袁哲,景國(guó)璽,孫秀秀,曾小春,王功成,武一民

(1.河北工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,天津 300400;2.天津市新能源汽車(chē)動(dòng)力傳動(dòng)與安全技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,天津 300400;3.江鈴汽車(chē)股份有限公司產(chǎn)品研發(fā)總院,江西 南昌 330001)

隨著對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放以及功率密度要求的不斷提升,活塞承受的高熱負(fù)荷問(wèn)題越來(lái)越突出,內(nèi)冷油腔振蕩冷卻逐漸成為大功率活塞冷卻的主流方式[1-2]。冷卻機(jī)油射入活塞頭部的內(nèi)冷油腔,在油腔內(nèi)隨著活塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)不斷地振蕩沖擊油腔壁面,使壁面強(qiáng)制對(duì)流換熱,最后從油腔出口流出,帶走活塞熱量。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者為研究?jī)?nèi)冷油腔振蕩換熱性能做了很多工作。文均等[3]分析了內(nèi)冷油腔位置對(duì)活塞熱負(fù)荷的影響。Deng等[4]采用多目標(biāo)優(yōu)化方法研究了內(nèi)冷油腔截面形狀對(duì)活塞冷卻的影響。Thiel等[5]對(duì)開(kāi)設(shè)不同幾何形狀內(nèi)冷油腔的活塞搭配不同噴射方式進(jìn)行測(cè)溫試驗(yàn),結(jié)果表明通過(guò)合適的內(nèi)冷油腔幾何形狀和噴射方式,可以顯著降低活塞溫度。丁寧等[6]對(duì)比內(nèi)冷油腔冷卻、活塞內(nèi)腔冷卻和自然對(duì)流冷卻對(duì)活塞溫度場(chǎng)的影響,研究表明內(nèi)冷油腔冷卻活塞溫度最低。

針對(duì)內(nèi)冷油腔的研究工作大多是基于單射流入口的內(nèi)冷油腔,但是隨著活塞熱負(fù)荷的不斷增大,單射流入口的油腔不能滿(mǎn)足日益增長(zhǎng)的活塞散熱要求。為提高油腔換熱能力,通常改變油腔形狀,采用異形油腔提高油腔換熱能力。異形內(nèi)冷油腔的工藝復(fù)雜、成本高昂,大多還停留在概念設(shè)計(jì)階段或者用于特種用途發(fā)動(dòng)機(jī)[4-5]。為滿(mǎn)足車(chē)用發(fā)動(dòng)機(jī)活塞內(nèi)冷油腔提升冷卻效果的需求,本研究設(shè)計(jì)了一款雙射流入口的活塞內(nèi)冷油腔。相比于更改油腔形狀,增加油腔冷卻射流數(shù)量成本更低、難度更小。現(xiàn)階段國(guó)內(nèi)外對(duì)于雙射流入口內(nèi)冷油腔機(jī)油流動(dòng)和冷卻特性的研究不足,雙射流入口油腔相對(duì)單射流入口油腔的冷卻效果提升情況尚不清楚。

本研究基于某柴油機(jī)活塞,利用計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)對(duì)雙射流入口油腔進(jìn)行振蕩冷卻仿真分析,研究了雙射流入口內(nèi)冷油腔振蕩機(jī)理和機(jī)油利用情況。忽略噴嘴結(jié)構(gòu)和機(jī)油壓力的影響,對(duì)比了相同噴射流量條件下雙射流入口油腔和單射流入口油腔中機(jī)油分布和壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的分布。最后通過(guò)網(wǎng)格數(shù)據(jù)映射的方法[7],計(jì)算并對(duì)比了開(kāi)設(shè)兩種油腔的活塞溫度場(chǎng),進(jìn)一步研究了雙射流入口油腔的冷卻性能。

