郝冠男，鄧立君，劉瑞(.中國石油大學(xué)(華東)機(jī)電工程學(xué)院，山東 青島 66580；.濱州學(xué)院機(jī)電工程學(xué)院，山東 濱州 56600；.濱州渤海活塞有限公司，山東 濱州 56600)

活塞內(nèi)腔頂部增加冷卻油腔的局部強(qiáng)化冷卻方案可以有效降低活塞頂部和第一環(huán)槽的溫度[1-4]。內(nèi)冷油腔冷卻活塞的過程是通過氣缸下部的一個(gè)或多個(gè)噴油嘴對準(zhǔn)活塞的進(jìn)油孔進(jìn)行噴油，由于進(jìn)入冷卻油道的機(jī)油受到慣性作用，在油道內(nèi)與壁面產(chǎn)生了較大的相對速度，進(jìn)而形成了強(qiáng)烈的振蕩[5-7]，強(qiáng)化傳熱，有效對活塞進(jìn)行冷卻。

在活塞往復(fù)運(yùn)動過程中，影響內(nèi)冷油腔冷卻效果的因素較多，如填充率、機(jī)油流量、發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速、噴孔直徑、內(nèi)冷油腔的位置、體積與活塞頂面面積的比值以及形狀等。國內(nèi)外學(xué)者通過試驗(yàn)和模擬的方法做了大量相關(guān)研究工作[8-13]。通過對活塞內(nèi)冷油腔中流體流動和傳熱的研究，獲得了不同發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速和冷卻機(jī)油流量下內(nèi)冷油腔中流動特性與傳熱特性，深入分析了機(jī)油通過率、填充率以及傳熱系數(shù)隨轉(zhuǎn)速和機(jī)油流量的變化規(guī)律[14-17]。但對于內(nèi)冷油腔的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)依然沒有統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)。

對于帶有內(nèi)冷油腔的內(nèi)燃機(jī)活塞，其內(nèi)冷油腔的設(shè)計(jì)有嚴(yán)格的要求。本研究主要通過對比不同內(nèi)冷油腔體積下，活塞關(guān)鍵位置溫度和內(nèi)冷油腔溫度分布以及瞬態(tài)面積覆蓋率、傳熱系數(shù)等的變化規(guī)律來分析活塞冷卻效果的變化，為活塞內(nèi)冷油腔體積的設(shè)計(jì)提供一定的理論支持。

1 試驗(yàn)裝置及流程

1.1 試驗(yàn)裝置

圖1示出動態(tài)打靶試驗(yàn)臺示意。試驗(yàn)裝置包括工作臺、缸套、活塞、驅(qū)動電機(jī)和液壓站(可調(diào)溫調(diào)壓)，缸套位于工作臺的上方，活塞置于缸套中，驅(qū)動電機(jī)的輸出軸上固定有曲軸，曲軸上固定有驅(qū)使活塞往復(fù)運(yùn)動的連桿?；钊性O(shè)置有內(nèi)冷油腔，內(nèi)冷油腔由橫腔及與其相通的進(jìn)油道、出油道組成，進(jìn)油道、出油道的開口均朝下。工作臺上設(shè)置有可在平面內(nèi)移動的調(diào)節(jié)塊，調(diào)節(jié)塊上固定有噴嘴，噴嘴經(jīng)管路與液壓站相連接，通過移動調(diào)節(jié)塊使噴嘴軸線與進(jìn)油道軸線在同一直線上，以便向進(jìn)油道中噴入冷卻液。

1.2 試驗(yàn)流程

試驗(yàn)流程分為三步。首先，將流量計(jì)安裝于噴嘴上，啟動驅(qū)動電機(jī)，通過流量計(jì)測量出噴嘴出口流量，設(shè)噴嘴出口流量為Qjet。然后，將流量計(jì)從噴嘴上移除，將其安裝于進(jìn)油道的進(jìn)口上，啟動驅(qū)動電機(jī)，待運(yùn)行平穩(wěn)后，通過流量計(jì)測量T時(shí)間段內(nèi)油腔進(jìn)口流量，設(shè)為Qin。最后，將流量計(jì)從進(jìn)油道的進(jìn)口上移除，將其安裝于出油道的出口上，啟動驅(qū)動電機(jī)，待運(yùn)行平穩(wěn)后，通過流量計(jì)測量T時(shí)間段內(nèi)油腔出口流量，設(shè)為Qout。

1—工作臺；2—調(diào)節(jié)塊；3—缸套；4—活塞；5—驅(qū)動電機(jī)；6—曲軸；7—連桿；8—噴嘴；9—玻璃罩；10—進(jìn)油道；11—內(nèi)冷油腔(橫腔)；12—出油道；13—調(diào)控面板；14—液壓站；15—電機(jī)控制器；16—調(diào)節(jié)塊；17—曲柄；18—軸承支架。圖1 試驗(yàn)臺示意

