吳飛，李培杰，詹潔，張希

(1.武漢理工大學機電工程學院，湖北 武漢 430070;2.武漢東測科技有限責任公司,湖北 武漢 430056)

發(fā)動機冷卻水套是發(fā)動機進行熱交換的直接媒介，對發(fā)動機各零部件的熱負荷分布影響很大。發(fā)動機不合理的熱負荷分布會導致發(fā)動機缸蓋、活塞、缸體等重要部件發(fā)生非正常的熱變形，從而縮短其工作壽命，甚至引發(fā)工作事故[1]。因此對冷卻水套進行冷卻性能的研究有利于發(fā)動機工作性能的提高。

目前國內(nèi)外學者對發(fā)動機水套的研究只是局限于機動車穩(wěn)態(tài)工作狀況下，然而發(fā)動機的工作環(huán)境相當復雜，突發(fā)情況很多，穩(wěn)態(tài)工作狀態(tài)下的冷卻水套分析研究并不能深入地預知發(fā)動機長期工作過程中遇到的可靠性問題，即使穩(wěn)態(tài)分析研究結果符合要求，在多變復雜的傳熱環(huán)境中也有可能出現(xiàn)發(fā)動機缸體缸蓋等受熱部件不正常熱變形，甚至開裂等失效現(xiàn)象。因此本研究建立了發(fā)動機的冷熱沖擊工況，使水套工作環(huán)境更加符合機動車實際運行工況，并對冷卻水套在非穩(wěn)態(tài)工況下的冷卻性能進行了仿真分析，得到了水套溫度場、流場以及缸體缸蓋熱負荷分布情況，并對分析結果進行了試驗驗證。

1 冷熱沖擊工況

整車在滿載全負荷爬坡、下坡過程中，發(fā)動機的冷卻液溫度會急劇上升下降，從而對發(fā)動機各部件造成很多熱危害。發(fā)動機冷熱沖擊試驗可以將這種發(fā)動機工作環(huán)境進行室內(nèi)再現(xiàn)，通過多次數(shù)的循環(huán)試驗來檢驗發(fā)動機的性能優(yōu)劣[2-5]。為了準確模擬整車在上下坡過程中發(fā)動機的工作狀態(tài)，對發(fā)動機的工作條件進行了設定。發(fā)動機轉(zhuǎn)速、水套入口溫度、負荷變化情況見圖1。

圖1 冷熱沖擊工況各參數(shù)變化曲線

一次沖擊循環(huán)包括熱沖、冷沖、怠速3種工況，運行順序為熱沖-怠速-冷沖。熱沖工況分為兩個區(qū)域，熱沖1和熱沖2。發(fā)動機處于熱沖工況時，負荷在180 s內(nèi)由0線性上升到110 N·m，入口溫度上升斜率與負荷上升斜率保持一致；上升至最大負荷后，發(fā)動機保持全速全負荷105 s。熱沖工況完成后轉(zhuǎn)速降低到怠速，負荷降至最小。怠速工況持續(xù)30 s后，入口溫度不作控制，自然上升，進入冷沖階段。轉(zhuǎn)速在180 s內(nèi)上升至最大轉(zhuǎn)速，負荷保持最小不變；達到最高轉(zhuǎn)速后保持105 s不變。冷熱沖擊工況規(guī)范見表1。

表1 冷熱沖擊工況規(guī)范

2 仿真分析

2.1 模型建立

利用Pro/E軟件建立了發(fā)動機缸體水套三維模型(見圖2)，由于水套的供水由外部設備提供，所以將水套進水口加長。缸體結構比較復雜，存在許多細小的圓角、螺紋孔等結構，劃分網(wǎng)格時這些部位會被自動加密。由于這些部位對計算結果影響較小，所以進行了簡化處理。

圖2 發(fā)動機缸體、缸蓋、冷卻水套總裝網(wǎng)格模型

2.2 流體求解控制方程

標準κ-ε模型是Launder和Spalding于1972年提出的,在流體計算中應用很廣泛[6-10]。本研究采用κ-ε模型來描述流體計算中的湍流狀態(tài)，其標準輸運方程為

3 邊界體條件分析

3.1 缸孔壁面溫度

缸孔與火力面的溫度變化在本試驗中無法實時監(jiān)測，故采用GT-Power軟件建立了發(fā)動機一維模型，通過計算得到了缸孔和火力面的溫度變化曲線(見圖3)。

