朱 晖，杨志刚

（1.同济大学 上海地面交通工具风洞中心，上海201804；2.湖南大学 汽车车身先进设计制造国家重点实验室，湖南 长沙410082）

风洞试验作为空气动力学研究的主要手段被广泛用于车型的开发和优化过程中［1－2］.考虑到模型造价、时间节点及试验费用等问题，不可能完全采用全尺寸模型或实车进行研究（在多方案优选阶段尤是如此），因此引入缩比模型成为必然［3－4］.

与Ahmed Body模型［5］相比，MIRA（米拉）模型［6］更接近于实际车辆，所以本文采用MIRA模型作为标准验证车模，用于校验计算流体力学（CFD）方法的可行性和准确性.

以CFD方法设计缩比模型风洞试验方案，并对MIRA模型及3种电动车概念模型进行风洞试验，在相互校核试验数据和仿真结果的基础上验证了风洞试验和仿真分析的有效性，并获得相关结论.

1 试验支撑结构及模型安装

试验采用1／4缩比模型，并在全尺寸风洞中完成测试任务，由此带来模型支撑问题.为保证试验安全性和有效性，模型支撑的设计要点为：与气动天平支杆刚性连接，自重不能过大，在试验中杜绝抖动和脱落现象的发生；与缩比模型刚性连接，在试验中杜绝模型抖动或脱落现象的出现；能够模拟地面效应.

综合以上要求，支撑系统设计为板型结构.底板的尺寸要求为：不能过小，以避免对模型车外流场尤其是尾迹区发展的干扰；不能过大，避免自重过大以及由于自身气动受力大从而覆盖模型车气动受力的情况发生.为了更好地模拟地面效应，底板和模型车之间采用轮下连接法，消除了其他连接方法（中心连接法、轮边或轮后连接法）对车体底部气流的干扰现象.图1显示了模型支撑系统的构造形式、主要尺寸以及关键材质.图2为支撑系统的3D数字模型.

支撑系统通过螺栓与天平支杆刚性连接，在支撑系统的钢架上焊接2块开有定位孔的钢板，作为模型的安装基准台面，模型通过螺栓（安装在支撑系统反面）与支撑面进行刚性连接.在所有部件连接完毕后，通过支撑系统的腹板、泡沫板、胶泥以及胶带将支撑系统周界的孔洞、缝隙进行填补和密封，起整流作用.

缩比模型采用工程代木材料在五轴联动铣床上分块加工再粘接而成.图3为试验所涉及的缩比模型.从左到右分别为：MIRA模型、模型1、模型2、模型3，正投影面积分别为0.115，0.129，0.111，0.130m2.

图3 缩比模型Fig.3 Physical body of scaled models

图4 显示了支撑系统和MIRA模型在风洞中的实际安装情况，其他模型类似.

图4 支撑系统和MIRA模型安装情况Fig.4 Installation condition of MIRA model and support system

2 试验方案的CFD验证

在试验方案初步制定后，为保证试验的顺利进行，进行了试验方案的CFD验证工作，依据CFD仿真结果，在证明试验可行的基础上进入模型及支撑系统制作的试验步骤.

为确保仿真结果的可靠性，计算域必须包括具备所有特征（收缩段、喷口、驻室、收集口、扩散段等）的开口回流式整车风洞主体结构、天平支杆、支撑系统、缩比模型.图5显示了计算域的总体结构，图6显示了模型及支撑系统.

采用2～200mm的三角形网格对计算域各表面进行划分；采用棱柱体及四面体网格对计算域空间进行离散；以y＋＝30～300为标准控制第1层网格中心离壁面的法向高度，并对包含模型、支撑系统及天平支柱的子区域进行局部网格加密；体网格总数接近3 000万单元，中截面网格分布如图7所示.

数值计算采用可实现k－ε湍流模型（Realizablek－εModel）［6］.与传统 k－ε湍流模型相比，该湍流模型引入湍流粘度变化公式（不是常数），并为耗散率增加了新的传输方程，所以对旋转流动、强逆压梯度的边界层流动、流动分离和二次流的解算能力较强.

进口边界条件为速度进口，x向风速为100～250km·h－1，y向风速和z向风速皆为零，湍流强度为0.3%，与风洞实际流场品质一致；出口采用出流出口；压力平衡口采用进气口边界条件；试验中移动带无法开启，故采用固定壁面边界条件；其他构造皆采用固定壁面边界.采用非平衡壁面函数对近壁面流场进行求解.

