車用柴油機(jī)缸蓋冷卻水腔的CFD分析_圖文

1、 收稿日期 :2005207225; 修回日期 :2005211202作者簡(jiǎn)介 :張 強(qiáng) (1973, 男 , 山東省青州市人 , 在讀博士 , 主要研究方向?yàn)閮?nèi)燃機(jī)設(shè)計(jì)及燃燒過程研究 . 車用柴油機(jī)缸蓋冷卻水腔的 CFD 分析張 強(qiáng) 1, 李 娜 2, 王志明 1(1. 山東大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院 , 山東 濟(jì)南 250061; 2. 濟(jì)南大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 , 山東 濟(jì)南 250022 摘要 :對(duì) WD615普及型歐 排放柴油機(jī)的冷卻水腔進(jìn)行了 CFD 模擬 , 對(duì)冷卻水腔的整體流動(dòng)均勻性和整機(jī) 壓力損失進(jìn)行了分析評(píng)估 , 并對(duì)缸蓋火力面 、 噴油器安裝孔和排氣道周圍冷卻水腔的冷卻液流速和換

2、熱系數(shù)進(jìn)行 了詳細(xì)分析 。 模擬計(jì)算結(jié)果表明 , 冷卻水腔的流動(dòng)均勻性和壓力損失可以滿足歐 ; 流經(jīng)火 力面和排氣道周圍水腔的冷卻液流量分配合理 ; 缸蓋火力面 、 。 關(guān)鍵詞 :柴油機(jī) ; 氣缸蓋 ; 冷卻水腔 ; CFD中圖分類號(hào) :T K424. 2 :0620059204 , 受力大而不均勻 , 各部分的溫度分布也很不均勻 , 由于氣缸蓋承受的機(jī)械 應(yīng)力和熱應(yīng)力都很大 , 容易出現(xiàn)火力面開裂 ; 此外 , 噴油器的正常工作也必須有充分合理的冷卻來保 證 。 因此 , 對(duì)缸蓋的冷卻 , 特別是對(duì)火力面的 “鼻梁 區(qū)” 等熱負(fù)荷較高的區(qū)域進(jìn)行有效充分地冷卻是缸 蓋可靠性的關(guān)鍵所在 122。

3、缸蓋設(shè)計(jì)的一個(gè)非常重 要的方面是對(duì)冷卻水腔結(jié)構(gòu)的合理設(shè)計(jì) 。本研究在歐 排放 WD615柴油機(jī)的基礎(chǔ)上開 發(fā)普及型歐 排放柴油機(jī) 。為達(dá)到歐 排放標(biāo)準(zhǔn) , 柴油機(jī)的供油系統(tǒng)采用 BOSCH 高壓共軌電控噴油 系統(tǒng) , 配氣系統(tǒng)由原來歐 II 排放柴油機(jī) 2氣門結(jié)構(gòu) 改為 4氣門結(jié)構(gòu) , 燃燒室結(jié)構(gòu)也做出相應(yīng)改動(dòng) 。因 此 , 需要對(duì)氣缸蓋的結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì) ; 在缸蓋改進(jìn) 過程中必須對(duì)缸蓋冷卻水腔進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì) 。 為滿足 歐 排放標(biāo)準(zhǔn) , 冷卻水腔應(yīng)在保證每缸冷卻需要的 前提下 , 各缸的冷卻強(qiáng)度應(yīng)盡可能均勻 , 以保證所標(biāo) 定的噴油規(guī)律在每缸都具有良好的適用性 ; 由于共 軌噴射系統(tǒng)的體積較

4、大 , 散熱困難 , 除保證缸蓋火力 面的 “ 鼻梁區(qū)” 和排氣道周圍水域充分冷卻外 , 還必 須保證噴油器安裝孔周圍區(qū)域的冷卻強(qiáng)度 ; 設(shè)計(jì)方 案應(yīng)盡可能減小冷卻水腔的壓力損失 。1 幾何建模和計(jì)算網(wǎng)格的劃分WD615普及型歐 柴油機(jī)冷卻水腔的計(jì)算區(qū)域是從機(jī)體冷卻水腔入口至缸蓋出水總管出口 。 冷 卻液從機(jī)體水腔入口流經(jīng)機(jī)油冷卻器 , 然后流入給水腔 ; 之后從給水腔到機(jī)體水腔入口 , 再經(jīng)過機(jī)體水 腔上水孔到缸蓋水腔 ; 最后經(jīng)缸蓋水腔出口流出 , 進(jìn) 入出水總管后流向節(jié)溫器 。 為保證計(jì)算結(jié)果的真實(shí) 性和可靠性 , 未對(duì)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化 , 按水腔的實(shí)際尺寸 建立幾何模型 。本研究將建立的幾

