非穩態側風條件下車輛氣動特性研究＊

鮑歡歡 王勇 周龍 曾翌 陳陣

（1.中國汽車工程研究院股份有限公司，重慶 401122；2.湖南大學 汽車車身先進設計制造國家重點實驗室，長沙 410082）

非穩態側風條件下車輛氣動特性研究＊

鮑歡歡1,2王勇1周龍1曾翌1陳陣2

（1.中國汽車工程研究院股份有限公司，重慶 401122；2.湖南大學 汽車車身先進設計制造國家重點實驗室，長沙 410082）

為揭示車輛在側風下的氣動特性，通過編寫用戶自定義函數（UDF）實現來流方向按正弦函數規律變化，模擬了車輛的非穩態側風工況。計算結果表明：通過UDF連續改變來流方向的方法可實現對車輛非穩態側風的模擬；非穩態側風中，尾部流場結構和車身表面氣流分離位置的變化，以及車身上、下部的速度差是氣動力波動的主要原因。對不同尾部造型車輛的氣動特性研究表明，尾部造型對車頂負壓區范圍的影響是氣動升力差異較大的主要原因。

1 前言

車輛在實際行駛中始終受到側向氣流的影響，側向氣流不僅使車輛具有偏離正常行駛方向的趨勢，而且由于周圍流場結構的變化，還會對氣動阻力和氣動升力帶來不利的影響。這除了增加車輛燃料消耗外，在高速行駛中，往往會給行車安全帶來較大的隱患[1]，因此，研究車輛在側風條件下的氣動特性對提高車輛高速工況下的行駛安全性更為重要。

汽車風洞試驗和CFD仿真是氣動特性研究的重要方法。文獻[2]使用CFD仿真對“偏車”和“合成速度”兩種側風模擬方法進行了對比研究。文獻[3]使用動網格方法對側風條件下的氣動特性進行研究，并與試驗結果進行了對比。文獻[4]使用牽引模型法對側風條件下的瞬態氣動力和力矩進行了研究。文獻[5]對側風條件下車輛的不穩定性進行了CFD仿真和風洞試驗。在風洞試驗中，側風的模擬一般采用轉臺旋轉、牽引模型和側風發生器，其中轉臺旋轉和牽引模型只能對穩態側風進行模擬，側風發生器通過引入額外的氣流可對車輛穩態和非穩態側風進行研究，但設備和試驗方法較為復雜；在CFD仿真中，一般采用模型旋轉、合成速度和動網格，前2種方法僅能模擬穩態側風工況，動網格方法雖然可對非穩態側風進行模擬，但動網格一般占用計算資源較多，邊界條件設置也較為復雜。因此，需要探討一種快速高效的非穩態側風模擬方法。

本文通過編寫UDF程序定義來流速度方向隨時間的變化，以此模擬車輛受到的非穩態側風作用，對車輛非穩態側風下的氣動特性進行計算，得到了車輛氣動力和流場結構在瞬態側風下的變化，并計算了尾部造型對氣動特性的影響。相比文獻[2]介紹的側風工況計算方法，在數值計算中更為真實和準確地模擬了車輛行駛中所受到的側向氣流。

2 計算模型及網格劃分

本文計算模型采用MIRA階梯背模型，該模型廣泛應用于汽車氣動特性研究中，其結構尺寸如圖1所示。

建立的計算域如圖2所示，計算域大小為：入口距車頭5倍車長，出口距車尾20倍車長，左、右側與車輛距離各為10倍車寬，總高度為5倍車高。為避免左、右壁面在側向氣流沖擊下產生回流，對車輛瞬態流場計算產生干擾，設置入口長度為5倍車寬。

圖2 計算區域示意

使用網格劃分軟件ICEM-CFD在計算域中生成四面體和六面體的混合網格。為滿足壁面函數的要求，在模型表面拉伸出棱柱形狀的邊界層網格，邊界層初始厚度為0.5 mm，增長率為1.2，厚度為3.85 mm；為保證流場計算精度，對模型周圍網格進行加密處理。生成的網格數量為624萬，最小網格質量為0.139，滿足計算要求，生成的體網格如圖3所示。

