試驗(yàn)與仿真相結(jié)合的發(fā)動(dòng)機(jī)活塞熱負(fù)荷分析*

王 毅，楊 靖?，鄧幫林，張?jiān)骑w，孫 承，劉凱敏

(1.湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410082；2.湖南大學(xué) 先進(jìn)動(dòng)力總成技術(shù)研究中心，湖南 長(zhǎng)沙 410082）

試驗(yàn)與仿真相結(jié)合的發(fā)動(dòng)機(jī)活塞熱負(fù)荷分析*

王 毅1，2，楊 靖1，2?，鄧幫林1，2，張?jiān)骑w1，2，孫 承1，2，劉凱敏1，2

(1.湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410082；2.湖南大學(xué) 先進(jìn)動(dòng)力總成技術(shù)研究中心，湖南 長(zhǎng)沙 410082）

借助硬度塞溫度測(cè)試、數(shù)值分析手段，結(jié)合對(duì)改進(jìn)前活塞的溫度場(chǎng)和熱應(yīng)力的計(jì)算，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)改進(jìn)后活塞的熱負(fù)荷狀況進(jìn)行評(píng)估.通過(guò)計(jì)算活塞傳熱邊界條件，利用有限元分析軟件，對(duì)活塞進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算，然后利用試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)其進(jìn)行標(biāo)定，在計(jì)算誤差小于5%的情況下，得到改進(jìn)前與改進(jìn)后活塞在A工況和B工況下的溫度場(chǎng)分布，最后進(jìn)行了對(duì)應(yīng)工況的熱應(yīng)力計(jì)算.結(jié)果表明在相同工況下發(fā)動(dòng)機(jī)改進(jìn)后活塞最高溫度均比改進(jìn)前活塞低，最大熱應(yīng)力比改進(jìn)前活塞小.在改進(jìn)前活塞滿足熱負(fù)荷要求的前提下，改進(jìn)后活塞滿足熱負(fù)荷要求.

活塞；硬度塞法；溫度場(chǎng)；熱應(yīng)力

活塞是發(fā)動(dòng)機(jī)的主要受熱零件，工作時(shí)，處于高溫、高壓、高負(fù)荷的惡劣環(huán)境，經(jīng)受周期性交變機(jī)械負(fù)荷和熱負(fù)荷，容易發(fā)生故障［1］.熱負(fù)荷是造成活塞失效的主要因素之一，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)強(qiáng)化指標(biāo)的不斷提高，它的影響作用也越來(lái)越突出［2-5］.為準(zhǔn)確計(jì)算活塞在各個(gè)工況下的應(yīng)力大小，全面考察活塞的強(qiáng)度，對(duì)活塞進(jìn)行疲勞分析、敲缸分析以及潤(rùn)滑磨損分析，確定活塞的溫度場(chǎng)分布是進(jìn)行上述分析的前提［6］.因此，活塞溫度場(chǎng)計(jì)算的精度顯得尤為重要.目前，活塞溫度場(chǎng)測(cè)試試驗(yàn)主要是硬度塞法，硬度塞安裝方便，同時(shí)能夠保證一定的精度.謝琰等人研究了發(fā)動(dòng)機(jī)活塞的溫度場(chǎng)［4］，但研究工況比較單一.夏飛等人利用有限元方法研究了活塞溫度場(chǎng)及熱應(yīng)力［5］，但缺乏試驗(yàn)的驗(yàn)證，其研究結(jié)果缺乏可信度.由于發(fā)動(dòng)機(jī)生產(chǎn)工藝發(fā)生變化，需要對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)活塞進(jìn)行再設(shè)計(jì)以滿足現(xiàn)有的工藝要求.活塞熱負(fù)荷是否滿足要求是活塞再設(shè)計(jì)成功與否的重要評(píng)價(jià)指標(biāo).本文通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)多次試驗(yàn)表明，改進(jìn)前活塞滿足熱負(fù)荷要求.計(jì)算活塞傳熱邊界條件，利用ABAQUS有限元分析軟件，對(duì)活塞進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算，然后利用試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)其進(jìn)行標(biāo)定，在計(jì)算誤差小于5%的狀況下，得到改進(jìn)前與改進(jìn)后活塞在A工況和B工況下的溫度場(chǎng)分布，最后進(jìn)行了對(duì)應(yīng)工況的熱應(yīng)力計(jì)算，評(píng)估改進(jìn)后活塞熱負(fù)荷是否滿足工程應(yīng)用要求.

