某四缸發動機水套的熱力學仿真分析

潘海杰，李佳隆，徐成思，王 毅

（東風柳州汽車有限公司，廣西 柳州 545000；2.廣西大學機械工程學院，南寧 530004）

0 引言

冷卻系統是發動機進行熱管理的重要保障，確保發動機在合適溫度下工作，從而保證發動機的正常使用。發動機運行時，燃燒室內瞬時最高溫度達2 500 K 以上，若冷卻不足，活塞頂、缸體等與高溫燃燒氣體直接接觸的部件將出現強度降低，甚至有融化的風險，不能再保持其固有運行狀態。

發動機工作時缸內熱負荷較大，需要進行適當冷卻。研究表明，冷卻不足會導致氣缸材料強度降低，材料變形，潤滑油氧化，潤滑油黏度下降，以及因缸內過熱而發生早火或爆燃等異常燃燒。而冷卻過度則會導致缸內溫度低，造成不完全燃燒，熱效率降低，燃料消耗率增加；而且在溫度較低的情況下，潤滑油黏度過高，增加摩擦損失；燃料不能充分蒸發，使起動困難，甚至會誘發低溫腐蝕。由此可知，冷卻性能嚴重影響發動機的動力特性。

對于發動機冷卻系統的散熱能力，主要影響因素有兩點：其一是散熱器與風扇的匹配；其二則是冷卻水套的優化[1]。冷卻水套作為發動機冷卻系統的重要組成部分，通過內部冷卻液的流動帶走發動機產生的熱量，從而保證缸蓋、缸體、活塞頭部及燃燒室等熱負荷偏高區域處于合適溫度。因此，有必要對水套結構的冷卻性能進行分析，以優化發動機性能及熱效率。目前在實際工程中，常采用CFD 軟件進行流動和傳熱分析。雷基林等[2-3]采用Fire 軟件對冷卻水套內部流動特性進行分析，并提供了對水套冷卻性能的優化建議。譚禮斌[4]等利用STAR-CCM+軟件進行流固共軛傳熱分析，得到了冷卻水套內流場分布和傳熱特性。因此，通過對產品進行CFD 仿真計算，可以評估水套的傳熱性能，從而為水套結構優化提供理論支撐。

1 水套模型建立及邊界條件設置

本文選取了某四缸發動機的冷卻水套為研究對象，主要通過Converge 軟件對其進行熱力學仿真分析。首先，將已建好的水套3D 模型導入Converge 并進行邊界劃分，如圖1 所示，分為進水口、缸體水套、缸蓋水套、出水口以及導管部分。該水套為串聯式水套，冷卻水由進水口流入，按序冷卻各缸，然后流經缸體、缸蓋，最后在出水口排出，完成一輪冷卻循環。

圖1 水套結構圖

仿真時以水作為冷卻流體，密度設為998 kg/m3，視作穩態流動；計算模式選擇適用范圍廣的RNG k-ε 湍流模型和Standard wall 壁面函數；基礎網格尺寸設為4 mm，并在缸蓋處進行加密，以保證計算收斂精度并優化計算所需時長[5]。如圖2 所示，缸體水套網格約6.4 萬，缸蓋網格約37.6 萬，整體模型的網格數量約45 萬。

圖2 水套網格設定圖

根據實際試驗參數設定邊界條件，進口流速大小設為206 L/min，入口溫度90 ℃；缸體水套、缸蓋水套和導管均設為固定壁面，壁面溫度130 ℃。同時把出水口設為壓力出口，出水壓力230 kPa。

2 水套仿真結果分析

2.1 流速分布分析

圖3 給出了水套熱力學仿真后的冷卻水流速分布云圖，發現不同區域的流速差異明顯。總的來說，進水口和第一缸缸套處的流速最大，超過1.2 m/s，其后各缸流速依次減小，出水口處流速有所回升。圖4所示為缸蓋處冷卻水的流速分布，從圖知排氣口附近區域的流速達到1 m/s，滿足冷卻強度要求，有助于快速降低排氣口區域的溫度。缸蓋火花塞區域處的流速低，不超過0.8 m/s，冷卻效果并不理想。此外，冷卻液在缸蓋排氣側的平均流速較高，證明該處冷卻效果優良。

