基于CFD的某發(fā)動機冷卻水套流場分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

黃 燦，譚禮斌，，袁越錦，王 萍，唐 琳，3

（1.隆鑫通用動力股份有限公司技術(shù)中心，重慶 400039；2.陜西科技大學(xué) 機電工程學(xué)院，西安 710021；3.重慶理工大學(xué) 車輛工程學(xué)院，重慶 400054）

隨著發(fā)動機動力性能的提升，往往對其冷卻系統(tǒng)提出了更高的要求。發(fā)動機在實際運行過程中燃燒室室內(nèi)物料燃燒產(chǎn)生的熱大部分需要冷卻水套的冷卻液流動來進行冷卻，這就導(dǎo)致水套內(nèi)部冷卻液流動的均勻性及流量的合理分配直接對發(fā)動機動力性能有顯著影響［1］。依照發(fā)動機冷卻要求，整個冷卻水套內(nèi)冷卻液平均流速不低于0.5 m/s，缸頭進排氣側(cè)鼻梁區(qū)及排氣道附近區(qū)域的冷卻液流速不低于1 m/s，流動均勻且無流動死區(qū)［2］。冷卻水套的設(shè)計要在保證流動均勻性的同時也要重點照顧高溫區(qū)域的冷卻。因此，采用工程經(jīng)驗設(shè)計或試驗設(shè)計的方法較難獲得合理的冷卻水套結(jié)構(gòu)，且開發(fā)周期較長［3-4］。近年來，隨著試驗研究成本劇增和計算機技術(shù)的飛速發(fā)展，計算流體動力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）分析方法已在發(fā)動機冷卻系統(tǒng)分析方面廣泛應(yīng)用［5-8］。如Chen等［9］利用CFD方法研究了水套進出口不同布置形式下的內(nèi)部流場特性；Fontanesi等［10］分析了某柴油機多缸冷卻水套特性并驗證了冷卻效果，對產(chǎn)品性能評估提供了指導(dǎo)；魏丹等［11］結(jié)合CFD模擬分析進行水套優(yōu)化設(shè)計，在產(chǎn)品概念設(shè)計階段快速尋找中滿足設(shè)計準則的水套樣機模型。由此可見，通過CFD模擬可視化地獲取以往需要大量試驗才能獲得的流動細節(jié)信息，根據(jù)流動細節(jié)信息的捕捉進行針對性地探究及優(yōu)化設(shè)計，可以大幅度地縮短產(chǎn)品研發(fā)周期，降低開發(fā)成本［12-14］。

隨著社會的發(fā)展，具有優(yōu)良動力性能的高功率發(fā)動機備受青睞。在原有發(fā)動機基礎(chǔ)上提升功率的同時會讓發(fā)動機缸體缸頭等承受更高的熱負荷，這樣容易造成冷卻不足，導(dǎo)致搭載該發(fā)動機的摩托車在進行耐久性試驗過程時發(fā)動機氣缸蓋排氣鼻梁區(qū)因冷卻不足產(chǎn)生熱疲勞而開裂的問題，進而產(chǎn)生發(fā)動機拉缸、零部件破裂受損等一系列問題。因此，為避免上述故障問題的發(fā)生，本文以某發(fā)動機冷卻水套為研究對象，采用CFD分析軟件STAR-CCM+11.06對冷卻水套流動特性進行模擬分析，評估原水套結(jié)構(gòu)流場的合理性，并依據(jù)流場模擬結(jié)果進行針對性地結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計，提升冷卻水套流動均勻性，為冷卻水套的設(shè)計優(yōu)化提供仿真數(shù)據(jù)支撐及理論指導(dǎo)。

