李田田，劉曉輝，龐加斌，王建新，朱志軍，張 俊

（1.同濟大學 上海地面交通工具風洞中心，上海 201804；2.上海大眾汽車有限公司TEGG部，上海 201804）

近年來，我國汽車產(chǎn)銷量已連續(xù)8年位居世界第一。隨著汽車工業(yè)的發(fā)展，國家對汽車的燃油經(jīng)濟性和排放標準要求也越來越嚴格。為了節(jié)能減排，許多主機廠都做了大量的研究工作，如車身輕量化、渦輪增壓技術、整車氣動力減阻和發(fā)動機艙熱管理等。

由式（1）可知，在高速行駛下氣動阻力對整車阻力具有顯著的影響。相關研究表明，當車速超過60 km/h后，氣動阻力超過滾動阻力成為最主要的阻力因素[1]。

冷卻氣流主要是為整車上所有的熱源提供充足的散熱能力，保證發(fā)動機及零部件的安全運行。由冷卻氣流引起的阻力通常被稱為冷卻阻力，主要由內(nèi)部動量損失和與外部氣流相互影響組成。現(xiàn)今車輛的冷卻阻力占整車氣動阻力的百分比可高達10%[2]。如式（2）所示，冷卻阻力可由整車氣動阻力減去格柵全封閉狀態(tài)的氣動阻力[3]得到。

為保證車輛在極端環(huán)境下的正常行駛，汽車冷卻模塊的冷卻能力設計往往是過量的，因此冷卻阻力有很大的優(yōu)化空間。國內(nèi)外已經(jīng)有很多學者對此進行了研究，例如冷卻氣流入口和出口對冷卻氣流影響的研究[2]；地面模擬系統(tǒng)，尤其是車輪轉(zhuǎn)動效應對冷卻氣流影響的研究[3-4]；格柵開口、前防撞梁以及前端結(jié)構(gòu)對冷卻氣流影響的研究[5]；冷卻氣流導風板以及冷卻氣流出口對冷卻氣流影響的研究[6]；車輛爬坡或下坡狀態(tài)對冷卻氣流影響的研究[7]；防撞梁后導風板以及風扇罩形狀對冷卻氣流影響的研究[8]；散熱器阻力、發(fā)動機艙底部護板、前端密封、冷卻氣流出口路徑封堵、整車姿態(tài)以及主動進氣格柵形狀和位置對冷卻氣流影響的研究[9-10]。

圖1為某車型前端模塊輪廓的投影圖，由圖可知，冷卻氣流受到很多部件如格柵、防撞梁和喇叭的影響。相關研究表明，相較于理想狀態(tài)（無部件遮擋影響），實車散熱器的散熱性能下降了約10%[8]。但對主機廠來說，例如寶馬的雙腎格柵，別克的瀑式格柵，都是造型的一部分，無法隨意更改，因此，本文在前防撞梁優(yōu)化上做了大量的研究。

圖1 前端模塊輪廓投影示意圖

1 試驗方法及內(nèi)容介紹

冷卻氣流的來源可分為兩部分：一是沖壓效應，這是汽車高速行駛時冷卻氣流的主要來源；二是抽吸效應，這是車輛在怠速或低速爬坡時冷卻氣流的主要來源。沖壓效應下冷卻氣流流量與車輛行駛速度（V）有關，而抽吸效應下冷卻氣流流量與冷卻風扇轉(zhuǎn)速（n）有關。

根據(jù)對流換熱原理可知，冷卻模塊散熱量與冷卻氣流流量成正比，試驗中冷卻氣流流量的測量至關重要。圖2是測量冷卻氣流流量用的葉輪風速儀布置圖。由圖可知，不同于傳統(tǒng)的均布方式，16個葉輪風速儀是按照風扇的流場特性進行分布的，這樣每個葉輪可更精確地代表相對應的區(qū)域。通過對劃分的16個區(qū)域進行面積加權(quán)平均即可得到冷卻氣流流量，如式（3）所示。

圖2 散熱器表面葉輪布置示意圖

本文在冷卻模塊和整車上，對3種不同形式的防撞梁都進行了研究。圖3為這3種防撞梁的實體圖和橫截面圖。由圖可以很清楚地看到，原始防撞梁如平板一般，而開口防撞梁如同開了槽的平板，NACA翼型防撞梁則是在開口防撞梁上添加油泥將橫截面輪廓修整為同NACA23016翼型一樣。同原始防撞梁相比，開口防撞梁和NACA翼型防撞梁的冷卻氣流通道面積增加了約7%。

圖3 三種不同形式的防撞梁

本文中所有的試驗均在同濟大學上海地面交通工具風洞中心（SAWTC）完成。冷卻模塊通過特制的支撐架可獨立放置在風洞中進行試驗，防撞梁通過螺栓固定在支撐架上。圖4為冷卻模塊和整車在風洞中的試驗狀態(tài)。

