柴油機發(fā)動機缸體-冷卻液流固耦合模型熱變形分析

柴油機發(fā)動機缸體-冷卻液流固耦合模型熱變形分析

冷卻液模型的熱分析隨著數(shù)值傳統(tǒng)化技術(shù)的發(fā)展，越來越多的研究人員應用csi和數(shù)值傳統(tǒng)化技術(shù)來解決燃料冷卻和傳熱系統(tǒng)之間的問題。在內(nèi)燃機的冷卻與傳熱系統(tǒng)的數(shù)值模擬中,一種方法是應用CFD及數(shù)值傳熱技術(shù)對冷卻液模型進行流動與傳熱計算,然后將計算后的熱力學結(jié)果作為邊界條件附加到機體的結(jié)構(gòu)上,最后進行機體的溫度場和熱變形計算。這種方法將流體的傳熱和機體的導熱過程分開計算,必然導致作為流固交界面的熱力學邊界條件難以準確估算,使得后續(xù)溫度場和熱變性分析產(chǎn)生較大誤差,很難準確計算冷卻流體的對流換熱對機體溫度場分布的影響。文中采用流固耦合共軛傳熱的方法,在內(nèi)燃機整體冷卻流場CFD計算結(jié)果的基礎(chǔ)上,應用成熟的機體和冷卻流體的邊界條件,以缸體-冷卻液流固耦合模型為研究對象,較為準確地計算了共軛傳熱影響下的整體溫度場及其缸體的熱變形。1理論模型內(nèi)燃機流固耦合共軛傳熱的數(shù)學模型包括冷卻水的流動與傳熱模型、固體導熱模型和冷卻水與缸體復雜接合面的共軛傳熱處理模型。1.1動的k-模型及近壁區(qū)域的模型在冷卻液的流動與傳熱計算中,將其流動視為三維穩(wěn)態(tài)黏性不可壓縮流體的湍流流動,湍流采用標準k-ω模型,近壁區(qū)域采用Van.Driest模型。(1)質(zhì)量常數(shù)守固定方程divU=0(1)(2)advgradw-1p{?u?t+div(uU)=div(νgradu)-1ρ?p?x?v?t+div(vU)=div(νgradv)-1ρ?p?y?w?t+div(wU)=div(νgradw)-1ρ?p?z(2)??????????????????u?t+div(uU)=div(νgradu)?1ρ?p?x?v?t+div(vU)=div(νgradv)?1ρ?p?y?w?t+div(wU)=div(νgradw)?1ρ?p?z(2)(3)同源tρ?Τ?t+ρdiv(UΤ)=divρ?T?t+ρdiv(UT)=div[(λcp+μtσt)gradΤ]+SΤ(3)[(λcp+μtσt)gradT]+ST(3)其中ST為源項和耗散函數(shù)之和。(4)xjxj-ρ?k?t+ρuj?k?xj=??xj[(μ+μtσk)?k?xj]+μt?ui?xj(?ui?xj+?uj?xi)-ρε(4)ρ?k?t+ρuj?k?xj=??xj[(μ+μtσk)?k?xj]+μt?ui?xj(?ui?xj+?uj?xi)?ρε(4)(5)湍能耗散率方程ρ?ε?t+ρuk?ε?xk=??xk[(μ+μtσε)?ε?xk]+c1εkμt?ui?xj(?ui?xj+?uj?ui)-c2ρε2k(5)ρ?ε?t+ρuk?ε?xk=??xk[(μ+μtσε)?ε?xk]+c1εkμt?ui?xj(?ui?xj+?uj?ui)?c2ρε2k(5)其中μt=cμρk2/ε;cμ、c1、c2為經(jīng)驗系數(shù),分別為0.09,1.44,1.92;σt、σk、σε為常數(shù),σt=0.85,σk=1.0,σε=1.3。(6)速度函數(shù)的思想μt=κδ√τρ[ln(Eδν√τ/ρ)]-1(6)μt=κδτρ??√[ln(Eδντ/ρ???