四驅(qū)SUV車輛的高溫瞬態(tài)熱害仿真與優(yōu)化研究

袁俠義，肖 露

（廣州汽車集團(tuán)股份有限公司汽車工程研究院，廣州 511434 ）

前言

車輛在運(yùn)行時(shí)，若零部件溫度超過其材料本身的耐溫極限或零部件維持其某種性能所要求的溫度范圍時(shí)，可能造成零部件功能失效，如塑料和橡膠件出現(xiàn)熱變形、熱老化失效。因此，在整車性能開發(fā)過程中，需要對發(fā)動(dòng)機(jī)排氣系統(tǒng)周邊零部件的熱害風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行評估，特別是四驅(qū)傳動(dòng)系統(tǒng)與排氣系統(tǒng)在下車體中通道并行布置，使下車體空間更緊湊，排氣系統(tǒng)周邊零部件的熱害風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)一步加大，需要重點(diǎn)關(guān)注。

目前，行業(yè)內(nèi)對車輛零部件熱害風(fēng)險(xiǎn)的評估主要基于兩類工況：一是車輛在高溫、高負(fù)荷條件下，以某一車速（或車速曲線）行駛直至達(dá)到熱平衡狀態(tài)的工況；二是車輛在高溫高負(fù)荷行駛后怠速或熄火的工況，在該工況下車速、發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度等迅速變化，是一個(gè)典型的瞬態(tài)工況，排氣管周邊零部件表面溫度往往會(huì)先突然上升再緩慢下降，導(dǎo)致超過其材料的耐溫限值。本文中首先對車輛在高溫高負(fù)荷行駛后怠速或熄火工況下，機(jī)艙和下車體零部件的瞬態(tài)傳熱機(jī)理和仿真計(jì)算原理進(jìn)行分析，并基于發(fā)動(dòng)機(jī)艙三維簡化模型對仿真方法進(jìn)行說明；然后，基于某四驅(qū)SUV 車型，對車輛在高溫高負(fù)荷行駛后的怠速工況下，機(jī)艙和下車體零部件熱害進(jìn)行了仿真分析和風(fēng)洞測試，驗(yàn)證了仿真方法的有效性；最后，對該工況下四驅(qū)傳動(dòng)軸中間支撐橡膠襯套表面到達(dá)高溫的原因進(jìn)行分析，并制定了優(yōu)化方案。

1 車輛零部件傳熱過程分析

1.1 零部件傳熱機(jī)理

機(jī)艙和下車體零部件與周邊環(huán)境進(jìn)行熱交換，是一個(gè)流固耦合傳熱過程，涉及熱傳導(dǎo)、熱對流和熱輻射［1］。遵循熱力學(xué)第一定律，即

其中

式中：m為零部件質(zhì)量；Cp為零部件比熱容；K為材料導(dǎo)熱系數(shù)；h為對流換熱系數(shù)；A為零部件表面與空氣接觸的面積；σ為斯提芬玻爾茲曼常數(shù)；ε為物體發(fā)射率；F為角系數(shù)；t為時(shí)間；T為零部件溫度；Tc為相鄰部件的溫度；Ta為周邊空氣溫度；Te為高溫?zé)嵩礈囟?；Qcond為傳導(dǎo)換熱量；Qconv為對流換熱量；Qrad為輻射換熱量。

當(dāng)該零部件與周邊零部件無接觸或接觸熱阻很大時(shí)，Qcond可忽略不計(jì)，式（1）可改寫成：

即

圖1 為車輛在爬坡行駛后進(jìn)行怠速，某零部件表面溫度隨時(shí)間的變化曲線。在0～30 min車輛以一定的車速爬坡行駛到達(dá)熱平衡，零部件表面溫度在很小范圍內(nèi)變化，零部件吸熱量近似為0，即

圖1 車輛爬坡行駛后怠速某零部件溫度變化

在30 min 時(shí)刻，車輛開始減速并進(jìn)入怠速或熄火狀態(tài)，車速和冷卻風(fēng)扇轉(zhuǎn)速的降低導(dǎo)致零部件表面風(fēng)速的變化（空氣由強(qiáng)制對流逐漸變?yōu)榛旌蠈α骰蜃匀粚α鳎瑥亩鹆悴考砻鎸α鲹Q熱量Qcond的升高；同時(shí)車輛負(fù)荷的降低導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)排氣管等熱源表面溫度的降低，從而引起零部件表面輻射換熱量Qrad的降低。在30～38 min 期間，零部件凈吸熱量為“正”，表現(xiàn)為吸熱，零部件溫度突變上升，即

