謝琰，席明智，劉曉麗

（1.長(zhǎng)安汽車(chē)動(dòng)力研究院，重慶400021；2.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，呼和浩特014010；3.渤海船舶職業(yè)技術(shù)學(xué)院，葫蘆島市125000）

柴油機(jī)活塞溫度場(chǎng)試驗(yàn)研究及有限元熱分析

謝琰1，席明智2，劉曉麗3

（1.長(zhǎng)安汽車(chē)動(dòng)力研究院，重慶400021；2.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，呼和浩特014010；3.渤海船舶職業(yè)技術(shù)學(xué)院，葫蘆島市125000）

對(duì)改進(jìn)的ZH1105W型柴油機(jī)縮口四角ω燃燒系統(tǒng)，利用熱電偶法實(shí)測(cè)了標(biāo)定工況下活塞頂面、側(cè)面和內(nèi)腔共16個(gè)特征點(diǎn)的溫度。用Pro/E建立活塞幾何模型，選取熱結(jié)構(gòu)耦合單元，并對(duì)模型網(wǎng)格進(jìn)行了優(yōu)化，結(jié)合試驗(yàn)值對(duì)活塞進(jìn)行熱分析計(jì)算，得到活塞三維溫度場(chǎng)、熱應(yīng)力場(chǎng)和變形。計(jì)算結(jié)果表明，在標(biāo)定工況下，活塞最高溫度出現(xiàn)在燃燒室喉部達(dá)到310.7℃，最大von Mises熱應(yīng)力出現(xiàn)在排氣一側(cè)的回油孔頂部，為68.4 MPa，最大熱變形量出現(xiàn)在活塞頂面邊緣排氣口側(cè)，達(dá)到0.328 mm，這為活塞的結(jié)構(gòu)改進(jìn)和優(yōu)化提供了依據(jù)。

柴油機(jī)活塞有限元分析溫度場(chǎng)熱應(yīng)力

1 引言

活塞作為內(nèi)燃機(jī)的關(guān)鍵零部件之一，其結(jié)構(gòu)復(fù)雜，在工作過(guò)程中受到高溫燃?xì)獾臎_擊，承受很高的熱負(fù)荷。這使得活塞頭部乃至整個(gè)活塞溫度都很高，且分布不均勻，不同部位溫度梯度大，并且產(chǎn)生很大的熱應(yīng)力和熱變形，由此導(dǎo)致活塞運(yùn)行過(guò)程中出現(xiàn)拉缸、膠結(jié)、抱死，以至于活塞頂面開(kāi)裂，直接影響到柴油機(jī)的性能，燃燒室的溫度分布也影響到柴油機(jī)HC排放[1,2]。由于熱應(yīng)力是活塞總應(yīng)力的主要來(lái)源，熱膨脹變形在活塞總變形中占絕對(duì)主導(dǎo)地位，而機(jī)械負(fù)荷的作用僅使活塞邊緣向內(nèi)彎曲、抵消邊緣向外的熱膨脹變形，其貢獻(xiàn)很小[3]。因此，本文對(duì)活塞的熱負(fù)荷進(jìn)行研究，暫不考慮機(jī)械負(fù)荷的影響。

為了考察改進(jìn)后的ZH1105W型柴油機(jī)縮口四角ω燃燒室活塞的熱負(fù)荷狀況，對(duì)其進(jìn)行了溫度場(chǎng)試驗(yàn)，實(shí)測(cè)了活塞頂面、側(cè)面和內(nèi)腔共16個(gè)特征點(diǎn)的工作溫度。利用Pro/E軟件建立了活塞的實(shí)體模型，通過(guò)Ansys軟件進(jìn)行了活塞溫度場(chǎng)的三維數(shù)值模擬計(jì)算分析。

2 活塞溫度場(chǎng)試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)

試驗(yàn)以ZH1105W型柴油機(jī)為研究對(duì)象，該機(jī)采用縮口四角ω燃燒室活塞，燃燒室偏心為（3 mm，6 mm），其主要參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 試驗(yàn)研究用機(jī)型的主要參數(shù)

