隧道內超車瞬態氣動穩定性影響的數值仿真研究

賀桂敏，谷正氣，楊濱徽，龔旭，孫露

(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，410082)

隨著汽車保有量的飛速增長及公路隧道等交通設施的大量建設，車流密度增大，汽車在路面上的行駛環境越來越復雜，各類汽車超車、會車和穿越隧道等復雜行車情況也頻繁出現。公路隧道的長管形空間及其封閉性對空氣動力學特性會產生更為深遠的影響。高等級公路隧道多采用單向雙車道，在隧道內保留了超車道。隧道內超車時由于2輛車流譜發生相互干擾及隧道設施對汽車外流場的影響，在車身上產生瞬時氣動力壓力波動，并且該壓力波動在整個超車過程中迅速變化。該變化將直接導致作用在汽車車身上氣動力的改變，致使汽車發生橫擺、側傾和側滑，從而影響汽車行駛瞬態穩定性，嚴重時會發生交通事故。因此，對隧道內超車這種復雜工況下汽車瞬態空氣動力學特性研究是必要的[1?4]。本文選用某實車縮比模型，運用滑移交界面(sliding interface)和移動網格(moving mesh)技術，應用STAR-CD軟件對隧道內超車過程中4種不同工況下的非定常流進行瞬態數值模擬分析[5]。鑒于六面體網格節點排列規則求解精度高，收斂速度快及使用動網格時可以對節點進行程序控制，本研究采用全六面體網格。

1 數值仿真計算

1.1 基本方程

汽車在隧道內超車時，汽車周圍的流場屬于等溫、黏性、非定常、不可壓縮流，具有典型的三維分離流動特性。它遵循質量守恒、動量守恒和能量守恒控制方程。3個控制方程的守恒型通用形式如下：

式中：ρ為密度，kg/m3，u為速度矢量，m/s；t為時間，s；φ為通用變量，可以代表u，v和w(u，v和w是速度矢量u在x，y和z方向上的分量)等求解變量；Γ為廣義擴散系數；S為廣義源項。上式各項依次為瞬態項、對流項、擴散項和源項[6]。

1.2 超車網格策略

如圖1所示為超車過程網格策略[7]。

圖1 超車過程動網格策略Fig.1 Moving mesh strategy in overtaking progress

網格4為靜止網格區，表示隧道；網格3為靜止網格區，表示隧道內2輛車之間側向區域的網格。網格2與被超車B相連，網格1與主超車A相連，二者均為動網格區，隨著2輛車的運動一起移動。隨著車前網格的擠壓，計算域前面的網格不斷被移除，后面網格不斷補充進去。2個動網格區域之間通過滑移交界面Ⅰ，Ⅱ和網格3傳遞數據。這些構成了整個流場。

1.3 模型的建立

1.3.1 隧道模型

本研究所采用隧道為根據《公路隧道設計規范JTG》設計的公路雙車道隧道。其建筑界限和內廓尺寸如圖2所示[8]。

圖2 隧道內廓尺寸Fig.2 Dimensions inside tunnel profile

本研究超車仿真采用全瞬態方法，整個超車過程在隧道內完成。隧道長125 000 mm，模型縮尺比例為1:10，如圖3所示。

圖3 隧道超車模型Fig.3 Tunnel model

1.3.2 轎車模型

該轎車為階梯背，車身長 5 125 mm,寬(帶后視鏡)2 048 mm，高1 470.5 mm，正面投影面積2.331 m2，模型縮尺比例為1:10。在不影響計算精度的情況下，對車身進行了簡化處理，對模型底盤做了平整化處理，省略了車燈，門把手，天線等，但保留了后視鏡，雨刮器凹槽等細部特征。實車模型如圖4所示。

圖4 轎車模型Fig.4 Car model

1.4 計算域與網格劃分

隧道內超車模型計算域內全部為六面體網格，2輛車均采用圖4所示轎車模型。被超車B在右車道以速度v2行駛，主超車A在左車道以速度v1行駛，2輛車均向X負方向行駛。坐標原點固定在主超車A車頭，記主超車A車頭到被超車B車尾的縱向間距為X，車身長為L，以X/L表示超車過程中2輛車的相對位置。起始時，X/L=?3，即主超車A車頭與被超車B車尾縱向距離為3倍車長，超車過程完成后，X/L=5。全域網格總數大約為370萬，超車計算域如圖5所示。

圖5 超車計算域Fig.5 Calculation domain of overtaking

圖6所示為轎車周邊網格拓撲，其左下為雨刮器凹槽處局部附面層放大圖，中間為后視鏡處局部附面層放大圖，右下為輪胎周圍的網格拓撲。

1.5 邊界條件及計算參數設置

壓力邊界：由于使用動網格技術，所以將隧道兩端的開闊邊界設為壓力邊界，邊界上的相對壓力為0；

地面：選擇無滑移(no slip)壁面(wall)邊界條件；

車身：選擇無滑移(no slip)壁面(wall)邊界條件；

隧道和隧道端墻: 選擇無滑移(no slip)壁面(wall)邊界條件；

交界面：交接面兩側選擇交界面邊界，2輛車共12個交界面，12個交界面邊界。如圖7所示。

圖6 車周邊網格拓撲及局部附面層Fig.6 Mesh around car

圖7 超車邊界條件設置Fig.7 Setting of boundary conditions

超車過程瞬態時間步長設為0.15 ms。計算中選用RNGk?ε湍流模型(考慮了低雷諾數流動黏性和湍流漩渦，具有較高的可信度和精度)，對流項采用多維二階MARS差分格式(混合型差分格式，具有二階精度)。速度和壓力耦合采用對瞬態問題更有優勢的隱式算子分割算法PISO[9]。

