考慮進(jìn)氣冷卻效應(yīng)的活塞低周疲勞壽命預(yù)測(cè)

李云強(qiáng),趙立普,李偉東,王靜超,徐天舒,張俊紅,4

(1.內(nèi)燃機(jī)可靠性國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,261061,山東濰坊;2.濰柴動(dòng)力股份有限公司,261061,山東濰坊;3.天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,300072,天津;4.天津大學(xué)仁愛(ài)學(xué)院,300072,天津)

活塞是發(fā)動(dòng)機(jī)關(guān)鍵零部件之一,在工作過(guò)程中承受著非常高的機(jī)械載荷和熱載荷。隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)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(qiáng)度下降,導(dǎo)致活塞容易產(chǎn)生疲勞失效。作為發(fā)動(dòng)機(jī)最重要、工作條件最苛刻的零部件,活塞的可靠性直接關(guān)系到發(fā)動(dòng)機(jī)的可靠性,對(duì)活塞進(jìn)行低周疲勞壽命預(yù)測(cè)可有效獲取活塞的啟停機(jī)壽命。

對(duì)于活塞低周疲勞壽命預(yù)測(cè),國(guó)內(nèi)外專家在仿真和熱沖擊試驗(yàn)兩個(gè)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(yàn)相結(jié)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(guò)試驗(yàn)確定了熱邊界條件,然后利用有限元法計(jì)算溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng),并基于商業(yè)軟件進(jìn)行了壽命預(yù)測(cè),發(fā)現(xiàn)軟件預(yù)測(cè)結(jié)果較好[3]。2017年,許春光等利用有限元軟件計(jì)算柴油機(jī)啟停工況下的活塞溫度場(chǎng)、材料高溫下塑性及蠕變性能應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng),利用Femfat分析軟件,預(yù)測(cè)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(dǎo),而燃燒室底部疲勞損傷與蠕變損傷相當(dāng)[4]。許廣舉等基于熱機(jī)耦合進(jìn)行柴油機(jī)活塞熱應(yīng)力及疲勞壽命分析,其結(jié)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(jì)算了優(yōu)化后的活塞在標(biāo)定工況下的溫度場(chǎng)和熱機(jī)耦合應(yīng)力,分析了活塞的疲勞壽命[5]。

在熱沖擊試驗(yàn)方面,譚建松等利用激光來(lái)模擬活塞熱負(fù)荷,加速了柴油機(jī)活塞熱疲勞試驗(yàn)進(jìn)度[6]。陳波設(shè)計(jì)了利用激光加熱的活塞熱疲勞試驗(yàn)系統(tǒng),準(zhǔn)確分析了熱負(fù)荷對(duì)活塞可靠性的影響[7]。雷基林設(shè)計(jì)了自動(dòng)化的活塞熱疲勞模擬試驗(yàn)臺(tái),能夠更加簡(jiǎn)易地進(jìn)行模擬試驗(yàn)[8]。Szmytka等開(kāi)發(fā)了一款利用高頻感應(yīng)加熱活塞的熱疲勞模擬試驗(yàn)機(jī),利用有限元軟件,結(jié)合鋁合金的本構(gòu)模型和疲勞準(zhǔn)則,在試驗(yàn)中用光學(xué)裝置研究疲勞過(guò)程中的活塞裂紋,建立并修正了活塞壽命預(yù)測(cè)模型[9]。但是,目前的仿真分析和熱沖擊試驗(yàn)基本都未考慮進(jìn)氣過(guò)程中的空氣對(duì)活塞頂面的冷卻作用,無(wú)法獲取準(zhǔn)確的活塞溫度場(chǎng),對(duì)活塞低周疲勞壽命預(yù)測(cè)將會(huì)產(chǎn)生較大的誤差。

Hoag等指出發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工作過(guò)程中,進(jìn)氣時(shí)冷空氣先經(jīng)過(guò)活塞頂進(jìn)氣門(mén)側(cè),對(duì)該側(cè)冷卻量較大,使得活塞頂進(jìn)氣門(mén)側(cè)的溫度低于排氣門(mén)側(cè),有時(shí)溫差可達(dá)50 K,因而有必要考慮由于進(jìn)排氣造成的活塞溫度分布差異[10]。Kenningley等在計(jì)算溫度場(chǎng)時(shí)考慮到進(jìn)排氣流動(dòng)的差異,但確定換熱系數(shù)時(shí)僅依賴于經(jīng)驗(yàn)公式,并且利用試驗(yàn)測(cè)量修正計(jì)算模型[11]。巴林等利用計(jì)算流體力學(xué)模擬了發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣過(guò)程,得到了進(jìn)氣情況下的活塞頂部溫度,修正了溫度場(chǎng)計(jì)算模型的熱邊界條件,發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果與模型計(jì)算結(jié)果更加吻合,表明考慮進(jìn)氣影響的溫度場(chǎng)計(jì)算模型精度更高[12]。

