重型货车的气动减阻一直是汽车制造厂持续追求的目标之一。当车速超过80 km/h时，气动阻力就成为货车的主要阻力，此时60%的燃油消耗用于克服重型货车的气动阻力^[1]。在重型货车上加装合适的附加减阻装置可以大幅度降低货车气动阻力系数。国内外相关学者对各种气动减阻装置的减阻效果进行了大量的分析与研究，获得了许多宝贵的经验。Kim等^[2-4]提出了将新型的驾驶室导流罩用于厢式货车气动减阻，取得了明显的减阻效果。文献[5-7]研究了各种新型尾部减阻装置对汽车的气动减阻效果。文献[8-10]将非光滑仿生表面结构加装于汽车车身表面，并对其减阻效果和减阻机理进行了深入探讨。文献[11-12]对重型货车的气动减阻装置进行了优化。

汽车在行驶中经常会遭遇到侧风，因此汽车在侧风环境中行驶是一种典型的行车工况。当高速行驶的汽车遭遇侧风作用时，汽车外流场特性会发生明显变化，其行驶稳定性也会受到较大影响。重型集装箱货车因其车身高且侧面迎风面大，其侧风敏感性特别强，如果在高速行驶时遇到侧风的袭扰，很容易发生侧偏、侧翻等安全事故。Huang等^[13]通过数值模拟和风洞试验的组合方法研究了轿车在侧风环境下的气动特性。文献[14]就重型卡车在侧风环境下的气动特性进行了试验研究。

由以上分析可知，国内外学者对在无侧风工况下的重型货车气动减阻方法已经进行了深入详细的研究，并提出了许多新型的气动附加减阻装置，但是没有考虑附加减阻装置在侧风环境下对货车侧向力的影响。另一方面，目前对于汽车侧风气动特性的分析主要集中在轿车，而对在侧风工况下附加减阻装置对重型厢式货车气动特性的研究没有得到企业界和学术界的充分重视。因此，针对在侧风环境下附加减阻装置对重型集装箱货车气动特性的影响开展研究显得尤为重要。

本研究以某重型集装箱货车作为研究对象，采用计算流体动力学方法，深入研究在侧风环境下3种新型附加减阻装置对重型集装箱货车气动特性的影响规律，最后分析在侧风环境下复合减阻装置的复合减阻效果及侧风气动特性，以期为在侧风环境下的厢式货车新型附加减阻装置的设计及优化提供理论依据。

采用UG软件建立了某重型集装箱货车1∶1的实车模型。为了节省计算资源，在不影响计算精度的前提下，对该车模型进行了适当的简化。比如驾驶室部分省去了门把手、雨刮器、后视镜支架，并对底盘部分进行了平滑处理，简化了车轮、后桥和车架等复杂结构。重型集装箱货车原始模型(简称货车原始模型)的主要尺寸如图 1所示。

图 1 货车原始模型的尺寸(单位：mm) Fig. 1 Dimensions of original truck model (unit: mm)

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国内外对侧风环境下汽车行驶的数值模拟方法主要分为以下3种：偏风模拟法、车辆模型旋转模拟法和计算域旋转模拟法。偏风模拟法的合成速度原理如图 2所示。在建立汽车模型时不用旋转汽车模型与计算域的角度，而是通过相应的横摆角β，在入口和侧面入风口设置不同的侧风风速V_w及汽车速度V_a作为初始条件，从而获得模拟不同侧风和车速下的汽车侧风气动特性。在本研究中，车速均选择V_a=30 m/s，那么对于不同的横摆角β(本研究的横摆角分别为0°, 3°, 6°, 9°, 12°, 15°, 18°, 21°, 24°, 27°, 30°)，即可计算出相应的来流速度V=V_a/cos β，侧风速度V_w=Vsin β。

