基于被动射流的汽车后视镜减阻研究

2022-09-23张亚，王昊，张丹，童一，郑焱

江苏理工学院学报 2022年4期

张亚，王昊，张丹，童一，郑焱

（江苏理工学院汽车与交通工程学院，江苏常州 213001）

汽车是燃油消耗的一大主体，降低汽车的燃油消耗量成为当务之急。汽车后视镜是汽车外部结构的重要组成部分，对汽车外流场有一定的影响，有研究表明，其带来的空气阻力约占整车空气阻力的4.08%[1]；因此，对汽车后视镜的减阻研究具有重要意义。

在汽车后视镜的外形控制和尾涡结构方面，国内外学者进行了大量的研究：陈枫等人[2]采用数值模拟的方法，分析了6种不同形状参数的后视镜在不同水平下的阻力变化情况，指出后视镜的厚度、迎风角度、长宽比等对空气阻力有较大影响；陈鑫等人[3]研究了某后视镜的边缘周圈凹槽，并采用大涡模拟的计算方法进行仿真分析，结果表明，边缘结构对后视镜的流场具有较大影响；刘念等人[4]采用正交试验法，对某SUV后视镜进行优化分析，在所设计的9种优化方案中，最优方案使整车风阻降低0.56%；李少峰等人[5]对比分析了电子后视镜和传统后视镜尾流区域的空气流场和气动特性，研究表明，电子后视镜在减阻降噪方面具有很大优势；袁海东等人[6]采用风洞试验的方法，对类后视镜钝体进行PIV试验，深入分析后视镜尾迹中的涡流结构，发现后视镜尾流结构与有限长柱体类似，尾涡脱落受到长度特征影响；陈鑫等人[7]在DrivAer汽车模型外后视镜表面应用仿生非光滑结构，通过改变边界层的流场结构，产生涡垫效应，使整车的阻力降低了5.9%；Dong等人[8]在后视镜的尖端位置开槽，利用大涡模拟的计算方法进行数值分析，发现尖端沟槽改变了流场，大尺度的尾涡被抑制，从而达到减阻的效果。

射流减阻技术是一种新型的减阻方法。目前，射流减阻研究已经应用到汽车减阻上：谷正气等人[9]在汽车尾部增加射流装置以破坏尾涡形成，从而达到了减阻的目的；Howell等人[10]在Ahmed模型上布置通孔形成射流，发现通孔在深度较小的范围有较好的减阻效果；崔文诗等人[11]在车辆顶部和斜背部加装射流装置，探究不同射流参数对车辆气动阻力的影响；李启良等人[12]建立后视镜主动射流模型，以改善后视镜尾涡强度，降低整车气动阻力。

然而，从已有的研究来看，主要是对后视镜的表面结构和整体外形进行分析，对射流技术在后视镜上的研究应用较少。因此，本文建立后视镜被动射流模型，采用大涡模拟（LES）湍流模型，研究被动射流及射流角度对后视镜气动特性的影响。

1 仿真模型及计算方法

1.1 物理模型参数

为研究被动射流对汽车后视镜流场和气动特性的影响，采用简化的后视镜进行仿真分析，将后视镜与基座单独取出加以研究。简化后的汽车后视镜由本体、支架和底座组成。如图1所示，本体基本尺寸为：长190 mm、宽130 mm、径向深部140 mm。

图1 后视镜简化模型

为实现被动射流控制，将后视镜本体分成两个部分：外壳和内镜。气流通过外壳和内镜之间的缝隙，在后视镜尾涡区域形成射流。外壳尺寸为：长190 mm、宽130 mm、径向深部100 mm、壁厚5 mm。内镜尺寸为：长170 mm、宽110 mm、径向深部120 mm。如图2所示，按照射流角度分别为10°和15°建立两个模型（模型一和模型二）。

