基于非光滑表面與渦流干擾的車身氣動減阻方法

楊　易　鄭　萌　黃劍鋒　聶　云

湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室，長沙，410082

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基于非光滑表面與渦流干擾的車身氣動減阻方法

楊易鄭萌黃劍鋒聶云

湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室，長沙，410082

探討了將表面非光滑形態結構減阻思想與流場主動控制相結合的車身氣動減阻方法。將凹坑型非光滑表面布置在MIRA直背式模型的尾部，并在非光滑形態模型的基礎上，在凹坑陣中加裝噴射速度可變的渦流發生器來控制模型的尾部氣流，改善尾渦結構。通過對光滑、非光滑、非光滑加渦流噴射三種模型的三維流場數值模擬，得到不同尾部形態模型的氣流速度、壓力以及湍動能等參數，對比不同風速下不同模型氣動阻力系數的差異以及不同噴射速度下的減阻效果，分析模型尾部流場參數的變化，闡述了非光滑形態車身氣動減阻機理以及渦流噴射擾動效應。研究結果表明：通過對非光滑形態被動減阻與渦流噴射主動減阻的優化組合，能有效地減少不同風速下直背式MIRA模型的氣動阻力。

非光滑形態；渦流發生器；噴射速度；氣動減阻；優化組合

0　引言

車身氣動阻力直接影響汽車的動力性和燃油經濟性[1]，降低車身空氣阻力是促進車輛節能環保的重要途徑。仿生學研究發現表面非光滑形態結構能夠改變氣-固表面邊界層流場結構，控制物體表面流場從而降低阻力[2]。文獻[3]將不同尺寸和形態的非光滑表面布置在汽車表面，進行了風洞對比試驗和數值仿真，發現非光滑表面能有效減小MIRA車型氣動阻力，減阻效果為5%左右。文獻[4]將非光滑單元體布置在某車型的發動機前罩蓋及車身頂蓋，仿真發現減阻率可達到10.31%。湖南大學汽車空氣動力學研究所在對某款車輛模型采用后翼子板開孔和尾部開槽方法進行風洞對比試驗時，發現氣動阻力系數降低了6.5%，后采用車頂凹坑非光滑形態減阻方法，最佳減阻率可達9.34%。這些研究成果證明了車身設計中引入非光滑表面進行氣動減阻的可行性。

非光滑形態減阻來源于對生活在流體介質中的動物的模仿、研究與分析。動物體表除了有利于降阻的非光滑結構之外，同時也能夠根據環境不同，所遇到阻力方向的不同，來調整體位、體溫或是體態以便達到最佳的減阻效果，是流場主動控制行為。而在已有的研究中，非光滑表面減阻研究大部分屬于流場被動控制，非光滑減阻和流場主動控制的研究是相對獨立的。文獻[5-6]將二者結合在一起，利用槽道湍流的直接數值模擬，對基于凹坑運動的湍流減阻主動控制方案進行研究，得到了12%～13%的摩擦減阻效果。在此基礎上，本文以車身流場作為研究對象，選取渦流發生器作為擾動器，根據流場變化情況，控制氣流噴射速度，對主流場產生擾動，實現對非定常流的主動控制，以適應不同的車輛行駛速度下氣動減阻的主動控制。

本文將非光滑表面布置在MIRA直背式模型尾部，并加裝氣流噴射裝置，通過可調的氣流噴射速度主動干擾尾部流場，通過非光滑形態被動減阻與氣流噴射主動減阻兩種方式的優化組合，達到了車輛不同行駛速度下較明顯的減阻效果，開拓了車身氣動減阻技術新的思路。

1　光滑模型與非光滑模型的仿真分析與試驗驗證

1.1MIRA模型的建立

本文選取國際標準MIRA模型組中的直背式模型，長4165 mm，寬1624 mm，高1421 mm。MIRA模型在UG軟件中建立，車身沒有復雜附件，底盤簡化為光滑平板。非光滑模型是在光滑模型尾部表面布置凹坑。圖1所示為直背式原車模型與非光滑模型，凹坑型非光滑表面布置位置為模型尾部表面以及后車窗上下表面空余部分。圖2為凹坑布局圖。凹坑單元體深度S=8 mm，凹坑單元體排列的縱向間距L=50 mm，橫向間距W=50 mm，凹坑直徑D=30 mm。

圖1　原車模型與非光滑模型

圖2　凹坑布局圖

仿生非光滑表面的減阻是通過對邊界層的控制來減少猝發，減少湍動能的損失[7]。因此，本文對凹坑型非光滑單元體尺寸的選擇必須使其深度小于模型尾部邊界層的厚度，以實現對流場的控制。依據平板模型湍流附面層的邊界層厚度計算公式如下：

δ(l)=0.035l/(Re(l))1/7

(1)

