某摩托車流場數值模擬及結構優化

賴晨光，唐 琳,，譚禮斌，黃 燦

(1.重慶理工大學 汽車零部件先進制造技術教育部重點實驗室， 重慶 400054；2.隆鑫通用動力股份有限公司技術中心， 重慶 400039)

摩托車作為常用的出行交通工具之一，其方便實用性是人們選擇該產品的重要原因。但隨著生活品質的提高和科學技術的迅速發展，高排量高性能的摩托車開始備受廣大摩旅愛好者的青睞。然而，高排量高性能摩托車對其冷卻系統的匹配及設計提出了相對更高的要求。目前常規的設計方式主要是依賴于工程經驗設計及實驗驗證，這種方式很難在較短時間內獲取較優的工程設計，開發周期難以保障[1-2]。近年來，隨著實驗開發成本的劇增和高性能計算機的廣泛運用，基于虛擬數值仿真的開發技術逐漸受到工程機械領域的青睞。其中，采用CFD仿真分析方法對摩托車、發動機、散熱器及相關零部件進數值分析，可快速獲取實際實驗中無法直觀獲取的流動細節信息，可為產品設計工程師提供全面的設計指導和仿真數據支撐[3-10]。如余秋蘭等[11]采用CFD技術對摩托車排氣管內部流場進行了數值模擬分析，依據速度及壓力分布情況合理選擇了排氣管內部催化器的安裝位置，為尾氣凈化裝置設計提供了理論參考。束奇等[12]采用Solidworks中flow simulation插件對摩托車氣流流場進行了數值模擬分析，為摩托車造型優化和改良提供了理論指導。JANG等[13]采用CFD技術研究了摩托車水冷發動機在運行過程中熱流體流動狀態，為冷卻系統的設計提供了優化思路。由此可見，采用CFD技術進行工程機械產品流體仿真分析，可對流體細節進行針對性探究及細節優化，快速獲取并評估結構優化方案，縮短產品開發周期，降低成本。

目前常用的商業CFD求解軟件較多，均各有優勢。本文選擇的STAR-CCM+求解軟件具有較高的集成度，可在軟件界面里完成幾何前處理、網格劃分、計算求解及結果后處理等操作，快速便捷地獲取流場分析結果[14-15]。基于此，STAR-CCM+流體仿真分析軟件已在整車、發動機、零部件等領域得到了廣泛的應用[16-19]。

摩托車駕駛性能與整車散熱性密切相關。為避免摩托車在整車駕駛過程中出現因散熱不好而導致發動機溫度過高所帶來的高排放、低功率、以及零部件局部熱害等問題，本文以某摩托車為研究對象，采用 CFD 分析軟件 STAR-CCM+對整車速度場特性及關鍵部件的溫度場特性進行模擬分析，評估該摩托車整車流場及關鍵部件表面速度場及溫度場的合理性，并依據模擬結果進行針對性地結構優化設計，提出相應的結構改進方案，提升摩托車整車散熱性能，保證摩托車整車良好的駕駛性能。研究結果可為摩托車整車零部件設計及開發提供仿真數據支撐及理論指導。

1 整車CFD 分析

1.1 物理模型

該越野摩托車的3D模型是采用CATIA 軟件按照摩托車樣車實物以 1∶1比例繪制獲得，導入STAR-CCM+軟件后如圖1所示。圖2為前進風格柵與油冷器位置示意圖。本文采用STAR-CCM+軟件中布爾減(Boolean subtract)的功能進行整車計算流體域的提取，并選取軟件自帶的多面體網格類型與邊界層網格類型完成網格劃分，整車流體域總體網格量約為2 100萬，固體域總體網格約為340萬，完成后的計算域網格模型如圖3所示。

圖2 前進風格柵與油冷器位置示意圖

圖3 計算域網格示意圖

1.2 數學模型及邊界條件

流體流動滿足質量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律。數值求解中因涉及溫度場，所以流動控制方程如下：

1) 連續方程[20]

(1)

2) 動量方程(N-S方程)[20]

(2)

