基于有限元技術(shù)的汽車發(fā)動機密封性能研究

李衛(wèi)民，趙文川，唐兆豐

(遼寧工業(yè)大學(xué) 機械工程與自動化學(xué)院，遼寧 錦州 121001)

0 引言

近年來，國內(nèi)外相關(guān)領(lǐng)域的專家普遍著眼于汽車發(fā)動機動力性能、經(jīng)濟(jì)性能以及環(huán)保性能等熱門領(lǐng)域的研究，而對發(fā)動機密封性能的研究較少，缺乏大量的研究經(jīng)驗。其中，大多研究為了節(jié)省研究成本，僅局限于以氣缸墊為研究對象進(jìn)行密封性能的探討，并且往往沒有對發(fā)動機密封性能提供具體的改進(jìn)依據(jù)，也沒有利用多物理場耦合對發(fā)動機密封性能的研究結(jié)果進(jìn)行可靠性檢驗，故研究內(nèi)容缺乏代表性、系統(tǒng)性及借鑒性。本文利用有限元技術(shù)對汽車發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)的密封性能進(jìn)行研究，將影響發(fā)動機密封性能的關(guān)鍵因素進(jìn)行優(yōu)化調(diào)整、然后再對其進(jìn)行密封性能提升的可靠性檢驗，并重點突出汽車發(fā)動機密封性能數(shù)值模擬研究的關(guān)鍵方法和重要思想，從而能夠促進(jìn)發(fā)動機密封行業(yè)的發(fā)展[1]。

1 穩(wěn)態(tài)研究

1.1 網(wǎng)格劃分

本文以如圖1所示的汽車發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)為研究對象進(jìn)行研究，由于發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)相較復(fù)雜且外部特征規(guī)律性不強，因此需要對發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)設(shè)計完整的網(wǎng)格處理方案，具體是在四面體網(wǎng)格單元的基礎(chǔ)上利用分割法對其進(jìn)行處理，其中，對各零件相接觸表面、定義邊界條件表面、影響求解結(jié)果的結(jié)構(gòu)特征以及較小的結(jié)構(gòu)特征進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，對不重要的結(jié)構(gòu)特征進(jìn)行網(wǎng)格稀疏處理。另外，對于組合結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格劃分還需要考慮網(wǎng)格單元的協(xié)調(diào)問題，以避免網(wǎng)格單元不匹配的現(xiàn)象發(fā)生。最終經(jīng)過反復(fù)的測試和修正，獲得了較高質(zhì)量的發(fā)動機網(wǎng)格，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示。

圖1 汽車發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)

(a)發(fā)動機網(wǎng)格 (b)發(fā)動機網(wǎng)格質(zhì)量圖2 網(wǎng)格劃分結(jié)果

1.2 接觸問題

在接觸對的設(shè)置中，當(dāng)數(shù)模導(dǎo)入ANSYS Workbench中，由于系統(tǒng)會自動在氣缸蓋、氣缸墊及氣缸體之間生成相應(yīng)的接觸對，為了保證計算結(jié)果的可靠性，需要將沒有意義和對計算產(chǎn)生干擾的接觸對進(jìn)行修改或刪除。在接觸類型的選擇中，由于發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)具有較復(fù)雜、接觸面較大、切向和法向幾乎沒有位移以及計算量較大、不易收斂等特點，則選擇適用于各種接觸領(lǐng)域的線性接觸對Bonded[2]。在接觸算法的選擇中，選用適合于所有接觸分析且收斂性強的罰函數(shù)法，并設(shè)置合適的接觸剛度來建立起交界面間的相互關(guān)系，從而阻止交界面間的相互穿透，經(jīng)過反復(fù)的測試和修正，最終確定接觸剛度為0.6。

1.3 邊界條件

發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)的邊界位移、載荷等約束條件的準(zhǔn)確性將直接影響計算結(jié)果的可靠性，則邊界條件的獲取在有限元研究中起著至關(guān)重要的作用。主要邊界條件如下：

