司东亚， 骆清国， 许晋豪， 尹洪涛， 赵　耀

(装甲兵工程学院机械工程系， 北京 100072)



气缸盖周期性瞬态应力场仿真分析

司东亚， 骆清国， 许晋豪， 尹洪涛， 赵耀

(装甲兵工程学院机械工程系， 北京 100072)

摘要：为研究燃气压力作用下气缸盖周期性瞬态应力场，首先建立了发动机气缸盖、气缸体、气缸套和螺栓的装配体模型并进行了网格划分，然后计算了机械载荷作用下4个工作循环内气缸盖火力面瞬态应力场，并与考虑气缸盖温度场时火力面瞬态应力场进行了对比分析。研究表明：燃气压力波动会造成气缸盖火力面周期性的应力波动，考虑温度场时火力面应力大小和波动幅值比单独考虑机械载荷时明显增加，最大应力位于进、排气门之间的“鼻梁区”，与气缸盖实际易产生裂纹位置相符，验证了计算结果的准确性。

关键词：气缸盖； 瞬态应力场； 燃气压力； 热机耦合

气缸盖是发动机结构最为复杂的零部件之一，其火力面“鼻梁区”产生裂纹是气缸盖最常见的损伤失效形式[1-3]。气缸盖与气缸套、活塞等共同组成发动机的燃烧室，火力面与高温燃气直接接触，承受着很高的热负荷。同时，伴随着发动机进气、压缩、做功、排气4个冲程，缸内燃气压力也周期性地剧烈波动。因受到计算速度和存储空间的限制，前期气缸盖应力场的研究以稳态仿真计算为主[4-6]，有关气缸盖在动态载荷作用下的瞬态应力研究则很少[7-9]，缸内燃气压力波动对气缸盖疲劳损伤的影响规律尚不清楚。

基于此，笔者首先建立气缸盖、气缸体、气缸套和螺栓的装配体模型，然后对燃气压力作用下气缸盖火力面应力场进行瞬态动力学计算。在计算时设置2种载荷工况：1)单独考虑机械载荷，包含缸内燃气压力以及螺栓预紧力；2)除机械载荷外，还考虑温度场，对气缸盖进行瞬态热机耦合计算。得到2种载荷工况下缸内燃气压力造成的火力面瞬态应力波动情况，并进行对比分析。

1模型建立与边界条件施加

1.1模型建立

研究对象为某6v150柴油机，其额定功率为404 kW，额定转速为2 200 r/min。根据发动机结构的对称性，选取其中某一缸进行分析，通过Pro/E建立气缸盖、气缸体、气缸套和8个螺栓(主、副螺栓各4个)的几何模型，然后将模型分别导入ANSYS/DM 模块进行装配并作适当简化，装配体几何模型如图1所示。由于气缸盖结构复杂，不规则曲面较多，ANSYS自动划分网格较为困难，故采用ICEM对气缸盖进行网格划分，装配体网格划分如图2(a)所示；气缸盖火力面最易产生裂纹而破坏，因而在网格划分时对火力面网格进行细化处理，如图2(b)所示。装配体有限元模型的网格节点数为4 823 403，网格单元数为3 325 507。

图1装配体几何模型

图2装配体有限元模型

1.2边界条件施加

网格划分之后，需要进一步确定模型的边界条件。边界条件施加的合理性对计算结果的准确性影响很大。对该装配体施加的边界条件主要有约束边界条件、接触边界条件以及载荷边界条件3种[10]。

1.2.1约束边界条件

考虑到发动机结构的对称性，建模时只选取了其中1个气缸，因而需要在模型上施加对称约束(symmetry)，主要施加在气缸盖、气缸体和主螺栓截面上，如图3(a)所示。选取气缸体、气缸套和主、副螺栓底面施加固定约束(fixed support)，如图3(b)所示。施加固定约束可较好地清除各位置的位移分量，使部件的固定方式更接近真实工况。

图3约束边界

1.2.2接触边界条件

2个相互独立的有限元模型表面互相碰触并且相切，这种状态称为接触状，相互接触的表面定义为一个接触对[11]。该装配体包含较多的接触对，在气缸盖与气缸体、气缸盖与螺栓等两两接触的部件之间设置面面接触，接触类型设置为绑定(boned)。

