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  同济大学学报(自然科学版)  2017, Vol. 45 Issue (9): 1377-1382, 1389.  DOI: 10.11908/j.issn.0253-374x.2017.09.018
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引用本文  

朱晖, 郑子浩, 杨志刚. 车尾水平收缩气动减阻的规律及机理[J]. 同济大学学报(自然科学版), 2017, 45(9): 1377-1382, 1389. DOI: 10.11908/j.issn.0253-374x.2017.05.002.
ZHU Hui, ZHENG Zihao, YANG Zhigang. Regulation and Mechanism of Aerodynamic Drag Reduction by Horizontal Tail Contraction[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2017, 45(9): 1377-1382, 1389. DOI: 10.11908/j.issn.0253-374x.2017.09.018.

基金项目

上海市地面交通工具风洞专业技术服务平台(16DZ2290400)

第一作者

朱晖(1977—), 男,讲师,工学博士,主要研究方向为汽车空气动力学. E-mail:zhuhuisuccess@163.com

通讯作者

杨志刚(1961—), 男, 教授, 博士生导师,主要研究方向为流体力学. E-mail: zhigangyang@tongji.edu.cn

文章历史

收稿日期:2016-05-26
车尾水平收缩气动减阻的规律及机理
朱晖1,2, 郑子浩3, 杨志刚1,2    
1. 上海地面交通工具风洞中心,上海 201804;
2. 上海市地面交通工具空气动力与热环境模拟重点实验室, 上海 201804;
3. 广州汽车集团股份有限公司汽车工程研究院,广东 广州 511434
摘要:以MIRA两厢车为对象,采用风洞实验和数值仿真方法,对气动阻力受车尾水平收缩的影响规律进行研究,表明车尾水平收缩提高尾部表面压力水平,有效降低气动阻力;基于可靠性被验证的数值仿真结果,对尾流结构变化规律进行研究,表明车尾水平收缩为尾部死水区提供额外动能,抑制拖曳涡对的形成和发展,减小尾迹区流动能量损失,降低气动阻力.
关键词关气动减阻    水平收缩    流动机理    
Regulation and Mechanism of Aerodynamic Drag Reduction by Horizontal Tail Contraction
ZHU Hui1,2, ZHENG Zihao3, YANG Zhigang1,2     
1. Shanghai Automotive Wind Tunnel Center, Shanghai 201804, China;
2. Shanghai Key Laboratory of Vehicle Aerodynamics and Vehicle Thermal Management Systems, Shanghai 201804, China;
3. Guangzhou Automobile Group Co. Ltd., Automotive Engineering Institute, Guangzhou 511434, China
Abstract: Based on wind tunnel test and numerical simulation, the regulation of horizontal tail contraction on aerodynamic drag reduction was studied. The results indicate that tail contraction raises pressure level of tail surface and reduces aerodynamic drag. On the basis of the reliable numerical simulation results, the changes of wake structure were studied. The research indicates that the contraction provides additional kinetic energy for the dead zone behind tail, which suppresses formation and development of trailing vortex pair, therefore, the flow energy loss of wake and aerodynamic drag reduces.
Key words: aerodynamic drag reducing    horizontal tail contraction    flow mechanism    

汽车在行驶过程中所受气动阻力主要为压差阻力,压差阻力的形成与汽车造型密切相关,因此可通过对汽车外形的优化设计达到气动减阻的目标[1-3].

提高车体尾部压力水平能有效降低压差阻力.针对车尾纵向外形参数[4-7]对气动阻力的影响规律及机理的研究表明:纵向外形参数对尾流场影响显著,通过改变尾涡结构实现对气动阻力的控制.

艇尾造型是车尾水平收缩在汽车造型上的直观体现,可见其应用由来已久[1, 8].Hucho[1]指出艇尾具有显著减阻效果,傅立敏[9]对后风窗30°倾角的汽车车尾进行15°水平收缩,消除了该车型阻力系数峰值并使阻力系数下降达17%.然而,相关研究仍有不足之处:缺乏在车长不变条件下水平收缩角对气动阻力影响规律的研究;仅基于气动阻力及表面压力数据进行分析[10-11],缺乏流场试验及数值仿真数据,难以辨析尾流结构变化,因而不能从流动机理层面解释气动阻力变化的原因.

