雷基林，王東方，鄧晰文，辛千凡，文 均,2

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穩(wěn)定和過渡工況下柴油機(jī)活塞頂面瞬態(tài)熱負(fù)荷變化規(guī)律

雷基林1，王東方1，鄧晰文1，辛千凡1，文 均1,2

（1. 昆明理工大學(xué)云南省內(nèi)燃機(jī)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，昆明 650500；2. 成都銀河動(dòng)力有限公司，成都 610505）

發(fā)動(dòng)機(jī)活塞熱疲勞失效主要有穩(wěn)定工況下周期性熱沖擊導(dǎo)致的高周疲勞失效和在冷啟動(dòng)、急加速、急減速等過渡工況下熱沖擊引起的低周疲勞失效兩種形式。為探究柴油機(jī)活塞在不同工況下活塞的熱負(fù)荷變化情況，該文以一款非道路用高壓共軌柴油機(jī)為研究對(duì)象，基于活塞頂面瞬態(tài)溫度試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果，采用熱-機(jī)解耦方法建立了穩(wěn)定工況及冷啟動(dòng)、急加速和急減速等過渡工況下的活塞熱負(fù)荷有限元仿真計(jì)算模型，分析了發(fā)動(dòng)機(jī)在穩(wěn)定工況、冷啟動(dòng)、急加速和急減速過程中活塞的熱負(fù)荷變化規(guī)律。研究結(jié)果表明：穩(wěn)定工況下活塞的熱負(fù)荷波動(dòng)現(xiàn)象僅出現(xiàn)在活塞頂面、火力岸和第一環(huán)槽位置，且熱負(fù)荷波動(dòng)幅值隨著距離活塞表面深度的增加而逐漸減小，溫度波動(dòng)深度范圍為3 mm；活塞周期性瞬態(tài)熱應(yīng)力波動(dòng)主要發(fā)生在活塞頂面，其他區(qū)域波動(dòng)較小，熱應(yīng)力波動(dòng)深度范圍為5 mm，最大熱應(yīng)力波動(dòng)幅值出現(xiàn)在燃燒室喉口區(qū)域，達(dá)到32.3MPa。過渡工況下活塞的熱負(fù)荷變化較大，其中：冷啟動(dòng)過程中活塞的熱應(yīng)力出現(xiàn)跳躍性急劇升高，隨后又快速降低的現(xiàn)象，活塞熱負(fù)荷的變化幅度較大，溫度、熱應(yīng)力和熱應(yīng)變分別達(dá)到200 ℃、42 MPa和0.3 mm；急加速過程中活塞溫度場(chǎng)、熱應(yīng)力和熱變形都急劇升高，雖然活塞的溫度和熱應(yīng)變的變化量相對(duì)較小，為140 ℃和0.12 mm，但活塞燃燒室喉口熱應(yīng)力變化幅值達(dá)到93 MPa，易造成活塞熱疲勞失效，從而對(duì)活塞可靠性和耐久性產(chǎn)生較大影響；急減速過程出現(xiàn)活塞各測(cè)點(diǎn)先短暫升高、后緩慢小幅度降低、并在200 s后趨于穩(wěn)定的現(xiàn)象，急減速過程中活塞的溫度、熱應(yīng)力和熱應(yīng)變的變化幅度均較小，最大變化量分別在30 ℃、10 MPa和0.02 mm以內(nèi)。研究結(jié)果可為高強(qiáng)化柴油機(jī)鋁合金活塞設(shè)計(jì)提供參考。

柴油機(jī)；活塞；溫度；過渡工況；穩(wěn)定工況；熱應(yīng)力；熱應(yīng)變

0 引 言

活塞的熱負(fù)荷問題雖然早已被提出，但國內(nèi)外對(duì)其研究大多集中在穩(wěn)態(tài)熱負(fù)荷的研究，忽視了活塞瞬態(tài)熱負(fù)荷的劇烈變化對(duì)活塞可靠性和使用壽命的影響。僅考慮活塞的穩(wěn)態(tài)熱負(fù)荷無法真實(shí)反映活塞實(shí)際的熱負(fù)荷變化情況，無法準(zhǔn)確預(yù)測(cè)和評(píng)估活塞的熱疲勞壽命。因此，分析和了解發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工況和過渡工況下的活塞頂面瞬態(tài)熱負(fù)荷變化規(guī)律，對(duì)高可靠性和高使用耐久性活塞的設(shè)計(jì)至關(guān)重要。

