趙承章，黃渭清，左正興，任培榮，劉金祥

(北京理工大學 機械與車輛學院，北京 100081)

由于國家對能源節(jié)約與環(huán)境保護問題的重視，輕量化、高功率密度以及低排放等[1]特點成為發(fā)動機發(fā)展的新趨勢，發(fā)動機性能的不斷提高也使得其關鍵零部件的工作環(huán)境日益惡劣.氣缸蓋作為發(fā)動機的重要零部件，不僅布置有冷卻水腔、進/排氣道和燃燒室等復雜結構，還在工作過程中承受螺栓預緊力、過盈力、鑄造殘余應力和周期性燃氣爆發(fā)壓力等多種熱-機負荷，使其成為發(fā)動機最易失效的零部件之一.此外，受到鑄造加工方式固有特點以及復雜結構等因素的影響，氣缸蓋不同位置結構強度通常表現(xiàn)差異，在服役過程受到復雜負荷作用時，會造成關鍵部位的加速失效，對其可靠性以及發(fā)動機壽命造成一定影響，因而有必要對氣缸蓋不同位置材料進行拉伸性能評估.

鋁硅合金材料因其質(zhì)量輕、導熱性能好、比強度高和鑄造性能好等優(yōu)點，在氣缸蓋材料中廣泛使用.劉福東等[2]發(fā)現(xiàn)，硅含量的變化對材料的抗拉強度與硬度有明顯的影響.Vandersluis等[3]和Chen等[4]研究了微觀組織中共晶硅形貌、晶粒尺寸和沉淀強化相等差異對鋁硅合金材料拉伸性能的影響.為了更加真實地反映整體氣缸蓋結構的拉伸性能，不能僅限于對鑄造材料進行研究，還需要對氣缸蓋本體結構進行取樣、測試與分析工作.Fan等[5]從經(jīng)過不同熱處理氣缸蓋的螺栓凸臺位置進行取樣工作并開展拉伸性能測試，分析發(fā)現(xiàn)T6熱處理之后的試樣表現(xiàn)出更高的屈服強度與抗拉強度.周永壽等[6]對氣缸蓋進行取樣測試，發(fā)現(xiàn)氣缸蓋不同位置力學性能存在差異.然而氣缸蓋結構復雜且內(nèi)部多為薄壁，該特征導致取樣空間有限，無法取到標準試樣，因而需考慮使用小型試樣進行測試分析.隨著機械零部件朝著結構復雜化和功能多樣化的特點發(fā)展，用小型試樣進行力學性能測試的必要性逐漸增加，在研究核輻射材料、納米結構材料等方面，小型試樣有更大的應用場景[7-8].Yang等[9]研究發(fā)現(xiàn)試樣尺寸和試樣結構的不同導致拉伸性能存在一定的差異.Liu等[10]對小型試樣的尺寸進行優(yōu)化，使小型試樣的測試結果達到與標準試樣的近似.

針對氣缸蓋等復雜結構部件的鑄造質(zhì)量評定及性能評估，涉及到鑄造工藝、取樣方案、性能評定方式方法和試樣尺寸效應等因素的影響，測試數(shù)據(jù)與研究結論不具備普遍性與通用性.因此，需要根據(jù)特定結構開展特殊取樣試驗與研究工作.在進行結構取樣時，由于氣缸蓋薄壁位置的限制，無法滿足對取樣尺寸的優(yōu)化來達到與標準試樣近似的拉伸性能，因而無法得知薄壁部位可以參考的拉伸性能數(shù)據(jù).為了能將小型試樣得到的拉伸性能數(shù)據(jù)用于部件的結構強度分析，研究試樣的尺寸效應現(xiàn)象并建立小型試樣拉伸數(shù)據(jù)和標準試樣的對應關系是至關重要的.在進行拉伸試驗時，隨機分布的缺陷會引發(fā)試樣最薄弱環(huán)節(jié)的提前失效，最終造成試樣的完全斷裂[11-12]，這一現(xiàn)象符合最弱環(huán)節(jié)理論的應用背景.威布爾在研究脆性材料的拉伸強度時，結合最弱環(huán)節(jié)理論，提出了描述試樣在均勻應力作用下失效概率的威布爾分布[13].因此，針對不同尺寸試樣拉伸性能數(shù)據(jù)的統(tǒng)計與分析，采用威布爾分布是一種有效的方法.

