高 瑩，曹志浩，葛 迪，李書華，張 震，姜在先

(1.吉林大學(xué)，汽車仿真與控制國家重點實驗室，長春 130022;2.中國石油規(guī)劃總院，北京 100083;3.中國重型汽車集團有限公司，濟南 250002)

前言

我國能源結(jié)構(gòu)具有富煤、貧油和多氣(天然氣)的特點，天然氣發(fā)動機目前在我國有廣闊的市場前景，因此，基于重型柴油機改裝的天然氣發(fā)動機成為重點研究和開發(fā)的熱點。當(dāng)發(fā)動機工作過程從非均質(zhì)混合氣擴散燃燒變化到均質(zhì)混合氣火焰?zhèn)鞑ト紵龝r，燃燒溫度大幅上升［1］，加劇了發(fā)動機的熱負荷，可能導(dǎo)致冷卻水套不滿足冷卻需求。傳統(tǒng)的實驗測試要消耗大量的人力、物力和財力，計算流體動力學(xué)(CFD)已經(jīng)成為流體力學(xué)研究的主要手段，利用CFD對冷卻水套進行仿真分析，可以找出影響水套冷卻性能的主要因素，為其結(jié)構(gòu)改進提供依據(jù)。

國外較早利用CFD軟件對水套數(shù)值模擬進行了詳細和深入的研究［2－11］，取得了令人滿意的成果。國內(nèi)高校與大型企業(yè)在內(nèi)燃機冷卻水套的CFD仿真分析方面也做了不少卓有成效的研究［12－13］，但大多針對柴油機和汽油機，而對于由柴油機改裝為天然氣發(fā)動機的冷卻水套研究較少，因此，本文中利用商用流體力學(xué)軟件FLUENT對KM48天然氣發(fā)動機冷卻水套進行了CFD分析，根據(jù)流場內(nèi)冷卻液的流速和壓力的分布情況，對熱負荷較高的缸蓋鼻梁區(qū)(見圖1)和排氣道周圍的冷卻液進行了評價，提出了水套結(jié)構(gòu)改進的方案，使其滿足冷卻的要求。

1 發(fā)動機冷卻水套的CFD分析

1.1 幾何模型的描述和簡化

利用三維CAD軟件PRO/E建立KM48天然氣發(fā)動機冷卻水套的幾何模型，如圖2所示。冷卻液的流動路線是:入口→機油冷卻器水腔→缸體分水管→缸體水套→缸蓋水套→缸蓋集水管→出口。各缸缸體水套之間由上至下貫通相連(圖3)，各缸缸蓋水套之間獨立不相通(圖4)，冷卻液經(jīng)各缸缸體的上水孔流入對應(yīng)的缸蓋水套。

幾何模型的簡化程度與仿真分析所需要的時間和結(jié)果精度密切相關(guān)，由于冷卻水套整體的結(jié)構(gòu)十分復(fù)雜，要完全按照其真實實體建立模型非常困難，因此，在保證對仿真計算結(jié)果不產(chǎn)生很大影響的前提下，對實體結(jié)構(gòu)進行了一些簡化處理，對非高溫區(qū)盡量簡化并且忽略其結(jié)構(gòu)的圓角、倒角和螺栓及其周圍的小曲面等。

1.2 網(wǎng)格的劃分

利用ANSA軟件對模型進行網(wǎng)格劃分，對于高溫鼻梁區(qū)，節(jié)點之間的距離為0.5mm，網(wǎng)格數(shù)約為120萬。對于非高溫區(qū)域，節(jié)點之間的距離為10～20mm，在保證網(wǎng)格質(zhì)量的前提下，盡量減少網(wǎng)格的數(shù)量，網(wǎng)格數(shù)約為20萬。對于高溫區(qū)域和非高溫區(qū)域之間的過渡區(qū)，采用了節(jié)點數(shù)漸變的方法，節(jié)點間距離的增長率為1.05～1.2，網(wǎng)格數(shù)約為40萬。最終整個冷卻水套的網(wǎng)格總數(shù)約為180萬。網(wǎng)格分為結(jié)構(gòu)化、非結(jié)構(gòu)化和混合型網(wǎng)格3大類。由于發(fā)動機的水套結(jié)構(gòu)十分復(fù)雜，因此采用了適應(yīng)性較強的四面體網(wǎng)格。