隨著排氣管等熱源表面溫度的降低，零部件開始向周邊環(huán)境散熱，零部件凈吸熱量為“負(fù)”，表現(xiàn)為散熱，零部件溫度從38 min開始逐漸下降，即

1.2 仿真計(jì)算原理

車輛行駛時(shí)，機(jī)艙和下車體零部件與周邊環(huán)境的傳熱過程是一個(gè)瞬態(tài)的流固耦合傳熱過程。流體域流動(dòng)傳熱遵循質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量守恒方程，流體域的流動(dòng)傳熱微分方程通用形式為

固體域熱傳導(dǎo)遵循能量守恒方程，固體域?qū)嵛⒎址匠虨?/p>

式中：ρ為介質(zhì)密度；T為介質(zhì)溫度；t為時(shí)間；U為速度矢量，U=（u，v，w）；φ為通用變量，可以代表u、v、w、T等求解變量；Γφ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；Sφ為廣義源項(xiàng)；c為固體比熱容；λ為固體導(dǎo)熱系數(shù)；Sλ為固體域單位時(shí)間、單位體積中內(nèi)熱源生成的熱量［2］。

由式（10）和式（11）可知，流體域內(nèi)流動(dòng)傳熱微分方程相比固體域?qū)嵛⒎址匠淘谛问缴隙嗔藢α黜?xiàng)div(ρUφ)，即導(dǎo)致流體的溫度變化既有對流項(xiàng)也有擴(kuò)散項(xiàng)，而導(dǎo)致固體的溫度變化僅有擴(kuò)散項(xiàng)，從而在流速較大的情況下流體域的溫度變化更快。因此在進(jìn)行數(shù)值求解時(shí)，流體域和固體域?qū)r(shí)間步長的要求不同。一般來說，求解流場的時(shí)間步長須滿足庫朗數(shù)要求：

式中：C為庫朗數(shù)；Δt為時(shí)間步長，s；Δx為網(wǎng)格尺寸，m；v為空氣流速，m/s。假設(shè)空氣對流的流速為v=0.2 m/s，網(wǎng)格尺寸為Δx=0.004 m，則時(shí)間步長Δt須小于0.02 s。

求解固體域熱傳導(dǎo)的時(shí)間步長，應(yīng)須滿足熱擴(kuò)散率要求：

式中：a為熱擴(kuò)散率，m2/s；ρ為固體密度，kg/m3；Cp為固體比熱容，J/（kg·K）；λ為固體導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）。假設(shè)網(wǎng)格尺寸為Δx=0.004 m，則不同固體材料的傳熱計(jì)算時(shí)間步長須滿足如表1 所示的要求?？梢?，一般金屬材料的熱擴(kuò)散率要大于塑料和橡膠材料的熱擴(kuò)散率，數(shù)值計(jì)算時(shí)要求時(shí)間步長更小。

表1 不同材料的求解時(shí)間步長要求

由表可知，相比流體域數(shù)值求解對時(shí)間步長的要求，進(jìn)行固體域傳熱計(jì)算時(shí)可以采用更大的時(shí)間步長；而進(jìn)行流固耦合計(jì)算時(shí)，若進(jìn)行全瞬態(tài)求解，則須依據(jù)流體域設(shè)置更小的時(shí)間步長。針對車輛在高溫高負(fù)荷行駛后怠速或熄火工況的零部件熱害仿真分析方法主要有兩種：一種是采用全瞬態(tài)的仿真分析方法［3］，即整車流體域與固體域采用相同的時(shí)間步長同步求解，該方法須設(shè)置較小的時(shí)間步長，求解精度相對較高，但計(jì)算成本也相對較高；另一種是采用準(zhǔn)瞬態(tài)的仿真方法，對怠速或熄火階段的流場進(jìn)行簡化處理，只對固體域傳熱進(jìn)行全瞬態(tài)求解［4-8］，該方法雖求解精度有所降低，但可大大縮短求解時(shí)間。

