活塞振蕩冷卻的數(shù)值模擬計(jì)算及溫度場(chǎng)分析

吳倩文, 張敬晨, 龐銘, 解志民, 胡定云, 胡玉平

(1. 山東大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院， 山東 濟(jì)南 250061； 2. 中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津)， 天津 300400)

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活塞振蕩冷卻的數(shù)值模擬計(jì)算及溫度場(chǎng)分析

吳倩文1, 張敬晨1, 龐銘2, 解志民2, 胡定云2, 胡玉平1

(1. 山東大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院， 山東 濟(jì)南 250061； 2. 中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津)， 天津 300400)

利用CFD動(dòng)態(tài)網(wǎng)格層變法建立了活塞振蕩冷卻的瞬態(tài)計(jì)算模型，并應(yīng)用VOF模型對(duì)活塞的振蕩冷卻進(jìn)行了瞬態(tài)數(shù)值模擬計(jì)算。分析了活塞在不同位置時(shí)油腔內(nèi)冷卻油的流動(dòng)情況，得到了內(nèi)冷油腔的機(jī)油填充率、壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)等隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律。為驗(yàn)證其冷卻效果，提取了內(nèi)冷油腔壁面的換熱邊界，對(duì)活塞的溫度場(chǎng)進(jìn)行了有限元模擬計(jì)算，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，為活塞的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了依據(jù)。

活塞； 內(nèi)冷油腔； 振蕩傳熱； 溫度場(chǎng)

隨著內(nèi)燃機(jī)功率密度的不斷提升，活塞所承受的熱負(fù)荷也越來(lái)越嚴(yán)重，對(duì)活塞進(jìn)行冷卻成為內(nèi)燃機(jī)行業(yè)所關(guān)注的問(wèn)題。振蕩冷卻作為一種非常高效的強(qiáng)化傳熱方式，在現(xiàn)代柴油機(jī)活塞中得到了廣泛應(yīng)用[1]。對(duì)于采用振蕩冷卻技術(shù)的活塞，通過(guò)冷卻油腔帶走的熱量占傳給活塞總熱量的60%～70%[2]，極大地降低了活塞的熱負(fù)荷。

由于活塞的冷卻效果受到冷卻油腔形狀、噴孔直徑、發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速等多種因素的影響，而且測(cè)量油腔內(nèi)實(shí)際振蕩及換熱狀態(tài)難度較大，因此，隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，活塞振蕩冷卻的數(shù)值模擬計(jì)算逐步得到應(yīng)用。Hidehiko Kajiwara[3]等運(yùn)用CFD方法研究了活塞油腔振蕩傳熱問(wèn)題，并對(duì)活塞的冷卻系統(tǒng)進(jìn)行了優(yōu)化；Yong Yi[4]等人利用數(shù)值模擬與試驗(yàn)相結(jié)合的方法驗(yàn)證了內(nèi)冷油腔的振蕩傳熱數(shù)值模型的準(zhǔn)確性；北京理工大學(xué)張衛(wèi)正[5]等人應(yīng)用CFD數(shù)值模擬方法研究了轉(zhuǎn)速對(duì)內(nèi)冷油腔的流動(dòng)和傳熱特性的影響。

對(duì)于帶內(nèi)冷油腔的活塞溫度場(chǎng)計(jì)算，內(nèi)冷油腔壁面的傳熱系數(shù)多采用經(jīng)驗(yàn)公式[6-8]。但在實(shí)際噴油冷卻過(guò)程中，內(nèi)冷油腔壁面的傳熱系數(shù)隨活塞運(yùn)動(dòng)不斷變化，分布極不均勻。因此，如果僅用經(jīng)驗(yàn)公式求解內(nèi)冷油腔的對(duì)流傳熱系數(shù)，溫度場(chǎng)結(jié)果很可能與實(shí)際相差很大。2012年，山東大學(xué)仲杰[9]將活塞內(nèi)冷油腔壁面的傳熱系數(shù)和溫度進(jìn)行了時(shí)間和空間平均，將所得的平均傳熱系數(shù)和平均邊界溫度作為活塞溫度場(chǎng)計(jì)算的第三類(lèi)邊界條件，然而對(duì)內(nèi)冷油腔不同區(qū)域作空間平均并不能準(zhǔn)確說(shuō)明內(nèi)冷油腔具體位置處的換熱情況。

