袁曉軍 ，吳相承 ，曾小春 ，曹 輝 ，王功成 ，張卓颯

（江鈴汽車股份有限公司，江西 南昌 336000）

隨著發(fā)動機升功率的不斷提高，缸體缸蓋在工作過程中的熱負荷和機械負荷也越來越高[1]。如果設計不當容易造成局部過熱，在高周疲勞和低周疲勞的作用下很容易產生裂紋而造成失效。特別是缸蓋，實踐表明鼻梁區(qū)所產生的裂紋大多數(shù)是由熱疲勞造成的。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生局部熱應力過大的現(xiàn)象。所以，增強或改善缸體缸蓋的冷卻效果對于提高發(fā)動機性能指標，延長其使用壽命具有重要的意義。本文利用CFD 技術分析研究發(fā)動機冷卻水套的冷卻能力，找出影響發(fā)動機冷卻水套性能的主要因素，通過溫度場分析缸蓋溫度，確保結構強度，提高耐久性[2]，進而能從理論上指導試驗工作，減少試驗的盲目性。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。

1 水套流動分析技術路線

水套作為缸體的主要冷卻功能部分，起著將氣體燃燒產生的大部分熱量帶出發(fā)動機的作用。若水套設計不好，會造成缸體溫度過高，進而造成機油碳化、拉缸等故障，對發(fā)動機的使用壽命影響非常大。CFD 計算的目的有兩個：1）通過對發(fā)動機水套的CFD 研究[3]，盡可能提高發(fā)動機冷卻水的散熱能力；2）獲得水套表面的溫度和換熱系數(shù)，為溫度場分析提供邊界條件。

本項目水套流動CFD 分析主要是基于水套CAD數(shù)模，輸入水套流量、冷卻液密度及運動粘度等物性參數(shù)，利用AVL-FIRE 軟件計算水套流場，評估鼻梁區(qū)等關鍵區(qū)域的流速、各缸均勻性、宏觀流場、壁面局部產生的死區(qū)、水套壓降等。如果相關數(shù)據(jù)不滿足預期要求，需要繼續(xù)優(yōu)化流場，直到滿足流場所有參數(shù)的要求，滿足流動要求后，提取水套側的換熱系數(shù)、溫度給有限元ABAQUS 軟件，分析缸體缸蓋溫度場，如果缸體缸蓋溫度偏高，需要繼續(xù)優(yōu)化水套，降低缸體缸蓋溫度。基于以上水套優(yōu)化的CFD 計算，有效地縮短開發(fā)周期，節(jié)約成本。

2 分析模型及邊界載荷

2.1 CFD模型

水套分析全局模型主要包括缸體水套、氣缸墊孔、缸蓋水套。其中包括一個進水口，兩個出水口。然后用FIRE 軟件對冷卻水套進行網格分析，冷卻水套表面采用三角形網格，流動區(qū)域采用四面體網格劃分，整個冷卻水套全部采用非結構化網格。在靠近發(fā)動機冷卻水套壁面的區(qū)域附近采用附面層網格進行處理，按照Y+值定義[4]。同時，輸入進口流量、出口壓力等邊界條件。邊界條件設置如表1 所示。

表1 邊界條件設置

2.2 換熱邊界層研究

由于后續(xù)需要計算換熱，因此需要取得換熱準確性，而換熱對邊界層網格有相關的要求，水套換熱主要是由壁面邊界層決定的。根據(jù)壁面換熱函數(shù)的適應性，Y+值取11～200 比較合適，但范圍比較大，針對不同水套設計，加之流速等因素，其準確性不是很高。Y+是一個無量綱數(shù)，代表了邊界層網格流動特性，Y+表示的是壁面函數(shù)的適用性。

其中，y表示離壁面的距離，uτ為壁面附近流體的剪切速度，v為運動粘度，u為主流速度。Y+的意義其實是y處漩渦的典型雷諾數(shù)，也反映了黏性影響隨y的變化。

根據(jù)Y+的大小，本項目采用湍流模型，使用k-zeta-f 模型，壁面函數(shù)使用混合壁面函數(shù)，從對數(shù)層完全湍流區(qū)有一段較好的取值解（Y+為10 以上位置），此時求解的流速與溫度符合壁面法則。比如本項目，分析工況為發(fā)動機額度點（4 600 r/min），完成水套網格的劃分，邊界層最初按照2 mm 設置，水套流量150 L/min，壁面溫度最初按照缸體100 ℃、缸蓋120 ℃假設（第二次按照有限元計算值輸入），進水溫度95 ℃，完成以上設置，開始計算。提取水套出口溫度，對標水套測試溫差和計算溫差，初始邊界層按照2 mm設置，計算得到的Y+值基本在100左右，符合壁面函數(shù)適應性的推薦值，但計算水套進出口溫差為6 ℃，而測試溫差為8 ℃，有較大差距，因此需要重新調整邊界層厚度，找到更加合適的壁面換熱函數(shù)的適應性Y+值。根據(jù)理論計算，越小的邊界層，越接近實際情況[5]，但邊界層過小會增加計算周期，同時，壁面函數(shù)適應性也不準確?；谝陨显颍迷囁愕姆椒?，按1.5 mm、1 mm、0.5 mm、0.25 mm 總共4 種不同邊界層厚度計算，最終找到0.5 mm 邊界層，計算得到Y+值為50 左右（10～100 之間最合適），得到的水套溫差和實際溫差最接近。由于水套模型換熱準確，確保了后續(xù)計算的準確性[6]。

