基于被動射流的汽車后視鏡減阻研究

張 亞，王 昊，張 丹，童 一，鄭 焱

（江蘇理工學(xué)院 汽車與交通工程學(xué)院，江蘇 常州 213001）

汽車是燃油消耗的一大主體，降低汽車的燃油消耗量成為當(dāng)務(wù)之急。汽車后視鏡是汽車外部結(jié)構(gòu)的重要組成部分，對汽車外流場有一定的影響，有研究表明，其帶來的空氣阻力約占整車空氣阻力的4.08%[1]；因此，對汽車后視鏡的減阻研究具有重要意義。

在汽車后視鏡的外形控制和尾渦結(jié)構(gòu)方面，國內(nèi)外學(xué)者進行了大量的研究：陳楓等人[2]采用數(shù)值模擬的方法，分析了6種不同形狀參數(shù)的后視鏡在不同水平下的阻力變化情況，指出后視鏡的厚度、迎風(fēng)角度、長寬比等對空氣阻力有較大影響；陳鑫等人[3]研究了某后視鏡的邊緣周圈凹槽，并采用大渦模擬的計算方法進行仿真分析，結(jié)果表明，邊緣結(jié)構(gòu)對后視鏡的流場具有較大影響；劉念等人[4]采用正交試驗法，對某SUV后視鏡進行優(yōu)化分析，在所設(shè)計的9種優(yōu)化方案中，最優(yōu)方案使整車風(fēng)阻降低0.56%；李少峰等人[5]對比分析了電子后視鏡和傳統(tǒng)后視鏡尾流區(qū)域的空氣流場和氣動特性，研究表明，電子后視鏡在減阻降噪方面具有很大優(yōu)勢；袁海東等人[6]采用風(fēng)洞試驗的方法，對類后視鏡鈍體進行PIV試驗，深入分析后視鏡尾跡中的渦流結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)后視鏡尾流結(jié)構(gòu)與有限長柱體類似，尾渦脫落受到長度特征影響；陳鑫等人[7]在DrivAer汽車模型外后視鏡表面應(yīng)用仿生非光滑結(jié)構(gòu)，通過改變邊界層的流場結(jié)構(gòu)，產(chǎn)生渦墊效應(yīng)，使整車的阻力降低了5.9%；Dong等人[8]在后視鏡的尖端位置開槽，利用大渦模擬的計算方法進行數(shù)值分析，發(fā)現(xiàn)尖端溝槽改變了流場，大尺度的尾渦被抑制，從而達到減阻的效果。

射流減阻技術(shù)是一種新型的減阻方法。目前，射流減阻研究已經(jīng)應(yīng)用到汽車減阻上：谷正氣等人[9]在汽車尾部增加射流裝置以破壞尾渦形成，從而達到了減阻的目的；Howell等人[10]在Ahmed模型上布置通孔形成射流，發(fā)現(xiàn)通孔在深度較小的范圍有較好的減阻效果；崔文詩等人[11]在車輛頂部和斜背部加裝射流裝置，探究不同射流參數(shù)對車輛氣動阻力的影響；李啟良等人[12]建立后視鏡主動射流模型，以改善后視鏡尾渦強度，降低整車氣動阻力。

然而，從已有的研究來看，主要是對后視鏡的表面結(jié)構(gòu)和整體外形進行分析，對射流技術(shù)在后視鏡上的研究應(yīng)用較少。因此，本文建立后視鏡被動射流模型，采用大渦模擬（LES）湍流模型，研究被動射流及射流角度對后視鏡氣動特性的影響。

1 仿真模型及計算方法

1.1 物理模型參數(shù)

為研究被動射流對汽車后視鏡流場和氣動特性的影響，采用簡化的后視鏡進行仿真分析，將后視鏡與基座單獨取出加以研究。簡化后的汽車后視鏡由本體、支架和底座組成。如圖1所示，本體基本尺寸為：長190 mm、寬130 mm、徑向深部140 mm。

