基于柴油機(jī)考核工況的活塞高周疲勞壽命預(yù)測

許春光，王根全，景國璽，衛(wèi)軍朝，李鵬，文洋

(中國北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津)，天津 300400)

基于柴油機(jī)考核工況的活塞高周疲勞壽命預(yù)測

許春光，王根全，景國璽，衛(wèi)軍朝，李鵬，文洋

(中國北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津)，天津 300400)

針對柴油機(jī)臺(tái)架耐久性試驗(yàn)規(guī)范規(guī)定的柴油機(jī)考核方法及工況，建立了多工況循環(huán)載荷作用下活塞高周疲勞壽命預(yù)測流程；采用Abaqus有限元分析軟件建立活塞溫度及應(yīng)力計(jì)算模型，通過與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比進(jìn)行模型標(biāo)定，計(jì)算了各工況下活塞溫度場及應(yīng)力；采用Femfat軟件考慮溫度場及各種修正因素的影響對活塞單工況下高周疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測，采用雙線性累積損傷準(zhǔn)則對柴油機(jī)考核工況下活塞疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測。結(jié)果表明：采用雙線性累積損傷準(zhǔn)則可便捷地進(jìn)行多工況周期性載荷下活塞高周疲勞壽命預(yù)測；活塞冷卻油腔位置處壽命最低，但可滿足柴油機(jī)考核使用要求。

柴油機(jī)；耐久性；試驗(yàn)規(guī)范；活塞；高周疲勞；壽命預(yù)測

當(dāng)前柴油機(jī)功率密度不斷提升，轉(zhuǎn)速、缸內(nèi)溫度及最高燃燒壓力相應(yīng)升高，燃燒室部件承受的熱負(fù)荷、機(jī)械負(fù)荷增加，對部件進(jìn)行疲勞評估成為設(shè)計(jì)者們越來越關(guān)注的問題?；钊遣裼蜋C(jī)燃燒室中關(guān)鍵部件，其不僅承受柴油機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)過程中往復(fù)慣性力，還承受高溫、高壓燃?xì)庾饔肹1]，開展活塞疲勞壽命預(yù)測研究，不斷優(yōu)化活塞結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，是柴油機(jī)順利通過臺(tái)架考核的根本保證。

目前，我國大功率柴油機(jī)的考核主要依據(jù)GJB 5464.1—2005中附錄E1(柴油機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)：可靠性、耐久性試驗(yàn))進(jìn)行臺(tái)架耐久性考核[2]，活塞在臺(tái)架考核工況下承受周期性變載荷作用。這種承受周期性變載荷構(gòu)件的疲勞壽命預(yù)測比較復(fù)雜，目前主要采用累積損傷準(zhǔn)則進(jìn)行壽命預(yù)測[3-4]。累積損傷準(zhǔn)則主要包括非線性累積損傷準(zhǔn)則、線性累積損傷準(zhǔn)則及雙線性累積損傷準(zhǔn)則。當(dāng)前最簡單和應(yīng)用廣泛的壽命預(yù)測準(zhǔn)則是Miner線性累積損傷準(zhǔn)則[5]，但許多研究表明線性累積損傷準(zhǔn)則是不可靠的[6]，預(yù)測結(jié)果偏于冒險(xiǎn)。而非線性累積損傷準(zhǔn)則預(yù)測精度較高，但計(jì)算過程迭代過于冗長、繁瑣。綜合兩種損傷準(zhǔn)則的優(yōu)缺點(diǎn)，Manson和Halford提出了雙線性損傷準(zhǔn)則，可以較為準(zhǔn)確、快速地進(jìn)行變載荷循環(huán)下構(gòu)件壽命預(yù)測。

活塞在工作過程中的疲勞損傷主要包括高周疲勞損傷和低周疲勞損傷[7]。高周疲勞損傷主要是指在發(fā)動(dòng)機(jī)一個(gè)工作循環(huán)中承受的高頻變化的溫度、燃?xì)獗l(fā)壓力及往復(fù)慣性力帶來的損傷。低周疲勞損傷主要是指在柴油機(jī)啟停等工況變化過程中導(dǎo)致活塞溫度大范圍變化引起的材料塑性變形、蠕變等損傷。在依據(jù)GJB 5464.1—2005中附錄E1規(guī)范進(jìn)行柴油機(jī)考核時(shí)，活塞主要承受高周疲勞損傷，本研究主要采用雙線性損傷準(zhǔn)則進(jìn)行柴油機(jī)臺(tái)架考核工況下的活塞高周疲勞壽命預(yù)測，為活塞的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及改進(jìn)提供技術(shù)支撐。

