文 琪, 谷正氣, 黃泰明, 陳 陣, 唐江明(. 湖南大學 汽車車身先進設計制造國家重點實驗室, 湖南 長沙 40082;2. 湖南文理學院 洞庭湖生態(tài)經濟區(qū)建設與發(fā)展協(xié)同創(chuàng)新中心, 湖南 常德 45000)

0 引 言

目前，汽車空氣動力學的氣動阻力特性優(yōu)化主要通過車身的流線形設計和局部造型改進等方法來實現(xiàn)[1-4]。由于汽車受到造型、工藝、成本的限制，這些方法減阻的空間越來越小，汽車減阻進入一個瓶頸期。研究表明：氣動阻力中主要是壓差阻力(約占總阻力的85%)，而壓差阻力約有91%取決于尾渦[1]。汽車行駛時尾氣排放會影響尾渦，因此，通過汽車尾氣排放控制以改善尾渦，進而達到降低氣動阻力的目的具有重要實際意義。

國內外學者對氣流噴射以改善尾渦的減阻方法進行了一定的研究[5-11]。然而這些研究均采用添加附加裝置來噴射氣流以改善尾渦，成本較大且沒有深入的對瞬態(tài)過程進行研究。對此，本文基于某微型客車，通過瞬態(tài)計算分析不同時刻下尾渦、壓力系數(shù)與氣動阻力系數(shù)之間的關系，提出控制尾氣排放以改善尾渦的減阻方法，然后基于UDF技術，采用定常與脈動的尾氣排放形式，分別研究尾氣管布置位置，出口形狀和尾氣排放周期對減阻效果的影響，并詳細分析這兩種排氣形式的減阻機理。

1 尾渦對氣動阻力的影響機理分析

1.1 模型建立與網格劃分

本文建立的汽車模型為如圖1所示的某微型客車模型。在不影響該微型客車整體氣動特性的情況下，對該模型車身適當?shù)暮喕幚?。采用四面體非結構網格劃分，在該車尾部局部采用密度盒加密處理，如圖2(a)所示。調整附面層網格使Y+處于1左右，總網格數(shù)約為2000萬。

圖1 某微型客車的幾何模型Fig.1 The geometric model of a mini-bus

(a) (b)

本文所用計算域為包圍該微型客車模型的長方體，如圖2(b)所示，寬約7倍車寬(左右各3個車寬)，高約5倍車高，長約11倍車長(前面一般3倍車長，后面7倍車長)。阻塞率為2.86%，消除了阻塞效應與邊界對車身流場的影響[13]。

同時本文通過整車阻力系數(shù)的數(shù)值模擬，對網格進行了無關性驗證，如圖3所示。從圖中可以看出：網格數(shù)從1500萬到2500萬變化時，氣動阻力系數(shù)幾乎無變化，可認為網格到了1500萬之后計算精度與網格無關。所以，本文采用網格數(shù)為2000萬是合理的。

圖3 網格無關性驗證結果圖Fig.3 Grid-independent validation results map

1.2 計算方法

應用Fluent軟件對該車進行了仿真計算，本文計算所用的邊界條件[12]見表1。

本文穩(wěn)態(tài)計算采用Realizablek-ε湍流模型求解，迭代6000步，使所有殘差都收斂到1×10-4以下，再改用大渦模擬(LES)進行瞬態(tài)求解，時間步長取0.001 s，每時間步迭代30次，總時間為2s，且所有工況的氣動阻力系數(shù)取后1.5 s內的平均值。

1.3 風洞試驗驗證

在湖南大學HD-2風洞中用縮比模型試驗驗證計算結果的準確性，如圖4(a)所示。試驗風速為20 m/s，縱向壓力梯度為0.016%。

表2為風洞試驗與數(shù)值仿真所得到的氣動阻力系數(shù)，可以看出二者的氣動阻力系數(shù)相差在允許的誤差范圍內。而圖4(b)和圖4(c)分別為試驗與仿真的尾部流場圖，可以發(fā)現(xiàn)：兩者在車身尾部上下形成一對尾渦，其速度向著渦核減小，并在尾部形成一個回流區(qū)，兩者的尾渦十分相似。因此，我們驗證了該數(shù)值計算的可靠性。

