高功率密度柴油機(jī)氣缸蓋熱負(fù)荷分析與優(yōu)化

劉震濤，陳思南，黃 瑞，尹 旭，俞小莉，魏志明，張全中

（1.浙江大學(xué) 動(dòng)力機(jī)械及車(chē)輛工程研究所，浙江 杭州310027；2.中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，天津300400）

隨著發(fā)動(dòng)機(jī)高效化、輕量化等要求的提出，氣缸蓋作為發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)的核心零部件之一，被賦予了更高的要求［1-3］.在柴油機(jī)功率密度不斷提升的同時(shí)，機(jī)器的增壓壓力、爆發(fā)壓力以及熱負(fù)荷都要相應(yīng)的提高，這就導(dǎo)致氣缸蓋要承受更高的機(jī)械載荷和熱負(fù)荷，氣缸蓋的結(jié)構(gòu)非常復(fù)雜，在熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力的交互作用下容易產(chǎn)生疲勞開(kāi)裂等破壞現(xiàn)象，因此對(duì)于氣缸蓋進(jìn)行流固耦合［4］冷卻性能和熱機(jī)耦合應(yīng)力［5］分析有重要意義，它能夠使工程師在機(jī)器投入生產(chǎn)前選取最合適的設(shè)計(jì)，并對(duì)生產(chǎn)前后的機(jī)器進(jìn)行充分的評(píng)估［6-7］.

對(duì)于氣缸蓋的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和優(yōu)化一類(lèi)是從火力底板的厚度［8］以及整體缸蓋的內(nèi)部結(jié)構(gòu)［9］著手去研究；另外一類(lèi)則是從水套內(nèi)液體的流動(dòng)狀況去進(jìn)行缸蓋的優(yōu)化，王兆文等［10］針對(duì)某重型6缸柴油機(jī)選取單缸分析，以水套換熱系數(shù)為評(píng)價(jià)指標(biāo)，根據(jù)流線(xiàn)圖和流量對(duì)內(nèi)部單層水套進(jìn)行上水孔的優(yōu)化，劉福水等［11］以多缸多蓋的柴油機(jī)為對(duì)象，以各缸流量均勻性為評(píng)價(jià)指標(biāo)，提出流阻法對(duì)雙層水套上水孔進(jìn)行優(yōu)化，本文以多缸一蓋柴油機(jī)缸蓋為對(duì)象，采用火力面最高溫度、溫度分布均勻性和最高應(yīng)力為評(píng)價(jià)指標(biāo)，對(duì)雙層水套上水孔按功能分類(lèi)后進(jìn)行分類(lèi)組合優(yōu)化.

1 流固耦合及缸內(nèi)換熱模型分析

在計(jì)算氣缸蓋與冷卻液換熱時(shí)采用流固耦合方法，這種方法只需要給出冷卻液入口流速和溫度，缸蓋水側(cè)的冷卻邊界條件由軟件的實(shí)時(shí)迭代計(jì)算獲得，使數(shù)值計(jì)算結(jié)果更準(zhǔn)確.在交界面兩側(cè)，一方釋放的能量等于另一方吸收的能量.所以，描述介質(zhì)之間的熱傳遞情況如下：

式中：λ為固側(cè)導(dǎo)熱系數(shù)，T 為熱力學(xué)溫度，n 為垂直等溫線(xiàn)的坐標(biāo)軸，q 為熱流密度，h 為對(duì)流換熱系數(shù)，Tf為流體溫度，Tw為壁面溫度.

流體側(cè)即冷卻液在不可壓流體和無(wú)滑移壁面假設(shè)基礎(chǔ)上，采用k-ε 湍流模型計(jì)算流體與壁面的對(duì)流換熱邊界條件.

固體側(cè)即氣缸蓋為穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問(wèn)題，一般假設(shè)零件為常物性并無(wú)內(nèi)熱源，控制方程為

式中：λx、λy、λz為沿x，y，z方向的導(dǎo)熱系數(shù).

