文 均 雷基林 鄧晰文 王東方 溫志高 李浙昆

1.昆明理工大學(xué)云南省內(nèi)燃機(jī)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，昆明，6505002.成都銀河動(dòng)力有限公司，成都，610505

0 引言

活塞作為內(nèi)燃機(jī)的關(guān)鍵零部件，它的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度直接關(guān)系到活塞的工作可靠性，進(jìn)而影響內(nèi)燃機(jī)的工作可靠性、使用耐久性以及排放性能。隨著內(nèi)燃機(jī)強(qiáng)化程度的進(jìn)一步提高，活塞不僅承受著更高的缸內(nèi)燃?xì)庵芷谛詿釠_擊負(fù)荷，而且還承受更高缸內(nèi)周期性的燃?xì)鈮毫?、慣性力、側(cè)擊力、摩擦力等機(jī)械負(fù)荷[1-3]。高燃?xì)鉁囟炔粌H增大了活塞的熱負(fù)荷，而且降低了活塞材料的機(jī)械性能，從而降低了活塞的熱疲勞壽命，因此，研究活塞的傳熱，減小活塞熱負(fù)荷并提高活塞的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度對(duì)提高發(fā)動(dòng)機(jī)的可靠性和使用耐久性有重要的意義。

活塞結(jié)構(gòu)對(duì)活塞傳熱和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度有重要的影響。吳伋等[4]研究了一款二沖程柴油機(jī)頭部結(jié)構(gòu)對(duì)活塞溫度場(chǎng)和耦合應(yīng)力的影響，結(jié)果表明，隨著冷卻孔深度的增加，活塞頭部的最高溫度、最大熱應(yīng)力和耦合應(yīng)力都降低。鄧君[5]對(duì)活塞故障進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)增大活塞喉口倒角半徑和提高冷卻油道軸向位置等可以優(yōu)化活塞的溫度場(chǎng)。俞小莉等[6]研究了燃燒室形狀對(duì)活塞熱負(fù)荷與機(jī)械負(fù)荷的影響，提出了在喉口鑄入鑄鐵鑲?cè)Φ葟?qiáng)化手段。吳波等[7]在標(biāo)準(zhǔn)活塞的熱機(jī)耦合分析基礎(chǔ)上，分析了一種仿生孔形活塞的傳熱與結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，研究表明，較高密度且均勻分布的仿生孔形活塞性能比普通標(biāo)準(zhǔn)活塞性能要好。毛劍鋒等[8]研究了采用不同形狀的燃燒室對(duì)活塞結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響，在有良好的進(jìn)氣渦流和降低進(jìn)氣道要求的前提下，活塞的結(jié)構(gòu)應(yīng)力和安全系數(shù)在許用范圍內(nèi)。然而，由于活塞的結(jié)構(gòu)對(duì)活塞傳熱與結(jié)構(gòu)強(qiáng)度影響關(guān)系復(fù)雜，故不僅需要分析單個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響，還需要分析多參數(shù)的交互影響。

本文以一款滿足國(guó)Ⅴ排放限值的高壓共軌柴油機(jī)的活塞為研究對(duì)象，采用硬度塞測(cè)溫法試驗(yàn)測(cè)試分析了標(biāo)定功率工況下活塞穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)分布和熱負(fù)荷大小，結(jié)合溫度場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)試值建立了內(nèi)冷油道與活塞的流固耦合傳熱數(shù)值仿真模型，仿真分析了活塞銷(xiāo)座長(zhǎng)度、銷(xiāo)孔直徑、火力岸高度、同側(cè)回油孔中心間距4個(gè)活塞結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)活塞傳熱與結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響。

