張 醒，盧耀輝，鄭何妍，張德文

(西南交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，成都 610031)

柴油機(jī)鋁合金氣缸蓋熱機(jī)耦合疲勞損傷分析

張 醒，盧耀輝，鄭何妍，張德文

(西南交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，成都 610031)

針對某型高功率密度柴油機(jī)鋁合金氣缸蓋，建立有限元模型，采用Abaqus計(jì)算結(jié)構(gòu)溫度場及應(yīng)力場。以熱機(jī)耦合應(yīng)力場結(jié)果為基礎(chǔ)，并考慮溫度對材料性能的影響，計(jì)算氣缸蓋熱機(jī)耦合疲勞損傷。由分析結(jié)果可知：在熱機(jī)耦合加載條件下，氣缸蓋應(yīng)力值最大為179 MPa，位于氣缸蓋鼻梁區(qū)，考慮溫度對鋁合金材料強(qiáng)度的弱化影響，該值滿足材料靜強(qiáng)度要求。疲勞壽命分析結(jié)果表明：氣缸蓋危險(xiǎn)區(qū)域的最大損傷值(對數(shù)值)為-4.54；氣缸蓋鼻梁區(qū)產(chǎn)生裂紋的主要原因是該處熱機(jī)耦合疲勞載荷引起的應(yīng)力集中。

氣缸蓋；溫度場；熱機(jī)耦合；疲勞損傷

隨著柴油機(jī)向高功率密度的方向發(fā)展，其結(jié)構(gòu)在工作時承受的熱負(fù)荷也不斷增加，對柴油機(jī)結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度設(shè)計(jì)提出了更高要求[1]。另一方面，為提高柴油機(jī)的功率密度，部分零件(氣缸蓋、活塞裙部等)設(shè)計(jì)時采用鋁合金材料制造[2]。鋁合金材料性能隨著溫度升高而弱化，氣缸蓋工作時處于高溫高壓的環(huán)境中，結(jié)構(gòu)很容易產(chǎn)生裂紋、燒熔等問題，將直接影響到柴油機(jī)的運(yùn)行可靠性和壽命[3]。

氣缸蓋結(jié)構(gòu)復(fù)雜，存在許多的孔洞和鑄造表面，與活塞、氣缸套共同組成燃燒室，工作時承受缸內(nèi)高溫、高壓燃?xì)庾饔靡约拜^大的螺栓預(yù)緊力，是柴油機(jī)中工作環(huán)境最惡劣的零件之一，結(jié)構(gòu)很容易產(chǎn)生嚴(yán)重的應(yīng)力集中。目前，許多學(xué)者對內(nèi)燃機(jī)結(jié)構(gòu)熱機(jī)耦合強(qiáng)度設(shè)計(jì)開展了廣泛研究，劉勤、姬廣振等[4]根據(jù)氣缸蓋主要失效模式(鼻梁區(qū)裂紋)，借助有限元方法建立氣缸蓋結(jié)構(gòu)可靠性模型，并計(jì)算了材料載荷隨機(jī)性對于可靠性的靈敏度。LU Xiqun，LI Quan等[5]采用仿真結(jié)合試驗(yàn)的方法對比了兩種活塞的溫度場，得出優(yōu)化后的活塞較原活塞降低了最高溫度，提升了最低溫度。劉震濤等[6]采用流固耦合及熱機(jī)耦合方法分析氣缸蓋溫度場和應(yīng)力場，之后對氣缸壁水套設(shè)計(jì)進(jìn)行了改進(jìn)，降低了火力面的最高溫度及最大應(yīng)力值。

本文建立了機(jī)體氣缸蓋有限元模型，考慮溫度升高對于材料性能的弱化影響，通過有限元分析計(jì)算了氣缸蓋溫度場和熱機(jī)耦合工況下的應(yīng)力場，之后確定缸內(nèi)氣體的交變壓力為疲勞載荷譜，考慮不同溫度下鋁合金的S-N曲線，基于Miner損傷線性疊加理論計(jì)算得到了氣缸蓋熱機(jī)耦合疲勞損傷值。

