階背車尾部結構對尾流場氣動特性影響的仿真分析

屈 賢，余 烽，張金龍

（1. 重慶工程職業技術學院 智能制造與交通學院，重慶 402260，中國；2. 機械傳動國家重點實驗室，重慶大學，重慶 400044，中國）

隨著汽車對能源消耗日益增加，節能減排已成為汽車技術研究的一個熱點，其中氣動減阻是汽車結構造型設計的一個重要關注點。有文獻指出車速達150 km/h時，氣動阻力相當于滾動阻力的2～3倍[1]，在經濟性方面，氣動阻力所消耗的燃油與車速的立方成正比[2]。汽車氣動特性與其外流場緊密相關，而汽車尾流場是整車外流場的重要部分，其流場結構由尾部造型決定[3-5]，因此研究尾部結構對尾流場的影響規律，對指導車尾結構設計，減小氣動阻力具有重要意義。

針對汽車尾部結構對尾流場特性的影響，已有大量研究。劉成曄等[6]對階背車尾流結構進行仿真分析，具體分析車尾結構對尾流場的影響，指出汽車尾渦源頭是后視窗頂部分離流與來自后柱兩側的氣流相互作用產生的。張之豪等[7]則利用自動“粒子影像測速”（particle image velocimetry，PIV）技術對DrivAer汽車模型的三維尾流場結構進行試驗研究，重構出了三維平均速度場和尾渦結構分布，為進一步認識、控制和優化尾流結構提供了詳細的流場信息。一些學者提出在車尾部采用主動射流的方法來改善汽車尾流結構，減小氣動阻力[8-10]。主動射流技術在有效減小氣動阻力的同時，一定程度上會增加能量消耗。而汽車尾流場結構與汽車尾部造型緊密相關，通過優化汽車尾部結構來改善汽車的氣動特性，是汽車氣動結構設計的重要研究點。

文獻[11]指出：階背式汽車后備箱蓋板至地面距離應適當增高，長度適當縮短，后輪之后的車身底部應設計成微上翹結構。同濟大學楊志剛等[12]對包括尾部上翹角和后風窗傾角在內的車身典型角度進行數值模擬研究，表明尾部上翹角及后風窗傾角對氣動阻力的影響分別排在2、3位。Lee等[13]在重型車輛尾部加裝具有傾斜導流板的船尾形裝置來改善其尾流場。而朱暉等[14]采用風洞試驗和數值仿真方法，對氣動阻力受車尾水平收縮的影響規律進行研究。袁志群等[15]則在車底設計側裙和尾部氣流控制槽，通過底部氣流引導，改善汽車尾流場，實現氣動減阻目的。

以上研究多從車尾關鍵結構出發，利用數值仿真和風洞試驗，對車尾流場機理進行細致研究，為汽車尾部氣動結構的設計提供了有力的理論指導。但汽車尾部結構是一個復雜整體，尾流場是車尾不同部位分離流相互影響的結果。

本文考慮結構間的相互影響，分析不同尾部結構對汽車尾流場的影響，并基于車尾整體結構角度，研究汽車尾部氣動結構的優化，對汽車尾部氣動結構的設計具有重要指導意義與應用價值。

1 車身CFD仿真設計

1.1 基本模型描述

汽車車身結構復雜，為簡化汽車氣動特性分析，各種類車體模型被廣泛用于汽車外流場的特性研究[9,12,19-20]，大大提高了汽車氣動特性的研究效率。本文基于階背模型MIRA（motor industry research association），利用具有良好可視化后處理的Star-ccm+軟件對階背車的尾流場結構進行仿真分析。標準階背模型MIRA及尾部相關尺寸參數如圖1所示[15-16]，其中后窗和側窗與水平的夾角分別為45°和75°，后備箱長730 mm，車尾底部上翹10°。

