田 思，侯園章，吳 敏，朱 玲，李春林，楊彥君

(1.奇瑞上海技術中心， 上海 200120；2. 中國汽車工程研究院股份有限公司， 重慶 401120)

隨著科技的進步，數值仿真技術得到快速發(fā)展，越來越多地應用于工程實際中，汽車空氣動力學的數值模擬也可以通過計算機技術來實現。計算流體動力學也被稱作CFD[1]，它是用計算機數值計算去研究流體力學的一門學科，也是研究汽車空氣動力學的一種手段，計算機技術的進步使得數值仿真的效率和仿真結果的可靠度都有很大的提升[2]。車輛外流場的流動結構是很復雜的，而且氣體的流動特征是不規(guī)則的，外流場仿真的精確度受到很多因素的影響，主要有幾何模型的前處理及建模、網格劃分的類型、物理模型的選取、計算資源的供給和仿真策略的制訂等[3]。氣體流過車身后會在車身尾部產生流動分離，氣體分離后在尾部產生一個負壓區(qū)，從而產生較大的氣動阻力。通過分析車身尾流的流動結構，可以知道壓差阻力產生的原因，采用相應的尾流控制措施，可以減小車輛的氣動阻力[4]。流動控制技術主要有被動控制與主動控制這2大類，目前比較常見的流動控制技術是被動控制方式，它的措施簡單，且確定后即可保持不變，如導流罩、擾流板等[5]。主動控制方式與之相反，它的控制是實時、動態(tài)的，且隨流動的變化而改變，常見的有定常射流技術、合成射流技術、抽吸和吹除等[6]。氣體的黏性作用使氣流在物體表面形成一層很薄的附面層，當氣體流動出現速度差，超過一個轉捩點時，就會發(fā)生分離流動，通過一定的流動控制手段，可以改變氣流的分離，從而實現減阻效果[7]。針對外流場的仿真精確度，前人已經做了很多這方面的研究工作，本文參考吉林大學的一篇碩士論文[8]，使用CFD仿真軟件STAR-CCM+，從網格的類型、湍流模型、網格的尺寸這3個方面進行考慮[9]，采用準確度高的CFD仿真策略，在確保軟件仿真精確度的前提下，使用雷諾時均法SSTk-w湍流模型對快背式MIRA模型進行射流主動控制氣動減阻研究。首先，根據前人所做的研究，選定快背式MIRA模型尾部可能有效的5個位置作為研究對象，在固定了射流孔的形狀后，采用定常射流的方式，通過改變射流速度的大小，分別研究了這5個射流位置下，不同射流速度對模型阻力的影響，并研究了射流孔的數量對模型減阻的影響，實現了一定程度的減阻，分析了減阻機制，對射流主動控制減阻的研究有重要意義[10]。

1 模型的選擇及方案設定

1.1 模型選取

研究汽車氣動特性的標準模型有多種，其中常見的模型有MIRA模型，前人對MIRA模型進行了大量的仿真與風洞試驗，有豐富的經驗數據可以參考[11]。本文選用快背式MIRA模型作為研究對象，標準MIRA模型示意圖如圖1所示，尺寸參數如表1所示。為了研究方便，本文選用1/4大小的MIRA模型。

1.2 仿真方案設定

MIRA模型的形狀更接近實車，它的尾流結構較為復雜，模型周圍外流場的變化，影響模型表面壓力的分布，從而決定了阻力系數的大小，表面壓力又受尾部分離渦的影響較大；因此，本文減阻的重點在于控制模型的尾部分離渦[12]。傳統(tǒng)的減阻方式是被動控制減阻技術，通過改變局部特征去改善流體的流動特性[13]，從而實現減阻。本文采用主動控制的方式，對流場施加外部激勵，對流場輸入能量去改變外部流場的流動特性，通過對射流的布置參數的優(yōu)化來尋找最優(yōu)射流方案，以減小MIRA模型的氣動阻力。

圖1 MIRA模型示意圖

序號名稱尺寸/mm1總長 41652總寬 16253總高 14214軸距 25405輪距 12706發(fā)動機罩長度10557車輪半徑 3058后端長度 13209倒角半徑 152

