曾小春,苗瑞剛,魏濤,景國(guó)璽,張執(zhí)南,郭榮,孫帥

(1.江鈴汽車股份有限公司產(chǎn)品研發(fā)總院,江西 南昌 330001; 2.河北工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,天津 300400;3.天津市新能源汽車動(dòng)力傳動(dòng)與安全技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,天津 300400;4.上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院,上海 200240;5.同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院,上海 201804)

氣缸蓋是內(nèi)燃機(jī)中結(jié)構(gòu)最復(fù)雜、熱-機(jī)械負(fù)荷最高的零件之一,其內(nèi)表面直接處于高溫和高壓的工作環(huán)境中,承受著交變載荷的作用,工作條件十分惡劣[1]。同時(shí),由于冷卻水從氣缸蓋帶走一部分熱量,熱流量大,氣缸蓋內(nèi)部存在較高的溫度梯度,因此,氣缸蓋內(nèi)部會(huì)產(chǎn)生較大的熱應(yīng)變,燃燒產(chǎn)生的高壓氣體也直接作用在氣缸蓋上,產(chǎn)生高機(jī)械負(fù)荷,容易導(dǎo)致氣缸蓋熱機(jī)疲勞(TMF)失效。近年來,發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸蓋熱機(jī)疲勞分析一直是研究領(lǐng)域的熱點(diǎn)與難點(diǎn)。

隨著CAE仿真分析技術(shù)在工程上的應(yīng)用越來越成熟,其經(jīng)濟(jì)、高效的優(yōu)點(diǎn)使得該分析技術(shù)已被高校研究學(xué)者、企業(yè)工程師廣泛采用[2-3]。何聯(lián)格等[4]對(duì)氣缸蓋中兩相流沸騰傳熱熱機(jī)耦合進(jìn)行了仿真分析,得到了氣缸蓋火力面熱機(jī)耦合應(yīng)力分布。蓋洪武等[5]采用CAE仿真分析方法研究了柴油機(jī)鼻梁區(qū)的重要結(jié)構(gòu)參數(shù)——寬度和厚度對(duì)鼻梁區(qū)熱機(jī)耦合疲勞壽命的影響。朱小平等[6]采用有限元分析研究了氣缸蓋在熱固耦合條件下的強(qiáng)度和疲勞壽命。徐玉梁等[7]采用基于Sehitoglu理論的數(shù)值模擬方法,結(jié)合有限元分析對(duì)某小型強(qiáng)化汽油機(jī)缸蓋的熱機(jī)疲勞問題進(jìn)行了研究。Amri Ghasemi[8]采用局部應(yīng)力應(yīng)變方法結(jié)合CAE仿真分析技術(shù)對(duì)柴油機(jī)鑄鋁氣缸蓋熱機(jī)疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè),該方法未考慮尺寸因素和表面情況的影響,結(jié)果是趨于冒險(xiǎn)的。Carpentiero等[9]采用CFD和有限元分析相耦合的方法進(jìn)行了熱機(jī)耦合分析。隨著發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒壓力的增大,氣缸蓋的熱載荷和機(jī)械載荷相互作用增大,鑄鋁材料在結(jié)構(gòu)溫度高于100 ℃時(shí)可能發(fā)生蠕變,極易發(fā)生低周熱機(jī)疲勞損傷。然而,大部分研究只采用了傳統(tǒng)的有限元分析方法,這迫切需要開發(fā)一種全面的有限元分析方法來預(yù)測(cè)氣缸蓋熱機(jī)疲勞壽命。

本研究以某柴油機(jī)氣缸蓋為研究對(duì)象,首先基于流-固耦合的方法對(duì)水套流場(chǎng)和整機(jī)溫度場(chǎng)進(jìn)行分析,并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)標(biāo);在此基礎(chǔ)上,對(duì)缸蓋進(jìn)行熱-機(jī)械載荷下的耦合應(yīng)力結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析,獲得氣缸蓋總體應(yīng)力、位移邊界;以此為邊界驅(qū)動(dòng)子模型計(jì)算,獲得了氣缸蓋在發(fā)動(dòng)機(jī)冷熱交替熱沖擊試驗(yàn)工況下的應(yīng)力應(yīng)變歷程?；赟ehitoglu模型計(jì)算得到了氣缸蓋熱機(jī)疲勞損傷和壽命。