1.2.3载荷边界条件

该模型承受的载荷主要有机械载荷和热载荷2种，其中机械载荷包括缸内燃气压力和螺栓预紧力。

施加燃气压力时，忽略其分布不均匀性，将其以均布面力的形式直接施加在气缸盖火力面上。螺栓预紧力施加在8个螺栓的圆柱面上，如图4所示，其中：A,B,…,H分别为8个螺栓上预紧力施加的位置；主螺栓上预紧力为98 kN，副螺栓上预紧力为49 kN；由于在主螺栓上施加了对称边界，故主螺栓上施加的预紧力减半，也为49 kN。

图4螺栓预紧力施加在8个螺栓的圆柱面上

热机耦合分析时需要考虑模型热载荷。热载荷可通过装配体模型与冷却水进行流固耦合传热仿真来获得[11]，将计算得到的气缸盖温度场以体载荷的形式直接施加在有限元模型上。

2机械载荷作用下瞬态应力分析

选取额定工况点(2 200 r/min)作为计算工况点，在主、副螺栓上施加预紧力，在火力面施加燃气压力。燃气压力通过发动机缸内工作过程仿真获得。首先进行静力学分析，分别选择缸内燃气爆发压力和燃气最小压力施加在火力面上，计算气缸盖稳态应力场；然后进行瞬态动力学分析，在火力面施加随时间变化的缸内燃气压力，计算气缸盖瞬态应力场变化情况。

2.1气缸盖静力学分析

通过发动机缸内工作过程仿真得到一个工作循环内燃气压力随曲轴转角的变化曲线，如图5所示。可以看出：额定工况时缸内最小燃气压力为0.203 MPa，燃气爆发压力为12.31 MPa。

图5一个工作循环内燃气压力随曲轴转角变化曲线

计算得到施加爆发压力和最小燃气压力时火力面 “鼻梁区”应力分布情况，分别如图6、7所示。可以看出：1)2种载荷下气缸盖火力面应力分布比较接近，其最大值分别为19.84、22.482 MPa，应力最大的区域为进气门之间的“鼻梁区”；2)燃气压力增加使得火力面最大应力略有下降，这是因为火力面的应力以预紧力产生的拉应力为主，燃气爆发压力作用在火力面产生压应力，二者相抵使得火力面危险点的应力水平下降。

图6施加爆发压力时火力面“鼻梁区”应力分布

图7施加最小燃气压力时火力面“鼻梁区”应力分布

2.2气缸盖瞬态动力学分析

对气缸盖进行静力学分析之后，需要对其进行瞬态动力学计算与分析，以考察动态载荷作用下气缸盖瞬态应力场的变化规律。选取额定工况下4个工作循环(0.218 17 s)进行研究，瞬态计算时采用自动时间步长的方法，设置初始步数为100，最大步数为200。4个工作循环的火力面燃气压力及“鼻梁区”最大应力如图8所示。可以看出：1)在第1个工作循环的火力面“鼻梁区”最大应力仿真结果难以收敛，应力波动频繁，一段时间后计算收敛，从收敛后的计算结果看，火力面鼻梁区最大应力波动周期性明显，燃气压力峰值对应火力面鼻梁区应力的谷值；2)在爆发压力时刻鼻梁区最大应力值为19.9 MPa，在最小燃气压力时刻最大应力值为22.6 MPa，瞬态计算得到的火力面鼻梁区应力大小、分布与静态计算结果十分接近，应力波动幅值约为2.7 MPa。

图8火力面燃气压力及“鼻梁区”最大应力

3热机耦合作用下瞬态应力分析

发动机工作时，气缸盖火力面与高温燃气直接接触，承受很高的热负荷。因此，有必要对气缸盖进行热机耦合研究，以考察受热条件下周期性燃气压力波动对气缸盖瞬态应力场的影响。

由于热惯性，发动机在稳定或者过渡工况下工作时气缸盖的温度变化范围不大，火力面周期性的瞬态换热边界条件对气缸盖的整体温度场影响很小，可近似认为气缸盖的温度场是稳定的[12-13]。通过流固耦合传热仿真获得额定工况下气缸盖稳态温度场，如图9所示。可以看出：气缸盖最高温度达到301.06 ℃，位于排气门“鼻梁区”，而进气门“鼻梁区”温度则较低。这是由于高温燃气排出时对排气门区域起到加热作用，而进气门区域在新鲜空气流入时受到冷却，因而排气门温度明显高于进气门。

