耦合传热（精选四篇）
耦合传热 篇1
内燃机向高功率与高燃烧压力方向发展,导致活塞承受很高的热负荷,活塞温度升高导致材料强度下降、产生蠕变、烧蚀等问题,为保证发动机工作的可靠性与耐久性,必须对进行活塞强制冷却[1]。目前,主要采用活塞振荡油腔冷却结构降低活塞热负荷,而评价活塞热负荷直观有效的方法是求得活塞温度场。从温度场可以分析活塞温度及其热流分布是否合理。活塞瞬态流-固-热耦合计算中,活塞及其冷却结构做往复运动,活塞各个壁面施加热边界,得到活塞不同位置温度场、冷却油腔传热系数与冷却油腔填充比,为活塞冷却结构设计提供依据[2]。
活塞流固热耦合计算中,燃气侧热边界确定为活塞温度计算难点[3]。本文采用ANSYS Fluent软件,通过燃烧计算得到活塞燃烧室的热边界;然后,将燃烧计算得到传热边界作为对活塞瞬态流-固-热耦合边界进行仿真分析,得到了活塞温度场,并与柴油机活塞温度测试的结果对比,验证活塞流固热耦合计算模型;最后,通过仿真结果的分析,得到冷油腔的机油填充比与冷却油腔壁面传热系数随曲轴转角的变化规律,评价活塞冷却油腔。
1 活塞温度测试
1.1 试验方法与活塞测点布置
试验用机为NE840柴油机,主要技术参数如表1所示。
如图1所示,在NE840柴油机整机上测试活塞温度,采用存储测试模块[5]将温度数据存储于随活塞运动的存储模块内,试验结束后读取温度数据。
1.2 试验工况及试验数据
试验工况为标定工况,转速2 300r/min,转矩为1 100N·m。柴油机开机运转200min,机油与冷却液温度达到稳定,柴油机转速调整标定工况,持续运行30min,记录该工况点的数据,如图2所示。
2 燃烧、活塞与冷却油腔三维模型及网格模型
2.1 活塞、冷却油腔与燃烧三维模型
图3为活塞位于上止点时燃烧三维模型。图4为活塞与冷却油腔三维模型。
2.2 网格模型
在燃烧及活塞流-固-热耦合瞬态模拟中,活塞及其冷却结构上下往复运动,流体域随之发生变化,其网格同时发生变化,因此计算过程中采用动网格技术实现活塞及其冷却油腔的往复运动[6]。
基于活塞运动形式在ANSYS Fluent中选择动态层网格模型。活塞燃烧室壁面与活塞上止点截面构成运动边界,其余壁面构成静止边界(图5(a))。如图5(b)和图5(c)所示,在初始网格划分时,将模型网格分为两部分:一部分为上部网格,包括活塞固体域及其冷却油腔的网格,二者的交接面设置为interface,该部分网格随活塞的往复运动进行动态层的拉伸与压缩;另一部分为下部网格,由气缸壁与冷却油腔底面部构成,该部分网格保持不变,冷却油腔底面分割出机油进口与出口。
模拟过程中,活塞的运动规律通过设置转速、起始曲轴转角、活塞行程、连杆长度等参数来实现。计算的迭代步长为0.5°曲轴转角。
3 数学模型
活塞流-固耦合过程是一个多维多项非定常的复杂过程,并且冷却机油、空气与冷却油腔壁面之间的传热是周期性瞬态导热、射流冲击、轴向对流传热等过程的综合[7]。因此,用三个假设来简化此过程:(1)不考虑油的蒸气相,(2)冷却机油和空气不相互混合,(3)忽略冷却机油与空气之间的传热。
通过上述假设,将复杂流动简化为两相流流动与瞬态的传热问题[8]。由于假设冷却油与空气不相互混合且具有明显的分界面,属于分层自由面流动,因而两相流模型选用VOF(voume of fluid)模型[9]。在VOF模型中,每个控制单元内用μoil表示冷却机油体积分数。μoil会出现三种情况:(1)μoil=0,单元内没有机油;(2)μoil=1,单元内充满机油;(3)0<μoil<1,单元内充满机油和空气并且存在分界面。
冷却机油和空气两相的体积分数之和为1,所有变量及其属性在流动区域共同使用。
3.1 体积分数方程
模型计算的是在整个范围每一个控制单元内的各相体积分数。μoil可以由机油相体积分数连续性等式求解,如式1所示。
式中,t为时间;ui为速度,i=x,y,z。
空气的体积分数μair由式(2)计算。
3.2 物性参数方程
输运方程中的物性是由控制单元内的各项组分决定的,每一控制单元内混合物的密度ρ由式(3)给出。
3.3 动量方程
动量方程式是由密度ρ和黏度μ来决定,即:
式中,p为控制单元中的压力;g为重力加速度;Fi为控制单元的体积力;i,j=x,y,z。
3.4 能量方程
能量方程如式(5)所示。
式中,keff为有效热导率;能量E和温度T如式(6)和式(7)所示。
