通過使用耦合換熱模型模擬通過柴油機(jī)活塞的熱損失和研究熱障涂層對(duì)換熱損失的影響規(guī)律

【】 . . .om . . . .ajkumar

0 前言

通過邊界的熱傳遞對(duì)內(nèi)燃機(jī)的整體性能方面起到重要作用。每循環(huán)噴射的燃料釋放的能量增加了缸內(nèi)的平均溫度，其中一部分能量在膨脹行程期間轉(zhuǎn)換為功。 通過邊界的熱損失降低了缸內(nèi)壓力和溫度，導(dǎo)致輸出的有效功較低。在進(jìn)氣行程期間換熱量可忽略不計(jì)。當(dāng)活塞向上止點(diǎn)(TDC)移動(dòng)時(shí)，壓縮氣體的溫度顯著上升，并且通過邊界的換熱量增加。燃燒的特點(diǎn)在于和溫度顯著較低的金屬表面相互作用產(chǎn)生的2 000 K數(shù)量級(jí)的高溫。這導(dǎo)致在短時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生了非常高的換熱量。最高平均氣缸壓力通常發(fā)生在活塞接近TDC區(qū)域時(shí)。 此時(shí)，缸內(nèi)氣體接觸的缸套表面積最小。 最終，大部分熱傳遞發(fā)生在活塞和氣缸蓋火力岸表面。壓縮點(diǎn)火發(fā)動(dòng)機(jī)的復(fù)雜燃燒室具有較大表面積。Borman和Nishiwaki提出約50%的總熱損失是通過活塞傳遞的[4]。壓燃式發(fā)動(dòng)機(jī)的熱損失高于火花點(diǎn)燃發(fā)動(dòng)機(jī)的熱損失。熱損失在空間和時(shí)間上呈現(xiàn)為熱梯度變化的函數(shù)。

由于發(fā)動(dòng)機(jī)幾何形狀和運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)的固有復(fù)雜性，試驗(yàn)中測(cè)量高精度的活塞壁溫度會(huì)非常困難。在金屬表面中產(chǎn)生的溫度分布不僅影響性能，而且對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)和整體壽命都會(huì)產(chǎn)生巨大影響。 某些區(qū)域中的熱點(diǎn)具有熱應(yīng)力，并且會(huì)降低這些部件的壽命。 此外，活塞環(huán)、氣閥門、潤(rùn)滑系統(tǒng)和缸套部件需要根據(jù)溫度限制來設(shè)計(jì)。從發(fā)動(dòng)機(jī)表面排出的熱量決定了冷卻系統(tǒng)的設(shè)計(jì)要求，廢氣的出口熱量也會(huì)對(duì)熱損失產(chǎn)生影響。在過去幾十年里，對(duì)許多發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)進(jìn)行了廣泛研究和完善，以實(shí)現(xiàn)更高的熱效率。減少熱損失在提高效率方面發(fā)揮了重要作用。然而，換熱的機(jī)理也很重要，這確保了發(fā)動(dòng)機(jī)持續(xù)工作時(shí)在關(guān)鍵部件配合區(qū)域中獲得最佳壁溫。因此，熱傳遞不僅對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能和設(shè)計(jì)產(chǎn)生重大影響，還是在發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)過程中必須考慮的主要因素。掌握這些過程和預(yù)測(cè)模型不僅有助于提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率，還為減少氣體排放和更強(qiáng)勁的發(fā)動(dòng)機(jī)開發(fā)提供設(shè)計(jì)依據(jù)。

