輪拱罩充滿率對整車氣動特性的影響

余霄雁， 賈 青， 楊志剛，2

(1. 同濟(jì)大學(xué) 地面交通工具風(fēng)洞中心，上海 201804；2. 中國商飛 北京民用飛機(jī)技術(shù)研究中心，北京 102211)

隨著環(huán)境問題的越發(fā)嚴(yán)重，汽車的節(jié)能性和環(huán)保性越來越受到廠商和消費(fèi)者的重視.減小汽車所受空氣阻力是減少汽車能耗和排放的重要手段.20世紀(jì)90年代，Mercker等[1]和Wickern等[2]指出，對于一輛現(xiàn)代小型汽車，車輪和輪投罩所受空氣阻力約占總空氣阻力的30%，這還不包括車輪和輪拱罩對其他部分的空氣動力學(xué)影響.因此，車輪空氣動力學(xué)研究對整車減阻有著重要的意義.

20世紀(jì)早期，Morelli[3]和Fackrell等[4-5]通過風(fēng)洞試驗進(jìn)行了車輪空氣動力學(xué)研究，但由于試驗技術(shù)的限制，研究存在著較大的局限性.近年來，隨著電腦技術(shù)的進(jìn)步，計算流體力學(xué)(CFD)方法得到了快速發(fā)展.CFD方法可以克服試驗條件限制，減少人力物力成本，因此基于CFD方法的旋轉(zhuǎn)車輪數(shù)值仿真研究得到發(fā)展.近年來，針對旋轉(zhuǎn)車輪氣動性能機(jī)理的研究仍然是一個很重要的課題[6-12].

在車輪與整車的空氣動力學(xué)影響研究中，輪拱罩的影響是一個非常重要的部分.Cogotti[13]采用風(fēng)洞試驗法研究了帶有輪拱罩的車輪的氣動特性，研究對象為只有2個車輪的簡化車型，結(jié)果表明輪拱罩的體積越小，升阻力越小.Fabijanic[14]通過風(fēng)洞試驗采用類似的二輪模型進(jìn)行了針對輪拱罩深度、直徑和車輪直徑等參數(shù)的研究，但結(jié)果與Cogotti的結(jié)果有所矛盾.Soederblom等[15]利用CFD方法研究了重型車輛不同輪拱罩參數(shù)對整車氣動性能的影響，并得到了和Cogotti類似的結(jié)論.Regert等[16]則對輪拱罩中的渦結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)了多處不同的非定常渦結(jié)構(gòu)，該研究使用的模型仍然為Fabijanic所使用的二輪模型.

雖然已有一些研究車輪與輪拱罩的文獻(xiàn)，但采用的模型基本都是二輪模型，與真實的四輪車輛之間存在較大差別.本文將使用某型量產(chǎn)轎車模型，通過改變輪拱罩直徑的方式，改變車輪在輪拱罩中的充滿程度，研究不同充滿率下旋轉(zhuǎn)車輪對整車流場的影響，并分析其機(jī)理.

1 計算設(shè)置

1.1 幾何和網(wǎng)格

本文所選擇的車型為小型三箱轎車，車長4.32 m，車寬1.66 m，車高1.15 m，正面投影面積1.82 m2.為簡化計算，該模型省去了前端進(jìn)氣模板以及雨刷器、后視鏡等凸起物，下車身也用平板代替原有的部件.車輪為五輻車輪，帶有剎車盤且輪轂不封閉；輪胎參數(shù)為235/40 R17，沒有胎紋，車身離地間隙為200 mm.在車輪接地處使用了一個小臺階以避免該處出現(xiàn)低質(zhì)量網(wǎng)格.為了便于描述，定義車輪直徑為D0，輪拱罩直徑為D′，測量可得該車型D0=622 mm，D′=718 mm.由于汽車的表面形狀比較復(fù)雜，因此車身和車輪面網(wǎng)格均選擇三角形網(wǎng)格，體網(wǎng)格則采用混合網(wǎng)格.在近壁面生成邊界層網(wǎng)格，車身附近區(qū)域使用四面體網(wǎng)格，在其他大部分區(qū)域使用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格，這可以在獲得較高質(zhì)量網(wǎng)格的同時減小網(wǎng)格數(shù)量，從而減小計算資源的消耗.幾何模型和計算網(wǎng)格如圖1所示.

