活塞雙射流入口內冷油腔振蕩換熱特性研究

袁哲,景國璽,孫秀秀,曾小春,王功成,武一民

(1.河北工業大學機械工程學院,天津 300400;2.天津市新能源汽車動力傳動與安全技術重點實驗室,天津 300400;3.江鈴汽車股份有限公司產品研發總院,江西 南昌 330001)

隨著對發動機排放以及功率密度要求的不斷提升,活塞承受的高熱負荷問題越來越突出,內冷油腔振蕩冷卻逐漸成為大功率活塞冷卻的主流方式[1-2]。冷卻機油射入活塞頭部的內冷油腔,在油腔內隨著活塞往復運動不斷地振蕩沖擊油腔壁面,使壁面強制對流換熱,最后從油腔出口流出,帶走活塞熱量。

國內外學者為研究內冷油腔振蕩換熱性能做了很多工作。文均等[3]分析了內冷油腔位置對活塞熱負荷的影響。Deng等[4]采用多目標優化方法研究了內冷油腔截面形狀對活塞冷卻的影響。Thiel等[5]對開設不同幾何形狀內冷油腔的活塞搭配不同噴射方式進行測溫試驗,結果表明通過合適的內冷油腔幾何形狀和噴射方式,可以顯著降低活塞溫度。丁寧等[6]對比內冷油腔冷卻、活塞內腔冷卻和自然對流冷卻對活塞溫度場的影響,研究表明內冷油腔冷卻活塞溫度最低。

針對內冷油腔的研究工作大多是基于單射流入口的內冷油腔,但是隨著活塞熱負荷的不斷增大,單射流入口的油腔不能滿足日益增長的活塞散熱要求。為提高油腔換熱能力,通常改變油腔形狀,采用異形油腔提高油腔換熱能力。異形內冷油腔的工藝復雜、成本高昂,大多還停留在概念設計階段或者用于特種用途發動機[4-5]。為滿足車用發動機活塞內冷油腔提升冷卻效果的需求,本研究設計了一款雙射流入口的活塞內冷油腔。相比于更改油腔形狀,增加油腔冷卻射流數量成本更低、難度更小。現階段國內外對于雙射流入口內冷油腔機油流動和冷卻特性的研究不足,雙射流入口油腔相對單射流入口油腔的冷卻效果提升情況尚不清楚。

本研究基于某柴油機活塞,利用計算流體力學(computational fluid dynamics,CFD)對雙射流入口油腔進行振蕩冷卻仿真分析,研究了雙射流入口內冷油腔振蕩機理和機油利用情況。忽略噴嘴結構和機油壓力的影響,對比了相同噴射流量條件下雙射流入口油腔和單射流入口油腔中機油分布和壁面傳熱系數的分布。最后通過網格數據映射的方法[7],計算并對比了開設兩種油腔的活塞溫度場,進一步研究了雙射流入口油腔的冷卻性能。

1 數值計算模型建立

1.1 多相流模型

內冷油腔振蕩冷卻是涉及到多種相的復雜傳熱過程。相較于單相流,多相流的流動和傳熱特性更為復雜,因此建立一個能考慮到各種因素的多相流模型極其復雜。假設機油不產生蒸氣相,空氣與機油互不混合,且忽略機油和空氣之間的傳熱作用,這樣可以把活塞冷卻過程簡化為兩相流動和傳熱問題,可應用CLSVOF(coupled level-set and VOF)模型進行求解。該模型在VOF模型的基礎上結合了Level-Set水平集方法。

VOF多相模型用單位相的體積分數來表示每一相。在每個控制單元中,所有相體積分數之和為1,通過在整個計算域內對互不相溶的流體求解同一個動量方程組,并追蹤每種流體的體積分數來計算多相流。函數F(x,t)表示網格域內液相的體積分數,其形式為

(1)

VOF模型的對流運輸方程為

(2)

