低散熱發(fā)動(dòng)機隔熱件熱強度有限元分析

第1期(總第161期)車(chē)用發(fā)動(dòng)機No. 1(Serial No. 161)2006年2月VEHICLE ENGINEFeb.2006零部件低散熱發(fā)動(dòng)機隔熱件熱強度有限元分析馬向平,駱清國,王書(shū)義,韓樹(shù)(裝甲兵工程學(xué)院機械工程系,北京100072摘要:論述了低散熱發(fā)動(dòng)機在特種車(chē)輛上應用的意義及研制存在的困難;分析了低散熱發(fā)動(dòng)機的傳熱特點(diǎn),運用經(jīng)驗公式確定了傳熱邊界條件;分析了非穩態(tài)導熱有限元計算的特點(diǎn),運用有限元法對隔熱部件進(jìn)行了熱強度分析。計算結果表明:熱負荷和熱應力增大是造成隔熱件可靠性降低的主要因素之關(guān)鍵詞:低散熱發(fā)動(dòng)機;非穩態(tài);熱強度;有限元法中圖分類(lèi)號:TK422文獻標識碼:A文章編號:1001-222(2006)01-006103低散熱發(fā)動(dòng)機是自20世紀70年代發(fā)展起來(lái)的節不很清楚;燃燒室隔熱后,缸內的傳熱將更為復項技術(shù),它是對燃燒室主要受熱零部件進(jìn)行隔熱。雜。近十幾年來(lái),陶瓷隔熱發(fā)動(dòng)機引起較大的爭論發(fā)動(dòng)機采用隔熱技術(shù)后可減少發(fā)動(dòng)機的傳熱損失,各研究者所得出的結論存在著(zhù)較大的差異。例如,提高熱效率,增大功率密度等。但是,發(fā)動(dòng)機燃燒室 Thomas Morel認為過(guò)高的壁面溫度會(huì )降低燃氣向部件采用隔熱技術(shù)后,給發(fā)動(dòng)機帶來(lái)許多負面影響,壁面的傳熱量2;而德國 Woschni等認為隔熱后隨如髙溫潤滑、高溫冷卻以及對排氣系統的影響等。著(zhù)陶瓷壁面溫度較大幅度上升,缸內傳熱系數反而對特種車(chē)輛發(fā)動(dòng)機來(lái)說(shuō),采用低散熱技術(shù),可以增加使傳熱量增加3。這些分歧的實(shí)質(zhì)是對發(fā)動(dòng)機降低由于功率增大而產(chǎn)生的散熱量劇增的矛盾;減燃燒室采用陶瓷隔熱后,究竟能否有效改善發(fā)動(dòng)機小車(chē)輛冷卻系統的尺寸,簡(jiǎn)化冷卻系統的結構,為車(chē)的經(jīng)濟性輛動(dòng)力艙騰出空間(最多可節省40%空間),而且使在內燃機的一個(gè)工作循環(huán)中,燃氣的流動(dòng)情況冷卻系統的故障減少(據統計,特種車(chē)輛冷卻系統的及各種熱力參數都隨時(shí)間和空間變化,并且這種變維護工作量約占發(fā)動(dòng)機維護工作量的50%),大大化是周期性和高頻脈動(dòng)的。其中,對傳熱計算影響減輕維護保養工作量。此外,采用隔熱技術(shù)實(shí)現最大的是燃燒室內表面燃氣側的換熱邊界條件,它低散熱后,可以降低車(chē)輛動(dòng)力艙的外表面溫度,減弱不但影響著(zhù)熱量的交換,還極大地影響著(zhù)高溫區溫車(chē)輛與其背景的紅外輻射差別有助于降低車(chē)輛被度。不同的換熱系數取值,其計算結果包括高溫區發(fā)現和被識別的概率。這一切對特種車(chē)輛來(lái)說(shuō)具有溫度有明顯差異。通常,利用一些經(jīng)驗公式給出第十分重要的軍事意義和價(jià)值。3類(lèi)傳熱邊界條件。由于內燃機缸內參數周期變低散熱發(fā)動(dòng)機涉及的3個(gè)關(guān)鍵技術(shù)是隔熱技化,所以一般按循環(huán)求出一個(gè)當量換熱系數和當量術(shù)、排氣能量回收技術(shù)和高溫摩擦磨損技術(shù)。隔熱燃氣溫度技術(shù)除了有關(guān)活塞、缸套、缸蓋等零件結構設計外,計算燃燒室壁面與燃氣之間的換熱系數公式很主要與高溫陶瓷材料和陶瓷涂層技術(shù)有關(guān)。由于對多,本研究采用 Woschni于1987年提出的換熱系燃燒室部件進(jìn)行隔熱,熱負荷明顯增大,對陶瓷涂層數公式(,即提出了較高的要求。本研究應用有限元方法對發(fā)動(dòng),53p0.8T機缸套隔熱前后的熱強度進(jìn)行了對比分析。En(p-p。)].。。