a 輪拱罩不同的整車和車輪模型

b 車輪近地區(qū)體網(wǎng)格圖1 幾何模型和計算網(wǎng)格Fig.1 Geometries and meshes

為避免邊界干擾，將阻塞比控制到5%以下[8]，設(shè)置計算域總長60 m，寬12 m，高10 m.此時阻塞比為1.52%，基本可以避免由于阻塞效應(yīng)產(chǎn)生的誤差[10，15].整個計算域如圖2所示.

圖2 計算域Fig.2 Whole computational domain

1.2 計算模型

本文中所有CFD計算均采用Fluent 16軟件，根據(jù)以往研究結(jié)果[17]，采用定常雷諾平均N-S(RANS)方程配合Realizablek-ε湍流模型進(jìn)行求解，該湍流模型對氣流旋轉(zhuǎn)和大尺度分離有較好的預(yù)測結(jié)果[18].壁面函數(shù)選擇非平衡壁面，該壁面函數(shù)對表面壓力分布的近似擬合較為理想[16].

1.3 邊界條件

計算域的入口設(shè)置為速度入口，速度大小為30 m·s-1，模擬汽車高速行駛工況.此時車輪雷諾數(shù)為1.26×106，符合Cogotti[13]提出的車輪雷諾數(shù)要求.出口設(shè)置為壓力出口，參考壓力為零.車身設(shè)置為靜止壁面，車輪均設(shè)置為旋轉(zhuǎn)壁面，并且車輪最外緣的線速度與來流速度一致.地面設(shè)置為移動地面，速度大小為來流速度.其余壁面均設(shè)置為對稱邊界，以避免壁面干擾.

1.4 網(wǎng)格無關(guān)性

為消除由于網(wǎng)格數(shù)量不足導(dǎo)致的數(shù)值誤差，有必要通過加密網(wǎng)格的方法進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性研究.通過改變體網(wǎng)格增長率進(jìn)行網(wǎng)格加密，得到5個網(wǎng)格數(shù)量不同的算例，并通過評價它們的氣動阻力系數(shù)CD和氣動升力系數(shù)CL在不同網(wǎng)格數(shù)時的變化以驗證網(wǎng)格無關(guān)性.5個算例的CD和CL計算結(jié)果如表1所示.

表1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Tab.1 Grid independence validation

由表1可知，當(dāng)體網(wǎng)格增長率小到1.10，總網(wǎng)格數(shù)達(dá)到約1 900萬時，CD和CL的值基本不變，滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求.因此，本文所有算例的體網(wǎng)格增長率都將采用1.10，所有算例的網(wǎng)格數(shù)都控制在1 900萬左右.

2 結(jié)果與討論

2.1 氣動力

為描述車輪在輪拱罩中的充滿程度，定義充滿率n=D0/D′，本文在不改變車輪和離地高度的前提下，通過修改車身的幾何和網(wǎng)格來改變輪拱罩的直徑，從而改變輪拱罩的充滿率，然后分析充滿率對整車氣動阻力系數(shù)CD和氣動升力系數(shù)CL的影響.

本文中共進(jìn)行2組仿真.第1組的車輪直徑定義為D1,且D1=0.90D0=559.8 mm；第2組的車輪直徑定義為D2，D2=1.00D0=622.0 mm.每一組共有7個算例，對應(yīng)7個不同的輪拱罩直徑，同時保證2組算例中的充滿率是一一對應(yīng)的.選定的充滿率和對應(yīng)的輪拱罩直徑如表2所示.需要說明的是，常見轎車的輪拱罩充滿率約為75%～85%，為了使差異更加明顯，本文中輪拱罩充滿率的變化范圍略有擴(kuò)大.

