中置缸套結構的設計分析與試驗驗證

（上海柴油機股份有限公司，上海200438）

中置缸套結構的設計分析與試驗驗證

謝美蓮
（上海柴油機股份有限公司，上海200438）

在某型柴油機上將原頂置缸套改為中置缸套結構，以改善第1道活塞環(huán)的冷卻和減少缸套穴蝕問題。進行了缸套變形有限元計算、冷卻系統(tǒng)CFD分析，以及缸套實際變形的測量驗證，從而適應該型柴油機的功率、排放和耐久性升級的需求。

中置缸套，頂置缸套，冷卻，穴蝕，缸套變形

1 前言

隨著柴油機強化程度和排放法規(guī)的不斷提高，柴油機的熱負荷和機械負荷也隨之不斷升高，為此對柴油機的結構設計也提出了許多新的要求，以滿足柴油機排放、經濟性和可靠性等指標的增長需求。

隨著柴油機強化不斷提升，第1道活塞環(huán)承受的熱負荷和機械負荷也越來越高，同時要求傳遞更多的熱量給柴油機的冷卻系統(tǒng)，以降低活塞的工作溫度。由于受缸套支撐肩和定位段尺寸的限制，頂置缸套的水套位置比較低；同時為了滿足燃燒室余隙容積盡可能小的要求，第1道活塞環(huán)的位置在滿足可靠性的基礎上應盡可能靠近活塞頂面。這樣就會導致第1道活塞環(huán)的位置位于缸套冷卻水套之上，因而冷卻效果較差。隨著熱和機械負荷的增加，容易導致活塞環(huán)熔著磨損、活塞熔頂甚至拉缸的嚴重故障，降低了柴油機的可靠性和耐久性[1]。而中置缸套由于支撐肩在缸套的中下部，從而可以使水套的位置能夠提高到接近第1道活塞環(huán)的位置，大大地提高了冷卻效果，在柴油機強化程度和排放提高后仍然能夠滿足可靠性和耐久性要求。

某型柴油機原設計為頂置缸套，由于受缸心距尺寸的限制，缸套與機體間冷卻水套的最小間隙只有1.5 mm，考慮到柴油機熱負荷的增加而加大了水泵流量，這樣勢必導致該處的冷卻液流速進一步升高，從而增加了該處發(fā)生穴蝕的風險，因此改用中置缸套設計[2]。中置缸套由于其支撐肩從缸套的上部降低到了中下部，受缸蓋螺栓預緊力的作用，缸套從頂置缸套的“懸掛”狀態(tài)變成了中置缸套受壓應力作用“壓縮”的狀態(tài)，在柴油機工作過程中中置缸套上承受的這部分壓應力可以抵消部分柴油機的爆發(fā)壓力，從而為減小缸套的壁厚，增大水套間隙，進而給降低缸套穴蝕帶來了可能。

柴油機的顆粒排放是一個主要污染物，隨著排放的不斷提高，對顆粒物的要求也越來越嚴格，需要通過改善燃燒和降低機油耗來降低顆粒物的排放。通常認為中置缸套由于支撐肩在缸套的中下部，受缸蓋螺栓預緊力的作用，會使缸套產生鼓形變形，導致活塞環(huán)與缸套貼合不好，引起機油耗的增加，從而增加顆粒物的排放。

本文通過對中置缸套結構的設計、分析以及試驗驗證工作，證明了中置缸套結構不僅能夠改善第1道活塞環(huán)的冷卻和降低缸套穴蝕，同時還保持缸套變形量很小，能夠滿足國Ⅳ排放法規(guī)對機油耗的苛刻要求。表1為某型柴油機改進前后的主要性能參數的對比。

表1 某型柴油機改進前后性能參數對比

2 結構設計

采用頂置缸套設計時，活塞環(huán)第1道環(huán)的位置通常在缸套冷卻水套之上，圖1為某型柴油機原設計采用頂置缸套時缸套支撐肩、水套和第1道活塞環(huán)的位置關系圖。國外一些柴油機廠為解決頂置缸套結構的第1道活塞環(huán)冷卻問題，也采用了一些特殊的解決方法，比如美國底特律柴油機廠（以下簡稱DDC）在其S60重型車用柴油機排放升級過程中發(fā)明了改善第1道活塞環(huán)冷卻的專利技術。該結構的優(yōu)點是維持了原來的頂置缸套的結構設計，缺點是機體的機加工增加了額外的工序，導致成本增加。圖2為DDC在2002年申請的改善第1道活塞環(huán)冷卻方案的專利技術示意圖[3]。