本文參照文獻[8]所做的研究，采用固定的射流孔形狀，垂直射流的方式，固定射流孔的位置，研究射流速度對尾流結構的影響。由前人所做的研究可知，比例模型的阻力主要是壓差阻力，這與模型的尾流結構直接相關；因此，射流孔的位置設置在尾部區(qū)域[14]，如圖2所示。

圖2 MIRA模型尾部開孔示意圖

本文研究對象為1/4大小的MIRA模型，采用的射流孔形狀是一致的，采用的射流孔形狀為兩端是圓型的矩形射流孔，射流孔關于模型的縱軸線是對稱的，兩端圓心的距離為221.6 mm，兩端圓弧的半徑為1.5 mm，孔的深度為10 mm,射流孔的具體尺寸如圖3所示，圖4分別為A、B、C、D、E 5個位置下射流孔橫向對稱線到模型最近分離邊界的距離。

圖3 射流孔尺寸

圖4 射流孔位置

2 計算模型設置

本仿真采用1/4快背式MIRA模型，用整車模型的阻力系數Cd作為評價指標，研究主動控制減阻技術對減小整車阻力的作用。本文采用的數字風洞為16 m×4 m×2.5 m的長方體計算域，模型的阻塞約為1%，基本滿足了要求的阻塞比[15]。選擇合適的計算域，模型距入口的距離約為模型長度的5倍，模型距出口的距離約為模型長度的9倍，這樣的設置使模型周圍有足夠大的空間，使它附近特別是尾部的空氣流動能夠充分發(fā)展。為保證與風洞試驗的數據保持一致，設定60 m/s的來流速度，雷諾數Re為4.29×106，湍流強度小于0.5%[16]。由于空氣相對于汽車的流速低于0.3馬赫數，在汽車外流場的仿真中，空氣可以被看做是理想的氣體[17]，具有不可壓縮性。我們采用離散控制方程，應用有限體積法去求解。在求解器的設置方面，空間離散格式對計算的穩(wěn)定性有較大影響，松弛因子對控制方程的求解速度有較大影響，這2個因素都影響著計算結果的精確性。本文采用適中的松弛因子和滿足二階精度的離散格式[18]。

圖1模型設定三級加密體，為了保證計算結果的精確性，第一級加密體的網格尺寸設置得較小些。為了更接近實際工況，需要對邊界層進行模擬，邊界層網格設置為5層的棱柱層網格，邊界層厚度為6 mm，邊界層網格增長比為1.2，圖6為邊界層網格示意圖?？紤]到邊界函數對仿真精確度的影響，本文通過調整網格的大小，使計算模型的Y+值處于經驗值之間，確保對邊界層流動的仿真更準確[19]。

圖5 幾何模型與網格空間整體布置圖

圖6 邊界層網格示意圖

計算模型的物理條件及求解參數設置如表2所示。

表2 仿真相關參數設置

3 仿真結果分析

3.1 第一輪仿真分析

1.2節(jié)介紹了射流孔的布置方案及開口形狀，采用兩端呈圓弧的矩形射流孔，孔的具體尺寸參數見上文，這里不再贅述，分別對A、B、C、D、E 5個位置的射流方案進行仿真計算，根據經驗，給定5～50 m/s的速度區(qū)間，以5 m/s為間隔，總共10種速度方案，通過計算給定位置下不同射流速度的模型，得到50個計算結果，如表3所示。在保證計算精確度的基礎上，計算得到各工況下模型的阻力系數。為使誤差降到最低，仿真的結果均精確到小數點后第4位即萬分位，且取后500步計算結果的平均值作為最終評價指標。

表3 初步仿真結果

為了方便觀察減阻方案的變化趨勢以及更好地與原始數模進行對比，現將表3中的數據做成一個折線圖，如圖7所示。圖中Case0為給定的原始數模的阻力系數，在圖中它是一條直線，用來做對比分析，數值在這條直線上方的方案，阻力增大，在直線下方的方案，阻力變小，有減阻效果。從折線圖中可以看出CaseA、CaseB、CaseD、CaseE這4個位置的減阻工況都沒有明顯的減阻效果，其中最不好的是CaseA,它使模型的阻力增大很多，并且隨著射流速度的增大，阻力有增大的趨勢。其次減阻效果不好的方案是CaseB,它的阻力系數整體上是隨著射流速度的增大而增大，并且有繼續(xù)增大的趨勢。雖然在射流速度為35 m/s的時候有個突變，但并沒有多大的減阻效果。CaseD和CaseE這2個位置下的減阻方案沒有明顯的效果，但隨著射流速度的增大，阻力有增大趨勢。CaseC是減阻效果最好的工況，在低速射流時，模型的阻力系數變化不大，隨著射流速度的增大，模型的阻力系數逐漸減小，速度到50 m/s時，阻力系數最小，并且阻力系數Cd有繼續(xù)降低的趨勢。后面將繼續(xù)對CaseC這個位置的工況做研究，探究減阻機制。

