文 均 王東方 雷基林 李浙昆 溫志高 代云輝 辛千凡

1. 昆明理工大學(xué)云南省內(nèi)燃機重點實驗室，昆明，650500 2.成都銀河動力有限公司，成都，610505 3.昆明云內(nèi)動力股份有限公司，昆明，650217

0 引言

近年來，為了降低活塞熱負(fù)荷，使活塞保持較高的強度，內(nèi)冷油腔振蕩傳熱作為一種高效的強化傳熱方式，在高熱負(fù)荷發(fā)動機活塞中得到了廣泛應(yīng)用。研究表明，采用內(nèi)冷油腔振蕩傳熱方式可使活塞頂面最高溫度下降約40℃，通過內(nèi)冷油腔的振蕩傳熱量約占活塞整體散熱量的40%～60%[1-4]。內(nèi)冷油腔在降低活塞工作溫度的同時也使活塞的工作溫度梯度產(chǎn)生很大的變化，從而產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力。不合理的內(nèi)冷油腔結(jié)構(gòu)設(shè)計會導(dǎo)致活塞熱疲勞失效，因此內(nèi)冷油腔結(jié)構(gòu)的合理設(shè)計是降低活塞熱負(fù)荷，保證活塞工作可靠性的關(guān)鍵。

近年來，對活塞內(nèi)冷油腔振蕩傳熱的研究已經(jīng)成為研究的熱點之一。譚建松等[5]對比分析了內(nèi)冷油腔、底噴無油腔、無底噴油霧和高位空心環(huán)內(nèi)冷對活塞溫度場的影響，結(jié)果表明，在高強化發(fā)動機上采用底噴無油腔和無底噴油霧冷卻方式無法滿足活塞的使用要求，采用強制內(nèi)部冷卻才能有效地降低活塞高溫區(qū)域的溫度。KAJIWARA等[6]通過建立簡化的內(nèi)冷油腔二維模型，假設(shè)活塞在運動過程中的充油率不變，研究了不同機油填充率對內(nèi)冷油腔壁面換熱系數(shù)的影響。原彥鵬等[7]、馮耀南等[8]通過經(jīng)驗公式研究了內(nèi)冷油腔位置對活塞溫度場的影響規(guī)律。鄭清平等[9]采用CFD穩(wěn)態(tài)計算獲得了內(nèi)冷油腔內(nèi)壁面的換熱邊界條件，研究了內(nèi)冷油腔軸向位置對活塞溫度場、熱應(yīng)力和變形的影響。朱楠林等[10]利用CLSVOF兩相流方法和動網(wǎng)格技術(shù)，研究了內(nèi)冷油腔簡化結(jié)構(gòu)參數(shù)和機油填充率對內(nèi)冷油腔壁面平均溫度的影響規(guī)律。鄧晰文等[11]發(fā)現(xiàn)活塞二階運動對內(nèi)冷油腔中的機油分布以及內(nèi)冷油腔側(cè)壁面的對流傳熱系數(shù)有較大的影響。

內(nèi)冷油腔的振蕩流動與傳熱機理復(fù)雜，油腔壁面是伴隨活塞往復(fù)運動的動態(tài)邊界，機油、空氣、油氣與油腔壁面之間的傳熱實際上是周期性的瞬態(tài)導(dǎo)熱、射流沖擊和對流換熱等過程的綜合。為此，本文以一款非道路用高壓共軌柴油機鋁合金活塞為研究對象，結(jié)合活塞工作溫度的試驗測試結(jié)果建立活塞熱負(fù)荷模型。在此基礎(chǔ)上，利用順序耦合方法建立活塞-內(nèi)冷油腔的流固耦合傳熱模型，研究了標(biāo)定功率工況下發(fā)動機工作循環(huán)過程中，不同曲軸轉(zhuǎn)角位置時刻，內(nèi)冷油腔中機油的分布與傳熱規(guī)律，分析了內(nèi)冷油腔位置對活塞溫度場和熱應(yīng)力場的影響規(guī)律。

1 活塞數(shù)值模型的建立及驗證

研究機型為直列四缸電控高壓共軌柴油發(fā)動機，采用增壓中冷進(jìn)氣方式，每缸兩氣門，活塞為無內(nèi)冷油腔的鋁合金活塞，縮口w型偏置燃燒室。研究機型的主要技術(shù)參見表1。