圖3 發(fā)動機缸內(nèi)溫度變化曲線

發(fā)動機正常工作時，燃氣燃燒釋放出的熱量一部分轉(zhuǎn)化為機械能，一部分通過缸體燃燒室壁面散發(fā)出去，這些熱量的交換在缸孔縱向是不均勻的，自上而下，壁面與燃氣接觸的時間逐漸變短，因此缸孔以及火力面的溫度分布呈遞減趨勢。為了準確得到缸孔火力面的溫度和傳熱系數(shù)，將發(fā)動機缸孔火力面自上而下分為14段，并在火力面上設定了溫度采集測點(見圖4和圖5)。由于在冷熱沖擊工況下發(fā)動機的轉(zhuǎn)速大多數(shù)時間保持在6 000 r/min，一個循環(huán)的時間很短，所以取各段的平均溫度和平均傳熱系數(shù)作為缸體的壁面邊界條件(見表2)。

圖4 缸孔及火力面?zhèn)鳠徇吔鐥l件劃分

圖5 缸蓋火力面溫度測點設定分布

段數(shù)平均傳熱系數(shù)/W·(m2·K)-1綜合平均溫度/K段數(shù)平均傳熱系數(shù)/W·(m2·K)-1綜合平均溫度/K142020528603452319149692058123300130510142768429612011130212565290110612201798622176613176512727599614102396

3.2 流體域邊界條件

流體域主要包括缸體冷卻水套和缸蓋冷卻水套，冷卻水套與缸體缸蓋主要是通過缸體外壁面、燃燒室壁面以及進排氣管道壁面進行熱交換。在冷熱沖擊試驗中在冷卻水套入口和出口分別設置壓力傳感器進行實時監(jiān)測，得到了熱沖工況和冷沖工況下的壓力數(shù)據(jù)(見表3)，所以本研究對冷卻水套入口采用溫度、壓力邊界條件，出口采用壓力邊界條件進行設置。

表3 熱沖工況冷卻水套進出口實時壓力數(shù)據(jù)

冷卻水套入口溫度邊界根據(jù)冷熱沖擊工況標準溫度變化曲線進行設置，即熱沖階段入口溫度由25 ℃度線性上升到110 ℃保持105 s，怠速工況對入口溫度不作控制，自然升降，冷沖工況溫度由110 ℃左右線性下降到25 ℃，保持105 s不變，完成一次溫度循環(huán)。入口溫度變化函數(shù)式為

綜上分析冷卻水套邊界條件可知，冷卻水套在熱沖工況時的入口與出口壓力基本保持恒定，分別是61.5 kPa和127 kPa。根據(jù)第一節(jié)中對熱沖工況的溫度走勢分析可以得到冷卻水套的入口與出口邊界條件：

入口：壓力61.5 kPa，溫度T(t)；

出口:壓力127 kPa。

4 仿真結果分析

4.1 冷卻水套流速對比分析

冷卻液流速對冷卻水套的冷卻性能影響很大，流速快則冷卻性能好，流速慢則冷卻性能差。缸體缸蓋、缸孔上部區(qū)域和缸蓋燃燒室鼻梁區(qū)域都是熱負荷較高的危險區(qū)域，因此這些部位需要流速相對較大，才能使熱負荷不致太高。

通過圖6流速云圖可以看出，由于冷卻液的溫度需要迅速變化，冷卻液的流速與冷卻效率呈正相關，導致冷卻液的平均流速很高。水套入口連接外部冷卻液供給設備，取代了發(fā)動機自帶的水泵，設置在發(fā)動機一缸排氣側上部1/3處。由圖6可以看出，缸體接近燃燒室部分的冷卻液流速基本保持在3 m/s左右，冷卻性較好，由于燃燒室附近燃氣散熱強度最大，溫度最高，提高該部位的冷卻液流速可以避免熱負荷過高引起局部變形過大，進而導致缸體缸蓋密封性降低。

圖6 冷卻水套整體流線云圖

圖7示出水套上水孔流速云圖，可以看出1，2，3缸的上水速度比較均勻，第4缸由于受到出口回流的影響流速較高。圖8示出發(fā)動機缸蓋水套的流速矢量圖，可以看出1，2，3缸的冷卻液流速差距不大，平均流速為1.9 m/s，滿足冷卻要求。由于第4缸與外部設備出口相連接，冷卻液回流較嚴重。由于缸蓋水套的結構較復雜，尤其是在燃燒室鼻梁區(qū)，水套要能覆蓋高溫換熱區(qū)復雜曲面，所以冷卻液流阻很大。由圖8看出1，2，3，4缸的鼻梁區(qū)冷卻液流速都在1.2 m/s以上，可以達到冷卻要求。

