譚禮斌， 袁越錦， 黃 燦， 唐 琳， 何 丹

(1.陜西科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 陜西 西安 710021； 2.隆鑫通用動力股份有限公司 技術(shù)中心， 重慶 400039)

冷卻水套作為發(fā)動機(jī)冷卻系統(tǒng)的重要部件，其散熱性能的好壞直接影響發(fā)動機(jī)的正常運(yùn)行。冷卻水套的主要作用是冷卻發(fā)動機(jī)，降低高溫區(qū)域的熱負(fù)荷并保證發(fā)動機(jī)工作在適宜的溫度下[1]。隨著計(jì)算機(jī)仿真技術(shù)的迅速發(fā)展，計(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics,CFD)方法逐步成為了研究發(fā)動機(jī)冷卻水套內(nèi)冷卻液三維流動狀態(tài)的重要手段[2-4]。黃燦等采用CFD方法對某冷卻水套內(nèi)冷卻液流速分布和壁面換熱系數(shù)進(jìn)行了分析，為水套性能評估及優(yōu)化提供了參考[5]。畢玉華等采用CFD技術(shù)，研究了發(fā)動機(jī)水套內(nèi)冷卻液流動均勻性對結(jié)構(gòu)熱變形的影響[6]。利用CFD方法研究發(fā)動機(jī)冷卻水套散熱性能，并有針對性地進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)和散熱性能提升，從理論上指導(dǎo)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證工作，可減少產(chǎn)品開發(fā)前期的盲目性[7-8]。

為評估一款摩托車發(fā)動機(jī)冷卻水套散熱性能并進(jìn)行性能優(yōu)化研究，本文應(yīng)用CFD方法，采用STAR-CCM+軟件對冷卻水套結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案進(jìn)行三維流場數(shù)值模擬，依托CFD分析結(jié)果提出改進(jìn)方案，以便為該款發(fā)動機(jī)冷卻水套的冷卻性能評估和結(jié)構(gòu)改進(jìn)提供參考。

1 發(fā)動機(jī)冷卻水套模型構(gòu)建

該款摩托車發(fā)動機(jī)冷卻水套計(jì)算域網(wǎng)格模型如圖1所示。冷卻水套高溫區(qū)域主要可分為缸頭排氣上鼻梁區(qū)、缸頭排氣下鼻梁區(qū)和缸體排氣上部區(qū)域。其溫度趨勢基本為缸頭排氣上鼻梁區(qū)溫度值>缸頭排氣下鼻梁區(qū)溫度值>缸體排氣上部區(qū)域溫度值。在設(shè)計(jì)冷卻水套時(shí)，要重點(diǎn)考慮這3個(gè)區(qū)域的冷卻液流動情況，讓更多的冷卻液流向這些區(qū)域，且要設(shè)法提高冷卻液的流速，以保證發(fā)動機(jī)的正常散熱。兩種缸墊方案的缸墊及相應(yīng)缸孔如圖2所示。缸墊方案一和缸墊方案二都有3個(gè)上水孔。二者的上水孔位置有下列不同：缸墊方案一在進(jìn)氣側(cè)布置了兩個(gè)上水孔，缸墊方案二在排氣側(cè)布置了兩個(gè)上水孔。為評估兩種缸墊方案的冷卻水套內(nèi)部流場，可采用相同的網(wǎng)格控制策略和邊界條件對二者進(jìn)行對比分析，以便選擇較優(yōu)的缸墊上水孔布置方式進(jìn)行后續(xù)優(yōu)化。

圖1 冷卻水套計(jì)算域網(wǎng)格模型Fig. 1 Mesh model of cooling water jacket computing domain

(a) 缸墊方案一

本文所選取冷卻液介質(zhì)為 50%乙二醇和 50%水的混合溶液。該冷卻液的溫度為90 ℃，動力黏性系數(shù)為0.000 82 Pa·s，密度為1 030 kg/m3。冷卻水套中冷卻液的流動為不可壓縮的黏性湍流態(tài)，且能以STAR-CCM+軟件中的 realizable two-layer k-epsilon作為湍流模型，遵循連續(xù)性方程和動量方程規(guī)律。

