輪胎花紋對整車氣動特性影響的等效方法研究

尹章順 王夫亮

摘? 要：本文基于LBM方法，首先計算了旋轉條件下具有詳細花紋外形的車輪的氣動特性，然后將輪胎花紋簡化為縱向溝槽，利用不同表面粗糙度系數值等效詳細花紋外形的氣動效應，計算旋轉條件下的外形簡化車輪的瞬態外流場特性。對比分析了兩種外形車輪的流場分布特性和氣動力發展結果，以及表面粗糙度系數值對氣動特性的影響，獲得了能夠準確反映詳細車輪花紋氣動效應的表面粗糙度系數值，據此對整車瞬態外流場進行了數值計算，將結果與風洞實驗值進行對比，一致性較好并且計算精度較高。該方法確定了較為合理的等效表面粗糙度系數值，對車輪旋轉條件下的整車瞬態空氣動力特性進行了較為準確的模擬，簡化了處理輪胎詳細幾何的復雜程度，計算效率得到提高。

關鍵詞：輪胎花紋;氣動特性;粗糙度;瞬態CFD仿真;風洞試驗

中圖分類號：U461.1? ? 文獻標識碼：A? ? 文章編號：1005-2550（2020）03-0027-05

Abstract： Transient exterior flow field aerodynamic characteristics of rotating wheels was simulated based on LBM method for detailed tread pattern tire， then the tread pattern was simplified to longitudinal slots， and the transient exterior flow field aerodynamic characteristics were simulated for rotating simplified tire with different surface roughness values to simulate the detailed tread pattern aerodynamic effects. The flow field characteristics and aerodynamic force development were both analyzed， and the equivalent surface roughness value was obtained which could accurately simulate the aerodynamic effect of detailed tire tread pattern. And then the vehicle transient flow field was simulated and the Cd results were correlated with the wind tunnel testing results which showed good agreement. This method realizes the accurate simulation of the aerodynamic characteristics of the vehicle's transient flow field under the condition of rotating wheels， the mesh processing complexity of the detailed tire tread pattern is reduced， and the computational efficiency is improved.

前? ? 言

出于節能環保和提高最高車速的目的考慮，以降低車輛氣動阻力為目標的空氣動力性能開發顯得越來越重要[1]。

相關研究結果表明，上車身引起的風阻約占總氣動阻力的50%[2，3，4]，汽車底板、車輪和輪腔引起的氣動阻力占總氣動阻力的40-50%[2，5-8]，車輪和輪腔引起的氣動阻力約占總氣動阻力的25%[9]。因此，能否準確模擬車輪轉動和輪腔內部流場對于整車氣動性能的模擬有重要影響。然而輪胎表面花紋的幾何細節比較復雜，前處理比較耗時，而且如果處理不當，計算網格不能準確反映幾何細節，還可能會對流場計算結果產生不確定性的影響，對結果評估帶來困難。

本文針對上海通用某款車型，嘗試在簡化縱向溝槽輪胎表面上利用表面粗糙度等效詳細幾何花紋對流場的影響，并實現車輪旋轉，對整車氣動特性進行數值模擬，從而簡化輪胎詳細幾何前處理的復雜性，提高計算效率，并獲得準確的外流場氣動特性計算方案，應用于車輛氣動特性的開發。

1? ? 車輪幾何與分析方案

本文研究所用的車輪幾何如圖1所示，輪胎型號為GITI 195/65R15，左側為詳細花紋輪胎，右側為簡化成只有縱向溝槽的輪胎，輪輞外形都為詳細幾何。

取足夠大的計算域邊界，盡量減小計算域邊界對車輪繞流的影響。應用滑移網格方法計算詳細花紋輪胎的氣動力特性，做為表面粗糙度簡化輪胎計算結果的目標值。對于縱向溝槽輪胎的外流場計算，應用滑移網格計算輪輞部分的外流場，應用移動壁面技術實現輪胎部分的轉動模擬，并對輪胎表面施加不同的表面粗糙度，以模擬詳細花紋對氣動特性的影響，滑移網格設置區域如圖2所示，左側為詳細花紋輪胎，右側為縱向溝槽輪胎。計算設置輪胎邊緣轉動線速度為140km/h。

