趙立普,王靜超,徐天舒,張俊紅

(1.內(nèi)燃機(jī)可靠性國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 濰坊 261061；2.濰柴動(dòng)力股份有限公司，山東 濰坊 261061； 3.天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

在新能源動(dòng)力裝置的沖擊下，內(nèi)燃機(jī)仍然是目前應(yīng)用最為廣泛和可靠的動(dòng)力裝置。在其熱效率和升功率不斷提高的背景下，燃燒室內(nèi)的爆發(fā)壓力和溫度隨之提高，從而使活塞組的工作環(huán)境愈發(fā)惡劣[1]。活塞組承受交變機(jī)械負(fù)荷和熱負(fù)荷，其強(qiáng)度、形變、疲勞壽命直接關(guān)系到內(nèi)燃機(jī)工作的經(jīng)濟(jì)性和可靠性。而活塞的溫度場(chǎng)獲取是進(jìn)行其應(yīng)力應(yīng)變分析和疲勞分析的前提。活塞溫度可以通過(guò)活塞測(cè)溫試驗(yàn)和仿真計(jì)算兩種方法得到。試驗(yàn)一般通過(guò)硬度塞或熱電偶進(jìn)行，但由于傳感技術(shù)的限制，活塞瞬態(tài)溫度測(cè)試難度很大。而仿真計(jì)算則可以較為靈活地進(jìn)行活塞工作過(guò)程的溫度分析。但活塞溫度場(chǎng)的仿真涉及缸內(nèi)燃燒過(guò)程模擬并以此獲取邊界條件，溫度場(chǎng)分析過(guò)程涉及模型和工作過(guò)程的簡(jiǎn)化。如何能夠有效地考慮整個(gè)工作過(guò)程中對(duì)活塞瞬態(tài)和穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)分布有重要影響的因素，準(zhǔn)確地掌握活塞與燃?xì)獾膿Q熱過(guò)程，對(duì)溫度場(chǎng)分析至關(guān)重要。

2002年，Kajiwara[2]實(shí)現(xiàn)了活塞冷卻油腔內(nèi)冷卻機(jī)油的振蕩流動(dòng)與壁面換熱的二維數(shù)值模擬。2007年，Hoag K[3]指出發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工作過(guò)程中，進(jìn)氣時(shí)冷空氣先經(jīng)過(guò)活塞頂進(jìn)氣門(mén)側(cè)，對(duì)該側(cè)冷卻量較大，有必要考慮由于進(jìn)排氣造成的活塞溫度分布差異。雷基林[4]在計(jì)算柴油機(jī)活塞溫度場(chǎng)時(shí)，利用硬度塞法確定了進(jìn)排氣兩側(cè)部分測(cè)點(diǎn)的溫度，并利用經(jīng)驗(yàn)公式確定了兩側(cè)的傳熱系數(shù)，計(jì)算出了活塞溫度場(chǎng)。Thie[5]通過(guò)測(cè)量活塞關(guān)鍵位置的溫度，對(duì)不同形狀冷卻油腔的換熱效果進(jìn)行了研究。Kenningley S[6]在計(jì)算溫度場(chǎng)時(shí)同樣考慮到了進(jìn)排氣流動(dòng)差異，但其確定傳熱系數(shù)同樣僅依賴于經(jīng)驗(yàn)公式，并且利用試驗(yàn)測(cè)量修正計(jì)算模型。張勇[7]利用Ansys軟件研究活塞振蕩冷卻油腔位置改變后，活塞各關(guān)鍵部位溫度的變化規(guī)律及其對(duì)冷卻油腔位置的敏感程度。陳霄[8]分別分析了活塞穩(wěn)態(tài)、周期性瞬態(tài)和起動(dòng)工況的溫度場(chǎng)，將穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)仿真值與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了穩(wěn)態(tài)邊界條件與分析方法的正確性，通過(guò)對(duì)活塞進(jìn)行周期性瞬態(tài)熱分析得出活塞表面溫度波動(dòng)趨勢(shì)。馮耀南[9]針對(duì)某柴油機(jī)活塞第一環(huán)槽溫度過(guò)高導(dǎo)致潤(rùn)滑油結(jié)膠的問(wèn)題，提出了降低熱負(fù)荷的改進(jìn)方案，探討了冷卻油腔上移對(duì)活塞溫度場(chǎng)的影響。巴林[10]利用計(jì)算流體力學(xué)模擬了發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣過(guò)程，得到了進(jìn)氣情況下活塞頂部的溫度，修正了溫度場(chǎng)計(jì)算模型的熱邊界條件，發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果與模型計(jì)算結(jié)果更加吻合，表明考慮進(jìn)氣影響的溫度場(chǎng)計(jì)算模型精度更高。李坤穎[11]等針對(duì)柴油機(jī)活塞在不同進(jìn)氣溫度下的溫度場(chǎng)及變形進(jìn)行了仿真研究，研究發(fā)現(xiàn)隨著進(jìn)氣溫度降低，活塞表面溫度降低，缸內(nèi)燃燒爆震趨勢(shì)減小。王新[12]采用了試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，研究各因素對(duì)內(nèi)冷油腔流動(dòng)和換熱特性的影響，對(duì)不同形狀內(nèi)冷油腔的換熱特性進(jìn)行對(duì)比，最后對(duì)有、無(wú)內(nèi)冷油腔和不同形狀內(nèi)冷油腔的活塞進(jìn)行了溫度場(chǎng)分析。李闖[13]利用Ansys對(duì)柴油機(jī)活塞進(jìn)行了溫度場(chǎng)數(shù)值模擬，得到了活塞的溫度場(chǎng)分布，采用正交試驗(yàn)法設(shè)計(jì)了9種不同形狀的油腔，再通過(guò)有限元分析其活塞溫度場(chǎng)，最后再用Ansys校核了其強(qiáng)度。

