康寧 丁浩

（北京航空航天大學）

車輪前阻風板對汽車風阻的影響*

康寧 丁浩

（北京航空航天大學）

利用CFD方法計算了車輪附近的流場，研究了阻風板位置、曲率半徑、寬度及高度這4個因素對整車風阻的影響規(guī)律。計算結果表明，阻風板位置和寬度對風阻的影響不大，曲面阻風板減阻效果優(yōu)于平板阻風板。對這4個因素進行了匹配研究，選定阻風板外側與車身底部圓弧平齊、內側與車輪內側平齊、曲率半徑為15 mm、高度為10 mm時，風阻系數降低了14.7%，實現了最大程度的減阻。

1 前言

汽車在行駛過程中，由于車輪旋轉，會帶動部分空氣與前方來流交匯于輪腔與車輪的間隙通道，造成車輪周圍氣流紊亂，從而影響汽車底部及整車的氣動性能。車輪阻風板位于車輪的正前方，能夠有效阻擋氣流對車輪的直接沖擊，并削弱間隙及底部氣流的紊亂程度，起到優(yōu)化流場、減小整車氣動阻力的作用[1]。

文獻[2]～文獻[9]研究的阻風板均是矩形平面薄板。本文對平面、曲面阻風板進行了研究，計算了無阻風板和帶阻風板兩種情況下某局部簡化汽車模型的外部流場，研究了阻風板位置、曲率半徑、寬度及高度對整車氣動阻力的影響及其之間的匹配，確定了能夠最大程度優(yōu)化車輪附近流場、實現最優(yōu)減阻效果的阻風板。

2 計算模型的建立

2.1 控制方程組

通常狀態(tài)下，汽車外部流動被認為是定常不可壓縮流動，空氣介質物性參數恒為常數。考慮到汽車車輪旋轉引起的分離現象，應按湍流處理，其控制方程組如下[10]：

引入相應湍流模型來封閉方程。

2.2 車身模型

車身模型采用文獻[11]和文獻[12]中的局部簡化縮比模型，局部車身長度為591.1 mm，寬度為190.5 mm，高度為127 mm，車輪直徑為76.6 mm，寬度為36.2 mm。由于模型的對稱性，取一半模型進行模擬計算，如圖1所示。

由于阻風板厚度與其高度和寬度相比很小，對流場影響較小，故定義為零厚度。阻風板位于車輪前方，其模型示意圖如圖2所示。

2.3 計算域及網格劃分

計算域為包圍車身模型的長方體，為研究計算域尺度對結果的影響，建立了兩種計算域模型。計算域1與文獻[12]中尺度一致，長度、寬度、高度分別為4 761.3 mm、250 mm、750 mm，車身前端距入口約2倍車身長度，后端距出口約5倍車身長度，寬度約2.6倍車身寬度，高度約6倍車身高度；計算域2寬度增加至400 mm，其余均保持不變。

對這兩種計算域劃分網格，重疊部分的網格劃分完全一致，均采用非結構化四面體網格，在車輪附近網格分布較密，其次是車身附近，遠離車身網格分布較稀疏。兩種計算域的網格數目分別為95萬和135萬。圖3為車輪附近的網格分布情況。

兩種計算域計算后得出模型風阻系數分別為0.387和0.384，兩者相差不到0.8%。由于計算域1的網格數目較少，有利于節(jié)省計算時間，故選用計算域1作為以下計算的計算域。

2.4 求解參數及邊界條件設置

采用k-εRealizable湍流模型，壁面函數為標準壁面函數，采用2階迎風格式對網格進行離散，速度和壓強的耦合處理采用PISO方法。

入口為速度入口，大小為30 m/s；出口為壓力出口，壓強為1個標準大氣壓；車身為無滑移壁面條件；車輪為旋轉無滑移壁面條件，角速度為783.2 rad/s；地面為移動無滑移壁面條件，速度大小及方向同入口；對稱面為對稱邊界條件；頂部與右側為滑移壁面條件；參考壓強為1個標準大氣壓。

