張欽修 ，張 翼 ，張 敏 ，牛 軍

（1.中北大學(xué) 機(jī)械與動力工程學(xué)院，山西 太原 030051；2.中國北方發(fā)動機(jī)研究所，天津 300400）

1 引言

氣缸蓋是發(fā)動機(jī)設(shè)計中極為重要零件之一，其結(jié)構(gòu)最為復(fù)雜。內(nèi)燃機(jī)的燃燒室由氣缸蓋與活塞頂和汽缸內(nèi)壁組成[1-2]。對于氣缸蓋，其承受的應(yīng)力主要包括機(jī)械應(yīng)力和熱應(yīng)力[3]，熱應(yīng)力主要是由于燃?xì)夂屠鋮s水共同作用下的溫度分布不均所造成的。

文獻(xiàn)[4]基于流固耦合的法對氣缸蓋的溫度場進(jìn)行了仿真；文獻(xiàn)[5]對氣缸蓋熱負(fù)荷進(jìn)行了仿真分析，確定了氣缸蓋溫度的最高區(qū)域，分析了影響熱負(fù)荷的主要因素；文獻(xiàn)[6]提出了評估氣缸蓋熱強(qiáng)度的C2因子，驗(yàn)證了增加冷卻液進(jìn)口流量的方式并不利于提高氣缸蓋鼻梁區(qū)的抗熱疲勞能力，文獻(xiàn)[7]骨架式氣缸蓋設(shè)計噴油器安裝孔結(jié)構(gòu)和頂板加強(qiáng)筋與缸蓋螺栓安裝孔共同構(gòu)成了氣缸蓋的主承力結(jié)構(gòu)，得到了主承力結(jié)構(gòu)的調(diào)整對氣缸蓋的熱機(jī)耦合應(yīng)力分布具有較大影響。

以某柴油機(jī)鑄鐵氣缸蓋為研究對象，研究了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對缸蓋溫度場及熱應(yīng)力的影響，為氣缸蓋的進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計提供了參考。

2 缸蓋有限元模型

2.1 網(wǎng)格劃分

在保證不影響計算結(jié)果的前提下，對氣缸蓋等組合結(jié)構(gòu)的三維模型進(jìn)行了必要的簡化和幾何清理。網(wǎng)格劃分時，采用四面體單元，因氣缸蓋為主要研究對象，且其內(nèi)部水套比較復(fù)雜，網(wǎng)格劃分尺寸設(shè)置為6mm；螺栓和進(jìn)排氣門座圈尺寸較小，網(wǎng)格劃分尺寸設(shè)置為4mm，其余零件按照14mm進(jìn)行劃分，有限元模型，如圖1所示。其中，節(jié)點(diǎn)個數(shù)為1705803，單元個數(shù)為1131172。

圖1 氣缸蓋及水套有限元模型Fig.1 The Finite Element Model of Cylinder Cover and the Sater Jacket

2.2 邊界條件

由于氣缸蓋的火力面與高溫燃?xì)庵苯咏佑|，并且通過氣缸蓋傳遞了缸內(nèi)燃燒的大部分熱量給冷卻水，因此控制氣缸蓋火力面局部區(qū)域的溫度是十分重要的，所以在氣缸蓋的結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計上，必須首先對氣缸進(jìn)行溫度場分析。柴油機(jī)氣缸蓋長時間處于高溫高壓下，工況復(fù)雜，熱邊界涉及多種換熱形式，因此只考慮其主要影響因素，利用第三類邊界條件計算得到氣缸蓋溫度場，換熱系數(shù)可以用下列公式計算得到：

燃?xì)饩C合平均溫度Tres是以燃?xì)鉃榛A(chǔ)的溫度，它與hm的關(guān)系式為：

式中：hg—缸內(nèi)燃?xì)馑矔r換熱系數(shù)；φ—曲軸轉(zhuǎn)角；hm—缸內(nèi)平均換熱系數(shù)；Tg—缸內(nèi)瞬時燃?xì)鉁囟龋籘res—燃?xì)饩C合平均溫度。

氣缸蓋進(jìn)、排氣道中氣體流動時，氣道壁與氣體的換熱系數(shù)按如下公式進(jìn)行估算：

式中：h—?dú)忾y升程；d—閥座內(nèi)徑；dm—?dú)獾榔骄睆?；Tw—?dú)獾辣跍?；m—?dú)怏w質(zhì)量流量。

通過式（1）～式（4）得到換熱邊界條件，并通過實(shí)驗(yàn)對比修正，得到了氣缸蓋不同位置的換熱系數(shù)，如表1所示。

表1 固體域換熱邊界條件Tab.1 The Boundary Condition of the Solid Domain for Heat Exchange

在氣缸蓋上布置8個紅色測點(diǎn)作為溫度考察點(diǎn)，如圖2所示。采用流固耦合分析法，得到氣缸蓋溫度場分布，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比，如表2所示。從表2中可以看出，仿真值與實(shí)驗(yàn)值的誤差在0.41%以內(nèi)。