1 氣缸蓋溫度場模擬

氣缸蓋工作時承受高溫、高壓載荷以及較大的螺栓預(yù)緊力，本文通過熱-機(jī)耦合分析研究上述載荷對氣缸蓋結(jié)構(gòu)的影響。首先，需要給出熱傳導(dǎo)分析的第三類邊界條件，計(jì)算氣缸蓋溫度場[7]。大量失效案例分析表明：氣缸蓋與燃燒室接觸的底面位置的溫度場分布情況是判斷氣缸蓋火力面以及三角鼻梁區(qū)是否發(fā)生裂損的主要依據(jù)，是氣缸蓋承受熱負(fù)荷大小的一個重要參數(shù)。因此，在建立有限元模型時，應(yīng)對該處網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化。

1.1 計(jì)算模型

本文采用4節(jié)點(diǎn)四面體單元建立氣缸蓋有限元模型，多次加載試算，對溫度場結(jié)果較高區(qū)域(氣缸蓋底面火力面、進(jìn)排氣門座圈以及氣缸套接觸部位)的網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化。最終得到的有限元模型包含675 066個單元、152 330個節(jié)點(diǎn)。氣缸蓋及機(jī)體三維模型和有限元模型分別如圖1和圖2所示。在氣缸蓋溫度場計(jì)算中，機(jī)體與氣缸蓋鋁合金材料熱性能參數(shù)(材料導(dǎo)熱系數(shù))曲線如圖3所示。

圖1 氣缸蓋及機(jī)體三維模型

圖2 氣缸蓋有限元模型

圖3 鋁合金材料不同溫度下材料性能

1.2 熱邊界條件

氣缸蓋工作環(huán)境復(fù)雜，許多因素會對換熱邊界條件產(chǎn)生影響，目前沒有精確計(jì)算氣缸蓋的換熱邊界條件的理論公式，現(xiàn)有分析大多采用結(jié)合實(shí)驗(yàn)得到的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算。本研究采用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算氣缸蓋換熱表面的初始換熱系數(shù)和環(huán)境溫度，再對照實(shí)驗(yàn)結(jié)果反復(fù)修正熱邊界條件，最終確定換熱系數(shù)和環(huán)境溫度，并驗(yàn)證有限元模型的正確性[8]。

為提高分析精度和方便修正邊界條件，本研究將氣缸蓋底面火力面劃分成多個1/4同心圓環(huán)(如圖4所示)，以實(shí)現(xiàn)施加受徑向尺寸影響的火力面換熱系數(shù)。排氣門間鼻梁區(qū)附近由于排氣溫度較高，對流換熱系數(shù)小且環(huán)境溫度高；進(jìn)氣門間鼻梁區(qū)由于新鮮充量溫度較低，對流換熱系數(shù)大且環(huán)境溫度低[9]。設(shè)置完初始換熱系數(shù)及環(huán)境溫度后，對比測點(diǎn)仿真溫度與實(shí)測溫度結(jié)果，反復(fù)調(diào)整熱邊界條件直至獲得與實(shí)測相符的仿真溫度場結(jié)果。最終施加的氣缸蓋各分區(qū)換熱系數(shù)及環(huán)境溫度如表1所列。另外需要特別指出的是，模型兩側(cè)為截取的半缸模型，兩側(cè)端面屬于結(jié)構(gòu)內(nèi)部截面，實(shí)際換熱時氣缸蓋該處與外界并未發(fā)生熱交換，并且沿對稱面兩側(cè)溫度對稱分布，內(nèi)部導(dǎo)熱量也較小。因此，本研究中將氣缸蓋模型兩側(cè)端面視作對稱絕熱邊界條件處理。

圖4火力面環(huán)狀分區(qū)示意圖及溫度測點(diǎn)分布圖

位置換熱系數(shù)/(W·(m2·℃)-1)環(huán)境溫度/℃自由表面2120進(jìn)氣道內(nèi)壁21560排氣道內(nèi)壁293648上水腔232095下水腔266090其他表面110500火焰面1區(qū)800890火焰面2區(qū)510890火焰面3區(qū)475890火焰面4區(qū)506890火焰面5區(qū)662890火焰面6區(qū)486890火焰面7區(qū)405890火焰面8區(qū)540890

