考慮進氣冷卻效應的活塞低周疲勞壽命預測

李云強,趙立普,李偉東,王靜超,徐天舒,張俊紅,4

(1.內(nèi)燃機可靠性國家重點實驗室,261061,山東濰坊;2.濰柴動力股份有限公司,261061,山東濰坊;3.天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室,300072,天津;4.天津大學仁愛學院,300072,天津)

活塞是發(fā)動機關鍵零部件之一,在工作過程中承受著非常高的機械載荷和熱載荷。隨著發(fā)動機轉速和功率的不斷提高,燃燒室內(nèi)爆發(fā)壓力和溫度也在不斷提高,隨著溫度的升高,活塞鋁合金材料強度下降,導致活塞容易產(chǎn)生疲勞失效。作為發(fā)動機最重要、工作條件最苛刻的零部件,活塞的可靠性直接關系到發(fā)動機的可靠性,對活塞進行低周疲勞壽命預測可有效獲取活塞的啟停機壽命。

對于活塞低周疲勞壽命預測,國內(nèi)外專家在仿真和熱沖擊試驗兩個方面做了大量的工作。在低周疲勞仿真研究方面,張衛(wèi)正等利用有限元仿真和試驗相結合的方法,分析研究了活塞低循環(huán)疲勞壽命行為和各影響因素的作用規(guī)律[1-2]。2010年,胡定云等通過試驗確定了熱邊界條件,然后利用有限元法計算溫度場及應力場,并基于商業(yè)軟件進行了壽命預測,發(fā)現(xiàn)軟件預測結果較好[3]。2017年,許春光等利用有限元軟件計算柴油機啟停工況下的活塞溫度場、材料高溫下塑性及蠕變性能應力應變場,利用Femfat分析軟件,預測了活塞的低周熱疲勞壽命,研究發(fā)現(xiàn)活塞燃燒室喉口蠕變損傷占主導,而燃燒室底部疲勞損傷與蠕變損傷相當[4]。許廣舉等基于熱機耦合進行柴油機活塞熱應力及疲勞壽命分析,其結合活塞裙部型線、優(yōu)化后的燃燒室型線及內(nèi)冷油道等建立活塞有限元模型,采用Permas軟件計算了優(yōu)化后的活塞在標定工況下的溫度場和熱機耦合應力,分析了活塞的疲勞壽命[5]。

在熱沖擊試驗方面,譚建松等利用激光來模擬活塞熱負荷,加速了柴油機活塞熱疲勞試驗進度[6]。陳波設計了利用激光加熱的活塞熱疲勞試驗系統(tǒng),準確分析了熱負荷對活塞可靠性的影響[7]。雷基林設計了自動化的活塞熱疲勞模擬試驗臺,能夠更加簡易地進行模擬試驗[8]。Szmytka等開發(fā)了一款利用高頻感應加熱活塞的熱疲勞模擬試驗機,利用有限元軟件,結合鋁合金的本構模型和疲勞準則,在試驗中用光學裝置研究疲勞過程中的活塞裂紋,建立并修正了活塞壽命預測模型[9]。但是,目前的仿真分析和熱沖擊試驗基本都未考慮進氣過程中的空氣對活塞頂面的冷卻作用,無法獲取準確的活塞溫度場,對活塞低周疲勞壽命預測將會產(chǎn)生較大的誤差。

Hoag等指出發(fā)動機實際工作過程中,進氣時冷空氣先經(jīng)過活塞頂進氣門側,對該側冷卻量較大,使得活塞頂進氣門側的溫度低于排氣門側,有時溫差可達50 K,因而有必要考慮由于進排氣造成的活塞溫度分布差異[10]。Kenningley等在計算溫度場時考慮到進排氣流動的差異,但確定換熱系數(shù)時僅依賴于經(jīng)驗公式,并且利用試驗測量修正計算模型[11]。巴林等利用計算流體力學模擬了發(fā)動機進氣過程,得到了進氣情況下的活塞頂部溫度,修正了溫度場計算模型的熱邊界條件,發(fā)現(xiàn)試驗結果與模型計算結果更加吻合,表明考慮進氣影響的溫度場計算模型精度更高[12]。