表2 充滿率和對應(yīng)的輪拱罩直徑Tab.2 Filling ratio and wheel housing diameter

2組仿真結(jié)果中CD或CL隨充滿率的變化如圖3所示，同時給出了Cogotti[13]和Fabijanic[14]的試驗結(jié)果進(jìn)行對比.可以看出，隨著輪拱罩直徑上升，充滿率減小了0.260(約27.3%)，阻力系數(shù)增加了0.057(約19.5%)，升力系數(shù)下降了0.087(約28.8%).阻力的變化趨勢和Cogotti[13]的試驗結(jié)果一致，然而升力的變化趨勢則正好相反.升力系數(shù)趨勢的不符可能是因為車型和試驗參數(shù)的不同導(dǎo)致的.Cogotti[13]使用的是接近于水滴形的二輪車，和真實的四輪轎車有著顯著不同，同時地面是靜止的，這也和本文及實際情況不符.文獻(xiàn)[10]中指出，升力系數(shù)與車身下底面的流動狀態(tài)有著密切的關(guān)聯(lián)，并且對車身和車型的變化非常敏感.阻力系數(shù)和升力系數(shù)的結(jié)果表明，雖然模型不同，但是在充滿率減小時，整車阻力減小的趨勢是一致的；升力的變化則與車型和試驗參數(shù)密切相關(guān)，無法得到一個確定的變化趨勢，因此在進(jìn)行整車氣動升力研究時，應(yīng)使用精度更高的仿真或試驗手段.

a 阻力系數(shù)CD

b 升力系數(shù)CL圖3 氣動力系數(shù)變化Fig.3 Variation in drag and lift coefficients

從圖3可以看到，前后輪區(qū)域的阻力均隨充滿率減小而增加，前輪的阻力增量比后輪更大.前后輪區(qū)域的升力變化不大，表明整車的升力變化基本都來自于車身.因此，對于阻力變化的討論需要同時考慮車身和車輪的影響，而對升力變化的討論則應(yīng)主要集中于車身上.

2.2 表面壓力

氣動力系數(shù)的變化直接歸因于表面壓力系數(shù)的變化，因此有必要通過研究車身表面壓力來分析氣動力變化的機(jī)理.為了簡化工作，下文只選擇了第2組計算中的編號為1、3、5、7的4個算例(算例1～4)進(jìn)行對比分析.圖4a、c分別顯示了車身中心線表面壓力系數(shù)分布.為使差異更明顯，將上下表面中壓力差值較大的區(qū)域適度放大，如圖4b、d所示.從圖4可以看到：除背部壓力略有下降外，車身上表面壓力系數(shù)幾乎不隨充滿率下降而變化；下表面壓力系數(shù)則隨著充滿率下降而明顯減小，尤其是在前輪區(qū)域.背部壓力的下降及下表面壓力的減小與阻力和升力的變化是一致的，但為了解釋表面壓力變化的原因，仍然需要進(jìn)一步對流場進(jìn)行分析.

2.3 流場分析與討論

為解釋輪拱罩充滿率對整車流場的影響機(jī)理，有必要對整車周圍流場進(jìn)行分析.圖5為左后輪附近車身表面油流圖.從圖5可以很清楚地看到，輪拱罩直徑的增加會使輪拱罩內(nèi)出現(xiàn)原本難以觀察到的渦(見圖5中①)，并且這個渦在輪拱罩直徑增加時有明顯增大，這與Regert等[16]的結(jié)果一致.另外，隨著輪拱罩直徑的增加，輪腔后部、車身側(cè)壁上的一對渦(見圖5中②)的尺度也有所增大.這說明充滿率變化會影響輪拱罩周圍的流場，而且這種影響從輪拱罩開始，隨后向下游發(fā)展，從而改變車身尾流流場.這種影響表現(xiàn)在渦上，則是改變渦的位置、數(shù)量和大小等，而正是渦的改變導(dǎo)致了整車表面壓力的變化，最終導(dǎo)致阻力系數(shù)和升力系數(shù)的變化.

a 上表面

b 上表面(背部附近)

c 下表面

d 下表面(前輪附近)圖4 車身中心線表面壓力系數(shù)分布Fig.4 Surface pressure coefficient distribution on the body center line

