发动机水套中沸腾传热的试验与仿真研究

发动机水套中沸腾传热的试验与仿真研究
张俊红;赵永欢;徐喆轩;胡欢;王杰;马梁
【摘要】为了更加准确地研究发动机水套内冷却液流动传热问题,在 Mixture 多相流基础上建立了一套适用于发动机水套沸腾传热的气液两相流模型.以某直列4缸汽油机为研究对象,通过试验对汽油机第4缸火力面温度进行测量,两相流与传统单相流模拟结果对比表明两相流准确性更高.在两相流模拟结果基础上找出了汽油机水套壁面高温危险区,并基于发动机水套的设计要求提出了优化方案.模拟结果表明:优化后水套内冷却液的流动与冷却更加均匀,水套壁面温度明显降低,传热效果得到了提升.本研究可为以后的发动机沸腾传热研究和冷却水套设计提供参考.%In order to accurately study the heat transfer problem of the coolant flow in the engine water jacket,a gas-liquid two-phase flow model suitable for the boiling heat transfer in the engine water jacket was established on the basis of the mixture multiphase flow model.The temperature of the fourth cylinder's fire surface was measured by a certain four cylinder gasoline engine,and the high accuracy of the two-phase flow simulation was verified compared with the traditional single-phase flow simulation.On this basis,the high temperature danger zone of the water jacket wall was found out,and the optimization scheme was proposed according to the design requirements of the engine water j acket.Results show that after optimization,the coolant flow and cooling are more uniform,the wall temperature of the water jacket is decreased and the heat transfer effect is also improved,which provides a reference for the future research on engine boiling heat transfer and the design of cooling water j acket.
【期刊名称】《内燃机工程》
【年(卷),期】2018(039)001
【总页数】7页(P42-48)
【关键词】发动机水套;沸腾传热;两相流;模拟仿真;优化设计
【作者】张俊红;赵永欢;徐喆轩;胡欢;王杰;马梁
【作者单位】天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室,天津300350;天津大学仁爱学院机械工程系,天津301636;天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室,天津300350;天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室,天津300350;天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室,天津300350;天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室,天津300350;天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室,天津300350
【正文语种】中文
【中图分类】TK412+.2
0 概述
目前发动机强化程度越来越高，其冷却液的流动与传热备受发动机开发者的关注。

机内冷却液的流动传热问题不仅影响到发动机冷却效率、高温部件的热负荷、热量分配和能量利用，对于多缸高强化发动机来说还会影响到各缸冷却均匀性、充气效率、传热和污染物生成[1]。

高强化的多缸发动机水套内冷却液的传热类型不止一种情况[2]：冷却水套内大部分区域并未达到发生相变的条件，在这些区域传热仍以对流方式为主；在壁面温度较高的区域(如排气门鼻梁区和缸体顶部位置)，由于热流量较大，水套壁面温度达到了发生沸腾的条件从而发生过冷沸腾现象[3]。

在
这些高温区域，机械和热负荷较高，缸体水套由于内部冷却液流动和冷却均匀性变差发生热变形，气缸盖密封性也会被破坏，这些都会影响到汽油机的动力性、经济性和工作可靠性[4]。

目前，对发动机水套内部冷却液的流动传热研究，工程中大部分仍采用单相对流传热模型。

近年来，为了更加精确地计算、设计和优化研究，陆续有学者选取单缸[5]或缸盖几何模型进行多相流模型的初步计算。

本文以某直列4缸汽油机为研究对象，在Fluent软件中采用混合两相流模型来模拟水套内冷却液的流动传热。

从水套壁面温度场和内部冷却液速度场出发，综合分析水套系统的整体冷却效果；并找出其中易产生第二相的区域，研究第二相对系统传热效果的影响；最后基于发动机水套设计要求提出优化方案,可为后续发动机水
套系统的过冷沸腾传热研究提供参考。

1 基础理论
1.1 流固耦合
流固耦合即将流体边界与固体边界结合起来进行热传递计算，计算的关键是实现流、固交界处热量传递的数学描述[6]。

在耦合处，流体吸收的热量等于固体传递的热
量[7]，可用公式(1)来描述：
(1)
式中，Kn为固体的导热系数，W/(m·K)；qc为热流密度，J/(m2·s)；h为对流传
热系数，W/(m2·K)；Tl和Tw分别为流体和壁面温度，K。