表2 CFD值與風洞試驗值比較Table 2 Comparison of aerodynamic force obtained from simulation and wind tunnel

(a) 初始模型風洞試驗

(b) 試驗 (c) 仿真

1.4 尾渦對汽車阻力的影響機理分析

從圖5可以看出該車不同時刻下的Cd值圍繞平均氣動阻力系數(shù)(0.3301)隨機的上下波動，為了深入的探討Cd值與該車近尾區(qū)渦流的關系，截取該車的縱對稱截面(Y=0)的尾部尾渦圖6和壓力系數(shù)云圖7，將四個典型時刻下的氣動阻力系數(shù)峰值進行詳細分析，分別為0.857 s、1.100 s、1.210 s、1.425 s。

我們可以發(fā)現(xiàn)氣動阻力系數(shù)最大值對應的時刻尾渦最靠近該車尾部且尾渦強度最大，負壓區(qū)范圍比較大，而氣動阻力系數(shù)最小值對應的尾渦遠離該車的尾部且強度相應減弱，負壓區(qū)范圍明顯減小。從圖6、圖7可以看出0.857 s時，該車尾部形成上下兩個強大的尾渦，從而產生較大的負壓區(qū)，造成氣動阻力系數(shù)升高。在1.100 s時，上部的尾渦明顯減弱，下部的尾渦明顯往后推移并減弱，負壓區(qū)范圍減小，正壓區(qū)范圍增大，是產生較小氣動阻力系數(shù)的主要原因。在1.210 s時，我們發(fā)現(xiàn)該車上部的尾渦范圍增大，但是強度減弱，下部的尾渦消失，負壓區(qū)范圍較0.857 s時范圍減少，較1.100 s時范圍較大，從而造成該時刻下較高的氣動阻力系數(shù)。而1.425 s時，下上部尾渦明顯減弱，下部尾渦往后推移并且破裂成很小的尾渦，正壓區(qū)范圍最大，進而造成該時刻下氣動阻力系數(shù)最小。所以尾渦強度越大作用范圍大且越靠近車輛的尾部其氣動阻力系數(shù)也相應的較大，尾渦強度小作用范圍小且離車輛尾部越遠其氣動阻力系數(shù)也相應的較小。

圖5 初始模型不同時刻下的氣動阻力系數(shù)Fig.5 Aerodynamic drag of the original model coefficient under different times

圖6 初始模型不同時刻下的尾渦圖Fig.6 Trailing vortex of the original model under different times

圖7 初始模型不同時刻下的壓力系數(shù)云圖Fig.7 Pressure coefficient cloud of the original model under different times

2 基于尾氣排放的減阻特性研究

2.1 不同尾氣管位置的減阻效果

由于汽車行駛時尾氣排放會影響到尾渦，通過合理的尾氣排放以改善尾渦，從而達到減阻的目的是可行的[11]。而對于二元混合氣體模型[12]，在Fluent中利用組分輸運模型將其簡化為汽車排放出來的尾氣和大氣中空氣的混合物，且二者之間不發(fā)生任何化學反應，看作是理想的氣體，具體公式如下。

(5)

本文選取某微型客車常見車速為20 m/s，由參考文獻[15-16]，尾氣溫度為400 ℃，密度ρ=0.524 kg/m3，流量為0.0823 kg/s，經文獻[10]研究，噴氣口氣流速度與來流速度比值在0.5～0.7之間有較好的減阻效果，且由于該車外形基本對稱造成尾渦對稱，因此選用雙排氣管的圓形尾氣排放口，使尾氣出口速度為0.6U0，建立尾氣管出口半徑為46 mm的圓形管模型作為尾氣排放的出口形式。為研究尾氣管位置對尾渦的影響，建立了尾氣管坐標圖，如圖8所示。雙尾氣管以X=0 mm對稱分布，考慮安裝可行性，其中X軸布置范圍為(0～600 mm)，Y軸布置范圍為(0～400 mm)，先保持Y軸不變，X軸每隔100 mm取一個工況，再保持X不變，Y軸每隔100 mm取一個工況。

