小型風(fēng)冷汽油機(jī)流固耦合傳熱模擬計(jì)算研究

（江門市大長(zhǎng)江集團(tuán)有限公司研發(fā)中心 廣東 江門 529075）

引言

隨著市場(chǎng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性能的要求越來(lái)越高和發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)趨于小型化，性能升級(jí)后，發(fā)動(dòng)機(jī)面臨著熱負(fù)荷高的挑戰(zhàn)，而且會(huì)因過(guò)熱帶來(lái)一系列發(fā)動(dòng)機(jī)可靠性問(wèn)題，如缸套變形大，機(jī)油潤(rùn)滑性能下降等。尤其是對(duì)于風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)，其冷卻能力本身相對(duì)較差，在發(fā)動(dòng)機(jī)開(kāi)發(fā)過(guò)程中，一旦出現(xiàn)了發(fā)動(dòng)機(jī)熱負(fù)荷高的問(wèn)題，僅僅依靠試驗(yàn)很難在短時(shí)間內(nèi)找到合適的解決方案。

為了降低發(fā)動(dòng)機(jī)熱負(fù)荷高的設(shè)計(jì)風(fēng)險(xiǎn)，迫切需要在發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)階段，就應(yīng)該對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的熱負(fù)荷進(jìn)行評(píng)估，以便及時(shí)調(diào)整設(shè)計(jì)方案。因此，發(fā)動(dòng)機(jī)的熱負(fù)荷計(jì)算就顯得尤為必要。國(guó)內(nèi)外針對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)熱負(fù)荷計(jì)算，已經(jīng)開(kāi)展了相關(guān)研究[1-2]，并取得了一定成果，其中俞小莉等[1]通過(guò)計(jì)算發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻側(cè)對(duì)流換熱系數(shù)來(lái)間接評(píng)價(jià)冷卻能力，沒(méi)有進(jìn)行金屬溫度的預(yù)測(cè)。王毅等[2]基于將經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值作為熱邊界條件加載到有限元模型上進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算。以上計(jì)算方法將流體域和固體域獨(dú)立計(jì)算，這種方法不能合理、透徹地分析固體和流體之間流動(dòng)和傳熱的相互影響關(guān)系。

流固耦合傳熱計(jì)算則解決了分步驟傳熱計(jì)算的困惑，將缸外冷卻側(cè)的對(duì)流換熱和發(fā)動(dòng)機(jī)固體的熱傳導(dǎo)2 種傳熱方式同時(shí)考慮，在交界面處實(shí)時(shí)交換數(shù)據(jù)。在耦合迭代計(jì)算中，流體域?qū)⒈敬蔚?jì)算得到的對(duì)流傳熱系數(shù)和近壁面流體溫度傳遞給固體域作為邊界條件，繼續(xù)進(jìn)行固體域的溫度場(chǎng)計(jì)算，計(jì)算更新后的壁面溫度再傳遞給流體域作為新的熱邊界，進(jìn)行下一次流體域計(jì)算的迭代，這樣依次反復(fù)迭代計(jì)算，直至發(fā)動(dòng)機(jī)達(dá)到熱平衡，因此發(fā)動(dòng)機(jī)耦合傳熱（Conjugate Heat Transfer，CHT）計(jì)算集成了CFD 計(jì)算和FE 計(jì)算。關(guān)于流固耦合傳熱計(jì)算，李迎等[3-4]和王唯棟等[5]進(jìn)行了相關(guān)研究，提高了仿真的合理性和準(zhǔn)確性，但缸內(nèi)燃?xì)鈧?cè)的熱邊界是基于經(jīng)驗(yàn)公式或自編程序而計(jì)算得到的平均對(duì)流換熱系數(shù)和溫度。然而，事實(shí)上燃燒室內(nèi)火焰面和缸套表面的對(duì)流換熱系數(shù)和溫度在空間分布上是很不均勻的，如果采用平均值來(lái)代替勢(shì)必會(huì)影響發(fā)動(dòng)機(jī)溫度場(chǎng)分布計(jì)算的準(zhǔn)確性。文獻(xiàn)[6-7]提出了將缸內(nèi)燃燒計(jì)算結(jié)果映射到燃燒室火焰面，再進(jìn)行CHT 計(jì)算，這對(duì)提高固體溫度場(chǎng)預(yù)測(cè)精度很有參考價(jià)值。但是基于水冷發(fā)動(dòng)機(jī)流固耦合計(jì)算，風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)無(wú)論在結(jié)構(gòu)上還是在冷卻效果上和水冷發(fā)動(dòng)機(jī)有較大的差異。關(guān)于風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)流固耦合傳熱計(jì)算的相關(guān)報(bào)道[8-10]較少，Anish Gokhale 等[9]基于耦合傳熱對(duì)風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)現(xiàn)有散熱片的換熱能力進(jìn)行了參數(shù)化研究，得到了換熱效果較好的散熱片設(shè)計(jì)方案，但是該耦合計(jì)算是基于一維性能模擬的結(jié)果作為缸內(nèi)燃?xì)鈧?cè)邊界條件。同樣，Zakirhusen K Memon 等[10]研究了風(fēng)冷摩托車發(fā)動(dòng)機(jī)在給定熱流密度下通過(guò)耦合傳熱計(jì)算優(yōu)化散熱片的形狀和布置。Anish Gokhale 等[9]和Zakirhusen K Memon 等[10]提出了風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)CHT 計(jì)算方法，這對(duì)風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)開(kāi)展耦合傳熱計(jì)算起到了很好的借鑒作用，但是其研究?jī)?nèi)容主要是針對(duì)散熱片方案相對(duì)比較或參數(shù)敏感度分析，且缺乏試驗(yàn)驗(yàn)證。然而，對(duì)風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)溫度場(chǎng)絕對(duì)值的準(zhǔn)確預(yù)測(cè)，基于一維模擬計(jì)算結(jié)果或給定熱流密度恒定值作為耦合傳熱計(jì)算的熱邊界條件還是不夠充分的。