將冷卻水套的入口邊界設(shè)置為質(zhì)量流量，其值為0.718 8 kg/s，對應(yīng)于發(fā)動機(jī)臺架實(shí)驗(yàn)在8 500 r/min轉(zhuǎn)速點(diǎn)實(shí)測的體積流量42 L/min；將出口邊界設(shè)置為壓力，其值為0 Pa(相對壓力)；采用無滑移壁面邊界。

采用文獻(xiàn)[8]的發(fā)動機(jī)臺架實(shí)驗(yàn)方法，將進(jìn)口水溫控制在90 ℃，對發(fā)動機(jī)進(jìn)水壓力和出水壓力進(jìn)行測試。發(fā)動機(jī)進(jìn)水壓力和出水壓力之差即為水套流阻。選取缸墊方案一進(jìn)行測試，為模型驗(yàn)證提供實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。經(jīng)過實(shí)測，流量為42 L/min時(shí)流阻為21.5 kPa。

在驗(yàn)證所構(gòu)建模型時(shí)，本文測試所得流阻與網(wǎng)格數(shù)量的關(guān)系如圖3所示。

圖3 流阻與網(wǎng)格數(shù)量的關(guān)系Fig. 3 Relationship between flow resistance and number of grids

從圖3可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到300萬個(gè)以上時(shí)，計(jì)算流阻值趨于穩(wěn)定，計(jì)算流阻為20.6 kPa，與實(shí)測相差0.9 kPa，誤差較小。這表明，網(wǎng)格數(shù)量選擇300萬個(gè)時(shí)能夠獲得較準(zhǔn)確的結(jié)果。

2 冷卻水套的冷卻液流速分布對比

冷卻水套的冷卻能力主要采用壁面換熱系數(shù)、冷卻液流速兩個(gè)指標(biāo)來反映。由于換熱系數(shù)與流速直接相關(guān)，兩者具有基本相同的分布特征，即流速大、流動均勻性好的區(qū)域，對應(yīng)的換熱系數(shù)大且分布較均勻，而流速小、流動均勻性差或零流速的區(qū)域，對應(yīng)的換熱系數(shù)小且分布紊亂。通常，排氣側(cè)及鼻梁區(qū)熱負(fù)荷較高，要求流速大、流動均勻性好，因此對應(yīng)的換熱系數(shù)要大且分布應(yīng)盡可能均勻[9]。因流速與換熱系數(shù)有共同的分布特征，所以本文從冷卻液流動角度對冷卻水套進(jìn)行性能評估及具有針對性的結(jié)構(gòu)改進(jìn)，基本可滿足冷卻水套的冷卻液流速分布設(shè)計(jì)要求。圖4所示為兩種缸墊方案的水套內(nèi)部冷卻液流速分布云圖。

(a) 缸墊方案一 (b) 缸墊方案二圖4 兩種缸墊方案的水套內(nèi)部冷卻液流速分布云圖Fig. 4 Distribution nephogram of coolant flow velocity distribution in water jacket about two cylinder gasket designs

從圖4可以看出，缸墊方案一和缸墊方案二中區(qū)域1的冷卻液流速都較低。分析可知，該區(qū)域?qū)儆谂艢馍媳橇簠^(qū)，相應(yīng)的冷卻液會流至排氣下鼻梁處，因此該區(qū)域冷卻液流速較低，會對整個(gè)水套排氣側(cè)的冷卻產(chǎn)生影響，需要重點(diǎn)關(guān)注。從圖4也可以看出，缸墊方案一中水套冷卻液的流動均勻性較差，其中區(qū)域2的流速很低，存在速度死區(qū)。分析可知，該區(qū)域位于缸體的水套排氣側(cè)，若冷卻液流速不夠大，就會導(dǎo)致局部溫度過高而不利于缸體水套的冷卻。從圖4還可以看出，缸墊方案二中水套冷卻液的流動均勻性較好，且區(qū)域2的冷卻液流速明顯比缸墊方案一中該區(qū)域的流速分布均勻。顯然，缸墊方案二的上水孔布置方式較優(yōu)，可選擇在缸墊方案二的基礎(chǔ)上通過改進(jìn)缸體水套結(jié)構(gòu)來改善區(qū)域1的冷卻液流動狀態(tài)，從而提升水套的整體散熱性能。