由于存在多相流高壓噴射、蒸發(fā)和在高湍流流場(chǎng)中的燃燒耦合現(xiàn)象，發(fā)動(dòng)機(jī)的多維建模是有一定挑戰(zhàn)性的。多維建模的難點(diǎn)是運(yùn)用控制燃燒過程的非線性化學(xué)動(dòng)力學(xué)，加入與流體域偶聯(lián)的固體域增加了建模的復(fù)雜性。然而，校準(zhǔn)良好的模型可以幫助理解復(fù)雜的發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程并對(duì)其設(shè)計(jì)進(jìn)行改進(jìn)。Borman和Nishiwaki評(píng)論并概述了熱傳遞對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的影響，詳細(xì)討論了試驗(yàn)和建模方面帶來的挑戰(zhàn)[4]，Urip等人開發(fā)和驗(yàn)證了1D熱傳遞模型，并與計(jì)算流體力學(xué)(CFD)代碼耦合，為Ford公司火花點(diǎn)燃單缸發(fā)動(dòng)機(jī)建立了4個(gè)循環(huán)的耦合熱傳遞(CHT)模型[5]。 評(píng)價(jià)了氣缸氣體溫度、壓力和來自活塞頂部區(qū)域的換熱量。Li等人建立了1個(gè)CHT模型與KIVA代碼相結(jié)合的用于柴油發(fā)動(dòng)機(jī)的60°扇形網(wǎng)格模擬[6]。CHT模型首先針對(duì)1D傳導(dǎo)問題的分析解法進(jìn)行了驗(yàn)證。 CHT配方與CFD耦合用于模擬通過活塞和氣缸蓋的熱傳導(dǎo)過程。通過研究平均表面溫度，并基于模擬結(jié)果確定燃燒室表面的熱點(diǎn)。Iqbal 等人使用迭代技術(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸體和氣缸蓋進(jìn)行了CHT分析[7]。在本研究中，首先使用恒溫邊界條件進(jìn)行缸內(nèi)燃燒模擬。然后將時(shí)間平均傳熱系數(shù)和氣體溫度映射到CHT模擬上，以獲得1組新的壁溫。重復(fù)該過程直到達(dá)到收斂。

熱障涂層(TBC)有助于減少活塞的熱損失并可提高效率。通過CFD模型的模擬得到更有預(yù)測(cè)性的CFD工具，可用于發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)。盡管已經(jīng)有一些研究將CFD與CHT模型耦合，但是未得出TBC對(duì)轉(zhuǎn)換熱量的影響。這項(xiàng)工作的目標(biāo)首先是實(shí)施1個(gè)CFD模型與CHT結(jié)合計(jì)算的Navistar柴油機(jī)全360°網(wǎng)格和開口循環(huán)來模擬活塞熱損失。第二個(gè)目的是研究TBC材料和涂層厚度對(duì)整體發(fā)動(dòng)機(jī)效率的影響。

首先討論了CHT模型的實(shí)施，以及用于執(zhí)行耦合CFD和CHT分析的一些最佳范例。 討論發(fā)動(dòng)機(jī)的試驗(yàn)布置，然后描述模型設(shè)置和CHT建模。詳細(xì)研究了活塞壁溫等各種邊界條件的影響。這些溫度不是恒定的，并在空間上有變化。本文提出了關(guān)于建模參數(shù)的研究。建?？蚣茚槍?duì)可用的熱電偶數(shù)據(jù)進(jìn)行了驗(yàn)證，然后使用該模型來研究TBC對(duì)活塞燃燒室表面的影響，提出并討論了從CHT模型獲得的熱效率和熱損失的總體趨勢(shì)。

1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)裝置由具有缸徑為126 mm和行程為166 mm的Navistar柴油機(jī)組成。 在位于燃燒室表面下方1 mm的15個(gè)不同位置處嵌有熱電偶。表1示出了不同速度和負(fù)荷條件下每個(gè)熱電偶的時(shí)間平均溫度數(shù)據(jù)。

1.1 模型設(shè)置

使用CONVERGE[8]軟件設(shè)置3D發(fā)動(dòng)機(jī)CFD模型。在本研究中，所有模擬均采用360° 3D網(wǎng)格，采用4百萬個(gè)單元的峰值單元計(jì)數(shù)。建模設(shè)置包括活塞燃燒室?guī)缀涡螤睿约伴y、進(jìn)氣歧管和排氣歧管的精確模擬呈現(xiàn)?；钊?固體區(qū)域)被呈現(xiàn)并且耦合到如圖1所示的氣缸幾何形狀(流體域)上。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)條件

