熄火工況發(fā)動(dòng)機(jī)艙熱氣流瞬態(tài)分析和解決策略

李華

（泛亞汽車(chē)技術(shù)中心有限公司）

為了節(jié)約油耗和提升動(dòng)力，發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣系統(tǒng)布置從前排氣逐漸更新到后排氣系統(tǒng)。對(duì)于后排氣系統(tǒng)，前端冷卻風(fēng)扇對(duì)三元催化器及周?chē)慵睦鋮s效果較差，尤其是大負(fù)荷之后的熄火。在該工況下，高排氣溫度所產(chǎn)生的熱輻射和熱氣流使得前艙零件的熱性能變差。文獻(xiàn)[1-6]研究了三維穩(wěn)態(tài)的整車(chē)熱管理分析方法，文獻(xiàn)[7-9]用一維軟件研究了瞬態(tài)工況，但未考慮到熱氣流對(duì)零件溫度的影響。文獻(xiàn)[10]建立了簡(jiǎn)化的發(fā)動(dòng)機(jī)艙模型，進(jìn)行了三維瞬態(tài)分析。

1 仿真分析

1.1 理論模型及k-ε湍流模型

流體流動(dòng)過(guò)程始終遵守三大基本守恒定律：質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量守恒。描述粘性流體運(yùn)動(dòng)的方程為Navier-Stokes方程[11]。

N-S方程是非線性的二階偏微分方程，只有在某些特定的簡(jiǎn)單情況下才能給出精確解。目前工程計(jì)算中通常選擇基于Boussinesq粘性渦假設(shè)的湍流模型。文章的湍流計(jì)算模型為湍流模型[12]。標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型是在k-ε模型基礎(chǔ)上對(duì)低雷諾數(shù)效應(yīng)、可壓縮性和剪切效應(yīng)進(jìn)行修正后得到的，是基于湍流動(dòng)能和渦流頻率的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ汀?/p>

1.2 計(jì)算模型

對(duì)于復(fù)雜的前艙流場(chǎng)熱管理的模擬計(jì)算，目前很難考慮所有細(xì)節(jié)。文章基于某車(chē)型建立了整車(chē)網(wǎng)格模型，包含了發(fā)動(dòng)機(jī)前艙和車(chē)身底盤(pán)等部分，其中發(fā)動(dòng)機(jī)前艙盡量保持了零件的細(xì)節(jié)特征，其中關(guān)鍵性的零件進(jìn)行局部加密，車(chē)身底盤(pán)主要包括了排氣系統(tǒng)及其周邊零件，排氣系統(tǒng)關(guān)鍵部位進(jìn)行加密。文章建立的面網(wǎng)格數(shù)量為425萬(wàn)；劃分的零件個(gè)數(shù)為1 080；網(wǎng)格模型，如圖1和圖2所示。為了使仿真模型更接近于實(shí)際環(huán)境，需要充分考慮到流體的計(jì)算域邊界，文章考慮了風(fēng)洞邊界，整個(gè)模型，如圖3所示。通過(guò)Fluent Meshing軟件劃分體網(wǎng)格模型；其中前端熱交換模型采用六面體網(wǎng)格，其余采用四邊形網(wǎng)格。體網(wǎng)格的數(shù)量為2 371萬(wàn)；劃分了39個(gè)流體域和28個(gè)固體域。

圖1 整車(chē)網(wǎng)格模型

圖2 整車(chē)發(fā)動(dòng)機(jī)艙網(wǎng)格模型圖

圖3 整車(chē)風(fēng)洞模型

1.3 邊界條件

文章計(jì)算了90 km/h爬坡及爬坡后的熄火，工況和風(fēng)扇的具體參數(shù)，如表1所示。在爬坡工況的計(jì)算過(guò)程中考慮了4種流體流動(dòng)邊界條件（速度入口、質(zhì)量流量入口、壓力出口、壁面邊界）、3種換熱邊界條件（熱對(duì)流、熱輻射、熱傳導(dǎo)）、多孔介質(zhì)邊界條件等，如表2所示。

表1 工況參數(shù)

表2 邊界設(shè)置

完成了爬坡的穩(wěn)態(tài)計(jì)算工況后，需要在穩(wěn)態(tài)工況的基礎(chǔ)上設(shè)定熄火工況的初始邊界條件，同時(shí)需要將速度入口和質(zhì)量流量入口都設(shè)置為0。

為了監(jiān)測(cè)瞬態(tài)工況下各個(gè)時(shí)間點(diǎn)的數(shù)據(jù)，文章編寫(xiě)了瞬態(tài)計(jì)算的腳本。可以實(shí)現(xiàn)以下3個(gè)功能：

