FSAC赛车车身空套设计和仿真分析.pdf

第43卷第4期 辽宁工业大学学报(自然科学版)Vol.43,No.4 2023 年 8 月 Journal of Liaoning University of Technology(Natural Science Edition)Aug.2023 收稿日期：2022-08-28 基金项目：国家自然科学基金面上项目(51675257)；辽宁省教育厅高等学校国（境）外培养项目(2018LNGXGJWPY-YB014)作者简介：田甜(1992-)，女，辽宁葫芦岛人，硕士生。李刚(1979-)，男，辽宁朝阳人，教授，博士。DOI:10.15916/j.issn1674-3261.2023.04.003 FSAC 赛车车身空套设计和仿真分析 田 甜1,李 刚1，张志强1，张 东2（1.辽宁工业大学 汽车与交通工程学院，辽宁 锦州 121001；2.林肯大学，英国林肯市 LN1 1AB）摘 要：针对 FSAC 赛车在高速行驶时的空气动力学性能问题，进行了车身和空气动力学空套设计和仿真分析的研究。车身设计灵感来源于海豚，进行草绘建模等前期工作。空气动力学套件设计了前翼和尾翼，通过理论计算设计前后轴轴荷分配，根据目标值在 Profili 软件里进行翼片的选型，对比不同攻角下的翼片组合状态。在ANSYS-Fluent 软件中设计不同速度的仿真工况，优化出前翼攻角主翼、襟翼分别为 6、45，尾翼攻角主翼、襟翼、小襟翼分别为 15、25、60时，对比有无空套时各方案的整车外流场气动性能。仿真结果和实车实验表明，赛车具有良好的空气动力学性能，在 20 m/s 时，赛车的下压力达到 478.402 N，升阻比达到 2.65，赛车可获得较高的车速和良好的操纵稳定性。关键词：FSAC 赛车；空气动力学；整车外流场；升阻比 中图分类号：U469.6+96 文献标识码：A 文章编号：1674-3261(2023)04-0221-07 Design and Simulation Analysis of FSAC Racing Aerodynamic Kit TIAN Tian1,LI Gang1,ZHANG Zhi-qiang1,ZHANG Dong2（1.School of Automobile and Traffic Engineering,Liaoning University of Technology,Jinzhou 121001,China;2.Lincoln University,Lincoln,United Kingdom,LN1 1AB）Abstract:Aiming at the aerodynamic performance of FSAC racing car at high speed,the design and simulation analysis of the body and aerodynamic sleeve were studied.The body design was inspired by dolphins,and preliminary work such as sketch modeling was carried out,and the front wing and rear wing in the aerodynamics kit were designed,and the fins were selected in the Profili software according to the target value,and the combination states of the fins under different attack angles were compared.The simulation conditions at different speeds were designed in the ANSYS-Fluent software.When the attack angles of the front wing,main wing,and flaps are optimized to be 6and 45respectively,and the attack angles of the tail wing,main wing,flaps,and small flaps are 15,25,and 60 respectively,the aerodynamic performance