冷卻方式對柴油機活塞溫度及二階運動的影響

鄧立君，熊培友，張學(xué)祿，李猛猛

（1.濱州學(xué)院機電工程學(xué)院，山東濱州 256600；2.濱州渤?；钊邢薰?，山東濱州 256602；3.上海交通大學(xué)機械與動力工程學(xué)院，上海 200240）

活塞熱負荷直接影響著內(nèi)燃機活塞的耐久性、可靠性、經(jīng)濟性，是內(nèi)燃機進一步強化受到限制的主要因素之一[1-2]。為了提高活塞的可靠性和使用壽命，降低熱應(yīng)力和機械應(yīng)力，國內(nèi)外研究工作者在加強高溫表面的冷卻[3-5]、改進材料[6]、改進結(jié)構(gòu)[7]、提高剛度[8]等方面進行了大量的研究工作。

隨著發(fā)動機強化程度的不斷提高，發(fā)動機所承受的熱負荷及機械負荷也會越來越高，而活塞作為發(fā)動機的心臟部件直接與高溫燃氣及壓力接觸，由于活塞的散熱條件差、結(jié)構(gòu)復(fù)雜等特點使得其受到的熱負荷較高，且不均勻程度增加，進而使活塞內(nèi)部熱應(yīng)力增加，容易發(fā)生失效及[9-11]。為了有效控制活塞溫度，降低熱負荷，同時為了給活塞熱應(yīng)力、疲勞、拉缸、敲擊、磨損等進一步研究提供更加準(zhǔn)確的熱邊界條件，研究活塞溫度場分布并提高其精度尤為重要[12-13]。

活塞有多種冷卻方式[14]，目前，常用的冷卻方式有兩種：一種是通過向活塞的內(nèi)腔表面噴油來實現(xiàn)冷卻，一種是通過油腔內(nèi)機油的振蕩帶走熱量。本文通過硬度塞法測試了兩種冷卻方式活塞關(guān)鍵部位的溫度，然后對活塞溫度場進行有限元計算，并根據(jù)溫度測試值對有限元仿真模型進行了標(biāo)定，使仿真計算結(jié)果與試驗值誤差滿足工程需求，最后對兩種不同結(jié)構(gòu)活塞溫度場分布和二階運動及摩擦磨損進行了計算。

1 溫度場試驗

1.1 測溫原理

硬度塞法測量活塞溫度的主要原理是利用某些金屬材料淬火后回火，殘余硬度會有所降低，硬度的損失量取決于它所承受的最高溫度和在此溫度下的延續(xù)時間，如果延續(xù)時間一定，則可建立溫度與硬度的對應(yīng)關(guān)系曲線，然后測量材料硬度的變化，最終根據(jù)對應(yīng)曲線算出硬度塞所受到的外部溫度。

1.2 HV-T標(biāo)定曲線的建立

硬度塞材料要有良好的淬透性，材料的硬度隨回火溫度的變化關(guān)系最好成線性或者近似線性關(guān)系。本試驗中選用GCr15作為硬度塞材料。硬度塞加工成螺紋塞，且應(yīng)進行高溫（＞800℃）淬火處理。

硬度塞的HV-T 的曲線標(biāo)定時回火溫度一般是在100 ～400℃范圍內(nèi)，然后使用電子顯微硬度計FM-700（如圖1所示）測試回火后硬度塞的維氏硬度值，最后根據(jù)不同的回火溫度對應(yīng)的硬度值利用最小二乘法擬合得到HV-T 標(biāo)定曲線，如圖2所示。

圖1 電子顯微硬度計

圖2 硬度塞HV-T 標(biāo)定曲線

1.3 硬度塞測點布置及安裝

本文主要以某六缸柴油機活塞為研究對象，其發(fā)動機主要參數(shù)如表1所示。

表1 發(fā)動機主要參數(shù)

本文中主要研究內(nèi)腔無冷卻盲孔和有冷卻盲孔兩種結(jié)構(gòu)活塞熱負荷變化情況。有冷卻盲孔活塞是在無冷卻盲孔活塞基礎(chǔ)上于內(nèi)腔頂部增加4個直徑5 mm 的盲孔，如圖3所示，盲孔的個數(shù)及直徑選擇依據(jù)活塞設(shè)計數(shù)據(jù)庫。

圖3 兩種活塞結(jié)構(gòu)對比

硬度塞測點除了在所關(guān)注的活塞部位處布點外，也要兼顧其它因素，如不能破壞活塞的結(jié)構(gòu)強度、布點要有足夠的空間（如過窄的環(huán)槽底部則不宜布點）、盡量不要有斜度等?；钊麥囟葴y點布置圖如圖4所示。

