Current Issue

전산 해석에 있어서 많은 시간이 소요되는 과정은 계산격자 생성 절차인데 기하학적 모델 생성을 위하여 ANSA S/W를 이용하였다. Fig. 1에는 실차 공력해석을 위한 차량 형상 데이터를 도시하였다. 차량 하부형상을 상세하게 고려하였으며 공력에 영향을 줄 수 있는 미세 단차 등의 실제 형상을 그대로 반영하였다. 이산화 과정 이후 생성된 각 영역의 3차원 격자(Voxel)는 Fig. 2와 같다. 프런트 바디 곡률부 및 미세 단차를 고려하기 위하여 이 영역에는 1.25 mm를 부여하였고 미러와 리어 바디 곡률부 그리고 공조시스템 개구부 영역에는 2.5 mm로 하였다. 프런트 바디 전면과 공조시스템 그리고 미러 후류 영역은 5 mm, 바디 인접 영역과 후류 영역은 10 mm로 모델링하여 복잡한 후류 난류 흐름을 모사할 수 있도록 하였다. 격자 사이즈가 변경되는 각 영역 설정을 위해서는 임의의 값에 대한 3차원적인 전압 구배 표면을 사전해석을 통해 추출한 후 이 표면을 충분히 포함할 수 있도록 각 영역을 설정하였다.

Fig. 1 
3D view of the model bus and the optimized numerical grid at the bottom of the model

Fig. 2 
The optimized numerical grid with the find grid embedded in the numerical domain around the bus model

차량 전체를 감싸는 영역의 크기는 격자 민감도 해석을 통해 차량 상류 방향으로는 차량높이의 1배, 하류는 3배, 차량 폭과 높이 방향은 각각 0.3배로 하였다.

디지털 풍동의 신뢰성을 검토하고자 먼저 Ahmed body 모델과 1/4스케일 버스 모델을 제작하여 풍동 시험 결과와 비교하였다. Fig. 3과 같이 풍동 시험시 타이어 회전 및 이동지면을 재현하여 실제 주행조건을 반영하였다. 본 연구에서 사용된 PowerFLOW 코드는 디지털 물리학에 기초한 전산유체역학 코드로서 Lattice Boltzmann Method(이하 LBM)¹⁴⁾을 근간으로 한 유동 입자의 이송 및 충돌에 의한 상호 작용관계를 구현한다. 상기 코드는 수치적 소산이 매우 적은 미시적인 유동구조를 모사하기 위해서 질량과 운동 량의 실제적인 이송을 다루는 이상 기체 방정식과 LBM를 연성하여 해를 구하는 방식을 채택하고 있다. 따라서 기존의 이산화된 편미분 방정식을 활용한 범용코드에 비해 시간변화에 따른 미시적인 유동구조를 잘 모사할 수 있는 장점이 있다.¹⁵⁾

Fig. 3 
1/4 scale bus model installed at the test section for the wind tunnel test with the moving ground condition

Table 1에는 Ahmed body의 후미 경사각(Base slant angle) 변화에 따른 항력계수를 비교하였다. 이에 대한 자세한 제원은 참고문헌¹⁶⁾에 잘 나타나 있으며 전반적으로 해석결과가 2.2 % 이내로 잘 일치함을 볼 수 있다. Fig. 4에 도시한 바와 같이 1/4 스케일 버스 모델의 표면 압력계수는 해석과 시험결과가 매우 유사한 결과를 보였고 1 m²의 단면적을 기준으로한 항력계수 해석결과는 0.2586이고 시험 결과는 0.2652로 약 2.5 % 차이를 보여 매우 잘 일치하는 결과를 나타내었다.

Fig. 4 
Comparison of Cp of the experiment to the numerical outcomes at the upper surface of the base bus model

대형버스 공력 개선을 위하여 루프 공조 시스템을 유선화한 이상적인 루프 스포일러에 대해 공력 개선 최대 퍼텐셜(Potential)을 고찰하였다. 공력 퍼텐셜은 최대 저감 가능한 항력 수준을 의미한다.

