駐車通風(fēng)參數(shù)對(duì)駕駛室熱浸降溫效果的影響

郭鵬 胡興軍 高浩 王漠 桑濤 王靖宇 曹杰汛

(吉林大學(xué) 汽車仿真與控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,吉林 長(zhǎng)春 130022)

汽車空調(diào)系統(tǒng)的設(shè)計(jì)對(duì)汽車的整體舒適性有很大的影響，目前汽車空調(diào)系統(tǒng)設(shè)計(jì)側(cè)重于行車工況，對(duì)于駐車狀態(tài)下的駕駛室溫度控制考慮較少。在夏季，熱浸之后的駕駛室高溫環(huán)境會(huì)使乘員產(chǎn)生不適感[1]，增加空調(diào)運(yùn)轉(zhuǎn)負(fù)荷，且內(nèi)飾件在高溫下也會(huì)釋放有害物質(zhì)，影響乘客的健康[2]。因此，有必要研究駐車狀態(tài)下通風(fēng)參數(shù)對(duì)降溫效果的影響，以增強(qiáng)車內(nèi)環(huán)境溫度的調(diào)節(jié)效率。

Parrino等[3]借助風(fēng)洞試驗(yàn)，對(duì)駕駛室熱浸進(jìn)行模擬，持續(xù)通風(fēng)的降溫效果明顯優(yōu)于短時(shí)通風(fēng)。王靖宇等[4]研究了不同的冷卻因素對(duì)乘員的熱舒適性的影響。王彬彬等[5]通過(guò)計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)仿真，研究了強(qiáng)制通風(fēng)流量、外環(huán)境溫度、太陽(yáng)輻射、表面吸收率等因素對(duì)車內(nèi)溫度的影響。Huang等[6- 7]通過(guò)建立駐車通風(fēng)降溫?cái)?shù)學(xué)模型，預(yù)測(cè)了不同風(fēng)量大小對(duì)駕駛室溫度變化的影響。

為獲得有利于增強(qiáng)駐車通風(fēng)效果的參數(shù)，文中對(duì)駐車通風(fēng)過(guò)程中的相關(guān)參數(shù)進(jìn)行研究，利用CFD數(shù)值模擬分析了通風(fēng)總風(fēng)量、風(fēng)量分配比例、吹臉風(fēng)向角3個(gè)通風(fēng)參數(shù)在駐車通風(fēng)過(guò)程中對(duì)空氣平均溫度和降溫效果的影響。

1 駕駛室?guī)缀文Ｐ图胺抡嬖O(shè)置

1.1 駕駛室?guī)缀文Ｐ?/h3>

文中使用圖1所示的某轎車駕駛室1∶1幾何模型來(lái)進(jìn)行數(shù)值模擬研究。空調(diào)出風(fēng)口即為乘員艙的氣流入口，通風(fēng)的氣流出口為乘員艙的出氣口。

圖1 駕駛室?guī)缀文Ｐ虵ig.1 Geometry model of driver compartment

1.2 固體壁面設(shè)置

δequ=δ1+δ2+δ3

(1)

(2)

(3)

(4)

1.3 空氣物性設(shè)置

數(shù)值模擬中將空氣的密度、黏度、導(dǎo)熱系數(shù)均設(shè)為溫度的函數(shù)，并引入重力來(lái)模擬自然對(duì)流。根據(jù)10～100 ℃的空氣密度，線性擬合得到空氣密度ρ關(guān)于開(kāi)氏溫度T的近似函數(shù)關(guān)系式：

ρ=2.177 3-0.003 3T

(5)

(6)

(7)

空氣的比熱容隨溫度的變化很小，因此仿真過(guò)程中取常值1 007 J/(kg·K)。

1.4 熱輻射模擬

文中使用表面輻射模型對(duì)物體間的熱輻射進(jìn)行模擬。熱輻射參數(shù)選擇采用文獻(xiàn)[11]中的參數(shù)。不同材料的吸熱率、反射率、導(dǎo)熱系數(shù)采用文獻(xiàn)[12- 13]中的參數(shù)。另外，文中將固體均作為漫射灰體處理，此時(shí)各固體表面的熱輻射特性如表1所示。

表1 駕駛室壁面的熱輻射特性參數(shù)