圖1 有活塞作為實(shí)體域的3D模型中的發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)置

使用自動(dòng)網(wǎng)格細(xì)化(AMR)和邊界嵌入技術(shù)精確地解決湍流場(chǎng)?；谒俣群蜏囟忍荻鹊腁MR技術(shù)在運(yùn)行時(shí)會(huì)細(xì)化網(wǎng)格。從而得到了在氣體交換和噴射注射過程期間的精細(xì)網(wǎng)格。 網(wǎng)格區(qū)域只有在運(yùn)行時(shí)才被基于物理學(xué)的方法細(xì)化。這些方法能夠?qū)崿F(xiàn)大型發(fā)動(dòng)機(jī)的網(wǎng)格收斂模擬。

1.2 耦合換熱模型

本研究主要目的是將CFD模擬與固體域中的換熱過程進(jìn)行耦合。 不過，流體流動(dòng)計(jì)算與固態(tài)熱傳遞耦合的問題主要呈現(xiàn)流體和固體域中時(shí)間尺度的巨大差異。 在CFD求解器中解析流體流量時(shí)間標(biāo)度，并且這會(huì)導(dǎo)致噴射和燃燒時(shí)間長(zhǎng)度在1E+5 s至1E+8 s之間變化。因此，720°CA柴油全循環(huán)模擬需要相當(dāng)大的計(jì)算成本。 然而，固體表面中的熱傳遞需要花費(fèi)大量時(shí)間來達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。如果2個(gè)域直接耦合，則需要許多循環(huán)使固體域達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)。表面溫度在長(zhǎng)時(shí)間尺度上增加，即在多個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)上增加，之后可以達(dá)到穩(wěn)態(tài)。因此，需要數(shù)千個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)模擬循環(huán)來捕獲熱傳遞，在實(shí)際上不可行。CONVERGE軟件中的超級(jí)循環(huán)模型可通過運(yùn)行1個(gè)循環(huán)用于達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)。圖2顯示了超循環(huán)過程。它以耦合的方式在預(yù)定的時(shí)間間隔內(nèi)求解流體和固體方程，這被稱為超循環(huán)間隔。近壁溫度和傳熱系數(shù)(HTC)在每個(gè)時(shí)間步驟存儲(chǔ)在固體-流體界面處的每個(gè)單元。在每個(gè)超級(jí)循環(huán)間隔結(jié)束時(shí)，對(duì)流體-固體界面處的每個(gè)單元計(jì)算時(shí)間平均的HTC和溫度，并且暫停流體流動(dòng)求解器。然后使用這些溫度和HTC邊界條件來計(jì)算固體區(qū)域中的固體熱傳遞方程，直到穩(wěn)定狀態(tài)。流體和固體方程再針對(duì)下一個(gè)超周期間隔階段求解，并且重復(fù)對(duì)整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)的模擬迭代過程。因此，該過程以計(jì)算易處理的方式在每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)給出固體域中的集合平均穩(wěn)態(tài)溫度值。已討論過參數(shù)的研究和超級(jí)循環(huán)間隔的選擇。

圖2 在收斂中的超級(jí)循環(huán)過程

1.3 邊界條件

發(fā)動(dòng)機(jī)模擬通常假設(shè)氣缸和活塞壁處于1種恒溫邊界條件。不過，由于發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)和操作的復(fù)雜性，這些壁溫在試驗(yàn)中難以以時(shí)間分辨的方式進(jìn)行測(cè)量。因此，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)模擬中的固定壁溫邊界條件的預(yù)測(cè)引起了較大的不確定性。此外，通過壁面邊界的換熱量能夠影響用作調(diào)諧參數(shù)的發(fā)動(dòng)機(jī)效率。對(duì)于本文的模擬，假設(shè)了缸套壁面和氣缸蓋的恒溫壁面邊界條件。在上止點(diǎn)時(shí)，當(dāng)平均缸內(nèi)溫度最高時(shí)，摩擦副接觸面積最小。不過，將襯墊和塊體作為另一個(gè)固體域會(huì)顯著增加網(wǎng)格尺寸。為了保留在可控程度下模擬的內(nèi)存記憶，缸套壁面邊界被認(rèn)為是等溫邊界。此外，本研究的重點(diǎn)是活塞熱傳遞，通過使用該模型來評(píng)估TBC。固體活塞區(qū)域耦合到流體域。根據(jù)大概的油溫，外部活塞壁溫固定在383 K。進(jìn)氣歧管指定在368 K壁面溫度，排氣歧管指定在455 K壁面溫度。氣缸蓋溫度設(shè)定在575 K，按照試驗(yàn)設(shè)定進(jìn)、排氣壓力和EGR條件。根據(jù)試驗(yàn)測(cè)量，明確8孔噴油器噴射速率。