1 活塞溫度測(cè)試

1.1 硬度塞回火曲線的標(biāo)定

硬度塞法測(cè)試溫度的原理是利用某種合金經(jīng)過(guò)淬火后產(chǎn)生永久性硬度變化，在不同的溫度下進(jìn)行回火，其表面硬度也將隨之變化的現(xiàn)象.對(duì)硬度塞材料而言，其回火溫度和硬度變化最好呈直線關(guān)系或近似線性關(guān)系，同時(shí)要求材料在同一回火溫度下硬度值穩(wěn)定.因此，本次試驗(yàn)中選用材料為GCr15滾珠軸承鋼.

硬度塞的淬火處理是在氣體保護(hù)電爐中進(jìn)行，硬度測(cè)量采用維氏硬度計(jì).淬火后抽取10只硬度塞進(jìn)行硬度測(cè)量，在每只硬度塞上取3個(gè)測(cè)量點(diǎn).測(cè)量數(shù)據(jù)表明，淬火后的硬度塞硬度均勻性很好，硬度值偏差在± 5 HV內(nèi)，滿足硬度塞材料要求，如圖1所示.

圖1 硬度塞淬火后檢測(cè)值Fig.1 Values of plug hardness after quenching

硬度塞達(dá)到所需硬度要求后，進(jìn)行硬度塞回火試驗(yàn)，整理回火數(shù)據(jù)，并利用最小二乘法擬合得到硬度 -溫度曲線，如圖2所示，誤差分析見(jiàn)表1.

圖2 硬度 -回火溫度曲線Fig.2 The curve of temperature under different HVs

表1 最小二乘法誤差分析Tab.1 The error analysis by least square method

1.2 活塞溫度測(cè)點(diǎn)布置

活塞主要幾何參數(shù)如表2所示.在滿足活塞潤(rùn)滑性能的前提下，改進(jìn)前后活塞結(jié)構(gòu)對(duì)比如圖3所示，改進(jìn)后活塞油環(huán)槽高度減小，第3氣環(huán)槽高度加大，頂部厚度增加.為了準(zhǔn)確預(yù)測(cè)活塞溫度場(chǎng)分布，本次試驗(yàn)選用20個(gè)測(cè)點(diǎn).根據(jù)活塞結(jié)構(gòu)，布置硬度塞測(cè)點(diǎn)，改進(jìn)前后活塞測(cè)點(diǎn)位置相同，如圖4所示.

表2 活塞主要幾何參數(shù)Tab.2 The main parameterof_piston

1.3 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)

本次試驗(yàn)分4組進(jìn)行，即改進(jìn)前后活塞分別在最大扭矩工況(工況A）和最大功率工況(工況B）下進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)條件見(jiàn)表3.試驗(yàn)時(shí)最大限度地滿足外界條件的一致性，保證發(fā)動(dòng)機(jī)前后試驗(yàn)均在相同狀態(tài)下運(yùn)行.

圖3 活塞改進(jìn)前后對(duì)比Fig.3 The comparison of design between original and modified

圖4 活塞硬度塞測(cè)點(diǎn)布置Fig.4 The position of hardness plug on surface of piston

表3 試驗(yàn)工況及試驗(yàn)條件Tab.3 The operating condition specification

1.4 活塞測(cè)點(diǎn)溫度及數(shù)據(jù)分析

改進(jìn)前后活塞在兩種不同工況下的測(cè)點(diǎn)溫度分別如圖5和圖6所示.從圖中可以看出，在A工況下，改進(jìn)后活塞大部分溫度測(cè)點(diǎn)比改進(jìn)前相對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)低，B工況亦如此.同時(shí)，A工況下活塞測(cè)點(diǎn)溫度較之B工況下測(cè)點(diǎn)溫度波動(dòng)大，這與發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行狀況相關(guān)，溫度波動(dòng)大表明A工況運(yùn)行工況不穩(wěn)定.

圖5 A工況下改進(jìn)前后活塞溫度對(duì)比Fig.5 The piston temperature comparison between original and the modified under condition A

圖6 B工況下改進(jìn)前后活塞溫度對(duì)比Fig.6 The piston temperature comparison between original and the modified under condition B

2 活塞熱負(fù)荷計(jì)算

2.1 活塞有限元模型

活塞有限元模型如圖7所示，本次計(jì)算為了保證計(jì)算精度，采用了二階四面體，節(jié)點(diǎn)及單元信息見(jiàn)表4.

