徐夢杰， 王惜慧

(華南理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院， 廣東 廣州 510640)

基于Fe3O4-乙二醇納米流體的直噴汽油機(jī)冷卻水套傳熱研究

徐夢杰， 王惜慧

(華南理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院， 廣東 廣州 510640)

在乙二醇冷卻液中添加Fe3O4納米粒子作為直噴汽油機(jī)冷卻液,利用CFD軟件Fluent對不同濃度冷卻液下直噴汽油機(jī)冷卻水套的傳熱進(jìn)行了三維模擬計算，并考慮納米流體導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容等物性參數(shù)隨溫度的變化來提高計算的準(zhǔn)確性，計算得到冷卻液的流場、壓力場及壁面溫度的空間分布。結(jié)果表明，與傳統(tǒng)冷卻液相比，以Fe3O4-乙二醇納米流體作為冷卻液能夠提高內(nèi)燃機(jī)的散熱性能，水套壁面溫度降低明顯，且濃度越大冷卻效果越好。

納米流體； 直噴式汽油機(jī)； 冷卻水套； 仿真

傳統(tǒng)汽油機(jī)不同負(fù)荷時進(jìn)氣采用節(jié)流方式進(jìn)行“量調(diào)節(jié)”，泵氣損失大、經(jīng)濟(jì)性差。渦輪增壓直噴汽油機(jī)克服了渦輪增壓響應(yīng)延遲的缺點(diǎn)，有良好的瞬態(tài)響應(yīng)。油滴吸熱使得缸內(nèi)溫度下降，充氣系數(shù)提高2%～3%，爆震傾向的降低使得壓縮比提高1～2，從而改善了排放和燃油經(jīng)濟(jì)性[1-3]，其升功率可以達(dá)到100 kW/L[4]。相對于自然吸氣汽油機(jī)，相同功率下增壓發(fā)動機(jī)尺寸更小，質(zhì)量更輕，比功率更高，整車燃油經(jīng)濟(jì)性得到改善。所以增壓直噴汽油機(jī)既能實(shí)現(xiàn)汽車輕量化，又兼顧了排放性能、動力性和經(jīng)濟(jì)性[5]。直噴汽油機(jī)有著油耗低、扭矩高、功率大的優(yōu)點(diǎn)，也能改善汽車響應(yīng)性和操控性，應(yīng)用前景廣闊[6]。然而，隨著增壓比的提高和性能的提升，直噴汽油機(jī)易產(chǎn)生爆震現(xiàn)象，超級爆震是目前增壓直噴汽油機(jī)提高升功率和降低燃油消耗率遇到的瓶頸之一[7-11]，對發(fā)動機(jī)有很大破壞性。對于超級爆震的抑制措施，奇瑞公司和大眾認(rèn)為掃氣可以控制超級爆震[8-9]，GM公司則提出加濃混合氣來抑制超級爆震[12]，但上述方法均犧牲了燃油經(jīng)濟(jì)性。美國西南研究院[13]經(jīng)過試驗(yàn)得出EGR 中冷對超級爆震有明顯的抑制效果，但EGR中冷結(jié)構(gòu)復(fù)雜、成本增加，并降低了汽油機(jī)功率密度。天津大學(xué)張志福試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，冷卻水溫度下降能夠緩解超級爆震傾向，當(dāng)冷卻水溫由90 ℃降至70 ℃超級爆震消失。另外由于結(jié)構(gòu)緊湊，直噴汽油機(jī)容易過熱，造成充氣系數(shù)下降，燃燒不正常，機(jī)油變質(zhì)和燒損，零件的摩擦和磨損加劇，使得內(nèi)燃機(jī)的動力性、經(jīng)濟(jì)性、可靠性和耐久性全面惡化，因此，合理地解決直噴汽油機(jī)散熱問題變得日益重要。目前，冷卻系統(tǒng)的技術(shù)受兩方面因素限制：一是冷卻液側(cè)，傳統(tǒng)的冷卻液(水和乙二醇)導(dǎo)熱系數(shù)小；二是空氣側(cè)，散熱器的優(yōu)化空間已不大，增大散熱器面積，雖然能改善空氣側(cè)散熱，但受到容量、風(fēng)阻和輕量化的制約。改進(jìn)內(nèi)燃機(jī)冷卻腔結(jié)構(gòu)和材料等傳統(tǒng)措施已不能滿足要求，采用更高效的納米流體替代傳統(tǒng)冷卻液，有利于保證直噴汽油機(jī)工作時動力性、經(jīng)濟(jì)性、可靠性及耐久性指標(biāo)，并改善其爆震和過熱，具有很大潛力。