本文中采用一種準(zhǔn)瞬態(tài)的仿真分析方法，基于STAR-CCM+軟件進(jìn)行求解，仿真求解流程如圖2 所示。首先，設(shè)置爬坡階段穩(wěn)態(tài)邊界條件，求解穩(wěn)態(tài)流場和溫度場，作為怠速或熄火階段瞬態(tài)求解的初始場。然后，設(shè)置怠速或熄火階段瞬態(tài)邊界條件并進(jìn)行瞬態(tài)過程求解，其中流體域采用穩(wěn)態(tài)求解，固體域采用瞬態(tài)求解。流體域和固體域的求解計(jì)算依次交替進(jìn)行，在STAR-CCM+軟件中設(shè)置一個(gè)While 循環(huán)語句進(jìn)行控制，具體如下：先關(guān)閉固體域求解器，打開流體域求解器，計(jì)算穩(wěn)定的流場和溫度場后，將對流換熱系數(shù)和流體溫度映射給固體域作為熱邊界；然后關(guān)閉流體域求解器，打開固體域求解器，每計(jì)算一定時(shí)間間隔后，將固體表面溫度映射給流體域作為熱邊界；固體域與流體域進(jìn)行往復(fù)迭代求解，直至滿足最大求解時(shí)間，計(jì)算結(jié)束。

圖2 仿真計(jì)算流程

2 仿真分析方法驗(yàn)證

2.1 三維簡化模型建立

建立發(fā)動(dòng)機(jī)艙簡化模型，分別采用全瞬態(tài)和準(zhǔn)瞬態(tài)仿真方法模擬車輛從行車到停車過程中零部件表面的溫度變化，以對該準(zhǔn)瞬態(tài)仿真分析方法進(jìn)行驗(yàn)證。圖3（a）為按照車輛發(fā)動(dòng)機(jī)艙實(shí)際尺寸建立的發(fā)動(dòng)機(jī)艙簡化模型，包含進(jìn)氣格柵、換熱器、冷卻風(fēng)扇、動(dòng)力總成、排氣管、車身地板、隔熱罩等部件。圖3（b）為在STAR-CCM+中建立的仿真計(jì)算域，對隔熱罩建立固體域，固體域與外流場域之間建立流固耦合Interface，網(wǎng)格總數(shù)量約為400萬。

圖3 發(fā)動(dòng)機(jī)艙簡化模型與計(jì)算域

湍流模型采用K-Epsilon 湍流模型，考慮空氣重力和浮力的影響，設(shè)置空氣為理想氣體；熱輻射采用灰體輻射、Surface to Surface Radiation 模型，相關(guān)零件材料熱屬性見表2。

表2 材料熱屬性

圖4（a）為排氣管分段示意圖。將排氣管分為T1、T2、T3、T4、T5 共5 段，用以設(shè)置熱源溫度邊界；圖4（b）為停車后900 s 內(nèi)排氣管各段表面溫度隨時(shí)間的變化曲線，其中爬坡階段排氣管表面溫度穩(wěn)定值對應(yīng)0 s時(shí)刻的值。

圖4 排氣管熱源溫度設(shè)置

爬坡階段采用穩(wěn)態(tài)模型求解，計(jì)算獲得穩(wěn)定的流場和溫度場作為停車階段瞬態(tài)求解的初始場。入口邊界條件為速度入口，v=120 km/h，T0=40 ℃；出口邊界設(shè)為壓力出口，p=0 Pa。

停車階段分別采用全瞬態(tài)與圖2 所示的準(zhǔn)瞬態(tài)仿真計(jì)算流程進(jìn)行求解，求解時(shí)間均為900 s，設(shè)置速度入口為速度曲線，車速從120 km/h 勻速下降為0。其中，設(shè)置全瞬態(tài)計(jì)算時(shí)間步長為0.01 s；準(zhǔn)瞬態(tài)仿真方法流固耦合時(shí)間間隔Δt分別設(shè)置0.2、0.5、1、2和4 s，以進(jìn)行對比驗(yàn)證。

