乘用車發(fā)動(dòng)機(jī)前艙溫度場優(yōu)化

劉國慶 楊萬里 鄧曉龍

1.天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津，300072

2.奇瑞汽車股份有限公司，蕪湖，241009

0 引言

隨著人們對(duì)動(dòng)力性和燃油經(jīng)濟(jì)性的需求越來越高以及排放法規(guī)日趨嚴(yán)格，當(dāng)前發(fā)動(dòng)機(jī)強(qiáng)化程度也越來越高［1］，這導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)在前艙內(nèi)散熱量也顯著增加。而現(xiàn)代汽車外形都是以流線型為主，汽車前艙設(shè)計(jì)越來越緊湊，艙內(nèi)氣流組織也愈發(fā)困難，導(dǎo)致前艙內(nèi)部件因過熱而失效的風(fēng)險(xiǎn)顯著增加，極端情況下甚至出現(xiàn)自燃現(xiàn)象，嚴(yán)重影響整車安全性。因此在整車前艙布置設(shè)計(jì)時(shí)，合理優(yōu)化前艙內(nèi)空氣流場分布十分重要。

近年來隨著流體計(jì)算技術(shù)和計(jì)算機(jī)硬件迅速發(fā)展，基于計(jì)算流體力學(xué)（CFD）模擬仿真技術(shù)的整車前艙流場和溫度場傳熱分析越來越受到關(guān)注，通過該方法可獲得前艙內(nèi)詳細(xì)流場和溫度場分布，在設(shè)計(jì)前期對(duì)前艙布置設(shè)計(jì)進(jìn)行分析和指導(dǎo)。當(dāng)前，在國外汽車整車開發(fā)中前艙流場分析已完全嵌入到其整車開發(fā)流程中［2－5］，福特公司甚至專門開發(fā)了一款CFD軟件UH3D用于該類問題的處理［6］，國內(nèi)關(guān)于此方面的研究與應(yīng)用也逐漸增多［7－10］。

由于前艙內(nèi)零部件非常多，在保留所有特征的條件下對(duì)前艙流場進(jìn)行CFD模擬時(shí)計(jì)算量非常大，因此實(shí)際仿真時(shí)通常會(huì)對(duì)前艙模型進(jìn)行大量簡化，且往往忽略熱輻射等方面的影響，單從流場或溫度場方面進(jìn)行定性分析。但艙內(nèi)關(guān)鍵部件失效往往是因其離熱源太近、受到大量熱輻射造成的，因此輻射換熱在前艙溫度場分析中占重要地位。本文針對(duì)實(shí)際整車前艙熱管理試驗(yàn)開發(fā)中出現(xiàn)的具體問題，對(duì)前艙和整車流場進(jìn)行了模擬，同時(shí)采用以前期試驗(yàn)得到的關(guān)鍵熱源溫度為熱邊界條件、問題部件采用絕熱邊界的方法，且考慮輻射換熱的影響，對(duì)前艙溫度場進(jìn)行模擬，得到問題部件壁面溫度場分布，找出問題部件溫度超標(biāo)的主要原因并提出解決方案，并對(duì)解決方案進(jìn)行了詳細(xì)優(yōu)化。在前艙CFD分析時(shí)，保留了整車和前艙內(nèi)大部分關(guān)鍵部件的基本特征，同時(shí)采用專項(xiàng)試驗(yàn)獲得了散熱器、冷凝器等部件準(zhǔn)確的換熱和流動(dòng)特性參數(shù)，確保了分析精度。

1 問題描述

在某搭載渦輪增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)的整車前艙熱管理試驗(yàn)開發(fā)過程中，傳動(dòng)軸油封和蓄電池表面的溫度超標(biāo)，前期采用多種隔熱方案未能有效解決問題，嚴(yán)重影響整車安全和部件壽命，圖1所示為溫度超標(biāo)測點(diǎn)位置，表1所示為實(shí)測溫度超標(biāo)情況（測量環(huán)境：速度40km/h，坡度12%，環(huán)境溫度45℃）。

