基于NEDC工況的發動機熱管理系統匹配研究

高干，倪計民，石秀勇，蘇錦磊，李佳琪

(同濟大學汽車學院，上海 201804)

良好的發動機熱管理系統可以改善汽車的經濟性、減少汽車尾氣的排放、提高汽車的可靠性和舒適性[1-3]。國外對發動機熱管理系統的研究起步較早，主要從單個零部件角度、冷卻模塊角度、系統角度和發動機艙角度4個方面對傳統冷卻系統進行研究[4-7]。國內對發動機熱管理系統的研究起步比較晚，目前主要集中在零部件的改進及優化方面，較少從集成角度研究熱管理系統及其評價方法，對于發動機缸內與缸外的耦合研究、冷卻模塊以及發動機艙的研究更是少之又少[8-13]。因此，本研究基于某國產1.5 L汽油機進行熱管理系統臺架試驗，采用發動機與冷卻系統耦合的技術，將發動機缸內的燃燒放熱與缸外的冷卻散熱緊密聯系起來，更加準確地模擬發動機及其冷卻系統實際工作情況，在仿真軟件GT-Suite中建立整車-發動機耦合模型，并利用仿真模型對NEDC工況下整車熱管理系統的冷卻能力和經濟性進行了仿真計算，實現各個關鍵零部件、系統與總體性能的綜合匹配。

1 發動機熱管理系統臺架試驗

1.1 試驗臺架布置

試驗用發動機為四沖程、直列、多點電噴4缸機，主要技術參數見表1。發動機熱平衡試驗系統示意見圖1。

表1 試驗用發動機主要技術參數

圖1 發動機熱平衡試驗系統示意

為了更為準確地模擬實際情況，保證結論的正確性，同時與模擬仿真中模型相對應，并且可以考察散熱器性能對熱管理系統的影響以及散熱器所消耗能量的大小，本試驗采用鼓風機模擬外界冷卻空氣流量。

1.2 發動機熱管理系統能量流向

燃料在發動機氣缸內燃燒所釋放的所有熱量中，只有一部分能轉變為推動汽車前進的機械功，其余的熱量則隨冷卻液、排氣等從發動機中排出[14]。

1) 發動機有效功率

發動機熱效率的計算公式為

(1)

式中：Hμ為燃料低熱值；be為有效燃油消耗率。

在發動機的能量流中，實際用于推動汽車前進的發動機有效功率Pe為

(2)

式中：Ttq為發動機輸出扭矩；n為發動機轉速；Vs為氣缸工作容積；pme為發動機平均有效壓力，反映發動機單位容積輸出扭矩的大小；τ為沖程數。

2) 機械損失

發動機的損失主要分為兩方面：一方面為發動機工作過程中實際摩擦產生的損耗，例如活塞環與氣缸壁之間的摩擦，以及發動機輔助裝置的損耗，如點火裝置、噴油泵、風扇、冷卻水泵、增壓器和氣門動作的驅動功率、空氣動力損耗和液力損耗等；另一方面為泵氣損失。

3) 冷卻液帶走的熱量

在冷卻系統的實際設計過程中，應通過試驗測出實際值。由于冷卻液帶走的熱量最終是通過散熱器散發到外界空氣中，因此，可以通過散熱器的相關參數來計算冷卻液帶走的熱量，可以參考下式：

Q=CrMrTr,in-Tr,out=
CaMaTra,in-Tra,out=αrArΔT。

(3)

式中：下標r和a表示高溫冷卻液和低溫冷卻空氣，in和out表示流進和流出；M為冷卻液和空氣的質量流量；C為比熱容；T為溫度；αr為散熱器的傳熱系數；A為散熱器的有效散熱面積。

4) 廢氣帶走的熱量

廢氣帶走的熱量可以由式(4)計算：

(4)

式中：mexhaust為廢氣質量流量；cp為廢氣比熱容；Texhaust為廢氣溫度；T0為環境溫度。

1.3 臺架試驗

試驗在1 000～6 000 r/min范圍內選取11 種轉速，間隔500 r/min，選取4種負荷率，分別為25%，50%，75%，100%，共計44 種工況。通過調節鼓風機來控制通過散熱器的冷卻風流量，從而確保發動機出口冷卻液溫度保持在90 ℃，同時節溫器處于全開狀態，冷卻液只流經大循環。

