鄧立君，王志明，劉永啟

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結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)閉式內(nèi)冷油腔填充率的影響

鄧立君1，王志明1，劉永啟2

(1. 山東大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，山東濟(jì)南，250061；2. 山東理工大學(xué)交通與車輛工程學(xué)院，山東淄博，255049)

為了研究內(nèi)冷油腔結(jié)構(gòu)參數(shù)及內(nèi)冷油腔位置對(duì)填充率的影響，利用計(jì)算流體力學(xué)對(duì)內(nèi)冷油腔內(nèi)兩相流的控制方程進(jìn)行求解，并通過活塞內(nèi)冷油腔進(jìn)出油流量動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。研究結(jié)果表明：隨著內(nèi)冷油腔進(jìn)出口截面積、內(nèi)冷油腔進(jìn)出油孔的長度和噴嘴流量的變化，內(nèi)冷油腔的填充率分別呈現(xiàn)不同的變化；內(nèi)冷油腔位置上移使得內(nèi)冷油腔填充率增大，傳熱系數(shù)反而減小。在不同的曲軸轉(zhuǎn)角下，內(nèi)冷油腔的填充率不同，內(nèi)冷油腔的傳熱系數(shù)也隨之呈現(xiàn)相同的變化趨勢(shì)，并在爆發(fā)壓力工況對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)達(dá)到最大。

內(nèi)冷油腔；兩相流；填充率；傳熱系數(shù)

高溫燃?xì)馀c活塞頂面通過對(duì)流和輻射2種方式傳遞熱量，從而使活塞的熱負(fù)荷顯著增高[1?2]。為了解決活塞熱負(fù)荷過高的問題，采用內(nèi)冷油腔設(shè)計(jì)的內(nèi)燃機(jī)活塞，利用冷卻油在油腔里的不斷振蕩以加強(qiáng)冷卻。國內(nèi)外學(xué)者研究發(fā)現(xiàn)，內(nèi)冷油腔的位置和結(jié)構(gòu)影響了活塞頂部和活塞銷孔部位的溫度及其可靠性[3?5]。內(nèi)冷油腔對(duì)活塞的冷卻是一個(gè)瞬時(shí)變化的過程，單純的穩(wěn)態(tài)計(jì)算不能實(shí)時(shí)地反映噴油冷卻不同時(shí)刻的情況。PAN等[6]將內(nèi)冷油腔簡化為二維模型，對(duì)其往復(fù)運(yùn)動(dòng)時(shí)的運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行研究；FU等[7]對(duì)三維模型下內(nèi)冷油腔的振蕩特性進(jìn)行進(jìn)一步研究；仲杰等[8?9]利用CFD動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)和VOF兩相流模型，對(duì)內(nèi)冷油腔的傳熱特性進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算；張衛(wèi)正等[10?14]更進(jìn)一步對(duì)多相流的振蕩特性、強(qiáng)化傳熱以及計(jì)算模型進(jìn)行了研究，WANG等[15?16]研究了內(nèi)冷油腔內(nèi)添加不同介質(zhì)對(duì)振蕩特性和傳熱特性的影響。因此，內(nèi)燃機(jī)活塞內(nèi)冷油腔的動(dòng)態(tài)模擬成為近年來研究的熱點(diǎn)。本文作者利用計(jì)算流體力學(xué)軟件，采用數(shù)值模擬和活塞內(nèi)冷通道進(jìn)出油流量實(shí)驗(yàn)的方法，綜合研究了內(nèi)冷油腔填充率的影響因素，并分析填充率對(duì)傳熱系數(shù)的影響以及內(nèi)冷油腔的填充率和換熱系數(shù)隨著曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律，從而為活塞內(nèi)冷油腔結(jié)構(gòu)的優(yōu)化提供依據(jù)。