√)]?1(6)ε=c3/4μk3/2κδ(7)ε=c3/4μk3/2κδ(7)式(1)~式(7)中κ和E為常數(shù),分別取0.4和9.0;τ為壁面上的切應力;ρ為流體密度;ν為流體運動黏度;μt為有效動力黏度;k為湍流動能;ε為湍流耗散率;λ為流體的導熱系數(shù);cp為流體的比熱容;U為速度矢量,在3個坐標上的分量分別為u,v,w;p為壓力;下標i,j,k=1,2,3;t為時間變量;T為溫度。1.2熱擴散系數(shù)t內(nèi)燃機機體內(nèi)的傳熱過程的能量守恒方程為?Τ?t=α(?2Τ?x2+?2Τ?y2+?2Τ?z2)+˙ΦVρc(8)?T?t=α(?2T?x2+?2T?y2+?2T?z2)+Φ˙Vρc(8)式中α=λ/(ρc),為熱擴散系數(shù);˙ΦVΦ˙V為單位體積的發(fā)熱功率;c為機體的比熱容;T為機體溫度;t為時間變量。1.3熱流密度檢測內(nèi)燃機傳熱流固耦合邊界的共軛傳熱主要應用第二類或第三類邊界條件進行連接,形式如下。qw|solid=qw|fluid(9)-λ(?Τ?n)w|solid=h(Τw-Τf)|fluid(10)式中qw為交界面的熱流密度;n為壁面外法線;λ為機體導熱系數(shù);h為對流換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù);Tw和Tf分別為交界面和其附近流體的溫度。2聯(lián)合分析的三維模型2.1幾何模型的建立對于結(jié)構(gòu)非常復雜的內(nèi)燃機機體和冷卻液腔,完全準確地構(gòu)造幾何模型非常困難,必須在不影響計算準確性和精度的基礎(chǔ)上,對幾何模型進行適當?shù)暮喕吞幚?如略去部分過渡圓角和倒角、簡化或忽略小尺寸的結(jié)構(gòu)特征等。在劃分網(wǎng)格時,局部區(qū)域必須加密處理,以保證湍流分析的精度和準確性。冷卻流場的模型采用三維8節(jié)點流體/熱分析單元FlUID142,單元數(shù)為1707498,節(jié)點數(shù)為369500。網(wǎng)格模型及其流動示意如圖1所示。2.2節(jié)點數(shù)目的預處理由于32位軟件平臺及計算硬件的限制,為保證流固耦合傳熱分析的完整和有效性,必須控制流固耦合分析的有限單元節(jié)點數(shù)目。作者對整機耦合模型進行了適當裁剪,這樣既能保證流動與傳熱的準確性,又能夠滿足軟硬件的要求。耦合模型在流動與傳熱分析中采用三維8節(jié)點流體/熱分析單元FlUID142,在進行溫度與結(jié)構(gòu)分析時分別采用SOLID70和SOLID45單元,耦合模型的單元數(shù)為1770332,節(jié)點數(shù)為352592,模型如圖2所示。2.3cfd分析、流固耦合模型數(shù)值模擬計算主要分4步:(1)在整體冷卻液腔模型上進行CFD分析;(2)提取流體分析的部分壓力結(jié)果作為耦合分析模型的流體邊界條件,配合流固熱邊界條件,在流固耦合模型上進行流動與傳熱的耦合共軛分析;(3)將耦合分析的溫度結(jié)果導入溫度單元進行熱分析;(4)運用溫度結(jié)果在結(jié)構(gòu)單元上進行結(jié)構(gòu)分析。后3步的計算均在缸體-冷卻液耦合模型上進行。選用標定工況為計算工況(功率為76kW,轉(zhuǎn)速3200r/min,轉(zhuǎn)矩226N·m),冷卻介質(zhì)選為純凈水,其物理參數(shù)選取的參考溫度為80℃,CFD分析采用穩(wěn)態(tài)計算模式,用SIMPLEF算法進行,湍流模型選用標準k-ε高Reynolds模型,近壁區(qū)域采用Van.Driest模型。