譚禮斌, 袁越錦, 劉小強(qiáng), 黃 燦, 余千英, 楊 東, 唐 琳

(1.陜西科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院, 陜西 西安 710021； 2.隆鑫通用動(dòng)力股份有限公司 技術(shù)中心基礎(chǔ)研究所CFD研究室, 重慶 400039 )

0 引言

通機(jī)(General Purpose Engine)，也稱為通用發(fā)動(dòng)機(jī)，常指車用及特殊用途以外的發(fā)動(dòng)機(jī)[1].通機(jī)主要結(jié)構(gòu)包括缸頭、缸頭蓋、箱體、消聲器、空濾器、化油器、起動(dòng)器、風(fēng)扇、風(fēng)扇罩及消聲器罩等部件.其中，消聲器護(hù)罩具有防護(hù)消聲器的作用，以避免消聲器損壞，同時(shí)防止人與消聲器直接接觸，避免人體接觸后灼傷皮膚；此外，護(hù)罩通過(guò)與消聲器間的間隙及長(zhǎng)條形孔或圓形孔進(jìn)行散熱，可以降低護(hù)罩表面的溫度，因此消聲器護(hù)罩的合理設(shè)計(jì)，保證護(hù)罩表面溫度的均勻分布是非常重要的.消聲器護(hù)罩一般通過(guò)成型鋼板沖壓制成，相關(guān)法規(guī)對(duì)消聲器護(hù)罩表面溫度具有嚴(yán)格的要求，因此消聲器護(hù)罩在設(shè)計(jì)與開(kāi)發(fā)中為了滿足國(guó)家法規(guī)和外觀設(shè)計(jì)的要求，往往需要經(jīng)過(guò)多輪修?；蛑匦麻_(kāi)模才能最終得到合理的方案，嚴(yán)重影響了開(kāi)發(fā)進(jìn)度，浪費(fèi)人力物力.隨著CFD仿真技術(shù)的發(fā)展，利用數(shù)值模擬的方法進(jìn)行各個(gè)工業(yè)領(lǐng)域產(chǎn)品的虛擬仿真分析及虛擬開(kāi)發(fā)已經(jīng)逐漸成為行業(yè)的趨勢(shì)[2-4].基于計(jì)算流體力學(xué)的思想，采用商業(yè)流體分析軟件對(duì)通機(jī)整機(jī)產(chǎn)品進(jìn)行流場(chǎng)分析及消聲器護(hù)罩輻射傳熱分析，可迅速獲得整機(jī)流場(chǎng)分布性能及消聲器護(hù)罩表面溫度分布，提高開(kāi)發(fā)成功率并減小實(shí)驗(yàn)次數(shù)，對(duì)優(yōu)化消聲器護(hù)罩設(shè)計(jì)、提升產(chǎn)品性能都具有重要的指導(dǎo)意義.

對(duì)于消聲器的數(shù)值模擬和輻射傳熱領(lǐng)域的研究，許多科研工作者采用ANSYS、Fluent、Virtual Lab等軟件進(jìn)行了深入的研究[5-7].如張智輝等[8]采用Fluent軟件對(duì)消聲器內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，評(píng)估消聲器流場(chǎng)對(duì)其消聲性能的影響.張磊[9]采用數(shù)值模擬的思想，應(yīng)用Matlab編程研究了消聲器穿孔管結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)消聲器性能的影響，為消聲器的設(shè)計(jì)與優(yōu)化提供了思路.姜曉光等[10]采用Fluent對(duì)柴油機(jī)缸內(nèi)輻射換熱特性進(jìn)行了分析，驗(yàn)證了輻射換熱計(jì)算的可行性.目前，用于流體分析的軟件主要有Fluent、CFX、STAR-CCM+等，其中，意大利西門子公司旗下的通用流體分析軟件STAR-CCM+具有較高的集成度，是真正的幾何處理、網(wǎng)格劃分、求解器、后處理完全一體化環(huán)境的軟件，高度集成，且具有自帶的多面體網(wǎng)格技術(shù)，可直接生成高質(zhì)量多面體.多面體在促進(jìn)計(jì)算收斂及求解精度方面都有較好的優(yōu)勢(shì).STAR-CCM+具有Thin Mesher網(wǎng)格技術(shù)(薄壁層網(wǎng)格)，對(duì)流固耦合等共軛換熱問(wèn)題，能夠自動(dòng)探測(cè)固體薄件，劃分為高質(zhì)量、均勻分布的類似于棱柱一樣的網(wǎng)格，同時(shí)能大大控制網(wǎng)格數(shù)量，保證能量方程計(jì)算能夠得到很好的收斂.因此，在汽車、發(fā)動(dòng)機(jī)、通用機(jī)械等領(lǐng)域，STAR-CCM+得到了業(yè)界廣泛的使用及認(rèn)可.

