賈 青，林靖如，余霄雁，楊志剛，3

（1.同濟(jì)大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心，上海201804；2.上海市地面交通工具空氣動力與熱環(huán)境模擬重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海201804；3.北京民用飛機(jī)技術(shù)研究中心，北京102211）

隨著能源和環(huán)境問題的日益嚴(yán)峻，整車氣動減阻成為目前汽車節(jié)能減排的一個重要突破口。車輪作為車輛主要外廓運(yùn)動部件，在氣動阻力方面的影響越來越受到重視。Wickern等［1］的研究表明，對于一輛現(xiàn)代量產(chǎn)轎車，車輪占整車氣動阻力的比例可達(dá)25%。

在車輪空氣動力學(xué)的研究方面，造型多樣的輪輻結(jié)構(gòu)受到了廣泛關(guān)注。Hooge等［2］通過對車輪輪輻進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，實(shí)現(xiàn)整車氣動阻力減小6%。輪輻參數(shù)對整車氣動阻力的影響和以低風(fēng)阻為目標(biāo)的輪輻優(yōu)化成為研究的重要方向。在這些研究中，既有采用實(shí)車或與實(shí)車還原度較高的復(fù)雜車身模型進(jìn)行的研究［3-6］，也有采用經(jīng)過封閉格柵和輪拱罩、平順底部等簡化步驟的簡化車身進(jìn)行的研究［7-9］，但車身簡化對車輪優(yōu)化研究的影響卻少有提及。另一方面，一些學(xué)者對車輪和車身的相互影響關(guān)系進(jìn)行了研究［10-13］，但這些研究主要將重點(diǎn)放在旋轉(zhuǎn)車輪的流動特征方面，同樣缺乏車身簡化對不同車輪局部優(yōu)化時整車阻力變化趨勢影響的研究。而對于車輪優(yōu)化設(shè)計(jì)而言，這種趨勢在車身簡化前后是否改變比單個車輪工況下阻力值是否改變更為重要。因此本文擬采用不同輪輻工況，研究車身簡化方式對車輪局部優(yōu)化的影響。

隨著計(jì)算機(jī)能力的提高，計(jì)算流體力學(xué)（CFD）方法顯示出較風(fēng)洞試驗(yàn)局限少、成本低的優(yōu)勢。本文通過CFD數(shù)值計(jì)算，主要進(jìn)行了兩部分研究，首先根據(jù)目前常見的車身簡化方式，對復(fù)雜車身數(shù)模進(jìn)行了封閉格柵、輪拱罩及平順底部的簡化處理，研究簡化前后不同輪輻工況下整車氣動阻力系數(shù)的變化規(guī)律，分析其機(jī)理，并在復(fù)雜車身基礎(chǔ)上，保留進(jìn)氣格柵和底盤結(jié)構(gòu)，對發(fā)動機(jī)艙內(nèi)的部件進(jìn)行簡化，研究艙內(nèi)部件簡化在不同輪輻工況下對整車氣動阻力系數(shù)變化趨勢的影響。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算方法

1.1 風(fēng)洞試驗(yàn)

以某A級轎車為研究對象，在同濟(jì)大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心的氣動聲學(xué)風(fēng)洞中進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)，以對后續(xù)CFD仿真進(jìn)行驗(yàn)證。該風(fēng)洞為3/4開口回流式風(fēng)洞，噴口面積為27 m2，配備有五帶式移動地面系統(tǒng)、六分量天平及邊界層抽吸設(shè)備。圖1a所示為試驗(yàn)現(xiàn)場，試驗(yàn)時沿車身中截面布置了24個表面壓力測點(diǎn)，測點(diǎn)位置如圖1b所示。

1.2 數(shù)值模型

本文采用的車身數(shù)模包括模型A、B、C、D。

模型A：基于實(shí)車建立的1：1復(fù)雜整車數(shù)模，具有完整的車身外形、原始車輪、制動盤以及發(fā)動機(jī)艙和車底部件，該模型也是與風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行對標(biāo)的模型，如圖2所示。