計(jì)算缸內(nèi)燃?xì)馑矔r(shí)平均換熱系數(shù)選用比較有代表性的Woschni公式.在得到瞬時(shí)換熱系數(shù)的估計(jì)值后，對(duì)于四沖程柴油機(jī)，循環(huán)平均換熱系數(shù)和綜合平均溫度可以通過(guò)下式計(jì)算得到，火力面的燃?xì)庋h(huán)平均換熱系數(shù)αm和綜合平均溫度Tm［12］：

式子：θ為曲軸轉(zhuǎn)角，αg、Tg為缸內(nèi)燃?xì)馑矔r(shí)換熱系數(shù)和瞬時(shí)溫度.

2 氣缸蓋模型建立及溫度、應(yīng)力場(chǎng)分析

2.1 氣缸蓋幾何模型

氣缸蓋模型如圖1所示，該缸蓋為四缸一蓋的整體式氣缸蓋，從進(jìn)出水口端向另一端分別記為1-4缸，其中1-16表示氣缸蓋的16個(gè)上水孔，1-7為排氣道側(cè)的大上水孔，8-11為氣缸體水套的中心上水孔，12-16為進(jìn)氣道側(cè)的小上水孔.冷卻水套的整體模型如圖2所示，冷卻液從氣缸套冷卻水套流入，從氣缸蓋冷卻水套流出，其中氣缸蓋水套采用了緊湊型雙層水套結(jié)構(gòu).

圖1 氣缸蓋幾何模型Fig.1 Cylinder head geometry model

圖2 水套幾何模型Fig.2 Water jacket geometry model

缸蓋材料是鑄鋁，計(jì)算時(shí)考慮物性隨溫度變化，僅給出常溫下其材料屬性參數(shù)如表1所示.表中：E為彈性模量，μ 為泊松比，ρ 為密度，α 為線(xiàn)膨脹系數(shù)，σb為抗拉強(qiáng)度.

表1 材料特性Tab.1 Material properties

2.2 氣缸蓋流固耦合分析

在仿真計(jì)算前對(duì)邊界條件進(jìn)行確定，缸蓋火力面邊界采用分布函數(shù)計(jì)算：

式中：r為距離圓心點(diǎn)的半徑，α（r）表示距離圓心點(diǎn)距離為r處的循環(huán)平均換熱系數(shù)，α0、a1、a2、a3為分布函數(shù)多項(xiàng)式的待定系數(shù)，本文根據(jù)AVL 推薦選取.缸蓋最終傳熱邊界條件是由GT-power計(jì)算得到的，具體數(shù)值如表2 所示，表中：Tin0為進(jìn)氣平均溫度，hin0為進(jìn)氣平均對(duì)流換熱系數(shù)，Tout為排氣平均溫度，hout為排氣平均對(duì)流換熱系數(shù)，vin為入口流速，Tin為入口溫度.

表2 缸蓋傳熱邊界條件Tab.2 Cylinder head heat transfer boundary conditions

氣缸蓋和水套在STAR-CCM＋中分別采用多面體網(wǎng)格和六面體網(wǎng)格劃分，數(shù)量分別為108 萬(wàn)和76萬(wàn).

經(jīng)過(guò)STAR-CCM＋計(jì)算，得到的氣缸蓋溫度場(chǎng)分布如圖3所示，其中最高溫度出現(xiàn)在排氣道4的側(cè)面，溫度為461.88K，而且4個(gè)排氣道的側(cè)面溫度均比較高，這是由于通過(guò)排氣道的燃?xì)鉁囟群蛽Q熱系數(shù)都很高，特別在排氣道后側(cè)的壁厚較薄，不適合布置冷卻水套，因此造成了局部高溫區(qū).火力面1-4的最高溫度分別為438.38、439.39、443.83、440.02K，均出現(xiàn)在排氣門(mén)鼻梁區(qū)，這是因?yàn)榕艢忾T(mén)鼻梁區(qū)不僅直接在燃燒階段受到高溫燃?xì)鉀_擊，在排氣階段還有大量的高溫氣體高速通過(guò)該區(qū)域.4個(gè)火力面的平均溫度分別為409.78、410.55、412.69、412.07K，從圖上也可以看出火力面3和火力面4的溫度較高，冷卻效果不如前2個(gè)火力面.