目前，關(guān)于納米流體的大量研究都是針對柴油機(jī)冷卻水套內(nèi)部的三維流動進(jìn)行的。胡文君[14]通過對不同質(zhì)量分?jǐn)?shù) CuO 納米流體在柴油機(jī)水套中的流動和傳熱計算，證實(shí)了納米流體具有較高的傳熱性能，隨著質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增加傳熱能力逐漸增強(qiáng)，當(dāng)CuO 粒子質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到5%時，納米流體傳熱能力顯著提高，但同時會引起水泵功率小范圍的損失。由于銅比其他納米顆粒(例如氧化銅)的導(dǎo)熱系數(shù)更高，同濟(jì)大學(xué)的楊帥[15]利用CFD方法對質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.5%，1%，3%和5%的Cu-水納米流體在柴油機(jī)冷卻水套內(nèi)的流動和傳熱過程進(jìn)行三維數(shù)值模擬，計算結(jié)果表明，以Cu-水納米流體作為傳熱介質(zhì)可以顯著提高柴油機(jī)的散熱性能，隨著Cu粒子濃度的增加，柴油機(jī)散熱能力增強(qiáng)，水泵功耗略有增加。徐行軍[16]和徐哲[17]用Cu-乙二醇納米流體在直列4缸柴油機(jī)中模擬得出了相似的結(jié)論。徐哲發(fā)現(xiàn)，當(dāng)納米粒子質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%時，泵功相對于純水時僅增加了6%，散熱量卻增加了43.9%。彭穩(wěn)根[18]研究發(fā)現(xiàn)，4%質(zhì)量分?jǐn)?shù)的TiO2，Al2O3和CuO 3 種納米流體能顯著提高發(fā)動機(jī)的散熱性能，與水相比，三者的平均表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)分別提升了10.82%，8.43% 和11.24%。Adnan M. Hussein[19]研究了SiO2納米流體在汽車散熱器上的應(yīng)用，他結(jié)合模擬和試驗(yàn)驗(yàn)證得出，傳熱速率在低濃度時能比純水增加50%。而K.Y. Leong[20]用Cu-乙二醇納米流體試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)2%質(zhì)量分?jǐn)?shù)的納米流體使得傳熱增強(qiáng)3.8%，冷卻液的壓降隨著銅顆粒的加入而增大，這是由于密度增大，額外的壓降使得泵功增加。C. Oliet[21]，S.M. Peyghambarzadeh[22]與彭小飛[23]等學(xué)者通過研究也得出了相似的結(jié)論。Fe3O4納米流體性能穩(wěn)定，成本低廉，兼具磁性和流體的特性，為通過磁場控制流動和傳熱過程強(qiáng)化冷卻提供了可能性。潘志東等研究發(fā)現(xiàn)[24]，在磁場作用下納米流體的熱導(dǎo)率隨體積分?jǐn)?shù)的增加而增大。當(dāng)磁場平行于溫度梯度場時，F(xiàn)e3O4納米流體的熱導(dǎo)率顯著提高。林育茲[25]試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，與傳統(tǒng)冷卻液及單純使用納米流冷卻液相比，交變磁場作用下的磁納米流體冷卻液有更好的降溫效果，外特性工況下柴油機(jī)缸蓋測點(diǎn)處平均溫度值下降幅度為10.4 ℃。Fe3O4納米流體中顆粒粒度越小，體積分?jǐn)?shù)越大，納米流體的熱導(dǎo)率越高，溫度越高，其黏度越小，所以采用小粒徑納米流體、高溫冷卻的方式來限制壓損并強(qiáng)化散熱是比較合適的。