圖7 活塞改進(jìn)前與改進(jìn)后有限元模型Fig.7 FEM model of original and modified piston

表4 活塞網(wǎng)格信息Tab.4 Mesh information of piston

2.2 活塞材料屬性

活塞材料為鍛鋁2A80，其密度為2.77 g/cm3，彈性模量為72 GPa，泊松比為0.33，抗拉強(qiáng)度為375 MPa；其他隨溫度變化屬性如表5所示.

表5 活塞材料屬性Tab.5 Material properties of piston

2.3 活塞傳熱邊界條件的確定

2.3.1 活塞頂部傳熱邊界條件

發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程中，燃料燃燒釋放的熱能轉(zhuǎn)化為機(jī)械能，該過(guò)程中活塞頂部直接與高溫燃?xì)饨佑|，熱量通過(guò)活塞頂面?zhèn)鞯交钊^部，然后通過(guò)冷卻油腔和活塞環(huán)將熱量傳給其他冷卻介質(zhì)［7］.根據(jù)周期瞬態(tài)溫度波 動(dòng) 理論［5，8］，活 塞 頂面的溫度沿 活 塞 頂法線方向迅速衰減，而這個(gè)溫度的波動(dòng)只發(fā)生在活塞頂面1～2 mm的表層，不對(duì)活塞的溫度場(chǎng)產(chǎn)生較大的影響，所以在某一特定工況下，一般將活塞溫度場(chǎng)近似為穩(wěn)定的溫度場(chǎng).

活塞頂面的傳熱邊界條件包括傳熱系數(shù)和燃?xì)鉁囟?此次試驗(yàn)測(cè)試了發(fā)動(dòng)機(jī)的氣缸壓力，已知燃?xì)鈮毫皻飧兹莘e后，根據(jù)式(1）計(jì)算氣缸瞬時(shí)溫度，B工況氣缸壓力曲線如圖8所示.瞬時(shí)放熱系數(shù)采用艾歇伯格(Eickelberg）公式［9］計(jì) 算 ，即

圖8 發(fā)動(dòng)機(jī)P-Ψ圖Fig.8 P-Ψmap of engine

式中：um為 活 塞 平 均 速 度；Pg為氣體 瞬 時(shí) 壓 力(MPa）；Tg為氣體瞬時(shí)溫度(K）.

計(jì)算氣缸內(nèi)瞬時(shí)壓力和溫度后，根據(jù)式(3）和式(4）計(jì)算每個(gè)循環(huán)的平均對(duì)流放熱系數(shù)和平均溫度［］.

氣缸工作容積隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系為［8］：

式中：Vs為氣缸總?cè)莘e；εc為發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮比；λs為發(fā)動(dòng)機(jī)曲柄連桿比.

為了更精確地分析活塞頂面?zhèn)鳠徇吔纾瑢?duì)活塞頂部進(jìn)行分區(qū).根據(jù)活塞試驗(yàn)所得式(6），(7）來(lái)進(jìn)行活塞頂面?zhèn)鳠嵯禂?shù)分區(qū)［6］，根據(jù)本文研究發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)，計(jì)算中N=38.8 mm是式(6）和式(7）的分界點(diǎn).

2.3.2 活塞內(nèi)腔傳熱邊界條件

活塞內(nèi)腔換熱系數(shù)跟活塞內(nèi)腔溫度與曲軸箱內(nèi)部氣流的流動(dòng)狀況相關(guān).活塞內(nèi)腔表面的換熱系數(shù)為：

式中：T1，T2和Toil分別為活塞頂部溫度、活塞內(nèi)腔底部溫度和曲軸箱氣體溫度；k，σ分別為活塞的導(dǎo)熱系數(shù)、活塞頂厚度；αoil為活塞內(nèi)腔表面與曲軸箱氣體的換熱系數(shù).