圖3 氣缸蓋溫度場(chǎng)分布Fig.3 Cylinder head temperature field distribution

圖4 冷卻水套流速分布Fig.4 Water jacket velocity distribution

水套流速分布如圖4所示，v 為流速.水套在火力面排氣門(mén)附近區(qū)域和排氣道側(cè)的流速較高，此外在靠近上水孔的附近區(qū)域流速較高.在火力面排氣門(mén)附近的流速?gòu)牡?缸到第3缸呈現(xiàn)出減小趨勢(shì)，在第4缸的排氣門(mén)附近由于上水孔直徑和數(shù)量均有增加，因此該區(qū)域的流速分布也與其他3缸不同，而且其火力面排氣門(mén)以及鼻梁區(qū)水套流速比第3缸有所增加，這解釋了從第1缸到第3缸的火力面最高溫度呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，而第4缸的火力面最高溫度比第3缸略有降低.

2.3 氣缸蓋應(yīng)力場(chǎng)分析

本文在abaqus中計(jì)算其熱機(jī)耦合應(yīng)力，缸蓋上忽略氣門(mén)座圈的過(guò)盈配合，為了更加真實(shí)的模擬缸蓋受到的螺栓預(yù)緊力與約束，采用了假機(jī)體，并在缸蓋與假機(jī)體間加入氣缸墊，缸蓋采用C3D10四面體網(wǎng)格，數(shù)量82萬(wàn)，如圖5所示.

分析時(shí)候用分步加載方式，step1 為螺栓預(yù)緊力，step2為溫度場(chǎng)，step3為爆發(fā)壓力20 MPa，其中溫度場(chǎng)是將模型導(dǎo)入STAR-CCM＋通過(guò)map再導(dǎo)出獲得的，計(jì)算網(wǎng)格如圖5所示.為了單純考察溫度場(chǎng)影響，解除螺栓預(yù)緊力與爆壓，計(jì)算氣缸蓋在溫度場(chǎng)作用下的應(yīng)力分布，標(biāo)記為T(mén)，它并不在整體流程分析步中.

圖5 氣缸蓋應(yīng)力計(jì)算整體網(wǎng)格Fig.5 Cylinder head stress calculation grid as a whole

2.3.1 缸蓋熱應(yīng)力分析 在溫度作用下Von Mises應(yīng)力如圖6所示，應(yīng)力較大的區(qū)域在火力面尤其是進(jìn)排氣門(mén)鼻梁區(qū)和排氣道連接處，火力面上最大應(yīng)力均出現(xiàn)在進(jìn)氣門(mén)鼻梁區(qū)，第1～4 缸分別為180.21、229.28、245.39、210.34 MPa，與火力面最高溫度的變化趨勢(shì)相近，都是從1到3缸增大，到第4缸減小.氣門(mén)鼻梁區(qū)熱應(yīng)力產(chǎn)生原因主要是由于氣門(mén)附近溫度較高而且鼻梁區(qū)內(nèi)部受到冷卻液的高速冷卻，縱向溫差較大形成了較大的溫度梯度從而產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，同時(shí)在鼻梁區(qū)火力面外圍的溫度較低也會(huì)在橫向產(chǎn)生較大溫度梯度而產(chǎn)生熱應(yīng)力，這2種原因的綜合作用導(dǎo)致氣門(mén)鼻梁區(qū)的應(yīng)力值較高.進(jìn)氣門(mén)鼻梁區(qū)在縱向上不僅有內(nèi)部冷卻水作用產(chǎn)生的溫度梯度，還有由于進(jìn)氣道冷卻產(chǎn)生的縱向溫度梯度；而且進(jìn)氣門(mén)鼻梁區(qū)寬度窄，擠壓更嚴(yán)重；排氣門(mén)鼻梁區(qū)縱向厚度有削弱、換熱更好，在一定程度上減小了溫度梯度低，以上3點(diǎn)原因使進(jìn)氣門(mén)鼻梁區(qū)的應(yīng)力比排氣門(mén)鼻梁區(qū)更高.