1 控制方程

由于噴油流量的限制以及活塞運(yùn)動(dòng)特性，活塞的內(nèi)冷油腔內(nèi)不會(huì)只存在機(jī)油，而是機(jī)油與空氣同時(shí)獨(dú)立存在。隨著機(jī)油的噴入，一部分機(jī)油占據(jù)空氣所在的空間。忽略油的蒸汽相，將其簡化為兩相流，并假定內(nèi)冷油腔進(jìn)油口內(nèi)機(jī)油和空氣并列流動(dòng)，且內(nèi)冷油腔內(nèi)兩相流體相間阻力也足夠大，不發(fā)生融合的現(xiàn)象，同時(shí)忽略機(jī)油和空氣兩相間的熱傳遞。那么可以得到冷卻機(jī)油、空氣和壁面之間的流動(dòng)傳熱控制方程如下。

組分方程：

式中：為時(shí)間；為速度，=，，。

連續(xù)性方程：

動(dòng)量方程：

能量方程：

式中：為相的體積分?jǐn)?shù)；和分別為流體的密度和動(dòng)力黏性系數(shù)；為重力加速度；F為體積力；為能量；為溫度。和取決于每個(gè)控制單元中相的體積分?jǐn)?shù)，和以質(zhì)量平均變量處理。

2 邊界條件

內(nèi)冷油腔內(nèi)流體的振蕩主要是活塞流體的慣性引起的，橫向運(yùn)動(dòng)對(duì)內(nèi)冷油腔內(nèi)流體的影響較小，因而計(jì)算中假設(shè)活塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)只發(fā)生在垂直方向，流場和熱應(yīng)力場的穩(wěn)態(tài)作為活塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)的初始條件。利用計(jì)算流體力學(xué)軟件(Fluent)進(jìn)行數(shù)值模擬，設(shè)置重力選項(xiàng)，湍流模型選?模型；噴油入口采用速度入口邊界條件，機(jī)油出口采用壓力出口邊界條件，壁面采用溫度壁面邊界；機(jī)油屬性定義為密度860 kg/m3，動(dòng)力黏度為溫度的函數(shù)。

內(nèi)冷油腔換熱系數(shù)的計(jì)算一般采用由管流試驗(yàn)數(shù)據(jù)綜合出來的經(jīng)驗(yàn)公式[17]。對(duì)于閉式內(nèi)冷油腔，一般油腔為直立環(huán)型，進(jìn)出油孔分別在2個(gè)銷座旁，冷卻油從噴油嘴高速噴入油腔進(jìn)油孔中，并隨活塞高頻往復(fù)振蕩后從出油孔返回油底殼。本文數(shù)值計(jì)算中，傳熱系數(shù)的計(jì)算采用的是EVANS等[18?19]經(jīng)驗(yàn)公式[19]的平均值，如下式所示：

式中：為壁面上流體的無量綱溫度梯度；為內(nèi)冷油腔的特征長度，m；為內(nèi)冷油腔的特征直徑，m。

KAJIWARA等[19]給出了內(nèi)冷油腔總傳熱系數(shù)分為3個(gè)部分，其中振蕩傳熱系數(shù)為

式中：為活塞1/2的沖程，m；e為發(fā)動(dòng)機(jī)速度，r/min；為內(nèi)冷油腔的填充率。

3 結(jié)果與分析

為了研究內(nèi)冷油腔填充率對(duì)于活塞內(nèi)冷油腔傳熱系數(shù)的影響，通過不同的參數(shù)設(shè)置改變其內(nèi)流體的填充率以產(chǎn)生不同的振蕩特性。

3.1 進(jìn)出油口截面積對(duì)填充率的影響

建立帶內(nèi)冷油腔活塞的三維模型，通過對(duì)內(nèi)冷油腔設(shè)置不同的進(jìn)出油口，改變進(jìn)入和流出內(nèi)冷油腔的流量，以改變內(nèi)冷油腔內(nèi)流體的振蕩特性。根據(jù)給定的內(nèi)燃機(jī)、活塞和內(nèi)冷油腔相關(guān)參數(shù)，計(jì)算內(nèi)冷油腔的填充率和傳熱系數(shù)，研究內(nèi)冷油腔不同的進(jìn)出油口截面積對(duì)內(nèi)冷油腔填充率以及傳熱系數(shù)的影響。為了更好地對(duì)比內(nèi)冷油腔填充率和其傳熱系數(shù)的關(guān)系，填充率和傳熱系數(shù)在軸的左右兩邊分別顯示。內(nèi)冷油腔進(jìn)出口示意圖如圖1所示。

