吳 波,王增全,解志民,宋海濤,張曉靜,張 潔

(中國北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津)，天津 300400)

2016104

高強(qiáng)化蠕鐵氣缸蓋熱強(qiáng)度的分析與評(píng)價(jià)*

吳 波,王增全,解志民,宋海濤,張曉靜,張 潔

(中國北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津)，天津 300400)

采用經(jīng)單缸機(jī)溫度和應(yīng)力測試驗(yàn)證過的流-固熱耦合有限元模型，對(duì)某型高強(qiáng)化柴油機(jī)蠕墨鑄鐵氣缸蓋的冷卻傳熱和熱機(jī)耦合應(yīng)力進(jìn)行了計(jì)算分析。在此基礎(chǔ)上研究了氣缸蓋火力面熱流量、冷卻液進(jìn)口溫度和流量等參數(shù)對(duì)氣缸蓋溫度與熱應(yīng)力的影響，并引入機(jī)件熱強(qiáng)度系數(shù)(C2因子)對(duì)氣缸蓋火力面鼻梁區(qū)抵抗熱疲勞能力進(jìn)行了評(píng)價(jià)。結(jié)果表明：C2因子能在一定程度上定量表征氣缸蓋的熱強(qiáng)度，因而可對(duì)不同的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案進(jìn)行快速定量對(duì)比；在高強(qiáng)化蠕墨鑄鐵氣缸蓋設(shè)計(jì)中采用高溫冷卻的思路，可提高氣缸蓋鼻梁區(qū)的抗熱疲勞能力；增加冷卻液進(jìn)口流量能降低氣缸蓋鼻梁區(qū)的溫度，但并不利于提高氣缸蓋鼻梁區(qū)的抗熱疲勞能力。

高強(qiáng)化氣缸蓋；有限元模型；熱機(jī)耦合；熱疲勞

前言

氣缸蓋的主要作用是密封氣缸，一方面通過火力面與氣缸套和活塞構(gòu)成燃燒室，承受高溫高壓燃?xì)獾淖饔?，另一方面通過進(jìn)排氣道和氣門組織新鮮空氣進(jìn)入燃燒室并將廢氣排出燃燒室。為保證缸蓋和氣缸套之間的密封，氣缸蓋還要受到很大的螺栓預(yù)緊力的作用。近年來隨著柴油機(jī)強(qiáng)化程度的不斷提高，氣缸蓋所受的熱負(fù)荷和機(jī)械負(fù)荷均大幅提高，德國最先進(jìn)的MT890系列柴油機(jī)功率密度已經(jīng)達(dá)到了100kW/L以上，氣缸蓋底面承受的燃燒壓力達(dá)到24MPa以上，熱流量達(dá)1 000kW/m2以上。在高強(qiáng)化條件下氣缸蓋的最高溫度和應(yīng)力已經(jīng)接近甚至超過了常規(guī)鋁合金材料的許用極限，而高溫強(qiáng)度更好的鑄鐵材料，特別是鑄造性能良好、室溫和高溫強(qiáng)度較高、抗熱沖擊和熱疲勞性能好的蠕墨鑄鐵(CGI)成為制造高強(qiáng)化柴油機(jī)氣缸蓋和機(jī)體的理想材料。但是蠕墨鑄鐵的熱傳導(dǎo)系數(shù)比鋁合金小得多，導(dǎo)致相同冷卻條件下蠕墨鑄鐵氣缸蓋的溫度和熱應(yīng)力會(huì)大大高于鋁合金氣缸蓋。文獻(xiàn)[1]和文獻(xiàn)[2]中指出，柴油機(jī)氣缸蓋火力面上的熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力的比例為12.8∶1到39.4∶1之間，這就意味著熱應(yīng)力比機(jī)械應(yīng)力要大出一個(gè)數(shù)量級(jí)。因此，如何快速準(zhǔn)確地評(píng)估蠕墨鑄鐵氣缸蓋的熱強(qiáng)度，并在設(shè)計(jì)中充分利用蠕墨鑄鐵材料的高溫性能成為高強(qiáng)化柴油機(jī)產(chǎn)品研發(fā)的熱點(diǎn)之一。

