黃 燦，譚禮斌，，袁越錦，王 萍，唐 琳，3

（1.隆鑫通用動(dòng)力股份有限公司技術(shù)中心，重慶 400039；2.陜西科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，西安 710021；3.重慶理工大學(xué) 車輛工程學(xué)院，重慶 400054）

隨著發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性能的提升，往往對(duì)其冷卻系統(tǒng)提出了更高的要求。發(fā)動(dòng)機(jī)在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中燃燒室室內(nèi)物料燃燒產(chǎn)生的熱大部分需要冷卻水套的冷卻液流動(dòng)來(lái)進(jìn)行冷卻，這就導(dǎo)致水套內(nèi)部冷卻液流動(dòng)的均勻性及流量的合理分配直接對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性能有顯著影響［1］。依照發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻要求，整個(gè)冷卻水套內(nèi)冷卻液平均流速不低于0.5 m/s，缸頭進(jìn)排氣側(cè)鼻梁區(qū)及排氣道附近區(qū)域的冷卻液流速不低于1 m/s，流動(dòng)均勻且無(wú)流動(dòng)死區(qū)［2］。冷卻水套的設(shè)計(jì)要在保證流動(dòng)均勻性的同時(shí)也要重點(diǎn)照顧高溫區(qū)域的冷卻。因此，采用工程經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)或試驗(yàn)設(shè)計(jì)的方法較難獲得合理的冷卻水套結(jié)構(gòu)，且開(kāi)發(fā)周期較長(zhǎng)［3-4］。近年來(lái)，隨著試驗(yàn)研究成本劇增和計(jì)算機(jī)技術(shù)的飛速發(fā)展，計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）分析方法已在發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻系統(tǒng)分析方面廣泛應(yīng)用［5-8］。如Chen等［9］利用CFD方法研究了水套進(jìn)出口不同布置形式下的內(nèi)部流場(chǎng)特性；Fontanesi等［10］分析了某柴油機(jī)多缸冷卻水套特性并驗(yàn)證了冷卻效果，對(duì)產(chǎn)品性能評(píng)估提供了指導(dǎo)；魏丹等［11］結(jié)合CFD模擬分析進(jìn)行水套優(yōu)化設(shè)計(jì)，在產(chǎn)品概念設(shè)計(jì)階段快速尋找中滿足設(shè)計(jì)準(zhǔn)則的水套樣機(jī)模型。由此可見(jiàn)，通過(guò)CFD模擬可視化地獲取以往需要大量試驗(yàn)才能獲得的流動(dòng)細(xì)節(jié)信息，根據(jù)流動(dòng)細(xì)節(jié)信息的捕捉進(jìn)行針對(duì)性地探究及優(yōu)化設(shè)計(jì)，可以大幅度地縮短產(chǎn)品研發(fā)周期，降低開(kāi)發(fā)成本［12-14］。

隨著社會(huì)的發(fā)展，具有優(yōu)良動(dòng)力性能的高功率發(fā)動(dòng)機(jī)備受青睞。在原有發(fā)動(dòng)機(jī)基礎(chǔ)上提升功率的同時(shí)會(huì)讓發(fā)動(dòng)機(jī)缸體缸頭等承受更高的熱負(fù)荷，這樣容易造成冷卻不足，導(dǎo)致搭載該發(fā)動(dòng)機(jī)的摩托車在進(jìn)行耐久性試驗(yàn)過(guò)程時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸蓋排氣鼻梁區(qū)因冷卻不足產(chǎn)生熱疲勞而開(kāi)裂的問(wèn)題，進(jìn)而產(chǎn)生發(fā)動(dòng)機(jī)拉缸、零部件破裂受損等一系列問(wèn)題。因此，為避免上述故障問(wèn)題的發(fā)生，本文以某發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水套為研究對(duì)象，采用CFD分析軟件STAR-CCM+11.06對(duì)冷卻水套流動(dòng)特性進(jìn)行模擬分析，評(píng)估原水套結(jié)構(gòu)流場(chǎng)的合理性，并依據(jù)流場(chǎng)模擬結(jié)果進(jìn)行針對(duì)性地結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，提升冷卻水套流動(dòng)均勻性，為冷卻水套的設(shè)計(jì)優(yōu)化提供仿真數(shù)據(jù)支撐及理論指導(dǎo)。