1.2 两相流沸腾传热模型
1.2.1 沸腾传热机理
对于发动机水套内冷却液流动来说，如图1所示[8]，在未饱和状态下，固体壁面
吸收的全部热量Q先传递给临近壁面的热流体边界层，这些热量分为用来加热未
饱和主流体的热流量Qcon、生成气泡的热流量Qe和加热气泡脱离后涌入近壁面液体的热流量Qq。

这3种传热过程在水套内的不同位置同时发生。

水套壁面处气泡的形成、成长和脱离所引起的各种扰动增强了其传热的强度。

图1 沸腾传热机理
沸腾传热是一种复杂的两相流传热方式，气液两相的流动和传热不仅受到湍流强度、主流温度、壁面温度和系统压力等因素的影响，还与结构形状、气泡扰动等因素有关[9]。

针对汽油机结构较为复杂的情况，通过理论分析和试验研究建立一套准确
的数值模拟方法，不仅有利于分析不同工况下汽油机水套的沸腾传热，对其他复杂结构件的沸腾传热数值模拟也具有深远的指导意义。

1.2.2 两相流模型
目前对两相流的模拟模型主要有欧拉多相模型[5]和混合多相模型。

混合模型考虑
因素较少，求解计算量也相对较小，收敛性强且适应于沸腾相变过程中相间曳力规律不清楚的情况[3]。

本文模拟的汽油机结构较为复杂，故选用混合多相模型进行
模拟计算。

在混合多相模拟中，将各相视为相互贯穿的连续介质，因此引入相体积率的概念，各相的体积率之和为1。

各相通过相间的质量方程(式(2))、动量方程(式(3)和式(4))、能量方程(式(5))进行计算耦合。

(2)
(3)
vdr,k=vk-vm
(4)
(5)
式中，vm为质量加权平均速度，m/s；ρm为混合密度，kg/m3；Δp为作用于
单位体积流体的压强梯度力，N；μm为混合相的动力黏度，Pa·s；F为质量力；
αk为第k相的体积率；ρk为第k相的密度,kg/m3；vdr,k为二次相的滑移速度，m/s；表示各相的能量传输随时间的变化；keff为有效导热系数,W/(m·K)；SE表
示其他的体积热源。

1.2.3 相间作用力
1.2.3.1 相间质量传递
在发动机水套中，因沸腾而发生的相间质量传递主要是液相的蒸发和气相的冷凝[9]。

本文将沸腾传热过程中壁面处气泡生成、移动和主流体中气泡的冷凝过程简
化为两相的相变过程，通过设置适合的相间的质量交换频率来达到准确模拟的目的。

这一质量传递机制采用Lee模型[10]来定义。

在Lee模型[10]中，气液之间的质量传递由气泡的传输方程来表示：
(6)
当TL>Tsat时，发生蒸发:
(7)
当Tv<Tsat时，发生冷凝：
(8)
(9)
式中，αv、ρv和αl、ρl分别为气相和液相的体积分数和密度；vv为气相速度，
m/s；和vl分别为蒸发和冷凝的质量传递速率；Tsat为流体饱和温度，
K;Kcoeff[11]为蒸发和冷凝频率，s-1；db为气泡直径，mm；M为流体摩尔质量，g/mol；hfg为汽化潜热，J/kg。

将Lee模型应用到发动机水套沸腾传热中的关键是以本试验测得水套冷却液温度
和模拟得到的发动机水套壁面温度为基础通过气泡核点密度、气泡脱离直径和气泡脱离频率等函数模型计算修正Kcoeff值的大小。

对Kcoeff进行推导如下所示[12]。

db=0.5dmax
(10)
式中，dmax为气泡最大直径，mm，由韦伯数计算得到。

dmax=σWecrit/ρl(vl-vv)2
(11)
式中，σ为表面张力，取为定值0.053 N/m；Wecrit为临界韦伯数，取其大小为10[11]。

气液两相相对速度通过迭代收敛计算得到为0.98 m/s，最终算得气泡直
径为0.29 mm。

将沸腾产生的气泡全部假设为气相，则在任一截面上的空泡份额
可以表示为[12]：
(12)
n=[210(Tw-Tsat)]1.805
(13)
(14)
(15)
(16)
式中，n和f分别为活跃的成核点密度和气泡脱离频率；dp为脱离直径，
mm;Vbx为气泡脱离速度，m/s；φ为接触角；βl为冷却液热扩散系数，m2/s。

