厢式货车尾流特性的分析

况。 由图可知, 应用 RN G
k Ε模型的计算结果和实
验结果吻合较好。因此, 可
以判断 RN G k Ε模型用
于厢式货车外部流场的数
值模拟计算比标准 k Ε
模型的精度更高。
表 1 为改变厢体高度 图 1 厢式货车中心对称
H 、厢体与驾驶室之间的
面上的压强分布
间隙 D 时的气动阻力系数。 由表可知, 在不同的参
数下, RN G k Ε模型的计算结果均比标准 k Ε模
型的计算结果更接近于实验值。以上结果表明, 在预
测厢式货车表面三维流场方面, RN G k Ε模型优
于标准 k Ε模型。
表 1 不同结构参数的气动阻力系数
D mm
H mm
30
40
50
1
2
3
1
2
3
340
0. 687
0. 593
0. 587
0. 684
D u Guang sheng W ang D echang L ei L i
Zhou L iand i
(S hand ong U n iv ersity )
(C h ina S h ip S cien tif ic R esea rch C en ter)
A b stra c t
In th is p ap er it w a s p roved tha t the ca lcu la t ion p recision of the ou t side flow field of the van2 body t ruck u sing RN G k Ε tu rbu lence m odel is h igher than tha t u sing standa rd k Ε tu rbu lence m odel by m ean s of exp erim en t s. T he ca lcu la t ion resu lt s of the ou t side flow field of a certa in dom est ic van2body t ruck w ere g iven. A nd the change ana lysis of the ta il flow cha racterist ics w a s la id em p ha sis on w hen the p a ram eters of the t ruck change. B y ca lcu la t ion s and ana lysis the rela t ion sh ip betw een the po sit ion and the in ten sity of the ta il vo rtex and the aerodynam ic d rag w a s ob ta ined, w h ich can d irect the design of the ou t side aerodynam ic shap e of the van2body t ruck.
涡在上述两参数变化时, 下部的旋涡也发生较大的 加, 这和实验结果相一致[7]。
变化, 随着间隙的增大, 旋涡中心的等压线变密, 压
图 4 不同参数下同一尾流截面上的等压线图谱
(a)H = 360 mm , D = 20 mm (b)H = 360 mm , D = 30 mm (c)H = 360 mm , D = 50 mm (d)H = 340 mm , D = 30 mm
2 0 0 2 年
本构方程
Σij = 2ΛS ij -
2 3
Λ
5uk 5x k
∆ij
(3)
式中 Θ—— 空气密度
u ——气流速度张量
p ——压强
Λ—— 动力粘性系数
Σij ——应力张量
S ij —— 变形率张量, S ij =
1 2
5u 5x
i j
+
5uj 5x i
∆ij = 0 i≠j i、j、k = 1, 2, 3 1 i= j
的密集程度可以看出, 随着间隙的增大旋涡内部压 强梯度较大, 预示着有较大的旋涡强度。另外还可以
强梯度增大, 旋涡强度有所增强, 压差阻力增大, 这 看出, 底部的旋涡也近于衰减完毕。 所以可以判断,
一结果和实验结果[7] 相吻合; 而靠近地面的一对旋 在同一间隙时增大厢体高度, 将使气动阻力显著增
Key words V an2body t ruck s, T a il flow , N um erica l sim u la t ion
前言
