孫 正，黃鈺期，俞小莉

前言

隨著內(nèi)燃機(jī)緊湊性要求的提升和升功率的不斷提高，各缸內(nèi)受熱零部件承受的熱負(fù)荷不斷增加，熱失效問(wèn)題日益凸顯[1-3]，因此對(duì)受熱零部件的熱狀態(tài)評(píng)估分析提出了更高的要求。近年來(lái)，受熱零部件熱狀態(tài)數(shù)值仿真方法經(jīng)歷了從部件級(jí)到整機(jī)流固耦合(共軛傳熱)仿真的升級(jí)過(guò)程，流固耦合仿真方法已成為內(nèi)燃機(jī)熱狀態(tài)數(shù)值模擬的主流[4-6]，可為內(nèi)燃機(jī)受熱零部件熱狀態(tài)的校核計(jì)算和設(shè)計(jì)優(yōu)化提供指導(dǎo)。

整機(jī)流固耦合數(shù)值計(jì)算的目標(biāo)是將缸內(nèi)燃?xì)?受熱零部件-冷卻、潤(rùn)滑介質(zhì)看作一個(gè)整體，將部件級(jí)仿真時(shí)需要人為給定的外部熱邊界轉(zhuǎn)化為內(nèi)部邊界，該方法可減少仿真人員根據(jù)經(jīng)驗(yàn)介入仿真的環(huán)節(jié)，簡(jiǎn)化仿真流程，并有效提高流固耦合界面迭代計(jì)算的效率與精度[1]。然而，目前整機(jī)流固耦合計(jì)算仍存在諸多困難。其中活塞環(huán)-缸套摩擦副間的動(dòng)接觸潤(rùn)滑傳熱邊界最為復(fù)雜，且難以確定流固耦合邊界，主要原因在于:該邊界具有強(qiáng)瞬態(tài)特性，在時(shí)間和空間上均不斷變化；潤(rùn)滑油膜以微米為單位，與活塞、缸套在尺寸上相差2個(gè)數(shù)量級(jí)以上，無(wú)法在整機(jī)流固耦合仿真中直接進(jìn)行模擬。在以往的研究中，處理活塞環(huán)-缸套動(dòng)接觸邊界的方法主要有:(1)不以活塞為關(guān)注對(duì)象時(shí)，整機(jī)模型中不包含活塞網(wǎng)格，僅以缸套分布函數(shù)的形式考慮活塞環(huán)-缸套間傳熱問(wèn)題[4，7-12]；(2)將活塞和缸套解耦，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)對(duì)活塞環(huán)區(qū)域施加熱邊界條件[13-17]；(3)將活塞環(huán)-缸套間傳熱問(wèn)題簡(jiǎn)化為一維導(dǎo)熱熱阻模型[3，18-20]，熱阻取值與潤(rùn)滑油膜厚度相關(guān)。

然而，活塞環(huán)-缸套間的潤(rùn)滑油膜內(nèi)部，實(shí)際上存在復(fù)雜的流動(dòng)傳熱耦合效應(yīng)，不僅包含導(dǎo)熱效應(yīng)，還包括潤(rùn)滑油膜剪切流動(dòng)引起的對(duì)流換熱效應(yīng)和黏性產(chǎn)熱效應(yīng)。上述3種處理方法中，前兩種方法忽略了各熱效應(yīng)的耦合影響，第3種方法僅考慮了部分熱效應(yīng)的影響，均有待完善。近年，已有針對(duì)動(dòng)力潤(rùn)滑油膜的研究表明[21-24]，隨著轉(zhuǎn)速和熱負(fù)荷的提升，對(duì)流換熱效應(yīng)和黏性產(chǎn)熱效應(yīng)的影響愈加顯著，如在活塞環(huán)-缸套傳熱計(jì)算中，仍僅采用熱阻傳熱模型將導(dǎo)致明顯的誤差，并進(jìn)一步影響活塞熱狀態(tài)和熱疲勞失效問(wèn)題計(jì)算結(jié)果的精度。因此，需要進(jìn)一步研究并建立考慮潤(rùn)滑油膜間各熱效應(yīng)耦合的活塞環(huán)-缸套傳熱模型。

