氣缸蓋火力板傳熱影響規(guī)律研究

李鵬,文洋,趙志強(qiáng),顧維東,靳東,何曉東

(1.中國北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津),天津 300400;2.山西柴油機(jī)工業(yè)有限公司,山西 大同 037036)

伴隨發(fā)動(dòng)機(jī)功率和最高燃燒壓力的不斷提高,氣缸蓋的熱負(fù)荷問題日益突出,尤其是氣缸蓋火力板的受力狀況進(jìn)一步惡化,嚴(yán)重影響氣缸蓋的可靠性和使用壽命。針對氣缸蓋的受熱問題,大量學(xué)者開展測試和分析工作[1-7],以解決熱負(fù)荷帶來的氣缸蓋失效問題。

氣缸蓋上與高溫高壓燃?xì)庵苯咏佑|的區(qū)域稱為火力板,其將燃燒室內(nèi)燃?xì)馊紵a(chǎn)生的熱量傳遞至冷卻水,此過程主要涉及熱傳導(dǎo)和熱對流兩種熱量傳遞方式。其中,火力板兩側(cè)分別與高溫燃?xì)夂屠鋮s水的換熱以熱對流實(shí)現(xiàn),熱量在火力板內(nèi)的傳遞以熱傳導(dǎo)實(shí)現(xiàn)。結(jié)合傳熱學(xué)理論可知,影響火力板溫度的關(guān)鍵因素為燃?xì)鉁囟?、燃?xì)鈧鳠嵯禂?shù)、冷卻水溫度、冷卻水傳熱系數(shù)、火力板厚度和材料導(dǎo)熱率。

本研究基于平板傳熱理論和正交試驗(yàn)分析方法,對影響氣缸蓋火力板溫度的上述關(guān)鍵因素的規(guī)律性進(jìn)行分析,為氣缸蓋的改進(jìn)設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 基于平板傳熱理論的火力板溫度影響規(guī)律研究

1.1 平板傳熱理論

氣缸蓋火力板傳熱過程包含三個(gè)串聯(lián)環(huán)節(jié)[8]：1)高溫燃?xì)庵粱鹆Π迦細(xì)鈧?cè)的熱量傳遞;2)火力板內(nèi)的熱量傳遞,即火力板的燃?xì)鈧?cè)至冷卻水側(cè)的熱量傳遞;3)火力板的冷卻水側(cè)至冷卻水的熱量傳遞?；鹆Π宓膫鳠徇^程如圖1所示。

圖1 火力板傳熱過程

圖1中的傳熱過程可表示為式(1)：

(1)

式中：Φ為單位時(shí)間內(nèi)通過火力板的熱量;Tgas為燃燒室內(nèi)的燃?xì)鉁囟?Twater為冷卻水溫度;Tp1和Tp2分別為火力板燃?xì)鈧?cè)和冷卻水側(cè)的溫度;Hgas和Hwater分別為高溫燃?xì)夂屠鋮s水的傳熱系數(shù);A為火力板傳熱面積;d為火力板厚度;λ為氣缸蓋材料導(dǎo)熱率。

當(dāng)前氣缸蓋的材料均為鑄鋁或鑄鐵,因此材料導(dǎo)熱率相對固定,且對于特定發(fā)動(dòng)機(jī)而言,其缸徑為固定值,故火力板的傳熱面積固定。因此,在火力板溫度控制研究中,主要考慮燃?xì)獾臏囟群蛡鳠嵯禂?shù)、冷卻水的溫度和傳熱系數(shù),以及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)火力板厚度對火力板溫度的影響規(guī)律。

1.2 火力板溫度影響因素分析

1) 燃?xì)鉁囟鹊挠绊?/p>

在其他換熱邊界和結(jié)構(gòu)參數(shù)一定的情況下,鑄鋁材料和鑄鐵材料氣缸蓋的火力板溫度隨燃?xì)鉁囟鹊淖兓妶D2。由圖2可知：燃?xì)鉁囟让可?00 ℃,對于鑄鐵材料氣缸蓋,火力板燃?xì)鈧?cè)溫度升高約37 ℃,冷卻水側(cè)溫度升高約7 ℃;對于鑄鋁材料氣缸蓋,火力板燃?xì)鈧?cè)溫度升高17 ℃,冷卻水側(cè)溫度升高約9 ℃。鑄鐵材料氣缸蓋火力板兩側(cè)溫差約為鑄鋁材料氣缸蓋火力板兩側(cè)溫差的3～4倍,這是由于鑄鐵材料導(dǎo)熱率僅為鑄鋁材料導(dǎo)熱率的1/4～1/3。

