李鵬,文洋,趙志強,顧維東,靳東,何曉東

(1.中國北方發(fā)動機研究所(天津),天津 300400;2.山西柴油機工業(yè)有限公司,山西 大同 037036)

伴隨發(fā)動機功率和最高燃燒壓力的不斷提高,氣缸蓋的熱負荷問題日益突出,尤其是氣缸蓋火力板的受力狀況進一步惡化,嚴重影響氣缸蓋的可靠性和使用壽命。針對氣缸蓋的受熱問題,大量學者開展測試和分析工作[1-7],以解決熱負荷帶來的氣缸蓋失效問題。

氣缸蓋上與高溫高壓燃氣直接接觸的區(qū)域稱為火力板,其將燃燒室內(nèi)燃氣燃燒產(chǎn)生的熱量傳遞至冷卻水,此過程主要涉及熱傳導和熱對流兩種熱量傳遞方式。其中,火力板兩側分別與高溫燃氣和冷卻水的換熱以熱對流實現(xiàn),熱量在火力板內(nèi)的傳遞以熱傳導實現(xiàn)。結合傳熱學理論可知,影響火力板溫度的關鍵因素為燃氣溫度、燃氣傳熱系數(shù)、冷卻水溫度、冷卻水傳熱系數(shù)、火力板厚度和材料導熱率。

本研究基于平板傳熱理論和正交試驗分析方法,對影響氣缸蓋火力板溫度的上述關鍵因素的規(guī)律性進行分析,為氣缸蓋的改進設計提供依據(jù)。

1 基于平板傳熱理論的火力板溫度影響規(guī)律研究

1.1 平板傳熱理論

氣缸蓋火力板傳熱過程包含三個串聯(lián)環(huán)節(jié)[8]：1)高溫燃氣至火力板燃氣側的熱量傳遞;2)火力板內(nèi)的熱量傳遞,即火力板的燃氣側至冷卻水側的熱量傳遞;3)火力板的冷卻水側至冷卻水的熱量傳遞。火力板的傳熱過程如圖1所示。

圖1 火力板傳熱過程

圖1中的傳熱過程可表示為式(1)：

(1)

式中：Φ為單位時間內(nèi)通過火力板的熱量;Tgas為燃燒室內(nèi)的燃氣溫度;Twater為冷卻水溫度;Tp1和Tp2分別為火力板燃氣側和冷卻水側的溫度;Hgas和Hwater分別為高溫燃氣和冷卻水的傳熱系數(shù);A為火力板傳熱面積;d為火力板厚度;λ為氣缸蓋材料導熱率。

當前氣缸蓋的材料均為鑄鋁或鑄鐵,因此材料導熱率相對固定,且對于特定發(fā)動機而言,其缸徑為固定值,故火力板的傳熱面積固定。因此,在火力板溫度控制研究中,主要考慮燃氣的溫度和傳熱系數(shù)、冷卻水的溫度和傳熱系數(shù),以及結構設計參數(shù)火力板厚度對火力板溫度的影響規(guī)律。

1.2 火力板溫度影響因素分析

1) 燃氣溫度的影響

在其他換熱邊界和結構參數(shù)一定的情況下,鑄鋁材料和鑄鐵材料氣缸蓋的火力板溫度隨燃氣溫度的變化見圖2。由圖2可知：燃氣溫度每升高100 ℃,對于鑄鐵材料氣缸蓋,火力板燃氣側溫度升高約37 ℃,冷卻水側溫度升高約7 ℃;對于鑄鋁材料氣缸蓋,火力板燃氣側溫度升高17 ℃,冷卻水側溫度升高約9 ℃。鑄鐵材料氣缸蓋火力板兩側溫差約為鑄鋁材料氣缸蓋火力板兩側溫差的3～4倍,這是由于鑄鐵材料導熱率僅為鑄鋁材料導熱率的1/4～1/3。

