某缸蓋熱機(jī)疲勞分析

摘要：利用AVL-Fire對缸內(nèi)工作過程和水套進(jìn)行CFD分析，得到缸內(nèi)及水套壁面的熱邊界條件，通過有限元技術(shù)把對流熱邊界耦合至固體傳熱的計算中，達(dá)到共軛傳熱的目的；分別完成了機(jī)械載荷和溫度載荷下的缸蓋應(yīng)力計算，結(jié)合經(jīng)過溫度修正的材料特性，計算得到疲勞安全因子分布。分析結(jié)果表明：對于缸蓋疲勞而言，熱載荷貢獻(xiàn)明顯大于機(jī)械載荷；缸蓋設(shè)計滿足使用要求。

關(guān)鍵詞：缸蓋；熱邊界；流固耦合；熱機(jī)疲勞

中圖分類號：TK422 文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A

The Thermal –Mechanical Fatigue Analysis of a Cylinder Head

Deng Banglin，Liu Jingping，Yang Jing，Zhao Zhichao，F(xiàn)u Jianqin

(Research Center for Advanced Powertrain Technology， Hunan Univ，Changsha，Hunan410082，China）

Abstract: Applied with AVL-Fire， the CFD analysis was carried out on the in-cylinder and water jacket. In order to achieve the conjugate heat transfer， the convection thermal boundary conditions were coupled to the calculation process of the solid heat conduction by FE technology. The calculation of the cylinder head stress under the mechanical and thermal load were done respectively. Finally， analyzed the mechanical-thermal fatigue integrating the material properties which corrected by temperature， and access to the safe factor. The results show that in terms of the fatigue of cylinder head， the contribution of thermal load is greater than the mechanical load obviously. The results also show that the cylinder head design meet it’s work demand.

Keyword: Cylinder Head; Thermal Boundary; Fluid-Solid Coupling; Mechanical-Thermal Fatigue

引言

氣缸蓋是發(fā)動機(jī)最核心、最復(fù)雜的工作零件之一，其燃燒室與活塞、缸套共同組成發(fā)動機(jī)的工質(zhì)燃燒和做功空間；進(jìn)、排氣道負(fù)責(zé)氣體交換和氣流組織；水套負(fù)責(zé)組織水流進(jìn)行缸蓋冷卻。所以，缸蓋功能的實(shí)現(xiàn)是由流場、溫度場、應(yīng)力場等多個物理場共同作用決定的[1]。如此，發(fā)動機(jī)受熱件的可靠性受機(jī)械和熱負(fù)荷的綜合影響，并分高周[2]、低周[3]兩種分析方法。本文綜合利用流體動力學(xué)和有限元軟件對某柴油機(jī)缸蓋進(jìn)行熱機(jī)疲勞分析。充分考慮流體和固體的共軛傳熱，以及機(jī)械與熱載荷的耦合作用對缸蓋疲勞特性的影響。

1 共軛傳熱基本原理

對于某些流體與固體之間的對流換熱問題，熱邊界條件無法預(yù)先給定，而是受到流體與壁面之間相互作用的制約[4]。這時無論界面上的溫度還是熱流密度都應(yīng)看成是計算結(jié)果的一部分，而不是已知條件[5]。像這類熱邊界條件是由熱量交換過程動態(tài)地加以決定而不能預(yù)先規(guī)定的問題，稱為共軛傳熱亦即耦合傳熱問題。

流固耦合傳熱計算的關(guān)鍵是實(shí)現(xiàn)流體與固體或交界壁面處的熱量傳遞。由能量守恒可知，在流固耦合界面處，固體傳出的熱量應(yīng)等于流體吸收的熱量。采用公式（1）來描述這一守恒，聯(lián)接實(shí)體的Fourier熱傳導(dǎo)方程和流體的對流換熱控制方程[6]。

（1）

式中， 為固體的導(dǎo)熱系數(shù)， 為局部對流換熱系數(shù)， 為流體溫度， 為壁面溫度。

流體側(cè)，采用 湍流模型來計算流體與壁面的對流換熱邊界條件。換熱邊界被分為層流區(qū)域和湍流區(qū)域，其中層流區(qū)域的換熱系數(shù)為[7]：