本文以某型通機(jī)整機(jī)為研究對(duì)象，基于STAR-CCM+ 11.06流體仿真分析平臺(tái)，對(duì)該型號(hào)通機(jī)不同起動(dòng)器狀態(tài)下的整機(jī)流場(chǎng)及消聲器護(hù)罩輻射傳熱進(jìn)行數(shù)值模擬分析，獲取消聲器護(hù)罩表面的溫度分布，與實(shí)驗(yàn)進(jìn)行對(duì)標(biāo)驗(yàn)證，建立消聲器護(hù)罩輻射傳熱分析方法，為后續(xù)消聲器護(hù)罩前期設(shè)計(jì)與開(kāi)發(fā)提供分析支撐和理論依據(jù).

1 物理模型

某型通機(jī)(三種不同起動(dòng)器狀態(tài))的整機(jī)三維模型采用Unigraphics NX 8.0依據(jù)實(shí)物按照1∶1比例(Siemens PLM Software Company，Italy)建模獲得(如圖1所示).采用STAR-CCM+ 11.06(Siemens PLM Software Company，Italy)對(duì)整機(jī)三維模型進(jìn)行幾何清理并網(wǎng)格劃分，獲得通機(jī)整機(jī)的網(wǎng)格模型(如圖2所示)和通機(jī)整機(jī)外流場(chǎng)計(jì)算域模型(如圖3所示).三種起動(dòng)器狀態(tài)下的通機(jī)網(wǎng)格模型采用相同的網(wǎng)格控制策略進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用相同的邊界條件設(shè)置進(jìn)行整機(jī)消聲器護(hù)罩的輻射傳熱分析.圖4表示消聲器護(hù)罩表面提取的13個(gè)溫度測(cè)量點(diǎn)(實(shí)驗(yàn)和仿真測(cè)量點(diǎn)).常用的溫度測(cè)量方法有紅外熱成像儀、點(diǎn)溫計(jì)、溫度傳感器等[11,12]，本文選用點(diǎn)溫計(jì)進(jìn)行消聲器護(hù)罩溫度的測(cè)量.該通機(jī)三種起動(dòng)器狀態(tài)的測(cè)試環(huán)境為室溫28 ℃，通機(jī)空載運(yùn)行，風(fēng)扇轉(zhuǎn)速為3 000 RPM.

(c)更換起動(dòng)器和消聲器護(hù)罩(C)圖1 整機(jī)三維模型

圖2 整機(jī)共形網(wǎng)格模型(藍(lán)色顯示的為缸 體、箱體及消聲器部件等處理為固體部件)

圖3 整機(jī)外流場(chǎng)計(jì)算模型

(a)A型和B型整機(jī)消聲器護(hù)罩溫度測(cè)量點(diǎn)

(b)C型整機(jī)消聲器護(hù)罩溫度測(cè)量點(diǎn)圖4 整機(jī)消聲器護(hù)罩測(cè)量點(diǎn) (13個(gè))示意圖

2 數(shù)學(xué)模型

流體流動(dòng)滿足三大守恒定律：質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律和能量守恒定律[13].在流體流動(dòng)處于湍流狀態(tài)時(shí)，整個(gè)體系還要遵循湍流運(yùn)輸方程.以上這些守恒定律的數(shù)學(xué)描述，統(tǒng)稱為控制方程.文中選用STAR-CCM+中提供的Realizable k-ε湍流模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算.

