strukturanalysen bei der entwicklung des neuen ford-lion-v6-dieselmotors

ENTWICKLUNG Simulation und Berechnung

262 MTZ 04|2006 Jahrgang 67

Strukturanalysen bei der Entwicklung des neuen Ford-Lion-V6-DieselmotorsDer neue 2,7-l-Lion-V6-HSDI-Dieselmotor von Ford und PSA Peugeot Citroën wird seit ei-niger Zeit im Jaguar S-Type, Landrover Discovery und weiteren Fahrzeugen eingesetzt.Die Hauptentwicklungsziele der neuen Motorfamilie waren ein erstklassiges NVH-Verhal-ten bei gleichzeitig hoher Leistungsdichte und die Einhaltung der Euro-4-Norm. DieserBeitrag von Perkins und Ford beschreibt die Simulationsmethoden, die bei der Erstellungund Validierung der Grundmotorenbauteile in den einzelnen Phasen des Ford-Entwick-lungsprozesses FPDS (Ford Product Development System) eingesetzt wurden.

Tabelle: Übersicht der Ford-FPDS-PhasenTable: Overview of Ford FPDS phases

Die Autoren

David S. Mooreist CAE-Manager bei derPerkins Engines CompanyLtd, Peterborough, England.

Martin J. Parkerist Technical Leader bei derPerkins Engines CompanyLtd., Peterborough, England.

Steve Gillist Chief Program Engineer,V-Engine Diesel, bei derFord Motor Company.

John Rowleyist CAE-Supervisor, LionPrograms, bei der FordMotor Company Ltd.

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1 Einleitung

Der Ford Lion V6 ist eine komplette Neuent-wicklung mit spezifischen Leistungs- undDrehmomentdaten von 56 kW/l und 167Nm/l [1]. Das 60°-V-Kurbelgehäuse aus Guss-eisen mit Vermiculargraphit und die Zylin-derköpfe aus wärmebehandeltem Alumini-um nutzen neuste Design- und Herstellungs-technologien, um dem maximalen Zylinder-druck von 180 bar standhalten zu können.Anspruchsvolle Performance- und Emissi-onsziele sowie die Marktführerschaft im Be-reich NVH wurden ebenso ins Lastenheftaufgenommen wie eine leichte und kom-pakte Motorstruktur, um Längs- und Quer-einbau zu ermöglichen.

Zur Realisierung der hohen Leistungs-dichte des Motors ist eine hohe mechani-sche Belastbarkeit der wichtigsten Grund-motorbauteile notwendig. Dazu wurden ver-schiedene komplexe Simulationswerkzeugezur Vorhersage und Analyse von Bauteil-und Systemverhalten eingesetzt. Die Re-chenergebnisse wurden in den einzelnenPhasen des FPDS-Entwicklungsprozesses alsKriterien für Designentscheidungen und De-signoptimierungen genutzt. Die Validie-rung des Designs wurde mit umfangreichenDauerhaltbarkeitstests bestätigt. Die Tabellezeigt die einzelnen Phasen des Ford-Ent-wicklungsprozesses FPDS im Überblick.

2 Zielsetzungen der eingesetztenAnalysemethoden

Der Einsatz von Vorhersagemethoden wur-den bereits während der Konzeptphase ein-gesetzt, um den unter starkem Zeitdruckstehenden Designprozess schon früh mitumfangreichen Analysen unterstützen zukönnen. Erreicht wurde dies durch die de-taillierte Modellierung von Baugruppen un-ter Berücksichtigung von Bauteilinteraktionund -belastung. Die Bauteildauerhaltbarkeitwurde zunächst mit einfachen Materialer-müdungsmodellen abgeschätzt. Diese einfa-chen Modelle wurden durch einen Ansatzmit Berücksichtigung von umfassenden, dieLebensdauer abbildenden Belastungszyklenersetzt, sobald ausreichend genaue Material-stoffwerte der untersuchten Bauteile verfüg-bar waren. Die Hauptgründe für den Einsatzder nachfolgend beschriebenen Vorhersage-methoden innerhalb des Lion-V6-Entwick-lungsprogramms können wie folgt zusam-mengefasst werden:– Beurteilung der Hauptkomponenten des

Motors: Kurbelgehäuse, Kurbelwelle undZylinderköpfe

– Evaluierung der mechanischen Belas-tungsfähigkeit dieser Bauteile hinsicht-

lich vorher definierter Abnahmekrite-rien wie zum Beispiel Dauerhaltbarkeit,Temperatur, Spannungen und Deforma-tionen

– Beurteilung des Einflusses von größerenDesignänderungen auf die Bauteilperfor-mance, die beim Durchlaufen der einzel-nen Entwicklungsphasen eingeführtwurden

– Unterstützung der Designfindung inner-halb der FPDS-Phasen sowie Unterstüt-zung der Teilebeschaffung während dereinzelnen Designphasen

– Bereitstellung von „Real-Time“-Designbe-ratung durch Integration der Methodikin die Designteams.

