機(jī)油進(jìn)出口管徑對(duì)柴油機(jī)活塞振蕩冷卻效果的影響

吳之華，龔京風(fēng)

(武漢科技大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，湖北 武漢，430065)

近年來(lái)，隨著柴油發(fā)動(dòng)機(jī)向高功率、高負(fù)荷和低排放的趨勢(shì)發(fā)展，其工作時(shí)受到的熱負(fù)荷、熱強(qiáng)度和機(jī)械負(fù)荷隨之增加，而過(guò)高溫度會(huì)導(dǎo)致活塞組件出現(xiàn)熱變形乃至熱損傷，發(fā)動(dòng)機(jī)工作可靠性下降，因此，需要對(duì)活塞進(jìn)行冷卻處理。目前廣泛采取的冷卻方式是振蕩冷卻，即在柴油機(jī)活塞里鑄造冷卻油腔結(jié)構(gòu)，不斷向冷卻油腔噴射機(jī)油，使油腔內(nèi)機(jī)油和空氣隨活塞的往復(fù)運(yùn)動(dòng)而產(chǎn)生振蕩，與油腔壁面進(jìn)行換熱，從而達(dá)到冷卻的目的?；钊睦鋮s過(guò)程實(shí)質(zhì)是冷卻油腔內(nèi)氣液多相流的振蕩傳熱過(guò)程[1]。

Pan等[2]和Yi等[3]采用數(shù)值模擬方法，研究了發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、冷卻油流量對(duì)環(huán)形油腔傳熱系數(shù)和機(jī)油填充率的影響規(guī)律，但其建立計(jì)算模型時(shí)，對(duì)機(jī)油進(jìn)出口管道進(jìn)行了簡(jiǎn)化，僅關(guān)注內(nèi)冷油腔結(jié)構(gòu)本身；李闖等[4]和原彥鵬等[5]研究了油腔形狀和位置對(duì)柴油機(jī)活塞溫度場(chǎng)的影響；曹元福和張衛(wèi)正等[6-7]采用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)方法，研究了機(jī)油填充率和壁面換熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角和轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律；Wang等[8]嘗試以納米流體作為冷卻介質(zhì)，結(jié)果顯示，采用納米流體的冷卻效果優(yōu)于采用常規(guī)冷卻油的冷卻效果。目前的研究主要集中于發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、油腔位置和形狀等對(duì)活塞振蕩冷卻換熱效果的影響，但發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速受發(fā)動(dòng)機(jī)工況約束，而油腔形狀受加工工藝約束，并且油腔位置會(huì)影響活塞的熱應(yīng)力水平，因此，這些因素不能僅根據(jù)冷卻需求進(jìn)行調(diào)整。而油腔進(jìn)出口直徑受上述約束相對(duì)較小，若能通過(guò)調(diào)整油腔進(jìn)出口直徑來(lái)改善活塞冷卻效果，不失為一種簡(jiǎn)潔有效的手段。

另外，在計(jì)算模型選擇方面，朱海榮等[9]比較了湍流模型對(duì)振蕩傳熱計(jì)算結(jié)果的影響，得出采用SST κ-ω模型的模擬結(jié)果更接近實(shí)驗(yàn)值；吳志明等[10]采用流體體積函數(shù)(VOF)多相流模型對(duì)活塞冷卻油腔周向換熱特性進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)壁面平均換熱系數(shù)振蕩幅度最大的是入口沖擊周向20°區(qū)域內(nèi)；鄧晰文等[11]提出一種采用相對(duì)位移法的模擬仿真方法，即通過(guò)編寫動(dòng)邊界的自定義函數(shù)(UDF)定義活塞的往復(fù)運(yùn)動(dòng)，以降低數(shù)值運(yùn)算量，并且計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好。

基于此，本文采用CFD方法，基于VOF多相流模型和SST κ-ω湍流模型，借鑒相對(duì)位移模擬仿真方法，建立了柴油機(jī)活塞振蕩冷卻數(shù)學(xué)模型，研究了機(jī)油進(jìn)出口通道管徑對(duì)活塞冷卻油腔氣液兩相流、機(jī)油填充率、內(nèi)冷油腔表面換熱系數(shù)的影響，以期為柴油機(jī)活塞內(nèi)冷油腔優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 數(shù)學(xué)模型