圖2 燃?xì)鉁囟葘鹆Π鍦囟鹊挠绊?/p>

2) 燃?xì)鈧鳠嵯禂?shù)的影響

在其他傳熱邊界和結(jié)構(gòu)參數(shù)一定的情況下,鑄鋁材料和鑄鐵材料氣缸蓋的火力板溫度隨燃?xì)鈧鳠嵯禂?shù)的變化見圖3。由圖3可知：燃?xì)鈧鳠嵯禂?shù)每升高200 W/(m2·K),對于鑄鐵材料氣缸蓋,火力板燃?xì)鈧?cè)的溫度升高(19±5) ℃,冷卻水側(cè)溫度升高(3.6±1) ℃,且當(dāng)傳熱系數(shù)數(shù)值較低時(shí),其增大使得火力板兩側(cè)的溫度升高的幅值大;對于鑄鋁材料氣缸蓋,火力板燃?xì)鈧?cè)的溫度升高約12 ℃,冷卻水側(cè)溫度升高約6.5 ℃。

圖3 燃?xì)鈧鳠嵯禂?shù)對火力板溫度的影響

3) 冷卻水溫度的影響

在其他換熱邊界和結(jié)構(gòu)參數(shù)一定的情況下,鑄鋁材料和鑄鐵材料氣缸蓋的火力板溫度隨冷卻水溫度的變化見圖4。由圖4可知：冷卻水溫度每升高10 ℃,對于鑄鐵材料氣缸蓋,火力板燃?xì)鈧?cè)溫度升高約7 ℃,冷卻水側(cè)溫度升高約9 ℃;對于鑄鋁材料氣缸蓋,火力板燃?xì)鈧?cè)溫度升高約8 ℃,冷卻水側(cè)溫度升高約9 ℃。

圖4 冷卻水溫度對火力板溫度的影響

4) 冷卻水傳熱系數(shù)的影響

在其他換熱邊界和結(jié)構(gòu)參數(shù)一定的情況下,鑄鋁材料和鑄鐵材料氣缸蓋的火力板溫度隨冷卻水傳熱系數(shù)的變化見圖5。由圖5可知：冷卻水傳熱系數(shù)的升高使得火力板兩側(cè)的溫度呈“類對數(shù)”形式降低,當(dāng)傳熱系數(shù)小于15 kW/(m2·K)時(shí),溫度隨傳熱系數(shù)的變化明顯;當(dāng)傳熱系數(shù)大于30 kW/(m2·K)時(shí),溫度隨傳熱系數(shù)變化的趨勢極為緩慢。這與AVL高強(qiáng)化柴油機(jī)水腔換熱能力設(shè)計(jì)要求(傳熱系數(shù)大于15 kW/(m2·K))基本一致[9],因此,一味增大冷卻水的傳熱系數(shù)來降低壁面溫度的效果并不明顯,并帶來增大壓阻的弊端。

圖5 冷卻水傳熱系數(shù)對火力板溫度的影響

5) 底板厚度的影響

在換熱邊界一定的情況下,鑄鋁材料和鑄鐵材料氣缸蓋的火力板溫度隨火力板厚度的變化見圖6。由圖6可知：底板厚度每增加1 mm,對于鑄鐵材料氣缸蓋,火力板燃?xì)鈧?cè)溫度升高約13 ℃,冷卻水側(cè)溫度降低約1 ℃;對于鑄鋁材料氣缸蓋,火力板燃?xì)鈧?cè)溫度升高4 ℃,冷卻水側(cè)溫度降低約0.3 ℃。由于鑄鐵材料的導(dǎo)熱系數(shù)遠(yuǎn)低于鑄鋁材料,使得鑄鐵材料對厚度更為敏感。因此,在進(jìn)行鑄鐵材料氣缸蓋設(shè)計(jì)時(shí),應(yīng)尤為重視火力板厚度這一參數(shù)值的確定。