1 數(shù)值計(jì)算模型建立

1.1 多相流模型

內(nèi)冷油腔振蕩冷卻是涉及到多種相的復(fù)雜傳熱過(guò)程。相較于單相流,多相流的流動(dòng)和傳熱特性更為復(fù)雜,因此建立一個(gè)能考慮到各種因素的多相流模型極其復(fù)雜。假設(shè)機(jī)油不產(chǎn)生蒸氣相,空氣與機(jī)油互不混合,且忽略機(jī)油和空氣之間的傳熱作用,這樣可以把活塞冷卻過(guò)程簡(jiǎn)化為兩相流動(dòng)和傳熱問(wèn)題,可應(yīng)用CLSVOF(coupled level-set and VOF)模型進(jìn)行求解。該模型在VOF模型的基礎(chǔ)上結(jié)合了Level-Set水平集方法。

VOF多相模型用單位相的體積分?jǐn)?shù)來(lái)表示每一相。在每個(gè)控制單元中,所有相體積分?jǐn)?shù)之和為1,通過(guò)在整個(gè)計(jì)算域內(nèi)對(duì)互不相溶的流體求解同一個(gè)動(dòng)量方程組,并追蹤每種流體的體積分?jǐn)?shù)來(lái)計(jì)算多相流。函數(shù)F(x,t)表示網(wǎng)格域內(nèi)液相的體積分?jǐn)?shù),其形式為

(1)

VOF模型的對(duì)流運(yùn)輸方程為

(2)

動(dòng)量方程為

(3)

能量方程為

(4)

Level-Set水平集方法使用相函數(shù)φ(x,t)對(duì)油氣兩相的相界面進(jìn)行捕捉,把相界面看作相函數(shù)的等值面,相函數(shù)表示為

(5)

上述各式中:x為控制單元到相界面的歐幾里得距離;t為時(shí)間;α為液相的體積分?jǐn)?shù);u為速度矢量;ρ為混合物的密度;p為壓力;μ為混合物的黏度;g為重力加速度;F為表面張力的體積力形式;cp為比定壓熱容;T為混合物的溫度;k為有效導(dǎo)熱系數(shù)。

利用VOF方法可以求得一個(gè)網(wǎng)格單元內(nèi)的液相占比,而Level-Set方法可求得相界面法向量[8]。圖1示出CLSVOF模型的計(jì)算流程,主要包括相函數(shù)初始化、對(duì)流方程求解、相界面構(gòu)造和Level-Set函數(shù)重新距離化。虛線(xiàn)框內(nèi)部分為兩種方法的耦合部分。每一次迭代中Level-Set函數(shù)采用分段線(xiàn)性界面計(jì)算方法對(duì)相界面進(jìn)行重構(gòu),使F函數(shù)在重構(gòu)界面上的通量得到精確解。當(dāng)Level-Set函數(shù)和VOF函數(shù)更新之后,F的函數(shù)值用來(lái)修正φ值,保證了求解的質(zhì)量守恒。

圖1 CLSVOF模型耦合計(jì)算流程圖

1.2 幾何模型和網(wǎng)格模型

本研究以某柴油機(jī)為分析原型,具體參數(shù)見(jiàn)表1。雙射流入口內(nèi)冷油腔的計(jì)算模型見(jiàn)圖2。內(nèi)冷油腔的兩個(gè)入口均在活塞銷(xiāo)孔附近。為減少計(jì)算資源,將對(duì)計(jì)算結(jié)果影響不大的活塞內(nèi)腔簡(jiǎn)化為平面,將油腔壁面分為上壁面、下壁面、內(nèi)壁面和外壁面,并且沿周向分為4個(gè)區(qū)域。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)