of the entire vehicle in the external flow field with and without empty sleeves is compared.The simulation results and real vehicle experiments show that the car has good aerodynamic performance.At 20 m/s,the downforce of the car reaches 478.402 N and the lift drag ratio reaches 2.65.The racing car can obtain higher speed and better handling stability.Key words:FSAC racing car;aerodynamics;vehicle flow field;drag ratio 在低速行驶过程中，空气对赛车的动力学性能影响不大，但是气动阻力随着车速的提高呈二次方222 辽宁工业大学学报(自然科学版)第 43 卷 增加。这就要求在设计初期要充分考虑空气动力学对赛车高速时动力性和操纵稳定性的影响，国内外在空套设计方面已经展开相应研究。德国柏林工业大学 STEINFURTH 等1通过主动控制多片尾翼的流量提高方程式赛车的气动性能。吉林大学张英朝等2探究了在侧风下影响下不同横摆角速度对赛车气动性能的影响，提出赛车的阻力系数和侧向力系数的变化规律。吉林大学王达等3设计了一种气吹式的主动气动平衡装置,实现赛车的机械特性与空气动力学设计的合理匹配，有效提高了整车的操纵稳定性。北京航空航天大学王远南等4设计一种可变尾翼系统并进行仿真，降低了整车的空气阻力，缩小了舵机旋转时间。武汉理工大学王世权等5对大学生方程式赛车空气动力学套件设计仿真，提高赛车负升力。重庆大学周涛6利用翼形分析软件Profili 与 Xfoil，对前翼、尾翼、扩散器等进行设计提升赛车整车负升力系数至 1.68，负升阻比提升至1.91。长安大学杨炜等7通过调整扩散器在整车中的位置，有效提高了整车的下压力。扬州大学的单金良8实现赛车车身造型的多目标优化，并进行了 CFD 仿真和风洞实验验证，最终表明两者具有良好的一致性，降低了阻力系数，升力系数绝对值下降了 23.49%。上述设计主要针对油车和电车，无人驾驶方程式赛车因车头前端布置激光雷达，前翼设计要考虑干扰问题，同时由于侧箱内部装有工控机、电池、ECU 和硬件板等电控元件的布置也使得无人驾驶方程式赛车空气动力学套件的设计与油车和电车相比具有其特殊性。本文以车队所研发的无人驾驶赛车为对象，对无人驾驶赛车的空气动力学套件前翼、尾翼（DRS）进行设计。并通过仿真和实车实验对所设计的空气套件进行验证。1 车身造型设计 车身造型灵感来源于海豚，提取其优美的曲线和灵活的姿态加以想象和创作，在丰富的想象和现实的制约中找到平衡点，进行草绘建模等前期工作，选取造型优雅犀利，颜色延续车队经典的蓝白黑，恰如海豚与大海的结合，其在能源环境方面的含义更加符合大学生方程式的举办背景。1.1 整车参数 无人驾驶赛车的整车参数表如表 1 所示。表 1 整车参数表 总长/mm 总宽/mm 总高/mm 轴距/mm 前轮距/mm 后轮距/mm 前部 后部 2975 1445 1200 1570 1200 1180 45%55%1.2 网格划分与无关性验证 对几何模型进行仿真计算区域划分，计算区域距车头 3 个车长，距离车尾 7 个车长，总高度为 5个车高，总宽度为5个车宽。网格细化区长度为5 m，宽度为 3 m，高度为 3 m。根据模型初步确定一个网格数量，在 ANSYS Workbench 中进行网格划分，在网格尺寸为 150 mm时，网格数量为 958 万。在保持其他的条件不变的情况下，网格尺寸分别以 800、400、200、150、100 mm，进行网格划分和 Cl、Cd 值及其各自误差进行监测，结果如表 2 所示。表 2 网格无关性参数标定 网格数量/万 网格尺寸/mm Cl 值 Cl 误差 Cd 值 Cd 误差 320 800 0.0939-0.2374-534 400 0.0936 3.0%-0.2180 8.0%645 200 0.0935 1.0%-0.2040 6.0%958 150 0.0929 0.6%-0.2030 0.6%1230 100 0.0925 0.4%-0.2010 0.1%观察数值解的变化趋势，在网格数量为 958 万、网格尺寸为 150 mm 时，相邻两次的解的误差小于 1%，认为对结果的影响在可接受的范围内，验证完成，虽然网格尺寸在 100 mm 时，误差会更小，但计算时间会增加。