圖2 燃氣溫度對火力板溫度的影響

2) 燃氣傳熱系數(shù)的影響

在其他傳熱邊界和結構參數(shù)一定的情況下,鑄鋁材料和鑄鐵材料氣缸蓋的火力板溫度隨燃氣傳熱系數(shù)的變化見圖3。由圖3可知：燃氣傳熱系數(shù)每升高200 W/(m2·K),對于鑄鐵材料氣缸蓋,火力板燃氣側的溫度升高(19±5) ℃,冷卻水側溫度升高(3.6±1) ℃,且當傳熱系數(shù)數(shù)值較低時,其增大使得火力板兩側的溫度升高的幅值大;對于鑄鋁材料氣缸蓋,火力板燃氣側的溫度升高約12 ℃,冷卻水側溫度升高約6.5 ℃。

圖3 燃氣傳熱系數(shù)對火力板溫度的影響

3) 冷卻水溫度的影響

在其他換熱邊界和結構參數(shù)一定的情況下,鑄鋁材料和鑄鐵材料氣缸蓋的火力板溫度隨冷卻水溫度的變化見圖4。由圖4可知：冷卻水溫度每升高10 ℃,對于鑄鐵材料氣缸蓋,火力板燃氣側溫度升高約7 ℃,冷卻水側溫度升高約9 ℃;對于鑄鋁材料氣缸蓋,火力板燃氣側溫度升高約8 ℃,冷卻水側溫度升高約9 ℃。

圖4 冷卻水溫度對火力板溫度的影響

4) 冷卻水傳熱系數(shù)的影響

在其他換熱邊界和結構參數(shù)一定的情況下,鑄鋁材料和鑄鐵材料氣缸蓋的火力板溫度隨冷卻水傳熱系數(shù)的變化見圖5。由圖5可知：冷卻水傳熱系數(shù)的升高使得火力板兩側的溫度呈“類對數(shù)”形式降低,當傳熱系數(shù)小于15 kW/(m2·K)時,溫度隨傳熱系數(shù)的變化明顯;當傳熱系數(shù)大于30 kW/(m2·K)時,溫度隨傳熱系數(shù)變化的趨勢極為緩慢。這與AVL高強化柴油機水腔換熱能力設計要求(傳熱系數(shù)大于15 kW/(m2·K))基本一致[9],因此,一味增大冷卻水的傳熱系數(shù)來降低壁面溫度的效果并不明顯,并帶來增大壓阻的弊端。

圖5 冷卻水傳熱系數(shù)對火力板溫度的影響

5) 底板厚度的影響

在換熱邊界一定的情況下,鑄鋁材料和鑄鐵材料氣缸蓋的火力板溫度隨火力板厚度的變化見圖6。由圖6可知：底板厚度每增加1 mm,對于鑄鐵材料氣缸蓋,火力板燃氣側溫度升高約13 ℃,冷卻水側溫度降低約1 ℃;對于鑄鋁材料氣缸蓋,火力板燃氣側溫度升高4 ℃,冷卻水側溫度降低約0.3 ℃。由于鑄鐵材料的導熱系數(shù)遠低于鑄鋁材料,使得鑄鐵材料對厚度更為敏感。因此,在進行鑄鐵材料氣缸蓋設計時,應尤為重視火力板厚度這一參數(shù)值的確定。

2 基于正交試驗理論的火力板溫度影響因素顯著度研究

2.1 正交試驗原理及設計

在實際工作中,試驗結果往往受到多個(3個或3個以上)試驗因素的影響,若將各試驗因素進行排列組合,開展全面試驗,則試驗的規(guī)模很大,往往因試驗條件的限制而難于實施。正交試驗設計是利用正交表來安排與分析多因素試驗的一種設計方法[10-15],它是在試驗因素的全部水平組合中,挑選部分有代表性的水平組合進行試驗,通過對部分試驗結果的分析,了解全面試驗的情況,得到影響試驗結果的主次因素,利于更具針對性的優(yōu)化影響因素。

正交試驗設計的主要步驟如下：1)明確試驗目的,確定試驗指標;2)選因素、定水平;3)選擇正交試驗表;4)表頭設計;5)按正交試驗表開展試驗。正交表的記號為Ln(tq),其中L代表正交表,n為正交表行數(shù),t為因素的水平數(shù),q為正交表的列數(shù)。用正交表安排的試驗,具有均衡分散和整齊可比的特點。

正交試驗結果的分析方法主要有極差分析法和方差分析法。極差分析法簡便直觀,通俗易懂,計算工作量少,便于推廣普及,是正交試驗結果分析最常用的方法。極差Rj表示第j列因素的極差,反映了第j列因素水平波動時,試驗指標的變動幅度。Rj越大,說明該因素對試驗指標的影響越大。根據(jù)Rj大小,可以判斷因素的主次順序,還能得到最優(yōu)試驗指標所對應的試驗方案組合。