2? ? 數值方法

本文應用Exa公司的商用軟件PowerFLOW進行瞬態流場數值模擬。該軟件在笛卡爾體網格上對格子玻爾茲曼方法（Lattice Boltzmann Method，簡稱LBM）進行離散，離散網格由軟件自動生成。玻爾茲曼方程給出了通過分布在時間和空間域上運動的流體粒子的統計學方程對流體進行了微觀描述，方程可寫成如下形式：

PowerFLOW中的湍流模型只應用湍流理論模擬耗散和慣性范圍，通過兩個附加方程模擬亞格子尺度的運動學，附加方程從擴展的RNG（重整化群理論）方程獲得，這一方法又稱為Very Large Eddy Simulation方法，可詳細參考文獻[10，11]。

3? ? 車輪氣動特性計算結果

3.1? ?氣動力

氣動力計算結果如表1所示，共進行了6個工況的計算，第1個工況為詳細幾何花紋輪胎，其余5個工況為縱向溝槽輪胎，并分別在輪胎表面設置數值為0/1/2/4/6的表面粗糙度值（用SR表示）。

從表1和圖3可以看出，表面粗糙度SR=1時，氣動阻力和阻力系數計算結果與詳細花紋輪胎計算結果整體最為接近，其中阻力差別為0.13N，阻力系數差別為0.0001。SR=0時，側向力和側向力系數與詳細花紋輪胎最為接近，SR=6時，升力和升力系數與詳細花紋輪胎最為接近。考慮到氣動阻力特性是目前新車型氣動開發中最為關注的氣動性能，因此選擇表面粗糙度SR=1對整車氣動特性進行模擬。

3.2? ?阻力發展曲線

圖4為車輪阻力發展曲線，表示車輪阻力隨X方向坐標位置的變化。從圖中可以看出，各表面粗糙度下，簡化溝槽車輪的阻力發展趨勢比較一致。從數值上看，粗糙度SR=0和SR=1的阻力發展值與詳細花紋輪胎結果比較接近，但是SR=1時的總阻力值與詳細花紋輪胎更為接近。因此綜合考慮阻力發展過程和總阻力值，取SR=1可以獲得比較合理的等效結果。

3.3? ?車輪表面附近流速

圖5為車輪表面附近的流速對比，從圖中可以看出SR=1時的簡化溝槽車輪與詳細花紋輪胎流速分布較為接近。SR=0時輪胎邊緣高速區域較為狹長，側面分離區位置較為靠后，與詳細花紋輪胎流速分布差異較大。SR=2時的流速分布與SR=1時較為接近，但是迎風面低速區域較為集中，面積較小，側面氣流分離區域也與詳細花紋輪胎差別較大。

3.4? ?車輪表面壓力

圖6為車輪表面壓力分布對比，從圖中可以看出SR=1和SR=2的車輪表面壓力分布比較相近，與詳細花紋輪胎比較接近，SR=0的壓力分布與詳細花紋輪胎差別相對比較大。

綜合以上氣動力、阻力發展曲線、速度分布和壓力分布的計算結果對比，表面粗糙度系數SR=1時的計算結果與詳細花紋輪胎最為接近，因此本文取SR=1的簡化溝槽輪胎等效詳細花紋輪胎，進行整車氣動特性計算。

4? ? 整車氣動特性計算

根據所確定的輪胎等效方案，本文對所選車型進行了10個方案的氣動特性計算，這些方案包括一個基本方案，以及在基本方案基礎上進行的外形改動，包括去掉前阻風板、去掉前輪導流板、加裝鋸齒形前輪導流板、加裝不同高度的后擾流板、設置尾部銳化分離特征線等等。

