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(cái)政經(jīng)濟(jì)學(xué)院 數(shù)學(xué)與統(tǒng)計(jì)學(xué)院， 湖南 長沙 410205)

0 引言

隨著發(fā)動(dòng)機(jī)不斷向高功率、高壓縮比的方向發(fā)展，其動(dòng)力性能的猛增必然會(huì)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)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(dòng)機(jī)高溫部件得到較好的冷卻，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水套流動(dòng)及傳熱特性進(jìn)行預(yù)測(cè)及冷卻性能評(píng)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(jì)要保證冷卻液流動(dòng)的均勻性及高溫區(qū)域的重點(diǎn)冷卻[2].為了獲得合理的冷卻水套結(jié)構(gòu)，通常需要對(duì)冷卻水套內(nèi)冷卻性能進(jìn)行評(píng)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(dòng)機(jī)冷卻水套流場(chǎng)模擬上的廣泛應(yīng)用，采用CFD分析軟件對(duì)冷卻水套進(jìn)行CFD仿真計(jì)算，并依據(jù)流場(chǎng)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(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)流動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，證明了CFD預(yù)測(cè)結(jié)果的有效性.Gavali等[7]對(duì)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(dòng)機(jī)水套內(nèi)冷卻液流動(dòng)均勻性對(duì)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(dòng)機(jī)冷卻水套流動(dòng)及傳熱特性的重要手段[9-10].

本文以某雙缸發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，采用CFD軟件STAR-CCM+對(duì)冷卻水套內(nèi)冷卻液流動(dòng)及傳熱特性進(jìn)行分析，并依據(jù)流場(chǎng)分析結(jié)果對(duì)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(dòng)機(jī)流固耦合模型，研究沸騰傳熱對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)固體溫度場(chǎng)的影響.研究結(jié)果可為發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水套結(jié)構(gòu)改進(jìn)及發(fā)動(dòng)機(jī)固體溫度預(yù)測(cè)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(jì)算域模型.圖2為發(fā)動(dòng)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(dòng)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(shí)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(duì)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(shí)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(diǎn)與流體域網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)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(jì)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(dòng)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(gè)冷卻水套中的流動(dòng)為不可壓縮的粘性湍流流動(dòng).湍流模型選擇STAR-CCM+中 的 realizable two-layer k-epsilon模型，流體流動(dòng)遵循連續(xù)性方程、能量方程及動(dòng)量方程[14-16].采用SIMPLE算法求解連續(xù)性方程、動(dòng)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(jì)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(duì)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(duì)壓力).冷卻水套和發(fā)動(dòng)機(jī)間的共軛傳熱采用流固耦合分析方法實(shí)現(xiàn)，完成水套流場(chǎng)和發(fā)動(dòng)機(jī)溫度場(chǎng)的全仿真分析[17].溫度場(chǎng)分析中考慮沸騰換熱對(duì)溫度場(chǎng)的影響，沸騰模型采用發(fā)動(dòng)機(jī)溫度場(chǎng)計(jì)算中廣泛應(yīng)用的Chen模型[18,19].為了使發(fā)動(dòng)機(jī)固體壁面熱邊界條件定義合理準(zhǔn)確，對(duì)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(shí)現(xiàn)固體間熱傳導(dǎo)的計(jì)算.壁面溫度和換熱系數(shù)的設(shè)置目的是為了實(shí)現(xiàn)固體溫度場(chǎng)的計(jì)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(yàn)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(yàn)邊界初設(shè)置和經(jīng)過溫度計(jì)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(hào)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(píng)價(jià)指標(biāo)

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

(1)

對(duì)于兩缸冷卻均勻性，采用兩缸缸溫溫度差評(píng)估兩缸的冷卻均勻性.計(jì)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(dòng)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(yàn)證

為了避免網(wǎng)格帶來的計(jì)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(gè)以上時(shí)，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(gè)以上可獲得較準(zhǔn)確的結(jié)果.本計(jì)算過程中的網(wǎng)格數(shù)量合計(jì)為1 050 萬個(gè).為驗(yàn)證CFD分析模型的有效性，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)水套出口冷卻液溫度的實(shí)測(cè)值(發(fā)動(dòng)機(jī)熱管理臺(tái)架實(shí)驗(yàn)獲取[27-29])與CFD仿真值和進(jìn)出口壓差的實(shí)測(cè)值與CFD仿真值進(jìn)行了對(duì)比分析，結(jié)果如圖4(b)和圖4(c)所示.發(fā)動(dòng)機(jī)出口冷卻液溫度實(shí)測(cè)值為83.5 ℃，CFD仿真值為85 ℃，誤差約為2%.壓差計(jì)測(cè)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(shí)測(cè)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(jì)算模型可獲得可靠的流場(chǎng)及溫度場(chǎng)結(jié)果.