圖4 活塞測點布置圖

確定布點位置之后，在待測活塞相應(yīng)位置上加工M3螺紋孔，孔深通常為4 mm 左右。硬度塞的安裝也是溫度場測試關(guān)鍵環(huán)節(jié)，為了防止發(fā)動機運行時硬度塞脫離，同時，要保證能夠真實的反映熱量傳遞，在螺紋孔內(nèi)安裝硬度塞時，要使硬度塞緊貼螺紋孔的底面，使之與安裝孔緊密配合。

1.4 發(fā)動機試驗及結(jié)果分析

將硬度塞安裝完成后的活塞裝入發(fā)動機中，磨合30 min 后進入發(fā)動機額定工況運行2 h，活塞表面溫度分布試驗發(fā)動機運行數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 轉(zhuǎn)速為2200 r/min的活塞表面溫度分布試驗發(fā)動機運行數(shù)據(jù)

發(fā)動機運行至怠速停機后取出硬度塞，根據(jù)布置點標(biāo)號對硬度塞進行標(biāo)記，并用電子顯微硬度計測試硬度塞的硬度值，為了提高精度，測量每個硬度塞表面6個點的硬度值取平均值，最后在HV-T 標(biāo)準(zhǔn)曲線上獲取其對應(yīng)的溫度，即為被測點在所測試工況下的溫度值，如圖5和圖6所示。其中，第1、3、5缸為無冷卻盲孔活塞，第2、4、6缸為有冷卻盲孔活塞。

圖6 有冷卻盲孔活塞溫度測試結(jié)果

從試驗結(jié)果來看，不同缸的同一測點溫度略有差異，但總體一致性較好。取同一種結(jié)構(gòu)活塞同一測點位置的平均溫度值對有限元計算熱邊界條件進行修正，通過擬合計算直到各測溫點的溫度與實測溫度相吻合，這樣就可以得到準(zhǔn)確的活塞溫度場。

2 活塞溫度場有限元模型建立

2.1 活塞材料屬性

活塞材料為鋁合金，其主要屬性如表3所示。

表3 活塞材料屬性

2.2 活塞有限元模型

采用二階四面體單元對活塞進行有限元網(wǎng)格劃分，設(shè)置不同尺寸，建立活塞的有限元模型，然后分別計算模擬不同網(wǎng)格精度下的溫度場，如圖7所示。結(jié)果顯示，不同網(wǎng)格下，活塞的溫度變化趨勢一致，溫度無明顯變化。因此，網(wǎng)格尺寸對溫度的影響可以忽略。

圖7 不同網(wǎng)格尺寸時活塞溫度場

由于活塞具有較好的對稱性，為了節(jié)省工作量、計算時間和資源，采用了二分之一活塞組模型作為有限元模型，同時，為了提高計算精度，在溫度梯度較大的部位對網(wǎng)格進行了局部加密處理，劃分有限元網(wǎng)格模型如圖8所示。

圖8 活塞網(wǎng)格模型

2.3 邊界條件

由于發(fā)動機在穩(wěn)定工作時，活塞的熱量交換已經(jīng)達到平衡，在用有限元法計算其溫度場時通常采用第三類邊界條件，即給定了換熱系數(shù)和周圍介質(zhì)溫度來模擬活塞溫度分布。

本文研究時先根據(jù)經(jīng)驗設(shè)定初始換熱系數(shù)和介質(zhì)環(huán)境溫度，然后根據(jù)硬度塞法測試得到的各測點溫度值對初始熱邊界條件進行反復(fù)修正，直到計算結(jié)算與試驗值相吻合，從而可以得到與實際相近的活塞溫度場分布。

3 溫度場計算結(jié)果及分析

利用溫度場測試結(jié)果對熱邊界條件進行反復(fù)修正后，通過迭代計算得到的活塞溫度場如圖9和圖10所示。

圖9 無冷卻盲孔活塞溫度場

圖10 有冷卻盲孔活塞溫度場

表4所示為兩種不同結(jié)構(gòu)的活塞溫度場模擬計算結(jié)果與測試結(jié)果。結(jié)果顯示，溫度場測試值與有限元計算值最大相對誤差為3.19%，滿足相對誤差小于5%的工程要求，計算結(jié)果吻合較好，有效驗證了此次有限元計算結(jié)果的可信度；同時，這也充分說明了利用硬度塞法測試活塞溫度進而修正有限元計算的熱邊界條件的方法的可行性。

表4 活塞部分位置表面溫度計算值與實測值對比

圖11和圖12所示分別為無冷卻盲孔與有冷卻盲孔活塞TS側(cè)、ATS側(cè)關(guān)鍵位置溫度對比。顯然，有冷卻盲孔活塞相對于無冷卻盲孔活塞各關(guān)鍵部位溫度都有所降低，且TS側(cè)降低幅度明顯大于ATS側(cè)。

圖12 兩種結(jié)構(gòu)活塞ATS側(cè)溫度對比

二環(huán)槽、裙部溫度降低幅度較大，尤其是二環(huán)槽TS側(cè)降低了13.2℃，裙部主、次推力側(cè)也均降低了約11℃，除了活塞銷孔降低了約2.9℃外，其他部位TS側(cè)溫度都降低了7℃以上，活塞關(guān)鍵位置溫度對比如表5所示。

