關(guān)鍵詞：潤滑油；預(yù)熱性能；換熱器；熱交換DOI： 10.3969/j .issn.1001-2222.2025.03.002中圖分類號：TK421.9 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B 文章編號：1001-2222（2025）03-0009-07

潤滑油是潤滑系統(tǒng)的流動介質(zhì)，在發(fā)動機(jī)中起到冷卻、潤滑、清潔的作用，其流動性能直接影響著潤滑系統(tǒng)功能的發(fā)揮。作為一種由多種烴類化合物組成的復(fù)雜混合物，潤滑油的流動性和黏度受溫度的影響很大。在低溫條件下，分子間相互作用力增強，分子熱運動減緩，導(dǎo)致潤滑油黏度增大、流動性降低，從而使發(fā)動機(jī)起動時的阻力增加，冷起動困難[1-4]。潤滑油預(yù)熱是指在發(fā)動機(jī)起動前對潤滑系統(tǒng)進(jìn)行加熱，提高潤滑油的流動性，減少發(fā)動機(jī)起動時的阻力，縮短起動時間的技術(shù)措施。

目前，常見的發(fā)動機(jī)潤滑油預(yù)熱熱源包括高溫冷卻液[5]、電加熱器[6]、尾氣余熱[]等。訾永等[5]將冷卻液作為熱源設(shè)計了一種加熱裝置，改善了高寒、高海拔地區(qū)發(fā)動機(jī)起動困難的問題。于秩祥在不改變柴油機(jī)結(jié)構(gòu)的前提下，采用PTC元件制成電子加熱片，安裝在油底殼底面或側(cè)面，能夠產(chǎn)生 80～ 120° 的高溫對油底殼和進(jìn)油管路進(jìn)行快速加熱。F.WILL和A.BORETTI利用發(fā)動機(jī)產(chǎn)生的廢氣熱量作為熱源，經(jīng)過多次試驗發(fā)現(xiàn)廢氣熱交換器可以降低約 7% 的油耗，驗證了廢氣預(yù)熱的有效性。除上述研究外，更多學(xué)者將多種預(yù)熱技術(shù)結(jié)合進(jìn)行研究，例如P.WANG等8通過試驗發(fā)現(xiàn)，采取進(jìn)氣預(yù)熱與冷卻液預(yù)熱，或進(jìn)氣預(yù)熱與潤滑油預(yù)熱相結(jié)合的方式，能有效提升柴油機(jī)的預(yù)熱效率。

換熱管是潤滑油預(yù)熱系統(tǒng)的重要組成部分，直接影響對流換熱過程。螺旋管因其結(jié)構(gòu)緊湊和傳熱性能高效，近年來在工業(yè)中得到了廣泛應(yīng)用[9-10]。螺旋管的結(jié)構(gòu)優(yōu)化和管內(nèi)介質(zhì)流動特性已成為眾多學(xué)者的研究重點[11-14]。W.DAN等[15]通過數(shù)值模擬研究了不同截面形狀螺旋管的流動和傳熱特性，分析了肋片深度和數(shù)量對管內(nèi)流動特性和傳熱效率的影響。S.FARHADI等[16]通過試驗與仿真探究不同流量下螺旋盤管的傳熱特性，得到了 Nu 數(shù)和摩擦系數(shù)的相關(guān)性。Y.HAN等[1]對扭曲螺旋盤管的流動和傳熱特性進(jìn)行了數(shù)值分析，結(jié)果表明離心力和扭轉(zhuǎn)力積分引起的二次流動破壞了穩(wěn)態(tài)，提高了傳熱性能。毛前軍等[18]通過數(shù)值模擬研究了螺距壓縮比對換熱管流動和換熱的影響，發(fā)現(xiàn)合適的壓縮比能增強對流換熱強度和蓄熱性能。胡文亨等[19]研究了管內(nèi)介質(zhì)流量對鈦合金螺旋盤管的換熱性能與流動特性的影響，結(jié)果表明流量增大時，盤管的總傳熱系數(shù)和壓降均有所增加。此外，也有學(xué)者關(guān)注螺旋盤管的管束數(shù)量、管層數(shù)、管間距、管外徑、中心圓柱直徑等幾何參數(shù)對其換熱性能的影響[20-23]