图9额定工况下气缸盖稳态温度场

将气缸盖稳态温度场以体载荷形式导入进行瞬态热机耦合分析，瞬态计算设置2个载荷步：第1个载荷步计算时长为0.025 s，施加螺栓预紧力以及最小燃气压力，计算在第1个载荷步收敛，这样可避免施加瞬态燃气压力初期出现计算不稳定的现象；第2个载荷步计算时长为4个工作循环(0.218 17 s)，导入稳态温度场，同时将螺栓预紧力定义为“lock”，在火力面施加4个工作循环的燃气压力，如图10所示。图11为计算得到的气缸盖火力面“鼻梁区”最大应力时间历程，图中：A为起始燃气压力最小时刻；B为燃气压力最大时刻；C为燃气压力下降时刻；D为燃气压力上升时刻。从图11可以看出：

图104个工作循环缸内燃气压力

图11火力面“鼻梁区”最大应力时间历程

1)火力面“鼻梁区”应力波动与燃气压力波动同步，具有明显的周期性。

2)考虑温度场时，火力面最大应力为656.7 MPa，与机械载荷单独作用时的应力最大值(22.6 MPa)相比有显著增加，应力波动幅值也从2.2 MPa增大到6.1 MPa，表明气缸盖火力面受到的载荷以热应力为主，燃气压力变化造成的应力波动相对较小。

3)考虑温度场时，爆发压力时刻的火力面应力最大；而不考虑温度场时，该时刻的火力面应力最小。这是因为：不考虑温度场时火力面以预紧力造成的拉应力为主，而燃气压力在火力面产生的是压应力，二者相抵消，使火力面应力减小；考虑温度场时，火力面以温度场产生的压应力为主，与燃气压力产生的压应力相叠加，使火力面应力增大。

图12分别为4个不同时刻火力面“鼻梁区”的应力分布情况。可以看出：考虑温度场时，不同时刻应力分布相似，表明缸内燃气压力波动对气缸盖应力分布造成的影响很小；最大应力均处于进、排气门之间的“鼻梁区”，该区域也是实际使用中最易产生裂纹的区域，表明计算结果与实际相符。因此，在对气缸盖进行可靠性设计和强度分析时，必须要计入温度场的影响。

图124个不同时刻火力面“鼻梁区”应力分布

4结论

燃气压力作用下气缸盖火力面会产生周期性的应力波动，单独考虑机械载荷时，应力大小和波动幅值均较小；考虑温度场时，应力大小和波动幅值明显增大。热机耦合分析得到气缸盖火力面最大应力位于进、排气门之间“鼻梁区”，与实际易产生裂纹位置相符，验证了计算结果的准确性。此外，热机耦合分析时假定气缸盖温度场恒定，没有考虑缸内燃气周期性加热造成的温度波动对气缸盖瞬态应力的影响，因此需进一步的深入研究。

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(责任编辑: 尚菲菲)

Simulation Analysis on Periodic Transient Stress Filed of Cylinder Head

SI Dong-ya, LUO Qing-guo, XU Jin-hao, YIN Hong-tao, ZHAO Yao

(Department of Mechanical Engineering, Academy of Armored Force Engineering, Beijing 100072, China)

Key words:cylinder head; transient stress filed; gas pressure; thermal-mechanical coupling

Abstract：To study the periodic transient stress of cylinder head under in-cylinder gas pressure, an assembly model composed of cylinder head, cylinder block, cylinder liner and bolt is built and the mesh grid is divided. Then the transient stress filed of cylinder head fire face is calculated under 4 operating cycles of mechanical loads, and a comparison analysis is made with the transient stress filed of fire face considering cylinder head temperature field. The results show that gas pressure fluctuation can cause periodic transient stress wave on cylinder head fire face, value and amplitude of the stress when considering temperature filed can rise obviously than only considering mechanical load. The maximal stress is located at “the bridge zone” between the intake valve and the exhaust valve, which is conformed to the actual position that easily cracks on cylinder head, and correctness of the calculation results is verified.

文章编号：1672-1497(2016)03-0045-05

收稿日期：2016-02-26

作者简介：司东亚(1987-)，男，博士研究生。

中图分类号：TK421

文献标志码：A

DOI：10.3969/j.issn.1672-1497.2016.03.010