（2）

其中， 為流體比熱， 為流體動力粘度， 為Prandtl數(shù)， 為單元中心至壁面的法向距離。

對于 >11.06的湍流區(qū)域，換熱系數(shù)為：

（3）

其中， 為卡門常數(shù)， 為常數(shù)， 為函數(shù)項(xiàng)， 為無量綱距離函數(shù)：

（4）

式中， 為流體密度， 為流體切向速度。

固體側(cè)，內(nèi)燃機(jī)固體結(jié)構(gòu)的傳熱為穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問題，一般假設(shè)零件為常物性并無內(nèi)熱源，其控制方程為：

2 缸蓋熱機(jī)疲勞分析流程

對于缸蓋的溫度場計算來說，缸內(nèi)及水套的換熱條件極為重要，所以要想精確的捕捉到換熱條件及后續(xù)的溫度梯度，必須把缸內(nèi)及水套與壁面的共軛傳熱納入其流程中。圖1為缸蓋熱機(jī)疲勞分析過程?？梢钥吹?，缸內(nèi)計算時邊界條件從一維熱力學(xué)計算得到；缸蓋溫度場計算時缸內(nèi)和水套壁面熱邊界從CFD計算得到。從而保證了計算的延續(xù)性與可操作性。熱機(jī)耦合方面，最大爆發(fā)壓力于各缸的輪流作用構(gòu)成了動應(yīng)力循環(huán)，而熱應(yīng)力和裝配應(yīng)力（包括螺栓預(yù)緊力和座圈過盈裝配預(yù)緊力）視為常應(yīng)力，而材料特性經(jīng)過溫度修正。可以說，整個過程有理有據(jù)，步驟清晰，具有較大的工程應(yīng)用意義。

本文所分析發(fā)動機(jī)基本參數(shù)如表1所示。

3 缸內(nèi)工作過程CFD計算

發(fā)動機(jī)缸內(nèi)工作過程指從進(jìn)氣至排氣結(jié)束，包含噴霧、燃燒、物質(zhì)傳輸和排放物生成等一系列強(qiáng)烈瞬變和多場耦合過程。是各種熱機(jī)和燃燒裝置中最為復(fù)雜的[8]。本文利用專業(yè)的內(nèi)燃機(jī)CFD軟件AVL-Fire模擬這一過程。圖2所示為各階段的網(wǎng)格。計算中，進(jìn)口給定隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的流量及溫度，如圖3所示；出口給定隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的靜壓，壁面給定溫度；除此之外，還需對噴霧、燃燒、排放等模型進(jìn)行一系列設(shè)置，限于篇幅，這里不再詳述。

a）進(jìn)氣階段 b）燃燒階段c）排氣階段

出口靜壓曲線

Fig.4Static pressure of the outlet

4 水套CFD計算

發(fā)動機(jī)水套由缸體、缸蓋、缸墊、機(jī)油冷卻器等空腔組成，結(jié)構(gòu)非常復(fù)雜。在AVL-Fire中采取高級混成法劃分網(wǎng)格，以六面體為主，網(wǎng)格總數(shù)超過400萬，如圖5所示。邊界條件：進(jìn)口為水泵流量1.44kg/s，溫度為363K；出口為靜壓1bar；缸蓋壁面溫度為393K；缸體（包括機(jī)油冷卻器）壁面溫度為373K；流體為50%水和50%添加劑（GLYCOL）構(gòu)成的混合物；初始條件：壓力1.1bar，溫度373K。

水套CFD網(wǎng)格

Fig.5CFD meshes of water jacket

5 缸蓋溫度場計算

5.1 網(wǎng)格劃分

計算中，由于不關(guān)注缸體應(yīng)力，缸體采取簡化模型來代替，用于施加和缸蓋及螺栓的接觸條件。整個模型一共產(chǎn)生983839個單元，246702個節(jié)點(diǎn)，其網(wǎng)格如圖6所示。

缸蓋組件有限元網(wǎng)格

Fig.6Finite element meshes of cylinder head components

5.2 熱邊界條件

CFD計算之后，把熱邊界映射到有限元面網(wǎng)格，得到有限元軟件可以讀取的文件。各耦合面換熱系數(shù)分布如圖7所示。

a）燃燒室 b）排氣道

c）進(jìn)氣道 d）水套

e）排氣座圈

f）進(jìn)氣座圈

各表面換熱系數(shù)