表1 發(fā)動機主要參數(shù)

1.1 原活塞數(shù)值模型的建立

建立了原活塞的幾何模型，并采用良好適應(yīng)活塞曲面變化的四面體單元進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分?；钊紵液砜凇⑷紵?、環(huán)槽和活塞頂內(nèi)表面為計算分析重點，因此，對這幾個部位進(jìn)行了網(wǎng)格加密[12]，共生成390 606個網(wǎng)格、565 132個節(jié)點。通過建立該柴油機一維熱力學(xué)仿真模型，計算得到標(biāo)定功率工況下缸內(nèi)燃?xì)獾膶α鱾鳠嵯禂?shù)和溫度，并將其作為活塞火力面?zhèn)葻徇吔鐥l件，如圖1、圖2所示。

圖1 缸內(nèi)燃?xì)鈱α鱾鳠嵯禂?shù)Fig.1 In-cylinder convection heat transfer coefficient

圖2 缸內(nèi)燃?xì)鉁囟菷ig.2 In-cylinder temperature

1.2 原活塞模型驗證

試驗采用硬度塞測溫法對標(biāo)定功率工況下的活塞特征點溫度進(jìn)了測量，硬度塞材料為GCr15軸承鋼，尺寸為φ1.9×5.6 mm。硬度塞的硬度與回火溫度之間的關(guān)系如圖3所示。

圖3 硬度塞硬度與回火溫度關(guān)系曲線Fig.3 Relationship between the hardness of hardness plug and the tempering temperature

47個活塞測點的布置如圖4、圖5所示。通過對比標(biāo)定功率工況下的試驗測試結(jié)果和數(shù)值模擬計算結(jié)果來驗證數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性，由于一些外界因素的影響，實際僅得到30個測點的溫度，試驗測試結(jié)果與數(shù)值模擬計算結(jié)果如圖6所示，計算溫度與試驗測量溫度的最大誤差為4.7%。

圖4 活塞火力面溫度測點分布圖Fig.4 Piston fire surface temperature measurement points distribution map

圖5 活塞周面溫度測點分布圖Fig.5 Piston circumferential temperature distribution

1.3 流固耦合模型的建立

基于原活塞的熱負(fù)荷模型，利用順序耦合傳熱方法建立了活塞和內(nèi)冷油腔的數(shù)值仿真模型，內(nèi)冷油腔流體區(qū)域生成255 850個網(wǎng)格，活塞有限模型生成275 105個網(wǎng)格。采用ALE動網(wǎng)格技術(shù)實現(xiàn)內(nèi)冷油腔的往復(fù)運動，如圖7所示，初始網(wǎng)格劃分時，將流體區(qū)域分為三部分：上部為運動邊界，該部分網(wǎng)格數(shù)不變；下部為靜止邊界，該部分網(wǎng)格不變，底面分割出機油進(jìn)出口；運動邊界與

圖6 試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對比圖Fig.6 Test results with numerical simulation results

靜止邊界的中間部分為變形邊界，該部分網(wǎng)格隨上下往復(fù)運動進(jìn)行動態(tài)層的拉伸、壓縮和再生。在活塞內(nèi)冷油腔振蕩冷卻的仿真計算中，采用CLSVOF多相流模型結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型進(jìn)行研究。內(nèi)冷油腔壁面熱邊界條件參考朱海榮等[13]的經(jīng)驗，給定油腔壁面平均傳熱系數(shù)3 600 W/(mm2·K)，溫度為493 K。

圖7 內(nèi)冷油腔-活塞網(wǎng)格模型Fig.7 Gallery-piston mesh

耦合模型中，流體與固體間映射的溫度和對流傳熱系數(shù)互為邊界條件，不傳遞動力學(xué)邊界，因此活塞在整個耦合計算過程中被簡化為靜止?fàn)顟B(tài)，在不影響計算結(jié)果精度的同時可大幅縮短計算用時。