圖1 內(nèi)冷油腔進(jìn)出口示意圖

3.1.1 出油口面積不變

假設(shè)噴嘴噴油壓力不變，且任何時(shí)刻機(jī)油都能全部噴入內(nèi)冷油腔進(jìn)油口。固定出油口面積，根據(jù)帶內(nèi)冷油腔內(nèi)燃機(jī)活塞的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，內(nèi)冷油腔進(jìn)油口的面積應(yīng)該等于或適當(dāng)大于出油口的面積。進(jìn)出口直徑比值方案設(shè)置如表1所示。其中：傳熱系數(shù)S1為采用EVANS and HAY經(jīng)驗(yàn)公式得到的傳熱系數(shù)，傳熱系數(shù)S2為采用Kajiwara經(jīng)驗(yàn)公式得到的傳熱系數(shù)。

表1 不同進(jìn)出口截面積的內(nèi)冷油腔

計(jì)算結(jié)果顯示：若出油口面積不變，無論進(jìn)油口面積怎么改變也不會(huì)影響填充率。結(jié)果表明，當(dāng)出口流量不變時(shí)，內(nèi)冷油腔的填充率由進(jìn)口流量決定，進(jìn)口面積對(duì)其沒有影響，而且內(nèi)冷油腔的傳熱系數(shù)也沒有變化。

3.1.2 進(jìn)油口面積不變

對(duì)同一個(gè)內(nèi)燃機(jī)活塞模型，保持其他參數(shù)不變, 固定進(jìn)油口直徑為5.6 mm，設(shè)置不同的出油口直徑進(jìn)行模擬計(jì)算，其內(nèi)冷油腔的填充率和傳熱系數(shù)結(jié)果如圖2所示。

1—填充率；2—傳熱系數(shù)。

通過對(duì)比計(jì)算可知：隨出口面積減小，流出的流體隨之減少，使得同一曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)留在內(nèi)冷油腔的流體增多，內(nèi)冷油腔的填充率增大。隨填充率增加，內(nèi)冷油腔傳熱系數(shù)先呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，從比值為1.0后開始呈下降趨勢(shì)；當(dāng)比值為1.0時(shí)，內(nèi)冷油腔中的機(jī)油填充率在50%左右，振蕩冷卻傳熱效果最好，與以往研究結(jié)論一致，由此可知，當(dāng)內(nèi)冷油腔進(jìn)出油口面積相同時(shí)的結(jié)果最佳。

3.1.3 同時(shí)改變進(jìn)出油口的面積

選擇同樣的進(jìn)出油口面積，同時(shí)改變進(jìn)出油口的直徑(變化范圍5~10 mm)以改變其面積，其對(duì)比內(nèi)冷油腔填充率和傳熱系數(shù)的結(jié)果如圖3所示。由圖3看出：同時(shí)減小內(nèi)冷油腔進(jìn)出油口的面積，使得留在內(nèi)冷油腔內(nèi)的流體增多，填充率增大。但當(dāng)進(jìn)出口面積過小時(shí)，內(nèi)冷油腔內(nèi)的流體太多會(huì)影響其振蕩效果，使得冷卻效果受到影響。計(jì)算結(jié)果顯示：當(dāng)進(jìn)出口直徑為7 mm時(shí)振蕩效果最好，傳熱系數(shù)最大。

通過以上模擬計(jì)算結(jié)果可知：合理選擇進(jìn)出油口的面積，確保冷卻油道中有50%左右的填充率(一般指體積填充率)，可獲得較好的振蕩效果，從而得到較高的傳熱系數(shù)，達(dá)到更好冷卻的目的。

1—填充率；2—傳熱系數(shù)。

3.2 活塞內(nèi)冷油腔進(jìn)出油孔長度對(duì)填充率的影響

通過改變內(nèi)冷油腔進(jìn)出油孔的長度，改變進(jìn)入和流出內(nèi)冷油腔流體的體積，以改變內(nèi)冷油腔內(nèi)流體的振蕩特性。根據(jù)實(shí)際工程應(yīng)用中活塞對(duì)稱結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)，本文的模擬方案設(shè)為同時(shí)改變進(jìn)出油孔長度來研究進(jìn)出油孔長度對(duì)填充率和傳熱的影響。設(shè)定進(jìn)出油孔長度范圍為8~12 mm，同時(shí)改變進(jìn)出油孔的長度，設(shè)置幾個(gè)不同的方案進(jìn)行數(shù)值模擬，分析內(nèi)冷油腔的進(jìn)出油孔長度對(duì)填充率的影響，結(jié)果如圖4所示。