湍流控制方程為三維不可壓縮雷諾時(shí)均Navier-Stokes方程：

(1)連續(xù)方程[14]

(1)

(2)動(dòng)量方程(N-S方程)[15]

(2)

(3)能量方程[16]

(3)

式(1)～(3)中：ui、uj是平均速度分量，m/s，xi、xj為坐標(biāo)分量，m；p是流體微元體上的壓力，Pa；μeff是湍流有效黏性系數(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)熱源和由粘性作用引起流體機(jī)械能轉(zhuǎn)變?yōu)闊崮埽琂.

(4)k-ε湍流模型方程[17]

(4)

式(4)中：Gk為速度梯度產(chǎn)生的湍動(dòng)能項(xiàng)，Gb為浮力產(chǎn)生的湍動(dòng)能項(xiàng)，YM表為脈動(dòng)擴(kuò)張項(xiàng)，C1ε,C2ε,C3ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，σk,σε分別為與湍動(dòng)能k和耗散率相對(duì)應(yīng)的Prandtl數(shù)，Sk和Sε為用戶自定義的源項(xiàng).

(5)輻射傳熱模型

本文采用STAR-CCM+ 11.06進(jìn)行消聲器護(hù)罩的輻射傳熱分析.輻射傳熱模型選擇為Surface to Surface Radiation，類型為Gray Thermal Radiation[18].表面A1和表面A2之間的輻射換熱能量的計(jì)算公式為[19]：

(5)

式(5)中：φb12為輻射能量，W；X12、X21為角系數(shù)；A1、A2為表面積，m2；Eb1、Eb2為輻射能力，W/m2.

通機(jī)整機(jī)固體計(jì)算域模型中任意兩個(gè)表面，若其表面面積和溫度作為已知條件，那么角系數(shù)一旦確定，就可以求出輻射換熱能量.因此問(wèn)題的關(guān)鍵為求解并確定角系數(shù)[19].STAR-CCM+中可以通過(guò)View factor Calculator計(jì)算角系數(shù)，通過(guò)固體熱邊界條件(溫度和換熱系數(shù))的輸入設(shè)置即可計(jì)算受熱輻射部件的表面溫度，獲取固體部件的輻射溫度場(chǎng).

3 模型求解

本文某型通機(jī)整機(jī)消聲器護(hù)罩輻射傳熱分析采用穩(wěn)態(tài)分析，湍流模型選擇為Realizablek-ε湍流模型，計(jì)算域的壁面參數(shù)采用STAR-CCM+推薦的Two-Layer All y+Wall Treatment 設(shè)置.流體計(jì)算域網(wǎng)格采用多面體網(wǎng)格和邊界層網(wǎng)格(3層)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，固體計(jì)算域網(wǎng)格采用多面體網(wǎng)格和薄壁層網(wǎng)格(5層)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格細(xì)化和網(wǎng)格控制策略采用已建立的網(wǎng)格參數(shù)細(xì)化方法進(jìn)行設(shè)置[1].生成的流體計(jì)算域網(wǎng)格約為550萬(wàn)，固體域計(jì)算網(wǎng)格約100萬(wàn).消聲器護(hù)罩輻射傳熱分析的相關(guān)邊界條件設(shè)置如下：

(1)旋轉(zhuǎn)域：風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)速度為3 000 RPM，處理為Moving Reference Frame(MRF)；

(2)流體域：消聲器入口流量為1.016 g/s(實(shí)測(cè)數(shù)據(jù))(質(zhì)量流量入口)，入口溫度為280 ℃；空濾器出口流量為1.016 g/s，出口溫度為40 ℃；虛擬計(jì)算域入口設(shè)置為滯止入口(Stagnation Inlet)，出口設(shè)置為壓力出口(Pressure Outlet)；實(shí)驗(yàn)測(cè)試環(huán)境溫度為28 ℃；流體屬性選擇為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下理想氣體(Ideal Gas)，定壓比熱容為1 003.62 J/kg·K，導(dǎo)熱系數(shù)為0.027 W/m·K，動(dòng)力粘度為1.85×10-5Pa·s.