2 數(shù)值模擬

2.1 物理模型

同一個(gè)內(nèi)燃機(jī)活塞模型，根據(jù)內(nèi)冷油腔的設(shè)計(jì)參數(shù)，保持內(nèi)冷油腔形狀和中心位置不變，通過改變內(nèi)冷油腔截面積的大小，得到不同體積的內(nèi)冷油腔(見圖2)。圖2b中相鄰兩個(gè)環(huán)線的間距是0.5 mm。

不同內(nèi)冷油腔體積的設(shè)計(jì)方案見表1。其中，體積是內(nèi)冷油腔周向環(huán)部全部填充滿后的體積，體積比是指內(nèi)冷油腔體積與壓縮高部分活塞參考體積(D2*Hc)的比值，本研究中各方案D2*Hc取值為1 395 158.5 mm3。

圖2 內(nèi)冷油腔示意

方案編號C0C1C2C3C4C5C6截面積/mm2169.419194.277220.706248.705146.133124.417104.271體積/mm350 533.42857 957.63365 851.76074 215.80943 579.14537 094.78431 080.345體積比0.0360.0420.0470.0530.0310.0270.022

C0代表原方案(最佳方案)，其他方案均為在C0的基礎(chǔ)上進(jìn)行偏離設(shè)置，即在截面的周向增加或者減少相同的值：C1為+0.5 mm，C2為+1.0 mm，C3為+1.5 mm，C4為-0.5 mm，C5為-1.0 mm，C6為-1.5 mm；D為活塞直徑，Hc為活塞壓縮高。

2.2 湍流模型

本研究使用CFD軟件Fluent對三維瞬態(tài)流動進(jìn)行求解。Fluent中的湍流模型很多，有單方程模型、雙方程模型、雷諾應(yīng)力模型、轉(zhuǎn)捩模型等。有研究表明[18-19]，研究活塞振蕩冷卻問題時(shí)采用SSTκ-ω雙方程模型，結(jié)果更接近實(shí)際情況。

SSTκ-ω雙方程模型為標(biāo)準(zhǔn)κ-ω模型的變形，見式(1)、式(2)。使用混合函數(shù)將標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型與κ-ω模型結(jié)合起來，包含了轉(zhuǎn)捩和剪切選項(xiàng)。該模型考慮了正交發(fā)散項(xiàng)，從而使得方程在近壁區(qū)和遠(yuǎn)離壁面的區(qū)域都合適。

(1)

(2)

式中：Gκ為由于平均速度梯度引起的湍流動能的生成相。Gω為ω的生成相；Γκ和Γω分別為κ和ω的有效擴(kuò)散系數(shù)；Yκ和Yω分別為κ和ω的湍流耗散相；Dω為正交擴(kuò)散項(xiàng)；Sκ和Sω為自定源相。

湍動能κ和ω分別通過式(3)、式(4)計(jì)算。

(3)

(4)

式中：u為平均速度；I為湍流強(qiáng)度；Cμ為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，默認(rèn)值為0.09；l為湍流長度尺度。

2.3 網(wǎng)格獨(dú)立性

2.3.1有限元分析網(wǎng)格模型

采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對活塞進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于活塞結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，建模過程中產(chǎn)生的狹長或窄面的網(wǎng)格尺寸統(tǒng)一設(shè)置為1 mm。圖3分別示出了單元尺寸為3 mm，2 mm和1 mm時(shí)活塞的網(wǎng)格模型，其單元數(shù)分別為198 283，467 938，2 806 465。

圖3 活塞固體域網(wǎng)格模型

通過與硬度塞試驗(yàn)(硬度塞測點(diǎn)見圖4)數(shù)據(jù)的比較，驗(yàn)證不同網(wǎng)格的計(jì)算精度。表2示出了活塞關(guān)鍵位置處的試驗(yàn)數(shù)據(jù)和模擬計(jì)算值。對比發(fā)現(xiàn)，不同網(wǎng)格模型計(jì)算值與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的誤差都在工程允許的誤差(5%)以內(nèi)，且網(wǎng)格劃分得越小，精度越高。為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間，在保證精度的基礎(chǔ)上，選用單元尺寸為2 mm的網(wǎng)格模型。

1—燃燒室中間底部；5—燃燒室喉口；7—頂面；9—火力岸；13—第二環(huán)岸；16—內(nèi)腔頂；18—銷孔內(nèi)側(cè)。圖4 硬度塞測點(diǎn)位置