以往關(guān)于柴油機(jī)冷起動的研究集中于柴油機(jī)機(jī)體的預(yù)熱過程，而針對干式油底殼柴油機(jī)的外置機(jī)油箱內(nèi)部潤滑油在低溫靜置狀態(tài)下的預(yù)熱過程，缺乏深入的研究和分析。此外，傳統(tǒng)預(yù)熱試驗的溫度范圍多在 -20^°C 以上，而本研究將試驗條件拓展至-40^°C 的極端低溫環(huán)境，以低溫狀態(tài)下機(jī)油箱內(nèi)部的高黏度潤滑油為研究對象，針對采用盤管式油水換熱器的低溫預(yù)熱裝置進(jìn)行研究，利用數(shù)值模擬方法，研究了高溫液態(tài)介質(zhì)的流量和溫度對油箱內(nèi)部靜態(tài)潤滑油加熱性能的影響規(guī)律，對比了不同工況下潤滑油在規(guī)定時間內(nèi)達(dá)到特定溫度的體積占比。本研究與傳統(tǒng)的柴油機(jī)機(jī)體預(yù)熱技術(shù)形成互補，旨在降低潤滑油的黏度，從而減小柴油機(jī)在低溫環(huán)境下起動時的流動阻力和摩擦阻力。

1仿真計算模型

1.1 幾何模型

在構(gòu)建的仿真模型中，機(jī)油箱尺寸為 570mm× 250mm×440mm ，內(nèi)部油液體積為 45L ，油液高度為 336mm 。換熱管全部浸入潤滑油中，最底層換熱管軸線距箱體底部40mm （如圖1所示）。換熱器由金屬銅管制成，內(nèi)徑為 20mm ，外徑為 22mm 。豎置螺旋盤管共計13.5層，每層盤管軸線間距為25mm ，管長 7 681mm ，整體輪廓形狀為長方體，尺寸為 337.5mm×125mm× 200mm ，模型結(jié)構(gòu)如圖2所示。根據(jù)仿真計算需求，模型計算域劃分為空氣域、機(jī)油域、盤管流體域和盤管金屬固體域。

1.2計算模型及邊界條件

本研究運用ANSYSFLUENT軟件進(jìn)行計算求解，仿真模型采用VOF多相流模型。管內(nèi)高溫流體的流動采用Realizable k-ε 模型，管外潤滑油的流動采用層流模型。高溫介質(zhì)和潤滑油的熱物性參數(shù)隨溫度的變化而變化，銅制換熱管采用定物性參數(shù)。

忽略輻射作用，換熱管與油液、循環(huán)水的交界面設(shè)置為流-固耦合面。高溫介質(zhì)入口為流量入口，出口采用壓力出口，其余壁面采用第三類邊界條件，給定表面對流傳熱系數(shù)及環(huán)境溫度。仿真過程中，能量方程的殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)為 10^-6 ，其余方程殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)均設(shè)定為 10^-3 ，預(yù)熱總時長為 3600s 。

1.3 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性分析

本研究中，由于機(jī)油箱內(nèi)部裝有螺旋盤管換熱器，油液區(qū)域結(jié)構(gòu)不規(guī)則，故采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格；螺旋盤管固體域和內(nèi)部流體域通過掃掠的方式劃分為六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。盤管壁面采用小尺寸網(wǎng)格，固體域沿徑向方向設(shè)置3層網(wǎng)格，尺寸為 0.33mm ；對管壁附近油液區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行加密，網(wǎng)格尺寸為 1mm 。最終總網(wǎng)格數(shù)為5195838，如圖3所示。

為了便于網(wǎng)格生成及試驗臺搭建，網(wǎng)格無關(guān)性檢驗?zāi)Ｐ陀伤街惫艽姹P管，網(wǎng)格劃分采用規(guī)則的六面體網(wǎng)格，如圖4所示。為排除網(wǎng)格數(shù)量或尺度對計算結(jié)果的影響，本研究分別選擇網(wǎng)格數(shù)量4.5×10⁵，4.9×10⁵，5.3×10⁵，5.8×10⁵，6.2×10⁵ 進(jìn)行計算，得到機(jī)油箱內(nèi)溫度超過 0°C 的油液體積分別為 81.6mL ， 82.3mL ， 82.7mL ， 83.0mL =83.1mL （如圖5所示）。隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加，溫度超過 0°C 的油液體積差異逐漸減小，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為 5.8×10⁵ 時，進(jìn)一步加密網(wǎng)格對油液溫升的影響不大。因此，本研究采用網(wǎng)格數(shù)量為 5.8×10⁵ 的模型進(jìn)行計算，為后續(xù)仿真模型的試驗驗證提供數(shù)據(jù)依據(jù)。

