孟凡棟，黃國龍，魏濤，袁怡剛

(1.內燃機可靠性國家重點實驗室，山東 濰坊 261061；2.濰柴動力股份有限公司 發(fā)動機研究院，山東 濰坊 261061)

隨著柴油機功率、爆發(fā)壓力等指標的不斷提高，在機械負荷與熱負荷的雙重作用下氣缸蓋容易出現(xiàn)疲勞開裂故障，這對氣缸蓋的設計提出了更高的要求[1-5]。

根據氣缸蓋實測的溫度數值，通過計算機輔助工程(computer aided engineering，CAE)仿真計算，對氣缸蓋進行流固耦合(fluid-structure interaction，F(xiàn)SI)冷卻性能和熱機耦合應力分析可以幫助工程師快速有效地分析和確定改進方案[6-10]。本研究中以某歐VI高功率柴油機的氣缸蓋故障為例進行氣缸蓋熱負荷分析及優(yōu)化，為氣缸蓋的設計改進提供參考和借鑒。

1 背景

某歐VI高功率柴油機的六缸一蓋整體式氣缸蓋，在1 000 h臺架耐久試驗中第4、5缸氣缸蓋排氣門鼻梁區(qū)中間位置出現(xiàn)開裂故障，如圖1所示，裂紋橫向擴展。

a)4缸在上 b)5缸在上圖1 氣缸蓋鼻梁區(qū)裂紋

圖2 氣缸蓋溫度實測數據

針對氣缸蓋鼻梁區(qū)進行溫度測試試驗。圖2為發(fā)動機臺架試驗實測氣缸蓋溫度數據，采用K型熱電偶傳感器實時采集溫度值，試驗發(fā)現(xiàn)標定點工況排氣門鼻梁區(qū)中間位置溫度最高為430 ℃，超出灰鑄鐵耐溫極限380 ℃，不滿足可靠性要求，需進行優(yōu)化改進。

2 結構分析與優(yōu)化

從兩個方面對氣缸蓋結構進行優(yōu)化[11-13]，一是從火力底板的厚度以及整體缸蓋的內部結構作為突破點；二是從水套內液體的流動狀況去改進。

2.1 換熱模型分析

(1)

(2)

式中，θ為曲軸轉角。

2.2 計算模型

氣缸蓋幾何模型如圖3所示，氣缸蓋為整體式結構，其冷卻水套的整體模型如圖4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，氣缸蓋水套采用了雙層水套結構設計。

圖3 氣缸蓋幾何模型

圖4 水套幾何模型

缸蓋材料為HT280，隨溫度的變化特性在Abaqus中設置，常溫下HT280屬性參數如表1所示，一般認為灰鑄鐵耐溫極限為380 ℃。

表1 材料參數

2.3 水套結構分析與優(yōu)化

2.3.1 缸蓋水套結構分析

原缸蓋水套結構如圖5所示，其中1、2為主要上水孔，4為串氣孔，由于串氣孔4為機體水套最高點，容易存氣，為防止存氣提高換熱效率，一般打一個很小的孔將氣體放出到缸蓋水套中，叫做串氣孔，也是走水的。原缸蓋水套水流量示意如圖6所示(圖中標尺為流速，單位m/s)。

圖5 原缸蓋水套結構 圖6 原缸蓋水套水流量示意

由截面A可知，有較多的冷卻水從邊緣流走，可以收窄此處的流道以增大鼻梁區(qū)的流量；由截面B可知，收窄此處流道，可以減小此處流量，間接增加截面C流量；由截面C可知，此處螺栓布置結構限制，截面無法加寬，但可以平滑截面C前的流道使水流更加順暢。