Fig. 5에 도시한 바와 같이 루프 공조 시스템 유선화 안의 경우에는 약 5.6 % 항력 저감이 가능하였고 프런트 바디 상단 곡률부에서 발생하는 와류를 제거함으로써 이 영역에 작용하는 고압형성 영역이 상대적으로 감소되었고 또한 유선화된 스포일러 면을 따라 원활한 흐름이 형성되고 있다.

Fig. 5 
Drag force development along the vehicle length and change of pressure & velocity distribution in case of model with full cover

프런트 루프 스포일러 외관 형상을 결정하고자 첫 단계로 유입구가 고려되지 않은 스포일러 형상에 대한 공력특성을 고찰하였다. 대형버스 에어컨 시스템은 루프 위에 위치하며 1-unit, 2-unit 두 가지 방식이 있으며 2-unit는 1-unit에 비해 폭이 작고 길이가 긴 형상이다. Fig. 6에는 프런트 스포일러 형상을 도시하였다. 프런트 스포일러 초기 형상 설계시 스포일러 앞부분은 1-unit와 2-unit 두 모델에 모두 적용 가능하도록 공용화하였고 2-unit 경우에만 마름모 형태의 추가적인 연결 패널을 두어 공조시스템 전방 인접 영역까지 유선화 할 수 있도록 하였다. D1 대비 D2 형상은 바디 측면까지 감싸는 형상이다. 루프 스포일러 및 에어컨 유닛 변화에 따른 수직 단면에서의 속도 분포를 Fig. 7에 도시하였고 Table 2에는 공력결과를 나타내었으며 A는 차량의 투영 단면적을 의미한다.

Fig. 6 
Initial design of front spoiler according to the variation of the air conditioning unit

Fig. 7 
Velocity distribution of D1 & D2 front spoiler at the vertical section

스포일러를 장착한 경우 2-unit 모델의 항력 저감이 보다 크게 발생하였고 D1 스포일러 대비 D2 포일러를 장착한 모델의 공기저항이 보다 개선되었다. D2 스포일러를 장착한 2-unit 모델의 공기저항은 6.7 % 개선되었다. 이는 Fig. 5와 Fig. 7에 도시한 속도분포에서 볼 수 있듯이 전반적으로 프런트 바디루프 곡률부에서 발생하는 와류가 스포일러 장착으로 인해 현저하게 소멸되었고 바디끝단까지 감싸는 D2 스포일러 적용시 와류에 의한 에너지 손실 영역이 보다 저감되었기 때문이다.

전 절에서 기술한 루프 스포일러 외관형상 설계안 중 공력특성이 보다 우수한 D2안에 대해 외기 유입구를 고려한 상세설계를 수행하였다. Fig. 8에 도시한 바와 같이 공조를 위한 외기 도입구 위치 및 형상 변경에 따른 세 가지 형태의 스포일러를 고려하였다. 먼저 주행시 공조팬이 작동되지 않는 조건에서 공력특성과 공조 풍량 유입특성을 고찰하였다. A-Type은 스포일러 상면 중앙부에 외기 유입구를 적용한 안이고 B–Type은 스포일러 상면 전방에, C-Type은 스포일러 상면 중앙부에 슬롯형태의 외기 유입구를 적용한 안이다.

Fig. 8 
Detailed design of front spoiler for 1-unit system

Fig. 9에 도시한 바와 같이 A-Type과 C-Type은 루프 에어콘 상부에서 형성되는 와류영역이 거의 소멸되어 있다. 속도결손 측면에서는 C-Type이 가장 유리한 흐름을 나타내었고 B-Type의 경우 스포일러 전면에 있는 외기 유입구로 역류하는 흐름이 발생하여 스포일러 상면에 재순환 유동이 형성되어 외기 유입구 이후 와류발생 및 속도 결손이 상대적으로 크게 발생하고 있다. 2-unit 모델의 경우 1-unit 모델에 비해 전반적으로 재순환 유동 및 속도 결손이 증대됨을 볼 수 있다.

Fig. 9 
Velocity distribution according to the variation of front spoiler type

Fig. 10에는 공조 시스템 내부의 Z단면 속도분포와 스트림라인을 도시하였다. 1-unit 모델의 경우 A-Type은 앞쪽 및 뒤쪽 외기 도입구 모두 공조시스템 내부로 유입되는 흐름이 관찰되고 있으며 B-Type, C-Type 모두 앞쪽 외기 유입구에서 유출되는 흐름이 형성되었다. 2-unit 모델의 경우에도 1-unit 모델과 동일하게 앞쪽 외기 유입구에서 A-Type은 유입이 되고 B-Type 과 C-Type은 유출 되는 흐름이 형성되고 있다.