圖7 不同工況下阻力系數對比圖

3.2 第二輪仿真分析

經過第一輪的仿真分析，已經排除了CaseA、CaseB、CaseD、CaseE這4個位置下仿真工況。研究發(fā)現，在CaseC工況下，當采用高速射流時，模型的減阻效果更明顯。下面給定55～100 m/s的速度區(qū)間，以5 m/s為間隔，總共10種速度方案，通過計算CaseC位置下不同射流速度的模型，得到10個計算結果。在這10個計算結果中，當射流速度為75 m/s時，模型阻力系數最小，為0.258 5。以75 m/s為基準，在它的兩側以1 m/s為間隔，增加8種射流方案，上述減阻方案的結果如表4所示。對比發(fā)現，在CaseC位置的減阻方案中，當射流速度為79 m/s時，有最好的減阻效果，此時模型的阻力系數為0.258 3，相比于原始數模，阻力系數降低了將近16個count，減阻效果明顯。

表4 第二輪仿真結果

3.3 對噴口數目的探索

在對預設的幾個位置進行了研究之后，找到了減阻效果最好的工況，即在C位置采用79 m/s的射流，此時模型的阻力系數為0.258 3。接下來分析射流孔的數目對減阻效果的影響，在CaseC的基礎上，在靠近模型尾部的方向上增加一個射流孔，射流孔的尺寸同前文所述，此方案命名為CaseC2，新增射流孔的橫軸線距離原來孔的橫軸線5 mm，新增射流孔也關于模型的縱軸線對稱。在靠近模型尾部方向上增加第3個射流孔，布置如前所述，此方案命名為CaseC3，新增方案布置示意圖如圖8所示，新增射流孔的位置參數如圖9所示。

圖8 增加射流孔數的方案示意圖

圖9 射流孔布置圖

新增方案CaseC2、CaseC3中的射流孔的射流速度都為79 m/s，經過仿真計算，得到C位置下3種工況的阻力系數，如表5所示。

表5 第二輪仿真結果

從表5可以看出，增加射流孔的數量后，模型的阻力系數不但沒有減小反而增大，且都比原始數模的阻力系數大很多，說明在此設想下，增加射流孔的數量這種方案不可行。

3.4 后處理分析

通過之前的分析，確定了最佳減阻方案，即在C位置開孔，射流速度為79 m/s的方案，此時的阻力系數為0.258 3。下面將對這種方案的計算結果做可視化分析，研究射流減阻的減阻機制。

圖10為標準快背式MIRA模型與最優(yōu)減阻工況的尾部俯視壓力云圖?？芍顑?yōu)減阻工況斜面上的壓力相較于標準模型有所增大，高壓區(qū)域增大，這就有效地減小了模型的壓差阻力。

圖10 尾部壓力云圖(俯視)

圖11為標準快背式MIRA模型與最優(yōu)減阻工況的尾部后視壓力云圖。可知，最優(yōu)減阻工況背部的壓力相較于標準模型有所增大，高壓區(qū)域增大，這就有效地減小了模型的壓差阻力。

圖11 尾部壓力云圖(后視)

圖12為標準快背式MIRA模型與最優(yōu)減阻工況的縱向對稱面上的速度矢量圖。可以看到，優(yōu)化模型的尾部分離渦遠離車體，分離區(qū)域增大，延遲了車體表面氣流的分離。這是導致模型表面壓力增大的主要原因，有利于減小模型的壓差阻力。在射流孔的前方，有較小的回流，會有一定的能量損耗，但這并不影響模型整體的降阻效果。