2.2 火力板溫度影響因素顯著性分析

影響火力板溫度的主要因素為燃氣溫度、燃氣傳熱系數(shù)、冷卻水溫度、冷卻水傳熱系數(shù),以及火力板厚度,因此,選取上述5個因素,分別記為A,B,C,D和E,進行5因素正交試驗。由于各因素之間無交互作用,查詢常用正交表,L16(45)正交表滿足本次試驗的需求,即每個因素選擇4個水平,因素水平表見表1。

按照表1中的因素和水平設計正交試驗表,如表2所示。表2中的試驗序號并非試驗順序,為了排除誤差干擾,試驗中可隨機進行。應用極差分析法對每個因素的每個水平進行分析,鑄鐵材料和鑄鋁材料氣缸蓋的分析結果如表3和表4所示。

表1 火力板最高溫度因素水平表(5因素4水平)

表2 試驗方案及試驗結果分析

表3 鑄鐵材料火力板最高溫度極差分析表

表4 鑄鋁材料火力板最高溫度極差分析表

對于鑄鐵材料氣缸蓋,由表3中極差由大到小的順序可知,對火力板最高溫度的影響因素由主到次的順序為火力板厚度(E),燃氣溫度(A),燃氣傳熱系數(shù)(B),冷卻水傳熱系數(shù)(D),冷卻水溫度(C);對于鑄鋁材料氣缸蓋,由表4中極差由大到小的順序可知,對火力板最高溫度的影響因素由主到次的順序為火力板厚度(E),燃氣溫度(A),冷卻水傳熱系數(shù)(D),燃氣傳熱系數(shù)(B),冷卻水溫度(C)。

本研究選取了燃氣溫度、燃氣傳熱系數(shù)、冷卻水溫度、冷卻水傳熱系數(shù)和火力板厚度5個影響因素對火力板溫度的影響進行分析,實際上,從滿足發(fā)動機動力性角度而言,較易調(diào)整的只有冷卻水溫度、冷卻水傳熱系數(shù)、火力板厚度3個因素。為驗證只考慮上述3個影響因素對正交試驗結果的影響,以鑄鐵氣缸蓋為例,僅對上述3個影響因素開展正交試驗分析,上述3個因素分別記為F,G和H,進行3因素正交試驗,結果如表5所示。由于各因素之間無交互作用,查詢常用正交表,L9(33)正交表滿足本次試驗的需求,即每個因素選擇3個水平。

表5 火力板最高溫度因素水平表(3因素3水平)

按照表5中的因素和水平,設計正交試驗表,分析結果見表6。

由表6中極差由大到小的順序可知,對火力板最高溫度的影響因素由主到次的順序為火力板厚度(H),冷卻水傳熱系數(shù)(G),冷卻水溫度(F)。與同時考慮燃氣溫度和燃氣傳熱系數(shù)時的正交試驗結論一致。

表6 火力板最高溫度(3因素3水平)試驗結果分析表

3 氣缸蓋溫度場控制及應用

3.1 溫度場控制依據(jù)

某柴油機鑄鐵氣缸蓋研發(fā)過程中,為了從設計角度保證火力面最高溫度盡可能低,就需要解決主要矛盾,控制對火力面最高溫度影響最大的因素,進行優(yōu)化對比設計。

由基于正交試驗理論的火力板溫度影響因素顯著度分析結果可知：對于鑄鐵材料氣缸蓋,影響火力板最高溫度的第一影響因素為火力板厚度。因此,應精確設計火力板的厚度。

由基于平板傳熱理論的火力板溫度影響規(guī)律研究結果可知：對于鑄鐵材料氣缸蓋,底板厚度每增加1 mm,火力板燃氣側溫度約升高13 ℃。

在具體的氣缸蓋設計工作中應用上述研究成果,通過溫度場對比分析,確定最優(yōu)的火力板厚度,并驗證平板傳熱理論應用于火力板溫度影響規(guī)律的可行性和正確性。