綜上所述,進(jìn)氣時(shí)的冷空氣會(huì)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(yù)測(cè)研究對(duì)于溫度場(chǎng)都只是進(jìn)行簡(jiǎn)單的映射,或者設(shè)定一個(gè)初始溫度,沒(méi)有考慮進(jìn)氣冷卻的影響。本文通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過(guò)程仿真分析,考慮了進(jìn)氣過(guò)程對(duì)溫度場(chǎng)分布的影響,結(jié)合活塞材料疲勞試驗(yàn)和壽命預(yù)測(cè)模型,對(duì)活塞低周疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè),使預(yù)測(cè)結(jié)果更加準(zhǔn)確,為活塞的設(shè)計(jì)和可靠性預(yù)測(cè)提供一定的理論指導(dǎo)。

1 理論介紹

1.1 控制方程

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

(1)

Jl=-Dlgradml

(2)

(3)

動(dòng)量守恒方程表示在某一時(shí)間段上,某個(gè)單元的質(zhì)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(dá)式為

(4)

能量守恒方程是在任何時(shí)刻,物質(zhì)能量的變化等于該物質(zhì)對(duì)外界做的功與外界熱量的變化值之和,表達(dá)式為

(5)

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

1.2 Manson-Coffin疲勞壽命預(yù)測(cè)模型

在研究延性材料熱疲勞問(wèn)題時(shí),提出了以塑性應(yīng)變幅為參量來(lái)描述疲勞壽命的方法。研究發(fā)現(xiàn),塑性應(yīng)變幅與發(fā)生破壞的疲勞失效壽命在對(duì)數(shù)坐標(biāo)系下呈線性關(guān)系,應(yīng)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(yàn)

2.1 活塞材料與加工

BH135+鋁合金材料是本研究的主要試驗(yàn)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(jìn)行生產(chǎn)。將材料毛坯通過(guò)車(chē)床加工,中間部分留1～2 mm余量,對(duì)中間縮口部分進(jìn)行鏡面拋光,兩端夾持區(qū)域車(chē)出M16螺紋,拉伸試驗(yàn)的試件與疲勞試驗(yàn)的試件尺寸一致,材料為鋁合金,兩端夾持區(qū)域長(zhǎng)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(yàn)

為了獲取活塞材料力學(xué)性能參數(shù),通過(guò)萬(wàn)能疲勞試驗(yàn)機(jī)對(duì)所加工的樣件進(jìn)行拉伸疲勞試驗(yàn)。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(yàn)的試驗(yàn)溫度。試驗(yàn)所用疲勞試驗(yàn)機(jī)為Zwick公司的Z050,并按照國(guó)標(biāo)GB/T 228.2—2015《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第2部分:高溫試驗(yàn)方法》中的試驗(yàn)方法進(jìn)行材料拉伸試驗(yàn)。試件通過(guò)在激光引伸計(jì)測(cè)量材料的應(yīng)變,在顯示屏觀察斑點(diǎn)位置,使斑點(diǎn)位于試樣固定點(diǎn),將試件加熱至573 K并保持10 min,控制拉伸速率為2 mm/min,對(duì)試件進(jìn)行拉伸,直至試件斷裂,試驗(yàn)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(qiáng)度為242 MPa。

2.3 活塞材料疲勞試驗(yàn)

為了獲取活塞材料疲勞特性,取573 K為試驗(yàn)溫度進(jìn)行活塞材料拉壓疲勞試驗(yàn)。基于MTS 370疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行試驗(yàn),載荷應(yīng)力比為0,試驗(yàn)采用應(yīng)變控制進(jìn)行,應(yīng)變率為0.2%s-1,施加的應(yīng)變幅值為0.2%、0.3%、0.4%、0.5%、0.6%和0.7%等6個(gè)應(yīng)變水平,通過(guò)高溫應(yīng)變儀進(jìn)行反饋控制,在兩端夾具、試件末端綁上熱電偶來(lái)實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)和控制試件溫度,使溫度保持在573 K。

應(yīng)變?cè)囼?yàn)以最大拉應(yīng)力降低25%或者斷裂作為試件失效標(biāo)準(zhǔn),與此相關(guān)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(yàn)結(jié)果,建立鋁合金疲勞壽命預(yù)測(cè)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(yàn)證