试验测得冷却液温度为358 K，取过热度为20 K时各参数的大小并代入式(9)和式(12)计算，最终求得Kcoeff=10.2 s-1。

1.2.3.2 相间动量传递
沸腾两相流传热的相间动量传递表示为界面力的形式，主要包括曳力FD与非曳力(包括升力、质量力和湍流耗散力等)。

在混合模型中只对曳力进行模型设定。

本文选用Schiller and Naumann模型，其曳力表达式为：
(17)
(18)
式中，CD为曳力系数；Re为气液相对雷诺数。

2 模型及边界条件
2.1 仿真模型
本文以某直列4缸汽油机为研究对象，除气缸体外表面进行了简化处理外，模型
其他结构均与实际汽油机尺寸完全相同。

汽油机及其内部水套模型如图2(a)所示。

汽油机机体及其内部水套的网格均采用四面体非结构化网格，网格大小为3 mm，并进行了局部加密处理(加密区域包括排气道、缸盖水套鼻梁区等位置)。

最终得到网格总数为4 167 207 个，流固耦合传热计算区域网格如图2(b)所示。

图2 汽油机仿真模型
2.2 参数及边界条件
2.2.1 物性参数与材料属性
本文模拟中采用的冷却液为乙二醇水溶液(体积比为1∶1)。

在进行物性参数设置时，对其随温度而变化的物理量(动力黏度、比热容等)，选择在358 K时的值，具体数值见表1。

对于气相，假设其以球状形式存在，气泡平均直径设为0.29 mm。

汽
油机缸体缸盖材料分别为铸铁和铝合金，金属的材料属性为Fluent中的默认值。

表1 乙二醇水溶液物性参数物性参数参数值比定压热容/(J·(kg·K)-1)3532密度
/(kg·m-3)1023导热系数/(W·(m·K)-1)0．5运动黏度/(m2·s-1)0．89×10-6饱和温度/K380．2
2.2.2 边界条件
2.2.2.1 热边界
根据汽油机型号和参数，通过AVL-Boost软件建立发动机热力学循环模型。

选用
3 800 r/min时的全负荷工况，根据计算结果确定各部件的热边界条件如表2所示。

2.2.2.2 水套进出口边界
在水套进出水口边界设置中，根据发动机工况参数和试验数据采用速度入口，液相速度为3.63 m/s，入口压力为150 kPa，入口温度为360 K，在入口处液相体积
分数设为1，气相体积分数为0，水力直径为30 mm。

在出口处选用压力出口，
出口压力设为115 kPa，出口温度为367 K，出口处水力直径为48 mm。

表2 发动机各区域热边界条件区域温度/K传热系数/(W·(m2·K)-1)机体表面293．023．1缸套上1163．5858．5缸套中975．8728．6缸套下788．1526．2进气道323．0183．4排气道1003．2808．9火力面1163．5858．5
3 两相流模拟验证
为了验证本文建立的多相流模型准确性，通过试验在相应工况(3 800 r/min、全负
荷)[13]下对汽油机第4缸缸盖火力面进行温度测量，为便于掌握完整的火力面温
度场分布规律，布置热电偶测点及试验台架如图3所示。

在垂直于火力面方向上，热电偶测点层数为1层，均布置在距离火力面板1 mm处,其中热电偶1、2布置
在排气门鼻梁区，热电偶3布置在进气门鼻梁区，热电偶4～8布置在进气门与排气门交界的中间区域[8]。

图3 两相流准确性验证试验台架
将两相流沸腾传热模拟结果与未考虑相变的湍流模拟结果进行对比，结果如图4
和表3所示。

从表3可以看出:考虑沸腾的多相流模拟结果更加接近试验测量的真
实值；误差都在10%以内，在可接受的范围；本文采用的混合两相流模型准确性
更高，可用于进一步计算分析。

图4 火力面温度模拟结果对比表3 多相流准确性验证数据
序号试验测温/℃多相仿真数据单相仿真数据温度/℃误差/%温度/℃误差
/%11691743．018911．821751824．020215．431211231．71231．74136 1478．115211．851431558．415810．961481576．116010．571501596．01628．081541625．21678．4
4 计算与结果分析
4.1 发动机水套设计要求
试验发现[14]，水套壁面温度tw与冷却液饱和温度ts之差Δt(过热度)大于5 ℃时便会发生沸腾传热现象[15]。

当Δt大于60 ℃时，传热便会进入过渡沸腾阶段，
在这个阶段水套壁面会形成一层气膜，壁面传递的热量必须先通过这层气膜，造成这个阶段的传热速率急剧下降。

当Δt超过150 ℃时，过渡沸腾转化为膜态沸腾，虽然在这个阶段传热速率会重新升高，但壁面温度却不会因此下降，对于发动机关键部位尤其需要注意，以免发生壁面烧损。

综上，针对本文汽油机机型在设计中需要注意[14]：(1) 发动机铝合金缸盖工作温度≤260 ℃，铸铁缸体工作温度≤300 ℃；
(2) 保证气缸盖火力面温度在375 ℃以下；(3) 水套内关键区域冷却液流速不得小
于0.5 m/s。

