發(fā)動機(jī)冷卻水套流場及考慮沸騰的共軛傳熱分析

譚禮斌， 袁越錦*， 徐英英， 袁月定

(1.陜西科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 陜西 西安 710021; 2.湖南財政經(jīng)濟(jì)學(xué)院 數(shù)學(xué)與統(tǒng)計學(xué)院， 湖南 長沙 410205)

0 引言

隨著發(fā)動機(jī)不斷向高功率、高壓縮比的方向發(fā)展，其動力性能的猛增必然會導(dǎo)致發(fā)動機(jī)因高熱負(fù)荷引起的熱疲勞失效機(jī)率也顯著增加[1].因此，為確保發(fā)動機(jī)高溫部件得到較好的冷卻，對發(fā)動機(jī)冷卻水套流動及傳熱特性進(jìn)行預(yù)測及冷卻性能評估具有重要的意義.依照冷卻水套內(nèi)冷卻液流速分配要求，整體水套平均流速不低于0.5 m/s，鼻梁區(qū)及排氣區(qū)域冷卻液流速不能低于1 m/s，冷卻水套設(shè)計要保證冷卻液流動的均勻性及高溫區(qū)域的重點冷卻[2].為了獲得合理的冷卻水套結(jié)構(gòu)，通常需要對冷卻水套內(nèi)冷卻性能進(jìn)行評估及依據(jù)流速分布進(jìn)行水套結(jié)構(gòu)改進(jìn).隨著CFD分析方法在發(fā)動機(jī)冷卻水套流場模擬上的廣泛應(yīng)用，采用CFD分析軟件對冷卻水套進(jìn)行CFD仿真計算，并依據(jù)流場結(jié)果優(yōu)化缸孔布置、水套流道結(jié)構(gòu)的“虛擬仿真開發(fā)”方法得到了學(xué)者們的廣泛認(rèn)可[3-5].如Wahono等[6]基于CFD技術(shù)對發(fā)動機(jī)缸內(nèi)流動進(jìn)行了數(shù)值模擬及實驗驗證，證明了CFD預(yù)測結(jié)果的有效性.Gavali等[7]對比分析了不同水套結(jié)構(gòu)間的差異，為水套結(jié)構(gòu)的優(yōu)化提供了仿真數(shù)據(jù)支撐.畢玉華等[8]采用CFD技術(shù)研究了發(fā)動機(jī)水套內(nèi)冷卻液流動均勻性對結(jié)構(gòu)熱變形的影響，為水套的結(jié)構(gòu)改進(jìn)提供了理論指導(dǎo).由國內(nèi)外的研究來看，CFD技術(shù)已成為學(xué)者們研究發(fā)動機(jī)冷卻水套流動及傳熱特性的重要手段[9-10].

本文以某雙缸發(fā)動機(jī)為研究對象，采用CFD軟件STAR-CCM+對冷卻水套內(nèi)冷卻液流動及傳熱特性進(jìn)行分析，并依據(jù)流場分析結(jié)果對冷卻水套缸孔布置進(jìn)行調(diào)整，提升兩缸冷卻均勻性；運(yùn)用共軛傳熱分析方法建立發(fā)動機(jī)流固耦合模型，研究沸騰傳熱對發(fā)動機(jī)固體溫度場的影響.研究結(jié)果可為發(fā)動機(jī)冷卻水套結(jié)構(gòu)改進(jìn)及發(fā)動機(jī)固體溫度預(yù)測提供理論方法指導(dǎo).

1 冷卻水套CFD分析

1.1 物理模型

圖1為冷卻水套計算域模型.圖2為發(fā)動機(jī)缸頭、缸頭墊片及缸體固體域模型.冷卻水套流體域模型的網(wǎng)格采用多面體網(wǎng)格和壁面邊界層網(wǎng)格技術(shù)生成，網(wǎng)格數(shù)量為350萬；缸頭、缸頭墊片及缸體固體域模型采用多面體網(wǎng)格技術(shù)生成，網(wǎng)格數(shù)量為700萬.冷卻水套與發(fā)動機(jī)固體間的熱量通過形成的交界面進(jìn)行傳遞[11,12].為了實現(xiàn)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確交互，通常采用體加密(Block refinement control)或面加密(Surface refinement control)方法對缸頭燃燒室面、水套鼻梁區(qū)、水套的缸墊上水孔及液固交界面等關(guān)鍵區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，從而得到最終網(wǎng)格模型.流體域和固體域采用共同的網(wǎng)格控制參數(shù)，固體域禁用邊界層網(wǎng)格，從而實現(xiàn)流體域與固體域間網(wǎng)格共形.共形網(wǎng)格(Conformal mesh)下固體域網(wǎng)格節(jié)點與流體域網(wǎng)格節(jié)點完全重合，有利于液固界面的數(shù)據(jù)交互，且共形網(wǎng)格的計算精度更高[13].