图 2 偏风数值模拟法原理图 Fig. 2 Schematic diagram of simulation method for crosswind

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货车在侧风作用下的气动特性数值模拟采用的计算域为一包围车身的长方体。车头距入口边界为1倍车长，车身尾部距出口边界为3倍车长，车身左侧面距左侧入口边界为4倍车宽，车身右侧面距右侧出口边界为8倍车宽，计算域的高为4倍车高。经计算得出该计算域的阻塞比为1.69%，雷诺数为3.06×10⁷，可以基本消除阻塞效应和雷诺数效应的影响。采用通用有限元分析软件ANSYS WORKBENCH的网格划分工具对货车模型的外流场计算域进行网格划分，通过设置膨胀层的方法来对货车模型的近壁面区域进行网格加密。通过采用不同的网格数目进行网格的无关性验证。为了保证货车气动阻力系数计算结果的一致性，所有货车模型外流场计算域的网格总单元数均控制在620万左右。在数值模拟中采用基于压力求解器的标准κ-ε湍流模型^[15]。边界条件设置如下：入口设置为速度入口(V_x=V_a；V_y=V_w)；出口设置为压力出口(静压力为0)；顶面、地面和车身表面均设置为无滑移壁面。求解时选用二阶迎风差分格式进行空间离散，采用Simple算法进行迭代。

受海狮头部形状的启发^[4]，在传统货车导流罩的基础上设计了一种新型的仿生导流罩(见图 3(a))。传统导流罩虽然也能起到一定的减阻效果，但是减阻效果有限。为了更好地发挥导流罩的减阻效能，设计了侧裙式导流罩，该侧裙式导流罩由传统导流罩和侧裙式导流板组合而成。当驾驶室与货厢之间的间隙被柔性装置全部封闭时，称之为封闭式仿生导流罩(见图 3(b))。在作者前期研究中^[16]，发现该封闭式仿生导流罩在没有侧风环境下对货车具有较好的减阻效果。对比研究了货车原始模型和加装封闭式仿生导流罩货车模型(简称导流罩模型)在不同侧风工况下的气动阻力和侧向力系数等气动特性。

图 3 新型仿生导流罩的安装效果图 Fig. 3 Effect drawing of installing a new type of bionic shroud

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图 4(a)为气动阻力系数随横摆角的变化趋势。分析可知，随着横摆角的增大，货车原始模型气动阻力系数对横摆角的变化比较敏感，呈现先增大后减小的趋势。当横摆角为24°时，气动阻力系数值最大，其值为1.596，此后气动阻力系数有所降低。而导流罩模型的气动阻力系数随着横摆角的增大而逐渐增大。对比分析可知，导流罩模型的气动阻力系数均小于货车原始模型，说明在无侧风和有侧风环境下，封闭式仿生导流罩均具有显著的减阻效果。当横摆角为6°时，导流罩模型相对于货车原始模型的减阻率为27.9%，此时减阻效果最佳。图 4(b)为侧向力系数随横摆角的变化趋势。随着横摆角的增大，货车原始模型和导流罩模型的气动侧向力系数均呈现类似线性增大的趋势。并且随着横摆角的增大，导流罩模型的气动侧向力系数急剧增加。这是因为封闭式仿生导流罩相比于原始货车模型的侧面迎风面积增加了约3.67 m²。这说明封闭式仿生导流罩在无侧风和有侧风的环境下均具有显著的减阻效果，但是同时会急剧增加货车所受的侧向力。

图 4 气动力系数随横摆角的变化趋势 Fig. 4 Trends of aerodynamic coefficients varying with yaw angle

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图 5为货车原始模型与导流罩模型的货车前部纵向对称面速度分布图(β=30°)。由该图可知，对于货车原始模型，由于驾驶室顶部低于货厢顶部，这样货厢顶部突出部分对来流产生较大的气动阻力，在驾驶室与货厢之间出现了明显的低速低压区。而导流罩模型的前部没有出现明显的低速低压区。

