許建民，莫靖宇，龔曉巖，鄭慶杰

(1.廈門理工學院 機械與汽車工程學院，福建 廈門 361024；2.福建省客車及特種車輛研發(fā)協(xié)同創(chuàng)新中心，福建 廈門 361024)

0 引言

重型貨車的氣動減阻一直是汽車制造廠持續(xù)追求的目標之一。當車速超過80 km/h時，氣動阻力就成為貨車的主要阻力，此時60%的燃油消耗用于克服重型貨車的氣動阻力[1]。在重型貨車上加裝合適的附加減阻裝置可以大幅度降低貨車氣動阻力系數(shù)。國內(nèi)外相關學者對各種氣動減阻裝置的減阻效果進行了大量的分析與研究，獲得了許多寶貴的經(jīng)驗。Kim等[2-4]提出了將新型的駕駛室導流罩用于廂式貨車氣動減阻，取得了明顯的減阻效果。文獻[5-7]研究了各種新型尾部減阻裝置對汽車的氣動減阻效果。文獻[8-10]將非光滑仿生表面結(jié)構加裝于汽車車身表面，并對其減阻效果和減阻機理進行了深入探討。文獻[11-12]對重型貨車的氣動減阻裝置進行了優(yōu)化。

汽車在行駛中經(jīng)常會遭遇到側(cè)風，因此汽車在側(cè)風環(huán)境中行駛是一種典型的行車工況。當高速行駛的汽車遭遇側(cè)風作用時，汽車外流場特性會發(fā)生明顯變化，其行駛穩(wěn)定性也會受到較大影響。重型集裝箱貨車因其車身高且側(cè)面迎風面大，其側(cè)風敏感性特別強，如果在高速行駛時遇到側(cè)風的襲擾，很容易發(fā)生側(cè)偏、側(cè)翻等安全事故。Huang等[13]通過數(shù)值模擬和風洞試驗的組合方法研究了轎車在側(cè)風環(huán)境下的氣動特性。文獻[14]就重型卡車在側(cè)風環(huán)境下的氣動特性進行了試驗研究。

由以上分析可知，國內(nèi)外學者對在無側(cè)風工況下的重型貨車氣動減阻方法已經(jīng)進行了深入詳細的研究，并提出了許多新型的氣動附加減阻裝置，但是沒有考慮附加減阻裝置在側(cè)風環(huán)境下對貨車側(cè)向力的影響。另一方面，目前對于汽車側(cè)風氣動特性的分析主要集中在轎車，而對在側(cè)風工況下附加減阻裝置對重型廂式貨車氣動特性的研究沒有得到企業(yè)界和學術界的充分重視。因此，針對在側(cè)風環(huán)境下附加減阻裝置對重型集裝箱貨車氣動特性的影響開展研究顯得尤為重要。

本研究以某重型集裝箱貨車作為研究對象，采用計算流體動力學方法，深入研究在側(cè)風環(huán)境下3種新型附加減阻裝置對重型集裝箱貨車氣動特性的影響規(guī)律，最后分析在側(cè)風環(huán)境下復合減阻裝置的復合減阻效果及側(cè)風氣動特性， 以期為在側(cè)風環(huán)境下的廂式貨車新型附加減阻裝置的設計及優(yōu)化提供理論依據(jù)。

1 幾何模型的建立及CFD分析

1.1 重型集裝箱貨車幾何模型的建立

采用UG軟件建立了某重型集裝箱貨車1∶1的實車模型。為了節(jié)省計算資源，在不影響計算精度的前提下，對該車模型進行了適當?shù)暮喕?。比如駕駛室部分省去了門把手、雨刮器、后視鏡支架，并對底盤部分進行了平滑處理，簡化了車輪、后橋和車架等復雜結(jié)構。重型集裝箱貨車原始模型(簡稱貨車原始模型)的主要尺寸如圖1所示。

圖1 貨車原始模型的尺寸(單位：mm)Fig.1 Dimensions of original truck model (unit: mm)