圖1 冷卻水套流體域模型

圖2 缸頭、缸體固體域模型

1.2 數(shù)學(xué)模型及邊界條件

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，冷卻液溫度為80 ℃，動力粘度為0.000 82 Pa·s，密度為1 030 kg/m3.假設(shè)冷卻液在整個冷卻水套中的流動為不可壓縮的粘性湍流流動.湍流模型選擇STAR-CCM+中 的 realizable two-layer k-epsilon模型，流體流動遵循連續(xù)性方程、能量方程及動量方程[14-16].采用SIMPLE算法求解連續(xù)性方程、動量守恒方程、能量守恒方程及湍流模型方程等，方程迭代求解收斂后即認(rèn)為計算完成.

冷卻水套入口邊界設(shè)置為質(zhì)量入口邊界，值為515 g/s ，對應(yīng)體積流量為 30 L/min；出口設(shè)置為壓力出口邊界，值為0 Pa(相對壓力).冷卻水套和發(fā)動機(jī)間的共軛傳熱采用流固耦合分析方法實現(xiàn)，完成水套流場和發(fā)動機(jī)溫度場的全仿真分析[17].溫度場分析中考慮沸騰換熱對溫度場的影響，沸騰模型采用發(fā)動機(jī)溫度場計算中廣泛應(yīng)用的Chen模型[18,19].為了使發(fā)動機(jī)固體壁面熱邊界條件定義合理準(zhǔn)確，對缸套內(nèi)壁邊界和燃燒室邊界條件都采用分區(qū)段的方式進(jìn)行定義，主要定義固體缸套壁面、燃燒室壁面及進(jìn)排氣道壁面的溫度和換熱系數(shù)，實現(xiàn)固體間熱傳導(dǎo)的計算.壁面溫度和換熱系數(shù)的設(shè)置目的是為了實現(xiàn)固體溫度場的計算[20].圖3為缸套分區(qū)、燃燒室分區(qū)及進(jìn)氣道分區(qū)示意圖.這些固體壁面熱邊界參數(shù)值采用經(jīng)驗值和缸內(nèi)燃燒平均值給定[21].熱邊界的溫度和換熱系數(shù)參數(shù)設(shè)置如表1[22-24]所示.表中換熱系數(shù)為經(jīng)驗邊界初設(shè)置和經(jīng)過溫度計算結(jié)果反復(fù)調(diào)試確定的[25].

圖3 缸套分區(qū)、燃燒室分區(qū)及進(jìn)排氣道示意圖

表1 熱邊界參數(shù)設(shè)置

續(xù)表1

序號熱邊界面名稱溫度/℃換熱系數(shù)/(W/m2·K)8缸套上2804409缸套中26043010缸套下24042011缸頭外表面405012缸體外表面405013缸頭墊片280440

1.3 評價指標(biāo)

對于冷卻水套高溫區(qū)域的冷卻液流動而言，流入其中的冷卻液流速分布越均勻，表明冷卻液流動分布越好，有利于高溫區(qū)域的均勻冷卻.冷卻液流動分布均勻性通常選擇速度均勻性系數(shù)作為評價指標(biāo)[26].速度均勻性系數(shù)的計算公式如下：

(1)

對于兩缸冷卻均勻性，采用兩缸缸溫溫度差評估兩缸的冷卻均勻性.計算公式如下：

ΔT=Tmax-Tmin

(2)

式(2)中：ΔT為兩缸缸溫溫度差值，℃；Tmax為兩缸中較高的缸溫值，℃；Tmin為兩缸中較低的缸溫值，℃.ΔT值越小表示兩缸缸溫差值越小，冷卻均勻性越好，有利于雙缸發(fā)動機(jī)的正常運(yùn)行.