图 5 货车前部纵向截面速度分布图(β=30°) Fig. 5 Distribution of speeds at longitudinal section in front of truck(β=30°)

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图 6为货车原始模型与导流罩模型的前部水平横截面速度流线图(β=30°)。随着横摆角的增大即侧风速度的增大，货车左右两侧流场不再对称，车身背风侧出现了明显的气流分离。由图 6(a)可以看出，当侧风在驾驶室与货厢间隙处穿过时，受到驾驶室和货厢转角的阻滞作用，在驾驶室后部及货厢背风侧形成漩涡。由图 6(b)可知，加装封闭式仿生导流罩后，驾驶室后部区域气流分离得到明显改善，从而降低了整车的气动阻力。

图 6 货车前部水平横截面速度流线图(β=30°) Fig. 6 Speed streamlines at horizontal cross-section in front of truck(β=30°)

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图 7对比了在横摆角β=30°时导流罩模型和货车原始模型的前部水平横截面湍动能分布。由该图可知，在具有侧风的环境下，2种货车模型的背风侧均出现了不同程度的高湍动能区域。当横摆角β=30°时，相对于货车原始模型，导流罩模型的背风侧出现了大面积的高湍动能区域，这是由于封闭式仿生导流罩的增加使货车模型的侧面迎风面积增加了约3.67 m²。

图 7 货车前部水平横截面湍动能图(β=30°) Fig. 7 Turbulent kinetic energy at horizontal cross-section in front of truck(β=30°)

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从空气动力学的角度来看，重型厢式货车的几何形状一般被视为一钝体。而钝体所受的气动阻力与其尾流结构和动力学直接相关^[17]。为了有效地减少由于货车尾部产生的气动阻力，设计了一种由4块导流板构成的尾部减阻装置。图 8(a)为设计的尾部减阻装置的尺寸示意图，图 8(b)为尾部减阻装置的安装效果图。在作者前期研究中^[16]，发现当α=12.5°，γ=80°，L=800 mm，l=400 mm，θ=45°时，该尾部减阻装的减阻效果最佳。对比研究了货车原始模型和加装尾部减阻装置货车模型(简称尾部减阻装置模型)在不同侧风工况下的气动阻力和侧向力系数等气动特性。

图 8 尾部减阻装置的尺寸及安装效果图 Fig. 8 Dimension and installation effect drawing of rear end drag reducing device

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图 9为货车气动阻力系数和侧向力系数随横摆角的变化趋势。由图 9(a)可知，在所有侧风速度下，尾部减阻装置模型的气动阻力系数均小于货车原始模型，说明该尾部减阻装置在不同侧风速度下均有明显的减阻效果。且随着侧风速度的增加，货车原始模型和尾部减阻装置模型的气动阻力系数均是先增加后减小，当横摆角β=24°时货车气动阻力系数最大。在没有侧风环境下，该尾部减阻装置的减阻效果最佳，最佳减阻率为11.1%。由图 9(b)分析可知，随着侧风速度的增加，货车原始模型和尾部减阻装置模型的气动侧向力系数均呈类似线性规律增大。在大部分侧风速度下，该尾部减阻装置可以降低货车侧向力。这说明该尾部减阻装置在无侧风和有侧风环境下均具有较好的气动减阻效果。

图 9 气动力系数随横摆角的变化趋势 Fig. 9 Trends of aerodynamic coefficients varying with yaw angle

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图 10为货车尾部水平横向截面速度流线图(β=30°)。随着横摆角的增大即侧风速度的增强，货车的左右两侧流场明显不对称，货车尾部流场的变化也较大，并且车身尾部形成了多个不规则形状的拖曳涡，在货车的背风侧形成了2个大漩涡。对比分析可知，相对货车原始模型，尾部减阻装置模型的尾涡中心离车身尾部相对更远，从而尾部受到涡流中心低速低压区的影响较小。

图 10 货车尾部水平横向截面速度流线图(β=30°) Fig. 10 Speed streamline of horizontal cross-section at rear end of truck(β=30°)

