汽車水平外形參數對氣動阻力影響的仿真分析

鄭子浩++楊志剛++朱暉

摘要： 針對現有的汽車氣動性能優化研究大多集中于縱向外形參數上，缺乏對水平外形參數研究的問題，選取水平外形參數中車尾收縮角和后風窗收縮角作為氣動優化研究對象.利用數值仿真軟件建立車體模型并進行仿真，求解獲得水平外形參數的變化對氣動阻力的影響規律.將水平參數的變化與對應的縱向外形參數的減阻效果進行對比分析.結果表明：水平外形參數的變化引起尾流結構顯著變化，且與對應的縱向外形參數相比其減阻效果更好.因此，水平外形參數對汽車氣動性能優化具有積極影響.

關鍵詞： 汽車； 性能優化； 氣動阻力； 水平外形參數； 車尾收縮角； 后風窗收縮角； 尾流結構

中圖分類號： TP391.9文獻標志碼： B

0引言

氣動阻力對汽車的操縱穩定性和燃油經濟性等有很大影響.良好的汽車外形能有效減小氣動阻力，因此，汽車氣動外形優化設計是整車開發過程的關鍵環節.[1]汽車在不同方向上的外形結構改變，對汽車氣動阻力均有較大影響.谷正氣等[2]開展針對后風窗傾角的風洞試驗研究，得到不同后風窗傾角與尾流場結構的關系；ZHANG等[3]針對三廂車的尾部上翹角和風窗傾角等典型縱向外形參數進行數值仿真，得到阻力較小的參數綜合優化模型；傅立敏等[4]發現，帶有水平尾錐度的汽車外形能令氣動阻力峰值降低17%.現有研究大多只針對縱向對稱面上的外型改變，很少關注頂視圖亦即水平面上的外形變化，并且未見有文獻比較縱向面和水平面上的外形參數對氣動特性影響顯著性的差異，因此在氣動優化設計中，難以較好地判斷哪些平面上的參數對氣動特性影響更顯著，從而無法更有效地降低整車氣動阻力.

本文利用計算流體動力學數值仿真軟件，針對汽車水平外形參數，通過數值仿真，快速求解得到壓力云圖、速度矢量等數據，分析探討水平外形參數變化對氣動阻力變化的影響原因和規律，并通過與縱向外形參數的減阻效果進行對比分析，得出不同平面上的外形參數對氣動阻力影響的顯著程度，從而為汽車氣動外形優化提供理論依據.

1計算方法

1.1流場控制方程

汽車行駛過程的周圍流場是定常且不可壓縮的三維黏性流場.對于大部分工程問題，流體流動主要處于湍流狀態，其運動規律滿足NS方程，但由于其直接求解困難，因此工程上廣泛使用雷諾時均方程.[5]時間平均法即將湍流看作由時間的平均流動和瞬態脈動疊加而成.為令方程封閉，本文采用可實現的kε模型.

1.2仿真模型

選取國際上被廣泛接受的具有簡化汽車形體的標準MIRA模型，以目前市面上的主流轎車類型兩廂車和三廂車為研究對象，其標準MIRA模型見圖1.流場采用四面體和六面體混合的非結構網格，并對車身周圍進行加密，以準確計算模型前后壓差阻力.計算域為長方形，總網格數均保持在1 300萬左右，見圖2.數值模擬采用非平衡壁面函數，控制方程對流項采用2階迎風格式，計算方法采用SIMPLE算法.

a）兩廂車b）三廂車圖 1標準MIRA模型

Fig.1Standard MIRA models

圖 2流場區域的縱向對稱面網格劃分

Fig.2Mesh of flow field on longitudinal symmetric plane

2仿真分析

在不改變汽車長度的條件下，車尾和后風窗外形的改變會引起尾渦渦核位置、渦擴散范圍及拖曳渦的改變，從而改變前后壓差，使氣動阻力產生顯著變化.為此，選取車尾和后風窗作為汽車水平外形的研究參數，有針對性地制定改型方案，并且與對應區域已有的縱向外形優化結果對比，考察該區域在不同平面上的外形改變對氣動阻力的影響程度.

2.1水平外形參數改型方案

對于汽車水平面外形的變化，關鍵在于定義改型方法及其變化值域，使其滿足變化要求，同時將其對汽車其他結構的影響降到最小.因此，參考轎車造型改進的設計方法[6]，利用建模軟件，按下述方法設計水平面車尾收縮和風窗收縮.