通過試驗測得的數據有扭矩，功率，燃油消耗量，進氣質量流量，冷卻液進出口的溫度、壓力和流量，冷卻空氣，燃油和機油等的溫度。得到的全工況下冷卻液散熱量-發動機轉速-負荷率MAP圖見圖2。

圖2 全工況發動機熱平衡MAP圖

2 仿真模型的建立

2.1 發動機-冷卻系統耦合仿真模型的搭建

利用GT-Suite軟件平臺，分別搭建了發動機子模型、燃燒室模型、冷卻系統模型，并將這3個子模型連接成一個整體模型，也就是發動機-冷卻系統耦合仿真模型(見圖3)。

2.2 發動機-冷卻系統耦合仿真模型的標定

仿真計算工況設置：環境溫度為25 ℃，環境壓力為0.1 MPa，外界風速為0，車廂加熱器關閉；發動機轉速和負荷率與試驗保持一致。以進氣量、功率、扭矩、燃油消耗率、發動機進出口溫度和冷卻液流量為標定參數，對發動機-冷卻系統耦合仿真模型進行標定。標定結果見圖4至圖10。

由圖4至圖10可以發現，外特性仿真模擬計算得到的性能指標曲線和試驗曲線比較吻合，誤差均在10%以內。

圖5 發動機功率(外特性)

圖6 發動機扭矩(外特性)

圖7 發動機燃油消耗率(外特性)

圖8 發動機進口溫度(外特性)

圖9 發動機出口溫度(外特性)

圖10 發動機冷卻液流量(外特性)

2.3 整車-發動機熱管理系統仿真模型的搭建

采用GT-Suite軟件中的GT-Drive來搭建整車仿真模型，再將整車模型與前文所述的發動機-冷卻系統模型耦合得到整車熱管理模型(見圖11)。

圖11 整車熱管理模型

2.4 原機NEDC工況循環模擬

圖12示出NEDC循環工況下散熱器進出口冷卻液溫度變化情況。開始時，由于冷卻液僅依靠發動機體內小循環進行散熱，并不流經散熱器，使得散熱器出口溫度等于環境溫度27 ℃，而散熱器進口處冷卻液與發動機出口冷卻液直接相連，溫度具有一致性。節溫器剛打開時，發動機出口處的高溫冷卻液與散熱器內的低溫冷卻液混合，使得散熱器出口冷卻液溫度短時間內明顯提高。

圖12 散熱器進出口冷卻液溫度變化

由圖13 可以看出發動機大小循環冷卻液流量變化情況：前340 s節溫器并未開啟，發動機機內小循環流量等于總流量，大循環流量為0。340 s后，節溫器逐漸開啟，大循環流量逐漸增加，待節溫器完全開啟后，大循環流量等于總流量，小循環流量為0。

圖13 發動機大小循環冷卻液流量變化

圖14 示出NEDC循環中發動機缸內噴油量的變化。通過該圖可以計算整個NEDC循環整車的燃燒消耗，以此作為后續零部件選型匹配時的經濟性評價指標。

圖14 發動機噴油量變化

3 熱管理系統的匹配與優化

3.1 熱管理系統評價指標

現行的熱管理系統評價指標主要有：冷卻常數、冷卻系統最高許用溫度(TATB)、冷卻系統能耗、冷卻效率、功率系數和體積系數[15]。利用這些評價指標只能對熱管理系統某一方面進行評價，無法對熱管理系統進行整體性評價。本研究在原有指標的基礎上提出了一種基于車輛實際行駛工況的熱管理系統綜合評價體系，用于評價實車運行環境下冷卻系統的性能。

1) 限制性指標

限制性指標是指在極限環境條件和極限工況下，發動機冷卻液不過熱，即冷卻液溫度不超過最高許用溫度(若冷卻液使用純水，則規定水溫一般不超過100 ℃)。目標機型采用50%乙二醇水溶液作為冷卻液，限定其冷卻溫度一般超過105 ℃。

2) 冷卻能力指標

本研究參照國家標準GB/T 12542—2009《汽車熱平衡能力道路試驗》，使用發動機極限工況下使得冷卻液達到105 ℃時的冷卻系統最高許用溫度(TATB)作為冷卻系統冷卻能力的評價指標, 公式如下：

TATB=Tboil-Trad+Tamb。

(5)

