用cfd试验发表论文

本文首先建立了在气流场，温度场之外，能够分析室内湿度分布，结露分布，计算结露量动态形成过程的CFD计算模型，并给出了自由水面热湿同时移动的计算新方法；通过与模型试验结果的比较，验证了计算模型的精确性；最后通过具体算例，发现通风方式对室内湿度分布和结露的形成影响很大，在室内湿度较大的场合，可以通过通风方式的优化设计更有效地解决除湿和结露问题。关键词：CFD模拟 结露 湿度 通风1.前言湿度环境问题不同于其他室内污染问题，湿度过高或过低都将严重影响建筑物性能和居住者健康。湿度过低，人会产生干燥等不适感，引起墙体裂缝，木制板材变形，另外据北欧学者的研究，流感病菌在低湿度下生存率明显增加；而湿度过高，一方面造成墙体表面及内部结露，降低墙体断热和耐久性，影响建筑物寿命[1]，另一方面，当湿度超过70%时，会带来霉菌（Fungi）的大量繁殖，引起过敏性皮炎，哮喘等疾病，影响居住者的身体健康[2-5]。我国地域辽阔，不同地区室内湿度环境呈现出不同的特点。因此，深入地研究室内湿度环境问题具有重要的意义。随着计算机功能的飞速发展，CFD仿真技术在建筑环境领域，如室内温度场分布，换气效率，人体周边微环境等研究中日益得到应用。但是到目前为止，国内外利用CFD技术分析研究室内湿度分布规律的还很少[6，7]，而以此研究室内结露的形成和发展的还没有。2.考虑湿度和结露计算的CFD修正模型本研究中采用标准k-ε紊流模型。但考虑到水蒸气含量较大时空气密度会出现变化，从而影响浮力的计算，依据近藤等提出的方法[8]，对模型进行了修正，在浮力项中导入βx。修正的湿・结露CFD计算模型见表1。另外，本研究中还考虑了结露量的计算。由于结露的形成是一个动态的过程，提出了两个随时间变化的指标：至时间t，1）单位壁面积上的结露量CON(s,t)；2)壁面总结露量SUMCON(t)。计算方法及其与CFD模型的结合见图1。另外，建筑内的湿源，如浴室和厨房等，由于自由水面面积较大，水温一般高于周围空气温度较多，水蒸气分子在扩散过程中还同时伴随有热的交换。如果不考虑这种热湿的同时传递将会给室内温湿度分布和气流计算结果带来较大的误差。由于这方面的研究较少[9]，我们通过试验发现自由水面的热湿传递量m和qm由以下公式确定，然后可以向上的热湿流束的形式作为内部边界条件代入CFD计算中： 图1 湿・结露CFD计算模型中的结露计算流程模型的计算公式 表1 连续方程：运动方程：输送方程：输送方程：热输送方程：水蒸气输送方程：式中：涡粘性系数等相关项：（1）（2）式中 —室内换气次数，h-1；—对应于水温的饱和蒸汽压力，kpa；—周围空气的蒸汽分压力，kpa；—水温，℃；—周围空气温度，℃；—水蒸气的蒸发潜热，kJ/kg；—空气的定压比热，kJ/(kgK)。—新提出的参数，它代表由水蒸气扩散引起的实际散热量与水蒸气全热交换时的最大散热量的比值。事实上，由于一部分水蒸气从水面蒸发的途中只进行了显热交换，没有发生相变，应是一个0-1之间的数值。利用简单的公式推导和试验拟合，它可以整理成下式。具体内容可参考文献[10]。（3）3.模型试验为验证所建湿・结露CFD计算模型的正确性，在日本东京燃气公司技术研究所的人工气象室建立了模型小室，进行了模型试验，并比较了模拟结果与实验数据。模型的概要见图2。模型小室由聚乙烯板制成，小室中通过地面上的加湿器和水的温控来调节和模拟各种加湿工况，加湿量由电子天平测量加湿器的重量变化求得。小室外壁上部和下部分别设开口，安装有小型轴流风机的通风短管可连接在开口上，可利用风机位置的变化来模拟不同的通风方式。小室内的风量由通风短管内安置的微风速仪测定。除了小室外部的温湿度外，在小室中心断面上布置了14个温湿度测定元件（THP-B4，日本神荣公司）进行温湿度分布的测定。试验与模拟工况见表2。其中工况1为验证室内温湿度分布的稳态计算，工况2为验证结露形成与发展的动态计算。通风方式均为下送上排的机械排风方式。试验工况 表2工况编号气象室条件加湿器水温（℃）加湿量（g/h）通风量（m3/h）进风温度温度（℃）湿度（%）114.347.044.627.517.014.3219.445.068.1101.37.925.2图2 模型试验的概要与测点布置4. 试验与计算结果的比较4.1 温湿度分布的验证图3给出了工况1的试验与CFD计算比较，其中试验数据为所有测点的测量值均达到稳定状态时的结果。