林雄萍，鐘曉龍，袁嘉隆，鄭捷慶

(1．集美大學(xué)誠毅學(xué)院，福建 廈門 3 61021;2．福建省清潔燃燒與能源高效利用工程技術(shù)研究中心，福建 廈門 361021)

0 引言

隨著發(fā)動(dòng)機(jī)向高速、強(qiáng)化方向發(fā)展，發(fā)動(dòng)機(jī)的增壓比和比功率不斷提高，活塞的熱負(fù)荷嚴(yán)重，其工作的可靠性已成為提高發(fā)動(dòng)機(jī)可靠性的關(guān)鍵技術(shù)之一．內(nèi)燃機(jī)的傳熱過程十分復(fù)雜，直接影響到內(nèi)燃機(jī)工作過程及內(nèi)燃機(jī)受熱部件的熱負(fù)荷，想真正完全準(zhǔn)確地模擬它實(shí)非易事，內(nèi)燃機(jī)部件的機(jī)械負(fù)荷也同樣是亟待解決的問題．對(duì)于活塞的設(shè)計(jì)，目前所面臨的難題仍就是結(jié)構(gòu)的優(yōu)化、選材的合理性和冷卻技術(shù)[1－3]．

S195柴油發(fā)動(dòng)機(jī)采用分隔式燃燒室，該型燃燒室散熱面積大，流動(dòng)損失大，故燃油消耗率較高，啟動(dòng)性能也較差．其活塞頂部和火力岸區(qū)存在著換熱不均和換熱不足的現(xiàn)象，同時(shí)環(huán)槽、裙部和底部區(qū)在高強(qiáng)度的負(fù)載下常常出現(xiàn)溫度超出了允許的范圍，導(dǎo)致活塞強(qiáng)度下降，嚴(yán)重的甚至出現(xiàn)了裂紋．本文擬通過改變活塞頂部形狀，即將平直燃燒室改進(jìn)成直接噴射式淺ω形燃燒室，模擬對(duì)應(yīng)溫度場(chǎng)的變化情況并進(jìn)行對(duì)比分析，以期得到活塞頂部變化對(duì)其導(dǎo)熱特性的定性影響規(guī)律，改善活塞換熱和熱應(yīng)力集中現(xiàn)象的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化思路．

1 活塞溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬

1.1 模型的建立

根據(jù)文獻(xiàn) [2－4]，選定S195活塞頂部改進(jìn)前后的結(jié)構(gòu)參數(shù)，如圖1所示 (單位為cm)．鑒于活塞為軸對(duì)稱幾何結(jié)構(gòu)，在不影響定性分析的情況下，取活塞的1/4為研究對(duì)象，如圖2所示．

圖1 活塞頂部改進(jìn)前后的結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Prototype and improved strucrural representation of piston

圖2 淺ω型活塞計(jì)算模型Fig.2 Computing model of shallowω-shape piston

1.2 控制方程及定解條件

無內(nèi)熱源三維非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱微分方程為:?T/?t=(λ/ρc)(?2T/?x2+ ?2T/?y2+ ?2T/?z2)，其中:T 為溫度 (℃);t為時(shí)間 (s);ρ為密度 (kg·m－3);c為定壓比熱容 (J·kg－1·℃－1);λ為導(dǎo)熱系數(shù) (W·m－1·℃－1)．

根據(jù)S195柴油機(jī)的一般工作狀態(tài)，并合理簡化給出上述方程的定解條件[4－5]:

2)邊界條件:設(shè)活塞壁面 (含環(huán)槽)為恒壁溫，即:Tw1=150℃;活塞1/2斷面滿足對(duì)稱絕熱條件，即:?Tw2/?x=0．

活塞頭部與燃燒室高溫?zé)煔庵苯咏佑|的表面以及活塞裙部與空氣接觸的表面均滿足第3類邊界條件，即:－λs(?T/?n)w=h(Tw－Tf)．其中 h為壁面與高溫燃?xì)獾膶?duì)流換熱系數(shù)(W·kg－1·℃－1);n為壁面法線方向．外界空氣溫度Tf=20℃，燃?xì)鉁囟萒f隨發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)周期性波動(dòng)，該值選用文獻(xiàn) [5，6]給出的統(tǒng)計(jì)規(guī)律，見圖3．