2 冷卻水套CFD模擬結(jié)果分析

2.1 網(wǎng)格無關(guān)性及模型驗證

為了避免網(wǎng)格帶來的計算誤差，開展了網(wǎng)格無關(guān)性研究.從圖4(a)所示的網(wǎng)格無關(guān)性研究結(jié)果可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量(流體網(wǎng)格和固體網(wǎng)格之和)達(dá)到1 000萬個以上時，冷卻液出口溫度基本趨于定值.由此可見，網(wǎng)格數(shù)量控制在1 000萬個以上可獲得較準(zhǔn)確的結(jié)果.本計算過程中的網(wǎng)格數(shù)量合計為1 050 萬個.為驗證CFD分析模型的有效性，對發(fā)動機(jī)水套出口冷卻液溫度的實測值(發(fā)動機(jī)熱管理臺架實驗獲取[27-29])與CFD仿真值和進(jìn)出口壓差的實測值與CFD仿真值進(jìn)行了對比分析，結(jié)果如圖4(b)和圖4(c)所示.發(fā)動機(jī)出口冷卻液溫度實測值為83.5 ℃，CFD仿真值為85 ℃，誤差約為2%.壓差計測量獲得的進(jìn)出口壓差值為39.5 kPa，CFD仿真值為41.8 kPa，誤差約為6%.仿真值與實測值間的誤差皆在可接受的范圍內(nèi)，表明本文構(gòu)建的冷卻水套CFD計算模型可獲得可靠的流場及溫度場結(jié)果.

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性及模型驗證

2.2 冷卻水套流場特性

圖5為冷卻水套速度流線圖.從圖中冷卻液流動來看，流動較好，基本不存在流動死區(qū).從兩缸冷卻均勻性來看，左缸排氣側(cè)區(qū)域及上鼻梁區(qū)區(qū)域的冷卻液流速相比右缸同區(qū)域的流速低，易導(dǎo)致兩缸冷卻不均勻，缸溫存在較大差異.

圖6為冷卻水套內(nèi)各截面速度分布云圖.從圖6(a)可以看出，缸體進(jìn)氣側(cè)水套表面速度與排氣側(cè)表面速度存在明顯的差異，進(jìn)氣側(cè)表面速度明顯較小.圖6(b)中顯示兩缸銜接處的中間區(qū)域速度較小，不利于該區(qū)域的冷卻.

圖5 冷卻水套冷內(nèi)冷卻液速度流線圖

圖6 冷卻水套各截面速度分布云圖

2.3 冷卻水套結(jié)構(gòu)改進(jìn)及流場特性對比

為了改善原冷卻水套兩缸冷卻不均勻、進(jìn)氣側(cè)缸體水套較低及兩缸間冷卻流速低的問題，對原水套缸孔布置及大小進(jìn)行了改進(jìn)，形成了圖7(b)的新水套缸孔布置方案.改動點為刪除了原缸孔8(GH8)、增加缸孔(新缸孔布置中的GH8、GH9)、原水套缸孔1(GH1)和缸孔2(GH2)的流通面積減小20 mm2.改動的目的是平衡兩缸排氣側(cè)下鼻梁區(qū)冷卻液流動、讓更多的冷卻液從缸體水套環(huán)繞一圈后再從缸孔1、缸孔2流進(jìn)，再流向缸頭上鼻梁區(qū)，保證缸體水套冷卻的同時，讓更多的冷卻液流向缸頭上鼻梁區(qū).在兩缸連接處增加了缸孔，用于改善缸間區(qū)域的冷卻.

圖7 冷卻水套缸孔布置改進(jìn)方案 (注：GH表示缸孔)

圖8為冷卻水套改進(jìn)后的冷卻液速度流線圖.改進(jìn)后，兩缸排氣側(cè)區(qū)域及缸頭上鼻梁區(qū)的冷卻液流動均勻性有改善，利于降低兩缸冷卻的差異.

圖8 冷卻水套改進(jìn)后的冷卻液速度流線圖

圖9為冷卻水套改進(jìn)后各截面的速度分布云圖.改進(jìn)后冷卻水套進(jìn)氣側(cè)缸體水套表面速度分布得到明顯的改善，兩缸排氣側(cè)下鼻梁區(qū)冷卻液流速分布基本一致，且缸間區(qū)域的冷卻液流速也略有改善，表明改進(jìn)后水套的冷卻液流動均勻性有改善，有利于保證兩缸間的同等冷卻.

