許建民，范健明

（1.廈門理工學院機械與汽車工程學院，廈門 361024； 2.福建省客車及特種車輛研發(fā)協(xié)同創(chuàng)新中心，廈門 361024）

前言

盡管我國汽車產業(yè)起步較晚，但這些年來對重型廂式貨車的氣動減阻技術越來越重視。相關高校和企業(yè)利用汽車風洞和流體分析軟件對轎車的氣動減阻技術進行了深入研究，相對于轎車的氣動減阻技術，重型廂式貨車的減阻研究起步比較晚，只有少數研究涉及到重型廂式貨車減阻設計和優(yōu)化。相對于轎車，重型廂式貨車的氣動阻力系數比較大，從而油耗比較高［1］。研究表明［2-4］，氣動減阻技術對于廂式貨車能起到明顯的節(jié)能效果。楊帆等［5］采用數值模擬和試驗研究的方法對某貨車的氣動阻力系數進行了優(yōu)化，最佳減阻率達到16.2%。王新宇等［6］對某貨車附加減阻裝置的減阻機理和效果進行了研究。張英朝等［7］對某商用車駕駛室導流罩的氣動造型進行了優(yōu)化。韓國學者Kim等［8-10］設計了不同造型的廂式貨車駕駛室頂部導流罩，并通過風洞試驗研究了其對貨車風阻系數的影響。文獻［11］～文獻［13］中研究了不同形式尾部減阻裝置的減阻效果。Altaf［14］和Lee［15］等研究了尾部導流板對貨車氣動阻力的影響。楊易等［16-19］采用數值模擬的方法研究了不同形狀非光滑表面對汽車的減阻效果。

綜上所述，國外對重型廂式貨車采用的減阻措施種類較多，且一部分減阻措施已經廣泛應用到實際商用車產品上。但目前國內重型廂式貨車的減阻裝置主要是采用不同形狀和尺寸的導流罩安裝在駕駛室頂部，而新型側裙式導流罩、尾部減阻裝置和仿生非光滑表面車身等并沒有得到深入研究與重視，且絕大部分只研究了單一減阻裝置的減阻效果，沒有探討多種減阻裝置加裝于同一貨車的復合減阻效果。因此，針對重型廂式貨車新型側裙式導流罩、尾部減阻裝置和仿生非光滑表面車身的減阻效果開展研究顯得尤為重要。本文中以某重型廂式貨車為研究對象，以計算流體動力學理論為基礎，運用數值模擬的方法，對重型廂式貨車的多種減阻裝置的減阻效果和減阻機理進行深入系統(tǒng)研究，得到了各種附加減阻裝置對廂式貨車降低風阻的影響和規(guī)律性，最后分析了多種減阻裝置的復合減阻效果。該研究為廂式貨車新型附加減阻裝置的設計及優(yōu)化提供理論依據。

1 計算流體力學原理

1.1 湍流模型

采用標準的k-ε模型計算雷諾應力來封閉流動控制方程，即

式中μt為湍流黏性系數。μt由下式給出：

式中k和ε分別為湍動能和湍能耗散率。k和ε的輸運控制方程為

1.2 廂式貨車模型的建立

本文中主要研究新型側裙式導流罩、尾部減阻裝置和仿生非光滑表面結構等減阻附加裝置對廂式貨車氣動特性的影響。為節(jié)省計算資源，對廂式貨車的車身進行了簡化處理，建立的貨車模型省略了后視鏡、門把手、底部傳動系統(tǒng)和排氣系統(tǒng)等部分裝置，貨車原始模型的主要尺寸如圖1所示。

圖1 貨車原始模型的尺寸（單位：mm）

1.3 網格劃分與邊界條件的設置

根據經驗，本次仿真取8倍車長、6倍車高和4倍車寬的長方體作為貨車模型外流場的計算域。利用通用有限元軟件ANSYS WORKBENCH的網格劃分工具對貨車模型的外流場計算域進行網格劃分，并通過設置膨脹層來對貨車模型的近壁面區(qū)域進行網格加密。為了保證貨車氣動阻力系數計算結果的一致性，所有貨車模型外流場計算域的網格總單元數均控制在400萬左右。在數值模擬中采用基于壓力求解器的標準k-ε湍流模型，邊界條件設置的詳細參數見表1。求解時選用2階迎風差分格式進行空間離散，采用Simple算法進行迭代。