筆者對鑄造鋁硅合金氣缸蓋材料不同位置的拉伸性能進行了測試與分析，并用最弱環(huán)節(jié)理論的威布爾分布模型對標準試樣和小型試樣的拉伸性能數(shù)據(jù)進行了統(tǒng)計分析.首先，在氣缸蓋頂板、力墻和底板位置進行標準試樣和小型試樣的取樣工作，開展試樣拉伸性能測試與微觀組織觀測，評估氣缸蓋不同位置的拉伸性能.其次，基于不同尺寸試樣拉伸數(shù)據(jù)，建立了最弱環(huán)節(jié)理論的威布爾分布模型，得到不同尺寸試樣拉伸性能關系.最后，通過建立的關系實現(xiàn)小型試樣的拉伸性能對標準試樣的預測，得到氣缸蓋薄壁結構中關鍵部位的可參考數(shù)據(jù)，得出氣缸蓋不同位置微觀組織差異，為鑄造工藝與氣缸蓋結構的改進提供參考，建立的最弱環(huán)節(jié)理論威布爾分布模型可以解決不同尺寸試樣間拉伸性能的有效轉換問題.

1 試驗方案與測試方法

1.1 氣缸蓋材料和結構信息

研究所用的氣缸蓋材料為鑄造鋁硅合金，采用低壓鑄造和 T6標準熱處理方法加工成型.氣缸蓋材料的化學成分如表1所示，鑄造成型的氣缸蓋單缸結構如圖1所示.

表1 氣缸蓋材料化學成分Tab.1 Chemical composition of cylinder head material

圖1 氣缸蓋單缸結構Fig.1 Single cylinder structure of cylinder head

1.2 試樣取樣方案

為開展氣缸蓋整體結構的力學性能分析，對同一個氣缸蓋多個位置進行機械加工取樣.由圖1可見，氣缸蓋頂板、力墻和底板位置結構厚大，可以取到標準試樣.但在氣缸蓋內(nèi)部，因為存在較多腔孔、薄壁和不規(guī)則結構而無法取到標準試樣.為了研究氣缸蓋內(nèi)部關鍵部位處的力學性能，只能根據(jù)其體積大小取到小型試樣.

參考金屬材料拉伸試驗標準 GB/T 228.1—2010設計標準試樣結構，根據(jù)氣缸蓋內(nèi)部關鍵部位的材料體積限制設計出小型試樣結構.標準試樣和小型試樣尺寸如圖2所示.從氣缸蓋頂板、力墻和底板3個位置處切取樣坯并進行機械加工，得到標準試樣各 5根，并在緊鄰標準試樣取樣位置附近取樣加工，得到小型試樣各5根，以此來避免因為氣缸蓋不同位置的材料特性差異影響尺寸效應的研究.同時在氣缸蓋內(nèi)部的進氣道夾壁、排氣道夾壁和水腔隔板3個位置處切取樣坯并加工，得到小型試樣各 2根.氣缸蓋結構取樣位置示意如圖3所示.

圖2 試樣尺寸示意Fig.2 Schematic of specimen size

圖3 氣缸蓋結構取樣示意Fig.3 Sampling diagram of cylinder head structure

1.3 拉伸性能測試

參考金屬材料拉伸試驗標準GB/T 228.1—2010，將試樣在 MTS809試驗機上進行拉伸試驗.拉伸試驗過程采用應變控制在室溫下進行，應變速率為0.00025s-1，直到試樣斷裂，試驗停止.根據(jù)拉伸試驗過程中記錄的數(shù)據(jù)，計算得到標準試樣和小型試樣的抗拉強度、屈服強度、斷后伸長率、斷面收縮率和彈性模量的試驗結果.

