劉震濤，孫朝暉，潘 俊，黃 瑞，陳俊玄，俞小莉

（浙江大學 能源工程學系，杭州310027）

0 引 言

在內(nèi)燃機工作過程中，氣缸蓋不僅直接與高溫、高壓的燃氣接觸，整體溫度很高，而且受到復雜的熱－機械負荷的綜合作用［1］，很容易產(chǎn)生疲勞裂紋，從而影響發(fā)動機工作的可靠性。隨著內(nèi)燃機功率密度的日益提高，缸蓋的工作條件愈加惡劣，其熱疲勞問題越來越受到人們的重視。缸蓋的主要失效形式是熱疲勞引起的表面熱裂紋，尤其是在火力面上溫度最高的鼻梁區(qū)，產(chǎn)生這種熱疲勞的主要原因是由缸蓋表面溫度分布不均以及溫度隨時間波動而產(chǎn)生的熱應力［2］。

目前，國內(nèi)外尚未建立完善的缸蓋熱疲勞研究理論和統(tǒng)一的考核規(guī)范，常用手段主要有仿真研究和試驗研究兩種。在仿真研究中，對缸蓋等零部件的熱應力、溫度及熱變形等都進行過較為準確的模擬［3－4］，同時，已經(jīng)考慮到了預緊力等機械約束對缸蓋熱疲勞狀態(tài)的影響，提出了熱機耦合的理論，并應用到了實際開發(fā)過程中。在試驗研究中，實機熱疲勞試驗存在周期長、費用高等缺陷，特別是在開發(fā)新機型時，實機熱疲勞試驗不能同步開展，因此，熱疲勞模擬試驗得到了廣泛應用。自1954年Coffin 提出將試件兩端固定，然后進行溫度循環(huán)的試驗方法以來，熱疲勞模擬試驗研究已有將近60年的發(fā)展歷史［5］。國內(nèi)外關于熱疲勞模擬試驗方法多樣，試驗裝置已相當先進，然而，以往的試驗裝置都沒有考慮缸蓋實際工作過程中所受的預緊力機械約束，雖然仿真研究中已經(jīng)考慮到了該因素的影響（熱機耦合），但熱疲勞模擬試驗中還沒有被涉及，而且預緊力等機械約束對熱疲勞狀態(tài)的影響很大，不僅改變了缸蓋熱應力分布和熱變形，還影響了缸蓋壽命預測，對其的忽略會造成與實際工況之間的誤差，大大降低試驗結果的可信度。因此，有必要為研究考慮機械約束下的熱疲勞問題提供手段，在進行缸蓋熱疲勞模擬試驗的基礎上，分離并單獨觀察預緊力等機械約束對缸蓋熱應力的影響，從而能夠更準確地模擬實際工況下的缸蓋熱疲勞狀態(tài)，不僅可以支持仿真研究的發(fā)展，而且對于改進缸蓋零部件設計和改善內(nèi)燃機性能都具有重要意義。

1 試驗臺總體設計

缸蓋熱疲勞模擬試驗包含冷循環(huán)和熱循環(huán)兩個狀況［6］，為表征預緊力等機械約束的存在對缸蓋熱應力的影響，本研究將通過測量并對比有、無預緊力機械約束時缸蓋火力面的熱應力變化量來說明。

1.1 機械約束施加機構

本試驗臺由機械約束施加機構、加熱系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)和測控系統(tǒng)4個部分組成，其整體框架如圖1所示。

為了給缸蓋施加機械約束，以便在熱疲勞模擬試驗中進行應力對比，首先應選定機械約束施加載體，經(jīng)過初步分析形成的方案有兩種，分別是真機體方案以及等效剛度下的假機體方案。

圖1 熱疲勞試驗臺框架圖Fig.1 Schematic of the thermal fatigue test bench

在條件允許的情況下，最好的方法就是采用真機體進行試驗，然而，在同步開發(fā)新機型的情況下，可能出現(xiàn)沒有機體或者機體被用于別的試驗的情況，此時采用假機體可以加快開發(fā)周期，同時達到實際工程應用效果。