圖1 后視鏡簡化模型

為實現(xiàn)被動射流控制，將后視鏡本體分成兩個部分：外殼和內(nèi)鏡。氣流通過外殼和內(nèi)鏡之間的縫隙，在后視鏡尾渦區(qū)域形成射流。外殼尺寸為：長190 mm、寬130 mm、徑向深部100 mm、壁厚5 mm。內(nèi)鏡尺寸為：長170 mm、寬110 mm、徑向深部120 mm。如圖2所示，按照射流角度分別為10°和15°建立兩個模型（模型一和模型二）。

圖2 兩種射流后視鏡模型

1.2 計算域與網(wǎng)格劃分

如圖3所示，后視鏡被放置在長方體計算域內(nèi)，計算域的長為25倍鏡深、寬為13倍鏡寬、高為7倍鏡高，后視鏡前端距離計算域入口長度為5倍鏡深。

圖3 計算域示意圖

由于四面體網(wǎng)格具有良好的適應(yīng)性，整個仿真計算模型采用四面體網(wǎng)格進行劃分。如圖4所示，為網(wǎng)格局部示意圖。為了準(zhǔn)確模擬出射流流道內(nèi)的氣流流動狀態(tài)，對后視鏡區(qū)域進行網(wǎng)格加密，加密區(qū)域共兩層，里層網(wǎng)格尺寸為8 mm，外層網(wǎng)格尺寸為16 mm，后視鏡表面網(wǎng)格尺寸為2 mm；后視鏡設(shè)置邊界層，第一層邊界層厚度為0.2 mm，共10層；全局網(wǎng)格尺寸設(shè)置為32 mm，總體網(wǎng)格數(shù)量約為1 100萬。

圖4 網(wǎng)格局部示意圖

1.3 數(shù)值計算方法

計算求解軟件采用Fluent 17.0。計算域入口設(shè)置為來流速度入口，入口速度設(shè)置為30 m/s，湍流強度值設(shè)置為0.5%；計算域出口設(shè)置為壓力出口，參考壓力為0；計算域上邊界、左右邊界設(shè)置為對稱面；計算域下邊界、后視鏡設(shè)置為固定壁面。

在本文仿真計算過程中，對湍流模型的選擇如下：首先，采用k-ε湍流模型進行流場穩(wěn)態(tài)計算，獲取后視鏡的穩(wěn)態(tài)流場；然后，在穩(wěn)態(tài)計算的結(jié)果上，將湍流模型切換為LES模型，空間離散模式采用二階迎風(fēng)格式；最后，再進行后視鏡流場的非穩(wěn)態(tài)計算。非穩(wěn)態(tài)計算的時間步長為0.000 1 s，迭代步數(shù)為20次，整個計算過程共25 000步。

1.4 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

如表1所示，對原模型劃分三種不同數(shù)量的網(wǎng)格進行網(wǎng)格無關(guān)性檢驗，通過仿真計算，得到不同網(wǎng)格數(shù)量下模型的Cd值。從表1中可以看出，1 083萬網(wǎng)格和1 359萬網(wǎng)格的計算結(jié)果大致相符，考慮到計算所耗費的時間，網(wǎng)格模型均采用1 100萬左右的網(wǎng)格數(shù)量。

表1 不同數(shù)量網(wǎng)格計算結(jié)果

2 計算結(jié)果分析

為研究后視鏡尾部的氣動特性，本文選取后視鏡縱向中間截面（Y=0）和后視鏡鏡體橫向中間截面（Z=180 mm）兩個平面，對后視鏡的外部流場進行深入分析。如圖5所示，為截面示意圖。

圖5 截面示意圖

2.1 穩(wěn)態(tài)結(jié)果分析

如圖6所示，為三個模型在Z=180 mm平面的壓力云圖。從圖中可以看出：三個后視鏡模型的前方出現(xiàn)明顯的高壓區(qū)域，后方出現(xiàn)對稱的負(fù)壓區(qū)域，后視鏡前后產(chǎn)生壓差，形成氣動阻力；射流模型由于前端開孔的緣故，氣流涌入后視鏡腔內(nèi)，使腔內(nèi)壓力升高，高壓氣流通過射流通道形成射流。通過對比可以發(fā)現(xiàn)：射流的存在使模型一和模型二后方的負(fù)壓區(qū)面積減小、壓力減??；模型一和模型二整體差別不大，與模型一相比，模型二射流出口位置負(fù)壓區(qū)域略有減小。