為了使研究結(jié)果更易于推廣，本文中擬將活塞環(huán)-缸套摩擦副抽象為經(jīng)典的線接觸動(dòng)力潤(rùn)滑模型，采用CFD方法研究各熱效應(yīng)隨Re數(shù)的變化規(guī)律，對(duì)比熱阻模型和CFD方法得到的摩擦面熱流密度計(jì)算結(jié)果之間的差異。在對(duì)各熱效應(yīng)的耦合影響作用進(jìn)行綜合考慮后，本文中提出了一種活塞環(huán)-缸套間的傳熱修正模型，以提高活塞熱狀態(tài)的計(jì)算精度與評(píng)估結(jié)果的準(zhǔn)確性。

1　研究對(duì)象

根據(jù)活塞環(huán)-缸套摩擦副的運(yùn)動(dòng)形式，將其抽象為動(dòng)力潤(rùn)滑基本模型之一的線接觸潤(rùn)滑摩擦副，如圖1所示。滑塊表面為高溫面，只可沿z向(載荷方向)運(yùn)動(dòng)，模擬活塞環(huán)。飛輪表面可繞飛輪軸線高速旋轉(zhuǎn)，為低溫面，模擬缸套表面與活塞環(huán)的相對(duì)運(yùn)動(dòng)。飛輪表面與滑塊表面存在楔形結(jié)構(gòu)并存在相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度，即可建立起動(dòng)力潤(rùn)滑油膜。其中滑塊寬度B＝0.02m，滑塊長(zhǎng)度 L＝0.05m，飛輪半徑 R＝0.15m(遠(yuǎn)大于油膜厚度)。對(duì)線接觸模型潤(rùn)滑油膜內(nèi)部進(jìn)行流動(dòng)-傳熱數(shù)值仿真，并詳細(xì)分析各熱效應(yīng)的影響后，進(jìn)行無(wú)量綱處理，即可通過(guò)比擬理論將線接觸潤(rùn)滑模型與實(shí)際的活塞環(huán)-缸套摩擦副建立起聯(lián)系。

+[σ(α(y)),σ([x,z])]+δ[σ(α(z)),[σ(x),σ(y)]]-δ[σ(α(z)),σ([x,y])]

圖1　線接觸潤(rùn)滑模型示意圖[25]

2　理論模型建立

2.1　控制方程

3.3.1 運(yùn)行工況與邊界條件說(shuō)明

連續(xù)性方程:

式中:v為速度；ρ為潤(rùn)滑液密度。

動(dòng)量守恒方程:

式中:p為壓力；g為重力加速度；F為外部體積力；τ為應(yīng)力張量。

似然函數(shù)的這種設(shè)計(jì)依據(jù)的是P波或S波震動(dòng)期間由地震儀測(cè)得的最大位移Amax。然而，地震儀或許不能在波至之后迅速觀測(cè)到最大位移。在這種情況下，利用這種似然函數(shù)得到的初始估計(jì)值很有可能是不正確的。這時(shí)，我們可以用一個(gè)簡(jiǎn)單的延遲函數(shù)g（·）來(lái)近似最大位移被觀測(cè)到之前的瞬時(shí)位移，

能量守恒方程:

儲(chǔ)罐所儲(chǔ)物料發(fā)生變化前，一定對(duì)待儲(chǔ)物料進(jìn)行組份分析，評(píng)估新的物料可能對(duì)浮盤(pán)造成的影響或危害，防止可能出現(xiàn)的風(fēng)險(xiǎn)，擬定運(yùn)行方案，定期進(jìn)行浮盤(pán)運(yùn)行情況檢查。同時(shí)對(duì)儲(chǔ)罐儲(chǔ)存物料的溫度、液位進(jìn)行合理控制，防止因溫度變化導(dǎo)致油品黏度變化對(duì)浮盤(pán)運(yùn)行形成影響。

旅游研究中的學(xué)術(shù)動(dòng)態(tài)剖析——基于Annals of Tourism Research的可視化圖譜樣本分析 魏紅妮 朱 竑 03（41）

回歸模型建立完畢后，便可將2016年的自變量代入模型對(duì)2016年的工業(yè)用地量進(jìn)行測(cè)算，得到結(jié)果為1 111.4平方公里。

