某皮卡車型氣動阻力CFD仿真優(yōu)化

邱施榮，李小華，黃 瑋，陳 婷

（江鈴汽車股份有限公司，江西 南昌 330031）

0 引 言

車輛氣動阻力是車輛行駛過程中受到的與行駛方向相反的空氣阻力，車輛高速行駛時氣動阻力占比很高[1]，通過優(yōu)化氣動阻力降低油耗使車輛整個使用周期受益。整車氣動阻力一般通過風(fēng)洞試驗得到，風(fēng)洞試驗中環(huán)境可控性強、一致性高，但對硬件設(shè)施要求高、費用昂貴，且前期準(zhǔn)備周期較長[2]。相比之下，大多數(shù)汽車主機廠采用實車道路滑行試驗和環(huán)境模擬轉(zhuǎn)鼓試驗來獲取滾阻系數(shù)和氣動阻力系數(shù)，進(jìn)而評估整車油耗，此方法對于中期改款車型的燃油經(jīng)濟性開發(fā)驗證具有易于實現(xiàn)、價格低廉的優(yōu)勢[3-4]。

相比一般轎車和SUV，皮卡車型的氣動阻力特性具有3方面矛盾：（1）非承載式車架與下車體平整化需求之間的矛盾，非承載式車架使下車體實現(xiàn)平整化的難度更高；（2）強通過性的大接近角設(shè)計要求與車底前端整流裝置離地高度之間的矛盾；（3）尾部半開放式貨箱設(shè)計需求與所形成的高氣動阻力雙尾跡流場之間的矛盾。

目前，國內(nèi)外已有不少學(xué)者對皮卡外流場特征和氣動阻力特性進(jìn)行研究。AI-GARNI 等[5]基于風(fēng)洞試驗對簡化皮卡模型尾部流場特征進(jìn)行詳細(xì)研究，通過對比貨箱尾門前、后壓力分布，得出皮卡貨箱尾門有利于降低整車氣動阻力。CHEN 等[6]對某量產(chǎn)皮卡風(fēng)阻進(jìn)行模擬計算，重點研究船尾形尾部、尾門后橫隔板及貨箱蓋板等不同形狀參數(shù)對氣動阻力的影響。賴晨光等[7]結(jié)合CFD（Computational Fluid Dynamics，計算流體動力學(xué)）、DOE （Design of Experiment，試驗設(shè)計）及優(yōu)化算法，對某簡化皮卡模型的貨箱尺寸、導(dǎo)流板進(jìn)行敏感度分析，重點研究車頂導(dǎo)流板安裝角度對氣動阻力的影響。居小敏等[8]結(jié)合風(fēng)洞測試對某皮卡油泥模型進(jìn)行氣動阻力測試，通過CFD 計算分析皮卡貨箱蓋板和車頂尾部擾流板對氣動阻力的影響。上述研究主要基于簡化模型，未考慮機艙、車底細(xì)節(jié)以及車身型面曲率等對車身流場的影響，可能與實際情況存在較大差異。本文基于CFD 模擬和實車道路滑行試驗，對某全尺寸細(xì)節(jié)的皮卡模型進(jìn)行氣動阻力仿真計算及驗證，方向性地分析皮卡尾部流場特征及相關(guān)降阻措施，為下一代皮卡車型的氣動阻力性能開發(fā)提供參考。

1 理論模型

1.1 流體控制方程

對計算域流體介質(zhì)進(jìn)行如下假設(shè)：（1）等密度氣體；（2）不可壓縮且絕熱。計算域流體單元的控制方程包括連續(xù)性方程、動量方程和湍流模型，其中湍流模型采用可實現(xiàn)的k-ε兩層模型[9]。

連續(xù)性方程為

式中：t為時間；ρ為空氣密度；V為速度矢量。

動量方程為

式中：p為壓強；τ為湍流應(yīng)力矢量；F為體積力矢量。

可實現(xiàn)的k-ε湍流輸運方程為

式中：k為湍流動能；ε為湍流耗散率；μ為粘性系數(shù)；μt為湍流粘性系數(shù)；σk、σε、C1、C2為模型經(jīng)驗系數(shù)；S為平均應(yīng)變率模量；Gk為速度梯度引起的湍流動能產(chǎn)生項；ν為運動粘度系數(shù)。

1.2 整車氣動阻力

整車氣動阻力是車輛行駛過程中氣流直接作用在車身表面的壓力和剪切力在行駛方向上的分力之和，方向與行駛方向相反，其計算式為

式中：FD為整車氣動阻力；ρ為空氣密度；v為車速；CD為無量綱氣動阻力系數(shù)；Af為車輛在行駛方向的正投影面積。

2 仿真建模

2.1 車型優(yōu)化

針對某改款皮卡車型進(jìn)行改進(jìn)優(yōu)化，如圖1 所示，其尺寸為5 656 mm×1 905 mm×1 780 mm、軸距為3 350 mm。為了滿足新階段油耗法規(guī)要求[10]并保持市場競爭力，對整車燃油經(jīng)濟性提出了更高目標(biāo)，即車輛以100 km/h行駛時整車風(fēng)阻需降低25 N。