柴油機(jī)工作過(guò)程中,活塞主要受到燃燒室的熱載荷和往復(fù)慣性力、側(cè)推力等機(jī)械載荷。為了獲取準(zhǔn)確的機(jī)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(zhǔn)確的活塞頂面溫度和機(jī)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?xì)馀c活塞的對(duì)流換熱、活塞冷卻油腔冷卻油散熱、活塞側(cè)面(火力岸、活塞環(huán)區(qū)、活塞裙外側(cè)面)經(jīng)氣缸套向冷卻水散熱以及活塞裙部?jī)?nèi)表面經(jīng)曲軸箱油霧散熱。為了獲取準(zhǔn)確的燃燒室溫度分布,通過(guò)Converge建立了柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒仿真模型,包括燃燒室與進(jìn)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(jìn)氣門(mén)間隙為0.3 mm,排氣門(mén)間隙為0.5 mm,設(shè)定進(jìn)氣門(mén)處的進(jìn)氣壓力為220 kPa,排氣門(mén)處的出口壓力為標(biāo)準(zhǔn)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(jìn)氣道壁面322.55排氣道壁面550進(jìn)氣閥上壁面450進(jìn)氣閥下壁面450排氣閥上壁面700排氣閥下壁面700進(jìn)氣口入口315排氣口出口800

根據(jù)該款柴油機(jī)的小時(shí)油耗和轉(zhuǎn)速算出單個(gè)循環(huán)的噴油量,選用連續(xù)性方程、標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型及能量守恒方程,建立氣體流動(dòng)的CFD模型。通過(guò)所建CFD模型,對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)整個(gè)工作過(guò)程進(jìn)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(jī)械載荷的獲取

活塞在工作過(guò)程中主要受到活塞銷位置的往復(fù)慣性力、缸套對(duì)活塞的側(cè)推力和燃燒室對(duì)活塞頂面的缸內(nèi)爆發(fā)壓力這3個(gè)機(jī)械載荷。通過(guò)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(zhuǎn)速進(jìn)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(fù)慣性力以對(duì)有限元模型整體施加加速度的方式施加,大小根據(jù)轉(zhuǎn)速和活塞行程等數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算。

圖4 氣缸爆發(fā)壓力分布

缸套對(duì)活塞的側(cè)推力主要通過(guò)潤(rùn)滑油膜進(jìn)行傳遞,經(jīng)驗(yàn)公式認(rèn)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(jī)活塞承壓角為90°,側(cè)推力余弦分布如圖5所示。內(nèi)燃機(jī)工作過(guò)程中,每一時(shí)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(diǎn)組形式區(qū)分主次推力面。側(cè)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(cè)推力。側(cè)推力節(jié)點(diǎn)載荷施加如圖6所示。

圖5 側(cè)推力余弦分布

(a)周向載荷分布 (b)軸向載荷分布圖6 側(cè)推力載荷施加

3.3 活塞有限元模型的建立與驗(yàn)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(chǎng)分析的準(zhǔn)確性,只對(duì)活塞銷邊緣的倒圓進(jìn)行了簡(jiǎn)化,保留了其他所有的活塞結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)。活塞和活塞銷均使用高階四面體熱單元(Solid 87),活塞劃分了417 711個(gè)單元和632 923個(gè)節(jié)點(diǎn),活塞銷共3 273個(gè)單元和5 840個(gè)節(jié)點(diǎn),活塞幾何結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格模型如圖7所示。

圖7 活塞幾何結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格模型

活塞與活塞銷之間采用接觸單元進(jìn)行處理,該接觸可以同時(shí)進(jìn)行熱、力傳遞,并實(shí)現(xiàn)構(gòu)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(dòng)調(diào)整。構(gòu)建活塞-活塞銷接觸對(duì)可以最大程度地模擬活塞銷和活塞間的熱傳導(dǎo)及摩擦、滑動(dòng)現(xiàn)象。以活塞銷孔為接觸面,活塞銷為目標(biāo)面,設(shè)置摩擦系數(shù)為0.2,該模型將應(yīng)用于應(yīng)變場(chǎng)分析以及低周疲勞壽命預(yù)測(cè)。

為了驗(yàn)證所建有限元模型的正確性,進(jìn)行活塞溫度場(chǎng)仿真分析,并通過(guò)試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。首先,在CFD模型中對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)完整的工作循環(huán)進(jìn)行缸內(nèi)燃燒過(guò)程仿真分析,得到額定轉(zhuǎn)速為2 100 r/min下的缸內(nèi)溫度分布結(jié)果,計(jì)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(shè)置一個(gè)載荷步,將對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角下的活塞頂面溫度場(chǎng)分布映射到有限元模型中,計(jì)算活塞瞬態(tài)溫度場(chǎng)。加載3個(gè)循環(huán)后活塞溫度場(chǎng)達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定狀態(tài),提取最后一個(gè)循環(huán)的計(jì)算結(jié)果,最高溫度為380°出現(xiàn)時(shí)刻的溫度場(chǎng)分布如圖8所示。

