吳世友 陳 群 李 偉 易仁濤 韓祖豪

（中國第一汽車股份有限公司技術中心）

CA4DD系列發(fā)動機是現(xiàn)生產的CA4DC系列發(fā)動機換代產品，其不僅要滿足最新的排放法規(guī)要求，而且其動力性、經濟性和可靠性也要超越前一代發(fā)動機。本次設計屬于全新設計，不必局限于原有的結構和方案，因此在設計方案的選擇上自由度較大，可以采用目前最先進、最合理的方案。

1 CA4DD整機主要技術參數

CA4DD系列發(fā)動機（表1）包括兩種排量，可以滿足不同輕型車和SUV的配車需求。

表1 發(fā)動機主要技術參數

2 根據整機輸入條件和對標初步確定氣缸蓋的主要參數

氣缸蓋是發(fā)動機氣缸換氣過程的通道，在其上要布置配氣機構、噴油器、預熱塞、油道、鏈條張緊器等結構，同時氣缸蓋上還要設計非常復雜的冷卻系統(tǒng)。如何優(yōu)化各相關參數，使得氣缸蓋的布置合理是非常重要的。為了達到設計目標，在設計初期對目前相近排量的發(fā)動機進行對標，初步確定氣缸蓋的主要參數（表2）和結構。

表2 CA4DD氣缸蓋的主要參數

3 氣缸蓋的概念設計

氣缸蓋的概念設計階段要對初步確定的主要參數逐項進行分析確認，對于不滿意的項目進行更改，然后根據缸心距、缸徑、進排氣道的方向、凸輪軸的位置等幾何條件確定氣缸蓋的大致外形。

3.1 氣缸蓋材料的選擇

CA4DD發(fā)動機第1階段爆發(fā)壓力為16 MPa，而將來需要有對18 MPa爆發(fā)壓力的支持，所以目前設計的氣缸蓋要滿足在18 MPa爆發(fā)壓力的條件下正常工作。對于18 MPa爆發(fā)壓力，使用鑄鋁氣缸蓋無疑會增加開發(fā)階段的風險。另外，目前國內只有乘用車的鑄鋁氣缸蓋供應商，沒有商用車鑄鋁氣缸蓋供應商，因此在設計上首先考慮使用鑄鐵氣缸蓋[1]。

綜合考慮鑄鋁氣缸蓋和鑄鐵氣缸蓋的優(yōu)缺點，根據項目的重要性加權進行打分（表3）。

表3 鑄鋁氣缸蓋和鑄鐵氣缸蓋的加權評分

3.2 每缸缸蓋螺栓數量的確定

氣缸蓋螺栓的確定對氣缸蓋的布置，甚至整機的布置都有非常大的影響，是布置氣道和配氣機構的先決條件。因此確定完氣缸蓋材料后，首先要確定缸蓋螺栓數量及布置。

3.2.1 數量的選擇

通常發(fā)動機排量在2.0 L以下，采用4個氣缸蓋螺栓的布置方案（圖1a）。在此方案下缸蓋螺栓被布置在2缸之間，為氣道的布置預留出了足夠的空間，可方便氣道的設計，能夠充分保證氣道的流量。同時此方案沒有中間螺栓，有利于配氣機構液壓挺柱的方案設計。

而當發(fā)動機排量大于3.0L、氣缸直徑超過100 mm的情況下，缸蓋螺栓一般為6個（圖1b）。6個缸蓋螺栓在增加強度、保證缸筒密封性方面的優(yōu)點是不言而喻的。但位于中間的缸蓋螺栓擋住了氣道的出口，使得進、排氣道必須繞開缸蓋螺栓到達缸蓋側面。因此，此方案下設計的氣道會產生彎曲和扭轉，對氣道流量的提高不利。同時，螺栓在氣缸蓋頂部還要預留扳手空間，因此也限制了配氣機構最合理的方案設計。

3.2.2 缸蓋螺栓位置的確定

4根缸蓋螺栓相對氣缸中心位置對稱布置 （圖2），其中，B值為氣缸中心距，其由發(fā)動機總布置確定；X值可根據布置情況在一定范圍內根據需要進行調整，不必和B值相同。如果X值選取太大，會在“a”點形成密封薄弱點；如果X值選取太小，1、3號螺栓之間的密封線太長，“b”點的密封就很難保證。

從表4可以看出，幾種發(fā)動機缸蓋螺栓X/B的值在0.9～1.1之間。具體值的選取可視氣缸直徑和布置情況而定，如3、4號螺栓負擔兩邊的缸筒密封，a-a′之間需要分配更多的螺栓軸力，因此CA4DD氣缸蓋X值初步定為100 mm，即X/B的值選取的偏小一些。最后需要按有限元計算結果對X/B值進行調整和確認。

表4 缸蓋螺栓X值對比

3.3 氣道布置形式的選擇

四氣門氣缸蓋氣道的布置形式（圖3）通常分為縱向布置、橫向布置和菱形布置3種。

縱向布置的氣道最短，排氣道向冷卻水傳熱最少，氣道的流通能力最好，氣門可縱向排列成一條直線，使配氣機構的設計比較簡單。但是由于進氣道相對氣缸中心沒有角度，渦流較難組織。

