后视镜表面压力特性的数值分析

摘要:为降低由后视镜引起的汽车气动噪声,选取普通后视镜外形作为基础模型, 选取后视镜的前脸厚度、后脸深度以及迎风角度作为3个可能影响后视镜表面压力的参数,以大涡模拟(Large Eddy Simulation,LES)方法为手段,用FLUENT对非结构网格进行数值求解,分析汽车后视镜表面压力特性. 计算选取的雷诺数为520 000(以后视镜直径为特征长度),对应的马赫数为0.11. 实验测试表明,后视镜表面测点平均压力因数的数值计算结果与实验结果一致;后视镜前脸厚度、后脸深度以及迎风角度均对后视镜表面压力有显著影响;LES方法可以应用于后视镜表面压力特性的分析.

关键词:后视镜; 压力特性; 大涡模拟; FLUENT

中图分类号:U463.85; U467.1; O355文献标志码:A

Numerical analysis on surface pressure characteristics of

rear view mirror

LI Qiliang, CHEN Feng, YANG Zhigang

(Shanghai Automotive Wind Tunnel Center, Tongji Univ., Shanghai 201804, China)

Abstract: To reduce the automotive aerodynamic noise generated by rear view mirror, the profile of normal rear view mirror is taken as the basic model, the thickness of front face, the deepness of back thickness and the angle of wind direction are taken as the possible parameters that affect the characteristics of surface pressure of rear view mirror. The numerical solution of non-structural mesh using Large Eddy Simulation(LES) method and FLUENT is done to analyze the characteristics of surface pressure of rear view mirror. The Reynolds number is 520 000(the diameter of the rear view mirror is taken as the characteristic length) and the corresponded Mach number is 0.11. The test indicates that the numerical computation results of average surface pressure factor is consistent with the experimental one; the surface pressure of rear view mirror is affected greatly by the thickness of front face, the deepness of back thickness and the angle of wind direction; and LES method can be applied into the analysis of the characteristics of surface pressure of rear view mirror.

Key words: rear view mirror; pressure characteristic; large eddy simulation; FLUENT

收稿日期:2009-02-16修回日期:2009-03-17

基金项目:高等学校博士学科点专项科研基金(20060247028)

作者简介: 李启良(1980—),男,广东东莞人,博士研究生,研究方向为汽车空气动力学与风洞技术,(E-mail)lql0804@hotmail.com

0引言

近二三十年来,随着发动机和轮胎噪声的不断降低,以及汽车通过噪声标准[1-2]的不断提高,汽车的气动噪声越来越受到人们的广泛重视.汽车的气动噪声是指高速行驶的汽车与空气相互作用,在汽车外部形成复杂的压力脉动向外界辐射的噪声.后视镜作为汽车表面的突出物,由于自身结构尺寸较大和气动外形较差,不仅增加汽车气动阻力,而且引起严重的气流分离,形成剧烈的压力脉动,导致强烈的气动噪声,成为影响车内乘坐环境和车外的主要噪声源.众多理论和实验研究[3-4]表明,后视镜产生的气动噪声的声功率随着作用在后视镜表面压力脉动的增加而增大.因此,了解后视镜表面压力脉动的大小和分布情况,有助于揭开后视镜产生气动噪声的机理,从而实现后视镜气动噪声的预估和控制.

后视镜的气动阻力及其产生的气动噪声在过去十几年得到国内外研究者的重视.早期研究主要通过风洞实验进行.文献[5]在RMIT工业风洞中研究某款后视镜的表面压力脉动特性.随着计算机能力的不断提高,CFD已被广泛应用于风洞建设[6]和汽车外流[7]等领域.非定常的雷诺平均模型,涡分离模型以及大涡模拟(Large Eddy Simulation,LES)等一些比较高级的湍流模型相继应用到后视镜的各类空气动力学问题中.文献[8-10]则是不同研究者使用不同湍流模型和不同网格进行相同后视镜形状的数值模拟.文献[11-12]分别介绍桑塔纳后视镜和宝马后视镜的一些数值模拟结果.纵观这些数值模拟结果发现,不同湍流模型得到的结果相差较大,与实验差距也较大,而且对数值结果的解析比较片面.同时,仍然缺乏有关后视镜表面压力特性的研究.