Die Vorgehensweise erlaubte schnelle Mach-barkeitsstudien von Motor-Parametervaria-tionen, die vor den Hauptmeilensteinen desDesignprozesses eingefroren sein müssenund sorgte für eine erhöhte Aussagequalitätin Bezug auf Bauteilzuverlässigkeit, -robust-heit und -funktionserhalt.

3 Methoden zur Vorhersageanalyse

Die Vorhersagetools zur Beurteilung vonBauteilen des Grundmotors basieren auf Fi-



nite-Elemente-Methoden in Verbindung miteigenen motorspezifischen Software-Tools[2]. In der Vergangenheit haben signifikanteRechenzeiten und das Fehlen von übergrei-fenden Prozessen die Anzahl und Komplexi-tät der durchgeführten Analysen stark ein-geschränkt. Daher wurden Bauteile isoliertbetrachtet, oder es mussten vereinfachte An-nahmen bezüglich der Randbedingungengetroffen werden.

Während des gesamten Lion-Entwick-lungsprogramms wurden die betrachtetenBauteile als Teil einer Baugruppe betrachtetund beurteilt. Dabei wurden komplexeWechselwirkungen und Randbedingungen,die aus unterstützenden Analysen generiertwurden, berücksichtigt; so zum Beispiel diethermodynamische Simulation oder dieWassermantelanalyse des Kurbelgehäuses.Dies machte Motortestdaten als Eingangs-größen in die Analyse während der frühenProgrammphase entbehrlich. Zusätzlich

konnten – sobald das Modell abgeglichenwar – weitere Designiterationen sicher beur-teilt werden.

3.1 KurbelwelleDie komplexen Wechselwirkungen der Kur-belwelle innerhalb der Motorstruktur kön-nen nur mit Hilfe von speziell für diesenZweck entwickelter Software genau vorher-gesagt werden. Einen Überblick über dieVorgehensweise zeigt Bild 1. Die Berücksich-tigung der Hauptlagerhydrodynamik ist ent-scheidend für eine realistische Kopplungder Kurbelwelle an den Grundmotor sowiefür eine Beurteilung der Tragfähigkeit derLager. In diesem Projekt wurde die von Per-kins entwickelte Software „Rumble“ [3] ein-gesetzt. Rumble beinhaltet ein Elasto-Hydro-dynamik-Lagermodell (EHD) und wurde ver-wendet, um einerseits radiale und Momen-tenwechselwirkungen genau abzubildenund andererseits die lokale elastische Verfor-

mung des Lagergehäuses zu berücksichti-gen. Mit Hilfe eines FE-Modells des gesamtenMotors wurde die benötigte Genauigkeithinsichtlich lokaler Steifigkeiten und Last-verteilungen zwischen den angrenzendenLagerböcken erreicht.

Zur genauen Vorhersage der Kurbelwel-lendauerhaltbarkeit ist es wichtig, die Wech-selwirkung zwischen Kurbelwellenresonan-zen und der Motorlast zu berücksichtigen.Die simultane Berechnung der Hauptlager-hydrodynamik und der Kurbelwellendyna-mik erlaubt eine genaue Vorhersage der Kur-belwellenbelastung und -bewegung.

Detaillierte FE-Modelle der einzelnenKröpfungen wurden in Verbindung mit Last-und Momentenberechnungen verwendet,um die Spannungsverteilung in der Kurbel-welle während eines Arbeitszyklus zu be-stimmen. Zusammen mit Materialermü-dungsmodellierungen dienten die Span-nungsverteilungen als Basis für eine Aussa-ge hinsichtlich der Dauerhaltbarkeit.

