(青島黃海學(xué)院，山東 青島 266427)

引言

柴油機(jī)相比于汽油機(jī)的油耗更低，動力更強(qiáng)，其應(yīng)用不僅局限于拖拉機(jī)，很多大貨車，甚至是很多轎車上都有搭載[1]。比如在某些發(fā)達(dá)的歐洲國家，超過一半的乘用車所搭載的發(fā)動機(jī)均為柴油機(jī)。柴油發(fā)動機(jī)的循環(huán)冷卻是影響工作性能的關(guān)鍵問題[2]，也是近年來的研究熱點。目前，主流的柴油機(jī)多數(shù)采用環(huán)道冷卻方法，可有效地緩解活塞的過熱問題，提升發(fā)動機(jī)部件的熱疲勞壽命。從本質(zhì)上講，冷卻環(huán)道內(nèi)為典型的氣液兩相動態(tài)流動，但采用傳統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)計算方法無法實時地反映出工作狀態(tài)。為深入研究柴油機(jī)冷卻環(huán)道內(nèi)的瞬態(tài)流動及傳熱特性[3]，本研究應(yīng)用計算流體力學(xué)方法，結(jié)合動網(wǎng)格技術(shù)，基于Fluent實現(xiàn)一種多相流流動的傳熱計算，獲取工作參數(shù)對環(huán)道油液體積率和平均換熱系數(shù)的影響規(guī)律，為柴油機(jī)的優(yōu)化設(shè)計以及性能提升提供依據(jù)。

1 冷卻環(huán)道CFD模型

1.1 湍流模型和相界面模型

柴油機(jī)活塞上的環(huán)道冷卻過程本質(zhì)上屬于振蕩性冷卻流體的湍流流動[4]。根據(jù)文獻(xiàn)[5-7]中研究結(jié)論可知，采用SSTk-ω湍流模型可獲取更佳的計算精度，可準(zhǔn)確地捕捉近壁參數(shù)，但是該湍流模型對于入口湍動參數(shù)的敏感性較差。為此，綜合引入k-epsilon模型，組成典型的雙方程模型，其數(shù)學(xué)表達(dá)式為：

Gk-Yk+Sk

(1)

Gω-Yω+Dω+Sω

(2)

式中，下標(biāo)i和j分別表示液相和氣相；t和ρ分別為時間和密度(與氣液體積比例相關(guān))；Gk為由平均速度梯度引起的湍流動能生產(chǎn)相；Gω為ω的生成相；Γk和Γω分別為k和ω的有效擴(kuò)散系數(shù)；Yk和Yω分別為k和ω的湍流耗散相；Dω代表正交擴(kuò)散項；Sk和Sω為源相。

湍動能k和ω的計算表達(dá)式為：

(3)

(4)

式中，u—— 流體平均速度

I—— 湍動強(qiáng)度

Cμ—— 常數(shù)，默認(rèn)值為0.09

冷卻環(huán)道內(nèi)的氣液兩相流動具有典型地相界面特性，流場參數(shù)隨著相界面狀態(tài)的變化而顯著變化，比如流場的密度、流體黏度等。同時，相界面又是氣液兩相流動的媒介，滿足質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒定律，是實現(xiàn)兩相耦合數(shù)值計算的依據(jù)。在有限元分析軟件Fluent中，有兩種相界面搜索模型：VOF模型和Level Set模型。VOF模型對于氣液兩相的處理具有獨立性，即假定每個相為單一變量，所有相的總體積定義為1，通過比例參數(shù)表達(dá)機(jī)油和空氣的含量狀態(tài)，但計算不連續(xù)。Level Set模型則是通過連續(xù)光滑函數(shù)表達(dá)和估算界面參數(shù)，比如曲率和表面張力等，但是對于體積的處理，估算精度有限。為此，提出一種相界面的混合模型，即通過動量方程組的共享實現(xiàn)VOF模型與Level Set模型的耦合運算，不但能夠有效地避免非連續(xù)計算導(dǎo)致的參數(shù)遺漏，而且可以準(zhǔn)確地表達(dá)出氣液兩相的體積流動狀態(tài)。從本質(zhì)上講，該計算方法與文獻(xiàn)[8]類似，但是簡化了Level Set模型的初始化，可將模型生成的界面直接進(jìn)行校正，在保證計算精度的前提下，大大提升了計算效率。

1.2 控制方程

根據(jù)發(fā)動機(jī)的工作原理可知，隨著機(jī)油的噴射，部分機(jī)油將填補(bǔ)空氣的空間，形成氣液兩相流動[9]。由于兩相之間的阻力較大，氣液融合和邊界散熱問題可近似忽略。冷卻環(huán)道內(nèi)的三維瞬態(tài)導(dǎo)熱微分方程可表示為：

(5)