式中:λ為導(dǎo)熱系數(shù)；Cp為比熱容；η為動(dòng)力黏度；Φ為黏性產(chǎn)熱項(xiàng)。

2.2　潤(rùn)滑油黏溫方程

式中Tliner(h)表示活塞運(yùn)動(dòng)到不同位置時(shí)，活塞環(huán)水平方向上對(duì)應(yīng)缸套位置處的溫度值(可通過(guò)缸套測(cè)溫試驗(yàn)確定，或由缸套溫度分布規(guī)律進(jìn)行經(jīng)驗(yàn)估計(jì))?；钊h(huán)溫度由于隨循環(huán)波動(dòng)很小，可假設(shè)為不隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的恒定值。由此可得，熱阻模型和本文中所提出的熱效應(yīng)修正模型的循環(huán)平均熱流密度分別為

則

表1　潤(rùn)滑油物性參數(shù)

2.3　熱效應(yīng)計(jì)算

油膜內(nèi)部各熱效應(yīng):熱側(cè)傳熱量Qb、冷側(cè)傳熱量Qf、黏性產(chǎn)熱量Qvis和潤(rùn)滑油流動(dòng)帶走熱量Qconv。各熱效應(yīng)存在如下能量守恒關(guān)系:

各熱效應(yīng)表達(dá)式分別為

2.4　無(wú)量綱處理

線接觸潤(rùn)滑內(nèi)部各熱效應(yīng)的變化規(guī)律與潤(rùn)滑油膜的流動(dòng)狀態(tài)密切相關(guān)，因此選取Re數(shù)作為無(wú)量綱處理，并作為后續(xù)比擬理論的基準(zhǔn)。線接觸潤(rùn)滑模型的Re數(shù)計(jì)算表達(dá)式為

采用伊紅美蘭培養(yǎng)基[20]，分別接種10-5、10-6、10-7、10-8四個(gè)稀釋梯度的懸浮液，將接種好的培養(yǎng)皿于30 ℃培養(yǎng)24 h后進(jìn)行大腸桿菌計(jì)數(shù)。計(jì)數(shù)時(shí)選取邊緣整齊、圓形、表面有光澤呈灰白色的菌落進(jìn)行計(jì)數(shù)。

2.5　網(wǎng)格與求解器說(shuō)明

考慮到線接觸潤(rùn)滑模型的特性，待求解的各物理量在油膜厚度方向上急劇變化，為了保證計(jì)算結(jié)果的精度，采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在油膜厚度方向上(z向)布置40層網(wǎng)格，x向和y向分別布置1 600和4 000層網(wǎng)格。

圖2示出了線接觸摩擦副潤(rùn)滑油膜內(nèi)各效應(yīng)隨Re數(shù)的變化規(guī)律。由圖可見(jiàn):低Re數(shù)時(shí)，油膜內(nèi)的導(dǎo)熱效應(yīng)超過(guò)80%，占主導(dǎo)地位，對(duì)流效應(yīng)和黏性產(chǎn)熱效應(yīng)影響很?。浑S著Re數(shù)的增加，對(duì)流效應(yīng)和黏性產(chǎn)熱效應(yīng)在油膜內(nèi)部熱效應(yīng)中所占的比例顯著增加；當(dāng)Re＝111.8時(shí)，對(duì)流效應(yīng)和黏性產(chǎn)熱效應(yīng)的占比分別已超過(guò)50%，在油膜內(nèi)部的傳熱中占主導(dǎo)地位。

3　結(jié)果與討論

3.1　線接觸潤(rùn)滑油膜內(nèi)部熱效應(yīng)隨Re數(shù)變化規(guī)律

計(jì)算采用的各工況如表2所示。仿真結(jié)果的試驗(yàn)驗(yàn)證參見(jiàn)文獻(xiàn)[25]。

羅瑞沒(méi)結(jié)婚，他走馬燈似地?fù)Q女朋友，從來(lái)沒(méi)想過(guò)要娶誰(shuí)。他的房間很亂，衣柜里堆滿了各類名牌服裝，屋里彌漫著一股香水和襪子混雜在一起的怪味，除了他自己沒(méi)人愿意進(jìn)來(lái)，但是他出門(mén)時(shí)總能把自己收拾得衣冠楚楚油頭粉面，身上散發(fā)出一種淡淡的香水味。他換工作也跟換女朋友一樣勤，一直靠姑媽養(yǎng)活。

表2　仿真邊界條件

采用ANASYSFluent 14.5軟件，3D-Double Precision-Steady-Pressure Based求解器；層流；考慮黏性產(chǎn)熱；潤(rùn)滑油黏度采用變物性設(shè)置；迭代求解方法采用SIMPLE算法，各物理量的空間離散均采用Second Order Upwind設(shè)置。

