汽車環境風洞的流場數值模擬

梁媛媛，朱宇驍，陳江平，沈宇綱，張 鵬

汽車環境風洞的流場數值模擬

梁媛媛1，朱宇驍1，陳江平1，沈宇綱2，張 鵬2

(1.上海交通大學制冷與低溫研究所，上海 200240； 2.上海佐竹冷熱控制技術有限公司，上海 200120)

使用計算流體力學對汽車環境風洞的全風道流場進行模擬。結果表明，使用封閉風道，fan邊界條件模擬風機風壓時，噴口出風速度的計算誤差最小。湍流模型對計算結果影響較小，而忽略風洞拐角處導流葉片的厚度，會影響拐角處流動阻力的計算，使噴口速度的計算誤差增大。試驗段邊界層水平抽吸系統的最佳抽吸率在1左右，在相應抽吸量下，試驗區域的邊界層得到了有效的控制，同時，邊界層厚度的數值模擬結果有較高精度。

環境風洞；流場；數值模擬；邊界層；水平抽吸

前言

汽車環境風洞，或稱氣候風洞，可在任何天氣提供穩定的溫濕度和風速試驗條件，是汽車空調、發動機熱管理、尾氣分析和油耗的重要研究和測試裝置。目前，同濟大學、泛亞汽車技術中心、上汽集團已建成汽車環境風洞，天津三電和東風汽車的環境風洞也在籌建當中，相應的技術研究成為熱點。

為提高測試的準確性，近年來，環境風洞對測試段流場和邊界層的要求逐漸提高。風洞的結構對風洞內流場有很大影響，風道阻力也直接影響風機選型和運行費用。計算流體力學可以靈活地改變風洞的幾何結構和邊界條件，開發周期短，成本低，被廣泛運用于風洞的研究中。文獻[1]中對風洞全風道的流場進行模擬，對風機建立三維模型，并采用k-ω湍流模型求解，計算得到的流量和流道阻力與設計值相吻合。風機性能對葉片形狀敏感，而精確的風機三維模型難以獲得，因此大多數研究者在風洞的數值模擬中對其進行簡化。文獻[2]中將風洞的風機段拆除，采用壓力進出口條件和標準k-ε湍流模型。文獻[3]中采用intake fan和壓力出口作為邊界條件模擬風機產生的風壓，風道阻力系數的計算誤差在10%以內，速度計算誤差在4%以內。文獻[4]在模擬中使用了fan邊界條件模擬風機的作用，采用可實現k-ε湍流模型，速度計算的平均誤差在10%以內。

測試段的邊界層對汽車底部冷卻和熱系統測試有較大的影響。環境風洞普遍采用垂直抽吸或水平抽吸系統進行邊界層控制[5]。垂直抽吸系統通過地面的多孔板抽吸靠近地面的低速氣流，抽吸方向與地面垂直；水平抽吸系統則利用噴口和試驗段地面之間的高度間隙抽吸邊界層內的氣流，抽吸方向與地面平行。抽吸率為抽吸速度和主流速度之比，抽吸率過低，無法有效控制下游的邊界層厚度，抽吸率過高，會影響主流流場的氣流角度等[6]。目前邊界層抽吸的研究集中在垂直抽吸系統[7－8]，水平抽吸系統的研究則較少。

本文中采用計算流體力學的方法，根據所研究的環境風洞建立模型，研究了無車條件下邊界條件和湍流模型對定風壓下噴口出風速度計算結果的影響，同時對邊界層水平抽吸系統的抽吸率進行研究，并與試驗結果進行比較。

1 環境風洞簡介

研究對象為上海某新建成的汽車環境風洞。風洞整體尺寸為37m長，15m高，10m寬。風道內的流體由軸流式風機驅動，風機直徑約4m，轉速范圍為0～800r/min。風道的4個拐角處設有整流扇葉。換熱器位于流通面積較大的穩定段，此處流速低，可降低氣流通過換熱器的阻力損失，換熱器的上游和下游分別設有數張整流網。噴嘴出口面積為7m2，適用于200km/h以下風速的模擬。

圖1 環境風洞示意圖

2 全流道流場數值模擬

2.1 模型與邊界條件

建立了風洞的三維模型，主要包含風洞的流道、風機整流罩、日照模擬裝置和拐角處的導流片。為研究不同邊界條件對風洞全風道流場計算的影響，分別建立了兩種模型，如圖2所示。模型a為閉式風道，模型b在風機段設立入口邊界和出口邊界，其它結構及網格的劃分都與模型a相同。使用ANSA軟件生成網格，風機前后的流道使用六面體網格，試驗段等部分使用六面體和四面體混合生成網格。整個風洞的網格尺寸在20～100mm之間，總數約為845萬個。