Table 1 Thermal radiation characteristic parameters of cab wall surface

壁面吸收率反射率透射率車身不透明外表面0.82000.18000.00車室不透明內(nèi)表面0.80000.20000.00前風(fēng)窗0.40000.06000.54側(cè)窗0.34000.06000.60后風(fēng)窗0.32000.06000.62

外環(huán)境入射車身的太陽(yáng)散射和環(huán)境輻射強(qiáng)度在各個(gè)方向上具有相同的數(shù)值。文中采用30 ℃黑體輻射來(lái)近似模擬環(huán)境輻射。

文中使用SOLPOS算法[11]來(lái)近似模擬太陽(yáng)位置和熱輻射強(qiáng)度隨時(shí)間的變化。該算法通過(guò)計(jì)算經(jīng)緯度、當(dāng)?shù)貢r(shí)間和日期得到符合當(dāng)?shù)氐奶?yáng)高度、方位角和入射太陽(yáng)輻射值。具體的計(jì)算公式如下：

Is=PI0

(8)

Is,diffuse=fdiffuseIs

(9)

Is,direct=Is-Is,diffuse

(10)

式中，I0為入射的太陽(yáng)總輻射,Is為實(shí)際的太陽(yáng)總輻射，Is,diffuse為太陽(yáng)散射輻射、Is,direct為太陽(yáng)直射輻射，大氣透明度P和散射因子fdiffuse的取值范圍均為0～1。

1.5 湍流模型及瞬態(tài)仿真設(shè)置

可實(shí)現(xiàn)化的k-ε湍流模型能準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)非等溫自由射流情況下氣流的速度和溫度分布，并且能夠較為精確地模擬射流情況下氣流的最大速度和溫度梯度[14]。因此，文中選用可實(shí)現(xiàn)化的k-ε湍流模型進(jìn)行瞬態(tài)求解。時(shí)間設(shè)置參照試驗(yàn)條件下的真實(shí)物理時(shí)間，整個(gè)過(guò)程的仿真時(shí)間為7 200 s。為了減少仿真時(shí)間，提高計(jì)算效率，同時(shí)確保仿真精度，文中對(duì)瞬態(tài)仿真時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為1 s，單步內(nèi)部迭代10次。

2 仿真準(zhǔn)確度的試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

車身試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D2所示。模型由內(nèi)外兩層材料構(gòu)成，內(nèi)層材料采用擠塑聚苯乙烯發(fā)泡板，外層材料采用聚乙烯海綿，車窗采用單層平板玻璃。模型內(nèi)表面尺寸如圖3所示，溫度傳感器測(cè)點(diǎn)A、B、C布置在模型內(nèi)縱向?qū)ΨQ面的上、中、下3個(gè)位置。

圖2 熱浸與通風(fēng)試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.2 Model of hot soak and ventilation test

圖3 模型內(nèi)表面尺寸和溫度測(cè)點(diǎn)位置(單位：mm)

Fig.3 Inner surface sizes and position of temperature measu-ring points of the model(Unit：mm)

2.2 試驗(yàn)條件

試驗(yàn)分為兩個(gè)階段，首先對(duì)模型進(jìn)行熱浸90 min，然后通風(fēng)降溫30 min。試驗(yàn)地理位置所在經(jīng)緯度為北緯43.822°、東經(jīng)125.266°，試驗(yàn)起止時(shí)間為夏季時(shí)間14：30至16：30。模型水平放置，車窗朝向正南。

在試驗(yàn)過(guò)程中，環(huán)境風(fēng)速較穩(wěn)定，約為1.1 m/s；在通風(fēng)降溫過(guò)程中，入口風(fēng)速變化范圍是1.22～1.38 m/s；環(huán)境溫度和入口氣流溫度的變化范圍是26.5～29.5 ℃。

在試驗(yàn)過(guò)程中，太陽(yáng)時(shí)常被云層遮擋，為了測(cè)量由于太陽(yáng)被遮擋引起的太陽(yáng)輻射強(qiáng)度的變化，并在驗(yàn)證SOLPOS算法的仿真試驗(yàn)過(guò)程中，借助太陽(yáng)輻射強(qiáng)度計(jì)對(duì)總輻射Is和散射輻射Is，diffuse進(jìn)行測(cè)量、記錄。

2.3 仿真參數(shù)設(shè)置

模型各壁面的熱輻射特性參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 模型壁面的熱輻射特性參數(shù)