(1)材料屬性如表1所示。

表1 材料屬性

(2)位移邊界條件：在發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)的底面定義全位移約束，使機體底部能夠完全固定，在發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)的2個側(cè)面分別定義水平位移約束，以消除機體的切向滑移。

(3)載荷邊界條件：對發(fā)動機密封性能穩(wěn)態(tài)研究主要涉及到的是機械載荷，其主要包括螺栓預(yù)緊力和各沖程爆破壓力。

其中，對螺栓預(yù)緊力的設(shè)置時，可以省略各螺栓對發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)的聯(lián)接，在發(fā)動機正常工作狀況下，根據(jù)受預(yù)緊力和工作拉力的預(yù)緊螺栓聯(lián)接公式，如式(1)所示，進(jìn)行簡化螺栓的換算。

(1)

聯(lián)接發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)的每個螺栓預(yù)緊力和工作拉力分別為46667N和5297N，經(jīng)計算每個螺栓所承受的螺栓總力為47991N，即直接在螺栓墊片的凸臺上設(shè)置47991N豎直向下的軸向力，如果發(fā)動機不承受各沖程的爆破壓力，直接在螺栓墊片的凸臺上設(shè)置螺栓預(yù)緊力46667N即可。

對發(fā)動機爆破壓力的設(shè)置時，需要根據(jù)發(fā)動機的示功圖明確各燃燒室的工作順序和活塞的沖程順序，其中燃燒室的工作順序為1-3-4-2，活塞的沖程順序為進(jìn)氣-壓縮-做功-排氣，其中，通過示功圖能夠確定發(fā)動機做功沖程的爆破壓力為10MPa，進(jìn)氣沖程的爆破壓力為0.09MPa，壓縮沖程的爆破壓力為1.5MPa，排氣沖程的爆破壓力為0.4MPa。需要注意的是，經(jīng)過多次驗證，由于發(fā)動機在燃燒室1缸做功時，整機變形最大、最明顯，故在發(fā)動機燃燒室1缸位置設(shè)置做功沖程的最大爆破壓力，其余氣缸根據(jù)燃燒室和活塞的工作順序，相應(yīng)的設(shè)置其他沖程的爆破壓力。

1.4 求解及結(jié)果分析

由于發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，所以在求解計算時，容易出現(xiàn)計算結(jié)果無法收斂的情況，主要原因是網(wǎng)格質(zhì)量偏低和時間設(shè)置的不合理，因此當(dāng)遇到計算結(jié)果無法收斂時，首先應(yīng)該考慮調(diào)整劃分網(wǎng)格的方法、尺寸以及相關(guān)度等，然后再考慮對分析設(shè)置中的時間步進(jìn)行調(diào)整，時間步長越小越能保證計算結(jié)果具有收斂性。另外，為了使氣缸墊表面的接觸壓力與實際中的面壓實驗結(jié)果進(jìn)行對比，在求解氣缸墊表面的接觸壓力時不需要對發(fā)動機設(shè)置各沖程的爆破壓力。其中，面壓實驗結(jié)果的氣缸墊全壓紋表面壓強約為100MPa，氣缸墊半壓紋表面壓強約為50MPa。