1 冷卻水套的CFD分析

1.1 物理模型

某摩托車用發(fā)動(dòng)機(jī)缸頭、缸體部分三維模型按照原有樣機(jī)采用CATIA 2016軟件按照1∶1等比例繪制而成。將繪制的三維模型以stp格式導(dǎo)出，然后選取STAR-CCM+11.06讀取導(dǎo)出的幾何模型，采用STAR-CCM+軟件中流體計(jì)算域體積抽取的功能進(jìn)行冷卻水套計(jì)算流體域的提取，提取完成后的計(jì)算域模型如圖1所示。在進(jìn)行網(wǎng)格劃分前，需要對(duì)冷卻水套進(jìn)行區(qū)域劃分及計(jì)算域的賦予。冷卻水套可以劃分為缸體水套、缸墊上水孔（簡(jiǎn)稱“缸孔”）、缸頭水套3個(gè)子流體域，3個(gè)子流體域通過(guò)創(chuàng)建interface交界面實(shí)現(xiàn)整個(gè)冷卻水套流體域的流通；同時(shí)定義出冷卻水套入口、出口，便于后續(xù)在網(wǎng)格劃分前進(jìn)行邊界條件的設(shè)置，最后進(jìn)行計(jì)算域賦予、軟件求解模型選擇及邊界條件設(shè)置，完成計(jì)算流體域模型的搭建。采用STAR-CCM+中多面體網(wǎng)格和邊界層網(wǎng)格技術(shù)對(duì)冷卻水套計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并針對(duì)尺寸較小的區(qū)域（缸墊上水孔）和流動(dòng)細(xì)節(jié)需要重點(diǎn)考察的區(qū)域（排氣側(cè)區(qū)域及“鼻梁”區(qū)）進(jìn)行局部體網(wǎng)格加密處理，以保證模擬結(jié)果的精確性；同時(shí)在冷卻水套近壁面考慮層數(shù)為5層的邊界層網(wǎng)格。為了減小回流產(chǎn)生，在水套進(jìn)口、出口處進(jìn)行了100 mm的拉伸層網(wǎng)格處理，網(wǎng)格劃分完成后進(jìn)行網(wǎng)格平順性及網(wǎng)格質(zhì)量的檢查，最終確定冷卻水套的網(wǎng)格數(shù)量約為400萬(wàn)。

圖1 冷卻水套計(jì)算流體域

圖2 所示為冷卻水套的網(wǎng)格模型及缸墊上水孔截面示意圖。其中缸孔1、2靠近排氣區(qū)域，主要冷卻排氣側(cè)及排氣鼻梁區(qū)；缸孔3、4靠近出口區(qū)域，流經(jīng)該兩缸孔的大部分冷卻液在流向缸頭水套后會(huì)直接從水套出口流出；缸孔5、6靠近進(jìn)氣區(qū)域，主要冷卻進(jìn)氣側(cè)及進(jìn)氣鼻梁區(qū)，缸孔7、8位于水套出口遠(yuǎn)端，由該兩孔流上缸頭水套頂部的鼻梁區(qū)域，主要對(duì)鼻梁區(qū)的冷卻有明顯作用。各缸孔截面的創(chuàng)建是為了監(jiān)測(cè)各缸孔流量大小，用以評(píng)估缸孔流量分配的合理性。

