較高，只適合簡(jiǎn)單的模型，對(duì)整車這樣復(fù)雜的模型仿真無(wú)法實(shí)現(xiàn)。

1.2.2 LES方法

LES的基本思想是：把湍流瞬時(shí)運(yùn)動(dòng)通過(guò)某種濾波方法分解為大尺度運(yùn)動(dòng)和小尺度運(yùn)動(dòng)兩部分。大渦運(yùn)動(dòng)通過(guò)直接求解N-S方程計(jì)算；小渦運(yùn)動(dòng)的影響概化為亞格子雷諾應(yīng)力，須通過(guò)建立模型求解。

1.2.3 RANS方法

由于雷諾平均方程是不封閉的，故RANS的核心思想是建立雷諾應(yīng)力封閉模型，使平均運(yùn)動(dòng)方程可解。目前比較常用的RANS模型有零方程模型、一方程模型、二方程模型和代數(shù)應(yīng)力模型。RANS方法比前兩種方法大大減小了對(duì)計(jì)算機(jī)硬件的要求，是目前車輛工程界處理湍流問(wèn)題的最常用方法。

1.2.4 格子玻爾茲曼方法

從分子動(dòng)力學(xué)的玻爾茲曼方程出發(fā)，可推導(dǎo)出空間和時(shí)間離散的格子玻爾茲曼方程，該方程的低階形式收斂為Navier-Stokes方程。該方法直接模擬湍流的計(jì)算量也難以接受，而將格子玻爾茲曼方程同大渦模擬的方法相結(jié)合，能以可接受的計(jì)算資源量模擬湍流，并獲得很高的精度。但目前該方法的商用軟件十分昂貴，本文中不予采用。

2 湍流模型的確定及其仿真與試驗(yàn)

針對(duì)該電動(dòng)SUV車型在車速為120 km／h工況，采用STARCCM＋軟件，通過(guò)有限體積的RANS方法，分別以Realizable k-ε、Standard kε、SST k-ω、Standard k-ω、Reynold Stress和Spalart-Allramas（SA）等6種湍流模型進(jìn)行整車外流場(chǎng)仿真分析。Realizable k-ε計(jì)算結(jié)果的速度云圖和速度等勢(shì)面圖如圖3和圖4所示。為驗(yàn)證仿真結(jié)果，同時(shí)進(jìn)行了基礎(chǔ)狀態(tài)的等比例油泥模型風(fēng)洞試驗(yàn)。

圖3 速度云圖（y＝0）

圖4 速度等勢(shì)面圖

2.1 氣動(dòng)阻力仿真結(jié)果

計(jì)算大約在2 000步時(shí)達(dá)到穩(wěn)定，總共迭代3 000步，取2 500～3 000步的平均值作為氣動(dòng)系數(shù)。計(jì)算的風(fēng)阻系數(shù)Cd結(jié)果見表1。

表1 C d計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果的比較

從表1可以看出，在阻力系數(shù)的計(jì)算中，SST kω的結(jié)果與試驗(yàn)的偏差略大，其它湍流模型所得仿真結(jié)果與試驗(yàn)值相對(duì)誤差在2.5%以內(nèi)。

2.2 氣動(dòng)升力仿真結(jié)果

氣動(dòng)升力系數(shù)Cl計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果的比較見表2。從表2可以看出，在升力系數(shù)的計(jì)算中，各種湍流模型所得仿真結(jié)果與試驗(yàn)值相對(duì)誤差比阻力系數(shù)的大，最多相差40%。

綜合表1和表2的結(jié)果看，采用Realizable k-ε湍流模型時(shí)誤差較小。因此，后續(xù)的外流場(chǎng)仿真優(yōu)化中采用Realizable k-ε湍流模型。

表2 C l計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果的比較

3 后擾流板的優(yōu)化

3.1 后擾流板旋轉(zhuǎn)方案優(yōu)化

后擾流板的外觀如圖5所示，而圖6則示出其對(duì)稱截面中線形狀和初始方位。該款SUV的后擾流板第1種優(yōu)化方案是在圖6所示初始方位的基礎(chǔ)上，使后擾流板繞其前端中點(diǎn)而與車身常用坐標(biāo)系的y軸平行的軸線旋轉(zhuǎn)1°至6°，間隔1°，如圖5所示，分別進(jìn)行整車外流場(chǎng)仿真，觀察其氣動(dòng)系數(shù)的變化，結(jié)果如圖7所示。

圖5 后擾流板外觀圖

圖6 后擾流板對(duì)稱截面中線形狀及其初始方位

由圖可見：隨著后擾流板旋轉(zhuǎn)角度的變化，阻力系數(shù)先降后升，在4°時(shí)達(dá)到最小值；而升力系數(shù)則先升后降，在4°時(shí)達(dá)到最大值。綜合考慮升、阻力系數(shù)的變化，認(rèn)為旋轉(zhuǎn)4°時(shí)為最優(yōu)的狀態(tài)，風(fēng)阻系數(shù)為0.294，通過(guò)速度云圖（圖8）可以看出，優(yōu)化后氣流從后擾流板分離后，沿著后擾流板上表面方向的低速氣流延伸得更遠(yuǎn)，尾渦更加穩(wěn)定，使整車風(fēng)阻更低。