降低厢式货车的气动阻力是改善燃料经济性的 重要途径。气动阻力由摩擦阻力、压差阻力和诱导阻 力构成, 其中主要是压差阻力, 而压差阻力主要取决 于 尾 流 结 构。 以 往 这 方 面 的 研 究 多 集 中 在 轿 车 上[1～ 3], 对于厢式货车还少有报道。作者以国产某厢 式货车为研究对象, 分别用标准 k Ε紊流模型和 RN G k Ε紊流模型在同样条件下对厢式货车表面 流场进行模拟计算, 并用实验结果加以验证, 进而分 析当厢式货车基本结构参数变化时厢式货车尾流的 变化情况, 以期对厢式货车的气动造型提供参考。
4 结论
和下卷旋涡。在尾流横截面上有一上一下两对旋涡, 上部的一对旋涡是由侧面气流进入尾流时由压差诱
( 1) RN G k Ε紊流模型模拟厢式货车外部流 导产生, 下面的一对旋涡是由车轮诱导产生。
场比标准 k Ε紊流模型具有更高的精度, 对于预测 厢式货车外流场有重要的应用价值。
(3) 在同一厢体高度下变化间隙时, 尾流流场发 生明显变化, 当间隙增大时, 旋涡的位置和强度发生
R=
C ΛΘΓ3 (1- Γ 1+ ΒΓ3
Γ0 )
Ε2
k
(6)
式中 Γ——无量纲参数, Γ= S k Ε, S = 2S ij ·S ij 其中 Γ0= 4138 Β= 01012
以上各式中的其他经验或实验常数取值为 Αk= ΑΕ= 11393, C 1Ε= 1142, C 2Ε= 1168, C Λ= 01084 5。 113 模拟计算
1 数值模拟方法
111 基本方程 为了与实验结果对比, 计算以厢式货车 1∶10
模型为对象, 模拟其在风洞实验时的外部流场。此时 厢式货车外部流场为定常、等温、不可压缩流场, 其 控制方程为:
连续性方程
5 5
u x
i i
=
0
(1)
动量方程
5 5t
(
Θu
i
)
+
5 5x
j
(Θu iu
j
-
Σij ) = -
著增大。与标准 k Ε紊流模型相比, RN G k Ε紊流
模型显著特点是亦适用于低雷诺数区域, 可直接积
分至壁面。RN G k Ε紊流模型的系数均可由理论
计算得出, 且以显式出现于方程中, 应用方便。另外,
RN G k Ε紊流模型在分离流的计算中其精确性也
是标准 k Ε紊流模型无法比拟的。
RN G k Ε紊流模型紊流动能方程 (k 方程) 为
0. 587
0. 575
350
0. 694
0. 640
0. 633
0. 690
0. 612
0. 608
360
0. 669
0. 654
0. 652
0. 694
0. 652
0. 648
注: 1. k Ε模型计算结果 2. RN G k Ε模型计算结果 3. 实验结果
1 0. 681 0. 686 0. 689
图 3 尾流 3 个断面上的流谱
(a) 近尾流截面 (b) 中间断面 (c) 远尾流截面
轿车后部的流谱[ 1 ] 有相似之处。
强梯度增大, 由此引起的诱导阻力也将增大。 比较
图 4 为间隙D 和厢体高度 H 变化时同一尾流 图 4b、4d 可知, 在同一间隙下, 厢体高度变化时, 尾
截面上的等压线图谱。 由图可看出, 当厢体高度取 涡结构发生剧烈变化。厢体较低时, 等压线分布趋于
5p 5x i
(2)
收稿日期: 2001 08 06 杜广生 山东大学能源与动力工程学院 博士 教授, 250061 济南市 王德昌 山东大学能源与动力工程学院 硕士生 雷 丽 山东大学能源与动力工程学院 讲师 周连第 中国船舶科学研究中心 研究员 博士生导师, 214082 无锡市
28
农 业 机 械 学 报
2002年9月
农业机械学报
第 33 卷 第 5 期
厢式货车尾流特性的分析
杜广生 王德昌 雷 丽 周连第
【摘要】 用实验的方法验证了 RN G k Ε紊流模型模拟厢式货车外部流场的计算精度明显高于标准 k Ε紊
流模型; 给出了某国产厢式货车外部流场的计算结果, 着重分析了当厢式货车基本参数变化时, 尾流特性的变化情
5
(Θu 5x
ik
i
)
=
5 5x i
Αk Λe
5k 5x i
+ ΛtS 2-
ΘΕ
(4)
紊流脉动动能耗散率方程 (Ε方程) 为
5
(Θu iΕ) 5x i
=
5 5x i
ΑΕΛe
5Ε 5x i
+ C 1ΕΛtS 2
Ε
k
-
C
2ΕΘ
Ε2
k
-
R
(5) 式中 k ——紊流脉动动能
Ε—— 紊流脉动动能的耗散率
Λe ——有效粘性系数, Λe= Λ+ Λt Λt——紊流粘性系数, Λt= ΘC Λk 2 Θ 源项为
(2) 在厢式货车尾流中心对称面上, 有上卷旋涡 相应变化, 气动阻力增大。