圖9 冷卻水套改進(jìn)后各截面速度分布云圖

圖10為鼻梁區(qū)截面速度均勻性對比分析和左右缸缸溫實測差值(發(fā)動機(jī)熱管理臺架熱平衡實驗).新水套結(jié)構(gòu)兩缸鼻梁區(qū)的速度均勻性提升，左右缸的速度均勻性差距減小.原水套左右缸溫度差約為6.5 ℃，改進(jìn)后左右缸溫度差約為2.5 ℃，改進(jìn)后的水套兩缸冷卻均勻性得到明顯改善.

圖11為冷卻水套優(yōu)化前后冷卻水套內(nèi)部氣泡分?jǐn)?shù)對比圖.原冷卻水套局部沸騰產(chǎn)生的氣泡分?jǐn)?shù)與改進(jìn)后冷卻水套局部沸騰產(chǎn)生的氣泡分?jǐn)?shù)差異不大，改進(jìn)后冷卻水套沸騰區(qū)域比原冷卻水套沸騰區(qū)域略小.

換熱系數(shù) HTC(Heat Transfer coefficient)是指在穩(wěn)定的傳熱條件下，維護(hù)結(jié)構(gòu)兩側(cè)空氣溫差為 1 ℃，單位時間通過單位面積傳遞的熱量，反映了傳熱過程的強(qiáng)弱.換熱系數(shù)能夠很好地表征冷卻水套的冷卻能力.換熱系數(shù)與冷卻液的流動速度緊密相關(guān)，換熱系數(shù)越大，代表該區(qū)域冷卻液流速越大，換熱能力強(qiáng)，冷卻效果佳[30].圖12為冷卻水套改進(jìn)前后對流換熱系數(shù)分布云圖對比.冷卻水套流體側(cè)對流換熱系數(shù)越大，表明對流換熱能力越強(qiáng).由圖12可看出，冷卻水套改進(jìn)后對流換熱系數(shù)分布略比原冷卻水套的對流換熱系數(shù)分布好，且兩缸換熱系數(shù)分布基本趨于一致，而原冷卻水套右缸在鼻梁區(qū)的散熱系數(shù)分布明顯優(yōu)于左缸鼻梁區(qū)的散熱系數(shù)分布，導(dǎo)致兩缸冷卻不均勻的結(jié)果.冷卻水套結(jié)構(gòu)改進(jìn)后，兩缸冷卻均勻性得到改善，有利于保證兩缸溫度的一致性.圖13中6個監(jiān)測點的換熱系數(shù)對比可看出改進(jìn)后監(jiān)測點1、2、3的換熱系數(shù)比改進(jìn)前明顯提升，改進(jìn)后監(jiān)測點4、5、6的換熱系數(shù)與改進(jìn)前基本相當(dāng)或略有提升，表明冷卻水套改進(jìn)后散熱性能提升，對流換熱能力增強(qiáng)，可帶走固體壁面更多的熱量，改善發(fā)動機(jī)的整體冷卻效果.

圖10 冷卻水套改進(jìn)前后速度均勻性及缸溫差值對比

圖11 冷卻水套改進(jìn)前后氣泡分?jǐn)?shù)分布云圖

圖12 冷卻水套改進(jìn)前后對流換熱系數(shù)分布云圖

圖13 冷卻水套改進(jìn)前后對流換熱系數(shù)對比曲線

3 固體溫度場結(jié)果分析

水套改進(jìn)后冷卻水套局部沸騰區(qū)域略有減小，但仍然存在局部區(qū)域產(chǎn)生沸騰現(xiàn)象.針對改進(jìn)后的冷卻水套模型，在采用共軛傳熱分析方法建立冷卻水套與發(fā)動機(jī)固體之間的流固耦合傳熱模型時，將沸騰模型加入到仿真模擬過程中進(jìn)行計算，研究沸騰傳熱對冷卻水套溫度場及發(fā)動機(jī)固體溫度場的影響，同時為了探究改進(jìn)后冷卻水套局部沸騰現(xiàn)象在發(fā)動機(jī)整體溫度分布上的有利或惡化表現(xiàn).通過對比分析無相變與有沸騰相變的溫度場計算結(jié)果，獲得局部沸騰相變對冷卻水套對流換熱性能的影響，為后續(xù)類似發(fā)動機(jī)冷卻水套開發(fā)提供理論參考.

