摘    要   

賽車和高性能車輛利用其底板和擴散器作為能夠有效產(chǎn)生大部分下壓力的裝置。以前的研究主要集中在具有平面擴散器的簡化鈍體上。關(guān)于更復(fù)雜的多通道擴散器的研究較少，這些研究表明，與平面擴散器相比，下壓力的產(chǎn)生有所改善，但人們對其流動特征及其對車身高度的響應(yīng)的了解有限。本研究分析了配備多通道擴散器的高性能車輛在不同車身高度下的性能和復(fù)雜流動特征。對RANS和DDES模擬進行了比較評估，結(jié)果表明，這兩個模型都能充分預(yù)測高至中等車身高度下的下壓力和車底流動特征，但只有DDES模型能夠捕捉到在低車身高度下主導擴散器的非定常流動行為。隨后，使用DDES模擬對車輛的車身高度依賴性進行了深入的空氣動力學分析。分析表明，擴壓器側(cè)板渦流對分離器的氣流夾帶和渦流形成起著至關(guān)重要的作用。此外，分析還描述了車身高度對擴壓器內(nèi)渦流強度和穩(wěn)定性的影響。在非常低的車身高度下的研究結(jié)果表明，渦流和沿地平面的流動之間的強烈相互作用導致相對不穩(wěn)定的渦流的形成，這提供了較少的氣流夾帶，從而導致下壓力的降低。

01  簡    介 

賽車和高性能車輛的空氣動力學設(shè)計側(cè)重于產(chǎn)生下壓力，以提高性能和操控性。車輛的車身底部通常被用作產(chǎn)生下壓力的有效裝置，比如一級方程式賽車，其產(chǎn)生的下壓力占總下壓力的一半以上，但在平坦的地板和擴散器作用下僅產(chǎn)生總阻力的 20%。車身底部下壓力生成機制基于文丘里效應(yīng)，即車輛平坦地板和地面之間的氣流加速，從而在車輛下方形成低壓區(qū)域。車輛后部的擴散器坡道逐漸降低流速并增加擴散器出口處的壓力。這種壓力恢復(fù)增加了車輛下方的流速，并在擴散器入口處產(chǎn)生吸力，這兩者都改善了下壓力的產(chǎn)生。

對配備平面擴散器的簡化鈍體的實驗研究已經(jīng)描述了車輛下壓力和阻力的車身高度依賴性。除文丘里效應(yīng)外，擴壓器的性能主要取決于擴壓器側(cè)面產(chǎn)生的渦流，這有助于流體附著。下壓力和阻力隨著車身高度的降低而增加，直到達到最大下壓力，從該點繼續(xù)降低車輛將對下壓力產(chǎn)生負面影響。擴散器中渦流的強度和穩(wěn)定性也取決于車身高度。在較低的車身高度下，平面擴散器中的渦流甚至會分解并產(chǎn)生不對稱的流動條件，這對下壓力的產(chǎn)生是有害的。在更復(fù)雜的多通道擴散器上進行的實驗表明，由于擴散器入口速度和壓力恢復(fù)增加，與平面擴散器相比，性能有所提高。此外，多個通道可以消除在平面擴散器上觀察到的不對稱流動條件。由于在內(nèi)部通道中形成了一組二次渦流，四通道擴散器表現(xiàn)出極好的性能。

已發(fā)表的數(shù)值研究也主要集中在具有平面擴散器但車身高度不變的簡化鈍體上。過去的一項研究確實考慮了車身高度的依賴性，但僅限于中等車身高度，因為RANS模擬未能準確預(yù)測車輛在達到最大下壓力的車身高度附近的性能。此外，對更復(fù)雜的多通道擴散器進行的工作有限。過去研究中的RANS模擬顯示，在多通道擴散器中形成了一級和二級渦對，但沒有詳細說明它們的車身高度依賴性和對下壓力產(chǎn)生的影響。與大多數(shù)過去的研究相反，本文使用配備四通道擴散器的高性能車輛參考模型進行空氣動力學分析，而不是配備平面擴散器的簡化鈍體。通過與實驗數(shù)據(jù)的相關(guān)性以及與 DDES模擬的相對比較，解決了早期研究中提出的關(guān)于 RANS 模型在低車身高度下外部車輛空氣動力學模擬的適用性的擔憂。此外，DDES模擬用于徹底研究車身高度對車身底部空氣動力學性能和流動特性的影響，重點是低車身高度下的高度不穩(wěn)定條件?？偟膩碚f，本研究旨在提供合適的模擬方法，以研究車身底部的空氣動力性能和流動特性、賽車和高性能車輛的車身高度依賴性，并分析車身高度對車身底部空氣動力學行為的影響，這對于實現(xiàn)更高效的氣動概念至關(guān)重要。

