吳永興，高偉，鄧召文，余偉，易強

（湖北汽車工業(yè)學院 汽車動力傳動與電子控制湖北省重點實驗室，湖北 十堰 442002）

由于隊列行駛中車輛間距及數(shù)目變化，前車尾流對后車造成較大的氣動干擾，從而影響各車的氣動特性，進而影響車輛的燃油消耗和續(xù)航里程，因此研究隊列行駛車輛的氣動特性對降低車輛的燃油消耗具有重要的意義。Patrick Hong等人最早開始研究轎車隊列行駛對于減阻的影響［1］，隨后Christophe Bonnet等人研究了重型卡車的間距對于隊列行駛的減阻效果［2］。Richard Ramakers等人在德國高速路上研究貨車隊列行駛的氣動特性，最后得出隊列車輛平均燃油消耗率比單車節(jié)約10%的結論［3］。賀寶琴采用數(shù)值模擬的方法研究車身外形、縱向間距和汽車數(shù)目等因素對汽車隊列行駛減阻率的影響［4-5］。2020年高偉等人研究了2輛貨車在不同間距行駛時候的氣動特性，得出了在間距較小時，前車氣動阻力系數(shù)減小，后車氣動阻力系數(shù)變大的結論［6］。上述學者研究的主要是以相同車型進行隊列行駛研究，考慮到實際道路中車輛類型不一定相同，文中以正交試驗的方法來研究車輛數(shù)目、車輛間距和車輛外形3個因素對汽車的氣動特性影響；同時也研究了不同外形的車輛等距離混合行駛時，車輛外形在隊列中所處的位置對于隊列行駛氣動特性的影響，更符合實際的道路工況。

1 單車外流場數(shù)值模擬

MIRA模型結構和尺寸如圖1a所示，建立1：10三維模型，如圖1b所示。為了確保輪胎與地面的接觸變形與實際情況相同，在輪胎底部建立一個長方體凸臺，改善輪胎與地面的接觸情況，提高數(shù)值模擬的精度。數(shù)值模擬計算域尺寸直接影響模擬仿真的結果，為了使前方來流均勻且穩(wěn)定，尾流發(fā)展充分，減少空氣域的回流產(chǎn)生，計算域尺寸設置如圖2a所示，車輛兩側(cè)寬度分別為5倍車寬，計算域示意圖如圖2b所示。

圖1 MIRA模型尺寸及三維模型

圖2 計算域尺寸及示意圖

采用Ansys ICEM CFD對單車模型和計算域進行網(wǎng)格劃分，以四面體和三棱柱組合的非結構化混合網(wǎng)格為主，計算域全局網(wǎng)格尺寸為800mm，車身表面的網(wǎng)格尺寸為200m，在車身表面添加了三棱柱網(wǎng)格以模擬車身表面的邊界層，層數(shù)為5，第1層厚度為1mm，增長率為1.2，密度盒對車身周圍的網(wǎng)格進行了局部加密以提高計算精度，密度盒內(nèi)網(wǎng)格尺寸為200mm，生成的網(wǎng)格如圖3所示。

圖3 汽車外流場計算域網(wǎng)格劃分

邊界條件的定義如下［6］：入口為速度入口，速度為30m·s?1；出口為壓力出口，相對壓強為0Pa；計算域側(cè)面及頂面定義為滑移壁面；車身表面為無滑移壁面；地面為移動壁面，速度為30m·s?1。湍流模型選用Realizable k-ε模型，空間離散格式采用二階迎風格式，采用Simple算法進行迭代，計算殘差值為1×10-6，迭代步數(shù)為3000步［6］。

通過仿真計算求得單車氣動阻力系數(shù)為0.3371，與湖南大學風洞試驗結果相比，誤差為3.98%，滿足工程允許誤差要求。單車縱向?qū)ΨQ面壓力分布云圖和速度矢量圖如圖4所示。從圖4a中可以看出：正壓區(qū)主要集中于車頭和前擋風玻璃，原因是來流撞擊在車輛前部形成高壓區(qū)。同時氣流被迫改向，氣流不再平穩(wěn)流動，而是沿車身表面向四周流動，由于發(fā)動機蓋邊緣的拐角處曲率變化，導致氣流發(fā)生分離，進而導致此處的空氣流速增加，形成負壓區(qū)。一部分氣流沿著發(fā)動機艙蓋繼續(xù)爬升，再次撞擊前擋風玻璃，又一次形成正壓區(qū)。隨后氣流減速并改變方向，沿擋風玻璃繼續(xù)向上爬升，由于前擋風玻璃與車頂過渡處曲率突然改變，向上的氣流依然沿著擋風玻璃向上，與車頂來流發(fā)生交匯，產(chǎn)生劇烈的分離氣流，形成負壓區(qū)。部分來自擋風玻璃的氣流與前方來流交匯，繼續(xù)沿著車頂流動，但是在車頂與后車窗處再次形成較大的負壓區(qū)，導致阻力增加。同時少量來自兩側(cè)車窗的氣流與車頂沿后車窗向下的氣流交匯，形成較大直徑的渦，從而產(chǎn)生部分亂流，進而在尾流中形成較長的拖拽渦，造成阻力增大。從圖4b可以看到：來流在車頭前部速度迅速降低，接近0m·s?1，隨后這部分氣流一部分沿發(fā)動機艙蓋繼續(xù)爬升，另一部分進入車底，頂部氣流沿車身表面流動到尾部的后風窗，由于車身曲率變化較大，部分氣流再次減速，與車身底部的氣流匯合，匯合的氣流速度與方向不同，導致氣流在車尾形成渦流。

