袁志群 谷正氣

1.廈門理工學(xué)院機(jī)械與汽車工程學(xué)院，廈門，3610242.中南大學(xué)軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長沙，4100753.湖南大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，長沙，4100824.福建省客車及特種車輛研發(fā)協(xié)同創(chuàng)新中心，廈門，361024

0 引言

在當(dāng)前汽車產(chǎn)業(yè)發(fā)展的新形式下，節(jié)能減排是各大企業(yè)關(guān)注的熱點(diǎn)，而氣動(dòng)阻力一直以來都是汽車空氣動(dòng)力學(xué)的研究重點(diǎn)，也是整車造型設(shè)計(jì)必須關(guān)注的重點(diǎn)[1-2]，它直接影響汽車燃油經(jīng)濟(jì)性。

隨著汽車空氣動(dòng)力學(xué)的發(fā)展，越來越多的研究成果被應(yīng)用到整車設(shè)計(jì)中，如主動(dòng)進(jìn)氣隔柵、主動(dòng)尾翼等，設(shè)計(jì)的基本理念始終是降低整車紊流度、提高流場穩(wěn)定性[3-4]，而汽車輪腔、汽車底部是整車流場最復(fù)雜的部位，且它會直接參與尾渦的形成[5]，目前對該部分的研究較少?？刂破囕喦缓偷撞苛鲌龅姆椒ㄖ饕械撞抗饣蚣友b氣動(dòng)附件[6-8]，但是底部光滑化成本高，且影響排氣系統(tǒng)散熱性能，而加裝氣動(dòng)附件雖然能減小整車氣動(dòng)阻力，但是會增大整車迎風(fēng)面積，設(shè)計(jì)不合理時(shí)反而有可能導(dǎo)致氣動(dòng)阻力增大[9]。

本文對傳統(tǒng)底部氣動(dòng)附件的減阻機(jī)制進(jìn)行分析，結(jié)合多孔介質(zhì)材料特點(diǎn)以及仿生學(xué)設(shè)計(jì)原理，提出了兩種新型的阻流板結(jié)構(gòu)方案。

1 傳統(tǒng)氣動(dòng)附件的減阻機(jī)制分析

汽車底部的氣動(dòng)附件包括前阻流板、車輪阻流板和側(cè)裙，分別位于車底前部、車輪前部和車身側(cè)面，如圖1所示。

圖1 底部氣動(dòng)附件示意圖Fig.1 Sketch map of aerodynamics devices

汽車高速行駛時(shí)，遠(yuǎn)方來流在車頭受到阻滯，其中一部分氣流向車身下部流動(dòng)，并在車頭底部加速，接著從車身底部和地面之間的間隙向車尾和車身兩側(cè)流動(dòng)，最后與來自車身頂部和車身側(cè)面的氣流會合，形成汽車尾流。汽車底部氣流對氣動(dòng)力的影響主要有兩個(gè)方面：一方面，高速氣流直接沖擊底部凹凸部件，形成大量局部正壓區(qū)域；另一方面，底部紊亂氣流影響尾渦結(jié)構(gòu)，尾部負(fù)壓區(qū)增大。

當(dāng)?shù)撞扛咚贇饬鞔迪蚯白枇靼鍟r(shí)，在迎風(fēng)面產(chǎn)生正壓力、背風(fēng)面產(chǎn)生負(fù)壓力，且對車頭底部附近壓力影響顯著，車頭下部正壓區(qū)增大，如圖2a所示。雖然阻流板自身會額外增加阻力，但它能改善底部氣流，抑制底部紊亂氣流及其對尾渦的影響(圖2b)，減小車身、底部結(jié)構(gòu)、車輪的氣動(dòng)阻力，因此仍可減小全車總阻力，如圖3所示。這是由于阻流板自身增加的氣動(dòng)阻力小于車身、底部結(jié)構(gòu)以及車輪減小的氣動(dòng)阻力之和。然而，當(dāng)橫擺角較大時(shí)，更多的氣流從車身側(cè)面進(jìn)入汽車底部，阻流板改善底部結(jié)構(gòu)流場效果減弱，且阻流板自身增加的氣動(dòng)阻力更大，因此整車氣動(dòng)阻力增大。當(dāng)橫擺角較大時(shí)，側(cè)裙減阻效果明顯增強(qiáng)，如圖4所示，它的減阻原理與阻流板相似。