近年來，隨著溫度傳感器技術(shù)的快速發(fā)展，活塞的瞬態(tài)溫度測(cè)試試驗(yàn)得以開展，國內(nèi)外研究者也對(duì)活塞的瞬態(tài)溫度場(chǎng)測(cè)試進(jìn)行了大量的探索[1-8]。在試驗(yàn)測(cè)試的基礎(chǔ)上，數(shù)值仿真技術(shù)被大量運(yùn)用到活塞瞬態(tài)熱負(fù)荷計(jì)算中。1947年，Donea[9]率先利用基于加權(quán)余數(shù)法的Galerkin格式（簡(jiǎn)稱G格式）對(duì)非穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)進(jìn)行了計(jì)算分析，隨后Wilson和Nickell[10]利用基于變分原理的中心差分格式（簡(jiǎn)稱C-N格式）計(jì)算了非穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)。2013年，劉晶晶等[3,11-12]通過自主研發(fā)的柴油機(jī)活塞瞬態(tài)溫度場(chǎng)測(cè)試系統(tǒng)對(duì)某柴油機(jī)活塞溫度場(chǎng)進(jìn)行了測(cè)試研究，并在此基礎(chǔ)上建立了活塞三維有限元模型，研究了穩(wěn)定工況下活塞的瞬態(tài)溫度及熱應(yīng)力波動(dòng)情況，并預(yù)測(cè)性分析了柴油機(jī)啟動(dòng)工況下活塞溫度呈指數(shù)型升高，同時(shí)產(chǎn)生很大的準(zhǔn)靜態(tài)熱應(yīng)力。2015年，彭恩高等[13]利用存儲(chǔ)式活塞溫度測(cè)試技術(shù)研究了發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和扭矩對(duì)活塞溫度的影響，并利用多元函數(shù)拉格朗日插值的方法計(jì)算了各個(gè)中間工況的活塞穩(wěn)態(tài)溫度。綜上所述，雖然前人對(duì)活塞頂面瞬態(tài)熱負(fù)荷開展了一些研究，但系統(tǒng)地針對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工況和過渡工況活塞頂面瞬態(tài)熱負(fù)荷變化規(guī)律的研究還未見報(bào)道。

為此，本文以一款滿足非道路國四排放標(biāo)準(zhǔn)的電控高壓共軌柴油機(jī)鋁合金活塞為研究對(duì)象，采用試驗(yàn)測(cè)試與仿真計(jì)算相結(jié)合的方法[14-22]，研究了柴油機(jī)穩(wěn)定工況下活塞周期性熱負(fù)荷變化規(guī)律，冷啟動(dòng)、急加速和急減速過程等過渡工況活塞溫度場(chǎng)和熱應(yīng)力場(chǎng)的變化規(guī)律，以期為準(zhǔn)確預(yù)測(cè)活塞高周和低周熱疲勞壽命提供可供參考的載荷歷程和理論依據(jù)。

1 仿真模型的建立

1.1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要性能參數(shù)

研究機(jī)型為一款滿足非道路國四排放標(biāo)準(zhǔn)的直列立式四缸電控高壓共軌柴油發(fā)動(dòng)機(jī)，采用增壓中冷進(jìn)氣方式，每缸四氣門，活塞為內(nèi)冷油腔振蕩冷卻的鋁合金活塞，縮口型燃燒室。研究機(jī)型主要技術(shù)參數(shù)見表1。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要性能參數(shù)

1.2 有限元模型的建立

有限元網(wǎng)格劃分過程中對(duì)活塞頂面、卸油槽和內(nèi)腔頂面進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)化處理，網(wǎng)格尺寸為1 mm，增長(zhǎng)率為1.1。為了在保證計(jì)算精度的前提下提高計(jì)算效率，對(duì)遠(yuǎn)離活塞頂面的活塞裙部和活塞內(nèi)腔3 mm以下的倒角和圓角進(jìn)行了簡(jiǎn)化，但在活塞頂面位置保留了活塞原有的幾何特征，并未進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，活塞總體計(jì)算網(wǎng)格數(shù)為17 655。

1.3 活塞材料屬性

活塞本體材料為硅鋁合金（含少量鎂），鑲?cè)Σ牧蠟閵W氏體耐磨鑄鐵?；钊倔w硅鋁合金材料在不同溫度條件下的熱物性參數(shù)如表2所示，活塞鑲?cè)Σ牧衔镄詤?shù)如表3所示。

表2 活塞本體材料不同溫度條件下特性參數(shù)

表3 活塞鑲?cè)Σ牧咸匦詤?shù)

1.4 熱邊界條件的確定

活塞傳熱研究中，熱邊界條件的確定是決定計(jì)算精度的關(guān)鍵因素[23-26]。本研究中活塞頂面和火力岸采用隨時(shí)間變化的熱邊界條件加載；內(nèi)冷油腔壁面熱邊界條件是基于順序耦合思想，采用流-固耦合傳熱方法建立了活塞內(nèi)冷油腔中機(jī)油的振蕩冷卻流動(dòng)仿真模型，并將計(jì)算得到的溫度和對(duì)流換熱系數(shù)映射到活塞內(nèi)冷油腔壁面。其余均按穩(wěn)態(tài)近似處理，采用第三類邊界條件，結(jié)合經(jīng)驗(yàn)公式確定活塞各個(gè)區(qū)域的溫度和對(duì)流換熱系數(shù)[27-28]。缸內(nèi)燃?xì)鈧?cè)換熱邊界條件通過缸內(nèi)燃燒壓力試驗(yàn)測(cè)試建立的一維熱力學(xué)仿真模型計(jì)算獲得。

