基于CFD的某发动机冷却水套流场分析及结构优化

2021-06-10谭礼斌袁越锦

重庆理工大学学报(自然科学) 2021年5期

黄灿，谭礼斌，，袁越锦，王萍，唐琳，3

（1.隆鑫通用动力股份有限公司技术中心，重庆 400039；2.陕西科技大学机电工程学院，西安 710021；3.重庆理工大学车辆工程学院，重庆 400054）

随着发动机动力性能的提升，往往对其冷却系统提出了更高的要求。发动机在实际运行过程中燃烧室室内物料燃烧产生的热大部分需要冷却水套的冷却液流动来进行冷却，这就导致水套内部冷却液流动的均匀性及流量的合理分配直接对发动机动力性能有显著影响［1］。依照发动机冷却要求，整个冷却水套内冷却液平均流速不低于0.5 m/s，缸头进排气侧鼻梁区及排气道附近区域的冷却液流速不低于1 m/s，流动均匀且无流动死区［2］。冷却水套的设计要在保证流动均匀性的同时也要重点照顾高温区域的冷却。因此，采用工程经验设计或试验设计的方法较难获得合理的冷却水套结构，且开发周期较长［3-4］。近年来，随着试验研究成本剧增和计算机技术的飞速发展，计算流体动力学（computational fluid dynamics，CFD）分析方法已在发动机冷却系统分析方面广泛应用［5-8］。如Chen等［9］利用CFD方法研究了水套进出口不同布置形式下的内部流场特性；Fontanesi等［10］分析了某柴油机多缸冷却水套特性并验证了冷却效果，对产品性能评估提供了指导；魏丹等［11］结合CFD模拟分析进行水套优化设计，在产品概念设计阶段快速寻找中满足设计准则的水套样机模型。由此可见，通过CFD模拟可视化地获取以往需要大量试验才能获得的流动细节信息，根据流动细节信息的捕捉进行针对性地探究及优化设计，可以大幅度地缩短产品研发周期，降低开发成本［12-14］。

随着社会的发展，具有优良动力性能的高功率发动机备受青睐。在原有发动机基础上提升功率的同时会让发动机缸体缸头等承受更高的热负荷，这样容易造成冷却不足，导致搭载该发动机的摩托车在进行耐久性试验过程时发动机气缸盖排气鼻梁区因冷却不足产生热疲劳而开裂的问题，进而产生发动机拉缸、零部件破裂受损等一系列问题。因此，为避免上述故障问题的发生，本文以某发动机冷却水套为研究对象，采用CFD分析软件STAR-CCM+11.06对冷却水套流动特性进行模拟分析，评估原水套结构流场的合理性，并依据流场模拟结果进行针对性地结构优化设计，提升冷却水套流动均匀性，为冷却水套的设计优化提供仿真数据支撑及理论指导。

1 冷却水套的CFD分析

1.1 物理模型

某摩托车用发动机缸头、缸体部分三维模型按照原有样机采用CATIA 2016软件按照1∶1等比例绘制而成。将绘制的三维模型以stp格式导出，然后选取STAR-CCM+11.06读取导出的几何模型，采用STAR-CCM+软件中流体计算域体积抽取的功能进行冷却水套计算流体域的提取，提取完成后的计算域模型如图1所示。在进行网格划分前，需要对冷却水套进行区域划分及计算域的赋予。冷却水套可以划分为缸体水套、缸垫上水孔（简称“缸孔”）、缸头水套3个子流体域，3个子流体域通过创建interface交界面实现整个冷却水套流体域的流通；同时定义出冷却水套入口、出口，便于后续在网格划分前进行边界条件的设置，最后进行计算域赋予、软件求解模型选择及边界条件设置，完成计算流体域模型的搭建。采用STAR-CCM+中多面体网格和边界层网格技术对冷却水套计算域进行网格划分，并针对尺寸较小的区域（缸垫上水孔）和流动细节需要重点考察的区域（排气侧区域及“鼻梁”区）进行局部体网格加密处理，以保证模拟结果的精确性；同时在冷却水套近壁面考虑层数为5层的边界层网格。为了减小回流产生，在水套进口、出口处进行了100 mm的拉伸层网格处理，网格划分完成后进行网格平顺性及网格质量的检查，最终确定冷却水套的网格数量约为400万。