2.3.3 活塞側(cè)面?zhèn)鳠徇吔鐥l件

活塞火力岸、環(huán)槽和裙部換熱系數(shù)比較難確定，目前一般采用經(jīng)驗(yàn)公式來(lái)確定.傳熱模型如圖9所示，影響這些區(qū)域的傳熱系數(shù)的因素主要有：氣膜、油膜、活塞環(huán)、缸套的厚度，還有油膜、活塞環(huán)、缸套的換熱系數(shù)和缸套與冷卻水之間的換熱系數(shù)，式(9）～(14）為活塞側(cè)面區(qū)域的換熱系數(shù)求解公式.

圖9 活塞側(cè)面?zhèn)鳠崮Ｐ虵ig.9 Thermal transfer model of side of piston

火力岸換熱系數(shù)為：

第1氣環(huán)槽下緣換熱系數(shù)為：

第2氣環(huán)槽下緣換熱系數(shù)為：

油環(huán)上下緣表面換熱系數(shù)為：

環(huán)槽內(nèi)側(cè)表面換熱系數(shù)為：

活塞裙部表面換熱系數(shù)為：

式中：λ1為燃?xì)獾膶?dǎo)熱系數(shù)；λ2為缸套的導(dǎo)熱系數(shù)；λ3為活塞環(huán)的導(dǎo)熱系數(shù)；λ0為機(jī)油的導(dǎo)熱系數(shù)；αw為缸套和水腔之間的換熱系數(shù)；Δ2為活塞裙部與缸套的間隙；b為缸套厚度；l0為油環(huán)厚度；d為環(huán)傳熱中心間距；n1，n2分別為油環(huán)與第3氣環(huán)的環(huán)外間隙.活塞兩個(gè)工況下各個(gè)區(qū)域的對(duì)流換熱邊界條件見(jiàn)表6.

表6 2種工況活塞傳熱邊界條件Tab.6 Two kinds of piston boundaries of thermal transfer

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果及分析

不同工況下改進(jìn)前與改進(jìn)后活塞與試驗(yàn)對(duì)比如圖10～圖13所示，對(duì)比結(jié)果表明計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好，誤差均小于5%，有效驗(yàn)證了此次計(jì)算的精度達(dá)到工程應(yīng)用要求.

改進(jìn)前與改進(jìn)后活塞在2種不同工況下溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果如圖14～圖17所示.從結(jié)果可以看出，兩種狀態(tài)下，改進(jìn)前最高溫度為298.8℃，改進(jìn)后活塞最高溫度為278.5℃，改進(jìn)后最高溫度比改進(jìn)前有所降低，改進(jìn)后活塞頂部區(qū)域溫度比改進(jìn)前低.改進(jìn)后油環(huán)槽溫度與活塞裙部區(qū)域溫度改進(jìn)后比改進(jìn)前活塞略高.這主要是因?yàn)楦倪M(jìn)后活塞油槽結(jié)構(gòu)所引起的，油環(huán)槽高度降低，活塞頭部熱量更好的向活塞裙部傳遞，活塞裙部的熱量則通過(guò)第三氣環(huán)槽的活塞環(huán)散熱，減少了熱量的累積，同時(shí)減小了溫度梯度.

圖10 A狀態(tài)下改進(jìn)前活塞溫度場(chǎng)計(jì)算值與試驗(yàn)值比較Fig.10 The original piston temperature comparison between simulation and experiment under condition A

圖11 A狀態(tài)下改進(jìn)后活塞溫度場(chǎng)計(jì)算值與試驗(yàn)值比較Fig.11 The modified piston temperature comparison between simulation and experiment under condition A

圖12 B狀態(tài)下改進(jìn)前活塞溫度計(jì)算值與試驗(yàn)值比較Fig.12 The original piston temperature comparison between simulation and experiment under condition B

圖13 B狀態(tài)下改進(jìn)后活塞溫度計(jì)算值與試驗(yàn)值比較Fig.13 The modified piston temperature comparison between simulation and experiment under condition B

圖14 A狀態(tài)下改進(jìn)前活塞溫度場(chǎng)Fig.14 Temperature field of original piston under condition A

圖15 A狀態(tài)下改進(jìn)后活塞溫度場(chǎng)Fig.15 Temperature field of modified piston under condition A

圖16 B狀態(tài)下改進(jìn)前活塞溫度場(chǎng)Fig.16 Temperature field of original piston under condition B

圖17 B狀態(tài)下改進(jìn)后活塞溫度場(chǎng)Fig.17 Temperature field of modified piston under condition B

活塞內(nèi)腔頂部路徑溫度分布如圖18和圖19所示，改進(jìn)后活塞第3氣環(huán)槽加寬使得活塞散熱更好，因此，A狀態(tài)下，改進(jìn)前活塞溫度梯度比改進(jìn)后大，表明沿此路徑，改進(jìn)前活塞熱應(yīng)力比改進(jìn)后活塞大. B狀態(tài)下所表現(xiàn)出來(lái)的此種現(xiàn)象更加明顯.