2.2 試驗(yàn)方案

在活塞溫度場(chǎng)的測(cè)試中，目前比較成熟的方法有易熔合金測(cè)溫法、示溫涂料測(cè)溫法、硬度塞測(cè)溫法和熱電偶測(cè)溫法等。易熔合金測(cè)溫法和示溫涂料測(cè)溫法因其自身缺點(diǎn)，測(cè)量誤差都較大。硬度塞測(cè)溫法可測(cè)活塞多個(gè)點(diǎn)的溫度，對(duì)活塞溫度分布和強(qiáng)度的影響不大，但硬度塞淬火工藝處理不好，誤差會(huì)很大。熱電偶測(cè)溫法測(cè)量活塞溫度可靠性好，精度高、響應(yīng)快、壽命長(zhǎng)，可以方便地多點(diǎn)測(cè)試各種工況下的活塞溫度。因此，本試驗(yàn)采用熱電偶進(jìn)行活塞溫度場(chǎng)的測(cè)量[4,5]。

試驗(yàn)用的偶絲材料選用Φ0.2 mm的鎳鉻-鎳硅絲。因銀焊點(diǎn)質(zhì)軟，鉚接時(shí)，能有較好的密封作用，且導(dǎo)熱導(dǎo)電性極好，故選用銀頭熱電偶。偶絲的絕緣是通過(guò)外徑小于Φ0.5 mm的耐高溫絕緣套管來(lái)實(shí)現(xiàn)的。熱電偶引出線要用耐高溫膠固定于活塞內(nèi)腔，以防松動(dòng)。熱電偶線安裝在活塞及缸套底部的滑片式接觸裝置上，將熱電偶引出發(fā)動(dòng)機(jī)外和測(cè)量?jī)x表連接。

為了保證溫度測(cè)試質(zhì)量，對(duì)所有銀頭熱電偶的熱電勢(shì)特性做了校驗(yàn)，熱電偶的熱電勢(shì)特性基本相同，相對(duì)最大偏差小于0.3%，這表明可按照同一熱電勢(shì)特性來(lái)處理。測(cè)量系統(tǒng)中鑒于鎳鉻-鎳硅片的彈性較差，一次安裝只能安全可靠地工作十多個(gè)小時(shí)，所以，本研究采用具有優(yōu)良彈性和抗疲勞強(qiáng)度的鈹青銅制作的觸片來(lái)代替鎳鉻-鎳硅片，與此同時(shí)回路中因?yàn)橐脞斍嚆~而產(chǎn)生了附加電勢(shì)，為此對(duì)該測(cè)溫系統(tǒng)進(jìn)行校正，得到了系統(tǒng)的熱電特性如圖1所示。

圖1 熱電偶特性曲線

2.3 溫度場(chǎng)試驗(yàn)

對(duì)活塞特征測(cè)點(diǎn)平均溫度的分析，要盡可能全面地反映活塞的真實(shí)溫度，應(yīng)使每一個(gè)測(cè)點(diǎn)都具有代表性，盡量減少測(cè)點(diǎn)個(gè)數(shù)，降低安裝難度。局部特征測(cè)點(diǎn)的真實(shí)溫度是進(jìn)行有限元計(jì)算分析合理性的判斷依據(jù)，因此，特征測(cè)點(diǎn)的布置要有封閉性、均勻合理性?？紤]到活塞頂部與燃燒室、進(jìn)排氣門(mén)處的溫度差較大，所以活塞各測(cè)點(diǎn)布置如圖2、圖3所示。試驗(yàn)選擇在3個(gè)工況點(diǎn)進(jìn)行，分別為轉(zhuǎn)速1 600 r/min、最大扭矩59 N·m；轉(zhuǎn)速1 800 r/min、功率9.5 kW；2 000 r/min、標(biāo)定功率11 kW。表2是試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)在標(biāo)定工況下的實(shí)測(cè)溫度值。

2.4 試驗(yàn)結(jié)果分析

圖4、圖5是3種轉(zhuǎn)速下活塞各特征測(cè)點(diǎn)溫度隨轉(zhuǎn)速的變化曲線。由圖中可以得出，活塞最高溫度始終出現(xiàn)在燃燒室喉口邊緣，隨著轉(zhuǎn)速的升高，大部分溫度呈上升趨勢(shì)，只有燃燒室中心測(cè)點(diǎn)1、底部測(cè)點(diǎn)3和內(nèi)腔頂部測(cè)點(diǎn)16，隨著轉(zhuǎn)速的升高溫度略有下降的趨勢(shì)，產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因是轉(zhuǎn)速升高，過(guò)量空氣系數(shù)略微減小，燃燒室中心燃?xì)馊紵粔蛲耆?，燃燒頻率增加使溫度增加的影響相對(duì)較小，使得該區(qū)域溫度在保持溫度穩(wěn)定的同時(shí)略有下降的趨勢(shì)。