5、何模型通過數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換文件輸 入 FIRE 軟件中 , 利用 FIRE 軟件的前處理模 塊 fame 對(duì)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分 。為提高計(jì)算精度 并節(jié)約計(jì)算時(shí)間 , 采用混合網(wǎng)格劃分方法 , 即網(wǎng)格的 主體采用 6面體網(wǎng)格 , 網(wǎng)格過渡處采用 4面體網(wǎng) 格 3。 為準(zhǔn)確模擬壁面處的換熱系數(shù) , 對(duì)表面層網(wǎng) 格進(jìn)行了細(xì)化 , 所劃分網(wǎng)格的總數(shù)量為 150萬左右 。 圖 1為所建立的冷卻水腔流動(dòng)區(qū)域計(jì)算網(wǎng)格 。圖 1流動(dòng)區(qū)域計(jì)算網(wǎng)格劃分2 數(shù)學(xué)模型和邊界條件2. 1 數(shù)學(xué)模型計(jì)算中將冷卻水腔內(nèi)冷卻水的流動(dòng)視為三維穩(wěn)態(tài)黏性不可壓縮流體的湍流流動(dòng) , 考慮了液體內(nèi)部第 6期 (總第 160期 2005年 1

6、2月 車 用 發(fā) 動(dòng) 機(jī) V EHICL E EN GIN E No. 6(Serial No. 160Dec. 2005的傳熱和液體與壁面之間的換熱現(xiàn)象 。 數(shù)學(xué)模型主 要包括質(zhì)量 、 動(dòng)量 、 能量守衡方程 、 連續(xù)性方程 、 湍流 子模型和壁面熱傳遞模型 。 利用微分方程直接求解 湍流流場(chǎng)目前還難以實(shí)現(xiàn) , 工程上常用時(shí)均法求解 平穩(wěn)的湍流流動(dòng) 。由于脈動(dòng)值的出現(xiàn) , 使方程中的 未知數(shù)多于方程數(shù) , 方程組不能封閉 , 因此引入關(guān)于 湍流脈動(dòng)動(dòng)能 (k 及湍流脈動(dòng)動(dòng)能耗散率 ( 兩個(gè) 方程 , 組成 k -雙方程模型 。 本文即采用 k -雙方 程模型對(duì)冷卻水腔內(nèi)的冷卻水進(jìn)行了三維流動(dòng)

7、數(shù)值 模擬 。2. 2 邊界條件a 固定壁面邊界 條件 , 即 u 1,w =u 2,w ,w對(duì)邊界層進(jìn)行處理 ;b 計(jì)算模型邊界條件 冷卻水入口流量 m = 8. 6kg/s , 溫度 T 0=353K; 冷卻水出口背壓 P 0= 102kPa ; 分水腔壁面溫度 T 1=353K; 氣缸蓋壁面 溫度 T 2=393K; 機(jī)體壁面溫度 T 4=373K; 出水管 壁面溫度 T 5=363K 。 各邊界區(qū)域在冷卻水腔中的 相應(yīng)位置如圖 1所示 。WD615發(fā)動(dòng)機(jī)所用冷卻液為軟化水 , 采用穩(wěn)態(tài) 計(jì)算模式 , 選擇中心差分格式對(duì)流動(dòng)方程離散求解 。3 模擬計(jì)算結(jié)果及分析3. 1 CFD 模擬計(jì)算