過渡工況采用國標(biāo)GB/T 19055-2003《汽車發(fā)動(dòng)機(jī)可靠性試驗(yàn)方法》中對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)可靠性測(cè)試的規(guī)范進(jìn)行仿真。冷啟動(dòng)過程為發(fā)動(dòng)機(jī)從室溫25 ℃啟動(dòng)到轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在怠速工況（800 r/min，0%負(fù)荷）的過程。急加速過程為從怠速工況（800 r/min）快速提升到穩(wěn)定工況（2 600 r/min）。急減速過程為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速從穩(wěn)定工況（2 600 r/min）快速降低到最大轉(zhuǎn)矩工況（1 600 r/min）過程。

對(duì)于冷啟動(dòng)、急加速和急減速過程等過渡工況，活塞頂面和火力岸熱邊界條件采用式（1）的相似邊界條件加載方法[29-30]。

式中1為起始穩(wěn)定狀態(tài)對(duì)流換熱系數(shù)；1為起始穩(wěn)定狀態(tài)溫度，冷啟動(dòng)過程從室溫25 ℃開始，急加速過程以怠速工況測(cè)得的活塞頂面溫度為起始溫度，急減速過程以穩(wěn)定工況點(diǎn)測(cè)得的活塞頂面溫度為起始溫度；2為終了穩(wěn)定狀態(tài)對(duì)流換熱系數(shù)；2為終了穩(wěn)定狀態(tài)溫度，℃；為時(shí)間，s；0為時(shí)間常數(shù)，溫度變化總值的63.2%所對(duì)應(yīng)的時(shí)間。根據(jù)試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果得到冷啟動(dòng)過程下0為20 s，急加速過程下0為30 s，急減速過程下0為40 s。

圖1是冷啟動(dòng)、急加速和急減速過程活塞頂面熱邊界加載曲線。

圖1 過渡工況下活塞頂面熱邊界條件

2 活塞瞬態(tài)溫度場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)試

2.1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

活塞瞬態(tài)溫度試驗(yàn)測(cè)試選用TT-K-30型熱電偶和引線式傳輸系統(tǒng)，每只活塞布置4個(gè)測(cè)點(diǎn)，分別位于活塞頂面（測(cè)點(diǎn)A）、燃燒室中心（測(cè)點(diǎn)B）、燃燒室底部（測(cè)點(diǎn)C）和活塞頂面（測(cè)點(diǎn)D），測(cè)點(diǎn)均位于距離活塞頂面2 mm位置處。活塞測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示，TT-K-30熱電偶具體技術(shù)參數(shù)如表4所示。熱電偶導(dǎo)線經(jīng)由連桿-曲軸-油底殼-油標(biāo)尺導(dǎo)出機(jī)體并外接HIOKI公司的LR8401-21溫濕度數(shù)據(jù)記錄儀，LR8401-21溫濕度數(shù)據(jù)記錄儀可進(jìn)行10 ms快速采樣，并使用超過采樣速度的數(shù)值濾波功能，能夠在試驗(yàn)測(cè)試時(shí)減少變頻器開關(guān)和50/60 Hz諧波的干擾影響。

圖2 活塞溫度測(cè)點(diǎn)A~D分布示意圖

表4 熱電偶傳感器技術(shù)參數(shù)

試驗(yàn)測(cè)試按照國標(biāo)《汽車發(fā)動(dòng)機(jī)可靠性試驗(yàn)方法：GB/T 19055-2003》中規(guī)定的冷啟動(dòng)過程、急加速過程和急減速過程試驗(yàn)測(cè)試方法進(jìn)行，如表5所示，每個(gè)過渡工況均經(jīng)過停機(jī)冷卻后進(jìn)行3次重復(fù)試驗(yàn)。

表5 試驗(yàn)測(cè)試工況

圖3 過渡工況下試驗(yàn)測(cè)試與仿真結(jié)果對(duì)比

2.2 仿真模型校正及結(jié)果分析

表6為穩(wěn)定工況下活塞各測(cè)點(diǎn)仿真計(jì)算平均值與試驗(yàn)測(cè)試平均值的對(duì)比，最大誤差不超過1.5%，平均誤差不超過1%。圖3為冷啟動(dòng)、急加速和急減速的過渡工況下活塞各測(cè)點(diǎn)的溫度仿真結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果對(duì)比。由圖3可知，活塞頂面4個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度試驗(yàn)變化趨勢(shì)和仿真計(jì)算的變化趨勢(shì)基本吻合，誤差均在5%以內(nèi)。說明穩(wěn)定工況和過渡工況下活塞溫度場(chǎng)有限元仿真模型較為準(zhǔn)確，可以進(jìn)行后續(xù)仿真計(jì)算和分析。

