氣缸蓋周期性瞬態(tài)應(yīng)力場(chǎng)仿真分析

司東亞， 駱清國(guó)， 許晉豪， 尹洪濤， 趙　耀

(裝甲兵工程學(xué)院機(jī)械工程系， 北京 100072)

?

氣缸蓋周期性瞬態(tài)應(yīng)力場(chǎng)仿真分析

司東亞， 駱清國(guó)， 許晉豪， 尹洪濤， 趙耀

(裝甲兵工程學(xué)院機(jī)械工程系， 北京 100072)

摘要：為研究燃?xì)鈮毫ψ饔孟職飧咨w周期性瞬態(tài)應(yīng)力場(chǎng)，首先建立了發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸蓋、氣缸體、氣缸套和螺栓的裝配體模型并進(jìn)行了網(wǎng)格劃分，然后計(jì)算了機(jī)械載荷作用下4個(gè)工作循環(huán)內(nèi)氣缸蓋火力面瞬態(tài)應(yīng)力場(chǎng)，并與考慮氣缸蓋溫度場(chǎng)時(shí)火力面瞬態(tài)應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行了對(duì)比分析。研究表明：燃?xì)鈮毫Σ▌?dòng)會(huì)造成氣缸蓋火力面周期性的應(yīng)力波動(dòng)，考慮溫度場(chǎng)時(shí)火力面應(yīng)力大小和波動(dòng)幅值比單獨(dú)考慮機(jī)械載荷時(shí)明顯增加，最大應(yīng)力位于進(jìn)、排氣門(mén)之間的“鼻梁區(qū)”，與氣缸蓋實(shí)際易產(chǎn)生裂紋位置相符，驗(yàn)證了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

關(guān)鍵詞：氣缸蓋； 瞬態(tài)應(yīng)力場(chǎng)； 燃?xì)鈮毫Γ?熱機(jī)耦合

氣缸蓋是發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)最為復(fù)雜的零部件之一，其火力面“鼻梁區(qū)”產(chǎn)生裂紋是氣缸蓋最常見(jiàn)的損傷失效形式[1-3]。氣缸蓋與氣缸套、活塞等共同組成發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室，火力面與高溫燃?xì)庵苯咏佑|，承受著很高的熱負(fù)荷。同時(shí)，伴隨著發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣、壓縮、做功、排氣4個(gè)沖程，缸內(nèi)燃?xì)鈮毫σ仓芷谛缘貏×也▌?dòng)。因受到計(jì)算速度和存儲(chǔ)空間的限制，前期氣缸蓋應(yīng)力場(chǎng)的研究以穩(wěn)態(tài)仿真計(jì)算為主[4-6]，有關(guān)氣缸蓋在動(dòng)態(tài)載荷作用下的瞬態(tài)應(yīng)力研究則很少[7-9]，缸內(nèi)燃?xì)鈮毫Σ▌?dòng)對(duì)氣缸蓋疲勞損傷的影響規(guī)律尚不清楚。

基于此，筆者首先建立氣缸蓋、氣缸體、氣缸套和螺栓的裝配體模型，然后對(duì)燃?xì)鈮毫ψ饔孟職飧咨w火力面應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)計(jì)算。在計(jì)算時(shí)設(shè)置2種載荷工況：1)單獨(dú)考慮機(jī)械載荷，包含缸內(nèi)燃?xì)鈮毫σ约奥菟A(yù)緊力；2)除機(jī)械載荷外，還考慮溫度場(chǎng)，對(duì)氣缸蓋進(jìn)行瞬態(tài)熱機(jī)耦合計(jì)算。得到2種載荷工況下缸內(nèi)燃?xì)鈮毫υ斐傻幕鹆γ嫠矐B(tài)應(yīng)力波動(dòng)情況，并進(jìn)行對(duì)比分析。

1模型建立與邊界條件施加

1.1模型建立

研究對(duì)象為某6v150柴油機(jī)，其額定功率為404 kW，額定轉(zhuǎn)速為2 200 r/min。根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，選取其中某一缸進(jìn)行分析，通過(guò)Pro/E建立氣缸蓋、氣缸體、氣缸套和8個(gè)螺栓(主、副螺栓各4個(gè))的幾何模型，然后將模型分別導(dǎo)入ANSYS/DM 模塊進(jìn)行裝配并作適當(dāng)簡(jiǎn)化，裝配體幾何模型如圖1所示。由于氣缸蓋結(jié)構(gòu)復(fù)雜，不規(guī)則曲面較多，ANSYS自動(dòng)劃分網(wǎng)格較為困難，故采用ICEM對(duì)氣缸蓋進(jìn)行網(wǎng)格劃分，裝配體網(wǎng)格劃分如圖2(a)所示；氣缸蓋火力面最易產(chǎn)生裂紋而破壞，因而在網(wǎng)格劃分時(shí)對(duì)火力面網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化處理，如圖2(b)所示。裝配體有限元模型的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為4 823 403，網(wǎng)格單元數(shù)為3 325 507。