經(jīng)分析，產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因是:最小油膜厚度隨著相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度的上升而增加，近金屬表面處油膜厚度方向上的溫度梯度隨之減小，因此通過(guò)金屬表面的傳熱量Qb和Qf也隨之減??；隨著相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度的增加，油膜內(nèi)部的剪切率顯著增加，導(dǎo)致了黏性產(chǎn)熱量Qvis的顯著增加(12.0%～63.2%)；此外，相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度的增加也帶動(dòng)了潤(rùn)滑油流量的增加，這導(dǎo)致了對(duì)流換熱效應(yīng)所占比重的明顯增加。

圖2　導(dǎo)熱效應(yīng)隨Re數(shù)變化規(guī)律

為了對(duì)比CFD結(jié)果與熱阻模型結(jié)果間的差異，如仍對(duì)線接觸摩擦副應(yīng)用一維熱阻模型，則摩擦表面間的平均熱流為

同時(shí)，CFD計(jì)算得到的滑塊側(cè)平均熱流密度記為qb-CFD，以兩者之比構(gòu)造出函數(shù)關(guān)系式:

上式可反映出兩種傳熱模型熱流密度計(jì)算結(jié)果的差異隨Re數(shù)的變化規(guī)律，如圖3所示。由圖可見(jiàn):當(dāng)Re數(shù)趨于0時(shí)，兩種模型的比值趨于1；隨著Re數(shù)的升高，兩者的比值先快速增加，而后逐漸趨于平緩。發(fā)生這種現(xiàn)象的原因是:在開(kāi)始階段，由于傳熱模式從導(dǎo)熱(靜止不動(dòng)時(shí))轉(zhuǎn)變?yōu)閷?duì)流換熱，因此滑塊側(cè)的熱流密度快速增加；此后，黏性產(chǎn)熱的效應(yīng)開(kāi)始顯現(xiàn)，潤(rùn)滑油膜內(nèi)部的黏性產(chǎn)熱量逐漸抵消了由于Re數(shù)增加而增加對(duì)流換熱效應(yīng)，因此兩者的比值逐漸趨于平緩。對(duì)數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行擬合可得

圖3　兩種模型熱流密度結(jié)果比值隨Re數(shù)變化規(guī)律

通過(guò)上述分析可發(fā)現(xiàn)，對(duì)于線接觸摩擦副，隨著Re數(shù)的增加，潤(rùn)滑油膜內(nèi)部各熱效應(yīng)發(fā)生了明顯的變化，且存在耦合效應(yīng)。因此，對(duì)于處在相似潤(rùn)滑條件下的活塞環(huán)-油膜-缸套摩擦副，一維熱阻假設(shè)已不能充分反映金屬摩擦面間潤(rùn)滑油膜內(nèi)部的流動(dòng)-傳熱過(guò)程，需要基于CFD油膜計(jì)算結(jié)果，建立新的活塞環(huán)-缸套傳熱模型。

3.2　活塞環(huán)-缸套傳熱模型修正方法

由于內(nèi)燃機(jī)的強(qiáng)瞬態(tài)特性和每款內(nèi)燃機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)的不同所導(dǎo)致的差異，如果對(duì)每一款特定機(jī)型都采用CFD方法分別進(jìn)行潤(rùn)滑油膜的流動(dòng)-傳熱計(jì)算，將會(huì)導(dǎo)致龐大的計(jì)算資源消耗和收斂性問(wèn)題，且不同機(jī)型間的計(jì)算結(jié)果也無(wú)法直接互相推廣。因此，根據(jù)前期研究結(jié)果，將不同工況、不同機(jī)型活塞環(huán)-油膜-缸套傳熱問(wèn)題中共性的特征提取出來(lái)，與線接觸潤(rùn)滑模型的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，可能是更為有效、易于推廣應(yīng)用的一種方法。

因此，本文中基于前面獲得的函數(shù)關(guān)系式f(Re)，以熱阻模型結(jié)果作為修正的基準(zhǔn)，對(duì)原有活塞環(huán)-缸套傳熱模型進(jìn)行優(yōu)化?；跓嶙枘Ｐ停钊h(huán)-缸套間的熱流密度可以寫(xiě)成

?Bastiano de'Rossi,Descrizione dell'apparato,e degl'intermedi.Fattiper la commedia rappresentata in Firenze nelle nozze de'serenissimi don Ferdinanco Medici,e madama Cristina di Loreno...Florence(Antonio Padovani),1589.