1 冷卻水套的CFD分析

1.1 物理模型

某摩托車用發(fā)動機缸頭、缸體部分三維模型按照原有樣機采用CATIA 2016軟件按照1∶1等比例繪制而成。將繪制的三維模型以stp格式導(dǎo)出，然后選取STAR-CCM+11.06讀取導(dǎo)出的幾何模型，采用STAR-CCM+軟件中流體計算域體積抽取的功能進行冷卻水套計算流體域的提取，提取完成后的計算域模型如圖1所示。在進行網(wǎng)格劃分前，需要對冷卻水套進行區(qū)域劃分及計算域的賦予。冷卻水套可以劃分為缸體水套、缸墊上水孔（簡稱“缸孔”）、缸頭水套3個子流體域，3個子流體域通過創(chuàng)建interface交界面實現(xiàn)整個冷卻水套流體域的流通；同時定義出冷卻水套入口、出口，便于后續(xù)在網(wǎng)格劃分前進行邊界條件的設(shè)置，最后進行計算域賦予、軟件求解模型選擇及邊界條件設(shè)置，完成計算流體域模型的搭建。采用STAR-CCM+中多面體網(wǎng)格和邊界層網(wǎng)格技術(shù)對冷卻水套計算域進行網(wǎng)格劃分，并針對尺寸較小的區(qū)域（缸墊上水孔）和流動細節(jié)需要重點考察的區(qū)域（排氣側(cè)區(qū)域及“鼻梁”區(qū)）進行局部體網(wǎng)格加密處理，以保證模擬結(jié)果的精確性；同時在冷卻水套近壁面考慮層數(shù)為5層的邊界層網(wǎng)格。為了減小回流產(chǎn)生，在水套進口、出口處進行了100 mm的拉伸層網(wǎng)格處理，網(wǎng)格劃分完成后進行網(wǎng)格平順性及網(wǎng)格質(zhì)量的檢查，最終確定冷卻水套的網(wǎng)格數(shù)量約為400萬。

圖1 冷卻水套計算流體域

圖2 所示為冷卻水套的網(wǎng)格模型及缸墊上水孔截面示意圖。其中缸孔1、2靠近排氣區(qū)域，主要冷卻排氣側(cè)及排氣鼻梁區(qū)；缸孔3、4靠近出口區(qū)域，流經(jīng)該兩缸孔的大部分冷卻液在流向缸頭水套后會直接從水套出口流出；缸孔5、6靠近進氣區(qū)域，主要冷卻進氣側(cè)及進氣鼻梁區(qū)，缸孔7、8位于水套出口遠端，由該兩孔流上缸頭水套頂部的鼻梁區(qū)域，主要對鼻梁區(qū)的冷卻有明顯作用。各缸孔截面的創(chuàng)建是為了監(jiān)測各缸孔流量大小，用以評估缸孔流量分配的合理性。

圖2 冷卻水套網(wǎng)格模型

1.2 數(shù)學(xué)模型

本文選取的冷卻液介質(zhì)為50%的乙二醇和50%的水的混合溶液，假設(shè)冷卻液在整個冷卻水套中的流動為絕熱不可壓縮的黏性湍流流動。流體分析軟件的思想是通過有限體積元方法將流體計算域進行離散化，形成離散的控制體積網(wǎng)格，在每一個獨立的控制體積上進行積分控制，形成相應(yīng)的代數(shù)方程，再通過軟件內(nèi)部迭代計算，最終獲取變量的計算值。本文選用STAR-CCM+中的realizable two-layer k-epsilon的湍流模型，該模型將realizable k-epsilon湍流模型與雙層方法進行了結(jié)合，模型中經(jīng)驗系數(shù)一致，但組合后的模型獲得了all y+壁面處理的靈活性。針對冷卻水套的流動分析，realizable k-epsilon湍流模型比standard k-epsilon增加了與旋轉(zhuǎn)和曲率相關(guān)的內(nèi)容，可以獲取更精確的計算結(jié)果［15］。因此，在采用k-epsilon湍流模型對冷卻水套流場特性進行數(shù)值模擬求解的過程中，在不考慮溫度的情況下，需要求解的控制方程包括流動基本方程（連續(xù)性方程和動量方程）、湍流模型方程（k方程、epsilon方程）和黏性系數(shù)方程［16-19］。后續(xù)中需要對冷卻水套壁面換熱系數(shù)進行校核，因此，數(shù)值模擬求解中也涉及到能量方程的求解。綜上，本文中運用到的數(shù)學(xué)模型方程如下：