圖1裝配體幾何模型

圖2裝配體有限元模型

1.2邊界條件施加

網(wǎng)格劃分之后，需要進(jìn)一步確定模型的邊界條件。邊界條件施加的合理性對(duì)計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性影響很大。對(duì)該裝配體施加的邊界條件主要有約束邊界條件、接觸邊界條件以及載荷邊界條件3種[10]。

1.2.1約束邊界條件

考慮到發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，建模時(shí)只選取了其中1個(gè)氣缸，因而需要在模型上施加對(duì)稱約束(symmetry)，主要施加在氣缸蓋、氣缸體和主螺栓截面上，如圖3(a)所示。選取氣缸體、氣缸套和主、副螺栓底面施加固定約束(fixed support)，如圖3(b)所示。施加固定約束可較好地清除各位置的位移分量，使部件的固定方式更接近真實(shí)工況。

圖3約束邊界

1.2.2接觸邊界條件

2個(gè)相互獨(dú)立的有限元模型表面互相碰觸并且相切，這種狀態(tài)稱為接觸狀，相互接觸的表面定義為一個(gè)接觸對(duì)[11]。該裝配體包含較多的接觸對(duì)，在氣缸蓋與氣缸體、氣缸蓋與螺栓等兩兩接觸的部件之間設(shè)置面面接觸，接觸類型設(shè)置為綁定(boned)。

1.2.3載荷邊界條件

該模型承受的載荷主要有機(jī)械載荷和熱載荷2種，其中機(jī)械載荷包括缸內(nèi)燃?xì)鈮毫吐菟A(yù)緊力。

施加燃?xì)鈮毫r(shí)，忽略其分布不均勻性，將其以均布面力的形式直接施加在氣缸蓋火力面上。螺栓預(yù)緊力施加在8個(gè)螺栓的圓柱面上，如圖4所示，其中：A,B,…,H分別為8個(gè)螺栓上預(yù)緊力施加的位置；主螺栓上預(yù)緊力為98 kN，副螺栓上預(yù)緊力為49 kN；由于在主螺栓上施加了對(duì)稱邊界，故主螺栓上施加的預(yù)緊力減半，也為49 kN。

圖4螺栓預(yù)緊力施加在8個(gè)螺栓的圓柱面上

熱機(jī)耦合分析時(shí)需要考慮模型熱載荷。熱載荷可通過(guò)裝配體模型與冷卻水進(jìn)行流固耦合傳熱仿真來(lái)獲得[11]，將計(jì)算得到的氣缸蓋溫度場(chǎng)以體載荷的形式直接施加在有限元模型上。

2機(jī)械載荷作用下瞬態(tài)應(yīng)力分析

選取額定工況點(diǎn)(2 200 r/min)作為計(jì)算工況點(diǎn)，在主、副螺栓上施加預(yù)緊力，在火力面施加燃?xì)鈮毫?。燃?xì)鈮毫νㄟ^(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)工作過(guò)程仿真獲得。首先進(jìn)行靜力學(xué)分析，分別選擇缸內(nèi)燃?xì)獗l(fā)壓力和燃?xì)庾钚毫κ┘釉诨鹆γ嫔?，?jì)算氣缸蓋穩(wěn)態(tài)應(yīng)力場(chǎng)；然后進(jìn)行瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析，在火力面施加隨時(shí)間變化的缸內(nèi)燃?xì)鈮毫?，?jì)算氣缸蓋瞬態(tài)應(yīng)力場(chǎng)變化情況。

2.1氣缸蓋靜力學(xué)分析

通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)工作過(guò)程仿真得到一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)燃?xì)鈮毫﹄S曲軸轉(zhuǎn)角的變化曲線，如圖5所示?？梢钥闯觯侯~定工況時(shí)缸內(nèi)最小燃?xì)鈮毫?.203 MPa，燃?xì)獗l(fā)壓力為12.31 MPa。

圖5一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)燃?xì)鈮毫﹄S曲軸轉(zhuǎn)角變化曲線