   02  方    法   

2.1 車輛模型與實驗數(shù)據(jù)

DrivAer模型是為汽車空氣動力學研究開發(fā)的通用車輛模型。這項研究使用了DrivAer Fastback模型的高性能變體，稱為DrivAer-hp-F模型。DrivAer hp F車型是一款35%比例的模型，具有光滑的車底、后視鏡、封閉式輪腔和附加裝置，包括前保險杠分流器、前車身邊條、后擾流板和車底擴散器[圖1（a），表1]。車底擴散器的入射角為10度，配有側(cè)板和三個縱向分離器[圖1（b）]。本文的數(shù)值模擬與Soares等人在克蘭菲爾德大學8英尺×6英尺風洞中收集的八種不同飛行高度下的實驗升力和阻力數(shù)據(jù)進行了驗證。實驗是在DrivAer hp-F模型上進行的，該模型連接在一個高架天平上，包括一個移動的地面。

表1 DrivAer hp-F模型的尺寸

圖1（a） DrivAer hp-F模型的技術(shù)圖紙和（b）多通道擴散器的說明

2.2 計算域

計算域和邊界條件近似于克蘭菲爾德大學8英尺×6英尺封閉回流式風洞的實驗條件，以實現(xiàn)CFD和風洞實驗之間更好的相關(guān)性。然而，不能滿足所有規(guī)格導致不得不對風洞和測量系統(tǒng)的幾何形狀進行了一些簡化。計算風洞不包括收縮段和擴壓段，而是設(shè)計為直風洞，高1.787米（1.11L），寬2.438米（1.51L），并具有圓角，以復(fù)制改造后的試驗段，包括實驗中使用的42毫米高架地板（圖2）。

圖2 風洞計算域

計算域從前面的速度入口3L延伸到車輛模型后面的壓力出口5L，以分別為湍流特性發(fā)展和尾流發(fā)展留出足夠的空間。底層建模為無滑移平移移動墻，其余風洞墻建模為無滑動固定墻。入口和移動地面條件的速度設(shè)置為U∞=40 m/s，所有情況下都使用表2中列出的實驗中的空氣特性。模型配置由車輛模型和高架測量系統(tǒng)組成，以匹配實驗設(shè)置中約等于10.2%的堵塞比。先前的研究表明，與本文研究的擴散器類似，多通道擴散器消除了在非常低的車身高度下在平面擴散器中觀察到的由渦流擊穿引起的不對稱流動條件。由于幾何形狀和時間平均流量的對稱性，使用了半車工況，與全車模型相比，半車工況可以將網(wǎng)格尺寸減小40%以上，同時空氣動力學系數(shù)的變化小于1%。這種簡化可能會影響DDES模擬的時間依賴行為，因為解析的非定常湍流不服從對稱性。然而，本研究中的分析基于時間平均流量，并表明擴壓器的性能主要由外通道中的流動特征決定，這些特征應(yīng)盡量減少對稱條件的影響。因此，半車情況是本研究的一種合適的成本效益方法，第3節(jié)中力系數(shù)的良好一致性支持了這一點。