總體來(lái)看，隨轉(zhuǎn)速的變化各特征點(diǎn)溫度變化幅度都不大，但是活塞溫度場(chǎng)分布很不均勻，排氣口側(cè)的溫度要比進(jìn)氣口側(cè)高的多，活塞第一環(huán)槽溫度偏高[8,10]。這對(duì)活塞長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行很不利，因此，很有必要對(duì)活塞溫度場(chǎng)分布情況進(jìn)行分析。

圖2 活塞頂面測(cè)點(diǎn)布置

圖3 活塞側(cè)面A-A和B-B視圖測(cè)點(diǎn)布置

表2 活塞測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)溫度（℃）

圖4 活塞頂面和內(nèi)腔測(cè)點(diǎn)溫度曲線

圖5 活塞周面測(cè)點(diǎn)溫度曲線

3 活塞有限元分析

3.1 有限元模型的建立

薛明德[6]取1/2活塞模型用16 383個(gè)節(jié)點(diǎn)、12 788個(gè)單元，雷基林[7]取活塞整體用8 126個(gè)節(jié)點(diǎn)、30 519個(gè)單元對(duì)活塞進(jìn)行有限元分析，都是采用間接法計(jì)算。其過(guò)程是先進(jìn)行了溫度場(chǎng)分析，然后在溫度場(chǎng)分析的基礎(chǔ)上再進(jìn)行熱應(yīng)力分析。對(duì)ZH1105W型柴油機(jī)的活塞，采用直接法計(jì)算，取熱結(jié)構(gòu)耦合單元進(jìn)行研究，一次直接耦合計(jì)算就能解決活塞的溫度場(chǎng)和熱應(yīng)力的問(wèn)題，同時(shí)也避免了因?yàn)闇囟认蚪Y(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)換而帶來(lái)的誤差。從實(shí)際情況來(lái)講，直接耦合也是最接近現(xiàn)實(shí)的耦合方法，其計(jì)算結(jié)果更為準(zhǔn)確，簡(jiǎn)單省時(shí)，效率更高。

鑒于所研究的活塞是一個(gè)結(jié)構(gòu)復(fù)雜的三維構(gòu)件，且其活塞頂面縮口四角ω型燃燒室偏心，活塞不具有軸對(duì)稱性。因此，為了模擬活塞真實(shí)、客觀的工作狀況，取活塞整體為研究對(duì)象，采用Pro/E軟件，嚴(yán)格按照活塞圖紙尺寸建立幾何模型。為了得到較好的模型網(wǎng)格質(zhì)量，在網(wǎng)格劃分前，對(duì)一些曲率比較大和關(guān)鍵的面，如回油槽曲面，進(jìn)行了面的分割處理，運(yùn)用Ansys軟件的10節(jié)點(diǎn)四面體耦合單元solid98對(duì)活塞進(jìn)行智能網(wǎng)格劃分，然后對(duì)燃燒室等一些關(guān)鍵的區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格的優(yōu)化處理，最終得到活塞模型的節(jié)點(diǎn)數(shù)為220 741，單元數(shù)為138 619。其實(shí)體模型和網(wǎng)格模型如圖6所示。

圖6 活塞三維模型和網(wǎng)格模型

ZH1105W型柴油機(jī)縮口四角ω燃燒室活塞采用硅鋁合金材料ZL109G。其常溫下的彈性模量E=7 100 MPa，泊松比μ=0.31，導(dǎo)熱系數(shù)λ=124 W/ (m2·K)，比熱c=902 J/(kg·K)，密度ρ=2 700 kg/m3，20～300℃時(shí)的材料線形膨脹系數(shù)β=20.96× 10-6/℃，材料的抗拉強(qiáng)度σb=268.2 MPa，抗壓強(qiáng)度σc=260.7 MPa。

3.2 邊界條件的確定

在柴油機(jī)活塞熱分析研究中，通過(guò)有限元法計(jì)算得到可靠的活塞溫度場(chǎng)分布，合理地給出換熱邊界條件是關(guān)鍵。本研究分析所采用的活塞邊界條件為第3類(lèi)邊界條件，即換熱系數(shù)和環(huán)境溫度。

