彈簧壓并狀態(tài)下懸架減振器繞流渦旋特性分析

李明星， 柳江， 趙健， 袁策

(青島理工大學(xué) 機(jī)械與汽車工程學(xué)院， 山東 青島 266520)

懸架振動(dòng)能量的回收利用一直是研究熱點(diǎn)，但相關(guān)研究多集中于垂向振動(dòng)方面.由于不需要考慮車身承載的問題，縱向振動(dòng)能量盡管遠(yuǎn)小于垂向振動(dòng)能量，但也是懸架能量回收的有效途徑之一.懸架的縱向振動(dòng)主要是由于前翼子板內(nèi)部流場(chǎng)引起的減振器繞流渦旋振動(dòng)，其振動(dòng)機(jī)理及能量回收方法是研究的難點(diǎn).文獻(xiàn)[1-2]重點(diǎn)研究了風(fēng)致振動(dòng)對(duì)車輛、橋墩的影響，得到不同車速下風(fēng)-車-橋整體系統(tǒng)響應(yīng)的變化，但未對(duì)車輛內(nèi)部結(jié)構(gòu)繞流情況進(jìn)行詳細(xì)的研究.王夫亮等[3]研究輪腔內(nèi)導(dǎo)流板和車輪旋轉(zhuǎn)引起的流場(chǎng)變化，仿真和試驗(yàn)中能明確觀測(cè)到減振器柱后的繞流渦旋，但缺乏對(duì)發(fā)生機(jī)理和能量利用潛力的探討.劉雙雙等[4]將懸架減振器簡化為二維圓柱模型，模擬減振器靜止及振動(dòng)時(shí)的繞流情況，發(fā)現(xiàn)減振器后部渦旋激勵(lì)會(huì)引起壓電材料的變形，產(chǎn)生可儲(chǔ)存的電能，但忽略了減振器筒、彈簧的直徑差異及結(jié)構(gòu)的三維效應(yīng)，使結(jié)果存在一定誤差.因此，采用更精細(xì)的減振器三維變截面模型有利于提高分析計(jì)算的精度.文獻(xiàn)[5-7]對(duì)變截面繞流柱的流場(chǎng)特征進(jìn)行仿真及試驗(yàn)，在渦旋形態(tài)、分區(qū)等方面得到了一些極有價(jià)值的結(jié)論.然而，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)變截面圓柱繞流方面的研究多集中于理想模型的流體分析，對(duì)復(fù)雜工程產(chǎn)品的模型簡化，以及產(chǎn)品實(shí)際工況對(duì)流場(chǎng)形態(tài)特征的影響機(jī)理仍有待進(jìn)一步研究.

基于此，本文根據(jù)實(shí)際的麥弗遜懸架減振器參數(shù)，在減振器彈簧壓并狀態(tài)下，將減振器簡化為三維變截面圓柱模型，對(duì)低、中、高3種車速下減振器的繞流渦旋特性進(jìn)行分析.

1 減振器及流場(chǎng)模型的建立

在減振器彈簧壓并狀態(tài)下，將減振器簡化為三維變截面圓柱模型，示意圖如圖1所示.

圖1 減振器三維變截面圓柱模型示意圖

1.1 數(shù)值計(jì)算方法

通過ANSYS-Fluent軟件進(jìn)行流場(chǎng)數(shù)值計(jì)算，參考汽車與空氣的相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度，當(dāng)車速vv≤120 km·h-1時(shí)，可得雷諾數(shù)Re<3.0×105；當(dāng)300

Transition SST四方程轉(zhuǎn)捩模型由γ-Reθ，t轉(zhuǎn)捩模型和SSTk-ω模型耦合而成.流動(dòng)間歇因子γ的輸運(yùn)方程為

(1)

(2)

Eγ=ca2ρΩγFt(ce2γ-1)

.