1）記錄各個(gè)計(jì)算時(shí)刻下的每個(gè)零件的最高溫度數(shù)值；

2）實(shí)現(xiàn)前T1 s風(fēng)扇開(kāi)啟，之后關(guān)閉風(fēng)扇；

3）精準(zhǔn)實(shí)現(xiàn)每個(gè)時(shí)間段的計(jì)算步長(zhǎng)，如表3所示，捕捉熄火短時(shí)間內(nèi)的溫度變化。

表3 時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置

1.4 虛擬計(jì)算結(jié)果

文章計(jì)算了熄火工況2（風(fēng)扇不運(yùn)行）和工況3（風(fēng)扇運(yùn)行T1 s）2種情況，在風(fēng)扇運(yùn)行情況下，很多零件的溫度都下降很多，尤其是發(fā)動(dòng)機(jī)和防火墻之間的零件，例如前擋玻璃下的進(jìn)風(fēng)口、制動(dòng)系統(tǒng)、電子接插件、發(fā)動(dòng)機(jī)罩蓋、線束等等。

限于篇幅，文章選取位置比較典型的某壺蓋作為說(shuō)明，通過(guò)熄火后的流場(chǎng)分析解釋溫度上升的原因。該壺蓋的位置，如圖4所示。從位置上看，距離三元催化器有366 mm。從熱輻射的角度考慮已經(jīng)滿足要求。該壺蓋的穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)(熄火后風(fēng)扇不運(yùn)行)的溫度分布如圖5所示，熄火后該壺蓋的溫度明顯上升。

圖4 風(fēng)扇運(yùn)行后降溫明顯區(qū)域

圖5 某壺蓋穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)溫度分布

圖6示出工況2某時(shí)刻的溫度和流場(chǎng)圖片，從圖片中可以看出，熄火后排氣系統(tǒng)周?chē)諝庥捎谌狈α鲃?dòng)，被排氣系統(tǒng)急劇加熱且向四周迅速擴(kuò)散，最終達(dá)到制動(dòng)液壺蓋，使得該零件被熱氣流加熱，溫度急劇上升。

圖6 工況2熄火后某時(shí)刻的溫度和流場(chǎng)

可以看出在工況2下（熄火后風(fēng)扇不運(yùn)行），零件的溫度急劇上升，從93℃上升到166℃，超過(guò)了零件的承受能力。

基于以上分析，當(dāng)熄火后開(kāi)啟風(fēng)扇，能夠十分有效地降低排氣系統(tǒng)加熱的熱氣流，使得周?chē)芏嗔慵囟燃眲∠陆怠Ｔ搲厣w在工況2和工況3下的瞬態(tài)分析結(jié)果如圖7所示。可以看出在風(fēng)扇運(yùn)行的T1時(shí)間內(nèi)，該零件的溫度持續(xù)下降。在此之后，由于風(fēng)扇關(guān)閉，溫度才開(kāi)始上升，且上升的速率緩慢。在熄火后的T1時(shí)刻，工況3比工況2低了78℃，幅度達(dá)到了47%。

圖7 某壺蓋熄火工況瞬態(tài)分析結(jié)果

2 標(biāo)定實(shí)現(xiàn)

目前熄火后風(fēng)扇運(yùn)轉(zhuǎn)的邏輯基本上都是基于水溫、發(fā)動(dòng)機(jī)油溫等冷卻系統(tǒng)的溫度來(lái)決定的。為了解決大負(fù)荷熄火后發(fā)動(dòng)機(jī)艙零件溫度上升的問(wèn)題，本系統(tǒng)開(kāi)發(fā)了基于排氣溫度控制的風(fēng)扇運(yùn)轉(zhuǎn)邏輯。

1）讀取熄火時(shí)的排氣溫度數(shù)據(jù)。

2）根據(jù)排氣溫度數(shù)據(jù)判斷是否開(kāi)啟風(fēng)扇。

3）如果排氣溫度高于閾值，則按照設(shè)定風(fēng)扇開(kāi)啟的占空比和時(shí)間運(yùn)行風(fēng)扇；如排氣溫度低于閾值，則不開(kāi)啟風(fēng)扇。

為了避免客戶(hù)在使用時(shí)頻繁發(fā)生熄火后風(fēng)扇運(yùn)行的情況，排氣溫度的閾值設(shè)定至少需要高于各個(gè)車(chē)速的勻速工況。在試驗(yàn)階段需要采集各種速度和爬坡工況的排氣溫度，最終按照一定的頻率來(lái)設(shè)定溫度閾值。風(fēng)扇運(yùn)行的占空比和時(shí)間需要充分考慮到12 V電池的承受能力，如圖8所示。