1）連續(xù)性方程

2）動量方程（N-S方程）

3）能量方程

式中：ui、uj為平均速度分量（m/s）；xi、xj為坐標分量（m）；p為流體微元體上的壓力（Pa）；μeff為湍流有效黏性系數(shù)（Pa·s）；T是溫度（K）；λ為流體換熱系數(shù)（W/（m2·K））；Cp為流體比熱容（J/（kg·K））；ST是流體內(nèi)熱源和由黏性作用引起流體機械能轉(zhuǎn)變?yōu)闊崮埽↗）。

4）k-ε湍流模型方程

式中：Gk為速度梯度產(chǎn)生的湍動能項；Gb為浮力產(chǎn)生的湍動能項；YM表為脈動擴張項；C1ε、C2ε、C3ε為經(jīng)驗常數(shù)；σk、σε分別為與湍動能k和耗散率相對應(yīng)的Prandtl數(shù)；Sk和Sε為用戶自定義的源項。

數(shù)值模擬計算采用有限體積法將冷卻水套計算流體域劃分為離散的控制體積網(wǎng)格，在每個離散的控制體積網(wǎng)格上積分控制方程，形成計算變量的代數(shù)方程。在模擬計算中，通過軟件內(nèi)部迭代計算求解連續(xù)性方程、動量方程、能量方程及kε湍流模型方程，直到計算變量在某計算值穩(wěn)定后，視為計算收斂，獲取的計算結(jié)果可進行后續(xù)的數(shù)據(jù)提取及分析。

1.3 邊界條件

水套入口邊界條件：質(zhì)量流量入口，質(zhì)量流量采用整車實測的冷卻系統(tǒng)流量換算而得。80℃下冷卻液介質(zhì)屬性為密度1 038.357 7 kg/m3，動力黏度為0.000 98 Pa·s。依據(jù)單位換算，體積流量為15、25、35 L/min時，對應(yīng)的質(zhì)量流量分別為0.259 6、0.432 6、0.605 7 kg/s。

水套出口邊界條件：壓力出口，出口壓力為大氣壓。

壁面邊界條件：壁面采用STAR-CCM+中的Two-layer All Y+Wall Treatment函數(shù)處理，采用無滑移壁面條件［20］。

2 冷卻水套流場CFD模擬結(jié)果

采用文獻［21］的實驗驗證方法，在進行流場對比分析前，對流阻進行了實驗驗證，模擬與仿真誤差基本在10%以內(nèi)，誤差可以接受，表明前期搭建的網(wǎng)格參數(shù)控制策略及CFD計算模型可以獲得較精確的計算結(jié)果。因此，后續(xù)采用該模型對冷卻水套流場特性進行評估，并對流動較差的區(qū)域進行針對性地優(yōu)化設(shè)計。由于換熱系數(shù)（heat transfer coefficient，HTC）分布與流速直接相關(guān)，兩者基本具有相同的分布特征，即流速高，流動均勻性好的區(qū)域，對應(yīng)的換熱系數(shù)大且分布較均勻，而流速低、流動均勻性差或零流速的區(qū)域，對應(yīng)的換熱系數(shù)較小且分布紊亂。一般排氣側(cè)區(qū)域及鼻梁區(qū)熱負荷較高，要求流速大，流動好，因此對應(yīng)的換熱系數(shù)要高，且分布應(yīng)盡可能均勻［5］。因流速分布與換熱系數(shù)分布有共同分布特征，所以本文對冷卻水套流場先僅從流動角度進行評估及針對性地優(yōu)化設(shè)計，最后再進行換熱系數(shù)的校核。

圖3表示不同流量工況下該水套進出口壓降的變化對比，從圖中可以看出：流量增加，冷卻水套進出口的壓力差值增大。15、25、35 L/min流量下對應(yīng)的壓降分別為2.47、7、13.87 kPa。由于不同流量下該發(fā)動冷卻水套流場分布趨勢基本一致，因此在對CFD模擬獲得的流線云圖、速度云圖及截面速度分布等分析中僅選擇35 L/min流量工況進行分析。

