氣缸蓋周期性瞬態(tài)溫度場(chǎng)仿真分析

司東亞， 駱清國(guó)， 許晉豪， 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)溫度場(chǎng)仿真分析

司東亞， 駱清國(guó)， 許晉豪， 趙 耀

(裝甲兵工程學(xué)院機(jī)械工程系， 北京 100072)

為研究氣缸內(nèi)高溫燃?xì)庵芷谛约訜嶙饔孟職飧咨w溫度場(chǎng)及其變化規(guī)律，建立了某柴油機(jī)氣缸蓋有限元分析模型，利用流固耦合方法計(jì)算了氣缸蓋穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)，在火力面施加瞬時(shí)熱邊界進(jìn)行了熱分析，得到了4個(gè)工作循環(huán)的氣缸蓋瞬態(tài)溫度場(chǎng)。結(jié)果表明：額定工況運(yùn)行時(shí)氣缸蓋火力面溫度劇烈波動(dòng)，幅值達(dá)到了22 ℃,峰值溫度高達(dá)279.9 ℃，溫度波動(dòng)在火力面深度2.79 mm的薄層內(nèi)較為明顯，但隨深度的增加會(huì)逐漸減小。

氣缸蓋；周期性；瞬態(tài)；溫度場(chǎng)

氣缸蓋為發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)最復(fù)雜的零部件之一。氣缸蓋火力面與高溫燃?xì)庵苯咏佑|，在使用過程中承受著極高的熱負(fù)荷，進(jìn)氣—壓縮—做功—排氣的工作循環(huán)造成氣缸蓋表面劇烈的周期性熱沖擊，容易產(chǎn)生高頻熱疲勞，是導(dǎo)致氣缸蓋失效的重要原因[1-3]。目前，對(duì)氣缸蓋溫度場(chǎng)的研究以穩(wěn)態(tài)為主[4-7]，有必要對(duì)其在周期性燃?xì)饧訜嶙饔孟碌乃矐B(tài)溫度場(chǎng)進(jìn)行深入研究。基于此，筆者通過在火力面施加4個(gè)工作循環(huán)的瞬時(shí)燃?xì)鉁囟群蛽Q熱系數(shù)進(jìn)行瞬態(tài)熱分析，以期得到高溫燃?xì)庵芷谛约訜嶙饔孟碌臍飧咨w場(chǎng)及其變化規(guī)律。

1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

以某6V150型柴油機(jī)為研究對(duì)象，其額定功率為404 kW，額定轉(zhuǎn)速為2 200 r/min，燃燒室為直噴式淺ω型。氣缸蓋為3缸連體式，各缸的結(jié)構(gòu)一致，包括進(jìn)/排氣道、冷卻水道等，其幾何模型如圖1所示。利用ICEM的混合四面體軟件對(duì)其進(jìn)行劃分，網(wǎng)格類型為混合四面體，定義網(wǎng)格尺寸最大為 8mm，最小為 1mm，由于氣缸蓋火力面最易產(chǎn)生裂紋而破壞，研究時(shí)需要重點(diǎn)關(guān)注，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，最終得到的氣缸蓋有限元模型如圖2所示，其網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為2 514 843，網(wǎng)格單元數(shù)為1 764 683。

圖1 氣缸蓋幾何模型

圖2 氣缸蓋有限元模型

2 邊界條件施加

2.1 氣缸蓋火力面

伴隨著進(jìn)氣—壓縮—做功—排氣的過程，缸內(nèi)燃?xì)鉁囟群蛽Q熱系數(shù)周期性地劇烈波動(dòng)。額定工況的一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)的缸內(nèi)燃?xì)馑矔r(shí)溫度和換熱系數(shù)如圖3所示。

圖3 缸內(nèi)瞬時(shí)燃?xì)鉁囟燃皳Q熱系數(shù)

在對(duì)氣缸蓋進(jìn)行瞬態(tài)熱分析之前，需要先進(jìn)行穩(wěn)態(tài)熱分析，即在火力面施加平均等效燃?xì)鉁囟群推骄鶕Q熱系數(shù)，以獲得氣缸蓋的初始穩(wěn)定溫度場(chǎng)。平均等效燃?xì)鉁囟仁侵冈谝粋€(gè)工作循環(huán)中，非穩(wěn)態(tài)傳熱下所傳遞的熱流密度等效于穩(wěn)態(tài)傳熱下傳遞相同熱流密度時(shí)的燃?xì)鉁囟?。相關(guān)研究表明[8]：施加平均等效燃?xì)鉁囟人玫挠?jì)算結(jié)果更接近真實(shí)值。

