噴油速度對活塞油腔瞬態(tài)流動傳熱的影響

張國銳 石磊 劉曉日 李玉杰

摘要：活塞是發(fā)動機各個部件中的核心部件，且活塞處于高溫環(huán)境下工作，因此活塞的冷卻就顯得尤為重要。增加活塞內(nèi)冷油腔對活塞進行噴油冷卻是降低活塞溫度、改善活塞運行工況最為有效的方法。由于活塞在實際工況中是處于運動狀態(tài)，因此需要采用瞬態(tài)計算。本研究主要利用ANSYSFLUENT軟件對活塞噴油冷卻進行數(shù)值模擬，研究了不同的噴油速度下活塞內(nèi)冷油腔中冷卻油的體積分數(shù)，油腔內(nèi)冷卻油的相對運動速度，油腔的邊界傳熱量的變化規(guī)律。從而得出活塞噴油速度對油腔傳熱邊界的影響規(guī)律。利用得到的規(guī)律可以為內(nèi)燃機的設(shè)計提供合理的建議與解決方案。

Abstract： The piston is the core part of the engine components， and the piston works in high temperature environment， so the cooling of the piston is particularly important. It is the most effective way to reduce the temperature of the piston and improve the working condition of the piston by using the cooling gallery.Because the piston is in motion at the actual working condition， so the transient calculation is needed. In this study， ANSYS FLUENT software is used to simulate the injection cooling of the piston. The volume fraction of cooling oil ， the relative movement speed of the cooling oil in the piston gallery and the heat transfer at the boundary of the piston gallery are studied under different injection speeds. The influence law of cooling oil injection speed on heat transfer boundary of pistongalleryis obtained. The obtained rules can provide reasonable suggestions and solutions for the design of internal combustion engine.

關(guān)鍵詞：活塞;瞬態(tài)模擬;內(nèi)冷油腔;傳熱邊界;噴油速度

Key words： piston;transient simulation;piston gallery;heat transfer boundary;injection velocity

中圖分類號：TK401? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻標識碼：A? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文章編號：1674-957X（2020）24-0009-04

0? 引言

隨著柴油機功率和性能的提高，柴油機中的活塞承受更高的熱負荷，在發(fā)動機運行期間，活塞長時間遭受周期性的機械負荷和熱負荷，并且更高的熱負荷會縮短活塞工作壽命[1-3]。活塞在運行過程中過高的熱負荷會導(dǎo)致活塞失效進而導(dǎo)致發(fā)動機故障[4]，降低活塞熱負荷最為有效的方法是活塞噴油冷卻[5]。黃鈺期等人[6]通過對兩相流振蕩的流型進行辨識和分類，發(fā)現(xiàn)當雷諾數(shù)達到20000以上時，兩相流振蕩的流動狀態(tài)會發(fā)生明顯變化，流動進入強湍流狀態(tài)。文均等[7]采用薄膜熱電偶測溫法和引線式傳輸系統(tǒng)，對發(fā)動機過渡工況下活塞頂面測點瞬態(tài)溫度場變化規(guī)律進行了試驗測試研究。J.Lv等人[8]通過使用簡化的可見封閉通道來模擬不同發(fā)動機轉(zhuǎn)速下納米顆粒的流動，探索了振蕩流動的機制。隨著計算機技術(shù)的發(fā)展，CFD技術(shù)已經(jīng)成為研究發(fā)動機中流動與傳熱的重要手段，有效的輔助了活塞熱狀態(tài)的評估和結(jié)構(gòu)設(shè)計。Y. Yong等人[9]建立了一個帶有動網(wǎng)格模型和VOF（流體體積）模型的數(shù)值模型，研究了發(fā)動機轉(zhuǎn)速、噴油嘴直徑等對噴油冷卻的影響。山東大學仲杰等人[10]對內(nèi)冷油腔的冷卻進行了Fluent仿真，研究了活塞處于不同的曲軸轉(zhuǎn)角時，內(nèi)冷油腔中的機油體積分布和機油質(zhì)量流量。胡定云等人[11]通過CFD建立了活塞振蕩油腔瞬態(tài)計算模型，利用Fluent動網(wǎng)格法模擬活塞往復(fù)運動進行數(shù)值仿真，分析了機油流動形態(tài)及傳熱情況和壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)等的變化規(guī)律。Torregrosa等人[12]對活塞內(nèi)冷油腔的傳熱過程進行了研究，并獲得了影響傳熱系數(shù)的相關(guān)因素的特性。張衛(wèi)正等人[13]通過運用CFD方法對活塞噴油冷卻進行了瞬態(tài)模擬，得到了不同轉(zhuǎn)速下冷卻油腔的機油填充率等參數(shù)隨曲軸角度變化的規(guī)律。

