考慮機(jī)械約束的氣缸蓋低周疲勞試驗(yàn)與壽命預(yù)測

文洋,胡豐澤,李鵬,趙志強(qiáng),許春光,景國璽

(1.中國北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津),天津 300400;2.海軍裝備部;3.河北工業(yè)大學(xué),天津 300400)

隨著發(fā)動(dòng)機(jī)最高燃燒壓力不斷提高,由此帶來的氣缸蓋熱負(fù)荷問題日益突出。因此,在產(chǎn)品研發(fā)過程中,必須評估和考核氣缸蓋的低周疲勞性能。尤其當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)處于起停循環(huán)過程中,氣缸蓋火力面被急劇加熱并強(qiáng)制冷卻,因此產(chǎn)生較大的循環(huán)熱應(yīng)力,導(dǎo)致低周疲勞損傷。氣缸蓋火力面的低周疲勞壽命成為制約氣缸蓋可靠性的薄弱環(huán)節(jié)[1-4]。

對氣缸蓋進(jìn)行低周疲勞壽命評估時(shí),通常采用試驗(yàn)考核和仿真分析兩種手段。對于試驗(yàn)考核,大多數(shù)試驗(yàn)方法通過循環(huán)的加熱和冷卻模擬氣缸蓋起停循環(huán)過程中的受熱狀況[5],試驗(yàn)過程未考慮預(yù)緊力的機(jī)械約束對氣缸蓋的熱變形和熱應(yīng)力分布的影響,進(jìn)而影響低周疲勞壽命的考核結(jié)果,造成與實(shí)際工況間的誤差,降低試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確度。仿真分析通常以Manson-Coffin低周疲勞壽命預(yù)測模型為理論依據(jù),該理論以塑性應(yīng)變幅為壽命評價(jià)的參數(shù),不能直接反映材料高溫低周疲勞失效的本質(zhì)機(jī)理。文獻(xiàn)[6-11]研究證明,能量法以滯回能為表征損傷的參數(shù),在預(yù)測氣缸蓋低周疲勞壽命時(shí)具有更為明確的物理意義,但尚未有基于能量法的成熟商業(yè)軟件能夠進(jìn)行低周疲勞壽命預(yù)測。

本研究針對某鑄鐵氣缸蓋低周疲勞壽命大于等于2 000循環(huán)的設(shè)計(jì)要求,同時(shí)開展試驗(yàn)考核和仿真評估研究。在試驗(yàn)方法研究中,考慮預(yù)緊載荷約束和剛強(qiáng)度匹配,使氣缸蓋承受的預(yù)緊載荷與實(shí)際狀況基本保持一致。在仿真預(yù)測方法研究中,基于能量法理論,采用Matlab軟件進(jìn)行自編程,揭示氣缸蓋低周疲勞機(jī)理。

1 氣缸蓋低周疲勞試驗(yàn)研究

1.1 氣缸蓋低周疲勞試驗(yàn)方案

基于自主研發(fā)的燃?xì)鉄嶝?fù)荷試驗(yàn)臺(tái)(見圖1),開展氣缸蓋低周疲勞試驗(yàn),該試驗(yàn)臺(tái)通過火焰燃燒(丙烷和氧氣的混合氣)實(shí)現(xiàn)對氣缸蓋加熱,加熱至規(guī)定溫度后再采用壓縮空氣冷卻,反復(fù)進(jìn)行加熱和冷卻,直至出現(xiàn)裂紋或通過試驗(yàn)要求次數(shù)。針對不同氣缸蓋溫度場分布不同的特點(diǎn),通過調(diào)整燃燒器的局部結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)火焰分布控制。

圖1 燃?xì)鉄嶝?fù)荷試驗(yàn)臺(tái)