圖6 T作用下Von Mises應(yīng)力分布Fig.6 Von Mises stress distribution under effect of temperature

2.3.2 缸蓋熱機(jī)耦合應(yīng)力分析 在施加螺栓預(yù)緊力和溫度的基礎(chǔ)上，對(duì)4個(gè)缸火力面分別加20MPa的爆壓，火力面的最高Von Mises應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如圖7所示.σM為Von Mises應(yīng)力，fire1～4分別為火力面1～4，1、2、3、4表示第1、2、3、4缸施加爆發(fā)壓力，F(xiàn)T 表示只有預(yù)緊力＋溫度作用.在1、2、3缸加爆壓后，相應(yīng)火力面最高應(yīng)力都會(huì)比step2 高10 MPa左右，其他火力面最高應(yīng)力幾乎不變，但是第4缸加爆壓后，第4缸火力面最高應(yīng)力沒(méi)有明顯變化.由于第3缸爆壓施加后的火力面最高應(yīng)力是最大的，因此主要分析第3缸施加爆壓的情況.

圖7 不同氣缸爆發(fā)下的火力面最高應(yīng)力Fig.7 Highest stress on flame decks under different cylinder explosions

在預(yù)緊力與溫度場(chǎng)及第3缸爆發(fā)壓力共同作用下的氣缸蓋的Von Mises應(yīng)力分布如圖8所示，可以看到此時(shí)仍然是氣缸蓋火力面與各排氣道間的連接處應(yīng)力較大.火力面上最高應(yīng)力點(diǎn)仍然是在各氣缸的進(jìn)氣門(mén)鼻梁區(qū)處，1～4 缸分別為175.19、218.48、242.89、197.50 MPa.在加了第3 缸爆壓后，相比step-2第1、2、4缸火力面的最大應(yīng)力基本不變，第3缸的最大應(yīng)力明顯增大.這是由于在預(yù)緊力-熱載荷工況時(shí)，火力面受到高溫作用向外膨脹，火力面周?chē)鷾囟容^低膨脹較小對(duì)火力面區(qū)域有擠壓作用，因此火力面產(chǎn)生了壓應(yīng)力，同時(shí)火力面上爆發(fā)壓力也是對(duì)火力面進(jìn)行向內(nèi)的擠壓，增大了壓應(yīng)力，而火力面以壓應(yīng)力為主，因此第3缸Von Mises應(yīng)力增大.

圖8 第3缸爆發(fā)時(shí)氣缸蓋Von Mises應(yīng)力分布Fig.8 Step3-第cylinder head Von Mises stress distribution under the 3rd cylinder explosion

圖9 第3、4缸爆發(fā)時(shí)氣缸蓋頂面第一主應(yīng)力分布Fig.9 Step 3-the first principal stress distribution at top of cylinder head under 4th cylinder explosion

進(jìn)一步需要分析缸蓋頂面的危險(xiǎn)點(diǎn)，由于缸蓋頂面在爆壓以及高溫作用下主要承受拉應(yīng)力，根據(jù)計(jì)算發(fā)現(xiàn)在第4缸爆發(fā)時(shí)候缸蓋頂面上出現(xiàn)了最大的拉應(yīng)力.第1主應(yīng)力分布如圖9所示，一些應(yīng)力值在80 MPa以上的應(yīng)力區(qū)域尤其圓圈標(biāo)注的區(qū)域?yàn)閼?yīng)力較高位置，他們一般出現(xiàn)在座與肋筋過(guò)渡區(qū)或2個(gè)夾角比較大的面的過(guò)渡區(qū).這是由于雖然在過(guò)渡區(qū)域都進(jìn)行了圓角處理，但在較高拉力作用下它們?nèi)匀皇窍鄬?duì)薄弱區(qū)域，產(chǎn)生了不同程度的應(yīng)力集中.在噴油器座過(guò)渡區(qū)域的最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在第4缸，為113.66 MPa，在排氣道外側(cè)直角過(guò)渡區(qū)域最大拉應(yīng)力也在第4缸，為168.21 MPa.

經(jīng)分析，該氣缸蓋溫度場(chǎng)分布比較均勻，最大拉應(yīng)力在材料的承受范圍之內(nèi)，完全可以滿(mǎn)足安全要求.

3 氣缸蓋冷卻水套優(yōu)化對(duì)比分析

3.1 冷卻水套流動(dòng)分析

冷卻水套流線(xiàn)分布如圖10所示，從圖中分析各個(gè)上水孔的流動(dòng)方向及作用，可以看出在氣缸套水套流動(dòng)方向?yàn)閺倪M(jìn)水口向第4缸流動(dòng)，然后通過(guò)上水孔流入到雙層水套的火力面水套再經(jīng)過(guò)上層水套最終向出水口方向流動(dòng).本文氣缸蓋水套是緊湊型的雙層水套結(jié)構(gòu)，通過(guò)火力面水套和上層水套之間上水孔的布置可以讓流速分配更好，使火力面水套流動(dòng)空間更合理、熱負(fù)荷較大區(qū)域流速更快，在排氣道區(qū)域形成U 型繞流，更好的冷卻高溫區(qū)域.