为此,本文使用LES方法研究汽车后视镜表面压力特性,并通过比较其在不同结构和不同迎风角度下表面压力特性的变化,寻找一些影响后视镜表面压力特性的参数,从而为后视镜的气动和声学优化提供指导.

1数值模型与计算方法

1.1数值模型与网格

为清楚了解影响后视镜表面压力特性的结构参数,选取普通后视镜外形作为基础模型.该后视镜由直径D和高度h均为0.2 m的半圆柱以及直径为0.2 m的1/4球组成.为了更好地描述后视镜几何参数,定义LB为基础模型在流动方向的最大长度.后视镜安装在长度为15D,宽度为8D,高度为7.2D图 1计算区域的计算区域中,且距入口约为5.25D,见图1.整个计算区域采用能提高数值精度的六面体网格.为了更好地求解壁面边界层,在后视镜表面和地面创建边界层网格.考虑到LES对网格的特殊要求,设定后视镜表面第1层网格对应的y+≈5,同时在后视镜导致的剪切层以及下游区域均进行网格加密.整个计算区域初始网格总数约为270万个.

选取3个可能影响后视镜表面压力脉动的参图 23种后视镜变化状态数,分别为后视镜前脸厚度L、后脸深度d以及迎风角度θ.结合定常计算结果,确定图2所示的3种状态.它们分别为前脸厚度增加1倍,后脸深度减少15 mm,以及迎风角度θ为15°.变化后的后视镜同样安装在图1所示的计算区域,使用相同的网格处理技术,最终创建图 33种后视镜变化状态的

垂直中截面网格的网格总数与基础模型的网格总数有些差异,它们分别为276万个、325万个和281万个.后视镜垂直中截面网格,见图3.

1.2数值模拟方法

将商业软件FLUENT用于当前分析,并基于有限体积法对非结构网格进行数值求解.选取雷诺数Re=520 000(以后视镜直径为特征长度),对应的马赫数Ma=0.11.由于流动处于较低的马赫数,因此使用基于压力的不可压算法,其中亚格子模型选用Smagorinsky-Lilly模型[13].将无黏壁面条件应用到计算区域的两个侧面和顶面,无滑移的壁面条件应用到地面和后视镜表面.将计算区域的入口指定为速度入口,出口指定为压力出口.

计算首先使用雷诺时均方法得到非定常流场的初始准定常解,然后使用LES方法进行计算.经过反复试算,考虑计算精度及计算效率两方面因素,确定非定常计算时间步长为5×10-4 s,每个时间步内进行25次子迭代.通过残差以及监测后视镜表面压力因数等参数保证每个时间步内的计算收敛.在整个非定常计算中,总共迭代3 000个时间步长,对应的时间为1.5 s.首次的1 000个时间步计算用以保证湍流场充分发展;接着的2 000个时间步计算用于非定常的数据分析.应该指出的是,计算所采用的时间步长能保证所有测点在准周期内有足够的点,同时分析最后1 s的数据能确保计算带来的平均压力因数和压力脉动因数均方根值的最大误差在0.45%.另外,在给定的入口速度下,流体流过后视镜所需的时间约为0.005 s,而流过整个计算区域所需的时间约为0.06 s,可见计算所采集到的样本数据是充分的.上述计算均在4核酷睿 2.13 GHz的CPU和4 GB内存的计算机上完成,所需计算时间约为400 h,所有计算约消耗1 600 h.

2结果分析与讨论

2.1平均压力因数

为了评估LES的可行性,在后视镜表面创建34个监控测点,其中测点1～25位于后视镜前脸,26～34位于后视镜后脸,见图4.

(a)前脸(b)后脸图 4测点示意图

定义测点的压力因数为Cpi=pi-p0sp0d(1)式中:Cpi为当地压力因数; pi为当地静压值,Pa;p0s为入口处的平均静压, Pa; p0d为入口处的平均动压,Pa.