在假機體方案設計中，假機體采用鍛鋼制造，安裝在活動支架上，頂部加工有相應的螺紋孔（螺紋孔數(shù)量、直徑與真實機體一致），把待測缸蓋、隔熱墊、缸墊、假機體順次相連并通過螺栓固定，預緊力機械約束由螺栓來提供。為模擬缸蓋下方的燃燒室，將假機體中部以圓柱體形式打穿放置加熱器，其整體結構如圖2所示。

圖2 假機體方案示意圖Fig.2 Schematic of simulated cylinder block

若使系統(tǒng)在選定坐標方向上產(chǎn)生單位位移，就需要在此坐標方向上施加適當?shù)牧?，將此力稱為系統(tǒng)在該坐標上的等效剛度，為了模擬真實的預緊力機械約束，在假機體設計過程中，必須按照等效剛度的原則進行簡化，即保證形狀簡化后的假機體與幾何結構復雜的真機體具有同樣的面接觸剛度，對于待測缸蓋的面接觸剛度的計算公式如下：

式中：K 為缸蓋的面接觸剛度；F為施加在接觸面上的力；ΔS 為沿剪力方向的相對位移。

在假機體設計過程中，首先查出與待測缸蓋配套的發(fā)動機的相關參數(shù)，將其導入仿真模型中，計算出發(fā)動機未運行時實際缸蓋的位移場，進而得到缸蓋的面接觸剛度，同時對假機體進行建模并按圖2所示的結構進行仿真，不斷更改假機體形狀和尺寸，直至滿足等效剛度要求。

由于采用真實機體更有利于模擬缸蓋實際熱疲勞狀態(tài)，因此本研究中采用真機體作為機械約束施加的載體，擬用的某型發(fā)動機參數(shù)如下：氣缸數(shù)為6；缸徑為126mm；行程為130mm；總排量為9.726 L；額定功率為175kW；額定轉速為2200r／min；最大扭矩為1000N·m。

為了將預緊力機械約束從缸蓋熱疲勞模擬的影響因素中分離出來，將真機體中的連桿、活塞、曲軸等無關部件拆除，只保留施加機械約束的相關部分，通過施加實際裝配力矩來模擬發(fā)動機實際運行中缸蓋受到的預緊力機械約束。由企業(yè)資料查得，每個缸蓋共有4個主螺栓和2個輔助螺栓進行裝配，主螺栓的實際裝配力矩為240N·m，輔助螺栓的實際裝配力矩為120N·m，將力矩數(shù)值輸入預置式扭力扳手，按照實際裝配流程和裝配順序對所有螺栓實施加載，從而對缸蓋施加預緊力機械約束。

1.2 加熱系統(tǒng)

缸蓋熱疲勞加熱方式有石英燈加熱、高頻感應加熱、紅外加熱等［7］，多種研究資料表明［8－9］，感應加熱是最經(jīng)濟、最節(jié)能的加熱方法，可以通過設計不同形狀的加熱器，實現(xiàn)對加熱零件表面溫度分布的較精確模擬［10］，因此，本試驗采用感應加熱方式進行加熱。

加熱系統(tǒng)包括感應加熱器、電源控制柜以及負載電容柜等，根據(jù)發(fā)動機實測時的缸蓋溫度場數(shù)據(jù)，鼻梁區(qū)附近溫度最高，因此將感應加熱器設計為盤式蚊香形狀，并在形狀上做了一些改進使之形成的溫度場接近缸蓋實測溫度場，將其從氣缸底部伸入缸內(nèi)，實現(xiàn)發(fā)動機實際運行時的缸蓋火力面溫度場的模擬。

1.3 冷卻系統(tǒng)