2.2 仿真方法對比驗(yàn)證

圖5（a）為分別采用全瞬態(tài)和準(zhǔn)瞬態(tài)仿真方法，隔熱罩表面最高溫度隨時(shí)間的變化曲線，圖5（b）為在不同流固耦合時(shí)間間隔下，準(zhǔn)瞬態(tài)仿真方法相對全瞬態(tài)仿真方法的誤差。結(jié)果表明，采用該準(zhǔn)瞬態(tài)仿真方法，流固耦合時(shí)間間隔Δt越小，隔熱罩表面溫度變化曲線與全瞬態(tài)仿真方法的結(jié)果越接近，即相對誤差η越小；當(dāng)流固耦合時(shí)間間隔Δt≤1 s時(shí)，隔熱罩表面溫度相對誤差η≤1%，證明了該準(zhǔn)瞬態(tài)仿真方法的有效性。圖5（c）為分別采用全瞬態(tài)和準(zhǔn)瞬態(tài)仿真方法時(shí)所需計(jì)算機(jī)CPU 核時(shí)的對比，在流固耦合時(shí)間Δt=1 s 時(shí)，準(zhǔn)瞬態(tài)方法的計(jì)算時(shí)間相比全瞬態(tài)仿真方法降低了90%。

圖5 全瞬態(tài)與準(zhǔn)瞬態(tài)仿真結(jié)果對比

3 整車瞬態(tài)熱害仿真與試驗(yàn)測試

3.1 仿真模型

建立某四驅(qū)SUV 車型整車仿真模型。圖6（a）為整車幾何模型，包含動(dòng)力總成、底盤、車身、電子電器各系統(tǒng)零部件；圖6（b）為車輛下車體布置圖，四驅(qū)傳動(dòng)軸與排氣管在下車體中通道并行布置；圖6（c）為前端冷卻模塊布置圖，包含空調(diào)冷凝器、中冷器、發(fā)動(dòng)機(jī)散熱器和冷卻風(fēng)扇；圖6（d）為Y0截面體網(wǎng)格示意圖，采用Trimmer 網(wǎng)格，對發(fā)動(dòng)機(jī)艙和下車體區(qū)域進(jìn)行局部加密處理，體網(wǎng)格數(shù)量約為1 880萬。整車外流場域采用長方體，長、寬、高分別為6L、5W和5H，車頭前部為1.5L，車尾后部為3.5L，其中，L、W、H分別為整車模型長、寬、高。對隔熱罩、橡膠襯套等受熱零部件建立固體域，固體域與外流場域之間流固耦合Interface。

采用如圖2 所示的準(zhǔn)瞬態(tài)仿真計(jì)算流程進(jìn)行求解，流體域湍流模型采用K-Epsilon 湍流模型，考慮重力和自然對流浮力的影響，設(shè)置空氣為理想氣體；輻射模型采用灰體熱輻射、Surface to Surface Radiation模型，相關(guān)零件材料熱屬性見表2?？照{(diào)冷凝器、中冷器和發(fā)動(dòng)機(jī)散熱器采用多孔介質(zhì)模型，阻力系數(shù)通過試驗(yàn)測定PQ曲線擬合而成，設(shè)置各冷卻模塊散熱量，如表3所示。

表3 冷卻模塊阻力系數(shù)與散熱量

設(shè)置入口邊界條件為速度入口，出口邊界為壓力出口，冷卻風(fēng)扇采用多參考系（MRF）模型。爬坡階段和怠速階段環(huán)境溫度、車速以及風(fēng)扇轉(zhuǎn)速如表4所示。

表4 邊界條件

排氣系統(tǒng)等熱源設(shè)置為恒定溫度邊界，排氣管表面的溫度通過整車熱源試驗(yàn)獲取。圖7（a）為排氣管表面分段示意圖。將排氣管分為E1～E31 共31段；排氣管表面溫度測試在環(huán)境風(fēng)洞進(jìn)行，如圖8 所示，采用熱電偶測量車輛從爬坡階段到停車怠速階段，排氣管表面各段的溫度變化曲線。圖7（b）為停車怠速600 s內(nèi)排氣管E13～E18段（靠近傳動(dòng)軸中間支撐橡膠襯套）表面溫度隨時(shí)間的變化曲線。其中，爬坡階段排氣管表面溫度穩(wěn)定值對應(yīng)0 s 時(shí)刻的值。