2 研究結(jié)果

2.1 CHT的模型驗(yàn)證

CFD模型針對(duì)在閉合循環(huán)模擬中以1 039 r/min運(yùn)行的發(fā)動(dòng)機(jī)的壓力和熱釋放率(HRR)跡線進(jìn)行驗(yàn)證。模擬了注射壓力為150 MPa的9.44%的EGR率。這些驗(yàn)證將在不帶嵌入式熱電偶的發(fā)動(dòng)機(jī)缸體上進(jìn)行。CHT模型對(duì)熱電偶數(shù)據(jù)的驗(yàn)證在下一節(jié)中給出。將預(yù)測(cè)的氣缸壓力和熱釋放率與圖3所示的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。使用壓力上升速率(dp/dt)和Heywood所示的第一定律測(cè)量熱釋放率，如式(1)所示：

(1)

式(1)中，dQ/dt是放熱率，γ是比熱比，p是壓力，V是體積，t是時(shí)間。

使用壓力和表觀HRR對(duì)從試驗(yàn)中測(cè)得的最大測(cè)量值進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化。該模擬稍微過度預(yù)測(cè)了峰值壓力和熱釋放率，但差異小于測(cè)量數(shù)據(jù)的2%。該模擬預(yù)測(cè)了壓力和熱釋放的總體趨勢(shì)。

圖3 壓力軌跡和熱釋放率驗(yàn)證

對(duì)氣缸蓋、氣缸壁和缸套的不同溫度邊界條件進(jìn)行了參數(shù)研究。這些模擬在沒有任何CHT模型的情況下進(jìn)行。在第一項(xiàng)研究中，增加氣缸蓋溫度，保持其他壁溫恒定。對(duì)燃燒室和缸套進(jìn)行類似的調(diào)節(jié)。 最后，同時(shí)增加3個(gè)邊界的溫度。熱效率的趨勢(shì)如圖4所示。熱效率隨著燃燒室和活塞頂部溫度的增加而增加。由于壁溫較高，施加較低的熱梯度。然而，增加缸套壁溫，顯示效率輕微降低。這是由于在具有較熱缸套的進(jìn)氣行程期間所捕集的質(zhì)量的減少，以及對(duì)具有較高溫度的氣體的壓縮功的增加。因此，壁溫對(duì)效率的影響取決于多個(gè)耦合因子，并且差異在0.9%的數(shù)量級(jí)。這激發(fā)了用CHT模擬燃燒室材料的應(yīng)用和研究，并以更逼真的方式模擬了缸壁邊界條件。

圖4 不同壁溫的熱效率

2.2 網(wǎng)格分辨率

在RANS模擬中對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸的整個(gè)3D域及固體活塞域進(jìn)行建模。 AMR用于根據(jù)速度和溫度梯度在運(yùn)行時(shí)細(xì)化網(wǎng)格。在本研究中使用4 mm的基本網(wǎng)格尺寸。 實(shí)施三級(jí)AMR，最小單元尺寸為0.5 mm。這導(dǎo)致整個(gè)計(jì)算領(lǐng)域的峰值單元計(jì)數(shù)達(dá)到400萬。實(shí)現(xiàn)了固體結(jié)構(gòu)域2 mm基準(zhǔn)網(wǎng)格尺寸的細(xì)網(wǎng)和用于流體域4 mm的細(xì)網(wǎng)，最終導(dǎo)致峰值單元計(jì)數(shù)為600萬。表2概括了不同的網(wǎng)格規(guī)格。圖5顯出了通過活塞的2種網(wǎng)格的瞬時(shí)熱損失。這兩種網(wǎng)格都預(yù)測(cè)了類似的熱損失。圖5示出了發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)下的活塞熱損失的總體趨勢(shì)。在進(jìn)氣過程中瞬時(shí)熱損失保持不變，壓縮行程的一部分可達(dá)50°CA BTDC。隨著氣缸溫度的升高，燃料噴射后的平均熱梯度增加，并達(dá)到很高的值。這導(dǎo)致燃燒室區(qū)域中活塞表面的熱損失急劇增加。隨著作功行程期間平均氣缸溫度的降低，熱損失降低。