計(jì)算得到施加爆發(fā)壓力和最小燃?xì)鈮毫r(shí)火力面 “鼻梁區(qū)”應(yīng)力分布情況，分別如圖6、7所示?？梢钥闯觯?)2種載荷下氣缸蓋火力面應(yīng)力分布比較接近，其最大值分別為19.84、22.482 MPa，應(yīng)力最大的區(qū)域?yàn)檫M(jìn)氣門(mén)之間的“鼻梁區(qū)”；2)燃?xì)鈮毫υ黾邮沟没鹆γ孀畲髴?yīng)力略有下降，這是因?yàn)榛鹆γ娴膽?yīng)力以預(yù)緊力產(chǎn)生的拉應(yīng)力為主，燃?xì)獗l(fā)壓力作用在火力面產(chǎn)生壓應(yīng)力，二者相抵使得火力面危險(xiǎn)點(diǎn)的應(yīng)力水平下降。

圖6施加爆發(fā)壓力時(shí)火力面“鼻梁區(qū)”應(yīng)力分布

圖7施加最小燃?xì)鈮毫r(shí)火力面“鼻梁區(qū)”應(yīng)力分布

2.2氣缸蓋瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析

對(duì)氣缸蓋進(jìn)行靜力學(xué)分析之后，需要對(duì)其進(jìn)行瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)計(jì)算與分析，以考察動(dòng)態(tài)載荷作用下氣缸蓋瞬態(tài)應(yīng)力場(chǎng)的變化規(guī)律。選取額定工況下4個(gè)工作循環(huán)(0.218 17 s)進(jìn)行研究，瞬態(tài)計(jì)算時(shí)采用自動(dòng)時(shí)間步長(zhǎng)的方法，設(shè)置初始步數(shù)為100，最大步數(shù)為200。4個(gè)工作循環(huán)的火力面燃?xì)鈮毫啊氨橇簠^(qū)”最大應(yīng)力如圖8所示?？梢钥闯觯?)在第1個(gè)工作循環(huán)的火力面“鼻梁區(qū)”最大應(yīng)力仿真結(jié)果難以收斂，應(yīng)力波動(dòng)頻繁，一段時(shí)間后計(jì)算收斂，從收斂后的計(jì)算結(jié)果看，火力面鼻梁區(qū)最大應(yīng)力波動(dòng)周期性明顯，燃?xì)鈮毫Ψ逯祵?duì)應(yīng)火力面鼻梁區(qū)應(yīng)力的谷值；2)在爆發(fā)壓力時(shí)刻鼻梁區(qū)最大應(yīng)力值為19.9 MPa，在最小燃?xì)鈮毫r(shí)刻最大應(yīng)力值為22.6 MPa，瞬態(tài)計(jì)算得到的火力面鼻梁區(qū)應(yīng)力大小、分布與靜態(tài)計(jì)算結(jié)果十分接近，應(yīng)力波動(dòng)幅值約為2.7 MPa。

圖8火力面燃?xì)鈮毫啊氨橇簠^(qū)”最大應(yīng)力

3熱機(jī)耦合作用下瞬態(tài)應(yīng)力分析

發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)，氣缸蓋火力面與高溫燃?xì)庵苯咏佑|，承受很高的熱負(fù)荷。因此，有必要對(duì)氣缸蓋進(jìn)行熱機(jī)耦合研究，以考察受熱條件下周期性燃?xì)鈮毫Σ▌?dòng)對(duì)氣缸蓋瞬態(tài)應(yīng)力場(chǎng)的影響。

由于熱慣性，發(fā)動(dòng)機(jī)在穩(wěn)定或者過(guò)渡工況下工作時(shí)氣缸蓋的溫度變化范圍不大，火力面周期性的瞬態(tài)換熱邊界條件對(duì)氣缸蓋的整體溫度場(chǎng)影響很小，可近似認(rèn)為氣缸蓋的溫度場(chǎng)是穩(wěn)定的[12-13]。通過(guò)流固耦合傳熱仿真獲得額定工況下氣缸蓋穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)，如圖9所示?？梢钥闯觯簹飧咨w最高溫度達(dá)到301.06 ℃，位于排氣門(mén)“鼻梁區(qū)”，而進(jìn)氣門(mén)“鼻梁區(qū)”溫度則較低。這是由于高溫燃?xì)馀懦鰰r(shí)對(duì)排氣門(mén)區(qū)域起到加熱作用，而進(jìn)氣門(mén)區(qū)域在新鮮空氣流入時(shí)受到冷卻，因而排氣門(mén)溫度明顯高于進(jìn)氣門(mén)。

圖9額定工況下氣缸蓋穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)