式中,n=1,2,分别代表冷却机油相和空气相。
4 计算模型及边界条件的设定
4.1 计算模型
计算工况为标定工况。采用的两相流模型中,第一相设定为空气,第二相设定为机油。活塞冷却油腔内的流动状态为三维不可压缩的黏性湍流流动,采用瞬态的计算模式,采用油SIMPLE算法进行计算,湍流模型选择标准k-ε模型,在壁面区域使用Norris和Reynolds方程低雷诺数模型,在计算过程中需要求解连续性方程、动量方程、能量守恒方程、湍流方程与传热方程[10]。
4.2 边界条件设定
4.2.1 流动边界条件
冷却喷嘴进口为速度入口(velocity-inlet),其值为27m/s,温度为75℃,冷却机油体积分数μoil设为0;底面出口为压力出口(pressure-outlet)。
4.2.2 传热边界条件
燃烧室壁面热边界通过燃烧计算中设置输出参数,输出循环周期内燃气平均温度与平均传热系数,燃气平均温度为682.3℃,平均传热系数为863.9W/(m2·K);流-固交界面采用耦合方法;其他壁面采用第三类边界条件,即主要经验解析式给出的活塞边界与冷却油、活塞环、缸套、活塞销之间的热交换系数和相应的介质温度[10],见表2。
5 计算结果及分析
5.1 活塞温度试验与仿真结果对比
对测试工况时间段内测试数据取平均值,各测点数据与仿真数据对比,由表3可见,仿真与试验误差在5%以内。
5.2 燃烧计算结果
利用ANSYS Fluent软件对内燃机工作过程进行数值模拟,得到了燃烧室壁面的温度与传热系数的分布情况随曲轴转角的变化关系[5]。一个循环周期内燃烧室壁面温度分布情况,由图6可见,随着压缩过程的进行,气体温度升高,并且在上止点之前喷油燃烧,导致曲轴转角为360°附近温度急剧升高并持续到膨胀做功,因此,燃烧室壁面温度在此区温度较高。
燃烧室壁面平均温度随曲轴转角的变化曲线见图7。由图7可以看出:燃烧室壁面温度随着活塞向下止点运动(进气行程)而逐渐下降,在下止点后10°曲轴转角左右值最小;随着活塞向上止点运动(压缩行程)逐渐升高,在上止点后20°曲轴转角达到最大值;随着膨胀做功的进行而逐渐降低;在排气行程中活塞快速向上止点运动,燃烧废气受到挤压而使排气温度有所升高,直至进气行程阶段。
燃烧室壁面传热系数分布如图8所示。由图8可知,在燃烧过程中,沿燃油喷射方向燃料较多,燃烧放热比较剧烈,此区域的传热系数较大。
燃烧室壁面传热系数随曲轴转角的变化情况如图9所示。活塞燃烧室壁面平均传热系数最大值出现在燃烧过程中,在上止点附近由于压缩挤流及湍流强度的增大,导致活塞在上止点处传热系数较高;其余位置燃烧室壁面的平均传热系数比较稳定。
5.3 冷却油腔分析
对发动机转速为2 300r/min时活塞及内冷油腔进行了流动与传热数值模拟,并给出了活塞处于不同位置时内冷油腔壁面的体积分布及传热情况。
如图10所示,活塞在瞬态情况下运动到不同位置时,活塞内冷油腔壁面的机油体积分数均发生变化,并且活塞在上、下行程的同一位置处机油的分布不相同。在活塞由上止点往下止点运动时,由于距离冷却油喷嘴越来越近,喷入的机油也逐渐增多,使得内冷油腔进口附近上壁面的机油体积分数逐渐增大;随活塞远离下止点时,内冷油腔进口附近机油体积分数逐渐减小。对于远离内冷油腔进口附近的壁面,当活塞由上止点往下止点运动时,由于活塞先加速后减速,所以前期冷却机油聚集在油腔顶部,并且此时没有机油从油腔的进出口流出,使得机油的体积分数逐渐增大;后期虽然活塞减速,但机油在惯性作用下持续加速往下运动,使得较多的机油从冷却油腔进口和出口流出,并且机油撞击内冷油腔底部,使得这一区域的机油体积分数下降;当活塞由下止点向上止点运动时,活塞先加速后减速,冷却机油继续从油腔的进、出口流出,并且随着活塞向上止点运动,喷入的机油量也降低,所以活塞在向上止点运动的加速阶段冷却机油聚集在油腔壁面底部,使得远离油腔进口区域的上壁面机油体积分数降低,但后期由于活塞减速,冷却机油在惯性的作用下撞击油腔上壁面,使得这一区域油腔上壁面的体积分数逐渐增大。
如图11所示,在活塞在运动过程中,油腔进口处持续有机油喷入,使得油腔进口附近的传热系数一直较大;随着活塞向下运动,喷入的机油增多且此处的湍流强度增大,使得此处边界层较薄,传热系数增大;随着活塞向上运动,油腔进口附近的传热系数逐渐降低。活塞的运动规律及活塞在上止点附近时油腔内的机油量相对较少导致活塞在下行过程中,远离内冷油腔进口处的传热系数先增大后减小,而在活塞上行过程中,这一区域的传热系数是先减小后有所增大。