圖1 基礎(chǔ)車

針對基礎(chǔ)車底部不平整、前端整流效果差導(dǎo)致的下車體、車輪風(fēng)阻大問題，提出3組減阻方案，具體見表1，方案實施效果如圖2 所示，所有方案均不增加整車正投影面積，并且仍滿足前端接近角的設(shè)計要求。

表1 減阻方案

圖2 實施減阻措施

2.2 模型邊界CFD仿真計算軟件

選用STAR-CCM+，其中物理模型為可實現(xiàn)的k-ε兩層湍流模型，仿真網(wǎng)格類型為Trimmer，其邊界層為4 層、增長因子為1.5、邊界厚度為8.125 mm，并對整車近場及尾跡區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格加密處理，總網(wǎng)格數(shù)約為6 800萬個，仿真計算共迭代4 000步。

外流場計算域如圖3所示，設(shè)置進(jìn)口邊界為速度進(jìn)口，湍流強度為0.01，湍流粘度系數(shù)為10，出口邊界為壓力出口，壓強為0 Pa，地面和側(cè)壁為滑移壁面；冷卻風(fēng)扇為靜止，冷卻模塊芯體采用多孔介質(zhì)域模型；輪胎為壁面旋轉(zhuǎn)，輪轂旋轉(zhuǎn)采用MRF（Moving Reference Frame，移動參考系）模型；車身姿態(tài)為滿載狀態(tài)。

圖3 計算域及車身局部網(wǎng)格示意

2.3 試驗驗證

通過道路滑行試驗獲得車輛滑行阻力，包括滾動阻力和氣動阻力，但不能直接得出氣動阻力，為此采用改變單一變量的滑行試驗方法，即對同一輛樣車先采用方案3進(jìn)行滑行試驗，之后移除方案3 再進(jìn)行試驗，試驗中滾動阻力保持不變，則先后兩個試驗的差值即為方案3對減阻的貢獻(xiàn)值。新的道路滑行試驗按照企標(biāo)流程進(jìn)行，測試道路為混凝土路面，車輛最高初速度為110 km/h，多云天氣，氣溫為12～17 ℃，風(fēng)速為1～4 m/s，車輛為滿載狀態(tài)，且前、后輪眉高度與仿真狀態(tài)基本一致。

圖4 為基礎(chǔ)車型和減阻方案3 的實車道路滑行試驗阻力曲線，二者之間的差值即為氣動阻力的變化幅值，在100 km/h 車速時，該值為30.4 N，滿足前期油耗屬性分解目標(biāo)要求。

圖4 不同狀態(tài)的實車道路滑行結(jié)果對比

由圖4可以看出，優(yōu)化方案在高速區(qū)間具有比較明顯的減阻效果，隨著車速下降減阻效果逐漸減弱，甚至存在氣動阻力惡化傾向。

針對優(yōu)化后車型進(jìn)行試驗與仿真對比，車輛在50～110 km/h時的氣動阻力見表2，二者誤差波動范圍較大，當(dāng)車速為50、60、110 km/h時，氣動阻力的誤差超過15%，當(dāng)車速為70、100 km/h時，氣動阻力的誤差小于5%，各車速下氣動阻力的平均誤差約為12.2%。

表2 車型優(yōu)化后氣動阻力的試驗與仿真對比

3 模型應(yīng)用

3.1 流場分析

對比車型優(yōu)化前后的流場變化，以車速100 km/h為例進(jìn)行分析，圖5（a）、（b）分別為基礎(chǔ)車型和優(yōu)化方案3在Y=0 m截面處的速度云圖。可以看出，增加機艙下護(hù)板可以有效規(guī)避底部高速氣流對機艙底部橫梁的沖擊，同時減小機艙內(nèi)出流與底部氣流的相互干擾，使車底部氣流更加平順，尤其車底后半段區(qū)域的流場改善效果明顯。另外，從圖6車底前端流線的分布可以看出，前輪阻風(fēng)板可以阻滯前保下唇來流，防止過多氣流直接沖擊輪胎、擺臂和輪罩等部件，可以大大減小兩側(cè)輪艙區(qū)域的氣動阻力。

圖5 Y=0 m截面車底流場對比

圖6 車底前端流線對比

圖7為皮卡尾跡流場。圖7（a）中皮卡尾部分布有前、后兩個邊界清晰的尾跡，前一個類似后臺階流，氣流在乘員艙尾部邊緣發(fā)生分離并形成低速回流死區(qū)，產(chǎn)生壓差阻力；后一個為典型的馬蹄形渦結(jié)構(gòu)，受尾部貨箱區(qū)域空間壓力分布不均影響，兩側(cè)氣流向內(nèi)向上繞轉(zhuǎn)，并在往下游發(fā)展的過程中形成拖拽漩渦。圖7（b）顯示這對拖拽漩渦在尾門背面左右兩端形成對稱的負(fù)壓中心，同時誘導(dǎo)尾門頂部氣流下洗并產(chǎn)生誘導(dǎo)阻力。從圖8整車氣動阻力累積曲線可以看出，圖7（a）中前、后兩個尾跡的氣動阻力占總氣動阻力比例較高，分別約為30%、5%。

