考虑机械约束的气缸盖低周疲劳试验与寿命预测

文洋,胡丰泽,李鹏,赵志强,许春光,景国玺

(1.中国北方发动机研究所(天津),天津 300400;2.海军装备部;3.河北工业大学,天津 300400)

随着发动机最高燃烧压力不断提高,由此带来的气缸盖热负荷问题日益突出。因此,在产品研发过程中,必须评估和考核气缸盖的低周疲劳性能。尤其当发动机处于起停循环过程中,气缸盖火力面被急剧加热并强制冷却,因此产生较大的循环热应力,导致低周疲劳损伤。气缸盖火力面的低周疲劳寿命成为制约气缸盖可靠性的薄弱环节[1-4]。

对气缸盖进行低周疲劳寿命评估时,通常采用试验考核和仿真分析两种手段。对于试验考核,大多数试验方法通过循环的加热和冷却模拟气缸盖起停循环过程中的受热状况[5],试验过程未考虑预紧力的机械约束对气缸盖的热变形和热应力分布的影响,进而影响低周疲劳寿命的考核结果,造成与实际工况间的误差,降低试验结果的准确度。仿真分析通常以Manson-Coffin低周疲劳寿命预测模型为理论依据,该理论以塑性应变幅为寿命评价的参数,不能直接反映材料高温低周疲劳失效的本质机理。文献[6-11]研究证明,能量法以滞回能为表征损伤的参数,在预测气缸盖低周疲劳寿命时具有更为明确的物理意义,但尚未有基于能量法的成熟商业软件能够进行低周疲劳寿命预测。

本研究针对某铸铁气缸盖低周疲劳寿命大于等于2 000循环的设计要求,同时开展试验考核和仿真评估研究。在试验方法研究中,考虑预紧载荷约束和刚强度匹配,使气缸盖承受的预紧载荷与实际状况基本保持一致。在仿真预测方法研究中,基于能量法理论,采用Matlab软件进行自编程,揭示气缸盖低周疲劳机理。

1 气缸盖低周疲劳试验研究

1.1 气缸盖低周疲劳试验方案

基于自主研发的燃气热负荷试验台(见图1),开展气缸盖低周疲劳试验,该试验台通过火焰燃烧(丙烷和氧气的混合气)实现对气缸盖加热,加热至规定温度后再采用压缩空气冷却,反复进行加热和冷却,直至出现裂纹或通过试验要求次数。针对不同气缸盖温度场分布不同的特点,通过调整燃烧器的局部结构实现火焰分布控制。

图1 燃气热负荷试验台

通过缸盖螺栓将被试气缸盖固定于非标机体上,并对缸盖螺栓加载预紧力。同时设计调整衬套,运用有限元分析方法,开展试验状态和整机状态的刚度对比分析,通过改变调整衬套的材料和尺寸参数,实现调整试验系统刚度分配的目的,即保证试验系统中被连接件压缩刚度与整机状态尽可能一致,从而确保气缸盖在试验考核中承受的预紧力分配与整机状态一致。被连接件压缩刚度计算见式(1)。

(1)

式中:kn为第n个被连接件压缩刚度;xn为第n个被连接件接触点的位移。

建立整机状态与试验状态被连接件刚度等效模型,如图2所示。

图2 气缸盖螺栓连接系统刚度等效模型

对比两种状态螺栓连接系统的刚度匹配模型中气缸盖的变形量x1,通过有限元软件计算两种状态的预紧工况,分别读取缸盖各螺栓孔上端与下端位置在预紧力方向上的位移,然后进行差值计算,获得气缸盖各螺栓孔预紧力方向的变形量Δx。两种状态螺栓孔预紧力方向变形量的对比见图3。

由图3对比可知,气缸盖热负荷试验台预紧状态与整机预紧状态下,气缸盖螺栓孔预紧方向变形量相差在4%以内,气缸盖螺栓连接系统刚度匹配基本一致,所以气缸盖热负荷试验状态下的机械约束边界可直接用于模拟整机状态。

图3 整机与试验状态缸盖螺栓孔位置预紧力方向 变形量对比

在刚度匹配计算的基础上,设计了低周疲劳试验装置,如图4所示,试验现场如图5所示。

图4 气缸盖低周疲劳试验装置

图5 气缸盖低周疲劳试验现场

1.2 气缸盖低周疲劳试验结果

试验过程需要对气缸盖温度进行监测,被试气缸盖火力面热电偶布置如图6所示。试验中按照排气门鼻梁区特征点2进行温度控制,依据前期单缸机气缸盖测温结果,确定气缸盖低周疲劳试验过程中特征点2的加载温度范围为130～360 ℃,温度控制偏差要求在±5%以内。

图6 被试气缸盖热电偶布置

温度监控特征点2(排气门鼻梁区)的温度循环载荷历程如图7所示,试验过程中每个循环加热时间约为110 s,冷却时间约为240 s。特征点2试验温度范围为127～367 ℃,在目标温度±5%以内。

图7 温度循环加载试验过程

试验完成后,对气缸盖积炭等进行清洗,实物照片见图8。经受热载荷后缸盖火力面出现明显高温痕迹,受热区域发蓝、发紫,以气门座孔棱缘处最为明显,未见肉眼可见宏观裂纹。进一步对气缸盖火力面和排气道进行渗透探伤检查,检查结果见图9,火力面及鼻梁区未发现裂纹。