3.2 KurbelgehäuseWährend der frühen Phase der Entwicklungbasierte die Analyse des Kurbelgehäuses auf ei-nem Teilmodell, Bild 2, um eine schnelleDurchführung von Designstudien ohne mas-siven Einsatz von Computerressourcen zu ge-währleisten, wie sie in Verbindung mit einemkompletten Motormodell notwendig gewesenwären. Die Auswahl des Teilmodells basierteauf der Auswertung von Hauptlagerbelastun-gen, die bei den Kurbelwellenanalysen berech-net wurden. Das Modell umfasst typischerwei-se Lagergürtel, -deckel, -schalen und Schrau-ben (Zylinderkopf und Lagerdeckel). Alle Kon-taktflächen wurden als nicht-lineare HD-Kon-takte abgebildet. Die Schrauben wurden un-ter Berücksichtigung der erhöhten Belastungwährend des Verbrennungsvorgangs und vonSchereffekten sowie radialen Lastanteilen amGewinde modelliert. Weiterhin wurden Stau-chungen der Lagerschalen sowie montagebe-dingte Überdeckungen der Lagerdeckel mitdem Kurbelgehäuse berücksichtigt.

Der mechanische Belastungszustand inAbhängigkeit vom Kurbelwinkel wurde ausder EHD-Kurbelwellensimulation (siehe Ab-schnitt 3.1) als ein Kennfeld entsprechenderradialer Lagerkräfte, die auf die Lagerscha-len wirken, gewonnen. Dies ermöglichte ei-ne korrekte Simulation der Druckverteilungim Ölfilm auf den Lagerschalen, unter Be-rücksichtigung etwaiger Kippmomente.

Ohne die gesamte Blockstruktur sind re-präsentative Randbedingungen an denSchnittflächen notwendig und insbesonde-re bei V-Konfigurationen wichtig. Eine Kom-bination von symmetrischen und nicht-sym-metrischen Randbedingungen wurde auf

Bild 1:Prozess-diagramm derKurbelwellen-analyseFigure 1:Crankshaftanalysis pro-cess diagram

Bild 2:Teilmodell des Kurbel-gehäusesFigure 2:Crankcase slice model


der Basis einer generell symmetrischen Mo-torstruktur mit asymmetrischem Belas-tungsprofil verwendet. (Diese Methode wur-de durch Vergleichen mit einer Spannungs-analyse eines Gesamtmotors validiert.)

3.3 ZylinderkopfDie hohe spezifische Leistung des Lion V6 inVerbindung mit dem Einsatz von Alumini-um für die Zylinderköpfe erfordert einenumfassenden Analyseprozess. Es reichtnicht aus, auf vereinfachte FE-Modelle,Randbedingungen and Materialeigenschaf-ten zurückzugreifen.

Analog zur Vorgehensweise bei der Kur-belwelle wurde das Zylinderkopfdesign zu-nächst anhand von Teilmodellen begutach-tet, die im Wesentlichen den betrachtetensowie jeweils eine Hälfte der benachbartenZylinder repräsentierten. Die Kurbelgehäu-sesteifigkeit hat einen maßgeblichen Ein-fluss auf die Verzüge im Zylinderkopf. Einentsprechendes Teilmodell des Kurbelge-häuses wurde daher in die Berechnungeneinbezogen. Um den Wärmeübergang sowiedie Übertragung der mechanischen Lastenkorrekt berechnen zu können, wurden wäh-rend der Wärmeübergangs- und Strukturbe-rechnungen folgende weitere Komponentenin das Modell aufgenommen:– Einlass- und Auslassventile, Sitzringe und

Führungen– Kolben und Kolbenringe– Zylinderkopfdichtung– Zylinderkopfschrauben.Für die thermische Berechnung wurden alleleitenden und konvektiven Wärmeübertra-gungspfade innerhalb von Zylinderkopf undKurbelgehäuse berücksichtigt.

Der Wärmedurchgangskoeffizient wur-de für jede Kontaktfläche unter Berücksich-tigung von Materialeigenschaften und An-pressdruck individuell berechnet. Die gas-seitigen Randbedingungen für die Simulati-on des konvektiven Wärmeübergangs wur-

den aus einer eindimensionalen, stationä-ren Gesamtmotorsimulation gewonnen. DieGesamtmotorsimulation lieferte diskrete,über den Zyklus gemittelte Gastemperatu-ren und Wärmeübergangskoeffizienten fürverschiedene Bereiche der Brennraumober-fläche. Die Verteilung des Wärmeübergangs-koeffizienten für den Wassermantel von Zy-linderkopf und Kurbelgehäuse wurde mitHilfe einer dreidimensionalen CFD-Analysebestimmt und direkt mit dem FE-Modell ver-knüpft. Diese wurde während der Berech-nung der Temperaturverteilung dort ange-passt, wo eine erhöhte Oberflächentempera-tur des Metalls zu einem Ansteigen des loka-len Wärmeübergangskoeffizienten auf-grund von Blasensieden [4] führt, Bild 3.