流體壁面采用無滑移邊界,入口處采用流量邊界,流量為220L/min,出口采用壓力邊界,壓力為101350Pa。在冷卻水流動模擬計算中聯(lián)立求解質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程、湍流模型方程及近壁區(qū)函數(shù)。在流固耦合模型上進行的流動及傳熱模擬計算中,需加入流體和固體的能量守恒方程及流固耦合邊界共軛傳熱方程。計算中應用傳導矩陣算法計算熱通量和對流換熱系數(shù),其他處理方法與流體CFD計算相同。流固耦合共軛傳熱分析的流體部分入口和出口采用壓力邊界,數(shù)值來自于整體冷卻水的CFD計算結(jié)果,而模型的熱學邊界條件采用第三類邊界條件,缸套內(nèi)壁采用三段式處理,分別是燃燒區(qū)、活塞區(qū)和底部,與缸蓋接觸區(qū)域的邊界條件由溫度場和接觸熱阻轉(zhuǎn)化的第三類邊界條件給出,其它區(qū)域的熱邊界條件按工作溫度下的自然對流估算給出,冷卻水的整體溫度由試驗測出。3cfd的計算模擬計算在ANSYS集成環(huán)境下進行,采用Pentium-4單CPU的32位XP操作系統(tǒng),內(nèi)存為2G,整體冷卻水腔的CFD計算經(jīng)過約13h,527步迭代收斂。耦合模型的流動與傳熱耦合計算經(jīng)過約49h,872步迭代收斂。3.1流固耦合傳熱模型柴油機整機流場的CFD計算分析只是為缸體與冷卻流場的流固耦合傳熱模型提供冷卻流體的壓力邊界條件,所以只給出整機冷卻流場的壓力分布圖和流動矢量圖,如圖3、圖4所示。3.2耦合耦合方程在網(wǎng)格模型中,流體和固體區(qū)域通過共用節(jié)點進行連接耦合,在耦合傳熱計算中通過流固耦合共軛傳熱條件將兩者的傳熱過程連接在一起,聯(lián)立固體、流體微分方程及邊界區(qū)域的耦合方程進行求解。3.2.1缸體內(nèi)的流速分布為準確掌握冷卻水沿4個氣缸壁周圍的詳細流動情況,計算分析了沿氣缸體軸向截面(圖5)的流動速度,Y的數(shù)值表示截面至缸體頂面的距離。為突出表現(xiàn)冷卻水流速在缸體周邊的分布及變化情況,沒有給出流速全部范圍的變化圖例,只給出了相應的部分流速區(qū)間數(shù)值圖例。圖6為6個耦合模型截面的流速云圖,圖中流速為0的區(qū)域為機體及氣缸套固體部分,其它區(qū)域為冷卻水的流動區(qū)域。從圖4的速度矢量圖和圖6的截面云圖可以看出,流體在氣缸體內(nèi)的流動基本沒有死區(qū),但流體在缸體內(nèi)的流動速度變化較大。圖6(e)截面位于3個入水口的中心面,中間直徑為40mm的入水孔流速較高,平均為3.2m/s,兩側(cè)直徑為30mm的入水孔流速較低,平均流速分別為1.432m/s和1.232m/s,在此截面的流速分布中,4個缸體附近流體在入水側(cè)的流速明顯高于背水側(cè)面的流速。由于出水孔在頂面,所以圖6(c)、圖6(d)圖中,流速的分布趨勢與圖6(e)基本相同,不同之處是平均流速有所降低,但隨著Y的減小,缸體上部出現(xiàn)肋板,減少了流動水腔的截面面積,使得圖6(b)中局部區(qū)域流速增加,直到圖6(a)中出水口流速達到最高,這有利于冷卻水對氣缸蓋重點區(qū)域的直接冷卻。與此相反,入水孔下方的流速分布趨勢隨著Y的增加,水流速度沿缸壁周向的不均勻性增加,平均流速明顯減小,但并未出現(xiàn)死區(qū),如圖6(f)所示。