圖3 一個(gè)周期內(nèi)Tf的變化情況Fig.3 Fluctuating values of Tfduring a period

1.3 溫度場(chǎng)的數(shù)值計(jì)算

利用ANSYS7.0熱分析模塊分別對(duì)改進(jìn)前后的活塞模型進(jìn)行模擬計(jì)算，取8個(gè)代表性節(jié)點(diǎn)的溫度變化作為分析對(duì)象，見圖4．活塞為鋁合金材質(zhì)，其主要熱物性參數(shù)隨溫度變化取值如表1所示．為彰顯結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)溫度的影響，同時(shí)考慮高溫?zé)煔鈱?duì)活塞內(nèi)壁的輻射換熱，實(shí)際計(jì)算中將以上二者綜合考慮進(jìn)對(duì)流換熱系數(shù)的修正．全場(chǎng)初始溫度取250℃，經(jīng)過調(diào)試，計(jì)算中以350 s為分析時(shí)長，因?yàn)榇藭r(shí)火花塞的溫度場(chǎng)已趨于穩(wěn)定．時(shí)間子步長取0.1s，最小時(shí)間步長取0.1s，最大時(shí)間步長取0.75s，寫入頻率為5 Hz．

2 計(jì)算結(jié)果分析

圖5為50，100，200，250 s時(shí)ω型活塞的溫度分布模擬結(jié)果．由圖5可看出，活塞各部分的溫度分布沿著活塞頂部到底部其值逐步減小．這說明從模擬計(jì)算溫度場(chǎng)的表現(xiàn)來看，溫度值較為真實(shí)，其結(jié)果能滿足定性分析的要求．顯而易見，雖然活塞各部位溫升速率不盡相同 (最快頂部，環(huán)槽區(qū)次之)，100 s時(shí)最高溫度出現(xiàn)在ω型的凸起部位 (達(dá)到862℃)，但是當(dāng)?shù)竭_(dá)穩(wěn)定工作之后，最高溫度均出現(xiàn)在ω型表面與最頂面的交界沿處 (溫度基本穩(wěn)定在650℃至700℃之間)．

為比較頂部形狀改進(jìn)前后活塞溫度場(chǎng)分布特性的差異，將圖4所取的8個(gè)代表性節(jié)點(diǎn)分別與平直頂部活塞相對(duì)應(yīng)的節(jié)點(diǎn)作對(duì)比分析，結(jié)果見表2．從所追蹤的節(jié)點(diǎn)的溫度變化來看，改進(jìn)后活塞平直頂面溫度最高值均比改進(jìn)前的低 (除ω形凹坑的中心凸起處，此處溫度比平直結(jié)構(gòu)略高30℃左右，因?yàn)樵撏蛊鹛庉^之平直結(jié)構(gòu)，其四周直接受到了更強(qiáng)的高溫燃?xì)獾妮椛浜蛡鳠嶙饔?，由此帶來了?duì)該部位材料耐熱性能的更高要求．對(duì)于目前的發(fā)動(dòng)機(jī)材料出現(xiàn)30℃的波動(dòng)，仍然在可接受范圍之內(nèi))，同時(shí)環(huán)槽區(qū)與裙部的溫度比以前低．

另外，更為重要的是，改進(jìn)后的活塞頂部的溫度與第一、第二環(huán)槽的溫差進(jìn)一步拉大，這使得改進(jìn)后的活塞通過環(huán)槽處的散熱動(dòng)力大大提升，也即活塞熱流量能夠更為有效的通過活塞環(huán)直接傳遞至其缸套內(nèi)壁．由此可見，燃燒室改進(jìn)后的發(fā)動(dòng)機(jī)活塞的導(dǎo)熱特性得到了較大改善．

圖5 不同時(shí)刻活塞溫度場(chǎng)分布圖Fig.5 Temperature distribution of piston at different times

表2 兩種結(jié)構(gòu)不同位置最大值或穩(wěn)態(tài)時(shí)溫度的對(duì)比Tab.2 Comparison of Maximum/stable temperatures at different joints between 2 structures

[1]王延遐，門秀華，潘立國．內(nèi)燃機(jī)活塞連桿組有限元分析的研究進(jìn)展 [J]．山東內(nèi)燃機(jī)，2005，2:12-15．

[2]白敏麗，沈勝強(qiáng)，陳家驊，等．燃燒室部件耦合系統(tǒng)循環(huán)瞬態(tài)傳熱模型的研究[J]．內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2000，18(1):101-103．

[3]薛明德，丁宏偉，王利華．柴油機(jī)活塞的溫度場(chǎng)、熱變形與應(yīng)力三維有限元分析[J]．兵工學(xué)報(bào)，2001，22(1):11-14．

[4]黃冠星，龔志堅(jiān)，邱家棟．S195柴油機(jī)活塞的導(dǎo)熱特性分析 [J]．機(jī)電技術(shù)，2012(3):58-61．

[5]鄭捷慶，羅惕乾，張軍．環(huán)狀側(cè)電極火花塞頭部導(dǎo)熱特性研究 [J]．內(nèi)燃機(jī)與動(dòng)力裝置，2007(1):33-36．

[6]坎貝爾 (美)．燃燒發(fā)動(dòng)機(jī)熱力學(xué)分析[M]北京:中國農(nóng)業(yè)機(jī)械出版社，1983．