綜上所述,進氣時的冷空氣會造成活塞溫度分布差異,但是幾乎所有的活塞低周疲勞壽命預測研究對于溫度場都只是進行簡單的映射,或者設定一個初始溫度,沒有考慮進氣冷卻的影響。本文通過發(fā)動機燃燒過程仿真分析,考慮了進氣過程對溫度場分布的影響,結合活塞材料疲勞試驗和壽命預測模型,對活塞低周疲勞壽命進行預測,使預測結果更加準確,為活塞的設計和可靠性預測提供一定的理論指導。

1 理論介紹

1.1 控制方程

質量守恒方程闡述了系統(tǒng)質量的變化始終處于一個平衡狀態(tài),表達式為

(1)

Jl=-Dlgradml

(2)

(3)

動量守恒方程表示在某一時間段上,某個單元的質量乘以該方向上的加速度等于該單元該方向上的受力,表達式為

(4)

能量守恒方程是在任何時刻,物質能量的變化等于該物質對外界做的功與外界熱量的變化值之和,表達式為

(5)

式中:h為靜態(tài)焓;χ為分子導熱系數(shù);χt為有效導熱系數(shù);Sh為體積源項。

1.2 Manson-Coffin疲勞壽命預測模型

在研究延性材料熱疲勞問題時,提出了以塑性應變幅為參量來描述疲勞壽命的方法。研究發(fā)現(xiàn),塑性應變幅與發(fā)生破壞的疲勞失效壽命在對數(shù)坐標系下呈線性關系,應變-疲勞分析理論中的Manson-Coffin公式為

(6)

ε=εe+εp

(7)

(8)

(9)

2 活塞材料試驗

2.1 活塞材料與加工

BH135+鋁合金材料是本研究的主要試驗材料,毛坯由活塞生產(chǎn)廠家按照活塞鑄造工藝和后處理方法進行生產(chǎn)。將材料毛坯通過車床加工,中間部分留1～2 mm余量,對中間縮口部分進行鏡面拋光,兩端夾持區(qū)域車出M16螺紋,拉伸試驗的試件與疲勞試驗的試件尺寸一致,材料為鋁合金,兩端夾持區(qū)域長為45 mm,尺寸如圖1所示。

圖1 鋁合金疲勞試件尺寸

2.2 活塞材料拉伸試驗

為了獲取活塞材料力學性能參數(shù),通過萬能疲勞試驗機對所加工的樣件進行拉伸疲勞試驗。活塞在額定工況下的工作溫度約為573 K,選擇573 K作為拉伸試驗的試驗溫度。試驗所用疲勞試驗機為Zwick公司的Z050,并按照國標GB/T 228.2—2015《金屬材料 拉伸試驗 第2部分:高溫試驗方法》中的試驗方法進行材料拉伸試驗。試件通過在激光引伸計測量材料的應變,在顯示屏觀察斑點位置,使斑點位于試樣固定點,將試件加熱至573 K并保持10 min,控制拉伸速率為2 mm/min,對試件進行拉伸,直至試件斷裂,試驗分析獲得材料的主要參數(shù)如下:密度為2.7 kg/m3,彈性模量為50 300 MPa,泊松比為0.3,抗拉強度為242 MPa。

2.3 活塞材料疲勞試驗

為了獲取活塞材料疲勞特性,取573 K為試驗溫度進行活塞材料拉壓疲勞試驗?；贛TS 370疲勞試驗機進行試驗,載荷應力比為0,試驗采用應變控制進行,應變率為0.2%s-1,施加的應變幅值為0.2%、0.3%、0.4%、0.5%、0.6%和0.7%等6個應變水平,通過高溫應變儀進行反饋控制,在兩端夾具、試件末端綁上熱電偶來實時監(jiān)測和控制試件溫度,使溫度保持在573 K。

應變試驗以最大拉應力降低25%或者斷裂作為試件失效標準,與此相關的循環(huán)周次數(shù)作為鋁合金的疲勞壽命。基于Manson-Coffin公式和疲勞壽命試驗結果,建立鋁合金疲勞壽命預測模型

(10)