本文研究主要是采用數(shù)值模擬的方法，通過建立活塞內(nèi)冷油腔的VOF模型，采用動網(wǎng)格的辦法，針對不同的噴油速度與活塞速度之間的關(guān)系進行分析，最終得出噴油速度對活塞內(nèi)冷油腔瞬態(tài)機油體積分數(shù)、流動速度和傳熱邊界的影響。

1? 模型建立

在整個活塞噴油冷卻過程中，內(nèi)冷油腔中的空氣、冷卻油、油腔壁面之間會互相產(chǎn)生對流換熱。但是起主要作用的是冷卻油，冷卻油與活塞的換熱量遠大于其他形式之間的換熱。所以本文主要考慮冷卻油與活塞之間的換熱，不考慮其他形式的換熱。本文采用兩相流來對內(nèi)冷油腔機油流動情況進行研究[14，15]。且模型的建立基于以下四種假定條件，J.Pan等人[16]和W.Zhang等人[17]所得出的結(jié)論表明以下四種假定是合理的：

①在給定的發(fā)動機工況中，入口溫度恒定;

②假定多相流中的氣相與液相之間沒有能量轉(zhuǎn)換;

③氣體適用于理想氣體定律，冷卻油為不可壓縮且不蒸發(fā)的粘性流體;

④假定液相油沒有發(fā)生相變。

1.1 VOF模型

VOF模型應(yīng)用于兩種或兩種以上互不相容且不發(fā)生相變的流體，通過追蹤區(qū)域內(nèi)各個流體的體積分數(shù)來模擬多相流。函數(shù)F表示在計算區(qū)域中液相的體積分數(shù)，且在每個控制單元中液相與氣相的體積分數(shù)之和是1。VOF模型在整個計算區(qū)域內(nèi)對互不相容的兩相進行同一動量方程組的求解。F函數(shù)的定義如下：

函數(shù)F的對流運輸方程如下所示：

式中v是每個單元格內(nèi)的流體速度。

1.2 k-ε湍流模型

k-ε湍流模型是計算流體力學中最常應(yīng)用的模型，本次計算中也應(yīng)用了k-ε模型，其中湍流動能k及其耗散率ε由下列輸運方程得出：

式中，Gk表示由于平均速度梯度而產(chǎn)生的湍流動能。Gb是湍流動能，根據(jù)k-ε模型中浮力對湍流的影響進行計算。C1ε，C2ε和C3ε是常量。σk和σε分別是k和ε的湍流普朗特數(shù)。

2? 控制方程

2.1 動量方程

求解控制單元內(nèi)的單一動量方程時，各個相的速度場是共享的，計算公式如下：

在上式中p為控制單元的壓力，τxx、τxy、τxz為粘性力τ的分量，ρ為流體密度。

2.2 能量方程

求解整個區(qū)域的能量方程如下所示：

在上式中k為有效熱導(dǎo)率，Cp是比定壓熱容，T為溫度，ρ為流體密度。

3? 網(wǎng)格處理及邊界條件

3.1 網(wǎng)格處理

活塞下止點位置的網(wǎng)格模型如圖1所示，入口設(shè)置為速度入口，出口設(shè)置為壓力出口。

活塞的運動形式較為單一，針對活塞特定的運動形式，在Fluent中選擇動態(tài)層方法劃分動網(wǎng)格。Fluent中提供了活塞運動模型（即In-Cylinder模型），激活活塞運動模型，設(shè)置活塞轉(zhuǎn)速為1900r/min，起始曲軸轉(zhuǎn)角為180°，此時活塞位于下止點。