本研究利用Fluent動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)和VOF多項(xiàng)流模型對(duì)柴油機(jī)活塞的振蕩冷卻進(jìn)行了瞬態(tài)模擬計(jì)算，分別得到了活塞位于不同位置時(shí)冷卻油的流動(dòng)和換熱情況，并提取了內(nèi)冷油腔的瞬態(tài)傳熱系數(shù)作時(shí)間平均，將其投影到活塞有限元網(wǎng)格上作為溫度場(chǎng)計(jì)算的換熱邊界條件。最后，對(duì)活塞關(guān)鍵位置進(jìn)行熱電偶溫度測(cè)量，通過(guò)試驗(yàn)溫度和計(jì)算溫度的對(duì)比來(lái)驗(yàn)證內(nèi)冷油腔的振蕩傳熱模型。

1 計(jì)算模型的建立

1.1 幾何模型與網(wǎng)格劃分

圖1示出了采用振蕩冷卻的某型柴油機(jī)活塞及冷卻油腔的示意。活塞振蕩冷卻，即在活塞頭部鑄出內(nèi)冷油腔，冷卻機(jī)油由固定在機(jī)體上的噴油嘴高速?lài)娙肜鋮s油腔，利用機(jī)油在隨活塞運(yùn)動(dòng)過(guò)程中產(chǎn)生的振蕩冷卻活塞[10-11]。

為準(zhǔn)確模擬活塞運(yùn)動(dòng)規(guī)律，采用Fluent動(dòng)態(tài)網(wǎng)格層變法建立噴油流場(chǎng)的動(dòng)網(wǎng)格模型，活塞經(jīng)過(guò)90°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)，油腔的網(wǎng)格模型見(jiàn)圖2。為了簡(jiǎn)化模型并得到適用于計(jì)算的六面體網(wǎng)格，將冷卻噴嘴以下的流體空間區(qū)域簡(jiǎn)化成圓柱體。由于油腔近壁面處的速度和溫度都存在很大的梯度，數(shù)值變化劇烈，因此對(duì)近壁面處的網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)化。

利用冷卻油在內(nèi)冷油腔內(nèi)的高速振蕩可以強(qiáng)化傳熱，然而要判斷內(nèi)冷油腔的冷卻效果是否滿(mǎn)足要求，最終要對(duì)活塞的溫度場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算[12-13]。按活塞的實(shí)際尺寸建立有限元模型，作為活塞溫度場(chǎng)計(jì)算的固體計(jì)算區(qū)域(見(jiàn)圖3)。模型網(wǎng)格以四面體為主，為了得到精確的溫度分布，在保證活塞形狀的基礎(chǔ)上，網(wǎng)格單元數(shù)目為20萬(wàn)。

1.2 VOF模型

計(jì)算采用的多項(xiàng)流模型為Fluent提供的隱式VOF模型，并激活區(qū)域離散化模型。采用這種模型可以得到互不相融的流體之間清晰的交界面。在VOF模型中，各流體組分共用一套動(dòng)量方程，在流場(chǎng)的每個(gè)單元內(nèi)，都會(huì)計(jì)算各流體組分所占的體積分?jǐn)?shù)，各相的體積分?jǐn)?shù)之和等于1[14]。活塞的振蕩冷卻傳熱是一個(gè)多維、多相、非定常的復(fù)雜過(guò)程，建立一個(gè)考慮各種因素的瞬態(tài)多相流模型是極其復(fù)雜的，因此假設(shè)不考慮油的蒸氣相，并認(rèn)為空氣與冷卻油互不混合，兩者屬于分層自由面流動(dòng)，可應(yīng)用VOF模型進(jìn)行求解。

1.3 CFD計(jì)算邊界條件

利用Fluent軟件進(jìn)行求解時(shí)，采用PISO算法。初始時(shí)，計(jì)算區(qū)域內(nèi)均為空氣介質(zhì)；由于機(jī)油和空氣的熱物理性質(zhì)隨溫度而變化，因此機(jī)油和空氣的熱物理屬性擬合為關(guān)于T的多項(xiàng)式函數(shù)；入口為速度入口，噴嘴出口速度為32.8 m/s，溫度為343 K，出口為壓力出口；壁面使用增強(qiáng)壁面函數(shù)，它使用雙層區(qū)域模型(黏性影響區(qū)域和充分湍流區(qū)域)給邊界層分區(qū)，雙層模型利用另一個(gè)方程封閉壁面的湍流黏性系數(shù)來(lái)求解壁面附近的速度與溫度場(chǎng)，因此具有較高的精度，由于油腔近壁面布置了足夠的網(wǎng)格，使用增強(qiáng)壁面函數(shù)能夠?qū)谛?yīng)進(jìn)行有效的計(jì)算。冷卻油腔壁面溫度由活塞溫度場(chǎng)計(jì)算所得到的結(jié)果獲取(見(jiàn)圖4)。