1.4 微觀組織測量

用于觀測試樣微觀組織的樣品截取自每個試樣斷口處的橫截面.將樣品進行機械打磨與拋光，之后用蔡司 Axio Observer Z1M 金相顯微鏡進行微觀組織的觀察，可以看到樣品的孔隙和共晶硅.最后將樣品進行陽極化制模處理，并在偏振光下用光學顯微鏡觀察樣品的晶粒組織和二次枝晶臂間距(SDAS).使用不同放大倍數(shù)拍攝微觀組織的光學顯微圖片，并使用圖像分析軟件 Image-ProPlus對孔隙、SDAS和共晶硅顆粒進行量化表征.光學顯微圖片的像素可達到 5.0×106.

使用20倍的放大倍數(shù)拍攝樣品中存在的所有孔隙，并測量其孔隙面積.孔隙面積與樣品面積的比值作為一個試樣的孔隙率.SDAS是通過對二次晶胞間距測量取平均值得到，其計算公式為

式中：L為連續(xù)排列的晶胞兩邊緣間總長度；m為被測晶胞的數(shù)目，每個樣品被測晶胞超過500個.

共晶硅顆粒形貌通過兩個特征進行量化表征，第一是長寬比，是顆粒等效橢圓的長軸與短軸之比；第二是圓度R，其計算公式為

式中：P為顆粒周長；A為顆粒面積.圓度越接近1說明顆粒越圓，每個樣品被測的共晶硅顆粒超過800個.

2 試驗結果與分析

2.1 試樣斷裂結果

在拉伸試驗過程中，試樣的標距段部位由于橫截面積小，一直處于高應力狀態(tài)，而試樣夾持部位與標距段之間的過渡部位會因為尺寸的變化而產(chǎn)生應力集中.因此，試樣的標距段和過渡段是容易產(chǎn)生斷裂的位置，進行拉伸試驗的試樣斷裂結果如圖4所示，試樣的斷裂位置均位于標距段內(nèi)，說明試樣設計合理，試驗數(shù)據(jù)可靠.

圖4 試樣斷裂示意Fig.4 Diagram of specimen fracture

2.2 試樣微觀組織

不同取樣位置試樣的代表性晶粒組織如圖5所示，試樣在頂板、底板和力墻位置處的晶粒組織逐漸變大.鑄造工藝和砂型模具結構的影響會導致合金在凝固過程中冷卻速度的變化，因而出現(xiàn)隨取樣位置不同呈現(xiàn)的晶粒組織差異[14].晶粒組織的差異可以通過 SDAS定量化表征.根據(jù) Vázquez-López等[15]建立的相關關系，合金的 SDAS反映了材料凝固過程的冷卻速度，冷卻速度越快，形成的 SDAS越?。焕鋮s速度越慢，形成的SDAS越大.在氣缸蓋鑄造過程中，頂板位置離澆道最遠，且靠近冷鐵，冷卻速度最快；底板位置靠近澆道，冷卻速度較慢；而力墻位置處于兩缸之間的中間部位，散熱條件不好，冷卻速度最慢.

圖5 氣缸蓋不同位置的晶粒組織Fig.5 Grain structure at different positions of cylinder head

圖6為不同取樣位置和不同取樣尺寸試樣的SDAS平均值.不同取樣位置試樣的SDAS有較大差異，而同一位置試樣的 SDAS基本一致.試樣在力墻、底板和頂板位置的SDAS的平均值分別為56.6、28.8和 24.2μm，與力墻位置相比，底板和頂板位置分別下降了49.1%和57.2%.

圖6 不同尺寸試樣在3個位置的SDAS對比Fig.6 Comparison of SDAS of specimens with different sizes in three positions

圖7為不同位置的鋁硅共晶組織的微觀特征.位于頂板和底板位置處的共晶組織分布均勻，共晶硅呈現(xiàn)細小的纖維狀形態(tài)，而位于力墻位置的共晶組織分布不均，且共晶硅是狹長的針狀形態(tài).由于不同位置處的冷卻速度不同，導致凝固較快的頂板和底板位置限制了硅的生長而出現(xiàn)細小的共晶硅顆粒，而力墻位置由于凝固速度較慢，使硅有機會向鋁基體生長，產(chǎn)生了狹長的共晶硅形態(tài).狹長的針狀共晶硅會嚴重的割裂鋁基體，導致材料延展性的降低，并且更容易在其尖銳棱角的周圍產(chǎn)生應力集中而導致材料強度的下降[3].