(3)

1.2 模型的建立及網(wǎng)格的劃分

參考圓柱繞流的流場(chǎng)設(shè)計(jì)方法，結(jié)合車身及減振器的實(shí)際尺寸，按照卡門渦街效應(yīng)的產(chǎn)生要求，設(shè)置下端減振器支柱部分的小圓柱直徑d為45 mm，高度h為200 mm；上端彈簧壓并部分的大圓柱直徑D為90 mm(2d)，高度H為100 mm(h/2).流場(chǎng)計(jì)算區(qū)域設(shè)置為長方體，其流向?yàn)? 150 mm(70d)，橫向?yàn)?00 mm(20d)，展向?yàn)?00 mm(h+H)，圓柱中心距入口邊界900 mm(20d)，距出口邊界2 250 mm(50d).

流場(chǎng)模型三維圖，如圖2所示.

圖2 流場(chǎng)模型三維圖(單位：mm)

采用Fluent網(wǎng)格對(duì)流場(chǎng)域進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格共計(jì)198萬個(gè)，在圓柱近壁面區(qū)域及繞流的后部流場(chǎng)區(qū)域進(jìn)行加密處理，以保證仿真計(jì)算的可靠性.計(jì)算域結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分示意圖，如圖3所示.

(a) 網(wǎng)格劃分俯視圖 (b) 變截面圓柱附近網(wǎng)格劃分

2 變截面圓柱體的數(shù)值模擬及驗(yàn)證

以10，20，30 m·s-1的空氣流速(v)分別代表汽車行駛的低速、中速、高速，通過這3種空氣流速對(duì)變截面圓柱繞流進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，并對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證.需要指出，考慮翼子板邊界及車輪轉(zhuǎn)動(dòng)等實(shí)際工況[3]，從前輪腔內(nèi)流速分布圖中取得的空氣流速為0～35 m·s-1，故設(shè)置的3種仿真流速較為合理.

雷諾數(shù)的計(jì)算公式為

Re=ρvdl/μ.

(4)

式(4)中：ρ取1 kg·m-3；dl為特征長度，即彈簧壓并部分大圓柱直徑(0.09 m)；μ在常溫下約為1.8×10-5N·s·m-2.

由此可得空氣流速為10，20，30 m·s-1的雷諾數(shù)分別為5.0×104，1.0×105，1.5×105.根據(jù)描述圓柱體受力狀態(tài)的兩個(gè)關(guān)鍵參數(shù)(與來流方向垂直的升力Fl、與來流方向平行的阻力Fd)，可得升力系數(shù)Cl和阻力系數(shù)Cd的計(jì)算公式分別為

(5)

式(5)中：Sdl為變截面圓柱迎流向的投影面積.

空氣流速為20 m·s-1時(shí)變截面圓柱的升力系數(shù)曲線，如圖4所示.對(duì)升力系數(shù)曲線進(jìn)行快速傅里葉變換，可得升力系數(shù)曲線的頻譜分析圖，如圖5所示.圖5中：PSD為功率譜密度；f為頻率；fs為脫渦頻率.

圖4 變截面圓柱的升力系數(shù)曲線(v=20 m·s-1) 圖5 升力系數(shù)曲線的頻譜分析圖(v=20 m·s-1)

圖6 當(dāng)量圓柱升力系數(shù)曲線的 頻譜分析圖(v=20 m·s-1)

表1 亞臨界雷諾數(shù)下圓柱繞流參數(shù)的對(duì)比

3 模擬結(jié)果分析

彈簧壓并狀態(tài)下的減振器變截面圓柱模型在3種流速(10，20，30 m·s-1)下，模擬低、中、高車速對(duì)大、小圓柱中截面、交界面及xz截面等主要截面渦旋特征的影響.

3.1 變截面圓柱繞流流線分析

對(duì)彈簧壓并狀態(tài)下的減振器變截面圓柱模型進(jìn)行流場(chǎng)狀態(tài)分析，根據(jù)文獻(xiàn)[3]的變截面圓柱繞流渦流核心分區(qū)的思想，對(duì)脫渦時(shí)刻渦流區(qū)域進(jìn)行劃分，如圖7所示.圖7中：Q為定義渦量等勢(shì)面的準(zhǔn)則.

