活塞组件耦合作用下的气缸套变形特征分析

董洪全， 冯慧华

(1. 太原科技大学机械工程学院， 山西 太原 030024； 2. 北京理工大学机械与车辆学院， 北京 100081)

活塞组件耦合作用下的气缸套变形特征分析

董洪全1， 冯慧华2

(1. 太原科技大学机械工程学院， 山西 太原 030024； 2. 北京理工大学机械与车辆学院， 北京 100081)

为评估某V型高强化柴油机气缸套的变形特征，考虑活塞组件的耦合作用，建立气缸套变形分析的有限元分析模型。采用有限元非线性求解方法对气缸套热-机耦合工况下结构变形进行求解，获得气缸套工作状态下的结构变形量，并充分说明在气缸套结构变形分析中考虑活塞组件耦合效应的重要性。分析了缸套结构纵向及不同高度截面变形特点，结果表明，缸盖螺栓预紧载荷和活塞侧向作用力对缸套缸口和活塞上止点处的截面变形影响较大，气缸套中下部截面变形相对较小，主要以椭圆变形为主。

耦合作用； 活塞； 气缸套； 变形

随着柴油机强化技术的广泛应用，柴油机结构强度及工作寿命将面临更加严格的要求，因此零部件的设计必须保证足够的刚度和强度，从而保证整机具有较高的可靠性。气缸套作为柴油机燃烧室重要组成部件之一，其结构变形将直接影响缸套与活塞之间的配合关系，进而改变燃烧室的密封状态及活塞与缸套间的润滑性能，导致发动机的动力性和排放特性受到影响。气缸套的工作环境极其苛刻，受力状况也较为复杂，有关缸套的研究也较多，但主要是针对气缸套-活塞摩擦副的润滑特性和磨损机理的研究[1-2]以及缸套动态特性与穴蚀倾向分析[3]，涉及缸套结构变形的研究主要是针对热-机耦合作用下的气缸套结构变形分析[4-5]，对于活塞组件耦合作用影响下的气缸套结构变形分析研究相对较少。在气缸套结构变形特征分析中，考虑活塞组件耦合作用的影响，可有效提高气缸套结构变形分析的准确性，合理分析预测缸套在活塞侧向作用力下的结构变形，评估缸套与活塞摩擦副的工作可靠性，因此有必要对气缸套在活塞组件耦合作用下的结构变形进行深入研究，提高发动机整体设计水平。

本研究以某V8高功率柴油机为待研机型，考虑活塞组件间的结构耦合效应及燃烧室结构件间的非线性因素的影响，对气缸套结构变形进行分析，获得气缸套截面变形规律，为柴油机的气缸套设计提供理论参考。

1 气缸水套流-固耦合传热系统数值计算

柴油机气缸套在工作过程中同时承受机械负荷和热负荷的作用，气缸套外侧与冷却液接触并进行热交换，因此，冷却水腔中冷却液的流动状况直接影响缸套的冷却效果。为获得较为准确的传热边界条件，采用流-固耦合的方法对发动机冷却水腔内冷却液的温度场进行计算，以此确定气缸套外壁面耦合区的传热边界条件。根据能量守恒原理，在柴油机缸套及缸盖处传热界面处，传热固体结构件传出的能量与冷却液吸收的能量相等，因此，冷却水套的热传导Fourier方程与冷却液的对流传热控制方程应满足如下守恒关系：

(1)

式中：Kcond为固体的导热系数；qconv为热流量；Tw为固体壁面温度；Tf为传热流体温度；hconv为耦合界面对流传热系数。

发动机冷却液密度为985.6 kg/m3。冷却水套的入口温度为358 K，流量为4.1 kg/s，冷却水套采用压力出口作为计算边界条件，梯度量为0。应用κ-ε湍流模型，耦合界面区域采用壁面函数法进行处理，借助AVL-Fire计算平台选用改进的Simple算法进行求解，获得冷却水腔传热系数(见图1)。