車尾水平收縮：在三廂車頂視圖下，從后切面開始，后懸兩側向縱向面方向傾斜，其角度α變化范圍為單側0～20°，見圖3a.后風窗水平收縮：在兩廂車頂視圖下，以C柱頂部為中心點，后風窗兩側向縱向面方向傾斜，其角度β變化范圍為單側0～20°，圖3b.

a）車尾水平收縮b）后風窗水平收縮圖 3標準MIRA模型水平外形參數變化

Fig.3Horizontal shape parameter change of

standard MIRA model

2.2車尾水平收縮分析

2.2.1阻力因數變化規律

阻力因數α曲線見圖4.由此可知：阻力因數隨α的增大而明顯減小，但當α增大到10°以上時，阻力因數減小不再明顯，最大降幅為15.34%.

圖 4阻力因數α曲線

Fig.4Curve of drag factor against α

2.2.2結果分析

車尾端面在水平對稱面（z=600 mm）上的壓力因數對比見圖5.由此可知：隨著α的增大，車尾端面有效面積逐漸減小，整個車尾壓力回升，該負壓區甚至逐漸轉化為正壓.

圖 5水平對稱面上車尾壓力因數隨α變化曲線

Fig.5Curves of tail pressure factor change with change of α on horizontal symmetric plane

不同α的車身表面壓力因數見圖6.由此可知：隨著α的增大，車身兩側氣流進入車尾傾角后膨脹，流速下降，使收縮角區域的壓力逐步上升，正壓區向車頭方向發展，綜合反映為前后壓差阻力逐漸減小.α=20°模型與標準模型的縱向對稱面壓差見圖7.改型后模型整個后部壓力均上升，而前部上表面壓力變化不大，但是前部下表面壓降很大，整車升力因數從0.008下降至0.007，從而導致整車誘導阻力下降.尾部流場結構是汽車氣動特性的核心問題之一.[7]分析車尾改型前后尾流結構的差異，標準模型與α=20°模型的車尾壓力云圖和流線比較見圖8.改型前尾部死水區范圍較大，此時死水區以一對沿y軸發展的剪切渦為主.剪切渦由頂部下洗的剪切氣流和底部上洗的剪切氣流形成，其渦核為負壓.渦核負壓區基本與車尾端面平行，成條狀分布，因此整個車尾端面受負壓區影響較大，壓差阻力較大.隨著α的增大，側向渦逐漸顯著并向軸線靠攏，側向渦的渦核為正壓，受其影響，原來的剪切渦在y軸方向的擴散范圍越來越小，因此車尾受其渦核負壓區影響也逐漸變小.

圖 6不同α的車身表面壓力因數

Fig.6Automotive body surface factor in different α

圖 7α=20°模型與標準模型的縱向對稱面壓差， Pa

Fig.7Pressure difference on longitudinal symmetric plane between α=20° model and standard model， Pa

圖 8標準模型與α=20°模型的車尾壓力云圖和

流線比較， Pa

Fig.8Comparisons of pressure contour and streamline between standard model and α=20° model， Pa

側向渦的發展也令車身兩側氣流往回卷.在距車尾端面x=50 mm處，取車尾端面的投影面積統計死水區進氣量，見表1.由此可知：氣流量變化不大，但由于車尾端面面積減小，死水區范圍變小，單位面積氣流量增加，這些氣流為車尾死水區提供額外動能，導致車尾壓強回升.

表 1車尾死水區流量

Tab.1Mass flow at dead zone參數標準模型α=20°模型變化率/%進氣量（kg/s）2.2972.103 -8.45車尾端面面積/（mm2）823 602529 334-35.73

不同α水平對稱面上（z=600 mm）的湍動能云圖見圖9.湍動能越大意味著車尾渦強度越大，需要消耗的能量越多，阻力也就越大.隨著α的增大，湍流動能強度顯著減小.這是因為隨著車尾端面面積減小，車尾邊界層渦進入尾渦減少，從而使得車尾渦強度減小，氣動阻力隨之降低.

圖 9不同α下的尾部水平對稱面湍流動能， J/kg

Fig.9Turbulent kinetic energy on horizontal symmetric

plane of tail in different α， J/kg

2.3后風窗收縮分析

2.3.1阻力因數變化規律

阻力因數β曲線見圖10.由此可知：阻力因數隨β的增大而減小，但當β增大到8°以上時，阻力因數減小不再明顯，最大降幅為1.44%.

圖 10阻力因數β曲線

Fig.10Curve of drag factor against back

windshield contraction angle

2.3.2結果分析

標準模型與β=20°模型車身表面壓力云圖比較見圖11.由此可見：模型前部壓力基本沒有變化，后部正壓區增大.結合圖12的流線比較，可知這是由于改型前側風窗氣流越過C柱流入后風窗區域，流速較快，在C柱形成負壓區域，而改型后氣流能沿著后風窗收縮角向車尾流動，C柱負壓區消失，后風窗區域氣流較為平緩，能量損失變少，導致后風窗正壓區增加，從而前后壓差阻力變小.