式中，a—— 熱擴(kuò)散率

在活塞垂直往復(fù)運動過程中，環(huán)道內(nèi)的氣液兩相除了傳熱還存在慣性震蕩問題。根據(jù)CFD計算原理可知，流場特性的求解依賴于動量方程和能量方程，其數(shù)學(xué)表達(dá)分別為：

(6)

(7)

式中，u—— 速度

p—— 壓力

Fi—— 體積力

μ—— 等效動力黏度，與氣液體積比例相關(guān)

E，T—— 質(zhì)量平均變量參數(shù)

根據(jù)動量方程、能量方程以及兩相流的質(zhì)量連續(xù)性可實現(xiàn)速度流場的求解。在仿真計算時，采用Simple算法，速度和壓力的交互運算基于用PISO算法。此外，可首先降低壓力和動量的亞松弛因子[10]，然后逐漸促使計算收斂，可明顯地提升計算效率。

2 有限元仿真與驗證

2.1 模型前處理

柴油機(jī)冷卻環(huán)道如圖1所示，在建立有限元模型時，其氣液兩相流動模型包括冷卻環(huán)道流體、進(jìn)出油道流體、活塞端部流體(可簡化為圓柱結(jié)構(gòu))，如圖2所示。

圖1 環(huán)道結(jié)構(gòu)

圖2 冷卻環(huán)道三維模型

對于流體有限元計算，網(wǎng)格的劃分是影響計算效率和計算精度的關(guān)鍵。對于活塞本身的運動，采用動網(wǎng)格技術(shù)實現(xiàn)垂直往返模擬。由于橫向移動幅度較小，可忽略。整個仿真計算流程如圖3所示，根據(jù)傳熱邊界條件以及初始條件進(jìn)行多相追蹤模型、控制方程和雙湍流模型的求解。根據(jù)模型的主次因素，忽略活塞二階運動[11]對動網(wǎng)格的影響，并且假定流體為均勻相。

圖3 數(shù)值計算流程圖

2.2 兩相流動實驗驗證方案

柴油機(jī)的冷卻環(huán)道流動實驗基于發(fā)動機(jī)噴流試驗臺實現(xiàn)。如圖4所示，通過3D打印方法制備出冷卻環(huán)道和進(jìn)出油通道，并安裝至實驗臺?？梢钥闯觯豪鋮s環(huán)道頂端連接頂桿，用于模擬活塞的往復(fù)運動，可預(yù)設(shè)發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速控制往復(fù)頻率，并通過瞬態(tài)位置確定曲軸的轉(zhuǎn)角α；進(jìn)油通道連接噴嘴，通過液壓站實現(xiàn)機(jī)油回流。冷卻環(huán)道和進(jìn)出油通道均為透明材質(zhì)，可通過高速相機(jī)捕捉到氣液兩相的瞬時流動狀態(tài)。

圖4 試驗后的摩擦副表面形貌

設(shè)定噴流實驗臺中的活塞運動速度，模擬對柴油發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速為500 r/min時的環(huán)道流動，可得出曲軸轉(zhuǎn)角α分別為30°和90°時的氣液兩相分布狀態(tài)如圖5所示。相同條件下，CFD模型計算得出冷卻環(huán)道內(nèi)油液的體積率(V0)如圖6所示。通過實驗驗證可知，冷卻環(huán)道內(nèi)兩相流動的實驗結(jié)果與仿真結(jié)果基本一致，該兩相流動數(shù)值模擬方案具有良好的可行性。研究結(jié)果可以看出： 在曲軸轉(zhuǎn)角由0°開始增大時，機(jī)油將沖擊冷卻環(huán)道，油液首先表現(xiàn)出明顯的分層現(xiàn)象，隨著活塞的運動，機(jī)油量開始遞增，分層現(xiàn)象逐漸不明顯，但底層的機(jī)油由于慣性基本保持原始狀態(tài)；當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角趨于90°時，氣液兩相流動近似對稱分布；當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角為180°時，液態(tài)相開始沖擊環(huán)道上壁，此時環(huán)道底端為氣相；當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角為270°時，液相開始逐漸脫離環(huán)道上壁向環(huán)道底端運動，并隨著發(fā)動機(jī)運轉(zhuǎn)近似周期性地循環(huán)流動。

圖5 不同曲軸轉(zhuǎn)角下的環(huán)道流動狀態(tài)實驗結(jié)果

圖6 不同曲軸轉(zhuǎn)角下的環(huán)道氣液流動狀態(tài)仿真結(jié)果

3 結(jié)果討論

3.1 柴油機(jī)轉(zhuǎn)速對冷卻環(huán)道流動特性的影響

為了研究發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速對冷卻環(huán)道內(nèi)油液的體積率(V0)和平均換熱系數(shù)(λ)的影響，分別在500，600，800 r/min的條件下對雙相流模型進(jìn)行仿真計算，最終得出不同曲軸轉(zhuǎn)角下的油液體積率和平均換熱系數(shù)變化規(guī)律分別如圖7和圖8所示。