圖4 冷卻模塊及整車風洞試驗圖

2 數(shù)值模擬

數(shù)值模擬所使用的模型為某車型冷卻模塊部分，包含前防撞梁、冷凝器、中冷器、散熱器冷卻風扇及風扇罩等部分。從空氣動力學角度來說，這部分數(shù)值模擬工作已足夠用來進行冷卻氣流流動機理分析。如圖5所示，數(shù)值模擬計算域尺寸為7 m×3 m×2 m，最小網(wǎng)格尺寸為4 mm，冷卻模塊附近進行網(wǎng)格加密處理，總網(wǎng)格數(shù)約800萬個，風扇旋轉(zhuǎn)采用多重參考坐標系方法（MRF）來實現(xiàn)，邊界條件有速度入口、壓力出口和無滑移固定壁面。

圖5 冷卻模塊數(shù)模及網(wǎng)格示意圖

3 試驗與數(shù)值模擬結(jié)果

3.1 試驗結(jié)果分析

圖6 抽吸效應下的冷卻氣流流量

為了解防撞梁對冷卻氣流的總體“貢獻”，對無防撞梁狀態(tài)下的冷卻模塊和整車也進行了試驗研究。圖6是冷卻模塊和整車在單獨抽吸效應下的冷卻氣流流量隨冷卻風扇轉(zhuǎn)速的變化曲線圖。由圖可知，無論有無防撞梁，冷卻氣流流量在相同風扇轉(zhuǎn)速下都是一樣的，且冷卻氣流流量隨風扇轉(zhuǎn)速線性增大。

圖7為抽吸效應下有無防撞梁狀態(tài)的冷卻模塊和整車冷卻氣流流量對比圖。由圖可知，相同風扇轉(zhuǎn)速下單獨模塊和整車的冷卻氣流流量相同，這說明抽吸效應下的冷卻氣流流量（QV）僅與冷卻風扇轉(zhuǎn)速（n）線性相關。

圖7 抽吸效應下冷卻模塊與整車冷卻氣流流量圖

圖8為冷卻模塊和整車在沖壓效應下，冷卻氣流流量隨來流速度的變化曲線圖。由圖可知，隨來流速度的增大，不同防撞梁之間的冷卻氣流流量差異越來越大?？傮w而言，原始防撞梁狀態(tài)冷卻氣流流量最小，開口防撞梁的次之，NACA翼型防撞梁的稍大，無防撞梁的最大。

圖8 沖壓效應下的冷卻氣流流量

在冷卻模塊上，因防撞梁的遮擋，冷卻氣流損失了約10%；相比原始防撞梁狀態(tài)，NACA翼型防撞梁的冷卻氣流流量最大增加了約7%。

在整車上，防撞梁同樣導致冷卻氣流流量損失了約10%；相比原始防撞梁狀態(tài)，NACA翼型防撞梁狀態(tài)下的冷卻氣流流量最大增加了約8%；開口防撞梁狀態(tài)與原始防撞梁狀態(tài)下的冷卻氣流流量基本一致。

對比冷卻模塊和整車在同一風速下的冷卻氣流流量發(fā)現(xiàn)，由于發(fā)動機艙和格柵等部件的影響，沖壓效應下冷卻氣流流量受到顯著影響。

圖9為原始防撞梁狀態(tài)下的整車在組合效應下的冷卻氣流流量變化圖。圖中“R+S”代表單獨沖壓效應和單獨抽吸效應下測得冷卻氣流流量的疊加值，也叫計算值；“R+S-EXP”代表組合效應下冷卻氣流流量的測試值。由圖可知，組合效應下冷卻氣流流量的計算值明顯要大于測試值，且差值隨著來流速度的增大而增大。這說明，在低風速下抽吸效應是最主要的冷卻氣流來源，而在高風速的時候主動旋轉(zhuǎn)的冷卻風扇對冷卻氣流流量有負作用。因此，當車輛在高速行駛過程中不建議打開冷卻風扇。

圖9 組合效應下整車冷卻氣流流量變化圖

圖10為整車組合效應下NACA翼型防撞梁和原始防撞梁狀態(tài)下的冷卻氣流流量對比圖。由圖可知，當冷卻風扇轉(zhuǎn)速為1 402 r/min時，相比原始防撞梁，隨沖壓速度的增大，NACA翼型防撞梁狀態(tài)下冷卻氣流流量逐漸增大，最大增加量約為7%；而當風扇轉(zhuǎn)速為2 438 r/min時，兩者之間幾乎沒有差別。這說明組合效應下，當抽吸效應大于沖壓效應時，冷卻氣流流量不受防撞梁的影響，與冷卻風扇轉(zhuǎn)速關系更大；當沖壓效應大于抽吸效應時，防撞梁優(yōu)化可以增大冷卻氣流。