圖2 冷卻水套網(wǎng)格模型

1.2 數(shù)學(xué)模型

本文選取的冷卻液介質(zhì)為50%的乙二醇和50%的水的混合溶液，假設(shè)冷卻液在整個(gè)冷卻水套中的流動(dòng)為絕熱不可壓縮的黏性湍流流動(dòng)。流體分析軟件的思想是通過(guò)有限體積元方法將流體計(jì)算域進(jìn)行離散化，形成離散的控制體積網(wǎng)格，在每一個(gè)獨(dú)立的控制體積上進(jìn)行積分控制，形成相應(yīng)的代數(shù)方程，再通過(guò)軟件內(nèi)部迭代計(jì)算，最終獲取變量的計(jì)算值。本文選用STAR-CCM+中的realizable two-layer k-epsilon的湍流模型，該模型將realizable k-epsilon湍流模型與雙層方法進(jìn)行了結(jié)合，模型中經(jīng)驗(yàn)系數(shù)一致，但組合后的模型獲得了all y+壁面處理的靈活性。針對(duì)冷卻水套的流動(dòng)分析，realizable k-epsilon湍流模型比standard k-epsilon增加了與旋轉(zhuǎn)和曲率相關(guān)的內(nèi)容，可以獲取更精確的計(jì)算結(jié)果［15］。因此，在采用k-epsilon湍流模型對(duì)冷卻水套流場(chǎng)特性進(jìn)行數(shù)值模擬求解的過(guò)程中，在不考慮溫度的情況下，需要求解的控制方程包括流動(dòng)基本方程（連續(xù)性方程和動(dòng)量方程）、湍流模型方程（k方程、epsilon方程）和黏性系數(shù)方程［16-19］。后續(xù)中需要對(duì)冷卻水套壁面換熱系數(shù)進(jìn)行校核，因此，數(shù)值模擬求解中也涉及到能量方程的求解。綜上，本文中運(yùn)用到的數(shù)學(xué)模型方程如下：

1）連續(xù)性方程

2）動(dòng)量方程（N-S方程）

3）能量方程

式中：ui、uj為平均速度分量（m/s）；xi、xj為坐標(biāo)分量（m）；p為流體微元體上的壓力（Pa）；μeff為湍流有效黏性系數(shù)（Pa·s）；T是溫度（K）；λ為流體換熱系數(shù)（W/（m2·K））；Cp為流體比熱容（J/（kg·K））；ST是流體內(nèi)熱源和由黏性作用引起流體機(jī)械能轉(zhuǎn)變?yōu)闊崮埽↗）。

4）k-ε湍流模型方程

式中：Gk為速度梯度產(chǎn)生的湍動(dòng)能項(xiàng)；Gb為浮力產(chǎn)生的湍動(dòng)能項(xiàng)；YM表為脈動(dòng)擴(kuò)張項(xiàng)；C1ε、C2ε、C3ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；σk、σε分別為與湍動(dòng)能k和耗散率相對(duì)應(yīng)的Prandtl數(shù)；Sk和Sε為用戶自定義的源項(xiàng)。

數(shù)值模擬計(jì)算采用有限體積法將冷卻水套計(jì)算流體域劃分為離散的控制體積網(wǎng)格，在每個(gè)離散的控制體積網(wǎng)格上積分控制方程，形成計(jì)算變量的代數(shù)方程。在模擬計(jì)算中，通過(guò)軟件內(nèi)部迭代計(jì)算求解連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程及kε湍流模型方程，直到計(jì)算變量在某計(jì)算值穩(wěn)定后，視為計(jì)算收斂，獲取的計(jì)算結(jié)果可進(jìn)行后續(xù)的數(shù)據(jù)提取及分析。

1.3 邊界條件

水套入口邊界條件：質(zhì)量流量入口，質(zhì)量流量采用整車實(shí)測(cè)的冷卻系統(tǒng)流量換算而得。80℃下冷卻液介質(zhì)屬性為密度1 038.357 7 kg/m3，動(dòng)力黏度為0.000 98 Pa·s。依據(jù)單位換算，體積流量為15、25、35 L/min時(shí)，對(duì)應(yīng)的質(zhì)量流量分別為0.259 6、0.432 6、0.605 7 kg/s。