(a) xz截面流速矢量圖(y=0 m) (b) 流速渦量等值面云圖(Q=0.027)

圖7(a)，7(b)可相互對(duì)應(yīng)，由圖7可得以下3點(diǎn)結(jié)論.1) 在尾流與邊界交界處易形成渦旋(L，S區(qū))，由于大、小圓柱直徑與長徑比的影響，在小圓柱繞流后形成管狀小尺度渦，脫渦頻率高、速度小且速度矢量方向變化快，發(fā)展趨于穩(wěn)定的時(shí)間短；在大圓柱繞流后形成粘連在上壁面的條狀大尺度渦，脫渦頻率低.2) 在變截面的影響下，N區(qū)在上游Ⅰ區(qū)域出現(xiàn)大圓柱向小圓柱傾斜的外區(qū)大渦尾跡，證明“下洗”運(yùn)動(dòng)開始發(fā)生，邊緣渦逐漸生成；變截面處的連接渦在流向旋轉(zhuǎn)和流速的作用下進(jìn)入Ⅱ區(qū)域下部，與邊緣渦發(fā)生耦合作用，致使邊緣渦在變截面的兩側(cè)卷起并朝向大圓柱，在Ⅱ區(qū)域上部形成一個(gè)由小圓柱延伸到大圓柱后方的小渦，小渦與L區(qū)的大渦形成對(duì)流，造成大渦的渦柱破損.3) 圖7(a)中L，N，S區(qū)靠近圓柱部分都形成了明顯的低速回流區(qū)，對(duì)應(yīng)圖7(b)中渦管和渦條靠近中心線的內(nèi)側(cè)區(qū)域，其外側(cè)區(qū)域?yàn)楦咚賲^(qū)，內(nèi)外速度差及空氣的粘滯作用導(dǎo)致渦旋的產(chǎn)生，渦旋隨著流動(dòng)逐漸向下游發(fā)展，速度差減小，旋渦消失，流線變得較為規(guī)則.

為探究不同水平面的氣流繞流后的運(yùn)動(dòng)特征，以v=20 m ·s-1為例，截取多個(gè)xy平面的三維流線圖，并由此拓展到其他情況，如圖8所示.圖8中：hmin，hmax分別最小高度和最大高度； Δh為高度差.

(a) v=20 m·s-1， z=0.100 m (b) v=20 m·s-1， z=0.200 m (c) v=20 m·s -1， z=0.208 m

由圖8(a)～(d)可知:當(dāng)v=20 m·s-1時(shí)，不同截面的來流繞流后形成的尾流升角不同，小圓柱后的尾流升角普遍小于大圓柱；大圓柱截面繞流后形成的尾流升角隨著z截面的升高而上升，直至接觸上壁面；4個(gè)截面中，每個(gè)截面都產(chǎn)生螺旋下降，并逐漸趨于平穩(wěn)的流線，但隨著截面高度的升高，趨于平穩(wěn)的時(shí)間不斷延長；小圓柱截面繞流后不能產(chǎn)生螺旋上升的渦旋，而大圓柱截面繞流后可產(chǎn)生螺旋上升的渦旋，但由于變截面的擾流作用，接近變截面的大圓柱截面繞流后也不會(huì)產(chǎn)生螺旋上升的渦旋，只有當(dāng)z=0.208 m，即高于變截面 8 mm的情況下可產(chǎn)生螺旋上升的渦旋，這個(gè)最小高度hmin標(biāo)志了N區(qū)的渦旋線從核心區(qū)向+z方向逃逸的起始位置，渦旋線沿展向回旋并接觸大圓柱表面，其垂向高度定義為最大高度hmax，再沿表面下降至重新匯入S區(qū)的流向渦，高度差Δh=hmax-hmin是N區(qū)間渦旋發(fā)展的重要參數(shù)之一.

