高干，倪計民，石秀勇，蘇錦磊，李佳琪

(同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院，上海 201804)

良好的發(fā)動機(jī)熱管理系統(tǒng)可以改善汽車的經(jīng)濟(jì)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(fā)動機(jī)熱管理系統(tǒng)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(tǒng)角度和發(fā)動機(jī)艙角度4個方面對傳統(tǒng)冷卻系統(tǒng)進(jìn)行研究[4-7]。國內(nèi)對發(fā)動機(jī)熱管理系統(tǒng)的研究起步比較晚，目前主要集中在零部件的改進(jìn)及優(yōu)化方面，較少從集成角度研究熱管理系統(tǒng)及其評價方法，對于發(fā)動機(jī)缸內(nèi)與缸外的耦合研究、冷卻模塊以及發(fā)動機(jī)艙的研究更是少之又少[8-13]。因此，本研究基于某國產(chǎn)1.5 L汽油機(jī)進(jìn)行熱管理系統(tǒng)臺架試驗，采用發(fā)動機(jī)與冷卻系統(tǒng)耦合的技術(shù)，將發(fā)動機(jī)缸內(nèi)的燃燒放熱與缸外的冷卻散熱緊密聯(lián)系起來，更加準(zhǔn)確地模擬發(fā)動機(jī)及其冷卻系統(tǒng)實際工作情況，在仿真軟件GT-Suite中建立整車-發(fā)動機(jī)耦合模型，并利用仿真模型對NEDC工況下整車熱管理系統(tǒng)的冷卻能力和經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行了仿真計算，實現(xiàn)各個關(guān)鍵零部件、系統(tǒng)與總體性能的綜合匹配。

1 發(fā)動機(jī)熱管理系統(tǒng)臺架試驗

1.1 試驗臺架布置

試驗用發(fā)動機(jī)為四沖程、直列、多點電噴4缸機(jī)，主要技術(shù)參數(shù)見表1。發(fā)動機(jī)熱平衡試驗系統(tǒng)示意見圖1。

表1 試驗用發(fā)動機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

圖1 發(fā)動機(jī)熱平衡試驗系統(tǒng)示意

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

1.2 發(fā)動機(jī)熱管理系統(tǒng)能量流向

燃料在發(fā)動機(jī)氣缸內(nèi)燃燒所釋放的所有熱量中，只有一部分能轉(zhuǎn)變?yōu)橥苿悠嚽斑M(jìn)的機(jī)械功，其余的熱量則隨冷卻液、排氣等從發(fā)動機(jī)中排出[14]。

1) 發(fā)動機(jī)有效功率

發(fā)動機(jī)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(fā)動機(jī)的能量流中，實際用于推動汽車前進(jìn)的發(fā)動機(jī)有效功率Pe為

(2)

式中：Ttq為發(fā)動機(jī)輸出扭矩；n為發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速；Vs為氣缸工作容積；pme為發(fā)動機(jī)平均有效壓力，反映發(fā)動機(jī)單位容積輸出扭矩的大??；τ為沖程數(shù)。

2) 機(jī)械損失

發(fā)動機(jī)的損失主要分為兩方面：一方面為發(fā)動機(jī)工作過程中實際摩擦產(chǎn)生的損耗，例如活塞環(huán)與氣缸壁之間的摩擦，以及發(fā)動機(jī)輔助裝置的損耗，如點火裝置、噴油泵、風(fēng)扇、冷卻水泵、增壓器和氣門動作的驅(qū)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(tǒng)的實際設(shè)計過程中，應(yīng)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(fā)到外界空氣中，因此，可以通過散熱器的相關(guān)參數(shù)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(biāo)r和a表示高溫冷卻液和低溫冷卻空氣，in和out表示流進(jìn)和流出；M為冷卻液和空氣的質(zhì)量流量；C為比熱容；T為溫度；αr為散熱器的傳熱系數(shù)；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(zhì)量流量；cp為廢氣比熱容；Texhaust為廢氣溫度；T0為環(huán)境溫度。

1.3 臺架試驗

試驗在1 000～6 000 r/min范圍內(nèi)選取11 種轉(zhuǎn)速，間隔500 r/min，選取4種負(fù)荷率，分別為25%，50%，75%，100%，共計44 種工況。通過調(diào)節(jié)鼓風(fēng)機(jī)來控制通過散熱器的冷卻風(fēng)流量，從而確保發(fā)動機(jī)出口冷卻液溫度保持在90 ℃，同時節(jié)溫器處于全開狀態(tài)，冷卻液只流經(jīng)大循環(huán)。