瞬態計算過程中風阻系數Cd隨流場時間的變化如圖7所示，總的流場計算時間約為2.18s，開始的一段時間是流場從初始瞬態逐漸過渡到充分發展狀態的過程。對Cd結果取向后平均，獲得圖中任意時刻處，從該時刻開始其后方所有Cd結果的平均值。Time=0.5s時，其后方的Cd變化趨勢總體比較平穩，并且0.5s-1.0s范圍內的向后平均值比較接近，偏差小于0.001，因此取Time=0.5s的向后平均值做為Cd的計算結果。

計算所獲得的10個方案的Cd結果如圖8所示（涉及保密原因，隱去Cd絕對值）。圖中可以看出，計算值分布在實驗值兩側±1%的偏差帶內，即計算值與實驗值的偏差小于1%，可以認為本文所采取的計算方案對整車外流場進行了比較準確的模擬，利用表面粗糙度等效模擬詳細花紋的方案是可行的。

5? ? 總結

本文基于LBM方法，利用表面粗糙度等效詳細輪胎花紋對流場的影響，獲取較為合理的表面粗糙度參數，進而對旋轉車輪條件下的整車外流場氣動特性進行了數值計算。

計算結果表明，合理的表面粗糙度數值能夠比較準確地等效輪胎花紋對流場的影響，利用該方案計算得到的整車氣動阻力系數與實驗值的偏差在±1%以內。該方法比較準確地模擬了旋轉車輪條件下的整車瞬態外流場氣動特性，并且降低了處理輪胎詳細幾何的復雜性，提高了計算效率。

參考文獻：

[1]Dimitrios Sapnaras， Ioannis Dimitriou. Experimental Analysis of the Underbody Pressure Distribution of a Series Vehicle on the Road and in the Wind Tunnel[C]. SAE Technical Paper， 2008-01-0802， 2008.

[2]Hucho W-H. Aerodynamics of Road Vehicles [M]. 4th edition， ISBN： 0-7680-0029-7， United States of America， 1998.

[3]Pfadenhauer M， Wickern G， Zwicker K. On the Influence of Wheels and Tires on the Aerodynamic Drag of Vehicles[C]. MIRA International Conference on Vehicle Aerodynamics， Proc. Sponsored by the Engineer， October， 1996.

[4]Skea A F， Bullen P R， Qiao J. CFD Simulations and Experimental Measurements of the Flow over a Rotating Wheel in a Wheel Arch[C]. SAE World Congress， 2000-01-0487， 2000.

[5]Skea A F， Bullen P R， Harvey J K. The use of CFD to predict the air flow around a rotating wheels[C]. 2nd MIRA International Conference on Vehicle Aerodynamics， 1998.

[6]Skea A F， Bullen P R， Qiao J. Underbody aerodynamics： Using CFD to simulate the airflow around a rotating wheel of a passenger car[C]. Birmingham， 1999.

[7]Skea A F， Bullen， P R， and Qiao J. Review of Underbody Aerodynamics： Testing Techniques; Airflow Characteristics; CFD Contribution [J]. Ford Technical Journal， 1998.

[8]Vitali D， Casella M， Bergamini P. CFD Prediction of the Effect on Aerodynamic Drag of Vehicle Underbody[C]. ECCOMAS 96 Proceedings， John Wiley & Sons， UK， 1996.

[9]Christoffer Landstr?m， Tim Walker， Lasse Christoffersen， et al. Influences of Different Front and Rear Wheel Designs on Aerodynamic Drag of a Sedan Type Passenger Car[C]. SAE Technical Paper， 2011-01-0165， 2011.

[10]Yakhot V.， and Orszag S.A.， “Renormalization Group Analysis of Turbulence. I. Basic Theory” J. Sci. Comput.， 1（2）， 3-51， 1986.

[11]Yakhot V.， V.， Orszag S.A.， Thangam S.， Gatski T.， and Speziale C.， “Development of turbulence models for shear flows by a double expansion technique”， Phys. Fluids A， 4 （7）， 1510-1520， 1992.