發(fā)動機后油封孔熱變形機理分析*

解 鵬 ，梁洪波 ，王 雷

（安徽交通職業(yè)技術學院，安徽 合肥 230051）

1 背景

汽車發(fā)動機曲軸箱前后端分別安裝有發(fā)動機飛輪與皮帶輪，因此曲軸軸端須伸出曲軸箱外。發(fā)動機運行時曲軸高速旋轉(zhuǎn)，且曲軸箱內(nèi)存在一定正壓力，對于曲軸箱后側油封的密封要求更高。曲軸箱后油封密封性主要取決于兩點：油封結構與安裝、發(fā)動機曲軸箱后油封孔加工成型精度。為了不斷地追求發(fā)動機的輕量化，越來越多的發(fā)動機曲軸箱被設計為薄壁結構，其剛性較弱成為加工過程中影響加工精度的主要因素[1]。

發(fā)動機后油封為旋轉(zhuǎn)密封件，實際工作過程中受單側壓力，影響密封性能和工作壽命的主要因素有密封件結構材料、工作壓力P、端面滑移速度V[2]以及加工孔的圓度。特別是對于合箱加工薄壁工件，孔的加工圓度不容易保證，而圓度超差容易導致后油封密封不嚴，引起后油封漏油等影響產(chǎn)品質(zhì)量的問題[3]，同時造成不必要的加工成本增加、原材料浪費。目前，與發(fā)動機曲軸箱相似的圓孔結構在加工的過程中，在孔加工成型后圓度保證上的研究主要集中在夾具裝夾力對加工圓度的研究[4]以及切削殘余應力等方面的研究上，而對于各工藝流程中溫度差引起的熱變形方面的研究很少。

在實際生產(chǎn)過程中發(fā)現(xiàn)：某發(fā)動機機型后油封孔在加工過程完成后，經(jīng)過清洗機清洗頻繁出現(xiàn)后油封孔圓度超差，導致漏油風險增大，極大影響油封密封性和使用壽命。該型發(fā)動機的曲軸后油封孔加工屬于薄壁件孔加工，切削加工過程為常溫環(huán)境下進行，加工完成后需要進行機體的整體清洗，為提高清洗效果，清洗液溫度一般控制在45 ℃~55 ℃之間。課題組主要討論該型發(fā)動機在清洗前后后油封孔圓度的變化情況，同時借用有限元分析方法分析理論狀態(tài)下后油封孔熱變形位移情況，解釋熱變形的恢復釋放受螺栓擰緊力矩影響的機理，從而為類似發(fā)動機后油封孔加工的薄壁圓孔加工工藝優(yōu)化提供一種解決思路。

2 氣缸體的結構和加工工藝

2.1 氣缸體結構

發(fā)動機氣缸體屬于薄壁箱體結構，其結構比較復雜，按照曲軸箱上下剖面的位置不同可以分為三類：一般式、龍門式、隧道式[5]，如表1所示。氣缸體的上半部分為氣缸，一般成列分布或者呈V型分布。氣缸外圈設置有可以充滿冷卻液的水套結構，下部按照氣缸分布設置有中間隔板以及缸體外殼；曲軸由主軸承蓋固定安裝在氣缸體主軸承座上，曲軸兩端經(jīng)過曲軸箱前、后油封孔伸出氣缸體，并且由曲軸前后油封保證其軸端的密封性。

表1 發(fā)動機氣缸體的結構分類

2.2 氣缸體加工工藝

發(fā)動機氣缸體是一個復雜的薄壁箱體零部件，不同材料、不同結構形式的氣缸體，其加工過程也不同。一般分為各平面加工、鉆孔、鏜孔、攻絲、精加工（缸孔、曲軸孔等）、測量（缸孔、曲軸孔等）、堵蓋襯套裝配、清洗[6]。

曲軸軸孔是幾何形狀精度和尺寸精度要求都很嚴格的部位，由于其形狀特殊，且要求保證具有嚴格的尺寸精度、同心度、圓度和表面光潔度。曲軸箱前后端孔需要與正時齒輪罩蓋和油封等部件裝配，要求所有的曲軸孔同心[6]，因此一般將所有曲軸和油封孔進行合箱同時加工。

