王楓，荊和平，陳征，趙興

(1.大連交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，遼寧 大連 116028；2.大連民族大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，遼寧 大連 116600；3.中國中車大連機(jī)車研究所有限公司，遼寧 大連 116021)

隨著鐵路運(yùn)輸?shù)目焖侔l(fā)展，對(duì)調(diào)車機(jī)車牽引力和承載能力的要求也越來越高.調(diào)車作業(yè)具有高溫、高負(fù)載的特點(diǎn)，發(fā)動(dòng)機(jī)艙熱交換效率的高低將會(huì)直接影響到整車的動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性和可靠性，如果機(jī)艙內(nèi)部環(huán)境溫度過高，將會(huì)直接降低冷卻系統(tǒng)的冷卻性能，進(jìn)而影響發(fā)動(dòng)機(jī)潤滑油油膜的形成，致使發(fā)動(dòng)機(jī)關(guān)鍵部件的磨損情況加劇，發(fā)動(dòng)機(jī)出現(xiàn)降功或停機(jī)現(xiàn)象，嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致牽引系統(tǒng)產(chǎn)生自燃[1].因此發(fā)動(dòng)機(jī)艙熱管理的研究一直是重要的課題之一，優(yōu)化發(fā)動(dòng)機(jī)艙空間布局、提高熱交換效率對(duì)于確保機(jī)艙內(nèi)多個(gè)設(shè)備工作的可靠性和安全性，增加調(diào)車作業(yè)穩(wěn)定性和安全性具有重要意義.

近年來，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)于機(jī)艙熱管理做了大量的研究，孔繁華[2]和劉水長[3]通過安裝導(dǎo)流板并對(duì)其進(jìn)行局部優(yōu)化，改善了艙內(nèi)過熱區(qū)的氣流流量，減小了高溫區(qū)域分布.唐友名[4]和Norihiko Watanabe[5]采用一三維耦合的方法，研究了發(fā)動(dòng)機(jī)艙內(nèi)流場(chǎng)特性，通過優(yōu)化防撞梁設(shè)計(jì)進(jìn)而改善了發(fā)動(dòng)機(jī)出水溫度.賈青[6]和Samer Saab[7]研究了汽車前端不同冷卻部件的參數(shù)變化對(duì)進(jìn)氣和換熱性能的影響，發(fā)現(xiàn)不同位置參數(shù)之間存在耦合效應(yīng).王宏朝[8]針對(duì)散熱器進(jìn)氣不均勻問題，分析了不同矩陣型式風(fēng)扇和空氣流量對(duì)散熱器溫差場(chǎng)協(xié)同數(shù)和換熱性能的影響，單方面改善了散熱器進(jìn)氣不足問題.徐志明[9]基于場(chǎng)協(xié)同理論，研究了相同雷諾數(shù)下不同楞長的臥式半圓柱型渦流發(fā)生器的傳熱和流阻特性，得到最大場(chǎng)協(xié)同數(shù)下的楞長，進(jìn)而有利于發(fā)生器的強(qiáng)化傳熱.李紅智[10]針對(duì)不同型式的增壓空冷器開縫翅片進(jìn)行流動(dòng)和傳熱特性分析，優(yōu)化出新型開縫翅片，使其場(chǎng)協(xié)同性和換熱性得到明顯提高.