图1 冷却水套计算流体域

图2 所示为冷却水套的网格模型及缸垫上水孔截面示意图。其中缸孔1、2靠近排气区域，主要冷却排气侧及排气鼻梁区；缸孔3、4靠近出口区域，流经该两缸孔的大部分冷却液在流向缸头水套后会直接从水套出口流出；缸孔5、6靠近进气区域，主要冷却进气侧及进气鼻梁区，缸孔7、8位于水套出口远端，由该两孔流上缸头水套顶部的鼻梁区域，主要对鼻梁区的冷却有明显作用。各缸孔截面的创建是为了监测各缸孔流量大小，用以评估缸孔流量分配的合理性。

图2 冷却水套网格模型

1.2 数学模型

本文选取的冷却液介质为50%的乙二醇和50%的水的混合溶液，假设冷却液在整个冷却水套中的流动为绝热不可压缩的黏性湍流流动。流体分析软件的思想是通过有限体积元方法将流体计算域进行离散化，形成离散的控制体积网格，在每一个独立的控制体积上进行积分控制，形成相应的代数方程，再通过软件内部迭代计算，最终获取变量的计算值。本文选用STAR-CCM+中的realizable two-layer k-epsilon的湍流模型，该模型将realizable k-epsilon湍流模型与双层方法进行了结合，模型中经验系数一致，但组合后的模型获得了all y+壁面处理的灵活性。针对冷却水套的流动分析，realizable k-epsilon湍流模型比standard k-epsilon增加了与旋转和曲率相关的内容，可以获取更精确的计算结果［15］。因此，在采用k-epsilon湍流模型对冷却水套流场特性进行数值模拟求解的过程中，在不考虑温度的情况下，需要求解的控制方程包括流动基本方程（连续性方程和动量方程）、湍流模型方程（k方程、epsilon方程）和黏性系数方程［16-19］。后续中需要对冷却水套壁面换热系数进行校核，因此，数值模拟求解中也涉及到能量方程的求解。综上，本文中运用到的数学模型方程如下：

1）连续性方程

2）动量方程（N-S方程）

3）能量方程

式中：ui、uj为平均速度分量（m/s）；xi、xj为坐标分量（m）；p为流体微元体上的压力（Pa）；μeff为湍流有效黏性系数（Pa·s）；T是温度（K）；λ为流体换热系数（W/（m2·K））；Cp为流体比热容（J/（kg·K））；ST是流体内热源和由黏性作用引起流体机械能转变为热能（J）。

4）k-ε湍流模型方程

式中：Gk为速度梯度产生的湍动能项；Gb为浮力产生的湍动能项；YM表为脉动扩张项；C1ε、C2ε、C3ε为经验常数；σk、σε分别为与湍动能k和耗散率相对应的Prandtl数；Sk和Sε为用户自定义的源项。

数值模拟计算采用有限体积法将冷却水套计算流体域划分为离散的控制体积网格，在每个离散的控制体积网格上积分控制方程，形成计算变量的代数方程。在模拟计算中，通过软件内部迭代计算求解连续性方程、动量方程、能量方程及kε湍流模型方程，直到计算变量在某计算值稳定后，视为计算收敛，获取的计算结果可进行后续的数据提取及分析。

1.3 边界条件

水套入口边界条件：质量流量入口，质量流量采用整车实测的冷却系统流量换算而得。80℃下冷却液介质属性为密度1 038.357 7 kg/m3，动力黏度为0.000 98 Pa·s。依据单位换算，体积流量为15、25、35 L/min时，对应的质量流量分别为0.259 6、0.432 6、0.605 7 kg/s。

水套出口边界条件：压力出口，出口压力为大气压。

壁面边界条件：壁面采用STAR-CCM+中的Two-layer All Y+Wall Treatment函数处理，采用无滑移壁面条件［20］。

2 冷却水套流场CFD模拟结果

采用文献［21］的实验验证方法，在进行流场对比分析前，对流阻进行了实验验证，模拟与仿真误差基本在10%以内，误差可以接受，表明前期搭建的网格参数控制策略及CFD计算模型可以获得较精确的计算结果。因此，后续采用该模型对冷却水套流场特性进行评估，并对流动较差的区域进行针对性地优化设计。由于换热系数（heat transfer coefficient，HTC）分布与流速直接相关，两者基本具有相同的分布特征，即流速高，流动均匀性好的区域，对应的换热系数大且分布较均匀，而流速低、流动均匀性差或零流速的区域，对应的换热系数较小且分布紊乱。一般排气侧区域及鼻梁区热负荷较高，要求流速大，流动好，因此对应的换热系数要高，且分布应尽可能均匀［5］。因流速分布与换热系数分布有共同分布特征，所以本文对冷却水套流场先仅从流动角度进行评估及针对性地优化设计，最后再进行换热系数的校核。