為了查看水套內(nèi)部冷卻液的流動細(xì)節(jié)，這里給出了圖5所示的水套及其截面仿真圖、圖6所示的缸墊方案一下水套內(nèi)部冷卻液各截面的速度云圖、圖7所示的缸墊方案二下水套內(nèi)部冷卻液各截面的速度云圖。

(a) 水 套 (b) 截面1位置 (c) 截面2位置圖5 水套及其截面仿真圖Fig. 5 Water jacket and its sections simulation diagram

(a) 區(qū)域1 (b) 區(qū)域2 (c) 區(qū)域3圖6 缸墊方案一下水套內(nèi)部冷卻液各截面的速度云圖Fig. 6 Velocity cloud diagram of each section of coolant inside the water jacket at cylinder gasket design one

(a) 區(qū)域1 (b) 區(qū)域2 (c) 區(qū)域3圖7 缸墊方案二下水套內(nèi)部冷卻液各截面的速度云圖Fig. 7 Velocity cloud diagram of each section of coolant inside the water jacket at cylinder gasket design two

從圖6、圖7可以看出：缸墊方案二下水套內(nèi)部冷卻液流速在區(qū)域2和區(qū)域3的分布均勻性都優(yōu)于缸墊方案一；水套內(nèi)部區(qū)域1(即排氣道附近區(qū)域)的冷卻液流速較低，不利于該區(qū)域的冷卻。因此需對冷卻水套結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，以改善區(qū)域1的冷卻液流動狀態(tài)，提升散熱性能。

3 冷卻水套結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案的分析

為了改善排氣側(cè)冷卻液流動狀態(tài)，本文將流道加高加寬，從而增大鼻梁區(qū)的流通面積，形成了缸頭水套改進(jìn)方案一；在缸頭水套改進(jìn)方案一的基礎(chǔ)上，進(jìn)行開槽導(dǎo)流處理，形成了缸頭水套改進(jìn)方案二。圖8所示為兩種缸頭水套改進(jìn)方案的對比情況。圖9所示為兩種缸頭水套改進(jìn)方案的水套內(nèi)部速度流線。

(a) 缸頭水套改進(jìn)方案一 (b) 缸頭水套改進(jìn)方案二圖8 兩種缸頭水套改進(jìn)方案的對比Fig. 8 Comparison of the two improvement designs of cylinder head water jacket

(a) 缸頭水套改進(jìn)方案一 (b) 缸頭水套改進(jìn)方案二圖9 兩種缸頭水套改進(jìn)方案的水套內(nèi)部速度流線Fig. 9 Internal velocity streamline of the two improvement designs of cylinder head water jacket

對比分析可知：缸頭水套結(jié)構(gòu)改進(jìn)后冷卻液流速分布比原結(jié)構(gòu)有明顯改善；缸頭水套改進(jìn)方案二中排氣道附近區(qū)域的冷卻液流速提升更明顯，有利于該區(qū)域的散熱；兩種缸頭水套改進(jìn)方案都能改善排氣側(cè)冷卻液的流動狀態(tài)，有利于降低發(fā)動機(jī)的高溫區(qū)域熱負(fù)荷。

為了進(jìn)一步評估缸頭水套結(jié)構(gòu)改進(jìn)的效果，本文對冷卻水套的冷卻液流道進(jìn)行截面提取，統(tǒng)計(jì)各流道截面流量(見圖10)，對比分析了缸頭水套結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后各截面流量占比的變化情況(見圖11)。

(a) 截面1-截面6

圖11 缸頭水套結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后各截面流量占比的變化情況Fig. 11 Changes of flow proportion for each section before and after improvement of cylinder head water jacket structure