3.2.1 活塞頂部邊界條件

活塞頂部與燃?xì)鈱?duì)流換熱系數(shù)的計(jì)算采用艾歇伯格（Eichelberg）經(jīng)驗(yàn)公式[8]

式中，

Cm——活塞平均速度，m/s；

pg——燃?xì)獾乃矔r(shí)壓力，Pa；

Tg——燃?xì)獾乃矔r(shí)溫度，K。

瞬時(shí)壓力pg可從測(cè)得的示功圖上直接讀出，燃?xì)獾乃矔r(shí)溫度Tg是根據(jù)示功圖推算得出，進(jìn)而求得1個(gè)工作循環(huán)內(nèi)活塞頂面燃?xì)獾钠骄鶕Q熱系數(shù)αgm和燃?xì)馄骄?dāng)量溫度Tgm。

3.2.2 活塞側(cè)面邊界條件

活塞、氣缸套和冷卻介質(zhì)三者之間的傳熱過(guò)程相當(dāng)復(fù)雜，活塞經(jīng)冷卻介質(zhì)帶走的熱量可經(jīng)活塞環(huán)、氣缸套傳遞，也可直接經(jīng)氣缸套傳遞，火力岸和環(huán)區(qū)的換熱系數(shù)計(jì)算公式為如下[9]：

式中，

a1——火力岸與缸套的間隙，m；

a2——環(huán)區(qū)上沿的間隙，m；

b——缸套的厚度，m；

c——環(huán)中心間距，m；

λ1——燃?xì)饣驖?rùn)滑油的導(dǎo)熱系數(shù)；

λ2——缸套的導(dǎo)熱系數(shù)；

λ3——活塞環(huán)的導(dǎo)熱系數(shù)；

hω——?dú)飧滋着c水間的換熱系數(shù)，

λf——平均水溫時(shí)水的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；

D當(dāng)——水套當(dāng)量直徑，m；

Nu——努塞爾數(shù)。

3.2.3 活塞內(nèi)腔和銷(xiāo)孔的邊界條件

活塞內(nèi)腔的換熱情況比較復(fù)雜?；钊撞课催M(jìn)行噴油冷卻，活塞內(nèi)側(cè)與油霧的換熱系數(shù)自上而下降低，可根據(jù)經(jīng)驗(yàn)統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)來(lái)選擇。環(huán)境溫度取為曲軸箱內(nèi)機(jī)油的溫度[10]。在活塞銷(xiāo)與銷(xiāo)座接觸處，相對(duì)滑動(dòng)帶進(jìn)去的冷卻油也有一定的換熱效應(yīng)，但對(duì)流換熱系數(shù)較內(nèi)、外側(cè)低，環(huán)境溫度相對(duì)高一些。其它面可根據(jù)活塞實(shí)際工作過(guò)程設(shè)置較為合適的邊界條件。本換熱系數(shù)的獲取，基于活塞表面工作溫度的實(shí)測(cè)溫度值，通過(guò)估算得到的溫度值與實(shí)測(cè)溫度值進(jìn)行比較，不斷修正給定的邊界條件。圖7是對(duì)活塞表面的幾何區(qū)域的劃分，表3是試算得到的最終換熱系數(shù)與對(duì)應(yīng)的環(huán)境溫度。

圖7 劃分的活塞換熱區(qū)域

4 活塞有限元數(shù)值模擬和結(jié)果分析

4.1 活塞的約束

建立模型和確定邊界條件后，對(duì)活塞進(jìn)行約束：將活塞一邊銷(xiāo)座中心上方內(nèi)側(cè)點(diǎn)的y，z兩個(gè)方向約束，將另一邊銷(xiāo)座同一位置點(diǎn)的y，z兩個(gè)方向約束，將活塞內(nèi)腔上面中心點(diǎn)的x，z兩個(gè)方向約束，其中，x軸與銷(xiāo)座孔軸線平行，y軸是活塞中心軸線。對(duì)標(biāo)定工況進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算，計(jì)算表明，這樣的約束不使活塞產(chǎn)生剛體位移，沒(méi)有引入附加載荷，是合理的。