顯然利用納米流體能強(qiáng)化冷卻并改善直噴汽油機(jī)過熱和爆震現(xiàn)象，但是目前大多研究都是針對柴油機(jī)的，而關(guān)于納米流體在直噴汽油機(jī)的應(yīng)用研究較少，尤其是關(guān)于Fe3O4納米流體的研究只局限于低溫。因此，本研究利用Fe3O4納米流體強(qiáng)化傳熱的優(yōu)點(diǎn)，將其應(yīng)用于直噴汽油機(jī)的冷卻系統(tǒng)內(nèi)，代替?zhèn)鹘y(tǒng)冷卻液，通過對不同濃度納米流體的數(shù)值模擬，得出納米流體粒子體積濃度對內(nèi)燃機(jī)散熱性能的影響，驗(yàn)證Fe3O4納米流體的強(qiáng)化傳熱效果；并結(jié)合試驗(yàn)驗(yàn)證Fe3O4納米流體的導(dǎo)熱系數(shù)擬合式，同時采用udf函數(shù)考慮流體的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱等物性參數(shù)隨溫度的影響進(jìn)行計算，計算結(jié)果更加準(zhǔn)確可靠，解決了傳統(tǒng)傳熱模擬用常數(shù)估計計算不準(zhǔn)確、誤差大的問題。利用CFD三維數(shù)值模擬的方法深入分析納米流體在直噴汽油機(jī)冷卻水套的工作過程，獲得復(fù)雜水套參數(shù)動態(tài)變化特征,為缸內(nèi)直噴汽油機(jī)冷卻優(yōu)化提供參考。

1 納米流體的熱物性

1.1 納米流體導(dǎo)熱系數(shù)模型

目前關(guān)于納米流體的理論模型還不夠成熟，Hamilton-Crosser[26],Maxwell[27]和Wasp[28]等學(xué)者相繼提出了納米流體傳熱模型，然而這些模型都沒有考慮溫度的影響，導(dǎo)致同樣溫度和濃度下預(yù)測的導(dǎo)熱系數(shù)偏低。2013年，L.Syam Sundar[29]通過試驗(yàn)結(jié)果總結(jié)出一個Fe3O4納米流體的導(dǎo)熱系數(shù)理論模型：

(1)

式中:φ為Fe3O4納米粒子體積分?jǐn)?shù)；k為導(dǎo)熱系數(shù)；下標(biāo)bf，nf分別代表基液和納米流體。在一定溫度和濃度時，L.Syam Sundar的模型能很好地預(yù)測納米流體的導(dǎo)熱系數(shù)。

Hrishikesh[30]在大量試驗(yàn)的基礎(chǔ)上經(jīng)過回歸分析擬合出金屬氧化物納米流體的導(dǎo)熱系數(shù)理論模型：

knf=kbf(1+a×(kp/kbf)b1×φb2×

(T/20)b3×(100/dp)b4)。

(2)式中：T為溶液溫度；dp為納米顆粒平均直徑；a=0.135,b1=0.237,b2=0.467,b3=0.547,b4=0.234。

由于發(fā)動機(jī)工況下冷卻液溫度較高，本研究通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)對該模型進(jìn)行了驗(yàn)證。通過瞬態(tài)熱線法試驗(yàn)測得308K時乙二醇和水各50%的混合液導(dǎo)熱系數(shù)為0.395W/(m·K)，而查詢GT-suite傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)冷卻液的導(dǎo)熱系數(shù)表得到導(dǎo)熱系數(shù)為0.391W/(m·K)，二者誤差為1.02%，誤差很小，這驗(yàn)證了試驗(yàn)測量的準(zhǔn)確性。根據(jù)試驗(yàn)可知，1%體積分?jǐn)?shù)的納米流體導(dǎo)熱系數(shù)為0.405 6W/(m·K)，而由式(2)計算得到導(dǎo)熱系數(shù)為0.421 8W/(m·K)，二者誤差為3.99%，小于5%，這驗(yàn)證了式(2)的準(zhǔn)確性。由圖1可知，納米流體的導(dǎo)熱系數(shù)隨著溫度和濃度的增大而增大，導(dǎo)熱系數(shù)的增大有利于內(nèi)燃機(jī)散熱。冷卻液的導(dǎo)熱系數(shù)在Fluent中通過編寫udf實(shí)現(xiàn)，經(jīng)過計算得到原溶液、2%納米流體和5%納米流體的導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度變化的函數(shù)：

