胡定云 周海濤 李 鵬 張麗強 何曉東

（中國北方發(fā)動機研究所（天津） 天津 300400）

引言

隨著柴油機的強化程度越來越高，氣缸蓋承受的熱負荷也越來越高[1-4]。高強化柴油機氣缸蓋通常采用水冷方式，其結(jié)構(gòu)形狀復(fù)雜，在工作過程中受到熱負荷和機械負荷的雙重作用，各部分的溫度分布很不均勻，承受著很大的熱負荷，隨著發(fā)動機強化程度的提升，熱負荷成為氣缸蓋失效的最主要原因之一[5-6]。在氣缸蓋設(shè)計階段，部件疲勞試驗是驗證其可靠性的最有效途徑[7]。目前，氣缸蓋熱疲勞試驗臺無法模擬氣缸蓋的安裝載荷和爆發(fā)壓力，氣缸蓋機械疲勞試驗臺無法模擬其熱負荷，兩種部件級試驗均無法準確模擬出氣缸蓋工作時的真實應(yīng)力狀態(tài)。

本文中所提的高強化柴油機氣缸蓋為鋁質(zhì)氣缸蓋，在整機臺架考核過程中，多次發(fā)生氣缸蓋噴油器安裝孔處水腔與進氣道之間壁面開裂的故障。本文采用仿真手段對整機考核時開裂位置應(yīng)力進行解耦，獲得單純的熱應(yīng)力，基于氣缸蓋機械疲勞試驗臺無法模擬熱負荷的情況，提出噴油器安裝位置施加預(yù)緊力的熱應(yīng)力補償方法，制定了新的氣缸蓋機械疲勞試驗方法，在氣缸蓋機械疲勞試驗臺上實現(xiàn)了氣缸蓋整機考核開裂故障的復(fù)現(xiàn)。

1 研究思路

利用有限元軟件計算氣缸蓋整機考核工況的溫度場及應(yīng)力場，分析機械載荷和熱載荷造成的應(yīng)力，掌握造成氣缸蓋失效的主要原因。分析部件疲勞試驗和整機臺架試驗的差異，提出兩者差異的補償方法，開展補償方法的影響規(guī)律研究，提出新的部件疲勞試驗方案，在部件疲勞試驗臺上實現(xiàn)臺架試驗故障復(fù)現(xiàn)的研究思路，詳細流程如圖1 所示。

圖1 研究思路流程圖

2 氣缸蓋應(yīng)力有限元分析

2.1 氣缸蓋溫度場

2.1.1 火力面熱邊界條件

氣缸蓋在工作過程中，表面溫度波動小于10 ℃，1 mm 以下波動基本可以忽略不計，因此將氣缸蓋溫度場視為一個穩(wěn)態(tài)溫度場[8-11]，通過性能仿真獲得轉(zhuǎn)速為2 200 r/min，爆發(fā)壓力為14 MPa 的標定工況下燃氣平均溫度為728 ℃，平均換熱系數(shù)為1 035 W/（m2·K）。結(jié)合4 氣門燃燒室空間結(jié)構(gòu)，將火力面劃分為ININ、EXEX 和EXIN 三個區(qū)域分別定義換熱邊界，各區(qū)換熱系數(shù)沿著半徑方向的分布規(guī)律如圖2 所示，圖中橫坐標為實際位置相對缸徑的比值，縱坐標為局部換熱系數(shù)與當(dāng)量平均換熱系數(shù)的比值。其中，ININ 區(qū)域換熱系數(shù)最小，EXEX 區(qū)域換熱系數(shù)最大，火力面熱邊界條件滿足式（1）要求，最后編程實現(xiàn)了對火力面網(wǎng)格熱邊界條件的映射。