發(fā)動(dòng)機(jī)艙熱管理涉及機(jī)艙內(nèi)部的空氣流動(dòng)以及高溫部件之間的熱量傳遞，目前多數(shù)研究是圍繞影響發(fā)動(dòng)機(jī)艙內(nèi)空氣流動(dòng)換熱影響因素，通過改進(jìn)艙內(nèi)結(jié)構(gòu)與布局并進(jìn)行單參數(shù)優(yōu)化的方法來實(shí)現(xiàn)強(qiáng)化散熱.國內(nèi)外學(xué)者對(duì)于汽車發(fā)動(dòng)機(jī)熱管理做了大量的研究，但是對(duì)于鐵路機(jī)車發(fā)動(dòng)機(jī)艙換熱研究卻相對(duì)較少，因機(jī)艙熱管理對(duì)于保證鐵路車輛正常運(yùn)行和作業(yè)具有重要意義，因此有必要對(duì)機(jī)車機(jī)艙進(jìn)行熱管理研究.實(shí)際上影響機(jī)艙換熱因素很多，多個(gè)參數(shù)之間也存在耦合效應(yīng)，單個(gè)子模塊的研究和單參數(shù)的優(yōu)化難以實(shí)現(xiàn)全局最優(yōu).近年來，考慮速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)耦合效應(yīng)的場(chǎng)協(xié)同理論在換熱器中得到了廣泛的應(yīng)用，但是從場(chǎng)協(xié)同角度出發(fā)對(duì)于解決復(fù)雜機(jī)艙內(nèi)流場(chǎng)換熱不足問題鮮有報(bào)道，考慮速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)和溫度梯度場(chǎng)的強(qiáng)化散熱機(jī)理的研究也相對(duì)甚少.同時(shí)對(duì)于強(qiáng)化散熱能力評(píng)價(jià)缺乏統(tǒng)一的標(biāo)準(zhǔn)，因此有必要在傳統(tǒng)評(píng)價(jià)指標(biāo)基礎(chǔ)上，基于場(chǎng)協(xié)同原理，以場(chǎng)協(xié)同角、溫度效率和綜合換熱系數(shù)為評(píng)價(jià)指標(biāo)，以提高機(jī)艙熱交換率為優(yōu)化目的，研究多因素控制下的整場(chǎng)散熱優(yōu)化.本文采用優(yōu)化拉丁超立方試驗(yàn)方法提取設(shè)計(jì)參數(shù)并構(gòu)建樣本空間，進(jìn)行二階響應(yīng)面近似模型擬合，通過非劣排序遺傳算法(NSGA-II)進(jìn)行全局尋優(yōu)，最終得到機(jī)艙結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案.

1 機(jī)艙強(qiáng)化散熱理論基礎(chǔ)

1.1 溫度效率

溫度效率，可以作為評(píng)價(jià)通風(fēng)系統(tǒng)換熱能力的評(píng)價(jià)指標(biāo)[11]，可表示為：

(1)

式中:f為溫度效率；Te為排風(fēng)口溫度，K；Tz為室內(nèi)平均溫度，K；T0為送風(fēng)溫度，K.

通風(fēng)系統(tǒng)換熱能力研究過程中，排風(fēng)口溫度總是大于等于室內(nèi)平均溫度，所以溫度效率總大于等于1，因此溫度效率數(shù)值越大換熱能力也就越好.一般情況下，實(shí)際通風(fēng)換熱中的溫度效率在1～2之間.

1.2 場(chǎng)協(xié)同原理

流體與壁面之間的換熱率與速度場(chǎng)和溫度梯度場(chǎng)(熱流場(chǎng))的協(xié)同程度有著密切關(guān)系，當(dāng)換熱系統(tǒng)中的速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)達(dá)到充分協(xié)同時(shí)，換熱就達(dá)到最優(yōu)，流體流動(dòng)所需的功耗與其換熱率的投入產(chǎn)出比就會(huì)達(dá)到最佳[12]，努塞爾數(shù)的方程如式(2)所示：

(2)

式中：Nu為努塞爾數(shù)；Re為雷諾數(shù)；Pr為普朗特?cái)?shù)；β為換熱邊界空氣速度矢量U與溫度梯度矢量?T的夾角，(°).

根據(jù)場(chǎng)協(xié)同原理，場(chǎng)協(xié)同角β可以作為強(qiáng)化散熱能力評(píng)價(jià)指標(biāo)，表達(dá)式如(3)所示：

(3)

式中:U為換熱邊界空氣速度矢量；?T為換熱邊界溫度梯度矢量.

在速度場(chǎng)、溫度梯度場(chǎng)分布一定的條件下，二者之間的夾角(場(chǎng)協(xié)同角)對(duì)對(duì)流傳熱有重要的影響，夾角越小，傳熱強(qiáng)度越高.

1.3 綜合換熱系數(shù)

對(duì)于機(jī)艙熱管理研究，零部件表面對(duì)流換熱系數(shù)的大小將很大程度上影響發(fā)動(dòng)機(jī)整艙的換熱效率，可以作為機(jī)艙熱管理的研究指標(biāo)[13]，可表示為：

(4)

式中:h為綜合換熱系數(shù)，W/(m2·K)；q為熱通量，W/m2；tω為零部件表面溫度，K；t0為流體溫度，K.

換熱系數(shù)越高，代表固體與流體之間的熱交換能力越強(qiáng)，機(jī)艙的換熱效率越高，散熱效果越好.