油腔振蕩冷卻是復(fù)雜的多維、多相且非定常的傳熱過(guò)程，冷卻油、空氣與內(nèi)冷油腔壁面之間的傳熱是周期性瞬態(tài)導(dǎo)熱、射流沖擊、對(duì)流換熱等過(guò)程的綜合[7]。仿真計(jì)算過(guò)程中對(duì)模型進(jìn)行如下簡(jiǎn)化：①機(jī)油垂直于油腔入口噴射；②忽略油腔中的油氣，只考慮機(jī)油和空氣，并且機(jī)油和空氣互不相容；③活塞冷卻油腔的復(fù)雜傳熱簡(jiǎn)化為瞬態(tài)兩相流流動(dòng)及傳熱[3]。

1.1 計(jì)算模型

連續(xù)性方程：

(1)

物性參數(shù)方程：

(2)

式中：t為時(shí)間；ui為速度，i=1,2,3分別表示空間三個(gè)方向x、y、z。

VOF模型中，兩相速度和溫度由各相共享，因此，計(jì)算域內(nèi)只需要求解統(tǒng)一的動(dòng)量方程和能量方程。

動(dòng)量方程：

(3)

能量方程：

(4)

(5)

式中：ρ為流體密度；p為控制單元壓力；g為重力加速度；μ為動(dòng)力黏度；Fi為控制體單元體積力；E、T為內(nèi)能和溫度；k為有效導(dǎo)熱系數(shù)；αq為第q相體積分?jǐn)?shù)。

1.2 動(dòng)邊界模型

活塞作往復(fù)直線運(yùn)動(dòng)，以往主要采用層鋪法來(lái)模擬，此方法對(duì)網(wǎng)格處理要求較高且容易出現(xiàn)計(jì)算錯(cuò)誤。本文采用相對(duì)位移法[11]模擬活塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)，該方法假定計(jì)算域整體作往復(fù)剛體運(yùn)動(dòng)。通過(guò)將機(jī)油入口速度和空氣入口速度轉(zhuǎn)化為隨發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸轉(zhuǎn)角變化的邊界條件，考慮到活塞的往復(fù)運(yùn)動(dòng)，機(jī)油入口實(shí)際速度為：

vreal=voil-vengine

(6)

(7)

式中：vengine為活塞瞬時(shí)速度；voil為機(jī)油噴射速度；r為曲柄半徑；l為連桿長(zhǎng)度；ω為活塞角速度。

額定工況1800 r/min下，入口處機(jī)油相對(duì)活塞的瞬時(shí)速度實(shí)際分布如圖1所示。

圖1 額定工況下機(jī)油瞬時(shí)速度

2 三維仿真模型

本文以單杠柴油機(jī)活塞的內(nèi)冷油腔為分析對(duì)象，其主要技術(shù)參數(shù)見表1，活塞結(jié)構(gòu)及運(yùn)動(dòng)過(guò)程示意圖如圖2所示。

表1 柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

2.1 幾何模型及網(wǎng)格模型

圖3為活塞冷卻油腔的幾何模型和網(wǎng)格劃分情況，可以看出，計(jì)算模型將內(nèi)冷油腔壁面分為油腔內(nèi)側(cè)面、油腔底面、油腔外側(cè)面和油腔頂面四個(gè)區(qū)域。

(a) 幾何模型

(b) 網(wǎng)格劃分

2.2 邊界條件

本文采用的幾何模型與文獻(xiàn)[12]一致，油腔壁面溫度列于表2中。

表2 內(nèi)冷油腔各壁面溫度

由圖3(a)可知，進(jìn)口分為空氣進(jìn)口和機(jī)油進(jìn)口，機(jī)油進(jìn)口直徑設(shè)為3 mm，參考式(6)和式(7)，通過(guò)編寫UDF給定機(jī)油入口相對(duì)速度。空氣進(jìn)口外徑12 mm，為壓力進(jìn)口邊界條件，機(jī)油和空氣出口直徑15 mm，為壓力出口邊界條件，機(jī)油參考溫度為349 K。初始時(shí)刻，活塞位于上止點(diǎn)，且油腔內(nèi)充滿空氣相。