模拟值中，qm=486W/m2为利用式2）和3）计算的实际水蒸气扩散散热量，（此时Fm约为0.52）。为了对比，我们又假设了水蒸气蒸发时都保持气相，没有发生相变化，扩散散热全部由显热交换构成的情况（qm=184W/m2）以及水蒸气蒸发时为全热交换的情况（q’=1026W/m2）。由图可知，水蒸气扩散散热量对室内温度分布影响很大，如采用qm=1026W/m2顶棚附近的温度比测定值高2度左右。某些研究[11]在计算浴室热湿负荷时，主张以全热交换来概算水蒸气扩散散热量势必造成很大的计算误差。相比之下，因为小室内湿度主要由水蒸气质量平衡决定，扩散散热值对小室内湿度的平均水平影响不大，但由于热流束的浮力效果不同，水面附近的气流方式导致湿度分布发生微妙的变化。综合地看，采用q’=486W/m2的计算结果，无论温湿度，与实测都最为吻合。图4为测定断面上的流场,温湿度场的CFD模拟结果.由图可见,在此断面上从水面处形成的热湿羽流几乎没有受到小室内通风的影响,温湿度成层现象非常明显。图3 实测与模拟的温湿度分布比较（工况1）图4 CFD计算结果（左：气流场；中：温度场；右：湿度场）4.2 结露形成与发展过程的验证图5给出了工况2的试验与CFD计算结果的比较。试验和模拟时间均为30分钟左右。为了更好地形成表面结露并防止出现小室内空气湿度达到100%的情况，本试验工况进行时，进口处通过预加热装置对进风加热至25.2度。由图可见，实测和模拟都显示经过20分钟左右顶棚处的测点（P1-7和P2-7）湿度达到饱和，表明出现了结露。这说明虽然到目前为止结露问题还没有好的直接测定方法，通过比较小室内的温湿度动态分布，计算与模拟值随时间的变化规律基本一致，可以认为利用此计算模型来分析结露问题是可行的。我们针对工况2，利用湿・结露CFD计算模型对结露进行了动态模拟，模拟时间为1小时。图6给出了4个时间点的结露分布。试验开始20分钟左右，结露首先在小室后上部角落出现，然后以较快的速度沿顶棚和侧壁发展，在45分钟以后结露面积基本达到稳定，但结露量继续增加。从结露量上看，小室后部两个侧壁和顶棚的结露量较多。这是因为前部侧壁和地面离进风口较近，热风使这些壁面温度升高的缘故。图5 实测与模拟的温湿度动态变化比较（工况2）图6 CFD模拟的结露分布随时间变化图5.通风对结露的影响通风是解决结露问题的重要手段之一，但是到目前为止很少有这方面的量化分析。我们利用CFD湿・结露计算模型通过3个算例针对不同的通风量和通风方式对结露的影响进行了初步的探讨。算例1：即工况2；算例2：通风量由7.9增至9.4m3/h，其他条件不变；算例3：通风方式改为上送下排的机械排风方式，其他条件不变。图7为算例2和3的结露分布模拟结果(t=60min)。与图6相比较，由于通风量增加，算例2的结露面积相应地减少，特别是侧壁靠下部的区域结露基本消失。算例3的通风量与算例1完全相同，但结露分布形状完全不同。因为变成上送下排的方式，抑制了水面附近的浮力效果造成的水蒸气上升现象，顶棚与侧壁上部的结露减少。图8给出了三个算例的各壁面及总的结露量的计算结果(t=60min)。由图可知，算例2和算例3的总结露量分别只有算例1的26%和20%。图7 不同通风量与通风方式对结露分布的影响（左：算例2；右：算例3）图8 不同通风量与通风方式下结露量的变化6.结论为利用CFD技术研究室内的湿度分布与结露问题，本研究开发了湿・结露CFD计算模型，通过对模型的验证和算例计算，可得以下结论：1） 无论是不考虑结露，只考虑湿度分布的稳态计算，还是考虑结露量的非稳态计算，CFD模型的计算结果都与试验结果较为吻合。这说明可以利用此模型进行室内湿度场和结露的详细分析。特别是结露问题，在到目前为止还没有有效的测定方法的情况下，CFD的应用提供了非常重要的研究手段；2） 本研究中还涉及到热湿同时传递问题，给出了新的计算方法并应用于CFD的计算。3） 即使是同样的风量，不同的通风方式对室内湿度分布和整体的湿度水平影响很大，在室内湿度较大的场合，可以通过通风方式的优化设计更有效地解决除湿和结露问题；7.参考文献[1] Straube JF. 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[摘要]本文中研究了凹坑型非光滑车身表面的减阻特性．