Fig.7Surface heat transfer coefficient

5.3 材料特性

缸蓋材料為ZL101A，其密度2.7×10-9 T/mm3，楊氏模量47GPa，泊松比0.3；其它隨溫度變化的參數(shù)如表2所示。

給出了缸蓋溫度場結(jié)果。從中看到，缸蓋最高溫度為203°C，出現(xiàn)于兩排氣門座圈之間，后端溫度較高是因?yàn)檫@里作為EGR通道，受高溫排氣的“加熱”；從剖開視圖看，兩排氣道之間，由于高溫排氣匯集于此，熱流密度大，加上此處鑄造堆積的材料較“厚實(shí)”，故成為高溫點(diǎn)。一般而言，鑄造鋁合金要求工作溫度≤260°C，缸蓋溫度遠(yuǎn)在此要求之下。這得益于缸內(nèi)工作熱負(fù)荷不高以及良好的冷卻水流組織（可從前面熱邊界看出）。

a）溫度場整體分布

b）沿氣缸中心切開（Ⅰ-Ⅰ截面旋轉(zhuǎn)）視圖

圖8 缸蓋溫度場

Fig.8Temperature field of cylinder head

6 缸蓋機(jī)械應(yīng)力及熱應(yīng)力計算

缸蓋機(jī)械載荷主要為預(yù)緊力和爆發(fā)壓力。計算中螺栓預(yù)緊力為68000N；座圈過盈量為0.034mm（半徑過盈量）；最大爆發(fā)壓力為16MPa，輪流作用于各缸。

圖9和圖10給出了預(yù)緊力工況及預(yù)緊力+爆發(fā)壓力工況下的缸蓋應(yīng)力分布，從中看到，螺栓預(yù)緊力作用范圍較小，引起的應(yīng)力較高，但以壓應(yīng)力為主；在預(yù)緊力和爆發(fā)壓力共同作用下，缸蓋火力面應(yīng)力并不大，主要集中于預(yù)熱塞孔尖端處和兩排氣座圈之間；圖11給出了缸蓋在僅作用溫度載荷下的熱應(yīng)力分布，最大值為80.89MPa，出現(xiàn)于進(jìn)、排氣門座圈之間，這里恰是溫度梯度較大處（參考圖8）。

預(yù)緊力工況應(yīng)力分布

Fig.9 Stress distribution under preload

預(yù)緊力+爆發(fā)壓力（第三缸最大）工況應(yīng)力分布

Fig.10 Stress distribution under preload plus boost pressure (largest at the third cylinder) work condition

缸蓋熱應(yīng)力分布

Fig.11Thermal-stress distribution of cylinder head

7 缸蓋熱機(jī)疲勞計算

按發(fā)火順序以最大爆發(fā)壓力輪流作用于各缸構(gòu)成動應(yīng)力循環(huán)進(jìn)行疲勞分析，而預(yù)緊力和熱應(yīng)力作為常應(yīng)力。采用S-N方法和線性累積損傷理論進(jìn)行疲勞計算，并利用溫度場修正材料的S-N曲線。

計算得到的熱機(jī)疲勞安全因子分布如圖12所示。從中看到，安全因子最低為1.37，滿足缸蓋強(qiáng)度要求，最小值出現(xiàn)于進(jìn)、排氣門座圈之間，而此處恰好是溫度梯度最大處，說明溫度分布對于缸蓋的可靠性致關(guān)重要。安全因子分布于各缸之間略有差別。

缸蓋熱機(jī)疲勞安全因子分布

Fig.12Mechanical-thermal fatigue safety factor distribution of cylinder head

8 結(jié)論

（1）缸蓋最高溫度203°C，出現(xiàn)于兩排氣門座圈之間，溫度滿足材料許可溫度要求，主要得益于缸內(nèi)工作熱載荷不高及良好的冷卻水流組織；

（2）螺栓預(yù)緊力產(chǎn)生的應(yīng)力最高296.6MPa，出現(xiàn)于螺栓搭子根部，以壓應(yīng)力為主；溫度載荷作用下，最大應(yīng)力81MPa，出現(xiàn)于溫度梯度較大的進(jìn)排氣門座圈之間；

（3）缸蓋熱機(jī)疲勞安全因子最小為1.37，滿足工作強(qiáng)度要求，最小值出現(xiàn)于進(jìn)、排氣門座圈之間，恰好是溫度梯度最大處，說明溫度分布對于缸蓋可靠性的重要性，也表明溫度載荷對缸蓋的疲勞貢獻(xiàn)大于機(jī)械載荷；

（4）通過流固耦合，可以較為精確的捕捉到缸蓋的換熱條件，是內(nèi)燃機(jī)高溫零件傳熱分析的得力手段。通過熱機(jī)耦合可以充分考慮高溫零件在機(jī)械和熱載荷綜合作用下的疲勞特性。

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