(1)

(2)

利用式(1)、(2)可計(jì)算得到額定工況下平均等效燃?xì)鉁囟葹? 062.3 ℃，平均換熱系數(shù)為1 152.7W/(m2·℃)。

2.2 氣缸蓋冷卻水腔壁面

氣缸蓋冷卻水腔壁面換熱邊界的獲取和施加十分困難，以往多是通過參考相關(guān)機(jī)型，采用經(jīng)驗(yàn)或半經(jīng)驗(yàn)的方法獲得[9-11]，但準(zhǔn)確性難以保證。筆者通過流固耦合分析獲取冷卻水腔壁面的換熱系數(shù)和溫度，然后將其作為外邊界導(dǎo)入到Transient Thermal Analysis模塊中。由于發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速較高，一個(gè)工作循環(huán)的時(shí)間很短(約0.054 545 s)，故假定在計(jì)算過程中該換熱邊界保持不變。

2.3 氣缸蓋其他壁面

氣缸蓋其他壁面溫度及換熱系數(shù)如表1所示。

表1 氣缸蓋其他壁面溫度及換熱系數(shù)

3 氣缸蓋溫度場(chǎng)計(jì)算與分析

3.1 氣缸蓋穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)

氣缸蓋穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)通過CFD仿真方法進(jìn)行流固耦合計(jì)算得到。計(jì)算時(shí)，將柴油機(jī)氣缸蓋內(nèi)冷卻水復(fù)雜流動(dòng)與傳熱的物理模型簡(jiǎn)化為穩(wěn)態(tài)的無內(nèi)熱源、三維、黏性不可壓縮流體的湍流流動(dòng)，采用目前使用最為廣泛的標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程模型進(jìn)行建模。氣缸蓋穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果如圖4所示，可以看出：1)氣缸蓋溫度分布很不均勻，其上部溫度低，而底部火力面溫度較高，最高溫度為263.6 K，位于兩排氣門之間的“鼻梁區(qū)”；2)排氣門周圍承受高溫燃?xì)鉀_刷，其熱負(fù)荷遠(yuǎn)大于周圍區(qū)域，進(jìn)氣門附近由于受到低溫進(jìn)氣冷卻，溫度相對(duì)較低；3)氣缸蓋各缸不僅結(jié)構(gòu)相同，溫度分布亦相近，因此氣缸蓋瞬態(tài)熱分析時(shí)可選取其中某一缸進(jìn)行分析，以節(jié)約計(jì)算資源、縮短計(jì)算時(shí)間。

圖4 氣缸蓋穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

3.2 火力面瞬態(tài)溫度場(chǎng)

以穩(wěn)態(tài)熱分析得到的氣缸蓋溫度作為瞬態(tài)熱分析的初始溫度，將之前施加在火力面的固定數(shù)值的熱邊界改為隨時(shí)間變化的溫度和換熱系數(shù)。4個(gè)工作循環(huán)瞬時(shí)燃?xì)鉁囟燃皳Q熱系數(shù)隨時(shí)間的變化曲線分別如圖5(a)、(b)所示，其中除火力面換熱邊界外，假定其他壁面換熱條件在整個(gè)瞬態(tài)計(jì)算過程中均保持不變。

圖5 4個(gè)工作循環(huán)瞬時(shí)燃?xì)鉁囟燃皳Q熱系數(shù)隨時(shí)間的變化曲線

圖6 火力面最高溫度隨時(shí)間變化圖

瞬態(tài)計(jì)算時(shí)分2個(gè)載荷步進(jìn)行，第1個(gè)載荷步計(jì)算時(shí)間為0.025 s，在火力面施加等效溫度和換熱系數(shù)；第2個(gè)載荷步的計(jì)算時(shí)間為4個(gè)工作循環(huán)的時(shí)長(zhǎng)，即0.218 17 s。各載荷步均指定初始步數(shù)和最大、最小步數(shù)，采用自動(dòng)時(shí)間步長(zhǎng)的方法進(jìn)行計(jì)算，這樣可以縮短瞬態(tài)計(jì)算初期收斂時(shí)間。