圖2 雙射流入口內(nèi)冷油腔計(jì)算模型

采用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)中的動(dòng)態(tài)分層模型模擬活塞的往復(fù)運(yùn)動(dòng),活塞位于上止點(diǎn)時(shí),曲軸轉(zhuǎn)角為0°,以0.5°為一個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)[9],根據(jù)表1中的發(fā)動(dòng)機(jī)標(biāo)定參數(shù),賦予活塞運(yùn)動(dòng)規(guī)律。活塞冷卻油腔在往復(fù)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中形狀不發(fā)生改變,設(shè)置為剛體運(yùn)動(dòng)區(qū)域;在活塞運(yùn)動(dòng)過(guò)程中油腔下方區(qū)域發(fā)生拉伸和壓縮,在動(dòng)態(tài)分層模型中將其設(shè)置為伸縮運(yùn)動(dòng)區(qū)域;冷卻油進(jìn)出口安裝在機(jī)體上,不隨活塞運(yùn)動(dòng),設(shè)置為固定邊界。

為了對(duì)雙射流入口油腔的振蕩換熱效果進(jìn)行對(duì)比研究,建立了單射流入口油腔仿真模型。單射流入口油腔取消機(jī)油入口2和進(jìn)油道2的同時(shí),機(jī)油入口1和油腔進(jìn)油道的截面積增大為雙射流入口油腔的2倍。為控制變量,忽略噴嘴結(jié)構(gòu)和機(jī)油壓力的影響,假設(shè)此時(shí)單射流入口內(nèi)冷油腔的機(jī)油噴射流量與速度和雙射流入口內(nèi)冷油腔相同。其余邊界條件和計(jì)算設(shè)置與標(biāo)定工況下的活塞雙射流入口油腔計(jì)算模型一致。

采用網(wǎng)格劃分軟件對(duì)計(jì)算流域進(jìn)行網(wǎng)格離散化處理,制定如下網(wǎng)格劃分策略:冷卻油腔采用四面體網(wǎng)格劃分;油腔下方區(qū)域采用棱柱層網(wǎng)格劃分,并對(duì)冷卻油入口處進(jìn)行網(wǎng)格加密。壁面處采用5層邊界層處理,保證機(jī)油在壁面處流動(dòng)和換熱計(jì)算的精度。圖3示出雙射流入口內(nèi)冷油腔在活塞運(yùn)動(dòng)上止點(diǎn)時(shí)的網(wǎng)格模型。

圖3 內(nèi)冷油腔在上止點(diǎn)時(shí)的計(jì)算域網(wǎng)格模型 圖4 活塞網(wǎng)格模型

為研究雙射流入口內(nèi)冷油腔對(duì)活塞熱負(fù)荷的影響,進(jìn)一步探究雙射流入口油腔相對(duì)于單射流入口油腔對(duì)活塞冷卻能力的提升,建立了開(kāi)設(shè)兩種油腔活塞的三維模型,計(jì)算其溫度場(chǎng)?；钊牧蠟殇X合金,采用二階四面體網(wǎng)格單元將活塞三維模型進(jìn)行離散化處理,網(wǎng)格單元共721 732個(gè),網(wǎng)格模型見(jiàn)圖4。

1.3 活塞測(cè)溫試驗(yàn)

為驗(yàn)證內(nèi)冷油腔振蕩冷卻計(jì)算和活塞溫度場(chǎng)計(jì)算的準(zhǔn)確性,對(duì)標(biāo)定工況下的雙射流入口油腔活塞進(jìn)行硬度塞試驗(yàn)以測(cè)量表面溫度。試驗(yàn)原理是利用金屬材料受熱后硬度會(huì)降低的特性,利用硬度塞的溫度-硬度關(guān)系曲線(xiàn)測(cè)量活塞溫度。

試驗(yàn)在每個(gè)活塞表面選取15個(gè)測(cè)溫點(diǎn),活塞測(cè)溫點(diǎn)位置見(jiàn)圖5。試驗(yàn)進(jìn)行4次后對(duì)每個(gè)測(cè)溫點(diǎn)的值取平均后得出活塞表面測(cè)溫點(diǎn)溫度。各測(cè)點(diǎn)試驗(yàn)溫度見(jiàn)圖6。