圖8 基于排氣溫度控制的風(fēng)扇運(yùn)行邏輯

通過(guò)多輪的試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析，并考慮到電池的承受能力，最終確定熄火后風(fēng)扇運(yùn)行的標(biāo)定數(shù)值。該標(biāo)定同時(shí)考慮了電池和前艙熱管理的需求，且該邏輯寫(xiě)入到發(fā)動(dòng)機(jī)標(biāo)定控制模塊中。

3 試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)結(jié)果

文章對(duì)90 km/h爬坡和熄火的工況進(jìn)行了整車(chē)試驗(yàn)，該壺蓋的試驗(yàn)結(jié)果如圖9所示。其中第1階段為暖車(chē)工況，第2階段為爬坡工況，第3階段為熄火工況。通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果可以看到：

圖9 某壺蓋試驗(yàn)溫度結(jié)果對(duì)比

1）在暖車(chē)和爬坡階段，3種工況下的溫度差別不大，這也驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)果的穩(wěn)定性和一致性。

2）由工況2曲線可以看出，在風(fēng)扇不運(yùn)行的情況下，該零件的溫度急劇上升，在很短的時(shí)間內(nèi)從88℃升到了160℃，之后攀升到最大值165℃，并且之后一直維持在135℃以上。

3）由工況3的曲線可以看出，在風(fēng)扇運(yùn)行T1時(shí)間的情況下，在熄火后的前T1時(shí)間內(nèi)，該零件的溫度呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，在T1時(shí)刻下降到70℃。T1時(shí)刻之后風(fēng)扇停止運(yùn)行，溫度開(kāi)始緩慢上升，最高達(dá)到126℃，最終維持在123℃。

4）由工況4的曲線可以看出，在風(fēng)扇運(yùn)行T2時(shí)間的情況下，在熄火后的前T2時(shí)間內(nèi)，零件溫度呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，在T2時(shí)刻下降到80℃。在此之后溫度開(kāi)始上升，最高達(dá)到137℃，最終維持在129℃。

5）熄火后風(fēng)扇運(yùn)行的時(shí)間越長(zhǎng)，零件的溫度越低，但對(duì)于電池的承受能力越不利。文章最終選擇T1作為運(yùn)行時(shí)間，同時(shí)兼顧了零件的溫度要求和電池的承受能力。

6）通過(guò)開(kāi)啟風(fēng)扇運(yùn)行T1時(shí)間，該零件在熄火工況下的最大值從165℃降低到了126℃，降幅達(dá)到23.6%，通過(guò)該方法可以有效降低零件溫度，保證零件滿足溫度性能。

3.2 虛擬和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

表4示出某壺蓋在熄火工況下的最高數(shù)值，可以看出虛擬和試驗(yàn)的結(jié)果基本一致，誤差在1℃。虛擬可以有效識(shí)別出零件的最大溫度值，用于前期的零件溫度判斷。某壺蓋在熄火工況下的溫度曲線，如圖10所示，可以看出：

圖10 虛擬試驗(yàn)結(jié)果比較

1）虛擬分析可以較好地模擬熄火階段的溫升和溫降過(guò)程。

2）虛擬分析溫升和溫降的趨勢(shì)基本上和試驗(yàn)一致。

3）虛擬分析的溫升和溫降速率還存在一定的差異，后續(xù)還需要進(jìn)一步的研究，如表4所示。

表4 最高溫度結(jié)果對(duì)比

4 結(jié)論

文章有效地模擬了瞬態(tài)熄火工況，虛擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較吻合，開(kāi)發(fā)了一套基于排氣溫度控制的風(fēng)扇運(yùn)行策略，極大地改善了發(fā)動(dòng)機(jī)前艙的零件溫度，保證零件的熱性能開(kāi)發(fā)。

1）汽車(chē)大負(fù)荷爬坡熄火后，在風(fēng)扇運(yùn)行的時(shí)間內(nèi)零件的溫度是呈下降趨勢(shì)，可以有效改善發(fā)動(dòng)機(jī)艙零件的溫度，尤其是發(fā)動(dòng)機(jī)和防火墻之間的零件。

2）基于排氣溫度控制的風(fēng)扇運(yùn)行邏輯和標(biāo)定策略可以廣泛應(yīng)用到所有車(chē)型。對(duì)于不同的車(chē)型需要調(diào)整排氣溫度閾值、風(fēng)扇的開(kāi)啟時(shí)間和占空比。

3）虛擬分析和試驗(yàn)在熄火工況下所得到的零件最大值十分接近，誤差在1℃。通過(guò)該瞬態(tài)分析方法可以準(zhǔn)確地模擬瞬態(tài)熄火工況，在項(xiàng)目開(kāi)發(fā)前期解決零件溫度超標(biāo)問(wèn)題。

4）零件溫度在虛擬和試驗(yàn)情況下的溫度升降趨勢(shì)基本一致，溫升溫降速率吻合度還有待提升。