鄧立君，王志明，劉永啟

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結構參數(shù)對閉式內冷油腔填充率的影響

鄧立君1，王志明1，劉永啟2

(1. 山東大學能源與動力工程學院，山東濟南，250061；2. 山東理工大學交通與車輛工程學院，山東淄博，255049)

為了研究內冷油腔結構參數(shù)及內冷油腔位置對填充率的影響，利用計算流體力學對內冷油腔內兩相流的控制方程進行求解，并通過活塞內冷油腔進出油流量動態(tài)實驗對模擬結果進行驗證。研究結果表明：隨著內冷油腔進出口截面積、內冷油腔進出油孔的長度和噴嘴流量的變化，內冷油腔的填充率分別呈現(xiàn)不同的變化；內冷油腔位置上移使得內冷油腔填充率增大，傳熱系數(shù)反而減小。在不同的曲軸轉角下，內冷油腔的填充率不同，內冷油腔的傳熱系數(shù)也隨之呈現(xiàn)相同的變化趨勢，并在爆發(fā)壓力工況對應的曲軸轉角時達到最大。

內冷油腔；兩相流；填充率；傳熱系數(shù)

高溫燃氣與活塞頂面通過對流和輻射2種方式傳遞熱量，從而使活塞的熱負荷顯著增高[1?2]。為了解決活塞熱負荷過高的問題，采用內冷油腔設計的內燃機活塞，利用冷卻油在油腔里的不斷振蕩以加強冷卻。國內外學者研究發(fā)現(xiàn)，內冷油腔的位置和結構影響了活塞頂部和活塞銷孔部位的溫度及其可靠性[3?5]。內冷油腔對活塞的冷卻是一個瞬時變化的過程，單純的穩(wěn)態(tài)計算不能實時地反映噴油冷卻不同時刻的情況。PAN等[6]將內冷油腔簡化為二維模型，對其往復運動時的運動特性進行研究；FU等[7]對三維模型下內冷油腔的振蕩特性進行進一步研究；仲杰等[8?9]利用CFD動網(wǎng)格技術和VOF兩相流模型，對內冷油腔的傳熱特性進行了數(shù)值計算；張衛(wèi)正等[10?14]更進一步對多相流的振蕩特性、強化傳熱以及計算模型進行了研究，WANG等[15?16]研究了內冷油腔內添加不同介質對振蕩特性和傳熱特性的影響。因此，內燃機活塞內冷油腔的動態(tài)模擬成為近年來研究的熱點。本文作者利用計算流體力學軟件，采用數(shù)值模擬和活塞內冷通道進出油流量實驗的方法，綜合研究了內冷油腔填充率的影響因素，并分析填充率對傳熱系數(shù)的影響以及內冷油腔的填充率和換熱系數(shù)隨著曲軸轉角的變化規(guī)律，從而為活塞內冷油腔結構的優(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動特性，活塞的內冷油腔內不會只存在機油，而是機油與空氣同時獨立存在。隨著機油的噴入，一部分機油占據(jù)空氣所在的空間。忽略油的蒸汽相，將其簡化為兩相流，并假定內冷油腔進油口內機油和空氣并列流動，且內冷油腔內兩相流體相間阻力也足夠大，不發(fā)生融合的現(xiàn)象，同時忽略機油和空氣兩相間的熱傳遞。那么可以得到冷卻機油、空氣和壁面之間的流動傳熱控制方程如下。

組分方程：

式中：為時間；為速度，=，，。

連續(xù)性方程：

動量方程：

能量方程：

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

2 邊界條件

內冷油腔內流體的振蕩主要是活塞流體的慣性引起的，橫向運動對內冷油腔內流體的影響較小，因而計算中假設活塞往復運動只發(fā)生在垂直方向，流場和熱應力場的穩(wěn)態(tài)作為活塞往復運動的初始條件。利用計算流體力學軟件(Fluent)進行數(shù)值模擬，設置重力選項，湍流模型選?模型；噴油入口采用速度入口邊界條件，機油出口采用壓力出口邊界條件，壁面采用溫度壁面邊界；機油屬性定義為密度860 kg/m3，動力黏度為溫度的函數(shù)。

