陳丙偉，陳 偉，張 晨

(南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院 航空發(fā)動(dòng)機(jī)熱環(huán)境與熱結(jié)構(gòu)工業(yè)和信息化部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 南京 210016)

二沖程航空活塞發(fā)動(dòng)機(jī)因具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、升功率高及維修方便等優(yōu)點(diǎn)而廣泛應(yīng)用在無(wú)人機(jī)上[1]。二沖程航空活塞發(fā)動(dòng)機(jī)工作環(huán)境復(fù)雜，工作時(shí)各個(gè)零件受力復(fù)雜，而缸頭與活塞是受力最復(fù)雜的零部件。缸頭內(nèi)壁與活塞組成燃燒室，缸頭內(nèi)壁直接與高溫高壓燃?xì)饨佑|，承受著熱負(fù)荷和機(jī)械負(fù)荷。另外航空用風(fēng)冷活塞發(fā)動(dòng)機(jī)存在著散熱條件差的缺點(diǎn)，缸頭迎風(fēng)面與背風(fēng)面溫度相差較大導(dǎo)致缸頭受到的熱應(yīng)力很大，影響發(fā)動(dòng)機(jī)的壽命[2]。二沖程航空活塞發(fā)動(dòng)機(jī)主要零部件多采用鋁合金材料，溫度對(duì)鋁合金材料的性能影響很大，當(dāng)溫度較高時(shí)，鋁合金材料的熱強(qiáng)度很快下降，導(dǎo)致鋁合金部件的損壞。所以，研究二沖程航空活塞發(fā)動(dòng)機(jī)主要零部件的熱負(fù)荷對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)以及延長(zhǎng)發(fā)動(dòng)機(jī)壽命是很有意義的[3]。

對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)主要受熱部件熱負(fù)荷的研究，主要集中在熱邊界條件的確定以及溫度場(chǎng)測(cè)量方面。熱邊界條件的確定主要有2種方式：

一種是通過(guò)實(shí)測(cè)缸內(nèi)燃?xì)馑矔r(shí)溫度、缸內(nèi)燃?xì)馑矔r(shí)壓力，利用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到熱邊界條件。如丁曉亮[4]利用熱電偶測(cè)溫裝置對(duì)風(fēng)冷柴油機(jī)氣缸套的溫度場(chǎng)進(jìn)行了實(shí)測(cè)，通過(guò)經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到熱邊界條件。Hedhli T等[5]分析了活塞在熱機(jī)械耦合應(yīng)力作用下的溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)，在確定換熱邊界條件時(shí)，燃燒室內(nèi)瞬時(shí)換熱系數(shù)采用Woscni經(jīng)驗(yàn)公式，活塞軸線方向與氣缸間的換熱采用Wang提出的等效換熱模型，其中沿活塞軸線方向傳熱系數(shù)根據(jù)軸向位置估算，氣缸壁溫度通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)量。Hamzehei M等[6]通過(guò)試驗(yàn)測(cè)量活塞與缸頭的部分測(cè)點(diǎn)的瞬態(tài)溫度，然后與仿真結(jié)果對(duì)比分析，驗(yàn)證計(jì)算模型的準(zhǔn)確性。姬芬竹[7]建立了冷卻系統(tǒng)傳熱模型和邊界條件計(jì)算模型，以缸內(nèi)燃?xì)鈮毫蜏囟仍囼?yàn)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，利用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算氣缸體內(nèi)壁與燃?xì)?、外部與冷卻空氣間的換熱邊界條件，仿真結(jié)果與試驗(yàn)誤差小于5%，滿足工程需要。唐梓杰等[8]以某小型航空二沖程風(fēng)冷發(fā)動(dòng)機(jī)缸體為研究對(duì)象，實(shí)測(cè)缸內(nèi)燃?xì)鈮毫?，利用?jīng)驗(yàn)公式計(jì)算燃?xì)鈧?cè)和冷卻空氣側(cè)換熱邊界條件，對(duì)缸體進(jìn)行有限元仿真分析并將仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，證明結(jié)果可靠。