圖1 階背模型MIRA基本尺寸示意圖

1.2 仿真方案設置

本文主要研究汽車尾部流場的流動規律，不涉及非定常流動和側風等不對稱因素，故取汽車半車模型仿真計算，而汽車后部的計算域空間需足夠長，以滿足湍流的充分發展。根據SAEJ1252推薦[18]，模型風洞的阻塞比要小于5%，即汽車正面投影面積與試驗段橫截面之比小于5%。參考該標準及文獻[19]，計算域尺寸設置為：計算域前端3倍車長，后端7倍車長，側面3倍車寬，頂部為4倍車高。且考慮到汽車與路面接觸時，輪胎會發生變形，將計算域底面向上移動相應尺寸，以提高仿真真實性。

計算網格使用切割體網格，體網格由里向外分為4層分層加密，并在車尾區域進行局部加密，網格密度依次為15、45、90、150、240 mm。車身近壁面及車身底部地面劃分邊界層網格，邊界層數為8層，近壁面第一層的厚度為0.1 mm，總厚度為3 mm。整個仿真計算域共計生成切割體網格數480多萬，其中遠離車身模型區域的最大體網格為0.512 m3，車身周圍最大體網格為26 mm3，最小體網格為1.72×10-4mm3。計算域及網格模型，如2圖所示。

圖2 計算域網格及加密

仿真中選擇具有較高計算精度的SSTK-ω模型[19]進行計算，并設定汽車正前方計算域壁面為速度入口，遠離汽車的后方計算域壁面為壓力出口，汽車頂部及側面計算域邊界為滑移壁面，半車身及汽車底部計算域邊界為非滑移壁面。為消除仿真中風與地面之間相對運動的影響，設定地面的移動速度與風速相同，半車身對稱面所在的計算域壁面為對稱面[19]。各邊界條件設定，見表1。

表1 邊界條件設置

2 階背車尾流場分析

2.1 數值仿真分析

文獻[16-17]中，不同風洞試驗所得的氣動阻力系數相近，但氣動升力系數偏差較大，故本文采用氣動阻力因數(Cd)與文獻[16-17]中的風洞測試數據進行比較，具體結果如圖3所示。圖4給出了MIRA模型的縱向對稱面上流速分布。

圖3 阻力因數仿真值與風洞數據比較

圖4 標準階背MIRA對稱面流速分布圖

圖3中IVK、TJ-2、及HD-2所對應的數據柱為斯圖加特大學IVK風洞、同濟大學TJ-2風洞及湖南大學HD-2風洞等試驗的阻力因數(Cd)[16-17]。本文仿真得到的Cd為0.313，相對IVK、TJ-2及HD-2風洞試驗的Cd，相對誤差分別為2.19%、3.55%及2.85%。考慮計算誤差、試驗風速及風洞試驗差異性等影響，可以認為：仿真結果與實驗數據基本吻合，具有較高的可信性。

由圖4可見：氣流在車頂后緣發生分離，車的后窗與后備箱之間在上部分氣流作用下產生一個較大的渦旋；后備箱后部由于上下分離流的共同作用形成了向后拖拽的尾渦。這種尾流特點與文獻[20]中的仿真結果相似，且與湖南大學HD-2風洞試驗的PIV試驗結果較為吻合[17]。綜合氣動阻力因數及階背MIRA對稱面尾流場結構特性分析，可以得出本文的數值仿真具有較好的準確性。

2.2 階背車尾流場分析

階背車尾部呈現明顯階梯狀，為探究影響尾流場的主要車尾結構，對尾流場的形成過程進行分析。圖5從不同視角呈現了尾部流線圖，反映了近車身尾表面氣流的流動特性。

由圖5a可見，在后窗與后備箱之間存在較大的緊貼后窗的渦旋，而后備箱后部也存在明顯的渦旋，并在上下分離流作用下向后拖拽，在后備箱后部形成一片較大的紊流區。結合圖5b可見，后窗與后備箱之間的渦旋呈對稱分布，是側窗分離流與車頂分離流共同作用的結果。由于側窗及后窗傾角的存在，兩側氣流在側窗后緣分離時，上部氣流分離較早，向中間匯合，卷動后窗與后備箱之間的空氣，形成一對渦旋；在車頂分離流作用下，這對渦旋被壓縮在后窗與后備箱之間并附著在后窗。

