振蕩冷卻活塞溫度場及熱機(jī)耦合分析

陳曉萌 彭培英 朱海榮 王建華

摘 要：為分析內(nèi)冷油腔對活塞的降溫效果，對振蕩冷卻活塞在熱負(fù)荷、機(jī)械負(fù)荷及熱機(jī)耦合作用下的溫度場及應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律進(jìn)行研究。采用VOF（volume of fluid）多相流模型、動網(wǎng)格技術(shù)等對活塞內(nèi)冷油腔內(nèi)機(jī)油的振蕩傳熱過程進(jìn)行Fluent數(shù)值模擬，得到內(nèi)冷油腔各壁面換熱系數(shù)；將結(jié)果映射到活塞固體表面，對活塞分別加載熱負(fù)荷、機(jī)械負(fù)荷以及熱機(jī)耦合作用，對比分析活塞在內(nèi)冷油腔冷卻前后的溫度場變化，得到其熱應(yīng)力、機(jī)械應(yīng)力以及耦合應(yīng)力的變化規(guī)律。結(jié)果表明，采用內(nèi)冷油腔進(jìn)行冷卻后，活塞各區(qū)域溫度均有不同程度下降，其中活塞最高溫度下降7.5%；活塞受熱機(jī)耦合作用下的最大應(yīng)力小于兩者單獨(dú)作用的結(jié)果之和；進(jìn)行油腔振蕩冷卻后，活塞的熱應(yīng)力和耦合應(yīng)力也有不同程度降低。所得到的活塞在內(nèi)冷油腔冷卻前后的應(yīng)力分布規(guī)律，可為活塞內(nèi)冷油腔的優(yōu)化設(shè)計提供理論參考。

關(guān)鍵詞：內(nèi)燃機(jī)工程；振蕩冷卻活塞；內(nèi)冷油腔；熱應(yīng)力；機(jī)械應(yīng)力；耦合應(yīng)力

中圖分類號：TK422

文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A DOI：10.7535/hbkd.2023yx03004

收稿日期：2022-11-30；修回日期：2023-03-11；責(zé)任編輯：馮 民

基金項目：河北省自然科學(xué)基金（E202208009；E202108017）

第一作者簡介：陳曉萌（1997—），女，河北石家莊人，碩士研究生，主要從事內(nèi)燃機(jī)強(qiáng)化傳熱技術(shù)方面的研究。

通信作者：朱海榮副教授。E-mail：zhuhr2005@126.com

Analysis of temperature field and thermo-mechanical coupling of oscillating cooling piston

CHEN Xiaomeng¹， PENG Peiying¹， ZHU Hairong¹， WANG Jianhua²

（1.School of Mechanical Engineering， Hebei University of Science and Technology， Shijiazhuang， Hebei 050018， China; 2.Hebei Shuangtian Machinery Manufacturing Company Limited， Dingzhou， Hebei 073000， China）

Abstract：In order to analyze the cooling effect of the internal cooling oil gallery on the piston， the temperature field and stress-strain distribution law of the oscillating cooling piston under thermal load， mechanical load and thermo-mechanical coupling were studied. The VOF（volume of fluid） multiphase flow model and dynamic mesh technology were used to simulate the oscillatory heat transfer process of the oil in the internal cooling oil gallery of the piston， and the heat transfer coefficient of oscillating cooling oil gallery was obtained. The data were mapped to the solid surface of the piston. The piston was loaded with thermal load， mechanical load and thermo-mechanical coupling load， respectively， to analyze the temperature field changes of the piston before and after using oscillating cooling oil gallery， and the distribution laws of thermal stress， mechanical stress and coupling stress of the piston before and after using oscillating cooling oil gallery were compared and analyzed. The results show that the temperature in each region of the piston decreases to different degrees after oscillating cooling， with the highest temperature of the piston decreasing by 7.5%; The maximum stress of the piston under the thermo-mechanical coupling action is less than the sum of the results of the two separate effects; After oscillating cooling， the thermal stress and coupling stress of the piston also decrease in some degrees. The stress distribution law of piston before and after cooling in the internal cooling gallery is obtained， which provides some theoretical reference for the optimization design of the internal cooling oil gallery of the piston.