為確保網格劃分的合理性和計算的可靠性，定義y+為網格質心到壁面的無量綱距離，并設定其范圍為（30,60）[6]：

式中，ρ為流體密度；μτ為剪切速度；yp為邊界至相鄰控制體中心的距離；μ為運動粘度。

圖3 劃分的網格示意

3 非穩態側風數值模擬方法

車輛在行駛中，時刻受到方向和大小同時變化的非穩態側向氣流作用。因此，在CFD仿真中可考慮采用將來流方向在一定頻率下按某函數規律進行變化的方法模擬非穩態側風。

在數值仿真中，對水平速度方向的定義可通過定義速度方向分量x、y的大小來實現，如表示速度方向與水平方向夾角為30°。那么定義x=1，通過定義y在內連續變化，即可實現來流速度方向在-30°～30°間的連續變化。

通過編譯UDF程序，在仿真中隨著計算時間t的增加，速度方向分量y（t）按正弦函數規律變化，實現對車輛非穩態側風的模擬：

式中，f為速度方向的變化頻率，本文取f=0.5 Hz。

計算時間步長Δt為0.001 s，計算總步數為2 000步，每個時間步長迭代20步，共計算2 s，即計算模型在來流一個周期內的氣動特性變化。

編譯的UDF函數為：

數值計算采用Realizablek-ε湍流模型[7]，標準壁面函數，壓力和速度耦合采用SIMPLE方法，為提高計算精度，采用二階迎風差分離散格式。計算中，先對穩態來流進行數值計算，將該流場的速度和壓力分布作為非穩態計算的初始條件，以提高計算收斂性和精度。設定來流速度為30 m/s，夾角β變化范圍為-30°～30°，最大側風為15 m/s。

在入口中心點位置建立速度監測點，得到該點的y向速度分布（見圖4），可看到隨著計算時間t的增加，其側向速度Uy呈正弦規律變化，說明通過UDF編程可在計算域內對連續非穩態來流進行模擬。

圖4 入口中心點Uy隨時間變化

4 非穩態側風條件下的車輛氣動特性分析

4.1 車輛氣動力變化情況分析

在對側風條件下的車輛氣動特性進行分析時，相比于氣動力系數，氣動力可更直觀地反映其氣動特性。圖5所示為獲得的模型氣動力在不同強度側風條件下的變化情況。在計算周期內，隨著側向速度的連續變化，氣動阻力和氣動升力呈現近似正弦函數的變化規律，兩者在t=0.875 s時刻附近達到極大值，在t=1.5 s時刻附近到達極小值。氣動側力呈現先正向增加后減小，再負向增加后減小的變化趨勢，分別在t=0.875 s時刻和t=1.94 s時刻附近達到極值。

氣動力的變化情況說明，側向氣流對模型氣動特性的影響不僅體現在氣動阻力和氣動側力上，對模型的氣動升力也有較大的影響，側風工況下的最大氣動升力可達118.45 N，這相比無側風工況下的氣動升力增加了51倍，這將大大減小車輛輪胎的抓地力，對高速行駛的穩定性產生不利的影響。

4.2 車身附近流場結構分析

對模型周圍流場結構的分析，可以解釋氣動力變化的原因，并通過氣流分離的位置，確定車輛氣動優化的區域。

由模型不同時刻水平截面速度云圖（見圖6）可看到，在t=0.25 s時刻，模型周圍流場結構近似對稱，隨著Uy的強度增大，流場結構不再對稱，低速區逐漸增大，在t=1.00 s時刻形成了一對方向相反的渦流A和B，此刻對應的空氣阻力也較大。從t=1.00 s起Uy開始反向增大，整體流線和尾部流場向反方向發展，渦流A、B逐漸消失后又重新形成，相對應地，在1 s＜t＜2 s范圍內氣動阻力也呈現先減小后增大的變化趨勢。

圖5 MIRA模型氣動力隨時間的變化情況

圖7所示為不同時刻模型縱對稱截面流場的變化情況，t=0.25 s時刻，在模型后車窗和備胎艙后方形成了3個渦流D、E、F，車身上、下氣流的匯流跡線偏向流場下方，隨著Uy的增大，上、下氣流的匯流跡線開始向流場上方發展，渦流D的范圍開始逐漸減小，渦流E、F的范圍開始變大，兩者相互影響并逐漸融合，在t=1.00 s時刻，在備胎艙后方融合成一個大的低速渦流G，根據伯努利原理，此時模型尾部的負壓區也最大，空氣阻力較大，同時渦流G也阻塞了車底的氣流通道，將進一步降低車底氣流速度，增加模型所受到的氣動升力。