最后經(jīng)求解，獲得氣缸墊計算結(jié)果云圖，如圖3所示。

圖3 氣缸墊計算結(jié)果云圖

由圖3a可知，全壓紋的接觸壓力為110MPa左右，半壓紋的接觸壓力為55MPa左右，則能夠與面壓實驗結(jié)果吻合，從而驗證了發(fā)動機數(shù)模的準(zhǔn)確性和數(shù)值模擬方法的正確性。需要注意的是，雖然對比二者的數(shù)據(jù)相差不大，但是在螺栓預(yù)緊力影響較小和缸口周圍的局部位置，存在接觸壓力缺失和密封接觸不均勻的情況。再由圖3b可知，氣缸墊整體應(yīng)力分布比較均勻，但是在缸口周圍全壓紋、螺栓孔周圍半壓紋的局部位置分布不均勻且出現(xiàn)應(yīng)力較大的情況，雖然符合發(fā)動機密封規(guī)律，但是局部等效應(yīng)力過大能夠?qū)е旅芊饨佑|面變形不均勻，容易出現(xiàn)局部變形偏大的情況，當(dāng)變形大于氣缸墊壓紋結(jié)構(gòu)原始設(shè)計高度，將會嚴(yán)重影響發(fā)動機的密封性能。因此，綜合分析氣缸墊計算結(jié)果云圖可知，發(fā)動機密封性能并不是很穩(wěn)定，存在一定的密封缺陷和不足，故為了進(jìn)一步提升其密封性能，有必要對影響發(fā)動機密封性能的關(guān)鍵因素進(jìn)行優(yōu)化調(diào)整。

2 關(guān)鍵密封因素的優(yōu)化調(diào)整

由于氣缸墊的壓紋結(jié)構(gòu)和聯(lián)接發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)的螺栓預(yù)緊力是影響發(fā)動機密封性能最主要因素，因此著重研究這兩方面的優(yōu)化調(diào)整[3]。對于工程領(lǐng)域的優(yōu)化問題，可通過插值法進(jìn)行解決，而為了能夠提高插值法的計算效率和計算精度，可以將插值法與Matlab數(shù)值運算相結(jié)合，即利用Matlab插值法對關(guān)鍵密封因素進(jìn)行優(yōu)化調(diào)整。其中，Matlab插值方法的選擇主要從運算時間、占用計算機內(nèi)存以及插值的光滑程度等方面進(jìn)行考慮，由于對影響密封的關(guān)鍵因素進(jìn)行優(yōu)化需要插值光滑程度較高的曲線、曲面來保證結(jié)果的精確性，故選用Matlab三次樣條插值法進(jìn)行解決，而且三次樣條插值也具有良好的收斂性與穩(wěn)定性，是一種改進(jìn)的分段插值，在工程領(lǐng)域的優(yōu)化方面應(yīng)用最為廣泛[4]。

2.1 氣缸墊壓紋結(jié)構(gòu)的研究

根據(jù)氣缸墊的實際設(shè)計經(jīng)驗可知，該發(fā)動機所配套使用的氣缸墊全壓紋結(jié)構(gòu)高度為固定值0.2mm，而寬度可在1.8～2mm的區(qū)間內(nèi)取值，半壓紋結(jié)構(gòu)寬度為固定值1.2mm，而高度可在0.2～0.25mm的區(qū)間內(nèi)取[5]。

首先對氣缸墊全壓紋結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化調(diào)整，將全壓紋結(jié)構(gòu)參數(shù)列成如表2所示。

表2 全壓紋結(jié)構(gòu)參數(shù)(mm)

然后將表2中的各組參數(shù)所對應(yīng)的數(shù)模導(dǎo)入ANSYS Workbench有限元軟件中進(jìn)行求解計算，則獲得1至5組所對應(yīng)的氣缸墊縱向變形結(jié)果計算云圖，如圖4所示。

圖4 氣缸墊縱向變形計算結(jié)果云圖

由圖4可知，氣缸墊各組縱向變形量均小于壓紋結(jié)構(gòu)的原始設(shè)計高度0.2mm，從而均能夠滿足發(fā)動機的密封需求，但是根據(jù)發(fā)動機的實際密封經(jīng)驗可知，在氣缸墊壓紋結(jié)構(gòu)允許變形的范圍之內(nèi)，其變形量越大，則發(fā)動機的密封性能越好，故將氣缸墊壓紋結(jié)構(gòu)的各組最大變形量進(jìn)行統(tǒng)計[6]，如表3所示。

表3 氣缸壓紋墊結(jié)構(gòu)縱向變形量(單位:mm)