Keywords：internal combustion engine engineering; oscillating cooling piston; cooling oil gallery; thermal stress; mechanical stress; coupling stress

近年來，隨著科學(xué)技術(shù)的不斷進(jìn)步，柴油機(jī)作為一種熱效率高、經(jīng)濟(jì)性能好的動力機(jī)械，被廣泛應(yīng)用于國防武器裝備、海洋船舶、機(jī)械工程等領(lǐng)域^［1］。活塞是柴油機(jī)中的重要組成部件，在進(jìn)行往復(fù)運(yùn)動的過程中，不僅要承受燃?xì)鈧?cè)的壓力、往復(fù)慣性力，還需承受燃?xì)馑矔r變換的高溫?zé)嶝?fù)荷，所以活塞的工作環(huán)境惡劣，只有對其進(jìn)行有效的冷卻，才能提高散熱效率，延長使用壽命^［2］。然而，由于冷卻效果不佳，在高熱負(fù)荷和高機(jī)械負(fù)荷的共同作用下，活塞成為柴油機(jī)中最易出現(xiàn)故障的零部件。目前，冷卻活塞常采用的是帶內(nèi)冷油腔的振蕩冷卻法，當(dāng)冷卻機(jī)油進(jìn)入設(shè)置在活塞頭部的內(nèi)冷油腔后，隨活塞高速往復(fù)運(yùn)動并不斷地沖擊油腔內(nèi)壁，從而完成換熱過程，達(dá)到給活塞冷卻降溫的目的。

已有學(xué)者分別采用數(shù)值模擬和實驗研究的方法得到了活塞工作時的溫度分布規(guī)律。KAJIWARA等^［3］首次利用CFD軟件開發(fā)了一種新的活塞溫度預(yù)測方法，在模型中作了簡化假設(shè)，分析得出冷卻油腔在不同機(jī)油填充率下的油腔換熱系數(shù)。NOZAWA等^［4-5］利用AVL Fire軟件模擬了機(jī)油在不同影響因素下的流動形態(tài)及換熱系數(shù)，并與實驗結(jié)果進(jìn)行對比分析，兩者吻合較好。LUFF等^［6］搭建了活塞振蕩試驗臺，對比研究了在有/無冷卻機(jī)油振蕩傳熱下的活塞溫度場。WANG等^［7］將加入了納米顆粒的冷卻機(jī)油作為冷卻介質(zhì)，對活塞油腔換熱情況進(jìn)行了研究。王貴新等^［8］對活塞的瞬態(tài)溫度場進(jìn)行模擬分析，得出瞬態(tài)溫度場與穩(wěn)態(tài)溫度場分布規(guī)律一致的結(jié)論，為活塞流固耦合提供了較準(zhǔn)確的邊界條件。胡定云等^［9］建立了活塞油腔振蕩瞬態(tài)計算模型，研究了冷卻機(jī)油在不同曲軸轉(zhuǎn)角下的流動形態(tài)及傳熱系數(shù)。鄧立君^［10］提出了影響油腔振蕩傳熱特性的主要因素，并揭示了冷卻油腔內(nèi)兩相流的流動與換熱機(jī)理。陳卓烈^［11］搭建了冷卻油腔可視化振蕩實驗臺，并對油腔振蕩傳熱進(jìn)行了數(shù)值模擬，將兩者的結(jié)果進(jìn)行對比分析，結(jié)果表明兩者的統(tǒng)一性較好。穆艷麗等^［12］通過數(shù)值模擬得到了機(jī)油分布、填充率及各壁面換熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)采用PISO算法進(jìn)行壓力速度耦合計算得到的換熱結(jié)果比SIMPLEC算法的精度高，收斂速度和達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)的速度更快。

近年來，采用流固耦合方法對活塞進(jìn)行分析，可得到活塞應(yīng)力場和溫度場的變化規(guī)律。

TONG等^［13］建立活塞流固耦合模型，模擬了活塞振蕩傳熱的流動和換熱特性，并對比了有無冷卻壁對活塞溫度場和活塞表面熱應(yīng)力分布的影響。吳志明^［14］對活塞環(huán)形油腔進(jìn)行流固耦合分析，得到了活塞在關(guān)鍵曲軸位置的溫度場分布，并分析了活塞應(yīng)力場。呂行等^［15］建立了活塞振蕩傳熱模型，采用網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)映射的方法得到冷卻油腔近壁面的熱邊界條件，并預(yù)測了活塞的溫度場。文均等^［16］建立了活塞與內(nèi)冷油道的流固耦合傳熱模型，分析了活塞結(jié)構(gòu)參數(shù)對活塞強(qiáng)度及傳熱的影響。李達(dá)^［17］對活塞內(nèi)冷油腔在不同影響因素下的換熱特性進(jìn)行分析，將分析結(jié)果通過耦合的方式應(yīng)用于活塞溫度場計算，對比觀察不同影響因素對活塞溫度場的影響。石小明^［18］建立了活塞有限元模型，研究了內(nèi)冷油腔位置改變對活塞溫度和應(yīng)力分布的影響。孔榮^［19］建立了活塞流固耦合模型，模擬計算活塞熱負(fù)荷，對比研究了壓縮比、過量空氣系數(shù)和內(nèi)冷油腔形狀對活塞溫度場的影響規(guī)律。陳浩^［20］針對某些局部特征區(qū)域的冷卻需要的情況，以活塞最高溫度及最高溫度梯度作為優(yōu)化目標(biāo)，提出了一種可控?zé)釥顟B(tài)的設(shè)計方法。白高俊等^［21］建立了基于流固耦合傳熱的活塞有限元仿真模型，以活塞疲勞壽命為優(yōu)化目標(biāo)對主要結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。