1—填充率；2—傳熱系數(shù)。

由圖4可知：同時(shí)增加或減少內(nèi)冷油腔進(jìn)出油孔的長度，噴入內(nèi)冷油腔內(nèi)的流率不變，同一時(shí)間內(nèi)冷油腔內(nèi)的流體體積增大，內(nèi)冷油腔的填充率則增大，而傳熱系數(shù)隨之減小。內(nèi)冷油腔進(jìn)出油口的長度對(duì)填充率和傳熱系數(shù)影響較小，經(jīng)對(duì)比可知，對(duì)于本文的研究對(duì)象，當(dāng)長度為8 mm時(shí)，傳熱效果最佳。

3.3 噴嘴流量對(duì)填充率的影響

內(nèi)冷油腔進(jìn)出油口直徑和進(jìn)出油口長度相同，分別設(shè)為7 mm和8 mm。通過不同的方法改變噴嘴流量，如改變噴嘴直徑、噴嘴處的壓力，從而改變內(nèi)冷油腔的填充率，進(jìn)而影響內(nèi)冷油腔內(nèi)流體的振蕩特性。

3.3.1 噴嘴直徑對(duì)噴嘴流量的影響

通過改變噴嘴直徑(變化范圍為1.5~3.5 mm)，改變噴嘴的流率，以改變進(jìn)入和流出內(nèi)冷油腔的流量，進(jìn)而改變內(nèi)冷油腔的填充率，同時(shí)影響內(nèi)冷油腔內(nèi)流體的振蕩特性，設(shè)定噴嘴壓力為0.3 MPa，模擬結(jié)果如圖5所示。

1—填充率；2—噴嘴流量；3—傳熱系數(shù)。

通過對(duì)比計(jì)算可知：隨著噴嘴直徑的增加，噴嘴的流率隨之增加，內(nèi)冷油腔的填充率也隨之增大。當(dāng)噴嘴直徑為2 mm時(shí)，內(nèi)冷油腔的填充率達(dá)到50%以上，而且此時(shí)傳熱系數(shù)最大，冷卻效果最好。

3.3.2 噴嘴壓力對(duì)噴嘴流量的影響

設(shè)定噴嘴直徑為2 mm，通過改變噴嘴壓力的大小，改變噴嘴的流率，以改變進(jìn)入和流出內(nèi)冷油腔的流量，進(jìn)而改變內(nèi)冷油腔的填充率，同時(shí)影響內(nèi)冷油腔內(nèi)流體的振蕩特性。計(jì)算結(jié)果如圖6所示。從圖6可見：噴嘴流量隨噴嘴壓力的增大而增大，而且噴嘴流量增大會(huì)使內(nèi)冷油腔填充率增大。但是當(dāng)噴嘴壓力增大至0.6 MPa時(shí)，隨噴嘴流量增加，填充率反而減小，傳熱系數(shù)隨之增大。結(jié)果表明：并不是壓力越大，填充率越高，傳熱系數(shù)越高；當(dāng)噴嘴壓力為0.6 MPa時(shí)，傳熱系數(shù)最高，活塞獲得的冷卻效果最佳。

1—填充率；2—噴嘴流量；3—傳熱系數(shù)。

3.4 活塞內(nèi)冷油腔位置對(duì)填充率的影響

改變內(nèi)冷油腔在活塞中的垂直位置，內(nèi)冷油腔的溫度、應(yīng)力以及疲勞強(qiáng)度都會(huì)隨之改變。計(jì)算內(nèi)冷油腔在活塞中不同垂直位置時(shí)內(nèi)冷油腔的填充率和傳熱系數(shù)，分析內(nèi)冷油腔的垂直位置對(duì)冷卻效果的影響。內(nèi)冷油腔位置的示意圖如圖7所示。