圖8 最高溫度出現(xiàn)時(shí)刻(380°)的溫度場(chǎng)分布

圖9 測(cè)點(diǎn)位置

選取活塞模型上有代表性的節(jié)點(diǎn)作為測(cè)點(diǎn),測(cè)點(diǎn)分布如圖9所示。在所選取的9個(gè)測(cè)點(diǎn)位置鉆洞,然后把熱電偶埋到該位置,并用金屬修補(bǔ)劑進(jìn)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(duì)溫度信號(hào)進(jìn)行實(shí)時(shí)處理,并將信號(hào)發(fā)送到外部,由數(shù)據(jù)終端設(shè)備接收顯示記錄,完成活塞溫度測(cè)量。

將活塞裝回發(fā)動(dòng)機(jī)中,并在額定工況下進(jìn)行臺(tái)架試驗(yàn),測(cè)得活塞各測(cè)點(diǎn)在柴油機(jī)一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)出現(xiàn)的溫度最大值,將實(shí)測(cè)溫度最大值與仿真溫度最大值對(duì)比,結(jié)果如圖10所示。由圖10可知,仿真溫度和試驗(yàn)溫度誤差較大的分別為點(diǎn)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(yàn)證了仿真方案的可靠性和計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

圖10 溫度場(chǎng)試驗(yàn)值與仿真

4 柴油機(jī)活塞壽命預(yù)測(cè)研究

4.1 進(jìn)氣冷卻對(duì)活塞溫度場(chǎng)分布的影響

為了研究進(jìn)氣冷卻對(duì)活塞壽命預(yù)測(cè)的影響,首先基于發(fā)動(dòng)機(jī)完整工作過(guò)程對(duì)活塞進(jìn)行溫度場(chǎng)分析,通過(guò)在Converge中設(shè)置進(jìn)氣氣流的影響來(lái)實(shí)現(xiàn)控制進(jìn)氣冷卻效應(yīng)的影響。取進(jìn)氣過(guò)程快要結(jié)束時(shí)刻作為分析時(shí)刻,其活塞頂面燃?xì)鉁囟葓?chǎng)如圖11所示。由圖11可知:進(jìn)氣擾動(dòng)對(duì)活塞頂面燃?xì)鉁囟葓?chǎng)的影響較大,燃?xì)庾罡邷貜?02 K降低至385 K,且最高溫度位置由凹坑位置向排氣側(cè)的邊緣轉(zhuǎn)移;考慮進(jìn)氣冷卻之后,進(jìn)、排氣側(cè)的溫差約為75 K,將對(duì)活塞頂面的溫度場(chǎng)分布產(chǎn)生較大影響。

(a)考慮進(jìn)氣冷卻 (b)不考慮進(jìn)氣冷卻圖11 活塞頂面燃?xì)鉁囟葓?chǎng)

每隔4°設(shè)置一個(gè)載荷步,將對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角下的活塞頂面溫度場(chǎng)分布映射到有限元模型中,計(jì)算活塞兩種情況下的瞬態(tài)溫度場(chǎng),溫度場(chǎng)分布如圖12所示。由圖12可知:不考慮進(jìn)氣冷卻的情況下,活塞溫度場(chǎng)呈圓周對(duì)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(jìn)氣冷卻時(shí),活塞溫度場(chǎng)呈不對(duì)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(mén)方向偏移。

凱迪拉克是程曉的夢(mèng)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(guò)去，有夢(mèng)想的程曉現(xiàn)在已經(jīng)有錢(qián)，有房，有愛(ài)情。想想當(dāng)初，買(mǎi)凱迪拉克的虛榮和荒唐，開(kāi)凱迪拉克吃泡面的落魄，現(xiàn)在的程曉不禁淡然一笑：“開(kāi)凱迪拉克的窮人，不會(huì)是永遠(yuǎn)的窮人。如果你想翻墻，請(qǐng)先把帽子扔過(guò)去。因?yàn)槟愕拿弊釉谀沁叄阋褎e無(wú)選擇，便會(huì)想方設(shè)法翻過(guò)去。”

