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車用采油機(jī)機(jī)體是發(fā)動(dòng)機(jī)的骨架，為了保證活塞、連桿、曲軸及凸輪軸等高速運(yùn)動(dòng)件運(yùn)行的可靠性、耐久性和安全性，要求機(jī)體不僅要有足夠的幾何精度，而且本身應(yīng)具備足夠的剛度、強(qiáng)度和動(dòng)力特性。近年來(lái)，不斷提高的爆發(fā)壓力和對(duì)柴油機(jī)振動(dòng)噪聲的限制，對(duì)車用柴油機(jī)機(jī)體的靜態(tài)強(qiáng)度和動(dòng)態(tài)特性設(shè)計(jì)提出了更加嚴(yán)格的要求。
采用有限元分析和實(shí)驗(yàn)研究相結(jié)合的方法，可對(duì)設(shè)計(jì)階段的柴油機(jī)進(jìn)行機(jī)體強(qiáng)度分析和結(jié)構(gòu)優(yōu)化。用有限元法預(yù)測(cè)機(jī)體強(qiáng)度，根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性，進(jìn)而修正模型，改進(jìn)機(jī)體結(jié)構(gòu)。
本研究采用機(jī)體有限元整體分析與子模型分析相結(jié)合技術(shù)，建立某車用柴油機(jī)機(jī)體三維實(shí)體模型和有限元模型，以大型非線性有限元軟件ABAQUS為分析平臺(tái)，計(jì)算原機(jī)機(jī)體的靜態(tài)強(qiáng)度，查找氣缸體的薄弱部位，對(duì)改進(jìn)前后的水套根部子模型進(jìn)行疲勞分析，結(jié)合應(yīng)力測(cè)試實(shí)驗(yàn)進(jìn)一步驗(yàn)證機(jī)體結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案。
應(yīng)用ABAQUS軟件對(duì)某直列六缸車用柴油機(jī)機(jī)體進(jìn)行靜態(tài)強(qiáng)度計(jì)算，重點(diǎn)考察氣缸體進(jìn)氣側(cè)水套根部應(yīng)力分布情況。
為了控制有限元計(jì)算規(guī)模，采用Pro/E軟件和前處理軟件HyperMesh分別對(duì)原機(jī)第4、6缸的氣缸體、氣缸蓋、缸蓋螺栓及第4、5缸進(jìn)氣側(cè)水套根部進(jìn)行三維實(shí)體建模和網(wǎng)格劃分。為了保證有限元分析結(jié)果的準(zhǔn)確性，僅忽略不起主要作用的倒角和過(guò)渡弧，對(duì)計(jì)算精度影響小的螺釘孔和銷釘孔進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化。分析采用10節(jié)點(diǎn)的四面體單元，劃分網(wǎng)格后的氣缸體有限元模型及子模型。載荷與邊界條件(1)約束氣缸體下端與框架接觸處Y方向的自由度。(2)在第5缸缸蓋火力面上施加氣體爆發(fā)壓力16. 5 M Pa。(3)對(duì)缸蓋主螺栓施加最大預(yù)緊力112 kN。
有限元靜強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果表明氣缸體水套根部存在明顯的應(yīng)力集中，為了增加此處的強(qiáng)度，對(duì)氣缸體進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計(jì)，將進(jìn)、排氣側(cè)水套根部交接處的圓弧半徑加大，并增設(shè)兩條加強(qiáng)筋。
為了考察改進(jìn)效果，對(duì)1~3缸柴油機(jī)氣缸體進(jìn)行有限元計(jì)算，采用疲勞分析軟件MSC. Fatige對(duì)改進(jìn)前后的排氣側(cè)水套根部子模型進(jìn)行高循環(huán)疲勞分析。
對(duì)原機(jī)第1~3缸的氣缸體、氣缸蓋、缸蓋螺栓及改進(jìn)前后的排氣側(cè)水套根部進(jìn)行三維實(shí)體建模和網(wǎng)格劃分。取包含水套根部的應(yīng)力集中區(qū)域建立子模型，采用1.5~2 mm的有限元網(wǎng)格密度，以獲得較為精確的計(jì)算結(jié)果。氣缸體有限元模型采用10節(jié)點(diǎn)四面體單元，缸蓋采用10節(jié)點(diǎn)和4節(jié)點(diǎn)混合四面體單元。
采用螺栓預(yù)緊力和氣體載荷計(jì)算工況，計(jì)算13.5，16.5及18.0 MPa，3種不同最大爆發(fā)壓力時(shí)的機(jī)體應(yīng)力分布情況。
可見，隨著最大爆發(fā)壓力的升高，水套根部第一主應(yīng)力的最大值是升高的。水套根部加筋改進(jìn)后，3種爆發(fā)壓力作用下的最大主應(yīng)力均有較大幅度的降低。根據(jù)子模型計(jì)算結(jié)果，采用MSC.Fatige。軟件分別計(jì)算3種不同爆發(fā)壓力下的排氣側(cè)水套根部疲勞安全系數(shù)。以最大爆發(fā)壓力16. 5 MPa為例，計(jì)算所得原機(jī)與改進(jìn)后子模型的疲勞安全系數(shù)對(duì)比。
原機(jī)子模型在最大爆發(fā)壓力為13. 5 MPa時(shí)的疲勞安全系數(shù)為1.22，當(dāng)爆發(fā)壓力提高為16.5 MPa和18.0 MPa時(shí)，此處疲勞安全系數(shù)分別降至1.08和1.02，小于高周疲勞分析的最小安全系數(shù)1.10，趨于不安全。采用加筋改進(jìn)方案后，上述疲勞安全系數(shù)分別升至1.44和1.36，趨于安全。
有限元計(jì)算表明，機(jī)體第一主應(yīng)力在水套根部存在明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，高循環(huán)疲勞分析顯示高爆壓時(shí)水套根部疲勞安全系數(shù)不足，存在安全隱患。加筋改進(jìn)方案能夠有效地降低水套根部應(yīng)力，將16.5 MPa，18.0 MPa。兩種高爆發(fā)壓力下的疲勞安全系數(shù)提高至安全范圍。第5缸加壓時(shí)原機(jī)進(jìn)氣側(cè)水套根部測(cè)試最大應(yīng)力值與有限元計(jì)算結(jié)果僅差2.7%，驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性。氣缸體加筋改進(jìn)后，水套根部交接位置應(yīng)力值降低11%-46%，整體剛度和強(qiáng)度有所加強(qiáng)。
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