圖7 內(nèi)冷油腔位置示意圖

通過計(jì)算得到內(nèi)冷油腔位置不同時(shí)內(nèi)冷油腔的平均填充率和傳熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律分別如圖8和圖9所示。

對(duì)比圖8和圖9可知：隨著內(nèi)冷油腔位置的上移，同一曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)內(nèi)冷油腔的填充率減小。不同曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)，內(nèi)冷油腔的傳熱系數(shù)在爆發(fā)壓力工況附近達(dá)到最大，與填充率的最大值更好對(duì)應(yīng)；且隨著內(nèi)冷油腔位置的上移，同一曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)內(nèi)冷油腔的傳熱系數(shù)增大，這是因?yàn)樘畛渎实臏p少使得機(jī)油振蕩更強(qiáng)烈，加強(qiáng)了換熱。

h：1—14.5；2—12.5；3—10.5。

h：1—14.5；2—12.5；3—10.5。

3.5 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證計(jì)算數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，通過動(dòng)態(tài)活塞內(nèi)冷油腔進(jìn)出油流量試驗(yàn)?zāi)M內(nèi)燃機(jī)運(yùn)行過程中機(jī)油噴嘴出口位置與活塞冷卻油腔進(jìn)口的角度及空間位置，對(duì)各影響因素中最佳方案的活塞內(nèi)冷通道進(jìn)出口流量進(jìn)行測(cè)量，將得到的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確度。試驗(yàn)時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行工況和參數(shù)如表2所示。圖10所示為活塞內(nèi)冷通道進(jìn)出油流量動(dòng)態(tài)試驗(yàn)原理圖。

表2 試驗(yàn)工況與參數(shù)

圖10 內(nèi)冷油腔進(jìn)出油流量動(dòng)態(tài)試驗(yàn)原理圖

試驗(yàn)中，在噴油嘴出口處安裝流量計(jì)，內(nèi)冷油腔的出口處接軟管，同時(shí)在試驗(yàn)臺(tái)下端放置收集容器，以便測(cè)量從內(nèi)冷油腔的回油量。然后根據(jù)試驗(yàn)中接油盤得到的流量與噴嘴處流量計(jì)得到的油量，計(jì)算內(nèi)冷油腔的平均填充率。內(nèi)冷油腔填充率的數(shù)值模擬結(jié)果和試驗(yàn)測(cè)量計(jì)算結(jié)果對(duì)比如表3所示。由表3可知：內(nèi)冷油腔進(jìn)出口模擬計(jì)算得到的油量與實(shí)測(cè)流量值的相對(duì)誤差在誤差允許的范圍內(nèi)(＜5%)，因此，本文的數(shù)值模擬結(jié)果具有較好的工程應(yīng)用性。

表3 內(nèi)冷油腔填充率實(shí)測(cè)結(jié)果與模擬值的對(duì)比

注：進(jìn)出油口直徑為7.0 mm，進(jìn)出油口長度為8.0 mm，內(nèi)冷油腔位置為12.5 mm。

4 結(jié)論

1) 增大進(jìn)油口截面積和出油口截面積的比值、內(nèi)冷油腔進(jìn)出油孔的長度，內(nèi)冷油腔的填充率會(huì)隨之增大；保持進(jìn)出口截面積比值不變，減小進(jìn)出口截面積，內(nèi)冷油腔的填充率也會(huì)相應(yīng)增大，且傳熱系數(shù)隨填充率的變化趨勢(shì)一致。對(duì)于閉式內(nèi)冷油腔，當(dāng)兩側(cè)進(jìn)出油孔長度為8.0 mm時(shí)，傳熱系數(shù)最大，冷卻效果 最佳。

2) 噴嘴壓力和噴嘴直徑的增大都會(huì)使得噴嘴流量增加，內(nèi)冷油腔進(jìn)出口不變，隨內(nèi)冷油腔進(jìn)口流入內(nèi)冷油腔的流體增多，內(nèi)冷油腔的填充率增大。內(nèi)冷油腔傳熱系數(shù)的變化表明，當(dāng)噴嘴直徑為2 mm時(shí)，內(nèi)冷油腔的填充率達(dá)到50%以上，而且此時(shí)傳熱系數(shù)最大，冷卻效果最好。