3.2 邊界條件

計算區(qū)域入口處采用速度入口，因為要探索噴油速度對活塞油腔瞬態(tài)流動傳熱的影響，因此選用27m/s，23.5m/s，20m/s，16.5m/s，13m/s的噴油速度。因為油腔與曲軸箱是聯(lián)通的，曲軸箱內(nèi)部氣體壓力變化不明顯，因此計算區(qū)域出口處選擇的是壓力出口邊界條件。利用Fluent動網(wǎng)格技術(shù)實現(xiàn)活塞的運動規(guī)律。

初始時刻油腔內(nèi)部均為空氣，入口油的溫度設(shè)為368K，采用動態(tài)時間步長進行計算。在計算過程中，采用監(jiān)控機油填充率來判斷計算結(jié)果是否可用。當機油填充率只與曲軸轉(zhuǎn)角有關(guān)，且各個循環(huán)之間變動較小時，可認為此計算結(jié)果有效，取此次計算結(jié)果進行分析。

4? 結(jié)果分析

在發(fā)動機運行期間，不同的輸出功率需要不同的發(fā)動機轉(zhuǎn)速，本文主要研究1900r/min的轉(zhuǎn)速下不同噴油速度對油腔傳熱邊界的影響，此轉(zhuǎn)速下活塞運行最大速度為16m/s。對環(huán)形內(nèi)冷油腔沿活塞軸向方向進行剪切獲得兩個截面，對截面上的冷卻油體積分數(shù)進行積分，并與截面積作比值得到冷卻油的平均體積分數(shù)，以此作為油腔內(nèi)的冷卻油體積分數(shù)。圖2為不同的噴油速度下內(nèi)冷油腔內(nèi)冷卻油的體積分數(shù)。

由圖2可知，冷卻油體積分數(shù)大致呈先增加后降低再增加的趨勢，這是因為活塞從上止點運動到下止點時，活塞與冷卻油相向而行，此時冷卻油能較好的充入內(nèi)冷油腔中。圖2所示為不同的噴油速度下內(nèi)冷油腔中冷卻油的體積分數(shù)。噴油速度為13m/s時冷卻油體積分數(shù)最大值為12.1%，出現(xiàn)在90°，最小值為8.6%，出現(xiàn)在270°。噴油速度為16.5m/s時冷卻油體積分數(shù)最大值為12.9%，出現(xiàn)在180°，此時的冷卻油體積分數(shù)與90°時大小相當，最小值為10.5%，出現(xiàn)在270°。噴油速度為20m/s時冷卻油體積分數(shù)最大值為12.9%，出現(xiàn)在180°，最小值為12%，出現(xiàn)在270°。噴油速度為23.5m/s時冷卻油體積分數(shù)最大值為13.2%，出現(xiàn)在90°，最小值為12.6%，出現(xiàn)在270°。噴油速度為27m/s時冷卻油體積分數(shù)最大值為13.2%，出現(xiàn)在270°與360°，最小值為13.1%，出現(xiàn)在180°。在機油體積分數(shù)方面，本文所研究的轉(zhuǎn)速1900r/min工況與X.Deng等人[2]所研究的1800r/min工況呈現(xiàn)類似規(guī)律，即活塞由上止點運行到下止點過程中，機油體積分數(shù)呈現(xiàn)增加趨勢，由下止點運行到上止點過程中，呈現(xiàn)先降低后增加的趨勢。

