劉建敏，康琦，王普凱，劉艷斌，董意

(陸軍裝甲兵學(xué)院車輛工程系，北京 100072)

發(fā)動機(jī)本體傳熱研究[1-9]一般是先建立三維模型，將之離散為有限元網(wǎng)格模型，然后對發(fā)動機(jī)部件和冷卻水腔的流場和溫度場進(jìn)行仿真計算。這種方法對數(shù)據(jù)要求高，建模時間長且仿真計算收斂慢，對計算機(jī)硬件要求高。

本研究在發(fā)動機(jī)氣缸排三維模型基礎(chǔ)上，利用GT-Suite軟件中的GEM3D模塊將三維模型離散成大量的小體積塊，得到一維仿真模型，而后采用有限體積法進(jìn)行求解。對標(biāo)定工況下發(fā)動機(jī)本體傳熱量、溫度分布以及冷卻液入口流量、發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速和負(fù)荷對傳熱性能的敏感性進(jìn)行了分析，仿真結(jié)果為發(fā)動機(jī)本體傳熱控制及優(yōu)化提供了一定的參考。這種建立模型的方法在保證計算精度的前提上，可以大大減少計算時間。

1 理論分析

1.1 發(fā)動機(jī)工質(zhì)傳熱理論

發(fā)動機(jī)工質(zhì)與其所接觸部件的傳熱量由傳熱量的瞬時變化率在一個工作循環(huán)內(nèi)對曲軸轉(zhuǎn)角進(jìn)行積分[10]得到：

(1)

式中：dφ為曲軸轉(zhuǎn)角；τ為沖程數(shù)；dQwi/dφ為壁面?zhèn)鳠崃侩S曲軸轉(zhuǎn)角的瞬時變化率，由氣體瞬時溫度和壁面瞬時傳熱系數(shù)計算得到。

(2)

式中：awi為壁面瞬時傳熱系數(shù)；Tgi為工質(zhì)瞬時溫度；Twi為壁面溫度；Awi為傳熱面積；ω為曲軸旋轉(zhuǎn)角速度。

對于不同的傳熱部位，需要采用不同的壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)計算公式。

氣缸內(nèi)壁面由活塞頂面、缸蓋底面、氣門底面和缸套內(nèi)壁面圍成，缸內(nèi)燃?xì)馀c氣缸內(nèi)壁面的瞬時傳熱系數(shù)用Woschni公式計算：

(3)

式中：ucm為活塞平均運(yùn)動速度；p0為倒拖工況對應(yīng)的氣缸壓力；T1為壓縮始點(diǎn)的缸內(nèi)燃?xì)鉁囟?；p1為壓縮始點(diǎn)的缸內(nèi)燃?xì)鈮毫Γ籘為缸內(nèi)氣體溫度；p為缸內(nèi)氣體壓力；V1為壓縮始點(diǎn)的氣缸容積；Vh為氣缸工作容積；D為氣缸直徑；C1為氣體速度系數(shù)；C2為燃燒室形狀系數(shù)。

氣體速度系數(shù)由氣缸工作階段進(jìn)氣渦流速度和活塞平均速度確定。

換氣過程：

C1=6.18+0.417uu/ucm。

(4)

壓縮、燃燒和膨脹過程：

C1=2.28+0.308uu/ucm。

(5)

式中：uu為進(jìn)氣渦流速度。

換氣和壓縮過程C2=0，燃燒和膨脹過程C2=0.003 24。

1.2 冷卻介質(zhì)傳熱理論

冷卻介質(zhì)包括冷卻液、機(jī)油和空氣。冷卻介質(zhì)流經(jīng)發(fā)動機(jī)部件時，與接觸的部件發(fā)生熱量傳遞，對應(yīng)的傳熱流量由傳熱系數(shù)和傳熱溫差決定[11]：

Qci=aciAwi(Tci-Twi)。

(6)