综合考虑计算资源、计算时间、网格精度等问题，最终选用网格尺寸为 150 mm 进行仿真模拟。1.3 边界条件 控制方程选用“标准”的 k-epsilon 模型。速度入口设置 20 m/s，湍流强度为 1 和长度尺度为 1 m，压力出口设置为无穷远出的压力出口为 0 Pa，地板设置为移动地板速度 20 m/s，方向与来流方向一致，风洞侧壁设置为自由滑移路面。大气压设置为 1 个标准大气压 1.013 25105 Pa，空气密度设置为 1.225 kg/m。1.4 无空套的整车仿真分析 无空套时的仿真整车外流场如图 1 所示。(a)无空套外流场仰视图 (b)无空套外流场右视图 (c)无空套外流场主视图 图 1 无空套的整车外流场流线图 第 4 期 田甜等：FSAC 赛车车身空套设计和仿真分析 223 当没有空气动力套件时，气流直接作用于整车车身前部、车身周围、轮胎和车身尾部。由于空气是粘性流体，在车身表面形成边界层，遇到突起物和锐边时会增加阻尼从而增加阻力，影响汽车的燃油经济性。另一方面赛车在行驶过程中可能受到地面效应的影响，产生较大的升力，影响汽车的操纵稳定性。整车仿真气动性能参数如表 3 所示，用于前期的设计分析和对比。表 3 整车的气动性能参数 速度/(ms-1)升力/N 阻力/N 升力系数 阻力系数 升阻比 10 11.301-26.145 0.021-0.051-0.411 15 45.860-98.490 0.091-0.205-0.444 20 48.391-100.127 0.102-0.205-0.480 25 75.420-151.805 0.152-0.314-0.484 1.5 风压中心设计 当气动合力一定时，风压中心距质心的距离越近，俯仰力矩越小。当风压中心位于质心的后方时，车辆行驶状态下后轮实际垂向载荷大于前轮，在承受相同的侧偏力时，后轮的附着条件优于前轮，车辆呈现出不足转向特性。当风压中心位于质心前方时，前轮实际轴荷大于后轮，随着侧偏力的增加，后轮先突破附着极限，车辆呈现出过度转向特性。因此在空套设计中，设计质心与风压中心重合，依据车辆质心来分配空套各部件下压力，综合考虑赛车负升力及操控稳定性的需求，以及空套的辅助导流能力，初期设计目标为在25 m/s的速度下，整车负升力大于 700 N。1.6 前翼、尾翼升力初步计算 风压中心力矩平衡图如图 2 所示。图 2 风压中心力矩平衡图 文中的方程式赛车其前后轴荷分配为 4555，轴距为 1570 mm。根据规则对定风翼安装位置的规定和定风翼的压力分布特性，假设前后翼的气动负升力等效纵向水平作用位置分别位于前轮中心线平面前端 550 mm 和后轮中心线平面后方 100 mm。气动力中性平衡时，L 点与质心重合。质心距前轮中心线水平纵向距离和质心距后轮中心线水平纵向距离如式(1)、(2)所示。1570 55 100863.5mm(1)157045 100706.5mm(2)前后负升力装置等效作用点与质心的水平纵向距离 x1、x2如式(3)、(4)所示。1863.55501413.5mmx (3)2706.5100806.5mmx (4)作用于前轮的负升力和阻力分别为 FFl、FFd，作用于后轮的负升力和阻力分别为 FRl、FRd，风压中心到前轮质心的纵向距离为 S1，风压中心到后轮质心的距离为 S2，风压中心到前后车轮质心连线的距离为 S3。按照尾翼流场整合中得到的结论，假设现阶段尾翼在25 m/s的流速下最大约能产生400 N的负升力，则尾翼对质心的俯仰力矩如式(5)所示。4000.706282.4 N m(5)而车身、扩散器和车轮对质心取距的代数和很小(尽管扩散器产生一定的负升力，但是由于其等效作用点和质心的纵向水平距离很小，因此在俯仰力矩的影响上并不大)，在此将其忽略，则近似得到前翼的负升力如式(6)所示。282.4 0.864326.8(6)车轮在前翼的影响下合计约产生 20 N 的升力，则整车的负升力如式(7)所示。326.840020706.8(7)理论计算满足设计目标，即在25 m/s的速度下，整车负升力为 706.8 N。2 前翼设计 前期流场分块确定了前翼采取主翼、襟翼两片式结构，以获得较大下压力同时保证整车的气动平衡。