本文分別建立了機(jī)油進(jìn)出口通道管徑為10、8、6、4 mm對(duì)應(yīng)的內(nèi)冷油腔模型，計(jì)算了不同模型的機(jī)油填充率、內(nèi)冷油腔表面換熱系數(shù)等，分析了機(jī)油進(jìn)出口直徑對(duì)活塞振蕩冷卻效果的影響。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 冷卻油腔振蕩機(jī)油流動(dòng)分析

圖4所示為本文仿真結(jié)果和Deng等[13]得到的可視化實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比情況。從圖4可以看出，F(xiàn)luent軟件仿真模擬得到的機(jī)油振蕩流動(dòng)趨勢(shì)與可視化實(shí)驗(yàn)相似，機(jī)油在油腔內(nèi)產(chǎn)生了振蕩流動(dòng)，仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性得到驗(yàn)證。

圖4 仿真結(jié)果與可視化實(shí)驗(yàn)對(duì)比

發(fā)動(dòng)機(jī)額定轉(zhuǎn)速下，計(jì)算不同進(jìn)出口管道直徑時(shí)冷卻油腔中機(jī)油分布，圖5所示為進(jìn)出口管徑為10 mm時(shí)對(duì)應(yīng)的冷卻油腔中機(jī)油分布情況，其他管徑的分布情況與該條件相似。圖中油腔左側(cè)云圖為對(duì)應(yīng)時(shí)刻油腔中心面一側(cè)截面，可以看出，本文計(jì)算得到的機(jī)油流動(dòng)趨勢(shì)與張衛(wèi)正等[7]仿真得到的趨勢(shì)相似。

由圖5可見，在由上止點(diǎn)(TDC)到下止點(diǎn)(BDC)加速運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，在到達(dá)中點(diǎn)90°之前，機(jī)油積聚在油腔頂部；從90°到下止點(diǎn)180°時(shí)，機(jī)油開始向下運(yùn)動(dòng)，積聚在油腔底部，這段過(guò)程中向機(jī)油進(jìn)出口回流的機(jī)油較少。在由下止點(diǎn)到上止點(diǎn)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，從180°到270°時(shí)，機(jī)油持續(xù)積聚在油腔底面，且有一部分機(jī)油流出管道;從270°到360°過(guò)程中，機(jī)油開始向上運(yùn)動(dòng)，機(jī)油在油腔頂部積聚，如此往復(fù)循環(huán)。

圖5 管徑為10 mm時(shí)內(nèi)冷油腔中機(jī)油體積分?jǐn)?shù)分布

3.2 進(jìn)出口管徑對(duì)內(nèi)冷油腔壁面瞬時(shí)機(jī)油填充率的影響

油腔壁面瞬時(shí)機(jī)油填充率為某時(shí)刻冷卻油腔內(nèi)機(jī)油與壁面接觸面積與油腔壁面總面積的比值。圖6為發(fā)動(dòng)機(jī)額定轉(zhuǎn)速下，不同進(jìn)出口管徑的冷卻油腔壁面機(jī)油瞬時(shí)填充率變化曲線，可以看出，機(jī)油瞬時(shí)填充率隨著曲軸轉(zhuǎn)角的增大總體呈現(xiàn)減-增-減-增的變化趨勢(shì)。將圖6中數(shù)據(jù)進(jìn)行周期平均，計(jì)算得到進(jìn)出口管徑為4 mm時(shí)對(duì)應(yīng)的瞬時(shí)機(jī)油壁面填充率要高于其他三種管徑的相應(yīng)值，與管徑為10、8、6 mm對(duì)應(yīng)的模型相比，其壁面機(jī)油填充率依次增長(zhǎng)了16.7%、12.2%、7.6%，亦即機(jī)油填充率隨著機(jī)油進(jìn)出口管徑的減小呈增大的趨勢(shì)。

圖6 內(nèi)冷油腔中機(jī)油瞬時(shí)填充率

3.3 進(jìn)出口管徑對(duì)內(nèi)冷油腔傳熱效果的影響

活塞冷卻油腔壁面對(duì)流換熱系數(shù)計(jì)算式為：h=q/(Tw-Tref)，式中:q為熱流密度，Tw為油腔壁面溫度，Tref為參考機(jī)油溫度。額定轉(zhuǎn)速下，待仿真模擬穩(wěn)定后，取活塞半個(gè)工作循環(huán)過(guò)程進(jìn)行分析。