圖14為冷卻水套壁面溫度分布云圖.由圖14可看出，考慮沸騰傳熱模型后，冷卻水套壁面高溫區(qū)域面積減少，壁面最高溫度值比不考慮沸騰時壁面最高溫度值低5 ℃.流動沸騰傳熱過程的總傳熱量等于單相液對流傳熱量與沸騰傳熱量之和.考慮沸騰后水套壁面溫度降低5 ℃，表明高溫區(qū)局部沸騰可適當(dāng)強(qiáng)化該區(qū)域的換熱能力，而大面積區(qū)域沸騰可能會惡化散熱，導(dǎo)致水套散熱不均勻.因此，在水套初設(shè)計及優(yōu)化時，一般按照高溫區(qū)域和整體區(qū)域的流速準(zhǔn)則(高溫區(qū)域流速大于1 m/s，整體區(qū)域流速大于0.5 m/s[31-34])進(jìn)行，對高溫區(qū)域重點冷卻，避免大面積沸騰現(xiàn)象的產(chǎn)生[35].

圖14 冷卻水套溫度場分布云圖

圖15為不考慮沸騰換熱時發(fā)動機(jī)固體溫度場分布云圖.圖16為考慮沸騰換熱時發(fā)動機(jī)固體溫度場分布云圖.圖15和圖16對比分析可知，發(fā)動機(jī)固體溫度場分布趨勢基本相同.火花塞周圍的表面溫度最高.考慮沸騰換熱后，發(fā)動機(jī)固體最高溫度與不考慮沸騰傳熱的溫度結(jié)果低6 ℃，且高溫區(qū)域(溫度大于200 ℃)的面積略有減少.表明沸騰傳熱可有效強(qiáng)化高溫區(qū)域的換熱，降低發(fā)動機(jī)缸頭的高熱負(fù)荷.該雙缸發(fā)動機(jī)的兩缸溫度分布基本一致，火花塞處兩缸存在的溫度差約為2 ℃(左缸火花塞溫度略高)，兩缸散熱較均勻，表明改進(jìn)后的冷卻水套結(jié)構(gòu)合理，對發(fā)動機(jī)高熱負(fù)荷區(qū)域具有較好的冷卻.

圖15 發(fā)動機(jī)固體表面溫度場(不考慮沸騰模型)

圖16 發(fā)動機(jī)固體表面溫度場(考慮沸騰模型)

4 結(jié)論

(1)采用CFD軟件STAR-CCM+對某雙缸發(fā)動機(jī)冷卻水套流場及傳熱特性進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，得到原冷卻水套內(nèi)兩缸冷卻液流動不均勻，左缸鼻梁區(qū)流速比右缸鼻梁區(qū)流速低，且缸體水套進(jìn)氣側(cè)流速、兩缸連接區(qū)域冷卻液流速都較低，不利于冷卻.依據(jù)CFD結(jié)果提出了缸孔布置及大小調(diào)整措施，改進(jìn)后兩缸冷卻液流動均勻性提升，缸體水套進(jìn)氣側(cè)流速和兩缸連接處冷卻液流速明顯提升，改進(jìn)后缸體水套和缸頭水套的高熱負(fù)荷區(qū)域減少，有利于發(fā)動機(jī)整體的冷卻.

(2)通過建立考慮沸騰模型的發(fā)動機(jī)流固耦合分析模型，得到考慮沸騰換熱后冷卻水套壁面最高溫度和發(fā)動機(jī)固體表面最高溫度下降，其中冷卻水套壁面最高溫度降低了約5 ℃，發(fā)動機(jī)固體火花塞處的最高溫度值降低約6 ℃.冷卻水套內(nèi)高溫區(qū)域局部沸騰區(qū)域有效地強(qiáng)化了該區(qū)域的換熱，利于降低發(fā)動機(jī)熱負(fù)荷.研究結(jié)果可為發(fā)動機(jī)冷卻水套結(jié)構(gòu)改進(jìn)及發(fā)動機(jī)固體溫度預(yù)測提供理論方法指導(dǎo).