后视镜表面不同测点平均压力因数变化见图5.从图中可见,LES计算结果与实验结果[14-15]不仅在变化趋势上一致,而且绝大多数测点的具体数值非常接近.接近不变的Cp值出现在测点1～9,随着测点从12到20,测点的Cp值呈现逐渐增加的趋势.1个较为显著的滞止区清楚反映到测点16～20,此处Cp≈1.1个小的误差出现在测点10和25,从测点前后压力因数变化可以判断出该测点正处于分离点处.可见LES在准确模拟分离点方面仍有待完善.尽管如此,LES得到的计算结果仍然有效,使用LES模拟后视镜表面压力特征是可行的.

注:Re=520 000

图 5LES,文献[9]和文献[14-15]的计算结果对比

为了定量评估不同状态下后视镜表面平均压力特性,选取后视镜表面中心线上平均压力因数进行分析,见图6.

图 6后视镜表面中心线上平均压力因数分布

图6中z表示高度方向.4种状态的后视镜平均压力因数呈现相似的变化规律,即对于前脸,随着高度增加,压力因数先不断减少,当减少到分离点处后,又出现增加的趋势;对于后脸,随着高度增加,其压力因数变化不大.应该指出的是,当后视镜前脸厚度增加后,在高度大于0.2 m时,与基础模型相比,其前脸压力因数变小,同时出现分离点的位置也退后,而后脸的压力因数变大.这解释了后视镜前脸厚度增加后,为何其气动阻力因数从基础模型的0.434减少到0.293、降幅达32.5%的原因.迎风角度的增加也能导致后视镜气动阻力的减少.当迎风角度增加到15°时,后视镜的气动阻力减少到0.362,减少幅度达16.5%,其原因主要是后视镜前脸压力因数变小,后脸压力因数变大.对于后脸深度为15 mm的后视镜,其表面压力因数与基础模型基本一致,气动阻力的数值结果也基本相同.

2.2压力因数的均方根值

为了定量评估压力脉动的大小,引入压力因数的均方根值,其定义见式(2).它是统计意义下的物理量,其数值越大,表明此处压力脉动越剧烈.∑ni=1(Cpi-p)2n-1(2)式中:p为某测点的平均压力因数;Cpi为i时刻下某测点的压力因数;σ(Cp′)为某测点的压力因数的均方根值;n为样本数目.

为了解后视镜表面压力脉动特性,在后视镜表面有规律地创建289个测点,其中157个测点位于后脸,132个测点位于前脸.在测点布置中,在分离区有针对性地布置较多的测点,而在边界层区布置较少的测点,不同测点的具体位置见图7.应该指出的是,虽然不同状态的后视镜表面测点有所差异,但布置规律与图中反映的一致.不同状态下,后视镜表面前脸和后脸压力因数的均方根值见图8.

(a)前脸(b)后脸图 7后视镜表面测点

(a)基础模型(LES & Re=520 000)(b)L/LB=2(LES & Re=520 000)

(c)d/LB=0.15(LES & Re=520 000)(d)θ=15°(LES & Re=520 000)

图 8后视镜表面压力因数均方根值

对于前3种状态,后视镜前脸和后脸的压力因数均方根值呈现相似的变化趋势.对于前脸,每组25个测点的压力因数均方根值先减小,然后数值趋于不变,最后又增大,呈抛物线分布,同时又体现出对称的变化关系.对于前脸的6组测点压力因数均方根值,随着远离后脸而呈现不断减小的趋势,归咎其原因主要是边界层分离出现在前脸末端.对于后脸,每组25个测点也呈现与前脸一样的变化趋势,但后脸的7组测点其变化较为一致.对比前脸和后脸的压力因数均方根值发现,最大值出现在靠近前脸的分离区.