为保证无人驾驶赛车雷达避免外界干扰，主翼采取中间下凹式设计，襟翼设计为在前轮前方和悬架前方的一片翼形式，以保证总体攻角最大情况下，最大程度上减小轮胎和悬架风阻；端板设计了曲面翼刀，竖直方向改为曲面以减小阻力，宽度为5%主翼弦长，防止外翼失速，如图 3 所示。图 3 前翼三维概念图 2.1 主翼选择与设计 根据大赛规则要求确定前翼横向总的宽度，车轮外侧总宽度为 1 425 mm，考虑到加工误差和留余量，最终确定前翼总宽度为 1 366 mm，其中包括端板宽度和翼片宽度，确定宽度之后确定翼型。主翼224 辽宁工业大学学报(自然科学版)第 43 卷 选择：对 NACA6412、CH10、s1223、Wortmann FX 74-CL5-140 Modified 与 S1210 12%，5 个翼型运用profili 软件攻角从 3到 13并且 Re 值为 400 000的情况下进行分析，最终得到如下 Cl、Cd 曲线，如图 4 所示。图 4 前翼翼型 Cl、Cd 图 Cl/Cd 数据曲线如图 5 所示。图 5 前翼翼型 Cl/Cd、Cm 图 在这个区间内综合考虑 Cl、Cd、Cl/Cd 值及加工工艺，选取 CH10 为主翼翼型。然后确定弦长，这时考虑到的是翼片布局之后纵向长度不应过长，否则前翼容易蹭地，而且力臂越大前翼对质心产生的力矩越大。结合经验，前翼主翼弦长暂定 350 mm。在一定攻角区间内，翼片攻角越大，下压力越大，气流在翼片尾缘处发生失速的概率越大，此时下压力增加并不明显但是阻力急剧上升。经过分析，确定主翼攻角为 6，中间下凹部分攻角越小越好，0攻角时翼片升阻比最佳。攻角在 0到 8时气动参数对比如表 4 所示。表 4 前翼主翼攻角对比分析 攻角 升力/N 升力系数 阻力/N 阻力系数 升阻比 0-131.551-0.567 10.201 0.044 12.900 2-145.482-0.676 11.622 0.054 12.521 4-150.042-0.614 12.945 0.053 11.592 6-160.020-0.744 14.253 0.062 12.001 8-155.230-0.629 17.421 0.071 8.856 为了减小小攻角翼片带来的下压力损失，下凹段翼片翼展越小越好，但是小的前提下是不影响悬臂的安装，通过测量车头，前部宽度，下凹段翼展取 400 mm。大小攻角翼片之间的过渡段，主要考虑到加工工艺为人为加工，形状应尽量简单，否则成品和图纸之间的误差会加大，综合之前赛季加工经验，最终取过渡段翼展为 30 mm，如图 6 所示。图 6 下凹段和过渡段翼展 2.2 襟翼选择与设计 在不失速的前提下，翼片的攻角和弯度越大，对主翼的效果提升越明显。针对目前主流翼型CH10、S1223、NACA6412 3 种翼型在 profili 翼型库软件里做图对比，如图 7 所示，S1223 翼型弯度相对较小大，所以选用 S1223 翼型。图 7 常见的 3 种翼型参数对比 选取翼片之间组合攻角以及间隙，如图 8 所示。图 8 主翼襟翼间隙图 翼片间隙由两翼片的相对位置决定，可以定义出二级翼片前缘半径中心点与一级翼片后缘的水平距离与垂直距离两个参数。首先是轮胎前面的襟翼，主翼和襟翼之间的间隙，凭经验得出此襟翼属于攻角 30以上的大攻角流动，所以可以参考经验：垂直间隙保持在 6%弦长左右时，负升力系数达到最大值；水平间隙在 5%弦长左右组合翼具有更好的负升力特性。第 4 期 田甜等：FSAC 赛车车身空套设计和仿真分析 225 襟翼攻角在 42到 47之间做仿真分析，得到气动参数，如表 5 所示。表 5 襟翼攻角对比分析 攻角 升力/N 升力系数 阻力/N 阻力系数 升阻比 42-203.043-0.828 32.213 0.131 6.304 43-204.682-0.835 32.692 0.133 6.261 44-205.022-0.838 33.410 0.140 6.152 45-206.091-0.841 34.525 0.129 6.037 46-202.048-0.825 36.885 0.130 5.856 47-201.162-0.821 38.625 0.129 5.465 当轮胎前面翼片和主翼的攻角在 45时，下压力最大，且升阻比不小，所以翼片攻角定位 45。综合表 4 和表 5 可知，前翼翼片攻角定为主翼6、襟翼 45。3 尾翼设计 尾翼的作用除了产生下压力，还要尽可能减小气动阻力。对于尾翼来说，想要获得高气动压力的途径主要有：增加升力翼表面积；增加升力翼弧度等，通过翼型叠加能够获得更大的翼型攻角，升力系数也随之增加。