內(nèi)燃機缸蓋開發(fā)的系統(tǒng)工程探微范文
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圖1為缸蓋開發(fā)CAE體系與流程圖，主要包括CFD、可靠性、鑄造、結(jié)構(gòu)NVH等四個技術(shù)領(lǐng)域；這些分析與優(yōu)化過程往往相互交織，互相提供輸出輸入的邊界條件、參數(shù)等；如燃燒室CFD、水套CFD計算為溫度場分析提供流體側(cè)熱邊界條件，溫度場分析為熱疲勞提供邊界條件，鑄造分析為強度、壽命分析提供殘余應(yīng)力輸入等。后文章節(jié)將分別對缸蓋主要CAE分析內(nèi)容進(jìn)行具體的描述。
2缸蓋CFD與流固耦合分析
對于缸蓋設(shè)計的CFD分析主要有:氣道的CFD分析，燃燒室的CFD分析及冷卻水套的CFD分析。流體通用控制方程為當(dāng)取不同值時上式就可以表達(dá)為連續(xù)方程、動量守恒（NS）方程、能量守恒方程及湍流輸運方程。上式各項從左到右依次為：非穩(wěn)態(tài)項，對流項，擴(kuò)散項及源項。
2.1氣道及燃燒室CFD分析
三維氣道及燃燒室CFD分析用于預(yù)測氣道及缸內(nèi)氣體流動、噴霧及燃燒過程，為氣道及燃燒室形狀優(yōu)化、缸內(nèi)油氣混合過程改善、噴油器選
型及電控標(biāo)定參數(shù)優(yōu)化提供技術(shù)參考，對后期A樣機的燃燒性能開發(fā)提供重要的技術(shù)數(shù)據(jù)。氣道流動計算采用Fluent軟件，分別計算不同氣門升程下的缸內(nèi)流動分布形態(tài)并評價流量系數(shù)及滾流比等；圖3為缸孔36mm高度處橫截面的燃?xì)馑俣确治鼋Y(jié)果與粒子圖像速度測試（PIV）的對比情況。缸內(nèi)流動、噴霧及燃燒計算采用Star-CD軟件，該CFD分析計算應(yīng)用的子模型見表1。通過計算可以得到不同曲軸轉(zhuǎn)角的進(jìn)氣及缸內(nèi)流動分布、湍流運動、燃油噴射霧化、燃料濃度分布、當(dāng)量比分布、火焰?zhèn)鞑ァ⑷細(xì)鈮毫皽囟确植嫉取D4為在發(fā)動機1500r/min@滿負(fù)荷工況下，缸內(nèi)燃?xì)鉁囟仍谇S轉(zhuǎn)角740度時刻分布以及仿真結(jié)果與測試結(jié)果的曲線對比。該項分析也為溫度場分析提供氣道及燃燒室側(cè)的熱邊界條件。2.2缸蓋水套CFD分析發(fā)動機水套內(nèi)冷卻液的流動狀況直接影響發(fā)動機熱效率、高溫零部件的熱負(fù)荷、發(fā)動機的熱量分配和能量利用。缸蓋水套分析必須與缸體水套、缸墊孔一起進(jìn)行，主要目的是評估缸蓋水套的流動狀況、流量分布等。
三維的CFD計算需要從冷卻系統(tǒng)的一維仿真分析得到相關(guān)數(shù)據(jù)輸入（如額定轉(zhuǎn)速下，水套各進(jìn)、出口處的流量、壓力等數(shù)據(jù)）；計算介質(zhì)為冷卻液，需要輸入冷卻液隨溫度變化的屬性，如密度、粘度、導(dǎo)熱系數(shù)等。如圖5所示為額定工況下，缸蓋水套的冷卻液速度分布圖。一般要求消除流動死區(qū)和速度梯度過大的區(qū)域；評估各缸流速分布的均勻性等。圖6為額定工況下缸蓋水套壁面換熱系數(shù)HTC的分布圖。對于缸蓋熱負(fù)荷較高的關(guān)重區(qū)域（如缸蓋鼻梁區(qū)、火花塞區(qū)）換熱系數(shù)一般都有最低數(shù)值要求。由于缸蓋不同區(qū)域溫度不同，CFD沸騰計算較困難，通常采用定常計算，并對分析結(jié)果做如下處理：通過流場分布可以找出那些臨界區(qū)域，也就是那些熱負(fù)荷高但流速比較緩和的區(qū)域。通過優(yōu)化這些區(qū)域冷卻液的流動，保證產(chǎn)生的氣泡能被及時傳送出去。通道狹窄的區(qū)域，為了保證氣泡的傳輸，局部流速應(yīng)更高。