(1)對于燃燒室隔熱的陶瓷發(fā)動(dòng)機, Woschni對系1傳熱邊界條件的確定數c作了修正,內燃機缸內的傳熱十分復雜,至今尚有不少細中國煤化工0.05,(2)CNMHG收稿日期:200503-29;修回日期:2005-11-21基金項目:國防“十五”預研資助項目(40作者簡(jiǎn)介:馬向平(1973-),男,河北省遵化市人,在讀博士,主要從事發(fā)動(dòng)機結構分析及仿真技術(shù)、隔熱技術(shù)和計算機數值模擬等方面的研究車(chē)用發(fā)動(dòng)機2006年第1期根據試驗實(shí)測的示功圖計算得到缸內燃氣壓力構形狀特點(diǎn)和邊界條件的空間特性,可采用三維軸及燃氣溫度曲線(xiàn)然后計算出缸內燃氣的瞬時(shí)溫度對稱(chēng)模型并將結構進(jìn)行簡(jiǎn)化,建立的有限元模型如(T)和燃氣側換熱系數(αg)的瞬時(shí)值后,最后得圖1所示,接近缸套內壁的部分網(wǎng)格適當加密處理。到它們的當量平均值,當量換熱系數-7,/dg,(3)KagfTe)dop當量燃氣溫度T2計算模型及計算方法圖1氣缸套有限元模型計算所選用的發(fā)動(dòng)機采用燃燒室局部隔熱,氣缸蓋活塞頂部以及氣缸套分別進(jìn)行了陶瓷噴涂或3有限元結果分析陶瓷鑲塊處理。計算機型為BDSB-105水冷、4行3.1傳熱分析結果程、直噴式柴油機;標定功率為13kW;標定轉速為計算一個(gè)工作循環(huán)內缸套溫度場(chǎng)的變化,邊界2400r/min;采用梅花型燃燒室,壓縮比16.5;缸套條件取一個(gè)工作循環(huán)內的當量值。缸套溫度場(chǎng)的計材料為含硼鑄鐵,其熱傳導率為54W/(m·K);隔算結果如圖2所示。由圖看出,非隔熱缸套在整個(gè)熱材料為Z(O2,其熱傳導率為2W/(m·K);涂層區域內的溫度場(chǎng)分布變化很均勻;隔熱缸套在接近厚度2mm。表面的薄層內溫度變化明顯,而遠離薄層的區域溫內燃機燃燒過(guò)程高頻變化,各部件承受熱負荷度基本趨于穩定,整個(gè)區域出現較大的溫度梯度情況非常復雜。內燃機燃燒室向冷卻系統的傳熱為隔熱后,缸套內側的溫度明顯升高可見(jiàn)熱負荷增大。非穩態(tài)傳熱,工作過(guò)程周期性變化,其高溫部件承受熱沖擊并存在沖擊熱應力。非穩態(tài)導熱的求解特點(diǎn)是在空間域上采用有限單元的網(wǎng)格剖分,在時(shí)間域隔熱缸套溫度內則采用有限差分的網(wǎng)格劃分,它是有限單元與有非隔熱缸套溫度限差分的混合解法。運用有限元求解此類(lèi)傳熱問(wèn)題282.16時(shí),計算結果常出現振蕩和階躍現象,使計算結果失真?；钊惹蠼獗砻鏈囟葘θ細鉁囟戎芷谛宰兓?20.727缸套厚度/mm高頻脈動(dòng)響應時(shí),它們都要求計算在極小下的溫度變化,為達到同單元邊長(cháng)的匹配,要求在物體表面薄圖2缸套溫度分布曲線(xiàn)層內剖分極其微小的空間網(wǎng)格。當熱傳導部件處于近期一些研究發(fā)現,零件使用陶瓷材料或表面溫度周期性變化的環(huán)境中時(shí),部件表面的溫度場(chǎng)也噴涂陶瓷層后傳熱系數反而增大,隔熱理論受到爭周期性地變化,這種溫度波動(dòng)主要發(fā)生在壁面附近議6。這種現象可以解釋為,涂層壁面溫度上升的的薄層內,溫度波動(dòng)薄層以外的部分,其溫度值是不影響超過(guò)了涂層熱阻增加的影響。本文重點(diǎn)討論熱隨時(shí)間變化的。因此,在用有限元法求解這類(lèi)周期應力的變化。性導熱問(wèn)題時(shí),對于溫度波動(dòng)層以外的部分沒(méi)有必3.2熱應力計算要把網(wǎng)格劃分得過(guò)細?？墒?如果環(huán)境變化的周期內燃機的熱負荷問(wèn)題有兩個(gè)方面的含義,一是非常短,而在某些特殊時(shí)刻環(huán)境條件的變化率又非由于受熱零件的溫度過(guò)高而失去了工作能力(如因常大時(shí),為了能夠真實(shí)地反映出環(huán)境的這種變化,就高溫而燒蝕或熔化),因過(guò)大的熱變形而引起拉缸或必須選取較小的時(shí)間步長(cháng)。因機起活塞環(huán)卡死等等;二是由于溫度根據內燃機缸內工作過(guò)程特點(diǎn)在建立燃燒室梯度中國煤化工人而導致裂紋或疲零部件有限元模型時(shí),對不同部位的網(wǎng)格劃分應進(jìn)勞破CNMHG行疏密處理,以提高計算精度和速度,減少誤差。本本研究采用序貫熱一應力耦合分析法,將第1研究對氣缸套進(jìn)行熱強度分析,考慮到氣缸套的結次熱分析得到的節點(diǎn)溫度作為“體力”載荷施加在后2006年2月馬向平,等:低散熱發(fā)動(dòng)機隔熱件熱強度有限元分析續的應力分析中來(lái)實(shí)現耦合,流程如圖3所示。