冷卻系統(tǒng)節(jié)溫器部件的流阻分析及結構改進

譚禮斌， 袁越錦， 黃燦， 王萍

(1.陜西科技大學機電工程學院， 西安 710021； 2. 隆鑫通用動力股份有限公司技術中心， 重慶 400039)

發(fā)動機冷卻系統(tǒng)作為車輛系統(tǒng)中不可或缺的一部分，冷卻系統(tǒng)的散熱性能及整體阻力的大小是直接影響發(fā)動機正常使用和燃油經濟性的重要評價參數(shù)[1]。因此，在冷卻系統(tǒng)開發(fā)時需要重點關注冷卻系統(tǒng)阻力及系統(tǒng)散熱性能評估。隨著時代發(fā)展，高功率及高動力性發(fā)動機的迅速發(fā)展，給發(fā)動機冷卻系統(tǒng)提出了更為苛刻的開發(fā)目標。冷卻系統(tǒng)的研究主要包括水套分析、散熱器性能分析及系統(tǒng)阻力匹配等[2-4]。冷卻系統(tǒng)中主要部件包括冷卻水套、水泵、散熱器、節(jié)溫器及連接管路。水泵是作為冷卻系統(tǒng)的動力源，其流量工作點由外部系統(tǒng)阻力匹配確定。冷卻水套和散熱器都是用于發(fā)動機散熱的主體部件，散熱性能明確后，其阻力特性基本可以確定。節(jié)溫器是冷卻系統(tǒng)中用于實現(xiàn)散熱流量分配的重要部件，通過冷卻液溫度控制節(jié)溫閥開度來實現(xiàn)流量分配，確保發(fā)動機工作在適宜的溫度。節(jié)溫器中節(jié)溫閥大小及其管路匹配是影響整個系統(tǒng)阻力的重要影響因素。冷卻系統(tǒng)阻力較大，往往發(fā)生在節(jié)溫閥選型及管路匹配環(huán)節(jié)。因此，研究節(jié)溫器對冷卻系統(tǒng)阻力影響顯得尤為重要。目前，隨著計算機仿真技術的廣泛應用，采用“虛擬仿真開發(fā)”平臺實現(xiàn)機械產品性能評估及改進的方法已是機械行業(yè)的發(fā)展趨勢。李夔寧等[5]采用實驗和仿真相結合的方法對散熱器性能進行了分析及驗證，為散熱器開發(fā)提供了數(shù)據(jù)支撐。劉吉林等[6]選取一維分析的邊界進行三維計算獲得了與實驗更為接近的節(jié)溫器主閥壓力值。張敏等[7]采用Fluent對板翅式散熱器傳熱性能進行了分析，得出銅翅片傳熱性能優(yōu)于鋁翅片。景琦等[8]采用Fluent軟件分析了不同海拔高度對冷卻系統(tǒng)中散熱器部件散熱性能的影響。由此可見，基于計算流體動力學(computational fluid dynamics，CFD)模擬的流場可視化方法可為產品研發(fā)及結構改進提供理論指導[9-12]。

某摩托車冷卻系統(tǒng)阻力偏大，造成冷卻系統(tǒng)漏水現(xiàn)象，經排查初步確定的原因為散熱器及節(jié)溫器管路系統(tǒng)的總體阻力較大。為研究冷卻系統(tǒng)節(jié)溫器部件的流阻大小，現(xiàn)采用CFD分析方法對散熱器、節(jié)溫器及管路系統(tǒng)流場進行數(shù)值模擬研究，依據(jù)模擬分析結果對節(jié)溫器及管路進行選型或結構改進，降低冷卻系統(tǒng)阻力，為該冷卻系統(tǒng)節(jié)溫器部件的結構選型提供理論參考及仿真數(shù)據(jù)支撐。

1 節(jié)溫器部件流場的物理模型構建

某摩托車散熱器、節(jié)溫器及連接管路的三維模型按照原有樣機采用三維繪圖軟件CATIA 2016 軟件按照比例1∶1繪制而成。通過流體計算域提取完成圖1(a)所示的計算域模型搭建。網(wǎng)格采用多面體網(wǎng)格和邊界層網(wǎng)格技術劃分，網(wǎng)格數(shù)量為7×106個，網(wǎng)格模型如圖1(b)所示。

圖1 節(jié)溫器部件流場的物理模型構建Fig.1 Physical model construction for flow field analysis of thermostat component