1.2 CFD仿真設置

國內(nèi)外對側(cè)風環(huán)境下汽車行駛的數(shù)值模擬方法主要分為以下3種：偏風模擬法、車輛模型旋轉(zhuǎn)模擬法和計算域旋轉(zhuǎn)模擬法。偏風模擬法的合成速度原理如圖2所示。在建立汽車模型時不用旋轉(zhuǎn)汽車模型與計算域的角度，而是通過相應的橫擺角β，在入口和側(cè)面入風口設置不同的側(cè)風風速Vw及汽車速度Va作為初始條件，從而獲得模擬不同側(cè)風和車速下的汽車側(cè)風氣動特性。在本研究中，車速均選擇Va=30 m/s，那么對于不同的橫擺角β(本研究的橫擺角分別為0°,3°,6°,9°,12°,15°,18°,21°,24°,27°,30°)，即可計算出相應的來流速度V=Va/cosβ，側(cè)風速度Vw=Vsinβ。

圖2 偏風數(shù)值模擬法原理圖Fig.2 Schematic diagram of simulation method for crosswind

貨車在側(cè)風作用下的氣動特性數(shù)值模擬采用的計算域為一包圍車身的長方體。車頭距入口邊界為1倍車長，車身尾部距出口邊界為3倍車長，車身左側(cè)面距左側(cè)入口邊界為4倍車寬，車身右側(cè)面距右側(cè)出口邊界為8倍車寬，計算域的高為4倍車高。經(jīng)計算得出該計算域的阻塞比為1.69%，雷諾數(shù)為3.06×107，可以基本消除阻塞效應和雷諾數(shù)效應的影響。采用通用有限元分析軟件ANSYS WORKBENCH的網(wǎng)格劃分工具對貨車模型的外流場計算域進行網(wǎng)格劃分，通過設置膨脹層的方法來對貨車模型的近壁面區(qū)域進行網(wǎng)格加密。通過采用不同的網(wǎng)格數(shù)目進行網(wǎng)格的無關性驗證。為了保證貨車氣動阻力系數(shù)計算結(jié)果的一致性，所有貨車模型外流場計算域的網(wǎng)格總單元數(shù)均控制在620萬左右。在數(shù)值模擬中采用基于壓力求解器的標準κ-ε湍流模型[15]。邊界條件設置如下：入口設置為速度入口(Vx=Va；Vy=Vw)；出口設置為壓力出口(靜壓力為0)；頂面、地面和車身表面均設置為無滑移壁面。求解時選用二階迎風差分格式進行空間離散，采用Simple算法進行迭代。

2 側(cè)風對加裝新型導流罩貨車模型氣動特性的影響

2.1 新型封閉式仿生導流罩的設計

受海獅頭部形狀的啟發(fā)[4]，在傳統(tǒng)貨車導流罩的基礎上設計了一種新型的仿生導流罩(見圖3(a))。傳統(tǒng)導流罩雖然也能起到一定的減阻效果，但是減阻效果有限。為了更好地發(fā)揮導流罩的減阻效能，設計了側(cè)裙式導流罩，該側(cè)裙式導流罩由傳統(tǒng)導流罩和側(cè)裙式導流板組合而成。當駕駛室與貨廂之間的間隙被柔性裝置全部封閉時，稱之為封閉式仿生導流罩(見圖3(b))。在作者前期研究中[16]，發(fā)現(xiàn)該封閉式仿生導流罩在沒有側(cè)風環(huán)境下對貨車具有較好的減阻效果。對比研究了貨車原始模型和加裝封閉式仿生導流罩貨車模型(簡稱導流罩模型)在不同側(cè)風工況下的氣動阻力和側(cè)向力系數(shù)等氣動特性。