本課題就是在充分借鑒水冷發(fā)動(dòng)耦合傳熱計(jì)算中使用的燃燒計(jì)算結(jié)果映射技術(shù)的基礎(chǔ)上，再結(jié)合風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)CHT 計(jì)算方法，以某款風(fēng)冷四沖程單缸汽油機(jī)為例，基于燃燒計(jì)算結(jié)果，為缸內(nèi)燃?xì)鈧?cè)提供熱邊界條件，采用流固耦合計(jì)算方法進(jìn)行熱負(fù)荷計(jì)算。從車體零部件和散熱片形狀及布置方面指出影響發(fā)動(dòng)機(jī)熱負(fù)荷高的主要因素，并將計(jì)算值和測(cè)試值進(jìn)行了對(duì)比，證實(shí)了耦合傳熱計(jì)算方法可以較好地預(yù)測(cè)發(fā)動(dòng)機(jī)的穩(wěn)態(tài)傳熱。

1 CHT 計(jì)算模型

1.1 幾何模型

本研究以RICARDO 軟件VECTIS 為平臺(tái)，建立了摩托車半整車模型，幾何結(jié)構(gòu)如圖1 所示。模型中包含摩托車的前半部分和發(fā)動(dòng)機(jī)，其中發(fā)動(dòng)機(jī)的性能技術(shù)參數(shù)如表1 所示。這里，幾何模型省略了摩托車后半部分，其主要原因是后半部分在發(fā)動(dòng)機(jī)下游，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻影響不大，省略后可以縮短計(jì)算周期。將幾何模型置于一個(gè)合適規(guī)格的虛擬風(fēng)洞內(nèi)，如圖2所示，風(fēng)洞的選擇有相對(duì)嚴(yán)格的要求，因?yàn)檫@將影響計(jì)算結(jié)果和計(jì)算時(shí)間。摩托車在風(fēng)洞中的基本布置要求是將摩托車置于風(fēng)洞中保持左右對(duì)稱，前輪置于地面，前后距離根據(jù)研究對(duì)象的大小而定。

圖1 摩托車半整車模型

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)參數(shù)

圖2 虛擬風(fēng)洞模型

1.2 網(wǎng)格劃分

計(jì)算模型的網(wǎng)格截面分布如圖3 所示，網(wǎng)格尺寸從風(fēng)洞壁面按照一定規(guī)律逐級(jí)遞減，其中最大網(wǎng)格是遠(yuǎn)離摩托車區(qū)域，最小網(wǎng)格是位于發(fā)動(dòng)機(jī)散熱片壁面附近。為了捕捉發(fā)動(dòng)機(jī)周圍詳細(xì)的空氣流動(dòng)，對(duì)該區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行了加密，同時(shí)考慮到散熱片之間的間隙很小，在散熱片壁面上進(jìn)行了深度加密。