2 基于正交試驗(yàn)理論的火力板溫度影響因素顯著度研究

2.1 正交試驗(yàn)原理及設(shè)計(jì)

在實(shí)際工作中,試驗(yàn)結(jié)果往往受到多個(gè)(3個(gè)或3個(gè)以上)試驗(yàn)因素的影響,若將各試驗(yàn)因素進(jìn)行排列組合,開展全面試驗(yàn),則試驗(yàn)的規(guī)模很大,往往因試驗(yàn)條件的限制而難于實(shí)施。正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)是利用正交表來安排與分析多因素試驗(yàn)的一種設(shè)計(jì)方法[10-15],它是在試驗(yàn)因素的全部水平組合中,挑選部分有代表性的水平組合進(jìn)行試驗(yàn),通過對部分試驗(yàn)結(jié)果的分析,了解全面試驗(yàn)的情況,得到影響試驗(yàn)結(jié)果的主次因素,利于更具針對性的優(yōu)化影響因素。

正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的主要步驟如下：1)明確試驗(yàn)?zāi)康?確定試驗(yàn)指標(biāo);2)選因素、定水平;3)選擇正交試驗(yàn)表;4)表頭設(shè)計(jì);5)按正交試驗(yàn)表開展試驗(yàn)。正交表的記號為Ln(tq),其中L代表正交表,n為正交表行數(shù),t為因素的水平數(shù),q為正交表的列數(shù)。用正交表安排的試驗(yàn),具有均衡分散和整齊可比的特點(diǎn)。

正交試驗(yàn)結(jié)果的分析方法主要有極差分析法和方差分析法。極差分析法簡便直觀,通俗易懂,計(jì)算工作量少,便于推廣普及,是正交試驗(yàn)結(jié)果分析最常用的方法。極差Rj表示第j列因素的極差,反映了第j列因素水平波動(dòng)時(shí),試驗(yàn)指標(biāo)的變動(dòng)幅度。Rj越大,說明該因素對試驗(yàn)指標(biāo)的影響越大。根據(jù)Rj大小,可以判斷因素的主次順序,還能得到最優(yōu)試驗(yàn)指標(biāo)所對應(yīng)的試驗(yàn)方案組合。

2.2 火力板溫度影響因素顯著性分析

影響火力板溫度的主要因素為燃?xì)鉁囟?、燃?xì)鈧鳠嵯禂?shù)、冷卻水溫度、冷卻水傳熱系數(shù),以及火力板厚度,因此,選取上述5個(gè)因素,分別記為A,B,C,D和E,進(jìn)行5因素正交試驗(yàn)。由于各因素之間無交互作用,查詢常用正交表,L16(45)正交表滿足本次試驗(yàn)的需求,即每個(gè)因素選擇4個(gè)水平,因素水平表見表1。

按照表1中的因素和水平設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)表,如表2所示。表2中的試驗(yàn)序號并非試驗(yàn)順序,為了排除誤差干擾,試驗(yàn)中可隨機(jī)進(jìn)行。應(yīng)用極差分析法對每個(gè)因素的每個(gè)水平進(jìn)行分析,鑄鐵材料和鑄鋁材料氣缸蓋的分析結(jié)果如表3和表4所示。

表1 火力板最高溫度因素水平表(5因素4水平)

表2 試驗(yàn)方案及試驗(yàn)結(jié)果分析

表3 鑄鐵材料火力板最高溫度極差分析表

表4 鑄鋁材料火力板最高溫度極差分析表

對于鑄鐵材料氣缸蓋,由表3中極差由大到小的順序可知,對火力板最高溫度的影響因素由主到次的順序?yàn)榛鹆Π搴穸?E),燃?xì)鉁囟?A),燃?xì)鈧鳠嵯禂?shù)(B),冷卻水傳熱系數(shù)(D),冷卻水溫度(C);對于鑄鋁材料氣缸蓋,由表4中極差由大到小的順序可知,對火力板最高溫度的影響因素由主到次的順序?yàn)榛鹆Π搴穸?E),燃?xì)鉁囟?A),冷卻水傳熱系數(shù)(D),燃?xì)鈧鳠嵯禂?shù)(B),冷卻水溫度(C)。