圖2 溫度考察點(diǎn)位置Fig.2 The Location of Temperature Survey

表2 氣缸蓋仿真溫度與實(shí)測溫度對比Tab.2 The Test Results of the Cylinder Cover Simulation Temperature and the Measured Temperature

3 溫度及應(yīng)力分析

3.1 缸蓋溫度場分析

2)與廣播系統(tǒng)的銜接問題：若新購廣播系統(tǒng)，需要確保新系統(tǒng)能夠?qū)崿F(xiàn)與指揮系統(tǒng)的對接；若沿用原有廣播系統(tǒng)，需要確保播音員能夠在接收到指揮系統(tǒng)指令后及時響應(yīng)。

根據(jù)表1計算的邊界條件，用Workbench軟件計算得到氣缸蓋的溫度場，如圖3所示。從圖3中可以看出，氣缸蓋溫度變化較為劇烈，主要受熱面分布在火力面特別是“鼻梁區(qū)”部位，其最高溫度達(dá)到531.55K。排氣門間“鼻梁區(qū)”的平均溫度為517.26K左右，高于進(jìn)氣門間“鼻梁區(qū)”的平均溫度498K，這是由于排氣門間受到高溫廢氣的加熱，其溫度相對較高。

圖3 氣缸蓋火力面溫度場Fig.3 The Surface Temperature Field of Cylinder Cover Fire

3.2 熱應(yīng)力分析

溫度的分布不均必然引起材料內(nèi)部變形不均勻，由此引發(fā)熱應(yīng)力。經(jīng)計算，得到缸蓋熱應(yīng)力云圖，如圖4所示。由圖4可知，整個氣缸蓋所受熱應(yīng)力主要集中在火力面處，此處受到高溫燃?xì)獾念l繁作用，溫度變化較大，從而產(chǎn)生高應(yīng)力面。其中，熱應(yīng)力最大值出現(xiàn)在了進(jìn)、排氣門之間的鼻梁區(qū)，進(jìn)氣溫度與排氣溫度的高溫差，使得進(jìn)氣門與排氣門之間的兩個鼻梁區(qū)熱應(yīng)力達(dá)到了247MPa。兩進(jìn)氣門之間鼻梁區(qū)的熱應(yīng)力比排氣門之間的要大，這主要是由于進(jìn)氣溫度與缸內(nèi)燃?xì)鉁囟葴夭钶^大，所以此處熱應(yīng)力達(dá)到了210MPa。根據(jù)溫度場、應(yīng)力場等工況計算結(jié)果，在氣缸蓋的高應(yīng)力區(qū)域選取考察點(diǎn)，由于該區(qū)域本身結(jié)構(gòu)厚度較小，受燃?xì)獗l(fā)壓力和過盈余力等作用且溫度最高，導(dǎo)致該區(qū)域變形較大，容易形成疲勞破壞，因此布置了如圖2所示的三個藍(lán)色測點(diǎn)：測點(diǎn)9、測點(diǎn)10、測點(diǎn)11。具體位置，如圖2所示。

圖4 等效熱應(yīng)力云圖Fig.4 Equivalent Thermal Stress Cloud

4 正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計

4.1 因素與目標(biāo)

正交試驗(yàn)設(shè)計是研究多因素多水平的又一種設(shè)計方法[8]。它是根據(jù)正交性從全面試驗(yàn)中挑選出部分有代表性的點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)，這些有代表性的點(diǎn)具備了“均勻分散，齊整可比”的特點(diǎn)。選取了缸蓋底板中心厚度、拱板半徑、鼻梁區(qū)寬度、冷卻水流量[9-10]等6個參數(shù)來進(jìn)行的正交表設(shè)計，參數(shù)在設(shè)計范圍內(nèi)進(jìn)行選取，以其為優(yōu)化的約束條件，如表3所示。

表3 氣缸蓋6水平5因素的正交實(shí)驗(yàn)表Tab.3 Orthogonal Test Table of 6 Horizontal 5 Factors in Cylinder Head

4.2 正交試驗(yàn)結(jié)果分析

方案優(yōu)化目標(biāo)為溫度場及熱應(yīng)力最低，通過正交實(shí)驗(yàn)表得到測點(diǎn)9、測點(diǎn)10、測點(diǎn)11的的最大等效熱應(yīng)力和溫度場的最高溫度，通過均值化法進(jìn)行無量綱化處理，分析結(jié)果，如表4所示。由于最高溫度和最大應(yīng)力都是逆指標(biāo)，因此等權(quán)相加后的單指標(biāo)數(shù)據(jù)也是逆指標(biāo)。即數(shù)值越小越好。比較這25個指標(biāo)可以看出第5個數(shù)值最小，最大等效應(yīng)力與最高溫度都沒有超過許用的最大值，所以方案5為最優(yōu)方案。