目前，活塞的流固耦合分析大多集中在對活塞溫度和熱應(yīng)力場的研究，對活塞進(jìn)行振蕩冷卻前后的溫度場及應(yīng)力場的對比研究較少。本文將內(nèi)冷油腔表面的數(shù)據(jù)映射到活塞固體表面，對活塞在熱負(fù)荷、機(jī)械載荷以及熱機(jī)耦合作用下的應(yīng)力進(jìn)行對比研究，得出活塞進(jìn)行振蕩冷卻前后的溫度場及應(yīng)力場，為活塞內(nèi)冷油腔的設(shè)計提供一定的理論參考。

1 理論基礎(chǔ)

1.1 活塞換熱分析理論

柴油機(jī)工作時，熱量從活塞頂部通過熱傳導(dǎo)的方式傳遞給活塞底部，活塞設(shè)置內(nèi)冷油腔后，油腔中的冷卻機(jī)油與壁面相碰撞，大部分熱量由冷卻機(jī)油帶出活塞，達(dá)到對活塞降溫冷卻的目的。

1.1.1 熱傳導(dǎo)微分方程

熱傳導(dǎo)微分方程適用于所有導(dǎo)熱過程，根據(jù)傅里葉定律及能量守恒方程可得到導(dǎo)熱微分方程：

式中：ρ為控制體密度，kg/m³；c為控制體比熱容，J/（kg·K）；λ為控制體的熱傳導(dǎo)系數(shù)，W/（m·K）；Φ為控制體內(nèi)熱源在單位時間、單位體積內(nèi)所產(chǎn)生的熱量，W/m³。

柴油機(jī)在工作過程中，活塞的內(nèi)部沒有熱源，將式（1）進(jìn)行簡化，并把活塞換熱視為無熱源的熱傳導(dǎo)過程：

本文設(shè)定傳熱系數(shù)不隨時間變化發(fā)生變化，將活塞的熱傳導(dǎo)視為穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)過程，將式（2）再次進(jìn)行簡化：

1.1.2 傳熱邊界理論

冷卻機(jī)油與活塞內(nèi)冷油腔壁面之間會發(fā)生熱量傳遞，換熱量可由牛頓換熱定律來計算：

式中：q_w為流體和固體表面之間的換熱量，W/m²；k為流體和固體表面之間的換熱系數(shù)，W/（m²·K）；T_f為流過固體表面流體的溫度，K；T_w為固體表面溫度，K。

活塞溫度場分布為穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問題，所以在定解條件中沒有初始條件，僅有邊界條件，通常熱邊界條件有以下3種。

1）第一類熱邊界條件

規(guī)定了邊界上的溫度，邊界溫度穩(wěn)定不變或為某一變量函數(shù)：

式中Γ為邊界。在有限元分析中，該壁面溫度一般為常數(shù)，不隨時間發(fā)生改變。

2）第二類熱邊界條件

規(guī)定了邊界上的熱流密度值，熱流密度穩(wěn)定或為某一變量函數(shù)：

在有限元分析中，該壁面熱流密度一般為常數(shù)，也不隨時間發(fā)生改變。

3）第三類熱邊界條件

規(guī)定了邊界上物體與周圍流體間的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)及周圍流體溫度，該溫度值的表達(dá)函數(shù)如下：