本文中將針對(duì)某型高強(qiáng)化柴油機(jī)的單體式蠕墨鑄鐵氣缸蓋，采用流-固熱耦合有限元仿真結(jié)合單缸機(jī)氣缸蓋溫度和應(yīng)力測試，在精確建立氣缸蓋固體域和冷卻液腔流體域模型的基礎(chǔ)上，對(duì)氣缸蓋的冷卻傳熱進(jìn)行直接耦合求解，獲得氣缸蓋溫度場和熱機(jī)耦合應(yīng)力場。引入C2因子評(píng)價(jià)方法，研究氣缸蓋火力面熱流量、冷卻液進(jìn)口溫度和流量等參數(shù)變化對(duì)氣缸蓋鼻梁區(qū)抵抗熱疲勞能力的影響，給出了高強(qiáng)化蠕墨鑄鐵氣缸蓋在工程設(shè)計(jì)中需要關(guān)注的關(guān)鍵要素。

1 計(jì)算模型與邊界條件

1.1 耦合傳熱系統(tǒng)建模

盡管把缸內(nèi)氣體流動(dòng)、燃燒、對(duì)流傳熱、輻射傳熱模型與燃燒室部件整體(缸蓋-缸套-活塞組)耦合起來，進(jìn)行整個(gè)系統(tǒng)傳熱的仿真模擬是現(xiàn)代內(nèi)燃機(jī)傳熱研究的一個(gè)重要方向[3]，但仍然存在一些不足和缺點(diǎn)：(1)由于燃燒模型、氣體湍流模型等還不夠完善，導(dǎo)致燃燒室和冷卻腔內(nèi)的CFD分析，特別是燃燒仿真的結(jié)果，尚未能盡如人意；(2)耦合分析需要不同學(xué)科領(lǐng)域人員的協(xié)同工作，對(duì)分析人員在軟件使用上有更高的要求，在分析過程中，每個(gè)迭代步都要重新劃分計(jì)算網(wǎng)格，計(jì)算規(guī)模大，對(duì)軟硬件的要求很高，需要耗費(fèi)大量的計(jì)算資源；(3)整體耦合瞬態(tài)計(jì)算的熱邊界條件很難確定，瞬態(tài)傳熱研究的結(jié)果也難以驗(yàn)證。因此，目前國內(nèi)外工程分析中大部分還是根據(jù)具體的關(guān)注問題，對(duì)局部系統(tǒng)進(jìn)行內(nèi)燃機(jī)傳熱耦合的仿真[4-7]。本文中采用氣缸蓋與冷卻液之間流-固直接耦合傳熱，進(jìn)、排氣道和氣缸蓋火力面采用經(jīng)驗(yàn)公式施加第三類邊界條件的方法進(jìn)行流-固熱耦合建模。

流固耦合共軛傳熱的數(shù)學(xué)模型包括冷卻液的流動(dòng)與傳熱模型、固體導(dǎo)熱模型和冷卻液與氣缸蓋接合面的共軛傳熱處理模型，其中流動(dòng)方程為N-S方程，湍流采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。內(nèi)燃機(jī)傳熱流-固耦合邊界的共軛傳熱主要應(yīng)用第二類或第三類邊界條件進(jìn)行連接，形式如下：

qw|solid=qw|fluid

(1)

(2)

式中：qw為交界面的熱流密度；n為壁面外法線；λ為氣缸蓋材料導(dǎo)熱系數(shù)；h為對(duì)流換熱系數(shù)；Tw和Tf分別為交界面和其附近流體的溫度。

1.2 流動(dòng)邊界條件

仿真過程中冷卻液設(shè)定為純水，不考慮冷卻液的沸騰換熱。流體模型通過發(fā)動(dòng)機(jī)整體冷卻流場模擬，提取氣缸蓋進(jìn)水孔邊界流速作為氣缸蓋和水套流-固耦合系統(tǒng)的入口邊界，出口為壓力邊界，相對(duì)壓力設(shè)為0。在流固耦合模型上進(jìn)行的流動(dòng)與傳熱模擬計(jì)算中，需加入流體和固體的能量守恒方程和流-固耦合邊界共軛傳熱方程，計(jì)算出交界面熱通量和對(duì)流換熱系數(shù)，其他處理方法與流體CFD計(jì)算相同。

