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)可靠性國家重點(diǎn)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(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點(diǎn)實驗室,300072,天津;4.天津大學(xué)仁愛學(xué)院,300072,天津)

活塞是發(fā)動機(jī)關(guān)鍵零部件之一,在工作過程中承受著非常高的機(jī)械載荷和熱載荷。隨著發(fā)動機(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)動機(jī)的可靠性,對活塞進(jìn)行低周疲勞壽命預(yù)測可有效獲取活塞的啟停機(jī)壽命。

對于活塞低周疲勞壽命預(yù)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(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(yīng)力場,并基于商業(yè)軟件進(jìn)行了壽命預(yù)測,發(fā)現(xiàn)軟件預(yù)測結(jié)果較好[3]。2017年,許春光等利用有限元軟件計算柴油機(jī)啟停工況下的活塞溫度場、材料高溫下塑性及蠕變性能應(yīng)力應(yīng)變場,利用Femfat分析軟件,預(yù)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(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軟件計算了優(yōu)化后的活塞在標(biāo)定工況下的溫度場和熱機(jī)耦合應(yīng)力,分析了活塞的疲勞壽命[5]。

在熱沖擊試驗方面,譚建松等利用激光來模擬活塞熱負(fù)荷,加速了柴油機(jī)活塞熱疲勞試驗進(jìn)度[6]。陳波設(shè)計了利用激光加熱的活塞熱疲勞試驗系統(tǒng),準(zhǔn)確分析了熱負(fù)荷對活塞可靠性的影響[7]。雷基林設(shè)計了自動化的活塞熱疲勞模擬試驗臺,能夠更加簡易地進(jìn)行模擬試驗[8]。Szmytka等開發(fā)了一款利用高頻感應(yīng)加熱活塞的熱疲勞模擬試驗機(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,在試驗中用光學(xué)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(yù)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(jìn)氣過程中的空氣對活塞頂面的冷卻作用,無法獲取準(zhǔn)確的活塞溫度場,對活塞低周疲勞壽命預(yù)測將會產(chǎn)生較大的誤差。

Hoag等指出發(fā)動機(jī)實際工作過程中,進(jìn)氣時冷空氣先經(jīng)過活塞頂進(jìn)氣門側(cè),對該側(cè)冷卻量較大,使得活塞頂進(jìn)氣門側(cè)的溫度低于排氣門側(cè),有時溫差可達(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等在計算溫度場時考慮到進(jìn)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(xué)模擬了發(fā)動機(jī)進(jìn)氣過程,得到了進(jìn)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(jié)果與模型計算結(jié)果更加吻合,表明考慮進(jìn)氣影響的溫度場計算模型精度更高[12]。

綜上所述,進(jìn)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(yù)測研究對于溫度場都只是進(jìn)行簡單的映射,或者設(shè)定一個初始溫度,沒有考慮進(jìn)氣冷卻的影響。本文通過發(fā)動機(jī)燃燒過程仿真分析,考慮了進(jìn)氣過程對溫度場分布的影響,結(jié)合活塞材料疲勞試驗和壽命預(yù)測模型,對活塞低周疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測,使預(yù)測結(jié)果更加準(zhǔn)確,為活塞的設(shè)計和可靠性預(yù)測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平衡狀態(tài),表達(dá)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(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刻,物質(zhì)能量的變化等于該物質(zhì)對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。

1.2 Manson-Coffin疲勞壽命預(yù)測模型

在研究延性材料熱疲勞問題時,提出了以塑性應(yīng)變幅為參量來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

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(jìn)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(jìn)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(xué)性能參數(shù),通過萬能疲勞試驗機(jī)對所加工的樣件進(jìn)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(jī)為Zwick公司的Z050,并按照國標(biāo)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(jìn)行材料拉伸試驗。試件通過在激光引伸計測量材料的應(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,對試件進(jìn)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(qiáng)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(jìn)行活塞材料拉壓疲勞試驗?；贛TS 370疲勞試驗機(jī)進(jìn)行試驗,載荷應(yīng)力比為0,試驗采用應(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個應(yīng)變水平,通過高溫應(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實時監(jiān)測和控制試件溫度,使溫度保持在573 K。

應(yīng)變試驗以最大拉應(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結(jié)果,建立鋁合金疲勞壽命預(yù)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(jī)工作過程中,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內(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)氣門間隙為0.3 mm,排氣門間隙為0.5 mm,設(shè)定進(jìn)氣門處的進(jìn)氣壓力為220 kPa,排氣門處的出口壓力為標(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)的小時油耗和轉(zhuǎn)速算出單個循環(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,建立氣體流動的CFD模型。通過所建CFD模型,對發(fā)動機(jī)整個工作過程進(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