擬合得到的鋁合金材料S-N曲線如圖2所示。

圖2 鋁合金材料S-N曲線

3 活塞有限元模型的建立與驗證

柴油機工作過程中,活塞主要受到燃燒室的熱載荷和往復慣性力、側推力等機械載荷。為了獲取準確的機械載荷和熱載荷作為活塞仿真分析的邊界條件,需要獲取準確的活塞頂面溫度和機械載荷。

3.1 活塞熱邊界條件獲取

活塞與外界的熱交換主要包括燃燒室燃氣與活塞的對流換熱、活塞冷卻油腔冷卻油散熱、活塞側面(火力岸、活塞環(huán)區(qū)、活塞裙外側面)經(jīng)氣缸套向冷卻水散熱以及活塞裙部內(nèi)表面經(jīng)曲軸箱油霧散熱。為了獲取準確的燃燒室溫度分布,通過Converge建立了柴油機缸內(nèi)燃燒仿真模型,包括燃燒室與進排氣道,具體網(wǎng)格模型如圖3所示,最大網(wǎng)格尺寸為0.004 mm,進氣門間隙為0.3 mm,排氣門間隙為0.5 mm,設定進氣門處的進氣壓力為220 kPa,排氣門處的出口壓力為標準大氣壓,各區(qū)域的溫度初始邊界條件如表1所示。

圖3 缸內(nèi)燃燒仿真模型

邊界名稱邊界類型溫度/K活塞壁面600氣缸壁面412缸蓋壁面520進氣道壁面322.55排氣道壁面550進氣閥上壁面450進氣閥下壁面450排氣閥上壁面700排氣閥下壁面700進氣口入口315排氣口出口800

根據(jù)該款柴油機的小時油耗和轉速算出單個循環(huán)的噴油量,選用連續(xù)性方程、標準κ-ε模型及能量守恒方程,建立氣體流動的CFD模型。通過所建CFD模型,對發(fā)動機整個工作過程進行仿真分析,獲取燃燒室的溫度分布,并作為活塞的凹坑頂面初始溫度載荷。

3.2 活塞機械載荷的獲取

活塞在工作過程中主要受到活塞銷位置的往復慣性力、缸套對活塞的側推力和燃燒室對活塞頂面的缸內(nèi)爆發(fā)壓力這3個機械載荷。通過CFD仿真分析,可獲取不同工況下的缸內(nèi)爆發(fā)壓力曲線,本研究主要基于活塞的額定轉速進行。缸內(nèi)爆發(fā)壓力在活塞頂部及環(huán)岸區(qū)的分布形式如圖4所示,以面載荷形式均勻施加缸內(nèi)爆發(fā)壓力,往復慣性力以對有限元模型整體施加加速度的方式施加,大小根據(jù)轉速和活塞行程等數(shù)據(jù)進行計算。

圖4 氣缸爆發(fā)壓力分布

缸套對活塞的側推力主要通過潤滑油膜進行傳遞,經(jīng)驗公式認為,油膜壓力在活塞裙部的分布規(guī)律為軸向拋物線分布、周向余弦分布,該內(nèi)燃機活塞承壓角為90°,側推力余弦分布如圖5所示。內(nèi)燃機工作過程中,每一時刻活塞裙部只有一面與缸套接觸,在活塞有限元模型上以劃分節(jié)點組形式區(qū)分主次推力面。側推力沿缸套軸向及周向的壓力分布函數(shù)為

(11)

式中QA為側推力。側推力節(jié)點載荷施加如圖6所示。

圖5 側推力余弦分布

(a)周向載荷分布 (b)軸向載荷分布圖6 側推力載荷施加

3.3 活塞有限元模型的建立與驗證

本文研究中的活塞組有限元模型主要包括活塞和活塞銷裝配。利用UG軟件繪制出活塞三維模型,包括活塞和活塞銷兩部分,如圖7所示,圖中淺色部分為活塞主體,深色部分為活塞銷。為保證活塞溫度場分析的準確性,只對活塞銷邊緣的倒圓進行了簡化,保留了其他所有的活塞結構細節(jié)?；钊突钊N均使用高階四面體熱單元(Solid 87),活塞劃分了417 711個單元和632 923個節(jié)點,活塞銷共3 273個單元和5 840個節(jié)點,活塞幾何結構及網(wǎng)格模型如圖7所示。