式中：h為對流換熱系數(shù)，W/（m²·K）；T為壁面溫度，K。本文將采用第三類邊界條件作為計算的邊界條件。

1.2 活塞強(qiáng)度分析理論

在實際工程應(yīng)用中，脆性斷裂和塑性屈服是材料因強(qiáng)度不足而引起的常溫、靜載下的2種失效形式，通常情況下，按照強(qiáng)度理論對材料的強(qiáng)度進(jìn)行判斷。第四強(qiáng)度理論（Miss強(qiáng)度理論）的應(yīng)用范圍最廣，本文采用Miss強(qiáng)度理論研究活塞應(yīng)力場，其在復(fù)雜受力下的形狀改變能如下。

式中：u_x為形狀改變比能；σ₁為第一主應(yīng)力，MPa；σ₂為第二主應(yīng)力；MPa；σ₃為第三主應(yīng)力，MPa；E為材料彈性模量，MPa。

應(yīng)力屈服條件為

式中：σ_s為材料的Miss應(yīng)力，MPa；［σ］為許用應(yīng)力，MPa。σ₁≥σ₂≥σ₃。

2 活塞模型

2.1 模型的建立

本文所研究的活塞幾何模型如圖1 a）所示，采用Soildworks進(jìn)行三維建模，為減小有限元計算時間，取一半活塞模型進(jìn)行模擬，活塞直徑為110 mm。對圖中活塞進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格類型采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，通過網(wǎng)格無關(guān)性驗證后，取活塞的網(wǎng)格密度為4 mm，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為47 546，網(wǎng)格單元數(shù)為29 340，活塞網(wǎng)格模型如圖1 b）所示，無關(guān)性驗證如圖2所示。內(nèi)冷油腔為水滴形油腔，其距離活塞頂端19 mm，距離油腔外邊緣10 mm。

2.2 邊界條件

本文活塞采用的材料為ZL109鋁硅合金，主要性能參數(shù)如表1所示。

對油腔換熱進(jìn)行Fluent模擬后，通過單向流固耦合的方法將內(nèi)冷油腔的換熱系數(shù)映射到活塞固體表面。

在對活塞進(jìn)行溫度場計算時，除活塞內(nèi)冷油腔外，其余位置的邊界條件均采用表2中的數(shù)據(jù)，其中h為對流換熱系數(shù)，T_∞為環(huán)境溫度。此邊界條件考慮了活塞所承受的熱載荷，但對活塞運(yùn)動對熱傳遞的影響部分進(jìn)行了忽略^{［14，22］}。

3 結(jié)果與討論

3.1 活塞溫度場分析

圖3為活塞在曲軸轉(zhuǎn)速為2 000 r/min、噴油流量為1.5 L/min的工況下，位于上止點(diǎn)位置時內(nèi)冷油腔進(jìn)行冷卻前后的活塞溫度場分析，其中紅色表示溫度高，藍(lán)色表示溫度低。從圖3可以看出，活塞頂部燃燒室上沿溫度最高，活塞裙部溫度最低，冷卻前后活塞溫度分布規(guī)律大致相同，活塞溫度場均從頂部向底部呈梯度減小。對比圖3 a）和圖3 b）可知，采用內(nèi)冷油腔冷卻前活塞最高溫度為365.4 ℃，冷卻后活塞最高溫度降低了7.5%，尤其是活塞頂部中心區(qū)域和燃燒室底部溫度降低較明顯，且最高溫度分布在活塞燃燒室倒角區(qū)域附近，活塞裙部溫度下降并不很明顯，冷卻后活塞沿軸向溫度均有不同程度下降，溫度梯度得到了很大改善。由此可知：設(shè)置內(nèi)冷油腔對活塞降溫有明顯的作用，尤其對活塞頂部燃燒室、內(nèi)冷油腔附近區(qū)域和活塞環(huán)岸處溫度的降低有極大幫助?；钊?環(huán)槽上、下表面和內(nèi)腔上壁面溫度在油腔冷卻后均下降，降幅分別為10.3%，12.1%和11.5%，第1環(huán)槽溫度過高，會使環(huán)帶處潤滑油出現(xiàn)結(jié)焦現(xiàn)象，甚至造成活塞環(huán)卡死，內(nèi)冷油腔冷卻后第1環(huán)槽的溫度明顯降低，低于潤滑油的結(jié)焦溫度。

3.2 活塞應(yīng)力場分析

3.2.1 活塞載荷及邊界條件

活塞在往復(fù)運(yùn)動過程中受到重力、慣性力及缸內(nèi)燃?xì)鈮毫Φ淖饔?，缸?nèi)燃?xì)鈮毫皯T性力會隨著活塞位置的不同而發(fā)生變化。在分析活塞應(yīng)力場時，取活塞上的最大機(jī)械載荷進(jìn)行分析，以此判斷活塞的剛度和強(qiáng)度是否滿足要求?；钊N對銷孔的作用力相對燃?xì)鈮毫Χ暂^小，因此，本文忽略該作用力，對活塞對稱面施加對稱約束，對活塞銷孔和裙部施加位移約束?；钊芰R總?cè)缦隆?/p>