將氣缸蓋穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)以體載荷形式導(dǎo)入進(jìn)行瞬態(tài)熱機(jī)耦合分析，瞬態(tài)計(jì)算設(shè)置2個(gè)載荷步：第1個(gè)載荷步計(jì)算時(shí)長(zhǎng)為0.025 s，施加螺栓預(yù)緊力以及最小燃?xì)鈮毫?，?jì)算在第1個(gè)載荷步收斂，這樣可避免施加瞬態(tài)燃?xì)鈮毫Τ跗诔霈F(xiàn)計(jì)算不穩(wěn)定的現(xiàn)象；第2個(gè)載荷步計(jì)算時(shí)長(zhǎng)為4個(gè)工作循環(huán)(0.218 17 s)，導(dǎo)入穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)，同時(shí)將螺栓預(yù)緊力定義為“l(fā)ock”，在火力面施加4個(gè)工作循環(huán)的燃?xì)鈮毫?，如圖10所示。圖11為計(jì)算得到的氣缸蓋火力面“鼻梁區(qū)”最大應(yīng)力時(shí)間歷程，圖中：A為起始燃?xì)鈮毫ψ钚r(shí)刻；B為燃?xì)鈮毫ψ畲髸r(shí)刻；C為燃?xì)鈮毫ο陆禃r(shí)刻；D為燃?xì)鈮毫ι仙龝r(shí)刻。從圖11可以看出：

圖104個(gè)工作循環(huán)缸內(nèi)燃?xì)鈮毫?/p>

圖11火力面“鼻梁區(qū)”最大應(yīng)力時(shí)間歷程

1)火力面“鼻梁區(qū)”應(yīng)力波動(dòng)與燃?xì)鈮毫Σ▌?dòng)同步，具有明顯的周期性。

2)考慮溫度場(chǎng)時(shí)，火力面最大應(yīng)力為656.7 MPa，與機(jī)械載荷單獨(dú)作用時(shí)的應(yīng)力最大值(22.6 MPa)相比有顯著增加，應(yīng)力波動(dòng)幅值也從2.2 MPa增大到6.1 MPa，表明氣缸蓋火力面受到的載荷以熱應(yīng)力為主，燃?xì)鈮毫ψ兓斐傻膽?yīng)力波動(dòng)相對(duì)較小。

3)考慮溫度場(chǎng)時(shí)，爆發(fā)壓力時(shí)刻的火力面應(yīng)力最大；而不考慮溫度場(chǎng)時(shí)，該時(shí)刻的火力面應(yīng)力最小。這是因?yàn)椋翰豢紤]溫度場(chǎng)時(shí)火力面以預(yù)緊力造成的拉應(yīng)力為主，而燃?xì)鈮毫υ诨鹆γ娈a(chǎn)生的是壓應(yīng)力，二者相抵消，使火力面應(yīng)力減小；考慮溫度場(chǎng)時(shí)，火力面以溫度場(chǎng)產(chǎn)生的壓應(yīng)力為主，與燃?xì)鈮毫Ξa(chǎn)生的壓應(yīng)力相疊加，使火力面應(yīng)力增大。

圖12分別為4個(gè)不同時(shí)刻火力面“鼻梁區(qū)”的應(yīng)力分布情況?？梢钥闯觯嚎紤]溫度場(chǎng)時(shí)，不同時(shí)刻應(yīng)力分布相似，表明缸內(nèi)燃?xì)鈮毫Σ▌?dòng)對(duì)氣缸蓋應(yīng)力分布造成的影響很??；最大應(yīng)力均處于進(jìn)、排氣門(mén)之間的“鼻梁區(qū)”，該區(qū)域也是實(shí)際使用中最易產(chǎn)生裂紋的區(qū)域，表明計(jì)算結(jié)果與實(shí)際相符。因此，在對(duì)氣缸蓋進(jìn)行可靠性設(shè)計(jì)和強(qiáng)度分析時(shí)，必須要計(jì)入溫度場(chǎng)的影響。

圖124個(gè)不同時(shí)刻火力面“鼻梁區(qū)”應(yīng)力分布

4結(jié)論

燃?xì)鈮毫ψ饔孟職飧咨w火力面會(huì)產(chǎn)生周期性的應(yīng)力波動(dòng)，單獨(dú)考慮機(jī)械載荷時(shí)，應(yīng)力大小和波動(dòng)幅值均較?。豢紤]溫度場(chǎng)時(shí)，應(yīng)力大小和波動(dòng)幅值明顯增大。熱機(jī)耦合分析得到氣缸蓋火力面最大應(yīng)力位于進(jìn)、排氣門(mén)之間“鼻梁區(qū)”，與實(shí)際易產(chǎn)生裂紋位置相符，驗(yàn)證了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。此外，熱機(jī)耦合分析時(shí)假定氣缸蓋溫度場(chǎng)恒定，沒(méi)有考慮缸內(nèi)燃?xì)庵芷谛约訜嵩斐傻臏囟炔▌?dòng)對(duì)氣缸蓋瞬態(tài)應(yīng)力的影響，因此需進(jìn)一步的深入研究。

參考文獻(xiàn)：

[1]平修二.熱應(yīng)力與熱疲勞[M].北京：國(guó)防工業(yè)出版社，1984：274-275.