尾翼采用三段式结构，主翼前面加一片前缘襟翼的方式，有效的减小了翼片布置带来的纵向高度。考虑到整体布置满足规则的条件下将主翼、前缘襟翼、襟翼的弦长定为 550、125、220 mm，各翼片宽度定为 860 mm，尾翼的三维概念图如图 9所示。图 9 尾翼三维概念图 3.1 尾翼主翼翼片选择 对于主翼的选取，选用相对厚度较大的EPPLER 420 和 CH 10，然后分别搭配 GOE 420 翼型作为襟翼对比分析当增大总体攻角时各气动参数的变化，如表 6、表 7 所示。表 6 EPPLER420 主翼总体攻角变化时各气动参数 襟翼攻角/()下压力/N 压力系数 阻力/N 阻力系数 升阻比 30-200.984-0.820 56.640 0.231 3.548 35-231.598-0.945 64.355 0.263 3.598 40-242.081-0.988 73.057 0.298 3.314 45-252.723-1.031 84.589 0.345 2.987 46-264.343-1.079 84.441 0.345 3.131 47-264.185-1.078 85.966 0.351 3.073 48-264.100-1.078 87.264 0.356 3.026 49-264.681-1.080 88.653 0.361 2.986 50-263.975-1.077 90.636 0.395 2.912 表 7 CH10 主翼总体攻角变化时各气动参数 襟翼攻角/()下压力/N 压力系数 阻力/N 阻力系数 升阻比 30-209.496-0.856 53.491 0.218 3.916 35-225.925-0.922 63.767 0.260 3.542 40-239.099-0.976 72.588 0.296 3.293 45-249.952-1.020 80.889 0.330 3.090 46-252.131-1.029 82.282 0.335 3.064 47-253.157-1.031 84.285 0.336 3.065 48-253.169-1.046 85.851 0.354 3.012 49-253.205-1.085 87.049 0.360 2.985 50-248.665-1.015 89.219 0.364 2.787 由表中数据可以看出，EPPLER 420 翼型在总体攻角增大的情况下下压力增加比 CH 10 要明显，因此选择 EPPLER 420 作为尾翼主翼。对于前缘襟翼，选用 AH 76-100C 翼型，在其翼型基础上优化间隙及攻角，襟翼沿用 GOE 480 翼型。3.2 尾翼主翼攻角设计 因为采用前缘襟翼形式布局，因此主翼攻角最高可达 20，为此把主翼每间隔 5为一组，搭配不同攻角的襟翼，采用 ANSYS 软件 FLuent 模块进行仿真对比，数据如表 8 所示。表 8 主翼攻角对比分析表 主翼攻角/()升力/N 升力系数 阻力/N 阻力系数 升阻比 5,30-201.940-0.824 47.209-0.193 4.278 5,35-223.530-0.912-54.446-0.222 4.105 5,40-237.333-0.968-62.229-0.254 3.814 10,30-218.313-0.891-50.768-0.207 4.300 10,35-235.482-0.961-60.279-0.246 3.906 10,40-242.618-0.990-68.682-0.280 3.532 10,41-251.742-1.027-70.423-0.287 3.574 10,42-254.679-1.039-71.938-0.294 3.540 15,30-226.364-0.923-48.887-0.199 4.630 15,35-254.565-1.039-58.451-0.239 4.355 15,40-274.590-1.120-67.448-0.275 4.071 15,42-290.508-1.174-71.089-0.290 4.024 15,45-292.2618-1.1929-75.862-0.309 3.852 20,20-179.722-0.733-45.721-0.186 3.931 20,25-199.857-0.815-54.494-0.222 3.667 20,30-217.984-0.889-64.106-0.261 3.400 20,35-232.245-0.947-71.671-0.292 3.240 20,40-243.046-0.992-79.197-0.323 3.039 可以看出，主翼攻角在 10到 15时下压力和升阻比呈增加趋势，15到 20时下压力骤减，说明一件达到临界攻角，出现失速现象，因此最终主翼攻角定为 15。