活塞在工作過程中主要受到活塞銷位置的往復(fù)慣性力、缸套對活塞的側(cè)推力和燃燒室對活塞頂面的缸內(nèi)爆發(fā)壓力這3個機(jī)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(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)行計算。

圖4 氣缸爆發(fā)壓力分布

缸套對活塞的側(cè)推力主要通過潤滑油膜進(jìn)行傳遞,經(jīng)驗公式認(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(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(zhǔn)確性,只對活塞銷邊緣的倒圓進(jìn)行了簡化,保留了其他所有的活塞結(jié)構(gòu)細(xì)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(diǎn),活塞銷共3 273個單元和5 840個節(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,該接觸可以同時進(jìn)行熱、力傳遞,并實現(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調(diào)整。構(gòu)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(dǎo)及摩擦、滑動現(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)變場分析以及低周疲勞壽命預(yù)測。

為了驗證所建有限元模型的正確性,進(jìn)行活塞溫度場仿真分析,并通過試驗進(jìn)行驗證。首先,在CFD模型中對發(fā)動機(jī)完整的工作循環(huán)進(jìn)行缸內(nèi)燃燒過程仿真分析,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)置一個載荷步,將對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)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(dá)到相對穩(wěn)定狀態(tài),提取最后一個循環(huán)的計算結(jié)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(diǎn)位置

選取活塞模型上有代表性的節(jié)點(diǎn)作為測點(diǎn),測點(diǎn)分布如圖9所示。在所選取的9個測點(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,對溫度信號進(jìn)行實時處理,并將信號發(fā)送到外部,由數(shù)據(jù)終端設(shè)備接收顯示記錄,完成活塞溫度測量。

將活塞裝回發(fā)動機(jī)中,并在額定工況下進(jìn)行臺架試驗,測得活塞各測點(diǎn)在柴油機(jī)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(jié)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(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),驗證了仿真方案的可靠性和計算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

圖10 溫度場試驗值與仿真

4 柴油機(jī)活塞壽命預(yù)測研究

4.1 進(jìn)氣冷卻對活塞溫度場分布的影響

為了研究進(jìn)氣冷卻對活塞壽命預(yù)測的影響,首先基于發(fā)動機(jī)完整工作過程對活塞進(jìn)行溫度場分析,通過在Converge中設(shè)置進(jìn)氣氣流的影響來實現(xiàn)控制進(jìn)氣冷卻效應(yīng)的影響。取進(jìn)氣過程快要結(jié)束時刻作為分析時刻,其活塞頂面燃?xì)鉁囟葓鋈鐖D11所示。由圖11可知:進(jìn)氣擾動對活塞頂面燃?xì)鉁囟葓龅挠绊戄^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,將對活塞頂面的溫度場分布產(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?/p>

每隔4°設(shè)置一個載荷步,將對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)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(jìn)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(jìn)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(dāng)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(yuǎn)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(shè)法翻過去?！?/p>

(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)氣冷卻時溫度場分布

4.2 進(jìn)氣冷卻對活塞應(yīng)變場分布的影響

活塞在發(fā)動機(jī)啟停機(jī)時,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程的疲勞可靠性,需要綜合考慮溫度載荷和機(jī)械載荷,對活塞進(jìn)行應(yīng)變場分布研究。將最高溫度出現(xiàn)時刻的活塞溫度場結(jié)果和機(jī)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(yīng)變場分布結(jié)果,選取最大應(yīng)變出現(xiàn)時刻下的應(yīng)變場進(jìn)行對比,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

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)對應(yīng)變場分布影響較小;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)變增大使活塞產(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刻的應(yīng)變作為啟動后最高載荷,停機(jī)過程時刻的應(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)分別計算出考慮冷卻效應(yīng)、不考慮冷卻效應(yīng)時的活塞危險點(diǎn)疲勞壽命,分別為14 915、17 305,可知考慮進(jìn)氣冷卻效應(yīng)會讓計算的活塞壽命縮短。進(jìn)氣冷卻雖然會降低燃?xì)鉁囟葓龅淖罡邷囟?但是因為溫度場分布區(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)變增加了0.425%,壽命降低了13.8%,在計算中考慮進(jìn)氣的冷卻效果更加有利于工程應(yīng)用中對活塞可靠性和安全系數(shù)的評估。

5 結(jié) 論

本文以柴油機(jī)活塞為研究對象,研究了進(jìn)氣冷卻效應(yīng)對活塞溫度場、應(yīng)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(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、應(yīng)力場分布,并根據(jù)活塞材料疲勞壽命預(yù)測模型,對活塞危險點(diǎn)低周疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測,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(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,危險點(diǎn)位置位于活塞銷孔位置,考慮進(jìn)氣冷卻效應(yīng)會讓危險點(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)測更加合理,有利于工程應(yīng)用設(shè)計中對活塞可靠性和安全系數(shù)的評估。