表1 邊界條件的設置

2 新型導流罩對貨車氣動阻力的影響

2.1 新型導流罩的設計

研究表明［10］，大約50%的氣動總阻力產生于貨車駕駛室的前部和駕駛室與貨廂之間的間隙。傳統(tǒng)導流罩（見圖2（b））能起到一定的減阻效果，但減阻效果有限。為更好地發(fā)揮導流罩的減阻能力，本文中設計了新型側裙式導流罩（見圖2（a）），該新型導流罩相當于傳統(tǒng)導流罩與側裙式導流板的組合減阻裝置，設計的目的是為了更好地減少駕駛室與貨廂之間的氣流擾動，進而減少貨車氣動阻力。G為導流罩的側裙延伸長度，G0為駕駛室與貨廂之間的間隙。當G／G0=1時，駕駛室與貨廂之間的間隙被全部封閉，稱之為封閉式傳統(tǒng)導流罩（見圖2（c））。H1為駕駛室頂部到貨廂頂部的距離。同時受海豹頭部形狀的啟發(fā)，本文中在傳統(tǒng)導流罩的基礎上設計了一種新型的仿生導流罩（見圖2（d）和圖2（e）），該仿生導流罩的設計目的是為更好地將側部氣流平順地導流到貨廂的兩個側面，進而減少貨車氣動阻力。同樣在仿生導流罩的基礎上增加側裙導流板，當G／G0=1時，稱之為封閉式仿生導流罩（見圖2（f））。

圖2 新型導流罩的尺寸及安裝效果圖

2.2 新型導流罩的減阻效果分析

圖3對比了不同導流罩模型側裙長度對貨車空氣阻力系數的影響。表2對比了不同導流罩模型的減阻率。分析可知，駕駛室導流罩的安裝可以減少貨車氣動阻力。無論是傳統(tǒng)導流罩還是新設計的仿生導流罩，隨著導流罩延伸長度的增加，貨車整車阻力系數逐漸變小。并且在同樣的側裙延伸長度下，仿生導流罩模型的氣動阻力系數均要小于傳統(tǒng)導流罩模型，說明新設計的仿生導流罩比傳統(tǒng)導流罩具有更好的減阻效果。當G／G0=1時，封閉式傳統(tǒng)導流罩模型和封閉式仿生導流罩模型的風阻系數分別為0.780 4和0.742 2，相對于貨車原始模型的氣動減阻率分別為5.0%和9.7%，說明新設計的仿生導流罩減阻效果比較明顯。

圖3 導流罩側裙長度對空氣阻力系數的影響

表2 不同導流罩模型的減阻率對比

圖4對比了貨車原始模型與3種典型導流罩模型的貨車前部縱向對稱面速度軌跡云圖。由圖可見：原始模型由于駕駛室頂部低于貨廂頂部，這樣貨廂突出部分對氣流產生較大的氣動阻力，在駕駛室與貨廂之間產生了兩個方向相反的漩渦，并在駕駛室頂部出現了嚴重的氣流分離現象；傳統(tǒng)導流罩模型的駕駛室與貨廂之間仍然出現了氣流漩渦，但氣流分離相對于貨車原始模型有所減弱；而封閉式傳統(tǒng)導流罩和封閉式仿生導流罩模型的頭部均沒有出現氣流分離，氣流分布比較平順，沒有在駕駛室頂部產生漩渦。