圖4 縱向?qū)ΨQ面壓力和速度矢量分布圖

2 隊列行駛車輛氣動特性因素分析

選取隊列中車輛數(shù)目、車身外形、車輛間距為試驗因素，正交試驗因素水平見表1，L為車長。使用Minitab設計正交表L9（33），試驗方案見表2。

表1 正交試驗因素水平表

隊列行駛車輛的平均阻力系數(shù)比為［5］

式中：CDavg為隊列行駛車輛的平均阻力系數(shù)；CDi為隊列中第i輛車的氣動阻力系數(shù)；CD∞為每種車型單車氣動阻力系數(shù)；n為車輛總數(shù)；i為車輛編號。表2中9組試驗方案所對應9個模型，依次進行數(shù)值模擬，仿真結果見表3。

表2 正交試驗方案

表3 正交試驗結果

當每組試驗的邊界條件都相同時，對試驗結果中平均阻力系數(shù)比的極差分析如表4所示。由表4可以看出，在各因素水平的取值范圍內(nèi)，影響隊列行駛車輛阻力系數(shù)比的主要因素是車身外形，其次的影響因素是車輛間距，對平均阻力系數(shù)比影響最小的因素是車輛數(shù)目。通過極差分析得到各因素的最優(yōu)水平組合為方案2。

表4 平均阻力系數(shù)比極差分析表

3 混編隊形的氣動特性影響

混合隊列行駛計算域入口距離第1輛車的車頭距離為3L，出口距離最后1輛車的汽車尾部7L，高度為5倍車高，兩側(cè)寬度分別為5倍車寬。仿真方案及結果見表5，A為MIRA階背模型、B為MIRA快背模型、C為皮卡模型，車輛間距為0.75L，邊界條件與求解參數(shù)的設置均與單車外流場保持一致。由表5可以看出，試驗方案3中MIRA快背模型處在隊列的開頭位置，MIRA階梯背模型在隊列中間位置，皮卡模型在隊列的最后，這樣得到的隊列平均阻力系數(shù)比最小，平均阻力系數(shù)比最大的是試驗方案5。

表5 均勻試驗方案與結果

通過觀察圖5a可以看到前面車輛尾部對氣流的影響，主要改變了氣流的方向。第1輛車的尾部對氣流的導向作用最佳，減少了第2輛車的來流，但是第2輛車較大的后窗傾角導致出現(xiàn)了許多亂流，產(chǎn)生了尾渦，使得部分氣流撞擊在第3輛車的頭部。從圖5b中可以看出尾流比較流暢，氣流方向多是流向地面，從而減少了氣流撞擊下一輛車的頭部，形成壓差阻力。從圖5c可以看到尾流交叉和渦流，出現(xiàn)部分向上的氣流撞擊下一輛車頭部的情況，但是大部分氣流依然流向地面，從圖5d可以看到在車廂和尾部均出現(xiàn)較多的渦流，且最終尾流幾乎平行于地面，因此在隊列中皮卡模型會使得尾流大量撞擊下一輛車的車頭而形成較大的正壓，增加了壓差阻力。

圖5 混合隊列行駛及單車行駛流線圖

渦場和氣流黏性效應是產(chǎn)生氣動阻力的重要原因，而汽車的外形結構對于黏性渦場的形成有較大影響。從圖6a～b可以看出，當快背模型處在車隊最前面，前方氣流不受干擾，來自底部的氣流與來自車頂?shù)臍饬髟诤箫L窗與行李箱蓋之間形成回流區(qū)，在此產(chǎn)生了2個較小的尾渦。但是隊列行駛時受到后方車輛的影響，尾渦變小，說明消耗的能量也少。隨著氣流的向后推移，尾渦也會對第2輛車的來流產(chǎn)生影響。從圖6c～d可以看出，階背模型較大的后窗傾角導致來自車頂?shù)臍饬髟诖颂幇l(fā)生分離，并在后窗處產(chǎn)生渦流，由于前車對側(cè)面氣流的影響，在圖6d中，在行李箱蓋處沒有產(chǎn)生尾渦，同時在后風窗處產(chǎn)生的渦流也減少了很多，減少了隊列中車輛渦場的形成，從而導致該車的氣動阻力下降。從圖6e～f中可以看到在車廂處產(chǎn)生了巨大的回流區(qū)，這是車頂與車廂之間曲率突變引起的，但是圖6f中在車廂后擋板處也沒有出現(xiàn)尾渦，同樣是前面輛車對于氣流的影響導致的，進一步減小了汽車隊列行駛的阻力。

圖6 混合隊列行駛和單車行駛尾部流線對比圖

4 結論

考慮多個因素對于隊列行駛汽車氣動特性的影響，對隊列行駛進行了數(shù)值模擬分析，正交試驗表明，隊列行駛時影響最大的因素是車身外形，最小的影響因素是車輛數(shù)目，因此在智慧交通系統(tǒng)中，隊列行駛時要優(yōu)先考慮車身外形對于隊列車輛減阻的影響；文中模擬了車輛混合編隊行駛工況，按照快背模型、階背模型、皮卡模型編隊的隊列減阻效果最好，有效減小了隊列行駛汽車的平均阻力。