發動機氣缸蓋熱機疲勞壽命預測

曾小春,苗瑞剛,魏濤,景國璽,張執南,郭榮,孫帥

(1.江鈴汽車股份有限公司產品研發總院,江西 南昌 330001; 2.河北工業大學機械工程學院,天津 300400;3.天津市新能源汽車動力傳動與安全技術重點實驗室,天津 300400;4.上海交通大學機械與動力工程學院,上海 200240;5.同濟大學汽車學院,上海 201804)

氣缸蓋是內燃機中結構最復雜、熱-機械負荷最高的零件之一,其內表面直接處于高溫和高壓的工作環境中,承受著交變載荷的作用,工作條件十分惡劣[1]。同時,由于冷卻水從氣缸蓋帶走一部分熱量,熱流量大,氣缸蓋內部存在較高的溫度梯度,因此,氣缸蓋內部會產生較大的熱應變,燃燒產生的高壓氣體也直接作用在氣缸蓋上,產生高機械負荷,容易導致氣缸蓋熱機疲勞(TMF)失效。近年來,發動機氣缸蓋熱機疲勞分析一直是研究領域的熱點與難點。

隨著CAE仿真分析技術在工程上的應用越來越成熟,其經濟、高效的優點使得該分析技術已被高校研究學者、企業工程師廣泛采用[2-3]。何聯格等[4]對氣缸蓋中兩相流沸騰傳熱熱機耦合進行了仿真分析,得到了氣缸蓋火力面熱機耦合應力分布。蓋洪武等[5]采用CAE仿真分析方法研究了柴油機鼻梁區的重要結構參數——寬度和厚度對鼻梁區熱機耦合疲勞壽命的影響。朱小平等[6]采用有限元分析研究了氣缸蓋在熱固耦合條件下的強度和疲勞壽命。徐玉梁等[7]采用基于Sehitoglu理論的數值模擬方法,結合有限元分析對某小型強化汽油機缸蓋的熱機疲勞問題進行了研究。Amri Ghasemi[8]采用局部應力應變方法結合CAE仿真分析技術對柴油機鑄鋁氣缸蓋熱機疲勞壽命進行預測,該方法未考慮尺寸因素和表面情況的影響,結果是趨于冒險的。Carpentiero等[9]采用CFD和有限元分析相耦合的方法進行了熱機耦合分析。隨著發動機燃燒壓力的增大,氣缸蓋的熱載荷和機械載荷相互作用增大,鑄鋁材料在結構溫度高于100 ℃時可能發生蠕變,極易發生低周熱機疲勞損傷。然而,大部分研究只采用了傳統的有限元分析方法,這迫切需要開發一種全面的有限元分析方法來預測氣缸蓋熱機疲勞壽命。

本研究以某柴油機氣缸蓋為研究對象,首先基于流-固耦合的方法對水套流場和整機溫度場進行分析,并與試驗結果進行對標;在此基礎上,對缸蓋進行熱-機械載荷下的耦合應力結構強度分析,獲得氣缸蓋總體應力、位移邊界;以此為邊界驅動子模型計算,獲得了氣缸蓋在發動機冷熱交替熱沖擊試驗工況下的應力應變歷程?；赟ehitoglu模型計算得到了氣缸蓋熱機疲勞損傷和壽命。

1 熱機疲勞分析總體流程

氣缸蓋TMF分析非常復雜,需要考慮眾多影響因素,如隨溫度變化的彈性模量、彈塑性材料曲線、高溫下氣缸蓋材料的蠕變和氧化等。

氣缸蓋TMF分析的總體流程見圖1。首先建立整機一維熱力學仿真模型,對發動機進行一維熱力學模擬分析。將一維分析的結果作為三維缸內燃燒分析的計算邊界,通過CFD分析軟件進行缸內燃燒分析和水套CFD分析,并將燃燒和冷卻水側傳熱邊界映射到有限元模型上,采用Abaqus有限元分析軟件對氣缸蓋進行溫度場分析,通過多輪次的耦合計算使得氣缸蓋溫度分布結果趨于穩定,并與實測結果進行對標。以溫度場結果作為計算邊界,進一步進行熱機耦合應力分析,獲得總體邊界。依照整機熱沖擊試驗規范,采用子模型方法獲得氣缸蓋怠速-標定轉速交變工況下的應力應變行為。最后,基于Sehitoglu模型實現氣缸蓋熱機疲勞損傷計算和壽命預測,基于輕卡評價標準對氣缸蓋熱機疲勞進行評估。