圖4 貨車前部縱向對稱面速度軌跡云圖

圖5對比了貨車原始模型與3種典型導流罩模型的貨車前部縱向對稱面湍動能分布云圖。由圖分析可知：貨車原始模型由于沒有安裝導流罩，在其駕駛室頂部和貨廂前部均出現了較大面積的高湍動能值區(qū)域，說明氣流在該區(qū)域的能量損耗較大，導致氣動阻力增加；傳統(tǒng)導流罩模型的駕駛室頂部沒有出現高湍動能值區(qū)域，只在貨廂頂部出現了較小面積的高湍動能值區(qū)域，說明傳統(tǒng)導流罩具有一定的導流效果；而封閉式傳統(tǒng)導流罩和封閉式仿生導流罩模型的頭部區(qū)域的湍動能值均比較小，說明封閉式導流罩可消除駕駛室與貨廂之間間隙的氣流波動，進而減少氣流分離和湍動能損耗，最終減小了貨車氣動阻力。

圖5 貨車前部縱向對稱面湍動能分布云圖

3 尾部減阻裝置對貨車氣動阻力的影響

3.1 尾部減阻裝置的設計

研究表明［15］，對于高速行駛的廂式貨車，由貨車尾部產生的氣動阻力占總氣動阻力的25%。為有效減少由于貨車尾部而產生的氣動阻力，本文中設計了一種由4塊導流板構成的尾部減阻裝置，并詳細探討了底部導流板長度和傾角對氣動阻力的減阻效果。圖6（a）為設計的尾部減阻裝置的尺寸示意圖，圖6（b）為尾部減阻裝置的安裝效果圖。保持α=12.5°，β=80°，L=800 mm不變［20］，分析不同導流板長度（l=800，400 mm）和不同傾角（θ=15°，30°，45°，60°）對貨車氣動阻力的影響。

圖6 尾部減阻裝置的尺寸和安裝效果圖

3.2 尾部減阻裝置的減阻效果分析

圖7對比了底部導流板長度和傾角對貨車風阻系數的影響。表3對比了不同尾部減阻裝置模型的減阻率。對比分析可知，當15°≤θ≤45°時，兩種不同尾部導流板長度貨車模型的氣動阻力系數均隨著底部導流板傾角θ的增大而逐漸變小，當θ=45°時模型的阻力系數獲得最小值，且在相同θ的情況下，安裝400 mm底部導流板長度的貨車模型的氣動阻力系數要小于安裝800 mm底部導流板長度的貨車模型。當θ≥45°時，增大底部導流板傾角會導致貨車氣動阻力系數的增加。尾部減阻裝置模型3的氣動阻力系數最小，CD為0.730 0，相對于貨車原始模型的減阻率為11.2%，減阻效果明顯。這充分說明該尾部減阻裝置的底部導流板長度和傾角對貨車整車的氣動阻力系數有重要影響。

圖7 底部導流板長度和傾角對貨車風阻系數的影響

表3 不同尾部減阻裝置模型的減阻率

圖8對比了尾部減阻裝置模型3和貨車原始模型的尾部縱向對稱面速度軌跡。由圖可見：沒有加裝尾部減阻裝置的貨車原始模型的尾部出現了一個大型的逆時針縱向漩渦，且從貨車底部流入尾部的氣流速度要大于從貨車頂部流入尾部的氣流速度；加裝尾部減阻裝置模型3后，從貨車頂部流入尾部的氣流速度增加，高動能的分離剪切流入尾部區(qū)域，這樣會大大減少貨車尾部渦流，說明尾部減阻裝置的底部導流板抑制了貨車尾部強渦流的產生。圖9對比了尾部減阻裝置模型3和貨車原始模型的尾部縱向對稱面湍動能分布。由圖可見：貨車原始模型的尾部區(qū)域的上部出現了大面積的高湍動能值區(qū)域，而加裝尾部減阻裝置模型3的尾部區(qū)域的湍動能值比較小，說明尾部減阻裝置改善了尾部氣流的狀態(tài)，從而有效地減弱了尾部的湍動能損耗和氣動阻力。圖10對比了尾部減阻裝置模型3與貨車原始模型的尾部縱向對稱面的壓力分布。由圖可見，相對于貨車原始模型，尾部減阻裝置模型3的尾部負壓區(qū)域有明顯的減小，正壓區(qū)域有明顯的增大，因而減小了貨車前后部之間的壓力差和氣動阻力。