1 熱機(jī)疲勞分析總體流程

氣缸蓋TMF分析非常復(fù)雜,需要考慮眾多影響因素,如隨溫度變化的彈性模量、彈塑性材料曲線、高溫下氣缸蓋材料的蠕變和氧化等。

氣缸蓋TMF分析的總體流程見圖1。首先建立整機(jī)一維熱力學(xué)仿真模型,對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行一維熱力學(xué)模擬分析。將一維分析的結(jié)果作為三維缸內(nèi)燃燒分析的計(jì)算邊界,通過CFD分析軟件進(jìn)行缸內(nèi)燃燒分析和水套CFD分析,并將燃燒和冷卻水側(cè)傳熱邊界映射到有限元模型上,采用Abaqus有限元分析軟件對(duì)氣缸蓋進(jìn)行溫度場(chǎng)分析,通過多輪次的耦合計(jì)算使得氣缸蓋溫度分布結(jié)果趨于穩(wěn)定,并與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)標(biāo)。以溫度場(chǎng)結(jié)果作為計(jì)算邊界,進(jìn)一步進(jìn)行熱機(jī)耦合應(yīng)力分析,獲得總體邊界。依照整機(jī)熱沖擊試驗(yàn)規(guī)范,采用子模型方法獲得氣缸蓋怠速-標(biāo)定轉(zhuǎn)速交變工況下的應(yīng)力應(yīng)變行為。最后,基于Sehitoglu模型實(shí)現(xiàn)氣缸蓋熱機(jī)疲勞損傷計(jì)算和壽命預(yù)測(cè),基于輕卡評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)對(duì)氣缸蓋熱機(jī)疲勞進(jìn)行評(píng)估。

圖1 氣缸蓋TMF分析流程

TMF分析的目的是對(duì)氣缸蓋火力面在給定的熱沖擊測(cè)試過程中的壽命進(jìn)行預(yù)測(cè),以評(píng)價(jià)設(shè)計(jì)的耐久性。氣缸蓋的TMF分析基于應(yīng)變循環(huán)標(biāo)準(zhǔn)(E-N),本研究中的TMF壽命預(yù)測(cè)采用Sehitoglu模型[10-11],該模型基于3種損傷機(jī)制,包括疲勞、環(huán)境氧化與蠕變?？倱p傷與機(jī)械損傷、氧化損傷和蠕變損傷的關(guān)系如式(1)所示,壽命預(yù)測(cè)關(guān)系如式(2)所示。

DTMF=Dfat+Denv+Dcreep,

(1)

(2)

2 缸蓋溫度場(chǎng)分析

2.1 熱邊界條件確定

本研究缸蓋熱分析工作中缸內(nèi)燃燒側(cè)邊界采用缸內(nèi)燃燒數(shù)值模擬方法獲得。缸內(nèi)燃燒分析的湍流模型采用k-ε湍流模型。缸內(nèi)燃燒CFD的分析模型如圖2所示,包括進(jìn)排氣道、進(jìn)排氣門、缸蓋、缸套、活塞等。CFD-FEA燃?xì)鈧?cè)耦合交接面包括缸蓋火力面、進(jìn)排氣門、進(jìn)排氣道和氣缸套。通過缸內(nèi)3D燃燒分析獲得燃?xì)鉁囟群蛡鳠嵯禂?shù),并將溫度和傳熱系數(shù)邊界映射到缸蓋有限元模型上。

圖2 缸內(nèi)燃燒CFD分析模型

標(biāo)定工況下CFD-FEA耦合單缸燃?xì)鈧?cè)一個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)周期內(nèi)的平均溫度和傳熱系數(shù)見圖3。4個(gè)缸采用相同的熱邊界?？梢姎飧咨w的傳熱系數(shù)要明顯高于其他區(qū)域,同時(shí)在整個(gè)循環(huán)周期中,氣體平均溫度也非常高,其峰值溫度高于排氣道口溫度。因此,在發(fā)動(dòng)機(jī)各部件中,氣缸蓋的熱載荷最高。

圖3 標(biāo)定工況溫度與傳熱系數(shù)的分布

水套的主要作用是吸收氣缸蓋內(nèi)燃燒產(chǎn)生的熱量,確保氣缸蓋穩(wěn)定工作。CFD-FEA分析中的水側(cè)交界面是指氣缸蓋與缸體的水套表面。類似于三維燃燒CFD分析,三維冷卻CFD分析同樣計(jì)算出標(biāo)定點(diǎn)與怠速點(diǎn)條件下近壁面處的水溫及傳熱系數(shù)分布。經(jīng)過多輪計(jì)算,缸蓋水套的近壁面溫度與傳熱系數(shù)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。冷卻CFD計(jì)算出的怠速點(diǎn)、標(biāo)定點(diǎn)條件下缸內(nèi)水套溫度場(chǎng)及傳熱系數(shù)分布分別見圖4和圖5。