226 辽宁工业大学学报(自然科学版)第 43 卷 3.3 尾翼 DRS 设计 尾翼 DRS 攻角方案如表 9 所示。表 9 DRS 攻角方案设计表 方案 主翼攻角/()襟翼攻角/()小襟翼攻角/()速度/(ms-1)整车升力/N 1 15 25 55 10-123.681 2 15 25 60 10-127.683 3 15 25 65 10-139.411 4 15 25 55 15-277.745 5 15 25 60 15-280.764 6 15 25 65 15-278.454 7 15 25 55 20-516.314 8 15 25 60 20-478.402 9 15 25 65 20-486.781 10 15 25 55 25-719.123 11 15 25 60 25-739.700 12 15 25 65 25-835.731 由于主翼攻角与襟翼攻角已经确定，控制变量为小襟翼攻角和速度，小襟翼攻角分别为 55、60、65，速度在 10、15、20、25 m/s，进行仿真分析，得到结果如表 10 所示。表 10 DRS 攻角方案设计结果表 方案 阻力/N 升力系数 阻力系数 升阻比 1-71.720-0.250-0.150 1.667 2-71.823-0.263-0.151 1.741 3-76.620-0.280-0.165 1.700 4-161.782-0.572-0.334 1.732 5-159.542-0.570-0.330 1.731 6-162.701-0.573-0.331 1.730 7-289.080-1.066-0.592 1.800 8-276.240-0.981-0.560 1.751 9-283.625-0.992-0.580 1.710 10-425.541-1.476-0.872 1.693 11-427.220-1.522-0.874 1.742 12-451.541-1.700-0.924 1.840 选取 2 套攻角组合方案用于直线加速和其他动态赛。直线加速攻角组合方案 A：考虑到直线加速过程全程无弯道，对下压力的要求较低，首要任务为减阻，经过对比 12 组方案，当主翼、襟翼、小襟翼的攻角分别为 15、25、55时，整体阻力最小且升阻比最大，可达到 1.8，有利于直线加速头速和尾速的发挥，因此选取方案 7 来作为直线加速攻角组合。弯道动态赛攻角组合方案 B：结合去年耐久赛的平均速度(15.7 m/s)以及车手的信息反馈，将重点以 12 m/s 到 20 m/s 的数据为参考选取攻角组合，其主要目标为获取较大的下压力和较可观的升阻比。综合分析几组方案发现当攻角为 15、25、60时下压力和阻力较为可观，可在 15 m/s 的速度下为赛车提供289.080 N下压力且产生的阻力为159.542 N相对较小，因此选取方案 5 作为弯道动态赛的攻角组合。4 有空套的整车仿真结果分析 在车速 20 m/s 时，整车外流场仿真分析压力分布流线图，如图 10 所示。(a)整车外流场压力分布流线主视图 (b)压力分布流线右视图 (c)压力分布流线仰视图 图 10 压力分布流线图 可以看出整车流线型良好，仅在车轮后方及尾翼后部形成较大涡流。有效降低前轮产生的乱流，尾翼的设计使气流能够更加贴合后方翼型，长端板实现了尾翼的保压效果，达到的最大下压力。整车气动性能参数表如表 11 所示，整车负升力达到478.402 N，有效提高赛车的操纵稳定性。表 11 攻角方案 5 整车气动性能参数表 阻力车速/(ms-1)前翼 尾翼 车身 轮胎 整车升力/N 10-59.481-72.256 4.502-2.421-127.683 15-114.652-172.230 8.805-3.286-280.764 第 4 期 田甜等：FSAC 赛车车身空套设计和仿真分析 227 续表 阻力车速/(ms-1)前翼 尾翼 车身 轮胎 整车升力/N 20-191.600-290.435 10.601-4.628-478.402 25-324.224-418.542 11.202-5.822-739.700 有无空套整车的气动参数对比仿真结果如表12 所示。