表5 活塞關(guān)鍵位置溫度對比

由此可見，在活塞內(nèi)腔頂部增加冷卻盲孔后，盲孔內(nèi)的流體可以帶走一部分活塞熱量。另外，活塞結(jié)構(gòu)的變化也同時改變了活塞的溫度梯度，可以有效地降低活塞的溫度，從而減低活塞工作狀態(tài)下的熱負荷。

在活塞內(nèi)腔增加冷卻盲孔后，活塞內(nèi)腔的溫度也會發(fā)生明顯的變化。圖13所示分別為無冷卻盲孔與有冷卻盲孔活塞內(nèi)腔溫度對比。由計算結(jié)果可知，增加冷卻盲孔后，活塞內(nèi)腔溫度降低了約15～25℃，尤其是在內(nèi)腔頂部，溫度由241℃降低到216℃，最大降低了約10%，這對于降低活塞內(nèi)腔熱負荷作用十分明顯。

圖13 兩種結(jié)構(gòu)活塞內(nèi)腔溫度對比

4 活塞動力學(xué)計算

根據(jù)活塞溫度場有限元計算結(jié)果，結(jié)合發(fā)動機參數(shù)、活塞、缸套、連桿、活塞銷等幾何及數(shù)模參數(shù)，采用PISDYN 活塞組件動力學(xué)分析軟件對兩種活塞的二階運動及接觸狀況進行模擬計算，計算中充分考慮了活塞熱變形和彈性變形、缸套熱變形和安裝預(yù)緊變形及接觸表面粗糙度參數(shù)。

圖14所示為兩種方案活塞二階運動活塞繞活塞銷的擺動角度曲線。圖14中0°為燃燒上止點，在5°曲軸轉(zhuǎn)角時刻，無冷卻盲孔活塞最大擺角為0.088°，增加冷卻盲孔后，活塞最大擺角有所增大，其值為0.102°，這主要是由于冷卻盲孔使活塞頭部及裙部溫度降低，從而熱態(tài)運行間隙增大所致。

圖14 擺動角度

活塞敲擊動能是用來間接評估發(fā)動機敲擊、噪聲的重要參數(shù)?；钊麑Ω滋椎那脫魟幽艿姆逯导把h(huán)內(nèi)的總動能越小越好。圖15所示為活塞敲擊動能曲線。無冷卻盲孔活塞敲擊動能峰值為0.050 8 Nm；增加冷卻盲孔后為0.069 8 Nm，顯然，溫度降低后熱態(tài)運行間隙的增大，會導(dǎo)致活塞對缸套的敲擊也會有所增大，這對柴油機噪聲是不利的。

圖15 敲擊動能

活塞裙部最大接觸壓力計算結(jié)果如圖16所示。無冷卻盲孔活塞最大接觸壓力為22.8 MPa，有冷卻盲孔活塞最大接觸壓力為16.3 MPa，現(xiàn)對于無冷卻盲孔活塞降低了約28.5%。

圖16 最大接觸壓力

活塞溫度的變化，會對活塞摩擦磨損產(chǎn)生直接影響。圖17所示為活塞裙部累積磨損載荷結(jié)果。由計算結(jié)果可知，內(nèi)腔增加冷卻盲孔后，活塞主推力（TS）側(cè)累積磨損載荷由7.25 MW/m2降低到5.53 MW/m2，降低了約23.7%，同時次推力側(cè)（ATS）也有所降低，可以有效降低活塞裙部發(fā)生磨損的風(fēng)險。另外，有冷卻盲孔活塞裙部摩擦功損失相對于無冷卻盲孔活塞也明顯降低，如圖18所示，有助于提高柴油機機械效率。

圖18 裙部摩擦損失

5 結(jié)論

1）溫度場測試值與有限元計算值最大相對誤差為3.19%，滿足相對誤差小于5%的工程要求，充分說明了利用硬度塞法測試活塞溫度進而修正有限元計算的熱邊界條件的方法是十分有效的。

2）有冷卻盲孔活塞相對于無冷卻盲孔活塞各關(guān)鍵部位溫度都有所降低，尤其是二環(huán)槽TS側(cè)降低了13.2℃，內(nèi)腔溫度也降低了15～25℃不等，裙部主、次推力側(cè)也均降低了約11℃，對于降低活塞熱負荷作用十分明顯。

3）在活塞內(nèi)腔增加冷卻盲孔后，活塞裙部最大接觸壓力及磨損載荷分別降低了28.5%和23.7%，同時裙部摩擦損失也有所降低，但活塞二階運動擺角及敲擊動能會有所增大，可以通過優(yōu)化活塞裙部型線來減小擺動及敲擊動能增大所帶來的負面影響。