(a)壓力云圖和流線圖

(b)渦量等值面圖圖2 加裝阻流板前后整車流場對比Fig.2 Flow field comparison of car with and without spoiler

圖3 阻流板高度對氣動(dòng)阻力系數(shù)的影響規(guī)律Fig.3 Influence of spoiler height on the aerodynamic drag

圖4 整車氣動(dòng)阻力系數(shù)隨橫擺角變化關(guān)系Fig.4 Variation of aerodynamic drag with yaw angle

通過以上分析可知，雖然汽車傳統(tǒng)阻流板在特定條件下可有效減小車身、車輪以及底部結(jié)構(gòu)的氣動(dòng)阻力，但存在三方面缺陷：第一，阻流板自身氣動(dòng)阻力增大顯著，隨著其高度的增大呈線性比例增大，因?yàn)樽枇靼迨且粋€(gè)垂直面，尺寸較大的阻流板不僅增大整車迎風(fēng)面積，且在高速來流沖擊下，迎風(fēng)面和背風(fēng)面壓力絕對值大，因此氣動(dòng)阻力大；第二，橫擺角變化對阻流板減阻效果影響顯著，而汽車實(shí)際行駛過程受環(huán)境側(cè)風(fēng)和自然側(cè)風(fēng)影響大；第三，前阻流板會改變車頭底部流場，車頭下部正壓區(qū)域明顯增加，不利減阻。由此，如何合理進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，降低傳統(tǒng)阻流板對橫擺角的敏感性，既改善底部結(jié)構(gòu)流場，減小車身、車輪和底部結(jié)構(gòu)的氣動(dòng)阻力，又避免自身增加的氣動(dòng)阻力過大，是阻流板設(shè)計(jì)的關(guān)鍵。

2 計(jì)算模型建立

通過廣泛查閱相關(guān)文獻(xiàn)發(fā)現(xiàn)，采用多孔介質(zhì)結(jié)構(gòu)的材料是一種可行的減阻方案。多孔介質(zhì)結(jié)構(gòu)的材料是一種多相結(jié)構(gòu)，基本框架為固體，內(nèi)部有許多孔隙，氣體能從孔隙流動(dòng)，且流動(dòng)過程中壓力會產(chǎn)生變化。應(yīng)用該材料能改變汽車周圍流場，抑制渦的脫落，減小分離渦尺度，提高汽車車身繞流穩(wěn)定性，目前多孔介質(zhì)結(jié)構(gòu)的材料已被廣泛應(yīng)用于過濾、降噪、散熱以及氣動(dòng)減阻領(lǐng)域[10-11]。胡興軍等[12]將多孔介質(zhì)材料應(yīng)用于貨車車廂的減阻，分析了纖維、泡沫鎳以及泡沫銅3種材料的減阻性能。本文參考纖維材料的屬性進(jìn)行分析。纖維材料參數(shù)如下：黏性阻力系數(shù)5.87×109，慣性阻力系數(shù)3.2×105，孔隙率0.8。多孔介質(zhì)阻流板形狀和安裝位置見圖5，其高度為60 mm。

圖5 多孔介質(zhì)阻流板示意圖Fig.5 Sketch map of porous medium spoiler

近年來，仿生減阻在汽車減阻領(lǐng)域應(yīng)用廣泛，如仿生形體、仿生材料等[13-14]。鯊魚雖然體形龐大，但游動(dòng)速度快，其背鰭具有很好的穩(wěn)定性控制作用，背鰭前沿扁尖，沿著背部方向逐漸增高。從流體力學(xué)角度分析，該造型能控制尾部氣流分離，減小流動(dòng)阻力。對鯊魚鰭線條進(jìn)行抽取，適當(dāng)簡化，得到鯊魚鰭截面曲線輪廓，將該曲線應(yīng)用于底部氣動(dòng)附件設(shè)計(jì)中，如圖6所示。