圖1 傳動(dòng)軸油封和蓄電池表面溫度測點(diǎn)

表1 傳動(dòng)軸油封和蓄電池表面溫度測量值 ℃

2 仿真分析模型

2.1 計(jì)算模型

計(jì)算流域參照前艙溫度場試驗(yàn)臺(tái)架，包括整車外流場和發(fā)動(dòng)機(jī)艙內(nèi)流場。外流場模型除底盤部件進(jìn)行適當(dāng)簡化外，其余均按實(shí)際模型建立；前艙內(nèi)主要部件基本保留，重點(diǎn)熱源、溫度超標(biāo)問題點(diǎn)附近流域按實(shí)際模型建立，其他區(qū)域在盡量不影響流場分析結(jié)果的情況下進(jìn)行適當(dāng)簡化，散熱器、冷凝器及中冷器則忽略內(nèi)部形狀，按多孔介質(zhì)模型處理。

計(jì)算采用四面體網(wǎng)格，首先利用HYPERMESH軟件生成面網(wǎng)格模型，再讀入TGRID軟件加邊界層并生成流體網(wǎng)格，總網(wǎng)格數(shù)目約800萬，圖2所示為整車及艙內(nèi)表面網(wǎng)格。

圖2 整車及艙內(nèi)表面網(wǎng)格

2.2 模型的建立

前艙內(nèi)散熱器、中冷器、冷凝器等內(nèi)部結(jié)構(gòu)非常復(fù)雜，由很多小換熱管道或翅片組成，完全按照實(shí)際情況詳細(xì)建立其內(nèi)部流動(dòng)和傳熱模型十分困難，因此采用Darcy定律將其簡化為一維多孔介質(zhì)模型，公式如下：

其中，α、β為用戶定義參數(shù)，p為壓力，v為氣流速度，x為坐標(biāo)變量。換熱模型采用NTU（傳熱單元數(shù)）模型，實(shí)際熱流量q［11］的計(jì)算公式為

式中，Tin，hot、Tin，cold為冷卻液 和 進(jìn) 風(fēng) 的 溫 度，根 據(jù) 試 驗(yàn) 條件確定；Cr為熱容比，Cmin取冷端和熱端熱容小值；Ntu為傳熱單元數(shù)；ε為換熱器效能。

多孔模型和換熱模型具體參數(shù)根據(jù)相應(yīng)性能特性專項(xiàng)試驗(yàn)確定，圖3中虛線所示為冷卻液流量為80L/min時(shí)換熱部件散熱特性曲線，用于計(jì)算Ntu，繼而得到ε；實(shí)線為風(fēng)阻特性曲線，用于計(jì)算多孔屬性參數(shù)α、β值。

汽車前艙風(fēng)扇內(nèi)空氣流動(dòng)可簡化為穩(wěn)態(tài)勻速旋轉(zhuǎn)流動(dòng)，為此詳細(xì)建立了風(fēng)扇葉片網(wǎng)格模型，并采用MRF模型進(jìn)行模擬，葉片轉(zhuǎn)速根據(jù)試驗(yàn)時(shí)實(shí)際轉(zhuǎn)速給定。

2.3 邊界條件

圖3 換熱部件風(fēng)阻與換熱特性試驗(yàn)曲線

計(jì)算域進(jìn)口參照試驗(yàn)條件設(shè)定速度入口邊界和溫度，出口給定壓力邊界條件。艙內(nèi)主要熱源根據(jù)試驗(yàn)測量結(jié)果給定溫度邊界，重點(diǎn)關(guān)注區(qū)域（油封和蓄電池表面）則給定絕熱邊界以求解其表面溫度分布。輻射換熱是前艙內(nèi)主要熱交換方式之一，計(jì)算采用離散坐標(biāo)（DO）輻射傳熱模型［12］。