圖7 排氣管熱源表面溫度

圖8 測試車輛

3.2 測試方案

試驗(yàn)測試在環(huán)境風(fēng)洞進(jìn)行，如圖8 所示。設(shè)定環(huán)境溫度為40 ℃，空氣濕度為40%，光照強(qiáng)度為950 W/m2；車輛負(fù)荷為滿載，空調(diào)設(shè)置為最大制冷、外循環(huán)、最大風(fēng)量吹面狀態(tài)。

試驗(yàn)測試過程分為3個(gè)階段：第1階段為熱車階段，車輛以100 km/h 的車速行駛直至整車達(dá)到熱平衡狀態(tài)，持續(xù)約20 min；第2 階段為爬坡階段，在轉(zhuǎn)轂上施加坡度阻力，車輛以40 km/h的車速進(jìn)行爬坡直至整車達(dá)到熱平衡狀態(tài)，持續(xù)約30 min；第3 階段為怠速階段，持續(xù)約10 min，如表5所示。

表5 試驗(yàn)測試過程

采用K 型熱電偶測試零部件表面溫度，選取發(fā)動(dòng)機(jī)艙和下車體部分靠近排氣系統(tǒng)的典型零部件表面作為溫度測點(diǎn)，零部件表面測點(diǎn)位置如圖9 所示，零部件編號如表6所示。

表6 零部件編號

圖9 零部件表面溫度測點(diǎn)位置

3.3 結(jié)果分析

圖10 所示為爬坡階段車輛達(dá)到熱平衡狀態(tài)后，各零部件表面溫度的仿真計(jì)算值與試驗(yàn)測試值。結(jié)果表明各測點(diǎn)的仿真計(jì)算值誤差均在10%以內(nèi)，滿足工程開發(fā)需求，其中，P4和P5點(diǎn)誤差相對較大，產(chǎn)生誤差的主要原因在于：（1）冷卻風(fēng)扇采用MRF 模型，風(fēng)扇尾跡流場與實(shí)際有差異；（2）排氣管熱源表面溫度設(shè)定采用分段形式輸入，由于各段間有溫度梯度，與排氣管表面實(shí)際溫度分布存在差異；（3）排氣管表面的實(shí)際輻射發(fā)射率是隨溫度變化的，且難以測量，而仿真中給定的是定值，造成了熱輻射計(jì)算的誤差。

圖10 爬坡階段零部件表面溫度對比

圖11 所示為怠速階段，轉(zhuǎn)向器防塵罩表面和前消聲器吊耳襯套表面仿真與試驗(yàn)溫度曲線。可以看出測點(diǎn)的仿真與試驗(yàn)表面溫度曲線走勢基本一致，且在相同時(shí)刻下測點(diǎn)的表面溫度值較為接近，仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的偏差均在10%以內(nèi)。

圖11 怠速階段零部件表面溫度對比

4 零部件熱害優(yōu)化改善

由于四驅(qū)傳動(dòng)軸與排氣管平行布置，且傳動(dòng)軸中間支撐橡膠襯套位置靠近前消聲器，為降低橡膠襯套熱老化風(fēng)險(xiǎn)，對橡膠襯套進(jìn)行隔熱設(shè)計(jì)，如圖12 所示。原始方案為小隔熱罩方案，可以阻擋前消聲器表面對橡膠襯套的直接熱輻射；優(yōu)化方案為大隔熱罩方案，不僅可以阻擋前消聲器表面對橡膠襯套的直接熱輻射，還可以阻擋來自前消聲器的部分熱氣流。

圖12 傳動(dòng)軸中間橡膠襯套隔熱方案

圖13 為車輛高溫高負(fù)荷行駛后怠速工況下原始方案和優(yōu)化方案，四驅(qū)傳動(dòng)軸中間支撐橡膠襯套表面的溫度變化曲線。在爬坡行駛達(dá)到熱平衡時(shí)，優(yōu)化方案相比原始方案橡膠襯套表面溫度改善9 ℃；怠速階段，原始方案相比優(yōu)化方案橡膠襯套表面峰值溫度改善達(dá)18.5 ℃，改善效果顯著。