2.3.2 優(yōu)化方案

a)故障缸蓋 b)改進缸蓋圖7 水套優(yōu)化結構

對水套的結構設計進行分析，針對存在的問題對缸蓋下水套進行優(yōu)化，如圖7所示，減小缸蓋下水套進氣側通流面積、減小缸蓋下水套進氣側入口處截面積、增加缸蓋下水套排氣側入口處截面積及導流。支撐孔直徑由10減小到8 mm，減少旁通；增加排氣鼻梁入口處導流；減小機油冷卻器側近-排鼻梁區(qū)通流截面積。

2.4 鼻梁區(qū)火力面結構分析與優(yōu)化

2.4.1 結構分析

由圖8所示為沿噴油器中心孔橫向剖開的氣缸蓋截面，排氣門鼻梁區(qū)中間位置縱向厚度為14.6 mm，縱向溫度梯度13.4 ℃/mm，由于火力面縱向厚度過大，造成換熱效率差，可減小火力面厚度，增大換熱效率，減小溫度梯度。

2.4.2 優(yōu)化方案

對現(xiàn)有氣缸蓋火力面鼻梁區(qū)結構進行分析，針對存在的問題對火力面結構進行優(yōu)化，如圖9所示。

排氣門鼻梁區(qū)開槽減薄2 mm，遠離噴油器方向偏置，減小縱向厚度，提高換熱效率。

圖8 火力面截面及溫度梯度計算 圖9 鼻梁區(qū)減薄

圖10 改進前后鼻梁區(qū)流量對比

3 優(yōu)化效果對比

水套結構優(yōu)化后，對5缸氣缸蓋的水流量、水流速、缸蓋溫度等3個方面進行對比。

3.1 水套流量對比

5缸水套流量分布對比如圖10所示，從圖中可以看出排氣門鼻梁區(qū)流量比原結構高很多，水流量提升了95%，散熱效果更好。

3.2 水套流速對比

a)故障缸蓋 b)改進缸蓋圖11 改進前后流速對比

5缸水套流速分布對比如圖11所示，從圖中可以看出排氣門附近流速比原水套更高，尤其在排氣門鼻梁區(qū)位置，進氣門附近水套流速降低明顯，整體冷卻更加趨于合理，冷卻效果更好，散熱量提高了35%[16-17]。

3.3 氣缸蓋溫度分布對比

5缸氣缸蓋溫度場分布如圖12所示(圖中標尺為溫度，單位 ℃)，文字說明是鼻梁區(qū)中間位置最高溫度,從圖中可以看出，排氣門鼻梁區(qū)中間位置溫度由435 ℃降至350 ℃，低于灰鑄鐵耐溫極限380 ℃，滿足要求，溫度降低85 ℃，改進效果顯著。

a)改進前 b)改進后圖12 改進前后缸蓋溫度對比

圖13 改進前后實測溫度對比

4 試驗驗證

為驗證設計改進的有效性和仿真結果的準確性，對改進氣缸蓋進行臺架測溫試驗，對比改進前后氣缸蓋排氣門鼻梁區(qū)溫度值。溫度最高點為標定點工況，如圖13所示，實測溫度改進前430 ℃，改進后降低至360 ℃，溫度降低70 ℃，改進效果明顯，熱負荷降低顯著，后續(xù)發(fā)動機臺架耐久試驗未出現(xiàn)鼻梁區(qū)裂紋故障。

仿真試驗結果對比如表2所示，氣缸蓋火力面溫度的仿真計算值與試驗值偏差在3% 以內，一致性很好，說明該仿真計算的方法準確可靠。

表2 仿真試驗溫度結果對比

用流固耦合傳熱方法可以有效模擬柴油機冷卻液的流動與傳熱，解決工程應用問題[18-19]。

5 結論

1)穩(wěn)態(tài)發(fā)動機額定工況下，流固耦合系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)傳熱數值中，仿真計算結果與溫度場試驗測量結果誤差較小，小于2.8%，準確性高。

2)從減薄火力岸板厚度、優(yōu)化水套結構2個方面著手，可以有效的解決氣缸蓋熱負荷高的問題。

3)改進方案可為氣缸蓋設計優(yōu)化提供一定的參考。