圖10 冷卻水套流線(xiàn)分布Fig.10 Water jacket streamline distribution

根據(jù)不同的作用，本文將上水孔分成3類(lèi)，第1類(lèi)為排氣側(cè)上水孔，編號(hào)為1～7，這類(lèi)上水孔的數(shù)量多面積大，作用是使排氣側(cè)流量更大流速更快；第2類(lèi)為中心上水孔8～11，這類(lèi)上水孔作用是防止冷卻液在氣缸套水套兩側(cè)流動(dòng)時(shí)候在中心區(qū)域反向撞擊形成流動(dòng)滯止區(qū)，具有向上的導(dǎo)流作用，也增強(qiáng)了火力面水套排氣側(cè)的流動(dòng)；第3類(lèi)上水孔為進(jìn)氣側(cè)上水孔，編號(hào)為12～16，它們的作用主要是維持流動(dòng)的平衡，讓排氣側(cè)上水孔對(duì)熱負(fù)荷較高區(qū)域冷卻更充分，而不必再向進(jìn)氣側(cè)流動(dòng)，同時(shí)對(duì)火力面的進(jìn)氣側(cè)有冷卻作用.各個(gè)上水孔占整體流量的比例如圖11所示，pr為百分比，n為上水孔編號(hào)，排氣門(mén)側(cè)的上水孔1、3、5、7流量是單孔流量最大的4個(gè)，它們對(duì)火力面排氣門(mén)側(cè)冷卻發(fā)揮了重要作用.

圖11 各上水孔流量比例分布Fig.11 Each hole flow proportion distribution

3.2 冷卻水套上水孔優(yōu)化設(shè)計(jì)

基于3.1節(jié)分析，本文針對(duì)第3、4缸火力面平均溫度、最高溫度高的問(wèn)題，從上水孔的角度進(jìn)行分析優(yōu)化.優(yōu)化思路是從3類(lèi)上水孔內(nèi)部分別進(jìn)行，在每類(lèi)優(yōu)化的基礎(chǔ)上進(jìn)行疊加，最終確定優(yōu)化方案.

排氣側(cè)上水孔，將第2缸也去掉與第1缸相同位置上水孔即孔2，為了讓第3和第4缸的排氣側(cè)流動(dòng)更好.中心上水孔，將孔9 面積擴(kuò)大，為了使第3缸火力面排氣側(cè)冷卻更充分，具體方案如表3所示.1～8個(gè)方案分別進(jìn)行計(jì)算，各氣缸火力面最高溫度和平均溫度如圖12、13所示，排氣道最高溫度如圖14所示，Tmax為最高溫度，Taver為平均溫度，aver表示4個(gè)火力面總平均.

可以看到，方案1由于封堵了2號(hào)上水孔導(dǎo)致向第1缸火力面排氣側(cè)流動(dòng)水量減小，而向第3、4缸火力面排氣側(cè)流動(dòng)水量增大，第1缸火力面最高溫度和平均溫度升高，3、4缸火力面最高溫度分別降低3.25 與1.98K，方案2由于擴(kuò)大了孔9截面積，使向第3 缸火力面排氣側(cè)的流量增大，因此第3缸最高溫度降低明顯，降低了3.33K.

表3 優(yōu)化方案Tab.3 Optimized schemes

圖12 不同方案火力面最高溫度對(duì)比Fig.12 The maximum temperature contrast on flame decks of different schemes

圖13 不同方案火力面平均溫度對(duì)比Fig.13 Average temperature contrast on flame decks of different schemes

圖14 不同方案排氣道最高溫度對(duì)比Fig.14 Maximum exhaust port temperature contrast of different schemes