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图 11为货车尾部水平横向截面湍动能图(β=30°)。由该图可知，当有侧风时，货车原始模型和尾部减阻装置模型尾部左右两侧均出现了一定面积的高湍动能区域，并且货车尾部背风侧的高湍动能区域较大。相对于货车原始模型，尾部减阻装置模型的尾部和背风侧的高湍动能区域面积较小。这说明尾部减阻装置可以改善货车的尾部气流状态，有效地减弱货车尾部和背风侧的湍动能损耗，进而减小货车所受的气动行驶阻力和侧向力。

图 11 货车尾部水平横截面湍动能图(β=30°) Fig. 11 Turbulent kinetic energy of horizontal cross-section at rear end of truck(β=30°)

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仿生学研究^[18]表明，仿生非光滑表面结构能改变表面边界层的流动状态从而降低其气动阻力。由作者前期研究^[16]表明，当将深度为5 mm的半椭球形凹坑仿生非光滑表面凹坑布置于货车原始模型的2个侧面时，可以获得较好的气动减阻效果。仿生非光滑表面结构的尺寸示意图如图 12所示。W为凹坑之间的横纵向距离，本研究取200 mm，S为凹坑的深度，D为半椭球的长轴长度，且长短轴比值为1.5。对比研究了货车原始模型和加装仿生非光滑表面结构货车模型(简称非光滑表面模型)在不同侧风工况下的气动阻力和侧向力系数等气动特性。

图 12 半椭球形凹坑示意图 Fig. 12 Schematic diagram of semi ellipsoid pit

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图 13(a)为货车原始模型和加装非光滑表面模型在不同横摆角下的气动阻力系数。可以看出，在侧风速度较小(横摆角小于9°)时，非光滑表面结构具有较好的气动减阻效果，而随着侧风速度增加，非光滑表面结构货车模型的气动阻力系数急剧增加。无侧风工况下，非光滑表面结构具有最佳的减阻效果，该货车模型的最佳减阻率为5%。图 13(b)为货车原始模型和非光滑表面模型在不同横摆角下的气动侧向力系数。可以看出，气动侧向力系数随横摆角β的增大以接近直线的趋势急剧变大。在大部分横摆角范围内，非光滑表面模型所受的侧向力均大于货车原始模型，但在较小横摆角(侧风速度小)时与货车原始模型相当。由以上分析可知，在有侧风环境下，非光滑表面结构的减阻效果有限，并且不具备降低货车侧向力系数的能力。

图 13 气动力系数随横摆角的变化趋势 Fig. 13 Trends of aerodynamic coefficient varying with yaw angle

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图 14为货车水平横向截面压力分布图。当横摆角为30°时，货车原始模型和非光滑表面模型的迎风面出现了3个明显的高压区域。相对于货车原始模型，非光滑表面模型的迎风面出现的高压区域面积更大，这也说明加装非光滑表面货车模型所受的侧向力要大于货车原始模型。在一定侧风速度范围内，非光滑表面货车模型的阻力系数要小于货车原始模型，能起到一定减阻效果。但在所有侧风速度下，非光滑表面会增大货车所受的侧向力。

图 14 货车水平横截面压力分布图(β=30°) Fig. 14 Distribution of pressures on horizontal cross-section of truck(β=30°)

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为了研究侧风对复合减阻装置模型气动特性的影响，在前面计算分析的基础上将封闭式仿生导流罩、尾部减阻装置及仿生非光滑表面结构进行组合，并对不同侧风速度下的复合减阻装置货车模型的外流场分别进行数值模拟。图 15为设计的复合方案的整车模型。