圖7 活塞幾何結構及網(wǎng)格模型

活塞與活塞銷之間采用接觸單元進行處理,該接觸可以同時進行熱、力傳遞,并實現(xiàn)構件接觸面上的不連續(xù)約束,接觸約束可以根據(jù)兩接觸表面的間隙大小自動調整。構建活塞-活塞銷接觸對可以最大程度地模擬活塞銷和活塞間的熱傳導及摩擦、滑動現(xiàn)象。以活塞銷孔為接觸面,活塞銷為目標面,設置摩擦系數(shù)為0.2,該模型將應用于應變場分析以及低周疲勞壽命預測。

為了驗證所建有限元模型的正確性,進行活塞溫度場仿真分析,并通過試驗進行驗證。首先,在CFD模型中對發(fā)動機完整的工作循環(huán)進行缸內(nèi)燃燒過程仿真分析,得到額定轉速為2 100 r/min下的缸內(nèi)溫度分布結果,計算除活塞頂面的活塞各部位傳熱第3類邊界條件,將連續(xù)的第3類邊界條件離散化,每隔4°設置一個載荷步,將對應曲軸轉角下的活塞頂面溫度場分布映射到有限元模型中,計算活塞瞬態(tài)溫度場。加載3個循環(huán)后活塞溫度場達到相對穩(wěn)定狀態(tài),提取最后一個循環(huán)的計算結果,最高溫度為380°出現(xiàn)時刻的溫度場分布如圖8所示。

圖8 最高溫度出現(xiàn)時刻(380°)的溫度場分布

圖9 測點位置

選取活塞模型上有代表性的節(jié)點作為測點,測點分布如圖9所示。在所選取的9個測點位置鉆洞,然后把熱電偶埋到該位置,并用金屬修補劑進行固定和填充。在活塞內(nèi)壁固定了微型數(shù)據(jù)采集裝置和供電裝置,對溫度信號進行實時處理,并將信號發(fā)送到外部,由數(shù)據(jù)終端設備接收顯示記錄,完成活塞溫度測量。

將活塞裝回發(fā)動機中,并在額定工況下進行臺架試驗,測得活塞各測點在柴油機一個工作循環(huán)內(nèi)出現(xiàn)的溫度最大值,將實測溫度最大值與仿真溫度最大值對比,結果如圖10所示。由圖10可知,仿真溫度和試驗溫度誤差較大的分別為點1、5和6,最大誤差值為6.5%,仿真溫度值的誤差在可接受范圍內(nèi),驗證了仿真方案的可靠性和計算結果的準確性。

圖10 溫度場試驗值與仿真

4 柴油機活塞壽命預測研究

4.1 進氣冷卻對活塞溫度場分布的影響

為了研究進氣冷卻對活塞壽命預測的影響,首先基于發(fā)動機完整工作過程對活塞進行溫度場分析,通過在Converge中設置進氣氣流的影響來實現(xiàn)控制進氣冷卻效應的影響。取進氣過程快要結束時刻作為分析時刻,其活塞頂面燃氣溫度場如圖11所示。由圖11可知:進氣擾動對活塞頂面燃氣溫度場的影響較大,燃氣最高溫從402 K降低至385 K,且最高溫度位置由凹坑位置向排氣側的邊緣轉移;考慮進氣冷卻之后,進、排氣側的溫差約為75 K,將對活塞頂面的溫度場分布產(chǎn)生較大影響。

(a)考慮進氣冷卻 (b)不考慮進氣冷卻圖11 活塞頂面燃氣溫度場

每隔4°設置一個載荷步,將對應曲軸轉角下的活塞頂面溫度場分布映射到有限元模型中,計算活塞兩種情況下的瞬態(tài)溫度場,溫度場分布如圖12所示。由圖12可知:不考慮進氣冷卻的情況下,活塞溫度場呈圓周對稱分布,最高溫為547 K,位于凹坑中心以及活塞頂面環(huán)岸處;考慮進氣冷卻時,活塞溫度場呈不對稱分布,最高溫可上升到559 K,位于凹坑中心位置,但是高溫覆蓋面積有所減小,且高溫區(qū)域向排氣門方向偏移。