Die thermische Kopplung von Kolben-gruppe einschließlich den Ringen mit denBohrungswänden wurde ebenfalls berück-sichtigt. Eine zeitlich gemittelte, räumlicheVerteilung der Wärmedurchgangskoeffi-zienten wurde verwendet, um jeden Punktauf Kolben und Ringen mit der während desHubweges berührten Zylinderrohrwandungzu verknüpfen.

Die Berechnung der mechanischen Belas-tung der Zylinderkopf- und Kurbelgehäuse-gruppe berücksichtigte folgende Effekte:– Belastungen, die sich aus den eingepress-

ten Ventilsitzringen und -führungen er-geben

– die Beaufschlagung mit Zylinderkopf-schraubenkräften analog der Beaufschla-gung beim Kurbelgehäuse

– die Verbrennungsdrücke, die direkt aufdie Oberfläche des Brennraums wirken,wobei die Zündung in den einzelnen Zy-lindern separat betrachtet wird

– die Belastung durch das Einspritzsystem.Bei der Strukturberechnung wurden ausge-hend von der Bestimmung der mechani-schen Spannungen, die sich aufgrund desZusammenbaus ergeben, zunächst die ther-mischen Spannungen überlagert und

schließlich die Berechnung für die heißeBaugruppe für mehrere separate Verbren-nungszyklen wiederholt. Die so gewonne-nen Daten wurden als Eingangsdaten für fol-gende Berechnungen verwendet:– Bauteilhaltbarkeit– Versatz von Ventilführung zu Sitz– Bohrungsverzug– Dichtungsauslegung– Potenzial für Blasensieden– thermische Eigenschaften des Gesamt-

motors.

3.4 Beurteilung der DauerhaltbarkeitIn der Vergangenheit basierten die meistenHaltbarkeitsvorhersagen auf Sicherheitsfak-toren, die von einfachen statischen und dy-namischen Belastungsprofilen abgeleitetwurden, und deren Verknüpfung mit Mate-rialmodellen (zum Beispiel Goodman, Mor-row, Van Dang, etc.), Bild 4.

Zur Betrachtung von möglichen Belas-tungs-/Geometrie- und Materialvariationenwird üblicherweise ein Sicherheitsfaktorvon 1.5 als Minimalzielwert definiert. DieseHaltbarkeitsmodelle sind in Bezug auf dieAnnahmen für das Materialverhalten, undwie die Sicherheitsfaktoren mit dem „Real-World“-Benutzerprofil korrelieren, stark ver-einfacht. Daher führen die Modelle naturge-mäß sehr häufig zu einem Over-Design.

Im Gegensatz dazu bilden Berechnungender Dehnungsbelastung über die Lebensdau-er die Realität sehr viel umfassender ab undliefern so genauere Informationen über dieHaltbarkeit der betrachteten Bauteile. Dyna-mische, zyklische Spannungslasten werdenaus Elasto-Strukturbetrachtungen gewon-nen und unter Verwendung der Neuber-Notch-Methode und einer geeigneten Span-nungs-/Dehnungsbeziehung in eine plasti-sche Verformung transformiert. Schädigen-de Zyklen werden mit Hilfe der Rainflow-Analyse identifiziert. Schließlich wird dieMiner-Regel in Verbindung mit einer Ab-

Bild 3: Einfluss des Blasensiedens auf den WärmeübergangFigure 3: Nucleate boiling curve

Bild 4: Goodman- und Morrow-MaterialmodelleFigure 4: Goodman and Morrow material models



Bild 5: Darstellung eines möglichen BelastungszyklusFigure 5: Illustration of potential duty cycle

Bild 6: Abstimmung von Pleuellagerdurchmesser und WangendickeFigure 6: Big end diameter / web thickness trade off

schätzung der Dehnungsbelastung über dieLebenszeit angewandt, um die B50-Lebens-dauer der Bauteile zu bestimmen. Der Ver-lauf der Verformung über die Lebenszeitwurde in mehreren Schritten angepasst, umeine möglichst genaue Berücksichtigungder statischen Belastung, der dynamischenBelastungsrate, Materialkriechen und ande-re Effekte zu gewährleisten.