圖6 仿生阻流板示意圖Fig.6 Sketch map of bionic spoiler

為了準(zhǔn)確捕捉汽車底部氣流流動(dòng)，保留底部詳細(xì)結(jié)構(gòu)，整車幾何模型見圖5和圖6，計(jì)算域采用長方形(圖7)，阻塞比小于2%，以有效消除洞壁干擾，保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。側(cè)風(fēng)工況計(jì)算采用偏風(fēng)方法，它是目前側(cè)風(fēng)計(jì)算的主要方法，在計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確的前提下，計(jì)算效率更高[15-17]。橫擺角β變化范圍為0°～30°，每3°為一個(gè)計(jì)算工況。為了準(zhǔn)確捕捉底部流場及其對尾渦的影響，對汽車底部和尾部進(jìn)行網(wǎng)格加密，計(jì)算域網(wǎng)格數(shù)總計(jì)900萬左右。整車表面采用三棱柱網(wǎng)格模擬邊界層速度分布，計(jì)算網(wǎng)格見圖7。

圖7 計(jì)算域及網(wǎng)格示意圖Fig.7 Sketch map of computational domain and grid

汽車在高速路上行駛時(shí)，對應(yīng)車速下馬赫數(shù)較小，故其氣體流動(dòng)屬于不可壓縮流動(dòng)范疇，質(zhì)量守恒方程和動(dòng)量方程如下：

(1)

ρV?

(2)

(3)

i=x,y,z

式中，ρ為密度；u、v、w分別為速度矢量u在x、y、z方向的分量；μ為動(dòng)力黏度；p為壓力；V為多孔介質(zhì)內(nèi)流速，多孔介質(zhì)阻流板采用多孔介質(zhì)模型進(jìn)行計(jì)算；SV為廣義源項(xiàng)；Si為多孔介質(zhì)源項(xiàng)，本文采用的多孔介質(zhì)材料為均勻材質(zhì);Vi為V沿i方向的分量；1/α為黏性阻力系數(shù)；C2為慣性阻力系數(shù)。

計(jì)算域入口設(shè)為速度入口，速度為30 m/s，該速度工況對應(yīng)的雷諾數(shù)滿足雷諾相似準(zhǔn)則，氣動(dòng)力系數(shù)不再隨雷諾數(shù)的變化而變化；出口設(shè)為壓力出口，相對大氣壓力為0；汽車表面設(shè)為非滑移壁面；為了消除邊界層的影響，地板表面設(shè)為滑移壁面，移動(dòng)速度與入口速度的大小和方向一致。對于穩(wěn)態(tài)數(shù)值計(jì)算，影響計(jì)算精度的主要因素之一是湍流模型，目前汽車外流場穩(wěn)態(tài)計(jì)算常用的湍流模型包括可實(shí)現(xiàn)k-ε(Realizablek-ε)、重整化群k-ε(RNGk-ε、標(biāo)準(zhǔn)k-ε(Standardk-ε)以及剪切應(yīng)力輸運(yùn)k-ω(SSTk-ω)四種模型，其中，ω為比耗散率。國內(nèi)外學(xué)者對湍流模型在汽車外流場的應(yīng)用進(jìn)行了許多嘗試，本文結(jié)合風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)選取合適的湍流模型進(jìn)行計(jì)算，數(shù)值求解采用二階迎風(fēng)格式和基于壓力耦合方程組的半隱式(SIMPLE)算法。

3 風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證

為了避免底部復(fù)雜結(jié)構(gòu)加工引起的形狀誤差和裝配誤差導(dǎo)致計(jì)算模型與試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒灰恢?，采用上述方法?gòu)建光滑底部汽車外流場數(shù)值計(jì)算模型，并將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與該模型對應(yīng)的風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比。選取可靠的湍流模型，驗(yàn)證本文數(shù)值計(jì)算模型的精度，驗(yàn)證模型與風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ屯耆恢?，邊界條件與風(fēng)洞試驗(yàn)設(shè)定工況保持一致。風(fēng)洞試驗(yàn)在湖南大學(xué)HN-2號回流閉式風(fēng)洞進(jìn)行，如圖8所示，風(fēng)洞試驗(yàn)系統(tǒng)包括六分力浮框式汽車專用應(yīng)變天平、轉(zhuǎn)盤系統(tǒng)、邊界層抽吸系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，流場測量采用粒子圖像測試技術(shù)(PIV)。當(dāng)試驗(yàn)風(fēng)速達(dá)到20 m/s后，氣動(dòng)力系數(shù)趨于穩(wěn)定，進(jìn)入雷諾自準(zhǔn)區(qū)。