圖13 傳動(dòng)軸中間支撐橡膠襯套表面溫度

圖14 為車輛高溫高負(fù)荷行駛后怠速工況下原始方案和優(yōu)化方案，四驅(qū)傳動(dòng)軸中間支撐橡膠襯套表面的傳熱功率變化曲線。包括總傳熱功率、輻射傳熱功率和對流傳熱功率，正值表示零件從周邊環(huán)境吸熱，負(fù)值表示零件向周邊環(huán)境散熱。由圖可知，車輛怠速后，橡膠襯套總傳熱功率由0 突變?yōu)檎?，襯套的熱平衡狀態(tài)被打破，從周圍環(huán)境吸熱導(dǎo)致溫度上升；此外，怠速后橡膠襯套的輻射傳熱量逐漸下降，但沒有發(fā)生突變，而對流傳熱量由負(fù)值突變?yōu)檎担磸拈_始向空氣中散熱突變?yōu)閺目諝庵形鼰?。由此可見，由于車速和風(fēng)扇轉(zhuǎn)速的降低，導(dǎo)致橡膠襯套表面對流換熱系數(shù)以及周邊空氣溫度發(fā)生變化，從而引起襯套從周邊環(huán)境吸熱、溫度上升。

圖14 傳動(dòng)軸中間支撐橡膠襯套熱功率

圖15（a）和圖15（b）分別為采用原始和優(yōu)化方案，車輛爬坡行駛達(dá)到熱平衡狀態(tài)時(shí)，即t=0 s 時(shí)刻四驅(qū)傳動(dòng)軸中間支撐橡膠襯套周邊溫度場。由圖可知，優(yōu)化方案中橡膠襯套周邊空氣溫度降低約10 ℃。圖15（c）和圖15（d）分別為采用原始和優(yōu)化方案，車輛怠速后240 s 時(shí)刻，四驅(qū)傳動(dòng)軸中間支撐橡膠襯套周邊溫度場。由圖可知：采用優(yōu)化方案后橡膠襯套周邊空氣溫度降低約19 ℃；車輛怠速后，前消聲器周邊由浮力驅(qū)動(dòng)的向上運(yùn)動(dòng)的熱空氣自然對流得到加強(qiáng)，原始方案只考慮了屏蔽熱輻射的影響，但其隔熱罩不能阻止消聲器周邊的熱空氣流向橡膠襯套，因而溫度上升更快。

圖15 傳動(dòng)軸中間支撐橡膠襯套周邊溫度場

5 結(jié)論

（1）車輛在高溫高負(fù)荷工況行駛后怠速或熄火時(shí)，機(jī)艙和下車體部分零件溫度瞬時(shí)升高的原因在于：車速的降低導(dǎo)致零件原有的熱平衡狀態(tài)被打破，排氣管周邊的空氣由強(qiáng)制對流逐漸變?yōu)橛邢蛏线\(yùn)動(dòng)的自然對流或混合對流，導(dǎo)致零件周邊空氣溫度上升，從而零件被加熱、溫度升高。

（2）采用了準(zhǔn)瞬態(tài)熱害仿真分析方法對零部件高溫瞬態(tài)熱害進(jìn)行仿真分析，相比全瞬態(tài)仿真分析方法，在流固耦合時(shí)間間隔Δt≤1 s 時(shí)，零部件表面溫度相對誤差η≤1%，且當(dāng)流固耦合時(shí)間間隔Δt=1 s時(shí)，計(jì)算求解時(shí)間縮短90%，適用于整車開發(fā)工程應(yīng)用。

（3）通過對比仿真計(jì)算和環(huán)境風(fēng)洞測試結(jié)果，表明采用該準(zhǔn)瞬態(tài)熱害仿真分析方法，零部件表面溫度的誤差在10%以內(nèi)。

（4）在進(jìn)行熱害仿真分析時(shí)，把導(dǎo)致零件溫度發(fā)生變化的對流換熱功率和熱輻射功率分離，能準(zhǔn)確確定零件高溫的原因，有利于快速找出優(yōu)化方案。