2.3 網(wǎng)格

在 ANSYS Fluent Meshing 中為 RANS 和 DDES 仿真創(chuàng)建兩種類型的非結(jié)構(gòu)化多六角網(wǎng)格，這兩種網(wǎng)格均采用基于汽車網(wǎng)格劃分最佳實踐的早期經(jīng)過廣泛驗證的網(wǎng)格策略。兩網(wǎng)格使用的基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸和車輛表面網(wǎng)格尺寸分別約為車輛長度的 7.25% 和 0.45%。高保真 DDES 模擬是在高近壁分辨率網(wǎng)格上執(zhí)行的，其中 y+ ≈0.7 且沿車輛表面有 15 個膨脹層。這些模擬將作為 DrivAer hp-F 模型流場的最佳可行數(shù)值參考，以評估實際 RANS 模擬的準確性并進行空氣動力學性能分析。在實踐中，與尺度解析模擬相比，RANS 模擬的近壁分辨率要求降低，這有助于提高計算效率。為了模擬這些湍流模型的實際應(yīng)用，RANS 模擬是在 y+ ≈164 的中等近壁分辨率網(wǎng)格上執(zhí)行的，并且沿車輛表面平均有四個膨脹層。兩網(wǎng)格中的風洞壁面均經(jīng)過 y+ ≈ 170的近壁處理，具有六個膨脹層。

此外，還創(chuàng)建了四個細化區(qū)域，其單元尺寸逐漸增加（圖 3）。DDES 模擬的網(wǎng)格使用較小的近場單元尺寸，通過低 y+ 處理實現(xiàn)更平滑的過渡?？傮w而言，RANS 和 DDES 網(wǎng)格的平均單元數(shù)分別為600萬和2200萬。

表2 風洞空氣特性

圖3 網(wǎng)格策略的特寫，其中突出顯示了細化區(qū)域，包括以基本網(wǎng)格尺寸的百分比表示的單元尺寸

2.4 湍流模型

2.4.1 RANS

使用 ANSYS Fluent中的標準設(shè)置通過 k-ω SST 湍流模型執(zhí)行穩(wěn)態(tài)模擬。模擬進行了 1000 次迭代，力系數(shù)是最后500次迭代的平均值。RANS 模擬在兩個AD EPYC 7543 CPU 上運行，總共使用64個內(nèi)核，這導致每次模擬的平均計算時間為1.25小時。

 2.4.2 DDES

使用ANSYS Fluent中的標準設(shè)置和 k-ω SST 模型作為 RANS 背景模型，通過 DDES 模型執(zhí)行尺度解析模擬。DDES 模擬還使用 k-ω SST 模型通過 RANS 模擬進行初始化。采用Aultman等人的參考無量綱時間步長方法，其中最小參考時間步長 1χ 對應(yīng)于平均對流庫朗數(shù)約為 1 的情況。Aultman等人表明，較小的湍流結(jié)構(gòu)傾向于在增加的時間步長下混合在一起形成較大的結(jié)構(gòu)。因此，本文使用保守的時間步長 t = 3.125 * 10?4 s (5χ) 和 10 次內(nèi)部迭代，以在湍流結(jié)構(gòu)中實現(xiàn)足夠的保真度。DDES 模擬的流動時間為 2 秒（圖 4），相當于 49.6 個對流時間單位 (CTU)。流動時間的前 1 秒（24.8 CTU）用于清除 RANS 初始條件并達到統(tǒng)計收斂，剩余 1 秒（24.8 CTU）用于平均流場并收集非穩(wěn)態(tài)統(tǒng)計數(shù)據(jù)。DDES 模擬在四個 AD EPYC 7543 CPU 上運行，總共使用 128 個內(nèi)核，這導致每次模擬的平均計算時間為 90 小時。

圖4 在 1h0 標準化車身高度下 DDES 模擬的 (a) 升力和 (b) 阻力系數(shù)的時間歷史

03  結(jié)果與討論 

本節(jié)首先通過實驗力系數(shù)數(shù)據(jù)介紹車輛性能的車身高度依賴性。以下兩小節(jié)說明了 RANS 和 DDES 湍流模型的預(yù)測能力，并使用 DDES 結(jié)果分析車輛的性能和底部流動特征作為車身高度的函數(shù)。這些小節(jié)中的多個圖形都使用位于擴散器中的額平面。這些額平面的縱向位置通過擴散器的長度 (LD) 進行標準化，并相對于擴散器入口的縱向位置 (x = 0.975 m) 表示。