Re(l)=v0l/ν

(2)

式中，l為平板的長度；v0為來流速度；ν為運動黏度系數，取0.0722 m2/s；Re(l)為雷諾數。

1.2數值計算方法

在數值模擬時，足夠的流體區域對計算的精度是非常重要的，本文選取的MIRA模型計算域參數如表1所示。其中，4165 m、1624 m、1421 m分別表示車長、車寬、車高，10×4165表示10倍的車身長，其他相同。邊界條件的設置為：計算域inlet為速度入口邊界，outlet為壓力出口，車身表面為無滑移壁面，地板為移動壁面，計算域上表面及左右側面均為滑移壁面。湍流模型選用Relizable k-ε模型，采用二階迎風格式進行離散求解。計算殘差設為0.000 001，迭代步數為3000步。

表1　MIRA模型的計算域參數

模型采用非結構化的四面體網格，整體網格尺寸最大為512 mm，車身表面網格尺寸最大為32 mm。為了確保模型周圍流場尤其是尾部流場的準確性，在模型周圍添加密度盒，使模型周圍一定區域內的網格加密，其網格尺寸最大設置為128 mm。對非光滑表面進行網格加密來提高計算精度，將凹坑表面的最大網格尺寸設置為2 mm，凹坑網格細節如圖3所示。同時在模型表面使用三棱柱網格來模擬附面層，以消除壁面函數的影響。光滑與非光滑計算模型的相同部分具有相同的網格尺寸[8]，避免網格差異對仿真結果的影響。光滑模型生成的網格數量為530萬左右，節點數為129萬左右，非光滑模型生成的網格數量為800萬左右，節點數為195萬左右，并且網格質量高，達到精確計算的目的。

圖3　凹坑網格細節圖

1.3風洞試驗驗證

湖南大學空氣動力學研究所進行了MIRA模型風洞試驗，試驗采用MIRA模型組，模型幾何縮比為1∶3，利用氣動六分力天平、PIV系統，對MIRA模型氣動阻力系數和尾部對稱面的流場進行測量。試驗啟動地面附面層抽吸裝置，消除由于風洞試驗引起的地面邊界層。在湖南大學風洞實驗室，對不同風速下的MIRA光滑模型與尾部非光滑模型進行了風洞試驗，MIRA模型風洞試驗如圖4、圖5所示。

圖4　光滑MIRA模型風洞試驗

圖5　非光滑MIRA模型風洞試驗

對于MIRA原車模型與非光滑模型，通過上述數值仿真模擬，對比相關風洞試驗，如表2所示。從表中可以看出，不同速度下，原車模型的氣動阻力系數的CFD仿真值與風洞試驗值的誤差在工程允許誤差5%以內，從而驗證了本文數值仿真方法的可靠性。在不同速度下，尾部非光滑的減阻效果都比較明顯，并且減阻率相差不大，說明了尾部非光滑的減阻方式適用于不同的速度。在車速為24.88 m/s時，非光滑模型的減阻率最大，達到5.40%。

表2　氣動阻力系數的CFD仿真值與風洞試驗值比較

2　加裝噴射裝置非光滑模型的數值模擬計算

圖6為車速24.88 m/s時距離非光滑模型尾部350 mm平面上的速度流場分布圖，從圖上尾部氣流流動的速度矢量可以看出，模型底部和側部的氣流匯合流向尾部，其流動的旋向如圖中箭頭所示，呈現一種近似圓形的狀態。為使噴射氣流能夠有效干擾尾部的氣流流動，噴射裝置的形狀定義為圓形，安裝位置確定為氣流旋向中心區域。加裝噴射裝置的非光滑模型如圖7所示。

圖6　尾部速度流場圖

圖7　噴射裝置非光滑模型

加裝噴射裝置后，將氣流噴射裝置的出口邊界條件設置為速度入口，其余條件均不改變。生成的網格數為860萬左右，節點數為240萬左右。

表3所示為車輛行駛速度v=24.88 m/s(89.568 km/h)時，噴射裝置的噴射速度u在不同情形下的氣動阻力系數。當u=10 m/s，即u/v=0.4時，減阻率最大，達到3.54%。

表3　車速24.88 m/s時不同噴射速度下的氣動阻力系數

3　結果分析與討論

結合上述兩種減阻結果可以得出，當車速達到24.88 m/s時，模型氣動阻力系數由原來的0.396 50降為0.361 82，減阻率達到8.75%，減阻效果非常明顯。