圖2 火力面熱邊界條件分布規(guī)律

式中：r 為氣缸半徑；h（r）為半徑r 處的當(dāng)量傳熱系數(shù)。

2.1.2 冷卻水腔表面熱邊界條件

氣缸蓋采用并聯(lián)冷卻水腔設(shè)計，氣缸蓋各缸采用單獨的進出水口，各缸水腔流場情況基本一致，因此僅對單缸冷卻水腔進行分析。采用K-ε 對冷卻水進行三維流動數(shù)值模擬，出口壓力為100 kPa，壁面采用固定壁面邊界。通過計算獲得了缸體和缸蓋冷卻水腔表面換熱系數(shù)，并對有限元網(wǎng)格進行了換熱邊界映射。CFD 計算網(wǎng)格基本尺寸為0.3 mm，氣缸蓋結(jié)構(gòu)計算水腔表面網(wǎng)格基本尺寸為2 mm，進水溫度為85 ℃，進水流量為2.08 kg/s 時氣缸蓋冷卻水腔映射前后換熱系數(shù)如圖3 所示。

圖3 水腔熱邊界條件

2.1.3 其它區(qū)域熱邊界條件

氣缸蓋其它區(qū)域熱邊界條件采用經(jīng)驗值，具體見表1。

表1 氣缸蓋其它區(qū)域熱邊界條件

2.1.4 氣缸蓋溫度分布

各缸的熱邊界溫度場一致，溫度分布也一致，通過有限元計算獲得柴油機標定工況下氣缸蓋的溫度場，氣缸蓋最高溫度值為252 ℃，出現(xiàn)在兩個排氣門之間的鼻梁區(qū)域火力面與座圈交界面處，排氣道最高溫度218 ℃。具體溫度分布見圖4。

圖4 氣缸蓋溫度場分布云圖

2.1.5 溫度場測試與仿真對比

在柴油機標定工況下，對氣缸蓋關(guān)鍵特征點進行測溫，氣缸蓋4 缸布置了硬度塞，每個缸各布置8個測點，具體布置情況及編號見圖5。氣缸蓋中間的1 至8 個測點取4 個缸的平均值。實測最高溫度位于兩個排氣門鼻梁區(qū)中心測點，該位置平均溫度為251.3 ℃，兩個進氣門中間鼻梁區(qū)溫度平均值為190.5 ℃。測點溫度仿真值和試驗值對比見圖6，最大偏差點為P4 和P6，最大偏差為3.3%。

圖5 硬度塞測點布置及編號

圖6 仿真和實測溫度數(shù)據(jù)對比

2.2 氣缸蓋應(yīng)力及解耦

氣缸蓋應(yīng)力計算采用一個整缸帶兩個半缸的模型，機體斷面施加對稱約束條件，機體底部所有節(jié)點約束所有自由度，氣缸蓋斷面施加從總模型導(dǎo)出的位移約束。氣缸蓋承受的載荷有安裝載荷（主要包含預(yù)緊力、過盈力）、熱載荷及爆發(fā)壓力載荷。利用有限元分析軟件分別計算安裝、安裝+爆壓、安裝+熱、安裝+熱+爆壓四個工況下的應(yīng)力，氣缸蓋中間缸的應(yīng)力分布見圖7。通過對不同工況進行矢量疊加，獲得了開裂位置在安裝載荷、熱載荷及爆壓載荷等六種載荷下的應(yīng)力，同時利用FEMFAT 軟件計算臺架試驗工況下氣缸蓋開裂位置的疲勞安全系數(shù)，詳見表2。從表2可以看出，安裝載荷和爆壓載荷在主要開裂位置造成壓應(yīng)力，熱載荷在開裂位置造成的拉應(yīng)力高達89 MPa。

表2 開裂位置應(yīng)力及疲勞

圖7 整機考核工況氣缸蓋水腔應(yīng)力及危險點位置

3 熱應(yīng)力補償方式及影響規(guī)律

3.1 熱應(yīng)力補償方式

氣缸蓋部件疲勞試驗和整機考核最大差別在于部件疲勞試驗無法模擬氣缸蓋的真實溫度場，從而無法準確反映出真實的應(yīng)力和疲勞情況，導(dǎo)致部件疲勞試驗結(jié)果的失真。溫度導(dǎo)致的熱應(yīng)力為拉應(yīng)力，結(jié)合氣缸蓋的結(jié)構(gòu)和部件疲勞試驗室的實際情況，提出了在噴油器安裝孔處加壓緊力來模擬熱應(yīng)力。壓緊力是通過非標噴油器預(yù)緊力的方式實現(xiàn)的，具體加載方向和位置見圖8。