2 數(shù)學模型及邊界條件

選取的冷卻液介質為 50%乙二醇和50%水的混合溶液，假設冷卻液在整個節(jié)溫器部件流場計算域中的流動為絕熱不可壓縮的黏性湍流流動。流體運動遵循質量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律[13]。湍流模型選用k-ε模型，近壁面區(qū)采用標準壁面函數(shù)來求解冷卻介質的流動問題[14]。盡管各流動控制方程的物理意義不同，但可以表示為如下通用形式[15]。

(1)

式(1)中：ρ為流體密度，kg/m3；u為流體速度，m/s；t為時間，s；φ為通用變量，可代表速度、溫度等求解變量;Γ為廣義擴散系數(shù)；S為廣義源項。

節(jié)溫器部件流場計算域模型中選取的冷卻液介質屬性為溫度80 ℃，密度 1 038.36 kg/m3，動力黏度為 9.8 ×10-4Pa·s。入口邊界設置為質量流量入口，值為0.87 kg/s。出口邊界條件設置為壓力出口，出口壓力為大氣壓。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。邊界條件示意圖如圖2所示。

3 計算流體力學分析及結構改進

3.1 模型驗證

圖3為節(jié)溫器流阻測試實驗。冷卻液介質供給設備主要用于給外部被測件提供給定測試溫度工況下的流量。該設備可實現(xiàn)溫度及壓力、流量的精準控制。在被測件進出口連接有測壓工裝，測壓工裝上預留的壓力傳感器安裝口用于安裝壓力傳感器，在節(jié)溫器大循環(huán)出口的連接管路上串有流量計，用于測試流量。流量計為東京計裝流量計EF-AUTO，量程為0～350 L/min；壓力采用差壓壓力傳感器PMP 5500測量，量程為0～500 kPa。測試原理是通過供給設備對冷卻液介質加溫，調節(jié)閥門開啟比例，通過流量計、壓力傳感器的測量記錄不同流量工況下進口和出口的壓力值。圖4為流量50 L/min時大循環(huán)壓降模擬值與實驗值的對比。網(wǎng)絡數(shù)量較低時，模擬值與實驗值間的差異較大; 當網(wǎng)格數(shù)量接近7×106個時，大循環(huán)壓降的模擬值趨于穩(wěn)定，模擬值為51.6 kPa，實驗測試值為53 kPa，差值為1.4 kPa，誤差為2.6%，表明構建的計算域模型具有較高的預測精度。

圖2 邊界條件賦予示意圖Fig.2 Schematic diagram of boundary condition assignment

圖3 節(jié)溫器流阻測試實驗Fig.3 Experimental test for flow resistance of thermostat component

圖4 模型驗證Fig.4 Model validation

3.2 速度及壓力分布

圖5為節(jié)溫器所在處的截面示意圖，用于查看該區(qū)域的速度及壓力變化。圖6、圖7分別為節(jié)溫器全開狀態(tài)下截面速度分布及壓力分布云圖?？梢钥闯?，節(jié)溫器位置處速度及壓力的變化非常大，此處存在較大的流動阻力。節(jié)溫器此處的壓力在50～60 kPa。

圖8為節(jié)溫器全閉狀態(tài)(小循環(huán))下的壓力分布云圖。可以明顯看出，節(jié)溫器處壓力最大，最大壓力約為187 kPa，壓力較大，對冷卻系統(tǒng)的總阻力影響較大。因此，需要對該節(jié)溫器及管路進行結構改進，降低阻力。圖9為30 ℃測試溫度時節(jié)溫器全閉狀態(tài)下小循環(huán)流阻特性曲線。流阻特性曲線通過流阻測試實驗測量不同流量工況點下流阻值繪制而成。在50 L/min時小循環(huán)流阻的實驗值為185 kPa，流阻模擬值為187 kPa，差值為2 kPa，誤差僅為1.1%，再次驗證了構建的節(jié)溫器流阻計算域模型是可靠的。

圖5 截面示意圖Fig.5 Sketch for plane section

圖6 節(jié)溫器全開狀態(tài)下截面速度分布Fig.6 Velocity distribution of plane section at full open state of thermostat

圖7 節(jié)溫器全開狀態(tài)下截面壓力分布Fig.7 Pressure distribution of plane section at full open state of thermostat

圖8 節(jié)溫器全閉狀態(tài)下截面壓力分布Fig.8 Pressure distribution of plane section at closed state of thermostat

圖9 節(jié)溫器全閉狀態(tài)下小循環(huán)流阻特性曲線Fig.9 Flow resistance characteristic curves of small circulation at closed state of thermostat