2 CFD仿真結果及分析

在隧道內超車時，影響超車車輛瞬態氣動穩定性的主要因素有2輛車之間的側向間距及2輛車間的相對車速。受隧道內廓尺寸及道路條件的限制，駕駛員對側向間距的選擇性范圍比較小，而駕駛員可隨時調整車速以保證行車安全。故分別選取2種不同側向間距(2輛車之間)和同種相對車速，如表1工況Ⅰ和Ⅱ所示，及同種側向間距(0.34w，0.59w)和3種不同相對車速如表1中工況Ⅰ，Ⅲ和Ⅳ所示進行對比分析。

表1 4種工況設置Table 1 Setting of four kinds of condition

2.1 超車車輛的氣動力及力矩變化分析

側向偏移量和橫擺角速度直接影響汽車的直線行駛性能和操縱穩定性能，而后者則關系到隧道內的超車安全。因此以下著重對4種工況下超車車輛的氣動側力和橫擺力矩的變化情況進行對比分析[10]。

2.1.1 被超車的氣動力及力矩變化分析

圖8所示為4種工況下，被超車的氣動側力在超車過程中隨2輛車相對位置的變化情況(側力以Y軸正向即被超車指向隧道壁的一側為正，以Y軸負向為負，其中正負僅代表方向，不代表大小)。

圖8 4種工況下被超車的氣動側力變化趨勢Fig.8 Side force trends of overtaken vehicles

由圖8可知：被超車所受到的氣動側力在4種工況下變化趨勢基本相同，都呈現類正弦變化曲線[11]。

整個超車過程中，被超車所受到的氣動側力在極短時間(＜0.5 s)內大小和方向均發生急劇變化。當X/L≈?1時，被超車所受到的被向外側排斥的作用力在Y正向逐漸增大，當主超車車頭與被超車車尾大致持平時，被向外側排斥的作用力達到最大。隨著兩輛車進入重影區，氣動側力在正向迅速減小至0后又在負向迅速增大，被超車有被吸向主超車的趨勢，當兩輛車車頭相平時，被超車受到的被向內側吸引的作用力最強，作用力的大小大約是被向外側排斥的最大作用力的1.7倍。隨著2輛車逐漸駛出重影區，氣動側力在負向迅速減小為0后又在正向迅速增大，被超車又受到向外側排斥的作用力，當主超車車尾與被超車車頭大致持平時，這種被向外側排斥的作用力最大。隨著主超車的遠去，氣動側力逐漸減小為 0，此后受主超車尾流和隧道壁阻塞效應的共同影響，側向力仍然出現有規律的小幅度波動。

以上4種工況：工況Ⅰ至工況Ⅳ側向力在Y正向的最大值分別為1.53，1.02，1.12和0.70 N，在Y負向的最大值分別為2.53，1.71，1.18和0.89 N。

其中：ρ取1.29，kg/m3；S為汽車迎風面積，本研究為0.023 31 m2；v∞為來流速度，本研究為60 km/h。

由于本研究采用1:10的縮比模型，由此可知4種工況下原車模型在實際路面上超車時受到的側向力在Y正向的最大值分別為153，102，112和70 N，在Y負向的最大值分別為253，171，118和89 N。側向力過大，導致車輛的橫向偏移量過大，從而影響車輛的直線行駛性能，容易致使車輛進入其他車道或引起同向行駛的車輛發生相撞。

圖9所示為被超車的橫擺力矩隨著2輛車相對位置的變化情況(橫擺力矩方向以繞Z軸正向即符合右手螺旋法則為正，以Z軸負向為負，其中正負僅代表方向，不代表大小)。

由圖9可知：被超車所受到的橫擺力矩在4種工況下變化趨勢基本相同，都呈現類正弦變化曲線[12]。

被超車所受到的橫擺力矩在超車過程的極短時間(＜0.5 s)內大小和方向也發生急劇變化。當主超車車頭與被超車車尾間的縱向距離大約為 1倍車長(X/L≈?1)時，橫擺力矩在逆時針方向(繞Z軸正向)開始逐漸增大，當X/L≈0時，橫擺力矩在正向達到第1個峰值，即被超車車尾被排斥而車頭被吸引的趨勢最強。隨著2輛車駛入重影區，逆時針方向的橫擺力矩迅速減小為0后又在順時針方向迅速增大，被超車受到車尾被吸引而車頭被排斥的力矩作用；當2輛車車頭大致持平時，這種力矩作用最大，大約是逆時針方向最大力矩的1.7倍。隨著2輛車逐漸駛出重影區，順時針方向的橫擺力矩迅速減小為0后又在逆時針方向迅速增大，當X/L≈2時，被超車受到的繞逆時針方向的橫擺力矩作用達到最大值，隨著主超車的遠去，橫擺力矩又逐漸減小為0 N·m。