2.3流固耦合溫度場分析
流固耦合分析以及3.1節(jié)的高周疲勞計算一般都在整機狀態(tài)下(包括缸體、缸墊、連接螺栓等)進(jìn)行。首先，提取有限元實體網(wǎng)格的燃?xì)鈧?cè)、水套側(cè)面網(wǎng)格單元數(shù)據(jù)；然后，將該數(shù)據(jù)導(dǎo)入到CFD軟件，通過對CFD計算結(jié)果的時效平均映射得到初始流固耦合壁面的流體溫度與換熱系數(shù)。對于缸蓋水套的換熱系數(shù)的大小主要取決于壁面附近的流體邊界層性質(zhì)。在壁面溫度較低而不會出現(xiàn)氣泡或沸騰時，其換熱性質(zhì)可參照傳熱中的一般湍流放熱來進(jìn)行分析和估算；這時的情況是表面水流速度愈高邊界層厚度愈小，放熱系數(shù)值越大。但當(dāng)壁面溫度及水溫較高而接近水的飽和溫度時，其對流換熱性質(zhì)就開始變化而具有沸騰放熱的特征。由以上基本理論可知：對于缸蓋流固耦合溫度場分析，需要對水套CFD初始熱邊界的換熱系數(shù)進(jìn)行修正，修正公式為。另外，由于水套CFD計算時初始壁面溫度為假設(shè)值；所以，一般需要對流固耦合邊界數(shù)據(jù)進(jìn)行多次地循環(huán)映射，直到最后兩次迭代運算的溫度場差異小于5%左右即可。機體溫度是衡量發(fā)動機性能能否保持正常且可靠工作的核心參數(shù)之一。缸蓋底板中心區(qū)一直受到燃?xì)獾募訜幔ぷ鳒囟容^高且不均勻性較大。圖8為缸蓋在額定工況下的溫度場分布；與測試結(jié)果的差異小于5%。一般根據(jù)缸蓋材料的實際高溫力學(xué)特性，確定最高溫度上限值。圖9為排氣門導(dǎo)管區(qū)域局部溫度圖；由于在A樣機試驗階段出現(xiàn)排氣門導(dǎo)管磨損超標(biāo)的狀況，對該處溫度進(jìn)行了重點的關(guān)注與排查；如排氣門導(dǎo)管上部或下部溫度過高，可能會帶來由于耐磨性下降或潤滑不良導(dǎo)致的磨損問題。該排氣門為中空充鈉設(shè)計，液態(tài)鈉的熱導(dǎo)率參數(shù)設(shè)置對導(dǎo)管溫度計算結(jié)果影響較為明顯。
3缸蓋強度CAE分析
3.1缸蓋高周疲勞分析
缸蓋高周疲勞分析是指在相對穩(wěn)定的高溫狀態(tài)下（一般取額定工況，忽略表面溫度的高頻波動），以各缸燃燒壓力沖擊導(dǎo)致的應(yīng)力幅值為主要參數(shù)進(jìn)行的安全強度評估；主要步驟如下：步驟一：施加裝配載荷：包括螺栓預(yù)緊力、氣門座圈過盈、氣門導(dǎo)管過盈量等，以及位移約束等；步驟二：對有限元模型映射2.3節(jié)的溫度場結(jié)果，熱應(yīng)力與步驟一裝配應(yīng)力的合應(yīng)力作為高周安全系數(shù)計算的常應(yīng)力工況；后序的步驟是:分別對各缸的燃燒室面施加最大燃?xì)獗l(fā)壓力（設(shè)計階段一般采用熱力學(xué)模擬缸壓數(shù)據(jù)）；圖10為模擬與實測的額定轉(zhuǎn)速缸壓曲線圖，可見兩者十分相近，模擬缸壓在峰值處略高于實測缸壓）。