利用三维造型软件PRO/E建立某轿车1∶1的实车几何模型如图1所示。考虑到作用在轮胎上的阻力和升力对汽车的安全性有着显著的影响,因此保留轮胎。对汽车几何模型表面进行适当的简化,忽略倒车镜和雨刮器,同时对汽车底部做了相应的平整处理,这些简化对流场总体特性不会产生很大的影响,且可以缩短设计时间,提高计算效率。轿车几何模型的长×宽×高分别为4488×1716×1318。

图1

Fig.1

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	图1 原车几何模型Fig.1 Original structure model

本文根据经验选择计算域为长方体,长为11倍车长(车长为5.5 m),其中出口距车身尾部8倍车长,宽为9倍车宽,高为6倍车高^{[ 19]}。由于整个计算域关于汽车中心平面完全对称,故取二分之一模型进行计算分析。

轿车在高速公路上行驶时限速为120 km/h,将此速度作为高速行驶的边界条件。进口采用速度进口,速度 v=33.33 m/s,设出口边界静压为0,车身中心平面为对称面,车身设置为无滑移壁面,流场其余壁面为自由滑移壁面,为了使模拟更加接近于真实的条件,地面设置为运动壁面,速度与车行驶速度一致。另外,由于车轮的旋转对整车的阻力和升力有较大的影响^{[ 20]},故将车轮设置为旋转壁面,根据车速和车轮半径求得车轮旋转角速度为113.95 rad/s。湍流模型采用Realizable k-ε模型,近壁区流场采用非平衡壁面函数进行处理^{[ 21]}。

本文采用对数律计算求得雷诺数 Re≈9.858×10⁶,此时缓冲层的尺寸很小,可以忽略不计,可认为层流状态的黏性底层和湍流核心区在边界上直接相连。通过Hypermesh软件对几何模型进行表面网格划分,然后把满足条件的表面网格模型导入SCT软件,对车身及轮胎表面和地面进行局部加密,并在车身和轮胎表面处插入边界层网格。经多次网格优化和计算求解,直至车身及轮胎表面的 Y+介于5~1000,最终整个计算域网格数为13374133,车身及轮胎表面的Y+分布如图2所示。

图2

Fig.2

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	图2 车身及轮胎表面 Y+分布Fig.2 Mesh of vehicle’s external flow field and the local mesh

采用风洞试验来验证网格划分、湍流模型和边界条件设置的准确性。试验模型根据CAD模型通过数控加工中心加工,模型与实物尺寸的比例为1∶2。在吉林大学汽车空气动力学研究所D1风洞中进行测力试验,用六分力浮框式测力天平测量模型的气动力。试验风速为33.33 m/s,启动地面附面层抽吸装置,消除了由于风洞试验引起的地面边界层的影响。轿车模型风洞试验如图3所示。

图3

Fig.3

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	图3 原车风洞试验模型Fig.3 Original model of wind tunnel test

通过风洞试验测得模型的风阻系数 C_D和升力系数 C_L,并将CFD仿真结果与试验进行对比,如表1所示。风阻系数的相对误差为3.86%,升力系数的相对误差为2.859%,均在工程允许误差5%以内,从而验证了数值仿真的可靠性。

表1

Table 1

表1(Table 1)

表1 CFD仿真值与风洞试验值比较 Table 1 Comparison between CFD simulation and experiment 风洞试验值 仿真值 相对误差/% CD 0.352 0.364 3.367 CL -0.066 -0.065 2.859 注:“-”号表示升力竖直向下。

表1 CFD仿真值与风洞试验值比较 Table 1 Comparison between CFD simulation and experiment

作用在轿车上的空气有35%~40%从车身上面流过,10%~15%从下面流过,25%从侧面流过。由于车身上部和下部气流流速不同,使车身上部和下部形成压力差,从而产生气动升力。由表1可知,原车升力系数绝对值偏小,表明汽车后轮附着力较小,汽车会出现“发飘”的感觉,保持预定路线行驶的能力和可操纵性明显不足,影响轿车的操纵稳定性。空气动力学研究表明,当轿车受到侧风影响时,升力系数随横摆角大致呈二次方的比例增大,升力系数有可能增加2~3倍,进一步降低了轿车的操纵稳定性^{[ 19]}。从安全性方面考虑,减小汽车的气动升力比减小气动阻力更为重要。

空气流过车身时,速度和压力都发生变化。边界层内的流体在逆压梯度和黏性剪切力作用下,动能减少,直到流体微团不能再在车身表面上前进时就会脱离车身表面,产生逆流,形成涡流,出现边界层分离。由图4可知,原车在后车窗中部偏上产生边界层分离。

图4

Fig.4

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	图4 原车中心对称面速度矢量图Fig.4 Velocity vector of symmetry of original scheme

鱼类的推进方式大致分为两类:身体-尾鳍推进模式(Body and caudal fin,BCF)和中央鳍/对鳍推进模式(Median or paired fin,MPF)。采用BCF推进模式的鱼类多利用MPF提高游动的稳定性^{[ 22]}。故为了提高轿车的操纵稳定性,考虑在车尾增加功能类似中央鳍/对鳍的扰流板,如图5所示。

图5

Fig.5

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	图5 后备箱盖仿生扰流板(改进方案一)Fig.5 Bionic spoiler on the truck lid(first scheme)