1 雙線性累積損傷準(zhǔn)則基本理論

雙線性累積損傷模型認(rèn)為疲勞至少是一個(gè)兩階段過程[8]：裂紋萌生和裂紋擴(kuò)展，因此可以假設(shè)損傷曲線模型是雙線性的。雙線性模型損傷曲線累積準(zhǔn)則及等效的損傷模型見圖1。

圖1 雙線性累積損傷模型

圖1a中損傷的非線性特性和累積損傷是作為雙線性過程建模的，因此可以確定兩個(gè)損傷區(qū)域：從起點(diǎn)到AA′線以下?lián)p傷區(qū)域?yàn)榈谝浑A段(DⅠ),從AA′到BB′的損傷區(qū)域?yàn)榈诙A段(DⅡ)。第一階段與第二階段累積損傷的循環(huán)比可構(gòu)建成線性模型，圖1b中連接坐標(biāo)點(diǎn)(0,0)和(1,1)的直線是最低壽命水平的基準(zhǔn)損傷線。第一階段線性累積損傷準(zhǔn)則表明，在達(dá)到損傷DⅠ之前，循環(huán)比可以線性疊加，并與加載順序無關(guān)。當(dāng)循環(huán)比之和達(dá)到1時(shí)，第一階段損傷完成。在總損傷超出第一階段損傷DⅠ之后，采用第二階段線性累積損傷準(zhǔn)則。不考慮加載順序，累積損傷僅取決于各個(gè)循環(huán)量的總和。第一階段損傷DⅠ按照n1/N1,f循環(huán)比加載，剩余的循環(huán)損傷用n2,f/N2,f循環(huán)比進(jìn)行加載，拐點(diǎn)的坐標(biāo)如下式所示：

(1)

(2)

拐點(diǎn)坐標(biāo)與材料無關(guān)，對于所有的材料而言，拐點(diǎn)坐標(biāo)均相同，僅取決于最大和最小壽命。

對于包含兩個(gè)以上載荷等級的載荷塊，雙線性準(zhǔn)則假設(shè)載荷塊中各個(gè)載荷的疲勞壽命為Nlow=N1,f～Nhigh=N2,f，根據(jù)方程(1)和方程(2)建立雙線性損傷準(zhǔn)則，將其他等級載荷的雙線性損傷曲線以內(nèi)差值的方式插入其中，可以將總疲勞壽命分解成第一階段疲勞壽命(NⅠ)和第二階段疲勞壽命(NⅡ)，即

Nf=NⅠ+NⅡ。

(3)

第一階段疲勞壽命和總疲勞壽命之間的關(guān)系可用式(4)表示：

(4)

式中：Z和φ為常數(shù)，這兩個(gè)參數(shù)可以根據(jù)雙線性損傷準(zhǔn)則的NⅠ曲線上的兩個(gè)拐點(diǎn)來確定。對于N1,f和N2,f壽命水平的兩個(gè)載荷，應(yīng)用拐點(diǎn)方程式(1)及式(2)可以導(dǎo)出用于計(jì)算第一階段損傷的循環(huán)次數(shù)的方程：

(5)

(6)

將式(5)及式(6)代入式(4)，可得到Z和φ的解：

(7)

(8)

求解NⅡ的方程變?yōu)?/p>

(9)

2 分析流程

根據(jù)雙線性累積損傷準(zhǔn)則理論，對多級載荷加載的構(gòu)件進(jìn)行疲勞壽命預(yù)測時(shí)，首先需要確定每級載荷單獨(dú)加載時(shí)構(gòu)件的壽命，壽命最低的載荷等級的壽命定為N1,f，壽命最高的載荷等級的壽命定為N2,f。通過式(7)及式(8)求得參數(shù)φ及Z，再通過式(4)及式(9)計(jì)算出中間等級載荷第一階段及第二階段的壽命；根據(jù)每級載荷每循環(huán)的作用次數(shù)，計(jì)算兩個(gè)階段的損傷；每階段損傷獨(dú)立線性疊加，即可得到兩個(gè)階段的總損傷。每個(gè)階段損傷達(dá)到1時(shí)的循環(huán)次數(shù)，即為該階段的載荷塊壽命，兩階段載荷塊壽命的和即為總的多級載荷作用時(shí)總壽命。