1.4 模型驗證

為驗證計算模型的準(zhǔn)確性，搭建了機(jī)油箱水平直管換熱器的試驗臺，包括外部水循環(huán)加熱系統(tǒng)、環(huán)境試驗倉、機(jī)油箱及加熱系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集顯示系統(tǒng)。試驗選取 50% 乙二醇水溶液作為高溫加熱介質(zhì)，0W/40 潤滑油為低溫介質(zhì)。試驗環(huán)境溫度為 ，高溫介質(zhì)溫度為 60^°C ，高溫介質(zhì)流量為10L/min 。在機(jī)油箱內(nèi)部、換熱管所在高度位置沿水平方向布置5個溫度傳感器，在換熱管下方100mm 處各安裝一個溫度傳感器，在換熱管正上方的液面附近安裝兩個溫度傳感器，各測點位置坐標(biāo)如表1所示，各監(jiān)測點位置見圖6。

通過對比各位置的溫度測量值與計算值，修正模型參數(shù)，使仿真結(jié)果與試驗結(jié)果趨于一致。圖7示出各監(jiān)測點溫度隨時間變化的仿真與試驗結(jié)果，其中 P1～P9 為試驗結(jié)果， S1～S9 為仿真結(jié)果。觀察發(fā)現(xiàn)：測點 1～7 的溫度仿真結(jié)果與試驗結(jié)果基本一致，溫度偏差最大值出現(xiàn)在預(yù)熱結(jié)束時刻，為2.41K，最大誤差為 1% 。測點 8～9 在預(yù)熱前期存在溫度驟升現(xiàn)象，但仿真結(jié)果與試驗結(jié)果整體趨勢一致，且預(yù)熱前期的溫度遲滯時間基本相同，預(yù)熱穩(wěn)定期最大溫度偏差為 1.08K ，最大誤差為 0.4% 。因此，可認(rèn)為本研究構(gòu)建的預(yù)熱仿真模型具有可行性。

2計算結(jié)果分析

2.1管內(nèi)介質(zhì)流量對預(yù)熱性能的影響

變流量仿真計算中，環(huán)境溫度為230.15K，管內(nèi)介質(zhì)溫度為333.15K，流量分別選取 10L/min 15L/min 和 20L/min 。圖8示出不同管內(nèi)介質(zhì)流量下高溫油液體積占比隨時間的變化曲線。從圖8可以看出，不同工況下高溫油液體積變化趨勢相同，管內(nèi)介質(zhì)流量對高溫油液體積增長的影響較小，管內(nèi)流量的增加僅使高溫油液體積占比小幅增長。預(yù)熱初期，各工況下高溫油液體積變化的遲滯時間基本相同，均在同一時刻開始增長。預(yù)熱中后期，不同工況下高溫油液體積占比增速基本相同，管內(nèi)介質(zhì)流量越大，同一時刻高溫油液體積占比越大，但增幅較小。當(dāng)管內(nèi)流量從 10L/min 增長到 時，預(yù)熱結(jié)束時刻溫度達(dá)到 303.15K，293.15K 0283.15K，273.15K的油液體積占比分別提高了3.7% %，0.58% 0.8% 和 0.27% 。由此可見，管內(nèi)介質(zhì)流量對管外側(cè)高溫油液體積占比影響相對較小。

整個換熱過程的熱阻主要由管內(nèi)側(cè)的對流換熱熱阻 R₀ 、管壁的導(dǎo)熱熱阻 R₁ 和管外側(cè)的對流換熱熱阻 R₂ 三部分組成。圖9示出不同流量工況下各熱阻的占比情況。從圖9可以看出，管壁的導(dǎo)熱熱阻占比最小，約為 0.08% 。這是因為換熱管采用金屬銅材質(zhì)，導(dǎo)熱系數(shù)較大，因此導(dǎo)熱熱阻占比最??；管外側(cè)為自然對流換熱過程，其對流換熱熱阻占比最大，超過 80% ；而管內(nèi)側(cè)強制對流換熱熱阻占比為 10%～20% 。當(dāng)管內(nèi)介質(zhì)流量從 10L/min 增大到 20L/min 時，管內(nèi)側(cè)對流換熱熱阻從 17.03% 降低到 10.09% ，僅下降了 6.94% 。這表明增大管內(nèi)介質(zhì)流量，雖可以降低管內(nèi)側(cè)對流換熱熱阻，但由于管內(nèi)側(cè)對流換熱熱阻占比較小，因此，難以明顯減小整個換熱系統(tǒng)的熱阻。在換熱溫差保持不變的情況下，僅增大管內(nèi)介質(zhì)流量對換熱量的提升效果有限，且對管外側(cè)高溫油液體積占比的影響較小。