1）缸內(nèi)燃?xì)獗l(fā)壓力

采用GT-power計算缸內(nèi)瞬時壓力曲線，得到缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力為16.68 MPa。在進(jìn)行應(yīng)力分析時，取活塞最大爆發(fā)壓力，燃?xì)饩鶆蜃饔糜诨钊敳?。同時，缸內(nèi)燃?xì)庖矔钊h(huán)岸及環(huán)槽位置產(chǎn)生一定的作用。沿軸向加載燃?xì)獗l(fā)壓力，根據(jù)燃?xì)鈮毫ψ饔靡?guī)律，在活塞頂部、火力岸和第1環(huán)槽上表面的位置加載100%的最大壓力，在活塞第1環(huán)槽內(nèi)表面和下表面的位置加載75%的最大壓力，在活塞第1環(huán)岸、第2環(huán)槽上表面和下表面的位置加載25%的最大壓力，在活塞第2環(huán)槽內(nèi)表面的位置加載20%的最大壓力，燃?xì)鈮毫钊?環(huán)槽以下的位置影響不大，在本文中可忽略不計。

2）慣性力

活塞在往復(fù)運(yùn)動的過程中會受到慣性力的作用，其大小由本身屬性所確定，即質(zhì)量及其加速度大小。慣性力的存在會影響活塞的整體性能，降低活塞的使用壽命。本文在活塞受到最大爆發(fā)壓力時加載慣性力，慣性加速度最大值的出現(xiàn)時刻雖與最大爆發(fā)壓力出現(xiàn)時刻并不一致（有一定程度上的滯后），但相差的時間很短。選擇加載最大慣性加速度，并認(rèn)為活塞軸線和氣缸軸向平行，因此可忽略氣缸壁和活塞間的側(cè)推力。

3）溫度載荷

活塞在往復(fù)運(yùn)動過程的整個周期內(nèi)，缸內(nèi)燃?xì)鉁囟葧尸F(xiàn)周期性的變化，且變化幅值較大，但對整體而言，活塞溫度場會隨著時間變化變得比較穩(wěn)定，溫度波動較小，所以在加載溫度載荷時，仍選擇加載最高的溫度。

3.2.2 活塞熱應(yīng)力分析

在進(jìn)行活塞熱應(yīng)力分析時，加載最高溫度時的載荷。圖4是活塞的熱應(yīng)力分布云圖。由圖4可知，活塞熱應(yīng)力最大值為45.454 MPa，該點(diǎn)對應(yīng)的溫度值為274.9 ℃，出現(xiàn)在第1環(huán)槽上表面，活塞頂部邊緣位置的熱應(yīng)力也較大。活塞內(nèi)冷油腔在第1環(huán)槽下表面附近，活塞頂部與環(huán)岸溫度較高，溫度梯度較大，油腔附近壁面的熱應(yīng)力值也比較大?；钊麖娜紵椅盏拇蠖鄶?shù)熱量很快地傳遞到內(nèi)冷油腔，冷卻機(jī)油帶走大部分熱量，只剩余較少的熱量傳遞給活塞裙部，所以活塞裙部的溫度值較低且分布均勻，同時溫度差值較小，使得活塞裙部的熱應(yīng)力也相對較小。

圖5為活塞熱應(yīng)力位移分布云圖，坐標(biāo)系為柱坐標(biāo)系，反映3個主方向上的變形。分析軸向位移可得，活塞從頂部到底部變形量分布較為均勻，最大熱變形幅度為0.429 mm；分析周向位移可得，活塞最大熱變形幅度為0.103 mm，活塞變形量沿著軸向角度較均勻地變化；分析徑向位移可得，活塞變形量沿半徑向外變化，活塞最大變形發(fā)生在最大半徑處，最大變形量為0.426 mm。

圖6為內(nèi)冷油腔進(jìn)行冷卻前后3個方向上的位移變形量對比圖。由圖6可知，采用內(nèi)冷油腔進(jìn)行冷卻后，位移變形量都有不同程度下降，軸向和徑向位移分別下降了10.8%和7.8%，周向位移變化不大。這說明采用內(nèi)冷油腔冷卻后，活塞換熱情況明顯變好，由熱應(yīng)力引起的變形也相應(yīng)減小，能夠滿足與缸套的配合，對活塞型線的影響降低，同時避免了活塞環(huán)卡死現(xiàn)象的發(fā)生。