4.2 活塞溫度場(chǎng)的模擬計(jì)算結(jié)果分析

計(jì)算結(jié)果如圖8所示，活塞溫度分布趨勢(shì)合理，最高溫度約為310.7℃，最低溫度119.5℃?；钊斆娌煌瑓^(qū)域溫度差別較大，在燃燒室偏心一側(cè)溫度偏高，排氣側(cè)燃燒室喉口最高溫度達(dá)到310.7℃，喉口最低溫度280℃出現(xiàn)在進(jìn)氣側(cè)，頂面最低溫度出現(xiàn)在進(jìn)氣側(cè)活塞邊緣為255℃。燃燒室最低溫度出現(xiàn)在最底圈，溫度為237℃，中心部位溫度最高達(dá)到260℃。燃燒室溫度差較大，活塞頂部的總體溫度分布是從燃燒室中心到凹坑邊緣先降后升，在燃燒室邊緣到最高溫度值，然后再逐漸降低，直到活塞邊緣?；钊?環(huán)槽和第1環(huán)岸區(qū)溫度都偏高，第1環(huán)槽區(qū)最高溫度出現(xiàn)在排氣一側(cè)環(huán)槽上端面，達(dá)到257℃，第一環(huán)岸區(qū)最高溫度在排氣一側(cè)達(dá)到222℃?；钊N(xiāo)座處最高溫度為201℃，內(nèi)腔最高溫度在燃燒室背面為239℃。

圖9是溫度梯度分布圖。從圖中可以看出，活塞的燃燒室周面及其喉口附近，特別是燃燒室偏離一側(cè)下周面溫度梯度較大，活塞頂面其余地方溫度梯度較小，其原因是活塞頂面在工作中吸收了大量高溫燃?xì)獾臒崃浚貏e是在燃燒室周面、喉口和排氣口吸收的熱量更多。在活塞頂面隨著半徑的逐漸增大，溫度梯度先增大后減小。活塞的3個(gè)環(huán)槽區(qū)溫度梯度都比較大，尤其是第1環(huán)槽區(qū)最大，裙部銷(xiāo)孔中心以下溫度梯度小。其原因是活塞頂部吸收的大部分熱量都是通過(guò)活塞環(huán)帶走的。內(nèi)腔頂部中心溫度梯度小，回油孔區(qū)域較大。

表3 標(biāo)定工況下活塞的綜合換熱邊界條件

圖8 活塞溫度場(chǎng)

圖9 活塞溫度梯度分布

4.3 溫度的模擬計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比

圖10 試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比

活塞溫度特征點(diǎn)計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比數(shù)據(jù)如圖10所示。由圖可知，二者很好地吻合，表明計(jì)算結(jié)果較準(zhǔn)確，可反映活塞的真實(shí)溫度場(chǎng)。

4.4 活塞熱應(yīng)力與熱變形的計(jì)算結(jié)果分析

圖11是在標(biāo)定工況下活塞的von Mises熱應(yīng)力云圖。從圖中可以看出，標(biāo)定工況下活塞最大熱應(yīng)力為68.4 MPa，出現(xiàn)在排氣一側(cè)的回油孔頂部。銷(xiāo)座外側(cè)銷(xiāo)孔正上方第3環(huán)岸處熱應(yīng)力也較大，達(dá)到41.8 MPa，其主要原因是，該處有明顯的尖角和棱角，使得熱流傳遞過(guò)程中熱阻很大，出現(xiàn)熱應(yīng)力集中現(xiàn)象。

活塞內(nèi)腔頂部出現(xiàn)熱應(yīng)力集中，計(jì)算結(jié)果顯示活塞內(nèi)腔頂部最大熱應(yīng)力為43.1 MPa。這是由于內(nèi)腔頂部距離燃燒室近，內(nèi)腔頂部沒(méi)有進(jìn)行專(zhuān)門(mén)的噴油冷卻，只有四周的回油孔冷卻，因此造成內(nèi)腔頂部中心溫度高、溫差大、熱應(yīng)力集中。

燃燒室進(jìn)氣側(cè)旁部分底圈出現(xiàn)熱應(yīng)力集中，達(dá)到40.2 MPa，這是因?yàn)榈蜏剡M(jìn)氣與高溫燃?xì)饨唤佣a(chǎn)生；活塞頂面進(jìn)氣口和排氣口的圓周棱角處出現(xiàn)熱應(yīng)力，排氣口處達(dá)到32.6 MPa，活塞頭部其余部位基本都在31 MPa以下；銷(xiāo)座和裙部處的應(yīng)力較小，基本都在23 MPa以下。