图3表示不同流量工况下该水套进出口压降的变化对比，从图中可以看出：流量增加，冷却水套进出口的压力差值增大。15、25、35 L/min流量下对应的压降分别为2.47、7、13.87 kPa。由于不同流量下该发动冷却水套流场分布趋势基本一致，因此在对CFD模拟获得的流线云图、速度云图及截面速度分布等分析中仅选择35 L/min流量工况进行分析。

图3 冷却水套压降

图4 ～6分别为整体水套流线、缸体水套流线、缸头水套流线。冷却水套的流通性能重点是查看水套内部冷却液流动速度场分布。对于冷却水套内部冷却液流线速度分布较均匀合理的判定准则为水道流动顺畅，无零流速区域及尽量无涡流死区，高温区域的冷却液流速较大，低温区域的冷却液流速适中，满足冷却水套合理冷却分布趋势的速度分布情况为均匀合理的；反之，判定为流动均匀性较差［22］。从图5中的缸体水套流线分布可以看出：流动顺畅，几乎无零速度区域，流动性较好，但由于靠近水套出口处的缸孔3、缸孔4流通面积大，较多冷却液从这流失，导致进入缸孔1、缸孔2附近的冷却液较少，流速较低，缸体排气侧区域冷却相对较差。因此，缸体水套内冷却液流动较顺畅，无流动死区，分布较均匀，但高、低温区域的冷却液速度分布趋势不合理，后续需要重点考虑高温侧的冷却。缸头水套的冷却液主要是流经缸体水套的冷却液通过缸垫上水孔流入缸头水套。因此，缸头水套流场的分布很大程度上由缸垫上水孔决定。缸孔3、4流量较大，造成此处流线呈现出的速度较大，较多冷却液并未得到利用。缸头水套排气侧及鼻梁区的流速分布一般，可通过缸孔1、缸孔2的流量提升来改善该高温区域的流速分布。此外，鼻梁区尖锐突出部分存在零速度区域，流动死区的存在对该区域的冷却极其不利。

图4 整体水套流线

图5 缸体水套流线

图6 缸头水套流线

图7 为缸头水套截面位置示意图，截面1表示下鼻梁区截面，截面2表示上鼻梁区截面，截面3表示鼻梁区中间截面，主要是用来查看鼻梁区流速分布情况。图8所示为不同截面的流速分布云图。从图中可以看出：进气侧及进气鼻梁区冷却相对较好，排气侧及排气鼻梁区速度均匀性较差。鼻梁区尖锐角处流速几乎为零，不利于该区域的冷却。

图7 缸头水套截面位置示意图

图8 截面速度分布云图

图9 各缸孔冷却液流量分配情况

为了获取各缸孔冷却液流量分配的情况，评估流量分配的合理性，对不同流量工况下各缸孔的冷却液质量流量及占比进行了计算及统计，如图9所示。从图9中可以看出：各个流量工况想各缸孔的流量分配及流量占比趋势基本一致。缸孔1、2、7、8靠近水套入口端，其主要作用是冷却排气侧及缸头水套鼻梁高温区，然而缸孔1、7、8流量分配很少，缸孔1、2、7、8的总流量占比合计约为40%。缸孔3、4、5、6靠近水套出口端及进气侧，进气侧不属于高温区域，冷却液流量适足即可，而缸孔3、4、5、6的总流量占比约为60%，大部分冷却液直接从水套出口流出。从流量分配及占比来看，进气侧冷却液流量明显高于排气侧，表明该冷却水套缸孔的设计不合理，需要重新布局优化，重新进行流量分配，重点关注排气侧及鼻梁区的冷却液量。