由图12可以看出,活塞在下止点附近的传热系数要大于上止点附近,这是因为在下止点附近喷入内冷油腔的机油较多且内冷油腔内机油的湍流强度较大;因此,在发动机工况一定的条件下,增大上止点附近处传热系数的有效方法是增大上止点附近喷入内冷油腔的机油量。
5.4 活塞温度场分析
如图13所示,活塞位于上止点时,机油振荡减弱,振荡油腔内壁传热系数低,此时活塞燃烧室壁面较高;随着活塞下行,振荡油腔内壁逐步增大,活塞头部高温区域减小,活塞位于下止点时,活塞头部高温区域最小;活塞由下止点向上止点运动,活塞远离冷却喷嘴,振荡油腔内壁的传热系数减小,机油带走热量减小,活塞头部高温区域逐步增大。
6 结论
(1)采用活塞流-固-热瞬态耦合仿真分析,计算结果与实测数据吻合较好,说明此种仿真方法适用于活塞喷油冷却仿真。
(2)通过燃烧计算得到的燃烧室的热边界满足活塞流-固-热耦合仿真精度要求。
(3)活塞在上止点附近时油腔内的机油量相对较少,使得活塞在下行过程中,远离内冷油腔进口处的传热系数先增大后减小,而在活塞上行过程中,这一区域的传热系数是先减小后有所增大。
参考文献
[1]冯立岩,高希彦,夏惠民,等.8E160柴油机活塞组热负荷及机械负荷耦合分析[J].内燃机学报,2002,20(5):441-446.FENG L Y,GAO X Y,XIA H M,et al.The coupled thermal and mechanical load analysis in the 8E160type diesel’s piston assembly[J].Transactions of CSICE,2002,20(5):441-446.
[2]俞小莉,沈渝明,沈晓雯.三维有限元预算法活塞工作温度和应力[J].内燃机工程,1999,20(3):70-73.YU X L,SHEN Y M,SHEN X W.An estimation of piston working temperature and stress by three-dimensional finite element method[J].Chinese Internal Combustion Engine Engineering,1999,20(3):70-73.
[3]张勇,张力,申正均,等.振荡冷却油腔活塞热结构强度的有限元分析[J].内燃机工程,2004,25(5):56-59.ZHANG Y,ZHANG L,SHEN Z J,et al.Thermal-structural FEM analysis of a piston with an inner oscillating-oil-cooling channel[J].Chinese Internal Combustion Engine Engineering,2004,25(5):56-59.
[4]NABER J D,REITZ R D.Modeling engine spray wall impingement[C]//SAE Paper.[S.l.],1988,880107.
[5]BANNA G L.An infrared telemetry technique formaking piston temperature measurement[C]//SAE Paper.[S.l.],1991,910051.
[6]张力,申正均,张勇.增压柴油机内冷油腔活塞结构分析及评价[J].车用发动机,2004,150(6):33-36.ZHANG L,SHEN Z J,ZHANG Y.Structural analysis and evaluation of a turbo charged diesel engine piston with an inner oscillating-oil-cooling channel[J].Vehicle Engine,2004,150(6):33-36.
[7]PAN J F,NIRGO R,MATSUO E.3-D modeling of heat transfer in diesel engine piston cooling galleries[C]//SAE Paper.[S.l.],2005,2005-01-1644.