3.1模型尾流結構對比分析

(a)原車模型尾流結構

(b)非光滑模型尾流結構

(c)加裝噴射裝置模型尾流結構圖8　模型尾流結構圖

圖8為三種模型縱對稱面上顯示的尾流結構圖，圖9為三種模型從底面位置觀察到的尾流結構圖。結合模型尾流的兩個觀察角度可以看出，直背式模型的尾流來自頂部、底部和側部的氣流相互混合，尤其是來自底板的氣流大量地卷入車身尾流中，在模型尾部產生氣流分離以及嚴重的尾渦。為了便于分析，將靠近尾部上邊緣逆時針旋轉的渦定義為渦A，下邊緣順時針旋轉的渦定義為渦B[9-10]。從圖8、圖9中來看，非光滑模型相比于光滑模型尾渦明顯改善，底板氣流的卷入程度降低，氣流的紊亂程度降低，渦A甚至趨于消失，氣流的匯合點延遲，使得尾渦的中心往后推移，尾部受到渦流中心低壓區的影響降低，氣流流線比光滑模型稀疏平滑，有著更優的汽車尾渦[11]，從而降低氣動阻力，改善底板氣流帶來的塵土污染。加裝噴射裝置的模型尾流相比于非光滑模型，匯合點再次延遲，渦B中心后移，噴射裝置產生大量螺旋形的流線，這些流線可以擾亂模型的尾渦，對減阻具有一定的作用。

(a)原車模型尾流結構

(b)非光滑模型尾流結構

(c)加裝噴射裝置模型尾流結構圖9　模型尾流結構圖

3.2尾部壓力與湍動能分析

圖10為三種模型縱向對稱面上的壓力云圖，圖11為三種模型尾部350 mm處平面上的壓力云圖。結合兩個面上的壓力云圖可知，非光滑模型較之原車模型，尾部負壓明顯減小，而加裝噴射裝置的非光滑模型較之光滑模型，尾部負壓又進一步減小。而對于此三種模型來說，前端并沒有進行任何的造型改變，因此三種模型前部壓力相同，而由于尾部負壓的減小，使得車輛前后壓差減小，從而降低了氣動阻力。尾部低壓區的減小，也驗證了如前所述的尾渦中心往后推移，尾部受到渦流中心低壓區的影響降低，從而降低氣動阻力。

(a)原車模型壓力云圖

(b)非光滑模型壓力云圖

(c)加裝噴射裝置模型壓力云圖圖10　模型縱對面壓力云圖(Pa)

(a)原車模型壓力云圖

(b)非光滑模型壓力云圖

(c)加裝噴射裝置模型壓力云圖圖11　模型尾部350 mm表面壓力云圖(Pa)

圖12為三種模型尾部350 mm處平面上的湍動能云圖。湍動能是衡量氣流通過車輛尾部時能量耗散的一個重要因素。湍動能越小，意味著能量耗散越小，氣動阻力也會越小。對比三種不同尾部形態模型的湍動能云圖，可以看出三種模型的云圖差異較大，尤其是標注位置。原車模型的湍動能最為劇烈，高湍動能區域在云圖中所占的面積比例較大，這意味著氣流在尾部分離時消耗了大量的能量，而非光滑表面的加裝，改善了模型的尾流，進而使得氣流流過模型尾部時能量耗散大幅度降低，因此，湍動能也對應減小。在非光滑模型的基礎上，加裝渦流發生器，實現氣流的主動控制，再一次降低了氣流流過尾部時所消耗的能量，湍動能進一步減小，并且在噴射裝置加裝位置處，低湍動能區域面積較之其余兩者大。湍動能的依次減小，也很好地驗證了前述數值仿真的準確性與可靠性。

結合壓力云圖和湍動能云圖可以看出，原車模型經過非光滑和噴射裝置后，能實現模型前后壓差的減小，降低能量的耗散，實現模型的二重減阻。

3.3其他速度結果分析

(a)原車模型湍動能

(b)非光滑模型湍動能

(c)噴射裝置模型湍動能圖12　模型尾部350 mm表面湍動能云圖

由于汽車速度是變化的，因此有必要對不同的速度工況進行分析。取速度等于19.85 m/s(71.46 km/h)、30.10 m/s(108.36 km/h)的兩種工況進行分析，分析結果如表4所示，當汽車行駛速度v=19.85 m/s(71.46 km/h)，噴射速度u=10 m/s時，也即u/v為0.5左右時，減阻率最大，達到3.30%。當汽車行駛速度v=30.10 m/s(108.36 km/h)，噴射速度v=15 m/s時，也即u/v為0.5左右時，減阻率最大，達到3.56%。結合上述分析的三種不同的速度工況可知，當u/v為0.4或0.5時，減阻率最大，并且同種工況下u/v為0.4或0.5時，兩者減阻率非常接近。由此三種速度工況可以推及其余的速度工況條件下，當噴射速度與汽車行駛速度之比u/v為0.4至0.5時，組合減阻率能達到最佳。