3.3 結構改進及流場結果對比

根據(jù)流場分析結果，小循環(huán)流動阻力較大。為了改善該節(jié)溫器全開狀態(tài)下小循環(huán)流阻，提出了3種改進方案。

方案1：選擇一個比現(xiàn)有節(jié)溫器較大的節(jié)溫器結構，并將外部內徑11 mm的管路改為外部內徑為16 mm的連接管。結構對比如圖10所示。

方案2：將原來單節(jié)溫器改成雙節(jié)溫器串聯(lián)結構，達到改善阻力的目的，缺點是成本增加。雙節(jié)溫器結構如圖11所示。

方案3：在原節(jié)溫器狀態(tài)下僅調整小循環(huán)連接管路內徑，達到改善阻力目的。優(yōu)點是改動最小，便于快速應對解決冷卻系統(tǒng)總阻力偏大的問題，缺點是僅調整管路大小對小循環(huán)阻力改善幅度不會太大。調整小循環(huán)連接管路的結構示意及說明如圖12所示。

圖13為節(jié)溫器全開狀態(tài)時大循環(huán)流阻對比分析圖。大節(jié)溫器狀態(tài)和雙節(jié)溫器狀態(tài)的大循環(huán)流阻分別為47 kPa和32 kPa，相比原節(jié)溫器分別降低5 kPa和20 kPa，降低幅度為9.6% 和38%。雙節(jié)溫器狀態(tài)大循環(huán)流阻最小，改善效果最為明顯。在原節(jié)溫器狀態(tài)下調整小循環(huán)連接管路，隨著管路直徑增大，流阻減小，管路直徑為14 mm時，大循環(huán)流阻為34 kPa，相比原結構降低18 kPa，降幅為34.6%。小循環(huán)管路內徑越大，會導致從小循環(huán)流失的冷卻液流量占比越多，對冷卻系統(tǒng)的整體散熱性能不利，因此需要結合小循環(huán)流失流量占比情況來合理選擇小循環(huán)連接管路內徑值。

圖14為節(jié)溫器全閉狀態(tài)時小循環(huán)流阻對比分析圖。大節(jié)溫器狀態(tài)和雙節(jié)溫器狀態(tài)的小循環(huán)流阻分別為60 kPa和72 kPa，相比原節(jié)溫器的小循環(huán)流阻187 kPa分別降低127 kPa和115 kPa，降低幅度為67.9% 和61.5%。大節(jié)溫器狀態(tài)小循環(huán)流阻最小，改善效果最為明顯。雙節(jié)溫器流阻越高于大節(jié)溫器狀態(tài)的原因是雙節(jié)溫器管路增大，管路阻力有所增大。在原節(jié)溫器狀態(tài)下調整小循環(huán)連接管路，隨著管路直徑增大，小循環(huán)流阻減小，管路直徑為14 mm時，小循環(huán)流阻為78 kPa，相比原結構降低109 kPa，降幅為58.3%。

圖10 節(jié)溫器改進方案1Fig.10 The improved design scheme 1 for thermostat

圖11 節(jié)溫器改進方案2(雙節(jié)溫器結構)Fig.11 Improved design scheme 2 for thermostat (dual thermostat)

圖12 節(jié)溫器改進方案3-調整小循環(huán)連接管路Fig.12 Improved design scheme 3 for thermostat (adjust connecting pipe for small cooling circuit)

圖13 節(jié)溫器全開狀態(tài)大循環(huán)流阻對比分析圖Fig.13 Flow resistance comparison of big cooling circuit at full open state of thermostat

圖15為節(jié)溫器全開時流經小循環(huán)的流量占比對比分析圖?？梢钥闯?，原結構小循環(huán)流量占比為29%，在原結構基礎上僅調整小循環(huán)連接管路內徑值，隨著連接管路內徑的增大，流動阻力減小，流經小循環(huán)的流量占比越來越大。當管路內徑達到13 mm及以上時，小循環(huán)流量占比已達45%以上，接近總流量的1/2。因此，針對目前該節(jié)溫器結構，建議小循環(huán)連接管路內徑值不宜大于13 mm。大節(jié)溫器和雙節(jié)溫器狀態(tài)下流經小循環(huán)的流量占比分別為38%和33%，流失的流量占比也較大。綜合上述分析，可得出如下節(jié)溫器改進結論。

圖14 節(jié)溫器全閉狀態(tài)小循環(huán)流阻對比分析圖Fig.14 Flow resistance comparison of small cooling circuit at full closed state of thermostat