y原=3×10-10x3-4×10-6x2+

0.003 1x-0.178，

(3)

y2%=0.399+0.005 341 3(x-273)0.547，

(4)

y5%=0.399+0.008 193 8(x-273)0.547。

(5)

圖1 各冷卻液導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度變化趨勢

1.2 納米流體密度、比熱容和黏度模型

關(guān)于納米流體的密度、比熱容和黏度的理論模型爭議較少,這里選用3個公式分別作為密度、比熱容和黏度的計算模型。

ρnf=(1-φ)ρf+φρp，

(6)

(cp)nf=(1-φ)(cp)f+φ(cp)p，

(7)

(8)

式中：ρ為密度；cp為比熱容；μ為黏度[16]。

2 發(fā)動機(jī)冷卻水套的CFD模擬

2.1 建立幾何模型與計算網(wǎng)格模型

本研究選用的是直列4缸直噴汽油機(jī)，其主要參數(shù)見表1。

表1 發(fā)動機(jī)主要參數(shù)

圖2示出了冷卻水套幾何模型，包括缸體和缸蓋的水套，一個冷卻液進(jìn)口，3個分別流向機(jī)油冷卻器、暖風(fēng)和調(diào)溫器的出口，從左到右依次為1缸、2缸、3缸、4缸。由于水套結(jié)構(gòu)復(fù)雜，本研究采用六面體核心網(wǎng)格生成技術(shù)對其結(jié)構(gòu)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，首先生成能夠適應(yīng)復(fù)雜幾何體的四面體網(wǎng)格，然后通過先進(jìn)算法，將大部分區(qū)域內(nèi)的四面體網(wǎng)格破碎，整合成六面體網(wǎng)格，只有在幾何非常復(fù)雜或者邊緣地帶才會保留四面體網(wǎng)格。這樣生成的網(wǎng)格集合了四面體網(wǎng)格和六面體網(wǎng)格的優(yōu)勢，因?yàn)榇蟛糠謪^(qū)域是結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，完全可以與流動方向垂直，因而能夠保證計算精度。另外，采用六面體核心網(wǎng)格比四面體網(wǎng)格減少60%～80%的網(wǎng)格數(shù)量，對充分利用計算機(jī)資源、節(jié)省計算時間很有利。將三維的CAD模型通過轉(zhuǎn)換文件STP輸入到Fluent的前處理模塊ICEM中進(jìn)行網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格的類型及尺度都會直接影響到CFD計算結(jié)果的精度和穩(wěn)定性,網(wǎng)格劃分應(yīng)避免出現(xiàn)負(fù)體積和負(fù)法向，盡量減少翹曲、扭轉(zhuǎn)和等低質(zhì)量的網(wǎng)格，此類單元較多會使收斂緩慢甚至引起發(fā)散，必須對網(wǎng)格進(jìn)行修復(fù)，在缸墊區(qū)域由于流動比較劇烈,要對該區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行加密。該模型網(wǎng)格數(shù)大約為1 000萬,網(wǎng)格主要是由六面體單元(約占94% )組成,另外還包括少量五面體和四面體單元。水套的計算網(wǎng)格模型見圖3。將網(wǎng)格導(dǎo)入Fluent后，經(jīng)檢查網(wǎng)格沒有負(fù)體積，符合要求。由于計算域不規(guī)則且結(jié)構(gòu)復(fù)雜，為了保證計算精度，本研究采用雙精度格式求解。