以车尾水平收缩角可变的两厢MIRA类车体模型[12]为对象,以风洞实验法为手段研究车尾收缩时水平收缩角对气动阻力及尾部表面压力分布的影响规律;之后,采用可靠性得以验证的数值仿真法,以计算获得的流场数据为基础分析流场结构随车尾收缩的演化规律,揭示车尾水平收缩气动减阻的机理.

1 模型风洞实验及结果

为研究水平收缩角对气动阻力及尾部表面压力分布的影响规律并为检验数值仿真方法可靠性提供依据,设计缩比模型风洞实验.实验台架为上海地面交通工具风洞中心1:15开口式模型风洞,最大风速为48 m·s-1,喷口面积为0.123 m2.

参照标准MIRA两厢车构造,以后轮后缘为界,使车尾向内水平收缩;考虑到两厢车的结构特征,使后风窗以C柱顶点为中心同时收缩且收缩角与车尾收缩角α相等,如图 1所示.

图 1 车尾收缩角方案 Fig.1 Scheme of tail contraction design

α取值为0°、4°、10°和16°,皆为1:12缩比模型,各模型长、宽和高皆一致,分别为347 mm、135 mm和118 mm,材料为工程代木.为避免贴片式测压法对流场的干扰,采用非对称布置测压孔法[13],测压孔坐标不随车尾收缩而变化并在分析数据时作镜像处理.模型车头距离喷口125 mm[14],阻塞比为10.4%,设车头地面投影中心为测量坐标原点,具体如图 2所示.

图 2 实验布置 Fig.2 Arrangement of wind tunnel test

风速设定在20~45 m·s-1之间,气动阻力系数测量结果如图 3所示.由图可知,相同车尾收缩角下CD随风速上升而不断下降,到40 m·s-1以上则基本没有变化;在雷诺数确定时,模型CD值均随α的增大呈现下降趋势,但当α>10°时CD下降幅度明显减缓.

图 3 阻力系数 Fig.3 CD of test

在风速u=30 m·s-1时进行表面压力测量,并绘制不同截面处表面压力系数分布图.测点分布见图 4,其中截面1、2、3处于后风窗处,距车体头部270 mm、290 mm、310 mm;截面4处于车体侧面,离地高度85 mm;截面5、6处于车体侧面及尾部,离地高度68 mm、55 mm;截面7、8处于尾部上翘角表面,距车体头部298 mm、317 mm.

图 4 截面位置 Fig.4 Location of sections

后风窗处CP变化如图 5所示,截面1中靠近C柱处的CP值较低而中部CP值较高;随着后风窗收缩,截面处压力整体上升.截面2、3中部变化趋势亦基本相同,但两端CP变化无明显规律,这是由后风窗收缩造型特征所导致.

图 5 后风窗表面压力系数分布 Fig.5 CP distribution on back windshield

尾截面6处压力分布见图 6CPα的增大显著上升且在α=16°时CP整体回升至正压.但由于车尾端面的缩小部分抵消了尾部压力回升的优势,导致α从10°收缩至16°时CD值的降幅减小.

图 6 车尾表面压力系数分布 Fig.6 CP distribution on tail

车侧截面6处压力分布见图 7,气流流经收缩起始端x=293 mm时,该处CP值有所下降;车侧气流进入收缩角区域后靠近尾部的CP值随α增大而逐渐上升.

图 7 车侧表面压力系数分布 Fig.7 CP distribution on side

尾部上翘角表面压力分布见图 8,压力水平皆随α的增大而上升.由图 8a可知,由于后轮分离区随收缩角变大而逐渐上移,使后轮负压区逐渐远离两侧测压孔,使得截面7两端CP值升幅较中部大.截面8处车底部受后轮分离区影响较小,Y方向上不同测点CP值上升较为平稳,如图 8b所示.