1.3 數(shù)學(xué)模型和求解器設(shè)置

湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)的k-ε 模型。具體計(jì)算采用的質(zhì)量、動(dòng)量、能量方程以及固體導(dǎo)熱微分方程的數(shù)學(xué)控制方程[6]。

圖3 網(wǎng)格劃分剖面圖

其中：ρ 是密度，Ui是流速是液相蒸發(fā)質(zhì)量源項(xiàng)，H 是焓，μL是動(dòng)力粘度，μt是湍流粘度，F(xiàn)i是體積力，k 是湍動(dòng)能，Pr是普朗特?cái)?shù)，σH是施密特?cái)?shù)是液相動(dòng)量源項(xiàng)，qw是壁面熱流率，qrad是輻射散熱量，ωext是組分質(zhì)量流量是液相的能量源項(xiàng)。

這里需要說(shuō)明的一點(diǎn)是本模擬計(jì)算未涉及相變的源項(xiàng)。此外，固體溫度場(chǎng)的求解也是通過(guò)能量方程（3）進(jìn)行求解的。

1.4 邊界條件

風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)耦合傳熱計(jì)算的邊界條件比較復(fù)雜，總體上分為2 類：一類是發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻側(cè)（即空氣側(cè)），這主要是根據(jù)熱負(fù)荷試驗(yàn)工況而定，該計(jì)算設(shè)定的車速是75 km/h，環(huán)境溫度是35℃，且摩托車前輪為轉(zhuǎn)動(dòng)狀態(tài)，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速是根據(jù)車速而定。另一類邊界條件是：發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸內(nèi)熱邊界條件（即燃?xì)鈧?cè)），該邊界條件的獲取比較困難。目前主要有3 種方法，且每種方法各有優(yōu)缺點(diǎn)。

第1 種方法：根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)庫(kù)，找同類機(jī)型的發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)側(cè)壁面溫度測(cè)試數(shù)據(jù)，作為熱邊界加載。該方法簡(jiǎn)單，但缺點(diǎn)是測(cè)試數(shù)據(jù)數(shù)量有限，不能形成一個(gè)完整的壁面溫度場(chǎng)分布，而且是基于其它同類機(jī)型的數(shù)據(jù)，不能完全代表本機(jī)。第2 種方法：基于發(fā)動(dòng)機(jī)性能模擬計(jì)算結(jié)果或基于經(jīng)驗(yàn)公式的自編程序[3-5，9]，該方法優(yōu)點(diǎn)是熱邊界條件代表本機(jī)型的數(shù)據(jù)，相對(duì)容易獲取，但缺點(diǎn)是數(shù)據(jù)屬于一維計(jì)算結(jié)果，平均對(duì)流換熱系數(shù)和平均溫度不能體現(xiàn)空間分布上的差異。第3 種方法[7-8]：基于缸內(nèi)燃燒計(jì)算結(jié)果，將燃?xì)鈧?cè)對(duì)流換熱系數(shù)和燃?xì)鉁囟茸鳛檫吔鐥l件加載到發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)上，這種方法的優(yōu)點(diǎn)：熱邊界屬于3 維計(jì)算結(jié)果，能夠反映空間上的分布，最貼近發(fā)動(dòng)機(jī)真實(shí)的工作過(guò)程。但缺點(diǎn)是計(jì)算復(fù)雜，難度大，獲取燃燒計(jì)算結(jié)果的周期長(zhǎng)。本文的發(fā)動(dòng)機(jī)流固耦合傳熱計(jì)算的缸內(nèi)燃?xì)鈧?cè)熱邊界條件選擇第3種方法。