首先探讨了凹坑单元体矩形、菱形、等差等不同排列方式的减阻效果，选取了减阻效果较好的矩形排列方式；然后以单元体直径D、横向间距W和纵向间距L为设计变量，以气动阻力最小为目标，采用拉丁方试验设计方法进行优化；接着利用CFD仿真得到各样本点的响应值，并据此建立Kriging近似模型；最后在验证了近似模型的可信度基础上，以近似模型进行全局优化：结果表明：凹坑单元体矩形排列最大可达7. 62%的减阻效果。关键词：汽车；凹坑型非光滑表面；减阻；CFD仿真；Kriging模型；优化Analysis and Optimization on the Drag Reduction Characteristics of Car with Pit-type Non-smooth Surface[Abstract]Drag reduction characteristic of pit-type non-smooth car body surface is studied in this paper. Firstly the drag reduction effects of rectangle, thombus and equal-different pit arrangement are investigated, and the rectangular arrangement with better drag reduction effect is chosen. Then an optimization by the design of experiment with Latin Hypercube scheme is performed with the diameter and longitudinal and transverse spacing of pit as design variables and minimizing drag as objective. Next, the responses of different sample points are obtained by CFD simulation, and based on which a Kriging metamodel is built. Finally after the confidence of metamodel is verified a global optimization with the metamodel is conducted. The results show that a maximum drag reduction effect up t0 7.62% can be achieved with rectangular pit arrangement.Keywords: car; pit-type non-smooth surface; drag reduction; CFD simulation; Kriging model; optimization前言日前汽车空气动力学的气动阻力特性优化主要通过车身的流线形化和局部改进等方法来实现，由于这些方法研究日益成熟，降低阻力的空间越来越小，汽车减阻进入一个瓶颈期。近年来，基于工程仿生学理论的凹坑型非光滑表面结构的减阻研究迅速发展。其中最典型的应用便是高尔夫凹坑球面。高尔夫球在飞行过程中由于凹坑的存在使空气形成的边界层紧贴球的表面，使平滑的气流顺着球形多往后走一些，延迟了边界层与球体的分离，减小了尾流区，减少了前后的压差阻力，从而使凹坑型球面的高尔夫球比光滑球面的高尔夫球飞得更远。受其启发，本文中将凹坑型非光滑表面运用在汽车表面上，并通过CFD数值仿真，研究其减阻效果。首先研究了凹坑单元体不同排列方式对汽车减阻效果的影响；然后以减阻效果最佳的排列方式为基础，选取相关设计变量，运用拉丁方试验设计方法选出样本点；接着建立了Kriging近似模型-3-；最后通过多岛遗传算法对近似模型进行全局寻优。1 原车模型CFD计算与试验验证1.1计算模型的建立采用UG软件建立了某轿车1:1的实车模型。对模型进行了适当的简化，忽略了门把手、雨刮器、雨水槽等，同时对底盘进行了平整化处理，从而提高了分析效率。