[8]冯耀南,张翼.振荡油腔位置对柴油机活塞温度场的影响[J].装备制造技术,2009(6):11-13.FENG Y N,ZHANG Y.The impact of position of cooling gallery on temperature field of diesel engine[J].Equipment Manufacturing Technology,2009(6):11-13.
[9]王仁信,胡玉平,李国祥.活塞喷油冷却流场数值模拟[J].现代制造技术与装备,2010(5):1-3.WANG R X,HU Y P,LI G X.Numerical simulation of piston cooling oil injection flow field[J].Modern Manufacturing Technology and Equipment,2010(5):1-3.
耦合传热 篇2
基于辐射和传导耦合的蜂窝夹芯结构传热性能分析
对防热系统的蜂窝夹芯结构,采用全灰体假设同时考虑热传导和热辐射两种传热形式对温度场的耦合作用,利用稳态时热流量守恒建立了蜂窝芯层温度场的.非线性积分方程.离散化后利用数值方法得到方程组的数值解,计算结果与美国兰利研究中心的实验结果吻合得较好.利用计算结果, 讨论了下面板、柱体层的灰度、蜂窝结构长径比对结构温度场的影响.
作 者：梁伟 刘振祺 麦汉超 杨嘉陵 LIANG Wei LIU Zhen-qi MAI Han-chao YANG Jia-ling 作者单位：北京航空航天大学飞行器设计与力学系,北京,100083刊 名：强度与环境 ISTIC英文刊名：STRUCTURE & ENVIRONMENT ENGINEERING年，卷(期)：35(4)分类号：V414.6关键词：MTPS 蜂窝夹芯结构 温度场 全灰体 灰度
耦合传热 篇3
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耦合传热 篇4
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摘要：太阳能热发电是太阳能的高品位利用方式, 吸热器是太阳能热发电系统中用于聚光太阳辐射能与热能转换的核心部件。根据聚光器类型、传热介质、运行压力和温度的不同, 吸热器主要有真空管式和腔体式两种类型。该课题针对极端条件 (时空分布随机变化的高温、高热流密度) , 以提高吸热器吸热效率为目的, 研究吸热器内辐射-导热-对流耦合的传热机理, 构建设计各类吸热器需要遵循的理论架构, 设计新型高效稳定的吸热器。该课题的研究对太阳能热发电的规模化进程具有非常重要的意义。实现了基于蒙特卡罗光线追踪法的自编数值模拟程序, 获得了槽式、塔式和碟式吸热器吸热面上的聚焦太阳能流分布, 实现了蒙特卡罗光线追踪法和用于求解流动传热问题的有限容积法的耦合, 研究了太阳辐射由镜场到吸热器的一体化传播过程。研究了槽式太阳能吸热器内的流动换热特性, 建立了槽式DSG集热器的稳态传热计算模型和动态模型, 开发了两类管内强化传热技术;基于DSMC方法建立真空管空气夹层内稀薄气体传热模型;耦合管内对流传热、管壁导热、真空夹层稀薄气体传热及辐射传热、管外对流传热及辐射传热, 可望建立真空管吸热器的跨尺度传热模型的数值预测方法。建立了腔式水工质吸热器和腔式熔融盐吸热器吸热性能的数学模型, 获取了吸热器内部热流密度和吸热管道温度的分布规律以及吸热器的热损失。结合腔式吸热器热性能的数学模型, 提出了由吸热器所需净能量推算吸热器开口所需太阳光能量的计算模型, 发展了腔式吸热器启动过程性能模拟的数学模型, 获得了吸热器启动过程开口所需能量数据曲线, 吸热器启动过程的效率曲线和热损失曲线。研究了高温高压下空气吸热器内复杂耦合换热机理, 分析了安装倾角、入口工质温度与质量流量等重要参数对有压腔式吸热器换热性能的影响;运用十四面体模型模拟多孔材料的内部结构, 研究了多孔吸热结构内的对流传热特性。设计了搭建了太阳能空气吸热器实验平台, 采用氙灯阵列模拟太阳辐射, 多孔吸热材料表面可接受的辐射功率范围可达10 k W, 热流密度可达2×106 W/m2;设计搭建了槽式DSG太阳能热发电实验研究系统, 设计压力10 MPa、温度400°C, 利用该实验系统除了对槽式DSG热发电系统进行试验研究外, 还能对槽式热发电的集热器、聚光器的性能进行测试。
关键词：真空管吸热器,腔体式吸热器,耦合传热机理,极端条件