式中:α0＝7.36×10-5Pa·s；T1＝1103.11℃；T2＝113.48℃。潤(rùn)滑油牌號(hào)為15W40，詳細(xì)物性參數(shù)如表1所示。

過(guò)去這么多年，林家再去戴家鬧事也沒(méi)意思了，但宗族規(guī)矩放在那里：外姓男丁不得入林氏族譜，不得進(jìn)林家祠堂，不能分田分地。這事也就不能這么算了。

考慮溫度對(duì)潤(rùn)滑油黏度的影響，表達(dá)式為

血流情況按Alder半定量法[4]分為0～Ⅲ級(jí)；0級(jí)：無(wú)血流信號(hào)；I級(jí)：少血流信號(hào)；Ⅱ級(jí)：3～4個(gè)點(diǎn)狀血流或1～2個(gè)長(zhǎng)血管；Ⅲ級(jí)：＞4個(gè)點(diǎn)狀血流或＞2個(gè)長(zhǎng)血管。

3.3　兩種活塞環(huán)-缸套動(dòng)接觸傳熱模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

通用的CFD控制方程如下。

以某型高速、大升功率柴油機(jī)為對(duì)象，分別應(yīng)用兩種傳熱模型，分析不同傳熱模型對(duì)活塞熱狀態(tài)計(jì)算結(jié)果的差異。該款柴油機(jī)的幾何和運(yùn)行工況參數(shù)如表3所示。缸套軸向溫度分布試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表4所示。根據(jù)不同傳熱模型獲得的活塞環(huán)(截面為桶形面)第一環(huán)、第二環(huán)熱流密度計(jì)算結(jié)果和已有參數(shù)計(jì)算得到的其他活塞熱邊界條件如表5所示。

面對(duì)姍姍來(lái)遲的酒店老板，李志勇淡定自若地說(shuō)：“我們?cè)颇先颂焯斐砸吧?，知道新鮮野生菌是什么樣子，你們這些野生菌都是浪得虛名！是‘山寨’的！”

表3　柴油機(jī)幾何參數(shù)及運(yùn)行工況

表4　缸套測(cè)溫?cái)?shù)據(jù)

3.3.2活塞熱狀態(tài)對(duì)比

由表5可見(jiàn)，第一環(huán)熱阻模型熱流密度僅為修正模型的70.5%，第二環(huán)熱阻模型僅為修正模型的70.9%。該結(jié)果表明，如采用熱阻模型進(jìn)行活塞熱平衡計(jì)算，活塞環(huán)處的散熱量計(jì)算結(jié)果誤差接近30%，將很大程度上低估活塞環(huán)處的熱負(fù)荷，這一誤差也將進(jìn)一步影響潤(rùn)滑系統(tǒng)的設(shè)計(jì)。

表5　活塞熱邊界條件

為進(jìn)一步研究不同傳熱模型對(duì)于活塞溫度場(chǎng)的影響，對(duì)該款柴油機(jī)的活塞進(jìn)行網(wǎng)格劃分并采用Fluent 14.5求解器進(jìn)行計(jì)算。兩種模型的活塞溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果如圖4所示。將活塞溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果與活塞測(cè)溫試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，活塞測(cè)溫試驗(yàn)中各測(cè)點(diǎn)位置如圖5所示，試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比如表6所示。

表6　仿真結(jié)果與活塞測(cè)溫試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

圖4　兩種傳熱模型活塞溫度場(chǎng)結(jié)果

圖5　活塞測(cè)點(diǎn)位置

從圖4和表6可以看出:兩種模型對(duì)活塞頂面溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果的影響相對(duì)較小，熱阻模型溫度計(jì)算值略高于修正模型；然而不同傳熱模型對(duì)活塞環(huán)附近溫度場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果影響明顯，第一環(huán)以上火力岸區(qū)域測(cè)點(diǎn)7的相對(duì)誤差分別為0.01%(CFD)和2.32%(熱阻)，一、二環(huán)間區(qū)域測(cè)點(diǎn)8的相對(duì)誤差分別為4.31%(CFD)和8.51%(熱阻)，修正模型的結(jié)果與試驗(yàn)值更符合；此外，熱阻模型計(jì)算的活塞環(huán)摩擦表面平均溫度結(jié)果明顯高于修正模型，第一環(huán)分別為226.99℃(CFD)和239.13℃(熱阻)，第二環(huán)分別為171.74℃(CFD)和180.81℃(熱阻)。