氣缸體的清洗質(zhì)量對發(fā)動機的性能也具有重要的影響。加工后對氣缸體的清洗可以避免鑄沙、切屑、磨粒和加工毛刺等進入發(fā)動機的潤滑系統(tǒng)和冷卻系統(tǒng)，產(chǎn)生故障。清洗過程中清洗液的溫度、配方、清洗設備、清洗時間、清洗方式等因素決定著清洗質(zhì)量，相同條件下，高溫金屬清洗液的清洗效果遠比常溫好[7]。在生產(chǎn)實踐中，對于內(nèi)部結構復雜的零部件，往往采用浸洗法，即將零部件浸入高溫清洗液，清洗液溫度可設置為50 ℃~90 ℃，以達到更好的清洗效果。

3 發(fā)動機氣缸體加工熱變形分析

發(fā)動機氣缸體主要結構形式可以分為一般式、龍門式、隧道式，不同結構形式的發(fā)動機氣缸體加工工藝有所區(qū)別。國內(nèi)外采用較多的為一般式氣缸體構成的發(fā)動機曲軸箱，該結構類型發(fā)動機曲軸箱后油封孔由發(fā)動機氣缸體和下曲軸箱裝配而成，氣缸體和下曲軸箱材質(zhì)均為鑄鋁，上下箱體分別加工完成后，再合箱安裝。對于該類型箱體構件，影響其安裝后圓孔精度的主要因素有多個：加工設備精度、裝配精度、加工熱變形等。其中，影響鑄鋁材質(zhì)曲軸箱后油封孔圓度的熱變形，主要由后油封孔沿著油封孔所在曲軸徑向平面內(nèi)的熱變形造成。因此，需要通過對曲軸箱后油封孔所在徑向平面內(nèi)箱體結構進行建模，并分析其在加工過程中的熱變形規(guī)律。

3.1 氣缸體的幾何模型

利用三維建模軟件進行氣缸體和油底殼準確的幾何實體模型建立。計算分析模型的幾何結構和尺寸，以某型號1.5 L直列四缸汽油發(fā)動機的結構和尺寸為參照。

由于發(fā)動機后油封孔周圍不同位置壁厚與結構的不同，在其加工過程中溫度變化時各區(qū)域發(fā)生的變形量大小各有不同，所以需要對發(fā)動機曲軸箱后油封孔端面各個方向變形情況進行分析計算。為了方便對整個組件變形區(qū)域在發(fā)動機后油封孔所在平面內(nèi)的變形情況進行量化分析，以曲軸后油封孔幾何中心為坐標原點建立平面坐標系，將發(fā)動機曲軸箱后油封孔端面分為四個象限區(qū)域，其中上半部分為缸體，下半部分為曲軸箱，如圖1所示。

圖1 發(fā)動機機體坐標系

3.2 氣缸體的網(wǎng)格劃分

將三維模型導入ANSYS Workbench軟件對模型進行網(wǎng)格劃分，將發(fā)動機幾何實體模型導入，按照圖1所示的坐標系進行分區(qū)和網(wǎng)格劃分。采用自動劃分的方式進行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格尺度為2 mm[8]。

3.3 氣缸體的熱變形分析前處理

該型發(fā)動機氣缸體與下曲軸箱組件為鋁制壓鑄件，二者采用螺栓擰緊連接安裝，擰緊力矩為（24±1）N·m，缸體與曲軸箱壁厚不同，且在同一側不同區(qū)域內(nèi)也有不同結構和壁厚。曲軸箱可以看作是薄壁工件，在加工完成后需要將曲軸箱整體在螺栓擰緊狀態(tài)下進行清洗，清洗過程中同時受到兩側螺栓預緊力以及較高溫度清洗后帶來的熱應力。缸體與曲軸箱的壓鑄材料為ADC12鋁合金[9]，該組件所用鑄鋁材料化學成分如表2所示。其彈性模量74 000 MPa，泊松比0.33，熱膨脹系數(shù)2.4×10-5m/℃，比熱容880 J/（kg·℃），熱導率96 W/（M·K）[10]。