圖8 汽車風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ图霸O(shè)備Fig.8 Model and equipment of wind tunnel test

氣動(dòng)力系數(shù)對比如圖9所示。由圖9可知，Realizablek-ε湍流模型氣動(dòng)阻力計(jì)算精度最高，SSTk-ω湍流模型次之，Standardk-ε和RNGk-ε湍流模型計(jì)算誤差都比較大；SSTk-ω湍流模型氣動(dòng)升力計(jì)算精度最高，Realizablek-ε湍流模型次之，RNGk-ε湍流模型計(jì)算誤差最大。尾部流場對比如圖10所示。由圖10可知，Realizablek-ε和Standardk-ε湍流模型對尾渦形態(tài)和大小捕捉比較準(zhǔn)確，而Realizablek-ε和SSTk-ω湍流模型對速度大小和方向方面捕捉比較準(zhǔn)確，RNGk-ε湍流模型對尾渦速度大小和方向的計(jì)算存在較大偏差。

圖9 氣動(dòng)力系數(shù)對比(β=0°)Fig.9 Comparison of aerodynamic drag coefficient(β=0°)

總體而言，4種湍流模型的計(jì)算精度基本都達(dá)到工程應(yīng)用要求，綜合考慮4種湍流模型優(yōu)劣，本文選用Realizablek-ε湍流模型進(jìn)行計(jì)算求解，它在氣動(dòng)力計(jì)算以及流場捕捉方面的精度更為均衡，且在汽車外流場計(jì)算中應(yīng)用廣泛[15,17]。該模型的湍流動(dòng)能k和湍流耗散率ε計(jì)算公式如下：

(4)

(a)風(fēng)洞試驗(yàn)

(b)Realizable k-ε

(c)Standard k-ε

(d)RNG k-ε

(e)SST k-ω圖10 尾部流場對比(β=0°)Fig.10 Comparison of wake flow field(β=0°)

(5)

式中，ui(i=x,y,z)為速度分量；xi(i=x,y,z)為坐標(biāo)分量；μt為湍流動(dòng)能黏度；Gk為平均速度梯度引起的湍流動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng)；σk、σε分別為與湍動(dòng)能和耗散率對應(yīng)的普朗特?cái)?shù)；C1、C2為常數(shù)項(xiàng)；ν為黏性系數(shù)；S為平均應(yīng)變率張量的模量。

4 計(jì)算結(jié)果分析與討論

氣動(dòng)阻力一般用量綱一的氣動(dòng)阻力系數(shù)評價(jià)，而流場則用可視化的壓力云圖、速度矢量圖、湍流動(dòng)能圖、三維流線圖等相關(guān)信息評價(jià)。圖11所示為阻流板改進(jìn)前后自身氣動(dòng)阻力系數(shù)隨橫擺角變化關(guān)系曲線。橫擺角β為來流方向與汽車行駛方向夾角。

圖11 不同阻流板方案的氣動(dòng)阻力系數(shù)隨橫擺角的變化規(guī)律Fig.11 Variation of different spoilet aerodynamic drag coefficient with yaw angle varied

由圖11可知，當(dāng)橫擺角在0°～6°之間變化時(shí)，氣動(dòng)阻力系數(shù)變化不明顯，但隨著橫擺角的進(jìn)一步增大，不同方案阻流板的氣動(dòng)阻力系數(shù)都呈現(xiàn)減小的趨勢。相比傳統(tǒng)阻流板，多孔介質(zhì)材料阻流板和仿生阻流板氣動(dòng)阻力系數(shù)減小非常明顯，橫擺角越小，減小量越大，當(dāng)橫擺角為0°時(shí)，兩種方案氣動(dòng)阻力系數(shù)分別減小了20.47%和50.85%，說明本文兩種新方案對阻流板自身的減阻效果較好。

圖12 不同方案整車阻力系數(shù)隨橫擺角的變化關(guān)系Fig.12 Variation of aerodynamic drag coefficient with yaw angle varied for different spoilet cases

