王英杰，歐陽彩云

（安徽江淮汽車集團股份有限公司，安徽 合肥 230601）

某三缸汽油機冷卻水套設計優(yōu)化

王英杰，歐陽彩云

（安徽江淮汽車集團股份有限公司，安徽 合肥 230601）

文章運用CFD模擬計算軟件AVL-FIRE對發(fā)動機冷卻水套進行三維模擬，分析整個冷卻水套的流速分布和壓力降。對水套關鍵部位的冷卻能力進行評估，并提出改進建議，確保發(fā)動機運行負荷內(nèi)，冷卻水套對流換熱系數(shù)均滿足要求。

冷卻水套；CFD；仿真

CLC NO.:U462.1 Document Code: A Article ID: 1671-7988 (2017)13-44-03

前言

隨著人們對發(fā)動機動力性和經(jīng)濟性的關注，汽車廠商在不斷提高發(fā)動機的升功率和升扭矩，缸體缸蓋在工作過程中的熱負荷和機械負荷也越來越高。如果冷卻水套設計不當，很容易造成局部過熱,在高頻熱疲勞和低頻熱疲勞的作用下很容易產(chǎn)生裂紋而造成失效。因此在設計缸體缸蓋時要求保證冷卻充分,防止因溫度過高或溫度分布不均勻產(chǎn)生局部熱應力過大的現(xiàn)象。

發(fā)動機冷卻水套的CFD 計算是目前發(fā)動機開發(fā)過程中必不可少的計算分析手段，本文利用CFD 技術分析研究發(fā)動機冷卻水套的冷卻能力，確保冷卻水套各區(qū)域的對流換熱系數(shù)和整體壓力降滿足要求。

1 冷卻水套CFD分析

1.1 水套幾何模型

水套模型包括缸蓋水套、缸體水套以及氣缸墊水孔（如圖1所示），模型中不包含冷卻水泵。

圖1 水套模型

1.2 邊界條件

對于冷卻水套的CFD 分析來說，主要是考查其在發(fā)動機額定工況條件下的散熱能力，因此，計算模式選擇穩(wěn)態(tài)計算模式。冷卻液選用50%水和50%乙二醇的混合液，冷卻液密度、粘度以及其他邊界設定如下。

表1 水套分析邊界條件

1.3 網(wǎng)格劃分

本文使用AVL-FIRE 進行分析，通過前處理器FAME 生成以六面體為主的計算網(wǎng)格。

劃分網(wǎng)格時要遵循以下原則：在物理平面上的網(wǎng)格劃分應適應物理區(qū)域中參量的變化情況，在變化劇烈的地方網(wǎng)格要劃得稠密些，而在變化平緩處則可以適當?shù)南∈枰恍?。這樣，可在同等計算精度的前提下，減少網(wǎng)格數(shù)，縮短計算時間。另外，從邊界條件離散化的角度來看，網(wǎng)格線應盡量與物理區(qū)域的邊界線正交，以利于邊界值的計算，且能防止網(wǎng)格畸變，提高計算精度。

1.4 設置求解參數(shù)

計算中冷卻液為不可壓縮穩(wěn)態(tài)湍流流動，壓力和速度耦合采用SILMPLE算法，湍流模型采用穩(wěn)定性較好的k-ε模型，k-ε模型可以通過以下兩個方程來描述，即：

1.5 冷卻水套分析

將邊界數(shù)據(jù)輸入，對水套進行CFD分析，主要對整個水套的壓強損失、是否存在流動死區(qū)進行評估，并判斷缸蓋水套和缸體水套關鍵位置的換熱系數(shù)是否滿足要求。

圖2所示的冷卻水套的整體壓力分布情況。從計算結果來看，水套的主進水口與主出水口之間的總壓降為467mbar，缸蓋進出水口之間壓降為234mabr，缸體進出水口之間壓降為233mbar，油冷器進出口間的總壓降為298mar，達到良好的水平。

圖2 冷卻水套整體壓力分布圖

圖3所示的是缸蓋水套流速分布圖，結果顯示缸蓋水套中間排氣門鼻梁區(qū)部位冷卻液流速達到10.1m/s，超過了10m/s的限值，缸蓋排氣側下水套冷卻液流速太低，需要優(yōu)化。