針對(duì)進(jìn)氣側(cè)的時(shí)候，對(duì)比原方案和方案3，方案5、7，方案4、8，發(fā)現(xiàn)去掉16孔，對(duì)于整體的影響并不是很大，16孔去掉后，排氣道的最高溫度會(huì)上升，是因?yàn)樯纤?6會(huì)使冷卻液在第4缸的進(jìn)氣側(cè)流量更大，從而使U 型流動(dòng)區(qū)域的上水孔更加集中對(duì)火力面以及排氣道進(jìn)行冷卻.方案3～8中，方案3優(yōu)化作用不明顯，而且排氣道側(cè)溫度升高，方案5～7在第3缸火力面的最高溫度均在442K 以上，方案4和8的優(yōu)化作用較明顯.但是方案8的排氣道最高溫度要比4高，從各火力面最高溫度綜合來(lái)看，方案8比方案4要略差，從進(jìn)氣側(cè)上水孔的數(shù)量上看方案4也更容易保證流動(dòng)平衡性，所以確定方案4為進(jìn)氣側(cè)最優(yōu)方案.方案4在第1～4缸火力面最高溫度分別降低了1.06、1.24、2.94、3.31K，這是因?yàn)槿サ袅?2、13上水孔，減小了進(jìn)氣側(cè)冷卻液流動(dòng)，更多的冷卻液向中間上水孔尤其是后2缸流動(dòng)，因此加強(qiáng)了各缸排氣門(mén)附近冷卻，對(duì)3、4缸的冷卻加強(qiáng)作用更明顯.

在對(duì)3類(lèi)上水孔分別優(yōu)化之后，本文對(duì)優(yōu)化效果較好的幾個(gè)方案進(jìn)行了疊加，首先將方案1與2進(jìn)行聯(lián)合優(yōu)化，形成方案9，發(fā)現(xiàn)方案9效果要比方案1、2都好；在方案9基礎(chǔ)上再與方案4聯(lián)合優(yōu)化，最終形成方案10，其效果比方案4、9 都要好，至此確定了最優(yōu)方案10.

分類(lèi)優(yōu)化的設(shè)計(jì)思路總結(jié)如下：

優(yōu)化方案火力面最高溫度、平均溫度對(duì)比如圖15、16所示，優(yōu)化方案排氣道最高溫度對(duì)比如圖17所示.從圖中可以看到在每個(gè)類(lèi)別下最優(yōu)方案以及方案聯(lián)合優(yōu)化計(jì)算結(jié)果，折線(xiàn)圖反映了一般的規(guī)律，與原方案相比當(dāng)2種方案在某位置對(duì)溫度都有降低作用時(shí)候，綜合方案溫度降低會(huì)更明顯；當(dāng)一個(gè)方案有降低，一個(gè)方案有升高的時(shí)候，綜合方案溫度一般處于2種方案溫度之間，綜合方案溫度與原方案相比是否降低取決于這2 種方案誰(shuí)的影響更大.

圖15 優(yōu)化方案火力面最高溫度對(duì)比Fig.15 Maximum temperature contrast on flame decks of optimized schemes

圖16 優(yōu)化方案火力面平均溫度對(duì)比Fig.16 Average temperature contrast on flame decks of optimized schemes

圖17 優(yōu)化方案排氣道最高溫度對(duì)比Fig.17 Maximum exhaust port temperature contrast of optimized schemes

3.3 優(yōu)化方案與原方案對(duì)比分析

方案10與原方案溫度、應(yīng)力對(duì)比如表4所示，σM-T-max表示T 作用下最大Von Mises應(yīng)力，σM-3-max表示第3缸爆發(fā)時(shí)最大Von Mises應(yīng)力.火力面溫度分布對(duì)比如圖18所示，本節(jié)的對(duì)比圖均采用相同布局，從左到右為1～4缸.可以看到方案10高溫區(qū)域最高溫度明顯降低，面積明顯減小.1～4 缸火力面溫度變化見(jiàn)表4.無(wú)論從最高溫度還是從平均溫度上來(lái)衡量，方案10的冷卻均勻性都要比原方案更好.

圖18 火力面溫度分布對(duì)比Fig.18 Contrast of flame deck temperature distribution

水套流速分布對(duì)比如圖19所示，從圖中可以看到在各缸排氣道以及火力面排氣門(mén)附近流速比原水套更高，針對(duì)高溫區(qū)域的冷卻更加集中，而在各缸進(jìn)氣道以及第1缸進(jìn)氣門(mén)附近水流速有所降低，這樣的流速分配讓整體的冷卻更合理、冷卻效果也更好，方案10單位時(shí)間散熱量提高了3.29%.