圖12所示為阻流板改進(jìn)前后整車氣動(dòng)阻力系數(shù)隨橫擺角變化關(guān)系。由圖12可知，各方案的氣動(dòng)阻力系數(shù)隨橫擺角的變化趨勢一致，兩種新結(jié)構(gòu)方案相比原始阻流板方案，氣動(dòng)阻力系數(shù)均出現(xiàn)了不同程度的減小。橫擺角大于18°以后，原始阻流板方案的整車氣動(dòng)阻力明顯大于原始方案整車氣動(dòng)阻力(原始方案指沒有裝阻流板的整車模型)，但采用多孔介質(zhì)材料和仿生設(shè)計(jì)的阻流板在橫擺角大于21°以后，整車氣動(dòng)阻力有明顯減小，接近或略大于原始方案的整車氣動(dòng)阻力。原始方案的氣動(dòng)阻力系數(shù)峰值出現(xiàn)在橫擺角為15°左右，而阻流板方案的氣動(dòng)阻力系數(shù)峰值出現(xiàn)在橫擺角為21°左右，多孔介質(zhì)阻流板和仿生阻流板氣動(dòng)阻力系數(shù)最大值相比原始阻流板氣動(dòng)阻力系數(shù)最大值分別減小了3.3%和4.7%，兩者均比原始方案的峰值要低。為了揭示兩種新結(jié)構(gòu)方案的減阻機(jī)理，接下來以橫擺角為0°時(shí)的工況分析改進(jìn)前后流場變化情況。

阻流板改進(jìn)前后壓力云圖與流線圖見圖13。原始阻流板是目前絕大多數(shù)轎車所采用的結(jié)構(gòu)形狀，阻流板垂直布置，這導(dǎo)致車頭前部正壓區(qū)域過大，且阻流板后方氣流分離區(qū)域過大，雖然相對于原始方案可減小氣動(dòng)阻力，但這種阻流板的結(jié)構(gòu)形狀存在一定的缺陷，一方面導(dǎo)致車頭阻力增大，另一方面導(dǎo)致車底前端流場紊亂，如圖13a所示。

阻流板采用多孔介質(zhì)結(jié)構(gòu)的材料后，一部分氣流從阻流板下方進(jìn)入車底，另一部分氣流從多孔介質(zhì)內(nèi)部穿過，車頭阻滯區(qū)域變小，阻流板后方氣流分離區(qū)域明顯減小，車頭正壓區(qū)域、阻流板正壓區(qū)域以及后部負(fù)壓區(qū)域明顯減小，如圖13b所示，因此多孔介質(zhì)阻流板氣動(dòng)阻力更小。

(a)原始阻流板

(b)多孔介質(zhì)阻流板

(c)仿生阻流板圖13 阻流板改進(jìn)前后壓力云圖與流線圖(β=0°)Fig.13 Flow field of car with different spoiler(β=0°)

原始阻流板采用仿生設(shè)計(jì)后，汽車前端底部流場發(fā)生顯著變化，遠(yuǎn)方來流在阻流板底部加速流向車底，車頭阻滯區(qū)域明顯減小，阻流板后方氣流分離區(qū)域明顯減小，車頭正壓區(qū)域以及阻流板后部負(fù)壓區(qū)域明顯減小，阻流板正壓區(qū)域消失，甚至在阻流板前部產(chǎn)生局部的負(fù)壓，如圖13c所示，這些因素對減小氣動(dòng)阻力都有積極作用。

(a)原始阻流板

(b)多孔介質(zhì)阻流板 (c)仿生阻流板圖14 阻流板改進(jìn)前后車身壓力云圖(β=0°)Fig.14 Pressure contour of body with different spoiler(β=0°)

(a)原始阻流板

(b)多孔介質(zhì)阻流板 (c)仿生阻流板圖15 阻流板改進(jìn)前后底部結(jié)構(gòu)壓力云圖(β=0°)Fig.15 Pressure contour of underbody with different spoiler(β=0°)