式中：aci為冷卻介質(zhì)的傳熱系數(shù)，與冷卻介質(zhì)的物理性質(zhì)和流動情況有關(guān)；Tci為冷卻介質(zhì)溫度；Twi為與冷卻介質(zhì)接觸部件的壁面溫度；Awi為與冷卻介質(zhì)接觸部件的傳熱面積。

對于不同的流體介質(zhì)、不同的傳熱部位，采用不同的壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)計算公式。

冷卻液與缸套水套的對流傳熱系數(shù)由Walger提出的環(huán)形通道內(nèi)管傳熱準(zhǔn)則關(guān)系式計算得到：

(7)

(8)

(9)

式中：D1為缸套外徑；D2為冷卻水腔外部輪廓形成的直徑；v1為平均水溫時的運(yùn)動黏性系數(shù)；μ1為平均水溫時的動力黏度；μw為冷卻液溫度為壁溫時的動力黏度；λ為冷卻液導(dǎo)熱系數(shù)；D為冷卻液流動的當(dāng)量直徑；u為冷卻液流速。

冷卻液與缸蓋水套的對流傳熱系數(shù)由如下關(guān)聯(lián)式計算得到：

ac2=0.023Re0.8Pr0.3(λ/D)。

(10)

2 模型建立及驗證

2.1 氣缸排及其冷卻水腔三維模型

利用Pro/E軟件，分別建立缸套、缸蓋和缸體的三維實體模型。其中，缸套是薄壁圓筒，基本壁厚為6 mm，下部壁厚為3.5～4 mm。缸蓋底部有6個圓形凹坑，與活塞頂部共同構(gòu)成了燃燒室。每個燃燒室上部分別有2個進(jìn)排氣道，各自通向進(jìn)排氣歧管。缸蓋內(nèi)有水道與缸體相通，缸蓋外側(cè)有一出水口，冷卻液由此流出。缸體內(nèi)部由5個橫隔板隔開，構(gòu)成6個缸套座孔。每個橫隔板上有2個長孔，以使冷卻液自由流動。在缸體上平面有24個通水孔，水從缸體水腔通到缸蓋內(nèi)。缸體外側(cè)左右各有一進(jìn)水口，冷卻液由此進(jìn)入缸體內(nèi)。氣缸排三維模型見圖1，其材料屬性見表1。在模型建立過程中，考慮到冷卻水腔結(jié)構(gòu)復(fù)雜、傳熱效果差以及仿真過程中離散程度，同時為了提高計算速度，對模型中的倒角和油孔等特征進(jìn)行了簡化處理。

圖1 氣缸排三維模型

表1 缸套、缸蓋和缸體的材料屬性

將缸套、缸蓋和缸體三維配合模型導(dǎo)入到Ansys軟件中，抽取得到發(fā)動機(jī)冷卻水腔模型(見圖2)。

圖2 發(fā)動機(jī)冷卻水腔模型

2.2 三維模型一維化

將發(fā)動機(jī)冷卻水腔、缸套、缸蓋和缸體的三維實體模型依次導(dǎo)入到GEM3D軟件中，實現(xiàn)各個實體模型向管路、流動部件和熱質(zhì)量模型的轉(zhuǎn)換[12]，即三維模型一維化。三維模型一維化主要分為五部分。

一是出入口管路和冷卻水腔一維化。將出入口實體管路轉(zhuǎn)化為一維管路部件；將冷卻水腔分割成12部分，使得每個氣缸分別連接一個缸蓋和缸體內(nèi)的冷卻水腔，最后將其轉(zhuǎn)化為12個一維流動部件。

二是創(chuàng)建氣缸結(jié)構(gòu)模型。通過輸入氣缸結(jié)構(gòu)、位置及熱力參數(shù)，建立氣缸結(jié)構(gòu)模型，采用有限元方法來求解壁溫和傳熱率，為發(fā)動機(jī)本體傳熱模型提供邊界條件。