1.4 有限元計(jì)算邊界條件

利用有限元法求解活塞的溫度場(chǎng)一般釆用第三類(lèi)邊界條件，即已知活塞邊界上的流體溫度和傳熱系數(shù)。活塞環(huán)區(qū)、活塞裙部外側(cè)以及內(nèi)側(cè)腔的溫度和當(dāng)量熱交換系數(shù)由試驗(yàn)修正獲取；對(duì)于活塞頂面燃?xì)鈧?cè)的溫度和傳熱系數(shù)，由三維數(shù)值模擬軟件模擬缸內(nèi)工作過(guò)程，將計(jì)算所得瞬態(tài)壁面?zhèn)鳠嵝畔⒃谝粋€(gè)周期內(nèi)取均值后投影給有限元網(wǎng)格，最后得到的活塞頂面燃?xì)鉁囟群蛡鳠嵯禂?shù)分布見(jiàn)圖5和圖6。內(nèi)冷油腔的溫度和傳熱系數(shù)由噴油冷卻的瞬態(tài)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。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 冷卻油腔流動(dòng)分析

圖7示出了活塞處于不同位置處油腔的機(jī)油分布?；钊缮现裹c(diǎn)向下止點(diǎn)運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中，開(kāi)始時(shí)活塞加速向下運(yùn)動(dòng)，活塞瞬時(shí)速度大于機(jī)油向下的流速，機(jī)油克服重力作用主要積聚在油腔的頂部；當(dāng)活塞到達(dá)下止點(diǎn)前開(kāi)始減速運(yùn)動(dòng)，機(jī)油在重力作用下脫離油腔頂部，底部的機(jī)油量開(kāi)始增多。同理，活塞由下止點(diǎn)向上止點(diǎn)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，在加速階段機(jī)油大多數(shù)積聚在內(nèi)冷油腔的底部，當(dāng)活塞到達(dá)上止點(diǎn)之前時(shí)，活塞開(kāi)始減速運(yùn)行，機(jī)油在慣性作用下脫離油腔底部撞擊到頂部，頂部流量又開(kāi)始增多。因此，活塞運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致機(jī)油在內(nèi)冷油腔內(nèi)高速振蕩，可以大大增強(qiáng)傳熱效果。

圖8示出了冷卻油腔機(jī)油填充率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律，圖9示出了冷卻油腔進(jìn)出口機(jī)油質(zhì)量流量與活塞速度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律。結(jié)合圖8與圖9可知，不同曲軸轉(zhuǎn)角下，瞬時(shí)機(jī)油填充率的變化規(guī)律與活塞進(jìn)出口的瞬時(shí)流量密切相關(guān)?；钊缮现裹c(diǎn)向下加速的過(guò)程中，冷卻油入口速度與活塞相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度越來(lái)越大，流入和流出油腔的機(jī)油質(zhì)量流量隨之增大，噴入油腔的機(jī)油流量大于油腔出口機(jī)油流量，從而使油腔內(nèi)機(jī)油總滯留量增多；當(dāng)活塞開(kāi)始減速時(shí)，積聚在油腔頂部的機(jī)油在慣性作用下脫離油腔頂面，聚集在油腔下壁面，因此流出內(nèi)冷油腔的機(jī)油質(zhì)量流量逐漸增大，在120°曲軸轉(zhuǎn)角附近，流入和流出冷卻油腔的機(jī)油量相等，此時(shí)內(nèi)冷油腔的機(jī)油填充率達(dá)到最大；120°曲軸轉(zhuǎn)角后，流出內(nèi)冷油腔的機(jī)油流量開(kāi)始大于噴入的機(jī)油流量，油腔內(nèi)的機(jī)油填充率開(kāi)始減??；活塞到達(dá)下止點(diǎn)后開(kāi)始加速上行，冷卻油入口速度與活塞相對(duì)速度變小，噴入的冷卻油隨之減小，冷卻油聚集在油腔下表面，流出的機(jī)油流量增大，使得內(nèi)冷油腔的機(jī)油填充率持續(xù)減小；當(dāng)活塞開(kāi)始減速運(yùn)動(dòng)時(shí)，冷卻油在慣性作用下脫離油腔底部撞擊到頂部，噴入內(nèi)冷油腔的油開(kāi)始增多，在330°曲軸轉(zhuǎn)角附近，流入和流出的冷卻油相等，此時(shí)機(jī)油填充率達(dá)到最低；330°曲軸轉(zhuǎn)角后，流入內(nèi)冷油腔的機(jī)油流量開(kāi)始大于流出的機(jī)油流量，油腔內(nèi)的機(jī)油填充率又開(kāi)始增大。