图 15 复合减阻装置模型 Fig. 15 Model of composite drag reduction device

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图 16为不同横摆角下的货车原始模型和复合减阻装置货车模型的气动力系数。可以看出，随着横摆角的增加，货车原始模型和复合减阻装置货车模型的气动阻力系数也逐渐增大，并且在所有横摆角下，复合减阻装置货车模型的气动力系数均远小于货车原始模型。当横摆角为12°时，复合减阻装置具有最佳的减阻效果，最佳减阻率为68.8%。在横摆角位于0°~30°之间时，复合减阻装置的平均减阻率达到了37.3%。这说明复合减阻装置在所有侧风工况下均具有显著的减阻效果。图 16(b)为不同横摆角下的货车原始模型和复合减阻装置货车模型的侧向力系数。可以看出，货车原始模型和复合减阻装置货车模型的侧向力系数随着横摆角的增加逐渐增大。在侧风工况下，复合减阻装置会增大货车所受的侧向力，且横摆角越大，侧向力系数也急剧增大。这说明在有侧风的工况下，复合减阻装置在大幅度降低气动阻力的同时会增加货车的侧向力。

图 16 气动力系数随横摆角的变化趋势 Fig. 16 Trends of aerodynamic coefficient varying with yaw angle

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图 17为横摆角β=30°时货车迎风面压力分布图。由该图可知，货车的正前部均出现了高压区。对于货车原始模型，高于驾驶室的部分货厢存在大面积的正压区，说明气流在这里受到货厢突出部分的阻挡。当货车在行驶时遭遇侧风时，气流从车头前方及货箱间隙部位向背风侧流动，从而对背风侧流场产生明显的影响。在同样的侧风速度下，复合减阻装置货车模型的侧面迎风面正压区要大于货车原始模型。这说明加装的减阻装置会增大货车的侧向力，这是因为附加减阻装置增大了货车侧向迎风面积。

图 17 货车迎风面表面压力分布图(β=30°) Fig. 17 Distribution of surface pressures on windward side of truck(β=30°)

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图 18为当横摆角β=30°时货车水平横截面湍动能分布图。由该图可知，货车原始模型和复合减阻装置货车模型的背风侧和尾部均出现了不同程度的高湍动能区域，其中在同样侧风速度下，相对于货车原始模型，复合减阻装置货车模型尾部出现的高湍动能区域的面积较小，而背风侧出现的高湍动能区域面积要大。这也说明了在有侧风的工况下，复合减阻装置在减少气动阻力的同时会增加货车的侧向力。

图 18 货车水平横截面湍动能图(β=30°) Fig. 18 Turbulent kinetic energy of horizontal cross-section of truck (β=30°)

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(1) 在无侧风和有侧风环境下，受海狮头部形状启发设计的封闭式仿生导流罩对货车具有显著的减阻效果。当横摆角为6°时, 导流罩模型相对于货车原始模型的减阻率为27.9%，此时减阻效果最佳。封闭式仿生导流罩的加装增大了货车的侧向力系数，这是因为封闭式仿生导流罩大大增加了货车的侧面迎风面积。

(2) 尾部减阻装置在无侧风和有侧风环境下均具有较好的气动减阻效果，进而可以增加货车在侧风环境下的行驶稳定性和安全性。尾部减阻装置可以改善货车的尾部气流状态，进而有效地减弱货车尾部和背风侧的湍动能损耗，减小货车所受的气动行驶阻力和侧向力。

(3) 在侧风速度较小(横摆角小于9°)时，非光滑表面结构具有较好的气动减阻效果，只有当横摆角等于6°时，非光滑表面结构模型的侧向力系数才小于货车原始模型。在有侧风环境下，非光滑表面结构的减阻效果有限，而且会增大货车所受侧向力。

(4) 复合减阻装置在所有侧风工况下均具有显著的减阻效果。当横摆角为12°时，复合减阻装置具有最佳的减阻效果，最佳减阻率为68.8%。在横摆角位于0°~30°之间时，复合减阻装置的平均减阻率达到了37.3%。在侧风工况下，复合减阻装置会增大货车所受的侧向力，且横摆角增大，侧向力系数也急剧增大。