表 12 有无空套整车的气动参数对比 速度/(ms-1)无空套升力/N 有空套升力/N 无空套阻力/N 有空套阻力/N 10 11.321-127.683-26.141-73.800 15 45.865-280.764-98.497-160.563 20 48.395-478.402-100.124-265.782 25 75.421-739.700-151.802-410.944 在速度为 20 m/s 时，无人驾驶方程式赛车在无空套时的阻力为-100.124 N，有空套的阻力为-265.782 N。阻力增加了 165.658 N，无空套的整车升力为 48.395，有空套的整车升力为-478.402 N，随伴随着阻力的小幅度增加，增加了 165.658 N。升阻比由原来的-0.101 增加到 2.650。在速度为 25 m/s 时，整车升力为-739.700 N，前翼升力为-324.224 N，尾翼升力为-418.542 N，满足设计要求。整车的下压力能抵消赛车在行驶时产生的升力，增加轮胎附着力，提升操纵稳定性。5 实车实验验证 无人驾驶方程式赛车 10 次随机 8 字绕环成绩如表 13 所示。表 13 十次随机八字绕环成绩测试结果 次数 无空套/s 有空套/s 1 10.66 10.30 2 10.58 10.36 3 10.62 10.78 4 10.68 10.60 5 10.70 10.61 6 10.76 10.65 7 10.82 10.63 8 10.71 10.44 9 10.65 10.46 10 10.68 10.57 实车实验结果表明：整车在加上空气动力学套件后，测试结果均优于无空套。空气动力学套件提升了赛车各工况下的速度，提高了操纵稳定性。6 结论(1)提取海豚优美的曲线和灵活的姿态对车身造型进行设计，通过仿真分析，验证车身具有良好的空气动力学性能。(2)对前翼、尾翼进行合理设计，通过对比不同攻角组合，确定主翼、襟翼、小襟翼的合理攻角，提高赛车的空气动力学性能。(3)实车实验表明，本论文基于 ANSYS-Fluent软件进行整车外流场气动仿真分析的方法能够实现对无人驾驶方程式赛车车身和空气动力学套件的合理设计。参考文献：1 STEINFURTH B,BERTHOLD A,FELDHUS S,et al.Increasing the aerodynamic performance of a formula student race car by means of active flow controlJ/OL.SAE Int J Adv Curr Pract Mobil,2019.https:/doi.org/10.4271/2019-01-0652.2 张英朝,杨超,詹大鹏,等.侧风下大学生方程式赛车气动性能研究J.北京理工大学学报,2019,39(5):491-496.3 王达,张国庆,周复求,等.大学生方程式赛车的主动气动平衡装置设计与性能研究C.2021中国汽车工程学会年会论文集(8),2021:208-214.4 王远南,高峰.方程式赛车可变尾翼系统开发J.河南科技大学学报:自然科学版,2017,38(4):30-34,117.5 王世权,张一鸣,任豪放.大学生方程式赛车空气动力学套件设计J.设计,2020,33(13):8-10.6 周涛.基于 CFD 的大学生方程式赛车空气动力学套件设计D.重庆:重庆大学,2017.7 杨炜,谢睿轩,曹子浩,等.大学生方程式赛车空气动力 学 套 件 改 进 J.中 国 科 技 论 文,2018,13(17):2050-2054.8 单金良.FSAE 赛车车身气动造型设计及其优化D.扬州:扬州大学,2018.责任编辑：陈 明(上接第 220 页)7 Li W,Pan C,Zhang R,et al.AADS:Augmented Autonomous Driving Simulation using Data-driven AlgorithmsJ.Science robotics,2019,4(28):eaaw0863.8 Rasekhipour Y,Khajepour A,Chen S K,et al.A potential field-based model predictive path-planning controller for autonomous road vehiclesJ.IEEE Transactions on Intelligent Transportation Systems,2016,18(5):1255-1267 责任编辑：孙 晶