缸蓋熱疲勞冷卻方式有水冷、風冷等，由于本研究中采用真機體作為熱疲勞試驗載體，因此采用與原機相同的水冷卻方式。

冷卻系統(tǒng)包括恒溫水槽、進水管、出水管、水泵、電磁閥、電磁流量計和水壓傳感器。針對本試驗所選用的機型，利用機體內(nèi)的冷卻水道，將進水管和出水管分別接入發(fā)動機進出水口，完成整個冷卻系統(tǒng)的水路循環(huán)，試驗時根據(jù)發(fā)動機工況數(shù)據(jù)，實時調節(jié)水泵轉速和電磁閥開度，使得冷卻水的溫度、流量和進水的壓力均與發(fā)動機實測參數(shù)保持一致。

1.4 測控系統(tǒng)

測控系統(tǒng)包括相關傳感器以及數(shù)據(jù)采集和控制裝置。在試驗過程中，需要采集的數(shù)據(jù)包括缸蓋火力面溫度、缸蓋火力面應力、冷卻水流量、冷卻水溫度、進水壓力等信號。其中，缸蓋火力面上的溫度通過熱電偶測出，缸蓋火力面上的應力通過應變片測量應變并計算得到，冷卻水流量通過電磁流量計測出，冷卻水溫度通過恒溫水槽中的水溫傳感器測出，進水壓力通過水壓傳感器測出。各傳感器信號通過CompactDAQ 采集平臺進行采集，并且輸入到上位機和可編程控制器（PLC）中作為系統(tǒng)控制的參量，通過控制感應加熱電壓來調節(jié)加熱強度，控制冷卻水流量和溫度來調節(jié)冷卻強度，對整個試驗過程進行自動控制。

由于熱電偶安裝時必須在缸蓋上打孔，會對待測缸蓋結構造成一定破壞，為排除該因素對熱疲勞模擬和熱應力測試的影響，本試驗臺設計了溫度控制和時間控制的兩種不同控制模式。

在溫度控制模式下，將熱電偶測得的缸蓋火力面溫度作為判據(jù)，當溫度值達到設定的加熱、冷卻溫度時，可編程控制器（PLC）將進行調節(jié)。在時間控制模式下，將加熱和冷卻時間作為判據(jù)，只需設定加熱和冷卻的時間，就可完成熱疲勞模擬功能。通過兩次缸蓋火力面溫度場數(shù)據(jù)對比分析得知，二者試驗效果相似，而且后者無需安裝熱電偶，避免了因結構破壞帶來的誤差，但是前提是必須獲得準確的加熱和冷卻時間數(shù)據(jù)。

在進行正式試驗時，首先應采用溫度控制模式進行熱疲勞模擬試驗，記錄下平均加熱和冷卻時間，然后，選取同型缸蓋，采用時間控制模式進行熱應力對比試驗。該方法就可將結構因素排除，得到準確的熱應力數(shù)值。

2 試驗結果及分析

2.1 缸蓋熱疲勞模擬試驗

選取一個待測缸蓋，命名為缸蓋1，首先在缸蓋1上安裝熱電偶，進行溫度控制模式下的熱疲勞試驗，為了在能反應缸蓋火力面溫度場的前提下盡量減少結構破壞，測點數(shù)目應盡量少，同時應盡量靠近鼻梁區(qū)、噴油嘴及進排氣門，溫度測點的分布見圖3。

圖3 缸蓋1溫度測點分布Fig.3 Temperature test point of cylinder head 1

使用溫度控制模式進行缸蓋1的熱疲勞模擬試驗。設置溫度循環(huán)范圍為100～300℃，冷卻水溫度、流量和進水壓力調至發(fā)動機的標定工況（2200r／min）下的實測值，循環(huán)次數(shù)為3000次，測得平均加熱時間為30s，平均冷卻時間為55s，此時的缸蓋火力面溫度變化曲線見圖4。

圖4 缸蓋火力面溫度曲線Fig.4 Cylinder head surface temperature curve

由圖4可知：位于缸蓋鼻梁區(qū)附近的測點1溫度最高，偏離鼻梁區(qū)的測點3和測點4溫度較低，而最靠近火力面邊緣處的測點2溫度最低，與理論預測的溫度分布規(guī)律相符。