1 活塞流固耦合傳熱

1.1 傳熱理論

活塞在發(fā)動(dòng)機(jī)的工作循環(huán)中，其頂面與缸內(nèi)氣體不停地進(jìn)行對(duì)流換熱及強(qiáng)熱輻射傳熱。帶有內(nèi)冷油腔的活塞，機(jī)油由活塞內(nèi)腔的噴油嘴噴射進(jìn)入油腔內(nèi)，進(jìn)行強(qiáng)制振蕩以冷卻活塞[9-11]?；钊膫鳠岱治鰧儆趦?nèi)部無(wú)熱源的三維穩(wěn)態(tài)紊流流動(dòng)的流固耦合傳熱問(wèn)題。流固耦合傳熱很好地解決了固體與流體在交界面上的溫度、傳熱系數(shù)等參數(shù)的相互傳遞，把難以確定的外部邊界條件轉(zhuǎn)化為系統(tǒng)內(nèi)邊界[12-14]，整個(gè)過(guò)程無(wú)須人工干預(yù)，就能較為準(zhǔn)確地獲得活塞的溫度場(chǎng)。

本文建立了內(nèi)冷油腔中機(jī)油振蕩冷卻活塞的三維流動(dòng)傳熱模型，并基于順序耦合思想，將計(jì)算得到的內(nèi)冷油腔壁面溫度和對(duì)流傳熱系數(shù)進(jìn)行時(shí)間和空間上的平均后，作為活塞熱負(fù)荷計(jì)算的熱邊界條件，從而建立了包括活塞、耐磨鑲?cè)?、活塞銷(xiāo)和內(nèi)冷油腔中機(jī)油流動(dòng)傳熱的流固耦合傳熱仿真模型。

1.2 機(jī)型參數(shù)及溫度場(chǎng)試驗(yàn)

活塞在柴油機(jī)內(nèi)是高速運(yùn)動(dòng)的，且因缸內(nèi)的高爆發(fā)壓力和高燃?xì)鉁囟鹊仍?，?shí)時(shí)測(cè)量活塞溫度的難度很大。硬度塞測(cè)溫法具有測(cè)點(diǎn)多、對(duì)活塞的強(qiáng)度影響小和誤差小的優(yōu)點(diǎn)，本文以一款國(guó)Ⅴ柴油機(jī)的活塞為研究對(duì)象，該柴油機(jī)排量為3.0 L，標(biāo)定工況下轉(zhuǎn)速為4 000 r/min，標(biāo)定功率為110 kW，最大扭矩為350 N·m，最大扭矩轉(zhuǎn)速為1 800 r/min，最大爆發(fā)壓力為18 MPa。采用硬度塞測(cè)溫法測(cè)量活塞在標(biāo)定功率工況下的溫度。

活塞表面部分測(cè)溫點(diǎn)布置示意圖見(jiàn)圖 1，總共14個(gè)測(cè)點(diǎn)，燃燒室中心布置1個(gè)點(diǎn)，燃燒室喉口4個(gè)點(diǎn)，火力岸和第二環(huán)岸各分布4個(gè)點(diǎn)，銷(xiāo)座邊緣1個(gè)點(diǎn)。測(cè)試溫度見(jiàn)表1。

圖1 活塞表面部分測(cè)溫點(diǎn)布置示意圖Fig.1 Schematic diagram of part of the points arrangement for measuring temperature on the surface of the piston

Tab.1 Measured points temperature of the piston ℃

結(jié)合活塞溫度場(chǎng)試驗(yàn)，對(duì)活塞進(jìn)行流固耦合傳熱分析，實(shí)測(cè)值與計(jì)算值相差不超過(guò)5%，即活塞的溫度場(chǎng)結(jié)果是有效的，活塞的溫度場(chǎng)見(jiàn)圖2，活塞的熱流密度見(jiàn)圖3。由圖2可看出，活塞的溫度分布差異較大。最高溫度為372.9 ℃，位于活塞燃燒室偏置方向的喉口處?；钊邮苋?xì)鈧?cè)傳來(lái)的大量熱量，通過(guò)內(nèi)冷油腔、環(huán)區(qū)及內(nèi)腔頂部等區(qū)域?qū)崿F(xiàn)大部分散熱。