圖5 硬度塞布置

圖6 硬度塞測(cè)溫試驗(yàn)結(jié)果

1.4 邊界條件和計(jì)算方法

標(biāo)定工況下冷卻噴嘴的機(jī)油流速為15 m/s?？諝馊肟诤蜋C(jī)油出口分別使用壓力入口和壓力出口邊界,壓力取101 kPa。根據(jù)溫度試驗(yàn)結(jié)果反推內(nèi)冷油腔壁面溫度邊界條件[10-11],油腔壁面溫度設(shè)置見(jiàn)表2。標(biāo)定工況下冷卻噴嘴出口的機(jī)油溫度為100 ℃,物性參數(shù)見(jiàn)表3,機(jī)油的黏溫特性曲線(xiàn)見(jiàn)圖7。

表2 油腔壁面溫度邊界

表3 機(jī)油物性參數(shù)

圖7 機(jī)油黏溫特性曲線(xiàn)

湍流模型采用SSTk-ω模型,此模型考慮了剪切流的影響,根據(jù)湍流剪應(yīng)力對(duì)湍流黏度公式進(jìn)行了修正,使其在模擬兩相流振蕩傳熱現(xiàn)象時(shí)更為準(zhǔn)確。為提高計(jì)算精確性和收斂性,動(dòng)量方程的對(duì)流相采用二階迎風(fēng)格式離散,壓力、速度耦合求解采用SIMPLEC算法,壓力求解使用PRESTO!方法。

冷卻機(jī)油在活塞油腔內(nèi)的流動(dòng)是非定常流動(dòng),活塞振蕩冷卻計(jì)算是非穩(wěn)態(tài)計(jì)算。以冷卻油腔中機(jī)油填充率變化情況為依據(jù)來(lái)判斷油腔內(nèi)流場(chǎng)是否達(dá)到動(dòng)態(tài)穩(wěn)定,即計(jì)算是否收斂。圖8示出計(jì)算過(guò)程中的機(jī)油填充率變化曲線(xiàn)。隨著計(jì)算循環(huán)的增加,腔內(nèi)機(jī)油填充率變化越來(lái)越小,當(dāng)相鄰五個(gè)循環(huán)的機(jī)油填充率相差小于3%時(shí),表明計(jì)算收斂。

圖8 計(jì)算過(guò)程中的機(jī)油填充率變化曲線(xiàn)

2 油腔機(jī)油流動(dòng)結(jié)果

圖9示出活塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)的速度和加速度變化曲線(xiàn)?；钊诠ぷ鬟^(guò)程中速度和加速度和方向變化很快,在76°和284°時(shí)活塞速度達(dá)到最大值,為15.9 m/s。此時(shí)活塞和機(jī)油的相對(duì)速度分別達(dá)到最大和最小。在上止點(diǎn)處活塞的加速度達(dá)到最大,為6.54 km/s2,這時(shí)機(jī)油對(duì)壁面的振蕩沖擊最為劇烈。機(jī)油由噴嘴噴出進(jìn)入油腔,充分振蕩后帶走活塞壁面的熱量,然后從油腔出口流出。

圖9 標(biāo)定工況下活塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)的速度和加速度變化

圖10示出一個(gè)運(yùn)動(dòng)周期內(nèi)機(jī)油在兩種油腔中的分布情況。由圖10可見(jiàn),雙射流入口油腔中的機(jī)油振蕩情況與單射流入口油腔大致相同。