2.4 湍流模型

在恒定試驗(yàn)工況下，汽車外流場及前艙內(nèi)流場可假定為三維定常無壓縮湍流運(yùn)動(dòng)，其流動(dòng)和傳熱過程遵守質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量守恒定律［13］，湍流的求解則采用 RNGk－ε模型，相比標(biāo)準(zhǔn)k－ε模型，RNGk－ε模型考慮了渦流對(duì)湍流的影響，對(duì)湍流普朗特?cái)?shù)進(jìn)行了解析求解，并在耗散率求解方程中額外增加了一項(xiàng)，因此具有更高的精度。

3 計(jì)算仿真結(jié)果分析及優(yōu)化

3.1 計(jì)算結(jié)果分析

在建立內(nèi)外流場計(jì)算域分析模型后，采用FLUENT軟件對(duì)其進(jìn)行了計(jì)算，為了加快計(jì)算速度，首先求解速度、壓力方程，收斂后再求解能量方程和輻射換熱方程。

圖4為未隔熱情況下傳動(dòng)軸油封附近速度切片圖，油封離高溫?zé)嵩矗ㄈ呋鳎┖芙浔砻嬉蜉椛鋼Q熱獲得大量熱量，而油封附近速度很小（小于1m/s），氣流很難有效將其表面熱量帶走，繼而導(dǎo)致溫度超標(biāo)。

圖4 傳動(dòng)軸油封附近速度流場分布

圖5為蓄電池附近速度切片圖。從圖中可以看出，外流空氣經(jīng)散熱器、冷凝器及風(fēng)扇后的回流現(xiàn)象非常嚴(yán)重，造成空氣被循環(huán)加熱，部分加熱后的氣流直接吹向蓄電池，導(dǎo)致了其表面溫度超標(biāo)。

3.2 前艙溫度場優(yōu)化

由于傳動(dòng)軸油封離熱源很近而附近流速很低，僅通過隔熱很難徹底解決熱量聚集的問題，必須有效改善油封附近空氣流動(dòng)狀態(tài)，為此考慮在發(fā)動(dòng)機(jī)前艙下護(hù)板前端增加引風(fēng)口，并在傳動(dòng)軸油封附近增加導(dǎo)流機(jī)構(gòu)，將外流冷風(fēng)引入并導(dǎo)向油封，將熱量帶走。

采用CFD模擬仿真對(duì)該方案進(jìn)行了優(yōu)化分析，結(jié)果顯示導(dǎo)流槽位置、頂端寬度以及兩側(cè)側(cè)翼導(dǎo)流板與來流夾角對(duì)油封附近流場影響很大：導(dǎo)流槽離引風(fēng)口過遠(yuǎn)時(shí)，外流冷風(fēng)會(huì)直接越過傳動(dòng)軸，無法在油封附近形成足夠強(qiáng)的氣流；而側(cè)翼導(dǎo)流板與來流角度過小或?qū)Я鞑垌敳窟^窄則會(huì)導(dǎo)致油封附近氣流方向與油封方向平行而無法達(dá)到預(yù)定冷卻效果（實(shí)際油封位置略微向內(nèi)凹陷，如圖1所示，氣流平行越過時(shí)，油封附近會(huì)存在流動(dòng)死區(qū)），經(jīng)過多輪優(yōu)化，最終優(yōu)化方案如圖6所示，限于篇幅在此僅列出最終優(yōu)化方案模擬計(jì)算結(jié)果。

圖6 下護(hù)板優(yōu)化方案示意圖

圖7和圖8分別為最終優(yōu)化方案油封附近流場分布和氣流流線圖，由圖可知，外環(huán)境冷空氣（45℃）從下護(hù)板前段入口引入，經(jīng)導(dǎo)流機(jī)構(gòu)引導(dǎo)以很高的流速（7～8m/s）流經(jīng)傳動(dòng)軸油封附近，并吹向三元催化器，改善了油封附近空氣流動(dòng)狀態(tài)，有效降低了油封處溫度；同時(shí)強(qiáng)氣流還顯著降低了三元催化器靠油封側(cè)的表面溫度，繼而減少了其對(duì)外輻射的熱量，這樣可進(jìn)一步降低油封溫度。

