冷熱沖擊工況下發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水套傳熱分析

吳飛，李培杰，詹潔，張希

(1.武漢理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，湖北 武漢 430070;2.武漢東測科技有限責(zé)任公司,湖北 武漢 430056)

發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水套是發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行熱交換的直接媒介，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)各零部件的熱負(fù)荷分布影響很大。發(fā)動(dòng)機(jī)不合理的熱負(fù)荷分布會(huì)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)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(duì)冷卻水套進(jìn)行冷卻性能的研究有利于發(fā)動(dòng)機(jī)工作性能的提高。

目前國內(nèi)外學(xué)者對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)水套的研究只是局限于機(jī)動(dòng)車穩(wěn)態(tài)工作狀況下，然而發(fā)動(dòng)機(jī)的工作環(huán)境相當(dāng)復(fù)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(yù)知發(fā)動(dòng)機(jī)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(jié)果符合要求，在多變復(fù)雜的傳熱環(huán)境中也有可能出現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)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(dòng)機(jī)的冷熱沖擊工況，使水套工作環(huán)境更加符合機(jī)動(dòng)車實(shí)際運(yùn)行工況，并對(duì)冷卻水套在非穩(wěn)態(tài)工況下的冷卻性能進(jìn)行了仿真分析，得到了水套溫度場、流場以及缸體缸蓋熱負(fù)荷分布情況，并對(duì)分析結(jié)果進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 冷熱沖擊工況

整車在滿載全負(fù)荷爬坡、下坡過程中，發(fā)動(dòng)機(jī)的冷卻液溫度會(huì)急劇上升下降，從而對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)各部件造成很多熱危害。發(fā)動(dòng)機(jī)冷熱沖擊試驗(yàn)可以將這種發(fā)動(dòng)機(jī)工作環(huán)境進(jìn)行室內(nèi)再現(xiàn)，通過多次數(shù)的循環(huán)試驗(yàn)來檢驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的性能優(yōu)劣[2-5]。為了準(zhǔn)確模擬整車在上下坡過程中發(fā)動(dòng)機(jī)的工作狀態(tài)，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的工作條件進(jìn)行了設(shè)定。發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、水套入口溫度、負(fù)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(yùn)行順序?yàn)闊釠_-怠速-冷沖。熱沖工況分為兩個(gè)區(qū)域，熱沖1和熱沖2。發(fā)動(dòng)機(jī)處于熱沖工況時(shí)，負(fù)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(fù)荷上升斜率保持一致；上升至最大負(fù)荷后，發(fā)動(dòng)機(jī)保持全速全負(fù)荷105 s。熱沖工況完成后轉(zhuǎn)速降低到怠速，負(fù)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(jìn)入冷沖階段。轉(zhuǎn)速在180 s內(nèi)上升至最大轉(zhuǎn)速，負(fù)荷保持最小不變；達(dá)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(dòng)機(jī)缸體水套三維模型(見圖2)，由于水套的供水由外部設(shè)備提供，所以將水套進(jìn)水口加長。缸體結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，存在許多細(xì)小的圓角、螺紋孔等結(jié)構(gòu)，劃分網(wǎng)格時(shí)這些部位會(huì)被自動(dòng)加密。由于這些部位對(duì)計(jì)算結(jié)果影響較小，所以進(jìn)行了簡化處理。

圖2 發(fā)動(dòng)機(jī)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(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型是Launder和Spalding于1972年提出的,在流體計(jì)算中應(yīng)用很廣泛[6-10]。本研究采用κ-ε模型來描述流體計(jì)算中的湍流狀態(tài)，其標(biāo)準(zhǔn)輸運(yùn)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(yàn)中無法實(shí)時(shí)監(jiān)測，故采用GT-Power軟件建立了發(fā)動(dòng)機(jī)一維模型，通過計(jì)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(dòng)機(jī)缸內(nèi)溫度變化曲線

發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作時(shí)，燃?xì)馊紵尫懦龅臒崃恳徊糠洲D(zhuǎn)化為機(jī)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?xì)饨佑|的時(shí)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(zhǔn)確得到缸孔火力面的溫度和傳熱系數(shù)，將發(fā)動(dòng)機(jī)缸孔火力面自上而下分為14段，并在火力面上設(shè)定了溫度采集測點(diǎn)(見圖4和圖5)。由于在冷熱沖擊工況下發(fā)動(dòng)機(jī)的轉(zhuǎn)速大多數(shù)時(shí)間保持在6 000 r/min，一個(gè)循環(huán)的時(shí)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(diǎn)設(shè)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(jìn)排氣管道壁面進(jìn)行熱交換。在冷熱沖擊試驗(yàn)中在冷卻水套入口和出口分別設(shè)置壓力傳感器進(jìn)行實(shí)時(shí)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(duì)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(jìn)行設(shè)置。

表3 熱沖工況冷卻水套進(jìn)出口實(shí)時(shí)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(biāo)準(zhǔn)溫度變化曲線進(jìn)行設(shè)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(duì)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(shí)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(duì)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(jié)果分析