由圖8(e)～(f)可知:當(dāng)v為10，30 m·s-1時(shí)，發(fā)生逃逸的起始高度不同，v=10 m·s-1時(shí)的最小截面高度出現(xiàn)在z=0.214 m，v=20 m·s-1時(shí)的最小截面高度出現(xiàn)在z=0.213 m.

3.2 變截面圓柱繞流流速分析

對(duì)汽車運(yùn)動(dòng)過程中空氣經(jīng)歷變截面圓柱繞流后的流速變化進(jìn)行研究，以大、小圓柱中截面及變截面為研究對(duì)象，在3種流速下經(jīng)模擬可得流速云圖，如圖9所示.

(a) v=10 m·s-1， z=0.100 m (b) v=10 m·s-1， z=0.200 m (c) v=10 m·s-1， z=0.250 m

由圖9可得以下4點(diǎn)結(jié)論.1) 在有限場(chǎng)的圓柱繞流中，小圓柱的脫渦頻率約為大圓柱的兩倍，大圓柱對(duì)尾流的影響占主導(dǎo)地位，繞流后形成的尾渦清晰，交錯(cuò)排布整齊，一直延續(xù)至邊界處(圖9(a)，(c)，(d)，(f)，(g)，(i)).2) 3種流速下的小圓柱中截面繞流均在下游約10D范圍內(nèi)出現(xiàn)清晰的尾渦，高、低速區(qū)交錯(cuò)排布規(guī)律明顯，但由于受到變截面及大圓柱的影響，之后范圍內(nèi)渦旋特征變得模糊(圖9(a)，(d)，(g)).3) 隨著流速的增加，整個(gè)尾流區(qū)向兩側(cè)邊界延伸，同時(shí)，低速區(qū)和高速區(qū)面積擴(kuò)大，中、高速時(shí)渦旋的形態(tài)更加規(guī)整，基本呈橢圓狀(圖9(c)，(f)，(i)).4) 3種流速下變截面繞流后的尾渦具備卡門渦街的基本形態(tài)，但在變截面下游5D范圍內(nèi)并未觀測(cè)到明顯的渦旋，反而在之后范圍內(nèi)出現(xiàn)形狀不規(guī)則但交替排列的渦旋(圖9(b)，(e)，(h)).

3.3 變截面圓柱繞流壓力分析

由流速云圖的對(duì)比可知，氣流在大圓柱中截面繞流后形成的尾渦清晰且交錯(cuò)排列規(guī)律，故在3種流速下將大圓柱中截面作為壓力研究對(duì)象，其壓力云圖，如圖10所示.

由圖10可知：流速與流場(chǎng)整體的平均壓力(Pave)成正比關(guān)系，Pave∝v，但Pave≠kv，k為系數(shù)；低壓渦旋面積增大，且形態(tài)逐漸趨近于橢圓，同側(cè)渦旋相距約為2D，兩側(cè)渦旋的擴(kuò)散角逐漸增大；當(dāng)v=10 m·s-1時(shí)，沿著與x軸約±10°的夾角向外擴(kuò)散；當(dāng)v=20 m·s-1時(shí)，夾角約為±15°；當(dāng)v=30 m·s-1時(shí)，夾角約為±20°；規(guī)律明顯的壓差分布適合進(jìn)行壓電能量的回收，上述3個(gè)夾角為進(jìn)行壓電能量回收的最優(yōu)夾角.

(a) v=10 m·s-1 (b) v=20 m·s-1 (c) v=30 m·s-1

3.4 變截面圓柱繞流渦量等值面分區(qū)

采用Q準(zhǔn)則繪制渦量等值面示意圖，如圖11所示.圖11中：圖11(a)為Re=150，Q≈2×10-3時(shí)的渦量等值面示意圖[6]；圖11(b)～(d)為高雷諾數(shù)下Q≈1.5×10-3的渦核心分區(qū)示意圖；圖11(e)由圖11(d)翻轉(zhuǎn)而得，作為補(bǔ)充；S1～S9為S區(qū)渦旋.