圖19 水套流速分布對(duì)比Fig.19 Contrast of water jacket velocity distribution

各上水孔的流量分配如圖20所示，其中排氣側(cè)上水孔的總流量從61.87%提高到62.09%，中心側(cè)上水孔的總流量從23.84%提高到30.05%，進(jìn)氣側(cè)上水孔流量從14.29%降低到7.86%.這樣盡管排氣側(cè)比原來(lái)少了一個(gè)上水孔，但是并沒(méi)有減小排氣側(cè)總的冷卻液流量，孔1、3、5、7需要高流速上水進(jìn)行火力面排氣門(mén)冷卻，它們的流量都有了明顯增加；由于進(jìn)氣側(cè)上水量的減小和孔8截面積的增大，中心上水孔8～11的流量均增大，對(duì)于排氣門(mén)側(cè)冷卻作用有一定增強(qiáng).

如圖21所示為只在溫度作用下的應(yīng)力分布，從圖中可以看出方案10在后2個(gè)火力面的應(yīng)力都要比原方案小很多，可見(jiàn)溫度對(duì)應(yīng)力分布影響比較大，具體數(shù)值比較見(jiàn)表4.

表4 優(yōu)化前后對(duì)比Tab.4 Contrast of schemes before and after optimization

圖20 方案10與原方案各上水孔流量對(duì)比Fig.20 Hole flow rate of 10th scheme compared with original scheme

圖21 溫度作用時(shí)方案10與原方案應(yīng)力分布對(duì)比Fig.21 Stress distribution of 10th scheme compared with original scheme under effect of temperature

如圖22所示為第3缸爆發(fā)熱機(jī)耦合Von Mises應(yīng)力分布云圖，從圖中可以看出方案10在進(jìn)氣門(mén)鼻梁區(qū)和排氣門(mén)鼻梁區(qū)應(yīng)力比原方案降低，第3、4缸火力面的高應(yīng)力區(qū)面積也有一定減小，第1～4缸火力面最大Von Mises 應(yīng)力與原方案比較見(jiàn)表4.由此本文得到結(jié)論，方案優(yōu)化之后無(wú)論是由溫度產(chǎn)生的應(yīng)力還是熱機(jī)耦合產(chǎn)生的應(yīng)力在第3、4缸都有了較大的降低.

圖22 第3缸爆發(fā)時(shí)方案10與原方案應(yīng)力分布對(duì)比Fig.22 Stress distribution of 10th scheme compared with original scheme under 3rd cylinder explosion

此外方案10在第4缸爆發(fā)時(shí)的最大拉應(yīng)力為132.77 MPa，噴油器座過(guò)渡區(qū)域的最大拉應(yīng)力為110.52 MPa，比原方案有不同程度降低，安全性更好.

4 結(jié) 論

（1）對(duì)缸蓋進(jìn)行溫度場(chǎng)分析，發(fā)現(xiàn)該機(jī)型缸蓋火力面最高溫度出現(xiàn)在第3缸排氣門(mén)鼻梁區(qū)，整個(gè)缸蓋的最高溫度出現(xiàn)在第4缸排氣道.

（2）對(duì)缸蓋進(jìn)行應(yīng)力場(chǎng)分析，在溫度場(chǎng)單獨(dú)作用下火力面上最大Von Mises應(yīng)力都出現(xiàn)在進(jìn)氣門(mén)鼻梁區(qū)，第3缸進(jìn)氣門(mén)鼻梁區(qū)應(yīng)力最大.在熱機(jī)耦合綜合作用下，火力而區(qū)域的最大Von Mises應(yīng)力值出現(xiàn)在第3缸爆發(fā)時(shí)，位于第3缸進(jìn)氣門(mén)鼻梁區(qū)，缸蓋頂面最大拉應(yīng)力值出現(xiàn)在第4缸爆發(fā)時(shí)候，位于第4缸排氣道外側(cè)的直角過(guò)渡區(qū).

