采用某轿车乘员舱全尺寸模型, 为了减少网格数量, 保证网格质量, 对模型进行简化处理。在模型中提取车室内表面时保留仪表板、中控台、方向盘等主要部件忽略尖锐转角以及台阶缝隙, 出风口和人体模型中曲率变化较大处则最大限度地保留原始形状, 以确保流场和温度场的真实性。简化后的模型如图1所示。模型中出风口布置位置采用的是传统的车辆空调送风方式。送风模式选择外循环, 出风口位于后风窗玻璃下方^[6]。

图1

Fig.1

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	图1 乘员舱简化模型Fig.1 Simplified passenger compartment model

在仿真计算中, 计算的时间和精度均由网格的数量和质量决定。本文采用Hypermesh对模型进行网格划分, 并导入STAR-CCM+中生成体网格并设定边界条件进行计算。

由于车内空间狭小、几何结构复杂, 因而面网格选取网格适应性好的三角形网格。在保留车体的形状特征的前提下, 选取大尺寸面网格进行划分以减少网格数量, 缩短计算时间。如图2所示, 为了得到好的计算结果并方便观察细致的流场信息, 对于出风口、人体模型等物理梯度变化较大或需要重点监测的部位进行加密处理。

图2

Fig.2

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	图2 模型表面网格Fig.2 Model surface mesh

体网格选用多面体网格, 多面体网格属于非结构化网格, 适用于形状复杂的几何模型, 可提高计算效率, 最终得到124.51万个体网格。

1.3.1 传热边界条件

车顶、车底、车门等部件除车室内外的温差传热以外还存在与车内气流的对流换热和辐射换热, 由于模型中未划分壁面的固体网格, 因而选择STAR-CCM+中的对流换热+辐射+壁面传热边界条件。该条件可以通过给定厚度和传热系数来代替固体网格。风挡玻璃以及车窗玻璃设置为半透明的辐射边界条件, 选取灰体辐射模型, 通过给定相应的吸收率、放射率以及透射率来设定^[12]。

1.3.2 送风边界条件及外部环境条件

将空调入口边界条件设定为质量流量入口, 送风温度、送风速度及送风角度需要给定实验中测量的值。根据行业标准QCT 658-2009的要求, 进行汽车空调制冷系统稳定工况降温性能试验。环境温度大于或等于35 ℃, 太阳辐射强度大于或等于800 W/m², 驾驶室相对湿度为40%~75%, 入风口风速小于或等于5 m/s。用于测量出风口风速与温度的测点位于出风口表面中心处以及回风口中心距表面100 mm处。

1.3.3 湍流模型

在乘员舱内流场的模拟仿真过程中, 具有明显的分离和回流并且涉及传热, 选取对此类问题应用广泛的Realizable k-ε 模型。该模型是在标准k-ε 模型的基础上改进而来的, 避免了在强旋流动与弯曲壁面流动仿真时的失真。

通过比较车内平均温度来验证所用网格的合理性及仿真结果的准确性。通过布置多个测点来测量乘员舱内平均温度, 每个乘员的座位均需布置测点, 测点A、B、C的位置如图3所示, 其中A位于靠窗一侧。

图3

Fig.3

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	图3 乘员舱室内平均温度测点位置Fig.3 Average temperature measuring point location within passenger compartment

计算结果比较如表1所示, 可知仿真结果与实验结果的差别不大, 误差均在10%以内, 符合工程要求, 认为仿真方案合理。

表1

Table 1

表1(Table 1)

表1 车室内平均温度比较 Table 1 Comparison of average temperature 车速/(km· h-1) 试验结果/℃ 仿真结果/℃ 误差/% 40 21 19 9.5 100 20 19 5.0 怠速 26 24 7.7

表1 车室内平均温度比较 Table 1 Comparison of average temperature

虽然EQT的计算可以对人体各部位的热舒适性进行评价, 但无法获得整体的热舒适水平, 因此有人在EQT的基础上提出了用于描述人体整体热感觉偏差的参数A_EQT。

当量温度的计算公式如下:

式中:(T_s)_i 为人体各节段皮肤表面温度; (V_air)_i 为人体各节段周围的空气速度; (T_a )_i 为各节段周围空气温度; Q_sol 为人体得到的太阳辐射; Tn 为乘员舱内部各部件的温度; ε _i为各节段的放射率; f_{i, n}为各节段对部件表面的角系数; (h_cal)i 为各节段对流换热系数; S_i为各节段表面面积。

在当量温度EQT的基础上计算A_EQT:

AEQT=∑ωiσi(2)

d=tmax, i+tmin, i2(3)

c=tmax, i-tmin, i2(4)

e=Teqi-d(5)

σi=c-ec+e×100%(6)

式中: σi为i节段热舒适性偏差; ω _i^[13]为i节段热感觉对整体热感觉的影响权重; t_{max, i} 为i节段当量温度舒适性范围上限, ℃; tmin, i为i节段当量温度舒适性范围下限, ℃。

A_EQT取值为-1~1, 越趋近于1人体越舒适, 越趋近于-1人体越不舒适, 0是舒适的界限。

根据热平衡原理, 汽车空调冷负荷可用乘员舱的传热量计算。乘员舱的传热量由诸多成分组成, 包括温差传热Q_B 、太阳辐射传热Q_s 、人体散热Q_p 、空气渗入热量Q_v 以及其他热量Q_o 。

2.2.1 舱体温差传热

QB=AWKW(to-ti)(7)

式中:A_W 为传热面积; K_W 为传热系数; t_o为车外环境温度; ti为车内环境温度。

2.2.2 太阳辐射传热

Qs=AWKW(ts+to-ti)(8)

ts=ρIαH+KW(9)

式中:t_s为太阳辐射引起的温度变化; ρ为车身表面吸收系数; I为太阳总的辐射强度; α _H为外表面放热系数。

2.2.3 人体传热

Q=QR+QC+Qres+Qsk(10)

QR=Aefεσ(Tei4-Tmi4)/A(11)

QC=hc(tcl+ta)(12)

Qres=0.0173M(5.87-φaPa* )(13)

Qsk=16.7(0.06+0.94WakPa* )·hc(Pak* -φaPa* )Fpcl(14)

式中:Q_R为人与环境辐射热交换; Q_C为人与环境的对流热交换; Q_res为呼吸造成的热损失; Q_sk为皮肤表面水蒸发及出汗造成的热损失; A为人体表面积; A_ef为着装人体的有效辐射面积; ε 为着装人体外表面的平均黑度, σ 为辐射常数5.67× 10^-8 W/(m²· K⁴); T_ei 为着装人体外表面的平均温度; T_mi 为环境平均辐射温度; h_c 为对流换热系数; t_cl 为着装人体外表面的平均温度; t_a 为人体周围空气温度; M为人体新陈代谢率; φ _a 为相对湿度; P_a^* 为车室内大气压; W_ak 为人体所做机械功; P_ak^* 为饱和水蒸汽气压; F_pcl为服装面积系数。

2.2.3 空气渗入热量

这部分热量主要是通过门缝渗透进来的:

Qv=Llτγ(to-ti)(15)

式中:L为每米门缝渗透的空气量; l为门缝长度; τ 为空气比热容; γ 为空气密度。

2.2.4 其他热量

其他热量可用电器设备的功率代替, 取50 W。

为研究送风温度的影响, 设定送风速度均为4 m/s, 送风角度均为吹脸模式。送风温度的变化设定了4个工况, 工况1(9 ℃); 工况2(11 ℃); 工况3(13 ℃); 工况4(15 ℃)。

3.1.1 舒适性与节能性分析(工况1~工况4)

通过对各方案的仿真计算, 得到的冷负荷 Q及A_EQT等评价指标如表2所示。4种工况下两名乘员均处在舒适的范围内, 且驾驶员的舒适性要优于乘员的舒适性。在当前外部环境条件下随着送风口温度的降低两乘员的舒适性逐渐增强, 并且乘员的舒适性增加的更快。送风温度在9 ℃~15 ℃区间, 每下降2 ℃, 乘员的舒适性增强40%, 冷负荷增加6%。送风温度的选取要综合考虑乘员的舒适性及汽车的冷负荷。

表2

Table 2

表2(Table 2)