圖7 氣缸蓋不同位置的共晶組織Fig.7 Grain structure at different positions of cylinder head

圖8為共晶硅的長寬比和圓度特征在不同試樣中的對比結果，特征之間的差異是由取樣位置的不同導致的.共晶硅的長寬比和圓度在頂板和底板位置基本相同，而力墻位置的結果明顯高于其他位置.在頂板、底板和力墻位置，共晶硅的長寬比平均值分別是 1.45、2.01和 3.48；共晶硅的圓度平均值分別是4.76、4.73和 5.88.

圖8 不同尺寸試樣在3個位置的共晶硅形貌對比Fig.8 Comparison of the morphology of eutectic silicon of specimens with different sizes in three locations

在氣缸蓋鑄造過程中，體積收縮和溶解氣體的綜合作用導致了材料中孔隙的生成[16].收縮孔隙的特征是沿著枝晶臂形成的不規(guī)則孔洞，形成的原因是由于合金溶液各種成分的凝固順序不同，枝晶首先凝固成形，周圍沒有足夠的液態(tài)合金補償因枝晶凝固產(chǎn)生的收縮孔隙[14].氣孔的形成原因是金屬在液態(tài)下比在固態(tài)下溶解更多的氣體，在凝固過程中，液體金屬中的氣體產(chǎn)生氣泡，逐漸向上浮動逸出，但由于鑄造過程中朝上的頂板位置先于其他位置凝固，導致內(nèi)部產(chǎn)生的氣泡未能全部逸出，且氣泡周圍沒有足夠的液態(tài)金屬進行補償，因而出現(xiàn)較為規(guī)則的球形氣孔.

圖9為不同位置和不同尺寸試樣的孔隙率平均值對比.孔隙率出現(xiàn)了因試樣尺寸不同導致的明顯差異，小型試樣的孔隙率普遍高于標準試樣.由于鑄造工藝和復雜結構的原因，氣缸蓋中存在的孔隙較多且分布不均勻，因而小型試樣中較小的橫截面積導致孔隙所占空間比例較大.圖10為不同尺寸試樣孔隙.與圖10a相比，圖10b所示小型試樣橫截面處的孔隙較多且所占比例較大.測量得到的所有標準試樣和小型試樣的孔隙率平均值分別為0.18%和0.40%.

圖9 不同尺寸試樣在3個位置的孔隙率對比Fig.9 Comparison of porosity of specimens with different sizes in three locations

圖10 不同尺寸試樣孔隙Fig.10 Porosity of specimens with different sizes

2.3 試樣拉伸性能

圖11a為不同位置處的標準試樣抗拉強度，頂板位置處的抗拉強度最高(320.8MPa)；其次是底板位置(288.2MPa)；力墻位置處的抗拉強度最低(267.2MPa).不同位置處的小型試樣抗拉強度從高到低依次是頂板位置(288.4MPa)、底板位置(275.6MPa)和力墻位置(241.2MPa).在相同位置處，由于試樣尺寸不同也導致了明顯的差異，標準試樣的抗拉強度明顯高于小型試樣.與標準試樣相比，小型試樣在頂板、底板和力墻位置的抗拉強度分別下降了10.1%、4.4%和9.7%.

圖11b為試樣之間的屈服強度差異.標準試樣在頂板、底板和力墻位置的屈服強度分別為 260.2、254.2和 246.0MPa.對比不同位置處的小型試樣屈服強度，從高到低依次是頂板位置(195.2MPa)、底板位置(190.6MPa)和力墻位置(180MPa).與標準試樣相比，小型試樣在頂板、底板和力墻位置的屈服強度分別下降了25%、25%和27%.