圖2 環境風洞的模型

風道中的換熱器和阻尼網與風速的2次方成正比。換熱器會增加風道內的壓降，但會提高氣流的均勻性，同時降低氣流偏角。換熱器在計算中設置為多孔介質，其黏性阻力和內部阻力的參數設置根據換熱器的試驗數據擬合得到。不同風速下換熱器的壓降如圖3所示。

圖3 換熱器迎面風速與風阻之間的關系

擬合得到的換熱器風阻與迎面風速va之間的關系為

阻尼網是一層細密的金屬網，模型中采用porous jump邊界條件。阻尼網的阻力系數Cp可根據開閉比β計算得到[9]:

式中d和s為阻尼網網絲的直徑和網眼直徑。計算得到阻尼網的阻力系數為1.128。

使用Fluent軟件對流場進行求解。模型a使用fan邊界條件模擬風機的風壓，根據現有文獻中常用的湍流模型，分別采用標準k-ε、可實現k-ε和SST kω對不同風壓下的噴口出風速度進行計算。模型b采用壓力進出口邊界條件和可實現k-ε模型。考慮到拐角處存在逆壓梯度和氣流分離，使用k-ε湍流模型時，壁面處采用非平衡壁面函數。求解方法使用SIMPLE，離散使用2階迎風格式。風洞的整流扇葉，其外沿為半徑530mm的1/4圓弧，厚6mm，此處流動復雜，因此對拐角處的網格加密。此外，風洞整體尺寸較大，拐角處導流板較薄，一些研究者會在數值計算中將導流板簡化為幾何面，不考慮其厚度，本文中研究同時計算了無厚度導流板的噴口出風速度。

2.2 計算結果與分析

稀土元素具有重要的指示性作用，可以判斷地層和礦體成因及物質來源[10，12]。據徐紅偉(2009)等研究，礦區蝕變巖稀土配分曲線與花崗巖接近一致，反映出二者在成因上存在密切關系。

最終的收斂殘差在10－3量級，計算得到的噴口平均風速見表1。使用模型a時，須設置fan的風壓，它由風機轉速和試驗測得的風量查詢風機性能曲線得到。使用模型b時，入口須設置全壓，全壓為風壓與測得風量下計算得到的入口面動壓之和。

由表可見，計算得到的噴口速度均偏大，這表明模型對風道內氣流阻力的計算值偏小。根據不同模型計算結果的比較，得出以下結論。

(1)湍流模型的影響

對于全風道封閉模型，使用fan邊界條件模擬風機壓升，計算得到的噴口出風速度誤差為0.3%～5.1%，誤差隨著風機壓升的提高有增大的趨勢，湍流模型對計算結果影響很小。

(2)邊界條件的影響

模型a和模型b分別采用不同的邊界條件模擬風機的作用，在相同的湍流模型和壁面函數下，使用壓力進出口邊界條件計算得到的誤差為4.0%～7.2%，比使用fan邊界條件計算的誤差高2%左右。兩種邊界條件計算得到的風道中間截面的速度云圖見圖4。氣流在風道內流動時，受到離心力作用，流道外側的速度大。如果使用壓力進出口條件時，進口的全壓和出口的靜壓在風道橫截面上為常數，即進口處的速度均勻分布，與實際情況不符而影響下游的速度和壓力分布的計算結果，這是造成噴口出風速度計算差別的主要原因。

圖4 風道縱截面速度云圖

(3)導流片厚度的影響

計算顯示，如果忽略導流片厚度，噴口速度誤差最大為8.0%，比考慮導流片厚度要高3%左右。試驗段下游的拐角流速高，截面面積小，流阻較大。計算發現，忽略導流葉片厚度時，此處流阻相對于拐角入口面動壓的阻力系數從1.59下降為1.10，降低了30.8%。

因此，使用數值計算對風洞全風道的流阻或定風壓下的噴口風速進行預測時，建議使用封閉風道模型，并使用fan邊界條件模擬風機風壓，同時考慮拐角導流片的厚度。

為研究風洞各段的氣流壓力損失，在風道內沿流動方向取13個點(見圖1)。風壓2 520Pa下的相對靜壓分布的計算值與設計靜壓的對比見圖5(a)。圖5(a)為可實現k-ε模型的計算結果，其它湍流模型的計算結果與之相近。靜壓分布計算結果與設計值基本一致。

不同風速下的風道全壓損失的可實現k-ε模型計算結果見圖5(b)，風洞的穩定段有換熱器和阻尼網，在200km/h下，換熱器的壓降約為950Pa，穩定段的壓降占總阻力損失的50%左右，因此穩定段的壓力損失最大，其次是試驗段和4個拐角，擴壓段和收縮段的壓力損失相對較小。