表2 網(wǎng)格細(xì)化對活塞關(guān)鍵位置溫度的影響 ℃

2.3.2CFD流體分析網(wǎng)格模型

建立內(nèi)冷油腔的動網(wǎng)格模型。流體區(qū)域模型包括環(huán)狀內(nèi)冷油腔、進(jìn)出油道部分和活塞底部流體區(qū)域。為加快計(jì)算速度，將活塞底部的流體區(qū)域簡化為圓柱體。網(wǎng)格模型示意見圖5。改變動網(wǎng)格尺寸，分別設(shè)置動網(wǎng)格尺寸與周圍網(wǎng)格尺寸比例a為0.5，1.0，1.5，以此來改變動網(wǎng)格的疏密，計(jì)算得到內(nèi)冷油腔的流量，分析網(wǎng)格精度對結(jié)果的影響。

圖6示出了網(wǎng)格細(xì)化對內(nèi)冷油腔流量的影響。通過對比Qout計(jì)算模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果，可知不同網(wǎng)格模型計(jì)算所得結(jié)果與試驗(yàn)值之間的誤差在工程允許的范圍(10%)以內(nèi)。結(jié)果顯示，隨著網(wǎng)格的細(xì)化，計(jì)算結(jié)果的精度不同，當(dāng)動網(wǎng)格尺寸與周圍網(wǎng)格尺寸比例a為0.5～1.0時(shí)，計(jì)算精度最高。為了保證計(jì)算精度的同時(shí)節(jié)省計(jì)算時(shí)間，選用a=1.0，即動網(wǎng)格尺寸設(shè)置為2 mm。

圖5 內(nèi)冷油腔流體域物理模型和網(wǎng)格模型示意

圖6 網(wǎng)格細(xì)化對內(nèi)冷油腔出口流量的影響

3 結(jié)果與分析

內(nèi)冷油腔的位置、形狀等都對內(nèi)冷油腔的傳熱性能產(chǎn)生一定的影響。因此，研究中保持其他參數(shù)不變，只通過改變內(nèi)冷油腔截面積的大小來改變內(nèi)冷油腔的體積。

3.1 內(nèi)冷油腔體積對溫度分布的影響

硬度塞法廣泛應(yīng)用于活塞表面溫度測量[20]。本研究根據(jù)硬度塞試驗(yàn)測出的活塞表面平均溫度，調(diào)節(jié)溫度邊界條件，使得計(jì)算得出的溫度場與試驗(yàn)測得的溫度場基本吻合。內(nèi)冷油腔的傳熱系數(shù)和環(huán)境溫度，根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行時(shí)間積分平均后投影給有限元網(wǎng)格。設(shè)置相同的熱邊界條件，對7種不同方案進(jìn)行有限元分析，得到不同方案的內(nèi)冷油腔表面溫度梯度分布(見圖7)。

由圖7可見，隨內(nèi)冷油腔體積增大，內(nèi)冷油腔最低溫度減小，最高溫度增加。從圖中曲線變化可以看出，內(nèi)冷油腔頂部和底部附近變化較大，而內(nèi)冷油腔中間部位變化不大。由此可知，隨著體積增加，內(nèi)冷油腔頂部的冷卻效果受到影響。

圖7 內(nèi)冷油腔溫度隨高度坐標(biāo)的分布規(guī)律

3.2 內(nèi)冷油腔體積對面積覆蓋率的影響

內(nèi)冷油腔一般不被充滿，這樣在油腔中形成了兩相流動，另外在慣性力的作用下，冷卻油能形成強(qiáng)烈的振蕩和飛濺，容易形成紊流，產(chǎn)生良好的冷卻效果。為了得到較好的振蕩效果和冷卻效果，可以改變內(nèi)冷油腔的體積，增加內(nèi)冷油腔的面積覆蓋率，以強(qiáng)化傳熱。

圖8示出發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速2 000 r/min、噴嘴機(jī)油速度為25.2 m/s時(shí)，內(nèi)冷油腔面積覆蓋率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律?；钊麖南轮裹c(diǎn)(BDC)向上運(yùn)動時(shí)，內(nèi)冷油腔內(nèi)的機(jī)油大多在底部，機(jī)油隨活塞上下振蕩的同時(shí)受慣性作用會有部分從進(jìn)出油口流出，內(nèi)冷油腔的面積覆蓋率較小。隨著活塞向上運(yùn)動，機(jī)油從進(jìn)出油口流出的量減少，面積覆蓋率增加，在上止點(diǎn)(TDC)附近達(dá)到最大?；钊麖纳现裹c(diǎn)向下運(yùn)動過程中，面積覆蓋率變化較大。受慣性作用，機(jī)油撞到頂部后迅速回落，流出的機(jī)油量增加，使得面積覆蓋率減??；之后由于機(jī)油產(chǎn)生向上的加速度，使得內(nèi)冷油腔面積覆蓋率再次增大。下止點(diǎn)時(shí)，機(jī)油從進(jìn)油口流出的量增多，面積覆蓋率降低。