為了進(jìn)行CHT 計(jì)算，首先要進(jìn)行缸內(nèi)流動(dòng)和燃燒過(guò)程計(jì)算，從而獲取燃?xì)鈧?cè)的熱邊界條件。圖4 和圖5 分別為缸頭火焰面和缸套內(nèi)表面的熱流密度分布。具體方法是將缸內(nèi)燃燒過(guò)程計(jì)算結(jié)果，映射到相應(yīng)的結(jié)構(gòu)部件表面，再進(jìn)行時(shí)均化計(jì)算得到熱流密度分布結(jié)果。從圖4 可以得出：燃燒室火焰面熱流密度分布特點(diǎn)是火花塞和排氣閥座之間區(qū)域的熱流密度最大，并以此為中心向四周呈逐級(jí)遞減趨勢(shì)。而缸套的熱流密度分布規(guī)律是：缸套上端的熱流密度最高，并向下端逐步遞減，如圖5 所示。其中，位于氣門閥座密封帶下游且和燃燒室過(guò)渡連接的進(jìn)排氣閥內(nèi)表面熱流密度分布，也均來(lái)自于燃燒計(jì)算結(jié)果，其處理方法同缸頭類似。

圖4 缸頭燃燒室表面熱流密度分布

圖5 缸套內(nèi)表面熱流密度分布

此外，進(jìn)氣道的表面流體溫度和對(duì)流換熱系數(shù)分別是314 K 和232.04 W/（m2·K）。排氣道表面流體溫度和對(duì)流換熱系數(shù)分別是1 051 K 和379.35 W/（m2·K），此數(shù)據(jù)均來(lái)自于發(fā)動(dòng)機(jī)性能計(jì)算模型WAVE 的計(jì)算結(jié)果。潤(rùn)滑油表面的熱邊界條件中流體溫度是根據(jù)摩托車實(shí)際運(yùn)行中機(jī)油可能達(dá)到的上限溫度408K，其對(duì)流換熱系數(shù)是根據(jù)經(jīng)驗(yàn)給定。

2 計(jì)算結(jié)果

2.1 流場(chǎng)分析

作為一款風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)，發(fā)動(dòng)機(jī)周圍流場(chǎng)的分布對(duì)其冷卻至關(guān)重要。為了從整體上把握冷卻空氣的流動(dòng)，提取了摩托車外流場(chǎng)的流動(dòng)跡線圖，如圖6 所示。從圖6 中可以看出：摩托車前叉之間的空氣流動(dòng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻非常重要。迎風(fēng)氣流沖刷發(fā)動(dòng)機(jī)的角度很大程度上取決于前擋泥板的設(shè)計(jì)和前大燈導(dǎo)流罩下端的設(shè)計(jì)。前大燈導(dǎo)流罩和前擋泥板之間的間隔是迎風(fēng)氣體主要冷卻發(fā)動(dòng)機(jī)的窗口，這個(gè)間隔的寬度不能設(shè)計(jì)太小。此外，除了間隔保證一定的寬度外，大燈導(dǎo)流罩下端面造型和前擋泥板上表面的造型也對(duì)氣體的導(dǎo)流有較大影響。本計(jì)算中使用的前擋泥板外表面造型將更多的迎風(fēng)氣體導(dǎo)向發(fā)動(dòng)機(jī)缸頭蓋上，而最需要冷卻的缸頭和缸體周圍冷卻空氣量相對(duì)較少，這將惡化發(fā)動(dòng)機(jī)的散熱能力。

圖6 摩托車外流場(chǎng)流動(dòng)跡線圖

為了進(jìn)一步詳細(xì)研究發(fā)動(dòng)機(jī)周圍的空氣流動(dòng)，從摩托車行駛方向看（如圖7 所示），在發(fā)動(dòng)機(jī)右側(cè)（S1）、中部（S2）及左側(cè)（S3）分別提取了3 個(gè)不同的截面。