1.3 傳熱邊界條件

固體模型的熱學(xué)邊界條件采用第三類邊界條件，氣缸蓋火力面將一維Boost計(jì)算結(jié)果分區(qū)加載，分區(qū)形式和加載邊界條件如圖1和表1所示。進(jìn)、排氣道熱邊界按照一維計(jì)算結(jié)果結(jié)合文獻(xiàn)和經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)加載；其它區(qū)域的熱邊界條件按工作溫度下的自然對(duì)流估算給出，冷卻液的整體溫度由試驗(yàn)測出。

表1 氣缸蓋火力面分區(qū)加載換熱邊界條件

1.4 有限元仿真模型

根據(jù)上述理論假設(shè)和邊界條件設(shè)定，采用3維軟件Pro/Engineer建立氣缸蓋和冷卻水套幾何模型，建立的氣缸蓋流體域和固體域結(jié)構(gòu)尺寸、形位關(guān)系準(zhǔn)確完整，可實(shí)現(xiàn)兩者的完全耦合。氣缸蓋傳熱計(jì)算的裝配體有限元模型如圖2(a)所示，然后把傳熱計(jì)算獲得的氣缸蓋溫度場作為預(yù)定義場，導(dǎo)入如圖2(b)所示的包含氣缸蓋-氣缸墊-氣缸套-機(jī)體-螺栓的組合體熱機(jī)耦合應(yīng)力計(jì)算模型，缸蓋螺栓施加了預(yù)緊力載荷(130kN)，用以考慮緊固螺栓對(duì)氣缸蓋熱膨脹的限制，并在火力面施加模擬燃燒壓力(20MPa)。

1.5 計(jì)算模型驗(yàn)證

為進(jìn)一步驗(yàn)證本文中建立的氣缸蓋流固熱耦合計(jì)算模型，修正計(jì)算邊界條件，在該機(jī)型單缸機(jī)上進(jìn)行了氣缸蓋溫度和應(yīng)力測試。采用熱電耦測量氣缸蓋火力面的溫度，其測點(diǎn)布置如圖3所示。

由于在單缸機(jī)工作狀態(tài)下很難進(jìn)行氣缸蓋火力面熱機(jī)耦合應(yīng)力的測試，因此選擇在氣缸蓋螺栓孔附近兩個(gè)側(cè)面對(duì)稱布置了4個(gè)高溫應(yīng)變花測點(diǎn)，如圖4所示，輔以氣缸蓋火力面測溫結(jié)果，間接驗(yàn)證氣缸蓋熱機(jī)耦合應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果。

對(duì)單缸機(jī)額定功率工況(燃燒壓力20MPa)的測試和計(jì)算結(jié)果對(duì)比顯示，缸蓋火力面各溫度測點(diǎn)溫度測試值與計(jì)算溫度結(jié)果對(duì)比誤差均在5%以內(nèi)，有限元模型應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測數(shù)據(jù)的誤差均在7%之內(nèi)。結(jié)果表明建立的計(jì)算模型和換熱邊界條件在一定程度上反映了氣缸蓋的真實(shí)的換熱狀況，這為后續(xù)氣缸蓋熱強(qiáng)度分析與評(píng)價(jià)提供了準(zhǔn)確的模型與邊界條件。

2 氣缸蓋熱強(qiáng)度分析與評(píng)價(jià)

2.1 評(píng)估氣缸蓋熱強(qiáng)度的C2因子

氣缸蓋的功能特點(diǎn)要求其在狹小的空間內(nèi)布置冷卻液腔、進(jìn)排氣道和噴油嘴通道等幾何形狀復(fù)雜的結(jié)構(gòu)，在工作過程中氣缸的溫度場非常不均勻，同時(shí)氣缸蓋緊固螺栓又限制了氣缸蓋的熱膨脹，使得氣缸蓋，特別是火力面鼻梁區(qū)的溫度梯度和熱應(yīng)力非常大。為定量評(píng)估氣缸蓋結(jié)構(gòu)的熱強(qiáng)度，定義熱強(qiáng)度系數(shù)CT為

(3)

式中：σb為材料的抗拉強(qiáng)度；α為熱膨脹系數(shù)；E為彈性模量；λ為導(dǎo)熱系數(shù)。

雖然熱強(qiáng)度系數(shù)CT能夠反映材料承受熱負(fù)荷反復(fù)作用的能力高低，但是該系數(shù)只是對(duì)材料本身固有屬性的一種表征，無法考慮零部件具體幾何結(jié)構(gòu)和外界約束條件的影響。為此，AVL公司等國內(nèi)外發(fā)動(dòng)機(jī)研發(fā)企業(yè)又引入“C2因子”，用于氣缸蓋和排氣管熱強(qiáng)度的評(píng)價(jià)分析。相對(duì)于材料的熱強(qiáng)度系數(shù)CT，C2可稱之為機(jī)件的熱強(qiáng)度系數(shù)：