图1 冷却水腔传热系数

2 燃烧室结构件温度场计算

2.1 燃烧室传热边界条件确定

利用发动机台架试验数据，应用GT-Power仿真软件建立待研发动机性能仿真分析模型，通过计算获得燃烧室内高温燃气的瞬时温度和瞬时传热系数(见图2)。对于内燃机的每个工作循环，燃烧室内高温燃气与结构壁面的热交换量是恒定的，因此可通过式(2)和式(3)计算获得发动机工作过程中燃烧室内高温燃气的加权平均温度Tgm和等效传热系数hgm：

(2)

(3)

式中：θ为曲轴转角；hg为燃烧室内燃气瞬时传热系数；Tg为燃烧室内燃气瞬时温度。

图2 燃烧室燃气温度和传热系数

活塞和缸套组合结构较为复杂，边界条件赋值繁琐，因此可根据以往分析经验及参考相关机型确定边界条件[6-8]。活塞和气缸套边界区域具体划分见图3，燃烧室结构件各部分传热边界条件见表1。

图3 活塞、缸套热边界分区

区段传热系数/W·(m2·K)-1温度/K1300373223003633300368430036856500793690057373003988300366

2.2 气缸盖、气缸套耦合温度场

内燃机工作过程中，活塞沿缸套轴线方向作往复运动，活塞顶部与高温燃气接触，气缸套外壁与冷却液接触，因此将流-固耦合计算获得的传热边界条件分别投射至结构传热表面，进行温度场分析。活塞环岸及裙部通过润滑油膜与缸套接触，传热边界条件很难准确获得，因此,采用将气缸套与活塞组件作为整体进行耦合传热分析的方法，分析计算气缸套及活塞结构温度场，以此保证较高的温度场求解精度。气缸盖和气缸套的温度场计算结果分别见图4和图5。

图4 气缸盖温度场

图5 活塞-缸套耦合温度场

由图4气缸盖温度场可以看出，气缸盖火力面温度场呈现高度不均匀性，在排气侧火力面温度高于进气侧，最高温度为470 ℃，位于排气门之间的鼻梁区。由图5示出的缸套-活塞耦合温度场看出，气缸套上部靠近燃烧室空间区域温度较高，最高温度为260 ℃，位于缸套上缘处，中下部由于受高温燃气影响较小，且受冷却液的传热作用的影响温度有所下降。活塞在喉口处出现最高温度，为322 ℃，活塞火力岸区整体温度较高，受振荡冷却油腔的影响，第一环岸处温度为200 ℃。

3 活塞动态激励力

3.1 活塞侧向力的计算

发动机工作中，活塞在缸内气体力和自身的惯性力作用下产生对气缸套周期性的交变的侧向力，气缸套在活塞侧向力的作用下产生工作变形。利用气缸套的工作变形可较为准确地评估活塞与气缸套间的结合关系。在Excite中，通过建立的柔性多体动力学模型计算活塞运动过程中对气缸套产生作用力(见图6)。发动机整机缩聚模型见图7，其中活塞主推力侧和副推力侧分别设有17个缩聚主自由度节点。

图6 整机多体动力学模型

图7 发动机整机缩聚模型

根据已建立的整机柔性体多体动力模型，计算获得相应工况转速下活塞对缸套的侧向力(见图8)。由于在计算中考虑了机体结构部件间的柔性耦合关系，以及曲柄连杆机构的弹性和阻尼因素的影响，因此，活塞侧向力存在数值波动，计算结果较好地反映了活塞运动对缸套作用力的时变特性。

图8 活塞侧向力

3.2 活塞侧向载荷的施加

活塞沿活塞轴向作往复运动的同时，在垂直曲轴方向作横向运动和绕活塞销轴的摆动运动。由活塞侧向力曲线可知，活塞侧向力在活塞运动上止点附近处数值较大，当曲轴转角为21°时，活塞对气缸套的作用力达到最大，数值为22 042 N。侧向力载荷需要通过各缩聚主节点进行等效转化。活塞侧向力在气缸套截面内作用角度范围为0°～120°，并按余弦方式递减分布分别施加在气缸套主推力侧和副推力侧。式(4)为活塞侧向力分布载荷计算公式，图9示出了活塞侧推力载荷施加范围。

(4)