圖7 最終優(yōu)化方案油封附近速度流場分布

圖8 最終優(yōu)化方案油封附近氣流流線圖

圖9所示為優(yōu)化方案與原方案傳動(dòng)軸油封附近壁面溫度場模擬結(jié)果的對(duì)比，原方案左側(cè)油封溫度明顯高于其溫度限制（120℃），右側(cè)油封平均溫度也接近110℃，這與前期試驗(yàn)結(jié)果趨勢一致；而優(yōu)化方案左右側(cè)油封溫度都明顯降低，大部分區(qū)域溫度均低于90℃。表2為優(yōu)化前后油封試驗(yàn)測點(diǎn)位置的溫度計(jì)算結(jié)果對(duì)比，與原方案相比，優(yōu)化方案左右油封測點(diǎn)位置的計(jì)算溫度分別降低了68℃和30℃。

圖9 優(yōu)化方案與原方案傳動(dòng)軸油封壁面溫度分布對(duì)比

表2 優(yōu)化前后傳動(dòng)軸油封測點(diǎn)計(jì)算溫度對(duì)比 ℃

由前面分析可知，經(jīng)整車?yán)鋮s系統(tǒng)的空氣因回流被循環(huán)加熱，再與蓄電池表面以對(duì)流換熱方式進(jìn)行熱交換是造成蓄電池表面溫度超標(biāo)的主要原因，因此降低蓄電池表面溫度可采用兩種途徑：①采用密封擋板截?cái)嗷亓骰騼?yōu)化冷卻系統(tǒng)，降低來流溫度；②改變兩者之間的熱量傳遞路徑或傳遞方式。圖10所示為原方案與加密封擋板方案前艙流體溫度場分布對(duì)比，圖11所示為對(duì)應(yīng)蓄電池壁面溫度場分布對(duì)比，由圖可知，通過擋板截?cái)嗷亓骱螅铍姵馗浇黧w溫度明顯降低，其表面整體溫度也有所下降，但由于來流溫度仍然較高（大于80℃），優(yōu)化方案蓄電池表面部分區(qū)域計(jì)算溫度仍然略微偏高或接近臨界限值。

圖10 加密封板方案與原方案前艙溫度場分布對(duì)比

圖11 加密封板方案與原方案蓄電池表面溫度對(duì)比

考慮到加密封板方案在實(shí)車上布置困難且不能完全消除蓄電池溫度超標(biāo)問題，而通過冷卻系統(tǒng)優(yōu)化降低來流溫度難度更大，因此考慮在蓄電池罩蓋上集成隔熱導(dǎo)流機(jī)構(gòu)，改變熱量傳遞路徑和傳遞方式來降低蓄電池表面溫度。基本思路如下：原方案蓄電池表面主要換熱方式為與經(jīng)散熱器和冷凝器后熱風(fēng)間的對(duì)流換熱，在蓄電池和加熱后的氣流間增加隔熱導(dǎo)流板后，蓄電池壁面換熱方式則轉(zhuǎn)化為與隔熱導(dǎo)流板間的輻射換熱，而此處空氣溫度整體較低（約90℃），隔熱導(dǎo)流板溫度也相應(yīng)較低，因此隔熱導(dǎo)流板對(duì)外輻射熱量很少，這樣可有效降低蓄電池表面從外界獲得的熱量。方案示意圖見圖12，該方案要求導(dǎo)流隔熱板與蓄電池保證一定間隙，否則換熱方式將由輻射換熱變?yōu)闊醾鲗?dǎo)，而達(dá)不到預(yù)期效果，由于導(dǎo)流隔熱板與蓄電池間的間隙很小（約1～2mm），進(jìn)行模擬仿真時(shí)建模困難，分析精度很難保證，因此該方案的有效性將在試驗(yàn)中進(jìn)行驗(yàn)證。