圖7為不同進(jìn)出口管徑下內(nèi)冷油腔各壁面平均對(duì)流換熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況。由圖7可知，不同進(jìn)出口管徑條件下，各油腔壁面平均對(duì)流換熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化趨勢(shì)基本一致，其中上壁面由于活塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的振蕩作用，并且機(jī)油進(jìn)口管道處油液會(huì)以一定速度沖刷油腔頂面,這使得上壁面的湍流混合加強(qiáng)，其壁面換熱系數(shù)的變化幅度遠(yuǎn)大于內(nèi)側(cè)面、外側(cè)面和底面的換熱系數(shù)變化幅度，這與文獻(xiàn)[10]得到的機(jī)油進(jìn)口處周向10°到20°范圍內(nèi)油腔換熱效果較強(qiáng)的結(jié)論相對(duì)應(yīng)。從圖7還可以看出，相同管徑油腔內(nèi)側(cè)面和外側(cè)面對(duì)流換熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角變化基本一致，均呈現(xiàn)減-增-減-增的變化趨勢(shì)。

為進(jìn)一步分析進(jìn)出口管徑對(duì)冷卻油腔換熱系數(shù)的影響，提取圖7中壁面換熱系數(shù)特征值列于表3中。由表3可見，相同進(jìn)出口管徑條件下，油腔頂面對(duì)流換熱系數(shù)的最大值和振幅明顯大于其他三個(gè)壁面的相應(yīng)值，其大小順序依次為：油腔頂面>油腔內(nèi)側(cè)面>油腔外側(cè)面>油腔底面。與進(jìn)出口管徑取4 mm的模型相比，當(dāng)管徑取6、8、10 mm時(shí)，冷卻油腔各壁面的對(duì)流換熱系數(shù)最大值和振幅均有不同程度的增加；從對(duì)流換熱系數(shù)的平均值來(lái)看，與進(jìn)出口管徑取4 mm的情況相比，管徑取8 mm時(shí)冷卻油腔各壁面的換熱系數(shù)平均值增幅最大，頂面、底面、內(nèi)側(cè)面、外側(cè)面換熱系數(shù)平均值依次增長(zhǎng)了11.3%、11.9%、12.7%和0.7%。綜合對(duì)比各項(xiàng)換熱系數(shù)，進(jìn)出口管徑取8 mm時(shí)冷卻油腔換熱效果最佳。

(a)油腔頂面 (b)油腔底面

(c)油腔內(nèi)側(cè)面 (d)油腔外側(cè)面

表3 不同管徑下內(nèi)冷油腔各壁面的換熱系數(shù)

為進(jìn)一步研究機(jī)油填充率對(duì)冷卻油腔對(duì)流換熱系數(shù)的影響，本文以進(jìn)出口管徑取10 mm為例，對(duì)應(yīng)冷卻油腔各壁面機(jī)油填充率如圖8所示，油腔壁面機(jī)油填充率與對(duì)應(yīng)壁面的換熱系數(shù)曲線見圖9(其他管徑條件對(duì)應(yīng)的變化趨勢(shì)與該條件一致)。