式中：F为气缸套内表面主推力侧和副推力侧主节点作用力：q为沿缸套内表面分布的载荷。

图9 活塞侧向力载荷作用范围

4 有限元模型及边界条件

4.1 有限元分析模型

待研机型为V型多缸柴油机，因此，选取发动机中部气缸建立有限元分析模型，以提高气缸套结构变形计算的准确性。在结构分析模型中，相对较为规则的构件如机体、气缸套、气缸垫采用六面体单元进行结构离散化处理，对于结构较为复杂的气缸盖，采用四面体二阶单元进行结构离散化处理，采用梁单元模拟缸盖螺栓，所建立的组合结构有限元模型共包含203 935个单元，300 555自由度，具体分析模型见图10。

图10 有限元分析模型

4.2 计算边界条件

发动机计算工况为最高燃气燃烧压力18 MPa，施加在气缸盖火力面上，气门座圈处施加气门落座载荷，缸盖预紧螺栓施加预紧载荷84 567 N，将缸盖温度场结果耦合作用于组合结构计算模型中。应用罚函数法对缸盖、气缸垫、气缸套、机体间的接触关系进行求解分析。

5 气缸套结构变形计算结果

气缸套工作变形将直接影响活塞与缸套之间的配合关系，导致活塞环的过度磨损，出现漏油、漏气甚至拉缸等故障。因此，在热-机耦合工况下，分析气缸套在活塞动态侧推力下的结构变形具有重要意义。

5.1 气缸套动态变形

发动机工作过程中，活塞在运动上止点和下止点间往复运动，对气缸套产生侧向作用力的主节点范围为缩聚主自由度节点5到主自由度节点15之间。气缸套在活塞侧向载荷作用下产生结构变形，在气缸套主推力侧均布选取7个节点观察其动态变形(见图11)。由图中变形曲线可知，活塞在运动上止点和下止点处气缸套主节点变形量出现最大值。其中在做功行程中，活塞在上止点附近，缸套主节点7变形最大，最大变形量为109.3 μm。

图11 气缸套主推力侧主节点变形

5.2 气缸套纵向变形

气缸套在热-机耦合状态下和活塞侧推力作用下所产生的径向变形，是影响缸套内孔壁面与活塞环所构成的摩擦副之间配合关系的重要影响因素。因此，为了能够有效评价气缸套内孔壁面在发动机工作过程的变形特征，分别选取位于气缸套进气侧270°和排气侧90°位置处的缸套内侧纵向线，同时选取0°和180°位置处的纵向线作为考察气缸套在活塞侧向载荷作用下的变形特征。纵向线选取位置见图12。

图12 气缸套纵向线

图13示出了气缸套在活塞侧向载荷作用下的纵向线变形曲线。由气缸套纵向线变形趋势可看出，无论是否考虑活塞侧向激励载荷，位于气缸套上的4条纵向线的变形并不均匀，气缸套上端缸口以及与发动机机体接触的凸肩处变形明显，气缸套4条纵向线在缸口边缘收缩，变形较大。气缸套中部及下端4条纵向线的变形曲线在考虑活塞侧向激励载荷前后有所不同，在不考虑活塞侧向激励载荷时曲线变形较为平缓，波动幅值较小，在0°～180°方向上，活塞凸肩处最大收缩变形量为56.0 μm，底端出现微量扩张，最大变形量为17.6 μm。在90°～270°方向上，气缸套凸肩处的最大收缩变形量为41.7 μm，底端出现轻微的收缩变形，最大变形量为18.4 μm。施加活塞侧向激励载荷后，气缸套上端缸口处变形量变化较小，气缸套中部及下端变形均有所变化，其中活塞运动上止点位置处缸套变形明显，在0°～180°方向上，缸套上端凸肩处收缩变形量略有增大，最大变形量为56.5 μm，中下部变形曲线较为平缓，整体出现径向收缩，底端出现微量扩张。在90°～270°方向上，气缸套在进气侧膨胀较小，最大变形量为15.3 μm，排气侧由于受活塞侧向力的作用变形量较大，最大变形量为109.3 μm。