圖1 氣缸蓋TMF分析流程

TMF分析的目的是對氣缸蓋火力面在給定的熱沖擊測試過程中的壽命進行預測,以評價設計的耐久性。氣缸蓋的TMF分析基于應變循環標準(E-N),本研究中的TMF壽命預測采用Sehitoglu模型[10-11],該模型基于3種損傷機制,包括疲勞、環境氧化與蠕變?？倱p傷與機械損傷、氧化損傷和蠕變損傷的關系如式(1)所示,壽命預測關系如式(2)所示。

DTMF=Dfat+Denv+Dcreep,

(1)

(2)

2 缸蓋溫度場分析

2.1 熱邊界條件確定

本研究缸蓋熱分析工作中缸內燃燒側邊界采用缸內燃燒數值模擬方法獲得。缸內燃燒分析的湍流模型采用k-ε湍流模型。缸內燃燒CFD的分析模型如圖2所示,包括進排氣道、進排氣門、缸蓋、缸套、活塞等。CFD-FEA燃氣側耦合交接面包括缸蓋火力面、進排氣門、進排氣道和氣缸套。通過缸內3D燃燒分析獲得燃氣溫度和傳熱系數,并將溫度和傳熱系數邊界映射到缸蓋有限元模型上。

圖2 缸內燃燒CFD分析模型

標定工況下CFD-FEA耦合單缸燃氣側一個發動機循環周期內的平均溫度和傳熱系數見圖3。4個缸采用相同的熱邊界?？梢姎飧咨w的傳熱系數要明顯高于其他區域,同時在整個循環周期中,氣體平均溫度也非常高,其峰值溫度高于排氣道口溫度。因此,在發動機各部件中,氣缸蓋的熱載荷最高。

圖3 標定工況溫度與傳熱系數的分布

水套的主要作用是吸收氣缸蓋內燃燒產生的熱量,確保氣缸蓋穩定工作。CFD-FEA分析中的水側交界面是指氣缸蓋與缸體的水套表面。類似于三維燃燒CFD分析,三維冷卻CFD分析同樣計算出標定點與怠速點條件下近壁面處的水溫及傳熱系數分布。經過多輪計算,缸蓋水套的近壁面溫度與傳熱系數達到穩定狀態。冷卻CFD計算出的怠速點、標定點條件下缸內水套溫度場及傳熱系數分布分別見圖4和圖5。

2.2 溫度場計算結果

有限元傳熱模型(見圖6)由氣缸蓋、缸體、墊片、螺栓、進排氣門、氣門座、氣門導管等組成,整個模型網格數約為400萬。缸體與缸蓋接觸燃燒室的氣體溫度與傳熱系數由三維燃燒CFD分析提供,冷卻側邊界則由三維冷卻流動CFD分析提供。與機油接觸的表面溫度,在標定工況設置為140 ℃,怠速工況為100 ℃,傳熱系數為130 W/(m2·K)。

圖6 有限元分析模型

氣缸蓋在標定點、怠速點條件下的溫度分布如圖7所示。由圖7進而看出,氣缸蓋火力面區域的溫度明顯高于其他區域,因為其與燃燒火焰直接接觸。排氣側溫度高于進氣側溫度,這是由進排氣溫差較大導致。標定點條件下缸蓋的最高溫度達到了247 ℃,位于4缸兩個排氣門之間的鼻梁區域,低于鑄鋁材料溫度限值260 ℃;怠速點條件下缸蓋的最高溫度為110 ℃,最高溫度位置與標定點保持一致。

圖7 缸蓋溫度場分布

為驗證耦合計算的準確性,采用硬度塞方法對發動機標定工況各缸缸蓋的溫度進行了試驗測試。單缸的測點分布如圖8所示,每缸測點分布均相同。標定工況各測點的平均溫度對比如圖9所示。由圖9可見,模擬結果與實測結果吻合較好。整體來看,測試結果略低于模擬值,相對偏差均小于10%,測試值與計算值相近,說明該模型準確可靠,可用于后續的熱機耦合應力分析。

圖8 測點分布位置

圖9 標定點下溫度模擬結果與測試結果的對比

3 熱機疲勞載荷歷程計算

3.1 缸蓋熱機耦合分析

將缸蓋、缸體、缸墊、螺栓進行裝配,其相互間的連接進行接觸和綁定設置,具體接觸關系見表1。根據流-固耦合計算得到的缸蓋溫度場,將熱載荷通過映射施加到缸蓋有限元模型上作為其溫度邊界;確定標定工況、怠速工況下氣缸蓋最高燃燒壓力,以均布載荷形式施加在火力面表面。

