廖 洪，盧耀輝，王慶洋，尹小春，史瀟博，唐艷輝

（1.西南交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，成都610031；2.中國汽車工程研究院股份有限公司風(fēng)洞中心，重慶401122）

前言

汽車高速行駛時的燃油經(jīng)濟(jì)性和操縱穩(wěn)定性與車輛的空氣動力學(xué)性能息息相關(guān)，汽車行駛過程中所受到的氣動阻力和氣動升力與車速的平方成正比，當(dāng)汽車的行駛速度為80 km/h時，汽車用來克服風(fēng)阻的能耗大約占總能耗的50%［1］，并且隨著車速的提升，所產(chǎn)生的氣動升力也增大，這將使汽車產(chǎn)生“發(fā)漂”現(xiàn)象［2］。擴(kuò)散器是賽車上重要的氣動裝置之一（圖1），被用來降低賽車的氣動升力，相關(guān)研究結(jié)果表明，擴(kuò)散器為賽車提供的下壓力約占40%［3］。

圖1 擴(kuò)散器在賽車上的應(yīng)用

1988年，F(xiàn)rank Kinematics首次提出汽車擴(kuò)散器的概念，并將其應(yīng)用在賽車上［4］，1994年Andress Ruhrman發(fā)表了首篇闡述擴(kuò)散器是如何增加賽車下壓力的論文，由于地面效應(yīng)，擴(kuò)散器使底部氣流快速通過，從而減小了底部靜壓，使整車上下壓差增大，從而增大下壓力［5］。近年來，擴(kuò)散器被廣泛地應(yīng)用在乘用車上，對擴(kuò)散器的研究也隨之大量出現(xiàn)，有研究表明，合理地設(shè)計擴(kuò)散器可以使車輛既能有效地減小氣動阻力，又能降低氣動升力［6-7］。Hu等研究了一種直板式的擴(kuò)散器在不同擴(kuò)散角時對氣動性能的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)隨著擴(kuò)散角的增大，汽車的氣動阻力系數(shù)先減小后增大，而氣動升力系數(shù)則呈現(xiàn)減小趨勢［8］。此外，也有相關(guān)學(xué)者從車底部和尾部流場控制的角度對汽車擴(kuò)散器進(jìn)行了研究，Lai等通過試驗(yàn)和仿真的方法在階背式模型上研究了直板式擴(kuò)散器角度與氣動阻力的關(guān)系，結(jié)果發(fā)現(xiàn)不同擴(kuò)散器角度下整車尾流結(jié)構(gòu)有很大差異，隨著擴(kuò)散器角度的增大，車尾上洗氣流形成的尾渦向上移動，使車尾部湍流區(qū)域減小，進(jìn)而使整車氣動阻力減?。?］。Huminic等發(fā)現(xiàn)后輪區(qū)域產(chǎn)生的渦結(jié)構(gòu)對擴(kuò)散器的空氣動力學(xué)性能有很大影響，后輪渦結(jié)構(gòu)與擴(kuò)散器區(qū)域流場存在較強(qiáng)的耦合，合理地控制后輪區(qū)域的渦結(jié)構(gòu)，可以改善擴(kuò)散器的性能［10］。楊易等比較了加大擴(kuò)散器區(qū)域、在擴(kuò)散域內(nèi)安裝擾流板、在擾流板上設(shè)計仿生非光滑表面3種不同擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)方案對整車氣動阻力和氣動升力的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)前兩種方案使氣動升力大幅減小，但也使得氣動阻力增加，第3種方案能夠在降低氣動阻力的同時大幅減小氣動升力［11］。南瓊等通過在FASE賽車擴(kuò)散器上加裝三角翼片，發(fā)現(xiàn)對氣動阻力影響較小，對氣動升力影響較大，且三角翼片越多，對氣動升力改善越顯著［12］，因此，翼片式擴(kuò)散器在整車氣動特性的控制上具有很大潛力。

本文中提出了一種帶側(cè)翼式的擴(kuò)散器，并將其安裝在CAERI Aero Model標(biāo)準(zhǔn)模型上，通過與直板式擴(kuò)散器對比在不同擴(kuò)散器出口角度下的整車氣動阻力和下壓力，研究這種擴(kuò)散器對整車氣動性能的影響，為后續(xù)的乘用車擴(kuò)散器優(yōu)化設(shè)計提供參考依據(jù)。