圖2 冷卻水套幾何模型

圖3 水套網(wǎng)格模型

2.2 計算模型與邊界條件的確立

計算工況選用直噴汽油機(jī)工作的標(biāo)定工況,冷卻介質(zhì)為水、乙二醇體積分?jǐn)?shù)各0%的混合溶液和Fe3O4體積分?jǐn)?shù)分別為2%，5%的Fe3O4-乙二醇納米流體冷卻液。管道內(nèi)冷卻液流動雷諾數(shù)可以通過如下公式求得:

Re=ρvd/μ。

本研究中進(jìn)水管進(jìn)口流速為4.6m/s,冷卻水進(jìn)水管入口的特征長度為9mm。由上式計算可知,其Re數(shù)超過了流體形態(tài)為湍流的臨界值2 320，故可將冷卻水的流動判定為湍流流動。計算時冷卻液在水套內(nèi)的流動狀態(tài)認(rèn)為是不可壓縮黏性湍流流動,發(fā)動機(jī)在穩(wěn)定工況運(yùn)行時，燃燒室內(nèi)的溫度和混合氣的流動是周期性變化的,燃燒室壁面?zhèn)魅氲臒崃恳彩侵芷谛宰兓?，不過這些周期性波動對燃燒室壁面溫度的影響只局限在離壁面很近的層面，壁面深層溫度是穩(wěn)定的，因此,如果發(fā)動機(jī)在穩(wěn)態(tài)工況工作，可以認(rèn)為每個循環(huán)中氣缸蓋、氣缸套固體壁面與冷卻液的對流傳熱是一個穩(wěn)定的傳熱過程[31]。因此,在計算中采用穩(wěn)態(tài)的計算模式,用SIMPLEC算法進(jìn)行計算，湍流模型選用k-epsion模型。計算中整體模型的邊界條件:水套入口采用速度進(jìn)口0.46 m/s，由水泵流量換算得到；入口溫度給定為333 K;出口采用壓力出口，出口壓力為30 kPa。由于在CFD計算之前壁面溫度分布不容易確定,由相關(guān)文獻(xiàn)可知缸套和缸蓋的平均傳熱系數(shù)分別為3 863 W/(m2·K)和10 203 W/(m2·K)[32]，因此本研究缸套的初始值設(shè)置為缸套和缸蓋熱流量分別為77 260 W/(m2·K)和204 060 W/(m2·K)。缸內(nèi)壁采用第三類邊界條件，并通過編寫udf實(shí)現(xiàn)。軸向方向上氣缸套內(nèi)表面穩(wěn)態(tài)傳熱邊界條件的分布規(guī)律如下[33]：

(9)

(10)

(11)

(12)

式中：β=h/s(0≤β≤s)；K1=0.573(S/D)0.24，K2=1.45K1；Tg為缸內(nèi)燃?xì)馑矔r溫度；ag為缸內(nèi)燃?xì)馑矔r放熱系數(shù)；S為沖程,D為缸徑。

由式(9)和式(10)可以求得缸內(nèi)壁軸向方向距氣缸頂部h(0

3 CFD模擬計算及結(jié)果分析

計算完成后查看冷卻液進(jìn)出口流量，發(fā)現(xiàn)進(jìn)出口流速差值為9.376×10-12kg/s，誤差幾乎為0，可以認(rèn)為達(dá)到平衡，計算收斂。

3.1 水套溫度場

圖4示出了水套溫度分布云圖，圖5示出水套流速分布。從圖4可以看出冷卻液整體溫度分布不是很均勻，缸蓋溫度比缸體溫度高，左側(cè)1缸的水套溫度最高，表明其冷卻較差，2缸次之；缸體水套上部壁面溫度較高，這是由于發(fā)動機(jī)缸體的上半部分離燃燒室較近，其所受熱負(fù)荷從上到下逐漸降低。鑒于此，缸體水套的結(jié)構(gòu)應(yīng)該滿足冷卻液流速上部高、下部低的要求，因此可以考慮將進(jìn)水口位置適當(dāng)上調(diào)來改善燃燒室散熱。