Table 2 Thermal radiation characteristic parameters of model wall surface

壁面吸收率反射率透射率不透明外表面0.50000.50000.00不透明內(nèi)表面0.45000.55000.00車窗0.13450.16550.70

以試驗(yàn)條件來(lái)設(shè)置仿真邊界條件。車身外表面對(duì)流換熱系數(shù)hout取10 W/(m2·K)，計(jì)算公式為[13]

hout=5.7+3.8v∞

(11)

v∞為氣流相對(duì)車身流速。仿真中，入口設(shè)為速度入口，速度大小為1.3 m/s；出口設(shè)為壓力出口，出口壓力為1 101.375 kPa[15]。仿真中溫度的初始條件均設(shè)置為28 ℃。

駕駛室壁面以及空調(diào)進(jìn)出風(fēng)口使用三角形網(wǎng)格進(jìn)行面網(wǎng)格劃分，空氣域采用四面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，邊界層采用棱柱層網(wǎng)格劃分，車身固體壁面由面網(wǎng)格向空氣域的外法線方向拉伸形成，拉伸厚度和實(shí)際固體壁面厚度值一致。最終網(wǎng)格總數(shù)約為66萬(wàn)。仿真體網(wǎng)格生成情況如圖4所示。

圖4 模型的仿真體網(wǎng)格Fig.4 Simulation body mesh of model

2.4 試驗(yàn)與仿真結(jié)果分析

在試驗(yàn)中，使用高精度的BS18b20溫度傳感器對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛢?nèi)縱向?qū)ΨQ面的上、中、下3個(gè)測(cè)點(diǎn)的空氣溫度進(jìn)行測(cè)量，每隔一秒記錄3個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)A、B和C的溫度值，仿真中同樣對(duì)3個(gè)測(cè)點(diǎn)溫度進(jìn)行監(jiān)測(cè)，結(jié)果如圖5所示。從圖中可知，仿真值和試驗(yàn)值在熱浸通風(fēng)過(guò)程中的誤差保持在6 ℃以內(nèi)，太陽(yáng)輻射穩(wěn)定時(shí)誤差值小于2 ℃，故使用文中的網(wǎng)格方案及仿真設(shè)置所得到的CFD結(jié)果具有較高的準(zhǔn)確性，滿足工程使用要求。

3 駕駛室通風(fēng)參數(shù)

駕駛室模型包含3個(gè)除霜吹風(fēng)口、2個(gè)吹腳出風(fēng)口、4個(gè)吹臉出風(fēng)口?？照{(diào)布置如圖6所示。利用該模型對(duì)通風(fēng)總風(fēng)量、風(fēng)量分配及吹臉風(fēng)向角3個(gè)通風(fēng)參數(shù)進(jìn)行研究。

3.1 通風(fēng)總風(fēng)量

為了探究通風(fēng)總風(fēng)量Q對(duì)通風(fēng)降溫的影響，文中對(duì)Q分別取50、150、250、350和450 m3/h進(jìn)行研究。

圖5 測(cè)點(diǎn)溫度的試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比

Fig.5 Comparison of temperatures for meaeared points between experimental and simulated values

圖6 空調(diào)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.6 Schematic diagram of air conditioning structure

3.2 風(fēng)量分配

將當(dāng)前風(fēng)門風(fēng)量占上一級(jí)風(fēng)門風(fēng)量的比例定義為風(fēng)量分配比例σ；將當(dāng)前風(fēng)門所處位置時(shí)的風(fēng)量分配比例和該風(fēng)門全開(kāi)時(shí)的風(fēng)量分配比例的比值定義為風(fēng)門開(kāi)度θ，風(fēng)門開(kāi)度取值范圍為0～1。σm,n中的下標(biāo)m=1,2,3依次代表除霜、吹臉和吹腳模式；n=1,2,3,4依次代表從左至右的出風(fēng)口標(biāo)號(hào)；風(fēng)門開(kāi)度θm,n的下標(biāo)亦同。

在本研究中，假設(shè)所有風(fēng)門同時(shí)全開(kāi)，即各風(fēng)門開(kāi)度θ同時(shí)取1時(shí)，各風(fēng)門和出風(fēng)口的風(fēng)量分配比例如圖7所示。

圖7 風(fēng)門全開(kāi)風(fēng)量分配比例Fig.7 Distribution ratio of total opening air volume of throttle