3.2.3 活塞機(jī)械應(yīng)力分析

圖7是活塞在機(jī)械載荷作用下的應(yīng)力分布云圖。如圖7所示，最大機(jī)械應(yīng)力位于活塞銷座上方，最大應(yīng)力值為134.45 MPa。在缸內(nèi)燃?xì)獗l(fā)壓力和慣性力的共同作用下，活塞與活塞銷孔處產(chǎn)生了較大的擠壓作用，因此，此處的應(yīng)力較大。

圖8為活塞機(jī)械應(yīng)力位移分布云圖。3個云圖的坐標(biāo)系為柱坐標(biāo)系，分別為軸向位移、周向位移及徑向位移。由圖8可得，活塞最大軸向變形幅度為0.076 mm，最大周向變形及徑向變形幅度分別為0.045和0.048 mm。內(nèi)冷油腔進(jìn)行冷卻前后的活塞所受的機(jī)械應(yīng)力相同，所以本文不進(jìn)行機(jī)械應(yīng)力的對比分析。

3.2.4 活塞熱機(jī)耦合應(yīng)力分析

圖9是熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力共同作用下的活塞應(yīng)力分布云圖。如圖9可知，最大應(yīng)力值出現(xiàn)在活塞銷孔與活塞連接位置，為156.35 MPa，低于活塞材料的抗拉強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度數(shù)值。對比圖3、圖7和圖9可知，在熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力共同作用下得到的熱機(jī)耦合應(yīng)力最大值要小于兩者分別作用之和，比單一熱負(fù)荷作用下的最大熱應(yīng)力大110.896 MPa，比單一機(jī)械載荷作用下的最大機(jī)械應(yīng)力大21.9 MPa。由此可得出結(jié)論，熱機(jī)耦合應(yīng)力并不是2種單一載荷各自作用的應(yīng)力值之和，而是2種載荷共同作用的結(jié)果。其中，機(jī)械載荷產(chǎn)生的影響所占比重更大?；钊詈蠎?yīng)力分布和文獻(xiàn)［14］中應(yīng)力分布情況相似，且得到的相關(guān)結(jié)論一致，證明了該模型的準(zhǔn)確性。

圖10為活塞受熱機(jī)耦合應(yīng)力時3個方向位移分布云圖。最大軸向位移為0.415 mm，最大周向位移為0.135 mm，而最大徑向位移為0.394 mm，可見活塞在熱機(jī)耦合作用下沿軸向和徑向變形量較大，而沿周向變形相對較小。圖11為活塞在3種受力下的變形量對比圖，熱機(jī)耦合作用下得到的位移變形量與熱負(fù)荷作用后得到的變形量更加接近，因此熱負(fù)荷對活塞變形量的影響更大。采用內(nèi)冷油腔的振蕩冷卻法可以提高活塞的冷卻散熱效果，降低活塞熱應(yīng)力，從而減小活塞變形量。

圖12是油腔冷卻前后的活塞應(yīng)力值對比圖。由圖12可知，采用內(nèi)冷油腔進(jìn)行振蕩冷卻后，活塞各區(qū)域的熱應(yīng)力和熱機(jī)耦合應(yīng)力值均有不同程度的降低；其中，第2環(huán)槽下表面的耦合應(yīng)力值下降最多，降溫幅度約為11.2%，證明采用內(nèi)冷油腔冷卻確實可以有效降低活塞應(yīng)力和變形，提高活塞的可靠性。

4 結(jié) 論

1）對比內(nèi)冷油腔冷卻前后的活塞溫度場可知，通過內(nèi)冷油腔進(jìn)行振蕩冷卻后，活塞最高溫度降低了7.5%，對活塞頂部的影響較大，油腔周圍區(qū)域的溫度降低也較為明顯，對底部溫度影響很小，活塞整體的溫度從頂部向底部呈梯度減小。其中，內(nèi)冷油腔冷卻后第1環(huán)槽的溫度低于潤滑油的結(jié)焦溫度，符合設(shè)計要求。