Fig. 10 
Velocity distribution inside front spoiler according to the variation of front spoiler type

공조 팬이 작동하지 않는 조건에서 항력계수는 Table 3과 Table 4에 도시한 바와 같이 C-Type이 1-unit, 2-unit 모두 가장 우수하나 외기 유입특성은 A-Type에 비해 불리한 구조임을 알 수 있다. 반면 A-Type은 공기저항과 자연 외기 유입 특성이 모두 개선되었다.

Fig. 11과 Table 5에는 주행풍에 의한 공조시스템의 외기 유출입 개략도를 도시하였고 스포일러 형상 변경시 각 외기 도입구에서의 풍량을 나타내었다. Table 5에 나타낸 수치의 음의 값은 공기 유출을 의미하고 양의 값은 공기유입을 의미한다. 스포일러가 없는 Base 모델은 에어컨 유닛 변화에 상관없이 모두 앞쪽 개구부에서는 유출되는 유동이 형성되고 있으며 1-unit 모델의 뒤쪽 개구부와 2-unit 모델의 좌우측 개구부에서는 유입되는 흐름이 형성된다.

Fig. 11 
Schematic illustration on the inflow & outflow around each opening area under fan-off condition

반면 A-Type 스포일러를 장착한 1-unit 모델은 앞뒤쪽 개구부에서 모두 유입되는 흐름이 형성되며 2-unit 모델은 앞쪽 개구부에서는 유입되고 좌우측 개구부에서는 유출되는 흐름이 형성되고 있다. 이는 Fig. 5와 Fig. 10에 도시한 스포일러 장착전의 흐름에서 볼 수 있듯이 공조시스템 앞쪽영역에서 재순환유동이 형성되어 이러한 흐름의 영향으로 주행풍이 유입되지 못하고 유출되는 흐름이 생성되기 때문이다. A-Type 스포일러 장착시에는 이러한 재순환 유동이 소멸되어 앞쪽 개구부에서도 유입되는 것으로 사료된다. B-Type과 C-Type 스포일러 장착시에는 앞쪽 개구부에서는 모두 유출되며 뒤쪽과 좌우측 개구부에서는 유입되는 흐름이 형성되어 스포일러 장착전과 동일한 흐름 구조가 형성됨을 알 수 있다.

공조팬 작동시 외기 유출입 경로와 흐름을 Fig. 12와 Fig. 13에 도시하였다. 팬이 작동되지 않고 주행풍만 있는 경우에 비해 팬 작동조건에서 1-unit 모델의 경우 스포일러 장착 유무에 상관없이 모든 개구부에서 유입되는 현상이 발생하였다. 2-unit 모델의 경우 앞쪽 개구부에서 유출되던 유동이 스포일러 장착으로 인해 유입되고 있으며 또한 측면 좌우 개구부에서도 유입되는 흐름이 발생하고 있다. Table 6에 도시한 바와 같이 A-Type스포일러 부착시 1-unit 모델은 약 74 %, 2-unit 모델은 21 %의 풍량 증대를 야기하였고 공기저항은 각각 약 4.9 %, 5.7 % 개선되었다.

Fig. 12 
Schematic illustration on the inflow & outflow around each opening area

Fig. 13 
Velocity distribution of base model and model with A-type spoiler

A-Type 스포일러 유무에 따른 각 공조 팬의 기여도를 Fig. 14에 도시하였다. 스포일러가 없는 1-unit 모델은 가장 전방에 있는 팬에서 최대 풍량이 형성되며 각 팬별 풍량 편차가 크나 A-Type 스포일러가 부착되는 경우 이러한 풍량 편차가 감소하였다. 특히 2-unit 모델의 경우에는 스포일러 가 없는 경우 첫번째 팬의 기여도는 매우 적지만 스포일러 부착으로 인해 풍량이 급격히 증대되었고 팬 유입 풍량 편차도 감소하는 결과를 보였다.

Fig. 14 
Individual fan flow rate of air conditioning system