Die Ausfallrate – hier definiert als derProzentsatz an Bauteilen, die innerhalb ei-nes gegebenen Lebensdauerzieles erste An-zeichen eines Risses zeigen – werden mitHilfe einer Interferenzanalyse, die statisti-sche Verteilungsvariationen von B50-Lebens-dauerdaten verwendet, abgeschätzt [5].

Durch die Verwendung von umfassendenMaterialmodellen innerhalb dieses aufwän-digen Lebensdauerbelastungsansatzes kön-nen die Haltbarkeitsvorhersagen direkt mitentsprechenden Prüfstandstests beziehungs-weise realen Fahrbedingungen korreliertwerden, Bild 5. Mit dieser Vorgehensweisewaren schon sehr früh verlässliche Beurtei-lungen des Lion-V6-Designkonzepts möglich.

4 Anwendung der Vorhersageanalyse

Der folgende Abschnitt zeigt anhand vonBeispielen, wie die Designfindung derHauptbauteile des Motors während der ein-zelnen Phasen im FPDS Programm mit derVorhersageanalyse unterstützt wurde.

4.1 KonzeptphaseWährend der Anfangsphase des Entwick-lungsprogramms wurden verschiedene De-signkonzepte für jede einzelne Komponentedes 2,7-l-Motors hinsichtlich Durchführbar-keit getestet.

Für Kurbelwellen von V6-Verbrennungs-motoren ist üblicherweise der Übergangvom Pleuelzapfen zur Wange zwischen zweiPleuelzapfen der in Bezug auf Dauerhaltbar-keit kritische Bereich. Der Grund hierfürsind die bei der Verbrennung erzeugten Bie-gemomente, die auf das Pleuellager wirkenund Spannungsspitzen in den kleinen Kehl-radien erzeugen. Über den gesamten Dreh-zahlbereich sind die Zylinderdrücke undnicht die auftretenden Massenträgheitskräf-te der bestimmende Faktor für die Dauer-haltbarkeit in den Kehlen. Demzufolge sinddie Dimensionierungen der Wangendickeund Pleuellagerdurchmesser wichtige Fakto-ren für ein robustes und dauerhaltbares Mo-tordesign. Das Verhalten der Kurbelwellewurde bereits während der Konzeptphasemit Hilfe der in Abschnitt 3.1 beschriebenenVorgehensweise analysiert und beurteilt. ImRahmen einer Parameterstudie wurden mitHilfe von Rumble Kombinationen von Pleu-ellagerdurchmessern und Wangendicke be-stimmt, die die gesetzten Dauerhaltbarkeits-ziele einhalten können, Bild 6. Dabei war dieZielsetzung einer kompakten Baulänge desMotors ein limitierender Faktor für die Di-mensionierung der Wangendicke. Zwischenzwei Pleuellagern wurden 17 mm Wangen-dicke und als Pleuellager- und Hauptlager-durchmesser 63 mm beziehungsweise 70mm ausgewählt.

Zu Beginn des Programms sah das Lasten-heft Aluminium als Material für Kurbelge-häuse und Grundplatte vor. Aluminium ver-fügt gegenüber Eisenwerkstoffen über einegeringere Steifigkeit und eine geringere Er-müdungsfestigkeit. Daraus ergeben sich ins-besondere bei Dieselmotoren mit einer ho-hen spezifischen Leistung einer Reihe von

Herausforderungen für das Design des Kur-belgehäuses. Im Rahmen des Designprozes-sen wurde viele verschiedene Konzepte mitdem Ziel untersucht, ein optimales Designbezüglich Dauerhaltbarkeit im Rahmen dergegebenen Geometriebedingungen umzu-setzen.

Ursprünglich wurde die Belastung derLagerschalen über ein zylindrisches Modellder Kurbelzapfen berechnet. Dabei wurdennicht-lineare Kontaktflächen zur Übertra-gung der Kräfte in das Kurbelgehäuse ver-wendet. Die Ergebnisse erster Rechnungenbrachten zwar Kenntnisse in Bezug auf dasglobale Verhalten der Kurbelwelle, waren je-doch im Bereich des Lagergehäuses lokalnicht genau genug, um einen verlässlichenBeitrag zur Designoptimierung zu liefern.Komplexe Belastungsprofile in Verbindungmit der Kurbelwellendynamik generieren ei-ne Druckverteilung im Ölschmierfilm, dienicht mit einem einfachen zylindrischenModell abgebildet werden kann. Nachdemmit Hilfe von Rumble EHD das Kräftekenn-feld des Hauptlagers verfügbar war, wurdenalle nachfolgenden Analysen mit derselbenMethodik abgearbeitet.