通過試驗測得的數(shù)據(jù)有扭矩，功率，燃油消耗量，進(jìn)氣質(zhì)量流量，冷卻液進(jìn)出口的溫度、壓力和流量，冷卻空氣，燃油和機(jī)油等的溫度。得到的全工況下冷卻液散熱量-發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速-負(fù)荷率MAP圖見圖2。

圖2 全工況發(fā)動機(jī)熱平衡MAP圖

2 仿真模型的建立

2.1 發(fā)動機(jī)-冷卻系統(tǒng)耦合仿真模型的搭建

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

2.2 發(fā)動機(jī)-冷卻系統(tǒng)耦合仿真模型的標(biāo)定

仿真計算工況設(shè)置：環(huán)境溫度為25 ℃，環(huán)境壓力為0.1 MPa，外界風(fēng)速為0，車廂加熱器關(guān)閉；發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速和負(fù)荷率與試驗保持一致。以進(jìn)氣量、功率、扭矩、燃油消耗率、發(fā)動機(jī)進(jìn)出口溫度和冷卻液流量為標(biāo)定參數(shù)，對發(fā)動機(jī)-冷卻系統(tǒng)耦合仿真模型進(jìn)行標(biāo)定。標(biāo)定結(jié)果見圖4至圖10。

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

圖5 發(fā)動機(jī)功率(外特性)

圖6 發(fā)動機(jī)扭矩(外特性)

圖7 發(fā)動機(jī)燃油消耗率(外特性)

圖8 發(fā)動機(jī)進(jìn)口溫度(外特性)

圖9 發(fā)動機(jī)出口溫度(外特性)

圖10 發(fā)動機(jī)冷卻液流量(外特性)

2.3 整車-發(fā)動機(jī)熱管理系統(tǒng)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(fā)動機(jī)-冷卻系統(tǒng)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(jī)NEDC工況循環(huán)模擬

圖12示出NEDC循環(huán)工況下散熱器進(jìn)出口冷卻液溫度變化情況。開始時，由于冷卻液僅依靠發(fā)動機(jī)體內(nèi)小循環(huán)進(jìn)行散熱，并不流經(jīng)散熱器，使得散熱器出口溫度等于環(huán)境溫度27 ℃，而散熱器進(jìn)口處冷卻液與發(fā)動機(jī)出口冷卻液直接相連，溫度具有一致性。節(jié)溫器剛打開時，發(fā)動機(jī)出口處的高溫冷卻液與散熱器內(nèi)的低溫冷卻液混合，使得散熱器出口冷卻液溫度短時間內(nèi)明顯提高。

圖12 散熱器進(jìn)出口冷卻液溫度變化

由圖13 可以看出發(fā)動機(jī)大小循環(huán)冷卻液流量變化情況：前340 s節(jié)溫器并未開啟，發(fā)動機(jī)機(jī)內(nèi)小循環(huán)流量等于總流量，大循環(huán)流量為0。340 s后，節(jié)溫器逐漸開啟，大循環(huán)流量逐漸增加，待節(jié)溫器完全開啟后，大循環(huán)流量等于總流量，小循環(huán)流量為0。

圖13 發(fā)動機(jī)大小循環(huán)冷卻液流量變化

圖14 示出NEDC循環(huán)中發(fā)動機(jī)缸內(nèi)噴油量的變化。通過該圖可以計算整個NEDC循環(huán)整車的燃燒消耗，以此作為后續(xù)零部件選型匹配時的經(jīng)濟(jì)性評價指標(biāo)。

圖14 發(fā)動機(jī)噴油量變化

3 熱管理系統(tǒng)的匹配與優(yōu)化

3.1 熱管理系統(tǒng)評價指標(biāo)

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

1) 限制性指標(biāo)

限制性指標(biāo)是指在極限環(huán)境條件和極限工況下，發(fā)動機(jī)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(guī)定水溫一般不超過100 ℃)。目標(biāo)機(jī)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(biāo)

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

TATB=Tboil-Trad+Tamb。

(5)

式中：TATB為冷卻系統(tǒng)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(huán)境溫度。

3) 經(jīng)濟(jì)性指標(biāo)