另一種是通過(guò)軟件對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能進(jìn)行仿真，獲得缸內(nèi)燃?xì)獾乃矔r(shí)溫度、缸內(nèi)燃?xì)獾乃矔r(shí)換熱系數(shù)，然后通過(guò)經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算熱邊界條件。如于春雷[9]對(duì)某型航空活塞發(fā)動(dòng)機(jī)活塞的強(qiáng)度進(jìn)行了有限元分析，首先利用GT-Power軟件對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒特性進(jìn)行仿真分析，得到缸內(nèi)瞬時(shí)燃?xì)鈮毫?、瞬時(shí)燃?xì)鉁囟纫约叭細(xì)馑矔r(shí)傳熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化曲線。利用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算確定活塞頂部燃?xì)馄骄鶄鳠嵯禂?shù)及平均溫度，為活塞的強(qiáng)度分析提供邊界條件。王飛[2]對(duì)航空活塞發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋和活塞進(jìn)行了熱固耦合分析，利用GT-Power獲得缸內(nèi)燃?xì)馑矔r(shí)溫度、缸內(nèi)燃?xì)馑矔r(shí)換熱系數(shù)，利用經(jīng)驗(yàn)形式獲得計(jì)算邊界條件，分析了缸蓋以及活塞的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)。俞小莉等[10]詳細(xì)分析氣缸體內(nèi)表面受燃?xì)夥艧帷⒒钊麄鳠峒澳Σ翢岬闹芷谛宰饔眠^(guò)程，給出了高速風(fēng)冷柴油機(jī)氣缸體內(nèi)表面穩(wěn)態(tài)傳熱邊界條件沿氣缸高度的分布規(guī)律。Kowalski J等[11]介紹了二沖程活塞發(fā)動(dòng)機(jī)溫度場(chǎng)的二維計(jì)算模型，利用Fourier邊界條件確定局部傳熱系數(shù)，計(jì)算了缸套的溫度場(chǎng)。Krishnaveni J等[12]主要分析了不同翅片形式對(duì)缸頭溫度場(chǎng)分布的影響，用有限元方法計(jì)算缸頭不同翅片形式下溫度場(chǎng)分布。

本文通過(guò)GT-Power軟件對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)在極限工況下的性能進(jìn)行仿真，獲得缸內(nèi)燃?xì)馑矔r(shí)溫度、缸內(nèi)燃?xì)馑矔r(shí)換熱系數(shù)，然后利用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算熱邊界條件并利用有限元數(shù)值仿真分析軟件對(duì)缸頭進(jìn)行熱分析，最后對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行地面臺(tái)架試驗(yàn)測(cè)量缸頭特征測(cè)點(diǎn)位置處的溫度值，驗(yàn)證數(shù)值仿真分析結(jié)果的準(zhǔn)確性。

1 模型的建立

1.1 幾何模型

建立的缸頭三維幾何模型以及缸頭各部分翅片編號(hào)如圖1所示。

圖1 缸頭的三維幾何模型與翅片編號(hào)

缸頭頂翅分為迎風(fēng)面頂翅和背風(fēng)面頂翅，2個(gè)頂翅之間的流道稱為槽，頂翅空氣流道的截面積稱為通道截面積。缸頭環(huán)翅分為迎風(fēng)面環(huán)翅和背風(fēng)面環(huán)翅，2個(gè)環(huán)翅之間的流道稱為環(huán)槽。

1.2 有限元模型

對(duì)缸頭整體的三維幾何模型進(jìn)行簡(jiǎn)化并進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分，單元類型選用solid70單元，共劃分單元270 406個(gè)、節(jié)點(diǎn)148 315個(gè)。缸頭的整體結(jié)構(gòu)為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)。為了表達(dá)缸頭內(nèi)壁各劃分區(qū)域及上下止點(diǎn)位置，圖2給出了缸頭1/2有限元網(wǎng)格模型及各劃分區(qū)域名稱。缸頭材料為ZL107，材料特性參數(shù)如表1所示。