Um die erforderliche Dauerhaltbarkeitinnerhalb des gegebenen kompakten Bau-raums realisieren zu können, wurde die Ma-terialauswahl des Kurbelgehäuses von Alu-minium auf Gusseisen mit Vermiculargra-phit umgestellt.

Die Qualität von Dauerhaltbarkeitsvor-hersagen hängt sehr stark von der Genauig-keit der Modellierung der Materialermü-dungseigenschaft ab. Daher wurden zu Be-ginn des Lion-V6-Projektes in einer umfang-reichen Datenbank alle relevanten Stoffda-ten der verwendeten Werkstoffe gesammelt.


Die Zusammenarbeit mit den Bauteil-, Werk-zeug- und Maschinenlieferanten sowie dasvorhandene Wissen bei Ford und Perkinswaren die Grundlage für eine umfassendeund verlässliche Datensammlung. Die Da-tenbasis wurde im Laufe des Projektes stän-dig um neue Erkenntnisse zum Beispiel ausDauerhaltbarkeitstests erweitert.

4.2 Serie-AD-PhaseWährend der Konzeptphase wurde die Dau-erhaltbarkeit des Designs nur auf Basis vonSicherheitsfaktoren beurteilt. Im weiterenVerlauf des Projekts war es wichtig, die Aus-sagequalität über das gewählte Designkon-zept hinsichtlich Funktion und Dauerhalt-barkeit zu vergrößern. Daher wurden in denfolgenden Projektphasen Betrachtungenvon Ausfallraten und B50-Lebensdauer überdie Lebensdauerbelastungsmethode ange-stellt. Parallel zu den Motorprüfstandtestswurde die Dauerhaltbarkeit jeder wichtigenKomponente durch Simulation von Dauer-haltbarkeitstestzyklen verifiziert. Zusätzlichwurden vorhandene Erkenntnisse aus rea-len Pkw-Fahrzyklen von Ford genutzt, umdie Testprogramme mit den Belastungspro-filen des Motors im Feld abzugleichen.

Die Positionierung der Lagerdeckel in V-Motoren wird üblicherweise über einen An-schlag an der Teilungsebene kontrolliert.Dabei wird der Deckel mit dem Kurbelge-häuse, wie in Bild 7 a gezeigt, zusätzlich seit-lich verschraubt, um dem Verbund zusätzli-che Steifigkeit zu geben.

Eine Analyse der Einbausituation des La-gerdeckels offenbarte ein Dauerhaltbarkeits-risiko in dem in Bild 7 a dargestellten Be-reich. Die Kombination des Pressverbandesmit dem Schließen des Spiels durch Anzie-hen der seitlichen Schraube erzeugt im Eck-bereich eine hohe statische Zugspannung.Verschiedene Designalternativen wurdenuntersucht – Vergrößerung des Radius, Aus-führung als Hinterschnitt, spannungsver-ringernde Designmerkmale und Verringe-rung der Pressung – aber die erforderlicheEntlastung konnte nicht erreicht werden.Gusseisen mit Vermiculargraphit weist einehohe Sensitivität gegenüber Kerben auf. Soverringert sich die Dauerfestigkeit bei Auf-treten von Spannungsspitzen signifikant.Sonstige Gusseisenwerkstoffe eignen sichbesser für Ausführungen mit kleinen Ra-dien in Bereichen hoher Spannungen auf-grund ihrer Kerbunempfindlichkeit. Auf deranderen Seite verfügen sie über einer gerin-geren Grunddauerfestigkeit als Gusseisenmit Vermiculargraphit. Der Designvor-schlag wurde mit verschiedenen Material-spezifikationen hinsichtlich Machbarkeituntersucht – ohne Erfolg.

Eine genauere Analyse der Spannungsver-teilungen verschiedener Designalternativenzeigte schließlich, dass die Verlagerung desAnschlages auf Höhe der seitlichen Schraubezu einer deutlich reduzierten lokalen Span-nungsbelastung und so zu einer dauerhalt-baren Designlösung führt, Bild 7 b.