2 計算方案

所研究活塞燃燒室為縮口w型偏置燃燒室，內(nèi)冷油腔結(jié)構(gòu)設(shè)計以偏置側(cè)為基準(zhǔn)。為了便于對油腔位置進(jìn)行參數(shù)化研究，建模時，對內(nèi)冷油腔位置的限制范圍進(jìn)行了定義，其尺寸參數(shù)如圖8所示，其中，D1為內(nèi)冷油腔距離燃燒室的最小距離；D2為內(nèi)冷油腔距離活塞頂面的最小距離；D3為內(nèi)冷油腔距離環(huán)槽底部的最小距離；D4為內(nèi)冷油腔距離活塞內(nèi)腔的最小距離。

圖8 內(nèi)冷油腔位置參數(shù)Fig.8 Position parameter of gallery

在內(nèi)冷油腔形狀不變的前提下，將結(jié)構(gòu)參數(shù)D1、D2、D3、和D4分別作為單因素進(jìn)行試驗設(shè)計，如表2所示，其中，方案1～8保持內(nèi)冷油腔外緣與活塞頂面最小距離D2為26.5 mm，徑向移動內(nèi)冷油腔，內(nèi)冷油腔與活塞環(huán)槽底面的距離D3改變范圍為3～10 mm。方案9～12保持內(nèi)冷油腔與活塞環(huán)槽底部最小距離D3為4 mm，軸向移動內(nèi)冷油腔，冷卻油腔與活塞頂面的最小距離D2改變范圍為22.0～26.5 mm。

表2 計算方案

3 計算結(jié)果與分析

3.1 內(nèi)冷油腔流動分析

活塞高速往復(fù)運動過程中，機油填充率為30%～60%[7-10]，機油與空氣形成了復(fù)雜的氣液兩相流在內(nèi)冷油腔中循環(huán)振蕩。圖9所示為標(biāo)定功率工況下不同曲軸轉(zhuǎn)角時刻內(nèi)冷油腔中機油的分布規(guī)律。當(dāng)活塞由上止點(top dead center, TDC)向下運動時，機油噴射速度保持不變，活塞速度先增大、后減小，在活塞加速階段，噴入內(nèi)冷油腔的機油逐漸聚集在內(nèi)冷油腔上壁面，使得油腔上壁面的機油體積分?jǐn)?shù)增大，油腔下壁面的機油體積分?jǐn)?shù)減??；在活塞減速階段，機油在慣性和重力的作用下，機油下行速度大于活塞速度，機油開始脫離內(nèi)冷油腔上壁面，內(nèi)冷油腔底面的機油體積分?jǐn)?shù)開始增大?；钊上轮裹c(bottom dead center, BDC)向上止點運動過程中，在加速階段，機油上行速度小于活塞速度，機油逐漸聚集在內(nèi)冷油腔底面，內(nèi)冷油腔底面體積分?jǐn)?shù)達(dá)到最大值；在減速階段，機油在慣性作用下脫離內(nèi)冷油腔底面撞擊到頂部，頂部的機油逐漸增多。

圖9 內(nèi)冷油腔壁面機油體積分?jǐn)?shù)Fig.9 Oil volume fraction of gallery

3.2 內(nèi)冷油腔傳熱分析

圖10所示為內(nèi)冷油腔壁面平均對流傳熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律。活塞在下止點時運動方向發(fā)生改變，機油在慣性和重力的作用下沖擊底部壁面，湍流流動加強，壁面邊界層變薄，壁面流體區(qū)域流體和中心區(qū)流體的混合增強，從而極大地強化了傳熱，故在下止點后，傳熱系數(shù)急劇升高，同樣，在上止點附近，由于機油沖擊內(nèi)冷油腔頂部壁面，傳熱系數(shù)再次升高，并達(dá)到最大值1672.64 W/(mm2·K)?；钊谙滦袦p速階段時，機油大部分位于內(nèi)冷油腔中心區(qū)域，內(nèi)冷油腔壁面的機油體積分?jǐn)?shù)減小，湍流強度減弱，壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)大幅度下降，最小值出現(xiàn)在下止點前，為944.71 W/(m2·K)。

圖10 不同曲軸轉(zhuǎn)角處內(nèi)冷油腔壁面平均傳熱系數(shù)Fig.10 Average heat transfer coefficient of the inner wall of the inner cavity of the crankshaft