表6 穩(wěn)定工況的試驗(yàn)測(cè)試和仿真計(jì)算結(jié)果對(duì)比

3 仿真計(jì)算結(jié)果分析

為了更好地定量分析活塞瞬態(tài)溫度場(chǎng)的波動(dòng)情況，在活塞上選取了9個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，如圖4所示，分別為活塞燃燒室中心a，燃燒室底部b，喉口c，活塞頂面d、e，火力岸f，第一環(huán)槽g，第二環(huán)槽h，第三環(huán)槽i。

圖4 活塞溫度場(chǎng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置

3.1 穩(wěn)定工況下活塞熱負(fù)荷變化規(guī)律

圖5為各監(jiān)測(cè)點(diǎn)在不同深度位置的瞬態(tài)溫度波動(dòng)幅值變化情況。由圖5可知，發(fā)動(dòng)機(jī)在穩(wěn)定工況一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)，活塞頂面和燃燒室表面的溫度波動(dòng)幅值大，其中在頂面中間監(jiān)測(cè)點(diǎn)d溫度波動(dòng)幅值最大達(dá)到26.4 ℃，其次是燃燒室喉口24.3 ℃。從監(jiān)測(cè)的a、b、c、d、e五個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)來看，其溫度波動(dòng)幅值均超過20 ℃。在環(huán)岸和環(huán)槽區(qū)域除火力岸有2 ℃的溫度波動(dòng)外，其余區(qū)域基本穩(wěn)定。依據(jù)工程上規(guī)定，當(dāng)部件某一深度位置的溫度波動(dòng)振幅為其表面溫度的1%時(shí)稱此深度為熱波的穿透深度。從各監(jiān)測(cè)點(diǎn)距活塞表面不同深度的溫度波動(dòng)幅值變化規(guī)律來看，隨活塞頂面監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置深度的增加，其溫度波動(dòng)幅值減弱，在距表面3 mm深度位置，溫度波動(dòng)均在2 ℃以內(nèi)，均小于其表面溫度的1%。因此，本文僅分析各監(jiān)測(cè)點(diǎn)深度3 mm內(nèi)的溫度波動(dòng)幅值及熱應(yīng)力變化幅值。

圖5 監(jiān)測(cè)點(diǎn)不同深度位置的溫度波動(dòng)幅值

圖6為各個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)在不同深度位置的瞬態(tài)熱應(yīng)力波動(dòng)幅值變化情況。由圖6可知，活塞的瞬態(tài)熱應(yīng)力波動(dòng)主要發(fā)生在活塞頂面，在活塞其他區(qū)域的熱應(yīng)力波動(dòng)較小。從頂面5個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)熱應(yīng)力波動(dòng)幅值變化規(guī)律來看，燃燒室中心、燃燒室底部和燃燒室喉口的熱應(yīng)力波動(dòng)幅值較大，其中燃燒室喉口因?yàn)橛屑饨牵浔砻鏌釕?yīng)力幅值最大，達(dá)到32.3 MPa，其次是燃燒室底部監(jiān)測(cè)點(diǎn)b因?yàn)閮?nèi)冷油腔的強(qiáng)化散熱，導(dǎo)致其在0.1 mm和0.5 mm深度位置的熱應(yīng)力波動(dòng)幅值較大，分別達(dá)到31和20 MPa。從各監(jiān)測(cè)點(diǎn)不同位置深度的熱應(yīng)力幅值變化規(guī)律來看，由于活塞內(nèi)部散熱情況和結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，導(dǎo)致各監(jiān)測(cè)點(diǎn)熱應(yīng)力幅值隨位置深度的變化規(guī)律不明顯，但總體上是隨深度的增加其熱應(yīng)力幅值降低。在活塞頂面的2個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)d、e位置3 mm處的熱應(yīng)力仍具有較大的波動(dòng)幅值，分別達(dá)到11.7和11 MPa，比在1mm和2 mm位置的波動(dòng)幅值大。在環(huán)岸和環(huán)槽區(qū)域由于其溫度變化幅度較小，因此其熱應(yīng)力變化幅值也較小，基本趨于穩(wěn)定。

圖6 監(jiān)控點(diǎn)不同深度位置的熱應(yīng)力波動(dòng)

3.2 冷啟動(dòng)過程的活塞熱負(fù)荷變化規(guī)律

圖7a為過渡工況活塞溫度場(chǎng)分布云圖。由圖7a可知，冷啟動(dòng)開始后，由于活塞頂面與缸內(nèi)燃?xì)庵苯咏佑|使得活塞頂面快速升溫。隨著冷啟動(dòng)過程的繼續(xù)進(jìn)行，熱量逐漸由活塞頭部向下傳遞，活塞頭部以下區(qū)域溫度逐層升高，可以明顯看出熱量傳遞的分層現(xiàn)象。在發(fā)動(dòng)機(jī)冷啟動(dòng)開始達(dá)到怠速工況100 s后，活塞頭部的溫度場(chǎng)基本達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，但仍能夠看到熱量經(jīng)活塞本體鋁合金材料向下傳遞，活塞頭部以下區(qū)域的溫度仍在緩慢上升。