图 8 尾部上翘角表面压力系数分布 Fig.8 CP distribution on rear diffuser
2 数值仿真及实验验证

以全尺寸标准MIRA两厢车模型为基础设计车尾水平收缩模型并对其外部流场进行数值仿真,各模型长、宽、高保持一致,分别为4 165 mm、1 625 mm、1 421 mm.计算域设为10倍车长、10倍车宽及5倍车高.流场采用4、5、6面体混合非结构网格划分[7],并对整车四周进行加密,体网格总数控制为1 300万.基于Fluent12.1数值仿真平台,调用可实现k-ε湍流模型、二阶迎风格式及SIMPLE算法,进行流场的数值求解.

车尾收缩角α变化范围取0~20°范围,风速u0=30 m·s-1.阻力系数CD随着α增大而显著下降,但降幅逐渐减小;CD在16°时取得极小值0.221 2,降幅达16.21%,之后CD略有回升,如图 9所示.

图 9 数值仿真阻力系数 Fig.9 CD of simulation

选取存在较大外形变化区域的截面4和截面5上的CP分布进行数值仿真与试验结果的对比分析(已将缩比模型实验数据进行全尺寸换算).由图 10可知,在截面4处计算与实验所得CP的变化趋势基本吻合,但在C柱附近存在流动分离现象区域处,二者所得结果存在差异.

图 10 截面4处表面压力系数分布 Fig.10 CP distribution on Section 4

尾部截面5的CP对比见图 11.仿真结果与试验值总体符合较好(由于实验测点数目受限,实验结果曲线不如仿真结果曲线光顺),Cp均随α的增大而整体上升,且端面中部压力升幅均比两侧更为显著.当α从0°变化到4°时,计算值及实验值均表明靠近车尾端面的车侧(X=3 950 mm)处表面压力基本没有变化,可见在小角度变形条件下该处的表面压力水平未有显著升高.

图 11 截面5处表面压力系数分布 Fig.11 CP distribution on Section 5

计算值和实验结果之间存在一定的差异,其原因可归结为两点:由于实验雷诺数与仿真雷诺数之间的差异致使绕流场结构并非完全一致;仿真所采用的时均化两方程湍流模型对具有非定常大分离流动特性的近地钝体绕流场物理量的解算准确性不足.虽然计算值与实验值之间的差异真实存在,但从对CD变化趋势的预测及CP分布的总体特征描述方面考察,数值仿真方法及其结果有效可信.

3 基于流场特征的机理分析

对0°和20°车尾收缩角MIRA模型外部绕流场特征进行比较分析,研究车尾水平收缩气动减阻机理.

图 12显示了尾流场发展的整体趋势.0°模型的侧风窗气流Fc越过C柱进入后风窗区域拖出C柱涡Tc;车侧上部气流Fsh上升并于车尾上平面翻卷而出,下部气流Fsl向车底流动并从上翘平面卷出,形成拖曳涡Tsl;车底气流Fl向外及向上扩散.整个区域流动杂乱,结构复杂.

图 12 尾流场结构对比 Fig.12 Comparison of near wake structure

20°模型Fc沿后风窗收缩趋势向后流动,抑制Tc的形成及发展;Fsh沿收缩角先上升后下沉,从车尾侧进入尾流场且气流翻卷趋势减弱;Fsl同样从车尾侧进入尾流场并抑制Tsl的形成和发展;受下洗气流及尾部侧气流的作用,Fl在横截面上扩散范围减小.整个区域流动顺畅,结构清晰.

图 13所示,0°模型Fc自前而后进入风窗后部,向纵向对称面方向流动.气流越过C柱时产生分离,随后附着于后风窗上,并在下游发展形成Tc.图 14a后风窗表面的分离线NBLch及附着线PBLch反映出狭长的C柱涡在近壁面的流动状态.