圖12 降低蓄電池表面溫度優(yōu)化方案示意圖

4 優(yōu)化方案的前艙溫度場試驗(yàn)

為驗(yàn)證優(yōu)化方案最終效果，試制了帶導(dǎo)流隔熱功能的蓄電池罩蓋和帶引風(fēng)導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的發(fā)動(dòng)機(jī)下護(hù)板（圖13），并進(jìn)行了前艙溫度場試驗(yàn)，同時(shí)試驗(yàn)時(shí)還對(duì)圖10中加密封板方案進(jìn)行了驗(yàn)證，試驗(yàn)測試工況和原方案相同，且在同一輛車上完成。由于油封附近結(jié)構(gòu)緊湊且傳動(dòng)軸本身為運(yùn)動(dòng)件，溫度傳感器的布點(diǎn)十分困難，因此只在具有代表性的區(qū)域進(jìn)行單點(diǎn)測量，測點(diǎn)位置選擇在靠近熱源（三元催化器）附近區(qū)域，優(yōu)化前后測點(diǎn)位置相同，如圖1所示。而對(duì)于蓄電池表面，加蓄電池罩蓋后罩蓋與蓄電池間氣流運(yùn)動(dòng)很弱，可認(rèn)為蓄電池表面溫度分布相對(duì)均勻，因此在蓄電池靠熱風(fēng)側(cè)的中間位置進(jìn)行布點(diǎn)測量（如圖1和圖13所示）。

圖13 最終優(yōu)化方案實(shí)物圖

表3為原方案和優(yōu)化方案測點(diǎn)溫度測量結(jié)果對(duì)比，可以看出（與表2、圖11對(duì)比），仿真計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測量結(jié)果非常一致。相比原方案，傳動(dòng)軸油封兩側(cè)測點(diǎn)溫度均降低至90℃以下，其中左側(cè)油封溫度降幅達(dá)66℃，右側(cè)油封也降低了31℃；加隔熱導(dǎo)流板方案后蓄電池表面溫度降幅達(dá)22℃，而加密封板方案則僅降低了8℃。由此可知采用圖13中的優(yōu)化方案可有效解決該車前艙溫度場問題。

表3 傳動(dòng)軸油封和蓄電池表面溫度測量值 ℃

5 結(jié)論

（1）通過CFD前艙流場分析找到了溫度場超標(biāo)的主要原因：原方案經(jīng)散熱器吹向蓄電池表面的空氣因回流被循環(huán)加熱是導(dǎo)致蓄電池表面溫度超標(biāo)的主要原因，而傳動(dòng)軸油封表面溫度超標(biāo)則是由于離熱源很近且附近空氣滯流造成的。

（2）在進(jìn)行前艙溫度場模擬時(shí)，采用關(guān)鍵熱源溫度邊界條件按前期試驗(yàn)測量結(jié)果給定、重點(diǎn)關(guān)注區(qū)域（如文中傳動(dòng)軸油封和蓄電池表面）給定絕熱邊界的方法，并考慮輻射換熱的影響，可比較準(zhǔn)確地對(duì)重點(diǎn)關(guān)注區(qū)域溫度分布進(jìn)行預(yù)測，從而對(duì)優(yōu)化方案最終降溫效果進(jìn)行定量評(píng)估，指導(dǎo)后期試驗(yàn)。

（3）合理組織前艙內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)對(duì)整車前艙布置十分重要，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)強(qiáng)化程度越來越高，單純靠隔熱措施往往很難有效解決發(fā)動(dòng)機(jī)前艙溫度場問題，而需采用導(dǎo)流與隔熱相結(jié)合的思路。通過在下護(hù)板上增加引流導(dǎo)風(fēng)裝置和在蓄電池罩蓋上增加隔熱導(dǎo)流裝置的方案從根本上分別解決了原車前艙傳動(dòng)軸油封和蓄電池表面溫度超標(biāo)問題。