圖11 標(biāo)定工況下活塞von Mises熱應(yīng)力

圖12標(biāo)定工況下放大50倍的活塞熱變形

圖12 是活塞在標(biāo)定工況下放大50倍的熱變形圖。從圖中可看出，最大熱變形量出現(xiàn)在活塞頂面邊緣排氣口側(cè)，達(dá)到0.328 mm，其主要原因是排氣溫度比較高，熱輻射能力強(qiáng)，氣流速度較高，對(duì)流換熱加劇，致使這部分溫度很高，變形量最大。活塞頂面邊緣以及整個(gè)活塞頭部的變形量都比較大，燃燒室底圈和凸臺(tái)的變形量不大。活塞中間裙部和銷(xiāo)座變形量較小，在0.18 mm以下；內(nèi)腔頂部中心變形量最小，在0.087 mm以下?；钊共肯露俗冃瘟枯^大，達(dá)到0.23 mm。活塞整個(gè)變形呈兩頭大中間小的趨勢(shì)。

5 結(jié)論

（1）結(jié)合活塞換熱邊界條件經(jīng)驗(yàn)公式，采用有限元試算法與活塞表面特征點(diǎn)實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比計(jì)算，獲得了活塞各表面的綜合換熱邊界條件，且計(jì)算值和模擬值較為吻合，表明模擬計(jì)算結(jié)果較準(zhǔn)確，可反映活塞的真實(shí)溫度場(chǎng)。

（2）計(jì)算結(jié)果表明，活塞頂面最高溫度出現(xiàn)在燃燒室喉口部位達(dá)到310.7℃，喉口部位最低溫度為280℃，燃燒室溫差達(dá)到74℃。所以建議活塞燃燒室及其邊緣喉口處應(yīng)有相應(yīng)的圓角處理，以防止熱應(yīng)力集中和燒蝕現(xiàn)象發(fā)生。

（3）活塞第1環(huán)槽最高溫度為257℃，偏高。這對(duì)活塞長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行不利，加上環(huán)槽處尖角多，因此在活塞設(shè)計(jì)時(shí)要特別考慮此處結(jié)構(gòu)，如開(kāi)隔熱槽。

（4）計(jì)算結(jié)果還表明，在標(biāo)定工況下，活塞最大von Mises熱應(yīng)力為68.4 MPa，出現(xiàn)在排氣一側(cè)的回油孔頂部；最大熱變形為0.328 mm，出現(xiàn)在活塞頂面邊緣排氣口側(cè)?；钊幕赜涂?、活塞內(nèi)腔頂部中心、銷(xiāo)座外側(cè)銷(xiāo)孔正上方和燃燒室進(jìn)氣側(cè)旁底圈部分地方出現(xiàn)熱應(yīng)力集中現(xiàn)象，這些地方在設(shè)計(jì)活塞時(shí)也要重點(diǎn)考慮。

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Finite Element Thermal Analysis and Temperature Field Measurement of Diesel Engine Piston

Xie Yan1,Xi Mingzhi2,Liu Xiaoli3
（1.Chang'an Automotive Motor Engine R&D Institute,Chongqing 400021,China; 2.School of Energy and Power Engineering,Inner Mongolia University of Technology,Hohhot 010051,China; 3.Bohai Shipbuilding Vocational College,Huludao 125000,China）

For the improved quadrangle combustion chamber of omega shape of the ZH1105W diesel engine,the sixteen characteristic temperatures of the piston on top,outside and inside were measured under the rated power condition through thermocouple contact process.,The geometrical model of the piston was set up with the Pro/E software,the thermal structure of coupling unit was selected,and the model meshing was optimized.The three-dimensional temperature field,stress and distortion of the piston are acquired by combining testing data and finite element calculation.The temperature distribution results of the model under the rated power condition indicate that the highest temperature is 310.7℃at the throat of the combustion chamber,the highest von Mises thermal stress is 68.4 MPa and takes place at outlet hole of piston,and the largest thermal distortion is 0.328 mm and takes place at the head brim near exhaust port, which provides supports for the further optimization of piston.

diesel engine,piston,finite element analysis,temperature field,thermal stress

10.3969/j.issn.1671-0614.2012.03.002

來(lái)稿日期：2012-06-27

謝琰（1979-），男，碩士，主要研究方向?yàn)閯?dòng)力機(jī)械結(jié)構(gòu)CAE分析與設(shè)計(jì)方法。