圖4 使用原冷卻液時的溫度分布

圖5 使用原冷卻液時的流線分布

結(jié)合圖6和圖7可以看出，隨著納米顆粒的加入，冷卻水套高溫部分明顯減少，與乙二醇冷卻液相比,使用Fe3O4-乙二醇納米流體，水套冷卻腔壁面溫度明顯減小，可見納米流體能夠顯著改善冷卻效果。由圖5的流線圖可以看出，冷卻液在進(jìn)入水套后并不是單向流動，而是一部分沿著缸套橫向流動，另一部分經(jīng)上水孔流入缸蓋。顯然一大部分冷卻液經(jīng)4缸上水孔進(jìn)入缸蓋后，直接流向了暖風(fēng)口，這部分冷卻液并沒有得到充分利用就被排出，造成浪費(fèi)，也使得遠(yuǎn)離進(jìn)水口即1缸處冷卻液流量不足。由圖5可知，左邊第1缸水套處流動不夠順暢，流線較稀，流速較小，而且水套水堵處沒有流線經(jīng)過，存在死區(qū)，由于流經(jīng)此處的冷卻液較少，且該處距離進(jìn)口最遠(yuǎn)，冷卻液溫度較高，導(dǎo)致此處冷卻較差，這解釋了溫度云圖中1缸水套和水堵處溫度過高的現(xiàn)象。同時發(fā)現(xiàn)冷卻液在由缸體進(jìn)入缸蓋水套后產(chǎn)生了渦流，這增大了流動阻力和壓力損耗，不利于散熱。由圖6和圖7可知，采用納米流體后，這兩處高溫區(qū)域均有較大改善，溫度明顯下降。經(jīng)計算，缸蓋水套表面平均溫度降低了6.89 ℃,具體見表2。

圖6 使用原冷卻液時的水套截面溫度分布

圖7 使用5%Fe3O4納米流體時的水套截面溫度分布

冷卻液平均溫度/K1缸中心截面2缸中心截面3缸中心截面4缸中心截面缸蓋水套表面缸體水套表面原冷卻液337．44337．68335．59335．70400．67361．432%納米流體337．29337．10335．21335．18393．78358．675%納米流體337．10336．72335．53335．03390．35357．20

3.2 水套速度場

圖8和圖9示出了水套截面的速度分布。由圖可知水套左右兩邊的流速分布不太均勻，冷卻水在進(jìn)水口和出水口附近流速較大，而背對進(jìn)水口一側(cè)遠(yuǎn)離進(jìn)水口處流速較小，最低低至1.6 m/s，散熱相對較差。從4缸到1缸氣缸中心截面處冷卻水平均流速分別為2.22，2.01，1.75,1.76 m/s，可見隨著流動行程的加大,各缸冷卻水流速依次降低。從圖中還可以看出，內(nèi)燃機(jī)缸蓋冷卻水套內(nèi)冷卻液在水堵處的速度幾乎為0，這主要是由缸蓋冷卻水套本身的結(jié)構(gòu)造成，此處的冷卻效果較差，這解釋了溫度云圖中該處溫度較高的現(xiàn)象。

圖9 使用5%納米流體時冷卻水套截面的速度云圖

3.3 水套壓力場

對于壓力損失的整體要求是在滿足冷卻的情況下，壓力損失越小越好。由圖10可見,水套的主要壓力損失發(fā)生在氣缸墊的上水孔和氣缸蓋的出水孔處,這是因?yàn)樵谶@些區(qū)域流速較高,而且孔口直徑較小,易產(chǎn)生節(jié)流損失,導(dǎo)致壓損增加。而且在有些小孔處和缸蓋水套彎曲區(qū)域有渦流生成,這增加了壓降。在保證同樣速度進(jìn)口條件下，經(jīng)過計算，使用原冷卻液、2%和5%濃度納米流體，水套進(jìn)出口的壓力損失分別為45.24 kPa，49.52 kPa，53.80 kPa。使用2%和5%納米流體后，冷卻系統(tǒng)的壓降分別增加9.46%和18.92%，在可接受范圍內(nèi)。