表2 计算结果 Table 2 Calculation results 工况 室内平均 温度/℃ 冷负荷 /W AEQT 驾驶员 乘员 1 21.21 3274 0.397 0.331 2 22.32 3107 0.306 0.241 3 23.48 2932 0.208 0.167 4 24.58 2768 0.151 0.109

表2 计算结果 Table 2 Calculation results

图4

Fig.4

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	图4 人体各节段当量温度分布(工况1~工况4)Fig.4 Equivalent of temperature distribution of each segment

图4给出了4种工况下人体各节段当量温度的分布, 其中P_EQT为乘员的当量温度, D_EQT为驾驶员的当量温度。可以看到人体各节段均处在舒适性范围内, 躯干和上肢部分较接近理想值, 因此两名乘员处在舒适的水平之上。但两名乘员头部当量温度较低, 下肢当量温度较高, 大腿部分甚至超出了舒适范围的上限, 局部舒适性差异比较明显。比较不同工况下的当量温度分布可以看到, 随着送风口温度的增加, 各节段当量温度的分布趋势没有发生变化, 数值上有不同程度的增加。

3.1.2 流场结构分析(工况1~工况4)

从图5中可以看到, 低温气流直吹两名乘员头部, 带走了大部分热量, 因而两名乘员头部的当量温度较低。低温气流流经人体时大部分沿乘员舱顶棚直接流入乘员舱出风口, 仅有少部分气流受到人体阻挡在人体与仪表板之间形成旋涡, 同时外部太阳辐射的能量主要照射在人体的大腿部分, 从而造成了下肢得不到充分的降温, 当量温度较高。

图5

Fig.5

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	图5 乘员舱内部流线图Fig.5 Stream line chart of passenger compartment

为研究送风速度的影响, 设定送风温度均为11 ℃, 送风角度均为吹脸模式。送风速度的变化设定了4个工况, 工况5(2 m/s); 工况6(3 m/s); 工况7(4 m/s); 工况8(5 m/s)。

3.2.1 舒适性与节能性分析(工况5~工况8)

通过对各方案的仿真计算, 得到的冷负荷及A_EQT等评价指标如表3所示。4种工况下两名乘员均处在舒适的范围内, 且驾驶员的舒适性要优于乘员的舒适性。在工况5条件下, 驾驶员和乘员的舒适性接近舒适性的临界值, 效果比较差。工况8达到行业标准QCT 658-2009要求的最高入口速度, 驾驶员舒适性最高, 但冷负荷也是最高的。在当前外部环境条件下随着送风口速度的增加, 两乘员的舒适性先迅速增强再逐渐变缓, 并且驾驶员的舒适性增强比乘员的舒适性略快, 冷负荷增加的趋势逐渐变缓。当送风速度为2~5 m/s, 每增加1 m/s, 乘员的舒适性增强60%, 冷负荷增加4.5%。送风速度是影响乘员舒适性及汽车冷负荷的一个重要因素。

表3

Table 3

表3(Table 3)

表3 计算结果 Table 3 Calculation results 工况 室内平均 温度/℃ 冷负荷 /W AEQT 驾驶员 乘员 5 24.64 2759 0.05 0.03 6 23.31 2959 0.172 0.104 7 22.32 3107 0.306 0.241 8 21.55 3223 0.467 0.312

表3 计算结果 Table 3 Calculation results

如图6所示, 人体各节段当量温度均处在舒适度上限周围, 说明人体处在较热的状态。头部的当量温度值在理想值与舒适度下限之间变化, 大腿部分的当量温度值一直处在舒适度值上限之上, 出现了局部热感觉不均匀的现象, 两名乘员的当量温度分布比较一致。随着送风口速度的增加, 人体各节段的当量温度值均有所降低, 缓解了人体感到热的状态。当送风速度达到5 m/s时, 乘员头部的当量温度已经低于舒适度下限, 不适于再通过增加送风速度改善人体的热舒适性。

图6

Fig.6

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	图6 人体各节段当量温度分布(工况5~工况8)Fig.6 Equivalent of temperature distribution of each segment

3.2.2 流场结构分析(工况5~工况8)

为了便于观察汽车室内的流场, 选取前排乘客胸部X截面、驾驶员纵向中心对称Y截面两个观测面, 如图7和8所示。通过比较4种工况下两个截面的速度场可以发现, 空调出风口送出的低温气流集中在车室上方乘员头部周围。在座椅与人体的阻碍作用下,