圖2 模型AFig.2 Model A

模型B：在模型A的基礎(chǔ)上，封閉進(jìn)氣格柵和前后輪拱罩，同時平順底部。這種簡化方式在車輪流場研究中被廣泛采用［8-9，11-14］，如圖3所示。

圖3 模型BFig.3 Model B

模型C：在模型A的基礎(chǔ)上將包括冷凝器多孔介質(zhì)區(qū)域、散熱器多孔介質(zhì)區(qū)域、冷卻風(fēng)扇及風(fēng)扇罩的前端進(jìn)氣模塊簡化為一個多孔介質(zhì)區(qū)域，如圖4所示，同時將原始發(fā)動機(jī)艙內(nèi)部部件用一個包圍大部分部件的長方體代替。

圖4 模型C前端模塊簡化Fig.4 Simplification of the air intake module of Model C

模型D：保留了模型A的原始前端進(jìn)氣模塊，同時用3塊較小的長方體替代原始發(fā)動機(jī)艙內(nèi)體積最大的汽缸、變速箱和空氣濾清器，忽略其他部件，3塊長方體的總體積與原始部件總體積誤差小于10－4m3。圖5所示為模型C和D對發(fā)動機(jī)艙內(nèi)部部件的簡化處理對比，黑色部分為模型A的原始艙內(nèi)部件，透明部分為簡化后的長方體，各長方體在部分位置開了槽以避免與底盤部件的干涉。

圖5 模型C、D發(fā)動機(jī)艙內(nèi)部部件簡化Fig.5 Simplification of the parts inside the engine bay of Models C and D

本文所采用的車輪模型如圖6所示，輪胎型號為205/55 R16。其中，W0為上述模型A的原始車輪，進(jìn)行與試驗(yàn)的對標(biāo)。W1～W4為用于車身簡化對比研究的不同輻條寬度的車輪，輻條寬度之比為1：2：3：6。各車輪輪胎接地處均拉伸了一個10 mm的小凸臺與地面相接，其作用是改善車輪接地位置的網(wǎng)格質(zhì)量，保證計(jì)算精度，該方法在車輪流場研究中被廣泛采用［7-9，12，14］。

各工況計(jì)算域均設(shè)置為10倍車長、10倍車寬、5倍車高的長方體，車頭距計(jì)算域入口為3倍車長。

1.3 體網(wǎng)格劃分及計(jì)算設(shè)置

圖6 車輪模型Fig.6 Wheel models

本文采用商業(yè)計(jì)算流體力學(xué)軟件STAR-CCM+進(jìn)行仿真。體網(wǎng)格選擇Trimmed網(wǎng)格，對包括發(fā)動機(jī)艙和前后輪在內(nèi)的車頭車尾部位、后視鏡附近進(jìn)行局部加密，并在整車周圍進(jìn)行兩次整體加密，同時在近壁面處生成5層邊界層網(wǎng)格，以更好地捕捉流場結(jié)構(gòu)，提高計(jì)算精度。最終，生成體網(wǎng)格數(shù)約3 700萬。圖7所示為車身中截面體網(wǎng)格示意圖。

圖7 車身中截面體網(wǎng)格Fig.7 Cells on the middle section of the sedan

所有工況均采用RANS進(jìn)行定常計(jì)算，湍流模型選擇Realizablek-ε模型，該模型對旋轉(zhuǎn)氣流和大尺度分離有較好的預(yù)測效果［11］。壁面函數(shù)采用Two-Layer Ally+Wall Treatment方法以減少對邊界層網(wǎng)格尺寸的敏感性。計(jì)算域入口邊界設(shè)置為速度入口，各工況速度大小均設(shè)置為120 km·h－1。出口設(shè)置為壓力出口，側(cè)邊和頂部壁面設(shè)置為對稱邊界，地面設(shè)置為移動壁面，速度與入口一致。車輪設(shè)置為旋轉(zhuǎn)壁面，外緣速度與入口速度保持一致。冷凝器和散熱器設(shè)置為多孔介質(zhì)區(qū)域，其慣性阻力系數(shù)和黏性阻力系數(shù)均由臺架試驗(yàn)擬合得到。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 數(shù)值方法驗(yàn)證