圖2 活塞溫度場(chǎng)云圖Fig.2 The cloud map of piston temperature fields

圖3 活塞熱流密度云圖Fig.3 The cloud map of piston heat flux density

在活塞傳熱分析的基礎(chǔ)上，對(duì)活塞銷(xiāo)與連桿小頭連接位置進(jìn)行移動(dòng)自由度約束，并在活塞頂面及燃燒室頂面施加內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)的燃?xì)獗瑝?，分析活塞的?qiáng)度?；钊膽?yīng)力云圖見(jiàn)圖4和圖5。從圖4、圖5中可以看出，活塞頂面主推力側(cè)喉口位置、主推力側(cè)回油孔、內(nèi)冷油腔壁面最靠近環(huán)槽處、內(nèi)冷油腔壁面最靠近內(nèi)腔處、銷(xiāo)座靠近內(nèi)腔一側(cè)上方邊緣處和內(nèi)腔與銷(xiāo)座連接圓弧處等位置的綜合應(yīng)力(簡(jiǎn)稱(chēng)“應(yīng)力”)很高。

圖4 活塞頂面與回油孔的應(yīng)力云圖Fig.4 The stress cloud diagram of the top surface of the piston and the oil return hole

圖5 活塞銷(xiāo)軸向剖面應(yīng)力云圖Fig.5 The stress cloud diagram of piston pin axial profile

活塞的耦合綜合變形云圖見(jiàn)圖6，活塞最大變形出現(xiàn)在活塞的頭部，最大綜合變形為0.518 mm。最小變形0.072 mm出現(xiàn)在銷(xiāo)座靠近內(nèi)腔的上邊緣。雖在第一環(huán)槽處加了耐磨鑲?cè)?，但是在結(jié)構(gòu)和缸內(nèi)爆發(fā)壓力的雙重作用下，活塞頭部靠近主推力側(cè)的變形最大?；钊共恳?yàn)楹透滋字g的油膜壓力和裙部本身的薄壁結(jié)構(gòu)導(dǎo)致其綜合變形達(dá)到了0.33 mm。

圖6 活塞銷(xiāo)軸向剖面變形云圖Fig.6 Piston pin axial section deformation cloud diagram

綜上所述，內(nèi)冷油腔、活塞內(nèi)腔頂部和活塞的環(huán)區(qū)是活塞散熱的主要方向，其中，內(nèi)冷油腔可以帶走活塞的大部分熱量?；钊膽?yīng)力集中出現(xiàn)在活塞頂面主推力側(cè)喉口位置、主推力側(cè)回油孔、內(nèi)冷油腔壁面最靠近環(huán)槽處、內(nèi)冷油腔壁面最靠近內(nèi)腔處、銷(xiāo)座靠近內(nèi)腔一側(cè)上方邊緣處和內(nèi)腔與銷(xiāo)座連接圓弧處等位置。

2 結(jié)構(gòu)對(duì)活塞傳熱和強(qiáng)度的影響

為研究活塞除內(nèi)冷油腔結(jié)構(gòu)與位置參數(shù)以外的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)活塞傳熱和強(qiáng)度的影響，根據(jù)上述應(yīng)力分布，選擇活塞銷(xiāo)座長(zhǎng)度A、銷(xiāo)孔直徑B、火力岸高度C、同側(cè)回油孔中心間距D4個(gè)主要的結(jié)構(gòu)參數(shù)(圖7)，分別研究各參數(shù)對(duì)活塞傳熱與強(qiáng)度的影響程度。

圖7 活塞主要結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖Fig.7 Schematic diagram of the main structural parameters of the selected piston

選取活塞主要的9個(gè)關(guān)鍵位置來(lái)評(píng)定活塞的整體溫度場(chǎng)，如表2所示。同時(shí)選取活塞20個(gè)關(guān)鍵位置的耦合應(yīng)力來(lái)評(píng)定活塞的整體應(yīng)力分布，如圖8所示，活塞應(yīng)力關(guān)鍵點(diǎn)主要設(shè)置在活塞頂面和活塞容易產(chǎn)生應(yīng)力集中的位置。