本研究選取了燃?xì)鉁囟取⑷細(xì)鈧鳠嵯禂?shù)、冷卻水溫度、冷卻水傳熱系數(shù)和火力板厚度5個(gè)影響因素對火力板溫度的影響進(jìn)行分析,實(shí)際上,從滿足發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性角度而言,較易調(diào)整的只有冷卻水溫度、冷卻水傳熱系數(shù)、火力板厚度3個(gè)因素。為驗(yàn)證只考慮上述3個(gè)影響因素對正交試驗(yàn)結(jié)果的影響,以鑄鐵氣缸蓋為例,僅對上述3個(gè)影響因素開展正交試驗(yàn)分析,上述3個(gè)因素分別記為F,G和H,進(jìn)行3因素正交試驗(yàn),結(jié)果如表5所示。由于各因素之間無交互作用,查詢常用正交表,L9(33)正交表滿足本次試驗(yàn)的需求,即每個(gè)因素選擇3個(gè)水平。

表5 火力板最高溫度因素水平表(3因素3水平)

按照表5中的因素和水平,設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)表,分析結(jié)果見表6。

由表6中極差由大到小的順序可知,對火力板最高溫度的影響因素由主到次的順序?yàn)榛鹆Π搴穸?H),冷卻水傳熱系數(shù)(G),冷卻水溫度(F)。與同時(shí)考慮燃?xì)鉁囟群腿細(xì)鈧鳠嵯禂?shù)時(shí)的正交試驗(yàn)結(jié)論一致。

表6 火力板最高溫度(3因素3水平)試驗(yàn)結(jié)果分析表

3 氣缸蓋溫度場控制及應(yīng)用

3.1 溫度場控制依據(jù)

某柴油機(jī)鑄鐵氣缸蓋研發(fā)過程中,為了從設(shè)計(jì)角度保證火力面最高溫度盡可能低,就需要解決主要矛盾,控制對火力面最高溫度影響最大的因素,進(jìn)行優(yōu)化對比設(shè)計(jì)。

由基于正交試驗(yàn)理論的火力板溫度影響因素顯著度分析結(jié)果可知：對于鑄鐵材料氣缸蓋,影響火力板最高溫度的第一影響因素為火力板厚度。因此,應(yīng)精確設(shè)計(jì)火力板的厚度。

由基于平板傳熱理論的火力板溫度影響規(guī)律研究結(jié)果可知：對于鑄鐵材料氣缸蓋,底板厚度每增加1 mm,火力板燃?xì)鈧?cè)溫度約升高13 ℃。

在具體的氣缸蓋設(shè)計(jì)工作中應(yīng)用上述研究成果,通過溫度場對比分析,確定最優(yōu)的火力板厚度,并驗(yàn)證平板傳熱理論應(yīng)用于火力板溫度影響規(guī)律的可行性和正確性。

3.2 溫度場仿真分析模型建立

以該鑄鐵氣缸蓋為研究對象,建立溫度場仿真分析模型。氣缸蓋材料邊界如表7所示。

表7 蠕墨鑄鐵材料參數(shù)

火力面分區(qū)方法及換熱邊界分布規(guī)律參照AVL火力面分區(qū)方法(見圖7),各分區(qū)的換熱邊界需滿足式(2)。

(2)

式中：Tmg和hmg為平均燃?xì)鉁囟群推骄鶄鳠嵯禂?shù);Tg和hg為每一曲軸轉(zhuǎn)角下對應(yīng)的瞬時(shí)燃?xì)鉁囟群退矔r(shí)傳熱系數(shù)。

圖7 火力面分區(qū)示意及換熱邊界分布規(guī)律

缸蓋火力面與燃?xì)庵g的壁面換熱條件采用第三類換熱邊界條件,即給定缸蓋火力面的傳熱系數(shù)和燃?xì)鉁囟?。?jīng)一維燃燒過程分析,獲得燃?xì)馄骄鶄鳠嵯禂?shù)和平均燃?xì)鉁囟?分別為1 478 W/(m2·K)和960 ℃。