2 發(fā)動(dòng)機(jī)艙內(nèi)流場(chǎng)分析

2.1 建立幾何模型

由于機(jī)艙原始模型過于復(fù)雜，本研究在保證計(jì)算精度的情況下，對(duì)模型進(jìn)行簡化處理，去除模型部分零部件，保留計(jì)算需要的發(fā)動(dòng)機(jī)、電機(jī)、空濾器、散熱器、風(fēng)扇、顆粒捕捉器等發(fā)熱部件.簡化的機(jī)艙模型如圖1所示.

(a)機(jī)艙外部幾何結(jié)構(gòu)

2.2 建立網(wǎng)格模型

為了準(zhǔn)確模擬機(jī)艙內(nèi)流場(chǎng)的特性，基于風(fēng)洞計(jì)算原理需要建立合理的外流場(chǎng)域[13]，考慮到模擬中的阻塞效應(yīng)，在保證計(jì)算精度的前提下，選取風(fēng)洞外場(chǎng)計(jì)算域如圖2所示.

(a) 外流域主視圖

由于計(jì)算域的不規(guī)則性，全局采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，對(duì)主要發(fā)熱部件和機(jī)艙格柵進(jìn)出口位置進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，為了保證模型計(jì)算精度，需對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，網(wǎng)格數(shù)量124萬增加到862萬的過程中，觀察溫度效率f的變化趨勢(shì)，如圖3所示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)接近650萬左右時(shí)候，趨勢(shì)逐漸趨于平緩，因此選用此網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行求解計(jì)算，網(wǎng)格模型如圖4所示.

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

圖4 對(duì)稱面的外流場(chǎng)體網(wǎng)格

2.3 設(shè)置邊界條件

風(fēng)洞計(jì)算域采用速度進(jìn)口、壓力出口和無滑移壁面，機(jī)艙進(jìn)出口采用內(nèi)部面邊界.采用多重參考系(MRF)和滑移網(wǎng)格方法對(duì)風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)流體域進(jìn)行建模，風(fēng)扇轉(zhuǎn)速定速2 400 r/min，采用多孔介質(zhì)的方法建立散熱器模型.根據(jù)文獻(xiàn)[14]得到中冷器和散熱器側(cè)的壓差關(guān)于速度的近似模型分別如式(5)、式(6)所示.

Δp1=5.172v2+13.21v

(5)

Δp2=4.353v2+3.529v

(6)

通過待定系數(shù)法求解得到多孔介質(zhì)模型下的中冷器和散熱器的粘性阻力系數(shù)和慣性阻力系數(shù).

本計(jì)算工況選取低速重載條件下的運(yùn)行速度10 km/h，環(huán)境溫度40 ℃，風(fēng)扇轉(zhuǎn)速1 450 r/min，中冷器和散熱器的散熱功率為8.67 kW和19 kW[15].機(jī)艙內(nèi)發(fā)熱部件與空氣之間產(chǎn)生強(qiáng)制對(duì)流換熱，在不考慮輻射換熱的條件下，發(fā)熱部件采用熱流密度邊界，將文獻(xiàn)[2]中發(fā)熱部件壁面溫度，通過數(shù)值仿真計(jì)算轉(zhuǎn)換為熱流密度，如表1所示，其他不發(fā)熱部件采用絕熱無滑移壁面條件.

表1 發(fā)熱部件表面熱流密度表 W/m2

2.4 仿真結(jié)果分析

(1)機(jī)艙內(nèi)流場(chǎng)

機(jī)車在運(yùn)行過程中，外部氣流從進(jìn)氣格柵進(jìn)入機(jī)艙后，流經(jīng)電機(jī)、顆粒捕捉器、發(fā)動(dòng)機(jī)和空濾器，在風(fēng)扇的作用下，氣流進(jìn)入散熱器和中冷器，帶走其產(chǎn)生的熱量，并沿著弧形風(fēng)道流出機(jī)艙，艙內(nèi)流線分布如圖5所示.

圖5 機(jī)艙內(nèi)流場(chǎng)跡線圖

從圖5可以看出，由于機(jī)艙零部件的布局的非均勻性導(dǎo)致了艙內(nèi)流線氣流呈現(xiàn)不均勻分布，特別是發(fā)動(dòng)機(jī)前側(cè)空間過大，換熱極不均勻，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)油底殼位置局部溫度過高(如圖6所示).為了改善艙內(nèi)氣流分布，可以考慮通過在進(jìn)氣格柵位置增設(shè)導(dǎo)流板來優(yōu)化氣流路徑，改善發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部的換熱.