3.2 溫度場仿真分析模型建立

以該鑄鐵氣缸蓋為研究對象,建立溫度場仿真分析模型。氣缸蓋材料邊界如表7所示。

表7 蠕墨鑄鐵材料參數(shù)

火力面分區(qū)方法及換熱邊界分布規(guī)律參照AVL火力面分區(qū)方法(見圖7),各分區(qū)的換熱邊界需滿足式(2)。

(2)

式中：Tmg和hmg為平均燃氣溫度和平均傳熱系數(shù);Tg和hg為每一曲軸轉角下對應的瞬時燃氣溫度和瞬時傳熱系數(shù)。

圖7 火力面分區(qū)示意及換熱邊界分布規(guī)律

缸蓋火力面與燃氣之間的壁面換熱條件采用第三類換熱邊界條件,即給定缸蓋火力面的傳熱系數(shù)和燃氣溫度。經(jīng)一維燃燒過程分析,獲得燃氣平均傳熱系數(shù)和平均燃氣溫度,分別為1 478 W/(m2·K)和960 ℃。

冷卻水腔換熱邊界由流程分析獲取(見圖8),其他區(qū)域換熱邊界由經(jīng)驗公式計算或選取(見表8)。

圖8 冷卻水腔傳熱系數(shù)分布云圖

表8 氣缸蓋其他區(qū)域傳熱系數(shù)

3.3 火力板厚度對最高溫度的影響

對蠕墨鑄鐵材料而言,最高使用溫度一般不超過450 ℃。設計不同的火力板厚度,對應的火力板最高溫度如圖9所示。

圖9 火力板最高溫度隨其厚度的變化

由圖9可知,火力板厚度每減少1 mm,最高溫度降低14～17 ℃?；谄桨謇碚摰膫鳠嵫芯拷Y果表明：對于鑄鐵材料氣缸蓋,底板厚度每增加1 mm,火力板燃氣側溫度升高約13 ℃。采用真實氣缸蓋和基于平板理論進行研究,二者的溫度場分析結果變化趨勢相同,變化數(shù)值稍有不同,這是由于真實氣缸蓋最高溫度點處局部結構突變,導致分析結果稍有偏差,但偏差在5 ℃以內(nèi),在工程上認為能夠接受。由于氣缸蓋為復雜鑄造件,當壁厚小于5 mm時,不利于鑄造成型。因此,結合最高使用溫度要求和鑄造成型要求,最終確定該氣缸蓋的火力板厚度為5 mm,該厚度下的火力板溫度分布云圖見圖10,最高溫度位于排氣門座圈座孔邊緣處。

圖10 火力板溫度分布云圖

3.4 結構強度評估

對氣缸蓋進行強度評估,分3個載荷步開展熱機耦合分析：1)預緊工況,按照設計值對有限元分析模型加載螺栓預緊力;2)熱預緊工況,對有限元分析模型加載螺栓預緊力和溫度場載荷;3)熱機耦合工況,對有限元分析模型加載螺栓預緊力、溫度場載荷和最高燃燒壓力。氣缸蓋火力板高應力區(qū)分析結果見圖11。

該氣缸蓋材料的抗拉強度為400 MPa,由此計算熱機耦合工況下火力板的靜強度安全系數(shù)最低值為1.32,靜強度滿足設計要求。

圖11 火力板高應力區(qū)域分布云圖

對熱機耦合分析中高應力特征點進行疲勞安全系數(shù)計算,疲勞安全系數(shù)評價采用goodman方程,如式(3)所示。

(3)

式中：Sf為疲勞安全系數(shù);σ-1為對稱拉壓疲勞極限;σb為抗拉強度;σm為平均應力;σa為應力幅。

火力板最低疲勞安全系數(shù)為1.22,滿足工程上安全系數(shù)大于等于1.1的要求。

4 結束語

針對不同的氣缸蓋材料,基于平板傳熱理論,探明了各換熱邊界對火力板壁溫的影響規(guī)律,為氣缸蓋熱負荷控制提供參考。

針對不同的氣缸蓋材料,基于正交試驗理論,探明了影響火力板最高溫度的各換熱邊界的主次順序,為氣缸蓋熱負荷控制提供方向。

在某氣缸蓋設計過程中,以控制火力面溫度最低為目標,運用上述研究成果,確定火力板厚度為首要的控制參數(shù),并確定了最優(yōu)值。