圖7 皮卡尾跡流場

圖8 整車氣動阻力累積發(fā)展曲線

3.2 車身前端減阻

表3為不同方案的車身前端減阻效果，可以看出，方案3的前、后輪氣動阻力值均低于方案1、2，且方案3的減阻幅值大于方案1與方案2之和，這說明增加的前輪阻風(fēng)板與機艙下護(hù)板之間存在正向相互作用。

表3 不同方案減阻效果對比N

圖9為不同方案下整車氣動阻力在Y向（車寬方向）的累積發(fā)展曲線，為便于比較分析，假設(shè)流場左右近似對稱，取一半車寬進(jìn)行處理。左起前輪胎肩至前輪阻風(fēng)板區(qū)域，方案3的氣動阻力累積增長量明顯小于方案1；在下護(hù)板區(qū)域，方案3 的氣動阻力累積曲線與方案2基本保持平行。

圖9 不同方案氣動阻力累積發(fā)展曲線對比

3.3 尾部減阻

3.3.1 尾部擾流裝置

貨架是皮卡尾部貨箱常見的附加裝置，其對乘員艙尾部流場具有一定影響。本文對無貨架、分離式貨架（圓柱貨架和板狀貨架）及一體式乘員艙尾部擾流板4種狀態(tài)的氣動阻力進(jìn)行分析，減阻效果見表4。可以看出，相比無貨架，分離式的圓柱形和板狀貨架均使氣動阻力增加，但一體式乘員艙尾部擾流板使氣動阻力明顯減小。4種狀態(tài)下Y=0 m 截面乘員艙后的局部流場如圖10 所示，因尾部型面曲率較大，車頂高速氣流流經(jīng)乘員艙尾部邊緣時出現(xiàn)氣流分離點位置偏低，如圖10（a）所示；對于分離式貨架（圓柱形、板狀形），分離的氣流會在貨架表面產(chǎn)生二次附著并形成繞流，在增大貨架表面壓力的同時改變了氣流方向，間接造成動量損失，如圖10（b）、（c）所示；一體式乘員艙尾部擾流板具有一定整流作用，可調(diào)節(jié)車頂氣流的分離位置及下洗角度，起到一定的減阻效果，如圖10（d）所示。

表4 不同貨箱貨架對氣動阻力的影響N

圖10 不同貨箱貨架Y=0 m截面流場分布

3.3.2 貨箱尾門高度與側(cè)翼板

貨箱尾門是皮卡車型尾部流場形成前、后尾渦的主要因素，尾門高度對前、后兩尾渦的形態(tài)有重要影響。分別計算尾門高度為0、0.2、0.3、0.4、0.5、0.6、0.7 m 時整車氣動阻力，并分析有無貨箱兩側(cè)翼板（圖11）對整車氣動阻力的影響，如圖12所示，其中，0、0.5 m 高度尾門有無側(cè)翼板的流場對比如圖13 所示。為了消除尾門頂部截面形狀對流場的影響，使不同高度尾門頂部截面形狀相同，采用簡化的尾門模型替代原車尾門。由圖12可以看出，整車氣動阻力隨尾門高度增加呈現(xiàn)先減小后增大趨勢。分別對比圖13（a）、（b）和圖13（c）、（d）可以看出，貨箱尾門可以提升乘員艙后尾渦總壓，同時減弱兩側(cè)拖拽渦對尾門后端流場的影響；當(dāng)貨箱兩側(cè)具有側(cè)翼板時，整車氣動阻力變化稍有差異，貨箱側(cè)翼板可以減小兩側(cè)拖拽渦的強度，并減弱對頂部氣流下洗的誘導(dǎo)作用；由此可知，當(dāng)尾門較高時，車頂高速氣流對尾門的沖擊強度減弱，沒有尾門時前、后兩渦將合為一個，如圖13（d）所示。

圖11 貨箱側(cè)翼板

圖12 氣動阻力隨貨箱尾門高度變化曲線

圖13 貨箱尾門高度與側(cè)翼板對整車流場的影響

4 結(jié) 論

通過對皮卡車型的氣動阻力進(jìn)行CFD 仿真優(yōu)化和實車道路滑行試驗發(fā)現(xiàn)，采用機艙下護(hù)板和前輪阻風(fēng)板對皮卡底部前端進(jìn)行局部平整化和整流處理，可以顯著改善皮卡的氣動阻力性能，并且二者具有較明顯的正向相互作用。

通過分析皮卡車型尾部氣動阻力發(fā)現(xiàn)，分離式尾部貨箱貨架對氣動阻力不利，而與乘員艙一體化設(shè)計的擾流板具有一定的減阻效果，并且當(dāng)貨箱尾門高度設(shè)計合理時可使氣動阻力最小，尾門高度過高或過低均對氣動阻力產(chǎn)生不利影響，同時貨箱兩側(cè)翼板具有一定減阻作用。