2.3 氣缸蓋溫度場計(jì)算結(jié)果

在換熱表面處施加上述最終確定的換熱系數(shù)及環(huán)境溫度值，并求解氣缸蓋表面穩(wěn)態(tài)溫度場。對比氣缸蓋穩(wěn)態(tài)溫度場對應(yīng)各測點(diǎn)實(shí)測結(jié)果與仿真結(jié)果，兩者相差不超過2℃。穩(wěn)態(tài)溫度場計(jì)算結(jié)果如圖5所示。由此溫度場可知：氣缸蓋與燃燒室接觸的火力面溫度普遍高于其他區(qū)域。同時，由于排氣道高溫廢氣的加熱作用，導(dǎo)致排氣道處分布的溫度值也較高。最高溫度出現(xiàn)在火力面排氣道側(cè)，為218℃。氣缸蓋測點(diǎn)溫度的實(shí)測結(jié)果與仿真值對比見表2。

圖5 氣缸蓋溫度場分布

測溫點(diǎn)實(shí)測結(jié)果/℃仿真值/℃1152149.782215215.333173171.544162161.025133131.26

根據(jù)穩(wěn)態(tài)溫度場分布云圖可知：氣缸蓋火力面和排氣道內(nèi)壁的熱負(fù)荷較大。氣缸蓋整體最高溫度為218℃，考慮高溫對材料力學(xué)性能下降的影響，鋁合金氣缸蓋的最高工作溫度不應(yīng)超過300℃(此時鋁合金材料許用應(yīng)力降至常溫下該值的一半)，因此該氣缸蓋結(jié)構(gòu)滿足材料最高溫度要求。但是溫度場分布極不均勻(排氣門側(cè)較低，進(jìn)氣門側(cè)較高)，根據(jù)熱應(yīng)力的產(chǎn)生原理，較大的溫度梯度必然導(dǎo)致較大的熱應(yīng)力。

2 氣缸蓋熱機(jī)耦合應(yīng)力分析

由本文第2節(jié)中對氣缸蓋穩(wěn)態(tài)溫度場的分析計(jì)算可知：氣缸蓋各區(qū)域的溫度分布很不均勻，其火力面溫度較高而冷卻水腔附近溫度較低，火力面處進(jìn)氣道側(cè)與排氣道側(cè)的溫度差也較大。同時，火力面又受到燃燒室內(nèi)的高壓燃?xì)獾闹苯幼饔?，?dǎo)致氣缸蓋整體的機(jī)械應(yīng)力和熱應(yīng)力水平較高，特別是在進(jìn)排氣道之間的鼻梁區(qū)位置，由于溫度和溫度梯度均較高，在該處很容易發(fā)生應(yīng)力集中，產(chǎn)生裂紋。

2.1 邊界條件

氣缸蓋熱機(jī)耦合應(yīng)力分析除了施加機(jī)械負(fù)荷，還要將氣缸蓋穩(wěn)態(tài)溫度場分析結(jié)果作為熱負(fù)荷加載。將機(jī)械載荷與之前所得的溫度場結(jié)合，得到了熱機(jī)耦合邊界條件，由表3列出。

2.2 材料參數(shù)

材料參數(shù)隨溫度會發(fā)生變化，但在不影響精度且變化不明顯的前提下，可認(rèn)為材料的各種特性是常數(shù)。本研究將不同材料的各類性能參數(shù)均考慮為常數(shù)。各部件材料參數(shù)如表4所列。

表3 熱機(jī)耦合邊界條件

表4 材料參數(shù)

2.3 熱機(jī)耦合靜強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果

在進(jìn)行強(qiáng)度計(jì)算時，由于有限元模型兩側(cè)(1/2氣缸)的機(jī)械邊界條件難以確定，因此將氣缸蓋兩側(cè)作為邊界條件處理，其應(yīng)力不作為考察對象。只考察模型中間部分的應(yīng)力，即一個氣缸對應(yīng)的完整氣缸蓋結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布情況。