圖7 發(fā)動(dòng)機(jī)3 個(gè)截面位置

圖8 為發(fā)動(dòng)機(jī)右、中、左側(cè)流速矢量分布圖。在發(fā)動(dòng)機(jī)右側(cè)，也就是火花塞側(cè)，如圖8a 所示，迎風(fēng)氣流原本沖刷發(fā)動(dòng)機(jī)缸頭和缸體，可惜由于護(hù)杠中心橫梁的存在，使得集中的高速氣流打散分叉，一部分氣流向上從缸頭蓋流過(guò)，另一部分氣流斜向下沖向了地面，不利于發(fā)動(dòng)機(jī)右側(cè)的冷卻。在發(fā)動(dòng)機(jī)中部，如圖8b 所示，缸頭內(nèi)部冷卻風(fēng)道的入口恰好被車架前立管擋住，使得風(fēng)道入口處于前立管的尾流區(qū)，這樣大大降低了從排氣側(cè)進(jìn)入內(nèi)部冷卻風(fēng)道的空氣量，從而不利于缸頭的冷卻。在發(fā)動(dòng)機(jī)左側(cè)，如圖8c所示，高速迎風(fēng)氣流直接從發(fā)動(dòng)機(jī)的缸頭蓋頂部穿過(guò)，沒(méi)有直接沖向發(fā)動(dòng)機(jī)缸頭和缸體。其主要原因是前擋泥板外表面有一個(gè)鼓起的凸臺(tái)（如圖8c 中虛線圈內(nèi)），引導(dǎo)高速氣流流向缸頭蓋，不利于發(fā)動(dòng)機(jī)缸頭及缸體的冷卻。因此，通過(guò)摩托車CFD 流場(chǎng)分析得知：護(hù)杠的橫梁、車架的前立管正對(duì)準(zhǔn)缸頭的內(nèi)部冷卻風(fēng)道的入口，以及前擋泥板上端的凸臺(tái)，均從不同角度降低了發(fā)動(dòng)機(jī)缸頭及缸體近壁面空氣的流速，從而最終影響摩托車發(fā)動(dòng)機(jī)的冷卻。

圖8 發(fā)動(dòng)機(jī)右、中、左側(cè)流速矢量分布圖

對(duì)于風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)來(lái)說(shuō)，散熱片周圍需要保證一定的流速，否則散熱片和空氣的對(duì)流換熱能力下降，最終導(dǎo)致金屬溫度的升高。對(duì)于摩托車布置來(lái)說(shuō)，在滿足摩托車其它功能時(shí)，要考慮發(fā)動(dòng)機(jī)的冷卻，尤其是部分覆蓋件，既是外觀件也是功能件，如前擋泥板的設(shè)計(jì)既要滿足基本的擋泥功能，還要追求獨(dú)特的外觀造型，同時(shí)還需關(guān)注是否對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的冷卻產(chǎn)生影響。因?yàn)樵摬考挥谀ν熊嚨那岸耍脑煨蛯?duì)迎風(fēng)氣流的導(dǎo)向至關(guān)重要。

2.2 結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)計(jì)算分析

使用流固耦合傳熱計(jì)算方法，不但可以得到風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)周圍的空氣流速矢量場(chǎng)和近壁面的流體溫度場(chǎng)，還可以得到固體零件的溫度場(chǎng)，這將有利于更加深入細(xì)致地探討流體和固體之間的傳熱特性。

2.2.1 缸頭的溫度場(chǎng)分布

缸頭是整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)熱負(fù)荷較高的部件，而且溫度場(chǎng)分布也較為復(fù)雜，缸頭溫度分布如圖9 所示。整個(gè)高溫區(qū)偏于右側(cè)，且最高溫度出現(xiàn)在火花塞和排氣閥座之間達(dá)337.2℃，進(jìn)排氣閥座之間的鼻梁區(qū)溫度次之，鏈條側(cè)（左側(cè)）溫度最低為240℃。

圖9 缸頭溫度場(chǎng)分布圖

從耦合傳熱計(jì)算結(jié)果來(lái)看，發(fā)動(dòng)機(jī)缸頭溫度分布較不均勻，且溫度梯度大。發(fā)動(dòng)機(jī)缸頭右側(cè)（火花塞側(cè)）和排氣側(cè)溫度最高，這就意味著在發(fā)動(dòng)機(jī)的右側(cè)和排氣側(cè)需要更多的冷卻風(fēng)，然而摩托車流場(chǎng)圖8a、8b 以及8c 均表明由于車體部件的干擾，使得原本可以捕捉到冷卻風(fēng)的發(fā)動(dòng)機(jī)右側(cè)和排氣側(cè)流速較低，從而降低發(fā)動(dòng)機(jī)和空氣之間的對(duì)流換熱能力，是導(dǎo)致該側(cè)溫度較高的主要原因之一。除了冷卻風(fēng)影響外，散熱片形狀設(shè)計(jì)和布置方式也是值得關(guān)注的。從圖9 中不難得知，在火花塞座圈處的溫度較高，但是與之相連的散熱片非常少，這樣也不利于該處溫度的下降。因此，在今后降低熱負(fù)荷的對(duì)策中，可以考慮適當(dāng)增大發(fā)動(dòng)機(jī)右側(cè)局部散熱面積來(lái)降低該處溫度。這里，散熱面積應(yīng)該增加多少和以什么方式增加，可以通過(guò)耦合傳熱計(jì)算對(duì)散熱片設(shè)計(jì)進(jìn)行優(yōu)化。