2.2管內(nèi)介質(zhì)溫度對預(yù)熱性能的影響

變溫度仿真計算中，環(huán)境溫度為230.15K，管內(nèi)介質(zhì)流量為 ，介質(zhì)溫度分別選取^{333.15K，343.15K，353.15K，363.15K} 。圖10示出不同管內(nèi)介質(zhì)溫度下高溫油液體積占比隨時間的變化曲線。從圖10可以看出，不同工況下高溫油液體積增長存在顯著差異：管內(nèi)介質(zhì)溫度越高，預(yù)熱前期高溫油液體積增長的遲滯時間越短，且預(yù)熱中后期高溫油液體積占比越大。

圖10a示出溫度達(dá)到303.15K的高溫油液體 積占比變化情況。當(dāng)管內(nèi)介質(zhì)溫度從 333.15K 升 高到 363.15K 時，預(yù)熱前期高溫油液體積變化的遲 滯時間從1260s縮短為 540s ，預(yù)熱 1800s 時高溫 油液體積占比增長 33.75% ，預(yù)熱結(jié)束時刻高溫油液 體積占比增長 26.55% 。圖10b示出溫度達(dá)到 293.15K的高溫油液體積占比變化情況。當(dāng)管內(nèi)介 質(zhì)溫度從333.15K升高到 363.15K 時，預(yù)熱前期 高溫油液體積變化的遲滯時間從720s縮短為

240s ，預(yù)熱1800s時高溫油液體積占比增長28.97% ，預(yù)熱結(jié)束時刻高溫油液體積占比增長13.7% 。圖10c示出溫度達(dá)到 283.15K 的高溫油液體積占比變化情況。當(dāng)管內(nèi)介質(zhì)溫度從 333.15K 升高到 363.15K 時，預(yù)熱前期高溫油液體積變化的遲滯時間從240s縮短為 120s ，預(yù)熱 1800s 時高溫油液體積占比增長 23.71% ，預(yù)熱結(jié)束時刻高溫油液體積占比增長 8.07% 。圖10d示出溫度達(dá)到273.15K的高溫油液體積占比變化情況。當(dāng)管內(nèi)介質(zhì)溫度從 333.15K 升高到363.15K時，預(yù)熱前期高溫油液體積變化的遲滯時間無顯著差異，預(yù)熱1800s時高溫油液體積占比增長 12% ，預(yù)熱結(jié)束時刻高溫油液體積占比增長 2.77% 。結(jié)果表明，高溫油液的溫度標(biāo)準(zhǔn)值越低，管內(nèi)介質(zhì)溫度對高溫油液體積占比的影響越小。此外，隨著管內(nèi)介質(zhì)溫度的升高，介質(zhì)溫度升高對高溫油液體積增長的促進(jìn)作用逐漸降低。例如，管內(nèi)介質(zhì)溫度每升高 10K ，預(yù)熱結(jié)束時刻溫度達(dá)到 333.15K 的油液體積占比分別增長 19.11%，3.99%，3.45% 0

圖11示出不同溫度下各熱阻值占比情況。由圖11知，不同管內(nèi)介質(zhì)溫度下各熱阻占比基本一致，管外側(cè)換熱熱阻占比約為 83% ，管壁導(dǎo)熱熱阻占比約為 0.08% ，管內(nèi)側(cè)強制對流換熱熱阻占比約為 17% 。當(dāng)管內(nèi)介質(zhì)溫度升高時，換熱溫差增大，管壁換熱量增加，同時管外壁溫度升高，外壁附近油液黏度降低，流動性增強。根據(jù)表征浮升力與黏性力比值的Grashof數(shù)公式 Gr∞ΔT/₂² 可知，溫度升高（ ΔT 增大）和黏度降低（ u 減?。@著提升 Gr 值，從而強化自然對流，加快高溫和低溫區(qū)域的混合速率，促進(jìn)油液的溫度均勻化，最終提高高溫油液體積的增長速率。例如，當(dāng)管內(nèi)介質(zhì)溫度從 333.15K 升高到363.15K時，預(yù)熱結(jié)束時刻油液最大流速從7.59×10^-3m/s 增長到 8.07×10^-3m/s ，提升約6.3% ，同時換熱量從932.66W增長到 1 208.29W ，提升約 30% 。