在展開車身簡化仿真研究之前，首先對數(shù)值計(jì)算方法的準(zhǔn)確性進(jìn)行了驗(yàn)證。模型A整車氣動阻力系數(shù)CD的CFD計(jì)算值與試驗(yàn)值的對標(biāo)結(jié)果如表1所示，其誤差在5%以內(nèi)，可滿足本研究的需求。

車身中截面壓力測點(diǎn)數(shù)據(jù)對標(biāo)如圖8所示，仿真與試驗(yàn)整體吻合較好，進(jìn)一步驗(yàn)證了數(shù)值方法的準(zhǔn)確性。

表1 CFD計(jì)算結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)對標(biāo)Tab.1 Comparison of CFD results and experiment results

圖8 車身測點(diǎn)壓力系數(shù)對標(biāo)Fig.8 Comparison of pressure coefficients of CFD and the experiment

2.2 模型A與模型B計(jì)算結(jié)果對比

圖9 所示為模型A與模型B在4個對比輪輻工況W1～W4下的整車氣動阻力系數(shù)變化曲線。

圖9 模型A、B整車CD變化趨勢Fig.9 Variation of CDof Models A and B

從圖9中可以看出，模型B不僅整體具有更低的阻力，在W1和W2工況下的阻力系數(shù)變化趨勢較模型A也發(fā)生了改變，因此選擇W1、W2兩個工況進(jìn)行具體分析。表2所示為模型A和模型B在W2工況下相對于W1工況各部件的阻力系數(shù)增量ΔCD。需要注意的是，由于前艙結(jié)構(gòu)的不同，兩種模型的上下車身劃分是不同的，但這并不影響得到的結(jié)論。從表2中可以看出，簡化前后對應(yīng)部件阻力系數(shù)增量均發(fā)生了一些變動，最明顯的是車身上的阻力增量由正變負(fù)。

圖10所示為模型A與模型B在x=400 mm截面的總壓系數(shù)云圖對比，該截面垂直于來流方向，位于前輪后緣的后方82 mm處。從圖10中可以看出，一方面，模型A和模型B的前輪尾流結(jié)構(gòu)存在明顯差異，模型A前輪尾流上部①和中部②位置明顯大于模型B，這主要是由于前端冷卻氣流的存在使得前艙和輪腔內(nèi)紊亂低速的氣流更多通過前輪拱罩和輪輻的開口向外側(cè)流出導(dǎo)致的。對于模型B而言，由于沒有前端進(jìn)氣，中部②位置的尾流明顯更小，車輪外側(cè)的高速來流更加貼近輻條表面，而內(nèi)側(cè)的前方來流被積聚在封閉的前輪拱罩內(nèi)，這部分紊亂低速的氣流更多地從輪拱罩的下方開口流出，從而將車輪內(nèi)側(cè)的高速來流下壓至更低的位置。

表2 模型A、B各部件W2工況阻力系數(shù)增量ΔCDTab.2 Increment of drag coefficient ΔCDof different parts of Models A and Bunder W2 condition

圖10 模型A、B在x=400 mm截面的總壓系數(shù)云圖Fig.10 Total pressure coefficient contours on x=400 mm plane of Models A and B

另一方面，雖然表2中模型A和模型B在W2工況下的前輪阻力增量較為接近，但其前輪尾流的變化也有較大不同。從圖10中可以看出，模型A在W2工況下中部尾流②向外側(cè)突出更明顯，同時近地面處的尾流③則顯著減小，而模型B在W2工況下相比W1前輪尾流變化不大，僅近地面處的尾流③有所減小，且減小幅度不如模型A。尾流變化的不同導(dǎo)致了前輪背部壓力分布變化的不同，如圖11所示。模型A在W2工況下車輪背部近地面處背壓上升更明顯，造成其前輪減阻量更大。

圖11 模型A、B前輪背部壓力系數(shù)云圖Fig.11 Pressure coefficient contours at the back of front wheels of Models A and B