表2 不同網(wǎng)格的規(guī)格

圖5 通過活塞邊界的不同網(wǎng)格尺寸的瞬時(shí)熱損失率

圖6示出了更精細(xì)的網(wǎng)格分辨率用來解析縫隙面積的效果。在這個(gè)設(shè)置中，整個(gè)縫隙區(qū)域通過整個(gè)寬度上的3個(gè)單元格(細(xì)網(wǎng)格-縫隙)解析，而不是用基線(粗網(wǎng)格-縫隙)設(shè)置中的1個(gè)單元格進(jìn)行解析。 結(jié)果表明，該網(wǎng)格的熱損失預(yù)測(cè)值接近基線網(wǎng)格。因此，考慮到精度和計(jì)算成本之間的折中，最小單元尺寸為0.5 mm的固體和流體區(qū)域采用了4 mm基準(zhǔn)網(wǎng)格。

圖6 縫隙區(qū)域中的網(wǎng)格分辨率

2.3 壓力采集和放熱率

在上一節(jié)中介紹的CFD模型設(shè)置中，對(duì)轉(zhuǎn)速為1 600 r/min的嵌入式熱電偶并改進(jìn)后的活塞燃燒室進(jìn)行開放循環(huán)模擬。表1概括了發(fā)動(dòng)機(jī)條件。標(biāo)準(zhǔn)化壓力和放熱速率如圖7所示。在轉(zhuǎn)速1 600 r/min下報(bào)告的試驗(yàn)表明的平均有效壓力(IMEP)為2.2 MPa，CFD模型預(yù)測(cè)了IMEP為2.4 MPa。后續(xù)部分會(huì)進(jìn)一步進(jìn)行模型驗(yàn)證。

圖7 標(biāo)準(zhǔn)化的壓力和熱釋放率

2.4 采用CHT模型的參數(shù)研究

超級(jí)循環(huán)間隔是相對(duì)于整體熱傳遞的1個(gè)重要參數(shù)。最初將間隔設(shè)定為10.0°CA，然后設(shè)定為5.0°CA和1.0°CA以觀察靈敏度。減少間隔意味著超級(jí)循環(huán)計(jì)算將以更頻繁更短的間隔進(jìn)行，并導(dǎo)致更高的計(jì)算成本。圖8示出了這些不同超級(jí)循環(huán)頻率下活塞燃燒室接口對(duì)曲軸轉(zhuǎn)角的累積熱損失?；钊目偀釗p失從10.0°CA間隔降至5.0°CA和1.0°CA。不過，1.0°CA的預(yù)測(cè)結(jié)果與0.5°CA的預(yù)測(cè)結(jié)果非常接近。因此，對(duì)于這些情況，超級(jí)循環(huán)的1.0°CA間隔是足夠的，并且可應(yīng)用于所有模擬。具有1.0°CA超級(jí)循環(huán)頻率的基準(zhǔn)情況在20個(gè)處理器上需要110 h。 5.0°CA頻率的計(jì)算成本節(jié)省了4%，10.0°CA頻率的計(jì)算成本比基線的計(jì)算成本節(jié)省了6.75%。

2.5 傳熱模型驗(yàn)證

試驗(yàn)裝置由嵌入活塞燃燒室表面的15個(gè)熱電偶組成。這些溫度測(cè)量用于與模型預(yù)測(cè)的溫度進(jìn)行比較。驗(yàn)證的模型可以進(jìn)一步用于預(yù)測(cè)TBC涂層的影響和分析發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)改進(jìn)。將每個(gè)熱電偶的時(shí)間平均溫度值與模型預(yù)測(cè)值進(jìn)行比較。