本研究建立缸內(nèi)燃燒過(guò)程分析模型和活塞組溫度計(jì)算模型，考慮進(jìn)氣過(guò)程對(duì)缸內(nèi)燃?xì)夂突钊斆娴睦鋮s作用，進(jìn)行起動(dòng)瞬態(tài)工況和標(biāo)定轉(zhuǎn)速穩(wěn)態(tài)工況下活塞溫度場(chǎng)計(jì)算，為活塞低周和高周疲勞分析提供參考。

1 控制方程

質(zhì)量守恒方程[14]：

式中：ρ為密度；t為時(shí)間；u，v，w分別為速度矢量在x，y，z方向上的分量。

動(dòng)量守恒方程：

式中：p為微元體壓力；τij為黏性力τ的分量，F(xiàn)x，F(xiàn)y，F(xiàn)z為微元體作用力；μ為動(dòng)力黏度。

能量守恒方程：

式中：k為流體傳熱系數(shù)；cp為比熱容；T為溫度；ST為黏性耗散項(xiàng)。

組分運(yùn)輸方程：

式中：Yk為第k組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)；Dk為第k組分的擴(kuò)散系數(shù)；μs為控制體移動(dòng)邊界的速度；μt為控制單元移動(dòng)邊界的速度；SCt為Schmidt數(shù)；Sk為第k組分質(zhì)量源項(xiàng)，即氣態(tài)燃油量。

氣體狀態(tài)方程：

pV=mRT。

式中：R為氣體常數(shù)。

熱力學(xué)中的熱力學(xué)第一定律表述為[15]：

Q-W=ΔU+ΔKE+ΔPE。

式中：Q為熱量；W為功；ΔU為系統(tǒng)內(nèi)能；ΔKE為系統(tǒng)動(dòng)能;ΔPE為系統(tǒng)勢(shì)能。在多數(shù)工程問(wèn)題中，ΔKE=ΔPE=0，且通常不考慮做功(ΔW=0)，則有Q=ΔU，可得熱傳導(dǎo)的控制方程為

其等效積分形式為

T={N}T{Te}。

式中：{N}T為單元形函數(shù)；{Te}為單元節(jié)點(diǎn)溫度矢量?？傻脝卧獰崃髁繛?/p>

{q}=(D){a}。

式中：(D)為材料熱傳導(dǎo)屬性。方程矩陣形式如下：

2 計(jì)算模型與邊界條件

柴油機(jī)工作過(guò)程中，活塞組的熱源主要為燃燒室內(nèi)高溫氣體，燃?xì)鈱?duì)活塞組的熱傳遞方式主要為對(duì)流換熱。而活塞組的散熱方式主要包括：活塞冷卻腔冷卻油散熱、活塞側(cè)面(火力岸、活塞環(huán)區(qū)、活塞裙外側(cè)面)經(jīng)氣缸套向冷卻水散熱以及活塞裙部?jī)?nèi)表面經(jīng)曲軸箱油霧散熱。