進(jìn)一步給出了前輪和前輪拱罩附近的速度流線如圖12所示。由圖12可以看出，模型A的氣流從輪輻開口及輪拱罩后側(cè)向外側(cè)流出的趨勢比模型B更為明顯，從而造成了尾流上部和中部整體向外側(cè)突出更明顯，這與上述尾流總壓云圖的分析是一致的。對于模型A而言，在W2工況下，輪輻開孔a處的氣流變得較為集中，且向外側(cè)流出的趨勢更明顯，造成中部尾流向外側(cè)突出，而在高度方向有所縮小，同時，從輪輻下側(cè)開孔b處流出的氣流角度發(fā)生較大提前，推測這一角度變化抑制了近地面處氣流的分離，使得近地面處的尾流顯著減小。而模型B在輪輻開孔a處氣流的變化并不明顯，同時在開孔b處流出的氣流角度僅小幅提前，因而近地面處尾流減小不如A顯著。

前輪尾流的不同變化對其下游的后輪和車身部分也造成了顯著的影響。圖13所示為垂直于車高方向上的近車底部平面z=－140 mm速度云圖，圖14所示為該平面與車身的位置關(guān)系及后輪壓力系數(shù)云圖。從圖13中可以看出，模型A前輪尾流在W2工況下向外側(cè)偏轉(zhuǎn)，內(nèi)側(cè)高速氣流補(bǔ)充并沖擊后輪，這一點(diǎn)從圖10模型A尾流中部②位置內(nèi)側(cè)高速氣流的變化也可以看出，最終導(dǎo)致模型A在W2工況下后輪迎風(fēng)面壓力明顯上升，如圖14所示，從而增阻較模型B更明顯。

從圖13中還可以看出，模型B車底部流場相比模型A發(fā)生了很大改變，經(jīng)過平順處理的車底部的流速明顯升高，同時由于平順后底盤尾端的仰角與地面形成了擴(kuò)散段，產(chǎn)生了吸入外側(cè)氣流的效應(yīng)，從而使得后輪尾流向內(nèi)偏折更明顯［13］。

圖12 前輪和前輪拱罩附近速度流線Fig.12 Velocity streamlines around front wheels and front wheel housings

圖15 所示為模型A和模型B的車身背壓云圖，可以看出，模型A在W2工況下相比W1工況的車身背壓變化較小，而模型B在W2工況下車身背壓升高更加明顯，因此模型B上車身的阻力有所降低。圖16所示為位于車身后方的x=3.8 m平面總壓云圖，可以看出，模型B在W2工況下相比W1工況尾渦強(qiáng)度有所減小，模型A則幾乎看不出區(qū)別。這是由于模型A變化劇烈的前輪尾流影響著后輪的尾流，盡管在W2工況下，近地面處后輪的尾流強(qiáng)度減小較模型B更明顯，但其前輪中下部分較大的尾流一直發(fā)展到下游后輪，使得后輪中下部分也具有尺度更大的尾流。對于模型B而言，其前輪尾流變化較小，因此后輪尾流減小帶來的車身減阻效果較為明確。同時，由于其后輪尾流向內(nèi)偏折，在W2工況后輪尾流減小的同時，其內(nèi)偏角度也有所減小，使得底部流量進(jìn)一步增大，底部高速氣流的補(bǔ)充進(jìn)一步促進(jìn)了尾渦的減小和背部壓力的回升。

圖14 z=－140 mm截面位置示意圖及后輪壓力系數(shù)云圖Fig.14 Location of the z=－140 mm plane and pressure coefficient contours of rear wheels

圖15 模型A、B車身背壓云圖Fig.15 Pressure coefficient contours at the back of Models A and B

圖16 車身后方x=3.8 m總壓系數(shù)云圖Fig.16 Total pressure coefficient contours on the x=3.8 m plane behind the body