由圖11可見，在內(nèi)燃機運行過程中，活塞內(nèi)冷油腔壁面溫度變化較小。對比圖10、圖11可以看出，內(nèi)冷油腔壁面平均溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律與內(nèi)冷油腔壁面平均對流傳熱系數(shù)的變化規(guī)律相吻合。當(dāng)內(nèi)冷油腔壁面平均傳熱系數(shù)增大時，內(nèi)冷油腔將帶走活塞更多的熱量，使活塞內(nèi)冷油腔壁面溫度下降，最低溫度為374.89 K；當(dāng)內(nèi)冷油腔壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)減小時，內(nèi)冷油腔壁面溫度升高，最高溫度為376.21 K。發(fā)動機運行過程中，機油在內(nèi)冷油腔中對活塞進(jìn)行周而復(fù)始的強制振蕩冷卻，極大地增強了傳熱效果，有效降低了活塞溫度。

圖11 內(nèi)冷油腔壁面平均溫度Fig.11 Average temperature of the inner wall of cooling gallery

3.3 內(nèi)冷油腔位置對活塞熱負(fù)荷的影響分析

活塞各考查部位的位置如圖12所示，為定量評價各方案的冷卻效果，采用各考查位置的壁面最高溫度作為衡量標(biāo)準(zhǔn)。

1.活塞頂部 2.第一環(huán)槽上側(cè) 3.第一環(huán)槽底面4.第一環(huán)槽下面 5.活塞內(nèi)腔頂面 6.內(nèi)冷油腔 7.燃燒室底部

如圖13a所示，Δt1為考查位置7(位于燃燒室底部)處的最高溫度變化?；钊O(shè)計內(nèi)冷油腔后，燃燒室底部最高溫度大幅度降低，隨著D1的減小，燃燒室底部最高溫度逐漸降低。如圖13b所示，Δσ1為考查位置7處最大熱應(yīng)力(Mises應(yīng)力)變化，隨著D1的減小，燃燒室底部最大熱應(yīng)力呈現(xiàn)先減小、后增大的趨勢。這是由于隨著D1減小，燃燒室底部得到更好的冷卻，溫度梯度減小，使得局部熱應(yīng)力減??；當(dāng)D1減小到一定程度時，溫度梯度雖然減小，但熱流通道變窄，熱流密度較高，熱阻較大，使得局部產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力。

如圖14a所示，Δt2為考查位置1(位于活塞頂部)處的最高溫度變化?；钊O(shè)計內(nèi)冷油腔后，活塞最高溫度大幅度降低，方案6和方案7相比于無內(nèi)冷油腔的活塞最高溫度降低了22.05 ℃，隨著D3的增大，活塞頂面最高溫度呈下降趨勢，但變化幅度不大，說明徑向移動內(nèi)冷油腔對活塞頂面溫度影響較小。由方案9～12可以看出，當(dāng)D2逐漸減小時，活塞頂面最高溫度快速下降，說明內(nèi)冷油腔軸向移動對活塞頂面溫度的影響大于徑向移動。如圖14b所示，Δσ2為考查位置1處的最大熱應(yīng)力(Mises應(yīng)力)變化，設(shè)計內(nèi)冷油腔后，活塞頂面熱應(yīng)力變化規(guī)律不變，最大熱應(yīng)力出現(xiàn)在活塞喉口靠近進(jìn)氣側(cè)位置，變化幅度不大，說明內(nèi)冷油腔位置對活塞頂面最大熱應(yīng)力影響較小。因此，在對內(nèi)冷油腔結(jié)構(gòu)設(shè)計時，應(yīng)在結(jié)構(gòu)強度允許范圍內(nèi)盡量靠近活塞頂面，進(jìn)而降低活塞最高溫度，防止活塞的蠕變、熱裂和燒蝕等現(xiàn)象的出現(xiàn)。

圖13 考查位置7處最高溫度及最大熱應(yīng)力變化Fig.13 Maximum temperature and maximum thermal stress change at position 7

圖14 考查位置1處最高溫度及最大熱應(yīng)力變化Fig.14 Maximum temperature and maximum thermal stress change at position 1

