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    鎧裝熱電偶

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    考慮鎧裝熱電偶和流固耦合的缸蓋熱-機動態應力場研究

    來源:www.jz82524.com作者:發表時間:2019-10-23 14:07:13

        摘要:為詳細研究氣缸蓋的動態熱機耦合應力場,進行了一系列鎧裝熱電偶實驗,并提出提出一種修正后的 RPI 模型,在該模型的基礎上建立了冷卻液缸蓋的流固耦合計算模型,同時建立了柴油機的工作過程計算模型。以上述模型為基礎,對某重型柴油機缸蓋的溫度場,熱應力場,熱機耦合應力場以及動態熱機耦合應力場進行了分析,結果顯示螺栓預緊力對缸蓋的熱機耦合應力影響最大,缸蓋底部排氣門鼻梁區的熱負荷較重,應該引起足夠的重視。

        引言
        隨著發動機功率密度的逐步增加,氣缸蓋的工作環境也越來越差,除了承受缸內燃氣的沖擊之外,還會受到螺栓預緊力的作用以及進排氣門落座時的撞擊。其工作狀態的好壞直接關系著進排氣體的流動,缸內燃氣的燃燒進而決定著整機的工作狀態。因此詳細研究缸蓋在工作狀態下受到的熱機耦合應力,可以為設計制造,優化改進缸蓋的幾何形狀,提升整機可靠性和壽命提供有益借鑒和參考。與此同時,隨著柴油機功率的提升,其缸內鎧裝熱電偶 的現象越來越多,因此必須針對缸內鎧裝熱電偶的情況進行實驗研究并提出更加準確地傳熱計算模型,從而提升整體分析的準確性和可靠性。

        1 鎧裝熱電偶實驗與分析
        1.1 鎧裝熱電偶模型
        基于前人研究的基礎,筆者選取 RensselaerPolytechnic Institute(RPI)鎧裝熱電偶模型:

     

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        式中:Qf 為對流傳熱熱量;Qe 為蒸發傳熱熱量;Qc 為 相之間的激冷傳熱熱量。A1f 為與核泡面積相關的常數;hc 為對流傳熱系數;TW 為壁面溫度;Tl 為冷卻液溫度。f 表示單位時間形成氣泡的數量;ρg 生成氣泡氣體的密度;Hlg 為冷卻液的氣化潛熱。A2f 為不受核泡面積影響的系數。

        1.2 實驗原理與裝置
        氣缸蓋冷卻水腔結構復雜,基于現有實驗測試手段很難對其內沸騰換熱現象進行可視化觀察,因此筆者所在課題組在華中科技大學的幫助下利用其搭建的沸騰傳換熱 模擬實驗臺對鎧裝熱電偶過程進行研究。其組成設備包括液 體儲存罐、水泵、旁通閥、冷凝散熱器、受熱件、照明設備、 熱電偶、壓力傳感器和渦輪流量計等。圖 2 所示為實驗所用的臺架,圖 3 為加熱裝置的工作原理示意圖。

     

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        1.3 模型的驗證
        通過實驗結果與計算結果的對比,可以發現氣液兩相流之間鎧裝熱電偶計算的準確性與關系式中氣泡的生成過 程有著很大的關系,因此,需要對上述參數進行修正。參考相關文獻資料及計算得到的數據,進行如下修正:表面張力系數:0.069N/m,氣泡參考分離直徑:8mm,最大分離直 徑:3.5mm。修正后的模型精度得到很大提高,其中最大誤差為6.46%,平均誤差為 3.53%,誤差滿足工程需要,可以用于 進行仿真研究。

        2 缸內流固耦合傳熱研究
        2.1 建立模型
        為詳細分析氣缸蓋內冷卻液流動換熱情況,建立了柴油機冷卻液流固耦合傳熱模型。綜合考慮計算機硬件 條件的限制、計算成本等因素,只對上述模型最左側氣缸內部的流動換熱規律進行計算。模型的網格劃分如圖 4 所示。

     

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        2.2 邊界條件的確定
        邊界條件設置如下,模擬計算時采用穩態、壓力基求 解模式,其中水力直徑的計算公式如下:式中:Di———入口處的水力直徑,m; A———流體區域面積,m2; PW———濕周長,m。

        2.3 結果分析
        如圖 5 所示為利用上述模型計算得到的冷卻液流動跡線圖。從圖中可以看出:冷卻液在進出口區域以及上水口附近流速最大,在氣缸套上部遠離上水口的區域流速較慢。氣缸套上部又是整個氣缸套溫度最高的部位,因此需 要引起足夠的重視,可以通過增加上水口個數來緩解這種情況,其余部位的流動散熱情況較為理想。

        3 其它邊界條件分析
        3.1 溫度場邊界條件
        本文以某大功率柴油機的氣缸蓋為例進行分析計算 得到的缸內燃氣溫度和換熱系數的變化規律如圖 6 所示。

     

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        3.2 機械應力場邊界條件
        工作過程中,氣缸蓋受到的機械力包括缸內燃氣壓力,螺栓預緊力以及氣門座過盈力等。 ①缸內燃氣壓力。由工作過程仿真模型計算得到的缸內燃氣壓力隨曲軸轉角的變化規律如圖 7 所示。②螺栓預緊力。該柴油機上氣缸蓋的螺栓預緊力為 153.8kN。③其它邊界條件。根據相關文獻的處理方法,設置氣門座過盈力為 50kN,配氣機構作用力,進排氣道作用力,氣門室罩作用力等忽略不計。

     

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        4 缸蓋熱機動態應力場分析
        4.1 建立模型
        利用 Pro-e 軟件建立的氣缸蓋三維幾何模型。劃分完成后共得到 501762 個單元,874175 個節點。

        4.2 缸蓋熱機耦合動態應力場分析
        計算得到氣缸蓋在 8、128、248、368、488、608 度曲軸轉角對應時刻的熱-機械耦合應力分別如圖 8 至圖 13 所示。從圖中可以看出:氣缸蓋的熱-機械耦合應力隨曲軸轉角的變化變動很小,說明缸內燃氣壓 力對氣缸蓋的熱-機械耦合應力影響有限,因此可以推斷出熱應力、螺栓預緊力才是決定其熱機耦合應力的主要因素。另外,氣缸蓋尤其是鼻梁區的熱負荷一直較重,導 致此處的熱應力成為耦合應力的重要影響因素。

        5 總結
        本文基于缸內鎧裝熱電偶的實驗結果和 流固耦合的分析方法,對某重型柴油機氣缸蓋的溫度場,熱應力場,熱-機械耦合應力場以及動態熱機耦合應力場進行了計算分析,完成的工作主要包括:

        ①依據鎧裝熱電偶的實驗結果對RPI模型進行修正,修正后的模型計算精度有了 明顯的提高,平均誤差為 3.53%。
        ②基于所建立的柴油機三維幾何模型,冷卻水道流動模型以及修正后的 RPI 模型對整機進行了流固耦合傳熱計算分析。
        ③對氣缸蓋的動態熱-機械耦合應力場進行了計算分析。結果顯示,螺栓預緊力是耦合應力的主要影響因素,同時在整個工作過程中排氣門鼻梁區的熱負荷一直較 重,應該引起足夠的重視。
     

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