凱迪拉克是程曉的夢想，它讓程曉飽受他人羨慕，也讓自己嘗盡生活的苦頭，然而最昏暗的日子已經(jīng)過去，有夢想的程曉現(xiàn)在已經(jīng)有錢，有房，有愛情。想想當初，買凱迪拉克的虛榮和荒唐，開凱迪拉克吃泡面的落魄，現(xiàn)在的程曉不禁淡然一笑：“開凱迪拉克的窮人，不會是永遠的窮人。如果你想翻墻，請先把帽子扔過去。因為你的帽子在那邊，你已別無選擇，便會想方設法翻過去?！?/p>

(a)考慮進氣冷卻 (b)不考慮進氣冷卻圖12 考慮、不考慮進氣冷卻時溫度場分布

4.2 進氣冷卻對活塞應變場分布的影響

活塞在發(fā)動機啟停機時,由于溫度和機械載荷變化較大,部分位置產(chǎn)生了塑性變形,加速活塞疲勞失效。為了研究活塞啟停過程的疲勞可靠性,需要綜合考慮溫度載荷和機械載荷,對活塞進行應變場分布研究。將最高溫度出現(xiàn)時刻的活塞溫度場結果和機械載荷加載到活塞有限元模型中,計算得到活塞不同時刻的應變場分布結果,選取最大應變出現(xiàn)時刻下的應變場進行對比,如圖13所示。

(a)考慮進氣冷卻

(b)不考慮進氣冷卻圖13 活塞熱機耦合應變場

由圖13可知:活塞應變較大的位置主要集中在活塞凹坑底部、冷卻油腔內(nèi)部、環(huán)岸內(nèi)部和活塞銷孔上半部分,最大應變位置均位于活塞銷孔位置,進氣冷卻效應對應變場分布影響較小;考慮進氣冷卻后,最大應變值增加了0.425%。

4.3 進氣冷卻對活塞低周疲勞壽命的影響

活塞在啟停機工況下,由于溫度急劇升高而導致熱應變較大,應變增大使活塞產(chǎn)生了相當數(shù)量的塑性變形,嚴重影響使用壽命。本研究選取最高溫度時刻的應變作為啟動后最高載荷,停機過程時刻的應力為0,在一次完整的啟停機循環(huán)中,活塞危險點受到的載荷可看作0—最大應變—0的載荷循環(huán)。根據(jù)式(10)分別計算出考慮冷卻效應、不考慮冷卻效應時的活塞危險點疲勞壽命,分別為14 915、17 305,可知考慮進氣冷卻效應會讓計算的活塞壽命縮短。進氣冷卻雖然會降低燃氣溫度場的最高溫度,但是因為溫度場分布區(qū)域的變化而導致凹坑內(nèi)部的溫度升高,活塞溫度場的最高溫度反而高于未考慮進氣冷卻的情況,導致最大應變增加了0.425%,壽命降低了13.8%,在計算中考慮進氣的冷卻效果更加有利于工程應用中對活塞可靠性和安全系數(shù)的評估。

5 結 論

本文以柴油機活塞為研究對象,研究了進氣冷卻效應對活塞溫度場、應變場以及疲勞壽命的影響。通過材料疲勞試驗獲取材料力學性能參數(shù)和S-N曲線,采用有限元方法研究熱機耦合下的活塞溫度場、應力場分布,并根據(jù)活塞材料疲勞壽命預測模型,對活塞危險點低周疲勞壽命進行了預測,得到如下結論:

(1)進氣冷卻后,燃燒室溫度分布呈現(xiàn)不對稱分布,進排氣側的溫差約為75 K,凹坑位置處的燃氣最高溫度升高了17 K;

(2)進氣冷卻的影響使活塞頂面仿真溫度場呈現(xiàn)不對稱分布,最高溫度升高,但是最高溫度出現(xiàn)的位置不變,這更加符合實際工程應用;

(3)活塞應變較大的位置主要集中在活塞凹坑底部、冷卻油腔內(nèi)部、環(huán)岸內(nèi)部和活塞銷孔上半部,危險點位置位于活塞銷孔位置,考慮進氣冷卻效應會讓危險點最大應變值增加;

(4)進氣冷卻效應使活塞的低周疲勞壽命降低,使壽命預測更加合理,有利于工程應用設計中對活塞可靠性和安全系數(shù)的評估。