圖2 缸頭的有限元模型

導(dǎo)熱系數(shù)/(W·(m2·K)-1)密度/(kg·m-3)比熱容/(J·(kg·K)-1)1092796963

2 換熱邊界條件

2.1 缸內(nèi)燃?xì)馓匦苑治?/h3>

二沖程航空活塞發(fā)動(dòng)機(jī)在工作過(guò)程中，與缸頭內(nèi)壁側(cè)接觸的高溫高壓燃?xì)獾臏囟群退矔r(shí)傳熱系數(shù)隨著曲軸轉(zhuǎn)角不斷變化。為了獲得缸頭內(nèi)壁燃?xì)獾臏囟群蛡鳠嵯禂?shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的規(guī)律，需要對(duì)缸內(nèi)燃?xì)獾奶匦赃M(jìn)行分析。文獻(xiàn)[13]給出了本文所研究的二沖程航空活塞發(fā)動(dòng)機(jī)GT-Power一維仿真模型，利用GT-Power一維仿真模型計(jì)算發(fā)動(dòng)機(jī)在給定工況下的缸內(nèi)燃?xì)馓匦?，GT-Power仿真模型如圖3所示，設(shè)置計(jì)算工況轉(zhuǎn)速為7 000 r/min，計(jì)算得到缸內(nèi)燃?xì)馑矔r(shí)溫度、缸內(nèi)燃?xì)馑矔r(shí)換熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化曲線，如圖4所示[13]。

圖3 GT-Power仿真模型

圖4 缸內(nèi)燃?xì)馑矔r(shí)溫度、傳熱系數(shù)變化曲線

2.2 燃?xì)鈧?cè)熱邊界條件

高溫燃?xì)馀c缸頭內(nèi)壁的換熱主要考慮對(duì)流換熱，忽略輻射換熱的影響[8]。在發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程中，活塞的往復(fù)運(yùn)動(dòng)使燃?xì)馀c氣缸壁面的接觸時(shí)間不同，因此沿氣缸中心線方向燃?xì)馑矔r(shí)換熱系數(shù)以及燃?xì)馑矔r(shí)溫度不是常數(shù)。由于數(shù)值仿真中需要的是燃?xì)馄骄鶞囟群腿細(xì)馄骄鶕Q熱系數(shù)，所以選擇經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算缸內(nèi)燃?xì)?個(gè)循環(huán)內(nèi)的平均溫度Tres(0)和燃?xì)獾钠骄鶕Q熱系數(shù)αm(0)，計(jì)算公式為[10，14]：

(1)

(2)

式中:αg表示圖4中燃?xì)獾乃矔r(shí)換熱系數(shù)；Tg表示圖4中燃?xì)獾乃矔r(shí)溫度。

將燃?xì)馑矔r(shí)溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角變化曲線、燃?xì)馑矔r(shí)換熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角變化曲線進(jìn)行積分后計(jì)算得到Tres(0)=1 579 K，αm(0)=453 W/(m2·K)。

對(duì)于活塞往復(fù)行程區(qū)域，根據(jù)文獻(xiàn)[14]中提出的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算距離活塞行程上止點(diǎn)位置h處的燃?xì)馄骄鶞囟萒res(h)和αm(h)燃?xì)馄骄鶕Q熱系數(shù)：

(3)

(4)

將缸頭內(nèi)壁活塞往復(fù)行程區(qū)域沿活塞軸線方向從上止點(diǎn)至下止點(diǎn)依次劃分成6個(gè)區(qū)域，如圖2所示。由式(1)～(4)，計(jì)算得到的不同區(qū)域的缸內(nèi)燃?xì)馄骄鶕Q熱系數(shù)和燃?xì)馄骄鶞囟纫约懊總€(gè)區(qū)域的底邊距離上止點(diǎn)的距離h，列于表2中。