轿车模型的长×宽×高分别为5 088×2 036x1 497( mm)，整车模型如图1所示。1.2建立计算网格及求解整车计算域为一围绕车身的长方体，人口距模型前端3倍车长，出口距模型后端7倍车长，总高度为5倍车高，总宽度为7倍车宽。采用ANSYS ICEM CFD软件生成非结构化的四面体网格，在车身要凹坑非光滑处理的表面上进行网格加密，以便更加准确地获取所需的流场信息，同时在车身表面拉伸出与其平行的三棱柱网格作为附面层，以消除壁面函数的影响。为避免网格差异对仿真结果的影响，在仿真过程中，保持棋型相同部分的网格尺寸不变。每次模拟生成的整车总网格数约为360多万。边界条件的设置如下：计算域入口设置为速度人口边界，速度为40m/s，计算域出口为压力出口边界，车身表面设置为无滑移壁面边界条件，计算域地板设置为移动壁面边界条件，计算域上表面及左右侧面均为滑移壁面边界条件。选用Relizable k-ε湍流模型，采用二阶迎风格式进行离散求解，计算域温度为常温进行CFD稳态仿真计算。1.3风洞试验验证通过风洞试验来验证边界条件和湍流模型设置的准确性。试验模型根据CAD模型通过数控加工中心加工成1：3的模型，从而保证了试验用物理模型与数值仿真用CAD模型的一致性。在湖南大学风工程试验研究中心HD-2风洞中进行测力试验，用六分力浮框式测力天平测量模型的气动力。试验风速为40 m/s，启动地面附面层抽吸装置，消除了由于风洞试验引起的地面边界层的影响。轿车模型风洞试验如图2所示。通过风洞试验测得模型的风阻系数CD，并将CFD仿真结果与试验进行对比，如表1所示。风阻系数的相对误差为3. 86%，在工程允许误差5%以内，从而验证了数值仿真的可靠性。2 非光滑处理区域的选定与单元体尺寸的估算非光滑处理区域应该选在能较好控制尾流区的表面，以减小湍能损失和压差阻力，而车身顶盖是对尾流区域影响最大的表面，故本文中主要研究对车身顶盖进行凹坑非光滑处理后的减阻效果，凹坑非光滑区域如图3所示。有关研究表明，无论是气流分离所引起的压差阻力还是由于气体的黏性作用而引起的摩擦阻力，它们总是和边界层及其厚度有关。仿生非光滑减阻方法的实现途径就是通过对边界层的控制来减少湍流猝发强度，减小湍动能的损失。可见，非光滑结构的选择应该和边界层有关，非光滑单元体的尺寸高度或深度应该小于车身表面到对数律区之间的距离。目前国际上关于凹坑减阻的研究仍然较少，没有形成理论体系。因此，在研究初期凹坑型单元体尺寸主要是根据边界层的厚度来确定。平板层流边界层的厚度计算公式为3 凹坑结构尺寸设计与排列方式3.1 凹坑结构尺寸设计在进行凹坑型单元体排列时主要考虑单元体的尺寸：直径D、横向间距W、纵向间距L和凹坑深度S，见图4。为了设计与排列方便，取深度S为直径D的一半。根据计算模型最大边界层厚度、车身顶盖的尺寸、汽车行驶速度和凹坑单元体之间防干涉的要求，给定D、W、L和S的取值范围分别为[10，40]、[60，160]、[60，160]和[5，20]，单位为mm。3.2 凹坑单元体排列方式的影响根据大量的仿生学实验可知，例如土壤动物蜣螂在土中运动自如一方面得益于其体表的非光滑单元体凹坑形状，另一方面得益于其凹坑单元体的排列方式。为此在研究凹坑型非光滑车身表面的减阻性能时，要考虑其排列方式的影响。本文中选取了常见的3种排列方式：矩形排列、菱形排列和等差排列，如图5所示。本文中选取D= 15mm，形=120mm．￡=120mm．对这3种排列方式进行CFD仿真，其结果见表2。由表2可知，3种凹坑型单元体排列方式中矩形排到减阻效果最佳，降阻率达2. 13%。4 凹坑型非光滑表面优化设计4.1 优化流程与设计变量的选取根据3种排列方式的CFD仿真结果知，矩形排列方式减阻效果最佳，故以矩形排列凹坑型非光滑表面作为优化对象。整个分析与优化过程如下：(1)确定设计变量，使用拉丁方设计方法选取样本点；(2)通过CFD仿真得出各样本点的响应值，并以样本点和响应值构建近似模型；(3)选取3组新的样本点验证近似模型的精度，若不精确则须重新选取样本点；(4)在验证近似模型可信度的基础E，利用优化算法在满足约束条件的区域内实现全局寻优，得到最优解，最后再回代到仿真模型中校核计算，如图6所示。以D、W和L为设计变量，寻求最优的组合，以达到最大的减阻效果，即求得最小CD值。