（3）通過(guò)分析缸蓋溫度場(chǎng)以及流線(xiàn)圖，本文總結(jié)了各上水孔的作用，對(duì)不同區(qū)域上水孔進(jìn)行優(yōu)化，再將優(yōu)化的方案進(jìn)行疊加組合，最終得到最優(yōu)方案10，證明了該優(yōu)化思路有一定的實(shí)用性.

（4）對(duì)方案10與原方案進(jìn)行溫度場(chǎng)對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)方案10將火力面最高溫度降低了6.22K，四個(gè)火力面的總平均溫度降低了1.60K，并且使各火力面的最高溫度和平均溫度趨于一致，冷卻均勻性更好.

（5）對(duì)方案10與原方案進(jìn)行應(yīng)力場(chǎng)對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)在熱機(jī)耦合作用下，方案10火力面應(yīng)力分布規(guī)律與原方案相同，第3 缸爆發(fā)時(shí)火力面最大Von Mises應(yīng)力降低21.43 MPa.

（

）：

［1］李駿.汽車(chē)發(fā)動(dòng)機(jī)節(jié)能減排先進(jìn)技術(shù)［M］.北京：北京理工大學(xué)出版社，2011：66-76.

［2］BHARANI D R，RAGHU R G，RAJKAMAL M，et al.Design and development of cylinder block for high power density diesel engine using CAE／CFD tools for a tractor engine with integrated approach ［C］∥8th SAEINDIA International Mobility Conference ＆Exposition and Commercial Vehicle Engineering Congress 2013.Chennai：SAE，2013：01-2753.

［3］ZHANG Q，ZUO Z X，LIU J X.Failure analysis of a diesel engine cylinder head based on finite element method［J］.Engineering Failure Analysis，2013，34：51-58.

［4］JAFARABADI M，CHAMANI H，MALAKIZADI A，et al.A fast coupled CFD-thermal analysis of a heary duty diesel engine water cooling system ［C］∥ASME 2008International Mechanical Engineering Congress and Exposition.Boston：American Society of Mechanical Engineers，2008：663-670.

［5］FADAEI M，VAFADAR H，NOORPOOR A.New thermo-mechanical analysis of cylinder heads using a multi-field approach［J］.Scientia Iranica，2011，B18（1）：66-74.

［6］FONTANESI S，GIACOPINI M.Multiphase CFD-CHT optimization of the cooling jacket and FEM analysis of the engine head of a V6diesel engine［J］.Applied Thermal Engineering，2013，52：293-303.

［7］SHOJAEFARD M H，GHAFFARPOUR M R，NOORPOOR A R，et al.Thermomechanical analysis of an engine cylinder head［J］.Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers，Part D：Journal of Automobile Engineering，2006，220：627-636.

［8］GOCMEZ T，PISCHINGER S.A contribution to the understanding of thermomechanical fatigue sensitivities in combustion engine cylinder heads［J］.Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers，2011，225：461-477.

［9］HAMM T，REBBERT M，ECKER H，et al.Cylinder head design for high peak firing pressures［C］∥SAE World Congress ＆ Exhibition.Detroit：SAE，2008-01-1196.

［10］王兆文，黃榮華，成曉北，等.重型車(chē)用柴油機(jī)氣缸蓋內(nèi)流動(dòng)與傳熱研究［J］.汽車(chē)工程，2008，30（4）：312-316.WANG Zhao-wen，HUANG Rong-hua，CHENG Xiaobei，et al.Studies on flow and heat transfer in cylinder head of a heavy-duty vehicle diesel engine［J］.Automotive Engineering，2008，30（4）：312-316.

［11］劉福水，閔祥芬，樊豐，等.柴油機(jī)冷卻水套的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法［J］.汽車(chē)工程，2014，36（6）：728-733.LIU Fu-shui，MIN Xiang-fen，F(xiàn)AN Feng，et al.Optimization design of cooling water jacket in diesel engines［J］.Automotive Engineering，2014，36（6）：728-733.

［12］周禛，薛冬新，唐斌，等.某中速柴油機(jī)冷卻液流動(dòng)及流固耦合傳熱計(jì)算分析［J］.柴油機(jī)，2013，35（1）：17-21.ZHOU Zhen，XUE Dong-xin，TANG Bin，et al.The flow and fluid-solid coupled heat transfer analysis of a medium speed diesel engine cooling system ［J］.Diesel Engine，2013，35（1）：17-21.