3.3 吹臉風(fēng)向角

吹臉風(fēng)向角包括縱向風(fēng)向角φ和橫向風(fēng)向角ψ。將吹臉風(fēng)向向車身縱向?qū)ΨQ面進(jìn)行投影，生成的投影線記為p，縱向?qū)ΨQ面和水平面生成的交線記為l，將投影線p和交線l之間的夾角定義為縱向風(fēng)向角φ，吹臉風(fēng)向位于水平面以上，則縱向風(fēng)向角取正，反之取負(fù)；將吹臉風(fēng)向向水平面進(jìn)行投影，生成的投影線記為w，縱向?qū)ΨQ面和水平面生成的交線記為q，投影線w和交線q之間的夾角定義為橫向風(fēng)向角，橫向風(fēng)向角在縱向?qū)ΨQ面右側(cè)時(shí)取正，反之取負(fù)。φn和ψn(n=1,2,3,4)分別指駕駛員左、右側(cè)以及副駕駛左、右側(cè)的吹臉出風(fēng)口。

汽車空調(diào)設(shè)計(jì)時(shí)，一般需要保證吹臉風(fēng)向的縱向調(diào)節(jié)范圍向上能覆蓋95%眼橢圓的上切線，向下能達(dá)到H點(diǎn)或至少能吹到H點(diǎn)向上200 mm處。對(duì)于吹臉風(fēng)向的橫向調(diào)節(jié)范圍，靠近車門的外側(cè)吹臉出風(fēng)口，向外能吹到人體肩膀以外的范圍，向內(nèi)覆蓋95%眼橢圓的內(nèi)側(cè)切線；中控臺(tái)附近的中央吹臉出風(fēng)口，向外側(cè)能達(dá)到95%眼橢圓的外側(cè)切線，向內(nèi)能吹過(guò)車身縱向?qū)ΨQ面。

文中吹臉出風(fēng)口縱向風(fēng)向角φ的取值范圍是-15°～30°，吹臉橫向風(fēng)向角ψ1和ψ3的取值范圍是0°～30°，ψ2和ψ4的取值范圍是-30°～0°。

4 仿真分析

4.1 初始條件和邊界的設(shè)定

參照實(shí)際試驗(yàn)，對(duì)仿真邊界條件和初始條件進(jìn)行設(shè)置。環(huán)境溫度設(shè)為28 ℃。前圍及儀表板、內(nèi)后視鏡、方向盤和座椅表面設(shè)置為絕熱；其他壁面的熱規(guī)范設(shè)置為對(duì)流，換熱系數(shù)取10 W/(m2·K)。出入口邊界條件及算法與前面的模型仿真試驗(yàn)一致，其中空調(diào)出風(fēng)量和出風(fēng)口面積決定風(fēng)速大小，但對(duì)遮擋太陽(yáng)的情況忽略不計(jì)。計(jì)算中P取1，fdiffuse取0.1。

車身固體壁面與內(nèi)部空氣的初始溫度均為28 ℃。仿真過(guò)程先進(jìn)行3 600 s暴曬熱浸，然后進(jìn)行600 s的通風(fēng)降溫。

4.2 熱浸分析

在模擬降溫前，首先進(jìn)行熱浸仿真，建立通風(fēng)的初始溫度場(chǎng)。本研究中分析持續(xù)熱浸4 200 s的情況下駕駛室內(nèi)流場(chǎng)的特性，并將此設(shè)為工況0。此過(guò)程的溫升曲線如圖8所示，駕駛室內(nèi)空氣平均溫度達(dá)到50 ℃，溫度提高約22 ℃。另外，為了減小固體壁面的簡(jiǎn)化對(duì)仿真帶來(lái)的誤差，得到較為準(zhǔn)確的仿真結(jié)果，取空氣溫度基本穩(wěn)定的3 600 s這一瞬時(shí)進(jìn)行駕駛室內(nèi)溫度場(chǎng)和流場(chǎng)分析。

圖8 熱浸4 200 s期間空氣的平均溫度Fig.8 Average temperature of air during hot soak 4 200 s

4.3 駐車通風(fēng)總風(fēng)量分析

分析通風(fēng)總風(fēng)量對(duì)駐車降溫的影響時(shí)，風(fēng)門保持全開(kāi)，吹臉出風(fēng)口全閉，對(duì)通風(fēng)總風(fēng)量Q分別取50、150、250、350和450 m3/h時(shí)依次設(shè)為工況1至工況5。