圖7 不同轉(zhuǎn)速條件下的液相體積率變化

圖7中可以看出，冷卻環(huán)道內(nèi)的油液比例隨著發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速的增大而增大。在較高的轉(zhuǎn)速條件下，雖然單位時間內(nèi)的油液噴射量略有減小，但是油液的振蕩強(qiáng)度明顯增加，這兩方面的綜合作用使得油液的體積率增大。圖8中可以看出，冷卻環(huán)道的平均換熱系數(shù)隨著柴油機(jī)轉(zhuǎn)速的增大而增加，而且在較高轉(zhuǎn)速條件下的換熱系數(shù)更為穩(wěn)定。這是由于活塞往復(fù)運動頻率的增大導(dǎo)致油液沖擊環(huán)道壁面的速度增大，因而單位時間內(nèi)通過對流換熱作用帶走的熱量更多。此外，相比于油液體積率，發(fā)動機(jī)在不同曲軸轉(zhuǎn)角下的平均換熱系數(shù)表現(xiàn)出更為相似的波動趨勢。

圖8 不同轉(zhuǎn)速條件下的平均換熱系數(shù)變化

3.2 油壓對冷卻環(huán)道流動特性的影響

油壓是指冷卻環(huán)道進(jìn)油噴嘴的噴射壓力，是發(fā)動機(jī)活塞最重要的工作參數(shù)之一[12]。采用相同的計算方法，分別在油壓為0.2，0.3，0.4 MPa條件下得出不同曲軸轉(zhuǎn)角下的油液體積率和平均換熱系數(shù)變化規(guī)律如圖9和圖10所示。

圖9 不同油壓條件下的液相體積率變化

圖10 不同油壓條件下的平均換熱系數(shù)變化

圖9和圖10可以看出，油壓對于油液體積率和平均換熱系數(shù)的影響較小，特別是對換熱效果的影響。機(jī)油的體積率并未隨油壓的增大而增大，這是由于較大的油壓將導(dǎo)致噴油發(fā)散角的增大，機(jī)油注入進(jìn)油口時的回流增大，因此在單位時間內(nèi)進(jìn)入冷卻環(huán)道內(nèi)機(jī)油量反而減小，冷卻環(huán)道內(nèi)的油液蕩強(qiáng)度減弱，使得機(jī)油的體積率和換熱系數(shù)不會明顯提升。由此可見，過大的油壓不利于冷卻效果。

3.3 油溫對冷卻環(huán)道流動特性的影響

溫度是影響機(jī)油黏度的最關(guān)鍵參數(shù)，也是影響冷卻環(huán)道換熱效果的最重要因素之一[13]。在油液分別為60，90，120 ℃條件下得出不同曲軸轉(zhuǎn)角下的油液體積率和平均換熱系數(shù)變化規(guī)律如圖11和圖12所示。

圖11 不同溫度條件下的液相體積率變化

圖12 不同溫度條件下的平均換熱系數(shù)變化

圖11可以看出，溫度對機(jī)油體積率的影響較為顯著，隨著溫度的升高，機(jī)油體積率表現(xiàn)出增大趨勢。這是由于機(jī)油的黏度隨著溫度的升高而減小，使得油液“稀薄”，利于油膜產(chǎn)生。隨著發(fā)動機(jī)的工作，活塞往復(fù)運動，較高溫度的機(jī)油更易于黏附于環(huán)道內(nèi)壁，油液的體積比例增大。圖12可以看出，隨著機(jī)油溫度的增大，平均換熱系數(shù)減小。這是由于高溫條件下的機(jī)油振蕩作用相對更弱，因而單位時間內(nèi)帶走的熱量更少。

4 結(jié)論

整個CFD模型并未考慮氣液界面的轉(zhuǎn)化，這是由于柴油機(jī)的最高轉(zhuǎn)速相對較小，因此由振蕩作用導(dǎo)致的氣液不規(guī)則界面并不顯著。通過與試驗結(jié)論的比較可知，基于Fluent的冷卻環(huán)道兩相流動模型具有良好的可行性。針對發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速、噴嘴油壓和油液溫度等三種不同的工作參數(shù)，分別對比研究機(jī)油體積率和平均換熱系數(shù)的變化可知：

(1) 柴油機(jī)轉(zhuǎn)速對油體積率和平均換熱系數(shù)的影響具有一致性，均隨著轉(zhuǎn)速的增大而增大；

(2) 油壓對于油液體積率和平均換熱系數(shù)的影響較小，而且過大的油壓并不利于冷卻效果；

(3) 油液溫度對油體積率和平均換熱系數(shù)的影響規(guī)律是相反的。