進(jìn)行多工況加載時(shí)活塞疲勞壽命預(yù)測首先需要計(jì)算活塞在每工況單獨(dú)作用下的壽命，本研究采用有限元分析軟件Abaqus進(jìn)行各個(gè)工況下活塞溫度、熱應(yīng)力及熱機(jī)耦合應(yīng)力計(jì)算，再通過疲勞分析軟件Femfat進(jìn)行單工況下活塞高周壽命預(yù)測，最終采用雙線性累積損傷準(zhǔn)則進(jìn)行柴油機(jī)考核工況下的高周疲勞壽命預(yù)測。具體的分析及預(yù)測流程見圖2，主要分析步驟如下：

1) 建立活塞溫度場分析有限元網(wǎng)格模型，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式及活塞測溫試驗(yàn)定義活塞熱分析邊界，建立準(zhǔn)確的活塞溫度場分析模型，分析活塞在柴油機(jī)各考核工況下的溫度場；

2) 建立活塞應(yīng)力分析有限元網(wǎng)格模型，根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)工況運(yùn)行參數(shù)及活塞應(yīng)力測試結(jié)果定義活塞應(yīng)力分析邊界，建立準(zhǔn)確的活塞應(yīng)力分析模型，耦合活塞各工況下的溫度結(jié)果，計(jì)算活塞在各考核工況下的熱應(yīng)力及熱機(jī)耦合應(yīng)力；

3) 根據(jù)活塞鋁合金材料高周疲勞性能，結(jié)合活塞應(yīng)力分析結(jié)果，進(jìn)行適當(dāng)修正，預(yù)測活塞各工況下高周疲勞壽命；

4) 采用雙線性累積損傷理論進(jìn)行柴油機(jī)臺(tái)架考核工況下活塞的高周疲勞壽命預(yù)測。

圖2 柴油機(jī)臺(tái)架考核工況下活塞高周疲勞壽命預(yù)測流程

3 活塞溫度及應(yīng)力載荷特性分析

3.1計(jì)算模型及邊界條件

柴油機(jī)臺(tái)架耐久性試驗(yàn)規(guī)范見圖3。除怠速無負(fù)載工況對發(fā)動(dòng)機(jī)部件的疲勞壽命影響較小，不予考慮外，一個(gè)考核周期主要包括4個(gè)工況：1) 100%標(biāo)定轉(zhuǎn)速考核60 min；2) 85%～90%標(biāo)定轉(zhuǎn)速考核420 min；3) 80%標(biāo)定轉(zhuǎn)速考核100 min；4) 最大扭矩轉(zhuǎn)速考核20 min；每10 h為一個(gè)考核周期。

圖3 GJB 5464.1—2005規(guī)定的柴油機(jī)考核工況

某型柴油機(jī)其標(biāo)定轉(zhuǎn)速為4 200 r/min，根據(jù)圖3中柴油機(jī)考核規(guī)范中的規(guī)定，其考核工況轉(zhuǎn)速分別為4 200 r/min(工況1)、3 600 r/min(工況2)、3 400 r/min(工況3)、2 800 r/min(工況4)。

以柴油機(jī)結(jié)構(gòu)、性能及試驗(yàn)參數(shù)為依據(jù)，采用GT-Power軟件開展性能模擬，得到了柴油機(jī)每循環(huán)下燃燒室載荷特性(見圖4)。

圖4 柴油機(jī)一個(gè)循環(huán)期內(nèi)燃燒室載荷特性

活塞溫度場計(jì)算模型包括活塞本體及鑄鐵鑲?cè)?，活塞?yīng)力計(jì)算模型還包括起支撐作用的活塞銷、襯套及連桿小頭。計(jì)算網(wǎng)格模型見圖5。

圖5 活塞有限元網(wǎng)格模型

3.2活塞溫度場計(jì)算

為確保溫度仿真模型的準(zhǔn)確性，采用熱電偶法進(jìn)行了活塞實(shí)機(jī)溫度場測試，熱電偶布置見圖6。

在仿真計(jì)算時(shí)，首先根據(jù)圖4中燃燒室載荷特性及相關(guān)文獻(xiàn)中經(jīng)驗(yàn)公式來初步預(yù)估活塞熱邊界條件[9-10]，進(jìn)行測溫工況下活塞溫度場初步計(jì)算，把計(jì)算結(jié)果與實(shí)測溫度進(jìn)行對比，修正活塞熱邊界分布規(guī)律，進(jìn)行迭代計(jì)算，直至計(jì)算溫度與實(shí)測溫度一致?；钊抡鏈囟扰c實(shí)測溫度對比見圖7。