1 模型的建立與試驗(yàn)驗(yàn)證

1.1 標(biāo)準(zhǔn)幾何模型

本文中的研究對象是中國汽車工程研究院研發(fā)的感知型CAERI Aero Model標(biāo)準(zhǔn)模型，該模型不僅具有傳統(tǒng)汽車標(biāo)準(zhǔn)模型支撐汽車外氣動造型設(shè)計優(yōu)化和開展風(fēng)洞試驗(yàn)對標(biāo)與校準(zhǔn)等功能，還配備了多種傳感器，可實(shí)現(xiàn)環(huán)境物理量參數(shù)實(shí)時測量和模型與測量系統(tǒng)間的信息交互。它有階背、快背、方背和皮卡4種尾部造型，如圖2所示［13］。本文中以1∶1階背式整車模型為研究對象，模型的長、寬、高和底盤結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖2 CAERI Aero Model 4種尾部造型示意圖

圖3 CAERI Aero Model 1∶1階背式整車模型

1.2 仿真模型

為了保證計算精度，使計算域邊界不影響車輛周圍的流動特性，計算域長寬高應(yīng)分別大于12倍車長、7倍車寬和7倍車高，車前端距離入口應(yīng)大于3倍車長，車后端距離出口應(yīng)大于8倍車長，計算域尺寸如圖4所示。阻塞比為0.5%，采用速度入口和壓力出口，入口速度為120 km/h，湍流強(qiáng)度為1%，出口相對壓力為零，車身表面為靜止無滑移壁面，計算域兩端邊界和上表面為靜止滑移壁面。在汽車行駛車輪旋轉(zhuǎn)時其流場十分復(fù)雜，現(xiàn)有的仿真方法對此種復(fù)雜流場計算不夠準(zhǔn)確。為保證帶擴(kuò)散器整車計算的有效性和準(zhǔn)確性，本文中選用了靜止車輪和靜止地面的仿真方法［14-15］。

圖4 計算域

使用ANSA劃分面網(wǎng)格，導(dǎo)入STAR CCM+中劃分體網(wǎng)格，使用六面體非結(jié)構(gòu)化Trimmer網(wǎng)格對計算域進(jìn)行離散，在車身壁面和地面生成2層邊界層，增長率為1.5，邊界層總厚度為2 mm。為了更好地模擬車身周圍流場并提高計算效率，設(shè)置4層網(wǎng)格加密區(qū)，車頭前端進(jìn)氣格柵處、后視鏡、A柱、車身底部、擴(kuò)散器和車身尾部設(shè)置為第1層加密區(qū)，體網(wǎng)格尺寸為8 mm，另外3層依次向外擴(kuò)展，總的體網(wǎng)格數(shù)為2 363萬，縱向?qū)ΨQ截面網(wǎng)格加密展示如圖5所示。數(shù)值計算采用定常條件下的雷諾平均方法（RANS），湍流模型選用基于可實(shí)現(xiàn)的k-ε湍流模型，采用2階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，計算迭代步數(shù)為5 000步。

圖5 Y0截面網(wǎng)格加密圖

1.3 風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證

采用1∶1階背式CAERI Aero Model模型進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證，利用風(fēng)洞氣動六分力天平測量模型的氣動力。試驗(yàn)風(fēng)速為120 km/h，五帶系統(tǒng)關(guān)閉，車輪處于靜止?fàn)顟B(tài)，車身姿態(tài)調(diào)整為前輪眉邊緣距地面674 mm，后輪眉邊緣距地面670 mm。如圖6所示，通過氣動六分力天平輸出車輛的氣動阻力和升力，根據(jù)式（1）和式（2）可以計算氣動阻力系數(shù)CD和氣動升力系數(shù)CL：

圖6 CAERI Aero Model模型風(fēng)洞試驗(yàn)