圖8 不同體積內(nèi)冷油腔面積覆蓋率的變化規(guī)律

從圖中還可以看出，不同體積的內(nèi)冷油腔面積覆蓋率的變化規(guī)律基本一致。隨著內(nèi)冷油腔體積增大，面積覆蓋率增加；但是當(dāng)體積增大到一定程度，體積越大，面積覆蓋率增加得越少，甚至不再增加。對比發(fā)現(xiàn)，C1，C4，C5，C6 4個(gè)方案的面積覆蓋率較小，且比較接近，而C2，C3和原方案C0的面積覆蓋率比較接近。這表明在一定范圍內(nèi)增加內(nèi)冷油腔體積可以提高其面積覆蓋率。

3.3 內(nèi)冷油腔體積對傳熱系數(shù)的影響

圖9示出發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速2 000 r/min、噴嘴機(jī)油速度為25.2 m/s時(shí)，內(nèi)冷油腔壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律?；钊鶑?fù)運(yùn)動使得內(nèi)冷油腔內(nèi)的流體脈動很大，流體的分布和流動形態(tài)也因此變化，所以，每個(gè)循環(huán)對流傳熱系數(shù)在時(shí)間上分布不均勻，循環(huán)與循環(huán)之間也有一定的差異(見圖9a)。從圖9b可以看出，對流傳熱系數(shù)受到面積覆蓋率的影響，活塞上行時(shí)在曲軸轉(zhuǎn)角180°附近最大，活塞下行時(shí)在曲軸轉(zhuǎn)角330°附近最大。當(dāng)活塞由下止點(diǎn)(BDC)運(yùn)行到上止點(diǎn)(TDC)時(shí)，內(nèi)冷油腔內(nèi)的機(jī)油達(dá)到最多。而且機(jī)油在慣性作用下保持較高速度，脫離底部撞擊到頂部，此時(shí)湍流強(qiáng)度和內(nèi)冷油腔壁面的機(jī)油覆蓋率都達(dá)到最大。因此，活塞在上止點(diǎn)附近時(shí)，內(nèi)冷油腔的對流傳熱系數(shù)最高。相反，當(dāng)活塞由上止點(diǎn)向下止點(diǎn)運(yùn)行時(shí)，內(nèi)冷油腔內(nèi)的機(jī)油溫度有所升高，且面積覆蓋率也有所降低，導(dǎo)致內(nèi)冷油腔的對流傳熱系數(shù)隨之降低。從圖中還可以看出，與面積覆蓋率變化規(guī)律一致，隨內(nèi)冷油腔體積的增加，內(nèi)冷油腔的對流傳熱系數(shù)增大；當(dāng)內(nèi)冷油腔體積太小(如方案C4，C5，C6)時(shí)，面積覆蓋率也隨之減小，且機(jī)油的振蕩強(qiáng)度降低，因此傳熱系數(shù)減小。當(dāng)體積太大時(shí)，面積覆蓋率卻不能繼續(xù)增大，內(nèi)冷油腔壁面無法被機(jī)油全部覆蓋，因此傳熱受到影響。

圖9 瞬時(shí)傳熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律

3.4 內(nèi)冷油腔體積對活塞溫度場的影響

表3示出利用有限元分析軟件對活塞溫度場進(jìn)行模擬得到的活塞關(guān)鍵位置溫度值。

表3 內(nèi)冷油腔體積對活塞關(guān)鍵位置溫度的影響 ℃

對比發(fā)現(xiàn)，無論內(nèi)冷油腔增大還是減小，溫度值都有變化，即內(nèi)冷油腔體積對活塞的溫度有一定的影響，且不能忽略。溫度值的變化表明，當(dāng)內(nèi)冷油腔體積增大時(shí)，活塞關(guān)鍵位置的溫度最大減小10 ℃。從表中還可以看出，活塞關(guān)鍵位置的溫度變化與內(nèi)冷油腔溫度變化趨勢一致，隨體積增大，所有位置溫度呈減小趨勢。油腔體積變化對第一環(huán)槽溫度的影響見圖10。由圖可見，油腔體積變化對第一環(huán)槽的影響也很明顯，體積越大，油腔導(dǎo)熱量大，第一環(huán)槽溫度越低，體積越小，溫度越高。

4 結(jié)論

a) 隨內(nèi)冷油腔體積增大，油腔的最低溫度減小，油腔軸向最高溫度增加，且溫度梯度增加，使得傳熱系數(shù)增大，進(jìn)而強(qiáng)化活塞傳熱；

b) 在一定范圍內(nèi)，內(nèi)冷油腔體積增大可以提高其面積覆蓋率；所研究的閉式內(nèi)冷油腔的周向環(huán)部體積應(yīng)設(shè)計(jì)為活塞壓縮高參考體積的3%～4%。