圖6 活塞溫度測試熱電偶測點(diǎn)布置

圖7 活塞溫度載荷邊界標(biāo)定

從圖7可知，實(shí)測最高溫度點(diǎn)位于活塞喉口區(qū)，這與仿真結(jié)果一致，活塞的實(shí)測溫度和計(jì)算值偏差在10 ℃以內(nèi)，可認(rèn)為活塞熱邊界分布規(guī)律準(zhǔn)確。

根據(jù)活塞熱邊界分布規(guī)律，依據(jù)圖4中柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒載荷特性，計(jì)算柴油機(jī)各考核工況下活塞熱邊界條件，加載活塞熱計(jì)算模型進(jìn)行求解，得到活塞各工況下的溫度場分布(見圖8)?？梢钥闯?，活塞在4種工況下的溫度分布與測溫標(biāo)定工況溫度分布趨勢相同，且隨著柴油機(jī)功率的下降活塞頂部最高溫度呈下降趨式。

圖8 活塞溫度場

3.3活塞應(yīng)力計(jì)算

為標(biāo)定活塞應(yīng)力分析模型及邊界條件，在機(jī)械載荷條件下對活塞進(jìn)行了應(yīng)力測試，采用液壓加載裝置來模擬活塞頂部所受到的燃?xì)鈮毫?，通過應(yīng)變片測試活塞的應(yīng)力。活塞應(yīng)力測試應(yīng)變片布置、機(jī)械載荷下仿真結(jié)果及仿真與測試結(jié)果對比見圖9，其中6號測點(diǎn)在測試過程中應(yīng)變片損壞無測試值。

圖9 活塞機(jī)械載荷作用下應(yīng)力仿真與實(shí)測結(jié)果對比

可以看出，應(yīng)力測試與仿真結(jié)果除7號應(yīng)變片外誤差均小于10%， 7號應(yīng)變片與6號應(yīng)變片屬于兩連片，在試驗(yàn)裝置安裝過程中出現(xiàn)了磕碰，導(dǎo)致6號片出現(xiàn)損壞；7號應(yīng)變片與2號應(yīng)變片處于活塞的對稱位置，其應(yīng)力測試結(jié)果應(yīng)與2號片相差不大，經(jīng)分析認(rèn)為6號片損壞的同時(shí)7號片也受到了影響，導(dǎo)致7號片的測試結(jié)果出現(xiàn)了異常。其他8個(gè)測點(diǎn)的仿真計(jì)算模型及邊界可以用來進(jìn)行應(yīng)力仿真分析。

在活塞應(yīng)力計(jì)算模型中分別耦合各個(gè)工況下活塞溫度場進(jìn)行計(jì)算，可得到活塞在4種工況下的熱應(yīng)力(見圖10)。

圖10 活塞熱應(yīng)力云圖

由圖10可以看出，活塞冷卻油腔出口處及油腔內(nèi)側(cè)熱應(yīng)力較高，此外活塞第一環(huán)槽底在鑄鐵鑲?cè)Φ募s束下應(yīng)力也比較高。

在活塞應(yīng)力計(jì)算模型中耦合活塞溫度場，根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)在活塞頂面及環(huán)槽區(qū)施加最高燃燒壓力[11]，計(jì)算活塞各工況下熱機(jī)耦合應(yīng)力?；钊鞴r下熱機(jī)耦合應(yīng)力見圖11。由圖可以看出，在最高燃燒壓力作用下，活塞銷座上方特別是斜向上45°方向應(yīng)力較高，冷卻油腔外側(cè)同樣有較高的應(yīng)力。

圖11 活塞熱機(jī)耦合應(yīng)力分布云圖

4 高周疲勞壽命預(yù)測

根據(jù)經(jīng)驗(yàn)及活塞溫度、應(yīng)力及后續(xù)疲勞計(jì)算結(jié)果，從活塞上選取若干個(gè)危險(xiǎn)位置作為活塞考核的重點(diǎn)關(guān)注部位，本研究選取9個(gè)考察點(diǎn)作為后續(xù)壽命預(yù)測的關(guān)注點(diǎn)(見圖12)。

圖12 活塞考察點(diǎn)