冷卻水腔換熱邊界由流程分析獲取(見圖8),其他區(qū)域換熱邊界由經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算或選取(見表8)。

圖8 冷卻水腔傳熱系數(shù)分布云圖

表8 氣缸蓋其他區(qū)域傳熱系數(shù)

3.3 火力板厚度對最高溫度的影響

對蠕墨鑄鐵材料而言,最高使用溫度一般不超過450 ℃。設(shè)計(jì)不同的火力板厚度,對應(yīng)的火力板最高溫度如圖9所示。

圖9 火力板最高溫度隨其厚度的變化

由圖9可知,火力板厚度每減少1 mm,最高溫度降低14～17 ℃?；谄桨謇碚摰膫鳠嵫芯拷Y(jié)果表明：對于鑄鐵材料氣缸蓋,底板厚度每增加1 mm,火力板燃?xì)鈧?cè)溫度升高約13 ℃。采用真實(shí)氣缸蓋和基于平板理論進(jìn)行研究,二者的溫度場分析結(jié)果變化趨勢相同,變化數(shù)值稍有不同,這是由于真實(shí)氣缸蓋最高溫度點(diǎn)處局部結(jié)構(gòu)突變,導(dǎo)致分析結(jié)果稍有偏差,但偏差在5 ℃以內(nèi),在工程上認(rèn)為能夠接受。由于氣缸蓋為復(fù)雜鑄造件,當(dāng)壁厚小于5 mm時(shí),不利于鑄造成型。因此,結(jié)合最高使用溫度要求和鑄造成型要求,最終確定該氣缸蓋的火力板厚度為5 mm,該厚度下的火力板溫度分布云圖見圖10,最高溫度位于排氣門座圈座孔邊緣處。

圖10 火力板溫度分布云圖

3.4 結(jié)構(gòu)強(qiáng)度評估

對氣缸蓋進(jìn)行強(qiáng)度評估,分3個(gè)載荷步開展熱機(jī)耦合分析：1)預(yù)緊工況,按照設(shè)計(jì)值對有限元分析模型加載螺栓預(yù)緊力;2)熱預(yù)緊工況,對有限元分析模型加載螺栓預(yù)緊力和溫度場載荷;3)熱機(jī)耦合工況,對有限元分析模型加載螺栓預(yù)緊力、溫度場載荷和最高燃燒壓力。氣缸蓋火力板高應(yīng)力區(qū)分析結(jié)果見圖11。

該氣缸蓋材料的抗拉強(qiáng)度為400 MPa,由此計(jì)算熱機(jī)耦合工況下火力板的靜強(qiáng)度安全系數(shù)最低值為1.32,靜強(qiáng)度滿足設(shè)計(jì)要求。

圖11 火力板高應(yīng)力區(qū)域分布云圖

對熱機(jī)耦合分析中高應(yīng)力特征點(diǎn)進(jìn)行疲勞安全系數(shù)計(jì)算,疲勞安全系數(shù)評價(jià)采用goodman方程,如式(3)所示。

(3)

式中：Sf為疲勞安全系數(shù);σ-1為對稱拉壓疲勞極限;σb為抗拉強(qiáng)度;σm為平均應(yīng)力;σa為應(yīng)力幅。

火力板最低疲勞安全系數(shù)為1.22,滿足工程上安全系數(shù)大于等于1.1的要求。

4 結(jié)束語

針對不同的氣缸蓋材料,基于平板傳熱理論,探明了各換熱邊界對火力板壁溫的影響規(guī)律,為氣缸蓋熱負(fù)荷控制提供參考。

針對不同的氣缸蓋材料,基于正交試驗(yàn)理論,探明了影響火力板最高溫度的各換熱邊界的主次順序,為氣缸蓋熱負(fù)荷控制提供方向。

在某氣缸蓋設(shè)計(jì)過程中,以控制火力面溫度最低為目標(biāo),運(yùn)用上述研究成果,確定火力板厚度為首要的控制參數(shù),并確定了最優(yōu)值。