表2 活塞溫度場(chǎng)關(guān)鍵點(diǎn)

圖8 活塞應(yīng)力場(chǎng)關(guān)鍵點(diǎn)Fig.8 The key points of piston’s stress distribution

在改變活塞某一個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)且保持其余參數(shù)不變的情況下，采用原活塞傳熱與結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計(jì)算的邊界條件與接觸條件，分析活塞的溫度場(chǎng)和應(yīng)力的變化。指定原活塞的結(jié)構(gòu)參數(shù)為方案0，以其溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)結(jié)果為基準(zhǔn)，提取其余方案的結(jié)果并計(jì)算與方案0對(duì)應(yīng)項(xiàng)的差值，繪制成雷達(dá)圖。

2.1 銷(xiāo)座長(zhǎng)度的影響

銷(xiāo)座長(zhǎng)度直接影響銷(xiāo)座與內(nèi)腔頂部的圓弧過(guò)渡程度，考慮銷(xiāo)座長(zhǎng)度對(duì)活塞的傳熱與強(qiáng)度的影響，保持其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變，為銷(xiāo)座長(zhǎng)度選取5個(gè)值進(jìn)行計(jì)算分析，方案如表3所示。計(jì)算上述位置的溫度與綜合應(yīng)力值，結(jié)果如圖9和圖10所示。

表3 活塞銷(xiāo)座長(zhǎng)度的方案設(shè)計(jì)

圖9 活塞銷(xiāo)座長(zhǎng)度對(duì)活塞溫度分布的影響Fig.9 The effects of piston pin seat length on piston temperature distribution

圖10 活塞銷(xiāo)座長(zhǎng)度對(duì)活塞綜合應(yīng)力分布的影響Fig.10 The effects of the length of the piston pin seat on the overall stress distribution of the piston

由圖9所示溫度分布可以看出，活塞的溫度變化很小，最大的變化為2 ℃，其中最大位置出現(xiàn)在活塞銷(xiāo)座上方尖角(Ⅸ)處，且該處方案0的溫度最低，方案3所對(duì)應(yīng)的溫度變化最大。銷(xiāo)座長(zhǎng)度增大或減小2 mm，活塞溫度都有所升高；增大或減小4 mm，溫度小幅降低。

由圖10所示應(yīng)力分布可看出，相比方案0，減小銷(xiāo)座長(zhǎng)度，頂面應(yīng)力(位置9～20)增大，增大長(zhǎng)度則應(yīng)力減小。在方案0的基礎(chǔ)上減小銷(xiāo)座長(zhǎng)度，油腔頂部位置(位置1)和內(nèi)冷油腔靠近燃燒室底圈(位置2)的應(yīng)力有所增大，增大銷(xiāo)座長(zhǎng)度則應(yīng)力值減小，其應(yīng)力差在2～4 MPa之間；隨著銷(xiāo)座長(zhǎng)度變化，油腔靠近環(huán)槽位置(位置3)的應(yīng)力變化趨勢(shì)很??；將原方案0銷(xiāo)座長(zhǎng)度減小2 mm后，銷(xiāo)座外邊緣位置(位置4)應(yīng)力增大，且幅度很大，從計(jì)算結(jié)果中可知，此處應(yīng)力增大44 MPa，銷(xiāo)座長(zhǎng)度減小4 mm時(shí)，此處應(yīng)力增大54 MPa，應(yīng)力集中嚴(yán)重，但銷(xiāo)座靠近頂面?zhèn)?位置7)的應(yīng)力減??；其余位置應(yīng)力變化不大。