通過缸蓋螺栓將被試氣缸蓋固定于非標(biāo)機(jī)體上,并對缸蓋螺栓加載預(yù)緊力。同時(shí)設(shè)計(jì)調(diào)整襯套,運(yùn)用有限元分析方法,開展試驗(yàn)狀態(tài)和整機(jī)狀態(tài)的剛度對比分析,通過改變調(diào)整襯套的材料和尺寸參數(shù),實(shí)現(xiàn)調(diào)整試驗(yàn)系統(tǒng)剛度分配的目的,即保證試驗(yàn)系統(tǒng)中被連接件壓縮剛度與整機(jī)狀態(tài)盡可能一致,從而確保氣缸蓋在試驗(yàn)考核中承受的預(yù)緊力分配與整機(jī)狀態(tài)一致。被連接件壓縮剛度計(jì)算見式(1)。

(1)

式中:kn為第n個(gè)被連接件壓縮剛度;xn為第n個(gè)被連接件接觸點(diǎn)的位移。

建立整機(jī)狀態(tài)與試驗(yàn)狀態(tài)被連接件剛度等效模型,如圖2所示。

圖2 氣缸蓋螺栓連接系統(tǒng)剛度等效模型

對比兩種狀態(tài)螺栓連接系統(tǒng)的剛度匹配模型中氣缸蓋的變形量x1,通過有限元軟件計(jì)算兩種狀態(tài)的預(yù)緊工況,分別讀取缸蓋各螺栓孔上端與下端位置在預(yù)緊力方向上的位移,然后進(jìn)行差值計(jì)算,獲得氣缸蓋各螺栓孔預(yù)緊力方向的變形量Δx。兩種狀態(tài)螺栓孔預(yù)緊力方向變形量的對比見圖3。

由圖3對比可知,氣缸蓋熱負(fù)荷試驗(yàn)臺(tái)預(yù)緊狀態(tài)與整機(jī)預(yù)緊狀態(tài)下,氣缸蓋螺栓孔預(yù)緊方向變形量相差在4%以內(nèi),氣缸蓋螺栓連接系統(tǒng)剛度匹配基本一致,所以氣缸蓋熱負(fù)荷試驗(yàn)狀態(tài)下的機(jī)械約束邊界可直接用于模擬整機(jī)狀態(tài)。

圖3 整機(jī)與試驗(yàn)狀態(tài)缸蓋螺栓孔位置預(yù)緊力方向 變形量對比

在剛度匹配計(jì)算的基礎(chǔ)上,設(shè)計(jì)了低周疲勞試驗(yàn)裝置,如圖4所示,試驗(yàn)現(xiàn)場如圖5所示。

圖4 氣缸蓋低周疲勞試驗(yàn)裝置

圖5 氣缸蓋低周疲勞試驗(yàn)現(xiàn)場

1.2 氣缸蓋低周疲勞試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)過程需要對氣缸蓋溫度進(jìn)行監(jiān)測,被試氣缸蓋火力面熱電偶布置如圖6所示。試驗(yàn)中按照排氣門鼻梁區(qū)特征點(diǎn)2進(jìn)行溫度控制,依據(jù)前期單缸機(jī)氣缸蓋測溫結(jié)果,確定氣缸蓋低周疲勞試驗(yàn)過程中特征點(diǎn)2的加載溫度范圍為130～360 ℃,溫度控制偏差要求在±5%以內(nèi)。

圖6 被試氣缸蓋熱電偶布置

溫度監(jiān)控特征點(diǎn)2(排氣門鼻梁區(qū))的溫度循環(huán)載荷歷程如圖7所示,試驗(yàn)過程中每個(gè)循環(huán)加熱時(shí)間約為110 s,冷卻時(shí)間約為240 s。特征點(diǎn)2試驗(yàn)溫度范圍為127～367 ℃,在目標(biāo)溫度±5%以內(nèi)。

圖7 溫度循環(huán)加載試驗(yàn)過程

試驗(yàn)完成后,對氣缸蓋積炭等進(jìn)行清洗,實(shí)物照片見圖8。經(jīng)受熱載荷后缸蓋火力面出現(xiàn)明顯高溫痕跡,受熱區(qū)域發(fā)藍(lán)、發(fā)紫,以氣門座孔棱緣處最為明顯,未見肉眼可見宏觀裂紋。進(jìn)一步對氣缸蓋火力面和排氣道進(jìn)行滲透探傷檢查,檢查結(jié)果見圖9,火力面及鼻梁區(qū)未發(fā)現(xiàn)裂紋。