實驗力系數(shù)數(shù)據(jù)（圖 5）顯示，當車輛在 2 h0至 0.33 h0車身高度范圍內(nèi)降低時，下壓力增加了 80% 以上。離地間隙的減小會在車輛下方產(chǎn)生更強的氣流加速度，從而產(chǎn)生低壓區(qū)域，從而產(chǎn)生越來越大的下壓力。下壓力的增強伴隨著誘導阻力，導致整個車身高度范圍內(nèi)的整體阻力增加近 10%。然而，在 0.33h0-0.2h0 范圍內(nèi)降低車身高度實際上會降低下壓力，從而使阻力分別降低約 6% 和 3%。在此低車身高度范圍內(nèi)，車身高度降低對下壓力性能的遞減影響將在第 3.2 節(jié)中進行更詳細的分析。

3.1 RANS vs DDES

數(shù)值結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)的相關(guān)性（圖 5）表明，DDES 模型在整個車身高度范圍內(nèi)幾乎恒定地高估了大約 7% 的下壓力。阻力非常匹配，在 0.5h0-2h0 范圍內(nèi)僅低估了大約 2%。RANS 結(jié)果顯示下壓力平均高估約 10%，并且在 2 小時至 0.5 小時范圍內(nèi)的阻力非常匹配。低于 0.5h0 時，RANS 結(jié)果顯示下壓力急劇下降，同時阻力也大幅下降。在整個車身高度范圍內(nèi)的兩個湍流模型中，對下壓力的高估可能是受到計算風洞域的收縮和擴散器部分的簡化的影響，這已證明會導致流場和擴散器部分的微小變化并降低通道內(nèi)靜壓。

圖5來自風洞實驗以及 RANS 和 DDES 湍流模型模擬的 (a) 升力系數(shù)和 (b) 阻力系數(shù)

兩種湍流模型都能夠準確地再現(xiàn) 2h0–0.5h0 車身高度范圍內(nèi)的下壓力趨勢 [圖 5(a)]。平均而言，RANS 模型在此范圍內(nèi)提供的下壓力預(yù)測為 DDES 結(jié)果的 3% 以內(nèi)，但與 DDES 模擬相比，所需的計算時間減少了約 70 倍，同時僅使用一半的核心數(shù)量。然而，RANS模型無法準確預(yù)測0.33h0-0.2h0車身高度范圍內(nèi)的下壓力，并且開始偏離實驗數(shù)據(jù)和DDES模型提供的下壓力趨勢。

中低車身高度下車身底部表面壓力分布的比較也表明了這一點[圖6(a)]。此處，RANS 模型顯示整個擴壓器的總體壓力恢復(fù)與 1h0 時的 DDES 結(jié)果非常一致。此外，在該車身高度下，擴散器側(cè)板和分離器處的渦流產(chǎn)生的低壓區(qū)域的大小和強度相當。這些渦流對擴壓器的性能有重大影響，將在 3.2 節(jié)中進行更詳細的分析。相反，與 DDES 模型相比，RANS 模型預(yù)測 0.33h0 時整個擴散器的壓力恢復(fù)更陡峭，DDES 模型顯示沿內(nèi)部通道的一些壓力波動，表明存在分離泡。此外，由于 RANS 模型在這種低車身高度下預(yù)測的渦流強度降低，因此由側(cè)板和分離器渦流產(chǎn)生的低壓區(qū)域在尺寸和強度上稍小。

兩個湍流模型之間所識別的車身底部表面壓力差異區(qū)域與非穩(wěn)態(tài)流動行為產(chǎn)生的相對高壓波動區(qū)域相匹配[圖 6(b)]。在 1h0 時，除了側(cè)板渦流位置周圍的小壓力波動外，整個擴散器幾乎沒有觀察到不穩(wěn)定，這表明渦流相對穩(wěn)定。相反，在 0.33h0 時，在整個擴散器的大部分區(qū)域觀察到較大的壓力波動。特別是在由流動分離引起的對稱分離器周圍，以及由于在如此低的車身高度下越來越不穩(wěn)定的渦流而在側(cè)板處的渦流位置周圍。