圖14和圖15為阻流板改進(jìn)前后車身和底部結(jié)構(gòu)的壓力云圖。阻流板采用多孔介質(zhì)結(jié)構(gòu)的材料后，阻流板自身最大正壓區(qū)域和最大正壓值都有一定程度減小，與圖11和圖13的分析結(jié)論吻合。部分氣流從多孔介質(zhì)阻流板內(nèi)穿過后速度會明顯降低，因此采用多孔介質(zhì)阻流板后汽車底部結(jié)構(gòu)壓力基本保持不變，如圖15b所示，即采用多孔介質(zhì)流板對底部結(jié)構(gòu)的氣動(dòng)阻力影響很小。原始阻流板采用仿生設(shè)計(jì)后，車底前端氣流速度增大，雖然這對減小阻流板自身氣動(dòng)阻力有積極影響，但是汽車底部結(jié)構(gòu)壓力會產(chǎn)生明顯變化，如圖15c所示，汽車底部后端正壓區(qū)變大，因此底部結(jié)構(gòu)氣動(dòng)阻力增大，但是阻流板自身減小的氣動(dòng)阻力大于底部結(jié)構(gòu)增大的氣動(dòng)阻力，因此整車氣動(dòng)阻力減小。需要說明的是，阻流板采用多孔介質(zhì)結(jié)構(gòu)的材料后，前輪氣動(dòng)阻力有一定減小，而后輪、發(fā)動(dòng)機(jī)罩、前后風(fēng)窗、汽車頂部以及尾部壓力變化不明顯。

圖16為阻流板改進(jìn)前后汽車尾渦分布圖，3種方案的尾渦形態(tài)一致、渦核位置基本相同，但采用仿生阻流板結(jié)構(gòu)后，由于車底前端氣流加速，進(jìn)入汽車底部的高速氣流增加，因此尾渦區(qū)域有一定增大。

(a)原始阻流板

(b)多孔介質(zhì)阻流板 (c)仿生阻流板圖16 阻流板改進(jìn)前后尾渦圖(β=0°)Fig.16 Wake vortex of different spoiler(β=0°)

(a)原始阻流板

(b)多孔介質(zhì)阻流板 (c)仿生阻流板圖17 阻流板改進(jìn)前后尾渦湍動(dòng)能分布圖(β=0°)Fig.17 Turbulent kinetic energy of different spoiler(β=0°)

由圖17尾渦湍流動(dòng)能分布圖也可得出相同的結(jié)論，仿生阻流板方案的湍動(dòng)能明顯增大，而多孔介質(zhì)阻流板方案的湍流動(dòng)能基本不變，因此采用多孔介質(zhì)阻流板后，車身氣動(dòng)阻力基本不變。采用仿生結(jié)構(gòu)阻流板后，車身尾部負(fù)壓減小，但車身前部正壓區(qū)域減小，雖然車身氣動(dòng)阻力有一定程度增加，但增加量小于阻流板自身所減小的氣動(dòng)阻力，且底部結(jié)構(gòu)和車身增加的氣動(dòng)阻力總和小于阻流板自身減小的氣動(dòng)阻力，因此整車氣動(dòng)阻力減小。兩種改進(jìn)方案的減阻原理不盡相同，但對減小整車氣動(dòng)阻力都有較好效果。

通過以上分析可知，相比于原始阻流板，多孔介質(zhì)阻流板和仿生阻流板在橫擺角β小于21°時(shí)，都能不同程度地減小整車氣動(dòng)阻力，但3種阻流板在橫擺角β大于21°后，整車氣動(dòng)阻力相比原始車型都有不同程度的增大。雖然多孔介質(zhì)阻流板和仿生阻流板的減阻效果相比原始阻流板好，但也略大于原始整車氣動(dòng)阻力，主要原因在于橫擺角較大時(shí)，更多氣流從車底側(cè)面進(jìn)入汽車底部(圖18虛線以上位置)，阻流板改善汽車底部流場效果減弱，不能有效避免高速氣流沖擊底部附件。為了解決該問題，利用側(cè)裙在大橫擺角下具有較好的減阻效果這一優(yōu)點(diǎn)(圖4)，提出仿生阻流板和側(cè)裙的組合方案，如圖18所示。

圖18 加裝仿生阻流板后車身底部流線圖(β=21°)Fig.18 Underbody streamline with bionic spoiler(β=21°)

