柴油機(jī)缸蓋有限元分析

PAGEPAGE1柴油機(jī)缸蓋有限元分析內(nèi)容摘要：用Abaqus將對流熱界限耦合至固體傳熱計(jì)算中，得到柴油機(jī)缸蓋的溫度場.在這里基礎(chǔ)上進(jìn)行預(yù)緊力和爆發(fā)壓力熱應(yīng)力2種工況的數(shù)值仿真.仿真結(jié)果能夠幫助確定各影響因素造成的缸蓋應(yīng)力集中的重要位置，為構(gòu)造設(shè)計(jì)和改良提供參考.本文關(guān)鍵詞語：柴油機(jī)；缸蓋；熱固耦合TK422；TB115.1文獻(xiàn)標(biāo)記碼：B董晶瑾，尹子峰，夏倩，劉利軍引言氣缸蓋與缸套、活塞構(gòu)成燃燒室空間.在氣缸蓋內(nèi)一般有進(jìn)排氣道、冷卻水腔、起動閥、安全閥和燃燒室等，并裝有配氣機(jī)構(gòu)和噴油器等零部件.在柴油機(jī)工作經(jīng)過中，缸蓋蒙受很高的交變機(jī)械負(fù)荷與熱負(fù)荷，是柴油機(jī)工作條件最為惡劣的零部件之一.同時(shí)，缸蓋和缸套也是水冷式內(nèi)燃機(jī)中主要的散熱部件，其冷卻水套內(nèi)冷卻液的流動和傳熱狀態(tài)直接影響缸蓋的使用壽命和可靠性[1].因而，正確分析缸蓋的溫度場和應(yīng)力場是缸蓋構(gòu)造設(shè)計(jì)的根據(jù)，利用有限元法可大大縮短缸蓋設(shè)計(jì)周期.本文以柴油機(jī)缸蓋為例，用有限元法計(jì)算缸蓋的溫度場、預(yù)緊工況機(jī)械應(yīng)力、預(yù)緊力熱耦合應(yīng)力和預(yù)緊力爆發(fā)熱耦合應(yīng)力等，并分析各個(gè)不同工況對缸蓋構(gòu)造強(qiáng)度的影響，為構(gòu)造設(shè)計(jì)改良提供參考.1模型建立和網(wǎng)格劃分本文取一個(gè)缸，見圖1，模型包括缸蓋、缸套、墊片、刮油環(huán)、水套、機(jī)架〔取部分構(gòu)造〕、噴油器組件、起動空氣閥組件、進(jìn)排氣閥和進(jìn)排氣閥座等.起動空氣閥和進(jìn)排氣閥只參與熱分析計(jì)算，只關(guān)心閥與閥座和缸蓋的傳熱效果，不參與與機(jī)械負(fù)荷耦合在一起的應(yīng)力計(jì)算.模型的建立是進(jìn)行數(shù)值模仿的主要前提.由于氣缸蓋的構(gòu)造非常復(fù)雜，且與之相關(guān)的零部件較多，在保證計(jì)算結(jié)果的前提下，可對相關(guān)零部件和缸蓋構(gòu)造中一些細(xì)小部分進(jìn)行適當(dāng)簡化.圖1有限元模型圖1中，模型采取精度較高的四面體二次單元，螺栓和墊片采取六面體網(wǎng)格，并保證各個(gè)接觸面節(jié)點(diǎn)一致.完好的有限元模型共有1142469個(gè)節(jié)點(diǎn)，683711個(gè)單元.2界限條件缸蓋熱界限條件采取傳熱第三類界限條件，設(shè)定界限的換熱系數(shù)α和環(huán)境溫度T.冷卻水側(cè)和燃燒室內(nèi)的溫度、換熱系數(shù)都是通過CFD計(jì)算后，把熱界限映射到有限元面網(wǎng)格，得到有限元軟件能夠讀取的文件.對進(jìn)、排氣通道和進(jìn)、排氣閥，施加恒定的溫度和換熱系數(shù)值，該數(shù)值根據(jù)經(jīng)歷體驗(yàn)選定.本文進(jìn)氣通道和進(jìn)氣閥施加的氣體溫度設(shè)定為Tin=80℃，換熱系數(shù)αin=200W/〔m2·K〕；排氣通道和排氣閥施加的氣體溫度設(shè)定為Texh=500℃，換熱系數(shù)αexh=400W/〔m2·K〕.預(yù)緊工況下，除考慮缸蓋螺栓預(yù)緊力的影響外，還需考慮噴油器夾具螺栓、起動空氣夾具螺栓和壓力傳感器夾具螺栓的預(yù)緊力.為精到準(zhǔn)確地對缸蓋進(jìn)行應(yīng)力分析，在施加界限條件時(shí)還需定義缸蓋與相關(guān)零部件接觸時(shí)的過盈量和間隙.爆發(fā)熱耦合應(yīng)力工況下，將預(yù)緊載荷、爆發(fā)壓力與計(jì)算得到的溫度場共同作用在氣缸蓋模型上.