內冷油腔換熱系數(shù)的計算一般采用由管流試驗數(shù)據(jù)綜合出來的經(jīng)驗公式[17]。對于閉式內冷油腔，一般油腔為直立環(huán)型，進出油孔分別在2個銷座旁，冷卻油從噴油嘴高速噴入油腔進油孔中，并隨活塞高頻往復振蕩后從出油孔返回油底殼。本文數(shù)值計算中，傳熱系數(shù)的計算采用的是EVANS等[18?19]經(jīng)驗公式[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；為內冷油腔的特征長度，m；為內冷油腔的特征直徑，m。

KAJIWARA等[19]給出了內冷油腔總傳熱系數(shù)分為3個部分，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)動機速度，r/min；為內冷油腔的填充率。

3 結果與分析

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

3.1 進出油口截面積對填充率的影響

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

圖1 內冷油腔進出口示意圖

3.1.1 出油口面積不變

假設噴嘴噴油壓力不變，且任何時刻機油都能全部噴入內冷油腔進油口。固定出油口面積，根據(jù)帶內冷油腔內燃機活塞的設計標準，內冷油腔進油口的面積應該等于或適當大于出油口的面積。進出口直徑比值方案設置如表1所示。其中：傳熱系數(shù)S1為采用EVANS and HAY經(jīng)驗公式得到的傳熱系數(shù)，傳熱系數(shù)S2為采用Kajiwara經(jīng)驗公式得到的傳熱系數(shù)。

表1 不同進出口截面積的內冷油腔

計算結果顯示：若出油口面積不變，無論進油口面積怎么改變也不會影響填充率。結果表明，當出口流量不變時，內冷油腔的填充率由進口流量決定，進口面積對其沒有影響，而且內冷油腔的傳熱系數(shù)也沒有變化。

3.1.2 進油口面積不變

對同一個內燃機活塞模型，保持其他參數(shù)不變, 固定進油口直徑為5.6 mm，設置不同的出油口直徑進行模擬計算，其內冷油腔的填充率和傳熱系數(shù)結果如圖2所示。

1—填充率；2—傳熱系數(shù)。

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

3.1.3 同時改變進出油口的面積

選擇同樣的進出油口面積，同時改變進出油口的直徑(變化范圍5~10 mm)以改變其面積，其對比內冷油腔填充率和傳熱系數(shù)的結果如圖3所示。由圖3看出：同時減小內冷油腔進出油口的面積，使得留在內冷油腔內的流體增多，填充率增大。但當進出口面積過小時，內冷油腔內的流體太多會影響其振蕩效果，使得冷卻效果受到影響。計算結果顯示：當進出口直徑為7 mm時振蕩效果最好，傳熱系數(shù)最大。

通過以上模擬計算結果可知：合理選擇進出油口的面積，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)，達到更好冷卻的目的。

1—填充率；2—傳熱系數(shù)。

3.2 活塞內冷油腔進出油孔長度對填充率的影響

通過改變內冷油腔進出油孔的長度，改變進入和流出內冷油腔流體的體積，以改變內冷油腔內流體的振蕩特性。根據(jù)實際工程應用中活塞對稱結構的設計，本文的模擬方案設為同時改變進出油孔長度來研究進出油孔長度對填充率和傳熱的影響。設定進出油孔長度范圍為8~12 mm，同時改變進出油孔的長度，設置幾個不同的方案進行數(shù)值模擬，分析內冷油腔的進出油孔長度對填充率的影響，結果如圖4所示。

1—填充率；2—傳熱系數(shù)。

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

3.3 噴嘴流量對填充率的影響

內冷油腔進出油口直徑和進出油口長度相同，分別設為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，從而改變內冷油腔的填充率，進而影響內冷油腔內流體的振蕩特性。

3.3.1 噴嘴直徑對噴嘴流量的影響

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，以改變進入和流出內冷油腔的流量，進而改變內冷油腔的填充率，同時影響內冷油腔內流體的振蕩特性，設定噴嘴壓力為0.3 MPa，模擬結果如圖5所示。

1—填充率；2—噴嘴流量；3—傳熱系數(shù)。

通過對比計算可知：隨著噴嘴直徑的增加，噴嘴的流率隨之增加，內冷油腔的填充率也隨之增大。當噴嘴直徑為2 mm時，內冷油腔的填充率達到50%以上，而且此時傳熱系數(shù)最大，冷卻效果最好。