(3)輻射邊界：輻射邊界(發(fā)射率、吸收率等)可以在流體側(cè)加載，也可加載于固體側(cè)進(jìn)行輻射分析.本文輻射邊界加載于流體側(cè).缸體、箱體的輻射發(fā)射率設(shè)置為0.5；消聲器各部件的材料為ST14，輻射發(fā)射率設(shè)置為0.5.依據(jù)《傳熱學(xué)》中“大部分非金屬材料輻射發(fā)射率都很高，一般在0.85～0.95之間，且與表面狀況(包括顏色在內(nèi))的關(guān)系不大，在缺乏資料時(shí)，可近似地取作0.9″，因此，本文在進(jìn)行整機(jī)消聲器護(hù)罩輻射傳熱計(jì)算中，油箱、風(fēng)扇罩、空濾器等非金屬材料的輻射發(fā)射率取值為0.9[20].

(4)固體域：輻射傳熱分析中缸體、箱體、消聲器部件等處理為固體，缸體、箱體的材料為ADC12，密度為2 800 kg/m3，定壓比熱容為880 J/kg·K，導(dǎo)熱系數(shù)為190 W/m·K；消聲器各部件的材料為ST14，密度為7 830 kg/m3，定壓比熱容為434 J/kg·K，導(dǎo)熱系數(shù)為65 W/m·K.固體計(jì)算域熱邊界設(shè)置依據(jù)燃燒分析結(jié)果進(jìn)行設(shè)定.其中，缸體、箱體內(nèi)部表面(internal surface)熱邊界設(shè)置為：溫度80 ℃，對(duì)流換熱系數(shù)100 W/m2·K；缸套及燃燒面的區(qū)域劃分如圖5所示，缸套三個(gè)區(qū)(Cylinder-up、Cylinder-middle、Cylinder-down)加載的溫度分別為200 ℃、225 ℃、250 ℃，對(duì)流換熱系數(shù)都設(shè)置為300 W/m2·K；進(jìn)排氣道(Intake Pipe、Exhaust Pipe)、燃燒室面四個(gè)區(qū)(火花塞Sparkplug、燃燒室Zone1、燃燒室Zone2、燃燒室Zone3)按空載運(yùn)行狀態(tài)下加載溫度及對(duì)流換熱系數(shù)，加載的溫度分別為100 ℃、500 ℃、750 ℃、650 ℃、600 ℃、550 ℃，對(duì)應(yīng)的對(duì)流換熱系數(shù)分別為100 W/m2·K、500 W/m2·K、700 W/m2·K、700 W/m2·K、650 W/m2·K、650 W/m2·K.

圖5 熱邊界加載區(qū)域示意圖

4 模擬結(jié)果及分析

4.1 共形網(wǎng)格與非共形網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果對(duì)比

圖6表示共形網(wǎng)格模型和非共形網(wǎng)格模型下消聲器護(hù)罩各測(cè)量點(diǎn)溫度變化曲線圖.將流體計(jì)算域模型和固體計(jì)算域模型一起劃分網(wǎng)格，設(shè)置相同的網(wǎng)格基準(zhǔn)尺寸和最小尺寸，采用自定義控制對(duì)流體域側(cè)禁用薄壁層網(wǎng)格模型(Part Control)，固體域禁用邊界層網(wǎng)格模型(Surface Control)，網(wǎng)格劃分完成后即形成共形網(wǎng)格.共形網(wǎng)格和非共形網(wǎng)格作為流固耦合計(jì)算的兩種網(wǎng)格類型，在網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)上進(jìn)行數(shù)據(jù)交互或插值計(jì)算時(shí)，共形網(wǎng)格模型下，固體計(jì)算域的網(wǎng)格與流體計(jì)算域的網(wǎng)格完全重合，兩者間可以通過(guò)重合的網(wǎng)格單元進(jìn)行更好的數(shù)據(jù)交互.從圖6可以看出，共形網(wǎng)格模型下消聲器護(hù)罩各測(cè)量點(diǎn)溫度仿真值與實(shí)驗(yàn)值間的誤差較小，表明共形網(wǎng)格模型下的溫度計(jì)算精度更高.