表1 氣缸蓋各部件之間接觸關系

采用順序耦合的方式,將溫度場計算結果作為邊界條件導入有限元軟件ABAQUS中,對氣缸蓋進行熱機耦合應力分析。為準確分析缸蓋熱機耦合應力分布,分別在裝配工況、怠速工況、標定工況下對缸蓋進行應力分析,其應力分布結果見圖10。

圖10 氣缸蓋應力分布

3.2 缸蓋子模型建立

由于缸蓋的整機模型非常大,且自由度及接觸關系數量較多,如果計算冷熱沖擊交變載荷工況,所需計算時間將會很長,在工程計算和解決工程問題方面并不適用,所以在以下分析中引進子模型的分析方法。整機模型采用線彈性模型進行計算,將怠速點、標定點的溫度和位移邊界從整體模型中提取出來,作為邊界驅動子模型進行詳細計算,計算出子模型的溫度場和應力場。

氣缸蓋子模型見圖11,其熱邊界與位移邊界由全模型映射得到。子模型上的瞬態熱載荷情況如圖12所示,其中P0為裝配步長,P5為標定點下的熱裝配步長,P9為怠速點條件下的冷裝配步長。

圖11 氣缸蓋子模型

圖12 子模型上的瞬態熱負荷條件

通過全模型的靜態應力-應變來計算P0,P5,P9載荷條件下子模型的溫度和位移,其熱載荷與邊界條件按如下公式計算:

T(i)=T5-(T5-T9)K(i),

(3)

U(i)=U5-(U5-U9)K(i)。

(4)

式中:T(i)為子模型的溫度;U(i)為子模型外表面位移;K(i)為試驗測試的溫度與位移系數。標定點、怠速點子模型的溫度分布結果見圖13。其中,怠速點子模型缸蓋火力面最高溫度為110.4 ℃,位于4缸兩個排氣門之間的鼻梁區域;標定點子模型缸蓋火力面最高溫度為247.7 ℃,最高溫度位置與怠速點保持一致。標定點、怠速點缸蓋子模型火力面溫度分布與全局模型基本一致。

缸蓋在不同工況下的全局模型與子模型應力結果對比見圖14。其中缸蓋在裝配工況、標定點下的應力分布與全局模型火力面應力分布基本一致。

圖14 整體模型與子模型應力對比

從圖13和圖14的結果中可以看出,子模型的溫度場、應力場分布與整體模型火力面分布完全一致,表明該邊界可以滿足計算要求,可將其溫度邊界和位移邊界作為交變載荷反復作用在子模型上進行計算。

4 熱機疲勞損傷和壽命分析

結合低周疲勞耐久試驗規范,進行了發動機熱機與冷卻模擬分析。對子模型進行了瞬態非線性應力應變分析,共計算4個循環以得到一個穩定的熱機疲勞循環。熱機疲勞損傷計算結果如圖15所示。由圖可見,氧化損傷在缸蓋熱機疲勞總損傷中占主導作用,其次是機械損傷,蠕變損傷貢獻很小。每個氣缸熱機疲勞壽命計算結果如圖16所示。由圖16可知,最低的熱機疲勞壽命出現在第3缸火力面排氣座圈附近區域,為5 038次。計算得出的熱機疲勞壽命最低值高于輕卡評價標準要求5 000次的限值,滿足低周疲勞壽命設計要求。

圖15 氣缸蓋熱機疲勞損傷

5 結論

提出了基于子模型方法的氣缸蓋TMF分析方法,過程包括一維熱力學分析、三維缸內燃燒CFD分析、三維冷卻CFD分析、傳熱計算、溫度場計算、整體模型應力-應變計算、子模型溫度場計算、子模型應力-應變計算,并用于氣缸蓋熱機疲勞壽命預測,得到以下結論:

a) 氣缸蓋火力面區域的溫度明顯高于其他區域,氣缸蓋標定點的最高溫度處于兩個排氣門之間的鼻梁區,實測溫度與有限元模擬預測溫度吻合較好,證明采用該耦合分析方法能夠較準確地反映缸蓋的實際溫度分布情況;

b) 子模型與整體模型在怠速點、標定點的溫度場及應力場計算結果保持一致,證明了子模型的有效性;運用子模型方法,可減少網格數量,計算時間遠小于整體模型計算時間;子模型由于沒有接觸計算,對提高計算精度和減少計算時間有顯著效果;

c) 基于輕卡試驗規范要求,對氣缸蓋子模型進行熱機疲勞損傷及壽命計算,計算結果顯示:氧化損傷在缸蓋熱機疲勞總損傷中占主導作用,其次是機械損傷;第3缸火力面排氣座圈附近區域的TMF壽命最低,最低壽命為5 038次,滿足5 000次設計要求。