表2 ADC12鋁合金化學成分（質(zhì)量分數(shù)/%）

為了研究清洗過程中的熱變形量，分別對工件在常溫和50 ℃兩種條件下進行計算分析，同時為了簡化有限元模型，將實際加工過程中受熱過程簡化為：把切削熱與清洗液熱負荷分別看作20 ℃、50 ℃的穩(wěn)定面熱源作用到工件內(nèi)外表面上，受熱過程中熱源溫度保持不變，氣缸體受穩(wěn)定的熱載荷作用。

該型發(fā)動機曲軸后油封孔在加工過程中，忽略夾具裝夾作用力在曲軸箱后油封孔所在平面內(nèi)的影響，僅對加工成型后的理論標準圓孔進行變形分析。清洗過程中保持曲軸箱與油底殼處于合箱裝配狀態(tài)，因此工件近似為受到切削熱載荷和螺栓預緊力的作用；發(fā)動機曲軸箱不受其他外部載荷作用，僅受到清洗液熱載荷和螺栓預緊力的作用。

4 計算結果及分析

在進行兩種狀態(tài)的熱變形有限元分析時，首先要建立并導入發(fā)動機機體幾何模型、定義材料屬性，對模型進行合理網(wǎng)格劃分，然后添加邊界條件，進行求解計算。最后通過后處理軟件，對計算結果進行后處理和可視化分析。按照以上步驟，對該模型在（24±1）N·m螺栓預緊力和20 ℃、50 ℃面熱源熱載荷作用下進行熱變形情況分析。在受力與變形達到穩(wěn)態(tài)后，對有限元分析結果進行可視化處理，如圖2和圖3所示。

圖2 20 ℃時組件徑向熱變形圖

圖3 50 ℃時組件徑向熱變形圖

計算結果可以看出，切削加工熱載荷和清洗液的熱載荷會影響曲軸后油封孔的徑向圓度。通過有限元分析結果可知，熱變形最大值出現(xiàn)在孔的90°和270°方向、熱變形最小值出現(xiàn)在0°和180°方向。在不同的熱載荷作用下，發(fā)動機后油封孔的徑向熱變形量有明顯差異。通過對比圖2和圖3可以明顯發(fā)現(xiàn)，位于下側的曲軸箱在50 ℃時熱變形量遠大于20 ℃時曲軸箱熱變形量，且其在90°方向變化量表現(xiàn)更為明顯；而缸體則未體現(xiàn)出相同的變化趨勢。

為了進一步分析該模型在不同熱載荷條件下發(fā)生的變形量大小和變形趨勢規(guī)律，建立與幾何模型相同的坐標，坐標軸對應的方向與發(fā)動機組件幾何模型相同，將有限元分析結構中各個方向上的變形量數(shù)值進行提取，在此坐標系內(nèi)同時繪制出20 ℃與50 ℃時后油封孔的徑向熱變形量，如圖4所示。通過對比分析可以看出：在不同溫度載荷條件下，曲軸后油封孔會因為變形量不同，發(fā)生明顯失圓現(xiàn)象。

圖4 20 ℃與50 ℃時變形量對比圖

5 圓度超差與擰緊力矩的影響分析

在實際生產(chǎn)中，組件完成切削加工和清洗后，還需要在存儲環(huán)境里經(jīng)過一定的時間自然冷卻恢復到常溫，在此過程中其螺栓擰緊力矩依然作用于曲軸后油封孔兩側。除了螺栓約束力作用的存在，此時機體組件熱變形恢復的過程還受多種外界環(huán)境因素和受力條件的影響。為了進一步研究曲軸后油封孔熱變形的恢復受擰緊力矩的影響，需要用實驗的方法對發(fā)動機后油封孔的變形情況進行測量和計算。借助三坐標測量儀可以準確地測量出曲軸后油封孔內(nèi)圓各點的空間坐標，再計算出各個測量點半徑R與標準半徑差值ΔR，將所有計算出的差值擬合成ΔR-Φ曲線。通過此曲線不僅可以分析加工孔半徑的超差情況，也可以看出加工孔內(nèi)徑的圓度情況，從而進一步分析加工孔圓度與擰緊力矩的關系。

5.1 螺栓預緊力作用下的變形恢復情況

首先，對自然冷卻恢復到常溫的機體組件進行測量和變形計算。在熱變形恢復后不擰松螺栓，此時機體組件仍然受螺栓預緊力作用，忽略機體測量時固定夾具的作用力以及其他外界作用力的影響。在相同條件下，使用三坐標測量儀對組件進行兩次間隔1 h的測量。按照上述計算方法擬合出兩條ΔR-Φ曲線，如圖5所示。