图2 两种射流后视镜模型

1.2 计算域与网格划分

如图3所示，后视镜被放置在长方体计算域内，计算域的长为25倍镜深、宽为13倍镜宽、高为7倍镜高，后视镜前端距离计算域入口长度为5倍镜深。

图3 计算域示意图

由于四面体网格具有良好的适应性，整个仿真计算模型采用四面体网格进行划分。如图4所示，为网格局部示意图。为了准确模拟出射流流道内的气流流动状态，对后视镜区域进行网格加密，加密区域共两层，里层网格尺寸为8 mm，外层网格尺寸为16 mm，后视镜表面网格尺寸为2 mm；后视镜设置边界层，第一层边界层厚度为0.2 mm，共10层；全局网格尺寸设置为32 mm，总体网格数量约为1 100万。

图4 网格局部示意图

1.3 数值计算方法

计算求解软件采用Fluent 17.0。计算域入口设置为来流速度入口，入口速度设置为30 m/s，湍流强度值设置为0.5%；计算域出口设置为压力出口，参考压力为0；计算域上边界、左右边界设置为对称面；计算域下边界、后视镜设置为固定壁面。

在本文仿真计算过程中，对湍流模型的选择如下：首先，采用k-ε湍流模型进行流场稳态计算，获取后视镜的稳态流场；然后，在稳态计算的结果上，将湍流模型切换为LES模型，空间离散模式采用二阶迎风格式；最后，再进行后视镜流场的非稳态计算。非稳态计算的时间步长为0.000 1 s，迭代步数为20次，整个计算过程共25 000步。

1.4 网格无关性验证

如表1所示，对原模型划分三种不同数量的网格进行网格无关性检验，通过仿真计算，得到不同网格数量下模型的Cd值。从表1中可以看出，1 083万网格和1 359万网格的计算结果大致相符，考虑到计算所耗费的时间，网格模型均采用1 100万左右的网格数量。

表1 不同数量网格计算结果

2 计算结果分析

为研究后视镜尾部的气动特性，本文选取后视镜纵向中间截面（Y=0）和后视镜镜体横向中间截面（Z=180 mm）两个平面，对后视镜的外部流场进行深入分析。如图5所示，为截面示意图。

图5 截面示意图

2.1 稳态结果分析

如图6所示，为三个模型在Z=180 mm平面的压力云图。从图中可以看出：三个后视镜模型的前方出现明显的高压区域，后方出现对称的负压区域，后视镜前后产生压差，形成气动阻力；射流模型由于前端开孔的缘故，气流涌入后视镜腔内，使腔内压力升高，高压气流通过射流通道形成射流。通过对比可以发现：射流的存在使模型一和模型二后方的负压区面积减小、压力减小；模型一和模型二整体差别不大，与模型一相比，模型二射流出口位置负压区域略有减小。

图6 Z=180 mm平面压力云图

如图7所示，为三个模型在Z=180 mm平面的速度云图和流线图。分析发现：后视镜两侧气流速度较高，而背后存在大的低速区域；气流由于后视镜的阻挡而向两侧运动，经过后视镜形成两个对称的漩涡区域，漩涡是由于经过后视镜的高速气流带动模型背后的低速气流加速旋转而产生的；三个模型尾部漩涡区域大小不同，原模型尾部漩涡面积最大，射流模型尾部的漩涡面积明显较小，模型二漩涡面积略小于模型一，这是由于射流模型在尾涡区域增加了流动干扰，减少了尾涡的涡量。

图7 Z=180 mm平面速度云图和流线图

如图8所示，为三个模型在Y=0平面的速度云图和流线图。对比发现：在原模型的后方存在上、下两个低速的漩涡区，而射流模型的流场与之差异较大，模型一、模型二后方漩涡区域面积明显减小，模型二后方下部的漩涡几乎消失，其产生机理与图7相同，即由于射流的存在，抑制了漩涡的产生。