圖19所示為仿生阻流板和側(cè)裙組合方案在不同橫擺角工況下的整車氣動(dòng)阻力系數(shù)變化曲線。采用仿生阻流板和側(cè)裙的組合減阻方案，橫擺角在0°～30°范圍變化時(shí)，整車氣動(dòng)阻力系數(shù)均小于原始方案和原始阻流板方案的氣動(dòng)阻力系數(shù)。由于橫擺角大于21°后，側(cè)裙對減小氣動(dòng)阻力效果顯著，因此相比較原始阻流板，橫擺角越大，組合方案的氣動(dòng)阻力系數(shù)減小幅度越大。原始阻流板方案氣動(dòng)阻力系數(shù)峰值在21°左右，組合方案氣動(dòng)阻力系數(shù)峰值在15°左右，氣動(dòng)阻力系數(shù)最大值減小了10.7%。

圖19 仿生阻流板和側(cè)裙組合方案的氣動(dòng)阻力系數(shù)Fig.19 Aerodynamic drag coefficient with combination scheme of bionic spoiler and side-skirts

相比原始阻流板方案，組合方案的車身、底部結(jié)構(gòu)和阻流板氣動(dòng)阻力更小，在橫擺角較大時(shí)，側(cè)裙能減少進(jìn)入汽車底部的高速氣流，避免高速氣流直接沖擊底部的排氣管總成、備胎、傳動(dòng)軸等部位，如圖20所示。由于前后輪分別處于仿生阻流板和側(cè)裙后沿，阻流板后沿和側(cè)裙后沿的加速氣流直接沖擊輪胎，導(dǎo)致前后輪氣動(dòng)阻力有少許增加。當(dāng)β=30°時(shí)，整車各部分氣動(dòng)阻力系數(shù)分布如表1所示。由表1數(shù)據(jù)可知，當(dāng)橫擺角為30°時(shí)，整車氣動(dòng)阻力減小了16.7%。

(a)原始阻流板 (b)組合方案圖20 不同方案的底部結(jié)構(gòu)壓力云圖(β=30°)Fig.20 Pressure contour of underbody with different spoiler(β=30°)

原始阻流板組合方案車身0.161 90.145 8底部結(jié)構(gòu)0.126 50.095 1前輪0.023 60.026 8后輪0.016 80.018 9阻流板0.040 80.021 1整車0.369 60.307 7

當(dāng)汽車高速運(yùn)行時(shí)，汽車底部氣壓比兩側(cè)高，因此底部氣流會向兩側(cè)流動(dòng)，在汽車側(cè)面形成誘導(dǎo)渦流，誘導(dǎo)渦不僅會直接參與尾渦形成，同時(shí)會產(chǎn)生誘導(dǎo)阻力。圖21為X=1.3 m橫截面的流線和湍流動(dòng)能分布圖，組合方案對汽車背風(fēng)側(cè)流場影響較大，由于側(cè)裙能抑制底部氣流向側(cè)面流動(dòng)，因此背風(fēng)側(cè)誘導(dǎo)渦變小，且湍流能量明顯減小，所以組合方案的車身氣動(dòng)阻力更小。

(a)原始阻流板

(b)組合方案圖21 不同方案X截面流線和湍動(dòng)能分布(β=30°)Fig.21 Streamline and turbulent kinetic energy of X-section with different spoiler(β=30°)

5 結(jié)論

(1)多孔介質(zhì)阻流板能加速耗散進(jìn)入車底的高速氣流能量，改善汽車車頭底部結(jié)構(gòu)流場，抑制阻流板后方分離渦尺度。相比傳統(tǒng)阻流板，整車氣動(dòng)阻力峰值減小了3.3%，解決了傳統(tǒng)阻流板自身氣動(dòng)阻力過大的問題。

(2)仿生阻流板能改善車頭壓力分布，雖然會導(dǎo)致車底前端氣流速度增加，對減小底部結(jié)構(gòu)和車身氣動(dòng)阻力不利，但其仿生流線形設(shè)計(jì)能大幅度減小自身氣動(dòng)阻力。相比傳統(tǒng)阻流板，整車氣動(dòng)阻力峰值減小了4.7%，解決了傳統(tǒng)阻流板自身氣動(dòng)阻力過大的問題。

(3)仿生阻流板和側(cè)裙組合的汽車底部氣動(dòng)附件設(shè)計(jì)方案能大幅度減小整車氣動(dòng)阻力，解決傳統(tǒng)阻流板在大橫擺角工況下的氣動(dòng)阻力過大問題。相比傳統(tǒng)阻流板，整車氣動(dòng)阻力峰值減小了10.7%。