圖8 氣缸蓋噴油器安裝孔的預(yù)緊力施加示意圖

3.2 部件疲勞試驗下應(yīng)力等效性研究

部件疲勞試驗是利用液壓油來模擬氣缸內(nèi)的爆發(fā)壓力，油壓最小工況對應(yīng)臺架試驗的安裝+熱工況，油壓最大工況對應(yīng)臺架試驗的安裝+熱工況+爆壓工況。采用有限元法分析最小油壓工況下不同壓緊力對開裂位置應(yīng)力的影響，影響規(guī)律曲線見圖9，利用差值的方法可知噴油器壓緊力為32.5 kN，開裂位置1 和2 的應(yīng)力與整機考核爆壓最小時的應(yīng)力一致，見圖9 中星號位置。

圖9 最小油壓工況壓緊力大小對開裂位置應(yīng)力的影響規(guī)律

雖然氣缸蓋開裂位置溫度和壓緊力造成的應(yīng)力均為拉應(yīng)力，但是二者應(yīng)力形成機理不同，多軸效應(yīng)不完全一致，疊加爆壓造成的應(yīng)力后會有差異，因此通過調(diào)整爆發(fā)壓力來使二者一致達到等效目的。噴油器壓緊力為32.5 kN 時，不同的油壓對開裂位置應(yīng)力影響規(guī)律見圖10，圖中圓點標記點為與安裝+熱+爆壓工況應(yīng)力一致的爆壓，即部件疲勞試驗臺上噴油器壓緊力為32.5 kN 油壓為16.4 MPa 時，開裂位置1 和2 的應(yīng)力與整機考核爆壓最大時的應(yīng)力一致。

圖10 爆壓對開裂位置應(yīng)力的影響規(guī)律

3.3 疲勞試驗開裂位置安全系數(shù)等效

由于溫度效應(yīng)和應(yīng)力多軸效應(yīng)對疲勞有影響，為此在氣缸蓋開裂位置應(yīng)力等效的基礎(chǔ)上，計算了部件疲勞試驗工況的疲勞安全系數(shù)并與整機臺架試驗的安全系數(shù)對比，具體見表3。由表3 可知部件疲勞試驗方案可確定為：噴油器壓緊力為32.5 kN，油壓為16.4 MPa，此時開裂位置的疲勞安全系數(shù)與整機工況基本一致。

表3 開裂位置疲勞情況

4 氣缸蓋部件疲勞試驗驗證

根據(jù)氣缸蓋部件疲勞試驗方法等效性研究結(jié)果，在氣缸蓋部件疲勞試驗臺架上利用噴油器壓緊力來補償臺架考核的熱應(yīng)力后進行部件疲勞試驗，氣缸蓋部件疲勞試驗進行到約820×104次時發(fā)現(xiàn)滲水，停機檢查時發(fā)現(xiàn)水腔與氣道壁之間貫穿性斷裂，失效形式見圖11，破壞位置和整機考核試驗氣缸蓋開裂位置一致，實現(xiàn)了整機臺架故障在部件疲勞試驗上的復(fù)現(xiàn)。

圖11 部件疲勞破壞性試驗氣缸蓋開裂情況

5 結(jié)論

通過本文的研究得到如下結(jié)論：

1）部件疲勞試驗中，利用噴油器壓緊力模擬開裂位置的熱應(yīng)力是有效且不可缺少的。

2）開裂位置應(yīng)力等效的基礎(chǔ)上，需要關(guān)注多軸效應(yīng)的影響和溫度造成的材料性能退化影響。

3）溫度效應(yīng)對部件疲勞試驗工況影響小于整機考核工況，溫度效應(yīng)的影響隨溫度升高而加大。

4）溫度場造成的熱應(yīng)力和噴油器壓緊力造成的應(yīng)力相比，兩種應(yīng)力的多軸效應(yīng)不同，噴油器壓緊力造成的應(yīng)力對疲勞安全系數(shù)影響更大。