圖7 冷啟動(dòng)過程活塞各監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度變化情況

圖7b為活塞各監(jiān)測(cè)點(diǎn)在冷啟動(dòng)過程下溫度變化曲線。由圖7b可知，在冷啟動(dòng)前活塞的溫度場(chǎng)穩(wěn)定在初始溫度，冷啟動(dòng)后活塞各測(cè)點(diǎn)溫度逐漸升高，在冷啟動(dòng)前80 s時(shí)間內(nèi)，各個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度升高均呈現(xiàn)指數(shù)型上升趨勢(shì)，隨后溫升逐漸趨于平緩，100 s后燃燒室中心點(diǎn)a、燃燒室底部點(diǎn)b、活塞喉口點(diǎn)c、活塞頂面點(diǎn)d和點(diǎn)e，以及活塞的火力岸點(diǎn)f和第一環(huán)槽點(diǎn)g的溫度均不再變化，但在第二環(huán)槽點(diǎn)h和第三環(huán)槽點(diǎn)i的溫度仍持續(xù)上升并隨后在120 s也達(dá)到穩(wěn)定。冷啟動(dòng)過程，活塞溫度最大變化量達(dá)到200 ℃。

圖8a為活塞各監(jiān)測(cè)點(diǎn)在冷啟動(dòng)過程的熱應(yīng)力值變化曲線。由圖8a可知，活塞各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的熱應(yīng)力在冷啟動(dòng)過程中均呈現(xiàn)先急速升高，再降低，隨后再度升高直至達(dá)到穩(wěn)定的變化趨勢(shì)，但各個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的熱應(yīng)力值變化拐點(diǎn)所處的時(shí)刻不盡相同，第一環(huán)槽點(diǎn)g處熱應(yīng)力在冷啟動(dòng)過程5 s時(shí)刻達(dá)到最大值，隨后快速降低，在25 s達(dá)到最低值后逐漸上升，并在125 s以后達(dá)到最大熱應(yīng)力并保持穩(wěn)定；第二環(huán)槽點(diǎn)h的熱應(yīng)力從冷啟動(dòng)過程開始逐漸上升，在25 s達(dá)到峰值，隨后熱應(yīng)力緩慢降低并在53 s達(dá)到穩(wěn)定；第三環(huán)槽點(diǎn)i的熱應(yīng)力從冷啟動(dòng)開始后迅速上升，在10 s達(dá)到峰值，隨后熱應(yīng)力值逐漸降低并在80 s后達(dá)到穩(wěn)定值。燃燒室中心點(diǎn)a的熱應(yīng)力從冷啟動(dòng)開始后小幅度上升，在10 s達(dá)到峰值且僅為3 MPa左右，隨后緩慢降低并在53 s達(dá)到穩(wěn)定；燃燒室底部點(diǎn)b的熱應(yīng)力從冷啟動(dòng)開始后逐漸上升，雖然在10 s和25 s有小幅度的波動(dòng)，但是總體上處于增大狀態(tài)，在75 s達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)；燃燒室喉口點(diǎn)c的熱應(yīng)力呈指數(shù)型上升并在53 s時(shí)刻達(dá)到穩(wěn)定值；燃燒室頂面點(diǎn)d和點(diǎn)e的熱應(yīng)力具有相同的變化規(guī)律，均在冷啟動(dòng)初期10 s內(nèi)迅速上升達(dá)到峰值，隨后逐漸降低并在75 s到達(dá)穩(wěn)定值；火力岸點(diǎn)f的熱應(yīng)力在冷啟動(dòng)初期5 s內(nèi)迅速升高達(dá)到峰值，隨后緩慢降低在53 s達(dá)到穩(wěn)定值。冷啟動(dòng)過程活塞第一環(huán)槽熱應(yīng)力最大達(dá)到42 MPa，因此，在冷啟動(dòng)過程第一環(huán)槽區(qū)域熱疲勞失效概率較高。

圖8 冷啟動(dòng)過程活塞各監(jiān)測(cè)點(diǎn)熱應(yīng)力與熱變形

圖8b為發(fā)動(dòng)機(jī)冷啟動(dòng)過程中活塞的熱變形情況。由圖8b可知，活塞的熱變形量的變化情況與活塞溫度場(chǎng)的變化趨勢(shì)相同，在冷啟動(dòng)前期呈現(xiàn)指數(shù)型增長(zhǎng)，隨后約在130 s熱變形量基本趨于穩(wěn)定，最大變形量約為0.3 mm。