圖5b中車尾后部，側窗分離流受車頂分離流影響而向下發展，在后備箱后緣折回向外在車尾上部形成渦旋；車底分離流在側面分離流作用下，在尾部下外側卷起渦旋，上下部渦旋在一起形成大的馬蹄狀尾渦。結合圖5c和5d可知，由于車尾上翹角的存在，底部及車身側面下部的氣流先發生分離，并向中間聚合，但聚合速度慢于側窗分離流，在車尾下部的外側形成渦旋，同時將車尾的馬蹄渦向后拖拽。

圖5 階背車車尾流線圖

由分析可知后窗與后備箱之間的渦旋主要受到頂部及側窗分離流影響，而尾部渦旋則主要受底部及車身上部分離流的影響，而這些分離流主要與側窗、車頂、后窗、后備箱、車底的尾部上翹角等尾部結構相關，因此可以通過調節這些車尾結構來改善車尾流場，實現提高汽車氣動特性的目的。

3 階背車尾部結構對尾流場影響

3.1 單車尾結構變化的影響

根據上節分析，本節定義側窗傾角為γ、車頂傾角為δ、后窗傾角為θ、后備箱長度為l及尾部上翹角為β，具體研究它們對尾流場的影響，同時考慮設置車尾端面傾角α，對分離的氣流進行引導，基于階背MIRA模型，具體車尾結構定義如圖6所示。

圖6 車尾各結構參數定義

由圖6可知：這些結構分別位于車身的上下左右及后部端面，是一個完整車尾造型的基本結構。對比實際車身的人機工程要求及考慮車身內部空間舒適性[21]，各尾部結構分5種取值工況，對應的參數設定如表2所示。

表2 車尾結構參數取值

由于尾部結構改變對車身前部流場影響較小，因此尾部結構改變引起的氣動特性變化主要是由于尾流場變化所致。研究中以Cd和Cl來表征尾流場的變化。圖7顯示了不同尾部結構參數變化對Cd與Cl的影響。

由圖7可知，β對Cd的影響最大，隨著β增加，Cd先下降再上升；θ對Cd影響較大，Cd隨θ增加先迅速下降，然后緩慢上升；δ與α對Cd的影響也較為明顯；γ與l對Cd的影響較小。

圖7中，負號表示氣動升力方向向上。由圖可知氣動升力因數Cl隨尾部上翹角β的增大而迅速增加；后窗傾角θ的增加則有利于減小Cl；其他尾部參數對Cl的影響則相對較小。

圖7 不同尾部結構對氣動特性的影響

以上分析揭示了階背車尾部結構對汽車氣動特性的基本影響規律，但車尾是一個整體，為更細致地分析尾部結構的影響，指導車尾氣動特性的優化設計，還應該考慮不同結構之間的相互影響，因此本文進一步采用正交優化試驗方法對階背車尾部結構進行研究。

3.2 車尾結構正交試驗設計

正交試驗設計是運用統計學原理，在眾多因素與水平中根據正交性從全面試驗中挑選出部分有代表性的點進行試驗，對具有較強代表性的少數試驗進行研究，摸清各因素對試驗指標的影響，并確定因素影響的主次順序，找出最佳參數組合。

由圖7可知：Cd受尾部結構影響較Cl更為明顯。為細化尾部結構影響研究，分析最優化的尾部結構組合，以圖7中Cd最小對應的各結構參數為設計優選值。在此基礎上，根據常用正交試驗表L25(56)[21]，進一步對結構因素進行微調整，確定各因素變化水平，具體的水平值如表3所示。