圖6(a) 在車身高度為 0.33h0 和 1h0 時使用 RANS 和 DDES 湍流模型模擬的壓力系數(shù)等值線圖。(b) 在車身高度為 0.33h0 和 1h0 時用 DDES 湍流模型模擬的壓力系數(shù)均方根誤差 (RMSE) 的等高線圖

低車身高度下向不穩(wěn)定渦流的過渡也可以通過 1h0 和 0.33h0 運行高度之間的渦度變化來描述（圖 7）。1h0時，側(cè)板和隔板內(nèi)部出現(xiàn)圓形高渦集中現(xiàn)象，表明渦流相對穩(wěn)定。盡管在 DDES 結(jié)果中看到了更多細節(jié)，但 RANS 模型能夠充分捕捉這些主要渦流結(jié)構(gòu)及其在中高車身高度下對擴散器性能的影響。在0.33h0時，DDES結(jié)果顯示集中渦核膨脹并成為螺旋形核心，這表明渦旋不穩(wěn)定。3.2.2 節(jié)將更詳細地分析這種向不穩(wěn)定渦流轉(zhuǎn)變的原因。圖 7 顯示 RANS 模型無法捕獲這種不穩(wěn)定的渦流，并預(yù)測較小的渦流，該渦流在整個擴散器中發(fā)展時會快速消散。因此，兩種湍流模型之間的性能預(yù)測差異在低離地間隙時開始出現(xiàn)，因為車輛的性能變得更加依賴于車輛下方的高度不穩(wěn)定的流動行為，而 RANS 模型無法準確捕捉到這一點。

圖7 擴散器中 0.36LD、0.65LD 和 0.93LD 處額面上的流向渦度等值線圖，使用 RANS 和 DDES 湍流模型在 (a) 0.33h0 和 (b) 1h0 的車身高度進行模擬

3.2 性能分析

 3.2.1 車身底部壓力分布

圖 8 顯示，車身底部的壓力分布隨車身高度的變化而明顯變化。從車輛前部開始，由于前分流器鋒利的前緣產(chǎn)生氣流分離，在高車身高度時前分流器下方存在低壓區(qū)域。與平板上的分離類似[30]，沿著分離泡創(chuàng)建低壓平臺，隨后是朝向流動重新附著點的壓力恢復(fù)區(qū)域（圖9）。在車身高度降低的情況下，車輛下方的流動加速度更強，從而減小了分離泡的尺寸，這可以從更短的低壓平臺和更早的壓力恢復(fù)區(qū)域看出。早期的氣流附件在低車身高度下實際上會在分流器下方產(chǎn)生輕微的正壓力，因為它的位置相對于迎面而來的氣流略有傾斜。

在再附著點后，隨著車輛下方的氣流加速，地板上會產(chǎn)生一個大的吸力峰值（圖 8 和 9）。在兩個極端車身高度之間，吸力峰值的大小增加了近四倍。在氣流再次加速流向擴散器入口之前，壓力恢復(fù)到地板的中間部分，從而產(chǎn)生另一個吸力峰值。與地板前緣后面的壓力下降相反，擴散器入口處產(chǎn)生的壓力不會隨著車身高度的降低而持續(xù)增加。相反，吸力峰值在車身高度 0.5h0–0.33h0 左右達到最大值。本文稍后將證明，在車身高度低于 0.33h0 時，擴散器中會發(fā)生相當多的氣流分離（圖 12），這會減少擴散器產(chǎn)生的氣流抽取。

擴散器入口處的吸力峰值之后是朝向擴散器出口的壓力恢復(fù)，在較低的車身高度下，壓力恢復(fù)變得更加平緩（圖 8 和圖 9）。在 0.75h0–0.2h0 車身高度范圍內(nèi)，壓力恢復(fù)在內(nèi)部通道中顯示出較小的波動，表明局部流動分離。此外，在這些降低的車身高度處，外部通道中的低壓區(qū)域的尺寸和大小由于更強的渦流而增加，這將在隨后更詳細地討論。

圖8 使用 DDES 湍流模型模擬不同車身高度下的壓力系數(shù)等高線圖

圖9 使用 DDES 湍流模型模擬車輛底部表面上沿線 (y = -50 mm) 繪制的壓力系數(shù)