圖5 螺栓擰緊情況下ΔR-Φ曲線

從兩次測量結果可以看出，在曲軸后油封孔所在平面內(nèi)仍然存在變形量，且組件變形基本穩(wěn)定。在徑向不同方向上，殘余變形量也有所不同，組件上部缸體側各個方向上的圓度誤差較小，組件下部曲軸箱側各個方向上的圓度誤差較大；各個方向上的半徑超差均較大，且曲軸箱側上沿半徑超差最大，達到了4.6×104μm。

5.2 釋放螺栓預緊力的變形恢復情況

在熱變形恢復后擰松發(fā)動機后側兩個螺栓，相同的測量條件下再進行兩次間隔測量，間隔時間1 h，忽略機體測量時固定夾具的作用力以及其他外界作用力的影響。按照同樣的計算方法擬合出曲線，如圖6所示。

圖6 螺栓擰松情況下ΔR-Φ曲線

從實驗結果中可以看出，間隔兩次測量的變形量基本穩(wěn)定，且缸體側與油底殼側各個方向上的圓度誤差均較小，缸體側與油底殼側變形量數(shù)值差異也較?。唤M件上部曲軸箱側上沿半徑超差最大，最大半徑超差量為50 μm。

對比分析可知：在經(jīng)過加工和清洗后，機體組件在經(jīng)自然冷卻后的變形會得到明顯的恢復；受擰緊力矩的影響，發(fā)動機缸體和油底殼組件在螺栓松開前后，熱變形的恢復情況差異較明顯。具體表現(xiàn)為兩種狀態(tài)下螺栓松開前后的半徑超差量和孔的圓度均有很大差異。由此可以看出，在螺栓擰松后組件的熱變形恢復速度明顯加快，呈縮口狀態(tài)，其主要原因是組件結構的差異和擰緊力矩的加載對變形的釋放產(chǎn)生了一定的影響。

6 結論

1）發(fā)動機曲軸箱后油封孔是發(fā)動機機體重要的配合部件，一方面發(fā)動機裝配制造工藝要求不斷提高，另一方面其裝配和加工工藝目前尚存在改進和提高的空間。通過以某發(fā)動機缸體和曲軸箱合體組件為研究對象，并對研究對象進行三維建模、網(wǎng)格劃分、確定熱負荷，并加載邊界條件。利用有限元分析的方法模擬了加工清洗前后不同溫度下后油封孔的熱變形情況，通過對比量化分析了清洗液溫度對后油封孔圓度超差造成的影響?？梢钥闯觯瑢M件在加工過程中熱變形的研究是解決后油封孔圓度超差的一個有效途徑。

2）通過采用三坐標測量儀，測量并計算分析了曲軸后油封孔在螺栓擰松前后的誤差，可以看出不同螺栓擰緊力矩的加載會影響熱變形恢復；也可以認為加工成型后的發(fā)動機氣缸體和下曲軸箱在合箱安裝后，其螺栓擰緊力矩的加載會影響曲軸箱后油封孔的圓度。由于實驗對單一結構的發(fā)動機機體組件進行了對比測量分析，僅可以通過對比曲軸箱側和油底殼側變形量的大小差異，看出不同結構對變形的恢復情況有較大的影響；組件的材料對熱變形的影響趨勢大小尚未進行具體定量分析。由此可以看出：發(fā)動機機體組件在加工和裝配的過程中，可以根據(jù)不同的材料和結構對變形的影響趨勢大小，采取預留安裝變形余量的方法，達到合箱安裝后圓度最佳，從而為解決現(xiàn)場問題提供指導。

3）對于應用龍門式和隧道式結構曲軸箱以及使用鑄鐵缸體和鋼制油底殼的一般式曲軸箱，因結構和材料特性差異，其熱變形特性也有所不同。切削加工熱載荷和清洗液的熱載荷同樣會對曲軸箱后油封孔的最終成型圓度產(chǎn)生影響，通過分析切削加工熱載荷和清洗液的熱載荷對其影響的大小，同樣可以指導曲軸箱加工和裝配工藝設計，達到最佳效果。