圖3 缸蓋水套流速分布圖

圖4所示為缸蓋水套對流換熱系數(shù)分布圖，結果所示缸蓋排氣側排氣道部位對流換熱系數(shù)大概在6000W/m2k，換熱系數(shù)較低。而該發(fā)動機缸蓋集成的排氣歧管，缸蓋排氣側溫度本來就比較高，如換熱系數(shù)太小，很容易造成缸蓋疲勞開裂。

圖4 缸蓋水套對流換熱系數(shù)分布圖

計算結果中，發(fā)動機缸體水套的冷卻液流速及對流換熱系數(shù)均滿足要求，在此就不一一闡述。

2 冷卻水套優(yōu)化

2.1 冷卻水套結構改進

因發(fā)動機缸蓋水套結構比較復雜，并且受缸蓋燃燒室、氣道等結構限值，改動起來比較困難，本次優(yōu)化主要從氣缸墊水孔大小上進行優(yōu)化。

圖5 氣缸墊水孔修改示意圖

根據(jù)以上分析可知，目前存在的問題主要是缸蓋排氣側水套對流換熱系數(shù)較小，缸蓋中間排氣門鼻梁區(qū)冷卻液流速太高，我們采用采取的措施是增加缸蓋排氣側下水套水孔的直徑，以增加排氣側下水套的流量，從而即可增加排氣側水套對流換熱系數(shù)的，又能降低鼻梁區(qū)的水流速度。本次采取的另一個措施就是將缸蓋下水套暖風出口的直徑由全開改為Φ3，限值下水套暖風出口的流量，將下水套由橫流水套改為縱流水套。具體變更如圖5所示。

2.2 優(yōu)化后水套分析對比

對優(yōu)化后的水套進行CFD分析，結果顯示發(fā)動機冷卻水套的整體壓降無太大變化，滿足要求。

圖6 優(yōu)化前后缸蓋下水套流速對比示意圖

優(yōu)化后缸蓋下水套的流速分析對比圖如圖6所示，下水套排氣側冷卻液流速增加，特別是靠近缸蓋排氣法蘭面位置。下水套冷卻能力明顯增強。

圖7 優(yōu)化前后缸蓋上水套流速對比示意圖

優(yōu)化后缸蓋上水套的流速分析對比圖如圖7所示，優(yōu)化后缸蓋排氣門鼻梁區(qū)冷卻液流速由10.1m/s降為9.6m/s，滿足要求。同時，由于將下水套改為縱流水套，更多的冷卻液由下水套流入上水套，上水套排氣側流速明顯增加，冷卻能力增強。

優(yōu)化后缸蓋上水套的對流換熱系數(shù)對比圖如圖8所示，可以看出優(yōu)化后缸蓋上水套排氣側對流換熱系數(shù)達到8000 W/m2k～10000 W/m2k。滿足要求。

圖8 優(yōu)化前后缸蓋上水套對流換熱系數(shù)對比示意圖

3 結束語

本文通過CFD軟件對某三缸汽油機冷卻水套進行了仿真分析，并根據(jù)分析結果提出了優(yōu)化建議。對修改后冷卻水套重新分析驗證，結果顯示優(yōu)化后缸蓋鼻梁區(qū)冷卻液流速降到10m/s以下，缸蓋排氣側水套對流換熱系數(shù)也明顯增加到8000 W/m2k～10000 W/m2k，滿足設計要求。

[1] 周龍保,劉巽俊.內(nèi)燃機學.[M]北京機械工業(yè)出版社,2005.

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[3] 張應兵,陳懷望,許濤. CFD 技術在發(fā)動機冷卻水套優(yōu)化設計中的應用[J].汽車工程師,2012(4)∶56-58.

Optimization design of a 3 Cylinders Gasoline Engine cooling jacket

Wang Yingjie, Ouyang Caiyun
( Anhui Jianghuai Automobile Co., Ltd, Anhui Hefei 230601 )

The article had a 3D numerical simulation on cooling water jacket of engine based on AVL-FIRE. The flow rate of the water jacket and the total pressure drop can be got. The cooling capacity of the key positions of the water jacket is evaluated and make improvements to ensure that the convective heat transfer coefficient of the cooling water jacket meets the requirements within the engine operating load.

Cooling Water Jacket; CFD; Simulation

U462.1

A

1671-7988 (2017)13-44-03

10.16638/j.cnki.1671-7988.2017.13.014

王英杰，就職于安徽江淮汽車集團股份有限公司。