圖6 Z=180 mm平面壓力云圖

如圖7所示，為三個模型在Z=180 mm平面的速度云圖和流線圖。分析發(fā)現(xiàn)：后視鏡兩側(cè)氣流速度較高，而背后存在大的低速區(qū)域；氣流由于后視鏡的阻擋而向兩側(cè)運動，經(jīng)過后視鏡形成兩個對稱的漩渦區(qū)域，漩渦是由于經(jīng)過后視鏡的高速氣流帶動模型背后的低速氣流加速旋轉(zhuǎn)而產(chǎn)生的；三個模型尾部漩渦區(qū)域大小不同，原模型尾部漩渦面積最大，射流模型尾部的漩渦面積明顯較小，模型二漩渦面積略小于模型一，這是由于射流模型在尾渦區(qū)域增加了流動干擾，減少了尾渦的渦量。

圖7 Z=180 mm平面速度云圖和流線圖

如圖8所示，為三個模型在Y=0平面的速度云圖和流線圖。對比發(fā)現(xiàn)：在原模型的后方存在上、下兩個低速的漩渦區(qū)，而射流模型的流場與之差異較大，模型一、模型二后方漩渦區(qū)域面積明顯減小，模型二后方下部的漩渦幾乎消失，其產(chǎn)生機理與圖7相同，即由于射流的存在，抑制了漩渦的產(chǎn)生。

圖8 Y=0平面速度云圖和流線圖

結(jié)合圖7、圖8的流場情況得出：射流模型后方漩渦區(qū)域面積明顯小于原模型，模型二后方漩渦面積略小于模型一。模型后方漩渦區(qū)域越大，氣流被消耗的能量越多，其產(chǎn)生的壓差阻力也就越大?？梢姡淞髂Ｐ褪沟娩鰷u區(qū)域減小，而模型二的效果更優(yōu)，氣流能量耗散減少，從而使壓差阻力降低。

湍流動能是湍流模型中重要的物理量，用來衡量流場中的湍流強度，湍流動能越大的地方湍流越強烈，壓力脈動則越劇烈。如圖9所示，為Z=180 mm平面內(nèi)模型區(qū)域的湍流動能云圖。從圖9可以看出：原模型尾流處有兩個明顯的高湍流動能區(qū)域，而射流模型尾流處高湍流動能區(qū)域明顯減小，且模型二高湍流動能區(qū)域更小。這表明：射流模型在尾流處的流場比原模型穩(wěn)定，空氣流動波動減小，使得前后壓力波動變小，從而減小了壓差阻力；且模型二比模型一效果更好。

圖9 Z=180 mm平面湍流動能圖

2.2 瞬態(tài)結(jié)果分析

如圖10所示，為三種模型通過大渦模擬計算得到的阻力系數(shù)，其中，紅色直線是阻力系數(shù)的平均值。仿真計算得到：原模型阻力系數(shù)為0.385 71，模型一阻力系數(shù)為0.358 38，模型二阻力系數(shù)為0.354 97；射流模型相對于原模型達到了減阻的效果，模型一減阻效率為7.1%，模型二減阻效率為8.0%，模型二比模型一減阻效率提高了0.9%。同時，從阻力系數(shù)隨時間的變化上來看，原模型的阻力系數(shù)波動較為劇烈，而射流模型的阻力系數(shù)波動明顯較小，且模型二波動最小。這表明模型二的流場波動較為穩(wěn)定，因此，模型二的減阻效果較優(yōu)。

圖10 三種模型阻力系數(shù)

如圖11所示，為三種模型在Z=180 mm截面下的瞬態(tài)流線圖。從圖11（a）原模型的瞬態(tài)流線圖可以看出：在后視鏡的尾流中存在兩個漩渦，在這一時刻，上面的渦較大；這兩個渦交替產(chǎn)生、變大、脫落，造成后視鏡尾流的振蕩。圖11（b）和圖11（c）顯示：模型一和模型二通過射流的方式影響了后視鏡尾流中渦的產(chǎn)生、脫落過程，出現(xiàn)了一些尺度較小的二次渦結(jié)構(gòu)，減少了大渦的能量耗散，進而減小了阻力系數(shù)。