水套出口邊界條件：壓力出口，出口壓力為大氣壓。

壁面邊界條件：壁面采用STAR-CCM+中的Two-layer All Y+Wall Treatment函數(shù)處理，采用無(wú)滑移壁面條件［20］。

2 冷卻水套流場(chǎng)CFD模擬結(jié)果

采用文獻(xiàn)［21］的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證方法，在進(jìn)行流場(chǎng)對(duì)比分析前，對(duì)流阻進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，模擬與仿真誤差基本在10%以內(nèi)，誤差可以接受，表明前期搭建的網(wǎng)格參數(shù)控制策略及CFD計(jì)算模型可以獲得較精確的計(jì)算結(jié)果。因此，后續(xù)采用該模型對(duì)冷卻水套流場(chǎng)特性進(jìn)行評(píng)估，并對(duì)流動(dòng)較差的區(qū)域進(jìn)行針對(duì)性地優(yōu)化設(shè)計(jì)。由于換熱系數(shù)（heat transfer coefficient，HTC）分布與流速直接相關(guān)，兩者基本具有相同的分布特征，即流速高，流動(dòng)均勻性好的區(qū)域，對(duì)應(yīng)的換熱系數(shù)大且分布較均勻，而流速低、流動(dòng)均勻性差或零流速的區(qū)域，對(duì)應(yīng)的換熱系數(shù)較小且分布紊亂。一般排氣側(cè)區(qū)域及鼻梁區(qū)熱負(fù)荷較高，要求流速大，流動(dòng)好，因此對(duì)應(yīng)的換熱系數(shù)要高，且分布應(yīng)盡可能均勻［5］。因流速分布與換熱系數(shù)分布有共同分布特征，所以本文對(duì)冷卻水套流場(chǎng)先僅從流動(dòng)角度進(jìn)行評(píng)估及針對(duì)性地優(yōu)化設(shè)計(jì)，最后再進(jìn)行換熱系數(shù)的校核。

圖3表示不同流量工況下該水套進(jìn)出口壓降的變化對(duì)比，從圖中可以看出：流量增加，冷卻水套進(jìn)出口的壓力差值增大。15、25、35 L/min流量下對(duì)應(yīng)的壓降分別為2.47、7、13.87 kPa。由于不同流量下該發(fā)動(dòng)冷卻水套流場(chǎng)分布趨勢(shì)基本一致，因此在對(duì)CFD模擬獲得的流線云圖、速度云圖及截面速度分布等分析中僅選擇35 L/min流量工況進(jìn)行分析。

圖3 冷卻水套壓降

圖4 ～6分別為整體水套流線、缸體水套流線、缸頭水套流線。冷卻水套的流通性能重點(diǎn)是查看水套內(nèi)部冷卻液流動(dòng)速度場(chǎng)分布。對(duì)于冷卻水套內(nèi)部冷卻液流線速度分布較均勻合理的判定準(zhǔn)則為水道流動(dòng)順暢，無(wú)零流速區(qū)域及盡量無(wú)渦流死區(qū)，高溫區(qū)域的冷卻液流速較大，低溫區(qū)域的冷卻液流速適中，滿足冷卻水套合理冷卻分布趨勢(shì)的速度分布情況為均勻合理的；反之，判定為流動(dòng)均勻性較差［22］。從圖5中的缸體水套流線分布可以看出：流動(dòng)順暢，幾乎無(wú)零速度區(qū)域，流動(dòng)性較好，但由于靠近水套出口處的缸孔3、缸孔4流通面積大，較多冷卻液從這流失，導(dǎo)致進(jìn)入缸孔1、缸孔2附近的冷卻液較少，流速較低，缸體排氣側(cè)區(qū)域冷卻相對(duì)較差。因此，缸體水套內(nèi)冷卻液流動(dòng)較順暢，無(wú)流動(dòng)死區(qū)，分布較均勻，但高、低溫區(qū)域的冷卻液速度分布趨勢(shì)不合理，后續(xù)需要重點(diǎn)考慮高溫側(cè)的冷卻。缸頭水套的冷卻液主要是流經(jīng)缸體水套的冷卻液通過(guò)缸墊上水孔流入缸頭水套。因此，缸頭水套流場(chǎng)的分布很大程度上由缸墊上水孔決定。缸孔3、4流量較大，造成此處流線呈現(xiàn)出的速度較大，較多冷卻液并未得到利用。缸頭水套排氣側(cè)及鼻梁區(qū)的流速分布一般，可通過(guò)缸孔1、缸孔2的流量提升來(lái)改善該高溫區(qū)域的流速分布。此外，鼻梁區(qū)尖銳突出部分存在零速度區(qū)域，流動(dòng)死區(qū)的存在對(duì)該區(qū)域的冷卻極其不利。