表2 缸內(nèi)燃?xì)馄骄鶄鳠嵯禂?shù)和燃?xì)馄骄鶞囟?/p>

2.3 缸頭外部換熱邊界條件

二沖程航空活塞發(fā)動(dòng)機(jī)工作環(huán)境復(fù)雜，高空中飛行時(shí)，缸頭的散熱受到冷卻空氣的流速以及冷卻空氣溫度的影響。飛行高度越高，大氣壓越低，溫度越低。轉(zhuǎn)速越高，飛行速度越快，冷卻空氣流速越快，有利于缸體散熱，但是轉(zhuǎn)速升高，缸體的熱負(fù)荷也會(huì)增加。為簡(jiǎn)化分析過(guò)程，在地面臺(tái)架上對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)，并對(duì)缸頭的溫度場(chǎng)進(jìn)行仿真分析與試驗(yàn)驗(yàn)證。缸頭外部冷卻空氣溫度為環(huán)境溫度298 K。缸頭外部冷卻空氣流速與發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速相關(guān)，本文研究二沖程航空活塞發(fā)動(dòng)機(jī)7 000 r/min工況下缸頭的熱負(fù)荷，經(jīng)過(guò)實(shí)測(cè)發(fā)動(dòng)機(jī)在7 000 r/min工況下，冷卻空氣流速最大為40 m/s。發(fā)動(dòng)機(jī)在工作過(guò)程中，冷卻空氣流速在缸頭外部的迎風(fēng)面和背風(fēng)面明顯不同，迎風(fēng)面冷卻空氣流速較高，散熱較快，導(dǎo)致缸頭迎風(fēng)面溫度較低。背風(fēng)面冷卻空氣流速較低，散熱效果差，導(dǎo)致缸頭背風(fēng)面溫度較高。冷卻空氣流速不同，表征流動(dòng)特性的雷諾數(shù)也就不同。依據(jù)雷諾數(shù)的不同將缸頭外部各部分冷卻空氣流動(dòng)狀態(tài)分為湍流、過(guò)渡流以及層流。針對(duì)流動(dòng)狀態(tài)選擇經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算散熱片換熱系數(shù)αf[15]。

層流狀態(tài)(Re<2 200)：

(5)

過(guò)渡流動(dòng)狀態(tài)(2 200

(6)

湍流狀態(tài)(Re>10 000)：

(7)

經(jīng)計(jì)算得到：空氣運(yùn)動(dòng)黏度為1.4×10-5m2/s，環(huán)翅部分彎管修正系數(shù)為1.6，流道曲率半徑 23 mm，頂翅部分彎管修正系數(shù)取為1，流道曲率半徑無(wú)窮大。實(shí)測(cè)獲得缸頭外壁各環(huán)翅位置處壁面溫度。散熱片間的空氣流速利用Fluent對(duì)冷卻來(lái)流流場(chǎng)進(jìn)行模擬。流場(chǎng)邊界條件設(shè)定為：入口給定空氣流速40 m/s，出口邊界壓強(qiáng)設(shè)定為靜壓。計(jì)算得到各散熱片間平均空氣流速，將空氣流速以及發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)代入式(5)～(7)計(jì)算得到換熱系數(shù)，列于表3。

表3 缸頭外部區(qū)域換熱系數(shù)

因缸頭結(jié)構(gòu)復(fù)雜，根據(jù)文獻(xiàn)得到缸頭部分區(qū)域邊界條件如表2、表3所示，仍有一些特殊區(qū)域的邊界需要計(jì)算。如缸頭內(nèi)壁區(qū)域6以下部分、燃燒室內(nèi)燃?xì)?、掃氣道?nèi)可燃混合氣、排氣道內(nèi)廢氣的平均溫度以及平均換熱系數(shù)可根據(jù)缸內(nèi)燃?xì)馓匦郧€通過(guò)數(shù)值積分計(jì)算得到。外部環(huán)翅5以下部分平均換熱系數(shù)根據(jù)此區(qū)域內(nèi)的平均空氣流速，然后根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到。計(jì)算結(jié)果列于表4。