图8 Y=0平面速度云图和流线图

结合图7、图8的流场情况得出：射流模型后方漩涡区域面积明显小于原模型，模型二后方漩涡面积略小于模型一。模型后方漩涡区域越大，气流被消耗的能量越多，其产生的压差阻力也就越大。可见，射流模型使得漩涡区域减小，而模型二的效果更优，气流能量耗散减少，从而使压差阻力降低。

湍流动能是湍流模型中重要的物理量，用来衡量流场中的湍流强度，湍流动能越大的地方湍流越强烈，压力脉动则越剧烈。如图9所示，为Z=180 mm平面内模型区域的湍流动能云图。从图9可以看出：原模型尾流处有两个明显的高湍流动能区域，而射流模型尾流处高湍流动能区域明显减小，且模型二高湍流动能区域更小。这表明：射流模型在尾流处的流场比原模型稳定，空气流动波动减小，使得前后压力波动变小，从而减小了压差阻力；且模型二比模型一效果更好。

图9 Z=180 mm平面湍流动能图

2.2 瞬态结果分析

如图10所示，为三种模型通过大涡模拟计算得到的阻力系数，其中，红色直线是阻力系数的平均值。仿真计算得到：原模型阻力系数为0.385 71，模型一阻力系数为0.358 38，模型二阻力系数为0.354 97；射流模型相对于原模型达到了减阻的效果，模型一减阻效率为7.1%，模型二减阻效率为8.0%，模型二比模型一减阻效率提高了0.9%。同时，从阻力系数随时间的变化上来看，原模型的阻力系数波动较为剧烈，而射流模型的阻力系数波动明显较小，且模型二波动最小。这表明模型二的流场波动较为稳定，因此，模型二的减阻效果较优。

图10 三种模型阻力系数

如图11所示，为三种模型在Z=180 mm截面下的瞬态流线图。从图11（a）原模型的瞬态流线图可以看出：在后视镜的尾流中存在两个漩涡，在这一时刻，上面的涡较大；这两个涡交替产生、变大、脱落，造成后视镜尾流的振荡。图11（b）和图11（c）显示：模型一和模型二通过射流的方式影响了后视镜尾流中涡的产生、脱落过程，出现了一些尺度较小的二次涡结构，减少了大涡的能量耗散，进而减小了阻力系数。

图11 三种模型瞬态流线图

为了进一步研究后视镜尾部流场的漩涡结构特征，对三个后视镜模型的涡量分布展开分析。如图12所示，为Z=180 mm截面下的瞬态涡量对比图。通过对比可以发现：在后视镜原模型的尾部流场中涡量较大，流场结构波动较大；模型一和模型二由于射流的作用，涡量较小，尾部结构平整；模型二的涡量略小于模型一，尾部结构更加平整。这表明：射流使得后视镜尾部漩涡的脱落得到一定抑制，射流角度的改变（从10°变为15°）对抑制效果略有增强，使减阻效率提高了0.9%。

图12 三种模型瞬态涡量对比图

2.3 风洞试验验证

为了进一步验证被动射流后视镜的减阻效果，对后视镜原模型和减阻效果最佳的模型二进行风洞试验。测量后视镜气动特性的试验在江苏理工学院风洞试验室进行。如图13所示，为风洞试验布置。风洞试验阻塞比为3.8%，被测模型放置在风洞试验段内，通过螺杆与六分量风洞测力天平刚性连接，螺杆穿过平板和风洞试验段底部固定在测力天平上，测力天平处于风洞试验段下方。在测试过程中，测力天平和螺杆与风洞设备不直接接触，以避免风洞震动对其产生影响。

图13 风洞试验布置

控制风机频率在35 Hz，试验段风速为28 m/s。如表2所示，为通过风洞试验测量计算得到的原模型和模型二的阻力系数。根据表2，模型二的阻力系数小于原模型的阻力系数，减阻效率为7.3%。由于试验误差的存在，测量结果与大涡模拟仿真结果略有差异。但从减阻效率对比上来看，仿真结果与风洞试验结果具有较好的一致性，验证了仿真模型的有效性。