分析圖2中的曲線可知，最小值點多出現(xiàn)于270°，這是因為活塞由下至上運動，會出現(xiàn)冷卻油追不上活塞的現(xiàn)象，因此，噴油速度不能過低。20m/s到27m/s的噴油速度之間，雖然體積分數(shù)有所增加，但是增加的幅度不明顯。冷卻油的體積分數(shù)代表了油腔內(nèi)冷卻油占整個油腔容積的百分比，當冷卻油的體積分數(shù)較低時，油的破裂成油滴的程度會更加劇烈，但是由于油滴數(shù)量過少導(dǎo)致油滴不能夠與油腔內(nèi)壁面進行充分的熱交換，最終達不到理想散熱效果。隨著噴油速度的增加，油腔內(nèi)冷卻油體積分數(shù)也會增加，但是此時油腔內(nèi)大部分充滿的都是冷卻油，冷油不能很好的破裂成油滴，這就導(dǎo)致了不良的散熱效果。綜上所述，噴油速度應(yīng)該保持在一個合理范圍內(nèi)。

圖3所示為不同噴油速度下油腔內(nèi)冷卻油的速度差代數(shù)值，冷卻油在進入油腔后，往兩個方向運動，因此對環(huán)形內(nèi)冷油腔沿活塞軸向方向進行剪切獲得兩個截面，進一步計算獲得各個截面的冷卻油平均速度，將兩個截面的冷卻油平均速度作差并取絕對值作為速度差代數(shù)值。圖4所示為不同噴油速度下油腔內(nèi)冷卻油的速度差相對值，速度差相對值由速度差代數(shù)值與最大冷卻油平均速度作比值得到。數(shù)值越大，左右兩側(cè)冷卻油的流動越不均勻，同時換熱程度也就越不均勻。在13m/s與20m/s的噴油速度之間，活塞從上止點開始運行到下止點前，靠近入口側(cè)的冷卻油速度大于靠近出口側(cè)的冷卻油速度，而從下止點開始到上止點前靠近出口側(cè)的冷卻油速度大于靠近入口側(cè)的冷卻油速度。在23.5m/s與27m/s噴油速度之間，靠近出口側(cè)的冷卻油速度均大于入口側(cè)的冷油速度。在13m/s時，速度差代數(shù)值最大值為1.417m/s，出現(xiàn)在270°，最小值為0.171m/s，出現(xiàn)在180°。在16.5m/s時，速度差代數(shù)值度最大值為1.379m/s，出現(xiàn)在270°，最小值為0.447m/s，出現(xiàn)在90°。在20m/s時，速度差代數(shù)值最大值為1.469m/s，出現(xiàn)在270°，最小值為0.081m/s，出現(xiàn)在90°。在23.5m/s時，速度差代數(shù)值最大值為1.331m/s，出現(xiàn)在270°，最小值為0.007m/s，出現(xiàn)在90°。在27m/s時，速度差代數(shù)值最大值為1.692m/s，出現(xiàn)在270°，最小值為0.66m/s，出現(xiàn)在90°。圖4中冷卻油的速度差相對值最大值點均出現(xiàn)在270°，最小值點均出現(xiàn)在90°與180°，且只有13m/s時的最小值點出現(xiàn)在180°。

圖5為不同噴油速度下邊界傳熱量，分析可知，在噴油速度為13m/s時，邊界傳熱量最大值為0.19kw/m2，出現(xiàn)在180°，最小值為0.106，出現(xiàn)在360°。在噴油速度為16.5m/s時，邊界傳熱量最大值為0.237kw/m2，出現(xiàn)在180°，最小值為0.116，出現(xiàn)在360°。在噴油速度為20m/s時，邊界傳熱量最大值為0.264kw/m2，出現(xiàn)在180°，最小值為0.143kW/m2，出現(xiàn)在360°。在噴油速度為23.5m/s時，邊界傳熱量最大值為0.304kW/m2，出現(xiàn)在180°，最小值為0.165，出現(xiàn)在0°。在噴油速度為27m/s時，邊界傳熱量最大值為0.331kW/m2，出現(xiàn)在180°，最小值為0.185kW/m2，出現(xiàn)在0°。綜上所述，邊界傳熱量的最大值點都出現(xiàn)在180°，最小值點均出現(xiàn)在0°或者360°，也就是上止點位置。