(4)

式中：σ(T)為被評(píng)估位置的第三主應(yīng)力的大小，T為被評(píng)估位置的最高溫度。實(shí)際上，C2因子就是零件被評(píng)估部位的實(shí)際熱應(yīng)力-σ(T)與一個(gè)參考應(yīng)力Eα(T-20)的比值，其中參考應(yīng)力定義為一個(gè)全約束平板在由20℃加熱到零件實(shí)際溫度時(shí)的熱應(yīng)力。

C2因子和材料的熱強(qiáng)度系數(shù)類似，但是它是根據(jù)零部件工作條件下的熱應(yīng)力、溫度和材料參數(shù)推導(dǎo)而來，能夠更加全面地反映受熱零件實(shí)際約束條件狀態(tài)和溫度條件。C2因子的數(shù)值越高，代表結(jié)構(gòu)的熱強(qiáng)度越低，抵抗熱疲勞的能力越差。C2因子雖然無法準(zhǔn)確地給出氣缸蓋熱疲勞的壽命，但是能夠?qū)Σ煌Y(jié)構(gòu)方案的熱強(qiáng)度進(jìn)行快速的對(duì)比分析。

2.2 火力面熱流量對(duì)氣缸蓋熱強(qiáng)度的影響

實(shí)驗(yàn)證實(shí)，對(duì)于柴油機(jī)來說，燃?xì)鈧鬟f給氣缸蓋的熱量約占燃料總發(fā)熱量的8.0%～8.5%，傳遞給冷卻液的全部熱量的50%～65%通過氣缸蓋傳出[8]。隨著柴油機(jī)強(qiáng)化程度的不斷提高，氣缸蓋火力面熱流量也大幅增加。為探索柴油機(jī)功率密度的提高對(duì)氣缸蓋熱強(qiáng)度的影響，特在保持發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)和冷卻液流參數(shù)均為定值的前提下，通過改變氣缸蓋火力面平均等效對(duì)流換熱系數(shù)和溫度(火力面5種熱邊界條件見表2)，模擬柴油機(jī)功率密度提升過程中氣缸蓋火力面熱流量的增大。

表2 氣缸蓋火力面熱邊界條件

氣缸蓋火力面熱應(yīng)力和溫度最高的位置，是“熱疲勞”裂紋形成的主要部位,火力面鼻梁區(qū)的熱疲勞壽命決定了整個(gè)氣缸蓋的抗熱疲勞能力[9]。因此，重點(diǎn)選取了位于進(jìn)氣門鼻梁區(qū)點(diǎn)1和排氣門鼻梁區(qū)點(diǎn)2為考察點(diǎn)，如圖5所示，開展氣缸蓋熱強(qiáng)度相關(guān)的研究。

計(jì)算結(jié)果如圖6所示，隨著氣缸蓋火力面熱流量的升高，鼻梁區(qū)點(diǎn)1和點(diǎn)2的溫度和熱應(yīng)力均大幅提高，兩個(gè)參考點(diǎn)的C2因子也全部升高。對(duì)比兩點(diǎn)的C2因子數(shù)值，可見該型氣缸蓋隨著柴油機(jī)功率密度的提高，氣缸蓋火力面鼻梁區(qū)抵抗熱疲勞的能力在下降，并且進(jìn)氣門鼻梁區(qū)域1要比排氣門鼻梁區(qū)域2更加危險(xiǎn)。