圖4 整體水套流線

圖5 缸體水套流線

圖6 缸頭水套流線

圖7 為缸頭水套截面位置示意圖，截面1表示下鼻梁區(qū)截面，截面2表示上鼻梁區(qū)截面，截面3表示鼻梁區(qū)中間截面，主要是用來(lái)查看鼻梁區(qū)流速分布情況。圖8所示為不同截面的流速分布云圖。從圖中可以看出：進(jìn)氣側(cè)及進(jìn)氣鼻梁區(qū)冷卻相對(duì)較好，排氣側(cè)及排氣鼻梁區(qū)速度均勻性較差。鼻梁區(qū)尖銳角處流速幾乎為零，不利于該區(qū)域的冷卻。

圖7 缸頭水套截面位置示意圖

圖8 截面速度分布云圖

圖9 各缸孔冷卻液流量分配情況

為了獲取各缸孔冷卻液流量分配的情況，評(píng)估流量分配的合理性，對(duì)不同流量工況下各缸孔的冷卻液質(zhì)量流量及占比進(jìn)行了計(jì)算及統(tǒng)計(jì)，如圖9所示。從圖9中可以看出：各個(gè)流量工況想各缸孔的流量分配及流量占比趨勢(shì)基本一致。缸孔1、2、7、8靠近水套入口端，其主要作用是冷卻排氣側(cè)及缸頭水套鼻梁高溫區(qū)，然而缸孔1、7、8流量分配很少，缸孔1、2、7、8的總流量占比合計(jì)約為40%。缸孔3、4、5、6靠近水套出口端及進(jìn)氣側(cè)，進(jìn)氣側(cè)不屬于高溫區(qū)域，冷卻液流量適足即可，而缸孔3、4、5、6的總流量占比約為60%，大部分冷卻液直接從水套出口流出。從流量分配及占比來(lái)看，進(jìn)氣側(cè)冷卻液流量明顯高于排氣側(cè)，表明該冷卻水套缸孔的設(shè)計(jì)不合理，需要重新布局優(yōu)化，重新進(jìn)行流量分配，重點(diǎn)關(guān)注排氣側(cè)及鼻梁區(qū)的冷卻液量。