图7

Fig.7

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	图7 X截面速度分布Fig.7 X sectional velocity distribution

图8

Fig.8

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图8 Y截面速度分布及人体温度分布Fig.8 Y sectional velocity and passenger temperature distribution

乘员前方以及后排座椅前方形成了两个涡流区域。送风口风速的增加明显提高了乘员头部周围的风速, 同时也令气流扩散至整个乘员舱, 从而使得未被低温气流吹到的乘员的下肢得到了降温, 使得当量温度也有相应的降低。在给定的外界环境条件下, 采用吹头的送风模式不利于对人体局部当量温度高的大腿部分降温, 增加风速只会令原本当量温度低的头部更低, 虽然扩大了乘员胸前的涡流区域, 起到了降温作用, 但同时导致了冷负荷的增加, 并不是合理的降温方法。

为研究送风角度的影响, 设定送风温度均为11 ℃, 送风速度均为4 m/s。送风角度的变化为驾驶员与乘员吹脸和吹胸两种模式的不同搭配。工况9:驾驶员与乘员都吹脸; 工况10:驾驶员吹脸, 乘员吹胸; 工况11:驾驶员吹胸, 乘员吹脸; 工况12:驾驶员与乘员都吹胸。

3.3.1 舒适性与节能性分析(工况9~工况12)

通过对各方案的仿真计算, 得到的冷负荷及A_EQT等评价指标见表4。观察数据可知, 工况9驾驶员与乘员的舒适性最佳, 冷负荷也相对最大。与送风温度和送风速度的影响不同的是送风角度的变化并未引起车室内温度的变化, 平均温度的变化不大于1℃。且冷负荷变化也不明显, 不足100 W。而乘员的热舒适性评价指标却有明显不同, 驾驶员与乘员的热舒适性不再同时升高或同时减小, 而是各自变化无明显的相关性。

表4

Table 4

表4(Table 4)

表4 计算结果 Table 4 Calculation results 工况 室内平均 温度/℃ 冷负荷/W AEQT 驾驶员 乘员 9 22.32 3107 0.306 0.241 10 22.80 3035 0.188 0.236 11 22.76 3041 0.177 0.307 12 22.90 3020 0.224 0.172

表4 计算结果 Table 4 Calculation results

图9

Fig.9

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	图9 人体各节段当量温度分布(工况9~工况12)Fig.9 Equivalent of temperature distribution of each segment

图10

Fig.10

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图10 驾驶室中心对称Y截面速度分布云图Fig.10 Cab centrosymmetric Y sectional velocity contours

如图9所示, 对于同一名乘员, 送风角度由吹脸改变为吹胸时, 人体感到最冷的部位也由头部转移到胸部, 其他部位均处在较舒适的范围内。在驾驶员送风角度不变的情况下, 改变乘员的送风角度, 驾驶员的当量温度也会有小幅度的改变。工况9与工况10对比, 仅改变了乘员的送风角度, 但是乘员的热舒适性变化很小, 反而驾驶员的热舒适性变化较大。通过分析当量温度分布不难发现, 驾驶员的当量温度水平整体上升降低了舒适性, 但分布趋势不变。而乘员头部和胸部的当量温度产生了截然相反的变化, 但总体的热舒适性水平保持不变。在其他工况下, 两名乘员的当量温度分布虽有较大变化, 但热舒适性是一个综合评价指标, 其变化不易预测。

3.3.2 流场结构分析(工况9~工况12)

如图10所示, 从4种工况的驾驶室中心对称 Y截面速度分布云图可知, 乘员舱室内气流流速分布有较大变化, 较明显的就是乘员与仪表板之间漩涡的形状。工况9, 后座前方出现明显的漩涡, 这是由于空气射流直接吹向车室顶棚, 高速的气流遇到后风窗玻璃形成回流, 未均匀的充满整个车室内部。工况10和11, 既有吹脸也有吹胸的气流, 故车室内气流分布较均匀, 但并没有针对个别的乘员舒适性有所改善, 所以一个均匀的流场并不意味着人体舒适性的优良。