4.1單工況下活塞高周疲勞壽命預(yù)測

采用Femfat疲勞軟件預(yù)測單工況下活塞高周疲勞壽命，考慮應(yīng)力梯度、平均應(yīng)力、表面粗糙度、尺寸系數(shù)對材料疲勞極限的影響，同時(shí)考慮溫度對材料性能的影響，采用臨界面法向應(yīng)力作為應(yīng)力評判標(biāo)準(zhǔn)，采用修正的Miner準(zhǔn)則進(jìn)行壽命預(yù)測。各工況下活塞高周疲勞壽命分布云圖見圖13，活塞考察點(diǎn)各工況下的壽命值見表1。

圖13 活塞各工況下高周疲勞壽命云圖

表1 活塞考察點(diǎn)各工況下高周疲勞壽命次

4.2基于考核工況的活塞高周疲勞壽命預(yù)測

根據(jù)圖3中每工況考核時(shí)間及每工況下發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速可計(jì)算每工況下活塞承受的載荷循環(huán)次數(shù)。經(jīng)計(jì)算，每載荷循環(huán)周期中，工況1載荷作用126 000 次，工況2載荷作用756 000 次，工況3載荷作用170 000 次，工況4載荷作用28 000 次。

以考察點(diǎn)1為例進(jìn)行基于雙線性累積損傷的壽命計(jì)算。首先構(gòu)造雙線性累積損傷準(zhǔn)則(見圖14)。選擇最低壽命水平的工況1為Nlow=N1,f和最高壽命水平的工況4為Nhigh=N2,f，根據(jù)式(1)確定損傷和拐點(diǎn)坐標(biāo)，即工況1第一階段損傷的循環(huán)次數(shù)NⅠ1,f=D·N1,f=2.18×1014，第二階段損傷的循環(huán)次數(shù)NⅡ1,f=N1,f-NⅡ1,f=4.69×1015。拐點(diǎn)之后剩余循環(huán)可以用式(2)來確定。

圖14 4工況加載的雙線性累積損傷準(zhǔn)則

在工況4載荷作用下，造成第二階段損傷的循環(huán)次數(shù)為NⅡ2,f=0.082 5×1.90×1019=1.56×1018，則工況4第一階段損傷循環(huán)次數(shù)NⅠ2,f=N2,f-NⅡ2,f=1.74×1019。

對于工況2、工況3，采用插值公式生成相應(yīng)循環(huán)疲勞壽命載荷雙線性損傷模型，根據(jù)式(7)及式(8)對參數(shù)φ和Z進(jìn)行求解可得：φ=-0.435，Z=-2.05×107。

根據(jù)式(4)可得，在工況2載荷作用下第一階段損傷循環(huán)次數(shù)NⅠ3,f=3.32×1015，第二階段損傷循環(huán)次數(shù)NⅡ3,f=N3,f-NⅠ3,f=1.55×1016。同理可得到在工況3載荷作用下第一階段損傷循環(huán)次數(shù)NⅠ4,f=2.28×1017,第二階段損傷循環(huán)次數(shù)NⅡ4,f=N4,f-NⅠ4,f=1.39×1017。

因此，完成第一階段損傷的周期循環(huán)數(shù)量BⅠ計(jì)算如下：

BⅠ=1.24×109。

完成第二階段損傷的周期循環(huán)數(shù)量BⅡ計(jì)算如下：

BⅡ=1.30×1010。

考察點(diǎn)1疲勞的周期循環(huán)數(shù)為

B=BⅠ+BⅡ=1.43×1010。

柴油機(jī)考核工況下活塞考察點(diǎn)1疲勞計(jì)算過程見表2。

采用同樣的方法可計(jì)算其他8個(gè)考察點(diǎn)的疲勞壽命，各考察點(diǎn)可承受的柴油機(jī)考核規(guī)范中規(guī)定循環(huán)周期數(shù)見表3。從表中可以看出，在柴油機(jī)考核工況下，考察點(diǎn)6和考察點(diǎn)7活塞高周疲勞壽命最低，這兩處考察點(diǎn)分別位于活塞冷卻油腔上部內(nèi)側(cè)及下部外側(cè)，分別能承受260 次及321 次柴油機(jī)考核循環(huán)，柴油機(jī)一個(gè)考核循環(huán)周期為10 h，因此活塞最低能承受柴油機(jī)考核時(shí)間為2 600 h。一般情況下柴油機(jī)要求通過1 000 h的考核，即100個(gè)考核周期，因此活塞可滿足柴油機(jī)臺(tái)架考核使用要求。

表3 柴油機(jī)考核工況下活塞各考察點(diǎn)可承受的周期循環(huán)數(shù)