2.2.2 缸體溫度場(chǎng)分布

圖10 缸體溫度場(chǎng)分布圖

除了缸頭外，缸體的冷卻也是非常重要的，其溫度場(chǎng)分布如圖10 所示，顯示了缸體3 個(gè)側(cè)面和上端面的溫度場(chǎng)。從計(jì)算結(jié)果來(lái)看，缸體溫度場(chǎng)分布規(guī)律，基本上同缸頭類似，表現(xiàn)為缸體右側(cè)溫度最高，其次是排氣側(cè)，從圖10 中上端面鏈條腔側(cè)、排氣側(cè)靠右以及進(jìn)氣側(cè)靠左的溫度場(chǎng)分布可以得知缸體左側(cè)（鏈條側(cè)）溫度最低。這就要求在缸體的右側(cè)和排氣側(cè)有更多的冷卻風(fēng)。然而，同缸頭一樣，受前擋泥板上端面造型設(shè)計(jì)影響，使得更多的迎風(fēng)氣體從缸頭蓋及其上方通過(guò)，較少的氣體沖刷缸體最需要冷卻的右側(cè)和排氣側(cè)，從而導(dǎo)致該側(cè)溫度較高。從上端面看，缸體4 個(gè)方向溫度分布不均勻，這會(huì)導(dǎo)致缸體在四周熱變形也是不均勻的。因此，較好的缸體溫度分布的標(biāo)準(zhǔn)之一就是盡量減少4 個(gè)方向的溫差，這也是解決缸體熱負(fù)荷問(wèn)題重點(diǎn)關(guān)注的內(nèi)容。

除了考慮缸體溫度分布不均勻外，也需要關(guān)注其最高溫度，因?yàn)檫@會(huì)影響到金屬的力學(xué)性能和同缸套的配合裝配。降低缸體的溫度可以從以下2 個(gè)方面考慮：一方面通過(guò)流固耦合傳熱計(jì)算優(yōu)化缸體散熱片的設(shè)計(jì)，具體方法與缸頭類似；另一方面是合理地組織氣流來(lái)冷卻缸體，尤其是位于缸體上端的位置處。此外，降低缸頭的熱負(fù)荷也是間接降低缸體熱負(fù)荷的一個(gè)措施。

2.2.3 缸套的溫度場(chǎng)分布

缸套溫度的控制尤為重要，因?yàn)樗P(guān)系到缸套和活塞組的配合間隙問(wèn)題。配合間隙的變化會(huì)導(dǎo)致一系列問(wèn)題，例如活塞敲缸，缸體和活塞的異常磨損和潤(rùn)滑不良等現(xiàn)象，甚至還出現(xiàn)竄氣量大等問(wèn)題。圖11 顯示了缸套的溫度場(chǎng)分布。從圖11 中可以看出：缸套上下和四周方向均呈現(xiàn)溫度分布不均勻現(xiàn)象。具體表現(xiàn)為：在相同的缸套高度上，右側(cè)溫度較明顯高于左側(cè)；除上端排氣側(cè)高于進(jìn)氣側(cè)外，其它位置排氣側(cè)和進(jìn)氣側(cè)基本一致；缸體上端溫度高于下端，且呈現(xiàn)一定的梯度自上而下遞減。

圖11 缸套溫度場(chǎng)分布圖

為了具體分析缸套上某一點(diǎn)的溫度，在缸套上取了S1 和S2 截面，分別代表左右方向，前后方向缸套剖面的溫度分布，如圖12 所示。缸套上下方向的溫度梯度最大，其次是左右方向，前后方向（排氣側(cè)和進(jìn)氣側(cè)）最小。在距離缸套上端面10 mm 且距離缸套內(nèi)表面1.5 mm 處，右側(cè)的溫度最高為280℃，其次是排氣側(cè)為258℃，進(jìn)氣側(cè)和左側(cè)比較接近，分別為246.5℃和252.2℃。在距離缸套上端面向下60 mm處，4 個(gè)方向的溫度差異小于在距上端面10 mm 處，且在相同的方向上，下端面的溫度比上端面平均下降約50℃，溫度最高仍然是右側(cè)為218℃，在下端面左側(cè)、進(jìn)氣側(cè)和排氣側(cè)的溫度基本接近，分別是203℃、205℃和200℃。