根據(jù)各缸爆壓工況的應(yīng)力結(jié)果，合成出缸蓋在工作狀態(tài)下的平均應(yīng)力及應(yīng)力幅值。最后根據(jù)以上計算的應(yīng)力結(jié)果，再應(yīng)用FEMFAT軟件的BASIC模塊，輸入缸蓋材料的力學(xué)性能參數(shù)（包括拉伸、壓縮、彎曲、剪切等狀態(tài)），并選擇溫度、粗糙度、尺寸等計算因素，即可計算出缸蓋的高周疲勞安全系數(shù)分布圖（圖11，最小安全系數(shù)為1.59，位于中間缸燃燒室的背部）。
3.2缸蓋低周疲勞分析
低周疲勞也稱應(yīng)變疲勞，主要采用應(yīng)變作為其疲勞性能的控制參量。對于缸蓋低周疲勞分析，一般是參照發(fā)動機冷熱沖擊循環(huán)試驗工況進(jìn)行計算設(shè)置，以溫度為變量的可靠性分析手段。首先，分別計算在怠速工況（或常溫）以及額定轉(zhuǎn)速（或最高轉(zhuǎn)速）工況下的溫度場分布；然后，再計算在溫度循環(huán)波動狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變變化情況；然后，根據(jù)應(yīng)變幅值結(jié)果以及材料的應(yīng)變-壽命（E-N）曲線，評估出結(jié)構(gòu)能夠受的循環(huán)次數(shù)（根據(jù)循環(huán)周期，即可推算出壽命時間）。材料的高溫力學(xué)性能參數(shù)對于精準(zhǔn)的低周疲勞分析是十分關(guān)鍵的；主要需要以下材料數(shù)據(jù)：彈性模量、應(yīng)力應(yīng)變曲線（圖12），熱膨脹系數(shù)、循環(huán)應(yīng)變硬化指數(shù)等。大多數(shù)金屬材料，在橫幅對稱應(yīng)變循環(huán)數(shù)達(dá)到一定次數(shù)后，應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)逐漸趨于穩(wěn)定，形成穩(wěn)態(tài)滯后環(huán)。所以，對于缸蓋低周疲勞分析，一般要進(jìn)行20次以上的冷熱循環(huán)工況計算，輸出結(jié)果才會趨于穩(wěn)定。圖13為缸蓋低周疲勞計算的冷熱工況循環(huán)示意圖，圖中Rated表示額定工況轉(zhuǎn)速，Idle為怠速工況。由于缸蓋有限元模型規(guī)模較大（單元節(jié)點數(shù)高達(dá)60-100萬個），對整體模型開展低周疲勞計算周期會太長；為此，對于缸蓋低周疲勞計算一般采用子模型方法（ABAQUS軟件的SUBMODEL功能），實踐表明該方法能提高計算效率200%左右。對于缸蓋燃燒室區(qū)域，其溫度、載荷波動最大，也是缸蓋結(jié)構(gòu)最為關(guān)重的區(qū)域；圖14為本次低周疲勞分析截取的缸蓋子模型。表2為圖14中兩處標(biāo)注的關(guān)重區(qū)域（火花塞處①、噴油器處②）低周疲勞壽命分析評估結(jié)果；通過該表可知，該缸蓋的循環(huán)次數(shù)Nf滿足工程設(shè)計要求（對應(yīng)發(fā)動機300h的冷熱沖擊試驗工況）。
4缸蓋鑄造CAE分析