 3.2.2 多通道擴散器流動

通過研究流向渦度、速度大小和剪切應(yīng)力，分析了多通道擴壓器中渦流的演變及其對下壓力產(chǎn)生的影響（作為車身高度的函數(shù)）（圖 10、11 和 12）。

圖 10 顯示了前分流器處形成的渦流痕跡，這些渦流沿著車輛側(cè)面延伸，并在車身高度降低時緩慢向內(nèi)移動，朝向車輛下方逐漸低壓的區(qū)域。此外，在對稱分離器周圍可以看到渦量的波動，特別是在較低的車身高度處，這是由局部流動分離引起的，并且不代表任何可能有助于流動附著的相干渦流結(jié)構(gòu)。本文重點關(guān)注側(cè)板處形成的主要渦流和分離器處形成的較弱渦流。

側(cè)板處的渦流是由車輛側(cè)面的自由氣流與車輛下方的低壓區(qū)域之間的壓力差產(chǎn)生的。當自由流氣流被向內(nèi)拉至車輛底部時，它與側(cè)板分離并卷起成高渦度集中的渦流（圖 10）。此外，當自由流氣流在側(cè)板和地平面之間加速時，會產(chǎn)生橫流加速（圖 11）。側(cè)板渦流引起這種相對高能的氣流，以及來自車輛下方的一些高能氣流，向上流向擴散器坡道。該機制支持外部通道中的流動附著，如高剪切應(yīng)力區(qū)域所示（圖 12），從而產(chǎn)生先前觀察到的低壓區(qū)域（圖 8）。

考慮到 2h0–0.5h0 的車身高度范圍，會產(chǎn)生相對穩(wěn)定的側(cè)板渦，具有高渦度的圓形集中度（圖 10）。當渦流在從 0.36LD 到 0.93LD 的整個逆壓梯度中發(fā)展時，其尺寸會增加，但強度會減小。此外，在此范圍內(nèi)，隨著車身高度的降低，渦流的強度、尺寸和流向速度會增加，從而產(chǎn)生更多的流動夾帶（圖 11 和 12）。

相反，在 0.33h0 至 0.2h0 車身高度范圍內(nèi)觀察到渦旋狀渦度分布，渦度峰值位于渦下部（圖 10）。整個擴散器的尺寸膨脹從 0.36LD 到 0.93LD 更大，在此范圍內(nèi)可以看到較低甚至負的渦流核心速度（圖 11），這都是渦流破壞的跡象。這種向不穩(wěn)定渦流的轉(zhuǎn)變是由在如此低的車身高度下更強的地面相互作用引起的。由上述車輛下方的橫流產(chǎn)生的地面邊界層受到側(cè)板渦流下方的高氣流加速度所施加的逆壓力梯度。在 0.33h0 至 0.2h0 的車身高度范圍內(nèi)，這種逆壓梯度變得足夠強，導致地面邊界層分離并形成與側(cè)板渦相互作用的相反渦度層（圖 10），類似于平面擴散器。

對近地渦流的研究表明，相反渦度層對主渦流施加向上的速度，也稱為反彈效應(yīng)。然而，在擴散器的受限空間中，與相反渦度層的相互作用會阻止渦流滾入集中核心，從而形成不穩(wěn)定的螺旋狀渦流結(jié)構(gòu)（圖 10）。在車身高度低于0.33h0時，強烈的地面相互作用甚至會導致側(cè)板渦的水平拉伸。這導致自由流氣流主要被水平引導，而不是垂直向上到達擴散器坡道（圖 11），從而導致在這些低車身高度下外部通道中的氣流夾帶減少（圖 12）。