3 冷却水套结构优化及流场对比

3.1 原因分析及优化对策

发动机冷却水套的缸孔分布如图10所示。整个水套共有8个缸孔，其中缸孔1、2、5、6、7、8的形状及大小一致，面积为86 mm2；缸孔3、4的形状及大小一致，面积为57 mm2。流经缸头水套的冷却液将由缸体水套的冷却液从缸孔流入。缸孔结构是整个冷却水套中结构最简单的，但同时也是极其关键的部件。它的布局及尺寸设置直接影响着缸头水套各流动支路的流量分配。图10中缸孔1、缸孔2的流量主要是冷却缸头水套的排气侧，同时兼顾缸体水套的冷却，应保证其有足够大的流通面积；缸孔7、8远离冷却水套的出口端，其流量可设计用来缸头水套上鼻梁区区域的冷却，因此这两个缸孔的面积也应尽量大，但不能大于缸孔1、2的流通面积，以免影响最关键缸孔1、2的流量。然而，该冷却水套并未按照上述原则对缸孔合理布局，导致缸孔流量分配不合理，排气侧及鼻梁区区域的流速较低。图11表示各缸孔冷却液流动路径示意图，依据CFD流场分析结果可看出：缸孔7、8的流量分配较少，缸孔3、4缸孔的流量分配太多，较多的冷却液流入缸孔3、4后，沿着水套出口段内壁边缘流动后直接从水套出口流出。这两个缸孔的冷却液未得到充分利用，造成了资源浪费。缸孔5、6的冷却液也存在大部分直接从出口流出的现象。因此，在对水套结构的优化设计中，缸孔形状及尺寸大小是改善的一个方向。此外，CFD模拟结果显示鼻梁区尖锐角落处存在速度为零的流动死区，对冷却极其不利。因此，去除零流速区域部分结构或采用局部导流及平滑结构过渡是改善的方向。

图10 冷却水套缸孔示意图

图11 各缸孔冷却液流动路径

由此可见，为使缸头水套流动均匀性提升，改善高温区域冷却效果，可对缸头水套局部结构及缸孔进行优化，主要优化包括：①去除缸头水套鼻梁区零流速区域的结构；②优化缸孔形状及大小，减小分水孔面积或个数。优化后的缸孔分布及缸头水套结构如图12所示。具体改进说明如下：1）缸孔形状及大小：保留缸孔1、2、8的大小及形状不变，改变缸孔3、4的形状及面积（缸孔3面积从57 mm2减小到20 mm2，形状由条形孔变为圆柱形孔，缸孔4面积从57 mm2减小到7 mm2，形状由条形孔变为圆柱形孔），缸孔5做去掉处理，缸孔6、7保持条形孔形状，面积都从86 mm2减小到44 mm2。目的是为了让更多的冷却液从缸孔1、2、7、8这4个缸孔流入，对缸头水套排气侧及鼻梁区进行充分冷却。2）对缸头水套上鼻梁区尖锐突出部分做切割处理，目的是减小流动死区；3）对缸头水套缸孔分水孔2的对接处做开槽处理，进行分流。

图12 冷却水套优化方案

3.2 优化效果对比

3.2.1 缸孔流量分配对比

图13为优化前后水套缸孔冷却液流量直方图（35 L/min流量工况）。

图13 缸孔冷却液流量直方图

从图13中可以看出：优化后缸孔流量得到了重新分配。缸孔1和缸孔2两个上水孔的冷却液流入缸头水套，主要是冷却排气侧及排气鼻梁区，优化后该两个上水孔流量明显提升，有利于高温区域的冷却；同理，缸孔7、8的流量明显增大，表明通过这两个缸孔流入缸头水套后流经顶部鼻梁区域的冷却液流量增大，对散热冷却有明显提升作用。缸孔3、4流量减小，必然会造成其附近区域流速降低，但这些区域不是重点关注区域，不会影响整体的散热冷却效果。