3) 隨著內(nèi)冷油腔位置上移使得內(nèi)冷油腔填充率減小，傳熱系數(shù)反而增大；對(duì)于任意位置的內(nèi)冷油腔，當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角不同時(shí)，內(nèi)冷油腔的填充率也不同，內(nèi)冷油腔的傳熱系數(shù)也隨之呈相同趨勢(shì)的變化，且在爆發(fā)壓力工況時(shí)，對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角達(dá)到最大。

[1] BHAGAT A R, JIBHAKATE Y M, CHIMOTE K. Thermal analysis and optimization of IC Engine piston using finite element method[J]. Gas, 2012, 4(2): 2919?2921.

[2] AGARWAL A K, GOYAL S K, SRIVASTAVA D K. Time resolved numerical modeling of oil jet cooling of a medium duty diesel engine piston[J]. International Communications in Heat and Mass Transfer, 2011, 38(8): 1080?1085.

[3] 呂彩琴, 蘇鐵熊. 活塞冷卻油腔位置對(duì)活塞強(qiáng)度的影響[J]. 內(nèi)燃機(jī), 2009(1): 4?9. Lü Caiqin, SU Tiexiong. Influence of piston oil cooling gallery position to the piston strength[J]. Internal Combustion Engine, 2009(1): 4?9.

[4] 原彥鵬, 王月, 張衛(wèi)正, 等. 冷卻油腔位置改變對(duì)活塞溫度場的影響[J]. 北京理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2008, 28(7): 585?588. YUAN Yanpeng, WANG Yue, ZHANG Weizheng, et al. A study on the effect upon the piston temperature field through changing the position of the cooling gallery[J]. Transactions of Beijing Institute of Technology, 2008, 28(7): 585?588.

[5] DENG Lijun, LIU Yongqi, WANG Zhiming, et al. Optimization of the location of the oil coolinggallery in the diesel engine piston[J]. The Open Mechanical Engineering Journal, 2016, 10(1): 126?134.

[6] PAN Jinfeng, NIGRO R, MATSUO E. 3-D modeling of heat transfer in diesel engine piston cooling galleries[C]// SAE 2005 World Congress & Exhibition. Detroit, Michigan, 2005: 1644?1654.

[7] FU W S, LIAN S H, HAO L Y. An investigation of heat transfer of a reciprocating piston[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2006, 49(23): 4360?4371.

[8] 仲杰. 活塞噴油振蕩冷卻的穩(wěn), 瞬態(tài)模擬計(jì)算及活塞溫度場分析[D]. 濟(jì)南: 山東大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院, 2012: 36?46. ZHONG Jie. Piston cooling oil oscillation of steady, transient simulation and analysis of temperature field of piston[D]. Jinan: Shandong University. School of Energy & Power Engineering, 2012: 36?46.

[9] 吳倩文, 龐銘, 解志民, 等. 活塞振蕩冷卻流動(dòng)傳熱特性的研究[J]. 農(nóng)業(yè)裝備與車輛工程, 2015, 53(10): 17?22. WU Qianwen, PANG Ming, XIE Zhimin, et al. The simulation study of flow and heat transfer characteristics in piston oscillating cooling system[J]. Agricultural Equipment & Vehicle Engineering, 2015, 53(10): 17?22.

[10] 張衛(wèi)正, 曹元福, 原彥鵬, 等. 基于CFD的活塞振蕩冷卻的流動(dòng)與傳熱仿真研究[J]. 內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào), 2010, 28(1): 74?78. ZHANG Weizheng, CAO Yuanfu, YUAN Yanpeng, et al. Simulation study of flow and heat transfer in oscillating cooling pistons based on CFD[J]. Transactions of CSICE, 2010, 28(1): 74?78.

[11] 曹元福, 張衛(wèi)正, 楊振宇, 等. 活塞開式內(nèi)冷油腔振蕩流動(dòng)傳熱特性研究[J]. 汽車工程, 2014, 36(5): 546?551. CAO Yuanfu, ZHANG Weizheng, YANG Zhenyu, et al. Study on flow and heat transfer characteristics of open oscillating oil cooling gallery of piston[J]. Automotive Engineering, 2014, 36(5): 546?551.