圖6 不同時刻水平截面速度云圖

圖7 不同時刻縱截面速度云圖

渦流D逐漸減弱，E、F融合的原因是在側向氣流作用下，原本沿車身縱對稱截面發展的氣流開始偏離，使得車身表面氣流分離的位置沿車頂逐漸前移，后車窗位置開始直接受到來流的作用，破壞了這一位置的渦流發展，在流場結構上表現為渦流D逐漸減弱。同時，來流方向偏離車身軸線后也使得流經車身底部的氣流增加，整體流線偏向上方發展，車底不斷增加的“上卷”氣流與車頂“下卷”氣流互相作用，在備胎艙后部形成了大的渦流G。在1 s＜t＜2 s范圍內，來流方向開始反向偏轉，模型尾部流場經歷了渦流G逐漸分成2個小渦E、F后又逐漸融合，渦流D逐漸增強后又減弱的周期變化。

同時，由模型車頂和車底位置的速度分布還可以看出：在0.25 s＜t＜1 s范圍內車頂區域的速度逐漸增大，模型上、下表面的速度差不斷加大，表現為模型的氣動升力不斷增加；在1 s＜t＜2 s范圍內，模型上、下表面的速度差先減小后加大，模型的氣動升力也呈現先減小后增加的趨勢。

由圖8所示的模型在t=1.0 s時刻A柱截面位置的靜壓和流線分布可看到，由于側向氣流的作用，氣流在模型左側A柱附近分離，形成壓力極小值區域，并在車身腰線位置發生回流，使得模型左側和頂部出現較大的負壓區，這是模型在側向氣流作用下，氣動側力和升力增大的主要原因。

圖8 模型A柱截面靜壓和流線分布

圖9為在風洞試驗中，通過粒子圖像測速設備獲得的模型在15°橫擺角工況下縱對稱截面流場分布，可看到其尾流場的匯流跡線偏向上方，相比文獻[8]展現的模型在0°橫擺角工況下的流線結構，其后車窗后方渦流的范圍和渦流強度較小，備胎艙后部2個渦流逐漸融合，這與圖7展現的尾部流場結構變化一致，表明本文CFD仿真結果的準確性。

圖9 模型尾部流場PIV試驗結果

5 汽車尾部造型對氣動特性的影響分析

由于汽車的外部造型尤其是尾部造型對其氣動特性有較大的影響，因此分別對階梯背、斜背、直背3種不同尾部造型的MIRA模型進行了非穩態側風下的CFD計算，分析側風工況下汽車尾部造型對氣動特性的影響。

圖10所示為3種模型的氣動力隨側風強度的變化情況，可以看到，其變化趨勢相似，但在氣動力變化的極大值點t=0.93 s時刻，直背模型的氣動阻力和氣動側力相比斜背模型分別高出21.55%和73.97%，階梯背模型的升力相比直背模型高出98.87%，尾部造型的差異對氣動力的影響非常明顯，尤其是在側風工況下對氣動升力和側力的影響。

圖10 MIRA模型組氣動力隨時間的變化情況

3個模型氣動升力的差異可從縱對稱截面靜壓系數分布（見圖11）中分析得出，從前車窗頂部位置開始，其靜壓分布出現很大的差異。階梯背模型在后車窗頂部出現氣流分離帶來較大的負壓，在備胎艙上方也為一負壓區，這使得階梯背模型車頂的負壓區范圍最大，表現為其氣動升力較大，對車輛高速行駛穩定性將產生不利的影響。但直背模型在車身最后位置才發生分離，其車頂的負壓區的范圍和大小均小于階梯背模型，這一點從車身表面靜壓分布（見圖12）也可看出，這就使得直背模型的氣動升力遠小于階梯背模型。斜背模型車頂的負壓范圍介于階梯背和直背模型之間，在車尾部由于氣流的再附著，甚至出現了正壓。

圖11 MIRA模型組縱對稱截面靜壓系數分布

圖12 MIRA模型組車身表面靜壓分布情況

氣動側力的差異主要由模型側面受風區域的大小決定，從圖11和圖12中還可看出，雖然3個模型前部造型一致，但該位置的靜壓分布也有一定的差異，說明模型尾部氣流狀態的不同，也影響了模型前部的靜壓分布。