3.3.2 噴嘴壓力對噴嘴流量的影響

設定噴嘴直徑為2 mm，通過改變噴嘴壓力的大小，改變噴嘴的流率，以改變進入和流出內冷油腔的流量，進而改變內冷油腔的填充率，同時影響內冷油腔內流體的振蕩特性。計算結果如圖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使內冷油腔填充率增大。但是當噴嘴壓力增大至0.6 MPa時，隨噴嘴流量增加，填充率反而減小，傳熱系數(shù)隨之增大。結果表明：并不是壓力越大，填充率越高，傳熱系數(shù)越高；當噴嘴壓力為0.6 MPa時，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 活塞內冷油腔位置對填充率的影響

改變內冷油腔在活塞中的垂直位置，內冷油腔的溫度、應力以及疲勞強度都會隨之改變。計算內冷油腔在活塞中不同垂直位置時內冷油腔的填充率和傳熱系數(shù)，分析內冷油腔的垂直位置對冷卻效果的影響。內冷油腔位置的示意圖如圖7所示。

圖7 內冷油腔位置示意圖

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

對比圖8和圖9可知：隨著內冷油腔位置的上移，同一曲軸轉角時內冷油腔的填充率減小。不同曲軸轉角時，內冷油腔的傳熱系數(shù)在爆發(fā)壓力工況附近達到最大，與填充率的最大值更好對應；且隨著內冷油腔位置的上移，同一曲軸轉角時內冷油腔的傳熱系數(shù)增大，這是因為填充率的減少使得機油振蕩更強烈，加強了換熱。

h：1—14.5；2—12.5；3—10.5。

h：1—14.5；2—12.5；3—10.5。

3.5 實驗驗證

為了驗證計算數(shù)據(jù)的準確性，通過動態(tài)活塞內冷油腔進出油流量試驗模擬內燃機運行過程中機油噴嘴出口位置與活塞冷卻油腔進口的角度及空間位置，對各影響因素中最佳方案的活塞內冷通道進出口流量進行測量，將得到的實測數(shù)據(jù)與模擬結果進行對比，驗證數(shù)值模擬結果的準確度。試驗時發(fā)動機的運行工況和參數(shù)如表2所示。圖10所示為活塞內冷通道進出油流量動態(tài)試驗原理圖。

表2 試驗工況與參數(shù)

圖10 內冷油腔進出油流量動態(tài)試驗原理圖

試驗中，在噴油嘴出口處安裝流量計，內冷油腔的出口處接軟管，同時在試驗臺下端放置收集容器，以便測量從內冷油腔的回油量。然后根據(jù)試驗中接油盤得到的流量與噴嘴處流量計得到的油量，計算內冷油腔的平均填充率。內冷油腔填充率的數(shù)值模擬結果和試驗測量計算結果對比如表3所示。由表3可知：內冷油腔進出口模擬計算得到的油量與實測流量值的相對誤差在誤差允許的范圍內(＜5%)，因此，本文的數(shù)值模擬結果具有較好的工程應用性。

表3 內冷油腔填充率實測結果與模擬值的對比

注：進出油口直徑為7.0 mm，進出油口長度為8.0 mm，內冷油腔位置為12.5 mm。

4 結論

1) 增大進油口截面積和出油口截面積的比值、內冷油腔進出油孔的長度，內冷油腔的填充率會隨之增大；保持進出口截面積比值不變，減小進出口截面積，內冷油腔的填充率也會相應增大，且傳熱系數(shù)隨填充率的變化趨勢一致。對于閉式內冷油腔，當兩側進出油孔長度為8.0 mm時，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使得噴嘴流量增加，內冷油腔進出口不變，隨內冷油腔進口流入內冷油腔的流體增多，內冷油腔的填充率增大。內冷油腔傳熱系數(shù)的變化表明，當噴嘴直徑為2 mm時，內冷油腔的填充率達到50%以上，而且此時傳熱系數(shù)最大，冷卻效果最好。

3) 隨著內冷油腔位置上移使得內冷油腔填充率減小，傳熱系數(shù)反而增大；對于任意位置的內冷油腔，當曲軸轉角不同時，內冷油腔的填充率也不同，內冷油腔的傳熱系數(shù)也隨之呈相同趨勢的變化，且在爆發(fā)壓力工況時，對應的曲軸轉角達到最大。

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(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

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

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