3.2.2 冷却水套流速对比

冷却水套内部冷却液流动速度的大小对水套冷却性能影响很大，流速大则冷却性能较好，流速慢则冷却性能差。缸头水套排气侧和燃烧室鼻梁区域都是高温区域，因此流经这些区域的冷却液一定要确保有较大的流速［23］。因此，优化前后冷却水套流速的对比可以很好地评估水套优化设计方案的合理性。图14为优化前后冷却水套速度流线对比图（35 L/min流量工况）。从图中可以看出：排气侧及鼻梁区区域的速度明显增加，进气侧附近的局部区域存在流速略有减小的现象，会导致该处区域的冷却略有下降，但此处并不是高温区域，轻微减小可以接受。保证高温区域散热，低温区域冷却液流速略降低是水套整体冷却更加趋于合理的趋势［24-25］。优化后的冷却水套在入口流量35、25、15 L/min时整个进排气鼻梁区的表面平均流速分别为1.55、1.27、1.09 m/s，其中排气侧区域的表面平均速度分别为1.3、1.2、1 m/s。发动机搭载整车运行时，转速越大产生的热负荷越高，冷却系统流量越大。高转速时35 L/min的流量下高温区域整体平均流速大于1.5 m/s，可以达到较好冷却效果。总的来说，优化后冷却水套内部冷却液流动均匀性更好，更有利于发动机动力性能提升后的机体散热冷却。

图15为优化前后水套不同截面速度分布云图（35 L/min流量工况）。从图中可以看出：缸头水套上鼻梁区处的流速增加明显，零速度区域也得到明显改善，表明缸头水套的鼻梁区尖锐突出端削平处理、缸孔布置优化及部分缸孔开槽分流的综合优化方案是有效的。从水套环形截面速度可以看出：优化后的缸体水套流速也略有提升，表明改变缸孔布局及修整缸头水套结构后整体水套的流动都有明显改善。

鼻梁区尖锐处削平处理后光滑过渡，在制造工艺性及强度上基本满足要求；减小流动死区的另一种方法就是在鼻梁尖锐区域做开槽导流处理，若想达到鼻梁削平处理的效果，开槽深度务必要保证，这样会导致该处强度不够，因此鼻梁削平处理是减小速度死区的相对较优方案。缸孔2分流口开槽深度较浅，后期可在此分流原则基础上根据实际制造工艺对分流口位置和偏向角度等具体细节进行局部调整，主要起分流作用，不会对强度及制造工艺产生较大的影响。

图14 冷却水套速度流线分布云图

图15 水套不同截面速度分布云图

3.2.3 冷却水套压损对比

图16为优化前后冷却水套压损直方图。压力损失主要发生在水套出入口处及缸垫分水孔处。优化后的水套压降略有增大，35 L/min流量工况下优化前的冷却水套压损约为13.87 kPa，优化后的冷却水套压损约为15.81 kPa，压降增加了约2 kPa，约，增比约为14%。在缸孔布置上，优化前的水套在缸孔3、4有较多的冷却液直接从水套出口端直接流出，流动路径短，在缸垫处产生的压损相对较小。优化设计的水套对缸孔形状及大小进行了重新布置，优化了各缸孔流量分配，由于节流作用，直接从水套出口端流走的冷却液明显减少，从而引起了缸垫处压损的增加。总的来说，相对于35 L/min的入口流量，整体压降增加2 kPa，后期搭载整个发动机冷却系统，冷却系统的流量减幅不大，优化后冷却水套的压力损失在可接受范围，表明优化后的冷却水套满足冷却性能提升的要求。后期搭载发动机系统后，冷却系统流量降低，可通过一维冷却系统匹配，提升整个冷却系统循环流量，保证全系统流量分配的合理性，确保发动机正常运转时的散热性能［26］。

3.2.4 冷却水套换热系数对比

为验证优化前后优化效果，缸头水套壁面设置120℃，缸垫上水孔壁面温度设置110℃，缸体水套壁面设置为100℃，查看各流量工况下水套优化前后的换热系数分布。图17所示为水套优化前后的换热系数。从图中可以看出：优化前的水套在15、25、35 L/min 3个流量工况下的换热系数分布都只有少部分区域达到了5 000 W/（m2·K）。工程上对于冷却水套设计一般要求换热系数分布要保证均匀分布，且热负荷较高区域的换热系数需保持在5 000 W/（m2·K）以上［5］。优化后的水套在15、25、35 L/min 3个流量工况下基本满足上述要求。图18表示水套壁面平均换热系数，优化后水套壁面平均换热系数提升非常明显，表明该优化方案是有效的，可为冷却水套的优化设计提供理论参考和仿真数据支撑。