此外，黏度的降低會導(dǎo)致油液的普朗特數(shù)CPr=2/α，α 為熱擴(kuò)散率）下降，導(dǎo)熱相對減弱，而對流作用占比提升，整體傳熱速率加快。例如，當(dāng)管內(nèi)介質(zhì)溫度從333.15K升高到 363.15K 時，預(yù)熱1800 s時的預(yù)熱效率提升了 33.75% ，遠(yuǎn)高于管內(nèi)介質(zhì)流量變化帶來的 4.76% 提升，油液溫度擴(kuò)散速度主要由浮升力驅(qū)動的對流效應(yīng)主導(dǎo)。在預(yù)熱過程中，油液溫度也存在一定的非均勻分布現(xiàn)象，隨著預(yù)熱的進(jìn)行，盤管壁面附近會形成“高溫低黏度通道”，在浮升力作用下，高溫油液優(yōu)先沿特定路徑流動。圖12示出1800s時高溫油液的速度分布情況。由圖12可以看出，高溫油液沿盤管壁面向上流動，隨后脫離壁面沿豎直方向流動匯聚于換熱管上端，同時低溫油液以較小的速率從盤管兩側(cè)向下沉積，導(dǎo)致盤管中心區(qū)域和油箱底部區(qū)域仍存在滯留的低溫油液。

從實際應(yīng)用角度分析，為滿足車輛在特定工況下的起動要求，機(jī)油箱內(nèi)不僅需要一定體積的油液達(dá)到高溫狀態(tài)，還需盡可能地縮短該部分油液的預(yù)熱時間。當(dāng)目標(biāo)溫度為 283.15K 的油液體積占比為 60% 時，管內(nèi)介質(zhì)溫度越高，預(yù)熱時間越短，不同管內(nèi)介質(zhì)溫度工況下預(yù)熱所需時間從大到小依次為 。因此，提高管內(nèi)介質(zhì)溫度可以有效提升管外高溫油液體積占比，從而縮短車輛冷起動所需時間。

3結(jié)論

a）在整個傳熱過程中，管外側(cè)潤滑油的對流熱阻、管壁導(dǎo)熱熱阻、管內(nèi)側(cè)熱流體對流熱阻分別約占82.9%，0.08% 和 17.03% ；管內(nèi)高溫介質(zhì)流量對外部高溫油液體積占比的影響較?。?/p>

b）管外壁油液的流動性增強增加了高溫油液體積的增長速率，管內(nèi)介質(zhì)溫度對各熱阻占比的影響較小，但隨著管內(nèi)介質(zhì)溫度的升高，壁面換熱量顯著增加，對外部高溫油液體積占比的影響很大。

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Abstract：Toimprovethepreheating performanceof heatexchangerandreduceenginecold startduration，thevertical spiral coilheatexchangerintheengineoiltankwasinvestigatedUsingabench-validatedsimulationmodel，aseriesoflow-temperaturelubricant preheatingsimulations wereconducted，andtheimpactof thermalfluidmediumflowrateand temperatureon preheating performancewasanalyzed.Theresults indicate that theflowrateof mediumhas minorefectonthevolumechange of high-temperature fluid compared with the medium temperature.Increasing the medium flow ratefrom 10L/min to 20L/min elevates the conditioned oil volumetric fraction at 303.15K from 20.76% to 25.52% after 180o s preheating，while extending preheating duration to 3600 sraises the high-temperature oil fraction from 52.21% to 55.91% .Inaddition，higher medium temperatures accelerate the growth rate of conditioned oil volume.When medium temperature increases from 333.15K to 363.15K ，the volumetric fraction of oil reaching 303.15 K increases from 20.76% to 54.51% after 1 80O s preheating and from 52.21% to 78.76% after 3 600 spreheating.

Keywords：lubricating oil;preheating performance;heat exchanger;heat exchange

[編輯：袁曉燕]