表4 均值化法無量綱化結(jié)果Tab.4 Equalization Method Dimensionless Results

4.3 顯著性評價

單指標(biāo)通過方差分析可以計算得到，如表5所示。從表5中可以看出，鼻梁區(qū)寬度的值高于，因此鼻梁區(qū)寬度對最高溫度和最大等效應(yīng)力的綜合影響最大；其余5因素的值低于，因此這5個因素對最高溫度和最大等效應(yīng)力的影響不夠顯著，但是仍有影響大小之分，所以對缸蓋最高溫度和最大等效應(yīng)力的綜合影響力大小依次是鼻梁區(qū)寬度＞中心厚度＞冷卻水流量＞距底平面距離＞拱板半徑=V型角度。根據(jù)顯著性評價，可知均值化無量綱法所選取的最優(yōu)方案具有其合理性，因此選取方案5為本次正交試驗(yàn)的的最優(yōu)選擇。

表5 顯著性分析Tab.5 Significant Analysis

4.4 方案驗(yàn)證

根據(jù)分析選取的最優(yōu)方案建立缸蓋幾何模型，并進(jìn)行了溫度場以及熱應(yīng)力有限元分析。得到缸蓋改進(jìn)尺寸后的熱應(yīng)力總體降低在7%到14%之間與缸蓋原始尺寸下的所受熱應(yīng)力仿真結(jié)果進(jìn)行對比分析得到，如表6所示。通過氣缸蓋結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的有限元仿真結(jié)果，表明了利用正交試驗(yàn)極差綜合分析法減少氣缸蓋熱應(yīng)力的有效性。得到了在滿足氣缸蓋結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要求的情況下提高火力面鼻梁區(qū)寬度，降低中心厚度，增大冷卻水流速等方式可以提高缸蓋的抗疲勞性，可以為我們后續(xù)對發(fā)動機(jī)氣缸蓋底板，冷卻水套，活塞結(jié)構(gòu)等所受交變熱應(yīng)力載荷復(fù)雜的結(jié)構(gòu)優(yōu)化進(jìn)行參考，只要選擇影響發(fā)動機(jī)某一部件結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化的多個物理參數(shù)，包括局部厚度，長寬，氣門錐角等，分析后可以直觀得到評價所求目標(biāo)值對各結(jié)構(gòu)參數(shù)的敏感程度，得到較優(yōu)的抗疲勞結(jié)構(gòu)設(shè)計依據(jù)。

表6 改進(jìn)后熱應(yīng)力對比Tab.6 Improved Thermal Stress Contrast

5 結(jié)論

（1）以某V型柴油機(jī)的氣缸蓋為研究對象，進(jìn)行了以鼻梁區(qū)寬度等六組參數(shù)為設(shè)計變量、以其許用范圍約束條件、以等效熱應(yīng)力最低為優(yōu)化目標(biāo)的汽缸蓋結(jié)構(gòu)優(yōu)化。建立了缸蓋的三維模型，基于正交實(shí)驗(yàn)法，構(gòu)建了6因素5水平的正交實(shí)驗(yàn)表，通過流固耦合分析了該缸蓋的溫度場及熱應(yīng)力，可以反映出缸體缸蓋的傳熱和受力情況，使缸蓋溫度場和應(yīng)力場計算結(jié)果更加接近實(shí)際情況。（2）在氣缸蓋的頂板區(qū)域建立了8個溫度場考察點(diǎn)和3個應(yīng)力考察點(diǎn)，基于正交實(shí)驗(yàn)綜合分析法選取氣缸蓋底板中心厚度、拱板半徑、鼻梁區(qū)寬度、冷卻水流量等6個影響氣缸蓋結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的參數(shù)進(jìn)行研究，構(gòu)建了6參數(shù)5水平的正交表來進(jìn)行分析，通過對不同變參數(shù)的靈敏度分析研究發(fā)現(xiàn)，而對于火力面高應(yīng)力點(diǎn)影響最為顯著的參數(shù)是鼻梁區(qū)寬度，參數(shù)影響大小依次為鼻梁區(qū)寬度＞中心厚度＞冷卻水流量＞距底平面距離＞拱板半徑=V型角度。（3）通過均值化法無量綱處理，得到一組最優(yōu)參數(shù)尺寸作為缸蓋的設(shè)計選型參考依據(jù)，最后對經(jīng)過改進(jìn)后的缸蓋尺寸模型進(jìn)行流固耦合分析，發(fā)現(xiàn)熱應(yīng)力下降最大幅值為26.34MPa，降幅比為13.48%，有效的降低了鼻梁區(qū)的熱機(jī)耦合應(yīng)力，驗(yàn)證了該方法的正確性，對發(fā)動機(jī)的其它部件熱機(jī)耦合應(yīng)力分析以及結(jié)構(gòu)優(yōu)化具有一定的參考意義。

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