爆發(fā)壓力的施加見圖2和3，分別在缸蓋底部的燃燒面和刮油環(huán)的上部施加P=2.50×105Pa〔250bar〕的爆壓.在缸套和刮油環(huán)的內(nèi)外表，由于氣體壓力在豎直向下的方向上遞減，因而在構(gòu)造強(qiáng)度計(jì)算中施加線性方程的壓力曲線.圖2缸蓋底部和刮油環(huán)上部施加的氣體力圖3缸套和刮油環(huán)的內(nèi)外表施加的氣體力進(jìn)氣閥座、排氣閥座和起動空氣閥座上所施加的氣體壓力，是由豎直方向上的爆壓根據(jù)閥座的角度分解成法線上的力，見圖4.圖4閥座上的氣體力3計(jì)算結(jié)果分析3.1溫度場由于排氣溫度較高，最高溫度Tmax=394℃發(fā)生在缸蓋底部的2個(gè)排氣閥孔之間；另一個(gè)高溫Tmax=368℃發(fā)生在進(jìn)、排氣閥孔和起動空氣閥孔中間的區(qū)域.這是由于起動空氣閥孔四周只布置一層冷卻水鉆孔，而其他區(qū)域則布置上、下2層冷卻水鉆孔，所以高溫會在起動空氣閥孔四周出現(xiàn)，見圖5.由于構(gòu)造布置的限制，當(dāng)前沒有更好的改良方法.由于缸蓋材料的屈從溫度為470℃，排氣溫度雖高，仍在限制范圍內(nèi)，所以能夠承受.圖5缸蓋底部壁面溫度分布，℃缸蓋底部燃燒區(qū)域內(nèi)水側(cè)的溫度分布和沸騰曲線見圖6，能夠看出最高溫度Tmax=193℃在沸騰曲線的下部，遠(yuǎn)離燒毀點(diǎn)242℃，所以不會發(fā)生對換熱效果晦氣的膜態(tài)沸騰.圖6火焰區(qū)的水側(cè)溫度分布和沸騰曲線3.2缸蓋應(yīng)力分析應(yīng)力分析是評價(jià)缸蓋安全性的基本內(nèi)容，部分應(yīng)力集中會引起缸蓋的熱裂.缸蓋受的應(yīng)力比較復(fù)雜，一般以校核缸蓋的最大、最小主應(yīng)力作為評判的原則.預(yù)緊載荷下最大主應(yīng)力云圖見圖7，可知，在預(yù)緊載荷工況下，氣缸蓋的最大主應(yīng)力的最大值發(fā)生在起動空氣閥螺栓孔的四周，其最大值為455MPa，已超越缸蓋材料的抗拉強(qiáng)度.此時(shí)，其應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系已不是線性關(guān)系，但由于有限元程序在計(jì)算時(shí)將應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系按線性關(guān)系處理，所以該處的計(jì)算應(yīng)力值只能反映此處應(yīng)力已經(jīng)跨越屈從點(diǎn)，而不能反映其真實(shí)應(yīng)力值，計(jì)算應(yīng)力值大于真實(shí)應(yīng)力值[2].在爆發(fā)熱載荷工況下，氣缸蓋的最大主應(yīng)力的最大值重要發(fā)生在2個(gè)地方：一個(gè)仍然發(fā)生在起動空氣閥螺栓孔的四周，且最大值比預(yù)緊載荷工況下的值要大；另一個(gè)最大主應(yīng)力的最大值發(fā)生在排氣閥座通向噴油器孔的冷卻鉆孔處，其應(yīng)力值到達(dá)968MPa.2個(gè)最大值都超越材料的抗拉強(qiáng)度.爆發(fā)熱載荷下最大主應(yīng)力云圖見圖8.圖7預(yù)緊載荷下最大主應(yīng)力云圖，MPa圖8爆發(fā)熱載荷下最大主應(yīng)力云圖，MPa預(yù)緊載荷、爆發(fā)熱載荷工況下的最小主應(yīng)力見圖9和10.圖9預(yù)緊載荷下最小主應(yīng)力云圖，MPa圖10爆發(fā)熱載荷下最小主應(yīng)力云圖，MPa由圖9和10可知，缸蓋螺栓預(yù)緊力引起的壓應(yīng)力較高，最大壓應(yīng)力重要集中在缸蓋火力面，其最大值為748MPa；在爆發(fā)熱載荷工況下，最大壓應(yīng)力值重要集中于起動空氣閥孔、噴油器孔與進(jìn)、排氣孔之間.顯然，缸蓋底板的高溫載荷是構(gòu)成上述氣缸蓋應(yīng)力分布變化的根本原因，由于應(yīng)力的變化幅值很大，缸蓋底板的鼻梁處容易發(fā)生低周疲憊失效.4結(jié)論〔1〕最高溫度在2個(gè)排氣閥孔中間，接近于400℃，溫度值相當(dāng)高，但仍在