8、方案本研究設(shè)計(jì)了多種方案 , 在此僅對(duì)優(yōu)化的最終 設(shè)計(jì)方案進(jìn)行數(shù)值分析 。 圖 2為缸蓋水腔的最終幾 何模型 。 如圖所示 , 缸蓋分為上水腔和下水腔 ; 氣缸 蓋水腔和機(jī)體水腔之間布置 5個(gè)上水孔 (火力面底 部 布置 4個(gè) , 排氣道下部布置 1個(gè) , 直徑均為 8mm ; 排氣道頭部附近的上下水腔用直徑為 5mm 的水孔 連通 。 針對(duì)所研究的問題 , 本文主要考慮了整體流 動(dòng)均勻性 、 壓力損失 、 氣缸蓋火力面和噴油器周圍區(qū) 域的冷卻情況 。圖 2缸蓋水腔幾何模型 3. 2 整體流動(dòng)均勻性和壓力損失分析由于高壓共軌電控噴油系統(tǒng)的噴油規(guī)律在標(biāo)定 過程中與發(fā)動(dòng)機(jī)的冷卻強(qiáng)度相關(guān) , 為達(dá)到

9、歐 排放 標(biāo)準(zhǔn) , 所標(biāo)定的噴油規(guī)律對(duì)各缸都應(yīng)具有良好的適 用性 , 發(fā)動(dòng)機(jī)各缸的冷卻水流量應(yīng)盡可能均勻 。 表 2列出各缸流量 、 各缸冷卻液流量占總流量 的比例和流動(dòng)不均勻性對(duì)比 , 由表可見 ,1缸和 6缸 的流量較大 ,3缸和 4缸的流量較小 , 而 1缸的流量 較其他各缸明顯偏大 ;。 冷卻液的流動(dòng), 機(jī)體水腔 、 上水孔和缸蓋 水腔的流動(dòng)阻力 , 出水總管中的沿程阻力及中間各 缸向兩側(cè)流動(dòng)時(shí)造成的擾動(dòng)及碰撞阻力 。 1缸和 6缸的冷卻液直接流入出水總管 , 其中 1缸距離冷卻 水入口和出口最近 , 其流動(dòng)阻力最小 , 流量也最大 ;2缸至 5缸的冷卻液流出缸蓋水腔后必須流經(jīng)相鄰缸

10、蓋排氣道出口周圍的水腔后流入出水總管 , 流動(dòng)阻 力增大 , 必然造成 3缸和 4缸的流動(dòng)阻力較大 , 其冷 卻液流量較小 。表 2 各缸流量對(duì)比缸號(hào) 123456單缸流量 /kg s -11. 5611. 4331. 3691. 3301. 3901. 517所占比例 /%18. 1516. 6615. 9115. 4716. 1617. 64流動(dòng)不均勻性 /%8. 9104. 487. 213. 025. 84 流動(dòng)不均勻性 =ABS (單缸理論平均流量 -單 缸實(shí)際流量 /單缸實(shí)際流量 。由表 2數(shù)據(jù)可知 , 發(fā) 動(dòng)機(jī)水腔存在一定程度的流動(dòng)不均勻性 , 這是多缸 機(jī)采用這種結(jié)構(gòu)形式的冷卻

11、水腔所不可避免的 ; 但 由表中數(shù)據(jù)可看出 , 冷卻水流動(dòng)的不均勻現(xiàn)象并不 嚴(yán)重 , 可以滿足設(shè)計(jì)方案的要求 。模擬計(jì)算結(jié)果表明 , 缸蓋與機(jī)體之間上水孔的 節(jié)流作用對(duì)冷卻均勻性的影響很大 。 當(dāng)節(jié)流作用大 時(shí) , 由水腔整體結(jié)構(gòu)及其他原因所造成的影響變?nèi)?, 流動(dòng)均勻性改善 ; 但由此造成的壓力損失過大必然 會(huì)降低發(fā)動(dòng)機(jī)的機(jī)械效率 , 同時(shí)提高對(duì)水泵性能及 水路中各密封面的要求 。 本研究綜合考慮了流動(dòng)均 勻性和壓力損失兩個(gè)因素 , 從而確定出上水孔直徑 。 由模擬計(jì)算結(jié)果得出 , 冷卻水腔的總壓力損失為 62. 02kPa , 原機(jī)水泵及各密封面滿足使用要求 。 3. 3 冷卻性能分析研究