接著再利用Matlab插值法，對表3中的各組數(shù)據(jù)進(jìn)行Matlab一維插值的計算，從而獲得Matlab一維插值曲線，如圖5所示。

圖5 氣缸墊全壓紋結(jié)構(gòu)變化的Matlab一維插值曲線

由圖5可知，當(dāng)氣缸墊全壓紋寬度為1.83mm時，氣缸墊的縱向變形量最大，約為0.188mm，且該變形量小于全壓紋的原始設(shè)計高度，故根據(jù)Matlab插值預(yù)估結(jié)果，該全壓紋結(jié)構(gòu)更加有利于發(fā)動機密封性能的提高[7]。

關(guān)于氣缸墊半壓紋結(jié)構(gòu)的優(yōu)化調(diào)整，方法同上述氣缸墊全壓紋結(jié)構(gòu)優(yōu)化調(diào)整的研究，本文不再贅述[8]。最終獲得氣缸墊半壓紋結(jié)構(gòu)的高度為0.236mm。

2.2 螺栓預(yù)緊力的研究

發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)由10個公制M10高強度螺栓進(jìn)行聯(lián)接，該螺栓的最大預(yù)緊力一般不超過49333N，則在螺栓預(yù)緊力的研究中需要保證各個螺栓預(yù)緊力低于49333N且在46667N附近進(jìn)行調(diào)試。需要注意的是，由于發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)承受螺栓預(yù)緊力具有一定的對稱性，所以為了防止在改變螺栓預(yù)緊力時，導(dǎo)致氣缸墊產(chǎn)生附加力、翹曲變形等不良現(xiàn)象，需要在發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)的對稱位置上相應(yīng)的調(diào)整螺栓預(yù)緊力，具體是先調(diào)整中間位置的2個螺栓預(yù)緊力，其余位置的螺栓預(yù)緊力為46667N，然后調(diào)整次外層4個螺栓的預(yù)緊力，中間2個螺栓設(shè)置調(diào)整后的螺栓預(yù)緊力，再調(diào)整最外層4個螺栓的預(yù)緊力，最外層的4個螺栓預(yù)緊力為46667N，中間位置和次外層的螺栓都設(shè)置調(diào)整后的預(yù)緊力，最終實現(xiàn)對發(fā)動機各螺栓預(yù)緊力的全面調(diào)控，則預(yù)先暫時獲得了更加適合發(fā)動機密封的螺栓預(yù)緊力[9]。從1缸排氣道一側(cè)順時針起，各螺栓預(yù)緊力分別為：44500N、44000N、43500N、45000N、45500N、45000N、44500N、43000N、43500N、44000N。

接著再利用Matlab插值法，對各螺栓預(yù)緊力進(jìn)行二維插值計算，獲得Matlab二維插值曲面如圖6所示。

圖6 各螺栓預(yù)緊力的MATLAB二維插值曲面

由圖6可知，能夠獲得各螺栓預(yù)緊力的Matlab預(yù)估值，從1缸排氣道一側(cè)順時針起，各螺栓預(yù)緊力分別為44473N、43905N、43914N、44543N、45665N、45178N、44011N、43422N、43411N、43978N。

3 熱流固多物理場耦合的研究

對經(jīng)過優(yōu)化調(diào)整后的結(jié)果進(jìn)行熱流固多物理場耦合研究，以驗證Matlab預(yù)估結(jié)果的準(zhǔn)確性。由于發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)熱流固多物理場耦合的求解具有計算成本高、數(shù)據(jù)量大以及不易收斂等特點，故首先根據(jù)數(shù)模的具體結(jié)構(gòu)和實際工況進(jìn)行截取處理，數(shù)模屬于直列四缸結(jié)構(gòu)且燃燒室各氣缸的結(jié)構(gòu)基本一致，在實際工作中所承受的熱載荷和機械載荷又具有對稱性，則可沿著其2缸和3缸的中心線進(jìn)行截取，然后保留1缸和2缸一側(cè)，再在不影響計算結(jié)果的前提下，對倒角、圓角和一些只具有修飾作用的工藝特征等進(jìn)行簡化、變換處理。最終經(jīng)過處理的發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)模型如圖7a所示。另外，由于發(fā)動機內(nèi)部的水套縱橫交錯、相較復(fù)雜，則通過SolidWorks軟件進(jìn)行布爾運算減的操作來獲得其水套模型，如圖7b所示。