圖12 縱向對稱面上速度矢量圖

圖13為標準快背式MIRA模型與最優(yōu)減阻工況的尾部10 mm處橫截面上的速度云圖?？梢钥闯鰷p阻方案尾部斜面上的分離區(qū)域有所擴展，分離區(qū)域增大，尾流氣流的流動得到較好的改善。

圖13 尾部10 mm處橫截面上速度云圖

4 結論

本文使用數值模擬的方法，采用定常射流的方式，對快背式標準MIRA模型做了減阻研究，通過主動控制的手段實現了對外流場流動的控制，對模型尾部各個可能有效的位置做了仿真分析，探究了射流速度對減阻效果的影響，有較好的減阻結果?？梢缘玫揭韵陆Y論：

1)MIRA模型的主要阻力來自于壓差阻力，減阻的重點在于改善模型尾部的流場，在設置的5個可能有效位置中，有減阻效果的只有C位置。

2)射流的速度影響減阻的效果，研究發(fā)現，在C位置下，當射流速度為79 m/s時，模型的阻力系數為0.258 3，相比于原始數模，阻力系數降低了將近16個count，減阻效果明顯。

3)在最佳減阻方案中，射流改變了模型尾部區(qū)域氣流的流動，使流過車體表面的氣流延遲分離，分離區(qū)域增大，增大了模型尾部的負壓，從而使模型整體的差壓阻力減小。

[1]HUMINIC A， HUMINIC G. Numerical flow simulation for a generic vehicle body on wheels with variable underbody diffuser[J]. Sae Technical Papers, 2012,1:0172.

[2]張英朝．基于仿真與試驗的汽車風洞修正研究[D]．長春：吉林大學，2010．

[3]CARIDI D, COKLJATETC D. Embedded large eddy simulation of flow around the Ahmed body[J]. Sae International Journal of Commercial Vehicles, 2012,5(1):208.

[4]RAO D M, KARIYA T T. Boundary-layer submerged vortex generators for separation Control-an exploratory study[C]//AIAA,ASME,SIAM and APS National Fluid Dynamics Congress,Washington,DC,American Institute of Aeronautics and Astronautics,1988:839-846.

[5]張英朝，丁偉，陳濤，等.商用車駕駛室導流罩氣動造型設計[J].汽車工程，2014，36(9):1063.

[6]BRUNN A, NITSCHE W. Active control of turbulent separated flows over slanted surfaces[J]. International Journal of Heat and Fluid Flow, 2006,27(5):748.

[7]TAYLOR H D.The elimination of diffuser separation by vortex generators[R].United Aircraft Corporation Report No. R-4012-3, 1947.

[8]田思．Ahmed模型射流主動控制氣動減阻策略研究[D]．長春：吉林大學，2016．

[9]邵書鑫．汽車外流場精確仿真與尾部凸起結構減阻控制研究[D]．長春：吉林大學，2014．

[10]SPOHN A, GILLIERON P. Flow separations generated by a simplified geometry of an automotive vehicle [C]//IUTAM Symposium: Unsteady Separated Flows, 2002.

[11]王佳，楊志剛，朱暉．階背式MIRA模型氣動阻力數值模擬網格無關性研究[J]．佳木斯大學學報(自然科學版)，2012，30(3):345

[12]AHMED S R, RAMM G, FALTIN G. Some salient features of the time averaged ground vehicle wake[J].Sae Paper,1984: 840300.

[13]MOREL T. Aerodynamic drag of bluff body shapes characteristic of hatch-back cars[C]//Automotive Engineering Congress and Exposition,1978.

[14]KHALIGHI B, ZHANG S, KOROMILAS C. Experimental and computational study of unsteady wake flow behind a bluff body with a drag reduction device[J]. Sae Paper, 2001,01B:207.

[15]ANDERSON J D．計算流體力學基礎及其應用[M]．吳頌平，劉趙淼,譯．北京：機械工業(yè)出版社，2007．

[16]BRUNEAUETC C H. Coupling active and passive techniques to control the flow past the square back Ahmed body[J]. Computers & Fluids, 2010,30(6):049.

[17]李鳳蔚．空氣與氣體動力學引論[M]．西安：西北工業(yè)大學出版社，2007.

[18]王福軍．計算流體動力學分析[M]．北京:清華大學出版社，2004.

[19]JOHN D， ANDERSON J R. 計算流體力學入門[M]．姚朝暉，周強，譯．北京：清華大學出版社，2010.