圖3 新型仿生導流罩的安裝效果圖Fig.3 Effect drawing of installing a new type of bionic shroud

2.2 側(cè)風對導流罩貨車模型氣動力系數(shù)的影響

圖4(a)為氣動阻力系數(shù)隨橫擺角的變化趨勢。分析可知，隨著橫擺角的增大，貨車原始模型氣動阻力系數(shù)對橫擺角的變化比較敏感，呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。當橫擺角為24°時，氣動阻力系數(shù)值最大，其值為1.596，此后氣動阻力系數(shù)有所降低。而導流罩模型的氣動阻力系數(shù)隨著橫擺角的增大而逐漸增大。對比分析可知，導流罩模型的氣動阻力系數(shù)均小于貨車原始模型，說明在無側(cè)風和有側(cè)風環(huán)境下，封閉式仿生導流罩均具有顯著的減阻效果。當橫擺角為6°時，導流罩模型相對于貨車原始模型的減阻率為27.9%，此時減阻效果最佳。圖4(b)為側(cè)向力系數(shù)隨橫擺角的變化趨勢。隨著橫擺角的增大，貨車原始模型和導流罩模型的氣動側(cè)向力系數(shù)均呈現(xiàn)類似線性增大的趨勢。并且隨著橫擺角的增大，導流罩模型的氣動側(cè)向力系數(shù)急劇增加。這是因為封閉式仿生導流罩相比于原始貨車模型的側(cè)面迎風面積增加了約3.67 m2。這說明封閉式仿生導流罩在無側(cè)風和有側(cè)風的環(huán)境下均具有顯著的減阻效果，但是同時會急劇增加貨車所受的側(cè)向力。

圖4 氣動力系數(shù)隨橫擺角的變化趨勢Fig.4 Trends of aerodynamic coefficients varying with yaw angle

2.3 側(cè)風對導流罩模型外流場的影響

圖5為貨車原始模型與導流罩模型的貨車前部縱向?qū)ΨQ面速度分布圖(β=30°)。由該圖可知，對于貨車原始模型，由于駕駛室頂部低于貨廂頂部，這樣貨廂頂部突出部分對來流產(chǎn)生較大的氣動阻力，在駕駛室與貨廂之間出現(xiàn)了明顯的低速低壓區(qū)。而導流罩模型的前部沒有出現(xiàn)明顯的低速低壓區(qū)。

圖5 貨車前部縱向截面速度分布圖(β=30°)Fig.5 Distribution of speeds at longitudinal section in front of truck(β=30°)

圖6為貨車原始模型與導流罩模型的前部水平橫截面速度流線圖(β=30°)。隨著橫擺角的增大即側(cè)風速度的增大，貨車左右兩側(cè)流場不再對稱，車身背風側(cè)出現(xiàn)了明顯的氣流分離。由圖6(a)可以看出，當側(cè)風在駕駛室與貨廂間隙處穿過時，受到駕駛室和貨廂轉(zhuǎn)角的阻滯作用，在駕駛室后部及貨廂背風側(cè)形成漩渦。由圖6(b)可知，加裝封閉式仿生導流罩后，駕駛室后部區(qū)域氣流分離得到明顯改善，從而降低了整車的氣動阻力。

圖6 貨車前部水平橫截面速度流線圖(β=30°)Fig.6 Speed streamlines at horizontal cross-section in front of truck(β=30°)

圖7 貨車前部水平橫截面湍動能圖(β=30°)Fig.7 Turbulent kinetic energy at horizontal cross-section in front of truck(β=30°)

圖7對比了在橫擺角β=30°時導流罩模型和貨車原始模型的前部水平橫截面湍動能分布。由該圖可知，在具有側(cè)風的環(huán)境下，2種貨車模型的背風側(cè)均出現(xiàn)了不同程度的高湍動能區(qū)域。當橫擺角β=30°時，相對于貨車原始模型，導流罩模型的背風側(cè)出現(xiàn)了大面積的高湍動能區(qū)域，這是由于封閉式仿生導流罩的增加使貨車模型的側(cè)面迎風面積增加了約3.67 m2。

3 側(cè)風對加裝尾部減阻裝置貨車模型氣動特性的影響

3.1 尾部減阻裝置的設計

從空氣動力學的角度來看，重型廂式貨車的幾何形狀一般被視為一鈍體。而鈍體所受的氣動阻力與其尾流結(jié)構和動力學直接相關[17]。為了有效地減少由于貨車尾部產(chǎn)生的氣動阻力，設計了一種由4塊導流板構成的尾部減阻裝置。圖8(a)為設計的尾部減阻裝置的尺寸示意圖，圖8(b)為尾部減阻裝置的安裝效果圖。在作者前期研究中[16]，發(fā)現(xiàn)當α=12.5°，γ=80°，L=800 mm，l=400 mm，θ=45°時，該尾部減阻裝的減阻效果最佳。對比研究了貨車原始模型和加裝尾部減阻裝置貨車模型(簡稱尾部減阻裝置模型)在不同側(cè)風工況下的氣動阻力和側(cè)向力系數(shù)等氣動特性。