熱浸3 600 s后，在工況1至工況5的通風(fēng)過(guò)程中，駕駛室內(nèi)空氣平均溫度的變化如圖9所示。通風(fēng)的前3 min迅速降溫，隨后降溫速率減小。總風(fēng)量越大，相同時(shí)間內(nèi)空氣溫度降幅越大。其中，工況5降溫效果最顯著，其平均溫度比工況0降低了15 ℃。但不同總風(fēng)量對(duì)降溫速率有很大的影響。通過(guò)相鄰工況間的比較可以發(fā)現(xiàn)：工況2的空氣平均溫度低于工況1將近5 ℃；工況2、3、4和5之間的溫差均在3 ℃以內(nèi)。據(jù)此可認(rèn)為，總風(fēng)量大于250 m3/h時(shí)，進(jìn)一步增加風(fēng)量對(duì)降低溫度的效果不顯著。

圖9 不同總風(fēng)量下的空氣平均溫度

Fig.9 Average temperature of air under different total air volumes

4.4 駐車通風(fēng)風(fēng)量分配分析

研究駐車通風(fēng)風(fēng)量分配對(duì)駕駛室降溫效果的影響時(shí)，總風(fēng)量Q取250 m3/h，各吹臉出風(fēng)口的縱向風(fēng)向角φ和橫向風(fēng)向角ψ均為0°。

研究各模式風(fēng)門風(fēng)量分配對(duì)駕駛室降溫效果的影響時(shí)，不同工況的各風(fēng)門開(kāi)度見(jiàn)表3。

表3 不同風(fēng)量分配工況下的風(fēng)門開(kāi)度

Table 3 Damper opening under different air volume distribution working conditions

工況θ1θ2θ3θ2,1θ2,2θ2,3θ2,460.51.01.01.01.01.01.071.00.51.01.01.01.01.081.01.00.51.01.01.01.090.01.01.01.01.01.01.0101.00.01.01.01.01.01.0111.01.00.01.01.01.01.0121.00.00.01.01.01.01.0130.01.00.01.01.01.01.0140.00.01.01.01.01.01.0

熱浸3 600 s后，工況6至工況14的通風(fēng)過(guò)程中駕駛室內(nèi)空氣平均溫度的變化如圖10所示。以工況3為基本工況，除工況8外，工況6至工況14的降溫效果均有所下降。分析工況3、7和10，調(diào)節(jié)吹臉模式風(fēng)門開(kāi)度，駕駛室溫度改變較大，在通風(fēng)降溫120 s時(shí)，工況3的空氣平均溫度比工況10降低約2.2 ℃。

對(duì)比工況12、14和工況3可知，總風(fēng)量相同的前提下，單獨(dú)使用一種出風(fēng)口通風(fēng)的降溫效果明顯比同時(shí)使用所有空調(diào)出風(fēng)口要差。

圖10 不同風(fēng)量分配下的空氣平均溫度

Fig.10 Average temperature of air under different air volume distribution

研究吹臉出風(fēng)口風(fēng)量分配對(duì)駕駛室降溫效果的影響時(shí)，不同工況的風(fēng)門開(kāi)度見(jiàn)表4。

表4 不同吹臉出風(fēng)口風(fēng)量分配工況下的風(fēng)門開(kāi)度

Table 4 Damper opening under different blowing face outlet air volume distribution working conditions

工況θ1θ2θ3θ2,1θ2,2θ2,3θ2,4151110110161111001171110011181111100190100110200101001210100011220101100

以工況7為基準(zhǔn)工況，工況15至工況22的空氣平均溫度變化如圖11所示。從圖11(a)可知，調(diào)節(jié)吹臉出風(fēng)口的風(fēng)量分配時(shí)，僅工況15略有降溫效果，空氣平均溫度下降約0.2 ℃。

從圖11(b)可知，在關(guān)閉其中兩個(gè)出風(fēng)口的前提下，采用駕駛員側(cè)出風(fēng)口的降溫效果優(yōu)于副駕駛側(cè)，采取中央吹臉出風(fēng)口的降溫效果優(yōu)于兩側(cè)吹臉出風(fēng)口。

圖11 不同吹臉出風(fēng)口風(fēng)量分配下的空氣平均溫度

Fig.11 Average temperature of air under different blowing face outlet air volume distribution

4.5 駐車通風(fēng)吹臉風(fēng)向分析

研究駐車通風(fēng)吹臉風(fēng)向?qū)︸{駛室降溫效果的影響時(shí)，總風(fēng)量大小取250 m3/h，吹腳模式風(fēng)門開(kāi)度θ3為0.5，其他風(fēng)門保持全開(kāi)。