從圖11可以看出：兩種缸頭水套改進(jìn)方案在截面1的冷卻液流量占比皆有所提升，其中缸頭水套改進(jìn)方案二的提升效果較明顯；兩種缸頭水套改進(jìn)方案在鼻梁區(qū)(截面2)的冷卻液流量占比略有下降，其中缸頭水套改進(jìn)方案一從改進(jìn)前的流量占比8.8%降低為8.1%，而缸頭水套改進(jìn)方案二的流量占比降為6.8%，流量占比降低明顯，存在一定的過熱風(fēng)險(xiǎn)；缸頭水套改進(jìn)方案二在截面3的流量占比也比改進(jìn)前有明顯降低，冷卻能力減弱。分析可知，缸頭水套改進(jìn)方案二下冷卻液流量分配情況比原結(jié)構(gòu)有明顯的改變，同時(shí)從砂型工藝和缸頭鑄造工藝考慮，在缸頭水套上開槽的砂型工藝容易導(dǎo)致結(jié)構(gòu)強(qiáng)度不夠的后果。因此，缸頭水套改進(jìn)方案二不可行。綜合來看，建議選擇缸頭水套改進(jìn)方案一作為該冷卻水套結(jié)構(gòu)的改進(jìn)方案。

圖12所示為改進(jìn)后冷卻水套內(nèi)部的速度流線。

圖12 改進(jìn)后冷卻水套內(nèi)部的速度流線Fig. 12 Internal velocity streamline distributions of improved cooling water jacket

從圖12可以看出，改進(jìn)后冷卻水套大部分區(qū)域的冷卻液流速都大于0.5 m/s，缸頭水套排氣側(cè)冷卻液流速都大于1.5 m/s，且水套內(nèi)部冷卻液流動中不存在大面積的死區(qū)現(xiàn)象。因此，改進(jìn)的冷卻水套能夠滿足水套內(nèi)冷卻液流速的設(shè)計(jì)要求[10]。

4 方案確定

為驗(yàn)證方案的有效性，針對原缸頭水套+缸墊方案一，以及缸墊方案二+缸頭水套改進(jìn)方案一兩種情況，在發(fā)動機(jī)臺架實(shí)驗(yàn)時(shí)測量了發(fā)動機(jī)最大功率對應(yīng)轉(zhuǎn)速8 500 r/min的機(jī)油溫度和缸頭火花塞墊片溫度。圖13所示為兩種情況下的機(jī)油溫度和缸頭火花塞墊片溫度。

從圖13可以看出，選擇缸墊方案二和缸頭水套改進(jìn)方案一后，機(jī)油溫度和缸頭火花塞墊片溫度分別為116 ℃和146 ℃，相比原缸頭水套+缸墊方案一的時(shí)候，對應(yīng)溫度分別降低了4 ℃和6 ℃。這表明，相應(yīng)的冷卻水套結(jié)構(gòu)改進(jìn)后，水套散熱性能得到了提升，發(fā)動機(jī)熱負(fù)荷有所改善。

5 結(jié)語

本文采用CFD方法對一款摩托車發(fā)動機(jī)冷卻水套流場特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，并對兩種缸墊布置方式進(jìn)行了對比分析。結(jié)果表明，該款發(fā)動機(jī)冷卻水套缸墊方案二下水套內(nèi)冷卻液流動的均勻性優(yōu)于缸墊方案一，建議選擇缸墊方案二作為該款發(fā)動機(jī)的缸墊方案。為改善排氣側(cè)的冷卻液流動狀態(tài)，提出了兩種缸頭水套改進(jìn)方案。其中缸頭水套改進(jìn)方案一中排氣側(cè)冷卻效果略有改善，鼻梁區(qū)的冷卻液流量占比為8.1%，略有降低；而缸頭水套改進(jìn)方案二中排氣側(cè)冷卻效果改善明顯，火花塞墊片鼻梁區(qū)冷卻溫度明顯降低?？紤]到開槽對砂型工藝有不良影響，而缸頭水套改進(jìn)方案一中流道加高加寬后結(jié)構(gòu)強(qiáng)度提高且排氣側(cè)有改善，本文建議按缸墊方案二+缸頭水套改進(jìn)方案一制作發(fā)動機(jī)冷卻水套樣件。研究結(jié)果為該款發(fā)動機(jī)冷卻水套的冷卻性能評估及結(jié)構(gòu)改進(jìn)提供了參考。