動量方程為

(3)

能量方程為

(4)

Level-Set水平集方法使用相函數φ(x,t)對油氣兩相的相界面進行捕捉,把相界面看作相函數的等值面,相函數表示為

(5)

上述各式中:x為控制單元到相界面的歐幾里得距離;t為時間;α為液相的體積分數;u為速度矢量;ρ為混合物的密度;p為壓力;μ為混合物的黏度;g為重力加速度;F為表面張力的體積力形式;cp為比定壓熱容;T為混合物的溫度;k為有效導熱系數。

利用VOF方法可以求得一個網格單元內的液相占比,而Level-Set方法可求得相界面法向量[8]。圖1示出CLSVOF模型的計算流程,主要包括相函數初始化、對流方程求解、相界面構造和Level-Set函數重新距離化。虛線框內部分為兩種方法的耦合部分。每一次迭代中Level-Set函數采用分段線性界面計算方法對相界面進行重構,使F函數在重構界面上的通量得到精確解。當Level-Set函數和VOF函數更新之后,F的函數值用來修正φ值,保證了求解的質量守恒。

圖1 CLSVOF模型耦合計算流程圖

1.2 幾何模型和網格模型

本研究以某柴油機為分析原型,具體參數見表1。雙射流入口內冷油腔的計算模型見圖2。內冷油腔的兩個入口均在活塞銷孔附近。為減少計算資源,將對計算結果影響不大的活塞內腔簡化為平面,將油腔壁面分為上壁面、下壁面、內壁面和外壁面,并且沿周向分為4個區域。

表1 發動機主要參數

圖2 雙射流入口內冷油腔計算模型

采用動網格技術中的動態分層模型模擬活塞的往復運動,活塞位于上止點時,曲軸轉角為0°,以0.5°為一個時間步長[9],根據表1中的發動機標定參數,賦予活塞運動規律。活塞冷卻油腔在往復運動過程中形狀不發生改變,設置為剛體運動區域;在活塞運動過程中油腔下方區域發生拉伸和壓縮,在動態分層模型中將其設置為伸縮運動區域;冷卻油進出口安裝在機體上,不隨活塞運動,設置為固定邊界。

為了對雙射流入口油腔的振蕩換熱效果進行對比研究,建立了單射流入口油腔仿真模型。單射流入口油腔取消機油入口2和進油道2的同時,機油入口1和油腔進油道的截面積增大為雙射流入口油腔的2倍。為控制變量,忽略噴嘴結構和機油壓力的影響,假設此時單射流入口內冷油腔的機油噴射流量與速度和雙射流入口內冷油腔相同。其余邊界條件和計算設置與標定工況下的活塞雙射流入口油腔計算模型一致。

采用網格劃分軟件對計算流域進行網格離散化處理,制定如下網格劃分策略:冷卻油腔采用四面體網格劃分;油腔下方區域采用棱柱層網格劃分,并對冷卻油入口處進行網格加密。壁面處采用5層邊界層處理,保證機油在壁面處流動和換熱計算的精度。圖3示出雙射流入口內冷油腔在活塞運動上止點時的網格模型。

圖3 內冷油腔在上止點時的計算域網格模型 圖4 活塞網格模型

為研究雙射流入口內冷油腔對活塞熱負荷的影響,進一步探究雙射流入口油腔相對于單射流入口油腔對活塞冷卻能力的提升,建立了開設兩種油腔活塞的三維模型,計算其溫度場。活塞材料為鋁合金,采用二階四面體網格單元將活塞三維模型進行離散化處理,網格單元共721 732個,網格模型見圖4。

1.3 活塞測溫試驗

為驗證內冷油腔振蕩冷卻計算和活塞溫度場計算的準確性,對標定工況下的雙射流入口油腔活塞進行硬度塞試驗以測量表面溫度。試驗原理是利用金屬材料受熱后硬度會降低的特性,利用硬度塞的溫度-硬度關系曲線測量活塞溫度。