圖15 節(jié)溫器全開時流經小循環(huán)的流量占比對比分析圖Fig.15 Comparison of flow proportion flowing through small cooling circuit at full open state of thermostat

(1)在不考慮成本的情況下，雙節(jié)溫器大、小循環(huán)流阻改善都較為明顯，且全開時流經小循環(huán)流量的占比為33%，流失流量占比相對增加較少?？煽紤]此方案作為該節(jié)溫器改進結構的選擇。

(2)在改動盡量小的情況下，12.2 mm彎管大、小循環(huán)流阻改善較為明顯，小循環(huán)流阻為122 kPa，相比原結構的小循環(huán)流阻降低34.8%，且節(jié)溫器全開狀態(tài)時流經小循環(huán)流量占比為36%。若連接管路直徑選擇13 mm和14 mm，流量流失占比接近一半，不利于冷卻系統(tǒng)的整體散熱效果。因此，可考慮12.2 mm彎管作為該節(jié)溫器改進結構的選擇。

結合成本和快速應對解決冷卻系統(tǒng)壓力偏大的問題，最終選取12.2 mm彎管結構作為節(jié)溫器結構改進方案。圖16為12.2 mm彎管狀態(tài)下節(jié)溫器全閉時截面壓力分布云圖。與圖8對比可明顯看出，改善后節(jié)溫器處截面的壓力明顯降低。表明優(yōu)化效果明顯。為驗證優(yōu)化效果，按照圖17中節(jié)溫器殼體圖紙樣件進行流阻實驗測試。

圖16 節(jié)溫器全閉時截面壓力分布Fig.16 Pressure distributions of plane section at closed state of thermostat

圖17 節(jié)溫器殼體圖紙Fig.17 Sketch diagram of thermostat housing

3.4 實驗驗證

采用圖3中的冷卻液供給設備，控制冷卻液介質溫度30 ℃，同時通過調節(jié)閥門獲取30、40、50 L/min的進口壓力、出口壓力值，從而獲得進出口壓降值。測試溫度30 ℃時節(jié)溫器處于全閉合狀態(tài)，冷卻液從小循環(huán)流走，不經過散熱器，測試獲取的壓降值即為小循環(huán)的壓降。圖18為12.2 mm直角彎連接狀態(tài)節(jié)溫器的小循環(huán)流阻模擬值與實驗值的對比?？梢钥闯觯髯枘M值與實測間間差異不大，3個流量工況點下流阻最大差值為8.4 kPa，相對誤差為6.4%，在可接受范圍內。表征構建的流阻仿真預測模型可較準確得預測系統(tǒng)阻力值，相關分析結果可為節(jié)溫器阻力評估及結構改進提供仿真數(shù)據(jù)參考。

圖18 壓降模擬值與實驗值對比Fig.18 Comparison between simulated pressure drop and tested pressure drop

4 結論

采用流體分析軟件STAR-CCM+對冷卻系統(tǒng)節(jié)溫器部件流阻特性進行了數(shù)值模擬分析，并依據(jù)分析結果進行了節(jié)溫器及小循環(huán)連接管路的改進，得出如下結論。

(1)原節(jié)溫器全開狀態(tài)下大循環(huán)流阻為52 kPa，全閉狀態(tài)下小循環(huán)流阻為187 kPa，該阻力對冷卻系統(tǒng)總阻力影響較大。

(2)對節(jié)溫器提出了3種改進措施，大節(jié)溫器及雙節(jié)溫器對小循環(huán)流阻改善明顯，但流經小循環(huán)的冷卻液流量占比增大。在原節(jié)溫器狀態(tài)下調整小循環(huán)連接管路內徑，隨著連接管路內徑的增大，流動阻力減小，流經小循環(huán)的流量占比越來越大。該節(jié)溫器結構的小循環(huán)連接管路內徑不宜大于13 mm。

(3)結合成本和快速應對解決冷卻系統(tǒng)壓力偏大問題，選取12.2 mm直角彎管結構作為節(jié)溫器結構改進方案，節(jié)溫器全閉時小循環(huán)流阻122.2 kPa，比原結構流阻降低34.8%，且節(jié)溫器全開狀態(tài)時流經小循環(huán)流量占比為36%。經流阻實驗測試，小循環(huán)流阻仿真值與實測值誤差為6.4%，在可接受范圍內。表征構建的流阻仿真預測模型可準確預測系統(tǒng)阻力值，相關分析結果可為節(jié)溫器流阻評估及結構改進提供仿真數(shù)據(jù)參考。