式中：TATB為冷卻系統最高許用溫度；Tboil為冷卻液最高許用溫度；Trad為散熱器最高溫度；Tamb為環境溫度。

3) 經濟性指標

本研究采用整車NEDC循環工況下的燃油消耗量作為熱管理系統進行選型匹配時的經濟性指標。圖15示出基于行駛工況的熱管理系統評價體系中經濟性指標原理。

圖15 經濟性指標原理

3.2 熱管理系統匹配方案設計

發動機熱管理系統涉及多個零部件，其中散熱器、水泵和風扇的性能對發動機熱管理系統的影響尤為顯著。不同的零部件間可以實現多種參數匹配，不同的匹配方案也會使發動機熱管理系統產生不同的冷卻效果和燃油消耗。

根據熱管理系統的設計要求以及熱管理系統各零部件信息，經過篩選，最終確定3款散熱器、2款水泵和3款風扇作為熱管理系統的匹配部件(見表2)。

表2 熱管理系統可選部件

通過對各零部件進行排列組合，可以得到18種不同的匹配方案(見表3)。

表3 熱管理系統的匹配方案

3.3 各匹配方案仿真分析

首先對這18種匹配方案進行限制性指標檢驗，然后計算出合理匹配方案下的TATB和燃油消耗量，分析不同匹配方案對整車冷卻性能和經濟性的影響，對比選出最優的匹配方案。

在仿真模型中分別輸入各匹配方案的零部件結構和性能參數，設置環境溫度45 ℃，節溫器全開，在發動機最大扭矩點(發動機轉速 4 200 r/min)處對以上各匹配方案進行篩選(見圖16)。

其中匹配方案A3B1C3，A3B2C1，A3B2C3的發動機出口冷卻液溫度超過限制性指標105 ℃，不能滿足要求，故對余下的15種匹配方案進行分析。

圖16 最大扭矩點處發動機出口冷卻液溫度

對極限工況下各匹配方案進行進一步的仿真計算并對計算結果進行分析處理，得到各匹配方案的TATB值(見圖17)。

圖17 最大扭矩點處各匹配方案TATB值

由圖17可見，采用A2散熱器的匹配方案TATB值明顯較高，其中A2B1C2方案的TATB值最高，達到56.8 ℃。因此，可以得出散熱器A2的性能最好的結論。

NEDC循環工況下不同零部件匹配時的燃油消耗量見圖18。

圖18 NEDC循環工況下不同匹配方案燃油消耗量

由圖18可見，相同的循環工況下，不同的匹配方案冷卻能力不同，散熱量的差異使得發動機機體內冷卻液溫度不同，影響發動機的熱功轉化效率，使得燃油消耗出現差異。其中方案A1B2C3和方案A2B2C3的燃油消耗較低，分別為697.63 g和700.82 g，相比原機A1B1C1的721.93 g，分別節油3.36%和2.92%。

綜合考慮冷卻能力評價指標和經濟性評價指標，將NEDC工況下油耗較低的兩個匹配方案A1B2C3，A2B2C3和原機A1B1C1進行對比(見表4)。從表4中可以看出，冷卻能力和燃油經濟性是一對矛盾體，往往是在犧牲冷卻能力的前提下獲得較佳的燃油經濟性。若以降低燃油消耗為主要目的，建議在全年溫度較低的北方地區應該選擇A1B2C3匹配方案，在全年溫度較高的南方地區可以考慮選用A2B2C3匹配方案。

表4 原機方案與A1B2C3，A2B2C3方案指標對比

4 結束語

通過發動機熱平衡試驗，利用鼓風機模擬外界冷卻空氣流量，將發動機缸內的燃燒放熱與缸外的冷卻散熱緊密聯系起來，更加準確地模擬發動機以及冷卻系統實際工作情況。

針對目前熱管理系統設計和評價中存在的問題，基于NEDC循環工況下的燃油消耗量提出了熱管理系統經濟性評價指標，結合冷卻能力評價指標和限制性指標，能夠更加合理地評價實車運行環境下冷卻系統的綜合性能。

在NEDC循環工況下，對18種熱管理系統匹配方案進行了仿真對比分析，可以發現相對于原機，A1B2C3匹配方案節油效果最好，節油率為3.36%；綜合考慮冷卻能力評價指標和經濟性評價指標，在全年溫度較低的北方地區應該選擇A1B2C3匹配方案，在全年溫度較高的南方地區可以考慮選用A2B2C3匹配方案。

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