圖 11標準模型與β=20°模型車身表面壓力云圖比較

Fig.11Comparison of body surface pressure contour of standard model and β=20° model

a）標準模型b）β=20°模型圖 12標準模型與β=20°模型車身表面流線比較

Fig.12Comparison of streamline on body surface of standard model and β=20° model

傅立敏等[8]和朱暉等[9]研究指出，拖曳渦在尾部的發展誘發順氣流方向的作用力，是誘發氣動阻力的重要因素.為進一步研究拖曳渦對阻力的影響，取尾后x=1 000 mm處進行比較分析，見圖13.

a）x=1 000 mm處流線圖

b）x=2 000 mm處湍動能云圖

圖 13標準模型與β=20°模型的拖曳渦對比，J/kg

Fig.13Comparison of vortices of standard model and

β=20° model，J/kg

圖13a中：風窗收縮后箭頭所指的上部拖曳渦范圍明顯減小，這是由于側風窗氣流沿后風窗收縮角向縱向面方向靠近，其與車身側面氣流混合效應減弱，從而使拖曳渦范圍變小.當拖曳渦發展到尾后x=2 000 mm處時，其湍動能強度亦相應減小，表明渦強度減少，故氣動阻力減小.

3水平面與縱向對稱面上的外形參數影響比較為分析上述水平外形參數和典型的縱向參數對氣動阻力的影響程度強弱，利用減阻效率ΔCD（單位為10-7 mm2）衡量單個外形參數下阻力因數變化與車身表面積變化.通過與文獻數據進行對比，綜合分析不同平面上參數變化的減阻效果的差異.

3.1車尾參數的減阻效果比較

典型的縱向對稱面車尾參數為尾部上翹角，其在z方向引起車尾面積的變化；典型水平參數為收縮角，其在y方向改變車尾面積：因此，以車尾面積作為衡量標準（見圖14），并與縱向面研究數據[10]進行比較，結果見表2和3.其中：以尾部上翹角10°為標準，其他尾部上翹角引起的z方向ΔCD平均值為-0.31×107 mm-2；以0°車尾水平收縮角為標準，其他車尾水平收縮角引起的y方向ΔCD平均值為2.50×107 mm-2.

a）上翹角（縱向面）b）收縮角（水平面）圖 14不同平面的外形參數引起的車尾面積變化

Fig.14Tail area change induced by shape parameters on

different planes

表2z方向尾部上翹角分析

Tab.2Analysis on tail diffuser angle in z direction角度/

（°）CD變化率/

%面積變化/

%ΔCD/

（10-7 mm2）04.0237.940.374-0.2822.90-0.048-0.427.70-0.19121.77-7.80-0.79164.68-23.78-0.69206.10-40.41-0.53表3y方向車尾水平收縮分析

Tab.3Horizontal contraction analysis of tail in y direction角度/

（°）CD變化率/

%面積變化/

%ΔCD/

（10-7 mm2）4-2.77-3.422.918-7.91-6.854.1512-8.89-10.293.1016-10.37-13.772.7120-13.41-17.282.79

由此可知，相對于標準MIRA模型：y方向每減少一單位的車尾面積，氣動阻力下降更顯著，車尾水平收縮下的阻力因數最大降幅達13.41%；z方向的面積改變對阻力產生相反影響，隨著車尾面積的減小阻力因數反而上升，且最大升幅為6.10%.

3.2后風窗參數的減阻效果比較

不同方向上單一參數的改變均引起后風窗面積的變化，見圖15.選取后風窗面積作為衡量標準，并與已有研究數據[11]對比，見表4和5.

a）風窗傾角（縱向面）b）收縮角（水平面）圖 15不同平面的外形參數引起的后風窗面積變化

Fig.15Back windshield area change induced by shape parameters on different planes

表4z方向兩廂車模型后風窗傾角分析

Tab.4Analysis on back windshield inclination angle of hatchback model in z direction角度/

（°）CD變化率/

%面積變化/

%ΔCD/

（10-7 mm2）103.20-3.97-1.5815-2.140.33-12.7820-2.855.69-0.98

以后風窗傾角22°為標準，其他后風窗傾角引起的z方向ΔCD平均值為-5.11×107 mm-2；以0°后風窗水平收縮角為標準，其他后風窗水平收縮角引起的y方向ΔCD平均值為1.11×107 mm-2.由表4和5可知：后風窗外形在y方向上的改變能使阻力因數產生更大的下降，但是這一下降將伴隨著表面積的增大，即對于給定的標準MIRA模型，無論其后風窗傾角在變化域內如何改型，其對阻力變化均產生相反的影響；后風窗收縮角每減少一單位表面積，均能令阻力產生有效的下降.