圖10 一個(gè)運(yùn)動(dòng)周期內(nèi)機(jī)油在內(nèi)冷油腔的分布云圖

壁面機(jī)油覆蓋率是機(jī)油覆蓋油腔壁面的面積分?jǐn)?shù),其和壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)呈正相關(guān)關(guān)系[8]。圖11示出油腔各個(gè)周向區(qū)域和總壁面機(jī)油覆蓋率在一個(gè)周期內(nèi)的變化曲線(xiàn)。由圖11可見(jiàn),兩種油腔的各個(gè)周向區(qū)域以及總壁面機(jī)油覆蓋率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化趨勢(shì)基本一致,結(jié)合圖10和圖11可知,活塞在向下加速運(yùn)動(dòng)和向上加速運(yùn)動(dòng)過(guò)程中,由于慣性作用,機(jī)油分別逐漸積聚在上壁面和下壁面,所以周向區(qū)域整體的機(jī)油覆蓋率在這兩個(gè)時(shí)段逐漸變小。而活塞在向下減速運(yùn)動(dòng)或向上減速運(yùn)動(dòng)過(guò)程中,由于慣性作用,大量機(jī)油沿著側(cè)壁面向下或向上流動(dòng),所以周向區(qū)域整體的機(jī)油覆蓋率在這兩個(gè)時(shí)段逐漸變大。

圖11 油腔各個(gè)周向區(qū)域和總壁面機(jī)油覆蓋率變化

圖12示出兩種油腔周向區(qū)域各壁面的機(jī)油覆蓋率平均值對(duì)比。由圖12可見(jiàn),雙射流入口油腔的周向區(qū)域1和2以及單射流入口油腔的周向區(qū)域1機(jī)油覆蓋率較高,這是因?yàn)檫@三個(gè)區(qū)域直接受到入口機(jī)油的沖刷。雙射流入口油腔不同周向區(qū)域機(jī)油覆蓋率差距較小,極差為0.135,而單射流入口油腔周向區(qū)域機(jī)油覆蓋率差距較大,極差為0.188。這是因?yàn)殡p射流入口油腔將機(jī)油射流分為兩束,減小了區(qū)域1所受到的機(jī)油沖刷。由此可知,雙射流入口油腔降低了油腔各周向區(qū)域壁面機(jī)油覆蓋率的不均勻性。并且雙入口油腔的總壁面覆蓋率也相較單入口油腔提升了7.96%,改善了機(jī)油在油腔壁面附近的流動(dòng)特性,有利于油腔換熱能力的提升。

圖12 油腔周向區(qū)域各壁面的機(jī)油覆蓋率平均值對(duì)比

圖13示出兩種油腔入口機(jī)油質(zhì)量流率變化曲線(xiàn)。由圖可知,在-76°到76°活塞速度向下達(dá)到最大值時(shí),活塞和機(jī)油射流的相對(duì)速度增加,油腔兩個(gè)入口的機(jī)油流量呈現(xiàn)上升趨勢(shì)。從76°到284°時(shí),活塞和機(jī)油射流的相對(duì)速度減小,入口機(jī)油流量呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。

圖13 兩種油腔入口機(jī)油質(zhì)量流率變化曲線(xiàn)

由圖13可知,雙入口油腔兩個(gè)噴嘴出口截面的機(jī)油質(zhì)量流率之和以及單入口油腔噴嘴出口截面的機(jī)油質(zhì)量流率均為0.055 4 kg/s,雙射流入口油腔兩個(gè)入口截面的機(jī)油瞬時(shí)質(zhì)量流率大致相同,二者質(zhì)量流率的平均值之和為0.052 6 kg/s,入口機(jī)油捕捉率為0.949;單射流入口油腔入口截面瞬時(shí)機(jī)油質(zhì)量流率平均值為0.050 3 kg/s,入口機(jī)油捕捉率為0.908,雙射流入口油腔機(jī)油捕捉率較之提升4.5%。由圖14雙射流入口油腔和單射流入口油腔機(jī)油填充率對(duì)比可知,雙射流入口油腔一個(gè)周期內(nèi)的機(jī)油填充率平均值為0.466,單射流入口油腔為0.418,雙射流入口油腔的機(jī)油填充率相對(duì)于單射流入口油腔高了11.5%,提升幅度明顯。