算例1算例2算例3算例4

圖5左后輪附近車身表面油流圖

Fig.5Wallshearstreamlinesneartheleftrearwheel

圖6顯示了平面z=0.5 m處的湍動能.當(dāng)充滿率下降時，各車輪區(qū)域的湍動能明顯上升，說明車輪區(qū)域的渦強(qiáng)度也有所加強(qiáng)，這與車輪阻力上升的結(jié)果是吻合的.同時，在車輪區(qū)域外，尾渦的湍動能也有所增強(qiáng)，這與圖5的結(jié)果是一致的.通過進(jìn)一步的觀察可以看出，前輪拱罩附近的湍動能很強(qiáng)，并且能向車尾方向拖動較長的距離，這意味著前輪拱罩不僅自身的渦強(qiáng)度很大，還會增強(qiáng)后輪拱罩和尾渦的強(qiáng)度；后輪拱罩中的湍動能雖然相比于前輪拱罩湍動能較低，但是后輪拱罩高湍動能的氣流會增強(qiáng)側(cè)壁渦(見圖5②)，并通過側(cè)壁進(jìn)入尾渦，使尾渦強(qiáng)度上升.

算例1算例3算例5算例7

圖6z=0.5m平面湍動能

Fig.6Turbulentkineticenergycontoursontheplanez=0.5m

除湍動能外，使用渦量Q判據(jù)也可以顯示渦的大小和強(qiáng)度[16].圖7是右前輪和右后輪附近的Q等值面(Q=100 s-2).從圖7可以看出，各車輪區(qū)域渦強(qiáng)度的上升更加明顯，后輪渦在增強(qiáng)的同時，會沿著車身向后延伸，從而增強(qiáng)車背側(cè)面渦的強(qiáng)度以及尾渦的強(qiáng)度，這也進(jìn)一步證明了圖5和圖6的結(jié)果.

算例1算例2算例3算例4

a 右前輪

b 右后輪

圖7Q等值面(Q=100s-2)

Fig.7Iso-surfaceofQ(Q=100s-2)

圖8顯示了車輪和輪拱罩附近的速度流線.隨著充滿率減小，進(jìn)入輪拱罩的來流增加，大部分氣流在車輪的下部被阻塞并改變方向.一部分氣流從外側(cè)經(jīng)過輪胎，但仍有相當(dāng)一部分向上并進(jìn)入輪拱罩.輪拱罩內(nèi)的氣流在腔體內(nèi)的不同位置分離，其中兩處比較明顯：一是在靠近輪拱罩前緣的位置產(chǎn)生的分離渦(見圖8①)，這處分離會對腔內(nèi)氣流的渦量有一定的加強(qiáng)；二是車輪上后部的分離渦以及在車輪的頂部形成的分離渦(見圖8②)，該處的分離類似于在孤立車輪頂部的分離.這意味著如果輪拱罩直徑足夠大，被車輪外殼抑制的孤立車輪特征將重新出現(xiàn).以這兩處為代表的輪拱罩內(nèi)分離會使進(jìn)入輪拱罩的氣流產(chǎn)生更多的渦，從而導(dǎo)致渦量增強(qiáng)，這和圖7的結(jié)果是吻合的.

從圖8還可以看到，當(dāng)充滿率較小時，更多高湍動能氣流會從后輪殼體進(jìn)入尾流區(qū)和基區(qū).這也與尾流區(qū)的較高渦量(見圖7)以及背壓力的變化一致.

綜合以上分析，可以得到充滿率變化對整車氣動阻力的影響機(jī)理.當(dāng)輪拱罩直徑變大，充滿率變小時，更多的氣流進(jìn)入輪拱罩內(nèi).罩內(nèi)區(qū)域的流動受到輪拱罩和旋轉(zhuǎn)車輪的干擾，并產(chǎn)生以輪拱罩前緣內(nèi)側(cè)和車輪上后部為代表的眾多分離.這些分離隨著輪拱罩內(nèi)流量的增加而變強(qiáng)，從而渦的強(qiáng)度增加，湍動能和渦量均上升，前輪區(qū)域的上升比后輪更劇烈.車輪周圍湍動能的增加是車輪阻力增加的主要原因，因此這可以解釋車輪阻力隨充滿率減小而上升，并且前輪阻力的增加大于后輪的原因.