圖3 冷卻水套壓降

圖4 ～6分別為整體水套流線、缸體水套流線、缸頭水套流線。冷卻水套的流通性能重點是查看水套內(nèi)部冷卻液流動速度場分布。對于冷卻水套內(nèi)部冷卻液流線速度分布較均勻合理的判定準則為水道流動順暢，無零流速區(qū)域及盡量無渦流死區(qū)，高溫區(qū)域的冷卻液流速較大，低溫區(qū)域的冷卻液流速適中，滿足冷卻水套合理冷卻分布趨勢的速度分布情況為均勻合理的；反之，判定為流動均勻性較差［22］。從圖5中的缸體水套流線分布可以看出：流動順暢，幾乎無零速度區(qū)域，流動性較好，但由于靠近水套出口處的缸孔3、缸孔4流通面積大，較多冷卻液從這流失，導(dǎo)致進入缸孔1、缸孔2附近的冷卻液較少，流速較低，缸體排氣側(cè)區(qū)域冷卻相對較差。因此，缸體水套內(nèi)冷卻液流動較順暢，無流動死區(qū)，分布較均勻，但高、低溫區(qū)域的冷卻液速度分布趨勢不合理，后續(xù)需要重點考慮高溫側(cè)的冷卻。缸頭水套的冷卻液主要是流經(jīng)缸體水套的冷卻液通過缸墊上水孔流入缸頭水套。因此，缸頭水套流場的分布很大程度上由缸墊上水孔決定。缸孔3、4流量較大，造成此處流線呈現(xiàn)出的速度較大，較多冷卻液并未得到利用。缸頭水套排氣側(cè)及鼻梁區(qū)的流速分布一般，可通過缸孔1、缸孔2的流量提升來改善該高溫區(qū)域的流速分布。此外，鼻梁區(qū)尖銳突出部分存在零速度區(qū)域，流動死區(qū)的存在對該區(qū)域的冷卻極其不利。

圖4 整體水套流線

圖5 缸體水套流線

圖6 缸頭水套流線

圖7 為缸頭水套截面位置示意圖，截面1表示下鼻梁區(qū)截面，截面2表示上鼻梁區(qū)截面，截面3表示鼻梁區(qū)中間截面，主要是用來查看鼻梁區(qū)流速分布情況。圖8所示為不同截面的流速分布云圖。從圖中可以看出：進氣側(cè)及進氣鼻梁區(qū)冷卻相對較好，排氣側(cè)及排氣鼻梁區(qū)速度均勻性較差。鼻梁區(qū)尖銳角處流速幾乎為零，不利于該區(qū)域的冷卻。

圖7 缸頭水套截面位置示意圖

圖8 截面速度分布云圖

圖9 各缸孔冷卻液流量分配情況

為了獲取各缸孔冷卻液流量分配的情況，評估流量分配的合理性，對不同流量工況下各缸孔的冷卻液質(zhì)量流量及占比進行了計算及統(tǒng)計，如圖9所示。從圖9中可以看出：各個流量工況想各缸孔的流量分配及流量占比趨勢基本一致。缸孔1、2、7、8靠近水套入口端，其主要作用是冷卻排氣側(cè)及缸頭水套鼻梁高溫區(qū)，然而缸孔1、7、8流量分配很少，缸孔1、2、7、8的總流量占比合計約為40%。缸孔3、4、5、6靠近水套出口端及進氣側(cè)，進氣側(cè)不屬于高溫區(qū)域，冷卻液流量適足即可，而缸孔3、4、5、6的總流量占比約為60%，大部分冷卻液直接從水套出口流出。從流量分配及占比來看，進氣側(cè)冷卻液流量明顯高于排氣側(cè)，表明該冷卻水套缸孔的設(shè)計不合理，需要重新布局優(yōu)化，重新進行流量分配，重點關(guān)注排氣側(cè)及鼻梁區(qū)的冷卻液量。