圖6 發(fā)動(dòng)機(jī)表面溫度分布云圖

為了有效觀測(cè)機(jī)艙內(nèi)部溫度場(chǎng)和速度場(chǎng)的分布，所截取的觀測(cè)位置如圖7所示.

圖7 機(jī)艙內(nèi)截面選取位置

機(jī)艙內(nèi)零部件分布的非均勻性不僅導(dǎo)致氣流分布的不均勻，還影響了氣流流通的通暢性.由圖8所示的截面艙內(nèi)速度矢量圖可知，風(fēng)扇上側(cè)出現(xiàn)渦流，這是因?yàn)橥饨缈諝馔ㄟ^進(jìn)氣格柵進(jìn)入艙內(nèi)后，在風(fēng)扇抽吸作用下流經(jīng)發(fā)動(dòng)機(jī)表面，之后遇到散熱器和中冷器，導(dǎo)致部分氣流受阻回流.

圖8 Y=0截面艙內(nèi)速度矢量圖

通過散熱器和中冷器的氣流主要是由于風(fēng)扇的高速旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的，風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)造成氣流在軸向和徑向運(yùn)動(dòng)，部分氣流上升和下降到機(jī)艙頂部或底部，遇到擋板之后造成熱空氣回流(如圖9所示)，極大地削弱了換熱效率.為了改善氣流的分布，提高散熱器和中冷器的冷卻空氣流量，有必要加裝擋風(fēng)罩，引導(dǎo)經(jīng)過風(fēng)扇之后的冷卻空氣盡可能多的進(jìn)入散熱器和中冷器，提高冷卻空氣利用率，擋風(fēng)罩安裝形式如圖10所示.

圖9 Y=0截面艙內(nèi)溫度分布云圖

圖10 加裝擋風(fēng)罩模型示意圖

(2)主要零部件表面溫度

氣流在風(fēng)扇的作用下，流經(jīng)機(jī)艙零部件表面，帶走其產(chǎn)生的絕大部分熱量，零部件表面溫度高低分布一方面取決于零部件散熱功率，另一方面也和艙內(nèi)布局有著極大的關(guān)系.

艙內(nèi)主要零部件表面溫度分布云圖如圖11所示，溫度較高的位置主要集中在散熱器、 中冷器、 排氣歧管和顆粒捕捉器.可以看出， 散熱器中心位置溫度分布較高(圖11(a))，這是因?yàn)轱L(fēng)扇在旋轉(zhuǎn)的過程中，風(fēng)扇后側(cè)某一區(qū)域內(nèi)會(huì)形成靜壓區(qū)，即該位置空氣流量幾乎為0 kg/s，造成散熱器中心區(qū)域溫度過高，因此有必要合理地設(shè)計(jì)風(fēng)扇與散熱器的間距，減小靜壓區(qū)，提高散熱器表面熱交換效率.

(a) 散熱器表面溫度分布云圖

顆粒捕捉器和排氣歧管(圖11(b))因其散熱功率較大，使其表面溫度分布明顯較高.由于安裝位置剛好處在前側(cè)進(jìn)氣格柵附近，為了盡可能降低其表面溫度，有必要對(duì)進(jìn)氣格柵進(jìn)行研究，合理布置格柵開口位置，優(yōu)化氣流方向.

(3)場(chǎng)協(xié)同角

根據(jù)場(chǎng)協(xié)同原理可知，場(chǎng)協(xié)同角越小，強(qiáng)化散熱能力越強(qiáng)，由圖12可知，該截面位置風(fēng)扇前側(cè)散熱器位置的場(chǎng)協(xié)同角在15°左右，整體比較小，速度場(chǎng)與溫度梯度場(chǎng)的協(xié)同性較好，這是因?yàn)轱L(fēng)扇的強(qiáng)制對(duì)流作用下，散熱器的溫度梯度平行于氣流產(chǎn)生的速度場(chǎng)，換熱效率較高.發(fā)動(dòng)機(jī)和電機(jī)周圍場(chǎng)協(xié)同角在75°～90°之間，整體偏高，這是因?yàn)椴季痔^緊密，速度與溫度梯度平行性較差，換熱效果降低.排氣歧管位置場(chǎng)協(xié)同角在50°～65°之間，因?yàn)樵撐恢昧悴考植驾^少，氣流阻力降低，場(chǎng)協(xié)同角分布比較均勻，波動(dòng)性較小，換熱效率提高.由圖13可知，顆粒捕捉器周圍的場(chǎng)協(xié)同角整體偏高，主要該位置換熱效率和進(jìn)氣格柵處氣流方向有很大的關(guān)系，只有當(dāng)溫度梯度平行于速度場(chǎng)的時(shí)候，才能增大換熱效率.