2）單獨(dú)加載最大熱載荷，活塞熱應(yīng)力最大值為45.454 MPa，位于活塞頂部及第1環(huán)槽位置；單獨(dú)加載最大機(jī)械載荷，機(jī)械應(yīng)力最大值為134.45 MPa，位于活塞銷孔附近；若2種載荷同時加載，活塞的熱機(jī)耦合應(yīng)力最大值仍在活塞銷孔處，最大值為156.35 MPa，應(yīng)力值均在許用應(yīng)力范圍內(nèi)，滿足強(qiáng)度要求。熱機(jī)耦合最大應(yīng)力值小于兩者之和，說明耦合應(yīng)力并不是將熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力簡單相加得到的，而是2種載荷綜合作用的結(jié)果。

3）從活塞3個主方向上的變形量大小和變化規(guī)律來看，熱變形會更加接近耦合變形，說明溫度載荷對活塞的變形量影響更大，其變形量能夠滿足與缸套間的配合。

4）采用內(nèi)冷油腔進(jìn)行冷卻后，除活塞第1道環(huán)槽外，活塞的熱應(yīng)力和熱機(jī)耦合應(yīng)力均有不同程度的下降，說明設(shè)置內(nèi)冷油腔進(jìn)行冷卻可以有效地降低活塞應(yīng)力和變形量，提高活塞的可靠性。油腔進(jìn)行冷卻后，活塞第1道環(huán)槽溫度梯度變大，使得熱應(yīng)力和耦合應(yīng)力有小幅度提升。

本文對活塞進(jìn)行應(yīng)力分類時忽略了活塞銷和銷孔間的作用力，未來擬將活塞-連桿-活塞銷-缸套作為一個整體進(jìn)行分析。

參考文獻(xiàn)/References：

［1］ KUNO T，YOSHII O，HIGUCHI K，et al.Techniques for lower exhaust emissions and higher-power density in direct injection diesel engine［J］.ECS Transactions，2005，90（2）：121-126.

［2］ 鄧晰文.柴油機(jī)活塞內(nèi)冷油腔振蕩流動與傳熱特性研究［D］.昆明：昆明理工大學(xué)，2017.

DENG Xiwen.Study on Oscillating Flow and Heat Transfer Characteristics of the Cooling Gallery Inside Pistons of a Diesel Engine［D］.Kunming：Kunming University of Science and Technology，2017.

［3］ KAJIWARA H，F(xiàn)UJIOKA Y，NEGISHI H.Prediction of temperatures on pistons with cooling gallery in diesel engines using CFD Tool［C］//SAE 2003 World Congress & Exhibition，Power-Train R & D Division.［S.l.］：Hino Motors Ltd，2003.DOI：10.4271/2003-01-0986.

［4］ NOZAWA Y，NODA T，YAMADA T，et al.Development of techniques for improving piston cooling performance （first report）：Measurement of heat absorption characteristics by engine oil in cooling channel［J］.Society of Automotive of Japan，2005，78：5-8.

［5］ NOZAWA Y，NODA T，YAMADA T，et al.Development of techniques for improving piston cooling performance （second report）：Oil movement and heat transfer simulation in piston cooling channel with CFD［J］.Society of Automotive of Japan，2005，78：9-13.

［6］ LUFF D，LAW T，SHAYLER P，et al.The effect of piston cooling Jets on diesel engine piston temperatures，emissions and fuel consumption［J］. SAE International Journal of Engines，2012，5（3）：1300-1311.

［7］ WANG Peng，LYU Jizu，BAI Minli，et al.The reciprocating motion characteristics of nanofluid inside the piston cooling gallery［J］.Powder Technology，2015，274：402-417.

［8］ 王貴新，馬金鳳，吳文濤，等.柴油機(jī)活塞在流域換熱冷卻下的溫度場計算分析［J］.熱科學(xué)與技術(shù)，2020，19（1）：72-79.

WANG Guixin，MA Jinfeng，WU Wentao，et al.Calculation and analysis of temperature field of diesel engine piston with fluid cooling［J］.Journal of Thermal Science and Technology，2020，19（1）：72-79.

［9］ 胡定云，熊畢偉，袁曉帥，等.活塞振蕩油腔的數(shù)值模擬計算［J］.小型內(nèi)燃機(jī)與車輛技術(shù)，2017，46（1）：42-45.

HU Dingyun，XIONG Biwei，YUAN Xiaoshuai，et al.Numerical simulation of oscillating gallery in piston［J］.Small Internal Combustion Engine and Motorcycle，2017，46（1）：42-45.

［10］鄧立君.內(nèi)燃機(jī)活塞內(nèi)冷油腔內(nèi)兩相流的流動與換熱機(jī)理研究［D］.濟(jì)南：山東大學(xué)，2017.