發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)模型及水套模型如圖7所示。

(a)汽油發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)模型 (b)水套模型圖7 發(fā)動機組合結(jié)構(gòu)模型及水套模型

另外，耦合場研究的網(wǎng)格、接觸等借鑒上述穩(wěn)態(tài)研究。

3.1 發(fā)動機的流體場求解計算

主要從水套中的冷卻液與其內(nèi)壁的熱對流和機體外表面與周圍環(huán)境的熱對流兩方面進(jìn)行考慮。在水套中的冷卻液與其內(nèi)壁的熱對流中，是采用設(shè)置流固交界面自動傳遞熱的方式將冷卻液的溫度傳遞給機體。其中，將氣缸體上的水套總?cè)肟谠O(shè)置成冷卻液的速度入口，將截斷面上的所有水套出口設(shè)置成冷卻液的壓力出口，冷卻液的進(jìn)口速度為2m/s，溫度為343K。在機體外表面與周圍環(huán)境的熱對流中，是采用設(shè)置氣固交界面自動傳遞熱的方式將機體溫度傳遞到周圍環(huán)境中[10]，其中，機體外表面的熱載荷設(shè)置是通過周圍環(huán)境溫度以及熱對流系數(shù)的方式進(jìn)行定義的，周圍環(huán)境溫度為320K，相應(yīng)的熱對流系數(shù)為50W/m2·K。

最終獲得冷卻液速度計算結(jié)果云圖，如圖8所示。

圖8 冷卻液速度計算結(jié)果云圖

根據(jù)圖8可知，燃燒室1缸處的流速大于燃燒室2缸處的流速，且絕大部分區(qū)域的流速高于國際設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)0.5m/s，故不存在冷卻死區(qū)的現(xiàn)象，能夠?qū)崿F(xiàn)對機體進(jìn)行有效降溫，符合實際中的工作需求。

3.2 發(fā)動機的瞬態(tài)溫度場求解計算

首先將流體場中獲得的求解結(jié)果導(dǎo)入瞬態(tài)溫度場中使之成為其邊界條件之一，再根據(jù)燃燒室壁面接觸部分的溫度和對流熱系數(shù)曲線來確定具體的溫度和對流換熱系數(shù)值[11]。其中，進(jìn)氣沖程溫度和換熱系數(shù)分別取320K和360W/m2·K，壓縮沖程溫度和換熱系數(shù)分別取425K和475W/m2·K，做功沖程溫度和換熱系數(shù)分別取950K和550W/m2·K，排氣沖程溫度和換熱系數(shù)分別取475K和500W/m2·K。

最終獲得機體流體場和瞬態(tài)溫度場耦合的各沖程溫度計算結(jié)果云圖，如圖9所示，其中，右側(cè)為1缸。

(a)進(jìn)氣沖程溫度云圖 (b)壓縮沖程溫度云圖

(c)做功沖程溫度云圖 (d)排氣沖程溫度云圖

圖9組合結(jié)構(gòu)流體場和瞬態(tài)溫度場耦合的各沖程溫度計算結(jié)果云圖

由圖9可知，雖然機體燃燒室處的溫度較高、變化較明顯，但是在水套中冷卻液的降溫作用下，其燃燒室處的溫度幾乎沒有向機體的其他位置進(jìn)行擴散，故冷卻液的降溫效果相較良好、整體溫度相較平穩(wěn)。其中，燃燒室1缸的溫度比燃燒室2缸的溫度偏低，是由于冷卻液從水套入口到水套出口的過程中，流速逐漸降低，從而燃燒室1缸處的流速高于燃燒室2缸導(dǎo)致的，故機體的溫度變化和冷卻液的實際流動情況能夠相對應(yīng)。