12、表明 , 如果冷卻不充分 , 冷卻表面局部區(qū)域 可能出現(xiàn)過渡沸騰 , 即冷卻表面開始產(chǎn)生蒸汽泡 , 意 味著這個(gè)區(qū)域的局部溫度已超過 120 150 ; 6 車 用 發(fā) 動(dòng) 機(jī) 2005年第 6期如果熱負(fù)荷繼續(xù)增加 , 以致局部區(qū)域由過渡沸騰轉(zhuǎn) 變?yōu)槟罘序v , 這時(shí)沸騰的蒸汽泡已形成整片的蒸 汽膜 , 它破壞了壁面與冷卻液之間的熱交換 , 造成零 件溫度進(jìn)一步上升 ; 如此形成惡性循環(huán) , 足以使受熱 面的溫度達(dá)到危險(xiǎn)的程度 。根據(jù) AVL 公司的計(jì)算 經(jīng)驗(yàn)及相關(guān)文獻(xiàn)可知 425, 在熱負(fù)荷較高的火力面等 區(qū)域 , 冷卻液的流速在 0. 5m/s 以上不會(huì)形成膜狀 沸騰 。 本 研 究 以

13、該 經(jīng) 驗(yàn) 值 為 參 考 , 利 用 CFD 和 FEM 耦合計(jì)算的方法計(jì)算缸蓋的溫度場(chǎng) , 主要考察 缸蓋火力面 “ 鼻梁區(qū)” 和兩排氣門中間熱負(fù)荷較高區(qū) 域的溫度場(chǎng)來確定冷卻效果 。3. 3. 1, 一部分由排氣道下 部的上水孔 (圖 2中編號(hào)為 5的上水孔 流入排氣道 出口附近水腔后 , 直接流向缸蓋出水口 , 這部分水流 占單缸冷卻液流量的 26%左右 , 主要用于冷卻排氣 道周圍區(qū)域 ; 另一部分由火力面下部的 4個(gè)上水孔 (圖 2中編號(hào)為 14的上水孔 流入火力面上側(cè)水 腔 , 經(jīng)進(jìn)排氣門之間的水道流向噴油器安裝孔周圍 水腔 , 再上行至缸蓋上水腔 , 這部分水流占單缸冷卻 液流

14、量的 68%左右 , 主要用來冷卻缸蓋火力面和高 壓共軌噴射系統(tǒng) ; 第 3部分由排氣道頭部下側(cè)的上 水孔 (圖 2中編號(hào)為 2的上水孔 流入后通過缸蓋下 水腔和上水腔之間的通孔直接流入上水腔 , 這部分 水流占單缸冷卻液流量的 6%左右 , 它以較高的速 度直接流入缸蓋水腔的上部 , 一方面可加強(qiáng)排氣道 頭部的冷卻 , 另一方面可增大缸蓋上水腔的擾動(dòng) , 消 除流動(dòng)死區(qū) , 改善缸蓋上水腔的冷卻效果 。圖 3示出上視圖方向火力面速度分布 , 由圖可 圖 3 上視圖方向火力面速度分布 知 , 火力面 “ 鼻梁區(qū)” 周圍絕大部分區(qū)域冷卻液流速 在 1. 0m/s 以上 , 整個(gè)火力面的流速大于

15、0. 5m/s , 氣門之間的狹窄水腔流速較高 , “ 鼻梁區(qū)” 冷卻充分 。 圖 4示出上視圖方向火力面對(duì)流換熱系數(shù)分 布 , 由圖可知 , 由于冷卻水腔存在流動(dòng)不均勻性 , 導(dǎo) 致 2缸至 5缸火力面的冷卻效果較 1缸和 6缸差 , 但差別并不明顯 。 火力面處水腔壁面絕大部分區(qū)域 的對(duì)流換熱系數(shù)大于 7kW/(m 2 K , 熱負(fù)荷最高 的 “ 鼻梁區(qū)” 10kW/(m 2 K 。圖 4 上視圖方向火力面對(duì)流換熱系數(shù)分布 圖 5所示為計(jì)算的第 3缸缸蓋火力面溫度場(chǎng) ; 圖中 a 區(qū)為兩進(jìn)氣門中間區(qū)域 , 其溫度在 316 334 范圍內(nèi) ; b 區(qū)為火力面 “鼻梁區(qū)” , 其溫度在 28