由計(jì)算結(jié)果(圖6、7)可知：氣缸蓋的最大應(yīng)力位于進(jìn)排氣道之間的鼻梁區(qū)，大小為179 MPa，此處的溫度值為173℃。對應(yīng)圖3中材料強(qiáng)度性能曲線可知：此應(yīng)力小于該溫度下的許用應(yīng)力(210 MPa)。由此可以判斷，該氣缸蓋在熱機(jī)耦合條件下具有大于1的安全系數(shù)，結(jié)構(gòu)滿足靜強(qiáng)度要求。

圖6 氣缸蓋頂面熱機(jī)耦合應(yīng)力云圖

圖7 氣缸蓋底面熱機(jī)耦合應(yīng)力云圖

3 氣缸蓋熱機(jī)耦合疲勞損傷計(jì)算

疲勞損傷的相關(guān)計(jì)算理論有很多種，每一種都有不同的適用范圍。本文采用線性疊加理論計(jì)算熱機(jī)耦合疲勞損傷[10-11]，以下對線性疊加理論進(jìn)行簡要介紹。

在計(jì)算疲勞時，當(dāng)輸入的載荷為多個不同相的載荷時，假設(shè)每個獨(dú)立的載荷所產(chǎn)生的應(yīng)力可進(jìn)行疊加以得到一個總的應(yīng)力值。該假設(shè)成立基于以下條件：

1) 其應(yīng)力必須是同向的。由于主應(yīng)力的方向一般都不相同，因此將主應(yīng)力進(jìn)行疊加是不可取的，本研究中采用應(yīng)力分量疊加；

2) 應(yīng)力是由線彈性條件計(jì)算得到的，彈塑性應(yīng)力不能以這種方式進(jìn)行疊加；

3) 獨(dú)立的時間載荷歷程中的每一個載荷都發(fā)生在相同的時刻，在任意時刻的前后，這些載荷歷程都是相互獨(dú)立的。

因此，在時間載荷歷程的每一個載荷點(diǎn)上，可以先將每個點(diǎn)的應(yīng)力除以載荷的幅值得到單位載荷歷程下的應(yīng)力，然后在每個時間點(diǎn)處將每個載荷歷程的單位應(yīng)力乘以相應(yīng)的幅值再求和即得到疊加應(yīng)力。具體計(jì)算流程見圖8。

3.1 載荷譜的確定

本文穩(wěn)態(tài)溫度場僅產(chǎn)生熱負(fù)荷，影響應(yīng)力和S-N曲線，在運(yùn)行過程中，動態(tài)參數(shù)仍然為氣體的爆發(fā)壓力，故以氣體壓力的變化歷程為載荷譜。氣體壓力考慮最大壓力值為14 MPa(即為該型柴油機(jī)最大氣體爆發(fā)壓力)、最小壓力值為0 MPa的脈沖波動載荷，如圖9所示。

圖8 氣缸蓋疲勞損傷計(jì)算流程

圖9 氣缸蓋機(jī)械載荷載荷譜

3.2 材料參數(shù)的確定

材料的力學(xué)性能，S-N曲線是溫度的函數(shù)。鋁合金抗拉強(qiáng)度隨著溫度的升高而降低，S-N曲線隨著溫度的升高會向下移動。材料在一定溫度下，S-N曲線對應(yīng)壽命為2×105次的應(yīng)力幅值，與其在該溫度下的抗拉強(qiáng)度成正比。不同的溫度下，S-N曲線的轉(zhuǎn)折點(diǎn)不變。在S-N曲線的雙對數(shù)坐標(biāo)中，不同溫度對應(yīng)的S-N曲線的斜率b1和b2均相同，b1=-1/3，b2=-1/5，由此作出材料隨溫度變化的S-N曲線如圖10所示。

圖10 鋁合金材料不同溫度下的S-N曲線

3.3 氣缸蓋熱機(jī)耦合疲勞壽命計(jì)算結(jié)果

通過以上定義的載荷、材料以及計(jì)算得到的應(yīng)力，本研究采用Nsoft基于線性疊加理論求解熱機(jī)耦合疲勞損傷。結(jié)果見圖11、12。

圖11 氣缸蓋底面熱機(jī)耦合疲勞損傷云圖

由圖11和圖12可知：在綜合考慮熱和機(jī)械負(fù)荷的作用下，氣缸蓋的三角鼻梁區(qū)為危險(xiǎn)區(qū)域。此區(qū)域的熱機(jī)耦合應(yīng)力很大、溫度很高、材料的性能最低，故此區(qū)域的疲勞損傷最大。其他區(qū)域的強(qiáng)度較高，應(yīng)力不大，因此損傷不大。本次計(jì)算結(jié)果的最大損傷對數(shù)值為-4.54。