圖7 冷卻水套上水孔流速云圖

圖8 缸蓋水套流速矢量圖

各上水孔流速對比見圖9，由圖可知排氣側的冷卻液流速比進氣側高。這是因為排氣側排出高溫廢氣，需要提高上水流速，這樣才能平衡進排氣側的熱負荷，避免溫差過大導致嚴重熱變形。

圖9 冷卻水套上水孔流速

4.2 缸體缸蓋溫度場分析

由圖10和圖11可以看出4缸的平均溫度最高，這是由于冷卻液從1缸入口流到第4缸時，冷卻液的壓力逐漸降低，使4缸相對其他3缸的橫向流速最低，冷卻效果最差。由圖10可以看出，缸體熱負荷最大出現(xiàn)在第4缸與第3缸相接處，溫度最高達到432.4 K，原因是該處冷卻效果最差且縱向壁厚較大。

由圖12和圖13可以看出，缸蓋火力面最高溫度出現(xiàn)在第1缸，為156.5 ℃，且由1缸至4缸溫度逐漸降低，原因是缸蓋上水孔輸水和缸間橫向流動逐漸增強，缸蓋火力面溫度逐漸降低。鋁合金的蠕變溫度為200 ℃左右，缸體缸蓋在冷熱沖擊作用下都在安全溫度范圍內(nèi)，所以該發(fā)動機滿足冷熱沖擊試驗要求。

圖10 缸體溫度云圖

圖11 缸孔壁面溫度云圖

圖12 缸蓋火力面溫度云圖

圖13 缸蓋火力面各測點溫度

5 試驗驗證

建立了能模擬試驗環(huán)境的試驗臺架，對發(fā)動機進行了試驗驗證。為了能夠給發(fā)動機提供設定的冷卻液溫度、壓力，將發(fā)動機冷卻水套的入口出口接入到溫度控制系統(tǒng)，去除了發(fā)動機自身的冷卻系統(tǒng)。其中高溫冷卻液由一個可以自動調(diào)節(jié)溫度的保溫箱提供，低溫冷卻液是由壓縮機將冷卻液制冷后儲存在低溫儲罐內(nèi)。整個控制系統(tǒng)由一個葉片泵提供壓力，在冷卻液儲存罐到發(fā)動機水套出入口的管線上安裝電磁控制閥，通過PLC控制來調(diào)節(jié)流量。系統(tǒng)中安裝了多個溫度傳感器以實時監(jiān)測冷卻液溫度，PLC控制系統(tǒng)根據(jù)溫度信號來調(diào)節(jié)發(fā)動機冷卻液溫度。

本研究根據(jù)冷熱沖擊試驗規(guī)范要求，通過溫度、壓力傳感器對試驗過程中發(fā)動機的運行參數(shù)進行了實時采集，其中包括冷卻水套入口與出口的溫度壓力變化，進氣與排氣口的溫度變化，缸蓋火力面測點溫度反饋以及試驗環(huán)境溫度等，并通過上位機界面進行實時數(shù)據(jù)顯示。為了驗證仿真結果是否反映試驗發(fā)動機的實際情況，對缸蓋火力面測點溫度以及冷卻水套出口溫度進行了數(shù)據(jù)采集。

發(fā)動機水套出口溫度實測值與仿真值的對比見圖14，二者走勢基本相同，且誤差在8 ℃范圍內(nèi)。

圖14 冷卻水套出口溫度對比

缸蓋火力面測點實測溫度見圖15。通過圖13與圖15對比可以看出，缸蓋各測點溫度仿真值和試驗值走勢基本相同，1，2，3缸的溫度平均誤差在20 ℃內(nèi)，第4缸由于最靠近出水口，實際試驗受冷卻液回流的影響，溫度誤差較大 ，但總體誤差在允許范圍內(nèi)。

圖15 缸蓋火力面測點實測溫度

6 結論

a) 在冷熱沖擊工況環(huán)境下發(fā)動機冷卻水套的冷卻效果良好，平均流速在2 m/s，滿足設計要求;缸體缸蓋的熱負荷分布符合傳熱規(guī)律，且最大溫度在安全范圍內(nèi)；該發(fā)動機滿足冷熱沖擊設計要求；

b) 通過模擬機動車爬坡下坡時的工況環(huán)境，得到了發(fā)動機冷卻水套的邊界條件，使仿真結果更加符合實際情況，也證明了冷熱沖擊試驗能夠為冷卻水套的換熱分析提供符合實際情況的分析環(huán)境。

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