綜上可知，改變銷(xiāo)座長(zhǎng)度對(duì)活塞的溫度場(chǎng)影響很?。粚?duì)銷(xiāo)座外側(cè)和內(nèi)冷油腔表面的應(yīng)力分布影響較大，對(duì)頂面、裙部和內(nèi)腔等部位的應(yīng)力分布影響較小。隨著銷(xiāo)座長(zhǎng)度增大，內(nèi)冷油腔靠近燃燒室底圈和內(nèi)腔位置的應(yīng)力逐漸減小，油腔靠近環(huán)槽位置和活塞頂面應(yīng)力則有所增大。

2.2 銷(xiāo)孔直徑的影響

為研究活塞銷(xiāo)孔直徑的影響，設(shè)計(jì)了表4所示的設(shè)計(jì)方案，溫度和綜合應(yīng)力分布分別如圖11、圖12所示。

由圖11可知，銷(xiāo)孔直徑對(duì)活塞整體溫度分布的影響幅度較小。隨著銷(xiāo)孔直徑的增大，活塞(Ⅰ)、燃燒室(Ⅲ)、火力岸(Ⅳ)和內(nèi)腔頂部(Ⅶ)的最高溫度均有小幅增加，第一環(huán)槽(Ⅵ)的溫度有所降低，其他位置的溫度變化極小。

表4 活塞銷(xiāo)孔直徑的方案設(shè)計(jì)

圖11 活塞銷(xiāo)孔直徑對(duì)活塞溫度分布的影響Fig.11 The effects of piston pin hole diameter on piston temperature distribution

圖12 活塞銷(xiāo)孔直徑對(duì)活塞綜合應(yīng)力的影響Fig.12 The effects of piston pin hole diameter on the overall stress of the piston

由圖12可以看出，5個(gè)方案應(yīng)力分布的總體趨勢(shì)大致相同。改變銷(xiāo)孔直徑對(duì)頂面應(yīng)力的影響較小。隨著銷(xiāo)孔直徑逐漸增大，頂面燃燒室喉口沿推力側(cè)方向應(yīng)力有所增大，頂面其余位置的應(yīng)力變化不大且趨勢(shì)不明顯。

改變銷(xiāo)孔直徑對(duì)銷(xiāo)座和回油孔位置的應(yīng)力分布影響較大，如圖12所示。隨著銷(xiāo)孔直徑逐漸增大，銷(xiāo)座與內(nèi)腔連接處(位置5)、內(nèi)腔頂面(位置6)和銷(xiāo)座靠近內(nèi)腔側(cè)的上方(位置7)的應(yīng)力逐漸減??；回油孔(位置8)、內(nèi)冷油腔距離內(nèi)腔最近處(位置2)和油腔距離第二環(huán)槽最近處(位置3)的應(yīng)力逐漸增大。與方案0相比，不論銷(xiāo)孔直徑增大或減小都會(huì)導(dǎo)致銷(xiāo)座遠(yuǎn)離內(nèi)腔一側(cè)的上方邊緣處(位置4)的應(yīng)力增大，最大增幅達(dá)到42.5 MPa。

綜上所述，增大銷(xiāo)孔直徑會(huì)使活塞頭部的溫度略微上升；增大銷(xiāo)孔直徑可以改善銷(xiāo)座位置、內(nèi)冷油腔靠近燃燒室底圈和油腔靠近內(nèi)腔位置的應(yīng)力集中現(xiàn)象，同時(shí)也減小了頂面主次推力側(cè)的應(yīng)力，但會(huì)導(dǎo)致回油孔位置、內(nèi)冷油腔靠近環(huán)槽位置和活塞軸線方向的燃燒室喉口應(yīng)力增大。

2.3 火力岸高度的影響

其他參數(shù)保持不變，火力岸高度選擇5個(gè)值組成5個(gè)方案，如表5所示?；钊麥囟确植既鐖D13所示，綜合應(yīng)力分布變化如圖14所示。

表5 火力岸高度的方案設(shè)計(jì)

圖13 火力岸高度對(duì)活塞溫度分布的影響Fig.13 The effects of the height of the fire bank on the temperature distribution of the piston