3.3 發(fā)動機的瞬態(tài)結(jié)構(gòu)場求解計算

首先將流體場和瞬態(tài)溫度場耦合分析獲得的求解結(jié)果導(dǎo)入瞬態(tài)結(jié)構(gòu)場模塊中使之成為其邊界條件之一，需要注意的是，在機體截取面上進(jìn)行對稱位移約束的定義，然后再根據(jù)發(fā)動機示功圖確定各沖程的時間和其對應(yīng)的爆破壓力。

最終獲得氣缸墊流體場、瞬態(tài)溫度場及瞬態(tài)結(jié)構(gòu)場多物理場耦合的各沖程縱向變形計算結(jié)果云圖，如圖10所示，其中，右側(cè)為1缸。

(a)進(jìn)氣縱向變形云圖 (b)壓縮縱向變形云圖

(c)做功縱向變形云圖 (d)排氣縱向變形云圖圖10 氣缸墊多物理場耦合的縱向變形計算結(jié)果云圖

由圖10可知，氣缸墊在熱載荷、機械載荷的共同作用下，雖然氣缸墊缸口處壓紋變形相較明顯，但整體壓紋的縱向變形相較均勻，根據(jù)氣缸墊在發(fā)動機正常工作時實際密封經(jīng)驗可知，各沖程的氣缸墊縱向變形量大于未優(yōu)化調(diào)整關(guān)鍵因素之前且依然小于氣缸墊壓紋結(jié)構(gòu)的原始設(shè)計高度，故優(yōu)化調(diào)整關(guān)鍵密封因素后的氣缸墊密封性能更加穩(wěn)定，更加滿足發(fā)動機在實際工作時的密封需求。其中，氣缸墊2缸處的變形比氣缸墊1缸處的變形更大、更加明顯，是由于在熱載荷的作用下，燃燒室2缸所承受的等效應(yīng)力大于燃燒1缸而導(dǎo)致的。另外，氣缸墊上壓紋的縱向變形情況遵循爆破壓力和螺栓預(yù)緊力的相抵消原理，即當(dāng)發(fā)動機處于做功沖程時，螺栓預(yù)緊力被較大的爆破壓力抵消的較多，導(dǎo)致縱向變形最大，壓縮沖程次之，排氣沖程再次之，而在吸氣沖程時，螺栓預(yù)緊力被較小的爆破壓力抵消較少，導(dǎo)致縱向變形最小，故該現(xiàn)象符合氣缸墊實際密封中變形的變化規(guī)律。另外，螺栓預(yù)緊力并不是越大越能滿足汽車發(fā)動機的實際密封情況，而是要根據(jù)發(fā)動機的具體結(jié)構(gòu)和實際工況進(jìn)行螺栓預(yù)緊力的設(shè)置。

4 結(jié)論

本文根據(jù)國內(nèi)汽車發(fā)動機密封領(lǐng)域所面對的實際問題，應(yīng)用有限元分析技術(shù)對汽車發(fā)動機的密封性能進(jìn)行全面、系統(tǒng)的研究。利用數(shù)值模擬計算結(jié)果，驗證了汽車發(fā)動機數(shù)模具有準(zhǔn)確性、數(shù)值模擬方法具有正確性以及掌握了發(fā)動機密封時存在的缺陷和不足，然后通過結(jié)合Matlab插值法對主要影響發(fā)動機密封性能的關(guān)鍵因素進(jìn)行了優(yōu)化調(diào)整，再通過多物理場耦合計算結(jié)果對優(yōu)化調(diào)整后的發(fā)動機密封性能進(jìn)行可靠性檢驗，最終準(zhǔn)確獲得了更加適合發(fā)動機密封的氣缸墊壓紋結(jié)構(gòu)及聯(lián)接螺栓的預(yù)緊力，從而使發(fā)動機密封性能得以提高。