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性及模型驗(yàn)證

2.2 冷卻水套流場(chǎng)特性

圖5為冷卻水套速度流線圖.從圖中冷卻液流動(dòng)來看，流動(dòng)較好，基本不存在流動(dòng)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(chǎng)特性對(duì)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(duì)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(dòng)點(diǎn)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(dòng)的目的是平衡兩缸排氣側(cè)下鼻梁區(qū)冷卻液流動(dòng)、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(shí)，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(dòng)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(dòng)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(duì)比分析和左右缸缸溫實(shí)測(cè)差值(發(fā)動(dòng)機(jī)熱管理臺(tái)架熱平衡實(shí)驗(yàn)).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(duì)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(shí)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(dòng)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(duì)流換熱系數(shù)分布云圖對(duì)比.冷卻水套流體側(cè)對(duì)流換熱系數(shù)越大，表明對(duì)流換熱能力越強(qiáng).由圖12可看出，冷卻水套改進(jìn)后對(duì)流換熱系數(shù)分布略比原冷卻水套的對(duì)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(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的換熱系數(shù)對(duì)比可看出改進(jìn)后監(jiān)測(cè)點(diǎn)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(cè)點(diǎn)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(duì)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(dòng)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(duì)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(duì)流換熱系數(shù)分布云圖

圖13 冷卻水套改進(jìn)前后對(duì)流換熱系數(shù)對(duì)比曲線

3 固體溫度場(chǎng)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(duì)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(dòng)機(jī)固體之間的流固耦合傳熱模型時(shí)，將沸騰模型加入到仿真模擬過程中進(jìn)行計(jì)算，研究沸騰傳熱對(duì)冷卻水套溫度場(chǎng)及發(fā)動(dòng)機(jī)固體溫度場(chǎng)的影響，同時(shí)為了探究改進(jìn)后冷卻水套局部沸騰現(xiàn)象在發(fā)動(dòng)機(jī)整體溫度分布上的有利或惡化表現(xiàn).通過對(duì)比分析無相變與有沸騰相變的溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，獲得局部沸騰相變對(duì)冷卻水套對(duì)流換熱性能的影響，為后續(xù)類似發(fā)動(dòng)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(shí)壁面最高溫度值低5 ℃.流動(dòng)沸騰傳熱過程的總傳熱量等于單相液對(duì)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(huì)惡化散熱，導(dǎo)致水套散熱不均勻.因此，在水套初設(shè)計(jì)及優(yōu)化時(shí)，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(duì)高溫區(qū)域重點(diǎn)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(chǎng)分布云圖

圖15為不考慮沸騰換熱時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)固體溫度場(chǎng)分布云圖.圖16為考慮沸騰換熱時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)固體溫度場(chǎng)分布云圖.圖15和圖16對(duì)比分析可知，發(fā)動(dòng)機(jī)固體溫度場(chǎng)分布趨勢(shì)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(dòng)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(dòng)機(jī)缸頭的高熱負(fù)荷.該雙缸發(fā)動(dòng)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(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)高熱負(fù)荷區(qū)域具有較好的冷卻.

圖15 發(fā)動(dòng)機(jī)固體表面溫度場(chǎng)(不考慮沸騰模型)

圖16 發(fā)動(dòng)機(jī)固體表面溫度場(chǎng)(考慮沸騰模型)

4 結(jié)論

(1)采用CFD軟件STAR-CCM+對(duì)某雙缸發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水套流場(chǎng)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(dòng)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(dòng)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(dòng)機(jī)整體的冷卻.

(2)通過建立考慮沸騰模型的發(fā)動(dòng)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(dòng)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(dòng)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(dòng)機(jī)熱負(fù)荷.研究結(jié)果可為發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水套結(jié)構(gòu)改進(jìn)及發(fā)動(dòng)機(jī)固體溫度預(yù)測(cè)提供理論方法指導(dǎo).