缸盖水套设计原则为：(1) 缸盖水套壁面一般不应超过145 ℃；(2) 对高温区域采
取优先集中冷却的方式(体现在水冷汽油机上便是对“鼻梁区”和喷油器座等高温
部位加强冷却)；(3) 进水口宜靠近高温区，排气道位置应布置进水口。

缸体水套设计原则为[16]：(1) 缸体水套内不应有流动死区，从而避免产生蒸气囊
引起局部过热；(2) 汽油机缸体水套的设计主要是保证各缸水套内冷却液流速一致，具有良好的冷却均匀性；(3) 保证缸体上半部分热负荷较高区域的冷却良好。

4.2 计算结果与分析
图5(a)为汽油机机体整体温度分布，缸盖最高温度已知为火力面排气侧鼻梁区，
温度值为188 ℃，满足其工作温度要求。

缸体的最高温度出现在第3缸和第4缸
之间缸套顶部区域，这里承受着缸内燃气的高温冲击且冷却较差，热量散发困难导致温度很高，温度值为203 ℃，也满足缸体的工作温度要求。

汽油机水套壁面处温度分布如图5(b)所示。

可以看到：在排气门鼻梁区(区域1)、各缸盖连接处(区域2)和缸体水套顶部及各缸体之间(区域3)温度都已经达到127 ℃以上，证明这些区域已经发生了过冷沸腾。

近壁面气相空隙率分布图(图6(a))也验证了这一点。

水套壁面最高温度出现在远离冷却液入口的第4缸缸体水套顶部，
温度达到151 ℃，已经接近冷却液发生过渡沸腾的温度临界值[15]。

其近壁面处
气相空隙率达到了99.3%，对水套内部进行剖面展示(图6(b))发现只有这一位置产生的气相份额较大，不利于这一区域冷却液的传热。

同时缸盖水套高温区也已经接近145 ℃，在后续水套结构优化中需要把这些关键区域都考虑进去。

图5 汽油机温度分布
水套内冷却液流速如图7(a)所示。

部分关键区域流速小于0.5 m/s,尤其在第4缸
缸套高温区域，低流速严重影响到这一位置的冷却，冷却不足反过来又使得这一位
置产生蒸气囊造成流动困难，最终导致这一位置温度最高。

除冷却液流速外，流量差别也会影响到各缸的冷却均匀性，图7(b)为通过计算得到的各缸上水口流量分布。

图6 水套气相空隙率分布
图7 水套内冷却液速度场分布
4.3 优化方案及结果比较
通过以上分析，针对第4缸缸套冷却液流速过低、顶部壁面温度过高和第3缸冷
却液流量较少的问题，对汽油机模型进行结构优化。

具体优化方案为：将进水口位置平移动到第2缸中间位置同时上移10 mm，出水孔直径由48 mm缩小为30 mm，并将第4缸缸套侧面两个上水口直径由4 mm扩大为6 mm。

优化后的水
套模型如图8所示。

图8 优化后水套模型
在相同的条件下对修改模型进行模拟计算，图9为修改后水套冷却液流速分布、
各缸上水孔流量分布及水套壁面温度分布图。

可以看出，与原模型相比，修改后的模型对缸盖鼻梁区仍然保持着良好的冷却，同时也使各缸体冷却更加均匀。

缸盖水套最高壁面温度值为132 ℃，缸体水套为144 ℃。

水套壁面温度明显降低，同时原模型中第4缸水套顶部中出现的蒸气囊消失。

这证明修改方案可达到提升发动
机水套冷却传热效果的目的。

图9 优化后模拟结果
5 结论
(1) 基于Mixture多相流建立了一套适用于发动机水套过冷沸腾传热的两相流模型，并通过试验测量发动机火力面温度证明了本文提出的模型的准确性。

相较于传统单相湍流模型，本模型准确性提高了约5%。

(2) 通过沸腾两相流模拟，探究了过冷沸腾传热对发动机水套传热的影响规律，验
证了其在强化传热方面的作用，同时也证明了当水套壁面温度过高时其在传热上的负作用，为进一步研究发动机水套沸腾冷却及可控性提供了参考。

(3) 在两相流模拟结果的基础上，针对本文所研究汽油机模型出现传热的问题，提出优化方案，提升了传热效果，可为以后的工程应用提供参考。

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