圖5 風道內靜壓分布和全壓損失

3 邊界層水平抽吸系統的研究

3.1 邊界層建模

噴口段長4m，水平抽吸口距離噴口1m，抽吸口照片見圖6。二維流動中沿流動方向的湍流邊界層厚度計算式為

式中:l為與抽吸口的距離；Rel為基于l的雷諾數。若主流速度為90～200km/h，計算得到抽吸口處的邊界層厚度為65～76mm，湍流邊界層內的速度與高度之間的關系為

式中:y為距離地面的距離；va和v∞分別為該處的氣流流速和主流速度；n與雷諾數有關，在7～9之間。取n為8，若y/δ＝0.1，流體速度為主流速度的74%，當y/δ＝0.5時，氣體流速可達到主流速度的90%以上。可見，邊界層中部的流體速度已接近主流速度。抽吸裝置只需將靠近地面的低速氣流完全抽走，因此抽吸口高度不必與邊界層高度相同。

圖6 邊界層水平抽吸口

由于汽車風洞總體尺寸較大，試驗段長度達到20m，抽吸口高4cm，邊界層的尺寸僅為10cm多，因此計算中只選取了噴口段、測試段和回收段建立模型，見圖7。模型在距離試驗段地面300mm的范圍內對垂直方向上的網格進行加密，第1層網格高度為0.8mm，豎直方向上的增長率為1.08。剩余區間也多采用結構化網格，總體網格數目達到910萬個。邊界層內的雷諾數低，因此選用SST k-ω湍流模型，噴口邊界條件為速度入口，試驗段出口和抽吸口設置壓力出口，計算中通過調節抽吸口的背壓調節抽吸速度。

圖7 邊界層計算模型

3.2 邊界層的CFD計算結果及與試驗的對比

設置速度入口為150km/h，回收段的出口壓力為0，分別計算了無抽吸、抽吸口背壓為0，－200，－400，－600和－800Pa下的邊界層厚度。在不同的抽吸口背壓下，沿流動方向的邊界層厚度如圖8所示。

圖8 不同抽吸背壓下的邊界層厚度

不同背壓下的抽吸口平均風速和抽吸率見表2。噴口長2.75m，寬2.55m，表2中同時列出了噴口下游2.63m處中心線位置的氣流偏角計算值。

表2 不同抽吸背壓下的抽吸風速和抽吸率

圖9 抽吸口速度云圖

圖10 邊界層厚度的測量

抽吸比例為抽吸風量占總風量的百分比。計算結果顯示，隨著抽吸背壓的下降，抽吸速度和抽吸量逐漸增大，下游邊界層厚度也逐漸降低。當抽吸背壓由－600降低到－800Pa時，抽吸率由0.99增加到1.08，而對下游邊界層厚度的影響已經非常小。噴口中心線上的氣流角度隨抽吸量的增大也有降低的趨勢，但總體影響不大。在背壓為0和－600Pa下，抽吸口的速度云圖見圖9。

在0抽吸背壓下(圖9(a))，抽吸率為0.27，抽吸量不足，無法將低速氣流完全抽走，低速氣流越過抽吸口后邊界層迅速發展。如果抽吸量合適，將低速氣流完全抽走，則可有效降低下游的邊界層厚度。由于環境風洞對試驗段靜壓梯度等指標要求較低，故只考慮下游邊界層厚度和氣流角度等，最終確定最佳抽吸率為1左右，此時抽吸量約占噴口總流量的1.59%。

由Fluent的計算結論，對抽吸系統中的風機轉速進行設置。水平抽吸系統通過調節離心風機的轉速改變抽吸量。離心風機的最大風量可達到39 000m3/h，轉速在0～939r/min之間。標定抽吸系統抽吸量占總流量的1.55%～1.65%。設置噴口風速為90，150和200km/h，在距離抽吸口(下游方向) 1.3，2.2，4.34和6.47m處測試邊界層厚度。其中抽吸口下游1.3m處約為車前端位置，2.2m處為前驅動輪的位置，6.47m則處于車尾部位置。測量裝置如圖10所示。裝置距離地面1m處設有風速管，用于主流風速的測量，下方為外徑1mm的皮托管排。皮托管沿地面法向排列，靠近地面的地方管間距較小，遠離地面的地方間距逐漸增大，皮托管口對準來流方向，背部設有皮托管測量靜壓。由測得的壓力可計算得到各點的氣流速度，將豎直方向上主流速度99%的地方作為附面層的邊界得到邊界層厚度。除邊界層厚度外，風洞一般對邊界層位移厚度δ?也有要求，δ?需要由測量或者CFD得到的邊界層內速度分布計算得到，其定義為