(a)A型起動(dòng)器下消聲器護(hù)罩溫度變化曲線圖

(b)B型起動(dòng)器下消聲器護(hù)罩溫度變化曲線圖

(c)C型起動(dòng)器下消聲器護(hù)罩溫度變化曲線圖圖6 消聲器護(hù)罩測(cè)量點(diǎn)溫度變化曲線

4.2 邊界條件設(shè)置對(duì)消聲器護(hù)罩溫度計(jì)算結(jié)果的影響

4.2.1 空濾器流量、消聲器流量及消聲器出口溫度

圖7表示不同流量及消聲器出口溫度狀態(tài)下消聲器護(hù)罩測(cè)量點(diǎn)溫度變化曲線圖.空濾器及消聲器流量1.016 g/s為實(shí)測(cè)邊界條件換算的流量值，消聲器出口溫度280 ℃為實(shí)測(cè)溫度值.從圖7中可以看出，實(shí)測(cè)狀態(tài)下的消聲器護(hù)罩溫度仿真值與護(hù)罩溫度實(shí)驗(yàn)值的變化趨勢(shì)基本一致.流量及出口溫度變化，對(duì)消聲器護(hù)罩溫度仿真結(jié)果具有一定的影響，流量及出口溫度增大，消聲器護(hù)罩溫度仿真值增大.

圖7 流量及排溫對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響

4.2.2 材料輻射發(fā)射率的影響

圖8表示材料不同輻射發(fā)射率下消聲器護(hù)罩測(cè)量點(diǎn)溫度變化曲線圖.從圖8中可以看出，材料輻射發(fā)射率減小，消聲器護(hù)罩溫度降低，材料輻射發(fā)射率增大，消聲器護(hù)罩溫度增大.整體上分析，三種輻射發(fā)射率條件下獲得的消聲器護(hù)罩仿真溫度值間存在的差異不大，原因是通機(jī)整機(jī)的溫度不大，通過(guò)輻射作用產(chǎn)生的熱量就不會(huì)存在較明顯的差異.本文采用的材料輻射發(fā)射率值(固體部件)都為0.5，該輻射發(fā)射率下的消聲器護(hù)罩溫度仿真結(jié)果間的誤差較小.

圖8 材料輻射發(fā)射率對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響

4.2.3 缸頭熱邊界的影響

圖9表示不同缸頭熱邊界設(shè)置狀態(tài)下(缸體中缸套及其燃燒室區(qū)域的溫度邊界及換熱系數(shù)邊界)消聲器護(hù)罩測(cè)量點(diǎn)溫度變化曲線圖.從圖9中可以看出，依據(jù)實(shí)際熱邊界進(jìn)行數(shù)值模擬獲得的消聲器護(hù)罩溫度結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值間的誤差較小.熱邊界溫度減小，輻射傳熱過(guò)程中形成的輻射能量傳遞減小，消聲器護(hù)罩溫度值降低；熱邊界溫度增大，則消聲器護(hù)罩溫度值增大.