(a)考慮進(jìn)氣冷卻 (b)不考慮進(jìn)氣冷卻圖12 考慮、不考慮進(jìn)氣冷卻時(shí)溫度場(chǎng)分布

4.2 進(jìn)氣冷卻對(duì)活塞應(yīng)變場(chǎng)分布的影響

活塞在發(fā)動(dòng)機(jī)啟停機(jī)時(shí),由于溫度和機(jī)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(guò)程的疲勞可靠性,需要綜合考慮溫度載荷和機(jī)械載荷,對(duì)活塞進(jìn)行應(yīng)變場(chǎng)分布研究。將最高溫度出現(xiàn)時(shí)刻的活塞溫度場(chǎng)結(jié)果和機(jī)械載荷加載到活塞有限元模型中,計(jì)算得到活塞不同時(shí)刻的應(yīng)變場(chǎng)分布結(jié)果,選取最大應(yīng)變出現(xiàn)時(shí)刻下的應(yīng)變場(chǎng)進(jìn)行對(duì)比,如圖13所示。

(a)考慮進(jìn)氣冷卻

(b)不考慮進(jìn)氣冷卻圖13 活塞熱機(jī)耦合應(yīng)變場(chǎng)

由圖13可知:活塞應(yīng)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(yīng)變位置均位于活塞銷孔位置,進(jìn)氣冷卻效應(yīng)對(duì)應(yīng)變場(chǎng)分布影響較小;考慮進(jìn)氣冷卻后,最大應(yīng)變值增加了0.425%。

4.3 進(jìn)氣冷卻對(duì)活塞低周疲勞壽命的影響

活塞在啟停機(jī)工況下,由于溫度急劇升高而導(dǎo)致熱應(yīng)變較大,應(yīng)變?cè)龃笫够钊a(chǎn)生了相當(dāng)數(shù)量的塑性變形,嚴(yán)重影響使用壽命。本研究選取最高溫度時(shí)刻的應(yīng)變作為啟動(dòng)后最高載荷,停機(jī)過(guò)程時(shí)刻的應(yīng)力為0,在一次完整的啟停機(jī)循環(huán)中,活塞危險(xiǎn)點(diǎn)受到的載荷可看作0—最大應(yīng)變—0的載荷循環(huán)。根據(jù)式(10)分別計(jì)算出考慮冷卻效應(yīng)、不考慮冷卻效應(yīng)時(shí)的活塞危險(xiǎn)點(diǎn)疲勞壽命,分別為14 915、17 305,可知考慮進(jìn)氣冷卻效應(yīng)會(huì)讓計(jì)算的活塞壽命縮短。進(jìn)氣冷卻雖然會(huì)降低燃?xì)鉁囟葓?chǎng)的最高溫度,但是因?yàn)闇囟葓?chǎng)分布區(qū)域的變化而導(dǎo)致凹坑內(nèi)部的溫度升高,活塞溫度場(chǎng)的最高溫度反而高于未考慮進(jìn)氣冷卻的情況,導(dǎo)致最大應(yīng)變?cè)黾恿?.425%,壽命降低了13.8%,在計(jì)算中考慮進(jìn)氣的冷卻效果更加有利于工程應(yīng)用中對(duì)活塞可靠性和安全系數(shù)的評(píng)估。

5 結(jié) 論

本文以柴油機(jī)活塞為研究對(duì)象,研究了進(jìn)氣冷卻效應(yīng)對(duì)活塞溫度場(chǎng)、應(yīng)變場(chǎng)以及疲勞壽命的影響。通過(guò)材料疲勞試驗(yàn)獲取材料力學(xué)性能參數(shù)和S-N曲線,采用有限元方法研究熱機(jī)耦合下的活塞溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)分布,并根據(jù)活塞材料疲勞壽命預(yù)測(cè)模型,對(duì)活塞危險(xiǎn)點(diǎn)低周疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測(cè),得到如下結(jié)論:

(1)進(jìn)氣冷卻后,燃燒室溫度分布呈現(xiàn)不對(duì)稱分布,進(jìn)排氣側(cè)的溫差約為75 K,凹坑位置處的燃?xì)庾罡邷囟壬吡?7 K;

(2)進(jìn)氣冷卻的影響使活塞頂面仿真溫度場(chǎng)呈現(xiàn)不對(duì)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(shí)際工程應(yīng)用;

(3)活塞應(yīng)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(xiǎn)點(diǎn)位置位于活塞銷孔位置,考慮進(jìn)氣冷卻效應(yīng)會(huì)讓危險(xiǎn)點(diǎn)最大應(yīng)變值增加;

(4)進(jìn)氣冷卻效應(yīng)使活塞的低周疲勞壽命降低,使壽命預(yù)測(cè)更加合理,有利于工程應(yīng)用設(shè)計(jì)中對(duì)活塞可靠性和安全系數(shù)的評(píng)估。