3 冷卻水套結(jié)構(gòu)優(yōu)化及流場(chǎng)對(duì)比

3.1 原因分析及優(yōu)化對(duì)策

發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水套的缸孔分布如圖10所示。整個(gè)水套共有8個(gè)缸孔，其中缸孔1、2、5、6、7、8的形狀及大小一致，面積為86 mm2；缸孔3、4的形狀及大小一致，面積為57 mm2。流經(jīng)缸頭水套的冷卻液將由缸體水套的冷卻液從缸孔流入。缸孔結(jié)構(gòu)是整個(gè)冷卻水套中結(jié)構(gòu)最簡(jiǎn)單的，但同時(shí)也是極其關(guān)鍵的部件。它的布局及尺寸設(shè)置直接影響著缸頭水套各流動(dòng)支路的流量分配。圖10中缸孔1、缸孔2的流量主要是冷卻缸頭水套的排氣側(cè)，同時(shí)兼顧缸體水套的冷卻，應(yīng)保證其有足夠大的流通面積；缸孔7、8遠(yuǎn)離冷卻水套的出口端，其流量可設(shè)計(jì)用來(lái)缸頭水套上鼻梁區(qū)區(qū)域的冷卻，因此這兩個(gè)缸孔的面積也應(yīng)盡量大，但不能大于缸孔1、2的流通面積，以免影響最關(guān)鍵缸孔1、2的流量。然而，該冷卻水套并未按照上述原則對(duì)缸孔合理布局，導(dǎo)致缸孔流量分配不合理，排氣側(cè)及鼻梁區(qū)區(qū)域的流速較低。圖11表示各缸孔冷卻液流動(dòng)路徑示意圖，依據(jù)CFD流場(chǎng)分析結(jié)果可看出：缸孔7、8的流量分配較少，缸孔3、4缸孔的流量分配太多，較多的冷卻液流入缸孔3、4后，沿著水套出口段內(nèi)壁邊緣流動(dòng)后直接從水套出口流出。這兩個(gè)缸孔的冷卻液未得到充分利用，造成了資源浪費(fèi)。缸孔5、6的冷卻液也存在大部分直接從出口流出的現(xiàn)象。因此，在對(duì)水套結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)中，缸孔形狀及尺寸大小是改善的一個(gè)方向。此外，CFD模擬結(jié)果顯示鼻梁區(qū)尖銳角落處存在速度為零的流動(dòng)死區(qū)，對(duì)冷卻極其不利。因此，去除零流速區(qū)域部分結(jié)構(gòu)或采用局部導(dǎo)流及平滑結(jié)構(gòu)過(guò)渡是改善的方向。

圖10 冷卻水套缸孔示意圖

圖11 各缸孔冷卻液流動(dòng)路徑

由此可見(jiàn)，為使缸頭水套流動(dòng)均勻性提升，改善高溫區(qū)域冷卻效果，可對(duì)缸頭水套局部結(jié)構(gòu)及缸孔進(jìn)行優(yōu)化，主要優(yōu)化包括：①去除缸頭水套鼻梁區(qū)零流速區(qū)域的結(jié)構(gòu)；②優(yōu)化缸孔形狀及大小，減小分水孔面積或個(gè)數(shù)。優(yōu)化后的缸孔分布及缸頭水套結(jié)構(gòu)如圖12所示。具體改進(jìn)說(shuō)明如下：1）缸孔形狀及大?。罕Ａ舾卓?、2、8的大小及形狀不變，改變缸孔3、4的形狀及面積（缸孔3面積從57 mm2減小到20 mm2，形狀由條形孔變?yōu)閳A柱形孔，缸孔4面積從57 mm2減小到7 mm2，形狀由條形孔變?yōu)閳A柱形孔），缸孔5做去掉處理，缸孔6、7保持條形孔形狀，面積都從86 mm2減小到44 mm2。目的是為了讓更多的冷卻液從缸孔1、2、7、8這4個(gè)缸孔流入，對(duì)缸頭水套排氣側(cè)及鼻梁區(qū)進(jìn)行充分冷卻。2）對(duì)缸頭水套上鼻梁區(qū)尖銳突出部分做切割處理，目的是減小流動(dòng)死區(qū)；3）對(duì)缸頭水套缸孔分水孔2的對(duì)接處做開(kāi)槽處理，進(jìn)行分流。

圖12 冷卻水套優(yōu)化方案

3.2 優(yōu)化效果對(duì)比

3.2.1 缸孔流量分配對(duì)比

圖13為優(yōu)化前后水套缸孔冷卻液流量直方圖（35 L/min流量工況）。

圖13 缸孔冷卻液流量直方圖

從圖13中可以看出：優(yōu)化后缸孔流量得到了重新分配。缸孔1和缸孔2兩個(gè)上水孔的冷卻液流入缸頭水套，主要是冷卻排氣側(cè)及排氣鼻梁區(qū)，優(yōu)化后該兩個(gè)上水孔流量明顯提升，有利于高溫區(qū)域的冷卻；同理，缸孔7、8的流量明顯增大，表明通過(guò)這兩個(gè)缸孔流入缸頭水套后流經(jīng)頂部鼻梁區(qū)域的冷卻液流量增大，對(duì)散熱冷卻有明顯提升作用。缸孔3、4流量減小，必然會(huì)造成其附近區(qū)域流速降低，但這些區(qū)域不是重點(diǎn)關(guān)注區(qū)域，不會(huì)影響整體的散熱冷卻效果。