橫向布置的氣道其配氣機構相對布置簡單，進氣道的走勢切向缸筒側壁，渦流較好組織。其缺點是進、排氣道相對最長，排氣道向冷卻水傳熱最多，進、排氣道的設計受空間限制，流通能力最差。

菱形布置的氣道長度和傳熱介于前兩者之間，并能較好組織渦流，氣道的流通能力較好，且排氣道受熱膨脹的力沿氣門布置角度向缸蓋兩側面釋放，使得缸蓋結構強度最好。但由于氣門不能排列成一條直線，必須使用氣門橋，配氣機構設計復雜。

綜合考慮3種氣道布置方式、配氣機構要求和發(fā)動機總布置情況，選擇縱向布置方式。

3.4 氣門位置的確定

氣門位置的確定對整個發(fā)動機的燃燒起到決定性的影響。另外，氣門位置對于氣缸蓋的高周、低周疲勞的影響也是至關重要的。圖4為該發(fā)動機氣缸蓋氣門布置的具體情況。

3.4.1 氣門β值的確定

進、排氣門的β值為座圈dv的面積除以缸筒的面積，其值越大表示氣體的流通能力越好。但如果β值選取太大，氣道會向內占用水套的空間，造成水套的流通能力下降，影響冷卻性能。對比國內外相近排量的樣機，綜合考慮缸蓋的性能和可靠性，選定進氣道β值為0.190，排氣道B值為0.162。

3.4.2 氣門A值的確定

進、排氣門的A值為氣門盤頭與缸筒之間的距離，A值也是確定氣門位置的重要參數。由于氣門及其相關零件都有加工誤差和裝配誤差，在受熱的情況下都有膨脹和變形，因此首先A值要保證任何情況下氣門和缸筒不能干涉。另外，如果A值過小，在氣門開啟初始階段，氣門和缸筒壁之間形成無效間隙，不能形成有效的氣體流動，對氣體流動不利。因此，進氣A值最小應為1mm，排氣A值最小應為1.5mm。

為了達到較好的進氣效果可適當增加進氣A值。CA4DD發(fā)動機氣缸蓋分為CA4DD1（95.4 mm）和CA4DD3（93 mm）兩種缸徑，而加工上要求兩種氣缸蓋的氣門中心位置保持不變。因此，在概念設計階段對氣門位置的布置首先使CA4DD1的性能達到最優(yōu)，適當加大進、排氣A值，即進氣A值取為1.25 mm，排氣A值取為1.9 mm。而設計CA4DD3氣缸蓋時為保持氣門位置不變，使A值接近下限值，進氣A值取為1.05 mm，排氣A值取為1.7 mm。

3.4.3 布置氣門位置時其它因素的確定

在布置氣門位置時還必須考慮冷卻水的組織。進氣門與排氣門之間和排氣門之間是熱集中區(qū)域，也是氣缸蓋最容易開裂的位置，因此必須保證有充足的水流動。而在進氣門之間雖然不組織水流，但是在此位置需要安裝預熱塞，且進氣門座圈與預熱塞之間要保證2 mm的壁厚。

3.5 氣道口的確定

氣道口大小和位置的確定不僅影響發(fā)動機性能，而且對氣缸蓋的結構和水流的確定均有影響。根據對比相近排量發(fā)動機氣道口參數，并考慮預熱塞和水套的布置，確定了CA4DD發(fā)動機氣道口的大小和位置（表5和圖5）。

表5 氣道口參數

3.6 噴油器套的形式

目前噴油器套主要有鑄造和鑲套兩種形式。采用鑄造形式，在氣缸中心形成一個柱子，不僅提高了整個氣缸蓋的剛度和強度，還提高了密封的可靠性。但鑄造形式使三角區(qū)部位的水套砂芯比較薄，容易產生鑄造缺陷和廢品，使氣缸蓋的質量略有增加。另外，采用鑄造形式必須保證冷噴油器套和排氣道之間的冷卻液的流動，排氣道局部需要向內凸，影響氣道性能。而采用鑲套形式可以克服鑄造形式的缺點，但是對氣缸蓋的強度、剛度和可靠性不利。

在初步確定的方案中，氣缸蓋材料采用鑄鐵，水套為雙層，這有利于氣缸蓋剛度和強度的提高。綜合考慮鑄造和鑲套的優(yōu)缺點，方案確定為鑲套形式。

3.7 氣缸蓋水套的確定

隨著發(fā)動機強化程度的提高，很多氣缸蓋都采用雙層水套結構。采用4個缸蓋螺栓的布置方案需要加強缸蓋整體剛度，以保證密封。采用雙層水套的結構可極大地提高氣缸蓋剛度，且可加強缸蓋底部的水流速度，保證各缸水流的均勻性。