3 冷卻水套結(jié)構(gòu)優(yōu)化及流場對比

3.1 原因分析及優(yōu)化對策

發(fā)動機冷卻水套的缸孔分布如圖10所示。整個水套共有8個缸孔，其中缸孔1、2、5、6、7、8的形狀及大小一致，面積為86 mm2；缸孔3、4的形狀及大小一致，面積為57 mm2。流經(jīng)缸頭水套的冷卻液將由缸體水套的冷卻液從缸孔流入。缸孔結(jié)構(gòu)是整個冷卻水套中結(jié)構(gòu)最簡單的，但同時也是極其關(guān)鍵的部件。它的布局及尺寸設(shè)置直接影響著缸頭水套各流動支路的流量分配。圖10中缸孔1、缸孔2的流量主要是冷卻缸頭水套的排氣側(cè)，同時兼顧缸體水套的冷卻，應(yīng)保證其有足夠大的流通面積；缸孔7、8遠離冷卻水套的出口端，其流量可設(shè)計用來缸頭水套上鼻梁區(qū)區(qū)域的冷卻，因此這兩個缸孔的面積也應(yīng)盡量大，但不能大于缸孔1、2的流通面積，以免影響最關(guān)鍵缸孔1、2的流量。然而，該冷卻水套并未按照上述原則對缸孔合理布局，導(dǎo)致缸孔流量分配不合理，排氣側(cè)及鼻梁區(qū)區(qū)域的流速較低。圖11表示各缸孔冷卻液流動路徑示意圖，依據(jù)CFD流場分析結(jié)果可看出：缸孔7、8的流量分配較少，缸孔3、4缸孔的流量分配太多，較多的冷卻液流入缸孔3、4后，沿著水套出口段內(nèi)壁邊緣流動后直接從水套出口流出。這兩個缸孔的冷卻液未得到充分利用，造成了資源浪費。缸孔5、6的冷卻液也存在大部分直接從出口流出的現(xiàn)象。因此，在對水套結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計中，缸孔形狀及尺寸大小是改善的一個方向。此外，CFD模擬結(jié)果顯示鼻梁區(qū)尖銳角落處存在速度為零的流動死區(qū)，對冷卻極其不利。因此，去除零流速區(qū)域部分結(jié)構(gòu)或采用局部導(dǎo)流及平滑結(jié)構(gòu)過渡是改善的方向。

圖10 冷卻水套缸孔示意圖

圖11 各缸孔冷卻液流動路徑

由此可見，為使缸頭水套流動均勻性提升，改善高溫區(qū)域冷卻效果，可對缸頭水套局部結(jié)構(gòu)及缸孔進行優(yōu)化，主要優(yōu)化包括：①去除缸頭水套鼻梁區(qū)零流速區(qū)域的結(jié)構(gòu)；②優(yōu)化缸孔形狀及大小，減小分水孔面積或個數(shù)。優(yōu)化后的缸孔分布及缸頭水套結(jié)構(gòu)如圖12所示。具體改進說明如下：1）缸孔形狀及大小：保留缸孔1、2、8的大小及形狀不變，改變缸孔3、4的形狀及面積（缸孔3面積從57 mm2減小到20 mm2，形狀由條形孔變?yōu)閳A柱形孔，缸孔4面積從57 mm2減小到7 mm2，形狀由條形孔變?yōu)閳A柱形孔），缸孔5做去掉處理，缸孔6、7保持條形孔形狀，面積都從86 mm2減小到44 mm2。目的是為了讓更多的冷卻液從缸孔1、2、7、8這4個缸孔流入，對缸頭水套排氣側(cè)及鼻梁區(qū)進行充分冷卻。2）對缸頭水套上鼻梁區(qū)尖銳突出部分做切割處理，目的是減小流動死區(qū)；3）對缸頭水套缸孔分水孔2的對接處做開槽處理，進行分流。