該誤差被定義為試驗(yàn)中的時(shí)間平均溫度差和固體活塞上相同點(diǎn)模擬的溫度差?；鶞?zhǔn)CHT模型假定了外部活塞壁處于近似油溫的恒定溫度下。如圖9所示，壁面邊界條件的變化對(duì)預(yù)測(cè)的熱電偶溫度有顯著的影響。具有383 K溫度預(yù)測(cè)的基線模型在頂部區(qū)域中的熱電偶的100 K范圍內(nèi)顯示有誤差，但對(duì)熱電偶4的預(yù)測(cè)更好。與頂部區(qū)域相比，活塞廊、內(nèi)燃燒室和燃燒室形火山口區(qū)域熱電偶的誤差相對(duì)較低。與其他區(qū)域相比，燃燒室頂點(diǎn)熱電偶的偏差相對(duì)較高。這些誤差是由于數(shù)值誤差及壁面邊界條件的不確定性而產(chǎn)生的。該模型預(yù)測(cè)了所有熱電偶位置的溫度。外壁溫度邊界條件近似于油溫。增加外壁溫度邊界條件降低了熱梯度，進(jìn)而降低了熱損失率。該模型運(yùn)行溫度不同， 增加油溫會(huì)降低這些誤差。不同熱電偶之間的誤差的相對(duì)差異是由于假設(shè)了整個(gè)活塞的單壁溫度邊界條件，得到了模型設(shè)置的不同方法，其中活塞被細(xì)分成許多部分，使得不同的溫度邊界條件可得以分配。

圖9 15個(gè)測(cè)試點(diǎn)的在不同油溫下的CHT模型的熱電偶溫度對(duì)比

2.6 分叉的活塞邊界

整個(gè)外部活塞表面的恒溫假設(shè)會(huì)導(dǎo)致模型研究被過度簡(jiǎn)化。因此活塞邊界被進(jìn)一步分成多個(gè)壁，這為模型提供了更加逼真的邊界條件，以更好地匹配試驗(yàn)條件。如圖10所示，外活塞壁被細(xì)分為4個(gè)不同的區(qū)域，即燃燒室下面、機(jī)油道壁、活塞裙和活塞環(huán)區(qū)域。表3示出了開放循環(huán)模擬不同的溫度邊界條件(BC)下不同的迭代。基于先前的結(jié)果，邊界條件被進(jìn)一步調(diào)整到第二次迭代中。每個(gè)熱電偶的誤差如圖11所示。迭代2中的最終邊界條件與先前的基準(zhǔn)模型相比，減少了較大的誤差。最終模型設(shè)置的所有熱電偶溫度預(yù)測(cè)的平均誤差為4.6%。所有熱電偶的最大誤差均為10.0%，最小誤差為0.7%。此驗(yàn)證模型目前可進(jìn)一步用于評(píng)估各種參數(shù)。

表3 活塞壁溫變化

圖10 活塞壁面邊界

圖11 兩端分開的活塞裝置的溫度預(yù)測(cè)與不同熱電偶的試驗(yàn)數(shù)據(jù)相比

2.7 TBC評(píng)估

前一部分的工作建立了具有經(jīng)過驗(yàn)證的CHT模型的CFD模型，平均誤差為4.6%，用于溫度預(yù)測(cè)。該模型組可用于預(yù)測(cè)涂層對(duì)活塞表面的影響。TBC旨在減少發(fā)動(dòng)機(jī)的熱損失，從而提高發(fā)動(dòng)機(jī)的整體效率。 這些涂層的厚度可以采用之前討論的最小網(wǎng)格尺寸。 渲染和分辨TBC厚度需要非常細(xì)小的網(wǎng)格，這可能大大增加計(jì)算量。因此，考慮到涂層材料的耐熱性，涂層可以用CHT模型建模。式(2)示出了熱阻定義：

(2)

圖12 不同TBC涂層的活塞瞬時(shí)和累積的熱損失(次級(jí)Y軸)

對(duì)具有不同熱性能和厚度的涂層材料進(jìn)行評(píng)估。兩種不同的涂料被稱為JT和LT型材料。圖12顯示了JT型材料不同涂層厚度條件下的活塞邊界瞬時(shí)和累積熱損失的時(shí)間演變?？梢钥闯?，通過添加TBC涂層，熱損失顯著降低，0.2 mm的涂層導(dǎo)致總熱損失減少了53%以上。