2.2 溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

有限元傳熱模型(見圖6)由氣缸蓋、缸體、墊片、螺栓、進(jìn)排氣門、氣門座、氣門導(dǎo)管等組成,整個(gè)模型網(wǎng)格數(shù)約為400萬。缸體與缸蓋接觸燃燒室的氣體溫度與傳熱系數(shù)由三維燃燒CFD分析提供,冷卻側(cè)邊界則由三維冷卻流動(dòng)CFD分析提供。與機(jī)油接觸的表面溫度,在標(biāo)定工況設(shè)置為140 ℃,怠速工況為100 ℃,傳熱系數(shù)為130 W/(m2·K)。

圖6 有限元分析模型

氣缸蓋在標(biāo)定點(diǎn)、怠速點(diǎn)條件下的溫度分布如圖7所示。由圖7進(jìn)而看出,氣缸蓋火力面區(qū)域的溫度明顯高于其他區(qū)域,因?yàn)槠渑c燃燒火焰直接接觸。排氣側(cè)溫度高于進(jìn)氣側(cè)溫度,這是由進(jìn)排氣溫差較大導(dǎo)致。標(biāo)定點(diǎn)條件下缸蓋的最高溫度達(dá)到了247 ℃,位于4缸兩個(gè)排氣門之間的鼻梁區(qū)域,低于鑄鋁材料溫度限值260 ℃;怠速點(diǎn)條件下缸蓋的最高溫度為110 ℃,最高溫度位置與標(biāo)定點(diǎn)保持一致。

圖7 缸蓋溫度場(chǎng)分布

為驗(yàn)證耦合計(jì)算的準(zhǔn)確性,采用硬度塞方法對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)標(biāo)定工況各缸缸蓋的溫度進(jìn)行了試驗(yàn)測(cè)試。單缸的測(cè)點(diǎn)分布如圖8所示,每缸測(cè)點(diǎn)分布均相同。標(biāo)定工況各測(cè)點(diǎn)的平均溫度對(duì)比如圖9所示。由圖9可見,模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合較好。整體來看,測(cè)試結(jié)果略低于模擬值,相對(duì)偏差均小于10%,測(cè)試值與計(jì)算值相近,說明該模型準(zhǔn)確可靠,可用于后續(xù)的熱機(jī)耦合應(yīng)力分析。

圖8 測(cè)點(diǎn)分布位置

圖9 標(biāo)定點(diǎn)下溫度模擬結(jié)果與測(cè)試結(jié)果的對(duì)比

3 熱機(jī)疲勞載荷歷程計(jì)算

3.1 缸蓋熱機(jī)耦合分析

將缸蓋、缸體、缸墊、螺栓進(jìn)行裝配,其相互間的連接進(jìn)行接觸和綁定設(shè)置,具體接觸關(guān)系見表1。根據(jù)流-固耦合計(jì)算得到的缸蓋溫度場(chǎng),將熱載荷通過映射施加到缸蓋有限元模型上作為其溫度邊界;確定標(biāo)定工況、怠速工況下氣缸蓋最高燃燒壓力,以均布載荷形式施加在火力面表面。

表1 氣缸蓋各部件之間接觸關(guān)系

采用順序耦合的方式,將溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果作為邊界條件導(dǎo)入有限元軟件ABAQUS中,對(duì)氣缸蓋進(jìn)行熱機(jī)耦合應(yīng)力分析。為準(zhǔn)確分析缸蓋熱機(jī)耦合應(yīng)力分布,分別在裝配工況、怠速工況、標(biāo)定工況下對(duì)缸蓋進(jìn)行應(yīng)力分析,其應(yīng)力分布結(jié)果見圖10。

圖10 氣缸蓋應(yīng)力分布

3.2 缸蓋子模型建立

由于缸蓋的整機(jī)模型非常大,且自由度及接觸關(guān)系數(shù)量較多,如果計(jì)算冷熱沖擊交變載荷工況,所需計(jì)算時(shí)間將會(huì)很長(zhǎng),在工程計(jì)算和解決工程問題方面并不適用,所以在以下分析中引進(jìn)子模型的分析方法。整機(jī)模型采用線彈性模型進(jìn)行計(jì)算,將怠速點(diǎn)、標(biāo)定點(diǎn)的溫度和位移邊界從整體模型中提取出來,作為邊界驅(qū)動(dòng)子模型進(jìn)行詳細(xì)計(jì)算,計(jì)算出子模型的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)。

氣缸蓋子模型見圖11,其熱邊界與位移邊界由全模型映射得到。子模型上的瞬態(tài)熱載荷情況如圖12所示,其中P0為裝配步長(zhǎng),P5為標(biāo)定點(diǎn)下的熱裝配步長(zhǎng),P9為怠速點(diǎn)條件下的冷裝配步長(zhǎng)。

圖11 氣缸蓋子模型

圖12 子模型上的瞬態(tài)熱負(fù)荷條件

通過全模型的靜態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變來計(jì)算P0,P5,P9載荷條件下子模型的溫度和位移,其熱載荷與邊界條件按如下公式計(jì)算:

T(i)=T5-(T5-T9)K(i),

(3)

U(i)=U5-(U5-U9)K(i)。

(4)

式中:T(i)為子模型的溫度;U(i)為子模型外表面位移;K(i)為試驗(yàn)測(cè)試的溫度與位移系數(shù)。標(biāo)定點(diǎn)、怠速點(diǎn)子模型的溫度分布結(jié)果見圖13。其中,怠速點(diǎn)子模型缸蓋火力面最高溫度為110.4 ℃,位于4缸兩個(gè)排氣門之間的鼻梁區(qū)域;標(biāo)定點(diǎn)子模型缸蓋火力面最高溫度為247.7 ℃,最高溫度位置與怠速點(diǎn)保持一致。標(biāo)定點(diǎn)、怠速點(diǎn)缸蓋子模型火力面溫度分布與全局模型基本一致。

缸蓋在不同工況下的全局模型與子模型應(yīng)力結(jié)果對(duì)比見圖14。其中缸蓋在裝配工況、標(biāo)定點(diǎn)下的應(yīng)力分布與全局模型火力面應(yīng)力分布基本一致。

圖14 整體模型與子模型應(yīng)力對(duì)比

從圖13和圖14的結(jié)果中可以看出,子模型的溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)分布與整體模型火力面分布完全一致,表明該邊界可以滿足計(jì)算要求,可將其溫度邊界和位移邊界作為交變載荷反復(fù)作用在子模型上進(jìn)行計(jì)算。

4 熱機(jī)疲勞損傷和壽命分析

結(jié)合低周疲勞耐久試驗(yàn)規(guī)范,進(jìn)行了發(fā)動(dòng)機(jī)熱機(jī)與冷卻模擬分析。對(duì)子模型進(jìn)行了瞬態(tài)非線性應(yīng)力應(yīng)變分析,共計(jì)算4個(gè)循環(huán)以得到一個(gè)穩(wěn)定的熱機(jī)疲勞循環(huán)。熱機(jī)疲勞損傷計(jì)算結(jié)果如圖15所示。由圖可見,氧化損傷在缸蓋熱機(jī)疲勞總損傷中占主導(dǎo)作用,其次是機(jī)械損傷,蠕變損傷貢獻(xiàn)很小。每個(gè)氣缸熱機(jī)疲勞壽命計(jì)算結(jié)果如圖16所示。由圖16可知,最低的熱機(jī)疲勞壽命出現(xiàn)在第3缸火力面排氣座圈附近區(qū)域,為5 038次。計(jì)算得出的熱機(jī)疲勞壽命最低值高于輕卡評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)要求5 000次的限值,滿足低周疲勞壽命設(shè)計(jì)要求。

圖15 氣缸蓋熱機(jī)疲勞損傷

5 結(jié)論

提出了基于子模型方法的氣缸蓋TMF分析方法,過程包括一維熱力學(xué)分析、三維缸內(nèi)燃燒CFD分析、三維冷卻CFD分析、傳熱計(jì)算、溫度場(chǎng)計(jì)算、整體模型應(yīng)力-應(yīng)變計(jì)算、子模型溫度場(chǎng)計(jì)算、子模型應(yīng)力-應(yīng)變計(jì)算,并用于氣缸蓋熱機(jī)疲勞壽命預(yù)測(cè),得到以下結(jié)論:

a) 氣缸蓋火力面區(qū)域的溫度明顯高于其他區(qū)域,氣缸蓋標(biāo)定點(diǎn)的最高溫度處于兩個(gè)排氣門之間的鼻梁區(qū),實(shí)測(cè)溫度與有限元模擬預(yù)測(cè)溫度吻合較好,證明采用該耦合分析方法能夠較準(zhǔn)確地反映缸蓋的實(shí)際溫度分布情況;

b) 子模型與整體模型在怠速點(diǎn)、標(biāo)定點(diǎn)的溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算結(jié)果保持一致,證明了子模型的有效性;運(yùn)用子模型方法,可減少網(wǎng)格數(shù)量,計(jì)算時(shí)間遠(yuǎn)小于整體模型計(jì)算時(shí)間;子模型由于沒有接觸計(jì)算,對(duì)提高計(jì)算精度和減少計(jì)算時(shí)間有顯著效果;

c) 基于輕卡試驗(yàn)規(guī)范要求,對(duì)氣缸蓋子模型進(jìn)行熱機(jī)疲勞損傷及壽命計(jì)算,計(jì)算結(jié)果顯示:氧化損傷在缸蓋熱機(jī)疲勞總損傷中占主導(dǎo)作用,其次是機(jī)械損傷;第3缸火力面排氣座圈附近區(qū)域的TMF壽命最低,最低壽命為5 038次,滿足5 000次設(shè)計(jì)要求。