式中：FD為氣動阻力；FL為氣動升力；ρ為空氣密度；U為氣流速度。

試驗(yàn)測得的模型正投影面積和風(fēng)阻系數(shù)與CFD仿真得到模型正投影面積和風(fēng)阻系數(shù)如表1所示。從表中可以看出，CFD計算結(jié)果相對試驗(yàn)測試得到數(shù)據(jù)的正投影面積誤差為0.2%，風(fēng)阻系數(shù)誤差為0.8%，皆在可接受的范圍以內(nèi)，驗(yàn)證了本文中數(shù)值仿真的可靠性，可用于后續(xù)關(guān)于擴(kuò)散器對整車氣動性能影響的研究。

表1 正投影面積和風(fēng)阻系數(shù)的試驗(yàn)仿真值對比

2 帶側(cè)翼式擴(kuò)散器對整車氣動性能的影響

直板式和帶側(cè)翼式擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)如圖7所示，后者中間為向后逐漸擴(kuò)張的平滑過渡曲面，兩側(cè)帶有側(cè)翼用以阻擋底部氣流向兩側(cè)擴(kuò)張，總體上呈現(xiàn)為喇叭口的形狀。圖8為擴(kuò)張器在車上安裝的示意圖，其前、后端分別與車底板和車尾后圍板連接。為研究兩種擴(kuò)散器不同的安裝角α對整車氣動性能的影響，在角度為3°~12°范圍、間隔為1.5°的共7個角度下整車的氣動性能和流場特性進(jìn)行仿真。

圖7 兩種擴(kuò)散器

圖8 擴(kuò)散器安裝示意圖

車輛離地間隙對擴(kuò)散器的效率有很大影響［16］，為了排除離地間隙的影響因素，每種狀態(tài)的離地間隙設(shè)為一致。仿真結(jié)果兩種擴(kuò)散器在不同安裝角度下的氣動阻力系數(shù)和氣動升力系數(shù)如表2和表3所示。

表2 風(fēng)阻系數(shù)對比

由表2可知，帶側(cè)翼式擴(kuò)散器相對于直板式擴(kuò)散器會使氣動阻力略微增大，增大的范圍在3 cts以內(nèi)，說明帶側(cè)翼式擴(kuò)散器對風(fēng)阻系數(shù)的影響不明顯。由表3可知，相比直板式擴(kuò)散器，帶側(cè)翼式擴(kuò)散器在降低氣動升力、提升車輛下壓力效果明顯，在各個角度整車氣動升力系數(shù)均有不同程度的降低，特別是在出口角度為10.5°時，降低的程度最大，達(dá)到了38.1%。

表3 升力系數(shù)對比

不同擴(kuò)散器角度下氣動阻力系數(shù)和氣動升力系數(shù)變化曲線如圖9和圖10所示。根據(jù)圖9，兩種類型擴(kuò)散器在擴(kuò)散器角度為3°時，整車的風(fēng)阻系數(shù)都是最低的，并且隨著角度的增加，風(fēng)阻系數(shù)呈增長的趨勢。從圖10可知，隨著擴(kuò)散器角度的增大，兩種擴(kuò)散器狀態(tài)下氣動升力的表現(xiàn)趨勢相同，都是先減小到最低點(diǎn)，然后再增加。帶側(cè)翼式擴(kuò)散器CL在α=10.5°到達(dá)最低值0.026，而直板式擴(kuò)散器CL在α=9°到達(dá)最低值0.039，遠(yuǎn)高于帶側(cè)翼擴(kuò)散器最低值；且當(dāng)擴(kuò)散器角度α大于7.5°時，帶側(cè)翼式擴(kuò)散器降低升力效果遠(yuǎn)遠(yuǎn)優(yōu)于直板式擴(kuò)散器。這表明α大于7.5°后，帶側(cè)翼擴(kuò)散器降低升力效果更明顯，且有一個性能最優(yōu)的α設(shè)計角度，即10.5°。