圖6為計(jì)算得到的火力面最高溫度隨時(shí)間的變化情況。可以看出：受缸內(nèi)高溫燃?xì)庥绊?，火力面溫度波?dòng)具有很強(qiáng)的周期性，溫度波動(dòng)范圍在258～280 ℃之間，而穩(wěn)態(tài)計(jì)算得到的火力面最大溫度為263.8 ℃，這說明考慮高溫燃?xì)庵芷谛詿釠_擊時(shí)的最高溫度比穩(wěn)態(tài)計(jì)算時(shí)的溫度高16.2 ℃。

在4個(gè)循環(huán)的計(jì)算時(shí)長(zhǎng)中選取3個(gè)典型時(shí)刻，即初始時(shí)刻A、溫度最高時(shí)刻B和溫度最低時(shí)刻C，不同時(shí)刻火力面溫度分布情況如圖7所示。可以看出：不同時(shí)刻火力面溫度分布略有不同，缸內(nèi)爆發(fā)時(shí)刻火力面高溫區(qū)域擴(kuò)大，但總體上最高溫度均位于兩排氣門之間的“鼻梁區(qū)”，進(jìn)氣門周圍溫度較低，與穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果一致。

3.3 不同深度處瞬態(tài)溫度波動(dòng)分析

依照?qǐng)D8對(duì)氣缸蓋進(jìn)行縱向剖分，觀察到的A、B、C三個(gè)不同時(shí)刻距離火力面不同深度溫度分布如

圖7 不同時(shí)刻火力面溫度分布情況

圖8 氣缸蓋剖分示意圖

圖9所示?？梢钥闯觯焊變?nèi)燃?xì)庵芷谛约訜嶙饔脙H影響火力面表面薄層，其隨著深度增加，溫度波動(dòng)減小。

圖9 不同時(shí)刻距離火力面不同深度溫度分布

圖10、11分別為距離火力面深度為0.56、2.79 mm處不同時(shí)刻的溫度分布。可以看出：深度為0.56 mm處不同時(shí)刻溫度波動(dòng)仍然較明顯，但深度為2.79 mm處不同時(shí)刻溫度變化不大。

圖10 0.56 mm深處不同時(shí)刻溫度分布

圖12 不同深度溫度時(shí)間歷程

圖11 2.79 mm深處不同時(shí)刻溫度分布

圖12為兩排氣門中間位置距離火力面表層深度分別為0、0.56、1.39、2.79、4.18 mm處的溫度時(shí)間歷程?？梢钥闯觯夯鹆γ姹砻?0 mm)溫度與缸內(nèi)燃?xì)鈳缀跬阶兓?，在爆發(fā)壓力時(shí)刻的表面溫度也最高，溫度波動(dòng)比較大；隨著深度的增加，溫度波動(dòng)的幅度在逐漸減小，且溫度波動(dòng)的峰值(最大值)存在延后的現(xiàn)象，例如，在經(jīng)歷第1個(gè)循環(huán)時(shí)，0、0.56、1.39 mm深處到達(dá)溫度波動(dòng)峰值的時(shí)刻依次為0.055、0.061、0.068 s，這是由氣缸蓋熱慣性導(dǎo)致的，熱量在空間傳遞的過程需要一定的時(shí)間。

表2為不同的深度溫度波動(dòng)情況?？梢钥闯觯夯鹆γ姹砻?0 mm)溫度波動(dòng)最大，波動(dòng)幅值達(dá)到22.18 ℃；0.56 mm深處波動(dòng)幅值為7.67 ℃；2.79 mm深處波動(dòng)幅值降為1.23 ℃；4.18 mm深處波動(dòng)幅值已低于1 ℃，可忽略不計(jì)。