圖9 缸頭熱邊界設(shè)置對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響

4.2.4 重力模型的影響

該型通機(jī)整機(jī)為垂直軸發(fā)動(dòng)機(jī)，因此在計(jì)算過(guò)程中可以考慮重力模型對(duì)消聲器護(hù)罩溫度計(jì)算結(jié)果的影響.圖10表示重力模型設(shè)置狀態(tài)下消聲器護(hù)罩測(cè)量點(diǎn)溫度變化曲線圖.從圖10中可以看出，重力模型的設(shè)置對(duì)消聲器護(hù)罩溫度值沒(méi)有顯著的影響.因此，后續(xù)分析忽略重力模型對(duì)消聲器護(hù)罩溫度值的影響.

圖10 重力模型對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響

4.2.5 邊界層網(wǎng)格及薄壁層網(wǎng)格的影響

實(shí)際求解計(jì)算過(guò)程中，網(wǎng)格的細(xì)化及其網(wǎng)格質(zhì)量對(duì)求解精度具有一定的影響.本文網(wǎng)格劃分已按照建立的通機(jī)網(wǎng)格參數(shù)控制策略進(jìn)行相應(yīng)的網(wǎng)格細(xì)化，具有較好的求解精度.而鑒于溫度場(chǎng)的流固耦合計(jì)算問(wèn)題中，邊界層網(wǎng)格和薄壁層網(wǎng)格對(duì)整機(jī)流固耦合溫度場(chǎng)計(jì)算求解精度和效率都有一定的影響，因此在已有的網(wǎng)格控制策略下探究邊界層網(wǎng)格及薄壁層網(wǎng)格層數(shù)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響是非常重要的[21,22].
圖11表示模型邊界層網(wǎng)格層數(shù)與薄壁層網(wǎng)格層數(shù)對(duì)消聲器護(hù)罩溫度計(jì)算結(jié)果的影響.從圖11中可以看出，不同薄壁層網(wǎng)格層數(shù)下消聲器護(hù)罩溫度仿真值基本一致；邊界層網(wǎng)格層數(shù)對(duì)消聲器護(hù)罩溫度的計(jì)算結(jié)果具有顯著的影響，計(jì)算域模型的邊界層層數(shù)為6層時(shí)消聲器護(hù)罩溫度仿真值與實(shí)驗(yàn)值更吻合，誤差減小.因此，后續(xù)分析中采用邊界層網(wǎng)格層數(shù)6層、薄壁層網(wǎng)格層數(shù)5層進(jìn)行分析，減小仿真值與實(shí)驗(yàn)值間的誤差.

(a)6層邊界層網(wǎng)格局部放大圖

(b)8層薄壁層網(wǎng)格局部放大圖

(c)消聲器護(hù)罩各測(cè)量點(diǎn)溫度變化曲線圖11 邊界層及薄壁層網(wǎng)格 對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響

4.2.6 綜合邊界因素的影響

圖12表示流量為空濾器及消聲器流量為1.016 g/s，消聲器出口溫度280 ℃，邊界層網(wǎng)格層數(shù)6層，薄壁層網(wǎng)格層數(shù)5層，流體域和固體域網(wǎng)格共形下消聲器護(hù)罩溫度仿真值與實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比曲線圖.從圖12中可以看出，調(diào)試后的仿真計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的變化趨勢(shì)更接近，兩者間的誤差減小.因此，將該設(shè)置作為基準(zhǔn)設(shè)置，進(jìn)行三種型號(hào)起動(dòng)器狀態(tài)的(A型、B型、C型)通機(jī)消聲器護(hù)罩輻射傳熱分析.

圖12 消聲器護(hù)罩溫度仿真值 與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比曲線

4.3 整機(jī)流場(chǎng)分析計(jì)算結(jié)果

圖13表示不同起動(dòng)器狀態(tài)下整機(jī)表面風(fēng)速分布云圖.從圖13中可以看出，三種起動(dòng)器狀態(tài)下的整機(jī)表面風(fēng)速分布趨勢(shì)基本一致.