圖12 Y=0截面場(chǎng)協(xié)同角分布云圖

圖13 Z=1 250截面場(chǎng)協(xié)同角分布云圖

3 機(jī)艙強(qiáng)化散熱優(yōu)化設(shè)計(jì)

3.1 試驗(yàn)因素和水平確定

為了有效改善機(jī)艙內(nèi)的散熱能力，本文以降低場(chǎng)協(xié)同角，提高溫度效率和綜合換熱系數(shù)為優(yōu)化目標(biāo).由于不同的結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的耦合作用會(huì)對(duì)機(jī)艙熱交換效率產(chǎn)生不同的影響，為了得到提高機(jī)艙熱交換效率的最佳參數(shù)，有必要對(duì)多參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì).根據(jù)前面的仿真分析，本文選取進(jìn)氣格柵處導(dǎo)流板長度x1、導(dǎo)流板與進(jìn)氣格柵夾角x2、風(fēng)扇與散熱器間距x3和進(jìn)氣格柵與頂端間距x4為試驗(yàn)因素,如圖14所示，所構(gòu)建的因素水平如表2所示.

圖14 試驗(yàn)因素示意圖

表2 試驗(yàn)因素水平表

3.2 機(jī)艙響應(yīng)面模型構(gòu)建

響應(yīng)面模型是采用多元回歸方程來建立因子與響應(yīng)之間的函數(shù)關(guān)系，對(duì)于機(jī)艙強(qiáng)化散熱研究，機(jī)艙溫度效率、綜合強(qiáng)化換熱系數(shù)和場(chǎng)協(xié)同角是試驗(yàn)因素的隱式關(guān)系函數(shù)，沒有明確的表達(dá)式.因此采用二階響應(yīng)面近似模型來擬合機(jī)艙優(yōu)化試驗(yàn)因素與響應(yīng)目標(biāo)之間的函數(shù)關(guān)系，其形式為：

(7)

式中:b0為近似模型常數(shù)項(xiàng)；bi為近似模型一次項(xiàng)系數(shù)；bij為近似模型平方項(xiàng)和交叉項(xiàng)系數(shù)；m為設(shè)計(jì)變量數(shù)，取值為4.

為了保證構(gòu)建二階響應(yīng)近似模型的樣本點(diǎn)在整個(gè)函數(shù)的取值空間內(nèi)分散均勻，且樣本數(shù)據(jù)有代表性，運(yùn)用優(yōu)化拉丁超立方試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法進(jìn)行多元參數(shù)的隨機(jī)抽樣，確保樣本空間的均勻性[16].取部分試驗(yàn)設(shè)計(jì)結(jié)果如表3所示.

表3 優(yōu)化拉丁超立方試驗(yàn)設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)(部分)

根據(jù)表4可擬合出綜合場(chǎng)協(xié)同角的二階響應(yīng)面表達(dá)式為：

(8)

溫度效率的二階響應(yīng)面表達(dá)式為：

(9)

綜合換熱系數(shù)的二階響應(yīng)面表達(dá)式為：

(10)

為了評(píng)價(jià)響應(yīng)面模型的準(zhǔn)確性，采用修正的復(fù)相關(guān)系數(shù)R2檢驗(yàn)方法，當(dāng)R2越接近于1，表明二階響應(yīng)面模型的擬合度越好，數(shù)學(xué)表達(dá)式如式(11)所示.

(11)

其中，樣本空間響應(yīng)值的平均值如式(12)所示.

(12)

將設(shè)計(jì)目標(biāo)響應(yīng)值和預(yù)測(cè)值代入式(11)，可得其修正的復(fù)相關(guān)系數(shù).場(chǎng)協(xié)同角、溫度效率和綜合換熱系數(shù)的修正的復(fù)相關(guān)系數(shù)R2均在0.9以上，表明二階響應(yīng)面模型的準(zhǔn)確度可以滿足優(yōu)化設(shè)計(jì)要求.