圖7 后擾流板旋轉(zhuǎn)角度示意圖

圖8 后擾流板旋轉(zhuǎn)優(yōu)化前（左）后（右）附近流場(chǎng)示意圖

3.2 后擾流板開孔方案分析

第2種優(yōu)化方案是在擾流板上開通孔。在最優(yōu)的4°傾角的后擾流板基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了5種后擾流板開通孔方案，如圖9所示。

圖9 后擾流板5種開孔方案示意圖

5種方案均具有兩個(gè)對(duì)稱的氣流入口和出口。方案1和方案2的通道出口長(zhǎng)度為265 mm，不同在于方案2的出口略微上抬。方案3、4、5的出口長(zhǎng)度均為200 mm，方案3為在方案2的基礎(chǔ)上，兩入口Y向兩側(cè)各減小32 mm，方案4為在方案2的基礎(chǔ)上兩孔內(nèi)側(cè)減小65 mm，方案5為方案2出口200 mm，出口的上部不變，下部略微上抬。

后擾流板通孔和不通孔的差異，體現(xiàn)在圖10和圖8速度云圖中后擾流板附近氣流的差異。仿真的數(shù)據(jù)如圖11所示。可以看出：阻力方面，由于后擾流板通孔后有氣流補(bǔ)充進(jìn)了尾渦區(qū)，加強(qiáng)了尾渦區(qū)空氣的流動(dòng)，空氣受到的阻礙減弱了，5種通孔方式對(duì)應(yīng)的風(fēng)阻系數(shù)從通孔前的0.294減小了0.002～0.008，效果最好的方案5風(fēng)阻降至0.286；升力方面，由于氣流從通孔斜向下流動(dòng)，說(shuō)明這部分氣流比沒(méi)有通孔時(shí)的流動(dòng)額外受到了向下的作用力，即汽車會(huì)受到空氣向上的升力，從整體上看說(shuō)明氣流從車輛上方的繞流更多，也類似于機(jī)翼上升原理，翼型上方的繞流越多升力越大，因而通孔后的升力系數(shù)比通孔前0.06的水平顯著提高了0.030～0.039。

圖10 方案1（左）和方案2（右）的速度云圖

圖11 5種通孔式后擾流板的風(fēng)阻、升力系數(shù)對(duì)比圖

不同形式通孔之間的差異，從圖12和圖10的速度云圖可以看出：方案4、5的氣流從后擾流板分離后，沿著后擾流板上表面方向的低速氣流延伸得更遠(yuǎn)，低速區(qū)和上方高速區(qū)的邊界更清晰光滑，尾渦更加穩(wěn)定，使整車風(fēng)阻更低；升力方面，由于通孔附近的氣流方向?yàn)橄潞蠓剑绻麣饬飨蚝笙蛳碌木植苛鲃?dòng)得到加強(qiáng)，說(shuō)明車輛向前向上的受力小幅增加，即風(fēng)阻小幅減小，升力小幅增加。

圖12 方案3（左）、方案4（中）和方案5（右）的速度云圖

通過(guò)仿真優(yōu)化后的后擾流板，采用風(fēng)阻最小的方案5在風(fēng)洞中進(jìn)行驗(yàn)證試驗(yàn)（圖13）。測(cè)試結(jié)果：風(fēng)阻系數(shù)為0.293，升力系數(shù)為0.083，如圖14所示。風(fēng)阻系數(shù)比優(yōu)化前降低了約3.9%，升力系數(shù)大幅增加，約增大了84%，但仍在工程接受范圍內(nèi)；風(fēng)阻系數(shù)仿真值比試驗(yàn)值約小2.4%，升力系數(shù)仿真值比試驗(yàn)值約大13%，吻合較好。說(shuō)明仿真手段對(duì)于該電動(dòng)SUV后擾流板的氣動(dòng)特性開發(fā)是有效的。

圖13 后擾流板的風(fēng)洞試驗(yàn)圖

圖14 升、阻力系數(shù)仿真與試驗(yàn)對(duì)比圖

4 結(jié)論

本文中采用雷諾時(shí)均方法，對(duì)在120 km／h車速下某款純電動(dòng)SUV車型進(jìn)行整車外流場(chǎng)仿真分析，得出如下結(jié)論。

（1）分析了該SUV的后擾流板上表面不同傾角對(duì)整車風(fēng)阻系數(shù)、升力系數(shù)的影響，在基礎(chǔ)狀態(tài)上后擾流板上表面旋轉(zhuǎn)4°時(shí)風(fēng)阻系數(shù)最小。

（2）在最佳傾角的基礎(chǔ)上，對(duì)后擾流板5種通孔方案進(jìn)行對(duì)比仿真，結(jié)果第5種方案的風(fēng)阻系數(shù)最小，故選取它為最優(yōu)方案。

（3）以轉(zhuǎn)角4°和第5個(gè)通孔方案為后擾流板的最優(yōu)狀態(tài)，在風(fēng)洞試驗(yàn)中進(jìn)行驗(yàn)證，結(jié)果表明氣動(dòng)阻力降低了3.9%，而升力系數(shù)雖有較大的增加，但仍在合理范圍內(nèi)。