16、0 298 范圍內(nèi) ;c 區(qū)為排氣門邊緣溫度點(diǎn) , 其溫度為 352 左右 ; d 區(qū)為兩排氣門中間區(qū)域的 最高溫度點(diǎn) , 其溫度為 370 。由上述計(jì)算結(jié)果可 知 , 缸蓋火力面的冷卻效果可以滿足使用要求 。圖 5缸蓋火力面的溫度場(chǎng)分布圖3. 3. 2 噴油器安裝孔冷卻性能分析為達(dá)到歐 排放標(biāo)準(zhǔn) , 本發(fā)動(dòng)機(jī)采用 BOSC H 高壓共軌電控噴油系統(tǒng) 。與普通噴油器相比 , 該噴 油系統(tǒng)體積大 , 散熱困難 , 如果冷卻不充分容易導(dǎo)致 針閥卡死 、 密封偶件表面軟化 , 從而影響發(fā)動(dòng)機(jī)的可 靠性 、 經(jīng)濟(jì)性和排放性 。如前所述 , 由火力面下部上水孔流入的冷卻液 在流經(jīng)火力面水腔之后 , 經(jīng)過

17、噴油器安裝孔周圍水 腔再上行至缸蓋上水腔 。 由于這一部分冷卻液占單 缸冷卻液流量的 68%左右 , 因此可以對(duì)高壓共軌噴 射系統(tǒng)形成良好的冷卻作用 。圖 6為噴油器安裝孔周圍的冷卻液速度分布 。 如圖所示 , 空間較大 , 1. 1m/s ; , 較高 , 在 2. 5m/s 圖 6噴油器安裝孔速度分布圖 圖 7示出噴油器安裝孔水腔的對(duì)流換熱系數(shù)分 布 。 如圖所示 , 噴油器安裝孔冷卻水腔中部和下部圖 7噴油器安裝孔對(duì)流換熱系數(shù)分布圖區(qū)域的對(duì)流換熱系數(shù)均超過 10kW/(m 2 K , 冷卻 強(qiáng)度可以滿足噴油器的冷卻要求 。4 結(jié)論a 發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水腔的總壓力損失 62. 02kPa ,冷卻

18、水腔的整體流動(dòng)均勻性可以滿足歐 排放柴油 機(jī)的要求 ;b 冷卻缸蓋火力面和排氣道周圍區(qū)域的冷卻 水流量分配合理 , 冷卻 ;1. 1m/s , 中部水腔壁面附近 的流動(dòng)冷卻液流速在 2. 5m/s 以上 , 大部分區(qū)域的 對(duì)流換熱系數(shù)超過 10kW/(m 2 K , 可以對(duì)高壓共 軌噴射系統(tǒng)形成良好的冷卻 。參考文獻(xiàn) :1肖永寧 , 潘克煜 , 韓國埏 . 內(nèi)燃機(jī)熱負(fù)荷和熱強(qiáng)度 M .北京 :機(jī)械工業(yè)出版社 ,1998.2陸瑞松 , 林發(fā)森 , 張 瑞 . 內(nèi)燃機(jī)的傳熱與熱負(fù)荷 M .北京 :國防工業(yè)出版社 ,1985.3李國祥 , 李 娜 , 王 偉 , 等 . 消聲器內(nèi)部流場(chǎng)及溫度場(chǎng)的數(shù)值

19、模擬 J.內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào) ,2003,21(5 :3372340.4劉巽俊 , 陳 群 , 李 駿 , 等 . 車用柴油機(jī)冷卻系統(tǒng)的CFD 分析 J.內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào) ,2003(2 :1252129.5Franz K och , Franz Maasen , Frank Haubner. CoolingSystem Development and Optimization with the Comput 2er Code CoolC.SA E Paper 980425,1998.CFD Analysis of Cooling W ater 2Jacket in Cylinder H eadfor Au

20、tomotive Diesel E ngineZHAN G Qiang 1, L I Na 2, WAN G Zhi 2ming 1(1. Department of Energy and power Engineering , Shandong University , Jinan 250061, China ;2. Department of Mechanical Engineering , Jinan University , Jinan 250022, China Abstract :The cooling water 2jacket of Europe diesel engine was studied by CFD simulation. The whole flow uniformity ofthe cooling water 2jacket and the pressure loss of the whole engine was evaluated in this paper , and the flow velocity and heat transfer coefficient of the c