圖8 尾部減阻裝置的尺寸及安裝效果圖Fig.8 Dimension and installation effect drawing of rear end drag reducing device

圖9 氣動力系數(shù)隨橫擺角的變化趨勢Fig.9 Trends of aerodynamic coefficients varying with yaw angle

3.2 側(cè)風對尾部減阻裝置模型氣動力系數(shù)的影響

圖9為貨車氣動阻力系數(shù)和側(cè)向力系數(shù)隨橫擺角的變化趨勢。由圖9(a)可知，在所有側(cè)風速度下，尾部減阻裝置模型的氣動阻力系數(shù)均小于貨車原始模型，說明該尾部減阻裝置在不同側(cè)風速度下均有明顯的減阻效果。且隨著側(cè)風速度的增加，貨車原始模型和尾部減阻裝置模型的氣動阻力系數(shù)均是先增加后減小，當橫擺角β=24°時貨車氣動阻力系數(shù)最大。在沒有側(cè)風環(huán)境下，該尾部減阻裝置的減阻效果最佳，最佳減阻率為11.1%。由圖9(b)分析可知，隨著側(cè)風速度的增加，貨車原始模型和尾部減阻裝置模型的氣動側(cè)向力系數(shù)均呈類似線性規(guī)律增大。在大部分側(cè)風速度下，該尾部減阻裝置可以降低貨車側(cè)向力。這說明該尾部減阻裝置在無側(cè)風和有側(cè)風環(huán)境下均具有較好的氣動減阻效果。

圖10 貨車尾部水平橫向截面速度流線圖(β=30°)Fig.10 Speed streamline of horizontal cross-section at rear end of truck(β=30°)

3.3 側(cè)風對尾部減阻裝置模型外流場的影響

圖10為貨車尾部水平橫向截面速度流線圖(β=30°)。隨著橫擺角的增大即側(cè)風速度的增強，貨車的左右兩側(cè)流場明顯不對稱，貨車尾部流場的變化也較大，并且車身尾部形成了多個不規(guī)則形狀的拖曳渦，在貨車的背風側(cè)形成了2個大漩渦。對比分析可知，相對貨車原始模型，尾部減阻裝置模型的尾渦中心離車身尾部相對更遠，從而尾部受到渦流中心低速低壓區(qū)的影響較小。

圖11為貨車尾部水平橫向截面湍動能圖(β=30°)。由該圖可知，當有側(cè)風時，貨車原始模型和尾部減阻裝置模型尾部左右兩側(cè)均出現(xiàn)了一定面積的高湍動能區(qū)域，并且貨車尾部背風側(cè)的高湍動能區(qū)域較大。相對于貨車原始模型，尾部減阻裝置模型的尾部和背風側(cè)的高湍動能區(qū)域面積較小。這說明尾部減阻裝置可以改善貨車的尾部氣流狀態(tài)，有效地減弱貨車尾部和背風側(cè)的湍動能損耗，進而減小貨車所受的氣動行駛阻力和側(cè)向力。

圖11 貨車尾部水平橫截面湍動能圖(β=30°)Fig.11 Turbulent kinetic energy of horizontal cross-section at rear end of truck(β=30°)

4 側(cè)風對加裝仿生非光滑表面貨車模型氣動特性的影響

4.1 仿生非光滑表面減阻結(jié)構的設計

仿生學研究[18]表明，仿生非光滑表面結(jié)構能改變表面邊界層的流動狀態(tài)從而降低其氣動阻力。由作者前期研究[16]表明，當將深度為5 mm的半橢球形凹坑仿生非光滑表面凹坑布置于貨車原始模型的2個側(cè)面時，可以獲得較好的氣動減阻效果。仿生非光滑表面結(jié)構的尺寸示意圖如圖12所示。W為凹坑之間的橫縱向距離，本研究取200 mm，S為凹坑的深度，D為半橢球的長軸長度，且長短軸比值為1.5。對比研究了貨車原始模型和加裝仿生非光滑表面結(jié)構貨車模型(簡稱非光滑表面模型)在不同側(cè)風工況下的氣動阻力和側(cè)向力系數(shù)等氣動特性。