采用中置缸套設計時，由于缸套支撐肩和導向段位于缸套的中下部，缸套上部只剩下輔助定位段，因此缸套冷卻水套較原先的頂置缸套設計提高了8 mm，盡管新設計的第1道活塞環(huán)位置比原型機提高了，但仍然可以使第1道活塞環(huán)處于水套能夠直接冷卻的區(qū)域，從而使第1道活塞環(huán)獲得了更好的冷卻效果。圖3為某型柴油機采用中置缸套后缸套支撐肩、水套和第一道活塞環(huán)的位置關系圖。

圖1 頂置缸套第一道活塞環(huán)和水套位置圖

圖2 DDC改善第1道活塞環(huán)冷卻示意圖

圖3 中置缸套第1道活塞環(huán)和水套位置圖

在柴油機中裝配好頂置缸套之后，缸套支撐肩是處于完全壓緊狀態(tài)，但支撐肩之下部分處于一種相對比較自由的“懸掛”狀態(tài)，缸套本身需要承受柴油機工作時的機械負荷，因此缸套壁厚需要較厚且選用彈性模量較大的材料。缸套的壁厚通常為缸徑的0.065～0.07[4]，該型柴油機的頂置缸套壁厚與缸徑比為0.066，并且已經采用機械強度和彈性模數較高的鑄態(tài)貝氏體缸套。基于以往在該型柴油機上高強化程度柴油機的開發(fā)經驗，進一步減小缸套壁厚會帶來較大的可靠性風險。采用中置缸套設計時，由于缸套的支撐肩位于缸套的中下部，所以在柴油機裝配好之后，受缸蓋螺栓預緊力的作用，缸套會呈現一個“鼓形”，缸套內部產生一定的壓應力。這部分壓應力抵消了一部分柴油機工作時的機械負荷，因此中置缸套的壁厚可以比頂置缸套的壁厚適當減薄，這為增大水套間隙創(chuàng)造了條件。在此次改進設計中，中置缸套壁厚和缸徑比為0.057，最小水套間隙增大到2.5 mm，2種缸套的材料相同。圖4為頂置缸套和中置缸套的結構對比圖。

圖4 頂置和中置缸套結構對比圖

柴油機顆粒污染物主要來自于燃燒過程中沒有完全燃燒的碳粒、硫酸鹽和機油燃燒形成的無機鹽，因此需要采取優(yōu)化燃燒和降低機油耗來滿足顆粒排放法規(guī)。中置缸套結構由于其特有的“鼓形”變形，因此長期以來被業(yè)界認為活塞環(huán)和缸套的貼合不如頂置缸套好，難以滿足降低機油耗的要求[4]。在中置缸套的設計開發(fā)過程中，對缸套的變形進行了大量的有限元分析、結構優(yōu)化和試驗驗證工作，以避免對排放帶來不利影響。

3 有限元分析

在獲得中置缸套具備改善第1道活塞環(huán)冷卻和降低缸套穴蝕的優(yōu)點的情況下，應盡可能降低中置缸套變形較大對機油耗不利的風險，利用Star CD對發(fā)動機冷卻系統(tǒng)進行CFD流場三維分析，ANSYS軟件對缸套變形進行有限元分析，并根據分析結果做優(yōu)化設計，以使缸套變形符合設計限值。

采用ANSYS軟件進行缸套變形分析時，采用了三缸的簡化模型，模型包括缸蓋、機體、缸蓋墊片、缸套和缸蓋螺栓。圖5是有限元模型。在有限元分析過程中，對柴油機初始裝配狀態(tài)、熱態(tài)點火、冷啟動、最大爆發(fā)壓力、最高熱負荷等10個工況進行了缸套變形的模擬計算分析工作。有限元分析結果表明，缸套各階變形均在設計要求之內。圖6是缸套在初始裝配狀態(tài)下的變形情況。

采用Star CD軟件對柴油機的整個冷卻系統(tǒng)進行了流場三維模擬分析，并對冷卻系統(tǒng)進行了優(yōu)化設計，如調整冷卻水孔的位置和尺寸等，最終使整個缸套內壁面最高工作溫度低于設計限值。同時冷卻水套里的冷卻液的流速分布也較原設計更加均勻，最高流速小于設計限值。圖7為缸套溫度場分布圖。圖8為冷卻系統(tǒng)CFD流場分析圖。