与基础模型相比,当后视镜前脸厚度增加时,其前脸和后脸的压力因数均方根值均出现不同程度的减小,如基础模型前脸和后脸压力因数均方根值最大分别约为0.07,0.08;前脸厚度增加后的后视镜前脸和后脸压力因数均方根最大值分别约为0.025,0.045.可见,采取增加前脸厚度有利于降低后视镜表面压力脉动.与基础模型相比,当后视镜后脸有15 mm深度时,其前脸的压力因数均方根值没有太大变化,但后脸压力因数均方根值变小,如后脸压力因数均方根最大值约为0.06.可见后脸保留一定的深度有利于降低后视镜表面压力脉动.当后视镜迎风角度增加到15°时,前脸每组测点压力因数均方根值出现先减小、后增大、然后再减小、最后又增大的趋势.对于前脸的6组测点,与前面3种状态一致,也是随着远离后脸而不断减小.对于后脸的7组测点,与前面3种状态一致.与基础模型相比,其前脸和后脸均出现不同程度的减小,如前脸和后脸压力因数均方根最大值分别约为0.04,0.03,可见增加后视镜迎风角度有利于降低后视镜表面压力脉动.

3结论与展望

后视镜表面测点平均压力因数的LES结果与文献实验结果一致表明,使用LES进行后视镜表面压力特性的数值模拟是可行的.

比较4种状态下后视镜表面平均压力因数,增加后视镜前脸厚度和迎风角度有利于减小后视镜气动阻力,但增加后脸深度却影响不大.分析后视镜表面压力因数均方根值可以发现,上述3种形态的改变均有利于降低后视镜表面压力脉动,这将为后视镜的优化设计提供一定指导.

参考文献:

[1]国家质检总局. GB 1495—2002汽车加速行驶车外噪声限值及测量方法[S].

[2]国家质检总局. GB 7258—2004机动车运行安全技术条件[S].

[3]GEORGE A R. Automobile aerodynamic noise[C]//SAE Paper 900315, Warrendale, USA: SAE Int, 1990.

[4]葛芚, 宫镇. 关于桑塔纳轿车后视镜产生的车外气流辐射声的研究[J]. 汽车工程, 1995, 17(6): 379-383.

[5]ALAM F, WATKINS S. Pressure fluctuations on automotive rear view mirrors[C]//SAE Paper 2007-01-0899, Warrendale, USA: SAE Int,2007.

[6]贾青, 杨志刚. 压力平衡口对开口式汽车模型风洞驻室流场影响的数值仿真[J]. 计算机辅助工程, 2007, 16(3): 92-95.

[7]朱晖, 杨志刚. 基于雷诺应力模型的轿车外流场建模与仿真[J]. 计算机辅助工程, 2007, 16(3): 88-91.

[8]RUNG T, ESCHRICHT D, YAN J, et al. Sound radiation of the vortex flow past a generic side mirror[C]//8th AIAA/CEAS Aeroacoustics Conf, Colorado, USA, 2002.

[9]ASK J, DAVIDSON L. The sub-critical flow past a generic side mirror and its impact on sound generation and propagation[C]//12th AIAA/CEAS Aeroacoustics Conf, Cambridge, USA, 2006.

[10]AFGAN I C, MOULINEC D L. Numerical simulation of generic side mirror of a car using large eddy simulation with polyhedral meshes[J]. Int J Numerical Methods Fluids, 2008, 56(8):1107-1113.

[11]葛芚. 用数值解法求解汽车后视镜脉动压力场[J]. 江苏理工大学学报, 1997, 18(4): 29-33.

[12]REICHL C, KRENN C, MANN M, et al. Application of numerical and experimental techniques for the aeroacoustic characterization of a car rear view mirror[J]. Int J Aeroacoustic, 2005, 4(1): 185-212.

[13]张兆顺, 崔桂香, 许春晓. 湍流大涡数值模拟的理论和应用[M]. 北京: 清华大学出版社, 2008: 95-96.

[14]HOLD R. BRENNEIS A, EBERLE A. Numerical simulation of aeroacoustic sound generated by generic bodies placed on a plate: part I-prediction of aeroacoustic sources[C]//5th AIAA/CEAS Aeroacoustic Conf, Washington, USA, 1999.

[15]SIEGERT R., SCHWARZ V, REICHENBERGER J. Numerical simulation of aeroacoustic sound generated by generic bodies placed on a plate: part II-prediction of radiated sound[C]//5th AIAA/CEAS Aeroacoustic Conf, Washington, USA, 1999.

(编辑于杰)