圖10 使用5%納米流體時冷卻水套的壓力云圖

4 模擬結(jié)果的對比驗(yàn)證

由于發(fā)動機(jī)冷卻水腔結(jié)構(gòu)復(fù)雜，很難用試驗(yàn)的方法了解水套內(nèi)部流動情況，本研究使用計算軟件CFX對該直噴汽油機(jī)冷卻系統(tǒng)進(jìn)行了驗(yàn)證計算。CFX采用了基于有限元的有限體積離散方法，既有有限體積法的守恒特性，又有有限元法數(shù)值精確的優(yōu)點(diǎn)。由圖11的溫度云圖可見，CFX計算的溫度分布呈上高下低，左高右低的趨勢，對比圖6可見，兩款軟件得到的溫度分布是相似的，雖然二者算法有區(qū)別，但是校驗(yàn)得到結(jié)果是一致的，證明了本模型的準(zhǔn)確性和可靠性。

圖11 CFX計算得到的原冷卻液水套截面溫度云圖

學(xué)者們經(jīng)過大量試驗(yàn)綜合得到內(nèi)燃機(jī)冷卻水腔壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的經(jīng)驗(yàn)公式：

(13)

式中：vm是冷卻液的平均流速。在本發(fā)動機(jī)缸體底部上方32 mm處截取一平面，統(tǒng)計得出其平均流速為2.25 m/s，代入式(13)，通過計算得hw=3 489 W/(m2·K)，與本計算模型邊界初始值3 863 W/(m2·K)相比誤差為9.68%，相差不大，可以接受。綜上，經(jīng)過不同計算模型對比和經(jīng)驗(yàn)公式反算，可知本計算模型傳熱計算可達(dá)到所需精度，其計算結(jié)果能夠較精確地反映實(shí)際水流情況。

5 結(jié)論

a) 和傳統(tǒng)冷卻液相比，F(xiàn)e3O4納米流體作為冷卻介質(zhì)時,可以改善直噴汽油機(jī)的散熱性能,缸蓋水套表面平均溫度降低，水套溫度明顯下降，而壓力損失變化不大；

b) 本研究中流動死區(qū)和漩渦區(qū)阻礙流動，使得水套壓損偏大，壓損為45 kPa左右；

c) 發(fā)動機(jī)冷卻水套內(nèi)的冷卻液流動存在低流速區(qū)域，主要是在第1缸處，這可能會導(dǎo)致第1缸的局部熱負(fù)荷較高，需要進(jìn)行優(yōu)化；

d) 通過建立的水套冷卻水傳熱系統(tǒng)模型驗(yàn)證了納米流體對直噴汽油機(jī)冷卻散熱的強(qiáng)化作用，同時采用udf函數(shù)考慮了流體的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容等物性參數(shù)隨溫度的影響，更加準(zhǔn)確可靠，解決了傳統(tǒng)傳熱模擬用常數(shù)計算不準(zhǔn)確誤差大的問題，計算結(jié)果與經(jīng)驗(yàn)公式誤差低于10%，可見本模型可較好地模擬水套冷卻水的穩(wěn)態(tài)傳熱。

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[編輯： 姜曉博]

Heat Transfer of Water Jacket for GDI Engine Based on Fe3O4-Glycol Nano-Fluid

XU Mengjie, WANG Xihui

(School of Mechanical & Automotive Engineering, South China University of Technology, Guangzhou 510640, China)

The glycol coolant added with Fe3O4nano particles was used as the coolant of gasoline direct injection engine. Then the heat transfer of water jacket flowed through by different prepared coolants was analyzed with CFD Fluent software and the computation accuracy improved by considering the change of physical parameters such as thermal conductivity and specific heat capacity with temperature. The flow field, the pressure field and the wall temperature distribution were obtained by the simulation. The results indicate that nano-fluid can improve the engine heat transfer capability. The wall temperature of water jacket drops evidently and the higher mixing concentration leads to better cooling effect.

nano-fluid； gasoline direct injection engine； water jacket； simulation

2016-12-05；

2017-03-08

Ningbo International Cooperation Program (Grant No. 2015D10018)

徐夢杰(1991—)，男，碩士，主要研究方向?yàn)榧{米流體在直噴汽油機(jī)上的應(yīng)用；1522774203@qq.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2017.02.003

TK414.2

B

1001-2222(2017)02-0012-07