图13 气缸套纵向线变形

5.3 气缸套径向变形

气缸套在工作过程中，在圆周方向上其内孔壁将产生非轴对称径向变形，进而引起内燃机配缸间隙的改变，径向变形过大往往引起漏油、漏气等问题，降低内燃机工作可靠性。为了清晰地表述气缸套内孔表面的变形特征，在活塞运动方向上，以缸套顶端为起始点，根据活塞运动位置，选取6个截面作为分析考证依据，以此来说明气缸套在工作过程中其内孔截面在圆周方向上产生的径向变形。具体截面选取见图14。

图14 气缸套内孔截面位置

图15示出了缸套不同高度截面变形曲线。由图中可看出，由于活塞侧向载荷的作用，气缸套在排气侧变形量较大。气缸套缸口处截面1的变形曲线在缸盖螺栓作用区域向内凹陷，最大变形量为36.8 μm。位于气缸套支撑凸肩处的截面2变形曲线出现收缩变形，最大变形量为56.1 μm。截面3变形曲线呈现长椭圆型，其中椭圆的长轴位于气缸套主推力侧和副推力侧方向上，主推力侧变形较大，最大变形量为93.6 μm。截面4变形曲线与截面3较为相似，在主推力侧的最大变形量有所减少，为70.5 μm。气缸套截面5变形曲线失圆倾向较小，截面变形量相对较小，最大变形量为9.3 μm，截面6变形曲线变形量有所增大，最大变形量为33.6 μm。

由分析可知，由于受缸盖螺栓预紧载荷作用的影响，气缸套上端缸口处截面径向变形状态大致呈中心对称的“花瓣”状。缸套凸肩处受机体结构约束和缸盖螺栓预紧载荷的影响，截面变形呈现向内凹陷变形。缸套截面3和截面4位置受活塞侧向载荷作用，在主推力侧缸套具有较大的径向变形量，截面变形均为长轴位于90°～270°方向上的椭圆形。缸套截面5受机体下支撑结构的影响，截面变形不明显。位于气缸套下缘的截面6由于不受结构因素的约束影响，截面变形量有所增加。

图15 气缸套内孔截面变形

6 结论

a) 应用流-固耦合计算方法对发动机冷却系统进行分析，获得气缸套传热边界条件，并采用柔性多体动力学方法计算出缸套的移动侧向激励，为气缸套的结构变形分析提供较为准确的计算边界条件;

b) 气缸套受温度载荷的影响，其结构变形在排气侧变形量大，加之活塞组件的耦合作用，缸套中部活塞上止点处达到变形最大值;

c) 气缸套缸口截面受温度载荷和螺栓预紧载荷的作用，截面出现收缩变形,气缸套中下部截面受活塞侧向力作用影响较大，主推力侧变形量在活塞上止点处达到最大值。

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[编辑： 姜晓博]

Analysis of Cylinder Liner Deformation Characteristics under Piston Assembly Coupling Interaction

DONG Hongquan1， FENG Huihua2

(1. School of Mechanical Engineering， Taiyuan University of Science and Technology， Taiyuan 030024， China； 2. School of Mechanical Engineering， Beijing Institute of Technology， Beijing 100081， China)

In order to investigate the deformation characteristics of cylinder liner for a V-type highly intensified diesel engine, the finite element analysis model of cylinder liner deformation characteristics analysis was built through considering the piston assembly coupling interaction. The structure deformation was solved by using the nonlinear finite element method, the amount of structure deformation was obtained and the importance of considering the coupling effect of piston assembly were also in detail described. The deformation characteristics of longitudinal and different height sections for cylinder liner were further analyzed. The results show that the cylinder head bolt preload and the piston lateral force have great influence on the section deformation of cylinder liner brim and piston top dead point. The middle and lower section deformation of cylinder liner is relatively less, mainly showing an elliptical shape.

coupling interaction; piston; cylinder liner; deformation

2016-10-18；

2017-01-12

博士科研启动项目(校20172001)；高等学校学科创新引智计划资助(B12022)

董洪全(1979—)，男，博士，主要研究方向为动力总成振动与噪声控制；hongquandong@163.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2017.02.006

TK422

B

1001-2222(2017)02-0035-06