劉志恩， 王鋒， 秦樹炎

(武漢理工大學(xué)現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 湖北 武漢 430070)

基于數(shù)值分析的發(fā)動機(jī)正時(shí)蓋滲油問題研究

劉志恩， 王鋒， 秦樹炎

(武漢理工大學(xué)現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 湖北 武漢 430070)

針對某發(fā)動機(jī)在進(jìn)行耐久性試驗(yàn)時(shí)出現(xiàn)的缸蓋、罩蓋、正時(shí)蓋三結(jié)合面附近滲油現(xiàn)象，通過建立發(fā)動機(jī)的有限元分析模型，模擬汽車發(fā)動機(jī)的冷機(jī)工況，運(yùn)用數(shù)值分析的方法，對發(fā)動機(jī)冷機(jī)工況下正時(shí)蓋與缸蓋、罩蓋之間接觸面的壓力以及滲油點(diǎn)附近各部件的變形量進(jìn)行分析，確定正時(shí)蓋滲油原因與滲油點(diǎn)附近螺栓座剛度不足有關(guān)。加強(qiáng)螺栓座及其附近結(jié)構(gòu)的剛度之后，正時(shí)蓋不再滲油。

正時(shí)蓋； 滲油； 變形； 數(shù)值模擬

發(fā)動機(jī)的滲油問題往往由汽車密封不足引發(fā)，汽車的密封可以分為車身密封、動力總成密封等，而動力總成密封又以發(fā)動機(jī)的密封最為關(guān)鍵[1]。發(fā)動機(jī)是汽車的心臟，發(fā)動機(jī)的密封失效，其中的機(jī)油或潤滑液就會發(fā)生泄漏，即發(fā)生滲油現(xiàn)象。滲油現(xiàn)象既增加發(fā)動機(jī)的磨損與功率的消耗，縮短發(fā)動機(jī)工作壽命，也會造成環(huán)境污染，腐蝕設(shè)備和工作環(huán)境[2]。葉偉等[3]通過修改儲油結(jié)構(gòu)、優(yōu)化密封膠儲膠槽以及減少缸體與缸蓋裝配后密封面的高度差等方法，解決了發(fā)動機(jī)滲油問題。某校企合作的國際攻關(guān)項(xiàng)目發(fā)現(xiàn)，通過提高發(fā)動機(jī)部件的制造精度可以提高氣密性，從而避免發(fā)動機(jī)發(fā)生滲油[4]。

某2.0T發(fā)動機(jī)正時(shí)蓋與氣缸蓋、罩蓋結(jié)合處附近在耐久試驗(yàn)進(jìn)行到50 h左右開始滲油，采取在密封面增加密封膠以及增大擰緊力矩等措施后情況雖然有所改善，但仍然無法解決問題[5]。

目前常見的確定發(fā)動機(jī)滲油原因的方法大多通過試驗(yàn)進(jìn)行，本研究采用數(shù)值分析的方法，分析了發(fā)動機(jī)滲油的影響因素，并通過建立發(fā)動機(jī)滲油分析模型，確定最終的解決方案，成功解決了滲油問題。

1 發(fā)動機(jī)正時(shí)蓋滲油分析模型的建立

1.1 發(fā)動機(jī)有限元模型的建立

發(fā)動機(jī)的滲油位置見圖1。發(fā)動機(jī)各部件的材料屬性見表1。

圖1 發(fā)動機(jī)正時(shí)蓋滲油位置

部件名稱材料彈性模量/GPa泊松比密度/kg·m-3氣缸體HT2501260．257280氣缸蓋AlSi7Mg0．3750．332680氣缸罩蓋ADC12700．332670下缸體ADC12700．332670正時(shí)蓋ADC12700．332670