Erhöhte Aufmerksamkeit wurde auchdem Zylinderkopf geschenkt, um ein haltba-res Serie-AD-Design sicherzustellen. Dabeiwurden potenzielle Schwachstellen in denersten Designvorschlägen unter Verwen-dung von Ausfallraten- und B50-Lebensdau-erkriterien identifiziert. Geeignete Geome-trieänderungen wurden analysiert und an-schließend implementiert, um die Schwach-stellen zu beseitigen. Die entwickelten FE-Modelle wurden darüber hinaus dazu ver-

wendet, die Robustheit hinsichtlich Ände-rungen am Wassermantel, Ober- und Unter-seite sowie eingeleitete Injektorkräfte zuanalysieren. Eine gute Übereinstimmungzwischen berechneter und gemessener Tem-peraturverteilung wurde erreicht. Vier vonfünf frühen Ausfällen aufgrund von Rissbil-dung wurden mit Hilfe des FE Prozessesrichtig vorhergesagt.

Parallel zu den Strukturuntersuchungenwurden am Ford-Forschungszentrum in Aa-chen Simulationen des Zylinderkopfgieß-prozesses durchgeführt. Verschiedene Para-meter wie Abkühlzeiten und Temperaturenwurden variiert und dazu verwendet, die Ei-genspannung des Werkstücks zu berech-nen. Diese Eigenspannungen wurden in dieStrukturanalyse einbezogen, so dass der Ein-

Bild 7: Designmerkmal zur Ausrichtung des LagerdeckelsFigure 7: Bearing cap alignment feature

fluss aus Fertigungsprozess-bedingten Ei-genspannungen auf die Dauerhaltbarkeitdes Zylinderkopfes abgeschätzt werdenkonnte.

4.3 Serie-1-PhaseWährend dieser Phase werden die Teilmo-delle durch vollständigere Modelle ersetzt.Sie erlauben eine Beurteilung der Eigen-schaften auch in den Randbereichen. Die FE-Modelle des Zylinderkopfes wurden vergrö-ßert und beinhalteten einen gesamten Zy-linderkopf sowie eine Bank des Kurbelge-häuses. Die Modelle des Kurbelgehäuseswurden so erweitert, dass der gesamte Mo-tor berücksichtigt wird. Obwohl die FE-Net-ze vergrößert wurden, konnten die Berech-nungsläufe jeweils über Nacht beendet wer-den. Damit war die CAE-Berechnung nachwie vor ein praktisches Werkzeug zur Unter-stützung des Designprozesses.

Die Simulation eines Belastungstests mitkonstanter Drehzahl und Last wurde haupt-sächlich als Evaluierungsmethode zur Dau-erhaltbarkeit von Zylinderkopf und Kurbel-gehäuse eingesetzt. Darüber hinaus wurden„Real-World“-Betriebsdaten von verschiede-nen Fahrzeugapplikationen eingesetzt, umkundenrelevante Lastzyklen zu simulieren.Die Last-/Drehzahlkombinationen und de-ren Dauer wurden sorgfältig so ausgewählt,dass der gesamte Testzyklus die reale Fahr-zeugnutzung repräsentiert. In Kombinationmit der Lebensdauerbelastungsmethode er-möglichte die Simulation dieser Testzykleneine Evaluierung von Zylinderkopf- und Kur-belgehäusedauerhaltbarkeit im Hinblickauf Nutzung in verschiedenen Fahrzeug-plattformen.

Die Gewichtsoptimierung war ein wich-tiger Bestandteil des Designprozesses derKurbelgehäusestruktur. So wurde beispiels-weise, nachdem das Designkonzept hin-sichtlich Anschlag und seitlicher Lagerde-ckelverschraubung festgelegt war, in weite-ren Designiterationen der Fokus auf Weg-nahme von Material gelegt. Basierend auf ei-nem detaillierten Verständnis von Belas-tungsübertragung und Spannungsvertei-lung innerhalb des Serie-1-Lagerdeckels wur-de das Design nach dem Prinzip eines Dop-pel-T-Trägers optimiert, Bild 8.

Die ursprüngliche Dimensionierungwurde in Regionen hoher Spannungen bei-behalten – typischerweise im unteren Be-reich des Lagerdeckels und in der Nähe derLagerschalen. Andere Bereiche abseits derHauptbelastungspfade konnten aufgrundder signifikant geringeren Nominalspan-nungen schlanker gestaltet werden. Zusätz-lich wurden Spannungsspitzen erzeugendeGeometrien in den Hauptbelastungspfaden


vermieden. Detaillierte Analysen der Span-nungsverläufe in den einzelnen Designpha-sen trugen dazu bei, einen robusten, haltba-ren und leichten Lagerdeckel zu realisieren.