三是設(shè)定固體部件與冷卻液間的傳熱關(guān)系。將固體部件導(dǎo)入到冷卻水腔模型中，參考實際傳熱，設(shè)定氣缸—缸套—冷卻液—缸體和氣缸—缸蓋—冷卻液之間的傳熱區(qū)域，以獲得更為精確的傳熱計算。

四是缸蓋和缸體一維化。將缸蓋和缸體三維模型轉(zhuǎn)化為熱質(zhì)量模型，分別求解發(fā)動機(jī)本體與外部環(huán)境接觸面和機(jī)油接觸面?zhèn)鳠峒捌鋬?nèi)部導(dǎo)熱。本研究所建立的機(jī)油冷卻回路只考慮了機(jī)油對活塞和缸壁的冷卻作用。

五是設(shè)定模型離散長度和離散比，并進(jìn)行離散。參考文獻(xiàn)[12]，確定管路離散長度為20 mm，缸蓋和缸體離散長度為200 mm，冷卻水腔離散比為8%，最終得到的三維離散模型見圖3，一維離散模型見圖4。

圖3 發(fā)動機(jī)本體傳熱三維離散模型

圖4 發(fā)動機(jī)本體傳熱一維模型

整個發(fā)動機(jī)本體傳熱模型包括缸內(nèi)燃?xì)馀c缸蓋、缸套和活塞的傳熱，缸蓋與冷卻液和外界環(huán)境的傳熱，缸套與冷卻液和機(jī)油的傳熱，缸體與冷卻液和外部環(huán)境的傳熱，活塞與機(jī)油的傳熱以及固體部件間的導(dǎo)熱，基本上囊括了整個發(fā)動機(jī)的傳熱過程。同時三維模型一維化考慮了發(fā)動機(jī)零部件相對空間位置對傳熱性能的影響，在保證計算精確度的前提下，可以大大降低計算時間。

2.3 邊界條件

2.3.1燃燒邊界條件

通過發(fā)動機(jī)工作過程模型計算得到標(biāo)定工況下缸內(nèi)瞬時平均溫度和傳熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律(見圖5)。

圖5 缸內(nèi)溫度和傳熱系數(shù)

2.3.2冷卻液、潤滑油及外部環(huán)境邊界條件

該發(fā)動機(jī)在標(biāo)定工況下冷卻液、潤滑油及外部環(huán)境的邊界條件見表2。

表2 冷卻液、潤滑油及外部環(huán)境邊界條件

2.4 模型驗證

為驗證發(fā)動機(jī)本體傳熱模型的準(zhǔn)確性，進(jìn)行了發(fā)動機(jī)臺架熱平衡試驗，冷卻液為軟化水，大氣溫度為25 ℃。將不同冷卻液入口流量下的發(fā)動機(jī)傳熱量的試驗值和計算值進(jìn)行對比，結(jié)果見表3。

發(fā)動機(jī)生產(chǎn)廠家試驗測得的流阻特性與模型求解得到的流阻特性見圖6。

通過對傳熱量和流阻特性計算值與試驗值進(jìn)行對比分析，發(fā)現(xiàn)發(fā)動機(jī)傳熱量最大誤差為4.79%，流阻特性的計算值與試驗值基本吻合，從而驗證了模型的準(zhǔn)確性。

表3 不同冷卻液流量下傳熱量試驗值與計算值

圖6 發(fā)動機(jī)本體流阻特性

3 計算結(jié)果及分析

3.1 發(fā)動機(jī)本體傳熱分析

通過模型仿真得到標(biāo)定工況下缸內(nèi)燃?xì)鈧鹘o發(fā)動機(jī)各部分熱量以及冷卻液、機(jī)油和外部環(huán)境帶走的熱量，結(jié)果見圖7和圖8。