2.3 冷卻液進(jìn)口溫度對(duì)氣缸蓋熱強(qiáng)度的影響

保持氣缸蓋結(jié)構(gòu)參數(shù)和冷卻液其它參數(shù)為定值，通過單一改變冷卻液的進(jìn)口溫度，研究冷卻液不同進(jìn)口溫度對(duì)氣缸蓋溫度和熱應(yīng)力的影響規(guī)律。由于變冷卻液的進(jìn)口溫度改變對(duì)火力面參考點(diǎn)1和2的影響趨勢是相同的，因此本文中只給出了排氣門鼻梁區(qū)點(diǎn)2位置的計(jì)算結(jié)果。冷卻液的進(jìn)口溫度設(shè)定從40℃開始到90℃結(jié)束，每增加10℃為一個(gè)計(jì)算工況，共得到6組計(jì)算結(jié)果，如圖7所示。由圖可見，隨著冷卻液進(jìn)口溫度的升高，鼻梁區(qū)的熱應(yīng)力(Mises應(yīng)力)呈線性下降趨勢(參考點(diǎn)2的熱應(yīng)力下降了約20MPa)；圖8示出鼻梁區(qū)同一位置的溫度則呈線性升高的趨勢(參考點(diǎn)2升高約30℃)；而作為衡量氣缸蓋熱強(qiáng)度的C2因子則下降了約0.15，如圖9所示。計(jì)算結(jié)果表明，雖然提高氣缸蓋冷卻液進(jìn)口溫度無疑會(huì)在一定程度上提升整個(gè)氣缸蓋的溫度水平，但卻會(huì)降低火力面鼻梁區(qū)的熱應(yīng)力和熱疲勞風(fēng)險(xiǎn)。目前，柴油機(jī)的氣缸蓋冷卻液進(jìn)水溫度一般在40～80℃范圍內(nèi)，在高強(qiáng)化柴油機(jī)設(shè)計(jì)中，如果在滿足整機(jī)冷卻要求的前提下，為充分發(fā)揮蠕墨鑄鐵氣缸蓋的高溫強(qiáng)度特點(diǎn)，可適當(dāng)提高氣缸蓋冷卻液的進(jìn)口溫度，以提高氣缸蓋鼻梁區(qū)的可靠性。

2.4 冷卻液進(jìn)口流量對(duì)氣缸蓋熱強(qiáng)度的影響

氣缸蓋冷卻液進(jìn)口流量也是氣缸蓋冷卻設(shè)計(jì)中一個(gè)重要參數(shù)，圖10～圖13給出了在冷卻系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)和冷卻液其它參數(shù)均為定值的前提下，改變冷卻液體的入口流量(0.4～1.2kg/s)對(duì)氣缸蓋鼻梁區(qū)考察點(diǎn)1和2兩點(diǎn)溫度和熱應(yīng)力(Mises應(yīng)力)的影響。結(jié)果顯示，增加冷卻液進(jìn)口流量能在一定程度上降低鼻梁區(qū)的溫度，但同時(shí)也會(huì)導(dǎo)致鼻梁區(qū)2點(diǎn)，即排氣門鼻梁區(qū)的溫度梯度增加，產(chǎn)生更大的熱應(yīng)力，而且由圖14可知，增加冷卻液進(jìn)口流量也使鼻梁區(qū)1和2兩點(diǎn)的C2因子均有所增大。因此在高強(qiáng)化的蠕墨鑄鐵氣缸蓋設(shè)計(jì)中，想依靠加大冷卻液的流量來降低氣缸蓋溫度，提高其耐久性的做法將不會(huì)取得良好的效果。

3 結(jié)論

(1) 采用C2因子能在一定程度上對(duì)氣缸蓋熱強(qiáng)度進(jìn)行定量的表征，反映實(shí)際結(jié)構(gòu)和螺栓約束條件等對(duì)氣缸蓋鼻梁區(qū)熱應(yīng)力的影響，并對(duì)不同的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案進(jìn)行快速定量對(duì)比。

(2) 隨著柴油機(jī)功率密度的不斷提高，蠕墨鑄鐵氣缸蓋火力面鼻梁區(qū)的抗熱疲勞能力迅速下降，且該型氣缸蓋的進(jìn)氣門鼻梁區(qū)域比排氣門鼻梁區(qū)域更加危險(xiǎn)。

(3) 在高強(qiáng)化柴油機(jī)設(shè)計(jì)中，為充分發(fā)揮蠕墨鑄鐵氣缸蓋的高溫強(qiáng)度特點(diǎn)，可在滿足整機(jī)冷卻要求的前提下，適當(dāng)提高氣缸蓋冷卻液的進(jìn)口溫度，也即采用高溫冷卻，以提高氣缸蓋鼻梁區(qū)的抗熱疲勞能力。