DENG Lijun.Study on Flow and Heat Transfer Mechanism of Two-phase Flow in Oil Cooling Gallery of Internal Combustion Engine［D］.Jinan：Shandong University，2017.

［11］陳卓烈.活塞內(nèi)冷油腔兩相流振蕩換熱特性分析及實驗研究［D］.杭州：浙江大學(xué)，2019.

CHEN Zhuolie.Analysis and Experimental Study on Oscillatory Heat Transfer Characteristics of Two-phase Flow in Cooling Gallery of Piston［D］.Hangzhou：Zhejiang University，2019.

［12］穆艷麗，雷基林，陳康.內(nèi)冷油腔振蕩冷卻仿真方法研究［J］.農(nóng)業(yè)裝備與車輛工程，2020，58（2）：46-52.

MU Yanli，LEI Jilin，CHEN Kang.Simulation method for oscillation cooling of internal cooling oil cavity［J］.Agricultural Equipment & Vehicle Engineering，2020，58（2）：46-52.

［13］TONG Dehui，QIN Shunshun，LIN Jingguo，et al.Thermal analysis of a novel oil cooled piston using a fluid-solid interaction method［J］.Fluid Dynamics & Materials Processing，2021，17（4）：773-787.

［14］吳志明.船用柴油機(jī)活塞環(huán)形油腔振蕩冷卻及流固熱耦合分析［D］.哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué)，2018.

WU Zhiming.Numerical Investigations of Two Phase Flow and Conjugate Heat Transfer in Oscillation Cooling Piston for a Marine Diesel Engine［D］.Harbin：Harbin Engineering University，2018.

［15］呂行，馮立巖，劉超.低速二沖程柴油機(jī)活塞振蕩冷卻數(shù)值模擬分析［J］.船舶工程，2019，41（sup1）：134-137.

LYU Hang，F(xiàn)ENG Liyan，LIU Chao.Numerical simulation analysis of low-speed two-stroke diesel engine piston oscillation cooling［J］.Ship Engineering，2019，41（sup1）：134-137.

［16］文均，雷基林，鄧晰文，等.活塞結(jié)構(gòu)對其傳熱及強(qiáng)度的影響分析［J］.中國機(jī)械工程，2019，30（19）：2287-2293.

WEN Jun，LEI Jilin，DENG Xiwen，et al.Influence analysis of piston structures on heat transfer and strength［J］.China Mechanical Engineering，2019，30（19）：2287-2293.

［17］李達(dá).高強(qiáng)化活塞振蕩冷卻及溫度場分析［D］.太原：中北大學(xué)，2020.

LI Da. Highly Enhanced Piston Oscillation Cooling and Temperature Field Analysis［D］.Taiyuan：North University of China，2020.

［18］石小明.活塞內(nèi)冷油腔位置對燃燒室強(qiáng)度影響的研究［J］.柴油機(jī)設(shè)計與制造，2020，26（3）：10-13.

SHI Xiaoming.Influence of position oil cooling gallery on combustion bowl strength［J］.Design & Manufacture of Diesel Engine，2020，26（3）：10-13.

［19］孔榮.基于流固耦合的天然氣發(fā)動機(jī)活塞溫度場仿真研究［D］.長沙：湖南大學(xué)，2021.

KONG Rong.Temperature Field Simulation of Natural Gas Engine Piston Based on Fluid-structure Coupling［D］.Changsha：Hunan University，2021.

［20］陳浩.基于強(qiáng)化傳熱的內(nèi)冷油腔結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究［D］.昆明：昆明理工大學(xué)，2021.

CHEN Hao.Structure Optimization of Cooling Gallery Based on Enhanced Heat Transfer［D］.Kunming：Kunming University of Science and Technology，2021.

［21］白高俊，雷基林，鄧偉，等.基于流固耦合傳熱的柴油機(jī)鋁活塞疲勞壽命預(yù)測與優(yōu)化設(shè)計［J］.昆明理工大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2022，47（2）：142-150.

BAI Gaojun，LEI Jilin，DENG Wei，et al.Fatigue life prediction and optimization design of diesel engine aluminum piston based on fluid-structure coupling heat transfer［J］.Journal of Kunming University of Science and Technology（Natural Science Edition），2022，47（2）：142-150.

［22］劉友.船用柴油機(jī)活塞瞬態(tài)溫度場測試與分析研究［D］.哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué)，2013.

LIU You.Measurement & Analysis of Transient Temperature Field of Piston of Marine Diesel Engine［D］.Harbin：Harbin Engineering University，2013.