缸蓋鑄件的許多鑄造缺陷是由于澆注系統(tǒng)和工藝的不完善導(dǎo)致的。鑄造過程的金屬液充型階段對鑄件質(zhì)量有很大的影響，卷氣、夾渣、澆不足、冷隔等嚴(yán)重的鑄造缺陷都發(fā)生在充型階段。本文在缸蓋開發(fā)早期，通過對其毛坯進(jìn)行鑄造充型CAE分析，預(yù)測充型階段金屬液在可以對鑄造澆道、冷卻系統(tǒng)等進(jìn)行評估與優(yōu)化，以及預(yù)測缺陷發(fā)生、殘余應(yīng)力等。本文鋁合金缸蓋產(chǎn)品采用重力傾轉(zhuǎn)鑄造工藝，鑄造模具設(shè)備如圖15所示；表3為鑄造分析的主要工藝參數(shù)。本文的鑄造CAE分析采用MAGMA軟件，F(xiàn)DM模型網(wǎng)格數(shù)達(dá)到1440萬。高溫鋁液被假設(shè)成不可壓縮的牛頓流體，可用連續(xù)方程、運動方程和能量方程描述。充型過程金屬液自由表面問題的處理采用體積函數(shù)法圖16為2.5s時刻鋁液的流速圖；通過流速分布來評判流動形態(tài)狀況（如層流、紊流等）、對砂芯的沖擊以及可能發(fā)生的卷氣情況。圖17為2.5s時刻鋁液溫度分布圖。通過鑄造CAE多方案的比對分析，對澆道長度、澆注起始角度、溶液流入口位置等方面提出了有效的優(yōu)化建議。
5缸蓋結(jié)構(gòu)NVH分析
缸蓋結(jié)構(gòu)不僅要滿足強度要求，也要達(dá)到一定的剛度指標(biāo)，這兩個方面相互影響；在開發(fā)早期可通過仿真手段進(jìn)行評估與優(yōu)化。缸蓋結(jié)構(gòu)NVH分析主要包括自由模態(tài)分析與頻響分析。缸蓋自由模態(tài)分析主要關(guān)注第一階扭轉(zhuǎn)頻率，并與對標(biāo)機缸蓋進(jìn)行對標(biāo)。本文缸蓋初始結(jié)構(gòu)的第一階扭轉(zhuǎn)模態(tài)頻率為1594Hz；通過增加火花塞安裝凸臺與螺栓安裝凸臺的斜向連接筋措施優(yōu)化（圖18），第一階扭轉(zhuǎn)頻率提高至1880Hz，略高于對標(biāo)機。缸蓋頻響分析是對結(jié)構(gòu)的相應(yīng)加載點分別施加燃燒爆發(fā)壓力、凸輪軸承力和氣門落座力（采用企業(yè)數(shù)據(jù)庫的標(biāo)準(zhǔn)激勵）等載荷，計算得到速度級等響應(yīng)結(jié)果。圖19為缸蓋頻響分析加載點位置示意圖；圖20為缸蓋頻域響應(yīng)結(jié)果與主要扭振模態(tài)振型的關(guān)聯(lián)示意圖；圖21為缸蓋結(jié)構(gòu)優(yōu)化前后的1/3倍頻程速度級響應(yīng)曲線對比，從圖中可以看出在能量最大頻段（3500-4000Hz），優(yōu)化后缸蓋的速度級響應(yīng)值降低了8.3dB。
6結(jié)論
（1）燃燒CFD以及水套CFD計算為溫度場分析提供流體側(cè)熱邊界；考慮冷卻液沸騰換熱等因素，通過多輪流固耦合迭代運算，得到精準(zhǔn)的溫度場結(jié)果（與測試結(jié)果誤差小于5%）。（2）缸蓋的高周疲勞安全系數(shù)以及低周循環(huán)壽命結(jié)果均滿足設(shè)計要求；通過NVH分析，對缸蓋結(jié)構(gòu)進(jìn)行了剛度優(yōu)化。（3）鑄造CAE分析對缸蓋澆道系統(tǒng)提出了有效的改進(jìn)措施。（4）綜合缸蓋多領(lǐng)域仿真理論與實踐提出了“缸蓋開發(fā)CAE仿真體系與流程”；證明該套仿真方法可有效地提高企業(yè)的自主研發(fā)水平。
作者：楊懷剛胡鐵剛詹樟松余訓(xùn)蔣樹輝鄭建軍賈正鋒楊勇徐熹郝濤單位：重慶長安汽車股份有限公司動力研究院