(a) Re=150

由圖11可得以下5點(diǎn)結(jié)論.1) 大、小圓柱高度比對(duì)N區(qū)渦旋的生長位置和發(fā)展方式有重要影響.在高雷諾數(shù)下，由于減振器模型的大圓柱高度僅為小圓柱的1/2，受到上邊界與小圓柱渦旋的影響，L區(qū)未能形成完整的渦管，而是呈條狀拖長粘連在上壁面，旋轉(zhuǎn)方向未能標(biāo)出；高度為大圓柱兩倍的小圓柱對(duì)N區(qū)渦旋的發(fā)展起主導(dǎo)作用.2) S區(qū)渦旋通常與N區(qū)渦旋形成直接的渦連接[4]，但此處N區(qū)雜亂地與S區(qū)連接、生長(圖11(b)，(c))，難以區(qū)分完整的N區(qū)，故將其劃為S區(qū)與N區(qū)的混合區(qū)(S&N區(qū)).3) 隨著雷諾數(shù)的提高，S區(qū)的渦管排列更加整齊，N區(qū)生長延伸更加明顯，當(dāng)Re=1.5×105時(shí)出現(xiàn)了呈條狀分布的N區(qū)渦旋(圖11(d)，(e))，且N區(qū)與整齊排列相距約為1倍大圓柱直徑的S2，S4，S6直接相連(圖11(e)).4) 形成了大量半環(huán)連接，甚至出現(xiàn)了S1，S3，S5的同側(cè)雙半環(huán)連接(圖11(b))，同時(shí)，存在類似S7與L區(qū)的跨越變截面邊界的直接連接，以及S9與混合區(qū)域中N區(qū)的直接連接.5) 出現(xiàn)了S2與S3，S4與S5的異側(cè)半環(huán)連接(圖11(c))，并在S4，S2的同側(cè)半環(huán)連接后，形成整體與L區(qū)發(fā)生跨越變截面邊界的直接連接.具體直觀的渦旋運(yùn)動(dòng)的連接方式和位置分布為渦旋形態(tài)控制和渦旋振動(dòng)壓電能量回收裝置的設(shè)計(jì)和布置提供了理論參考的依據(jù).

4 結(jié)論

1) 將汽車的減振器彈簧簡化為三維變截面圓柱模型，將當(dāng)量圓柱作為算例，獲得斯特勞哈爾數(shù)、阻力系數(shù)等關(guān)鍵特征值.與已有文獻(xiàn)進(jìn)行對(duì)比，最小相對(duì)誤差分別為3.2%，0.8%，可保證渦旋流場(chǎng)分析的準(zhǔn)確度.

2) 觀測(cè)3種流速下減振器繞流N區(qū)渦旋線從核心區(qū)向+z方向逃逸的起始位置，并將起始逃逸高度差Δh作為N區(qū)渦旋發(fā)展的重要參數(shù)之一，驗(yàn)證“下洗”運(yùn)動(dòng)對(duì)N區(qū)邊緣渦生長的影響.

3) 分析3種流速下，不同截面繞流流速和壓力的分布規(guī)律，從而確定不同流速下適合繞流渦旋振動(dòng)壓電能量回收的最優(yōu)夾角，分別為±10°，±15°，±20°.

4) 針對(duì)高雷諾數(shù)有界工況，對(duì)變截面圓柱繞流渦旋進(jìn)行重新分區(qū)，在同區(qū)域或跨區(qū)域的經(jīng)典連接方式之外，發(fā)現(xiàn)了異側(cè)半環(huán)連接、同側(cè)雙半環(huán)連接兩種新的渦旋連接方式，為渦旋形態(tài)控制和渦旋振動(dòng)壓電能量回收裝置的設(shè)計(jì)和布置提供了理論參考依據(jù).