圖12 半橢球形凹坑示意圖Fig.12 Schematic diagram of semi ellipsoid pit

4.2 側(cè)風對非光滑表面模型氣動力系數(shù)的影響

圖13(a)為貨車原始模型和加裝非光滑表面模型在不同橫擺角下的氣動阻力系數(shù)?？梢钥闯?，在側(cè)風速度較小(橫擺角小于9°)時，非光滑表面結(jié)構具有較好的氣動減阻效果，而隨著側(cè)風速度增加，非光滑表面結(jié)構貨車模型的氣動阻力系數(shù)急劇增加。無側(cè)風工況下，非光滑表面結(jié)構具有最佳的減阻效果，該貨車模型的最佳減阻率為5%。圖13(b)為貨車原始模型和非光滑表面模型在不同橫擺角下的氣動側(cè)向力系數(shù)。可以看出，氣動側(cè)向力系數(shù)隨橫擺角β的增大以接近直線的趨勢急劇變大。在大部分橫擺角范圍內(nèi)，非光滑表面模型所受的側(cè)向力均大于貨車原始模型，但在較小橫擺角(側(cè)風速度小)時與貨車原始模型相當。由以上分析可知，在有側(cè)風環(huán)境下，非光滑表面結(jié)構的減阻效果有限，并且不具備降低貨車側(cè)向力系數(shù)的能力。

圖13 氣動力系數(shù)隨橫擺角的變化趨勢Fig.13 Trends of aerodynamic coefficient varying with yaw angle

圖14 貨車水平橫截面壓力分布圖(β=30°)Fig.14 Distribution of pressures on horizontal cross-section of truck(β=30°)

4.3 側(cè)風對非光滑表面模型外流場的影響

圖14為貨車水平橫向截面壓力分布圖。當橫擺角為30°時，貨車原始模型和非光滑表面模型的迎風面出現(xiàn)了3個明顯的高壓區(qū)域。相對于貨車原始模型，非光滑表面模型的迎風面出現(xiàn)的高壓區(qū)域面積更大，這也說明加裝非光滑表面貨車模型所受的側(cè)向力要大于貨車原始模型。在一定側(cè)風速度范圍內(nèi)，非光滑表面貨車模型的阻力系數(shù)要小于貨車原始模型，能起到一定減阻效果。但在所有側(cè)風速度下，非光滑表面會增大貨車所受的側(cè)向力。

5 側(cè)風對加裝復合減阻裝置貨車模型氣動特性的影響

5.1 復合減阻裝置的設計

為了研究側(cè)風對復合減阻裝置模型氣動特性的影響，在前面計算分析的基礎上將封閉式仿生導流罩、尾部減阻裝置及仿生非光滑表面結(jié)構進行組合，并對不同側(cè)風速度下的復合減阻裝置貨車模型的外流場分別進行數(shù)值模擬。圖15為設計的復合方案的整車模型。

圖15 復合減阻裝置模型Fig.15 Model of composite drag reduction device

5.2 側(cè)風對復合減阻裝置貨車模型氣動力系數(shù)的影響

圖16為不同橫擺角下的貨車原始模型和復合減阻裝置貨車模型的氣動力系數(shù)?？梢钥闯觯S著橫擺角的增加，貨車原始模型和復合減阻裝置貨車模型的氣動阻力系數(shù)也逐漸增大，并且在所有橫擺角下，復合減阻裝置貨車模型的氣動力系數(shù)均遠小于貨車原始模型。當橫擺角為12°時，復合減阻裝置具有最佳的減阻效果，最佳減阻率為68.8%。在橫擺角位于0°～30°之間時，復合減阻裝置的平均減阻率達到了37.3%。這說明復合減阻裝置在所有側(cè)風工況下均具有顯著的減阻效果。圖16(b)為不同橫擺角下的貨車原始模型和復合減阻裝置貨車模型的側(cè)向力系數(shù)。可以看出，貨車原始模型和復合減阻裝置貨車模型的側(cè)向力系數(shù)隨著橫擺角的增加逐漸增大。在側(cè)風工況下，復合減阻裝置會增大貨車所受的側(cè)向力，且橫擺角越大，側(cè)向力系數(shù)也急劇增大。這說明在有側(cè)風的工況下，復合減阻裝置在大幅度降低氣動阻力的同時會增加貨車的側(cè)向力。