3 數(shù)值仿真分析與試驗(yàn)驗(yàn)證

根據(jù)缸頭燃?xì)鈧?cè)換熱邊界條件以及冷卻空氣側(cè)換熱邊界條件，利用有限元仿真分析軟件ANSYS對(duì)缸頭進(jìn)行穩(wěn)態(tài)熱分析，得到缸頭溫度場(chǎng)分布云圖，如圖5所示。

表4 缸頭部分區(qū)域平均溫度、平均換熱系數(shù)

圖5 缸頭穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)分布云圖

從圖5可以看出，缸頭整體溫度分布趨勢(shì)為背風(fēng)面溫度比迎風(fēng)面溫度高，最高溫度出現(xiàn)在背風(fēng)面靠近火花塞安裝孔位置附近，最高溫度為474 K。在缸頭軸線方向上，缸頭溫度分布趨勢(shì)為從上向下逐漸降低，最低溫度為313 K。

為驗(yàn)證缸頭溫度場(chǎng)仿真結(jié)果的正確性，在地面臺(tái)架測(cè)試臺(tái)上對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行試車。發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架如圖5所示。在發(fā)動(dòng)機(jī)缸頭的背風(fēng)面靠近火花塞安裝孔位置附近以及缸體四周各布置一個(gè)K型熱電偶，缸體四周熱電偶位于缸體的中間位置，并且相鄰熱電偶之間相隔90°，利用熱電偶測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)7 000 r/min工況下各測(cè)點(diǎn)處的溫度，熱電偶布置位置如圖5所示，圖中A、B、C、D為熱電偶在缸體四周的位置。經(jīng)過(guò)試車，得到發(fā)動(dòng)機(jī)7 000 r/min工況運(yùn)行時(shí)測(cè)點(diǎn)位置處溫度，將測(cè)點(diǎn)位置處測(cè)量溫度值與相同位置處有限元仿真值列于表5中，同時(shí)計(jì)算仿真值與試驗(yàn)值的誤差范圍，發(fā)現(xiàn)仿真結(jié)果值與試驗(yàn)測(cè)量值相差最大為4.3%，根據(jù)一般工程要求，當(dāng)誤差小于5%時(shí)認(rèn)為結(jié)果滿足工程需要。

圖5 發(fā)動(dòng)機(jī)地面臺(tái)架

測(cè)點(diǎn)位置試驗(yàn)值/K仿真值/K差值/K誤差/%火花塞附近460474143.0A413395-184.3B422416-61.5C400385-153.7D435425-102.3

4 結(jié)論

通過(guò)計(jì)算缸頭給定工況下的熱邊界條件，利用有限元軟件分析缸頭的溫度場(chǎng)，通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證了仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。利用仿真與試驗(yàn)相結(jié)合的方法研究缸頭的溫度場(chǎng)得到以下幾點(diǎn)結(jié)論：

1) 給定工況下相同位置處，仿真值與發(fā)動(dòng)機(jī)地面臺(tái)架試車測(cè)量溫度值最大誤差值為4.3%，誤差小于5%，滿足工程需要。

2) 通過(guò)缸頭溫度場(chǎng)的分析，發(fā)現(xiàn)在背風(fēng)面靠近火花塞安裝孔位置附近，缸頭溫度最高，接近474 K。究其原因主要有2個(gè)方面：① 火花塞附近燃?xì)鉁囟容^高。② 背風(fēng)面冷卻空氣流速較低，散熱片散熱條件差?？紤]通過(guò)優(yōu)化散熱片結(jié)構(gòu)，設(shè)計(jì)導(dǎo)流罩等形式來(lái)改善背風(fēng)面冷卻條件，為以后缸頭散熱結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。