在規(guī)定的溫度循環(huán)載荷下被試氣缸蓋完成了低周疲勞考核試驗(yàn)。經(jīng)檢查,未見氣缸蓋損壞,未發(fā)現(xiàn)熱裂紋,該氣缸蓋通過2 000次低周疲勞考核。

圖9 氣缸蓋探傷檢查

2 氣缸蓋低周疲勞壽命仿真分析評估

2.1 氣缸蓋低周疲勞載荷譜研究

由分析可知,鼻梁區(qū)為氣缸蓋低周疲勞的危險(xiǎn)部位,將圖10中排氣鼻梁區(qū)特征點(diǎn)的載荷加載至等效試樣上。等效試樣為在氣缸蓋火力板進(jìn)行取樣后加工的標(biāo)準(zhǔn)試樣,目的是為了保證等效試樣的物性參數(shù)與真實(shí)氣缸蓋保持一致。分析結(jié)果對比如圖11所示。

由圖11可知,等效試樣的溫度、熱應(yīng)變、機(jī)械應(yīng)變與氣缸蓋特征點(diǎn)完全一致,應(yīng)力峰值和塑性應(yīng)變幅存在5%以內(nèi)的差異,該差異是由于氣缸蓋局部結(jié)構(gòu)的特異性導(dǎo)致的,但二者應(yīng)力變化趨勢以及應(yīng)力與塑性應(yīng)變的關(guān)系一致,可見基于等效試樣狀態(tài)的研究結(jié)果能夠反映氣缸蓋實(shí)際狀態(tài)下的低周疲勞行為。

2.2 氣缸蓋材料塑性性能測試

利用測溫試驗(yàn)結(jié)果標(biāo)定氣缸蓋仿真分析模型,在保證有限元模型中測溫位置處的溫度與試驗(yàn)測試結(jié)果一致時(shí),提取氣缸蓋火力面高溫點(diǎn)的溫度,溫度在400～500 ℃范圍內(nèi)。因此,利用等效試樣開展氣缸蓋材料塑性特性測試,針對該氣缸蓋火力面的工作溫度和受力特性,分別測試材料不同溫度(400 ℃,500 ℃)、不同應(yīng)變幅速率 (0.3%,0.25%,0.2%,0.15%)下的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線,如圖12所示。

圖12 不同應(yīng)變速率下的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2.3 氣缸蓋低周熱機(jī)疲勞壽命研究

2.3.1 能量法理論

目前,用于低周疲勞壽命預(yù)測的能量模型主要有3類:塑性應(yīng)變能理論、總應(yīng)變能理論和耗散能理論[12-15]。本研究在進(jìn)行氣缸蓋低周疲勞壽命預(yù)測時(shí)采用塑性應(yīng)變能理論。

塑性應(yīng)變能理論認(rèn)為循環(huán)塑性變形的累積是導(dǎo)致疲勞損傷的原因,塑性應(yīng)變能密度與疲勞壽命之間滿足如下關(guān)系式:

(2)

式中:Wp為塑性應(yīng)變能密度,Nf為疲勞壽命,α與C為材料常數(shù)。

2.3.2 低周熱機(jī)疲勞壽命預(yù)測

由式(2)可知,基于塑性應(yīng)變能理論求解火力面低周疲勞壽命時(shí),需確定材料常數(shù)α與C以及考察點(diǎn)的應(yīng)力-塑性應(yīng)變變化曲線。

對圖12中實(shí)測的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線數(shù)據(jù)進(jìn)行分析處理,通過編制程序計(jì)算各應(yīng)變速率下的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線所圍成的面積,其物理意義代表塑性應(yīng)變能密度,并結(jié)合試樣實(shí)測的低周壽命,擬合求解材料常數(shù)α與C,擬合結(jié)果如表1所示。