圖16 氣動力系數(shù)隨橫擺角的變化趨勢Fig.16 Trends of aerodynamic coefficient varying with yaw angle

5.3 側(cè)風對復合減阻裝置貨車模型外流場的影響

圖17為橫擺角β=30°時貨車迎風面壓力分布圖。由該圖可知，貨車的正前部均出現(xiàn)了高壓區(qū)。對于貨車原始模型，高于駕駛室的部分貨廂存在大面積的正壓區(qū)，說明氣流在這里受到貨廂突出部分的阻擋。當貨車在行駛時遭遇側(cè)風時，氣流從車頭前方及貨箱間隙部位向背風側(cè)流動，從而對背風側(cè)流場產(chǎn)生明顯的影響。在同樣的側(cè)風速度下，復合減阻裝置貨車模型的側(cè)面迎風面正壓區(qū)要大于貨車原始模型。這說明加裝的減阻裝置會增大貨車的側(cè)向力，這是因為附加減阻裝置增大了貨車側(cè)向迎風面積。

圖17 貨車迎風面表面壓力分布圖(β=30°)Fig.17 Distribution of surface pressures on windward side of truck(β=30°)

圖18為當橫擺角β=30°時貨車水平橫截面湍動能分布圖。由該圖可知，貨車原始模型和復合減阻裝置貨車模型的背風側(cè)和尾部均出現(xiàn)了不同程度的高湍動能區(qū)域，其中在同樣側(cè)風速度下，相對于貨車原始模型，復合減阻裝置貨車模型尾部出現(xiàn)的高湍動能區(qū)域的面積較小，而背風側(cè)出現(xiàn)的高湍動能區(qū)域面積要大。這也說明了在有側(cè)風的工況下，復合減阻裝置在減少氣動阻力的同時會增加貨車的側(cè)向力。

圖18 貨車水平橫截面湍動能圖(β=30°)Fig.18 Turbulent kinetic energy of horizontal cross-section of truck (β=30°)

6 結(jié)論

(1)在無側(cè)風和有側(cè)風環(huán)境下，受海獅頭部形狀啟發(fā)設計的封閉式仿生導流罩對貨車具有顯著的減阻效果。當橫擺角為6°時,導流罩模型相對于貨車原始模型的減阻率為27.9%，此時減阻效果最佳。封閉式仿生導流罩的加裝增大了貨車的側(cè)向力系數(shù)，這是因為封閉式仿生導流罩大大增加了貨車的側(cè)面迎風面積。

(2)尾部減阻裝置在無側(cè)風和有側(cè)風環(huán)境下均具有較好的氣動減阻效果，進而可以增加貨車在側(cè)風環(huán)境下的行駛穩(wěn)定性和安全性。尾部減阻裝置可以改善貨車的尾部氣流狀態(tài)，進而有效地減弱貨車尾部和背風側(cè)的湍動能損耗，減小貨車所受的氣動行駛阻力和側(cè)向力。

(3)在側(cè)風速度較小(橫擺角小于9°)時，非光滑表面結(jié)構具有較好的氣動減阻效果，只有當橫擺角等于6°時，非光滑表面結(jié)構模型的側(cè)向力系數(shù)才小于貨車原始模型。在有側(cè)風環(huán)境下，非光滑表面結(jié)構的減阻效果有限，而且會增大貨車所受側(cè)向力。

(4)復合減阻裝置在所有側(cè)風工況下均具有顯著的減阻效果。當橫擺角為12°時，復合減阻裝置具有最佳的減阻效果，最佳減阻率為68.8%。在橫擺角位于0°～30°之間時，復合減阻裝置的平均減阻率達到了37.3%。在側(cè)風工況下，復合減阻裝置會增大貨車所受的側(cè)向力，且橫擺角增大，側(cè)向力系數(shù)也急劇增大。