圖14 火力岸高度對(duì)活塞應(yīng)力分布的影響Fig.14 The effects of the height of the fire bank on the stress distribution of the piston

如圖13所示，火力岸高度對(duì)活塞溫度分布整體有影響，對(duì)頭部溫度分布影響較大，對(duì)裙部、內(nèi)腔和銷(xiāo)座位置的溫度分布影響較小。隨著火力岸高度的逐漸增大，燃燒室中心和火力岸的最高溫度也逐漸增大，幅度在2.5～5 ℃之間；但第一環(huán)區(qū)溫度隨火力岸高度的增大，降低了4.5～7 ℃。隨著火力岸高度的增大，活塞最低溫度、燃燒室中心溫度、內(nèi)腔頂部、銷(xiāo)座內(nèi)側(cè)溫度和銷(xiāo)座上方尖角處的溫度都有所升高，但幅度較小，在0.1～2 ℃之間。

如圖14所示，與原方案相比，火力岸高度增加1.5 mm(方案11)時(shí)應(yīng)力值變化最大，活塞頂面大部分位置(位置9～20，除去位置11和位置15)的應(yīng)力都有所減小，幅度在4～8 MPa之間；但是燃燒室喉口沿推力側(cè)處(位置11、15)的應(yīng)力增大了8 MPa左右?；鹆Π陡叨仍黾? mm時(shí)，頂面大部分位置的應(yīng)力均大幅增大，但燃燒室喉口沿推力側(cè)位置的應(yīng)力減小。在火力岸高度增加1.5 mm(方案11)時(shí)，還會(huì)導(dǎo)致回油孔(位置8)、最靠近燃燒室底圈的油腔表面(位置1)以及距離第二環(huán)槽最近的油腔表面 (位置3)的應(yīng)力增大，且最靠近燃燒室底圈的油腔表面應(yīng)力增幅達(dá)到34.7 MPa，從96.6 MPa增大到131.3 MPa；若火力岸高度增大3 mm，這些位置的應(yīng)力又大幅減小。

相對(duì)于原方案，減小火力岸高度，活塞大部分位置的應(yīng)力均有所減小，內(nèi)腔頂面(位置6)和銷(xiāo)座遠(yuǎn)離內(nèi)腔一側(cè)的上方邊緣(位置4)兩處應(yīng)力變化不大；但油腔距離內(nèi)腔最近的位置應(yīng)力有小幅增大。

綜上所述，火力岸高度對(duì)活塞溫度場(chǎng)有較明顯影響，且主要影響活塞、燃燒室中心、火力岸和第一環(huán)區(qū)的最高溫度，但對(duì)內(nèi)腔、銷(xiāo)座以及裙部的溫度分布影響較小。由此，適當(dāng)增大火力岸高度可以改善活塞的受熱，有利于傳熱。火力岸高度對(duì)綜合應(yīng)力影響也較大，且對(duì)油腔和銷(xiāo)座位置的應(yīng)力分布影響最大，對(duì)頂面應(yīng)力也有影響。適當(dāng)增大火力岸高度會(huì)減小活塞整體應(yīng)力，但油腔靠近燃燒室底圈位置的應(yīng)力會(huì)增大。

2.4 同側(cè)回油孔距離的影響

回油孔處的結(jié)構(gòu)薄弱復(fù)雜，常常是應(yīng)力嚴(yán)重集中的位置，考慮同側(cè)回油孔距離對(duì)活塞傳熱和強(qiáng)度的影響，方案設(shè)計(jì)如表6所示。溫度場(chǎng)分布如圖15所示，應(yīng)力分布如圖16所示。

表6 同側(cè)回油孔距離的方案設(shè)計(jì)

由圖15所示的溫度分布可以看出，同側(cè)回油孔距離對(duì)活塞溫度分布趨勢(shì)影響較小。減小同側(cè)回油孔距離，會(huì)導(dǎo)致活塞整體溫度小幅升高；而適度增大同側(cè)回油孔距離，可以小幅降低活塞溫度。