圖12 氣缸蓋截面熱機(jī)耦合疲勞損傷云圖

4 結(jié)論

本文采用數(shù)值模擬的方法對鋁合金氣缸蓋進(jìn)行了熱機(jī)耦合應(yīng)力的分析，并對其進(jìn)行了疲勞損傷的計(jì)算。由此得到以下結(jié)論：

1) 氣缸蓋最高溫度點(diǎn)位于火力面的排氣門側(cè)(兩排氣道間的鼻梁區(qū))，熱機(jī)耦合最大應(yīng)力點(diǎn)位于排氣道與進(jìn)氣道之間的鼻梁區(qū)，整體結(jié)構(gòu)滿足靜強(qiáng)度要求?？紤]溫度對材料參數(shù)的影響，這些區(qū)域的疲勞損傷也最大，原因是氣門座圈處存在過盈力。

2) 由熱機(jī)耦合疲勞計(jì)算氣缸蓋的疲勞損傷可知：溫度變化對氣缸蓋的疲勞強(qiáng)度的影響較大，使得最大損傷值位置出現(xiàn)在熱應(yīng)力相對集中的火焰面鼻梁區(qū)，最大損傷對數(shù)值為-4.54。

3) 分析熱機(jī)耦合疲勞損傷情況可得：內(nèi)燃機(jī)穩(wěn)定工作時溫度波動較小，熱應(yīng)力對疲勞損傷的影響主要體現(xiàn)在由冷機(jī)狀態(tài)到熱機(jī)狀態(tài)的啟動過渡工況。因此，由熱機(jī)耦合疲勞損傷可知：該型發(fā)動機(jī)氣缸蓋可完成上萬次起停工作。

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(責(zé)任編輯 陳 艷)

Thermo-Mechanical Fatigue Damage Analysis of Diesel Engine Aluminum Alloy Cylinder Head

ZHANG Xing, LU Yao-hui, ZHENG He-yan, ZHANG De-wen

(School of Mechanical Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

Based on a certain type of military diesel engine aluminum cylinder head, we established the finite element model and calculated the temperature field and stress in Abaqus. Based on the results of the thermo-mechanical coupling stress field and temperature field and considering the influence of temperature on material properties, thermo-mechanical fatigue damage of cylinder head was calculated. The results show that the maximum stress (179 MPa) is located at the nose area of the cylinder head, which meets the requirements of the static strength of materials with the consideration of the influence of temperature on material properties. The fatigue life analysis results show that the maximum damage (logarithmic) of cylinder head in dangerous areas is -4.54, which means the main reason of cylinder head crack on the nose region is caused by the stress concentration caused by the thermo-mechanical fatigue load.

cylinder head; temperature field; thermal-mechanical coupling; fatigue damage

2016-10-28 基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51275428)

張醒(1993—)，男，碩士，主要從事車輛及發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度可靠性及動力學(xué)研究; 通訊作者 盧耀輝(1973—)，男，博士，副教授，主要從事車輛現(xiàn)代設(shè)計(jì)方法及理論研究，E-mail:yhlu2000@swjtu.edu.cn。

張醒，盧耀輝，鄭何妍，等.柴油機(jī)鋁合金氣缸蓋熱機(jī)耦合疲勞損傷分析[J].重慶理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué))，2017(3):82-89.

format：ZHANG Xing, LU Yao-hui, ZHENG He-yan, et al.Thermo-Mechanical Fatigue Damage Analysis of Diesel Engine Aluminum Alloy Cylinder Head[J].Journal of Chongqing University of Technology(Natural Science)，2017(3):82-89.

10.3969/j.issn.1674-8425(z).2017.03.012

TK422

A

1674-8425(2017)03-0082-08