圖12 缸套溫度場(chǎng)剖面分布圖

缸套的冷卻主要受缸體冷卻的影響。因此，解決缸套熱負(fù)荷的主要措施是改善缸體的冷卻能力。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證風(fēng)冷汽油機(jī)耦合傳熱計(jì)算的準(zhǔn)確性，在高溫底盤試驗(yàn)室進(jìn)行了風(fēng)冷汽油機(jī)熱負(fù)荷測(cè)試。采用的測(cè)試設(shè)備是小野摩托車底盤測(cè)功機(jī)，其最大測(cè)試功率是37 kW，試驗(yàn)裝置如圖13 所示，其中數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)是小野設(shè)備自帶系統(tǒng)。測(cè)試中選用的測(cè)溫傳感器是K 型熱電偶，其測(cè)溫范圍是0～300℃。在計(jì)算溫度取值的相同位置布置了17 個(gè)熱電偶進(jìn)行了溫度測(cè)試。其中缸頭的4 個(gè)熱電偶分別布置在進(jìn)氣側(cè)、排氣側(cè)、右側(cè)（火花塞側(cè)）和左側(cè)（鏈條側(cè)），距離燃燒室火焰面壁面均為1.5mm，如圖14 所示。缸套布置8 個(gè)熱電偶，其中4 個(gè)位于缸套上端，另外4個(gè)位于缸套下端，同一高度的熱電偶布置方向和其距離內(nèi)表面的距離同缸頭相同。此外，在熱負(fù)荷最高的缸頭外表面布置了5 個(gè)熱電偶，具體布置見(jiàn)圖18中橫坐標(biāo)標(biāo)識(shí)。最終各測(cè)點(diǎn)的溫度計(jì)算值和測(cè)試值對(duì)比結(jié)果如圖15～圖18 所示。

圖13 底盤測(cè)試裝置示意圖

圖14 缸頭測(cè)溫點(diǎn)位置布置圖

圖15 缸頭溫度計(jì)算與測(cè)試對(duì)比

圖16 缸套上部溫度計(jì)算與測(cè)試對(duì)比

圖15 顯示了缸頭4 個(gè)方向在距離內(nèi)表面1.5 mm位置處溫度計(jì)算值和測(cè)試值的對(duì)比。從圖中可以看出：除右側(cè)略大外，其它3 個(gè)方向的計(jì)算值和測(cè)試值的最大差異在8℃之內(nèi)，滿足工程需求。圖16 和圖17分別顯示了缸套上端（距離缸套上端面10 mm）和下端（距離缸套上端面60 mm）在距離缸套內(nèi)表面1.5 mm處計(jì)算值和測(cè)試值的差異對(duì)比。缸套上端面和下端面的溫度計(jì)算值和測(cè)試值差異的規(guī)律一致，均表現(xiàn)為除右側(cè)差異略大外，其它3 個(gè)方向的差異均在10℃之內(nèi)，滿足工程需求。關(guān)于右側(cè)計(jì)算值和測(cè)試值差異較大問(wèn)題，需要今后繼續(xù)深入調(diào)查，其中一個(gè)原因是火花塞布置在發(fā)動(dòng)機(jī)的右側(cè)，且置于燃燒室內(nèi)火花塞表面加載的熱邊界條件的準(zhǔn)確性有待于考究。因?yàn)榛鸹ㄈ烹娺^(guò)程十分復(fù)雜，在燃燒分析模擬過(guò)程中，放電過(guò)程進(jìn)行了一定程度的簡(jiǎn)化，這勢(shì)必會(huì)影響了火花塞表面熱流密度分布，從而影響發(fā)動(dòng)機(jī)右側(cè)溫度預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性。此外，從缸體的對(duì)比結(jié)果看：缸體上部計(jì)算值和測(cè)試值的差異小于下部的差異，這主要是與缸套燃?xì)鈧?cè)的熱邊界設(shè)置相關(guān)，缸內(nèi)燃燒計(jì)算的標(biāo)定主要關(guān)注上止點(diǎn)附近的燃燒過(guò)程，這也意味著位于缸體上部的熱邊界是經(jīng)過(guò)精細(xì)燃燒標(biāo)定的結(jié)果，而其下部的熱邊界精度相對(duì)較低，而且對(duì)于缸套來(lái)說(shuō)，熱負(fù)荷最嚴(yán)酷的位置也不在下部，因此下部差異稍大在工程上也是可以接受的。