氣缸蓋火力面因?yàn)榕c高溫燃?xì)庵苯咏佑|,會(huì)產(chǎn)生塑性變形,是低周疲勞分析的考核重點(diǎn)。因此,本研究應(yīng)用子模型分析技術(shù)開展彈塑性分析和低周疲勞壽命預(yù)測,以火力面為計(jì)算區(qū)域,計(jì)算怠速工況與標(biāo)定工況間交替變化(模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的起停工況)時(shí)氣缸蓋火力面的應(yīng)力和塑性應(yīng)變情況。子模型示意及考察點(diǎn)分布如圖13所示,其中,考察點(diǎn)A位于排氣鼻梁區(qū),考察點(diǎn)B、D位于進(jìn)排氣鼻梁區(qū),考察點(diǎn)C位于進(jìn)氣鼻梁區(qū)。

圖13 子模型及其考察點(diǎn)示意

基于子模型方法,在考慮材料溫度非線性和彈塑性的基礎(chǔ)上,計(jì)算得到5個(gè)考核循環(huán)內(nèi)塑性應(yīng)變和其對應(yīng)的應(yīng)力,如圖14所示。繪制圖12中鼻梁區(qū)考察點(diǎn)的應(yīng)力-塑性應(yīng)變變化關(guān)系曲線,如圖15所示。每個(gè)考察點(diǎn)的塑性應(yīng)變和其對應(yīng)的應(yīng)力形成一個(gè)近似封閉的環(huán)。塑性應(yīng)變能理論認(rèn)為,該環(huán)所圍成的面積,其物理意義表示損傷過程中塑性功的累積。通過編制程序,計(jì)算圖14中考察點(diǎn)的應(yīng)力-塑性應(yīng)變曲線所圍成的面積,得到4個(gè)考察點(diǎn)的塑性應(yīng)變能密度,結(jié)果如表2所示。

圖15 最后一個(gè)循環(huán)考察點(diǎn)應(yīng)力-塑性應(yīng)變變化關(guān)系

表2 考察點(diǎn)的塑性應(yīng)變能密度

通過對實(shí)測數(shù)據(jù)擬合確定了材料常數(shù),通過有限元分析得到考察點(diǎn)的塑性應(yīng)變能密度,將二者代入式(2),即可求得各考察點(diǎn)的低周熱機(jī)疲勞壽命,如圖16所示。其中,位于排氣鼻梁區(qū)的考察點(diǎn)A,其壽命最低,為2 863次,表示考察點(diǎn)A能夠進(jìn)行2 863次怠速工況與標(biāo)定工況間的交替變化循環(huán)考核。

圖16 考察點(diǎn)低周熱機(jī)疲勞壽命柱狀圖

3 結(jié)束語

在氣缸蓋低周疲勞試驗(yàn)研究中,考慮螺栓預(yù)緊載荷,結(jié)合剛度匹配計(jì)算,使氣缸蓋在試驗(yàn)狀態(tài)下的預(yù)緊狀況與整機(jī)接近,對氣缸蓋完成2 000次考核,經(jīng)探傷未發(fā)現(xiàn)熱裂紋,該氣缸蓋通過了規(guī)定的2 000次低周疲勞考核。

結(jié)合實(shí)測材料數(shù)據(jù),利用有限元分析方法,對氣缸蓋進(jìn)行仿真分析評估,得到火力面的應(yīng)力及塑性變形分布,在此基礎(chǔ)上運(yùn)用塑性應(yīng)變能理論,計(jì)算火力面鼻梁區(qū)考察點(diǎn)的壽命,對于排氣鼻梁區(qū)的考察點(diǎn)A,其壽命最低為2 863次,表示考察點(diǎn)A能夠進(jìn)行2 863次怠速工況與標(biāo)定工況間的交替變化循環(huán)考核,表明該氣缸蓋滿足使用要求規(guī)定的2 000次低周疲勞考核指標(biāo)。