2.2 冷卻油腔換熱分析

圖10示出了油腔壁面平均對(duì)流傳熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律。對(duì)比圖8與圖10可以看出，1個(gè)循環(huán)內(nèi)油腔壁面平均傳熱系數(shù)的變化趨勢(shì)與油腔內(nèi)的機(jī)油填充率變化趨勢(shì)相似，但前者較后者有滯后期。這是由于下止點(diǎn)時(shí)活塞運(yùn)動(dòng)方向改變，機(jī)油由于慣性作用沖擊壁面，湍流流動(dòng)加強(qiáng)，有利于傳熱，故在下止點(diǎn)后，傳熱系數(shù)達(dá)到最大。在120°曲軸轉(zhuǎn)角處，內(nèi)冷油腔的機(jī)油填充率雖然最大，但相對(duì)于下止點(diǎn)而言，此時(shí)的湍流流動(dòng)較弱，因此其傳熱系數(shù)小于下止點(diǎn)處。

圖11示出了活塞處于不同位置處冷卻油腔壁面的傳熱系數(shù)分布。為了直觀地分析，將油腔表面分為4個(gè)區(qū)域(見(jiàn)圖12)，油腔表面分區(qū)后的平均傳熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化趨勢(shì)見(jiàn)圖13。由圖可知，冷卻油腔頂面的傳熱系數(shù)較高，這是由于活塞下行時(shí)活塞運(yùn)動(dòng)方向與機(jī)油入口速度方向相反，上表面受機(jī)油撞擊強(qiáng)烈，冷卻油主要積聚在油腔頂部，上表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)不斷增大，而下表面的傳熱系數(shù)減小。實(shí)際上，油腔頂面的傳熱系數(shù)高，這更有利于對(duì)活塞頂部燃燒室邊緣和環(huán)槽處高溫的有效冷卻。當(dāng)活塞上行時(shí)，冷卻油主要積聚在油腔底部，但由于活塞速度與機(jī)油流速同向，減緩了機(jī)油對(duì)底部的撞擊作用，因此下表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)開(kāi)始緩慢增大，而上表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)開(kāi)始減小。此外，由于油腔的內(nèi)外兩側(cè)受機(jī)油的沖擊作用較弱，因此壁面的傳熱系數(shù)變化較小。

2.3 活塞溫度場(chǎng)分析

內(nèi)冷油腔的振蕩傳熱效果與油腔中的機(jī)油填充率密切相關(guān)。油腔內(nèi)機(jī)油填充率過(guò)高或過(guò)低，都會(huì)使振蕩傳熱效果變差，不利于活塞的冷卻。為充分利用振蕩換熱，機(jī)油填充率應(yīng)在30%～60%之間[15]。為了進(jìn)一步驗(yàn)證其傳熱效果，應(yīng)對(duì)活塞的溫度場(chǎng)進(jìn)行進(jìn)一步的計(jì)算分析。

圖14示出了無(wú)內(nèi)冷油腔和帶有內(nèi)冷油腔的活塞外表面溫度場(chǎng)分布。無(wú)冷卻時(shí)活塞最高溫度為378.9 ℃，有冷卻時(shí)活塞最高溫度為354.2 ℃，溫度下降了約24 ℃。加入內(nèi)冷油腔后，活塞燃燒室和第一與第二環(huán)岸溫度均下降20 ℃左右，活塞裙部和底部中心的溫度下降并不明顯。由此可見(jiàn)，此活塞的內(nèi)冷油腔對(duì)活塞頂面和環(huán)岸的高熱負(fù)荷起到了顯著的冷卻作用。

圖15示出了帶有冷卻油腔時(shí)活塞中心截面和活塞頂面溫度場(chǎng)分布。由圖可見(jiàn)，活塞高溫區(qū)主要集中在燃燒室中心以及燃燒室喉口處，溫度是從活塞頭部到裙部下緣沿軸向逐漸降低?；钊斆娌煌瑓^(qū)域溫度差別較大，由燃燒室中心到底部凹坑到周邊溫度先降后升，在燃燒室中心溫度最高。其原因是燃燒室中心受到高溫燃?xì)鈴?qiáng)烈的熱輻射作用，周邊受到擠流作用的影響，兩者是熱氣流的高速區(qū)，與內(nèi)冷油腔的傳熱路線長(zhǎng)，尤其是燃燒室中心無(wú)法得到冷卻；而底部與油腔的傳熱路線短，受冷卻作用影響，所以溫度要低于燃燒室中心和周邊。