3.2 活塞熱應(yīng)力分析

根據(jù)溫度場(chǎng)分布，結(jié)合有限元分析軟件，計(jì)算出活塞的熱應(yīng)力，其結(jié)果對(duì)評(píng)價(jià)活塞熱強(qiáng)度具有一定的指導(dǎo)意義.活塞在不同工況下熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如圖20～圖23所示，結(jié)果表明各處的熱應(yīng)力均在50 MPa以下，滿足材料強(qiáng)度要求；其最大熱應(yīng)力主要集中在活塞內(nèi)腔頂部、活塞油環(huán)槽下邊緣、活塞減重孔邊緣處.改進(jìn)后的活塞熱應(yīng)力均有明顯下降，尤其是活塞頂部的內(nèi)表面處.

圖18 A狀態(tài)下活塞熱應(yīng)力分析Fig.18 Thermal stress analysis under condition A

圖19 B狀態(tài)下活塞熱應(yīng)力分析Fig.19 Thermal stress analysis under condition B

圖20 A狀態(tài)下改進(jìn)前活塞熱應(yīng)力分布Fig.20 Thermal stress distribution of original piston under condition A

圖21 A狀態(tài)下改進(jìn)后活塞熱應(yīng)力分布Fig.21 Thermal stress distribution of modified piston under condition A

圖22 B狀態(tài)下改進(jìn)前活塞熱應(yīng)力分布Fig.22 Thermal stress distribution of original piston under condition B

圖23 B狀態(tài)下改進(jìn)后活塞熱應(yīng)力分布Fig.23 Thermal stress distribution of modified piston under condition B

4 結(jié) 論

1）在相同工況下，改進(jìn)后活塞最高溫度比改進(jìn)前最高溫度低，改進(jìn)后活塞頂部區(qū)域溫度比改進(jìn)前低，油環(huán)槽溫度與活塞裙部區(qū)域溫度改進(jìn)后比改進(jìn)前略高.

2）在狀態(tài)A和狀態(tài)B下，改進(jìn)后活塞熱應(yīng)力最大值比改進(jìn)前活塞熱應(yīng)力均有減小.

3）通過(guò)試驗(yàn)與仿真相結(jié)合分析活塞溫度場(chǎng)及熱應(yīng)力分布狀況是解決活塞熱負(fù)荷問(wèn)題的有效途徑，結(jié)構(gòu)改進(jìn)后溫度分布和熱應(yīng)力均得到有效改善.

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Thermal Load Analysis of Engine Piston Combined Experiment with Simulation

WANG Yi1，2，YANG Jing1，2?，DENG Bang-lin1，2，ZHANG Yun-fei1，2，SUN Cheng1，2，LIU Kai-min1，2

（1.State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle Body，Hunan Univ，Changsha，Hunan 410082，China；2.Research Center for Advanced Powertrain Technology，Hunan Univ，Changsha，Hunan 410082，China）

In order to investigate the thermal load distribution of modified piston，it is necessary to analyze temperature field and thermal stress combined simulation with experiments.The FE software was used to simulate the temperature field of the piston after the boundary conditions of thermal transfer were calculated，and then，the results were verified according to experiment data，and the error of calculation was less than 5%.Finally，temperature field and thermal stress were derived under different operating conditions including conditions A and B.The results of investigation show that the maximum temperature and maximum value of thermal stress of modified piston decrease compared with the original piston.The modified piston meets the demand of thermal load based on the original piston meeting the demand of thermal load.

pistons；plug of hardness method；temperature field；thermal stress

U464.134

A

1674-2974（2014）08-0023-07

2013- 10- 25

國(guó)家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(863計(jì)劃）資助項(xiàng)目(2008AA11A114）；湖南省研究生科研創(chuàng)新基金資助項(xiàng)目(CX20108125）

王 毅(1986-），男，湖北利川人，湖南大學(xué)博士研究生

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