1.3 算法與邊界條件

冷卻液為45%的水和55%的乙二醇混合液，其密度為1 001kg/m3，動力黏度為0.000 7kg/(m·s)。采用穩(wěn)態(tài)計算模式，在仿真過程中認為冷卻液在水套內(nèi)的流動狀態(tài)是不可壓縮的黏性湍流流動。湍流模型選用κ-ε標準湍流模型，計算工況是發(fā)動機最大功率點。在壁面附近采用標準壁面函數(shù)法來描述壁面附近邊界層流體速度和壓力等的分布，并且要求貼近壁面的網(wǎng)格Y+(Y+是第一層網(wǎng)格質(zhì)心到壁面的無量綱距離，與速度、黏度和剪應(yīng)力等都有關(guān)系)計算值在11～200之間。

邊界條件:缸體水流入口，體積流量，384L/min;缸蓋水流出口，出流;水套壁面，壁面。

2 結(jié)果分析

2.1 缸蓋水套

圖5給出了水套沿缸體軸線不同高度處的剖切位置示意圖。圖6為缸蓋水套結(jié)構(gòu)相應(yīng)位置的速度分布對比圖。

從圖6(a)和圖6(c)可以看出，緊鄰缸蓋底平面且覆蓋燃燒室空間的水套下平面上冷卻液平均流速為1.8～2.5m/s，缸蓋上方的冷卻液流速為0.5～2.5m/s，都能滿足冷卻的要求。但是圖6(b)顯示排氣側(cè)三角鼻梁區(qū)的冷卻液大部分直接流入缸蓋頂部水套，導(dǎo)致該處的冷卻液流速為0.5～2m/s，不能滿足2～2.5m/s的冷卻要求，為此提出了兩種改進方案。

2.2 缸體水套

圖7為缸體各缸水套之間的剖切位置示意圖，圖8給出了缸體水套結(jié)構(gòu)相應(yīng)位置的速度分布，通過分析可以看出，缸蓋水套結(jié)構(gòu)的變化對活塞位于上止點時第一道活塞環(huán)上方到缸體頂面的高溫區(qū)域的冷卻液的流速為1～1.6m/s，滿足冷卻要求。

2.3 整體水套壓力損失

圖9給出了水套的總壓分布，其進出口的總壓損失為43.25kPa，水套的壓力損失較低，都能滿足要求。

3 冷卻水套的改進結(jié)構(gòu)與仿真分析

3.1 改進方案

圖10(a)為原缸蓋水套的模型。圖10(b)為改進方案一:在缸蓋排氣側(cè)加一個橫截面面積為144mm2的上通道。圖10(c)為改進方案二:在缸蓋排氣側(cè)加一個橫截面面積為199mm2的上通道。其中方案二上通道的尺寸是在該缸蓋結(jié)構(gòu)下所能改進的最大尺寸，再增大尺寸就需要改變現(xiàn)有缸蓋的結(jié)構(gòu)。

3.2 改進后冷卻水套的仿真分析

圖11為改進前后缸蓋水套內(nèi)的流線分布及走向。由圖可以看出，在缸蓋的排氣側(cè)加上一個上通道后，該處的冷卻液直接短路進入缸蓋頂部水套，使周圍的冷卻液在此匯聚，從而強化了排氣門側(cè)三角鼻梁區(qū)的冷卻。

圖12為改進前后缸蓋水套三角鼻梁區(qū)的速度分布圖。由圖可以看出，改進后缸蓋水套三角鼻梁區(qū)冷卻液的流速要明顯高于改進前，但方案一的流速為1～2.5m/s，而且主要集中在1～2m/s，不能滿足冷卻要求，而方案二的流速為2～2.5m/s，能夠滿足冷卻要求。

4 結(jié)論

(1)改進前缸體水套冷卻液的流速1～1.6m/s，壓力損失為43.25kPa，滿足要求，但缸蓋水套三角鼻梁區(qū)的冷卻液流速為0.5～2m/s，不能滿足2～2.5m/s的冷卻要求。

(2)改進方案一的缸蓋水套三角鼻梁區(qū)的冷卻液流速為1～2.5m/s，而且主要集中在1～2m/s，雖然改進后的流速提高了，但仍然不滿足冷卻的要求。

(3)改進方案二的缸蓋水套三角鼻梁區(qū)的冷卻液流速為2～2.5m/s，滿足冷卻的要求。

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