算例1算例2算例3算例4

a 前輪

b 后輪

圖8車輪附近流線

Fig.8Velocitystreamlinesaroundwheels

與此同時，帶有強(qiáng)大渦量的氣流不僅會作用于輪拱罩內(nèi)，還會從輪拱罩(尤其是后輪拱罩)延伸到車身背部區(qū)域，從而增強(qiáng)尾渦.尾渦的增強(qiáng)則會導(dǎo)致背部壓力減小，最終使得車身阻力增加.車輪和車身兩部分阻力的同時增強(qiáng)，最終引起了總阻力的增加.

除了氣動阻力系數(shù)，也有必要分析不同充滿率使氣動升力系數(shù)產(chǎn)生變化的原因.從圖3可以看出，升力的變化主要來自車身，同時從圖4又可以看到，在充滿率下降時，整車升力系數(shù)減小的原因基本來自于下車身壓力的減小，因此有必要分析車身下部的氣流流動情況.圖9是平面z=0.15 m處的速度等值面(該平面位于下車身下部)，僅顯示算例4減去算例1所得差值的正值部分(即算例4中速度比算例1中大的部分).從圖9可以看到，在充滿率下降時，前后車輪后方的氣流流速都明顯加快.同時，車底氣流的流速也略有上升.下車身氣流速度加快導(dǎo)致車身下表面壓力的減小，最終引起氣動升力的減小，這和圖3中升力變化結(jié)果也是吻合的.這部分的高速流很可能來自于氣流與旋轉(zhuǎn)車輪的相互作用.由于更多的氣流進(jìn)入了輪拱罩，導(dǎo)致更多的氣流被旋轉(zhuǎn)車輪所加速，其中一部分從輪拱罩下側(cè)流出，并進(jìn)入車身底部區(qū)域，因此車身底部流動速度也更快，下表面壓力則有所降低.然而，該現(xiàn)象未在Cogotti[13]的研究中發(fā)現(xiàn)的原因尚不清楚，可能與下車身的結(jié)構(gòu)有關(guān)，有待進(jìn)一步的探索.

圖9 z=0.15 m平面速度差值云圖Fig.9 Velocity difference contours on the plane z=0.15 m

3 結(jié)論

(1) 當(dāng)輪拱罩直徑增大(充滿率減小)時，整車氣動阻力系數(shù)增大，整車氣動升力系數(shù)有所減小.整車阻力系數(shù)的增加來自于車身和車輪兩部分，升力系數(shù)的減小則基本僅有車身的貢獻(xiàn).

(2) 隨著充滿率的減小，車身背部壓力有所降低，導(dǎo)致車身阻力系數(shù)增大；車身底部表面壓力下降，導(dǎo)致車身升力系數(shù)減小.這是車身氣動力變化的直接原因.

(3) 充滿率減小時，更多的氣流進(jìn)入輪拱罩內(nèi).由于旋轉(zhuǎn)車輪和輪拱罩的阻塞作用，輪拱罩內(nèi)的分離現(xiàn)象加劇，這增強(qiáng)了輪拱罩內(nèi)的渦量，產(chǎn)生了車輪區(qū)域的阻力.

(4) 由于受到輪拱罩的干擾，經(jīng)過車輪的氣流渦量有所增強(qiáng)，后輪拱罩的干擾尤為明顯，使后輪氣流湍動能增加的同時沿車身側(cè)面延伸，進(jìn)入尾流中，導(dǎo)致尾渦增強(qiáng)，這是背壓降低的主要原因.

(5) 當(dāng)充滿率減小時，輪拱罩內(nèi)的高速氣流流量增加.高速氣流通過輪拱罩進(jìn)入車身底部區(qū)域，導(dǎo)致車身底部附近的速度增加，合理解釋了表面壓力系數(shù)減小的原因.