仿真計(jì)算對(duì)流換熱問(wèn)題時(shí)一般采用第三類(lèi)邊界條件，即規(guī)定活塞傳熱部分的對(duì)流傳熱系數(shù)和環(huán)境溫度?；钊斆嬷苯邮芨邷厝?xì)鉀_擊，邊界條件應(yīng)盡量精確，采用燃燒仿真軟件計(jì)算得到活塞頂面溫度場(chǎng)邊界條件；其余部位的邊界條件通過(guò)經(jīng)驗(yàn)公式獲取。計(jì)算活塞組穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)，將之作為活塞組瞬態(tài)溫度場(chǎng)計(jì)算的初始條件。

2.1 燃燒模型

為考慮進(jìn)氣冷卻作用對(duì)活塞頂面溫度場(chǎng)的影響，缸內(nèi)燃燒計(jì)算模型包括進(jìn)排氣道、氣門(mén)、氣缸及活塞頂面(見(jiàn)圖1)。將燃燒模型劃分為11個(gè)區(qū)域分別進(jìn)行邊界條件的設(shè)置，根據(jù)前期一維計(jì)算結(jié)果，設(shè)定的燃燒邊界條件見(jiàn)表1。

圖1 燃燒仿真模型

邊界名稱(chēng)邊界類(lèi)型溫度/K壓力/Pa活塞WALL600 氣缸WALL412 缸蓋WALL520 進(jìn)氣道WALL322.55 排氣道WALL550 進(jìn)氣閥上WALL450 進(jìn)氣閥下WALL450 排氣閥上WALL700 排氣閥下WALL700 進(jìn)氣口INFLOW315220 000排氣口OUTFLOW800101 325

燃燒模擬邊界條件通過(guò)試驗(yàn)數(shù)據(jù)和一維GT模型的計(jì)算確定：其中氣門(mén)運(yùn)動(dòng)的沖程文件采用試驗(yàn)數(shù)據(jù)文件；進(jìn)排氣口壓力，各個(gè)區(qū)域在計(jì)算初始時(shí)刻的溫度、壓力等邊界條件根據(jù)一維計(jì)算結(jié)果確定。

為了保證燃燒計(jì)算模型的合理性和準(zhǔn)確性，將仿真計(jì)算的缸壓曲線與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，對(duì)比結(jié)果見(jiàn)圖2。燃燒計(jì)算缸內(nèi)平均最高燃燒壓力為15.818 MPa，出現(xiàn)在5.2°ATDC；試驗(yàn)中缸內(nèi)平均最高燃燒壓力為15.724 MPa，出現(xiàn)在6.0°ATDC。說(shuō)明仿真計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，燃燒計(jì)算模型具有足夠的合理性和準(zhǔn)確性。

圖2 燃燒模型標(biāo)定

2.2 活塞組有限元模型

本研究中的活塞組有限元模型主要由活塞和活塞銷(xiāo)裝配組成。為保證活塞溫度場(chǎng)分析的準(zhǔn)確性，只對(duì)活塞銷(xiāo)邊緣的倒圓進(jìn)行了簡(jiǎn)化，保留了其他所有的活塞結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)?；钊突钊N(xiāo)均使用高階四面體熱單元(Solid 87)，活塞共劃分了417 711個(gè)單元和632 923個(gè)節(jié)點(diǎn)，活塞銷(xiāo)共劃分了3 273個(gè)單元和5 840個(gè)節(jié)點(diǎn)(見(jiàn)圖3)。

圖3 活塞組有限元模型

2.3 活塞溫度場(chǎng)計(jì)算邊界條件

活塞組各部位傳熱分析的第三類(lèi)邊界條件見(jiàn)表2。

表2 活塞組各部位傳熱第三類(lèi)邊界條件

續(xù)表

活塞頂岸對(duì)流傳熱系數(shù)和活塞頂岸燃?xì)鉁囟纫?jiàn)圖 4。

圖4 活塞頂岸對(duì)流傳熱系數(shù)和燃?xì)鉁囟?/p>

3 溫度場(chǎng)分析結(jié)果

3.1 活塞頂面溫度場(chǎng)