試驗在每個活塞表面選取15個測溫點,活塞測溫點位置見圖5。試驗進行4次后對每個測溫點的值取平均后得出活塞表面測溫點溫度。各測點試驗溫度見圖6。

圖5 硬度塞布置

圖6 硬度塞測溫試驗結果

1.4 邊界條件和計算方法

標定工況下冷卻噴嘴的機油流速為15 m/s。空氣入口和機油出口分別使用壓力入口和壓力出口邊界,壓力取101 kPa。根據溫度試驗結果反推內冷油腔壁面溫度邊界條件[10-11],油腔壁面溫度設置見表2。標定工況下冷卻噴嘴出口的機油溫度為100 ℃,物性參數見表3,機油的黏溫特性曲線見圖7。

表2 油腔壁面溫度邊界

表3 機油物性參數

圖7 機油黏溫特性曲線

湍流模型采用SSTk-ω模型,此模型考慮了剪切流的影響,根據湍流剪應力對湍流黏度公式進行了修正,使其在模擬兩相流振蕩傳熱現象時更為準確。為提高計算精確性和收斂性,動量方程的對流相采用二階迎風格式離散,壓力、速度耦合求解采用SIMPLEC算法,壓力求解使用PRESTO!方法。

冷卻機油在活塞油腔內的流動是非定常流動,活塞振蕩冷卻計算是非穩態計算。以冷卻油腔中機油填充率變化情況為依據來判斷油腔內流場是否達到動態穩定,即計算是否收斂。圖8示出計算過程中的機油填充率變化曲線。隨著計算循環的增加,腔內機油填充率變化越來越小,當相鄰五個循環的機油填充率相差小于3%時,表明計算收斂。

圖8 計算過程中的機油填充率變化曲線

2 油腔機油流動結果

圖9示出活塞往復運動的速度和加速度變化曲線。活塞在工作過程中速度和加速度和方向變化很快,在76°和284°時活塞速度達到最大值,為15.9 m/s。此時活塞和機油的相對速度分別達到最大和最小。在上止點處活塞的加速度達到最大,為6.54 km/s2,這時機油對壁面的振蕩沖擊最為劇烈。機油由噴嘴噴出進入油腔,充分振蕩后帶走活塞壁面的熱量,然后從油腔出口流出。

圖9 標定工況下活塞往復運動的速度和加速度變化

圖10示出一個運動周期內機油在兩種油腔中的分布情況。由圖10可見,雙射流入口油腔中的機油振蕩情況與單射流入口油腔大致相同。

圖10 一個運動周期內機油在內冷油腔的分布云圖

壁面機油覆蓋率是機油覆蓋油腔壁面的面積分數,其和壁面傳熱系數呈正相關關系[8]。圖11示出油腔各個周向區域和總壁面機油覆蓋率在一個周期內的變化曲線。由圖11可見,兩種油腔的各個周向區域以及總壁面機油覆蓋率隨曲軸轉角的變化趨勢基本一致,結合圖10和圖11可知,活塞在向下加速運動和向上加速運動過程中,由于慣性作用,機油分別逐漸積聚在上壁面和下壁面,所以周向區域整體的機油覆蓋率在這兩個時段逐漸變小。而活塞在向下減速運動或向上減速運動過程中,由于慣性作用,大量機油沿著側壁面向下或向上流動,所以周向區域整體的機油覆蓋率在這兩個時段逐漸變大。