活塞的熱狀態(tài)仿真結(jié)果對(duì)于活塞本身和潤(rùn)滑系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和改進(jìn)都有指導(dǎo)意義，例如:活塞的熱可靠性校核計(jì)算，依賴活塞最高溫度和頂面溫度分布計(jì)算結(jié)果；活塞環(huán)處的最高溫度對(duì)于潤(rùn)滑油選擇有指導(dǎo)作用；活塞環(huán)處熱負(fù)荷的計(jì)算結(jié)果可影響潤(rùn)滑系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)的取值等。而傳統(tǒng)一維導(dǎo)熱熱阻模型，由于未考慮活塞環(huán)-缸套間潤(rùn)滑油膜內(nèi)部流動(dòng)-傳熱的耦合效應(yīng)，故對(duì)于活塞環(huán)處熱流密度的計(jì)算存在誤差，進(jìn)而影響活塞整體熱狀態(tài)仿真結(jié)果的精度，隨著內(nèi)燃機(jī)轉(zhuǎn)速和升功率的進(jìn)一步提高，其精度已無(wú)法滿足要求，本文中基于對(duì)摩擦潤(rùn)滑油膜熱狀態(tài)的基礎(chǔ)研究，提取經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式并將其應(yīng)用于活塞環(huán)-缸套傳熱模型的修正，大大提升了計(jì)算精度。

4　結(jié)論

本文中首先將內(nèi)燃機(jī)活塞環(huán)-缸套摩擦副抽象成線接觸動(dòng)力潤(rùn)滑模型，采用CFD方法研究了潤(rùn)滑油膜內(nèi)部各熱效應(yīng)隨Re數(shù)的變化規(guī)律，對(duì)比了熱阻模型與CFD方法在求解線接觸潤(rùn)滑摩擦副表面熱流密度結(jié)果上的差異，并基于仿真結(jié)果提出了熱效應(yīng)修正傳熱模型。之后，利用比擬理論，將線接觸潤(rùn)滑與內(nèi)燃機(jī)活塞環(huán)-缸套摩擦副建立聯(lián)系，將修正模型應(yīng)用在活塞熱狀態(tài)計(jì)算中，并進(jìn)一步對(duì)比了不同傳熱模型計(jì)算結(jié)果的差異，并與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證，得到的主要結(jié)論如下。

(1)線接觸潤(rùn)滑油膜內(nèi)部存在多熱效應(yīng)之間的耦合作用，僅考慮導(dǎo)熱效應(yīng)影響不符合實(shí)際，在高Re數(shù)條件下會(huì)引起較大誤差。通過(guò)總結(jié)線接觸摩擦副流動(dòng)-傳熱計(jì)算結(jié)果，提出了可用于柴油機(jī)活塞熱狀態(tài)模擬的熱效應(yīng)修正傳熱模型，并通過(guò)活塞測(cè)溫試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)提出的修正模型進(jìn)行了驗(yàn)證。結(jié)果表明，修正模型不僅對(duì)活塞環(huán)處向潤(rùn)滑油散熱量的計(jì)算上更接近實(shí)際，且活塞溫度分布的計(jì)算結(jié)果也與試驗(yàn)值更相符。

(2)本文中提出的修正模型已經(jīng)過(guò)無(wú)量綱化處理，可推廣應(yīng)用在其他機(jī)型柴油機(jī)的活塞熱狀態(tài)模擬計(jì)算中。同時(shí)，對(duì)于其他類型的線接觸潤(rùn)滑應(yīng)用場(chǎng)合，也可在一定程度上提供參考。

在前人工作的基礎(chǔ)上，本文中計(jì)及多熱效應(yīng)耦合的影響，改進(jìn)了活塞環(huán)-缸套動(dòng)接觸邊界的傳熱模型。但由于現(xiàn)有仿真方法與硬件資源的限制，無(wú)法實(shí)現(xiàn)對(duì)實(shí)際的物理過(guò)程進(jìn)行直接的、實(shí)時(shí)流固耦合的模擬，與實(shí)際物理過(guò)程仍存在一定差距。今后將進(jìn)一步研究彈流問(wèn)題、瞬態(tài)特性等對(duì)活塞環(huán)-缸套動(dòng)接觸邊界流動(dòng)-傳熱的影響。

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