圖13顯示了兩種不同TBC涂層厚度的活塞燃燒室的金屬溫度輪廓。更厚的涂層導(dǎo)致較低的傳熱效率和金屬溫度。從CHT模型可以觀察到燃燒室表面溫度的顯著變化。在中央燃燒室頂中部區(qū)域和頂部區(qū)域中觀察到相對(duì)較高的溫度。此外，熱點(diǎn)沿8孔噴射器的噴嘴方向定向。

圖13 JT型材料不同涂層厚度在50°CA ATDC處的活塞燃燒室金屬溫度箭頭表示噴嘴的方向

建立了具有絕熱邊界條件的發(fā)動(dòng)機(jī)模擬，以模擬活塞的熱損失完全消除的理論情況。該模擬熱效率是通過在該發(fā)動(dòng)機(jī)上可能給活塞涂層實(shí)現(xiàn)的理論最大熱效率。式(3)示出了標(biāo)準(zhǔn)化熱效率定義：

(3)

式(3)中，ηad為模擬熱效率，ηactual為實(shí)際熱效率。

圖14 通過活塞的熱損失和作為熱阻功能的不同涂層厚度和材料的效率

此外，還對(duì)不同厚度的LT型材料涂層進(jìn)行了建模，得到了不同材料和厚度的結(jié)果，如圖14中的熱阻函數(shù)。不同情況下的模擬結(jié)果顯示出明顯的趨勢(shì)。熱損失隨著熱阻的增加而降低，效率提高。熱阻0表示無TBC涂層條件。從圖14可以看出，隨著涂層厚度/電阻的增加，熱效率增加，熱損失隨著漸近趨勢(shì)而減小。同時(shí)，揭示了涂層對(duì)效率的提升程度?；钊紵医涌谔幍臒嶙铻?.005 (m2·K)/W，可獲得通過完全絕熱活塞的90%的理論最大值。

3 結(jié)論

最終實(shí)施并驗(yàn)證了應(yīng)用耦合換熱的CFD模型。該模型用于研究Navistar柴油機(jī)的活塞燃燒室表面的換熱損失，并且還可以研究熱障涂層對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率的影響。 在發(fā)動(dòng)機(jī)模擬中實(shí)施CHT模型的主要優(yōu)點(diǎn)是減少恒溫條件下的不確定性。該類型的模型可以使用熱電偶數(shù)據(jù)進(jìn)行校正。主要研究結(jié)果如下：

(1)建立了關(guān)于網(wǎng)格尺寸和超級(jí)循環(huán)間隔的模擬的最佳實(shí)踐，進(jìn)行了網(wǎng)格分辨率研究，其中最小網(wǎng)格尺寸為0.5 mm的網(wǎng)格是足夠的。

(2)超級(jí)循環(huán)間隔的參數(shù)研究表明，間隔1.0°CA對(duì)于這些柴油發(fā)動(dòng)機(jī)計(jì)算案例已足夠。

(3)外部活塞壁邊界的分叉可以更好地預(yù)測(cè)溫度，最終的模型能夠預(yù)測(cè)平均誤差為4.6%的溫度。

(4)TBC涂層材料的分析表明，隨著耐熱性增加，熱效率提升和換熱損失減少呈現(xiàn)漸近特性。通過CHT模型預(yù)測(cè)作為涂層熱阻函數(shù)的效率相對(duì)影響規(guī)律。

CHT模型捕獲固體區(qū)域溫度的時(shí)間和空間變化。該信息可以用于識(shí)別發(fā)動(dòng)機(jī)金屬區(qū)域中的高溫點(diǎn)。最終將有助于發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)過程中的的熱應(yīng)力分析。未來的研究將針對(duì)同時(shí)在缸套和缸蓋火力岸區(qū)域進(jìn)行固態(tài)傳熱的更高精度模型。這些模型可以幫助發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)人員減少原型數(shù)量并拓展新的設(shè)計(jì)策略。