圖9 不同擴(kuò)散器角度下氣動阻力系數(shù)變化曲線

圖10 不同擴(kuò)散器角度下氣動升力系數(shù)變化曲線

2.1 流場湍動能分析

擴(kuò)散器能夠改變車輛底部和尾部的流場，但對車輛前部和流經(jīng)車身上部的氣流影響不大。對于整車氣動阻力，主要部分來自于車輛前后的壓差，擴(kuò)散器能夠影響車輛尾部流場，改變車尾處的壓力，從而影響整車氣動阻力；對于氣動升力，主要是來自于在車輛行駛過程中，車身上部流場和車身底部流場之間產(chǎn)生的壓力差，擴(kuò)散器通過影響車輛底部流場，改變車輛底部的壓力，從而影響氣動升力。湍動能圖能夠反映流場流動狀態(tài)，湍動能越大，表明此處湍流速度脈動越劇烈，損失的能量越多，壓力也就越小。降低湍動能強(qiáng)度，減小湍流范圍，能夠有效降低氣流分離帶來的能量損失，提高相應(yīng)位置的壓力，因此流場湍動能分布是整車流場分析的重要考察指標(biāo)。圖11為直板式擴(kuò)散器和帶側(cè)翼式擴(kuò)散器模型車在距離車尾200 mm處垂直于車身縱向軸線截面的湍動能圖，對比分析如下。

圖11 尾部200 mm YZ平面上湍動能圖

（1）當(dāng)擴(kuò)散器角度α=3°時，兩種擴(kuò)散器狀態(tài)下尾部流場總體變化不大，擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)形式的改變主要影響了車身底部氣流和兩側(cè)流經(jīng)車輪區(qū)域后的氣流，對車尾上部區(qū)域流場影響不大，底部氣流湍流范圍的變化也不明顯，如圖11（a）和圖11（b）所示。帶側(cè)翼式擴(kuò)散器在區(qū)域2、3、4處的湍動能強(qiáng)度與湍流范圍變化不大，但在區(qū)域1處的湍動能強(qiáng)度升高，這應(yīng)是導(dǎo)致此工況下氣動阻力略微升高的主要原因。

（2）當(dāng)擴(kuò)散器角度α=6°時，擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)的變化對車尾上部的流場影響不大，對車尾下部流場影響顯著，如圖11（c）和圖11（d）所示。在側(cè)翼式擴(kuò)散器狀態(tài)下區(qū)域1、2、3、4處的湍動能強(qiáng)度明顯增大，并且區(qū)域1處的湍流范圍也比直板式擴(kuò)散器狀態(tài)下湍流范圍顯著增大，這些情況導(dǎo)致氣流在這些區(qū)域流動分離增強(qiáng)，氣流速度脈動強(qiáng)，能量耗散嚴(yán)重，使氣動阻力升高。

（3）當(dāng)擴(kuò)散器角度α=9°時，隨著擴(kuò)散器角度的增大，車底經(jīng)擴(kuò)散器流出的氣流已經(jīng)影響到了車尾上部的流場，如圖11（e）和圖11（f）所示。對于直板式擴(kuò)散器狀態(tài)，擴(kuò)散器角度從6°增加到9°時，區(qū)域5和區(qū)域6的湍動能強(qiáng)度顯著增大。側(cè)翼式擴(kuò)散器狀態(tài)下，底部氣流對區(qū)域5和區(qū)域6的影響不大，兩處的湍動能強(qiáng)度比直板式擴(kuò)散器明顯更低，但區(qū)域1、2、3處的湍動能強(qiáng)度升高，湍流范圍增大，區(qū)域4的湍動能強(qiáng)度略微減小。可見側(cè)翼式擴(kuò)散器對于車尾上部和下部的影響作用是相反的，車尾上部的流動分離減弱，車尾下部的流動分離增強(qiáng)，導(dǎo)致上部壓力更高，下部壓力更低，由于背部上下區(qū)域的壓力變化趨勢相反，導(dǎo)致氣動阻力僅有略微增大。

另外，由圖可見，在加裝帶側(cè)翼式擴(kuò)散器后，隨著擴(kuò)散器角度的增加，能夠有效降低車底氣流對車尾上部流場的干擾，減小車尾上部氣流的紊亂程度，減弱流動分離。但由于兩側(cè)翼板對氣流的阻擋，增加了底部氣流的紊亂程度，在兩側(cè)流經(jīng)車輪區(qū)域流場的相互作用下，使尾部下部區(qū)域的湍流范圍和湍動能強(qiáng)度增大，降低了車尾下部壓力，因此擴(kuò)散器對氣動阻力的影響需要綜合考慮車尾部的上下壓力分布。