試樣的斷面收縮率和斷后伸長率的對比如圖11c、圖11d所示.對比發(fā)現(xiàn)，頂板位置的斷面收縮率和斷后伸長率最大，其次是底板位置，力墻位置最小.小型試樣的斷面收縮率和斷后伸長率明顯高于標準試樣.斷面收縮率和斷后伸長率的大小反映了材料塑性變形的能力.圖11e對彈性模量的對比發(fā)現(xiàn)，試樣的彈性模量幾乎沒有變化，所有試樣的彈性模量變化僅在 68～73GPa間波動，沒有表現(xiàn)出因取樣位置不同和試樣尺寸不同而導致的差異.

圖11 不同尺寸試樣在3個位置的拉伸性能Fig.11 Tensile properties of specimens with different sizes in three locations

通過拉伸性能數(shù)據(jù)對比與微觀組織觀測發(fā)現(xiàn)，氣缸蓋整體結構因微觀組織差異而反映出的拉伸性能有較大的分散，在頂板位置處的拉伸性能最好，底板位置處次之，力墻位置的較差.拉伸性能隨位置不同的變化主要受到晶粒尺寸、共晶形貌和孔隙的共同影響.試樣在同一取樣位置，標準試樣的拉伸性能明顯優(yōu)于小型試樣.通過微觀組織對比，不同尺寸試樣在同一取樣位置的晶粒尺寸與共晶硅形貌基本一致，而孔隙率存在較大差異.小型試樣因其橫截面積較小，其中存在的孔隙會削弱其抵抗變形和承受負荷的能力.在受載情況下，較小橫截面積上的孔隙也會比大橫截面積上的孔隙更容易聚集和結合，導致小型試樣拉伸性能較差.

2.4 不同尺寸試樣拉伸性能的統(tǒng)計分析

2.4.1 最弱環(huán)節(jié)理論的威布爾分布模型

所研究的兩種尺寸試樣取樣位置靠近，取樣加工工藝一致，且試樣斷裂位置處于標距段內(nèi)，因而可以排除因試樣存在不同尺寸的表面缺口和不同加工工藝等因素導致的拉伸性能差異.試樣因孔隙缺陷的影響導致了試樣的斷裂失效，可以用到最弱環(huán)節(jié)理論的威布爾分布模型，對拉伸性能數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計分析.

威布爾分布的最弱環(huán)節(jié)理論假設試樣中存在導致樣品失效的關鍵缺陷，試樣中缺陷的隨機分布導致材料強度的分散[17].使用最弱環(huán)節(jié)理論的威布爾分布模型，不需要對試樣中存在的缺陷進行全面的檢測與統(tǒng)計，只需用拉伸性能數(shù)據(jù)對模型進行擬合即可.在有限的缺陷檢測條件下，此模型具備簡便高效的特點.在基于最弱環(huán)節(jié)理論的威布爾強度分布中，試樣在強度σ下的分布函數(shù)為

式中：P(σ)表示在強度小于或等于σ的情況下試樣的失效概率；cσ為尺度參數(shù)，反映數(shù)據(jù)σ的分散性；w為形狀參數(shù)，控制函數(shù)曲線的形狀.

2.4.2 威布爾分布模型在不同尺寸試樣下的應用

式(3)中樣本的失效概率P由Bergman[18]提出的方法來估計，Wu等[19]利用蒙特卡羅模擬表明，Bergman的估計是使威布爾分布的兩個參數(shù)計算精度最高的方法之一.由Bergman估計的故障概率為

式中：n代表參與統(tǒng)計的試樣數(shù)量；i表示所有測試樣品的抗拉強度值按遞增順序進行排列的排列數(shù).

為了方便進行模型的擬合，將式(3)轉化為

用式(4)計算得到每個試樣在對應抗拉強度σ下的失效概率P，并將P和σ代入式(5)，采用最小二乘法即可擬合得出不同尺寸試樣的威布爾分布模型的函數(shù)曲線作為lnσ的函數(shù)).擬合得到的標準試樣和小型試樣的威布爾分布曲線與試驗數(shù)據(jù)點如圖12所示.擬合出的曲線與試驗數(shù)據(jù)點的分布有良好的一致性.