3 計算方法驗證

為驗證本文計算方法及結果的可靠性，對未加阻風板的原模型（圖1）外流場進行了計算。計算得出風阻系數CD為0.387，與文獻[11]試驗結果的相對誤差為7.8%，與文獻[12]計算結果的相對誤差為2%。本文仿真結果與試驗結果有一定誤差的原因是未考慮控制車輪旋轉裝置。

4 仿真結果及分析

4.1 原模型車輪附近流場分析

首先對原模型外流場進行了計算。圖4為原模型過車輪中心縱截面速度矢量圖和車輪表面壓力分布圖。從圖4中可以看出，來流直接沖擊車輪前下部，在車輪迎風面形成壓力較大的正壓區(qū)，在后下部形成較大的尾渦，導致車輪產生較大空氣阻力，因此減小車輪迎風面正壓和后部尾渦是降低車輪空氣阻力的有效途徑。

位于車輪前方的阻風板能有效削弱來流對車輪的沖擊，故研究阻風板位置、曲率半徑、寬度及高度這4個因素對風阻的影響，以便設計合適的阻風板以最大程度地降低車輪空氣阻力。

4.2 阻風板放置位置的影響

本文采用寬度36.2 mm、高度5 mm的平面阻風板，研究了阻風板的4種放置方案，如圖5所示。方案a表示阻風板外側與車身和車輪平齊；方案b表示阻風板向車身內縮進10 mm；方案c縮進12.67 mm，且外側與車身底部圓弧平齊；方案d縮進14.30 mm，內側與輪腔內邊界平齊。

對4種阻風板放置方案的外流場進行了計算，圖6為4種方案的風阻系數。

從圖6中可以看出，4種方案的風阻系數較原模型均有所降低，平均降低6%左右，說明添加阻風板確有一定的減阻效果，其中方案c減阻效果最好，風阻系數為0.359。4種方案的風阻系數最大相差1%左右，可見位置對減阻效果影響不大，為減阻不敏感因素。

圖7為方案c的車輪縱截面速度矢量圖和車輪表面壓力分布圖。對比原模型流場圖發(fā)現，阻風板能有效減小尾渦及正壓區(qū)域。由于方案c的風阻系數最小，因此以下研究均采用方案c。

4.3 曲率半徑的影響

曲率半徑分別選為15 mm、20 mm、30 mm、40 mm及∞（平板），高度為5 mm，阻風板外側均與車身底部圓弧平齊，內側與車輪內側平齊，此時寬度為23.53 mm。

對5種曲率半徑的外流場進行了計算，圖8為風阻系數隨阻風板曲率半徑變化的曲線。從圖8可以看出，曲面阻風板的風阻系數均小于平板；曲率半徑為30 mm時風阻系數最小，為0.356，較原模型降低了8%。

圖9為曲率半徑為30 mm時車輪縱截面的速度矢量圖和車輪表面壓力分布圖。對比原模型流場圖發(fā)現，尾渦及正壓區(qū)域均有所減小。故以下研究的曲率半徑均采用30 mm。

4.4 阻風板寬度的影響

阻風板寬度分別選為18.82 mm、20 mm、23.53 mm、

28.24 mm、30 mm和37.8 mm 6種，其中18.82 mm和28.24 mm分別為23.53 mm的0.8倍和1.2倍，37.8 mm的阻風板內側與輪腔內邊界平齊；阻風板外側均與車身底部圓弧平齊，高度為5 mm，曲率半徑為30 mm。

對6種寬度下的外流場進行了計算，風阻系數隨阻風板寬度變化的曲線如圖10所示。從圖10中發(fā)現，6種寬度的風阻系數較原模型均降低了8%左右。6種寬度的風阻系數相差不大，寬度20 mm時風阻系數最小，為0.354。因此認為阻風板寬度為減阻不敏感因素?？紤]到寬度為23.53 mm時，阻風板外側正好與車身底部圓弧平齊，內側又與車輪內側平齊，故以下研究均采用該寬度。

4.5 阻風板高度的影響

考慮行駛通過性，阻風板高度取值范圍為3～11 mm；阻風板外側與車身底部圓弧平齊，內側與車輪內側平齊，曲率半徑為30 mm。

對9種高度下的外流場進行了計算，圖11為風阻系數隨阻風板高度的變化情況。從圖11中可以看出，高度為3～9 mm時，風阻系數不斷減小，高度為9 mm時風阻系數最小，為0.333，較原模型降低了14%，隨后在高度為10 mm和11 mm時有小幅增加。