如圖15a所示，Δt3為考查位置2、3、4(位于活塞第一環(huán)槽)處的最高溫度變化?；钊O(shè)計內(nèi)冷油腔后，第一環(huán)槽溫度大幅度降低，方案6相比于無內(nèi)冷油腔活塞第一環(huán)槽，溫度降低了23.18 ℃，隨著D3的增大，第一環(huán)槽溫度基本不變，這是由于活塞結(jié)構(gòu)限制，內(nèi)冷油腔位置遠(yuǎn)離第一環(huán)槽，無法對第一環(huán)槽進(jìn)行有效的冷卻，因此，在內(nèi)冷油腔結(jié)構(gòu)設(shè)計中，應(yīng)在結(jié)構(gòu)強度允許范圍內(nèi)盡量靠近第一環(huán)槽，進(jìn)而降低第一環(huán)槽溫度，防止活塞環(huán)卡死、漏氣、竄油和拉缸等現(xiàn)象的出現(xiàn)。如圖15b所示，Δσ3為活塞環(huán)槽熱應(yīng)力(Mises應(yīng)力)變化，設(shè)計內(nèi)冷油腔后，第三環(huán)槽熱應(yīng)力急劇增大，最大熱應(yīng)力達(dá)到80.92 MPa，并隨著D3的增大，熱應(yīng)力逐漸減小。這是由于較小的D3造成內(nèi)冷油腔與第三環(huán)槽底面形成較大的溫度梯度，熱流密度增大，從而導(dǎo)致較大的局部熱應(yīng)力。

圖15 考查位置2、3、4處最高溫度及最大熱應(yīng)力變化Fig.15 Maximum temperature and maximum thermal stress change at position 2, 3, 4

如圖16a所示，Δt4為考查位置5(位于活塞內(nèi)頂面)處的最高溫度變化?；钊O(shè)計內(nèi)冷油腔后，活塞內(nèi)頂溫度大幅度降低，并隨著D2的增大，活塞內(nèi)頂溫度呈下降趨勢，徑向移動內(nèi)冷油腔對活塞內(nèi)頂溫度影響較小。方案9～12中，活塞內(nèi)頂溫度快速升高。如圖16b所示，Δσ4為考查位置5處的最大熱應(yīng)力(Mises應(yīng)力)變化，隨著D3的增大，活塞內(nèi)腔的熱應(yīng)力呈現(xiàn)先增大、后減小的趨勢，這是由于D3較大時，活塞內(nèi)頂面與內(nèi)冷油腔之間溫度變化較為平緩，產(chǎn)生較小的熱應(yīng)力；隨著D3的減小，熱流通道變窄，熱流密度較高，熱阻較大，因此局部產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力；D3繼續(xù)減小時，內(nèi)冷油腔對活塞內(nèi)頂面冷卻較為充分，溫度梯度減小，使得熱應(yīng)力減小。

圖16 各考查位置5處最高溫度分布情況Fig.16 Maximum temperature and maximum thermal stress change at position 5

4 結(jié)論

(1)CFD瞬態(tài)計算分析不僅能夠較準(zhǔn)確地反映發(fā)動機循環(huán)過程中活塞內(nèi)冷油腔的機油分布情況，獲得油腔壁面溫度和對流傳熱系數(shù)的變化規(guī)律；而且還能夠為活塞-內(nèi)冷油腔流固耦合傳熱提供更準(zhǔn)確的邊界條件。

(2)隨著活塞的高速往復(fù)運動，機油在內(nèi)冷油腔中上下振蕩流動。當(dāng)活塞位于在上止點和下止點位置時，在重力加速度和慣性力的作用下，機油沖擊內(nèi)冷油腔的下壁面和上壁面，湍流流動加強，壁面邊界層變薄，內(nèi)冷油腔壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)變大，帶走活塞更多的熱量。

(3)設(shè)計內(nèi)冷油腔后，活塞的整體溫度顯著降低。油腔位置對活塞溫度場有較大的影響，內(nèi)冷油腔位置靠近活塞頂面和環(huán)槽底面時，能夠顯著降低活塞最高溫度及環(huán)槽溫度，因此在結(jié)構(gòu)強度允許范圍內(nèi)，冷油腔位置應(yīng)盡量靠近活塞頂面和環(huán)槽底面。

(4)不合理的內(nèi)冷油腔位置設(shè)計會產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力。當(dāng)內(nèi)冷油腔位置過于靠近活塞壁面時，活塞第三環(huán)槽及內(nèi)腔頂面區(qū)域會產(chǎn)生較大的局部熱應(yīng)力。