圖8 尾氣管坐標圖Fig.8 The exhaust pipe coordinate

圖9為尾氣管不同位置時，尾氣排放對減阻的影響，從圖9(a)可以看出，保持尾氣管Y=234mm不變，尾氣管沿著X軸距離不斷增加，減阻率先增加后減小，尾氣管在X=300 mm前后，減阻可達3.64%，尾氣管在X=600 mm處，減阻率出現(xiàn)負值。從圖9(b)可以看出，保持尾氣管X=300 mm不變，尾氣管沿著Y軸距離不斷增加，減阻率先增加后減小，尾氣管在Y=250 mm前后，減阻可達3.52%。綜合可得，在X=300 mm，Y=234mm附近處減阻率達到最大。

(a) (b)

2.2 尾氣脈動排放的減阻特性研究

保證其他性能不受影響，尾氣脈動排放的尾氣管布置在圖8的X=300 mm，Y=234mm位置處，為了排除流量對計算結果的影響，使脈動排放在一個周期內與定常排放的流量相等，由于尾氣定常排放速度是按0.6U0噴射，所以確定尾氣脈動排放規(guī)律為：

(6)

式中:U0為來流速度，T為脈動噴射的周期。

通過前面的初始模型瞬態(tài)分析我們可以發(fā)現(xiàn)，該車氣動阻力系數(shù)從最大值到最小值再到最大值大致在0.05～0.1 s之間波動，為了獲取不同周期下的尾氣排放對降低氣動阻力系數(shù)的影響，選擇脈動尾氣排放周期為:0.05 s、0.06 s、0.07 s、0.08 s、0.09 s、0.1 s，進行研究。

從表3們可以看出:當尾氣排放周期在0.06～0.08 s之間具有較好的減阻效果，所以，我們將尾氣排放周期為0.06 s、0.07 s、0.08 s下的氣動阻力系數(shù)做出圖10，我們可以發(fā)現(xiàn)，雖然尾氣排放周期為0.06 s、0.07 s下的平均減阻效果比周期為0.08 s下平均減阻效果略好，但是在尾氣排放周期為0.08 s下，氣動阻力系數(shù)基本上在原始模型氣動阻力系數(shù)的下方，尾氣排放并沒有增強尾部的尾渦，符合要求，有理由相信通過優(yōu)化尾氣排放周期，會進一步降低氣動阻力系數(shù)。本文限于篇幅，對此不再做更深入研究。

表3 不同排放周期下的減阻效果表Table 3 The drag reduction effect under different discharge cycles

圖10 三種不同排氣周期下的氣動阻力系數(shù)Fig.10 Aerodynamic drag coefficient of three different exhaust cycles

3 結 論

本文采用大渦模擬計算方法，通過某微型客車初始模型的瞬態(tài)計算，分析該車尾部的尾渦對氣動阻力系數(shù)的影響機理，合理布置尾氣管結構與利用尾氣排放形式達到降低氣動阻力系數(shù)的目的，并得出以下結論:

1) 通過初始模型的瞬態(tài)分析，當車輛尾部尾渦強度及范圍越大，且越靠近車輛尾部時，氣動阻力系數(shù)越大，反之越小。

2) 與未考慮尾氣排放情況相比：當尾氣定常排放時，尾氣管的位置布置合理時，具有減阻的效果，布置不合理時，將會增加氣動阻力。

3) 通過瞬態(tài)計算，對尾氣排放的減阻機理進行了分析，發(fā)現(xiàn)尾氣脈動排放較定常排放減阻效果更明顯，與未考慮尾氣排放情況相比：當尾氣排放周期為0.08 s時，減阻可達4.76%。

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