考慮機械約束的氣缸蓋低周疲勞試驗與壽命預測

文洋,胡豐澤,李鵬,趙志強,許春光,景國璽

(1.中國北方發動機研究所(天津),天津 300400;2.海軍裝備部;3.河北工業大學,天津 300400)

隨著發動機最高燃燒壓力不斷提高,由此帶來的氣缸蓋熱負荷問題日益突出。因此,在產品研發過程中,必須評估和考核氣缸蓋的低周疲勞性能。尤其當發動機處于起停循環過程中,氣缸蓋火力面被急劇加熱并強制冷卻,因此產生較大的循環熱應力,導致低周疲勞損傷。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節[1-4]。

對氣缸蓋進行低周疲勞壽命評估時,通常采用試驗考核和仿真分析兩種手段。對于試驗考核,大多數試驗方法通過循環的加熱和冷卻模擬氣缸蓋起停循環過程中的受熱狀況[5],試驗過程未考慮預緊力的機械約束對氣缸蓋的熱變形和熱應力分布的影響,進而影響低周疲勞壽命的考核結果,造成與實際工況間的誤差,降低試驗結果的準確度。仿真分析通常以Manson-Coffin低周疲勞壽命預測模型為理論依據,該理論以塑性應變幅為壽命評價的參數,不能直接反映材料高溫低周疲勞失效的本質機理。文獻[6-11]研究證明,能量法以滯回能為表征損傷的參數,在預測氣缸蓋低周疲勞壽命時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軟件能夠進行低周疲勞壽命預測。

本研究針對某鑄鐵氣缸蓋低周疲勞壽命大于等于2 000循環的設計要求,同時開展試驗考核和仿真評估研究。在試驗方法研究中,考慮預緊載荷約束和剛強度匹配,使氣缸蓋承受的預緊載荷與實際狀況基本保持一致。在仿真預測方法研究中,基于能量法理論,采用Matlab軟件進行自編程,揭示氣缸蓋低周疲勞機理。

1 氣缸蓋低周疲勞試驗研究

1.1 氣缸蓋低周疲勞試驗方案

基于自主研發的燃氣熱負荷試驗臺(見圖1),開展氣缸蓋低周疲勞試驗,該試驗臺通過火焰燃燒(丙烷和氧氣的混合氣)實現對氣缸蓋加熱,加熱至規定溫度后再采用壓縮空氣冷卻,反復進行加熱和冷卻,直至出現裂紋或通過試驗要求次數。針對不同氣缸蓋溫度場分布不同的特點,通過調整燃燒器的局部結構實現火焰分布控制。

圖1 燃氣熱負荷試驗臺

通過缸蓋螺栓將被試氣缸蓋固定于非標機體上,并對缸蓋螺栓加載預緊力。同時設計調整襯套,運用有限元分析方法,開展試驗狀態和整機狀態的剛度對比分析,通過改變調整襯套的材料和尺寸參數,實現調整試驗系統剛度分配的目的,即保證試驗系統中被連接件壓縮剛度與整機狀態盡可能一致,從而確保氣缸蓋在試驗考核中承受的預緊力分配與整機狀態一致。被連接件壓縮剛度計算見式(1)。

(1)

式中:kn為第n個被連接件壓縮剛度;xn為第n個被連接件接觸點的位移。

建立整機狀態與試驗狀態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剛度等效模型

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

由圖3對比可知,氣缸蓋熱負荷試驗臺預緊狀態與整機預緊狀態下,氣缸蓋螺栓孔預緊方向變形量相差在4%以內,氣缸蓋螺栓連接系統剛度匹配基本一致,所以氣缸蓋熱負荷試驗狀態下的機械約束邊界可直接用于模擬整機狀態。

圖3 整機與試驗狀態缸蓋螺栓孔位置預緊力方向 變形量對比

在剛度匹配計算的基礎上,設計了低周疲勞試驗裝置,如圖4所示,試驗現場如圖5所示。

圖4 氣缸蓋低周疲勞試驗裝置

圖5 氣缸蓋低周疲勞試驗現場

1.2 氣缸蓋低周疲勞試驗結果

試驗過程需要對氣缸蓋溫度進行監測,被試氣缸蓋火力面熱電偶布置如圖6所示。試驗中按照排氣門鼻梁區特征點2進行溫度控制,依據前期單缸機氣缸蓋測溫結果,確定氣缸蓋低周疲勞試驗過程中特征點2的加載溫度范圍為130～360 ℃,溫度控制偏差要求在±5%以內。

圖6 被試氣缸蓋熱電偶布置

溫度監控特征點2(排氣門鼻梁區)的溫度循環載荷歷程如圖7所示,試驗過程中每個循環加熱時間約為110 s,冷卻時間約為240 s。特征點2試驗溫度范圍為127～367 ℃,在目標溫度±5%以內。