圖8 管徑為10 mm時(shí)油腔各壁面機(jī)油填充率

(a)油腔頂面

(b)油腔底面

(c)油腔內(nèi)側(cè)面

(d)油腔外側(cè)面

從圖8可以看出，油腔內(nèi)側(cè)面和外側(cè)面對(duì)應(yīng)機(jī)油填充率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化曲線基本一致，油腔頂面和油腔底面則呈現(xiàn)相反的變化趨勢(shì)。結(jié)合圖9可知，在曲軸轉(zhuǎn)角超過(guò)120°以后，油腔頂面機(jī)油填充率與相應(yīng)對(duì)流換熱系數(shù)的變化趨勢(shì)基本一致；曲軸轉(zhuǎn)角在0°～120°范圍，油腔底面機(jī)油填充率與對(duì)流換熱系數(shù)變化趨勢(shì)一致；曲軸轉(zhuǎn)角在0°～30°和90°～360°區(qū)間，油腔內(nèi)側(cè)面和外側(cè)面機(jī)油填充率與壁面換熱系數(shù)變化趨勢(shì)相同，并且曲軸轉(zhuǎn)角在180°～360°范圍時(shí)，內(nèi)側(cè)面和外側(cè)面機(jī)油填充率曲線與壁面換熱系數(shù)曲線基本重合。由此可見，機(jī)油填充率與壁面對(duì)流換熱系數(shù)密切相關(guān)，機(jī)油進(jìn)出口管徑的改變會(huì)影響油腔內(nèi)瞬時(shí)機(jī)油填充率，從而影響油腔換熱效果。

3.4 油腔換熱效果對(duì)比

為進(jìn)一步比較不同工況下四種進(jìn)出口管徑油腔的換熱效果，保持其余邊界條件為額定工況，分別對(duì)機(jī)油噴油速度為30 m/s和發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為2100 r/min兩種工況進(jìn)行仿真計(jì)算，得到壁面換熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化趨勢(shì)如圖10所示。

(a) 機(jī)油噴油速度30 m/s

(b) 發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速2100 r/min

由圖10可見，兩種工況對(duì)應(yīng)各壁面的對(duì)流換熱系數(shù)波動(dòng)情況基本相似，與額定工況類似，隨著曲軸轉(zhuǎn)角的增大，均呈現(xiàn)減-增-減-增的變化趨勢(shì)；對(duì)于相同壁面，不同管徑條件下出現(xiàn)波谷、波峰位置也基本在一定轉(zhuǎn)角區(qū)間內(nèi)。

為定量分析兩種不同工況下四種進(jìn)出口管徑對(duì)應(yīng)內(nèi)冷油腔的對(duì)熱效果對(duì)比，將圖10中各壁面換熱系數(shù)進(jìn)行周期平均，得到各壁面數(shù)據(jù)列于表4中。由表4可見，當(dāng)噴油速度為30 m/s時(shí)，進(jìn)出口管徑取8 mm時(shí)，油腔頂面和內(nèi)側(cè)面對(duì)應(yīng)換熱系數(shù)平均值最大，與管徑取4 mm得到的模擬結(jié)果相比，油腔頂面和內(nèi)側(cè)面換熱系數(shù)平均值分別提高了17.8%和18.3%。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速提升為2100 r/min，四種進(jìn)出口管徑條件下，8 mm管徑油腔各壁面換熱系數(shù)平均值最大，與管徑取4 mm的油腔相比，其油腔頂面、底面、內(nèi)側(cè)面、外側(cè)面換熱系數(shù)平均值分別提高了11.7%、7.9%、12.1%、8.7%。

表4 兩種工況下內(nèi)冷油腔各壁面的換熱系數(shù)

綜合上述分析可知，當(dāng)進(jìn)出口管徑取8 mm時(shí)，對(duì)應(yīng)冷卻油腔的綜合換熱效果最佳。

4 結(jié)論

(1) 柴油機(jī)活塞冷卻油腔底面、內(nèi)側(cè)面、外側(cè)面的對(duì)流換熱系數(shù)整體變化趨勢(shì)與機(jī)油瞬時(shí)填充率的變化趨勢(shì)相似，隨著曲軸轉(zhuǎn)角增加，均呈減-增-減-增的趨勢(shì)，但其振蕩幅值頂點(diǎn)出現(xiàn)時(shí)的曲軸轉(zhuǎn)角不重合。

(2)對(duì)比進(jìn)出口管徑分別為4、6、8、10 mm油腔的綜合換熱效果，管徑取8 mm時(shí)油腔各壁面換熱系數(shù)最大，換熱效果最佳，可作為該型號(hào)柴油機(jī)內(nèi)冷油腔進(jìn)出口管徑優(yōu)化參考值。

(3)油腔進(jìn)出口管道直徑的改變對(duì)冷卻油腔換熱系數(shù)有較大影響，總體趨勢(shì)是隨著管徑的增加，內(nèi)冷油腔的換熱效果增強(qiáng)。因此，在油腔設(shè)計(jì)時(shí)，需要綜合考慮進(jìn)出口管徑因素的影響。