建立正時(shí)蓋、罩蓋、缸蓋、缸體、下缸體等部件的3D幾何模型。由于主要關(guān)注點(diǎn)為發(fā)動機(jī)正時(shí)蓋的接觸面，為減少工作量和模型計(jì)算時(shí)間，在遠(yuǎn)離接觸面的部位可以通過刪除小孔及倒圓角等操作對模型進(jìn)行簡化，最終導(dǎo)入有限元軟件中進(jìn)行網(wǎng)格離散。采用HyperMesh軟件通過手動輔助網(wǎng)格劃分方法，進(jìn)行復(fù)雜零件的網(wǎng)格離散。網(wǎng)格類型為C3D10M，由于發(fā)動機(jī)模型比較復(fù)雜，因此需要選擇較小的網(wǎng)格尺寸，網(wǎng)格平均尺寸設(shè)為3 mm。相鄰部件接觸面上的網(wǎng)格要盡量保證一一對應(yīng)。關(guān)鍵連接部件之間的連接關(guān)系采用接觸單元來模擬，如正時(shí)蓋、罩蓋、缸蓋、缸體與下缸體，彼此之間的接觸關(guān)系都采用surface to surface，其他部位的接觸采用node to surface。接觸面的adjust(容差)設(shè)置為0.15。由于采用螺栓連接，相互接觸的2個面的相對位置移動一般不大，因此接觸面之間的滑移設(shè)置為small sliding(小滑移)。此外，螺栓的螺紋連接采用Tie連接，以保證螺栓與其連接件間不會產(chǎn)生相對位置移動。不考慮螺栓墊片與螺栓間的接觸問題，它們之間的接觸面采用共節(jié)點(diǎn)處理。根據(jù)金屬與金屬之間的摩擦屬性，設(shè)置平均摩擦因數(shù)為0.15。發(fā)動機(jī)有限元的離散模型共有約582萬個節(jié)點(diǎn)，341萬個二階四面體網(wǎng)格。發(fā)動機(jī)網(wǎng)格質(zhì)量控制見表2，發(fā)動機(jī)有限元離散模型見圖2。

表2 發(fā)動機(jī)網(wǎng)格質(zhì)量控制標(biāo)準(zhǔn)

圖2 發(fā)動機(jī)有限元離散模型

滲油發(fā)生在與正時(shí)蓋相接觸的邊界上，因此做約束時(shí)只約束遠(yuǎn)離接觸面的罩蓋、缸蓋、缸體和下缸體的6個方向的自由度，約束位置見圖2。同時(shí)給模型的所有螺栓施加軸向預(yù)緊力，預(yù)緊力的計(jì)算公式如下：

式中：M為擰緊力矩；P為預(yù)緊力；R為螺栓頭承力面外徑；r為螺栓頭承力面內(nèi)徑；f為螺母與被連接件支承面間的摩擦因數(shù)(此處取0.15)；t為螺距；d2為螺紋中徑；β為螺紋升角。

螺栓的擰緊力矩已知，其他參數(shù)采用游標(biāo)卡尺等工具確定，最終運(yùn)用此公式計(jì)算出不同部位螺栓的軸向預(yù)緊力。

1.2 試驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果對比

正時(shí)蓋的面壓試驗(yàn)結(jié)果中，顏色濃度的深淺對應(yīng)接觸壓力的大小，通過不同區(qū)域顏色的變化觀察表面壓力的分布不均和偏差。

仿真結(jié)果通過后處理軟件顯示不同區(qū)域的壓力，紅色區(qū)域的壓力最大，藍(lán)色區(qū)域的壓力最小。試驗(yàn)結(jié)果及仿真結(jié)果見圖3。其中A，B為兩個滲油點(diǎn)。

由圖3a與圖3b中相對應(yīng)的1～9號點(diǎn)的接觸壓力可以看出，仿真結(jié)果與面壓試驗(yàn)的結(jié)果高度一致。仿真分析可以較好地反映發(fā)動機(jī)真實(shí)冷機(jī)工況下正時(shí)蓋接觸面上的壓力分布，因此可用仿真模型對發(fā)動機(jī)正時(shí)蓋滲油問題進(jìn)行優(yōu)化。