3 數(shù)值計(jì)算的試驗(yàn)驗(yàn)證

本研究對(duì)活塞關(guān)鍵位置的溫度進(jìn)行測(cè)量，通過(guò)溫度的對(duì)比來(lái)驗(yàn)證內(nèi)冷油腔的振蕩傳熱效果，并驗(yàn)證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。測(cè)量工況下柴油機(jī)的主要參數(shù)見(jiàn)表1，測(cè)溫點(diǎn)布置見(jiàn)圖16，測(cè)溫?cái)?shù)據(jù)見(jiàn)表2。計(jì)算溫度值與實(shí)測(cè)溫度值最大誤差為3.18%，最大誤差點(diǎn)在活塞頂面燃燒室周邊凸臺(tái)測(cè)點(diǎn)處；整體誤差在5%以?xún)?nèi)，仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，表明建立的模型及數(shù)值模擬方法是合理的。

表1 柴油機(jī)的主要參數(shù)

表2 活塞實(shí)測(cè)溫度和計(jì)算溫度對(duì)比

噴油冷卻 CFD 計(jì)算的最終目的就是為活塞溫度場(chǎng)計(jì)算提供第三類(lèi)邊界條件。由試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析可知：與經(jīng)驗(yàn)公式相比，本研究采用的由CFD 瞬態(tài)計(jì)算結(jié)果獲取一個(gè)周期內(nèi)的時(shí)均溫度和對(duì)流傳熱系數(shù)的方法更符合實(shí)際情況。

4 結(jié)論

a) 不同曲軸轉(zhuǎn)角下的瞬時(shí)油腔機(jī)油填充率與冷卻油進(jìn)出口的瞬時(shí)流量密切相關(guān)，120°曲軸轉(zhuǎn)角處進(jìn)出口流量相等，機(jī)油填充率達(dá)到最高，330°曲軸轉(zhuǎn)角處機(jī)油填充率最低；油腔的傳熱系數(shù)與機(jī)油填充率變化規(guī)律相似，但存在滯后期；

b) 溫度從活塞頭部到裙部下緣沿軸向逐漸降低，高溫區(qū)主要集中在燃燒室中心以及喉口處,內(nèi)冷油腔對(duì)活塞頂面和環(huán)岸的高熱負(fù)荷起到了顯著的冷卻作用；

c) 通過(guò)活塞熱電偶測(cè)溫試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算溫度的對(duì)比分析可知，由瞬態(tài)計(jì)算結(jié)果獲取油腔換熱邊界的方法更符合實(shí)際情況，也進(jìn)一步驗(yàn)證了振蕩冷卻計(jì)算模型的準(zhǔn)確性。

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[編輯： 姜曉博]

Numerical Simulation and Temperature Field Analysis of Piston Oscillating Cooling

WU Qianwen1， ZHANG Jingchen1, PANG Ming2, XIE Zhimin2, HU Dingyun2, HU Yuping1

(1. School of Energy and Power Engineering, Shandong University, Ji’nan 250061, China；2. China North Engine Research Institute(Tianjin), Tianjin 300400, China)

The heat transfer model of oscillating cooling was established by CFD dynamic mesh method and the transient numerical simulation of piston oscillating cooling was conducted with the volume of fluid (VOF) model. The flow conditions of cooling oil in the cooling gallery with different piston locations were analyzed and the variation laws of filling ratio and wall heat transfer coefficient with crankshaft angle were acquired. In order to verify the cooling effect, the heat transfer boundary of inner cooling gallery wall was set up, the finite element simulation of piston temperature field was conducted, and the calculated results were compared with the test results. Accordingly, the simulation provided the reference for piston optimization.

piston; inner cooling gallery; oscillating heat transfer; temperature field

2015-02-01；

2015-04-25

山東省中青年科學(xué)家獎(jiǎng)勵(lì)基金(BS2013NJ012)

吳倩文(1990—)，女，碩士，主要研究方向?yàn)闉閮?nèi)燃機(jī)傳熱；18764427361@163.com。

胡玉平(1970—)，男，副教授，主要研究方向?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)現(xiàn)代分析技術(shù)研究；huyp@sdu.edu.cn。

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.04.011

TK424.24

B

1001-2222(2015)04-0054-06