α=9°時不同縱截面上的車輛尾部壓力分布如圖12所示，分別截取了Y=0、-0.2、-0.4、-0.6、-1 m截面向上發(fā)展的壓力曲線。由圖可知，與直板式擴(kuò)散器相比，帶側(cè)翼式擴(kuò)散器在各個截面都會使車尾下部的負(fù)壓增大，但在車尾上部，壓力與直板式擴(kuò)散器接近，且在Y=0、-0.2、-0.4、-0.6 m時局部區(qū)域負(fù)壓還比直板式擴(kuò)散器更小，在車尾上下部壓力變化綜合作用下，使帶側(cè)翼式擴(kuò)散器的氣動阻力略微增大。這與圖11中得出的結(jié)論一致。

圖12 α=9°時尾部200 mm平面Z向壓力曲線

降低車輛在行駛過程中產(chǎn)生的氣動升力對于提升車輛的行駛穩(wěn)定性十分重要，通過對車身底部流場的研究，可以找到兩種擴(kuò)散器狀態(tài)下車輛氣動升力產(chǎn)生差異的原因。

圖13 為直板式擴(kuò)散器和帶側(cè)翼式擴(kuò)散器在不同擴(kuò)散器角度下距地面高度200 mmXY截面（車底平面）的湍動能對比圖，它能夠在一定程度上反映兩種擴(kuò)散器狀態(tài)下車輛底部的流場情況。由圖可知，由于擴(kuò)散器安裝在底盤后部，主要影響后部底盤車底氣流和車尾氣流，對前部底盤底部的流場基本不產(chǎn)生影響，對比分析如下。

（1）當(dāng)擴(kuò)散器角度α=3°時，兩種擴(kuò)散器狀態(tài)下車底流場差異不大，沿后輪內(nèi)側(cè)分離出來的渦，在帶側(cè)翼式擴(kuò)散器的作用下湍動能強(qiáng)度增大，在此處的能量損失增大，但是增大的區(qū)域已經(jīng)流出了車底，如圖13（a）和圖13（b）的區(qū)域2和區(qū)域3所示，使其對車底的壓力影響較小，因此氣動升力變化也較小，反而使車尾處的壓力降低，增大整車的氣動阻力。

圖13 距地面高度200 mm XY平面上湍動能圖

（2）當(dāng)擴(kuò)散器角度α=6°時，在帶側(cè)翼式擴(kuò)散器的作用下左后輪后面的湍流區(qū)域大幅增加，如圖13（d）區(qū)域4所示，左右后輪沿內(nèi)測分離渦的湍動能強(qiáng)度增大，并且增大的區(qū)域向前移動至車尾底部，如圖13（c）和圖13（d）區(qū)域2和區(qū)域3所示，這導(dǎo)致車底處的壓力減小，使車輛下壓力增大，即升力減小。但在車尾后部區(qū)域湍流強(qiáng)度也大幅增大，使得整車氣動阻力也增大。

（3）當(dāng)擴(kuò)散器角度α=9°時，底部氣流在帶側(cè)翼式擴(kuò)散器的作用下，使沿右后輪內(nèi)側(cè)流出的分離渦湍動能增大，并且高能區(qū)域向前移動，出現(xiàn)在車尾底部，同時又使得流出車底的氣流湍動能和湍流范圍大幅降低，如圖13（e）和圖13（f）的區(qū)域2所示。以上流場變化使得在此狀態(tài)下車輛下壓力增大。左后輪沿車輪內(nèi)外側(cè)分離出來的渦在帶側(cè)翼式擴(kuò)散器的作用下，內(nèi)側(cè)渦的湍動能增大，且高能區(qū)域向前移動至車底，如圖13（e）和圖13（f）的區(qū)域3所示，這也有利于提升車輛的下壓力；外側(cè)渦的湍流范圍增大，如圖13（e）和圖13（f）的區(qū)域4所示，對氣動阻力的降低有不利影響。

擴(kuò)散器底部平面壓力分布如圖14所示，分別截取了Y=0.2、0.6、0.9 m 3個截面向車后發(fā)展的壓力曲線圖。由圖可見，在各個截面上帶側(cè)翼式擴(kuò)散器的壓力變化趨勢都與直板式擴(kuò)散器一致，并且各個點(diǎn)的壓力均低于直板式擴(kuò)散器，使得上下車身的壓力差增大，增大了整車的下壓力，這與圖13中得出的關(guān)于氣動升力的結(jié)論一致。