圖中黑色線框圈出的位置A和位置B即為滲油位置，左右兩邊基本對稱。滲油點(diǎn)位于正時(shí)蓋、缸蓋和罩蓋的結(jié)合處，此處部件較多，很容易發(fā)生滲油。兩側(cè)滲油區(qū)域的大部分結(jié)構(gòu)是對稱的，1～6號關(guān)鍵點(diǎn)分別對應(yīng)7～12號關(guān)鍵點(diǎn)。

圖3 試驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果

由仿真結(jié)果可以看出，滲油點(diǎn)的接觸壓力為0 MPa，接觸位移也比較大(見表3)。因此解決滲油問題的關(guān)鍵就是增大滲油點(diǎn)的接觸壓力，減小滲油點(diǎn)的接觸位移。

由表3中相對應(yīng)位置的壓力差和位移差可以看出，兩側(cè)滲油區(qū)域的受力情況非常相似，因此在優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí)可以只優(yōu)化一邊來代替另一邊。

表3 各關(guān)鍵點(diǎn)接觸壓力與接觸位移

2 滲油原因分析

滲油原因的分析可以從兩點(diǎn)著手：一是滲油點(diǎn)附近的物理結(jié)構(gòu)；二是仿真分析的結(jié)果。

由于滲油點(diǎn)附近安裝有鏈條，鏈條甩出的機(jī)油會甩向滲油點(diǎn)，如果密封不好的話，很容易引發(fā)滲油。但是滲油點(diǎn)在結(jié)構(gòu)上不易存油，不會因?yàn)闄C(jī)油受外力擠壓而向外滲油，因此排除結(jié)構(gòu)滲油的風(fēng)險(xiǎn)。

圖4示出由于施加軸向螺栓力而變形后放大1 000倍的滲油點(diǎn)附近的圖。

圖4 變形后三結(jié)合面

由位置1和位置2的螺栓座變形可以清晰地看出滲油的原因是螺栓基座的剛度不夠，在比較大的螺栓力作用下發(fā)生了大變形而使法蘭部分發(fā)生了彎曲，從而導(dǎo)致結(jié)合面間產(chǎn)生間隙而引發(fā)滲油。

3 解決方案

針對以上分析原因，采取的優(yōu)化方案有兩種。方案1：把位置1的螺栓座的剛度加強(qiáng)，使之和位置2的螺栓座一樣。增加螺栓座剛度的目的是使螺栓座即使在很大的螺栓力的作用下依然不會發(fā)生很大的變形。方案2：在方案1的基礎(chǔ)上把法蘭部分的剛度加強(qiáng)，即加大法蘭的寬度，此時(shí)需要把正時(shí)蓋和罩蓋相對應(yīng)的區(qū)域都變寬。這種方法改動較大，但可靠性也更高。

方案1的改動見圖5。

圖5 方案1改動示意

圖中深色部分為螺栓座在原基礎(chǔ)上增加的區(qū)域，其厚度約為8 mm。

方案1的仿真結(jié)果見圖6和表4。

由圖6可以看出，全部考察點(diǎn)的壓力由0 MPa變?yōu)?～3.8 MPa；位移最大的8號點(diǎn)位的位移已從改進(jìn)前的0.86 μm變?yōu)楦倪M(jìn)后的1.1×10-3μm，接觸位移減小了2個數(shù)量級。

圖6 方案1接觸壓力和接觸位移

點(diǎn)位原壓力/MPa新壓力/MPa原位移/μm新位移/μm700．30．823×10-178000．861．1×10-3900．080．855×10-171000．80．78-3×10-171101．80．683×10-161203．80．543×10-17

方案2在方案1的基礎(chǔ)上增加的結(jié)構(gòu)見圖7。圖7中區(qū)域A為正時(shí)蓋增厚部分，向內(nèi)壁增加的厚度約為4 mm。與正時(shí)蓋相接觸的罩蓋也相應(yīng)地向內(nèi)壁增加4 mm厚度。方案2的仿真結(jié)果見圖8和表5。