3.2.2 冷卻水套流速對(duì)比

冷卻水套內(nèi)部冷卻液流動(dòng)速度的大小對(duì)水套冷卻性能影響很大，流速大則冷卻性能較好，流速慢則冷卻性能差。缸頭水套排氣側(cè)和燃燒室鼻梁區(qū)域都是高溫區(qū)域，因此流經(jīng)這些區(qū)域的冷卻液一定要確保有較大的流速［23］。因此，優(yōu)化前后冷卻水套流速的對(duì)比可以很好地評(píng)估水套優(yōu)化設(shè)計(jì)方案的合理性。圖14為優(yōu)化前后冷卻水套速度流線對(duì)比圖（35 L/min流量工況）。從圖中可以看出：排氣側(cè)及鼻梁區(qū)區(qū)域的速度明顯增加，進(jìn)氣側(cè)附近的局部區(qū)域存在流速略有減小的現(xiàn)象，會(huì)導(dǎo)致該處區(qū)域的冷卻略有下降，但此處并不是高溫區(qū)域，輕微減小可以接受。保證高溫區(qū)域散熱，低溫區(qū)域冷卻液流速略降低是水套整體冷卻更加趨于合理的趨勢(shì)［24-25］。優(yōu)化后的冷卻水套在入口流量35、25、15 L/min時(shí)整個(gè)進(jìn)排氣鼻梁區(qū)的表面平均流速分別為1.55、1.27、1.09 m/s，其中排氣側(cè)區(qū)域的表面平均速度分別為1.3、1.2、1 m/s。發(fā)動(dòng)機(jī)搭載整車運(yùn)行時(shí)，轉(zhuǎn)速越大產(chǎn)生的熱負(fù)荷越高，冷卻系統(tǒng)流量越大。高轉(zhuǎn)速時(shí)35 L/min的流量下高溫區(qū)域整體平均流速大于1.5 m/s，可以達(dá)到較好冷卻效果。總的來(lái)說(shuō)，優(yōu)化后冷卻水套內(nèi)部冷卻液流動(dòng)均勻性更好，更有利于發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性能提升后的機(jī)體散熱冷卻。

圖15為優(yōu)化前后水套不同截面速度分布云圖（35 L/min流量工況）。從圖中可以看出：缸頭水套上鼻梁區(qū)處的流速增加明顯，零速度區(qū)域也得到明顯改善，表明缸頭水套的鼻梁區(qū)尖銳突出端削平處理、缸孔布置優(yōu)化及部分缸孔開(kāi)槽分流的綜合優(yōu)化方案是有效的。從水套環(huán)形截面速度可以看出：優(yōu)化后的缸體水套流速也略有提升，表明改變缸孔布局及修整缸頭水套結(jié)構(gòu)后整體水套的流動(dòng)都有明顯改善。

鼻梁區(qū)尖銳處削平處理后光滑過(guò)渡，在制造工藝性及強(qiáng)度上基本滿足要求；減小流動(dòng)死區(qū)的另一種方法就是在鼻梁尖銳區(qū)域做開(kāi)槽導(dǎo)流處理，若想達(dá)到鼻梁削平處理的效果，開(kāi)槽深度務(wù)必要保證，這樣會(huì)導(dǎo)致該處強(qiáng)度不夠，因此鼻梁削平處理是減小速度死區(qū)的相對(duì)較優(yōu)方案。缸孔2分流口開(kāi)槽深度較淺，后期可在此分流原則基礎(chǔ)上根據(jù)實(shí)際制造工藝對(duì)分流口位置和偏向角度等具體細(xì)節(jié)進(jìn)行局部調(diào)整，主要起分流作用，不會(huì)對(duì)強(qiáng)度及制造工藝產(chǎn)生較大的影響。