分析吹臉縱向風(fēng)向角對(duì)駕駛室降溫效果的影響時(shí)，各吹臉出風(fēng)口的縱向風(fēng)向角和橫向風(fēng)向角見(jiàn)表5。

表5 不同吹臉縱向風(fēng)向角工況下的風(fēng)向角

Table 5 Wind direction angles under different blowing face longitudinal wind working conditions (°)

工況φ1φ2φ3φ4ψ1ψ2ψ3ψ423030300000024300030000025303030300000260-15-150000027-1500-15000028-15-15-15-15000029-153030-1500003030-15-15300000

以工況8為基本工況，在通風(fēng)過(guò)程中，工況23至工況30的溫度變化如圖12所示。降溫效果最好的是工況25，在通風(fēng)3 900 s時(shí)空氣平均溫度比工況8低約0.25 ℃。分析工況8和工況26-30可知，兩個(gè)中央風(fēng)門、駕駛員側(cè)、副駕駛側(cè)的風(fēng)門縱向風(fēng)向角取-15°時(shí)，降溫效果明顯下降。工況27、29和30的溫度曲線大體一致，在4 200 s時(shí)空氣平均溫度比工況8高0.4 ℃左右。工況26的空氣平均溫度相對(duì)工況8高0.5 ℃左右。工況28在通風(fēng)4 min后的空氣平均溫度比工況8高0.9 ℃，是所有縱向風(fēng)向角中降溫效果最差的工況。

圖12 不同吹臉縱向風(fēng)向角工況下的空氣平均溫度

Fig.12 Average temperature of air under different blowing face longitudinal wind direction working conditions

吹臉出風(fēng)口風(fēng)向角向上偏轉(zhuǎn)有利于加快駕駛室通風(fēng)降溫。而吹臉風(fēng)向角取負(fù)時(shí)，會(huì)降低降溫效果。

分析吹臉橫向風(fēng)向角對(duì)駕駛室降溫效果的影響時(shí)，各吹臉出風(fēng)口的縱向風(fēng)向角和橫向風(fēng)向角見(jiàn)表6。

表6 不同吹臉橫向風(fēng)向角工況下的風(fēng)向角

Table 6 Wind direction angles under different blowing face ho-rizontal wind working conditions

(°)

不同吹臉橫向風(fēng)向角工況下的空氣平均溫度如圖13所示，其中工況8為基本工況，通風(fēng)相同時(shí)間，橫向風(fēng)向角取±30°。從圖中可知，各工況的降溫效果都有所下降。

圖13 不同吹臉橫向風(fēng)向角工況下的空氣平均溫度

Fig.13 Average temperature of air under different blowing face horizontal wind direction working conditions

工況17、21和34都沒(méi)有較好的降溫效果，分析這3個(gè)工況可知，吹臉氣流在橫向上分布不均勻時(shí)，駕駛員側(cè)氣流減少會(huì)對(duì)駕駛艙的降溫效果有顯著的影響。因此，在通風(fēng)降溫過(guò)程中，吹臉氣流在橫向平面內(nèi)分布不均勻時(shí)，應(yīng)首先保證駕駛員側(cè)有較大氣流。

5 結(jié)論

為了研究汽車熱浸后，不同通風(fēng)參數(shù)對(duì)駕駛室降溫效果的影響，文中分析了通風(fēng)總量、風(fēng)量分配比例和吹臉風(fēng)向角對(duì)降溫效果的影響，并得出了如下結(jié)論：

(1)風(fēng)量的增加會(huì)提高降溫效果，但當(dāng)風(fēng)量大于250 m3/h時(shí)，風(fēng)量的增加對(duì)降溫效果的提高影響較小。

(2)在保證其他風(fēng)門全開(kāi)的前提下，適當(dāng)減小吹腳模式風(fēng)門和兩側(cè)吹臉風(fēng)門，有利于加快熱浸后的駕駛室降溫。

(3)向上偏轉(zhuǎn)的吹臉氣流有利于降低駕駛室溫度，向其他方向偏轉(zhuǎn)的氣流會(huì)減小降溫效果。

(4)夏天駕駛室熱浸后，前3 min的降溫效果較快，隨后降溫幅度減小，駕駛室環(huán)境溫度下降緩慢。