[2]魏春源，曲振玲，張衛(wèi)正.內(nèi)燃機(jī)典型零件損傷圖譜[M]. 北京：北京理工大學(xué)出版社，2001：50-51.

[3]肖永寧，潘克煜.內(nèi)燃機(jī)熱負(fù)荷與熱強(qiáng)度[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1988：86-87.

[4]Lee C C， Chiang K N， Chen W K. Design and Analysis of Gasket Sealing of Cylinder Head under Engine Operation Condition. Finite Elements in Analysis and Design， 2005，(41)：1160-1174.

[5]趙心遠(yuǎn)，劉繼全. 柴油機(jī)氣缸蓋熱-固耦合分析[J].機(jī)械工程與自動(dòng)化，2011，6(3)：67 -69.

[6]王晨. 柴油機(jī)氣缸蓋熱-機(jī)械強(qiáng)度有限元分析[D].哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué)，2010.

[7]郭立新,楊海濤,夏興蘭. 某汽油機(jī)過(guò)渡工況氣缸蓋溫度場(chǎng)數(shù)值模擬計(jì)算[J].現(xiàn)代車用動(dòng)力，2007，127(3)：32-37.

[8]程軍，李玉峰. 過(guò)渡工況下風(fēng)冷內(nèi)燃機(jī)氣缸蓋溫度的變化規(guī)律[J].內(nèi)燃機(jī)工程，1995，16(2)：50-54.

[9]姬芬竹，杜發(fā)榮，司東宏. 過(guò)渡工況下汽車發(fā)動(dòng)機(jī)汽缸蓋溫度的測(cè)試及分析[J]. 洛陽(yáng)工學(xué)院學(xué)報(bào)，2001，22(3)：44-47.

[10]陳少林. 柴油機(jī)氣缸蓋動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析研究[D].太原：中北大學(xué)，2011.

[11]樓曉清. 某型柴油機(jī)氣缸蓋的熱機(jī)耦合分析[D]. 哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué)，2011.

[12]朱小平，劉震濤，俞小莉.熱-機(jī)耦合條件下氣缸蓋強(qiáng)度及疲勞壽命分析[J].機(jī)電工程，2011，28(10)：1176-1179.

[13]劉潔，潘亦蘇. 鋁合金柴油機(jī)氣缸蓋熱-機(jī)耦合應(yīng)力分析[J].拖拉機(jī)與農(nóng)用運(yùn)輸車，2009，36(2)：40-42.

(責(zé)任編輯: 尚菲菲)

Simulation Analysis on Periodic Transient Stress Filed of Cylinder Head

SI Dong-ya, LUO Qing-guo, XU Jin-hao, YIN Hong-tao, ZHAO Yao

(Department of Mechanical Engineering, Academy of Armored Force Engineering, Beijing 100072, China)

Key words:cylinder head; transient stress filed; gas pressure; thermal-mechanical coupling

Abstract：To study the periodic transient stress of cylinder head under in-cylinder gas pressure, an assembly model composed of cylinder head, cylinder block, cylinder liner and bolt is built and the mesh grid is divided. Then the transient stress filed of cylinder head fire face is calculated under 4 operating cycles of mechanical loads, and a comparison analysis is made with the transient stress filed of fire face considering cylinder head temperature field. The results show that gas pressure fluctuation can cause periodic transient stress wave on cylinder head fire face, value and amplitude of the stress when considering temperature filed can rise obviously than only considering mechanical load. The maximal stress is located at “the bridge zone” between the intake valve and the exhaust valve, which is conformed to the actual position that easily cracks on cylinder head, and correctness of the calculation results is verified.

文章編號(hào)：1672-1497(2016)03-0045-05

收稿日期：2016-02-26

作者簡(jiǎn)介：司東亞(1987-)，男，博士研究生。

中圖分類號(hào)：TK421

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI：10.3969/j.issn.1672-1497.2016.03.010