圖14 冷卻水套速度流線分布云圖

圖15 水套不同截面速度分布云圖

3.2.3 冷卻水套壓損對(duì)比

圖16為優(yōu)化前后冷卻水套壓損直方圖。壓力損失主要發(fā)生在水套出入口處及缸墊分水孔處。優(yōu)化后的水套壓降略有增大，35 L/min流量工況下優(yōu)化前的冷卻水套壓損約為13.87 kPa，優(yōu)化后的冷卻水套壓損約為15.81 kPa，壓降增加了約2 kPa，約，增比約為14%。在缸孔布置上，優(yōu)化前的水套在缸孔3、4有較多的冷卻液直接從水套出口端直接流出，流動(dòng)路徑短，在缸墊處產(chǎn)生的壓損相對(duì)較小。優(yōu)化設(shè)計(jì)的水套對(duì)缸孔形狀及大小進(jìn)行了重新布置，優(yōu)化了各缸孔流量分配，由于節(jié)流作用，直接從水套出口端流走的冷卻液明顯減少，從而引起了缸墊處壓損的增加?？偟膩?lái)說(shuō)，相對(duì)于35 L/min的入口流量，整體壓降增加2 kPa，后期搭載整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻系統(tǒng)，冷卻系統(tǒng)的流量減幅不大，優(yōu)化后冷卻水套的壓力損失在可接受范圍，表明優(yōu)化后的冷卻水套滿足冷卻性能提升的要求。后期搭載發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)后，冷卻系統(tǒng)流量降低，可通過(guò)一維冷卻系統(tǒng)匹配，提升整個(gè)冷卻系統(tǒng)循環(huán)流量，保證全系統(tǒng)流量分配的合理性，確保發(fā)動(dòng)機(jī)正常運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)的散熱性能［26］。

3.2.4 冷卻水套換熱系數(shù)對(duì)比

為驗(yàn)證優(yōu)化前后優(yōu)化效果，缸頭水套壁面設(shè)置120℃，缸墊上水孔壁面溫度設(shè)置110℃，缸體水套壁面設(shè)置為100℃，查看各流量工況下水套優(yōu)化前后的換熱系數(shù)分布。圖17所示為水套優(yōu)化前后的換熱系數(shù)。從圖中可以看出：優(yōu)化前的水套在15、25、35 L/min 3個(gè)流量工況下的換熱系數(shù)分布都只有少部分區(qū)域達(dá)到了5 000 W/（m2·K）。工程上對(duì)于冷卻水套設(shè)計(jì)一般要求換熱系數(shù)分布要保證均勻分布，且熱負(fù)荷較高區(qū)域的換熱系數(shù)需保持在5 000 W/（m2·K）以上［5］。優(yōu)化后的水套在15、25、35 L/min 3個(gè)流量工況下基本滿足上述要求。圖18表示水套壁面平均換熱系數(shù)，優(yōu)化后水套壁面平均換熱系數(shù)提升非常明顯，表明該優(yōu)化方案是有效的，可為冷卻水套的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論參考和仿真數(shù)據(jù)支撐。

圖17 冷卻水套換熱系數(shù)示意圖

圖18 水套壁面平均換熱系數(shù)直方圖

4 結(jié)論

1）原冷卻水套的整體流動(dòng)均勻性較差，各缸孔大小設(shè)計(jì)的缺陷導(dǎo)致各缸孔流量分配不合理，排氣側(cè)及鼻梁區(qū)等高溫區(qū)域流速較低，不利于高溫區(qū)域的冷卻；

2）通過(guò)缸頭水套的局部微調(diào)和缸孔形狀及大小的調(diào)整，優(yōu)化后的冷卻水套流場(chǎng)得到了明顯的改善，高溫區(qū)域在各流量工況下都有明顯提升。換熱系數(shù)校核結(jié)果顯示：優(yōu)化后冷卻水套高溫區(qū)域的換熱系數(shù)達(dá)到5 000 W/（m2·K）以上，滿足設(shè)計(jì)要求。優(yōu)化后的冷卻水套高溫區(qū)域可以達(dá)到較好的冷卻效果。

3）冷卻水套結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案及數(shù)值模擬結(jié)果可為水套結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供仿真數(shù)據(jù)支撐。