圖12 威布爾分布Fig.12 Diagram of Weibull distribution

2.4.3 標準試樣力學性能的預測

通過擬合得到的兩種試樣的威布爾分布模型，便可建立標準試樣與小型試樣的抗拉強度在相同失效概率下的對應關系，即

式中：1σ為標準試樣的抗拉強度；2σ為小型試樣的抗拉強度.通過式(6)得出兩種試樣抗拉強度的關系為

通過建立的對應關系使用小型試樣抗拉強度計算得到標準試樣抗拉強度的預測值，預測值與試驗測量值的對比結果如圖13所示.通過對比發(fā)現(xiàn)，預測值與試驗測量值之間的最大誤差僅為 6.64%.因此，通過威布爾分布建立不同尺寸試樣抗拉強度的對應關系，可以得到較為準確的抗拉強度數(shù)據(jù).

圖13 標準試樣抗拉強度的預測值與試驗測量值對比Fig.13 Comparison of predicted and measured tensile strength of standard specimens

氣缸蓋內(nèi)部結構復雜且多為薄壁結構，為了得到氣缸蓋內(nèi)部關鍵部位可靠的拉伸性能，對其內(nèi)部進氣道夾壁、排氣道夾壁和水腔隔板處的小型試樣進行試驗測量，并通過建立的兩種試樣的關系來預測標準試樣的抗拉強度.預測得到的標準試樣的抗拉強度如表2所示.將預測結果與其他位置標準試樣的抗拉強度進行對比發(fā)現(xiàn)，進氣道夾壁、排氣道夾壁和水腔隔板處的抗拉強度均低于頂板、力墻和底板位置，排氣道夾壁位置的抗拉強度最低.由此反映出在氣缸蓋工作過程中，內(nèi)部薄壁位置比其他位置更容易出現(xiàn)裂紋而導致失效，其排氣道夾壁位置的結構強度可能是影響氣缸蓋可靠工作的關鍵.因此，在氣缸蓋的結構設計與鑄造過程中，需著重考慮氣缸蓋內(nèi)部的結構強度與工作可靠性問題.

表2 關鍵部位小型試樣抗拉強度試驗測量值與對應標準試樣預測值Tab.2 Measured values of small-scale specimensat key parts and the predicted values of corresponding standard specimens MPa

3 結 論

對鑄造鋁硅合金氣缸蓋結構進行取樣，研究分析了不同位置和不同尺寸試樣的微觀組織和室溫下的拉伸性能，對試樣的拉伸數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計分析，通過建立的威布爾分布模型，得到不同尺寸試樣抗拉強度的對應關系.最后通過得到的對應關系預測出氣缸蓋內(nèi)部結構標準試樣的拉伸性能.主要結論如下：

(1) 氣缸蓋整體結構的微觀組織和拉伸性能具有一定的差異；通過兩種尺寸試樣在不同位置的拉伸性能分析，發(fā)現(xiàn)頂板位置的拉伸性能最好，其次是底板位置，力墻位置的拉伸性能最差.

(2) 標準試樣的拉伸性能優(yōu)于小型試樣的拉伸性能；小型試樣容易導致分布不均的孔隙以較大比例出現(xiàn)在其橫截面積上，且在受載情況下更容易出現(xiàn)相鄰孔隙的聚集和結合，導致拉伸性能的下降；兩種尺寸試樣的拉伸性能差異可能是受到孔隙缺陷的影響.

(3) 通過擬合得到的威布爾分布模型，建立了兩種試樣抗拉強度的對應關系，使用小型試樣的抗拉強度預測對應的標準試樣抗拉強度，預測值與試驗測量值的最大誤差為6.64%；通過所建立的對應關系得到了氣缸蓋內(nèi)部關鍵部位的拉伸數(shù)據(jù)，分析發(fā)現(xiàn)氣缸蓋內(nèi)部關鍵部位的抗拉強度明顯低于頂板、力墻和底板位置，其中排氣道夾壁位置的抗拉強度最低.