圖10使用 DDES 湍流模型模擬不同車身高度下擴散器中 0.36LD、0.65LD 和 0.93LD 處鋒面的流向渦度等值線圖

圖11使用 DDES 湍流模型模擬的不同車身高度下擴散器中 0.36LD 處的額面上的歸一化速度大小 (U/U∞) 等值線圖

圖12使用 DDES 湍流模型模擬的不同車身高度下擴散器上剪應(yīng)力流向分量的等高線圖

由側(cè)板渦流引向擴散器的相對高能氣流不僅支持外部通道中的流動附著，而且促進分離器處渦流的產(chǎn)生。與側(cè)板渦流相比，這些分離器渦流尺寸較小，峰值渦度和流向速度不到一半（圖 10 和 11）。盡管如此，分離器渦流在內(nèi)部通道中提供了一些氣流夾帶（圖12），否則這些通道將主要由平面擴散器中的分離流主導。分離器渦流產(chǎn)生的氣流夾帶在車身高度低于 0.75h0 時顯著下降，而側(cè)板渦流產(chǎn)生的氣流夾帶僅在低于 0.33h0 時才開始下降。這種行為可以通過上述氣流方向來解釋，該方向是由側(cè)板渦流引起的。在降低的車身高度下，氣流主要是水平誘導的，這不太有效地促進分離器處渦流的形成。內(nèi)部通道中氣流夾帶的減少加上沿擴散器的逐漸陡峭的逆壓梯度，導致在非常低的車身高度下內(nèi)部通道中出現(xiàn)大的流動分離（圖11和圖12）。因此，擴散器從車輛下方提取氣流的效率較低，這一點之前在第 3.2.1 節(jié)中通過在車身高度非常低時減少擴散器入口周圍的壓力來確定。

04  總    結(jié) 

對 DrivAer hp-F 模型在不同車身高度下的空氣動力學性能進行了數(shù)值研究。RANS 和 DDES 湍流模型之間的比較評估表明，這兩種模型都能夠充分重現(xiàn)中高車身高度范圍內(nèi)的實驗下壓力趨勢，兩種湍流模型之間的相對分布僅約 3%。在此范圍內(nèi)，RANS 模型提供與 DDES 模型幾乎相同的底部壓力分布，并且能夠捕獲擴散器的主要渦流結(jié)構(gòu)，但所需的計算時間減少約 70 倍。然而，只有 DDES 模型能夠再現(xiàn)低車身高度下的下壓力趨勢，因為由于擴散器中的大流量分離和不穩(wěn)定渦流，車輛的性能變得高度依賴于不穩(wěn)定流動行為，而 RANS 模型無法準確捕獲這些不穩(wěn)定流動行為。

性能分析表明，車輛的下壓力隨著車身高度的降低而增加，直至達到最大值，低于該值就會出現(xiàn)下壓力損失。擴散器中的渦流對于下壓力的產(chǎn)生起著至關(guān)重要的作用。擴散器側(cè)板產(chǎn)生的渦流是由車輛下方的自由氣流和低壓氣流之間的壓力差產(chǎn)生的，導致氣流向上流向擴散器坡道。這種效應(yīng)支持外部通道中的流動附著，并在分離器處形成額外的渦流，從而為內(nèi)部通道中的氣流提供能量。在整個高到中車身高度范圍內(nèi)，側(cè)板渦流的強度和尺寸隨著車身高度的降低而增加。然而，在低車身高度下，側(cè)板渦流與沿地平面的橫流之間的較強相互作用會產(chǎn)生相對不穩(wěn)定的渦流，從而導致流向擴散器坡道的氣流較少。這減少了在外部通道中觀察到的氣流夾帶，并且不太有效地供給分離器處的渦流形成，這因此也導致內(nèi)部通道中的氣流夾帶減少。

總體而言，本文拓寬了關(guān)于擴散器的現(xiàn)有知識，對多通道擴散器的性能和復(fù)雜流動特征與車身高度的關(guān)系有了新的見解。此外，這項研究還擴展了 DrivAer hp-F 模型的實驗工作，對車輛車身高度的依賴性進行了深入的空氣動力學性能分析。

文獻來源:

Rijns, S., Teschner, T.-R., Blackburn, K., and Brighton, J.,“Aerodynamic Analysis of the Ride Height Dependency of a HighPerformanceVehicle Equipped with a Multichannel Diffuser in Ground Effect,” SAE TechnicalPaper 2023-01-5064, 2023, doi:10.4271/2023-01-5064.