4.4 Serie 3 und PSWAlle vor Serie 3 durchgeführten Analysenund Berechnungen basierten auf nominalenDaten – auch wenn eine Variation von Belas-tung und Materialeigenschaften bereits inder Haltbarkeitsevaluierung berücksichtigtwurde. Während der Phase Serie 3 wurde be-sonders der Einfluss von Streuungen wichti-ger Designparameter unter Produktionsbe-dingungen auf die Haltbarkeit der Motorbau-teile betrachtet. Hierzu wurden mit Hilfe derDOE-Methode Min/Max-Parameterstudiendurchgeführt. Innerhalb des Zylinderkopfeswurde der den Wassermantel umgebendenStruktur einer detaillierten Analyse unterzo-gen, nachdem erste Analysen zeigten, dass ei-nige Bereiche sehr sensitiv in Bezug auf Pro-duktionsvariation sein könnten. FolgendeParameter wurden untersucht:– Kühlmitteldurchsatz– Zylinderkopfschraubenkräfte– Verbrennungsspitzendrücke– Dauerfestigkeitseigenschaften des Alumi-

niums– Überdeckung an Ventilsitz und -führung– Eigenspannungen im Guss.

Dieselbe Vorgehensweise wurde für das Kur-belgehäuse in einer Variation der ParameterSchraubenkräfte, Gießkernversatz, Lagerde-ckelinterferenz und Materialeigenschaftenangewendet.

Während der frühen Phasen des Projek-tes wurde zur Beurteilung der Kurbelwellemit rollierten Radien ein Zielwert für dieDauerhaltbarkeit herangezogen. Zur Bestäti-gung dieser Dauerhaltbarkeit wurde eineganze Reihe von mechanischen Bruchtestsdurchgeführt. Mit Hilfe der Weibull-Analysewurde anhand der gewonnenen Messdatendie B50-Belastung – also die Belastung, beider 50 % aller getesteten Kurbelwellen aus-fallen würden – bestimmt. Detaillierte FE-Spannungsmodelle wurden für jeden Teildes Tests erstellt, um zusammen mit derB50-Belastung die entsprechende Dauerfes-tigkeit zu ermitteln. Damit konnte der Rol-lierprozess zusätzlich verifiziert, sowie dieGenauigkeit der analytischen Bruchvorher-sage verbessert werden.

Die Übertragung des robusten Designsvom Prototypen- zum Serienwerkzeug ist oftmit speziellen Herausforderungen verbun-den. Dabei spielen zum einen die Variabilitä-ten im Serienwerkzeug und zum anderensich verändernde Produktionsparameterbeim Wechsel vom Prototypen- zum Serien-werkzeug eine Rolle. Daher wurden zusätzli-

che Parameterstudien durchgeführt, dieden Einfluss beider Aspekte auf Funktionund Haltbarkeit untersuchten.

5 Zusammenfassung

Komplexe CAE-Methoden wurden währenddes gesamten Lion-V6-Entwicklungsprojek-tes eingesetzt. Dabei wurden aus realenFahrzeugbetriebsdaten abgeleitete Lebens-dauerzyklen eingesetzt, und es wurde auf ei-ne detaillierte, auf Messungen basierendeDatenbank für Materialeigenschaften zu-rückgegriffen.

Obwohl umfassende CAE-Analysen wäh-rend der Entwicklung durchgeführt wur-den, konnte der aggressive Zeitplan voll un-terstützt werden. Während des gesamtenEntwicklungsprojektes konnten gute Korre-lationen zwischen Testergebnissen und Vor-hersagen festgestellt werden. Dies hat dasVertrauen in die Vorhersagegüte der CAE-Analysen nachhaltig gestärkt.

Es wurden signifikante Vorteile durchdie Integration von CAE-Methoden in denDesignprozess erzielt. So konnten sehrschnell Designvorschläge beurteilt und De-signoptimierungen unterstützt und gesteu-ert werden, bevor Prototypenbauteile ver-fügbar waren. Diese Vorteile führten letzt-endlich zu einer besseren Designqualitätund niedrigeren Entwicklungskosten undtrugen so zum Erfolg des Lion-V6-Motors bei,der seit dem Produktionsstart ausschließ-lich exzellente Beurteilungen in der Fach-presse erhielt.

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PSA 2.7 l V6 Diesel Engine. 04A5012, ATA DieselSymposium Oct 2004

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[5] Russell, C. J.: Prediction of c rankshaft failure rates.In: I. Mech. E C37/87

Bild 8: Optimierung des LagerdeckeldesignsFigure 8: Optimised bearing cap design

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