5 結(jié)論

a) 建立了基于柴油機(jī)考核工況的活塞高周疲勞壽命預(yù)測流程，采用基于雙線性累積損傷準(zhǔn)則的高周疲勞壽命預(yù)測方法既可避免非線性累積損傷理論的冗長迭代過程，又彌補(bǔ)了線性累積損傷準(zhǔn)則偏于冒險(xiǎn)的評估，可以實(shí)現(xiàn)活塞在多工況周期性載荷下的高周疲勞壽命預(yù)測；

b) 活塞高周疲勞壽命預(yù)測結(jié)果表明：壽命最低位置在活塞冷卻油腔處，最低能承受260 次柴油機(jī)考核周期，滿足柴油機(jī)臺(tái)架考核使用要求；

c) 通過活塞高周疲勞壽命預(yù)測可以在生產(chǎn)前對活塞進(jìn)行評估、優(yōu)化，能夠節(jié)約研發(fā)成本、縮短研制周期。

[1] 尉慶國,王軍,劉新華，等.天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)活塞熱-機(jī)耦合仿真[J].車用發(fā)動(dòng)機(jī),2013(2)：18-21.

[2] 陳澤忠,王增全,曾高文，等.高速大功率柴油機(jī)活塞可靠性研究[J].車用發(fā)動(dòng)機(jī),2007(4)：12-15.

[3] 華亮,田威,廖文和，等.基于非線性連續(xù)疲勞損傷的再制造毛坯剩余壽命評估[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào),2015,51(21)：132-136.

[4] Fatemi A,Yang L.Cumulative fatigue damage and life prediction theories: a survey of the state of the art for homogeneous materials[J].International Journal of Fatigue,1998,20(1)：9-34.

[5] Miner M A.Cumulative damage in fatigue[J].Journal of Applied Mechanics,1945,67：159-164.

[6] Lee Y,Lu M,Segar R C.Reliability-based cumulative Fatigue damage assessment in crack initiation[J].International Journal of Materials and Product Technology,1999,14(1)：1-16.

[7] Scott Kenningley,Roman Morgenstern.Thermal and Mechanical Loading in the Combustion Bowl Region of Light Vehicle Diesel AlSiCuNiMg Pistons;Reviewed with Emphasis on Advanced Finite Element Analysis and Instrumented Engine Testing Techniques[C].SAE Paper 2012-01-1330.

[8] Miner S S,Halford G R.Practical implementation of the double linear damage rule and damage curve approach for testing cumulative fatigue damage[J].International Journal of Fracture,1981,17(2)：169-192.

[9] 景國璽.活塞組多物理場耦合非線性問題及環(huán)組機(jī)油消耗改進(jìn)設(shè)計(jì)研究[D].杭州：浙江大學(xué),2011.

[10] 盧熙群,何濤,鄒德全，等.基于傳熱系數(shù)反求法的船用柴油機(jī)組合活塞熱分析[J].內(nèi)燃機(jī)工程,2012,33(4)：71-76.

[11] 陳大榮.船舶內(nèi)燃機(jī)設(shè)計(jì)[M].北京：國防工業(yè)出版社,1995：223-225.

Keywords: diesel engine；endurance；test criterion；piston；high cycle fatigue；life prediction

HighCycleFatigueLifePredictionofPistonBasedonAcceptanceTestofDieselEngine

XU Chunguang，WANG Genquan，JING Guoxi，WEI Junchao，LI Peng，WEN Yang

(China North Engine Research Institute(Tianjin)，Tianjin 300400，China)

The high cycle fatigue life(HCFL) prediction workflow was established according to the method and conditions regulated by the endurance test criterion of diesel engine. The Abaqus FEA software was employed to build the thermal and stress analysis model, which was calibrated with the test data. Then the thermal and stress calculation of each condition were carried out. Considering the effects of thermal and other modified factors, the HCFL of each condition was predicted using Femfat software and the HCFL based on acceptance test of diesel engine was predicted by means of double linear cumulative damage rule. The results indicated that the double linear cumulative damage rule could predict the HCFL of piston under cyclic and multiple load conditions. According to the analysis, the life of the piston cooling gallery was the shortest, but could meet the test requirements of the diesel engine.

2017-03-02；

2017-09-04

許春光(1983—)，男，副研究員，碩士，主要研究方向?yàn)椴裼蜋C(jī)曲柄連桿機(jī)構(gòu)；xuchunguang320@163.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2017.05.009

TK427.13

B

1001-2222(2017)05-0044-07

[編輯： 潘麗麗]