3.3 急加速過程的活塞熱負(fù)荷變化規(guī)律

圖9a為急加速過程活塞的溫度場(chǎng)分布云圖。由圖9a可知，活塞由于火力面?zhèn)鹊臏囟群蛯?duì)流換熱系數(shù)迅速升高，使其溫度場(chǎng)也逐漸上升直至達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。急加速過程完成后，由于活塞頂面與缸內(nèi)燃?xì)庵苯咏佑|，造成活塞頂面一定深度范圍內(nèi)的溫度快速響應(yīng)，活塞頂面、燃燒室和第一環(huán)槽區(qū)域溫度明顯升高。隨著時(shí)間的推移，缸內(nèi)高溫燃?xì)獾臒崃恐饾u向下傳遞，使得活塞頭部以下區(qū)域溫度逐層緩慢升高。

圖9 急加速過程活塞各監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度變化情況

圖9b為活塞上各監(jiān)測(cè)點(diǎn)在發(fā)動(dòng)機(jī)急加速過程中的溫度值變化情況。由圖9b可知，急加速過程開始后活塞各測(cè)點(diǎn)溫度逐漸升高，在前100 s時(shí)間內(nèi)，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫升趨勢(shì)均呈指數(shù)型上升趨勢(shì)，隨后溫升逐漸趨于平緩，130 s后燃燒室中心點(diǎn)a、燃燒室底部點(diǎn)b、活塞喉口點(diǎn)c、活塞頂面點(diǎn)d和點(diǎn)e，以及活塞的火力岸點(diǎn)f和第一環(huán)槽點(diǎn)g的溫度均不再變化，但在第二環(huán)槽點(diǎn)h和第三環(huán)槽點(diǎn)i的溫度仍舊持續(xù)上升，隨后在150 s也達(dá)到穩(wěn)定。急加速過程活塞溫度最大最大溫度變化量達(dá)到140 ℃。

圖10a為活塞各監(jiān)測(cè)點(diǎn)在急加速過程的熱應(yīng)力值變化情況。由圖10a可知，由于活塞材料熱慣性的影響，在急加速前期活塞表面形成較大的溫度梯度，使得熱應(yīng)力急劇升高，活塞各個(gè)監(jiān)控點(diǎn)的熱應(yīng)力在急加速過程中均呈現(xiàn)先急速升高，100 s后逐步趨于穩(wěn)定的變化趨勢(shì)；隨后因?yàn)闊醾鲗?dǎo)作用，在活塞頂部測(cè)點(diǎn)的溫度梯度也隨之降低，相應(yīng)的造成熱應(yīng)力逐漸降低；之后隨著急加速過程的結(jié)束，轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在穩(wěn)定工況后活塞持續(xù)受到缸內(nèi)相對(duì)穩(wěn)定的高溫燃?xì)饧訜?，活塞的溫度?chǎng)分布逐漸趨于穩(wěn)定工況下的分布狀態(tài)，從而使得熱應(yīng)力逐漸升高并趨于穩(wěn)定工況下的周期性變化。在急加速過程，由于燃燒室喉口尖角幾何形狀和燃燒放熱的影響，導(dǎo)致其熱應(yīng)力最高，達(dá)到93 MPa，波動(dòng)幅值也是最大。因此，急加速過程容易造成活塞燃燒室喉口產(chǎn)生熱疲勞失效。圖10b為急加速過程活塞的熱變形情況。由圖10b可知，活塞熱變形量的變化情況與活塞溫度場(chǎng)的變化趨勢(shì)相同，在急加速前期呈現(xiàn)指數(shù)型增長(zhǎng)，隨后在130 s熱變形量基本趨于穩(wěn)定，最大變形量約為0.43 mm。

圖10 急加速過程活塞各監(jiān)測(cè)點(diǎn)熱應(yīng)力與熱變形

3.4 急減速過程變化規(guī)律

圖11a為急減速過程活塞各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度變化情況。由圖11a可知，急減速過程開始后活塞各測(cè)點(diǎn)溫度短暫升高，約20 s達(dá)到最大值，隨后溫度緩慢小幅度降低，并在200 s達(dá)到穩(wěn)定。但可以明顯看出在活塞頂面溫度變化幅值較大，隨著距離活塞頂面的軸向距離增大，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度變化幅值逐漸降低。分析其變化原因認(rèn)為，由于急減速過程發(fā)動(dòng)機(jī)工況是從穩(wěn)定工況急減速到最大轉(zhuǎn)矩工況，活塞總體熱負(fù)荷變化不大，急減速過程前期活塞頂面溫度短暫升高的原因主要是受發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工況周期循環(huán)熱沖擊影響的作用。在第二環(huán)槽和第三環(huán)槽位置，急減速前期溫度略微下降后才有所上升。這是由于活塞頂面與缸內(nèi)燃?xì)庵苯咏佑|，缸內(nèi)燃?xì)鉅顟B(tài)的改變使得活塞頂面區(qū)域溫度快速響應(yīng)，而遠(yuǎn)離缸內(nèi)燃?xì)獾膮^(qū)域受到活塞材料熱慣性的影響，溫度響應(yīng)遲鈍。急減速工況活塞溫度變化量不大，均在30 ℃以內(nèi)。