圖7 方案2改動示意

圖8 方案2的接觸壓力和接觸位移

點(diǎn)位原壓力/MPa新壓力/MPa原位移/μm新位移/μm700．530．82-2×10-17800．520．861×10-18900．600．855×10-171000．730．78-1×10-171100．890．682×10-181201．170．54-7×10-17

由圖8可看出，全部考察點(diǎn)壓力由0 MPa變?yōu)?.52～1.17 MPa；位移最大的8號點(diǎn)位位移從改進(jìn)前的0.86 μm變?yōu)楦倪M(jìn)后的1×10-16μm。

將方案1應(yīng)用在樣機(jī)上，發(fā)動機(jī)正時(shí)蓋在耐久性試驗(yàn)進(jìn)行到50 h時(shí)，仍有少量的滲油。將方案2應(yīng)用在樣機(jī)上，再次進(jìn)行發(fā)動機(jī)耐久性試驗(yàn)時(shí)，發(fā)動機(jī)正時(shí)蓋與缸蓋、罩蓋結(jié)合面的滲油現(xiàn)象不再發(fā)生，滲油問題得以解決。

4 結(jié)束語

通過對發(fā)動機(jī)冷機(jī)工況下正時(shí)蓋與缸蓋、罩蓋之間接觸面的壓力以及滲油點(diǎn)附近各部件的變形量進(jìn)行分析，最終確定正時(shí)蓋滲油原因與滲油點(diǎn)附近螺栓座剛度不足有關(guān)。在加強(qiáng)樣件上螺栓座及其附近結(jié)構(gòu)的剛度之后再進(jìn)行發(fā)動機(jī)的耐久性試驗(yàn)，正時(shí)蓋處不再滲油。

[1] 董峰.發(fā)動機(jī)缸體缸蓋結(jié)合面密封性方法研究[D]．上海：上海交通大學(xué),2012.

[2] 葉子波.發(fā)動機(jī)油封的密封性能及磨損機(jī)理研究[D]．廣州：華南理工大學(xué),2009.

[3] 葉偉,滕云,佟宇,等.發(fā)動機(jī)三結(jié)合面滲油實(shí)例分析[J]．汽車工程師,2014(10):43-46.

[4] 李偉光.汽車發(fā)動機(jī)缸體缸蓋結(jié)合面密封性研究[D]．西安：長安大學(xué),2015.

[5] 陳東亞,胡攀,李連豹,等.發(fā)動機(jī)三結(jié)合面滲油問題分析與解決方案[J]．內(nèi)燃機(jī),2016(3)：56-58.

[編輯： 袁曉燕]

Research on Oil Leakage of Engine Timing Cover Based on Numerical Analysis

LIU Zhien, WANG Feng, QIN Shuyan

(Hubei Key Laboratory of Advanced Technology of Automotive Parts, Wuhan University of Technology, Wuhan 430070, China)

For the oil leakage problems near the joint of engine cylinder cover, engine cover and timing cover during the durability test, the finite element model of engine was built to simulate the engine cold condition. Using the numerical analysis method, the stress of joint surface and the deformation of each component near the oil leakage point were analyzed. In the end, it was determined that the reason of oil leakage was the insufficient stiffness of bolt seat. The oil leakage problems were solved after improving the stiffness of bolt seat.

timing cover; oil leakage; deformation; numerical analysis

2016-10-24；

2017-04-01

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51275367)

劉志恩(1977—)，男，副教授，博士，主要研究方向?yàn)槠囋肼暸c振動控制；5944587@qq.com。

王鋒(1992—)，男，碩士，主要研究方向?yàn)槠嘋AE技術(shù)與熱分析；wangfeng_2116@163.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2017.04.018

TK423.2

B

1001-2222(2017)04-0088-05