將CFD的計算結果和試驗結果進行對比，結果見表3。

表3 邊界層測量結果和計算結果對比

結果顯示，不同風速下的邊界層厚度在設置的抽吸量下得到有效的控制。測試區域的邊界層厚度在100mm以內，位移邊界層厚度在14.8mm以內，達到SAE J2084[10](位移厚度低于15mm)的標準。在距離抽吸口較近的位置，邊界層厚度和位移邊界層厚度的絕對值較低，因此CFD計算的相對誤差較大，其他位置的相對誤差基本保證在10%以內，邊界層厚度的數值計算結果具有較高的精度。

4 結論

對環境風洞的全風道流場進行模擬，對比了不同邊界條件和湍流模型對噴口出風速度計算結果的影響。結果表明:3種不同的湍流模型對噴口速度計算影響很小；使用fan邊界條件模擬風機風壓時，噴口速度計算誤差在5.1%以內。使用壓力進出口邊界條件時，誤差提高了2%左右。建模時忽略風道拐角處導流片的厚度會影響拐角處流動阻力的計算，其拐角處的阻力系數計算值降低30.8%，相應噴口速度計算誤差達到8%。

使用CFD對環境風洞的邊界層水平抽吸系統的最佳抽吸率進行研究，模型包含噴口段、試驗段和回收段，計算使用SST k-ω湍流模型，通過改變抽吸口的抽吸背壓來調節抽吸率。計算結果表明，水平抽吸系統的最佳抽吸率在1左右。試驗結果顯示，在設定的抽吸率下，試驗區域的邊界層厚度可以控制在100mm以內，位移邊界層厚度在14.8mm以內，同時，邊界層的數值計算結果與試驗結果較為符合。

[1] 代邁，陳作鋼，馬寧，等.低速風洞內部流場數值模擬[J].空氣動力學學報，2014，32(2):203.

[2] GHANI S A A A，AROUSSI A，RICE E.Simulation of road vehicle natural environment in a climatic wind tunnel[J].Simulation Practice and Theory，2001，8(6):359－375.

[3] CALAUTIT J K，CHAUDHRY H N，HUGHES B R，et al.A validated design methodology for a closed-loop subsonic wind tunnel [J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2014，125:180－194.

[4] MOONEN P，BLOCKEN B，ROELS S，et al.Numerical modeling of the flow conditions in a closed-circuit low-speed wind tunnel[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2006，94 (10):699－723.

[5] 龐加斌，劉曉暉，陳力，等.汽車風洞試驗中的雷諾數，阻塞和邊界層效應問題綜述[J].汽車工程，2009，31(7):609－615.

[6] WICKERN G，DIETZ S，LUEHRMANN L.Gradient effects on drag due to boundary-layer suction in automotive wind tunnels[J].SAE Transactions，2003，112(6):768－784.

[7] WIEDEMANN J，FISCHER O，JIABIN P.Further investigations on gradient effects[J].SAE Transactions，2004，113(6):335－347.

[8] 楊帆，李啟良，陳楓，等.分布抽吸率對整車風洞試驗段流場影響的數值模擬[J].計算機輔助工程，2008，17(4):36－40.

[9] 李強，陳永魁，韓若飛.風洞矩形截面阻尼網周邊拉力分析與計算[J].氣動研究與實驗，2010(3):1－4.

[10] SAE J2084—2016 Aerodynamic testing of road cehicles-testing methods and procedures[S].2016.

Numerical Simulation on the Flow Field in Vehicle Climate Wind Tunnel

Liang Yuanyuan1，Zhu Yuxiao1，Chen Jiangping1，Shen Yugang2＆Zhang Peng2
1.Inst.of Refrigeration and Cryogenics，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240；2.Shanghai Satake Cool-Heat＆Control Technique Co.，Ltd.，Shanghai 200120

Flow field in a closed-loop vehicle climate wind tunnel is simulated with computational fluid dynamics.The results show that when simulating the air pressure of blower with closed duct and fan boundary condition，a minimum calculation error of nozzle outlet velocity can be obtained and turbulence model has little effects on calculation results，while ignoring the thickness of flow-guiding vane may affect the calculation of flow resistance at corner areas，leading to larger calculation error of nozzle outlet velocity.Analyses indicate the optimal suction ratio of boundary layer horizontal suction system is around 1.0 and under corresponding suction ratio，the boundary layer in test section can get effective control with higher accuracy of numerical simulation on boundary layer thickness.

climate wind tunnel；flow field；numerical simulation；boundary layer；horizontal suction

10.19562/j.chinasae.qcgc.2017.04.009

原稿收到日期為2016年5月23日，修改稿收到日期為2016年6月29日。

陳江平，教授，E-mail:jpchen＠sjtu.edu.cn。