(a)A型起動(dòng)器下整機(jī)表面風(fēng)速分布圖

(b)B型起動(dòng)器下整機(jī)表面風(fēng)速分布圖

(c)C型起動(dòng)器下整機(jī)表面風(fēng)速分布圖圖13 整機(jī)表面風(fēng)速分布圖

4.4 輻射傳熱分析計(jì)算結(jié)果

4.4.1 整機(jī)溫度場(chǎng)分布

圖14為不同起動(dòng)器狀態(tài)下整機(jī)固體部件溫度分布云圖.三種起動(dòng)器狀態(tài)下的固體部件溫度場(chǎng)分布趨勢(shì)基本一致.消聲器護(hù)罩前側(cè)(正對(duì)冷卻風(fēng)扇側(cè))的溫度降低，則背側(cè)(背離冷卻風(fēng)扇側(cè))的溫度較高.造成這種現(xiàn)象的原因是風(fēng)扇吹出的冷卻風(fēng)較多地沖刷在消聲器護(hù)罩前側(cè)上，具有較好的冷卻作用，而消聲器護(hù)罩靠近火花塞高溫部件，且此側(cè)的冷卻風(fēng)較少，未得到較好的冷卻.A型整機(jī)火花塞溫度仿真結(jié)果為180 ℃，實(shí)際測(cè)量溫度為175 ℃，仿真值與實(shí)驗(yàn)值相差較小.

(a)A型起動(dòng)器下整機(jī)溫度分布圖

(b)B型起動(dòng)器下整機(jī)溫度分布圖

(c)C型起動(dòng)器下整機(jī)溫度分布圖圖14 整機(jī)溫度分布云圖

4.4.2 消聲器護(hù)罩溫度場(chǎng)分布

圖15為不同起動(dòng)器狀態(tài)下消聲器護(hù)罩溫度分布云圖.從圖15中可以看出，不同起動(dòng)器狀態(tài)下的消聲器護(hù)罩溫度分布趨勢(shì)基本相同.消聲器護(hù)罩正對(duì)風(fēng)扇的那側(cè)溫度較低，遠(yuǎn)離風(fēng)扇側(cè)溫度較高.原因是正對(duì)風(fēng)扇側(cè)具有較多的冷卻風(fēng)沖刷在消聲器護(hù)罩上，具有一定的冷卻作用.三種起動(dòng)器狀態(tài)下消聲器護(hù)罩平均溫度在60 ℃～70 ℃之間，溫度分布合理，表明該消聲器護(hù)罩的設(shè)計(jì)可行.

(a)A起動(dòng)器狀態(tài)下護(hù)罩溫度分布云圖

(b)B起動(dòng)器狀態(tài)下護(hù)罩溫度分布云圖

(c)C起動(dòng)器狀態(tài)下護(hù)罩溫度分布云圖圖15 消聲器護(hù)罩溫度分布云圖

4.4.3 消聲器護(hù)罩輻射能量場(chǎng)分布

圖16為不同起動(dòng)器狀態(tài)下消聲器護(hù)罩輻射能量分布云圖.從圖16中可以看出，不同起動(dòng)器狀態(tài)下的消聲器護(hù)罩輻射能量分布趨勢(shì)基本一致.消聲器護(hù)罩遠(yuǎn)離風(fēng)扇側(cè)的輻射能量較大，在溫度場(chǎng)中此側(cè)對(duì)應(yīng)的溫度較高.

(a)A起動(dòng)器狀態(tài)下護(hù)罩輻射能量分布云圖

(b)B起動(dòng)器狀態(tài)下護(hù)罩輻射能量分布云圖

(c)C起動(dòng)器狀態(tài)下護(hù)罩輻射能量分布云圖圖16 消聲器護(hù)罩輻射能量分布云圖

4.5 實(shí)驗(yàn)對(duì)標(biāo)驗(yàn)證

圖17為不同起動(dòng)器狀態(tài)下消聲器護(hù)罩各測(cè)量點(diǎn)溫度仿真值與實(shí)驗(yàn)溫度值的對(duì)比曲線圖.從圖17中可以看出，消聲器護(hù)罩溫度仿真值與護(hù)罩溫度實(shí)驗(yàn)值的變化趨勢(shì)基本一致，表明本文數(shù)值模擬計(jì)算的護(hù)罩溫度值具有一定的可行性，模擬結(jié)果可以有效地預(yù)測(cè)消聲器護(hù)罩表面溫度分布情況，評(píng)估溫度值的合理性，可為消聲器護(hù)罩前期的設(shè)計(jì)及開(kāi)發(fā)提供分析支撐，減小實(shí)驗(yàn)次數(shù)及開(kāi)發(fā)成本.