圖12為阻風板高度9 mm時車輪縱截面速度矢量圖和車輪表面壓力分布圖。與原模型流場對比發(fā)現，尾渦基本消除，車輪正壓區(qū)大幅減小。

4.6 最優(yōu)阻風板的確定

根據以上研究結果可知，選定的阻風板外側均與車身底部圓弧平齊，內側與車輪內側平齊，因此只需研究曲率半徑和高度這兩個因素的最佳匹配。

表1給出了不同曲率半徑和高度情況下的風阻系數。結果表明，當曲率半徑為15 mm、高度為10 mm時，風阻系數最小，較原模型降低了14.7%，實現了最大程度的減阻效果，為最佳匹配。

表1 曲率半徑與高度匹配的模型風阻系數

圖13為該阻風板的車輪縱截面速度矢量圖和車輪

表面壓力分布圖。對比原模型流場圖發(fā)現，其最大程度消除了車輪后下部的尾渦，減小了正壓區(qū)域，實現了最優(yōu)減阻效果。

1 谷正氣.汽車空氣動力學.北京:人民交通出版社,2005: 149～151.

2 Pedersen C B W.Crashworthiness design of transient frame structures using topology optimization.Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering,2004,193:653～678.

3 Sebben S.Numerical simulations of a car underbody:effect of front-wheel deflectors.SAE Technical paper,2004-01-1307.

4 Dimitriou I,Klussmann S.Aerodynamic forces of exposed and enclosed rotating wheels as an example of the synergy in the development of racing and passenger cars.SAE Tech?nical Paper,2006-01-0805.

5 郭建成,谷正氣,容江磊等.基于Kriging模型的某轎車前輪阻風板優(yōu)化.鄭州大學學報:工學版,2011,32(3):124～128.

6 金益鋒.基于CFD的某微型客車減阻與塵土污染研究：[學位論文].長沙:湖南大學,2012.

7 胡興軍,李騰飛,郭鵬，等.車輪擾流板對轎車風阻的影響.吉林大學學報:工學版,2012,42（增刊）:32～36.

8 唐天寶,郭建成.汽車氣動附件對氣動力優(yōu)化的數值仿真.河南科技大學學報（自然科學版）,2013,1：45～50.

9 劉學龍,蔡曉林,崔新濤.前阻流板對汽車氣動性能的影響.汽車工程師,2013,7:25～28.

10 康寧,鄭昊,藍天.兩車速度對超車過程轎車氣動特性的影響.航空動力學報,2009,24（2）:287～291.

11 Fabijanic J.An experimental investigation of wheel-well flows.SAE Technical Paper,1996,960901.

12 Krajnovic S,Sarmast S,Basara B.Numerical Investigation of the flow around a simplified wheel in a wheelhouse.Jour?nal of Fluids Engineering,2011,133（11）:112～112.

（責任編輯 簾 青）

修改稿收到日期為2015年9月1日。

Influence of the Front-wheel Spoiler on Aerodynamic Drag of Vehicle

Kang Ning,Ding Hao
（Beihang University）

The method of CFD(Computational Fluid Dynamics)is applied to calculate the flow field around the wheel.The influence rules of the installation location,radius of curvature,width and height of the spoiler on aerodynamic drag are investigated.The results show that the location and width of the spoiler have little influence on aerodynamic drag.The effect of the curved spoiler on reducing aerodynamic drag is better than the flat one.The above four factors are matched and studied,when the outside of the spoiler is flush with the bottom arc of the vehicle body and the inside is flush with the inside of the wheel,the radius of curvature is 15mm and the height is 9 mm,air drag is reduced by 14.7%,the maximum air drag reduction is achieved.

Wheel，Spoiler，Drag coefficient，Vehicle external flow field，CFD

車輪 阻風板 風阻系數 汽車外流場 CFD

U461.1

A

1000-3703（2015）12-0029-05

國家自然科學基金項目（NO.51175016）。