圖7 缸內(nèi)燃?xì)鈧鹘o發(fā)動機(jī)各部分的熱量

圖8 冷卻液、機(jī)油和外部環(huán)境帶走的熱量

從圖7可以看出：燃?xì)鈧鹘o缸蓋的熱量最多，傳給缸套的熱量最少，這是由于缸蓋除與缸內(nèi)燃?xì)庵苯咏佑|外，其內(nèi)部存在排氣道，高溫廢氣流經(jīng)排氣道時會將部分熱量傳遞給缸蓋；各缸燃?xì)狻咨w傳熱量和燃?xì)狻滋讉鳠崃坑芍虚g向兩側(cè)逐漸增加，這是由于冷卻液入口在第1和第6缸，中間的冷卻傳熱效果不理想；各缸燃?xì)狻钊麄鳠崃坑芍虚g向兩側(cè)逐漸減少，這是由于中間氣缸冷卻傳熱效果較差，缸內(nèi)燃?xì)鉁囟雀?，傳遞給活塞的熱量較多。

從圖8可以看出：發(fā)動機(jī)本體主要通過冷卻液進(jìn)行散熱，機(jī)油和外部環(huán)境帶走的熱量較少；各缸蓋和缸體內(nèi)冷卻液帶走的熱量由中間向兩側(cè)逐漸增加，這是由于冷卻液的入口分布在兩側(cè)，入口處冷卻液流速高且溫度較低，冷卻傳熱效果較好；各缸機(jī)油帶走的熱量由中間向兩側(cè)逐漸減少，與燃?xì)狻钊麄鳠崃口厔菹嗤?，這是由于機(jī)油散熱屬于飛濺式，各缸飛濺機(jī)油量近似相等，中間氣缸活塞溫度高，傳遞給機(jī)油的熱量較多。

3.2 發(fā)動機(jī)本體溫度分布分析

通過模型仿真，得到標(biāo)定工況下各缸蓋、缸體及其冷卻液的平均溫度(見圖9)。

圖9 各缸蓋、缸體及其冷卻液平均溫度

從圖9可以看出：缸蓋平均溫度普遍高于缸體，缸蓋冷卻液平均溫度普遍高于缸體冷卻液；各缸蓋、缸體及其冷卻液平均溫度由中間向兩側(cè)逐漸降低，這是由于中間氣缸冷卻傳熱效果較差，溫度偏高。

從圖9還可以看出：第3缸的冷卻傳熱條件最差、熱負(fù)荷較高。為進(jìn)一步分析冷卻液入口流量對缸蓋、缸套及其冷卻液平均溫度的影響，下面著重對熱負(fù)荷最高的第3缸進(jìn)行研究分析，計算結(jié)果見圖10。

從圖10可以看出：第3缸的缸體、缸蓋及其冷卻液平均溫度隨冷卻液入口流量增加而減少，并且入口流量越高其減幅越?。桓左w、缸蓋和缸體內(nèi)冷卻液的平均溫度隨冷卻液入口流量變化趨勢相近，都比缸蓋平均溫度的減幅大，這是由于缸蓋內(nèi)冷卻水腔結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜、阻力大，不利于傳熱。

圖10 第3缸平均溫度隨入口流量的變化

3.3 冷卻液流量對傳熱性能敏感性分析

改變傳熱模型冷卻液入口流量，可進(jìn)一步分析冷卻液入口流量對傳熱性能的敏感性，結(jié)果見圖11和圖12。

圖11 冷卻液帶走的熱量隨入口流量的變化

圖12 冷卻液溫升隨入口流量的變化

從圖11和圖12可以看出：冷卻液帶走的熱量隨入口流量增加而增加，并且入口流量越高其增幅越??；冷卻液溫升隨入口流量增加而減少，并且入口流量越高其減幅越?。蝗肟诹髁棵吭黾?.87 m3/h，冷卻液帶走的熱量平均增加4.99%，冷卻液溫升平均減少5.43%，其中入口流量從5.36 m3/h增加到12.41 m3/h時帶走的熱量增加52.06 kW，冷卻液溫升降低4.84 K，可見冷卻液入口流量對傳熱性能影響較為顯著。