圖3 缸體水套流速圖

圖4 缸蓋水套流速圖

由前所述，一缸的流速最高，平均流速達2 m/s，其他缸的流速則依次降低。二缸、三缸進氣側流速驟降，鼻梁區流速也明顯減小。根據云圖所示，二缸中冷卻液流動速度約為1.2 m/s，而三缸中平均流速僅0.8 m/s 左右，冷卻效果一般；至于第四缸，其冷卻液流動最慢，絕大多數低于0.5 m/s，較第1 缸處的流速下降了75%，冷卻效果差。這種現象是由串聯式水道結構造成的，冷卻水經入口處依次流經各缸，造成各缸之間冷卻效果差異明顯，對發動機整體性能有不利影響。此外，由圖4 可以發現，進排氣測流入的冷卻液在水套鼻梁區處發生對沖，導致流速降低，降低了冷卻性能。

2.2 流動死區分析

圖5 中著色部分皆為流速低于0.5 m/s 的部分，即流動死區，該區域多集中在第四缸的缸壁上及部分排氣管區域附近。流動死區的存在代表著此處水流緩慢，無法起到冷卻效果，嚴重影響冷卻性能，故此區域應是越少越好，是亟待優化的結構部分。

圖5 水套流動死區圖

2.3 換熱系數分析

圖6 所示為水套的換熱系數分布。由于換熱系數與流速成正比，故進水口處的換熱系數最大，達15 000 W/（m2·K）。研究結果表明，水套結構達到冷卻要求的條件是其平均換熱系數超過5 000 W/（m2·K）。對比可知進水口處的冷卻效果十分優良。在排氣口，由于區域內的流體流速較高，整體換熱系數偏大，大部分區域的換熱系數達10 000 W/（m2·K）之上，亦證明該水套滿足排氣口的冷卻強度要求。

圖6 缸體水套換熱系數圖

串聯式水道結構造成各缸冷卻水的流速差距顯著，故各缸間的換熱系數值也有很大區別。由圖6知，一缸處的平均換熱系數超過10 000 W/（m2·K），冷卻性能良好。而四缸處的平均換熱系數在5 000 W/（m2·K）左右，甚至部分區域僅有3000 W/（m2·K），勉強滿足冷卻需求。由此產生的后果是一缸和四缸的溫度差別較大，缸體存在局部變形的風險。對于熱負荷較高的缸蓋鼻梁區，部分區域的換熱系數值相對偏小，可能存在局部冷卻不足的隱患。

2.4 壓力場分析

圖7 較為清楚地展示了水套各部分的壓力分布情況，其中進口處的壓力最大。由于結構設置，大量冷卻水從進口處快速流入一缸水套，致使一缸與進口相接觸區域的壓力猛增，達260 MPa。冷卻水進入水套后，流通面積增大，流速放緩，壓力逐漸減小，并在出水口處達到最小值225 MPa。由于冷卻液經缸體水套流入缸蓋水套，因此前者壓力更大，在245 MPa～265 MPa 間。相較于流速和換熱系數分布，各缸之間的壓力分布較為均勻。盡管第四缸壓力依然最小，但其和一缸壓力的差值不超過15 MPa，差距僅6%，說明串聯式水道結構對壓力分布的影響較小。仿真計算結果顯示總流量為206 L/min，總壓損為40 kPa，故該壓損處于良好水平，水套的冷卻性能符合要求。

圖7 水套壓力圖

3 結論

（1）缸蓋水套部分整體流速均在1 m/s 左右，流動死區較少，且平均換熱系數在10 000 W/（m2·K）以上，擁有較好的冷卻能力；

（2）缸體水套部分平均流速達0.5 m/s，平均換熱系數超過5 000 W/（m2·K），但第四缸缸壁上存在較大面積的流動死區，冷卻效果一般；

（3）缸蓋鼻梁區和火花塞區域附近，平均換熱系數在10 000 W/（m2·K）以上，但該區域的流速普遍偏低，不滿足流速大于1.5m/s 的要求，冷卻效果不佳，有待優化。