圖14 兩種油腔機(jī)油填充率對(duì)比

3 油腔壁面?zhèn)鳠峤Y(jié)果

圖15示出一個(gè)運(yùn)動(dòng)周期內(nèi)雙射流入口油腔和單射流入口油腔壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的分布云圖。結(jié)果表明,由于冷卻噴嘴的射流沖擊和機(jī)油在油腔內(nèi)的周向流動(dòng)特性,油腔的換熱特性是不均勻的。由圖15可見(jiàn),兩種油腔的壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)都是在機(jī)油入口附近的上壁面較大、變化最為劇烈。在150°附近時(shí),從入口射入的機(jī)油和油腔上壁面相對(duì)速度最大,壁面受到機(jī)油射流沖刷最劇烈,使邊界層變薄,所以入口附近上壁面的傳熱系數(shù)在此時(shí)達(dá)到最大。上壁面和下壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)變化趨勢(shì)大致相反,這是由于活塞從上止點(diǎn)到下止點(diǎn)運(yùn)動(dòng)時(shí),先向下加速后減速,機(jī)油先撞擊上壁面,然后撞擊下壁面,所以上壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)先升高后降低,下壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)先降低后升高?；钊麖南轮裹c(diǎn)到上止點(diǎn)運(yùn)動(dòng)時(shí)先向上加速后減速,機(jī)油繼續(xù)撞擊下壁面,下壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)繼續(xù)升高,之后向上減速過(guò)程中,機(jī)油撞擊上壁面,上壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)升高。

圖15 一個(gè)運(yùn)動(dòng)周期內(nèi)油腔壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的分布云圖

圖16示出兩種油腔的總壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)變化曲線(xiàn)。由圖16知,二者總壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的變化趨勢(shì)相同,均在150°附近達(dá)到最大值。收斂后5個(gè)活塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)周期內(nèi)雙射流入口油腔總壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)平均值為1 777 W·m-2·K-1,單射流入口油腔為1 569 W·m-2·K-1,相較于單射流入口油腔,雙射流入口油腔總壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)提升了13.3%,冷卻能力提升明顯。

圖16 兩種油腔的總壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)變化曲線(xiàn)

圖17示出油腔各區(qū)域壁面的平均傳熱系數(shù)對(duì)比。由圖17可見(jiàn),雙射流入口油腔各區(qū)域的傳熱系數(shù)平均值極差更小,這是因?yàn)殡p射流入口油腔將機(jī)油射流分成兩束,分別沖刷區(qū)域1和區(qū)域2的上壁面,減弱了區(qū)域1的機(jī)油沖刷換熱,周向區(qū)域的換熱不均勻性有所改善。

圖17 油腔各區(qū)域壁面的平均傳熱系數(shù)對(duì)比

4 油腔對(duì)活塞溫度場(chǎng)的影響

對(duì)開(kāi)設(shè)兩種油腔的活塞溫度場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算,研究?jī)煞N油腔的冷卻效果,為保證活塞內(nèi)冷油腔處熱邊界的準(zhǔn)確性,將振蕩冷卻計(jì)算收斂后10個(gè)周期的油腔壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)和壁面附近流體溫度數(shù)據(jù)在時(shí)域上進(jìn)行平均,然后使用網(wǎng)格數(shù)據(jù)映射的方法映射到活塞溫度場(chǎng)熱邊界,以此作為內(nèi)冷油腔換熱的第三類(lèi)邊界條件[12],兩種活塞頂面燃燒邊界條件以及其他位置的熱邊界條件保持一致[13-14]。