3.4 發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速和負(fù)荷對傳熱性能敏感性分析

改變傳熱模型的燃燒邊界條件，可進(jìn)一步分析發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速、負(fù)荷對傳熱性能的敏感性，結(jié)果見圖13至圖16。

從圖13和圖14可以看出：在冷卻液入口流量不變的情況下，發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速對冷卻液帶走的熱量和冷卻液溫升的影響較小。這是由于發(fā)動機(jī)在滿負(fù)荷工作時，雖然耗油量降低導(dǎo)致熱源減少，但是轉(zhuǎn)速越低發(fā)動機(jī)循環(huán)供油量越大，即缸內(nèi)燃?xì)鉁囟仍礁?，有利于向冷卻系統(tǒng)傳熱。綜合考慮這兩種因素，發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速的變化對缸內(nèi)燃?xì)鈧鬟f給冷卻系統(tǒng)的熱量影響較小。

圖13 冷卻液帶走的熱量隨發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速的變化

圖14 冷卻液溫升隨發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速的變化

從圖15和圖16可以看出：冷卻液帶走的熱量隨發(fā)動機(jī)負(fù)荷降低而減少，并且發(fā)動機(jī)負(fù)荷越低其減幅越大；冷卻液溫升隨發(fā)動機(jī)負(fù)荷降低而減少，并且發(fā)動機(jī)負(fù)荷越低其減幅越大；發(fā)動機(jī)負(fù)荷每降低10%，冷卻液帶走的熱量平均減少3.42%，冷卻液溫升平均減少4.89%，其中發(fā)動機(jī)負(fù)荷從100%降低到60%時帶走的熱量減少22.51 kW，冷卻液溫升降低1.59 K，可見發(fā)動機(jī)負(fù)荷對傳熱性能影響較為顯著。

圖16 冷卻液溫升隨發(fā)動機(jī)負(fù)荷變的變化

4 結(jié)論

a) 在缸內(nèi)燃?xì)鈧鹘o發(fā)動機(jī)熱量過程中，燃?xì)鈧鹘o缸蓋的熱量最多，傳給活塞的熱量最少；發(fā)動機(jī)本體主要通過缸蓋和缸體內(nèi)冷卻液進(jìn)行散熱，機(jī)油和外部環(huán)境帶走的熱量較少；燃?xì)狻咨w傳熱量、燃?xì)狻滋讉鳠崃?、缸蓋和缸體內(nèi)冷卻液帶走熱量由中間向兩側(cè)逐漸增加，而燃?xì)狻钊麄鳠崃亢蜋C(jī)油帶走熱量由中間向兩側(cè)逐漸減少；

b) 第3缸的熱負(fù)荷最為嚴(yán)重；缸體、缸蓋及其冷卻液平均溫度隨冷卻液入口流量增加而減少，并且入口流量越高其減幅越??；缸體、缸蓋和缸體內(nèi)冷卻液的平均溫度隨冷卻液入口流量變化趨勢相近，都比缸蓋平均溫度的減幅大；

c) 冷卻液帶走的熱量隨冷卻液入口流量增加而增加，并且入口流量越高其增幅越?。焕鋮s液溫升隨冷卻液入口流量增加而減少，并且入口流量越高其減幅越小;冷卻液帶走的熱量隨發(fā)動機(jī)負(fù)荷降低而減少，并且發(fā)動機(jī)負(fù)荷越低其減幅越大；冷卻液溫升隨發(fā)動機(jī)負(fù)荷降低而減少，并且發(fā)動機(jī)負(fù)荷越低其減幅越大；發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速對于冷卻液帶走的熱量和冷卻液溫升的影響較小，而入口流量和發(fā)動機(jī)負(fù)荷的影響較為顯著。