活塞頂面的傳熱邊界條件包括對(duì)流傳熱系數(shù)和燃?xì)鉁囟?，?jì)算瞬時(shí)燃?xì)鉁囟鹊慕?jīng)驗(yàn)公式為[16-17]

計(jì)算瞬時(shí)對(duì)流換熱系數(shù)的經(jīng)驗(yàn)公式(Eickelberg公式)為

式中：um為活塞平均速度；pg為試驗(yàn)測(cè)得的氣缸瞬時(shí)壓力；Tg為氣體瞬時(shí)溫度。

每個(gè)循環(huán)的平均對(duì)流換熱系數(shù)和平均溫度計(jì)算公式為

距離活塞頂面中心徑向距離不同的區(qū)域，按經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算的對(duì)流換熱系數(shù)不同，這里給出其中一種計(jì)算方法：

式中：R為活塞半徑；N與發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)有關(guān)。

經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算傳熱邊界條件無(wú)法反映燃?xì)鉁囟群蛯?duì)流傳熱系數(shù)在活塞頂面分布的不均勻，而文獻(xiàn)[3]指出活塞頂面燃?xì)鉁囟仍谶M(jìn)、排氣側(cè)明顯不同。本研究進(jìn)行的燃燒仿真考慮了進(jìn)氣、排氣、缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)、噴油等多種因素對(duì)活塞頂面燃?xì)鉁囟群蛯?duì)流傳熱系數(shù)的影響。

建立包括氣缸壁、燃燒室和進(jìn)、排氣道等的網(wǎng)格模型，采用燃燒仿真軟件Converge計(jì)算活塞頂面燃?xì)鉁囟燃皩?duì)流傳熱系數(shù)。分別計(jì)算考慮進(jìn)氣冷卻和不考慮進(jìn)氣冷卻時(shí)的活塞頂面溫度場(chǎng)。計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖5?？梢钥闯觯捎谠谶M(jìn)行缸內(nèi)燃燒和傳熱分析時(shí)考慮了進(jìn)氣過(guò)程對(duì)缸內(nèi)溫度分布的冷卻作用，活塞頂面溫度場(chǎng)呈現(xiàn)出較明顯的不對(duì)稱(chēng)性，高溫分布向排氣側(cè)偏移，進(jìn)氣對(duì)活塞頂面的冷卻效果較為顯著，進(jìn)排氣兩側(cè)最大溫差達(dá)75 K左右。在不考慮進(jìn)氣冷卻作用的情況下，活塞頂面的溫度場(chǎng)呈圓周對(duì)稱(chēng)分布。由圖可知，本研究中的活塞溫度場(chǎng)分析方法能夠更準(zhǔn)確地反映缸內(nèi)氣體與活塞間的傳熱情況，考慮進(jìn)氣過(guò)程對(duì)缸內(nèi)的冷卻作用更加切合工程實(shí)際。

圖5 活塞頂面溫度場(chǎng)

3.2 活塞組穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)

根據(jù)3.1節(jié)計(jì)算結(jié)果，柴油機(jī)一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)(720°曲軸轉(zhuǎn)角)，活塞頂面平均對(duì)流傳熱系數(shù)為671.46 W/(m2·K)，燃?xì)鉁囟葹?82.49 K。基于有限元方法，分別進(jìn)行考慮進(jìn)氣冷卻和不考慮進(jìn)氣冷卻的活塞穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)分析。圖6和圖7分別示出活塞組穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)和穩(wěn)態(tài)熱流密度分布?？梢钥闯?，對(duì)于不考慮進(jìn)氣冷卻效應(yīng)的活塞，活塞頂面燃燒室中部和活塞頂面凸臺(tái)處溫度較高，最高溫度547 K。對(duì)于考慮進(jìn)氣冷卻效應(yīng)的活塞，活塞頂面中心溫度最高，活塞組最高溫度560 K，受進(jìn)氣過(guò)程中低溫新鮮空氣的冷卻，活塞頂部靠近進(jìn)氣門(mén)側(cè)的溫度較排氣門(mén)側(cè)偏低。兩種計(jì)算條件下，活塞第一環(huán)槽和第二環(huán)槽處熱流密度最大，熱交換劇烈，從活塞頂面至裙部，溫度逐漸降低。