4.1 冷卻水套流速對(duì)比分析

冷卻液流速對(duì)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(fù)荷較高的危險(xiǎn)區(qū)域，因此這些部位需要流速相對(duì)較大，才能使熱負(fù)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(guān)，導(dǎo)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(shè)備，取代了發(fā)動(dòng)機(jī)自帶的水泵，設(shè)置在發(fā)動(dòng)機(jī)一缸排氣側(cè)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?xì)馍釓?qiáng)度最大，溫度最高，提高該部位的冷卻液流速可以避免熱負(fù)荷過高引起局部變形過大，進(jìn)而導(dǎo)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(dòng)機(jī)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(shè)備出口相連接，冷卻液回流較嚴(yán)重。由于缸蓋水套的結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，尤其是在燃燒室鼻梁區(qū)，水套要能覆蓋高溫?fù)Q熱區(qū)復(fù)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(dá)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(duì)比見圖9，由圖可知排氣側(cè)的冷卻液流速比進(jìn)氣側(cè)高。這是因?yàn)榕艢鈧?cè)排出高溫廢氣，需要提高上水流速，這樣才能平衡進(jìn)排氣側(cè)的熱負(fù)荷，避免溫差過大導(dǎo)致嚴(yán)重?zé)嶙冃巍?/p>

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(shí)，冷卻液的壓力逐漸降低，使4缸相對(duì)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(fù)荷最大出現(xiàn)在第4缸與第3缸相接處，溫度最高達(dá)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(dòng)逐漸增強(qiáng)，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(dòng)機(jī)滿足冷熱沖擊試驗(yàn)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(diǎn)溫度

5 試驗(yàn)驗(yàn)證

建立了能模擬試驗(yàn)環(huán)境的試驗(yàn)臺(tái)架，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。為了能夠給發(fā)動(dòng)機(jī)提供設(shè)定的冷卻液溫度、壓力，將發(fā)動(dòng)機(jī)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(dòng)機(jī)自身的冷卻系統(tǒng)。其中高溫冷卻液由一個(gè)可以自動(dòng)調(diào)節(jié)溫度的保溫箱提供，低溫冷卻液是由壓縮機(jī)將冷卻液制冷后儲(chǔ)存在低溫儲(chǔ)罐內(nèi)。整個(gè)控制系統(tǒng)由一個(gè)葉片泵提供壓力，在冷卻液儲(chǔ)存罐到發(fā)動(dòng)機(jī)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(gè)溫度傳感器以實(shí)時(shí)監(jiān)測冷卻液溫度，PLC控制系統(tǒng)根據(jù)溫度信號(hào)來調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻液溫度。

本研究根據(jù)冷熱沖擊試驗(yàn)規(guī)范要求，通過溫度、壓力傳感器對(duì)試驗(yàn)過程中發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行了實(shí)時(shí)采集，其中包括冷卻水套入口與出口的溫度壓力變化，進(jìn)氣與排氣口的溫度變化，缸蓋火力面測點(diǎn)溫度反饋以及試驗(yàn)環(huán)境溫度等，并通過上位機(jī)界面進(jìn)行實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)顯示。為了驗(yàn)證仿真結(jié)果是否反映試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際情況，對(duì)缸蓋火力面測點(diǎn)溫度以及冷卻水套出口溫度進(jìn)行了數(shù)據(jù)采集。

發(fā)動(dòng)機(jī)水套出口溫度實(shí)測值與仿真值的對(duì)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(duì)比

缸蓋火力面測點(diǎn)實(shí)測溫度見圖15。通過圖13與圖15對(duì)比可以看出，缸蓋各測點(diǎn)溫度仿真值和試驗(yàn)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(shí)際試驗(yàn)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(diǎn)實(shí)測溫度

6 結(jié)論

a) 在冷熱沖擊工況環(huán)境下發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水套的冷卻效果良好，平均流速在2 m/s，滿足設(shè)計(jì)要求;缸體缸蓋的熱負(fù)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(dòng)機(jī)滿足冷熱沖擊設(shè)計(jì)要求；

b) 通過模擬機(jī)動(dòng)車爬坡下坡時(shí)的工況環(huán)境，得到了發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水套的邊界條件，使仿真結(jié)果更加符合實(shí)際情況，也證明了冷熱沖擊試驗(yàn)?zāi)軌驗(yàn)槔鋮s水套的換熱分析提供符合實(shí)際情況的分析環(huán)境。

[1] 潘克煜.柴油機(jī)燃燒室壁面瞬時(shí)溫度的測定和分析[J].內(nèi)燃機(jī)工程,1982,9(2):22-30.

[2] 尹偉.發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架系統(tǒng)研究開發(fā)[D].北京：清華大學(xué),2014.

[3] 章海峰.車用柴油機(jī)熱沖擊試驗(yàn)臺(tái)的設(shè)計(jì)[J].內(nèi)燃機(jī),2013(1):37-40.

[4] 萬青.AVL553冷熱沖擊試驗(yàn)裝置改進(jìn)[J].輕型汽車技術(shù)，2012(3)：35-38.

[5] Li Bincheng,Mandelis,Andreas.Photothermalinvestigation of the thermal shock behavior of alumina ceramics for engine components[J].American Institute of PhysicsInc, 2004,95(3):1042-1049.

[6] 王書義，王憲成.發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水三維流動(dòng)數(shù)值模擬基礎(chǔ)研究[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，1994(1)：57-63.