以Simplec算法为基础，迭代过程先采用一阶迎风格式，再调至二阶迎风格式，从而保证数值稳定性和截差精度.松弛因子为默认值，保持不变.

在进行缩比模型仿真之前，对全尺寸MIRA模型在风洞中的流场进行了解算，其仿真过程所涉及的网格结构及相关设置与针对缩比模型的仿真基本一致，网格总数约为2 100万单元.当流场核心速率为108km·h－1时，计算所得CD（气动阻力系数）值为0.292，与文献［7］中试验的0.305 5之间存在4.41%的误差，表明仿真方法可行.

图8为中截面流场的速率云图，图8a专用一个标尺，图8b～8e合用一个标尺.

由图8可知：气流从喷口射出，绕过车体及支撑系统后，经收集口汇流入扩散段，由出口排出；流动分层清晰，在驻室上部未出现由数值误差所引起的串流现象，说明仿真可靠、准确.

3 风洞试验及CFD分析结果

风洞试验的目的是比较模型1、模型2及模型3的气动阻力大小.在测力过程中对模型表面的压力也同时进行了测量.模型车受力仅考虑支撑系统的直接干扰效应，对二次干扰不作修正.

图9为4款模型车受力的风洞试验数据和数值计算结果.

由图9可知：随着风速（流场核心区平均风速）的提高，4款模型车所受气动阻力皆上升，但气动阻力系数却逐步下降，与文献［1－2］中的规律一致；数值计算结果与风洞试验值之间的误差基本控制在5%以内，少数点在7%左右.

图8 中截面速率云图Fig.8 Velocity contour of symmetry pla n

图10 显示了4款模型车CD值大小的相互关系，与数值计算结果一致，4款模型车CD值由大到小为：MIRA模型、模型1、模型3、模型2.

图11为4款模型车尾迹区的涡量云图.由图11可知：MIRA模型的尾迹区一直发展至大于1倍车长的远场，由后风窗结构及车体背部引发的分涡系所融合成的巨大的涡团是能量损失的主要因素，也是气动阻力的主要来源；模型1和模型3尾迹区涡团结构基本相同，由后窗造型所引发的分涡系皆注入尾迹区主涡系中，但是由于模型1采用了局部分体式造型概念，使得尾涡外扩现象突出，且涉及区域广（大于1倍车长），从而使得模型1的气动阻力大于模型3的气动阻力；模型2采用整体式造型，无后窗造型所诱发的分涡系注入尾迹区主涡系中，且尾涡结构控制良好，所以其气动阻力最小.

图12显示了4款模型车背部测点（部分）处的压力试验值和数值计算结果.

2种方法所揭示的压力随风速的变化规律一致：随着风速的提高，背部负压增加，致使压差阻力增大，从而使气动阻力增加.数值计算结果与试验值吻合得较好，平均在5%的误差范围内，但是由于采用了贴片式测压系统，使得有些测点处压力值误差为6%～7%.

图12 测点处压力的试验值与计算值Fig.12 Pressure value of the test points

通过风洞试验和CFD分析的相互校核，从气动阻力的角度出发，由于存在雷诺数效应（雷诺数约为4.58×105，偏低），且支撑系统二次干扰难以扣除［8］，使得通过该试验方案所得气动阻力试验值与实车的试验值偏差较大（缩比MIRA模型试验值小于实车试验值20.45%），所以1／4缩比模型的气动力试验无法替代全尺寸模型和实车的气动力试验.因此，该试验方案的适用范围为：在多方案优选阶段比较缩比模型车气动阻力间的差异.

4 结论

通过对1／4缩比模型车风洞试验方案制定、试验结果分析及CFD的相关验证，得到以下结论：

（1）试验中所涉及的支撑系统设计合理，能为概念车在多方案选型（以气动阻力大小为判据）阶段提供可靠的试验支撑.

（2）CFD技术为试验方案的制定奠定了基础，与风洞试验技术相结合，通过探讨尾迹区涡结构的特征，揭示了不同模型车气动阻力之间差异的机理.

（3）贴片式测压系统虽能降低模型制作难度，缩短试验准备时间，节约试验费用，但由于测压贴片及固定辅材对流场皆有干扰，所以在针对缩比模型的风洞试验中应尽量采用传统压力孔测压系统.

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［8］张英朝.基于仿真与试验的汽车风洞修正研究［D］.长春：吉林大学，2010.ZHANG Yingchao.Automotive wind tunnel corrections based on numerical simulation and test［D］.Changchun：Jilin University，2010.