圖11 油腔各個周向區域和總壁面機油覆蓋率變化

圖12示出兩種油腔周向區域各壁面的機油覆蓋率平均值對比。由圖12可見,雙射流入口油腔的周向區域1和2以及單射流入口油腔的周向區域1機油覆蓋率較高,這是因為這三個區域直接受到入口機油的沖刷。雙射流入口油腔不同周向區域機油覆蓋率差距較小,極差為0.135,而單射流入口油腔周向區域機油覆蓋率差距較大,極差為0.188。這是因為雙射流入口油腔將機油射流分為兩束,減小了區域1所受到的機油沖刷。由此可知,雙射流入口油腔降低了油腔各周向區域壁面機油覆蓋率的不均勻性。并且雙入口油腔的總壁面覆蓋率也相較單入口油腔提升了7.96%,改善了機油在油腔壁面附近的流動特性,有利于油腔換熱能力的提升。

圖12 油腔周向區域各壁面的機油覆蓋率平均值對比

圖13示出兩種油腔入口機油質量流率變化曲線。由圖可知,在-76°到76°活塞速度向下達到最大值時,活塞和機油射流的相對速度增加,油腔兩個入口的機油流量呈現上升趨勢。從76°到284°時,活塞和機油射流的相對速度減小,入口機油流量呈現下降趨勢。

圖13 兩種油腔入口機油質量流率變化曲線

由圖13可知,雙入口油腔兩個噴嘴出口截面的機油質量流率之和以及單入口油腔噴嘴出口截面的機油質量流率均為0.055 4 kg/s,雙射流入口油腔兩個入口截面的機油瞬時質量流率大致相同,二者質量流率的平均值之和為0.052 6 kg/s,入口機油捕捉率為0.949;單射流入口油腔入口截面瞬時機油質量流率平均值為0.050 3 kg/s,入口機油捕捉率為0.908,雙射流入口油腔機油捕捉率較之提升4.5%。由圖14雙射流入口油腔和單射流入口油腔機油填充率對比可知,雙射流入口油腔一個周期內的機油填充率平均值為0.466,單射流入口油腔為0.418,雙射流入口油腔的機油填充率相對于單射流入口油腔高了11.5%,提升幅度明顯。

圖14 兩種油腔機油填充率對比

3 油腔壁面傳熱結果

圖15示出一個運動周期內雙射流入口油腔和單射流入口油腔壁面傳熱系數的分布云圖。結果表明,由于冷卻噴嘴的射流沖擊和機油在油腔內的周向流動特性,油腔的換熱特性是不均勻的。由圖15可見,兩種油腔的壁面傳熱系數都是在機油入口附近的上壁面較大、變化最為劇烈。在150°附近時,從入口射入的機油和油腔上壁面相對速度最大,壁面受到機油射流沖刷最劇烈,使邊界層變薄,所以入口附近上壁面的傳熱系數在此時達到最大。上壁面和下壁面傳熱系數變化趨勢大致相反,這是由于活塞從上止點到下止點運動時,先向下加速后減速,機油先撞擊上壁面,然后撞擊下壁面,所以上壁面傳熱系數先升高后降低,下壁面傳熱系數先降低后升高。活塞從下止點到上止點運動時先向上加速后減速,機油繼續撞擊下壁面,下壁面傳熱系數繼續升高,之后向上減速過程中,機油撞擊上壁面,上壁面傳熱系數升高。

圖15 一個運動周期內油腔壁面傳熱系數的分布云圖

圖16示出兩種油腔的總壁面傳熱系數變化曲線。由圖16知,二者總壁面傳熱系數的變化趨勢相同,均在150°附近達到最大值。收斂后5個活塞往復運動周期內雙射流入口油腔總壁面傳熱系數平均值為1 777 W·m-2·K-1,單射流入口油腔為1 569 W·m-2·K-1,相較于單射流入口油腔,雙射流入口油腔總壁面傳熱系數提升了13.3%,冷卻能力提升明顯。

圖16 兩種油腔的總壁面傳熱系數變化曲線

圖17示出油腔各區域壁面的平均傳熱系數對比。由圖17可見,雙射流入口油腔各區域的傳熱系數平均值極差更小,這是因為雙射流入口油腔將機油射流分成兩束,分別沖刷區域1和區域2的上壁面,減弱了區域1的機油沖刷換熱,周向區域的換熱不均勻性有所改善。