綜合比較4個缸體附近的冷卻水流動可以看出,2缸與3缸的入水口側(cè)區(qū)域流體流速高,1缸和4缸兩端外側(cè)區(qū)域的流速也較高,比較理想,而1缸、2缸之間和3缸、4缸之間的背水側(cè)區(qū)域流體的流動情況較差,流速較低。在缸體上端靠近出水口的區(qū)域,如圖6(a)、圖6(b)所示,2缸周邊的8個出水口流速高。而4缸周邊的出水口流速相對較低,加之缸體背水側(cè)的流動腔截面較小,這勢必導致此區(qū)域的傳熱困難。缸套下部雖然流速較低,分布也極不均勻,但因此處傳導的熱量較少,所以冷卻效果仍在正常范圍內(nèi)。3.2.2缸套與雙缸的平均溫度圖7為流動與傳熱耦合計算迭代收斂后的耦合模型的整體溫度等值線圖和局部最高溫度區(qū)域放大圖,圖8為耦合模型6個截面的溫度分布云圖。從整體溫度分布圖可以看出,4個缸體的相互連接以及背水側(cè)的頂部區(qū)域溫度較高,其中3缸和4缸靠近頂部的連接區(qū)域溫度最高,達到302℃,1缸和2缸的連接區(qū)域及3缸的背水側(cè)次之,溫度也分別達到293℃和285℃。綜合圖7、圖8可看出,隨著Y值的增加,也就是沿缸套軸向向下,缸套的平均溫度出現(xiàn)了明顯的下降,圖8(a)、圖8(b)中此區(qū)域的平均溫度在269℃左右,圖8(c)、圖8(d)中此區(qū)域的平均溫度約為231℃,到圖8(e)、圖8(f)中,此區(qū)域的平均溫度維持在132℃左右,底部的溫度基本和水溫相同,保持在82℃左右。通過觀察溫度沿缸套周向的變化可以看出,其與冷卻水的流動是一致的,從圖8(a)和8(b)可以看出,由于流動速度的差異,2缸和3缸此區(qū)域入水側(cè)的溫度明顯低于背水側(cè)的溫度,兩側(cè)的平均溫差約為45℃左右。與此形成鮮明對比,由于冷卻水的流動在1缸和4缸入水側(cè)的正面相互干擾,流速相應降低,致使冷卻水在1、4缸入水側(cè)的冷卻效果大大降低,使得此區(qū)域這兩缸入水側(cè)正面的壁面溫度比背水側(cè)正面低。3.2.3耦合模型變形特點及變形量為研究缸體在工作溫度下的熱變形,在耦合模型的兩個支撐區(qū)域的連接面施加零位移條件,與缸蓋的接合面不施加任何位移約束邊界條件,為自由移動面。圖9和圖10分別為耦合模型的整體變形圖和缸套內(nèi)壁的徑向位移變化云圖。從圖9看出,由于耦合模型溫度分布的不均勻及結(jié)構(gòu)的雙重影響,耦合模型整體位移在不同部位有著較大的差異,最大位移發(fā)生在3缸的背水側(cè),變形量為0.582mm,4個缸體的變形存在顯著差異。比較圖(10)4個缸套內(nèi)壁徑向位移的變化量可以看出,1、4兩缸的最大徑向位移發(fā)生在缸體的外側(cè)兩端,而其內(nèi)側(cè)由于結(jié)構(gòu)上的相互制約,徑向位移為負值。其中4缸的端面外側(cè)外凸和內(nèi)側(cè)內(nèi)陷為兩缸中的最大,分別為0.324mm和0.186mm。2、3兩缸的徑向位移變化與上述不同,兩缸之間的連接部徑向位移基本為0,而與1、4兩缸的連接部處于外凸狀態(tài),徑向位移約為0.267mm左右。4個缸壁的最大的徑向位移發(fā)生在3缸的背水側(cè),最大值為0.467mm。從每個缸體內(nèi)壁徑向位移沿各自軸向和周向的變化可以看出,徑向位移在缸體的周向存在明顯的差異,而且每個缸體的變化各不相同,但隨著Y值的增加,周向的差異總體逐漸減小。4流速分布的影響(1)應用數(shù)值計算軟件可實現(xiàn)流固耦合模型共軛傳熱的流動與傳熱分析,為解決復雜結(jié)構(gòu)的流固耦合共軛傳熱問題提供了簡潔合理的處理方案。(2)由于