2.2 缸蓋熱應力對比試驗

為了分析預緊力等機械約束對缸蓋熱應力的影響，需要進行有機械約束和無機械約束下的缸蓋火力面熱應力對比試驗，選取兩個與缸蓋1同型的缸蓋，分別命名為缸蓋2和缸蓋3，先將兩個缸蓋拆下，在這兩個缸蓋上的相同位置安裝應力測點，由于鼻梁區(qū)附近易出現(xiàn)應力集中和疲勞斷裂，需要重點監(jiān)測，應力測點的分布見圖5。

圖5 缸蓋2和3應力測點分布Fig.5 Stress test point of cylinder head 2＆3

將缸蓋2裝到機體上，但不施加任何機械約束，此時缸蓋機械應力為0，進行無機械約束下的熱疲勞模擬試驗，采用時間控制模式，設置加熱時間和冷卻時間分別為30s和55s，其他試驗條件保持不變，測量缸蓋火力面上的應變。

將缸蓋3裝到機體上，施加機械約束直至達到實際裝配力矩，測量此時缸蓋的機械應力，發(fā)現(xiàn)其結果與發(fā)動機資料中的測試值相似，證明此時缸蓋的機械約束狀態(tài)與實際接近。隨后校正應變電路，將機械應力歸零后，進行機械約束下的熱疲勞模擬試驗，測量缸蓋熱應力的變化，采用時間控制模式，所有試驗條件與缸蓋2試驗時相同。

由企業(yè)資料得到，待測缸蓋的楊氏彈性模量為135GPa，經(jīng)過計算，繪制出4條缸蓋火力面上的熱應力變化曲線，對比分析兩個測點所得熱應力曲線的變化結果如圖6所示。

圖6 應力測點熱應力曲線Fig.6 Thermal stress test curve

針對以上熱應力曲線，從趨勢上分析可知，在有機械約束的情況下，熱應力峰值變化明顯，應力變化趨勢也較尖銳。從數(shù)值上分析可知，在有機械約束的情況下，其熱應力普遍高于無機械約束情況下的熱應力，由應力測點1得到的二者最大熱應力相對誤差達20.8%，平均相對誤差為13.7%；由應力測點2得到的二者最大熱應力相對誤差達25.2%，平均相對誤差為18.4%，可見預緊力等機械約束對缸蓋熱應力變化有著顯著影響。因此，預緊力等機械約束的施加與否會導致缸蓋熱應力狀態(tài)和熱疲勞狀態(tài)的大幅改變，可能導致試驗結果和仿真計算結果產(chǎn)生偏差，進一步說明了在缸蓋熱疲勞模擬問題研究中，機械約束的影響是不可忽視的。

3 結束語

本文分離并單獨觀察了預緊力等機械約束的存在對缸蓋熱應力的影響，設計了缸蓋熱疲勞模擬試驗以及有、無機械約束下的缸蓋熱應力對比試驗。試驗結果表明：與有機械約束情況相比，未施加機械約束時缸蓋應力測點的最大熱應力相對誤差高于20%，平均相對誤差則高于10%，說明機械約束對于缸蓋熱應力具有顯著影響，達到了試驗臺設計目的，為研究熱疲勞問題（特別是考慮機械約束下的熱疲勞問題）提供了方法，同時進一步說明了在缸蓋熱疲勞模擬問題研究中，機械約束的影響是不可忽視的。缸蓋預緊力約束與缸蓋熱疲勞狀況之間的影響是雙向的，通過缸蓋預緊力約束變化來研究其對熱疲勞的影響是一個方向，缸蓋熱疲勞狀況的變化反過來也會對預緊力有影響，可能會造成預緊力變化（即裝配力矩變化），而裝配力矩過大或不足又會導致發(fā)動機的性能變化，這種雙向耦合影響關系將為后續(xù)的試驗研究提供借鑒。

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