(4) 在高強(qiáng)化蠕墨鑄鐵氣缸蓋設(shè)計(jì)中，增加冷卻液進(jìn)口流量能夠降低氣缸蓋鼻梁區(qū)的溫度，但鼻梁區(qū)的熱應(yīng)力并不相應(yīng)減小，在排氣門鼻梁區(qū)甚至?xí)黾樱覂蓚€(gè)鼻梁區(qū)位置的C2因子都相應(yīng)增大。因此，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。

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2016中國汽車工程學(xué)會(huì)年會(huì)征文、演講邀請(qǐng)

2016中國汽車工程學(xué)會(huì)年會(huì)暨展覽會(huì)(2016 SAECCE)將于2016年10月26-28日在上海舉辦。

三天的會(huì)議將包括2場高層訪談、15場技術(shù)分會(huì)、近30個(gè)專題分會(huì)、技術(shù)參觀、試乘試駕等，預(yù)計(jì)會(huì)議代表將超過2,000人，技術(shù)展覽面積超過10000平米。

為做好本屆年會(huì)的組織籌備工作，年會(huì)組委會(huì)現(xiàn)面向全行業(yè)征集技術(shù)論文和技術(shù)分會(huì)演講摘要。國內(nèi)外企業(yè)、高校、研究機(jī)構(gòu)的專家、學(xué)者和工程師可通過以下4種方式參與年會(huì)：

(1)提交論文 錄取后有機(jī)會(huì)在技術(shù)分會(huì)演講，部分論文可EI檢索；

(2)提交技術(shù)演講摘要 錄取后將被邀請(qǐng)至技術(shù)分會(huì)演講(僅限教授、行業(yè)資深專家)；

(3)申請(qǐng)組織專題分會(huì) 申請(qǐng)通過后可發(fā)起組織專題分會(huì)；

(4)青年工程師和學(xué)生活動(dòng) 35歲及以下工程師和學(xué)生可提交專利成果，錄取后可參與交流和展示。

詳細(xì)征文、演講摘要、青年工程師活動(dòng)、論文等格式要求，以及提交論文、提交技術(shù)演講摘要、申請(qǐng)專題分會(huì)和參加青年工程師和學(xué)生活動(dòng)(專利申請(qǐng))請(qǐng)?jiān)L問年會(huì)官網(wǎng)：www.saecce.com

重要日期

論文提交截止日期：2016年04月18日

演講摘要截止日期：2016年04月18日

青年工程師活動(dòng)申請(qǐng)截止日期：2016年04月18日

專題分會(huì)申請(qǐng)截止：2016年05月29日

論文錄取通知日期：2016年06月16日

論文修改上傳日期：2016年07月04日

初步日程發(fā)布日期：2016年08月08日

2016SAECCE年會(huì)舉辦日期：2016年10月26-28日

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Analysis and Evaluation on the Thermal Intensity of a HighlyIntensified Compacted Graphite Cast Iron Cylinder Head

Wu Bo, Wang Zengquan, Xie Zhimin, Song Haitao, Zhang Xiaojing & Zhang Jie

ChinaNorthEngineResearchInstitute(Tianjin),Tianjin300400

The cooling, heat transfer and thermo-mechanical coupling stress in the compacted graphite cast iron cylinder head of a highly intensified diesel engine are calculated and analyzed with a fluid-solid thermal coupling finite element model verified by the temperature and stress testing on a single-cylinder engine. On this basis, the effects of parameters such as the heat flow through fire face and the inlet temperature and flow rate of cooling fluid on the temperature and thermal stress of cylinder head are studied, and a so calledC2 factor, actually the thermal intensity coefficient of parts, is introduced to evaluate the thermal fatigue resistance ability of the bridge zone on the fire face of cylinder head. The results show thatC2 factor represents the thermal intensity of cylinder head to certain extent and thus can be used for speedy quantitative comparison of different structural design schemes; In designing the highly intensified cylinder head of compacted graphite cast iron, adopting a thinking of high temperature cooling can enhance the thermal fatigue resistance of the bridge zone in cylinder head; Increasing the inlet flow of cooling liquid can lower the temperature of bridge zone in cylinder head, but is not conducive to the enhancement of its thermal fatigue resistance.

highly intensified cylinder head; finite element model; thermo-mechanical coupling; thermal fatigue

*國家863計(jì)劃項(xiàng)目(2012AA111709)資助。

原稿收到日期為2015年4月10日，修改稿收到日期為2015年5月23日。