其擊和沖擊熱應力是導致隔熱層出現裂紋甚至脫落的計算結果如圖4圖5、圖6和圖7所示。主要原因。第1步熱訓熱分析結果載荷:三第2步結構分析結構分析結果0514E圖3序貫耦合解法求解熱應力流程0.339缸套厚度/mm§-3525圖6非隔熱缸套熱應力分布圖6.423缸套厚度/mm圖4非隔熱缸套熱應力曲線(xiàn)目鑣3.83-153缸套厚度/mm967圖7隔熱缸套熱應力分布圖4結束語(yǔ)17.61熱沖擊和熱應力主要集中在接近燃燒室壁面的缸套厚度/mm薄層內;除了機械負荷等因素的影響外,熱沖擊和沖圖5隔熱缸套熱應力曲線(xiàn)擊熱應力的增大是造成低散熱發(fā)動(dòng)機燃燒室隔熱件圖4和圖5中SX和SZ分別表示X方向和2可靠性降低的主要因素之一。因此,今后低散熱發(fā)方向的應力。從圖可以看出,由于缸套內側表面承動(dòng)機研究的焦點(diǎn)應集中在隔熱件的隔熱層與基體結受燃氣壓力,因而表層部分承受壓應力(縱坐標中的合強度、抗熱疲勞能力和抗熱震能力的提高等方面。負值);在接近表面的區域,由于熱沖擊的存在和溫參考文獻度梯度發(fā)生變化,出現拉應力(縱坐標中的正值),且[1]朱大鑫渦輪增壓與渦輪增壓器[M].北京:機械工業(yè)有應力峰值。有人將這種動(dòng)力學(xué)效應產(chǎn)生的熱應力出版社,1992波峰值稱(chēng)為尖峰應力。由于尖峰應力很高,而且[2] Thomas Morel. Heat Transfer Experiments in an Insu-反復交變出現,對材料壽命造成很大影響,甚至會(huì )導lated Diesel[C]. SAE Paper 880186, 1988致材料破裂。缸套表面隔熱后,由于在隔熱層與金[3] Gerhad Woschni. Heat Insulation of Combustion Cham屬層之間有較大的溫度梯度,故出現了熱應力的增ber Wall---A Measure to Decrease the Fuel Comsur大現象。tion of ICE[C]. SAE Paper 870339, 1987對隔熱和非隔熱兩種缸套的溫度分布和熱應力[4]周非,陶瓷隔熱發(fā)動(dòng)機然燒室部件傳熱有限元分析及室部件的整體溫度升高,熱負荷顯著(zhù)增大,隔熱零部③熱效果評價(jià)M武漢:武漢交通科技大學(xué),195情況進(jìn)行計算分析。結果表明,隔熱后,發(fā)動(dòng)機燃燒”,由如M燒室瞬態(tài)導熱有限元計中國煤化工程,2000(4):53-57.件的可靠性存在很大問(wèn)題。由于熱沖擊的存在和溫[6]肖CNMHG強度[M].北京:機度梯度變化,陶瓷與金屬缸套結合處出現較大的應械工業(yè)出版社,1988力峰值,熱應力增大約10倍以上。這種交變的熱沖(下轉第67頁(yè))2006年2月袁江濤,等:柴油機噴油嘴三維有限元熱分析67止噴油后,噴油嘴內換熱狀況變差,熱應力要比噴油側有熱應力集中現象,最大熱應力為18.10MPa,熱器噴油時(shí)大些。由以上分析可見(jiàn),噴油嘴頭部溫度應力的波動(dòng)幅度很小,噴油嘴承受的熱負荷可近似梯度較大從而導致此處的熱應力也較大,噴孔入口視為穩態(tài)載荷;這一結果為柴油機噴油嘴的失效分兩側有熱應力集中現象,熱應力最大,其他部位的熱析及其結構優(yōu)化提供了重要參考;應力相對較小。但是噴油嘴的最大熱應力值也不過(guò)b)本文提出的確定柴油機噴油嘴傳熱邊界條18MPa左右,而且熱應力的波動(dòng)幅度不大,所以噴件的方法適用于所有柴油機閉式噴油嘴,并可為開(kāi)油嘴承受的熱負荷為穩態(tài)載荷。式噴油嘴傳熱邊界條件的建立及其熱負荷研究借鑒參考文獻[1]許道延,丁賢華.高速柴油機概念設計與實(shí)踐[M].北京:機槭工業(yè)出版社,200:59-64[2]王補宣,工程傳熱傳質(zhì)學(xué)[M].北京:科學(xué)出版社,1982:184-193[3]王希珍.S195柴油機氣缸套溫度場(chǎng)與熱變形的三維有限元分析[D].合肥:合肥工業(yè)大學(xué),2000圖7噴油時(shí)噴油嘴的熱應力分布[4]俞小莉,鄭飛,嚴兆大,內燃機氣缸體內表面穩態(tài)傳熱4結論邊界條件的研究[].內燃機學(xué)報,1987,5(4):324333[5]陸瑞松,林發(fā)森.內燃機的傳熱與熱負荷[M].