圖15 同側(cè)回油孔距離對(duì)活塞溫度分布的影響Fig.15 The effects of the distance for the same side oil return hole on the temperature distribution of the piston

圖16 同側(cè)回油孔距離對(duì)活塞應(yīng)力分布的影響Fig.16 The effects of oil return hole distance on the same side on piston stress distribution

如圖16所示的應(yīng)力分布，5個(gè)方案應(yīng)力分布的總體趨勢(shì)相同，應(yīng)力集中出現(xiàn)的位置也相同。相對(duì)于原方案0，減小同側(cè)回油孔距離，沿銷(xiāo)孔軸線方向的活塞頂面應(yīng)力(位置18～20、14～12)有所減小，幅度在1～2 MPa之間；而沿推力側(cè)的頂面應(yīng)力(位置9～11、17～15)、回油孔(位置8)和最靠近燃燒室底圈的油腔表面(位置1)的應(yīng)力有所增加，幅度在2～5 MPa之間；其余位置的應(yīng)力分布變化不明顯。同側(cè)回油孔距離增大時(shí)，沿銷(xiāo)孔軸線方向的燃燒室喉口處(位置18、14)的應(yīng)力有所增加，幅度在3～5 MPa之間；其余位置應(yīng)力均減小。

由上述可知，同側(cè)回油孔距離對(duì)活塞整體溫度場(chǎng)的影響較?。粚?duì)活塞應(yīng)力影響主要體現(xiàn)在活塞頂面、回油孔位置和內(nèi)冷油腔的應(yīng)力分布。減小距離可以減小頂面應(yīng)力，但回油孔應(yīng)力增大；適當(dāng)增大距離可以減小回油孔和內(nèi)冷油腔位置的應(yīng)力，但過(guò)分增大，會(huì)導(dǎo)致應(yīng)力回增。

3 結(jié)論

(1)采用流固耦合的方法計(jì)算了活塞的穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)和熱機(jī)耦合應(yīng)力分布，得出活塞最高的溫度為372.9 ℃，位于活塞燃燒室偏置方向的喉口處，且活塞接受燃?xì)鈧?cè)傳來(lái)的大量熱量，大部分是通過(guò)內(nèi)冷油腔、環(huán)區(qū)及內(nèi)腔頂部等區(qū)域進(jìn)行散熱?；钊斆嬷魍屏?cè)喉口位置、主推力側(cè)回油孔、內(nèi)冷油腔壁面最靠近環(huán)槽處、內(nèi)冷油腔壁面最靠近內(nèi)腔處、銷(xiāo)座靠近內(nèi)腔一側(cè)上方邊緣處和內(nèi)腔與銷(xiāo)座連接圓弧處等位置出現(xiàn)了較大的應(yīng)力集中。

(2)分析活塞結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)活塞傳熱及結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響，得出銷(xiāo)座長(zhǎng)度、銷(xiāo)座直徑和同側(cè)回油孔距離對(duì)活塞的傳熱影響較小，但火力岸高度對(duì)活塞傳熱的影響較大，特別對(duì)活塞頭部的傳熱影響較大。銷(xiāo)座長(zhǎng)度與銷(xiāo)孔直徑對(duì)銷(xiāo)座外側(cè)和內(nèi)冷油腔表面的應(yīng)力分布影響較大?；鹆Π陡叨葘?duì)耦合應(yīng)力影響也較大，對(duì)油腔和銷(xiāo)座位置的應(yīng)力分布影響最大，對(duì)頂面應(yīng)力也有影響。同側(cè)回油孔距離主要影響活塞頂面、回油孔位置和內(nèi)冷油腔的應(yīng)力分布。為了降低活塞的溫度并減小應(yīng)力，應(yīng)適當(dāng)增大銷(xiāo)座長(zhǎng)度、銷(xiāo)孔直徑和火力岸高度，減小同側(cè)回油孔距離，可以改善活塞的受熱，也可以減小活塞的整體應(yīng)力。