（4）在整車開發(fā)前期需對(duì)整車?yán)鋮s系統(tǒng)（風(fēng)扇、中冷器、散熱器）回流現(xiàn)象予以重視，否則來流空氣會(huì)因循環(huán)加熱導(dǎo)致溫度升高，不僅會(huì)降低整車?yán)鋮s系統(tǒng)換熱效率，同時(shí)還易導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)前艙溫度場問題，繼而大大增加后期整改成本和難度。

［1］Heywood J，Welling O.Trends in Performance Characteristics of Modern Automobile SI and Diesel Engines［C］//SAE 2009 World Congress ＆Exposition.Detroit，MI，USA，2009：2009－01－1892.

［2］Lawrence V.Underhood Airflow Simulation of a Passenger Car Using Computational Fluid Dynamics［C］//SAE 2001 World Congress ＆ Exposition.Detroit，MI，USA，2001：2001－01－3800.

［3］Nobel T，Jain S.Improving Truck Underhood Thermal Management Through CFD［C］//SAE 2002 World Congress ＆ Exposition.Detroit，MI，USA，2002：2002－01－1027.

［4］Siqueira C，Motta M.Numerical Simulation of a Bus Underhood Flow［C］//SAE 2003 World Congress＆ Exposition.Detroit，MI，USA，2003：2003－01－3522.

［5］Alajbegovic A，Sengupta R，Jansen W.Cooling Airflow Simulation for Passenger Cars using Detailed Underhood Geometry［C］//SAE 2006 World Congress ＆Exposition.Detroit，MI，USA，2006：2006－01－3478.

［6］Costa E.CFD Approach on Underhood Thermal Management of Passenger Cars and Trucks［C］//SAE 2003 World Congress ＆ Exposition.Detroit，MI，USA，2003：2003－01－3577.

［7］趙又群，張海濱.含地面效應(yīng)、發(fā)動(dòng)機(jī)艙內(nèi)流的轎車流場仿真［J］.中國機(jī)械工程，2008，19（17）：2138－2141.

Zhao Youqun，Zhang Haibin.Simulation Analysis of Car Flow Field with Underhood and Ground Effect［J］.China Mechanical Engineering，2008，19（17）：2138－2141.

［8］袁俠義，谷正氣，楊易，等.汽車發(fā)動(dòng)機(jī)艙散熱的數(shù)值仿真分析［J］.汽車工程，2009，31（9）：843－847.

Yuan Xiayi，Gu Zhengqi，Yang Yi，et al.Numerical Simulation on Vehicle Underhood Cooling［J］.Automotive Engineering，2009，31（9）：843－847.

［9］張坤，王玉璋，楊小玉.應(yīng)用CFD方法改善發(fā)動(dòng)機(jī)艙散熱性能［J］.汽車工程，2011，33（4）：314－318.

Zhang Kun，Wang Yuzhang，Yang Xiaoyu.Improving Underhood Cooling Performance by Using CFD Technique［J］.Automotive Engineering，2011，33（4）：314－318.

［10］肖國權(quán)，楊志剛.轎車發(fā)動(dòng)機(jī)艙內(nèi)流動(dòng)與散熱特性數(shù)值研究［J］.武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào)（交通科學(xué)與工程版），2010，34（6）：1133－1137.

Xiao Guoquan，Yang Zhigang.Simulation on Vehicle Underhood Thermal Management System［J］.Journal of Wuhan University of Technology（Transportation Science ＆ Engineering），2010，34（6）：1133－1137.

［11］楊世銘.傳熱學(xué) ［M］.2版.北京：高等教育出版社，1987.

［12］Fiveland W A.Three－dimensional Radiative Heat Transfer Solutions by the Discrete Ordinates Method［J］.Thermophysics，1988，2（4）：309－316.

［13］陶文銓.數(shù)值傳熱學(xué)［M］.2版.西安：西安交通大學(xué)出版社，2004.