圖8 貨車尾部縱向對稱面速度軌跡云圖

圖9 貨車尾部縱向對稱面速度湍動能云圖

圖10 貨車尾部縱向對稱面壓力分布云圖

4 仿生非光滑表面對貨車氣動阻力的影響

4.1 仿生非光滑表面的設計

仿生學研究［16］表明，仿生非光滑表面結構可改變表面邊界層的流動狀態(tài)，改善物體表面流場從而降低其氣動阻力。因此，凹坑型非光滑表面單元體的深度必須小于貨車模型側面邊界層的厚度δ（l），從而實現對表面流場的控制。由流體動力學理論可知，平板層流邊界層的厚度［19］為

式中：δ（l）為邊界層的厚度；l為平板的特征長度；Re（l）為雷諾數。

式中：v為來流速度，v=30 m／s；ν為運動黏度系數；ν=0.0722 m／s。

當將仿生非光滑表面結構安裝于貨車原始模型的兩個側面時，由上述邊界層厚度的計算公式得知凹坑單元體的最大深度不能超過152 mm。為獲得非光滑表面凹坑對貨車氣動阻力系數的影響，本文中設計了半球面凹坑和半橢球面凹坑兩種形狀的非光滑表面凹坑布置于貨車原始模型的兩個側面，并對其氣動特性進行數值模擬。仿生非光滑表面結構的尺寸示意圖如圖11所示。圖中，W為凹坑之間的橫縱向距離，取200 mm，S為凹坑的深度，分別取5，10，15和20 mm，D為半橢球面的長軸長度或半球面的直徑，橢球面的長短軸比值為1.5。圖12為半橢球面凹坑布置于貨車側面的效果圖。

圖11 半橢球面凹坑效果圖

圖12 半橢球面凹坑布置于貨車側面的效果圖

4.2 仿生非光滑表面的減阻效果分析

表4對比了不同凹坑尺寸的非光滑表面貨車模型的氣動阻力系數和減阻率。分析可知，在貨車車身表面合理布置半球面凹坑和半橢球面凹坑均具有一定的減阻效果。其中非光滑表面模型5具有最佳的減阻效果，減阻率為5.0%。

圖13對比了貨車的光滑車表模型與側部半橢球面非光滑模型的尾部速度軌跡云圖。由圖分析可知：當氣流流經貨車的兩個非光滑側部表面時，車表氣流速度與光滑貨車表面相比有明顯上升，尾部區(qū)域的低流速區(qū)域面積相比于光滑車表模型有明顯減??；非光滑車表氣流速度的增大表明半橢球面凹坑非光滑表面降低了車身表面邊界層氣流運動的速度梯度，從而減弱了邊界層內外部的動能交換，這樣動能輸送便會更加順暢；動能輸送的順暢可減弱能量的消耗，從而減小貨車的氣動阻力，另外，非光滑表面貨車模型的尾渦量相對于光滑車表模型有明顯的減小，這也同樣說明貨車尾部能量耗散有減小，所以氣動阻力得到減小。

表4 不同凹坑尺寸的非光滑表面模型的風阻系數對比（間距為200 mm）

圖13 貨車模型X-Y水平截面的尾部速度軌跡云圖

圖14對比了貨車的光滑車表模型與側部半橢球面非光滑模型的尾部湍動能分布云圖。由圖分析可知：光滑車表模型的高湍動能區(qū)域面積較大，半橢球面非光滑模型的高湍動能區(qū)域面積比光滑車表模型有明顯的減小；尾部區(qū)域湍動能的減小，說明尾部氣流能量耗散比較小，產生的氣動阻力較??；相對于光滑車表模型，半橢球面非光滑模型的高湍動能區(qū)域離貨車尾部距離較遠，產生的對貨車尾部的“拖拽力”較小，從而起到減阻效果。

圖14 貨車模型X-Y水平截面的尾部湍動能分布云圖

圖15對比了貨車的光滑車表模型與側部半橢球面非光滑模型的尾部壓力分布云圖。由圖可見：側部半橢球面非光滑模型的尾部負壓區(qū)域比光滑車表模型有明顯的減小，意味著貨車前后部的壓力差減小了，從而使整車總氣動阻力減小。