[12] 曹元福, 張衛(wèi)正, 楊振宇, 等. 封閉空腔中多相流振蕩傳熱特性的數(shù)值模擬[J]. 化工學(xué)報(bào), 2012, 64(3): 891?896. CAO Yuanfu, ZHANG Weizheng, YANG Zhenyu, et al. Numerical simulation of oscillating heat transfer characteristics in cavity partly filled with cooling liquid[J]. Ciesc Journal, 2012, 64(3): 891?896.

[13] 朱海榮, 張衛(wèi)正, 原彥鵬. 多相流振蕩傳熱湍流數(shù)值模型的比較研究[J]. 車用發(fā)動(dòng)機(jī), 2014(6): 8?12. ZHU Hairong, ZHANG Weizheng, YUAN Yanpeng et al. Comparative study on numerical model of turbulent heat transfer in multiphase flow[J]. Vehicle Engine, 2014(6): 8?12.

[14] 朱海榮, 張衛(wèi)正, 原彥鵬. 考慮湍流模型差異的高強(qiáng)化活塞振蕩冷卻效果研究[J]. 內(nèi)燃機(jī)工程, 2016, 37(2): 78?82. ZHU Hairong, ZHANG Weizheng, YUAN Yanpeng et al. Study on oscillating cooling effect of highly-intensified piston considering turbulence model difference[J]. Chinese Internal Combustion Engine Engineering, 2016, 37(2): 78?82.

[15] WANG Peng, Lü Jizu, BAI Minli, et al. Numerical simulation on the flow and heat transfer process of nanofluids inside a piston cooling gallery[J]. Numerical Heat Transfer, Part A: Applications, 2014, 65(4): 378?400.

[16] WANG Peng, BAI Minli, Lü Jizu, et al. Comparison of multi-dimensional simulation models for nanofluids flow characteristics[J]. Numer Heat Transfer B, 2013, 63(1): 62?83.

[17] BUSH J E, LONDON A L. Design data for “cocktail shaker” cooled pistons and valves[C]//National Powerplant and Transportation Meetings. California, 1965: 446?459.

[18] EVANS G A, HAY N. Heat transfer model for the cocktail shaker piston[C]//CIMAC. Vienna, 1979: 1?18.

[19] KAJIWARA H, FUJIOKA Y, NEGISHI H. Prediction of temperatures on pistons with cooling gallery in diesel engines using CFD tool[R]. World Congress & Exhibition. Warrendale, 2003: 986?992.

(編輯 陳愛華)

Effect of structural parameters on fill ratio of closed cooling gallery

DENG Lijun1, WANG Zhiming1, LIU Yongqi2

(1. School of Energy & Power Engineering, Shandong University, Jinan 250061, China;2. School of Traffic & Vehicle Engineering, Shandong University of Technology, Zibo 255049, China)

To study the influence of the structural parameters of the oil cooling gallery and the position change of the oil cooling gallery on the filling ratio, the control equation of two phase flow was solved by computational fluid dynamics (CFD), and the simulation results were validated against the special experiment results of the flow of the oil cooling gallery in the piston. The investigation shows that with the change of the cross-sectional area of the import and export of oil cooling gallery, the changes in the length of import and export oil hole, the nozzle flow rate, and the fill ratio of oil cooling gallery are different. The upward displacement of the oil cooling gallery position leads to the increase in the fill ratio and the decrease in the heat transfer of oil cooling gallery. The results also show that the fill ratio and the heat transfer coefficient of oil cooling gallery are influenced by the crank angles, and these two parameters have the same trend of change with the crank angle, and meanwhile, reach the maximum value in the maximum peak pressure condition.

cooling gallery; two phase flow; fill ratio; oil heat transfer

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.08.033

TK422

A

1672?7207(2017)08?2224?07

2016?09?22；

2016?12?21

山東省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(ZR2016EEB36)(Project(ZR2016EEB36) supported by the Natural Science Foundation of Shandong Province)

王志明，博士，教授，從事內(nèi)燃機(jī)工作過程的研究；E-mail：zhiming@sdu.edu.cn