圖6 穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)云圖

圖7 穩(wěn)態(tài)熱流密度云圖

3.3 起動(dòng)工況活塞瞬態(tài)溫度場(chǎng)

起動(dòng)工況是柴油機(jī)重要瞬態(tài)工況之一，且該工況的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)與活塞低周疲勞問(wèn)題息息相關(guān)。起動(dòng)工況可以看作是由一個(gè)穩(wěn)態(tài)到另一個(gè)穩(wěn)態(tài)的連續(xù)過(guò)程，以正常環(huán)境溫度293.15 K為活塞初始溫度，模擬柴油機(jī)起動(dòng)后活塞逐漸加熱直至到達(dá)穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)的過(guò)程。不考慮進(jìn)氣冷卻和考慮進(jìn)氣冷卻計(jì)算條件下，180 s內(nèi)活塞組和活塞銷(xiāo)起動(dòng)工況溫度場(chǎng)仿真結(jié)果分別見(jiàn)圖8和圖9。

在起動(dòng)過(guò)程中，活塞頂面直接與高溫燃?xì)饨佑|，因此該區(qū)域溫度最高，且上升最快。隨時(shí)間推移，活塞高溫區(qū)域開(kāi)始向裙部擴(kuò)張，覆蓋整個(gè)活塞頭部?；钊麥囟葓?chǎng)經(jīng)過(guò)一段時(shí)間達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，活塞銷(xiāo)孔內(nèi)表面溫度變化影響活塞銷(xiāo)與其接觸部分的溫度分布。從180 s的瞬態(tài)仿真結(jié)果來(lái)看，柴油機(jī)冷機(jī)起動(dòng)過(guò)程中，活塞的冷熱變化劇烈，隨時(shí)間推移，活塞與環(huán)境的溫差逐漸減小，溫度升高速率減緩，60 s后活塞溫度場(chǎng)基本趨于穩(wěn)定。進(jìn)氣冷卻效應(yīng)主要體現(xiàn)在溫度場(chǎng)趨于穩(wěn)定之后的溫度分布上，考慮進(jìn)氣冷卻效應(yīng)的活塞頂面溫度場(chǎng)低溫區(qū)域向進(jìn)氣側(cè)偏移。

3.4 標(biāo)定轉(zhuǎn)速下活塞瞬態(tài)溫度場(chǎng)

標(biāo)定轉(zhuǎn)速下活塞溫度場(chǎng)分布同樣對(duì)活塞的應(yīng)力分析和高周疲勞分析有重要作用。將連續(xù)的第三類(lèi)邊界條件依曲軸轉(zhuǎn)角進(jìn)行離散，每隔4°曲軸轉(zhuǎn)角設(shè)置一個(gè)載荷步。在柴油機(jī)標(biāo)定轉(zhuǎn)速2 100 r/min下，考慮進(jìn)氣冷卻效應(yīng)，以穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)為初始條件，加載3個(gè)工作循環(huán)后活塞溫度場(chǎng)達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定狀態(tài)，提取最后一個(gè)循環(huán)的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析(見(jiàn)圖10和圖11)。

活塞組在柴油機(jī)一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)的最大溫度值為573.47 K，出現(xiàn)在380°曲軸轉(zhuǎn)角?；钊矐B(tài)溫度場(chǎng)在空間上的分布與穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)保持一致，一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)溫度場(chǎng)最大值都出現(xiàn)在活塞頂部中心，但最大值波動(dòng)較大?；钊敳靠拷M(jìn)氣門(mén)側(cè)的溫度較排氣門(mén)側(cè)偏低。

圖10 穩(wěn)態(tài)工況活塞最高溫度變化

圖11 瞬態(tài)溫度場(chǎng)

為驗(yàn)證兩種計(jì)算條件下溫度場(chǎng)仿真的準(zhǔn)確性，選取活塞模型上有代表性的節(jié)點(diǎn)作為測(cè)點(diǎn)(見(jiàn)圖12)，輸出測(cè)點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化的曲線(見(jiàn)圖13)。通過(guò)熱電偶測(cè)溫試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。