圖12 冷卻水套優(yōu)化方案

3.2 優(yōu)化效果對比

3.2.1 缸孔流量分配對比

圖13為優(yōu)化前后水套缸孔冷卻液流量直方圖（35 L/min流量工況）。

圖13 缸孔冷卻液流量直方圖

從圖13中可以看出：優(yōu)化后缸孔流量得到了重新分配。缸孔1和缸孔2兩個上水孔的冷卻液流入缸頭水套，主要是冷卻排氣側(cè)及排氣鼻梁區(qū)，優(yōu)化后該兩個上水孔流量明顯提升，有利于高溫區(qū)域的冷卻；同理，缸孔7、8的流量明顯增大，表明通過這兩個缸孔流入缸頭水套后流經(jīng)頂部鼻梁區(qū)域的冷卻液流量增大，對散熱冷卻有明顯提升作用。缸孔3、4流量減小，必然會造成其附近區(qū)域流速降低，但這些區(qū)域不是重點關(guān)注區(qū)域，不會影響整體的散熱冷卻效果。

3.2.2 冷卻水套流速對比

冷卻水套內(nèi)部冷卻液流動速度的大小對水套冷卻性能影響很大，流速大則冷卻性能較好，流速慢則冷卻性能差。缸頭水套排氣側(cè)和燃燒室鼻梁區(qū)域都是高溫區(qū)域，因此流經(jīng)這些區(qū)域的冷卻液一定要確保有較大的流速［23］。因此，優(yōu)化前后冷卻水套流速的對比可以很好地評估水套優(yōu)化設(shè)計方案的合理性。圖14為優(yōu)化前后冷卻水套速度流線對比圖（35 L/min流量工況）。從圖中可以看出：排氣側(cè)及鼻梁區(qū)區(qū)域的速度明顯增加，進氣側(cè)附近的局部區(qū)域存在流速略有減小的現(xiàn)象，會導(dǎo)致該處區(qū)域的冷卻略有下降，但此處并不是高溫區(qū)域，輕微減小可以接受。保證高溫區(qū)域散熱，低溫區(qū)域冷卻液流速略降低是水套整體冷卻更加趨于合理的趨勢［24-25］。優(yōu)化后的冷卻水套在入口流量35、25、15 L/min時整個進排氣鼻梁區(qū)的表面平均流速分別為1.55、1.27、1.09 m/s，其中排氣側(cè)區(qū)域的表面平均速度分別為1.3、1.2、1 m/s。發(fā)動機搭載整車運行時，轉(zhuǎn)速越大產(chǎn)生的熱負荷越高，冷卻系統(tǒng)流量越大。高轉(zhuǎn)速時35 L/min的流量下高溫區(qū)域整體平均流速大于1.5 m/s，可以達到較好冷卻效果?？偟膩碚f，優(yōu)化后冷卻水套內(nèi)部冷卻液流動均勻性更好，更有利于發(fā)動機動力性能提升后的機體散熱冷卻。

圖15為優(yōu)化前后水套不同截面速度分布云圖（35 L/min流量工況）。從圖中可以看出：缸頭水套上鼻梁區(qū)處的流速增加明顯，零速度區(qū)域也得到明顯改善，表明缸頭水套的鼻梁區(qū)尖銳突出端削平處理、缸孔布置優(yōu)化及部分缸孔開槽分流的綜合優(yōu)化方案是有效的。從水套環(huán)形截面速度可以看出：優(yōu)化后的缸體水套流速也略有提升，表明改變缸孔布局及修整缸頭水套結(jié)構(gòu)后整體水套的流動都有明顯改善。

鼻梁區(qū)尖銳處削平處理后光滑過渡，在制造工藝性及強度上基本滿足要求；減小流動死區(qū)的另一種方法就是在鼻梁尖銳區(qū)域做開槽導(dǎo)流處理，若想達到鼻梁削平處理的效果，開槽深度務(wù)必要保證，這樣會導(dǎo)致該處強度不夠，因此鼻梁削平處理是減小速度死區(qū)的相對較優(yōu)方案。缸孔2分流口開槽深度較淺，后期可在此分流原則基礎(chǔ)上根據(jù)實際制造工藝對分流口位置和偏向角度等具體細節(jié)進行局部調(diào)整，主要起分流作用，不會對強度及制造工藝產(chǎn)生較大的影響。