表5y方向兩廂車模型后風窗水平收縮分析

Tab.5Analysis on back windshield contraction of hatchback model in y direction角度/

（°）CD變化率/

%面積變化/

%ΔCD/

（10-7 mm2）4-0.61-7.891.508-1.33-16.011.6212-1.25-24.441.0016-1.44-33.270.8420-1.33-42.620.61

4結論

1）汽車的水平外形結構對氣動阻力特性有顯著影響.當車尾水平收縮角增大到20°時，能帶來15.34%的氣動阻力減小，而當后風窗水平收縮角為20°時則能產生1.44%的減小.

2）由于車尾水平收縮和后風窗水平收縮引起尾流結構顯著變化，導致尾部能量損失減少，前后壓差減少，從而使整車氣動阻力減小.該減阻機理需進一步深入研究.

3）水平面外形結構對尾流的作用機理，決定其對氣動阻力均能產生有效的下降，即在水平方向上每減小一單位的汽車表面積，均能令氣動阻力有效減小.對縱向外形參數進行氣動優化，個別情況下會產生負面影響，這意味著對給定的汽車造型，若僅針對縱向外形結構進行優化，則可能帶來汽車表面積的增加，進而結構件的體積亦相應增加，從而不利于整車輕量化以及工藝成本的控制.因此，汽車在水平面上的外形優化，其減阻效果比在縱向對稱面上的優化更優.

參考文獻：

[1]HUCHO W H. Aerodynamics of Road Vehicles[M]. 4th ed. Warrendale： Society of Automotive Engineers Inc， 1998.

[2]谷正氣， 王師， 仇健， 等. MIRA模型組車尾造型風洞試驗研究[J]. 科技導報， 2011， 29（8）： 6771.

GU Zhengqi， WANG Shi， QIU Jian， et al. Wind tunnel tests of MIRA Model group for study of vehicles rear shape[J]. Sci & Technol Rev， 2011， 29（8）： 6771.

[3]ZHANG Yingchao， DING Wei， ZHANG Yu. Aerodynamic shape optimization based on the MIRA reference car model[DB/OL]. （20140401）[20150901]. http：//papers.sae.org/2014010603/.

[4]傅立敏， 劉錫國. 典型汽車尾流結構的研究[J]. 汽車工程， 1996， 18（6）： 343347.

FU Limin， LIU Xiguo. A study on th wake structure of typical automobile shapes[J]. Automotive Eng， 1996， 18（6）： 343347.

[5]王福軍. 計算流體動力學分析——CFD軟件原理與應用[M]. 北京： 清華大學出版社， 2004.

[6]王波， 韋星順， 李紳. 空氣動力學對三廂轎車尾部造型設計的影響[J]. 裝飾， 2014（2）： 103105.

WANG Bo， WEI Xingshun， LI Shen. The Effect of Aerodynamics on the Rear End Styling of 3box Sedan[J]. Art & Design， 2014（2）： 103105.

[7]Sinisa Krajnovic， Lars Davidson. Flow around a simplified car， part 2： understanding the flow[J]. J Fluids Eng， 2005， 127（5）： 919928.

[8]傅立敏， 張群鋒， 靳春宇. 汽車尾跡渦的形成及其控制[J]. 汽車工程， 2000， 22（1）： 1320.

FU Limin， ZHANG Qunfeng， JIN Chunyu. the mechanism and the control of the road vehicle wake vortices formation[J]. Automotive Eng， 2000， 22（1）： 1320.

[9]朱暉，楊志剛. 小尺寸縮比模型車風洞試驗及數值驗證[J]. 同濟大學學報（自然科學版）， 41（10）： 15621566.

ZHU Hui， YANG Zhigang. Wind tunnel test of small size scaled vehicle models and numerical validation[J]. J Tongji Univ（Nat Sci）， 41（10）： 15621566.

[10]王佳. 三廂車氣動阻力特性優化設計研究[D]. 上海： 同濟大學， 2013.

[11]余皓. 兩廂車氣動阻力優化設計研究[D]. 上海： 同濟大學， 2013.（編輯武曉英）第24卷 第6期2015年12月計 算 機 輔 助 工 程Computer Aided EngineeringVol.24 No.6Dec. 2015