式中：ui、uj為平均速度分量(m/s);xi、xj為坐標量(m);p為流體微元體上的壓力(Pa);μeff是湍流有效黏性系數。

3) 能量守恒方程[20]

(3)

式中：ρ為密度(kg/m3);t為時間(s);u、v、w為速度矢量v在x、y、z方向上的分量(m/s)；c為流體的比熱(J/(kg·K))；k為流體的導熱系數(W/(m·K))；T為流體溫度(℃)；ST為流體的內熱源及由于黏性作用流體機械能轉換為熱能的部分(J)。

湍流模型采用的是Realizablek-ε湍流模型[20]：

(4)

式中：Gk為速度梯度產生的湍動能項；Gb為浮力產生的湍動能項；YM為脈動擴張項；C1ε、C2ε、C3ε為經驗常數；σk、σε分別為與湍動能k和耗散率相對應的Prandtl數；Sk和Sε為用戶自定義的源項。

采用STAR-CCM+軟件進行整車底盤臺架的流場特性模擬，其邊界條件的相關設置如下：

1) 流體邊界條件：介質為 25 ℃空氣，計算域進口為風機出風口，按常用工況車速60 km/h給定速度進口邊界；計算域出口為風機進風口，采用壓力出口邊界；其余為壁面邊界，壁面采用 Two-layer All Y+ Wall Treatment 模型，為無滑移壁面條件；湍流計算模型選擇為k-ε兩方程湍流模型，壓力、速度耦合采用SIMPLE算法，采用壓力基求解器(Pressure-Based)求解；

2) 固體邊界條件：固體壁面邊界為常用的經驗值和缸內燃燒平均值給定，能量模型選擇定常固體能量模型[9]。缸內燃燒熱邊界條件如圖4所示，各燃燒熱邊界編號對應的熱邊界名稱及邊界條件設置值(溫度、換熱系數)如表1所示。

圖4 缸內燃燒熱邊界示意圖

表1 熱邊界條件參數設置

2 整車外流場 CFD 仿真結果

2.1 風量對比分析

圖5為原狀態與無前進風格柵方案的油冷器風量對比情況，原狀態相比去掉前進風格柵方案，其油冷器風量下降了70.4%，不利于油冷器的散熱，容易導致發動機溫度急劇升高，整車存在熱負荷較高的風險。

圖5 油冷器風量直方圖

2.2 速度場分析

圖6、7為原狀態與無前進風格柵方案的油冷器縱截面速度矢量云圖。可以明顯看出,由于前進風格柵的阻擋，使通過油冷器的冷卻氣流速度分布明顯變小；而且由于原狀態的前進風格柵形狀結構的影響，在格柵與油冷器之間發生了氣流滯留現象，引起了多處局部渦流，增加了流動阻力，從而降低了油冷器散熱能力，不利于整車的冷卻散熱。

圖7 原狀態的油冷器縱截面速度矢量云圖

2.3 溫度場分析

圖8為原狀態與無前進風格柵方案的缸頭缸體表面溫度分布云圖。相比去掉前進風格柵，原狀態的進風格柵使導向發動機缸頭的風量明顯減小，導致發動機缸頭與冷卻自然風的對流換熱變差，升溫較大。

圖8 缸頭缸體表面溫度分布云圖

3 前進風格柵結構優化

3.1 原因分析及優化策

通過對原狀態與去掉前進風格柵方案的整車底盤臺架流場對比分析，發現由于前進風格柵的阻擋，使流向油冷器及發動機的冷卻氣流風量驟然減小，發動機缸蓋及缸頭溫度均有所上升，不利于整車冷卻系統的散熱。故考慮對前進風板格柵的形狀結構進行優化，以增加前進風板格柵和油冷器的通風面積為優化思路，以提升流向油冷器、發動機的冷卻風量以及改善前進風板格柵與油冷器之間的局部渦流現象為優化目標，如圖9、10所示。