圖14 冷卻水套速度流線分布云圖

圖15 水套不同截面速度分布云圖

3.2.3 冷卻水套壓損對比

圖16為優(yōu)化前后冷卻水套壓損直方圖。壓力損失主要發(fā)生在水套出入口處及缸墊分水孔處。優(yōu)化后的水套壓降略有增大，35 L/min流量工況下優(yōu)化前的冷卻水套壓損約為13.87 kPa，優(yōu)化后的冷卻水套壓損約為15.81 kPa，壓降增加了約2 kPa，約，增比約為14%。在缸孔布置上，優(yōu)化前的水套在缸孔3、4有較多的冷卻液直接從水套出口端直接流出，流動路徑短，在缸墊處產(chǎn)生的壓損相對較小。優(yōu)化設(shè)計的水套對缸孔形狀及大小進行了重新布置，優(yōu)化了各缸孔流量分配，由于節(jié)流作用，直接從水套出口端流走的冷卻液明顯減少，從而引起了缸墊處壓損的增加?？偟膩碚f，相對于35 L/min的入口流量，整體壓降增加2 kPa，后期搭載整個發(fā)動機冷卻系統(tǒng)，冷卻系統(tǒng)的流量減幅不大，優(yōu)化后冷卻水套的壓力損失在可接受范圍，表明優(yōu)化后的冷卻水套滿足冷卻性能提升的要求。后期搭載發(fā)動機系統(tǒng)后，冷卻系統(tǒng)流量降低，可通過一維冷卻系統(tǒng)匹配，提升整個冷卻系統(tǒng)循環(huán)流量，保證全系統(tǒng)流量分配的合理性，確保發(fā)動機正常運轉(zhuǎn)時的散熱性能［26］。

3.2.4 冷卻水套換熱系數(shù)對比

為驗證優(yōu)化前后優(yōu)化效果，缸頭水套壁面設(shè)置120℃，缸墊上水孔壁面溫度設(shè)置110℃，缸體水套壁面設(shè)置為100℃，查看各流量工況下水套優(yōu)化前后的換熱系數(shù)分布。圖17所示為水套優(yōu)化前后的換熱系數(shù)。從圖中可以看出：優(yōu)化前的水套在15、25、35 L/min 3個流量工況下的換熱系數(shù)分布都只有少部分區(qū)域達到了5 000 W/（m2·K）。工程上對于冷卻水套設(shè)計一般要求換熱系數(shù)分布要保證均勻分布，且熱負荷較高區(qū)域的換熱系數(shù)需保持在5 000 W/（m2·K）以上［5］。優(yōu)化后的水套在15、25、35 L/min 3個流量工況下基本滿足上述要求。圖18表示水套壁面平均換熱系數(shù)，優(yōu)化后水套壁面平均換熱系數(shù)提升非常明顯，表明該優(yōu)化方案是有效的，可為冷卻水套的優(yōu)化設(shè)計提供理論參考和仿真數(shù)據(jù)支撐。

圖17 冷卻水套換熱系數(shù)示意圖

圖18 水套壁面平均換熱系數(shù)直方圖

4 結(jié)論

1）原冷卻水套的整體流動均勻性較差，各缸孔大小設(shè)計的缺陷導(dǎo)致各缸孔流量分配不合理，排氣側(cè)及鼻梁區(qū)等高溫區(qū)域流速較低，不利于高溫區(qū)域的冷卻；

2）通過缸頭水套的局部微調(diào)和缸孔形狀及大小的調(diào)整，優(yōu)化后的冷卻水套流場得到了明顯的改善，高溫區(qū)域在各流量工況下都有明顯提升。換熱系數(shù)校核結(jié)果顯示：優(yōu)化后冷卻水套高溫區(qū)域的換熱系數(shù)達到5 000 W/（m2·K）以上，滿足設(shè)計要求。優(yōu)化后的冷卻水套高溫區(qū)域可以達到較好的冷卻效果。

3）冷卻水套結(jié)構(gòu)改進方案及數(shù)值模擬結(jié)果可為水套結(jié)構(gòu)設(shè)計提供仿真數(shù)據(jù)支撐。