圖14 α=9°時距地面200 mm平面X向壓力曲線

2.2 時均流場分析

研究車輛底部和尾部的時均流場，可以找到兩處湍動能產(chǎn)生變化的原因。從上面討論中可知，當(dāng)擴(kuò)散器角度α=9°時擴(kuò)散器底部和車輛尾部的湍動能變化明顯，圖15為擴(kuò)散器角度α=9°時流經(jīng)擴(kuò)散器底部氣流的流線圖?？梢钥闯觯谥卑迨綌U(kuò)散器狀態(tài)下擴(kuò)散器底部氣流直接、快速地向后流動，進(jìn)入復(fù)雜的尾渦區(qū)域，圖16為α=9°時車輛尾部流線圖。由圖可見，高能量的底部氣流已經(jīng)影響到車尾上部的流場，兩者在相互作用下使尾部流場更加復(fù)雜，湍流區(qū)域增大。在帶側(cè)翼式擴(kuò)散器的作用下，底部氣流被分為4個部分，中間兩部分沿擴(kuò)散器表面快速地向后流動，進(jìn)入尾流區(qū)，兩側(cè)的氣流分別沿著擴(kuò)散器兩翼向外擴(kuò)展，由于中間部分流入尾渦區(qū)域的氣流減小，能量也隨之減小，使其對車尾上部分流場影響減小，這是車尾上部湍動能減小的原因。沿擴(kuò)散器兩翼向外發(fā)展的氣流形成了一對向后發(fā)展的流向渦，在發(fā)展過程中和上車身在車尾處分流出來的渦相互融合，形成了一對高能的流向渦，使車尾下部的湍動能增大，此流向渦對應(yīng)著圖11中的區(qū)域2和區(qū)域3，也對應(yīng)著圖13中沿車輪內(nèi)側(cè)分離出的區(qū)域2和區(qū)域3高能湍流區(qū)域。

圖15 α=9°時擴(kuò)散器底部流線圖

圖16 α=9°時車輛尾部流線圖

圖17 展現(xiàn)了兩側(cè)流向渦的起源。從圖中可以看出，流出車輪內(nèi)側(cè)區(qū)域的氣流在帶側(cè)翼式擴(kuò)散器的作用下，沿著側(cè)翼的棱角處發(fā)生了分離，形成了沿著側(cè)翼向后發(fā)展的流向渦。

圖17 擴(kuò)散器側(cè)翼處流線圖

由上述分析可知，此流向渦對車底和車尾區(qū)域的流場影響很大，是導(dǎo)致氣動阻力和氣動升力產(chǎn)生差異的主要原因。

3 結(jié)論

本文中以CAERI Aero Model階背式標(biāo)準(zhǔn)模型為研究對象，使用計算流體力學(xué)方法研究了一種帶側(cè)翼式汽車擴(kuò)散器對整車氣動阻力和升力的影響，對比分析了在不同安裝角度下此種擴(kuò)散器和普通的直板式擴(kuò)散器氣動特性和外流場的差異，得出了以下結(jié)論。

（1）帶側(cè)翼式擴(kuò)散器能有效改善車底和車尾的流場，使車底的湍動能增大，壓力降低，從而增大整車的下壓力。在安裝角度為3°~12°時提供的下壓力均要大于直板式擴(kuò)散器，在擴(kuò)散器角度α=10.5°時提供的下壓力最大，比直板式擴(kuò)散器提供的下壓力大38.1%。

（2）帶側(cè)翼式擴(kuò)散器使車尾下部的湍動能增大，壓力降低，但能夠減小底部氣流對車尾上部流場的干擾，使車尾上部的湍動能減小，壓力增加，兩者對阻力的作用相反，因此在整車上帶側(cè)翼式擴(kuò)散器對風(fēng)阻系數(shù)的影響不大。與直板式擴(kuò)散器相比，帶側(cè)翼式擴(kuò)散器使整車氣動阻力略微增大，增幅只在3 cts以內(nèi)。