田丽梅等^{[ 23]}研究表明,非光滑处理区域应该选在能较好控制尾流区的表面,以减小湍动能损失和压差阻力,而气流经过后车窗时产生边界层分离,对尾流区域影响较大,尤其是加装扰流板后。因此在改进方案一的基础上,对后车窗与后备箱盖上进行棱纹形态仿生处理。研究表明^{[ 23]},无论是气流分离所引起的压差阻力还是由于气体的黏性作用而引起的摩擦阻力,它们总是与边界层以及边界层的厚度有关,通过形态仿生实现对边界层的干扰,其仿生形态尺寸应该在边界层厚度范围之内。对于轿车边界层,目前还没有统一的推算公式或是经验公式,因此,以平板边界层厚度为指导。平板层流边界层的厚度计算公式为:

δ(l)=0.035l/Re(l)171

式中: l为平板的长度,将文中研究的车身近似为平板,其长度取为4.488 m; Re( l)为雷诺数,其计算公式为:

Re(l)=ρvl/μ2

式中: ρ为空气密度, ρ=1.206 kg/m³; v为来流速度, v=33.33 m/s; μ为系数, μ=1.83×10^-5 Pa·s。

棱纹形态设计原则就是将棱纹高度控制在边界层的厚度之内,计算可得边界层厚度 δ(l)为15.74 mm。本文选用 M=H=10 mm的等腰三角形,建立如图6所示的棱纹。

图6

Fig.6

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	图6 车尾后车窗与后备箱盖棱纹仿生特征(改进方案二)Fig.6 Riblet on the rear window and truck lid (second scheme)

采用阻力变化(升力变化)率 DR来评价其阻力或升力的变化率,单位为%。

DR=(Ci-C0)/C03

式中: C为阻力系数 C_D或是升力系数 C_L; i为改进方案,i=1为方案1,i=2为方案二;C0为原模型阻力或升力系数。

表2为两种改进方案与原车模型阻力系数与升力系数及变化率。改进方案一:在仿生扰流板的作用下,升力系数增加率为130.245%,方向竖直向下,意味着后轮附着力明显增大,轿车操纵性能明显得到提高,但同时其阻力系数较原车模型增大。改进方案二:气动升力系数在改进方案一的基础上又有所增大,升力系数增加率达到134.87%,进一步改善了轿车操纵性能,同时其阻力系数也得到明显的降低,与原车比较,减阻率为1.564%,与方案一相比较,方案二减阻率达到4.938%。

表2

Table 2

表2(Table 2)

表2 阻力系数、升力系数及其变化率 Table 2 Drag coefficient,lift coefficient and coefficient ratio 项目 原车 方案一 方案二 CD 0.363952955 0.376233261 0.358261089 DR/% - 3.374 -1.564 CL -0.06454643 -0.148615246 -0.151600152 DR/% - 130.245 134.870 注: DR中“-”号表示减小。

表2 阻力系数、升力系数及其变化率 Table 2 Drag coefficient,lift coefficient and coefficient ratio

上述分析表明:采用仿生扰流板的确可以起到降低轿车升力系数的目的,但可导致其阻力系数增加,若在降低升力系数提高其操作稳定性的同时降低轿车阻力系数,则可在相应的位置布置棱纹形态的仿生结构,采用这种方法,可有效降低轿车的升力系数和阻力系数。

改进方案一和方案二添加扰流板后,增大了受力面积,同时改善了气流在车尾上表面的分布,使得后车窗与行李舱盖的交接处和后扰流板与行李舱盖之间区域的气流速度减慢,如图7(b)(c)所示,压力升高,增加了后轮抓地力,改善了轿车的升力特性。

图7

Fig.7

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	图7 三种模型车身对称面内的速度矢量图Fig.7 Velocity vector at the different schemes

由图8(a)可知,气流沿壁面边界流动,在行李箱盖末端和汽车底盘末端处突然失去了边界的限制压力得到释放,从而出现负压,于是在汽车后部形成两个很大的尾部涡流,快速而大量的能量消耗就在此处发生,随着距离汽车尾部距离的增大,大尺度的漩涡不断分裂,逆向流动区域变小,直到出现了正向流动并与远流汇合。

改进方案一:流经扰流板下部的部分低速气流被卷吸进入尾涡区,导致车尾上部涡流明显增强,影响范围增大,同时由于上下两个尾涡的相互干涉作用,车尾下部的更多的外界高速流体卷吸进入尾涡区,致使下部尾涡增强,低压区明显增大,如图8(b)所示,因此,改进方案一的阻力增加。相对于改进方案一,改进方案二棱纹形态较好地梳理了尾部气流,如图8(c)所示,车尾上部尾涡向上偏移,车尾低压区明显减少,说明了方案二加强了尾流分离区域外的速度恢复,减少了能量的损失,从而方案二的阻力得以降低。

图8

Fig.8

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	图8 三种模型总压尾迹对比图Fig.8 Total pressure and wake at the different schemes

由图9(a)(b)可以看出原车和改进方案一在后车窗中部偏上位置气流流动紊乱,形成较强的涡流,这是由于该处流体微团脱离车身表面,产生逆流,形成涡流,表明气流在该处已经发生分离,此处湍动能增加,能量损失严重。而改进方案二在相同位置处,由于棱纹形态的存在,此现象没有发生,如图9(c)所示。

图9

Fig.9

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	图9 三种模型后车窗边界层分离处湍动能Fig.9 Turbulent kinetic energy of boundary layer on the year window

这是因为方案二棱纹形态边界层内存在拟序结构(见图10),在棱纹内部形成空气轴承,其接触方式由固-气接触变为气-气接触,使原本在固体表面流不动而即将从车表面分离的气流得以继续流动,避免脱体涡流的产生,延迟气流分离,从而可有效降低其压差阻力。

图10

Fig.10

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	图10 改进方案二棱纹形态表面速度矢量图Fig.10 Velocity vector on the riblet surface of the second scheme