图 13 后风窗表面油流 Fig.13 Oil streamline on back windshield
图 14 后风窗表面分离区 Fig.14 Separation zone on back windshield

尾部收缩有效抑制了Fc指向纵向对称面的流动趋势,使其沿后风窗侧面持续向后流动且气流分离现象减弱,从而抑制了Tc的发展.图 14bPBLchNBLch靠拢,表明Tc的尺度得以压缩,Fc最终在C柱下顶点Pcl处汇集,从车尾上平面处进入尾流场,形成较强下洗气流.

车顶气流Fh受侧棱St附近气流及侧风窗再附着气流的影响,在沿后风窗向后流动的过程中逐渐向纵向对称面附近汇聚.收缩后该现象更为突出,注入尾部分离区的下洗气流更为集中,对尾部气流的梳理作用加强.

Fsh可细分为上层Fsh′及下层Fsh″,如图 15所示.收缩前Fsh″较晚到达车尾上平面并自下而上翻卷而出.收缩后Fsh′在新侧棱Sv之前到达上平面,绕过Sv进入收缩角区域后,Fsh′在Z方向压力梯度作用下再次下沉到车尾侧,使得Fsh″无法向上流动,翻卷趋势减弱.

图 15 车尾侧上半部油流 Fig.15 Oil streamline on upper tail side

图 16可知,收缩前Fsl向后下侧流动,到达尾部上翘平面时在后轮分离区与车底气流形成汇合线NBLsl,随后Fsl从车底翻卷而出.收缩后,后轮分离区向Z方向移动,Fsl无法卷入到上翘平面且NBLsl上移至车尾侧,最终Fsl从侧面进入到尾流场.

图 16 车尾侧下半部油流 Fig.16 Oil streamline on lower tail side

图 17所示,0°模型车尾端面后方存在一对展向涡UhUl,上卷气流形成的UlUh的尺度更大.20°模型车尾端面后方的展向涡系尺度明显小于0°模型且涡间边界模糊,融合趋势明显.

图 17 尾部涡结构对比 Fig.17 Comparison of tail vortices structure

车尾侧Fs本应注入到Tc,增加Tc的涡量;但车尾收缩角诱导Fs由车尾侧注入到尾端面死水区,促使侧向涡对Us的形成及发展;同时,Fs的注入为死水区提供额外的动能,使尾部压力回升压差阻力显著下降.

0°模型尾迹区纵向涡结构主要由TcFsh翻卷形成的涡TshTsl形成,见图 18.Tsh在尾后1 000 mm处与Tc融合;发展到7 000 mm后Tsl消失,此时尾迹区主要的涡结构为以Tc为核心的拖曳涡对.

图 18 0°模型尾后流线 Fig.18 Streamline after tail of 0° model

20°模型尾迹区纵向涡结构如图 19所示,Tc只短暂出现在近尾端-150 mm~100 mm处,Fs引起的纵向涡消失.下洗气流在1 240 mm处形成近地面涡Tg.Tg与0°模型经充分发展后的Tc相比其涡量显著下降,因此气动阻力显著减小,如图 20所示.

图 19 20°模型尾后流线 Fig.19 Streamline after tail of 20° model
图 20 尾后X=2 000 mm处涡量 Fig.20 Vorticity on X=2 000 mm after tail
4 结论

(1) 随着水平面车尾收缩角的增大,气动阻力显著减小;

(2) 车尾收缩抑制车尾展向涡的发展并提高车尾端面压力水平,因而减小压差阻力;

(3) 随着车尾收缩角增大,车尾侧气流向上、下翻卷趋势被抑制,使尾部拖曳涡强度减弱,能量耗散减小,整车获得较低的气动阻力;

(4) 伴随车尾收缩而形成的后风窗收缩使侧风窗气流越过C柱向对称面流动的趋势被减弱,抑制了C柱附近涡系的发展,进而抑制了尾迹区拖曳涡对的发展,故有效降低了气动阻力.

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