圖11b為活塞各監(jiān)測(cè)點(diǎn)在發(fā)動(dòng)機(jī)急減速過程的熱應(yīng)力值變化情況。由圖11b可知，整個(gè)急減速過程中，活塞整體的熱應(yīng)力變化幅值不大，約在10 MPa范圍內(nèi)。由于受到活塞材料熱慣性的影響，在急減速前期活塞表面形成較大的溫度梯度，活塞各個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的熱應(yīng)力在急減速過程中均呈現(xiàn)先急速升高，再降低，隨后再度升高直至達(dá)到穩(wěn)定的變化趨勢(shì)。隨后因?yàn)闊醾鲗?dǎo)作用，在活塞頂部測(cè)點(diǎn)的溫度梯度也隨之降低，相應(yīng)的造成熱應(yīng)力逐漸降低的現(xiàn)象；之后隨著急減速過程的結(jié)束，轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在最大轉(zhuǎn)矩工況后活塞持續(xù)受到缸內(nèi)相對(duì)穩(wěn)定的高溫燃?xì)饧訜?，活塞的溫度?chǎng)分布逐漸趨于穩(wěn)定狀態(tài)，從而使熱應(yīng)力略有逐漸升高并趨于穩(wěn)定。

圖11c為發(fā)動(dòng)機(jī)急減速過程中活塞的熱變形情況。由圖11c可知，活塞的熱變形量的變化情況與活塞溫度場(chǎng)的變化趨勢(shì)相同，在急減速前期呈現(xiàn)指數(shù)型增長(zhǎng)，隨后約在250 s時(shí)刻熱變形量基本趨于穩(wěn)定，最大變形量約為0.46 mm。

圖11 急減速過程活塞各監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度、熱應(yīng)力與熱變形

4 結(jié) 論

1）穩(wěn)定工況活塞的熱負(fù)荷波動(dòng)現(xiàn)象僅出現(xiàn)在活塞頂面、火力岸和第一環(huán)槽位置，熱負(fù)荷波動(dòng)幅值隨著距離活塞表面深度的增加而逐漸減小，溫度波動(dòng)深度范圍為3 mm，熱應(yīng)力波動(dòng)深度范圍為5 mm；活塞瞬態(tài)熱負(fù)荷變化相比于缸內(nèi)燃?xì)馑矐B(tài)溫度和對(duì)流換熱系數(shù)的變化均存在延遲現(xiàn)象。

2）穩(wěn)定工況活塞頂面溫度周期性波動(dòng)幅值較大，均超過20 ℃，環(huán)岸和環(huán)槽區(qū)域溫度波動(dòng)較小，基本區(qū)域穩(wěn)定?；钊芷谛运矐B(tài)熱應(yīng)力波動(dòng)主要發(fā)生在活塞頂面，在活塞其他區(qū)域波動(dòng)較小。從頂面5個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)熱應(yīng)力波動(dòng)幅值變化規(guī)律來看，燃燒室中心、燃燒室底部和燃燒室喉口的熱應(yīng)力波動(dòng)幅值較大，其中燃燒室喉口因?yàn)橛屑饨牵浔砻鏌釕?yīng)力波動(dòng)幅值最大，達(dá)到32.3 MPa。

3）冷啟動(dòng)過程活塞的溫度場(chǎng)、熱應(yīng)力場(chǎng)和熱應(yīng)變均發(fā)生劇烈變化，最大變化量分別達(dá)到200 ℃、42 MPa和0.3 mm。冷啟動(dòng)開始后活塞溫度和熱應(yīng)變均呈指數(shù)型上升，隨后溫度、熱應(yīng)力和熱應(yīng)變分別在100 s、120 s和130 s達(dá)到穩(wěn)定，但在冷啟動(dòng)過程前期，活塞的熱應(yīng)力發(fā)生跳躍性急劇升高，隨后又快速降低的現(xiàn)象。

4）在急加速過程開始130 s后，活塞頭部溫度基本達(dá)到穩(wěn)定，但仍能夠看到熱量經(jīng)活塞本體鋁合金材料向下傳遞，活塞頭部以下區(qū)域的溫度仍舊在緩慢的上升。在150 s以后，整個(gè)活塞的溫度場(chǎng)已經(jīng)穩(wěn)定，急加速過程活塞溫度最大最大溫度變化量達(dá)到140 ℃。在急加速前期活塞各個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的熱應(yīng)力在急加速過程中均呈現(xiàn)先急速升高，100 s后逐步趨于穩(wěn)定的變化趨勢(shì)。急加速過程燃燒室喉口熱應(yīng)力變化最大，達(dá)到93 MPa，易造成活塞燃燒室喉口熱疲勞失效。急加速過程活塞熱變形量與溫度場(chǎng)的變化規(guī)律相同，急加速前期呈現(xiàn)指數(shù)型增長(zhǎng)，隨后在130 s時(shí)刻熱變形量基本趨于穩(wěn)定，最大變形量約為0.43 mm。