3.3 優(yōu)化設(shè)計(jì)

以參數(shù)x1、x2、x3、x4作為優(yōu)化設(shè)計(jì)變量，以綜合場(chǎng)協(xié)同角θ，溫度效率f以及綜合換熱系數(shù)h為優(yōu)化目標(biāo)，則機(jī)艙熱管理的優(yōu)化數(shù)學(xué)模型可表示為：

(13)

多目標(biāo)優(yōu)化中由于優(yōu)化目標(biāo)間的相互制約關(guān)系，求解出來的解的集合是相互非支配的，只能根據(jù)各個(gè)目標(biāo)權(quán)重大小從非劣解中選取最佳解.非劣質(zhì)遺傳算法(NSGA-II)是由NSGA算法改進(jìn)而來，其優(yōu)勢(shì)是將精英策略引入到算法當(dāng)中，采用快速非支配排序算法將父代種群跟子代種群進(jìn)行合并，從而避免了優(yōu)良種群個(gè)體在進(jìn)化的過程中產(chǎn)生丟失，提高了優(yōu)化結(jié)果的精確度.因其有著較強(qiáng)的自適應(yīng)和魯棒性的獨(dú)特優(yōu)勢(shì)[17]，故本文采用NSGA-II來全局尋優(yōu)，求取Pareto前沿.算法中子代初始種群數(shù)設(shè)置為100，交叉概率0.93，交叉分配指數(shù)為20，變異分配指數(shù)100，迭代次數(shù)100，Pareto前沿如圖15所示.

圖15 NSGA-II算法Pareto最優(yōu)解集

對(duì)于Pareto最優(yōu)解集，考慮到將綜合場(chǎng)協(xié)同角，溫度效率以及綜合換熱系數(shù)同時(shí)處于一個(gè)相對(duì)最優(yōu)的條件下，選取溫度效率和綜合強(qiáng)化換熱系數(shù)均較優(yōu)的O點(diǎn)作為滿意解，如圖15所示.優(yōu)化結(jié)果如表4所示，優(yōu)化后的場(chǎng)協(xié)同角θ由75.445°下降到了71.892°，溫度效率f由1.425增大到了1.716，綜合強(qiáng)化換熱系數(shù)h也由5.924上升到8.183，目標(biāo)響應(yīng)得到了一定的優(yōu)化改善.

表4 優(yōu)化前后設(shè)計(jì)變量和目標(biāo)響應(yīng)對(duì)比

優(yōu)化前后Y=0截面艙內(nèi)溫度分布云圖如圖16所示.對(duì)比結(jié)果發(fā)現(xiàn)，增加擋風(fēng)罩之后，發(fā)動(dòng)機(jī)上側(cè)高溫區(qū)域明顯消失，熱空氣回流現(xiàn)象得到了一定的抑制.盡管優(yōu)化后排氣管位置的溫度還是偏高，這主要與排氣管自身的散熱量有關(guān)，但是發(fā)動(dòng)機(jī)和電機(jī)周圍的溫度得到了明顯下降，機(jī)艙溫度分布更加合理，進(jìn)而也驗(yàn)證了優(yōu)化結(jié)果的可行性.

(a) 優(yōu)化前Y=0截面溫度分布云圖

4 結(jié)論

本文以某型鐵路調(diào)車機(jī)車為研究對(duì)象，引入場(chǎng)協(xié)同性評(píng)價(jià)指標(biāo)，以提高機(jī)艙熱交換效率為優(yōu)化目的，采用非劣質(zhì)遺傳算法(NSGA-II)對(duì)構(gòu)建的二階響應(yīng)面數(shù)學(xué)模型進(jìn)行分析，對(duì)艙內(nèi)散熱器與風(fēng)扇間距、導(dǎo)流板尺寸和角度以及進(jìn)氣格柵開口位置進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化，優(yōu)化結(jié)果發(fā)現(xiàn)，發(fā)動(dòng)機(jī)艙溫度效率和綜合換熱系數(shù)分別提高了18.182%、38.133%，綜合場(chǎng)協(xié)同角降低了3.553°.研究結(jié)果表明機(jī)艙綜合熱交換效率得到了有效改善，為機(jī)艙熱管理研究提供一定的理論參考依據(jù).