尾部造型對氣動阻力的影響主要表現在尾部渦流結構的差異上，圖13所示為模型尾部低速渦流區的情況，可看到直背模型尾部低速渦流區最大，階梯背其次，斜背模型最小，低速渦流區域越大說明其尾部形成的負壓越大，相應地模型前后的壓差阻力也最大，在氣動特性上表現為直背模型的氣動阻力是最大的。

圖13 MIRA模型組尾部速度云圖

6 結束語

通過UDF編程連續改變來流方向可對非穩態側風進行模擬，在真實性和計算資源上相比較其他方法具有一定的優勢，與PIV試驗獲得的尾部流場信息對比，也一定程度上說明了模擬方法的準確性。

模型在非穩態側風作用下，其氣動力波動范圍較大，原因是在周期性非穩態側向氣流的影響下，模型尾部渦流、備胎艙上方渦流和側面渦流的范圍和大小呈現周期性強弱變化，這些位置的渦流結構是影響車輛氣動特性的關鍵因素。

不同尾部造型對車輛氣動特性的影響比較大，其中氣動升力的差異最大，主要由于車頂負壓區的范圍和大小不同。較高的氣動升力將對車輛高速下的行車穩定性帶來隱患，因此，降低車頂負壓區的范圍和大小是車輛空氣動力學開發的重要目標。

進一步的研究可考慮不同頻率下的來流方向變化對車輛渦流結構的影響，總結影響氣動力變化的關鍵造型區域，以提升車輛在高速行駛中的穩定性和經濟性。

1 谷正氣.汽車空氣動力學.北京：人民交通出版社，2005.

2 龔旭，谷正氣，李振磊，等.側風狀態下轎車氣動特性數值模擬方法的研究.汽車工程.2010，32（1）：13～16.

3 王夫亮，胡興軍，楊博，等.側風對轎車氣動特性影響的穩態和動態數值模擬對比研究.汽車工程，2010，32（6）：477～481.

4 Kobayashi N,Yamada M.Stability of a One Box Type Vehicle in a Cross-Wind-An Analysis of Transient Aerodynamic Forces and Moments.SAE Paper 881878，1988.

5 Guilmineau E,Chometon F.Experimental and Numerical Analysis of the Effect of Side Wind on a Simplified Car Model.SAE Paper，2007-01-0108.

6 Mears A P,Dominy R G.Racing car wheel aerodynamics comparisons between experimental and CFD derived flowfield data.SAE Technical Paper 2004-01-3555.

7 Shih T H,Liou W W,Shabbir A,et al.New Eddy Viscosity ModelforHigh ReynoldsNumberTurbulentFlows.Compute Fluids，1995，24（3）：227～238.

8 鮑歡歡，谷正氣，譚鵬.橫擺角下汽車尾部湍流特征量的PIV試驗分析.實驗力學，2014，29（4）：460～466.

（責任編輯 斛 畔）

修改稿收到日期為2017年2月7日。

Research on Automotive Aerodynamic Characteristics in Unsteady Crosswind

Bao Huanhuan1,2,Wang Yong1,Zhou Long1,Zeng Yi1,Chen Zhen2
（1.China Automotive Engineering Research Institute Co.,Ltd.,Chongqing 401122;2.State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle Body,Hunan University,Changsha 410082）

To reveal the aerodynamic characteristics of vehicle in crosswind,the flow direction change according to sine function are achieved by User-Defined Function（UDF）,and vehicle aerodynamic characteristics in unsteady crosswind was simulated.The results of calculation show that the unsteady crosswind simulation of vehicle can be realized by UDF which continuously changes the flow direction.In unsteady crosswind,the change of tail flow field structure,the flow separation position of body surface and the speed difference of the upper body and lower body are the main causes for aerodynamic force fluctuations.The aerodynamic characteristics of different car tail shapes can also be explored and it shows that the influence range of different tail shape on roof negative pressure under the crosswind is the main cause for the differences of aerodynamic lift.

Unsteady crosswind,UDF,Aerodynamiccharacteristics,Tail shape

非穩態側風 UDF 氣動特性 尾部造型

U461.1；O355 文獻標識碼：A 文章編號：1000-3703（2017）10-0018-06

重慶市重點產業共性關鍵技術創新專項（基于風洞的汽車空氣動力學設計及應用）。