4.2试验设计 ，根据设计变量的取值范围，采用拉丁方抽样方法。选取20组样本点进行CFD模拟计算，得到20组响应值。各设计变量对CD值的影响关系如图7所示，D等表示单个设计变量对CD的影响，D-W等表示两个变量对CD交互影响，D�0�5等表示设计变量平方对CD的影响。从图7可见，对CD影响最大的设计变量是L，D次之，W影响最小。D与形之间的交互效应最为明显，L和D次之，形和￡之间的交互效应最小。虽然W对气动阻力的影响较小，但是W与其他参数之间交互效应对CD的影响不能忽视。4.3近似模型的建立近似模型是指在不降低计算精度情况下构造的一个计算量小、计算周期短，但计算结果与数值分析或物理实验结果相近的数学模型；用于代替计算代价高昂的仿真分析软件，大幅提高分析效率，同时剔除仿真软件的“计算噪声”。用于构建近似模型的方法主要有：响应面模型、Kriging模型、径向基神经网络模型和泰勒级数模型等。与其他模型相比，Kriging模型构建的近似面可以覆盖所有的样本点，近似面质量很高，因此采用Kriging模型构建近似模型。为r检验所建立的近似模型的拟合精度，在设计空间中选取试验设计方案外的任意3个实验点进行CFD仿真，并与近似模型的计算结果进行对比，如表3所示。由表3可知，验证点的CFD值与近似模型值相差均在2%以内，这表明所建立的近似模型可以很好地描述设计变量与响应值之间的关系，可信度较高，可取代直接的CFD计算。4.4优化结果与分析多岛遗传算法(multiple island genetic algorithm，MIGA)建立在传统遗传算法基础上。它小同于传统遗传算法的特点是：每个种群的个体被分成几个子群，这些子群称为“岛”：传统遗传算法的所有操作，例如：选择、交叉、变异分别在每个岛上进行，每个岛上选定的个体定期地迁移到另外岛上，然后继续进行传统遗传算法操作。迁移过程由迁移间隔和迁移率这两个参数进行控制。迁移间隔表示每次迁移的代数，迁移率决定在一次迁移过程中每个岛上迁移的个体数量的百分比。多岛遗传算法中的迁移操作保持了优化解的多样性，提高了包含全局最优解的机会。本文中采用多岛遗传算法对所建立的近似模型进行寻优，初始种群个数为50，岛数为10，迭代代数为100，最终得出近似模型最优解为D= 40mm，W=100mm，L=69mm。对得到的最优解进行CFD仿真，相对误差为0. 80%。对车身表面进行凹坑型非光滑处理后，最大的降阻率可达7. 62 ％，其具体数值见表4。图8和图9分别给出了原车与优化后的汽车尾部压力云图和速度流线图。对比图8和图9可以看出，优化后汽车尾部的负压区域明显减小，正压区显著增大，进而减小了前后压差阻力，同时改善了尾部的涡流，减小了车辆的气动阻力，降低了汽车的燃油消耗。5结论(1)在车身表面进行凹坑型非光滑处理具有良好的减阻效果，能有效降低汽车的气动阻力，进而降低油耗，提高燃油经济性。(2)凹坑型非光滑表面的减阻特性与凹坑单元体的排列方式有关，其中矩形排列方式减阻效果较佳。选取矩形排列时凹坑单元体直径、横向间距和纵向间距作为设计变量进行试验设计，建立近似模型，并采用多岛遗传算法进行优化，优化后最大降阻率可达7. 62%。(3)试验设计、近似模型和优化算法相结合的方法，能为车身凹坑型非光滑表面减阻的研究和优化提供一定的工程指导。参考文献[1]谷正气．汽车空气动力学[M]．北京：人民交通出版社，2005.[2] 韩志武，许小侠，任露泉，凹坑形非光滑表面微观摩擦磨损试验回归分析[J]．摩擦学学报，2005，25(6)：578-582．[3] 容江磊，谷正气，杨易，等，基于Kriging模型的跑车尾翼断面形状的启动优化[J]．中国机械工程，2010，22(2)：243 -247.[4]谷正气，何忆斌，等，新概念车外流场数值仿真研究[J]．中国机械工程，2007，18( 14)：1760-1763．[5]薛祖绳，边界层理论[M]．北京：水利电力出版社，1995.[6]方开泰，马长兴，正交与均匀试验设计[M]．北京：科学出版社，2001．[7] 肖立峰，张』“泉，张烈都．基于Kriging代理模型的结构形状优化方法[J]．机械设计，2009，26(7)：57 -60．[8]石秀华，孟祥众，杜向党，等．基于多岛遗传算法的振动控制传感器优化配置[J]．振动测试与诊断，2008，28 (1)：62-65．（来源：中国技师网）