表4　汽車速度分別為19.85 m/s和30.1 m/s時不同噴射速度下的阻力系數

3.4減阻機理分析

汽車氣動阻力是由氣流黏性效應和渦場所產生的，黏性渦場的形成與車表邊界層結構密切相關。仿生非光滑減阻方法的實現途徑就是通過對邊界層的控制來減少湍流猝發強度，減小湍動能的損失，進而減小氣動阻力。圖13為凹坑內部流譜及凹坑表面速度矢量圖。

圖13　凹坑內部流譜

當氣流經過凹坑時，在凹坑內部產生逆向旋轉的氣流。凹坑內部的低速旋轉氣流造成了凹坑內部的氣流與外部氣流的氣-氣接觸，形成渦墊效應，將原來光滑模型氣-固表面滑動摩擦變為滾動摩擦[12]。根據滾動摩擦遠小于滑動摩擦的物理原因，凹坑形非光滑表面大大降低了模型邊界層內的摩擦阻力，增加了表面氣流流動速度，減少了外層高速氣流對內層低速氣流的動量傳遞，使原本流不動而即將離開物面的氣流得以沿物面繼續流動，氣流分離延遲發生，使其分離點比光滑表面的推后，影響尾跡的氣流會合，導致模型壓差阻力的減小。

沒有加裝噴射裝置前，尾渦是由來自汽車側面、頂部、底部的氣體在汽車尾部匯合產生的。加裝噴射裝置后，尾渦由四股氣流相互作用產生。當噴射出的氣流相對于其他三股氣流較弱時，有利于破壞其他三股氣流產生的尾渦，同時不會有新的尾渦生成。當噴射速度較大時，噴射出的氣流在破壞其他氣流產生的尾渦的同時，也會加劇氣流的混合，因此減阻效果相對來說較小。

圖14從左至右分別為原車模型、非光滑模型和加裝噴射裝置的模型的尾部表面上的流線圖，原車模型尾部表面上的氣體流向雜亂無章，而非光滑模型尾部表面上的氣流流線較之原車模型流暢，意味著能量耗散會減小。而從加裝噴射裝置的模型尾部表面流線圖上可以看到，噴射口位置有獨立的氣流噴出，會干擾通過其位置的氣流流向，從而改善尾渦，減小氣動阻力。

(a)原車模型　　(b)非光滑模型　　　(c)加裝噴射裝置的模型圖14　模型尾部表面流線圖

4　結論

(1)凹坑型非光滑表面能夠改變近壁面氣流的流動狀態，在凹坑內部產生逆向旋轉的氣流,將氣-固表面滑動摩擦阻力轉化為流層滾動摩擦阻力，使得氣動阻力減小。

(2)尾部噴射裝置噴射出來的氣流能干擾模型尾部氣流，改善尾部氣流結構，從而減小氣動阻力。

(3)非光滑與噴射裝置的主被動方式的結合減阻，在不同的行駛速度下均能很大程度地減小氣動阻力。

(4)鑒于不同的車型產生的尾流不同，因此對于不同的車型還要進行具體的分析。

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(編輯郭偉)

Aerodynamic Drag Reduction Method of Vehicle Body Based on Non-smooth Surface and Vortex Interference

Yang YiZheng MengHuang JianfengNie Yun

State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle Body, Hunan University,Changsha,410082

A body aerodynamic drag reduction method was discussed by combining the non-smooth surface morphological structure with active control of the flow field.Decorating pit type non-smooth surface on the vehicle rear end of MIRA straight back model，and on the basis of the non-smooth model，a vortex generator with variable jet velocity was equipped in the pit array to control rear air flow of model, improving the trailing vortex structure. Through three models’ (smooth model, non-smooth model, non-smooth model with eddy injection) numerical simulations of three dimensional flow field，some parameters(such as airflow velocity, pressure, and the turbulent kinetic energy) of the models with different tail morphological characteristics were obtained， the difference of aerodynamic drag coefficient of different models under different wind speeds and the drag reduction effects under different jet velocities were compared. Changes of tail flow field parameter were analyzed, aerodynamic drag reduction mechanism and the effects of eddy-jet agitation of non-smooth body were elaborated.Results show that through a optimized combination which consists of passive drag reduction of the non-smooth form and active drag reduction of the eddy effusion, the aerodynamic drag of MIRA straight back model is effectively reduced.

non-smooth morphology; vortex generator; jet velocity; drag reduction; optimized combination

2015-05-07

國家自然科學基金資助項目(51375155)；湖南省自然科學基金資助項目(13JJ3041)

U270.2DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2016.07.022

楊易，男，1972年生。湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室副教授。主要研究方向為汽車空氣動力學、系統動力學。鄭萌，男，1991年生。湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室碩士研究生。黃劍鋒，男，1989年生。湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室碩士研究生。聶云，男，1987年生。湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室碩士研究生。