圖17 油腔各區域壁面的平均傳熱系數對比

4 油腔對活塞溫度場的影響

對開設兩種油腔的活塞溫度場進行計算,研究兩種油腔的冷卻效果,為保證活塞內冷油腔處熱邊界的準確性,將振蕩冷卻計算收斂后10個周期的油腔壁面傳熱系數和壁面附近流體溫度數據在時域上進行平均,然后使用網格數據映射的方法映射到活塞溫度場熱邊界,以此作為內冷油腔換熱的第三類邊界條件[12],兩種活塞頂面燃燒邊界條件以及其他位置的熱邊界條件保持一致[13-14]。

圖18示出振蕩冷卻計算收斂后兩種內冷油腔10個周期內的平均壁面傳熱系數云圖。由圖18可見,兩種油腔入口附近的傳熱系數較高,并且雙射流入口油腔相較單射流入口油腔入口附近的局部平均傳熱系數有效降低。圖19示出計算收斂后兩種油腔10個往復運動周期內的壁面附近機油平均溫度云圖。由圖19可知,油腔入口附近機油溫度最低,為機油初始溫度100 ℃。隨著機油的振蕩換熱和周向流動換熱,機油吸熱,溫度升高,壁面附近大多區域機油溫度升高至120 ℃左右。

圖18 時域平均的油腔壁面傳熱系數云圖

圖19 時域平均的油腔壁面附近流體溫度云圖

由圖20a雙射流入口油腔活塞溫度場和圖21可見,仿真溫度分布趨勢和試驗溫度分布一致。由于燃燒室向副推力側偏置,所以活塞溫度場中頂面和火力岸的副推力側溫度較高;燃燒室凹坑中心處溫度相較于凸臺溫度較低。由圖21雙射流入口油腔活塞各個測點的仿真溫度和試驗溫度對比可知,活塞溫度場仿真結果和試驗結果最大誤差在5%以內,說明本研究振蕩冷卻計算和活塞溫度場計算的準確性較高。

圖20 活塞溫度場仿真結果

圖21 雙射流入口油腔活塞溫度仿值真和試驗值對比

對比圖20a和圖20b可知,開設雙射流入口油腔的活塞頂部整體溫度相較單射流入口活塞有所降低,機油射流附近的頂面副推力側區域溫度降低明顯。兩種活塞的最高溫度均在頂部喉口區域副推力側靠近排氣門處,雙射流入口油腔活塞最高溫度為352 ℃,比單射流入口油腔活塞低了7 ℃,活塞喉口區域平均溫度降低了9 ℃,火力岸平均溫度降低了6 ℃。

5 結論

a) 標定工況下,雙射流入口油腔的打靶率相對于單射流入口油腔提升4.5%,機油填充率提升11.5%,并且機油在壁面不同周向區域的覆蓋率較為平均;

b) 從換熱情況來看,由于雙射流入口油腔將機油的射流沖擊分成兩束,分別沖擊區域1和區域2的上壁面,減小了區域1受到的機油沖擊,更好地利用了機油射流沖刷帶來的換熱分量;雙射流入口油腔壁面總傳熱系數提升了13.3%,并且各周向區域壁面的平均傳熱系數差距較小,所以雙射流入口油腔相較于單射流入口油腔的換熱性能提升明顯;

c) 采用第三類熱邊界條件映射的方法建立活塞熱負荷計算模型,計算了在內冷油腔換熱條件下的活塞溫度場,并且通過活塞硬度塞測溫試驗驗證了振蕩冷卻計算和熱負荷模型的準確性;從溫度場結果得知,開設雙射流入口油腔的活塞頂部溫度比開設單射流入口油腔的活塞有所降低,最高溫度降低了7 ℃,喉口區域平均溫度降低了9 ℃,火力岸平均溫度降低了6 ℃。