5? 結(jié)論

①活塞內(nèi)冷油腔的冷卻效果受冷卻油的噴油速度影響較大，要獲得較好的冷卻效果，冷卻油的噴油速度必須保持在一個合理的范圍內(nèi)。②同一轉(zhuǎn)速下，隨著噴油速度的增加，內(nèi)冷油腔內(nèi)的冷卻油體積分數(shù)與邊界傳熱量也隨之增加，當噴油速度增加到一定程度時，內(nèi)冷油腔內(nèi)的冷卻油體積分數(shù)與邊界傳熱量的增長幅度不再隨著噴油速度的增加出現(xiàn)明顯的變化。

參考文獻：

[1]Y.Lu， X. Zhang， P.Xiang， D.Dong Analysis of thermal temperature fields and thermal stress under steady temperature field of diesel engine piston[J]. Appl. Therm. Eng， 2017，113：796-812.

[2]X.Deng， J.Lei， J.WenZ.Wen， L.Shen Numerical investigation on the oscillating flow and uneven heat transfer processes of the cooling oil inside a piston gallery[J]. Appl. Therm. Eng， 2017，126：139-150.

[3]郭超.柴油機活塞溫度場有限元分析[J].內(nèi)燃機與配件，2020（02）：53-54.

[4]陳慶紅，曹明閩.發(fā)動機活塞失效分析與應(yīng)對措施[J].機電技術(shù)，2020（03）：50-55.

[5]王任信，陸健，李國祥.活塞噴油冷卻流場數(shù)值模擬[J].現(xiàn)代制造技術(shù)與裝備，2010（05）：1-3.

[6]黃鈺期，陳卓烈，等.活塞內(nèi)冷油腔兩相流振蕩可視化模擬[J].浙江大學學報，2020，54（3）：436-441.

[7]文均，雷基林，等.柴油機活塞頂面熱狀態(tài)變化規(guī)律試驗研究[J].工程科學與技術(shù)，2019，51（4）：171-175.

[8]J.Lv， P.Wang， M.Bai， G.Li， K.Zeng Experimental visualization of gas–liquid two-phase flow during reciprocating motion[J]. Appl. Therm. Eng， 2015，79：63-73.

[9]Y. Yong， M. Reddy， M. Jarrett， P. ShyuCFD modeling of the multiphase flow and heat transfer for piston gallery cooling system[C]//SAE Technical Paper2007-01-4128.

[10]仲杰.活塞噴油振蕩冷卻的穩(wěn)、瞬態(tài)模擬計算及活塞溫度場分析[D].濟南：山東大學，2012.

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

[12]A.J.Torregrosa， A.Broatch， P.Olmeda， J.MartínA contribution to film coefficient estimation in piston cooling galleries[J]. Appl. Therm. Eng， 2010，34：142-151.

[13]張衛(wèi)正，曹元福，原彥鵬，楊振宇.基于CFD的活塞振蕩冷卻的流動與傳熱仿真研究[J].內(nèi)燃機學報，2010，28（01）：74-78.

[14]朱海榮，張衛(wèi)正，原顏鵬，等.湍流模型差異的高強化活塞振蕩冷卻效果研究[J].內(nèi)燃機工程，2016，37（2）：78-87.

[15]朱海榮，張衛(wèi)正，原彥鵬.改進的VOF方法對氣液兩相流振蕩流動和傳熱計算的影響[J].航空動力學報，2015，30（5）：1040-1046.

[16]J.Pan， R.Nigro， E.Matsuo3-D modeling of heat transfer in diesel engine piston cooling galleries[C]//SAE Technical Paper 2005-01-1644， 2005.

[17]W.Zhang， Y.Cao， Y.Yuan， Z.Yang Simulation study of flow and heat transfer in oscillating cooling pistons based on CFD[J].Trans. CSICE，2010，28：74-78.