下層水套的水流組織方式（圖6）以橫向流動為主，即從排氣側向進氣側流動，主要對2個排氣道之間以及進氣道和排氣道之間的區(qū)域進行冷卻。在排氣道底部設置主上水口，缸體上來的水通過2個排氣門之間的出口流向氣缸中心，然后水流在氣缸中心分向兩端對進氣門和排氣門之間進行冷卻。此水流形成兩路“U”形，在排氣側進入上層水套。

冷卻水進入上層水套后形成縱向流動，即從發(fā)動機后端向前端流動，主要對排氣道頂部進行冷卻。

3.8 氣缸蓋底板的確定

氣缸蓋底板直接接觸高溫燃氣，承受爆發(fā)壓力，其熱負荷和機械負荷都很高，其是否合理直接影響氣缸蓋的可靠性。對于大缸徑的氣缸蓋，其底板水側的理想形狀為中間低四周高的鍋底形，這樣的結構可將爆發(fā)壓力傳遞到缸蓋螺栓，提高缸蓋強度。如果缸徑過小，在底板水側的鍋底形狀易被氣門座圈外壁和噴油器套外壁覆蓋，會形成反向的鍋底結構，降低氣缸蓋強度。此時將缸蓋底板沿座圈外壁拉平，在缸蓋螺栓連線處加筋，倒R10圓角，形成鍋底結構（圖7），以保證氣缸蓋強度[2]。

4 氣缸蓋的結構設計

氣缸蓋設計流程如圖8所示。首先通過概念設計階段確認的參數建立氣缸蓋的骨架模型，此模型由缸蓋專業(yè)、配氣專業(yè)和總布置3方共同確認和維護；然后在骨架模型的基礎上對氣缸蓋進行詳細設計，帶有尺寸的特征盡量建立在骨架模型上，構建其它模型時在骨架上直接取用特征。完成氣缸蓋的三維模型后，進行CFD分析和有限元應力分析。

5 氣缸蓋水套的流動分析

在水套流動分析應用于氣缸蓋設計之前，水套的確定完全依靠設計師的經驗設計。而在實際工作中，氣缸蓋水套是否能夠完全按照預想的方式流動是無法保證的，因此依靠經驗設計的水套流動分析是在氣缸蓋試制完成后通過水流試驗進行觀察，這樣不僅周期長，而且試驗分析結論仍然無法進行準確的評價?，F(xiàn)代的發(fā)動機強化程度越來越高，氣缸蓋的冷卻不能存在大面積的死區(qū)，其中最主要的就是排氣門之間和進氣門與排氣門之間水的流速不能低于2 m/s。通過CFD軟件可以早期發(fā)現(xiàn)并解決水套設計中存在的問題。如圖9所示，水流分析結果表明流動基本達到了第3.7節(jié)所設想的流場分布，即下層水套到上層水套的流動全部集中在排氣側。在第4缸的上層水套形成了大面積的非流動區(qū)域，因此氣缸蓋末端增加了單獨的驅動水孔，使上層水套形成縱流。

6 氣缸蓋的有限元分析

有限元計算不僅需要提供氣缸蓋的三維模型，還要提供螺栓預緊力、爆發(fā)壓力、燃燒的熱邊界條件、水流的熱邊界條件以及座圈和導管的過盈量等條件。為了滿足最苛刻的工作條件以及針對未來發(fā)動機發(fā)展的需要，計算時爆發(fā)壓力選擇18 MPa。

從圖10可知，缸蓋水套溫度最高為143℃，缸蓋底面最高溫度為345℃，在設計許可內。

從圖11可知，最小密封壓力為65 MPa，滿足3倍于爆發(fā)壓力的要求。

7 最終評估

在氣缸蓋設計的評價中，對5項指標進行了最終評估。

a.使用性能針對性的滿足

氣缸蓋設計所涉及的氣道、噴油器及配氣機構的布置，經論證發(fā)動機能夠具有設計目標所要求的功率、扭矩等性能，并能夠滿足國Ⅳ標準排放要求。

b.冷卻性能針對性的滿足

冷卻水套各部分水流分布達到設計所需的水量及流速，其中，排氣門鼻梁區(qū)2.0 m/s，進氣門鼻梁區(qū)1.2 m/s。同時，水流壓降也符合要求。

c.結構可靠性的滿足

在結構可靠性設計上，同時考慮低周疲勞和高周疲勞，采用多種折中方案進行調節(jié)，在結構上滿足有限元分析的評價標準。

d.鑄造性能的滿足

根據與鑄造廠家共同討論，在設計初期考慮鑄造可行性，在性能要求高的地方合理處理性能與鑄造雙方面的關系，使在滿足性能要求的同時更好地提高零件鑄造的性能。

e.輕量化設計

一直考慮到輕量化設計，最終氣缸蓋質量僅為30 kg，實現(xiàn)了設計目標。

1 Dipl.-lng.Hamm T，et al.適用于高噴射壓力的氣缸蓋設計方案.2007年第16屆亞琛汽車及發(fā)動機技術年會論文集.

2 李駿，王鵬程，等.低排放中重型柴油機結構設機技術.汽車工程，2006（7）.

3 胡群，童軍.基于CAT1A的汽車發(fā)動機罩逆向設計.汽車技術，2006（9）.