圖17中，溫度仿真值與實(shí)驗(yàn)值具有一定的誤差，產(chǎn)生誤差的原因可能是三維模型數(shù)據(jù)的簡(jiǎn)化處理(未考慮螺釘、線束、小型板件等)、材料輻射發(fā)射率的選取、穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果差異、仿真溫度測(cè)量點(diǎn)的提取與實(shí)驗(yàn)測(cè)量點(diǎn)的差異等.實(shí)際情況下，材料輻射發(fā)射率率是隨著溫度、材料表面狀態(tài)及顏色是變化的，整個(gè)計(jì)算過(guò)程依據(jù)實(shí)際運(yùn)行工況應(yīng)為整機(jī)系統(tǒng)級(jí)瞬態(tài)熱管理分析計(jì)算，且應(yīng)盡可能將通機(jī)整體部件都考慮成固體部件，從而進(jìn)行整機(jī)熱管理分析計(jì)算(輻射溫度場(chǎng)分析)，使數(shù)值仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果更接近.

(a)A型起動(dòng)器下護(hù)罩實(shí)驗(yàn)溫度值與模擬值對(duì)比

(b)B型起動(dòng)器下護(hù)罩實(shí)驗(yàn)溫度值與模擬值對(duì)比

(c)C型起動(dòng)器下護(hù)罩實(shí)驗(yàn)溫度值與模擬值對(duì)比圖17 某型整機(jī)消聲器護(hù)罩實(shí)驗(yàn) 溫度值與模擬值對(duì)比曲線圖

5 結(jié)論

(1)采用STAR-CCM+對(duì)通機(jī)消聲器護(hù)罩進(jìn)行溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬，與點(diǎn)溫計(jì)測(cè)量的消聲器護(hù)罩表面溫度的實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行了對(duì)比研究，驗(yàn)證了本文采用的輻射傳熱分析方法具有一定的可行性，可有效地預(yù)測(cè)消聲器護(hù)罩表面的溫度分布情況.

(2)共形網(wǎng)格具有較好的計(jì)算求解精度；依據(jù)消聲器護(hù)罩溫度仿真值與實(shí)驗(yàn)值間的對(duì)比分析，得出材料輻射反射率、熱邊界條件、邊界層網(wǎng)格對(duì)消聲器護(hù)罩溫度的計(jì)算結(jié)果具有顯著的影響；薄壁層網(wǎng)格、重力模型對(duì)溫度仿真結(jié)果的影響較小.

(3)不同起動(dòng)器狀態(tài)下消聲器護(hù)罩溫度和輻射能量分布趨勢(shì)基本相同，遠(yuǎn)離風(fēng)扇側(cè)的輻射能量大，溫度較高.消聲器護(hù)罩溫度仿真值與實(shí)驗(yàn)值產(chǎn)生誤差的原因主要是材料輻射發(fā)射率的選取、幾何模型的簡(jiǎn)化及求解模式(穩(wěn)態(tài))的選取.

(4)采用計(jì)算流體力學(xué)的數(shù)值模擬方法可以有效預(yù)測(cè)消聲器護(hù)罩表面溫度分布，評(píng)估溫度值的合理性，可為消聲器護(hù)罩的設(shè)計(jì)與開(kāi)發(fā)提供分析支撐，減小實(shí)驗(yàn)次數(shù)，降低開(kāi)發(fā)成本，達(dá)到溫度法規(guī)要求.