圖5 缸套變形有限元分析模型

圖6 缸套變形情況

圖7 缸套溫度場分布圖

圖8 冷卻系統(tǒng)CFD流場分析圖

4 試驗驗證

中置缸套設計方案的試驗驗證工作分別從5個方面開展：缸套承受缸蓋螺栓力校核、缸套變形測量、缸套溫度場測量、實時機油耗測量以及耐久考核試驗。

為了滿足爆發(fā)壓力升高的需要而增大了缸蓋螺栓的預緊力，為此缸蓋墊片也進行了重新設計。同時缸套從原先的頂置缸套改為中置缸套結構，因此首先對缸套承受缸蓋螺栓力的比例進行了測試，以確定螺栓預緊力傳遞到缸套的比例是否符合設計要求。測試的方法是首先在缸套內外壁面上貼上應變片并裝入機體中，然后在液壓試驗機上采取特殊工裝壓在缸套頂部，通過施加不同的力，獲得缸套的應力和應變曲線。然后再按照柴油機裝配標準，安裝帶應變片的缸套、常規(guī)缸套、缸蓋墊片和缸蓋，通過應變片獲得柴油機實際裝配中缸套承受的螺栓預緊力。通過測試結果證明缸套承受的缸蓋螺栓預緊力比例符合設計要求。圖9是貼好應變片的缸套，圖10是在液壓試驗機上對缸套進行應力和應變標定，圖11是在缸蓋螺栓擰緊過程中測得的缸套所受的軸向力值，分別為缸套在11種不同受力情況下得到的。

圖9 標定用缸套上應變片布置情況

圖10 對缸套進行應力和應變標定

圖11 缸套隨螺栓擰緊次序的受力情況

采用INCOMETER測量儀對處于缸蓋裝配狀態(tài)下的6個缸套在活塞環(huán)上下返轉區(qū)間分成11層進行了測量，并進行傅里葉展開分析。從測量結果來看，缸套各階變形均小于設計限值，符合設計要求。圖12是第6缸的缸套變形圖。由于11條曲線非常接近，不易看清楚，故圖13僅給出其中4層的缸套變形傅里葉展開分析圖。

在柴油機排氣側第4、6缸缸套和機體第1道活塞環(huán)返轉區(qū)域位置，以及柴油機后端第6缸處分別鉆孔，直至距離缸套內壁2 mm處，然后埋入熱電偶，在發(fā)動機整個外特性運行工況下進行了缸套溫度測量。將測試獲得的數據和有限元溫度場分析結果進行比對，證明缸套內表面溫度小于設計限值。圖14是柴油機排氣側缸套熱電偶安裝情況。圖15是缸套溫度在柴油機外特性上的溫度測量值。

圖12 缸套變形圖

圖13 缸套變形傅里葉展開分析圖

圖15 柴油機外特性工況下的缸套溫度

采用“硫示蹤法”對柴油機在不同的轉速和負荷條件下的機油耗進行了實時測量，測量結果表明柴油機的機油耗完全滿足設計限值。圖16為1 000 r/min到2 200 r/min四檔轉速時，不同負荷下的實時機油耗測量數據，其中對1 000 r/min、1 400 r/min和2 200 r/min的100%工況進行了復測。

圖16 實時機油耗測量值

在結構設計、開發(fā)結束后，對柴油機分別進行了數輪超負荷耐久考核和超負荷熱沖擊耐久考核試驗。試驗結束后的拆檢測量結果證明，缸套沒有發(fā)生穴蝕，活塞環(huán)和缸套磨損情況良好，柴油機耐久前后的性能和機油耗的變化值均符合設計要求。

性能開發(fā)的結果也證明柴油機的顆粒排放能夠滿足國Ⅳ排放法規(guī)的要求，并且具有相當大的裕量。

5 結束語

在某型柴油機的升級換代開發(fā)過程中，用中置缸套結構代替了原頂置缸套結構，這不僅明顯提高了第1道活塞環(huán)的冷卻能力，改善了缸套的穴蝕問題，而且通過缸套變形測量、實時機油耗和排放測試，證明中置缸套結構同樣能夠滿足國Ⅳ排放法規(guī)對機油耗的要求。

1楊連生．內燃機設計[M]．北京：中國農業(yè)機械出版社，1981．

2符錫侯，楊杰民．車輛用柴油機總體設計[M]．上海：上海交通大學出版社，2006．

3 Barkman D A.Diesel Engine Hving a Cylinder Liner with Improved Cooling Characteristics[P].US Patent 6363894.

4梅梯格H．高速內燃機設計[M]．高宗英，譯．北京：機械工業(yè)出版社，1981.

Mid Stop Liner Structure Design,Analysis and Validation

Xie Meilian
（Shanghai Diesel Engine Co.,Ltd.,Shanghai 200438,China）

In order to improve engine power,emission and durability,change top stop liner to mid stop liner structure for improving the first compression ring cooling and reducing liner cavitation risk.And did the simulation analysis of liner distortion,engine CFD,the liner actual distortion measurement to validate the new design.

mid stop liner,top stop liner,cooling,cavitation,liner distortion

10.3969/j.issn.1671-0614.2011.03.001

來稿日期：2011-06-02

謝美蓮（1977-），女，大學本科，主要研究方向為整機結構設計。