在规定的温度循环载荷下被试气缸盖完成了低周疲劳考核试验。经检查,未见气缸盖损坏,未发现热裂纹,该气缸盖通过2 000次低周疲劳考核。

图9 气缸盖探伤检查

2 气缸盖低周疲劳寿命仿真分析评估

2.1 气缸盖低周疲劳载荷谱研究

由分析可知,鼻梁区为气缸盖低周疲劳的危险部位,将图10中排气鼻梁区特征点的载荷加载至等效试样上。等效试样为在气缸盖火力板进行取样后加工的标准试样,目的是为了保证等效试样的物性参数与真实气缸盖保持一致。分析结果对比如图11所示。

由图11可知,等效试样的温度、热应变、机械应变与气缸盖特征点完全一致,应力峰值和塑性应变幅存在5%以内的差异,该差异是由于气缸盖局部结构的特异性导致的,但二者应力变化趋势以及应力与塑性应变的关系一致,可见基于等效试样状态的研究结果能够反映气缸盖实际状态下的低周疲劳行为。

2.2 气缸盖材料塑性性能测试

利用测温试验结果标定气缸盖仿真分析模型,在保证有限元模型中测温位置处的温度与试验测试结果一致时,提取气缸盖火力面高温点的温度,温度在400～500 ℃范围内。因此,利用等效试样开展气缸盖材料塑性特性测试,针对该气缸盖火力面的工作温度和受力特性,分别测试材料不同温度(400 ℃,500 ℃)、不同应变幅速率 (0.3%,0.25%,0.2%,0.15%)下的循环应力-应变曲线,如图12所示。

图12 不同应变速率下的循环应力-应变曲线

2.3 气缸盖低周热机疲劳寿命研究

2.3.1 能量法理论

目前,用于低周疲劳寿命预测的能量模型主要有3类:塑性应变能理论、总应变能理论和耗散能理论[12-15]。本研究在进行气缸盖低周疲劳寿命预测时采用塑性应变能理论。

塑性应变能理论认为循环塑性变形的累积是导致疲劳损伤的原因,塑性应变能密度与疲劳寿命之间满足如下关系式:

(2)

式中:Wp为塑性应变能密度,Nf为疲劳寿命,α与C为材料常数。

2.3.2 低周热机疲劳寿命预测

由式(2)可知,基于塑性应变能理论求解火力面低周疲劳寿命时,需确定材料常数α与C以及考察点的应力-塑性应变变化曲线。

对图12中实测的循环应力-应变曲线数据进行分析处理,通过编制程序计算各应变速率下的循环应力-应变曲线所围成的面积,其物理意义代表塑性应变能密度,并结合试样实测的低周寿命,拟合求解材料常数α与C,拟合结果如表1所示。

气缸盖火力面因为与高温燃气直接接触,会产生塑性变形,是低周疲劳分析的考核重点。因此,本研究应用子模型分析技术开展弹塑性分析和低周疲劳寿命预测,以火力面为计算区域,计算怠速工况与标定工况间交替变化(模拟发动机的起停工况)时气缸盖火力面的应力和塑性应变情况。子模型示意及考察点分布如图13所示,其中,考察点A位于排气鼻梁区,考察点B、D位于进排气鼻梁区,考察点C位于进气鼻梁区。

图13 子模型及其考察点示意

基于子模型方法,在考虑材料温度非线性和弹塑性的基础上,计算得到5个考核循环内塑性应变和其对应的应力,如图14所示。绘制图12中鼻梁区考察点的应力-塑性应变变化关系曲线,如图15所示。每个考察点的塑性应变和其对应的应力形成一个近似封闭的环。塑性应变能理论认为,该环所围成的面积,其物理意义表示损伤过程中塑性功的累积。通过编制程序,计算图14中考察点的应力-塑性应变曲线所围成的面积,得到4个考察点的塑性应变能密度,结果如表2所示。

图15 最后一个循环考察点应力-塑性应变变化关系

表2 考察点的塑性应变能密度

通过对实测数据拟合确定了材料常数,通过有限元分析得到考察点的塑性应变能密度,将二者代入式(2),即可求得各考察点的低周热机疲劳寿命,如图16所示。其中,位于排气鼻梁区的考察点A,其寿命最低,为2 863次,表示考察点A能够进行2 863次怠速工况与标定工况间的交替变化循环考核。

图16 考察点低周热机疲劳寿命柱状图

3 结束语

在气缸盖低周疲劳试验研究中,考虑螺栓预紧载荷,结合刚度匹配计算,使气缸盖在试验状态下的预紧状况与整机接近,对气缸盖完成2 000次考核,经探伤未发现热裂纹,该气缸盖通过了规定的2 000次低周疲劳考核。

结合实测材料数据,利用有限元分析方法,对气缸盖进行仿真分析评估,得到火力面的应力及塑性变形分布,在此基础上运用塑性应变能理论,计算火力面鼻梁区考察点的寿命,对于排气鼻梁区的考察点A,其寿命最低为2 863次,表示考察点A能够进行2 863次怠速工况与标定工况间的交替变化循环考核,表明该气缸盖满足使用要求规定的2 000次低周疲劳考核指标。