圖18示出振蕩冷卻計(jì)算收斂后兩種內(nèi)冷油腔10個(gè)周期內(nèi)的平均壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)云圖。由圖18可見(jiàn),兩種油腔入口附近的傳熱系數(shù)較高,并且雙射流入口油腔相較單射流入口油腔入口附近的局部平均傳熱系數(shù)有效降低。圖19示出計(jì)算收斂后兩種油腔10個(gè)往復(fù)運(yùn)動(dòng)周期內(nèi)的壁面附近機(jī)油平均溫度云圖。由圖19可知,油腔入口附近機(jī)油溫度最低,為機(jī)油初始溫度100 ℃。隨著機(jī)油的振蕩換熱和周向流動(dòng)換熱,機(jī)油吸熱,溫度升高,壁面附近大多區(qū)域機(jī)油溫度升高至120 ℃左右。

圖18 時(shí)域平均的油腔壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)云圖

圖19 時(shí)域平均的油腔壁面附近流體溫度云圖

由圖20a雙射流入口油腔活塞溫度場(chǎng)和圖21可見(jiàn),仿真溫度分布趨勢(shì)和試驗(yàn)溫度分布一致。由于燃燒室向副推力側(cè)偏置,所以活塞溫度場(chǎng)中頂面和火力岸的副推力側(cè)溫度較高;燃燒室凹坑中心處溫度相較于凸臺(tái)溫度較低。由圖21雙射流入口油腔活塞各個(gè)測(cè)點(diǎn)的仿真溫度和試驗(yàn)溫度對(duì)比可知,活塞溫度場(chǎng)仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果最大誤差在5%以?xún)?nèi),說(shuō)明本研究振蕩冷卻計(jì)算和活塞溫度場(chǎng)計(jì)算的準(zhǔn)確性較高。

圖20 活塞溫度場(chǎng)仿真結(jié)果

圖21 雙射流入口油腔活塞溫度仿值真和試驗(yàn)值對(duì)比

對(duì)比圖20a和圖20b可知,開(kāi)設(shè)雙射流入口油腔的活塞頂部整體溫度相較單射流入口活塞有所降低,機(jī)油射流附近的頂面副推力側(cè)區(qū)域溫度降低明顯。兩種活塞的最高溫度均在頂部喉口區(qū)域副推力側(cè)靠近排氣門(mén)處,雙射流入口油腔活塞最高溫度為352 ℃,比單射流入口油腔活塞低了7 ℃,活塞喉口區(qū)域平均溫度降低了9 ℃,火力岸平均溫度降低了6 ℃。

5 結(jié)論

a) 標(biāo)定工況下,雙射流入口油腔的打靶率相對(duì)于單射流入口油腔提升4.5%,機(jī)油填充率提升11.5%,并且機(jī)油在壁面不同周向區(qū)域的覆蓋率較為平均;

b) 從換熱情況來(lái)看,由于雙射流入口油腔將機(jī)油的射流沖擊分成兩束,分別沖擊區(qū)域1和區(qū)域2的上壁面,減小了區(qū)域1受到的機(jī)油沖擊,更好地利用了機(jī)油射流沖刷帶來(lái)的換熱分量;雙射流入口油腔壁面總傳熱系數(shù)提升了13.3%,并且各周向區(qū)域壁面的平均傳熱系數(shù)差距較小,所以雙射流入口油腔相較于單射流入口油腔的換熱性能提升明顯;

c) 采用第三類(lèi)熱邊界條件映射的方法建立活塞熱負(fù)荷計(jì)算模型,計(jì)算了在內(nèi)冷油腔換熱條件下的活塞溫度場(chǎng),并且通過(guò)活塞硬度塞測(cè)溫試驗(yàn)驗(yàn)證了振蕩冷卻計(jì)算和熱負(fù)荷模型的準(zhǔn)確性;從溫度場(chǎng)結(jié)果得知,開(kāi)設(shè)雙射流入口油腔的活塞頂部溫度比開(kāi)設(shè)單射流入口油腔的活塞有所降低,最高溫度降低了7 ℃,喉口區(qū)域平均溫度降低了9 ℃,火力岸平均溫度降低了6 ℃。