3 分析結果及優(yōu)化

3.1 分析結果

缸蓋3、4 缸前端進排氣側鼻梁區(qū)局部換熱系數(shù)只有4 000 W/m2·K 左右，具體如圖1 所示，需要通過優(yōu)化氣缸墊孔，提高前端進排氣側鼻梁區(qū)的流速。進排氣側鼻梁區(qū)流動分布不對稱的原因：水流斜向后端沖上缸蓋，碰撞壁面后在排排鼻梁區(qū)形成漩渦[7]，最后主流偏向進排鼻梁區(qū)后端，而前端流速較小，流動分布不對稱。需要對上水孔的流量方向做一些調整，使得碰撞壁面后形成漩渦，進排氣側鼻梁區(qū)前后流動均勻性較好。

圖1 優(yōu)化前后換熱系數(shù)對比

3.2 優(yōu)化

對氣缸墊上水孔做錯位優(yōu)化的目的是改變3、4缸的上水孔流體流動方向，通過改變流動方向增加3、4 缸前端進排氣側鼻梁區(qū)的流量，解決鼻梁區(qū)域前端進排氣側鼻梁區(qū)換熱系數(shù)偏低的問題[8]。具體氣缸墊孔的優(yōu)化措施如圖2 所示，各缸主上水孔錯位移動，目的是改變上水的流向，使得優(yōu)化后的流向碰撞壁面后漩渦減小，通過多輪嘗試性的優(yōu)化，繼續(xù)更改上水孔的尺寸，最后鼻梁區(qū)的優(yōu)化效果見圖1。優(yōu)化前后水套總體壓降、各缸均勻性等關鍵參數(shù)沒有被影響，也沒有發(fā)現(xiàn)流速小于0.2 m/s 的流動死水區(qū)。進排氣側鼻梁區(qū)局部換熱系數(shù)由4 000 W/m2·K 增加到10 000 W/m2·K，滿足流場要求。

圖2 優(yōu)化方案

4 流速對標

通過加工缸蓋，在某些區(qū)域（分析過程中的關鍵流動區(qū)域以及流速偏低區(qū)域）的缸蓋水套壁面挖孔，用可視的玻璃代替缸蓋壁面，做成透明缸蓋，在水套壁面處貼毛細管，玻璃和缸蓋壁面接口處用玻璃膠密封。電機驅動發(fā)動機倒拖運轉，調節(jié)到額定點轉速，透過玻璃觀察毛細管的流動方向和流動速度，和計算水套的流場做對比，特別是一些流動死區(qū)（流速基本為0，毛細管不動區(qū)域），目的是直觀地驗證分析方法以及邊界的準確性。從測試結果來看，流場測試結果和CFD 分析結果基本一致，可以滿足工程需求，應用于項目的開發(fā)。

5 溫度場分析

分析模型主要包括缸蓋、缸體、氣缸墊、氣門、氣門座圈、氣門導管、缸蓋螺栓等，計算網格類型采用一階四面體C3D4 網格。建立缸蓋有限元網格，同時考慮沸騰對換熱的影響[9]，考慮缸內燃燒熱邊界、水套散熱邊界，分析缸蓋溫度場，并將其作為水套設計是否合理的檢驗依據(jù)。缸蓋最高溫度為255 ℃，在鼻梁區(qū)附近，缸蓋是鋁缸蓋，最高目標要求小于260 ℃，缸體溫度165 ℃，缸體目標要求小于180 ℃，考慮機油結焦風險，優(yōu)化水套后的缸體缸蓋設計滿足要求。

6 結論

本研究通過建立水套流動的CFD 模型，找出橫流冷卻[10]水套前端進排氣側流速偏低的原因，缸蓋有燒壞的風險，主要原因不是上水流量少，而是進排氣側鼻梁區(qū)流速前后不均勻。錯位優(yōu)化氣缸墊上水孔，改變流體流向，使得前后鼻梁區(qū)流速均勻。通過多輪嘗試，微調上水孔的尺寸，找出解決方案，最終使流速和換熱系數(shù)滿足要求。通過流場測試，對標驗證了流場分析的準確性。通過對邊界層網格的研究，確保了邊界層對散熱模擬的準確性，為提高溫度場分析準確性奠定了基礎。通過對考慮沸騰因素的缸蓋溫度場的分析，判斷缸蓋水套設計的合理性，完成了水套的設計工作。