圖11 三種模型瞬態(tài)流線圖

為了進一步研究后視鏡尾部流場的漩渦結(jié)構(gòu)特征，對三個后視鏡模型的渦量分布展開分析。如圖12所示，為Z=180 mm截面下的瞬態(tài)渦量對比圖。通過對比可以發(fā)現(xiàn)：在后視鏡原模型的尾部流場中渦量較大，流場結(jié)構(gòu)波動較大；模型一和模型二由于射流的作用，渦量較小，尾部結(jié)構(gòu)平整；模型二的渦量略小于模型一，尾部結(jié)構(gòu)更加平整。這表明：射流使得后視鏡尾部漩渦的脫落得到一定抑制，射流角度的改變（從10°變?yōu)?5°）對抑制效果略有增強，使減阻效率提高了0.9%。

圖12 三種模型瞬態(tài)渦量對比圖

2.3 風(fēng)洞試驗驗證

為了進一步驗證被動射流后視鏡的減阻效果，對后視鏡原模型和減阻效果最佳的模型二進行風(fēng)洞試驗。測量后視鏡氣動特性的試驗在江蘇理工學(xué)院風(fēng)洞試驗室進行。如圖13所示，為風(fēng)洞試驗布置。風(fēng)洞試驗阻塞比為3.8%，被測模型放置在風(fēng)洞試驗段內(nèi)，通過螺桿與六分量風(fēng)洞測力天平剛性連接，螺桿穿過平板和風(fēng)洞試驗段底部固定在測力天平上，測力天平處于風(fēng)洞試驗段下方。在測試過程中，測力天平和螺桿與風(fēng)洞設(shè)備不直接接觸，以避免風(fēng)洞震動對其產(chǎn)生影響。

圖13 風(fēng)洞試驗布置

控制風(fēng)機頻率在35 Hz，試驗段風(fēng)速為28 m/s。如表2所示，為通過風(fēng)洞試驗測量計算得到的原模型和模型二的阻力系數(shù)。根據(jù)表2，模型二的阻力系數(shù)小于原模型的阻力系數(shù)，減阻效率為7.3%。由于試驗誤差的存在，測量結(jié)果與大渦模擬仿真結(jié)果略有差異。但從減阻效率對比上來看，仿真結(jié)果與風(fēng)洞試驗結(jié)果具有較好的一致性，驗證了仿真模型的有效性。

表2 模型阻力系數(shù)

3 結(jié)論

本文通過數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗的方法，對后視鏡進行了減阻研究。在數(shù)值模擬過程中，穩(wěn)態(tài)仿真選擇k-ε湍流模型進行計算，在穩(wěn)態(tài)結(jié)果上選擇大渦模擬的方法進行瞬態(tài)計算，得到后視鏡的速度圖、流線圖和阻力系數(shù)等，最后通過風(fēng)洞試驗進行驗證。得到如下結(jié)論：

（1）對汽車后視鏡進行開孔，引入被動射流，起到了一定的減阻效果，減阻率為7.1%。射流的引入對后視鏡尾流區(qū)域的流場結(jié)構(gòu)起到?jīng)_擊作用，使尾渦渦量減小、湍流動能降低，從而造成尾流的波動程度降低。

（2）隨著射流角度從10°變?yōu)?5°，減阻效率提高了0.9%?？梢姡淞鹘嵌鹊淖兓M一步改變了后視鏡尾渦結(jié)構(gòu)，使尾流波動程度再次降低。

（3）通過風(fēng)洞試驗測量計算后視鏡原模型和模型二在28 m/s風(fēng)速下的阻力系數(shù)，發(fā)現(xiàn)模型二具有明顯的減阻效果，減阻效率為7.3%。這說明被動射流降低了模型的阻力，同時，也驗證了仿真模型的有效性。