圖9 前進風板格柵結構優化思路示意圖

圖10 各方案油冷器的通風面積直方圖

為了同時保證造型和結構設計的合理性，總共提出了4種優化方案，如圖11所示。

圖11 各前進風格柵方案示意圖

1) 優化方案1、優化方案2、優化方案3均在初始方案的基礎上加以改進，整體結構變化較小。

2) 優化方案4是以某汽車前進氣格柵為設計靈感而全新設計的前進風格柵結構方案，能更好地將氣流導向油冷器和發動機缸頭表面。

3.2 優化效果對比

圖12為各優化方案與原狀態油冷器風量。通過對比可知，各優化方案的油冷器風量均有顯著提升，其中最優方案4油冷器風量提升了118%，能更好地通過與油冷器的對流換熱帶走發動機多余的熱量，降低整車熱負荷高的風險。

圖12 油冷器風量直方圖

圖13為原狀態與優化方案3、4的油冷器橫截面速度分布云圖。可通過對比得出，2個優化方案的油冷器速度分布改善顯著，且方案4較方案3速度梯度分布更大，但略為不均勻；從圖14、15可以看出，方案3、4均改善了原狀態進風格柵與油冷器之間的氣流渦旋現象，降低了內流阻力，且方案4的進風格柵導葉處的風量分布更大且均勻，將更多的冷卻風量導向了油冷器以及發動機缸頭，更有利于發動機的散熱。

圖13 油冷器橫截面速度分布云圖

圖14 油冷器縱截面速度矢量云圖

圖15 缸頭缸體表面溫度分布云圖

3.3 實驗驗證

為驗證方案與仿真結果的可靠性，分別在試驗室進行了原狀態與優化方案4的整車熱平衡臺架試驗(如圖16所示)，主要測量發動機達到熱平衡后的機油溫度與發動機火花塞墊片溫度(缸溫)。試驗時需要的輔助設備有：溫度及壓力傳感器、流量計、數采儀、筆記本、K型熱電偶、熱電偶適配器等。測試步驟大致分為：① 確認整車裝配狀態，車身前端各部件連接布置須符合整車實際使用情況，車輛能正常啟動或熄火，發動機無異常；② 布置水溫傳感器位于發動機出水口，測試發動機出水溫度，數采連接機油溫度、火花塞墊片溫度；③ 底盤臺架及風機控制：按照測試工況給定發動機油門100%，轉速由臺架轉轂調節給定，保證發動機狀態維持目標工況下油門、轉速情況；④ 數采實時記錄發動機出口溫度、發動機出口壓力、機油溫度、火花塞溫度變化情況，若發動機達到熱平衡(5 min內水溫變化小于0.5 ℃)，則記錄數據。整個測試完成了最高車速、最大功率及最大出力點等3個工況點的熱平衡試驗，基本都在30 min左右達到熱平衡，記錄相應的測試數據結果，如表2、3所示。

圖16 整車熱平衡臺架布置

表2 原狀態的整車熱平衡臺架試驗結果

表3 優化方案4的整車熱平衡臺架試驗結果

通過對比試驗結果，優化方案4較原狀態的機油溫度在3個工況點下分別下降了16.5、15、14.1 ℃，缸溫在3個工況點下分別下降了20.4、20.8、24.4 ℃，優化效果顯著，且已滿足在各種工況下發動機機油溫度小于135 ℃、缸溫小于250 ℃的要求。

4 結論

1) 原狀態的進風格柵結構設計不合理，導致進風格柵與油冷器之間存在多處局部渦流現象，增加了局部內流阻力，且進風格柵通風面積較小，使通向油冷器的冷卻風量偏小，增加了整車熱負荷高的風險。

2) 通過改變前進風格柵導葉結構增大通風面積，使優化后的整車流場得到明顯的改善，通過油冷器的冷卻風量提升118%，從而更有利于發動機的冷卻散熱。經實驗驗證， 最優方案4在各種工況下均滿足發動機機油溫度小于135 ℃、缸溫小于250 ℃的要求。

3) 總體上來看，優化后的進風格柵已能滿足發動機的散熱需求。后續可嘗試搭建進風格柵的參數化建模與數值聯合仿真的計算方法，研究進風格柵導葉不同的角度以及通風面積大小對散熱的影響，進行參數化尋優，從而獲得最佳的冷卻散熱方案。