北京:國a)噴油器不同工作狀態(tài)下的噴油嘴溫度場(chǎng)分防工業(yè)出版社,1985:76-78布不均,噴油終了時(shí)噴油嘴頭部最高溫度達[6]袁江濤,歐陽(yáng)光耀,劉鎮.柴油機噴油嘴流動(dòng)的CFD510.102K(237.102℃);噴油嘴針閥體的熱變形分析[].柴油機,2005(2):21以軸向為主,最大伸長(cháng)量為0.172mm;噴孔入口兩[門(mén)]吳克剛,曹建明.發(fā)動(dòng)杌測試技術(shù)[M.北京:人民交通出版社,2002:52-683-D Finite Element Analysis of the Thermal load of nozzle in Diesel engineYUAN Jiang-tao, OUYANG Guang-yao, YANG Li, LIU ZhenCollege of Naval Architecture and Power, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China)Abstract: A method was presented to define the thermal boundary conditions of the nozzle in diesel engine. The thermalboundary conditions of the nozzle in a certain diesel engine were set up using the above method. 3-D finite element analysis ofthe thermal load of the nozzle was performed by using the ANSYS software. The temperature field, the thermal deformationand the heat stress field of the nozzle were obtained. These results are very useful for further failure analysis of nozzle and optmum design of its structure parameters.Key words: diesel engine: nozzle; FEA; temperature field; heat stress.[編輯:李建新](上接第63頁(yè)The Finite Element Analysis of the Hot Intensity of the Heat Insulation Part inthe Low Heat Rejection EngineMA Xiang-ping, LUO Qing-guo, WANG Shu-yi, HAN Shu(The Academy of Armored Forces Engineering, Beijing 100072, China)Abstract: This article discusses the significance in special vehicle and the difficulty in research of the Low Heat Rejection (LHR) En-gine. The heat transmiting character of the Low Heat Rejection Engine is- analysed and the heat transmiting boundary conditions of theuted by experience formular. This article analyses the中國煤化工 unstable heat transmi-ting. The hot intensity of the heat insulation parts is analysized by the finiteCNMHGthat the accretion ofthe hot burden and the hot intensity is one of the main reasons to lower the secneat insulation parts.Key words: LHR engine; unstable state; hot intensity; FEA[編輯:潘麗麗]