圖17 所示為模型A、B下車身壓力系數(shù)云圖對比。從圖17中可以發(fā)現(xiàn)，模型A下車身尾端迎風(fēng)面壓力明顯增大。其原因是模型A在W2工況下前輪內(nèi)側(cè)高速氣流發(fā)生偏轉(zhuǎn)，使得后輪內(nèi)側(cè)流速也高于W1工況，高速氣流沖擊迎風(fēng)面，使其壓力增大，從而使得下車身增阻，這可以由圖18所示的后向流線圖清晰地看出。而對于模型B而言，后輪內(nèi)側(cè)流速變化不明顯，同時平坦的底部也顯然使其難以發(fā)生阻力上的變化。

2.3 模型A與模型C、D計(jì)算結(jié)果對比

圖17 下車身壓力系數(shù)云圖Fig.17 Pressure coefficient contours of the underbody

圖18 模型A底部后側(cè)迎風(fēng)面后向流線圖Fig.18 Backward streamlines at the windward face of the rear side at the bottom of Model A

考慮到發(fā)動機(jī)艙內(nèi)部部件建模的難度，同時根據(jù)上述分析可見，前端進(jìn)氣對整車阻力變化趨勢影響較大，因此對模型A、C、D進(jìn)行了計(jì)算分析，研究艙內(nèi)部件簡化對整車阻力變化趨勢的影響。圖19所示為模型A、C、D在W1～W4工況下整車及各主要部件的氣動阻力系數(shù)CD變化曲線。從圖19中可以看出，經(jīng)過較大改動的模型C的CD變化趨勢也發(fā)生了較大變化，而改動較少的模型D的CD變化趨勢整體與模型A吻合更好。

圖19 模型A、C、D的CD變化趨勢Fig.19 Variation of CDof Models A,C,and D

圖20 W1工況模型A、C、D前艙流動對比Fig.20 Comparison of the flow inside the engine bay of Models A,C,and D under W1 condition

以W1工況為例，圖20比較了3種模型的前艙氣流，可以看出，模型C、D的前艙氣流相比模型A均有所變化，但模型D的前艙氣流整體與模型A更接近，且沒有對車底部和車輪附近的流場產(chǎn)生明顯的影響，而模型C不僅使得前艙氣流從車底部開口流出的氣流量增大，也使得該高度上前輪輪輻開孔處向外流出的氣流量增大。

圖21、22比較了3種模型的前輪尾流和車底部流場，可以看出，前艙氣流的顯著改變導(dǎo)致了模型C、D的前輪尾流和車底部流場較模型A也發(fā)生了明顯變化。2.2小節(jié)的分析指出，W2工況下模型A前輪近地面處尾流的顯著減小以及后輪前方來流的增速是導(dǎo)致其在該工況下具有較高阻力的重要原因，模型C簡化方案沒有出現(xiàn)這一流動現(xiàn)象，而與模型A具有相似前艙氣流的模型D簡化方案則很好地捕捉到了該流動特征。

圖21 前輪尾流對比Fig.21 Comparison of front wheel wakes

圖22 z=－140 mm截面車底部速度云圖對比Fig.22 Velocity contours on the z=－140 mm plane at the bottom of the body

3 結(jié)論

（1）封閉格柵、輪拱罩并平順底部的常見簡化車身模型在不同輪輻工況下顯示出與原始復(fù)雜車身模型不同的整車氣動阻力系數(shù)變化趨勢，其前后輪周圍及車底部流場較原始模型發(fā)生顯著變化并在輪輻工況改變時丟失原始模型部分關(guān)鍵的流場變化特征。因此這種常用的簡化方式并不適用于以整車減阻為目標(biāo)的車輪局部優(yōu)化方案的研究。

（2）整車氣動阻力系數(shù)在不同輪輻工況下的變化趨勢對發(fā)動機(jī)艙內(nèi)部部件的簡化也很敏感，不恰當(dāng)?shù)暮喕瘯沟们芭摎饬靼l(fā)生顯著變化從而明顯改變前輪周圍和車底部的流場，同樣會造成輪輻工況變化時丟失原始模型的部分關(guān)鍵流動變化特征。保留原始模型的前端進(jìn)氣模塊，用體積相近的長方體替代原始艙內(nèi)部件的簡化方法顯示出與原模型較好的一致性，其前艙氣流的變化并不太大，不足以對前輪和車底部流場產(chǎn)生明顯影響。