圖11 4種工況下主超車的橫擺力矩變化趨勢Fig.11 Yaw moment trends of overtaking vehicles

工況Ⅰ和工況Ⅱ橫擺角度過大，導致橫擺角速度變化過大，會嚴重影響車輛的操縱穩定性能[13]。這對隧道內的行車安全極為不利，極易引起隧道內的交通事故[14]。

2.1.2 主超車的氣動力及力矩變化分析

圖10和圖11為4種工況下主超車的氣動力變化趨勢。

圖10 4種工況下主超車的氣動側力變化趨勢Fig.10 Side force trends of overtaking vehicles

圖9 4種工況下被超車的橫擺力矩變化趨勢Fig.9 Yaw moment trends of overtaken vehicles

從圖10和圖11可以看出：4種工況下主超車的氣動側力和橫擺力矩的變化幅度很小。可見超車過程對主超車的流場變化影響比較小。與被超車相比主超車的氣動力及力矩變化受側向間距的影響更大，而受相對車速的影響相對小一些。

2.2 超車過程的流場分析

截取工況Ⅰ和工況Ⅱ超車過程中的1個典型位置的流場，對比分析側向間距對流場的影響。

圖12和圖13分別為0.135 s(X/L=0.512)時刻工況Ⅰ和工況Ⅱ水平面(Z=750 mm)壓力云圖。

由圖12和13等壓線分布可知：隨著主超車駛入重影區，轎車內側的氣流運動發生阻塞，使得2輛車相會面的氣流流速比另外一面的氣流流速大，氣壓也就偏低。2輛車側向間距越狹窄，這種阻塞效應越明顯[15]。對比圖12和13可看出：圖12中被超車的尾部及內側相會面受到后面轎車側面低壓區的影響更大，因此，側向間距越小，被超車受到的負向側向力也越大。

圖12 工況Ⅰ下X/L=0.512,Z=750 mm處壓力云圖Fig.12 Pressure contour of condition one at X/L=0.512 and

圖13 工況Ⅱ下X/L=0.512,Z=750 mm處壓力云圖Fig.13 Pressure contour of condition two at X/L=0.512 and Z=750 mm

截取工況Ⅰ和工況Ⅲ超車過程中的1個典型位置的流場，對比分析相對車速對流場的影響。

被超車側力及橫擺力矩在0.18 s時均達到正向極值，圖14～17所示分別為該時刻(X/L=1.976)工況Ⅰ和工況Ⅲ水平面(Z=750 mm)壓力云圖及被超車中部橫斷面壓力分布圖。

圖14 工況Ⅰ下X/L=1.916,Z=750 mm處壓力云圖Fig.14 Pressure contour of condition one at X/L=1.976 and Z=750 mm

圖15 工況Ⅰ下被超車中部橫斷面壓力圖Fig.15 Pressure distribution of middle section of

圖16 工況Ⅲ下Z=750 mm處壓力云圖Fig.16 Pressure contour of condition three at X/L=1.976 and Z=750 mm

圖17 工況Ⅲ下被超車中部橫斷面壓力圖Fig.17 Pressure distribution of middle section of overtaken vehicle of condition three

對比分析圖14和圖16可以看出：主超車恰好駛出重影區，由于被超車受主超車尾流及側面流場的影響，被超車車頭左側及相會側面壓強有小幅度升高，從而使被超車側向力出現1個正向的瞬時極值，同時，被超車車頭有被推離主超車，而車尾有被吸向主超車的趨勢，使橫擺力矩出現1個順時針方向的瞬時極值。主超車車速越大，車身周圍的流場變化越劇烈，這種影響作用越大。分別截取工況Ⅰ和工況Ⅲ被超車中部橫斷面壓力分布進行對比分析，如圖15和17所示。圖15中被超車內側面甚至出現局部小范圍正壓。

3 結論

(1)應用全六面體，滑移交界面和動網格技術對隧道內兩實車縮比模型超車過程的瞬態外流場進行了數值仿真分析。

(2)基于行車安全考慮，從空氣動力學角度對氣動力穩定性影響的因素出發，選取隧道內2種不同側向間距(2輛車之間)同種相對車速及同種側向間距 3種不同相對車速4種工況進行數值模擬分析。仿真結果表明超車過程中被超車的氣動力變化更為劇烈，各種工況下的變化幅度也有很大差別，直線行駛性能和操縱穩定性能相對較差，駕駛員應該時刻提高警惕及時地調整方向盤轉角以保證行車安全。主超車駕駛員應該綜合考慮 2輛車間的側向間距和車速的雙重影響，在側向間距比較小時選擇合適的車速去超車。

(3)仿真結果可以為隧道內車輛限速及隧道內安全超車提供參考。

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