圖7 溫度循環加載試驗過程

試驗完成后,對氣缸蓋積炭等進行清洗,實物照片見圖8。經受熱載荷后缸蓋火力面出現明顯高溫痕跡,受熱區域發藍、發紫,以氣門座孔棱緣處最為明顯,未見肉眼可見宏觀裂紋。進一步對氣缸蓋火力面和排氣道進行滲透探傷檢查,檢查結果見圖9,火力面及鼻梁區未發現裂紋。

在規定的溫度循環載荷下被試氣缸蓋完成了低周疲勞考核試驗。經檢查,未見氣缸蓋損壞,未發現熱裂紋,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,鼻梁區為氣缸蓋低周疲勞的危險部位,將圖10中排氣鼻梁區特征點的載荷加載至等效試樣上。等效試樣為在氣缸蓋火力板進行取樣后加工的標準試樣,目的是為了保證等效試樣的物性參數與真實氣缸蓋保持一致。分析結果對比如圖11所示。

由圖11可知,等效試樣的溫度、熱應變、機械應變與氣缸蓋特征點完全一致,應力峰值和塑性應變幅存在5%以內的差異,該差異是由于氣缸蓋局部結構的特異性導致的,但二者應力變化趨勢以及應力與塑性應變的關系一致,可見基于等效試樣狀態的研究結果能夠反映氣缸蓋實際狀態下的低周疲勞行為。

2.2 氣缸蓋材料塑性性能測試

利用測溫試驗結果標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測試結果一致時,提取氣缸蓋火力面高溫點的溫度,溫度在400～500 ℃范圍內。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 ℃)、不同應變幅速率 (0.3%,0.25%,0.2%,0.15%)下的循環應力-應變曲線,如圖12所示。

圖12 不同應變速率下的循環應力-應變曲線

2.3 氣缸蓋低周熱機疲勞壽命研究

2.3.1 能量法理論

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

塑性應變能理論認為循環塑性變形的累積是導致疲勞損傷的原因,塑性應變能密度與疲勞壽命之間滿足如下關系式:

(2)

式中:Wp為塑性應變能密度,Nf為疲勞壽命,α與C為材料常數。

2.3.2 低周熱機疲勞壽命預測

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

對圖12中實測的循環應力-應變曲線數據進行分析處理,通過編制程序計算各應變速率下的循環應力-應變曲線所圍成的面積,其物理意義代表塑性應變能密度,并結合試樣實測的低周壽命,擬合求解材料常數α與C,擬合結果如表1所示。

氣缸蓋火力面因為與高溫燃氣直接接觸,會產生塑性變形,是低周疲勞分析的考核重點。因此,本研究應用子模型分析技術開展彈塑性分析和低周疲勞壽命預測,以火力面為計算區域,計算怠速工況與標定工況間交替變化(模擬發動機的起停工況)時氣缸蓋火力面的應力和塑性應變情況。子模型示意及考察點分布如圖13所示,其中,考察點A位于排氣鼻梁區,考察點B、D位于進排氣鼻梁區,考察點C位于進氣鼻梁區。

圖13 子模型及其考察點示意

基于子模型方法,在考慮材料溫度非線性和彈塑性的基礎上,計算得到5個考核循環內塑性應變和其對應的應力,如圖14所示。繪制圖12中鼻梁區考察點的應力-塑性應變變化關系曲線,如圖15所示。每個考察點的塑性應變和其對應的應力形成一個近似封閉的環。塑性應變能理論認為,該環所圍成的面積,其物理意義表示損傷過程中塑性功的累積。通過編制程序,計算圖14中考察點的應力-塑性應變曲線所圍成的面積,得到4個考察點的塑性應變能密度,結果如表2所示。

圖15 最后一個循環考察點應力-塑性應變變化關系

表2 考察點的塑性應變能密度

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

圖16 考察點低周熱機疲勞壽命柱狀圖

3 結束語

在氣缸蓋低周疲勞試驗研究中,考慮螺栓預緊載荷,結合剛度匹配計算,使氣缸蓋在試驗狀態下的預緊狀況與整機接近,對氣缸蓋完成2 000次考核,經探傷未發現熱裂紋,該氣缸蓋通過了規定的2 000次低周疲勞考核。

結合實測材料數據,利用有限元分析方法,對氣缸蓋進行仿真分析評估,得到火力面的應力及塑性變形分布,在此基礎上運用塑性應變能理論,計算火力面鼻梁區考察點的壽命,對于排氣鼻梁區的考察點A,其壽命最低為2 863次,表示考察點A能夠進行2 863次怠速工況與標定工況間的交替變化循環考核,表明該氣缸蓋滿足使用要求規定的2 000次低周疲勞考核指標。