圖15 貨車尾部縱向對稱面壓力云圖

5 復合減阻裝置的設計和減阻效果研究

為研究復合減阻裝置的減阻效果，在前文計算分析的基礎上，選取了減阻效果明顯的仿生封閉式導流罩、尾部減阻裝置和仿生非光滑表面結構進行組合，并對兩種典型的復合減阻方案分別進行外流場數值模擬。圖16為復合方案的整車模型效果圖。表5對比了貨車原始模型與安裝兩種復合減阻方案（方案1，導流罩模型4＋尾部減阻裝置模型3＋非光滑表面模型2；方案2，導流罩模型4＋尾部減阻裝置模型3＋非光滑表面模型5）裝置的整車風阻系數和減阻率。與貨車原始模型的風阻系數相比，復合減阻方案1和方案2的整車減阻率分別為22.3%和22.7%。需要指出的是，因為多種單一減阻裝置布置于同一貨車模型上時，減阻裝置之間會產生相互影響，因而復合減阻率略小于3種單一減阻裝置減阻率之和。

圖16 復合減阻裝置模型

表5 安裝復合減阻裝置貨車模型的減阻率

圖17對比了貨車原始模型與復合減阻方案1的尾部縱向對稱面速度軌跡云圖。由圖可見，相對于貨車原始模型，復合減阻方案1的駕駛室頂部沒有出現漩渦和回流現象，尾部渦流區(qū)域有明顯減小，并且尾部渦流集中區(qū)出現了明顯的下移和后移。圖18對比了貨車原車模型與復合減阻方案1的尾部縱向對稱面湍動能分布云圖。由圖可見，復合減阻方案1的駕駛室頂部沒有出現高湍流強度區(qū)域，尾部高湍流強度區(qū)域有明顯減小，并且尾部高湍流強度區(qū)域出現了明顯的下移和后移，這與尾部渦流分布結論完全一致。

圖17 貨車尾部縱向對稱面速度軌跡云圖

圖18 貨車縱向對稱面湍動能分布云圖

6 結論

（1）受海豹頭部形狀的啟發(fā)設計了一種新型仿生導流罩，并詳細研究了導流罩側裙延伸長度對貨車整車氣動阻力系數的影響。無論是傳統(tǒng)導流罩還是新設計的仿生導流罩，隨著導流罩側裙延伸長度的增加，貨車整車阻力系數逐漸變小。并且在同樣的側裙延伸長度下，仿生導流罩模型的氣動阻力系數均要小于傳統(tǒng)導流罩模型。封閉式仿生導流罩模型的減阻率為9.7%，減阻效果明顯。

（2）設計了一種由4塊尾部導流板構成的尾部減阻裝置，詳細分析了底部導流板長度和傾角對貨車風阻系數的影響。當15°≤θ≤45°時，兩種不同尾部導流板長度貨車模型的氣動阻力系數均隨著底部導流板傾角θ的增大而逐漸變小，當θ=45°時，模型的阻力系數獲得最小值。尾部減阻裝置模型3的氣動阻力系數最小，相對于貨車原始模型的減阻率為11.2%，減阻效果明顯。

（3）在貨車側面布置半球面凹坑和半橢球面凹坑均具有較好的減阻效果。凹坑的深度和形狀對貨車整車氣動阻力系數的影響較大。本文中設計的仿生非光滑表面5具有5%的最佳減阻效果。這是因為貨車側面合理布置了非光滑凹坑表面后，貨車尾部的渦流減小，尾部壓力增大，尾部湍動能值減小，尾部能量耗散減小，從而減小了貨車整車氣動阻力。

（4）復合減阻裝置貨車模型的最佳減阻率為22.7%，說明復合減阻裝置具有非常明顯的氣動減阻效果。

（5）本文中主要進行理論研究和仿真分析，與實際應用尚有相當的距離。今后應在導流罩（尤其是側裙式）的設計和各種減阻裝置的實車試驗驗證等方面繼續(xù)進行后續(xù)研究，以期在實際車輛上獲得應用，改善目前國產廂式貨車的高油耗問題。