表2 不同深度的溫度波動(dòng)情況

4 結(jié)論

筆者針對(duì)某柴油機(jī)氣缸蓋在高溫燃?xì)饧訜嶙饔孟碌闹芷谛运矐B(tài)溫度場(chǎng)進(jìn)行了計(jì)算和分析，得到了氣缸蓋火力面溫度場(chǎng)變化規(guī)律。結(jié)果表明：高溫燃?xì)庵芷谛约訜嶙饔脮?huì)造成氣缸蓋火力面溫度劇烈波動(dòng)，但僅在約2.79 mm左右的薄層內(nèi)較為明顯；火力面溫度波動(dòng)峰值高于穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果，只對(duì)氣缸蓋進(jìn)行穩(wěn)態(tài)熱分析無法準(zhǔn)確反映氣缸蓋的極限熱負(fù)荷情況。下一步，將以瞬態(tài)溫度場(chǎng)為基礎(chǔ)，開展氣缸蓋瞬態(tài)熱機(jī)耦合應(yīng)力的研究，為其可靠性設(shè)計(jì)和疲勞壽命預(yù)測(cè)提供依據(jù)。

[1] 魏春源, 曲振玲，張衛(wèi)正，等. 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.

[2] 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.

[3] 楊萬里, 陳國(guó)華, 葉曉明. 內(nèi)燃機(jī)燃燒室零件表面薄層瞬態(tài)傳熱研究[J]. 小型內(nèi)燃機(jī)與摩托車, 2001, 23(6): 19-22.

[4] 宋狀, 宋希庚. 某八缸柴油機(jī)氣缸蓋溫度場(chǎng)的有限元分析[J]. 農(nóng)業(yè)裝備與車輛工程, 2015,53(5): 55-58.

[5] 紀(jì)春玲, 郝永剛, 等. 基于CFD投影的柴油機(jī)缸蓋溫度場(chǎng)模擬分析[J]. 內(nèi)燃機(jī)與動(dòng)力裝置, 2015, 32(6): 47-50.

[6] 楊明, 成曉北, 汪鑫, 等. 基于流固耦合計(jì)算的柴油機(jī)缸蓋熱-機(jī)械疲勞分析研究[J]. 內(nèi)燃機(jī)工程, 2015, 36(6): 60-66.

[7] 胡鶴, 劉麗華. 基于流固耦合的汽油機(jī)整機(jī)溫度場(chǎng)的仿真分析[J]. 汽車實(shí)用技術(shù), 2015(11): 73-75.

[8] 戴鑫鑫. 發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸蓋內(nèi)復(fù)雜流動(dòng)與傳熱的仿真研究[D]. 北京: 北京交通大學(xué), 2008.

[9] 杜建紅, 張紅兵, 程軍. 內(nèi)燃機(jī)氣缸蓋瞬態(tài)溫度場(chǎng)數(shù)值模擬[J]. 測(cè)試技術(shù)學(xué)報(bào), 1999, 13(4):203-206.

[10] 高春林, 呂建明, 歐陽(yáng)光耀, 等. 柴油機(jī)缸蓋循環(huán)瞬態(tài)溫度場(chǎng)仿真計(jì)算分析[J]. 柴油機(jī), 2011, 33(5): 39-42.

[11] 郭立新， 楊海濤， 夏興蘭． 某汽油機(jī)氣缸蓋循環(huán)瞬態(tài)溫度場(chǎng)計(jì)算[J]. 現(xiàn)代車用動(dòng)力, 2008(2): 16-21.

(責(zé)任編輯:尚菲菲)

Simulation on Periodic Transient Temperature of Cylinder Head

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

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

To study the temperature field and its change laws of cylinder head under periodic high temperature gas, a finite element model of diesel engine cylinder is built. Steady temperature filed is calculated through fluid solid coupling method. Transient thermal boundary conditions are imposed to fire face for thermal analysis, and 4 cycles of transient temperature filed of cylinder head are obtained. Results show that periodic heating effect by high temperature gas will cause significant impact to cylinder head fire face. The temperature amplitude reaches to 22 ℃ and the highest temperature reaches to 279.9 ℃ at rated working condition. The temperature fluctuation caused is obvious at a thin layer within 2.79 mm of fire face, and decreases with the increase of depth.

cylinder head; periodic; transient; temperature filed

1672-1497(2016)05-0045-05

2016-08-01

司東亞(1987-)，男，博士研究生。

TK421

A

10.3969/j.issn.1672-1497.2016.05.009