圖12 測(cè)點(diǎn)位置

圖13 測(cè)點(diǎn)溫度波動(dòng)曲線

活塞頂面溫度變化和缸內(nèi)燃?xì)鉁囟鹊淖兓?guī)律總體上有相同趨勢(shì)。與高溫燃?xì)饨佑|的活塞測(cè)點(diǎn)溫度波動(dòng)較為劇烈?；钊鋮s腔、環(huán)槽、裙部主要依靠與活塞頂面的熱傳導(dǎo)獲取熱量，溫度變化曲線平緩?？紤]進(jìn)氣冷卻條件下，靠近進(jìn)氣側(cè)的測(cè)點(diǎn)2溫度低于靠近排氣側(cè)的測(cè)點(diǎn)5溫度，溫度波動(dòng)也較測(cè)點(diǎn)5更劇烈。

活塞溫度測(cè)量中，采用熱電偶作為溫度傳感器，將熱電偶布置于各測(cè)點(diǎn)，通過(guò)安裝于活塞內(nèi)部的微型數(shù)據(jù)采集裝置，對(duì)溫度信號(hào)進(jìn)行實(shí)時(shí)處理，并將信號(hào)發(fā)送到外部，由數(shù)據(jù)終端設(shè)備接收并顯示記錄，完成活塞溫度測(cè)量(見(jiàn)圖14和圖15)。

圖14 封裝溫度測(cè)試模塊的活塞

圖15 機(jī)外數(shù)據(jù)接收設(shè)備連接

試驗(yàn)測(cè)得活塞各測(cè)點(diǎn)在柴油機(jī)一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)出現(xiàn)的溫度最大值，將兩種計(jì)算條件下的仿真溫度最大值與實(shí)測(cè)溫度最大值進(jìn)行對(duì)比(見(jiàn)圖16)。

圖16 試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比

兩種仿真方案的各測(cè)點(diǎn)誤差均在6%以內(nèi)，但考慮進(jìn)氣冷卻的溫度場(chǎng)仿真結(jié)果在空間上的分布規(guī)律比不考慮進(jìn)氣冷卻的更加準(zhǔn)確。例如，測(cè)點(diǎn)5和測(cè)點(diǎn)2分別位于燃燒室凹坑的排氣側(cè)和進(jìn)氣側(cè)，該處的溫度分布受進(jìn)氣效應(yīng)影響較大，考慮進(jìn)氣冷卻的仿真結(jié)果與試驗(yàn)值較為相符，測(cè)點(diǎn)5的溫度明顯高于測(cè)點(diǎn)2，而不考慮進(jìn)氣冷卻的仿真結(jié)果中，測(cè)點(diǎn)5和測(cè)點(diǎn)2的溫度幾乎相等。說(shuō)明考慮進(jìn)氣冷卻進(jìn)行活塞頂面燃?xì)鉁囟葓?chǎng)計(jì)算，并將其瞬態(tài)映射到有限元模型上，較經(jīng)驗(yàn)公式和穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)計(jì)算，能更準(zhǔn)確地反映活塞溫度在時(shí)間上的波動(dòng)和空間上的不均勻。

4 結(jié)束語(yǔ)

本研究提出的計(jì)算方法能夠有效考慮柴油機(jī)進(jìn)氣過(guò)程對(duì)缸內(nèi)和活塞頂面的冷卻作用，使得活塞溫度計(jì)算與實(shí)際工作過(guò)程更為接近。

起動(dòng)工況下，活塞在一定循環(huán)后整體溫度分布趨于穩(wěn)態(tài)，溫升減慢，與穩(wěn)態(tài)工況溫度分布趨勢(shì)基本一致。穩(wěn)定循環(huán)工況下，活塞瞬態(tài)溫度場(chǎng)在空間上的分布與穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)保持一致，一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)溫度場(chǎng)最大值都出現(xiàn)在活塞頂部中心，但最大值波動(dòng)較大?；钊敳靠拷M(jìn)氣門(mén)側(cè)的溫度較排氣門(mén)側(cè)偏低。溫度變化過(guò)程中，與高溫燃?xì)饨佑|區(qū)域溫度波動(dòng)較為劇烈，而冷卻腔、環(huán)槽、裙部主要依靠與活塞頂面的熱傳導(dǎo)獲取熱量，溫度變化平緩。