圖10 組合效應下原始防撞梁狀態(tài)和NACA翼型防撞梁狀態(tài)對比

3.2 冷卻氣流流量計算

冷卻氣流流量關系到散熱器的性能，所以冷卻氣流流量計算對于冷卻模塊的設計具有非常重要的意義。由圖9和圖10可知，不同風扇轉(zhuǎn)速下，冷卻氣流流量和來流速度成二次函數(shù)關系。通過二次多項式擬合可得關系式（4），原始防撞梁狀態(tài)下，不同冷卻風扇轉(zhuǎn)速下式（4）中各項系數(shù)Ai見表1。

表1 式（4）中的系數(shù)矩陣

式（4）中各項系數(shù)Ai與冷卻風扇轉(zhuǎn)速的關系如圖11所示，同理可得式（5）和表2。

圖11 各項系數(shù)Ai隨風扇轉(zhuǎn)速變化曲線

表2 式（5）中的系數(shù)矩陣

最終可得原始防撞梁狀態(tài)下，整車在不同來流速度和不同風扇轉(zhuǎn)速下的冷卻氣流體積流量，計算公式如式（6）所示。

為了驗證式（6）的準確性，對原始防撞梁狀態(tài)下整車在組合效應下的某些工況測試值和計算值進行比較，見表3，誤差范圍不超過2%，式（6）的計算結(jié)果較為可靠。

表3 冷卻氣流流量計算誤差驗證

3.3 流場結(jié)構(gòu)分析

圖12為不同形式防撞梁下的冷卻模塊在來流速度30 km/h時的縱向剖面流線圖。由圖可知，對于沒有防撞梁的冷卻模塊，散熱器表面附近的流線分布較為均勻；對于原始防撞梁狀態(tài)的冷卻模塊，在原始防撞梁后方區(qū)域生成了一個大的分離渦，其影響區(qū)域幾乎占了散熱器表面積的一半；對于開口防撞梁狀態(tài)的冷卻模塊，在防撞梁后方有一大一小兩個分離渦，其影響區(qū)域和原始防撞梁的差不多；對于NACA翼型防撞梁狀態(tài)的冷卻模塊，防撞梁后方的兩個分離渦大小和強度明顯降低。

圖12 不同形式防撞梁后分離渦示意圖

圖13為不同形式防撞梁下的冷卻模塊在30 km/h時散熱器表面速度分布圖。由圖可知，無防撞梁狀態(tài)冷卻模塊散熱器表面速度分布主要受風扇罩的影響，正對風扇處速度分布較為均勻，而風扇罩區(qū)域速度較低；原始防撞梁狀態(tài)冷卻模塊散熱器在防撞梁所對應區(qū)域產(chǎn)生了一個大的低速區(qū)；防撞梁開口后，低速區(qū)的面積減??；NACA翼型防撞梁的冷卻模塊散熱器表面速度分布進一步改善，與無防撞梁狀態(tài)的相差不大。

綜上可知，采用NACA翼型防撞梁可以改善防撞梁對冷卻氣流的影響，提高散熱器表面的速度分布，提高散熱器的效率，在保證足夠的冷卻需求的同時，可通過降低冷卻氣流流量來減小冷卻氣流阻力，從而降低整車的氣動阻力。

圖13 不同形式防撞梁狀態(tài)下散熱器表面速度分布

4 結(jié)論

通過3種不同形式的防撞梁分別在冷卻模塊和整車上的試驗研究以及相關數(shù)值模擬分析，得出以下結(jié)論：

（1）在抽吸效應下，不論冷卻模塊和整車，冷卻氣流流量僅與冷卻風扇轉(zhuǎn)速線性相關。

（2）在沖壓效應下，相較于原始防撞梁狀態(tài)，NACA翼型防撞梁使冷卻氣流通道面積增大約7%，冷卻模塊上冷卻氣流流量最大可增加約8%，整車上可增大約7%。

（3）在組合效應下，NACA翼型防撞梁狀態(tài)整車冷卻風扇轉(zhuǎn)速為1 402 r/min時，相較于原始防撞梁狀態(tài)，冷卻氣流流量最大增加了約7%，主動旋轉(zhuǎn)的風扇對冷卻氣流流量有負效果影響，在汽車高速行駛過程中不建議打開冷卻風扇。

（4）根據(jù)試驗數(shù)據(jù)，歸納出了原始防撞梁狀態(tài)整車的冷卻氣流流量隨車速和冷卻風扇轉(zhuǎn)速的關系式（6），與試驗數(shù)據(jù)相比誤差在2%以內(nèi)。

（5）NACA翼型防撞梁顯著改善了冷卻模塊前端的流場，散熱器表面的速度分布均勻性得到提高，散熱器效率增加，在保證足夠的冷卻需求的同時，可通過降低冷卻氣流流量來減小冷卻氣流阻力，從而降低整車的氣動阻力，提高整車燃油經(jīng)濟性。