表3 正交因素水平表

結合表3中的水平值與正交試驗表L25(56)建立不同尾部結構的車身模型，首先進行車身氣動阻力因數Cd及升力因數Cl的數值計算，采用氣動阻、升力因數極差來評估各尾部結構在可調水平內對汽車氣動力因數的影響大小，并以各尾部結構在單位變化下的氣動阻、升力因數極差均值來分析汽車氣動力因數對尾部結構變化的敏感性。然后依據正交試驗所得出的最優化尾部結構模型，分析尾部結構優化對尾流場的改善。

圖8顯示了各結構參數在不同水平下的Cd及Cl。

由圖8可知：在各結構單獨變化的最優值附近，考慮不同結構相互影響，Cd隨l和β增大呈現波動變化，最優化水平分別為700 mm和5°；Cd隨δ和α增大呈現拱形變化趨勢，其最優化水平分別為-5°和4°；θ和γ的增大使Cd曲線成凹形趨勢，θ和γ的最優水平分別為39°和77°。

圖8中，Cl隨β和δ增大而增大，隨θ增大而減小，β、δ和θ的最優水平分別為3°和-1°和41°；γ、l和α的變化則對Cl影響不大。綜合Cd及Cl，可得到最優化車尾結構組合為：β= 3°、γ= 77°、δ= -1°、θ= 39°、l= 700 mm和α= 4°。

圖8 各尾部結構參數不同水平下的氣動特性

圖9顯示了不同尾部結構在各自的優選值附近變化時的Cd及Cl的極差和極差均值。

由圖9a可知，Cl受尾部結構的影響明顯大于Cd；而Cl受β影響最大，δ和θ對Cl影響也較為明顯，γ、l和α對Cl影響相對較小；對于Cd影響較為明顯的是θ和β，γ和δ對Cd影響較小。

由圖9b可知，車尾結構因素對Cd影響的敏感性從大到小排序為：β、θ、δ、l、γ、α；對Cl影響的敏感性從大到小排序為：β、δ、θ、γ、l、α。由分析可知在尾部結構設計時主要可以從尾部上翹角、后窗傾角及車頂傾角實現汽車氣動特性的改善。

圖9 各尾部結構不同水平下的氣動特性

對正交優化試驗得到的最優化車尾結構模型進行數值計算，其氣動阻力因數為0.268，相對于原模型減小了約14.4%。

圖10為最優化車尾結構的尾流場流線圖。

由圖10a可知：在車頂傾角的引流作用下，頂部的氣流分離后向下流動，使后備箱與后窗之間的渦旋明顯減小。

由圖10b可知：側窗部位的分離流也在頂部分流的作用下，向中匯合的速度減小，對后備箱與后窗之間氣流的卷帶作用減小，且側窗分離流在車尾后部形成的渦旋也明顯減小。由圖10c和10d可知，車尾后部拖拽渦主要分布在車尾兩側，使車尾中部較大區域處于低湍流流動，且拖拽渦渦量明顯小于原車尾模型。由分析可知正交優化試驗得到的最優化車尾結構的尾流場得到了明顯的改善。

圖10 最優化車尾流場流線圖

4 結 論

本文采用計算流體力學仿真方法對階背車尾流場進行分析，研究不同尾部結構參數變化對汽車氣動特性的影響，并從車尾整體結構出發，考慮不同尾部結構之間的相互影響，采用正交優化試驗方法分析了不同尾部結構變化對汽車氣動特性影響的大小與敏感性，并分析正交優化車尾的尾流場。具體結論如下：

1） 階背車后備箱與后窗之間的氣流渦旋由車頂與側窗分離流的卷帶作用產生，吸附于后窗上；而車尾后部渦旋是后備箱上部匯合的分離流與車底分離流相互作用并向后拖拽產生。

2） 車尾結構設計時，后窗傾角與底部上翹角對氣動阻力和升力系數影響都較為明顯；而氣動力系數對后窗傾角、車頂傾角及尾部上翹角的變化較敏感。

3） 從車尾整體角度進行尾部氣動結構優化，能減小頂部及側窗分離流的卷帶影響，減弱行李箱上部分離流與車底分離流的相互作用，有效抑制車尾流場渦旋，改善汽車氣動性能。