5）急減速過程開始后活塞各測(cè)點(diǎn)溫度短暫升高，約20 s時(shí)刻達(dá)到最大值，隨后溫度緩慢小幅度降低，并在200 s時(shí)刻達(dá)到穩(wěn)定?；钊斆鏈囟茸兓迪鄬?duì)較大，隨著距離活塞頂面的軸向距離增大的位置溫度變化幅值逐漸降低，并在第二環(huán)槽和第三環(huán)槽位置，急減速前期溫度略微下降后才有所上升。在整個(gè)急減速過程中，活塞整體溫度變化量不大，均在30 ℃以內(nèi)；活塞整體的熱應(yīng)力變化幅值不大，約在10 MPa范圍內(nèi)，熱應(yīng)變變化較小。

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Transient heat load variation of piston top surface under steady and transition conditions

Lei Jilin1, Wang Dongfang1, Deng Xiwen1, Xin Qianfan1, Wen Jun1,2

(1.650500; 2.610505,)

There are 2 kinds of thermal fatigue failure modes of engine pistons. One is the high-cycle-fatigue failure mode caused by cyclic thermal shock loading in steady-state conditions. The other is the low-cycle-fatigue failure mode caused by thermal shock loading under transition conditions such as cold start, rapid acceleration, and fast deceleration. Although piston thermal loading has been widely studied by previous domestic and foreign researchers, the work focused on the thermal loading of steady-state conditions and overlooked the impact of the drastic variations of piston transient thermal loading on piston reliability and useful life, and the research result cannot reflect true realistic variations of piston thermal loading, and cannot accurately predict and evaluate the thermal fatigue life of the piston.In order to study the thermal loads of diesel engine pistons in different operating conditions, a non-road high-pressure-common-rail diesel engine was analyzed by using the method of thermal-mechanical decoupling. The finite-element simulation model of piston thermal loading under the steady-state condition of rate power and the above-mentioned transient condition was established. The simulation model was developed based on the experimental results of transient temperature measurements of the piston top. The model was successfully used to reveal the variation trends of the transient thermal loads of the pistons under these conditions. The analysis results showed that the time-dependent or crank-angle-dependent fluctuation of the piston thermal load under the steady-state condition of rated power was only limited to the piston top, the firing deck, and the first ring groove. As the fluctuation penetration distance measured from the piston top increased, the fluctuation amplitude decreased. The maximum fluctuation penetration distance of temperature was 3 mm, and the maximum fluctuation penetration distance of thermal stress was 5 mm. Under the transient conditions, the fluctuation amplitudes of the thermal loads were greater than those under the steady-state conditions, with the fluctuation of the cold start process being the greatest. Specifically, the maximum fluctuation amplitudes of the temperature, thermal stress, and thermal strain of cold start process were 200 ℃, 40 MPa, and 0.3 mm, respectively. During the process of rapid acceleration, although the maximum fluctuation amplitudes of the piston temperature and thermal strain were smaller than those of the cold start process, being 120 ℃ and 0.12 mm, respectively, the maximum fluctuation amplitude of the piston thermal stress reached the greatest, being 50 MPa. Such a large variation of stress had a great impact on piston durability life. During the process of rapid deceleration, the maximum fluctuation amplitudes of the piston temperature, thermal stress, and thermal strain were the smallest among all operating process, being 20 ℃, 10 MPa, and 0.02 mm, respectively. During the rapid deceleration process, the measured metal temperatures of the piston in various locations all increased shortly, then gradually decreased by a small magnitude, and finally reached stable after 200 s. The maximum fluctuation amplitudes of the piston temperature, thermal stress, and thermal strain during fast deceleration conditions were the smallest among all operating conditions, being 30 ℃, 10 MPa, and 0.02 mm, respectively. The research of this study can provide good guidance for the design of highly intensified aluminum-alloy pistons of diesel engines.

diesel engine; piston; temperature; transient condition; steady condition; thermal stress; thermal strain

10.11975/j.issn.1002-6819.2018.21.008

TK422

A

1002-6819(2018)-21-0065-09

2018-06-07

2018-09-23

國家自然科學(xué)基金（51366006和51665021）資助

雷基林，男（漢族），教授，博士生導(dǎo)師，研究方向：內(nèi)燃機(jī)現(xiàn)代設(shè)計(jì)。Email：leijilin@sina.com

雷基林，王東方，鄧晰文，辛千凡，文 均. 穩(wěn)定和過渡工況下柴油機(jī)活塞頂面瞬態(tài)熱負(fù)荷變化規(guī)律[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，2018，34(21)：65－73. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2018.21.008 http://www.tcsae.org

Lei Jilin, Wang Dongfang, Deng Xiwen, Xin Qianfan, Wen Jun.Transient heat load variation of piston top surface under steady and transition conditions[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2018, 34(21): 65－73. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2018.21.008 http://www.tcsae.org