圖17 缸套下部溫度計(jì)算與測(cè)試對(duì)比

圖18 缸頭外表面溫度計(jì)算與測(cè)試

為了充分驗(yàn)證耦合傳熱計(jì)算的準(zhǔn)確性，除了對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸頭、缸體及缸套的金屬溫度計(jì)算值和測(cè)試值進(jìn)行對(duì)比外，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)外表面的溫度也進(jìn)行了測(cè)量，其計(jì)算值和測(cè)試值對(duì)比如圖18 所示。從圖18 中可以得知：發(fā)動(dòng)機(jī)缸頭外表面的溫度計(jì)算值和測(cè)試值吻合較好，火花塞座溫度最高，接近300℃，缸頭右側(cè)、進(jìn)氣側(cè)以及排氣側(cè)外表面溫度比較接近，均在150～170℃之間，而左側(cè)（鏈條側(cè)）溫度表現(xiàn)最低，僅為100℃左右，這是由于左側(cè)正是鏈條腔將發(fā)動(dòng)機(jī)外表面和燃燒室隔開(kāi)而導(dǎo)致的。

試驗(yàn)結(jié)果表明：小型風(fēng)冷汽油機(jī)耦合傳熱計(jì)算方法是可行的。而且該方法的建立不僅僅是單一耦合傳熱計(jì)算，而是集成了發(fā)動(dòng)機(jī)性能，缸內(nèi)流動(dòng)、燃燒，摩托車外流場(chǎng)以及發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)導(dǎo)熱計(jì)算的綜合性計(jì)算，且各計(jì)算之間環(huán)環(huán)相扣，屬于零部件級(jí)和系統(tǒng)級(jí)計(jì)算的融合。采用該仿真方法，不但可以為風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)散熱片的優(yōu)化和不同車型搭載同一發(fā)動(dòng)機(jī)的熱負(fù)荷問(wèn)題提供解決方案，而且還可以評(píng)估同一系列發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性能提升后帶來(lái)熱負(fù)荷高風(fēng)險(xiǎn)以及氣缸在摩托車上傾角的布置對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻的影響等。因此，本研究成果為風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)的熱負(fù)荷計(jì)算提供了一套完整的可操作性強(qiáng)和實(shí)用性強(qiáng)的系統(tǒng)仿真分析方法，并且將發(fā)動(dòng)機(jī)性能、燃燒以及傳熱建立了相互之間的關(guān)聯(lián)性。

4 結(jié)論

1）構(gòu)建了風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)在設(shè)計(jì)階段預(yù)測(cè)行駛狀態(tài)中發(fā)動(dòng)機(jī)溫度分布的方法。

2）風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)耦合傳熱計(jì)算采用燃燒計(jì)算結(jié)果，為計(jì)算模型燃?xì)鈧?cè)提供熱邊界條件，取代了經(jīng)驗(yàn)值和零維熱力學(xué)計(jì)算結(jié)果，使得計(jì)算結(jié)果更加貼合實(shí)際情況。

3）通過(guò)耦合系統(tǒng)計(jì)算得知：車體零部件如護(hù)杠的橫梁、車架的前立管的布置，以及前擋泥板上端的造型，均從不同角度降低了發(fā)動(dòng)機(jī)缸頭及缸體近壁面空氣的流速，從而導(dǎo)致位于低流速區(qū)缸頭和缸體的溫度均表現(xiàn)較高。

4）發(fā)動(dòng)機(jī)溫度計(jì)算值和測(cè)試值吻合較好，這說(shuō)明了基于燃燒計(jì)算結(jié)果的流固耦合傳熱計(jì)算方法可以較好地預(yù)測(cè)發(fā)動(dòng)機(jī)的穩(wěn)態(tài)傳熱。