本研究采用整車NEDC循環(huán)工況下的燃油消耗量作為熱管理系統(tǒng)進(jìn)行選型匹配時的經(jīng)濟(jì)性指標(biāo)。圖15示出基于行駛工況的熱管理系統(tǒng)評價體系中經(jīng)濟(jì)性指標(biāo)原理。

圖15 經(jīng)濟(jì)性指標(biāo)原理

3.2 熱管理系統(tǒng)匹配方案設(shè)計

發(fā)動機(jī)熱管理系統(tǒng)涉及多個零部件，其中散熱器、水泵和風(fēng)扇的性能對發(fā)動機(jī)熱管理系統(tǒng)的影響尤為顯著。不同的零部件間可以實現(xiàn)多種參數(shù)匹配，不同的匹配方案也會使發(fā)動機(jī)熱管理系統(tǒng)產(chǎn)生不同的冷卻效果和燃油消耗。

根據(jù)熱管理系統(tǒng)的設(shè)計要求以及熱管理系統(tǒng)各零部件信息，經(jīng)過篩選，最終確定3款散熱器、2款水泵和3款風(fēng)扇作為熱管理系統(tǒng)的匹配部件(見表2)。

表2 熱管理系統(tǒng)可選部件

通過對各零部件進(jìn)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(tǒng)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(jìn)行限制性指標(biāo)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?yán)鋮s性能和經(jīng)濟(jì)性的影響，對比選出最優(yōu)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(jié)構(gòu)和性能參數(shù)，設(shè)置環(huán)境溫度45 ℃，節(jié)溫器全開，在發(fā)動機(jī)最大扭矩點(發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速 4 200 r/min)處對以上各匹配方案進(jìn)行篩選(見圖16)。

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

圖16 最大扭矩點處發(fā)動機(jī)出口冷卻液溫度

對極限工況下各匹配方案進(jìn)行進(jìn)一步的仿真計算并對計算結(jié)果進(jìn)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(dá)到56.8 ℃。因此，可以得出散熱器A2的性能最好的結(jié)論。

NEDC循環(huán)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(huán)工況下不同匹配方案燃油消耗量

由圖18可見，相同的循環(huán)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(fā)動機(jī)機(jī)體內(nèi)冷卻液溫度不同，影響發(fā)動機(jī)的熱功轉(zhuǎn)化效率，使得燃油消耗出現(xiàn)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(jī)A1B1C1的721.93 g，分別節(jié)油3.36%和2.92%。

綜合考慮冷卻能力評價指標(biāo)和經(jīng)濟(jì)性評價指標(biāo)，將NEDC工況下油耗較低的兩個匹配方案A1B2C3，A2B2C3和原機(jī)A1B1C1進(jìn)行對比(見表4)。從表4中可以看出，冷卻能力和燃油經(jīng)濟(jì)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(jīng)濟(jì)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(qū)應(yīng)該選擇A1B2C3匹配方案，在全年溫度較高的南方地區(qū)可以考慮選用A2B2C3匹配方案。

表4 原機(jī)方案與A1B2C3，A2B2C3方案指標(biāo)對比

4 結(jié)束語

通過發(fā)動機(jī)熱平衡試驗，利用鼓風(fēng)機(jī)模擬外界冷卻空氣流量，將發(fā)動機(jī)缸內(nèi)的燃燒放熱與缸外的冷卻散熱緊密聯(lián)系起來，更加準(zhǔn)確地模擬發(fā)動機(jī)以及冷卻系統(tǒng)實際工作情況。

針對目前熱管理系統(tǒng)設(shè)計和評價中存在的問題，基于NEDC循環(huán)工況下的燃油消耗量提出了熱管理系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)性評價指標(biāo)，結(jié)合冷卻能力評價指標(biāo)和限制性指標(biāo)，能夠更加合理地評價實車運行環(huán)境下冷卻系統(tǒng)的綜合性能。

在NEDC循環(huán)工況下，對18種熱管理系統(tǒng)匹配方案進(jìn)行了仿真對比分析，可以發(fā)現(xiàn)相對于原機(jī)，A1B2C3匹配方案節(jié)油效果最好，節(jié)油率為3.36%；綜合考慮冷卻能力評價指標(biāo)和經(jīng)濟(jì)性評價指標(biāo)，在全年溫度較低的北方地區(qū)應(yīng)該選擇A1B2C3匹配方案，在全年溫度較高的南方地區(qū)可以考慮選用A2B2C3匹配方案。

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