蘭銀在,王根全,李鵬,文洋,靳永標,張冬梅,趙振威

(中國北方發(fā)動機研究所(天津)，天津 300400)

載荷形式對V型柴油機機體疲勞壽命的影響

蘭銀在,王根全,李鵬,文洋,靳永標,張冬梅,趙振威

(中國北方發(fā)動機研究所(天津)，天津 300400)

以某V型柴油機機體為研究對象，對兩種載荷形式下機體疲勞試驗方法進行了研究，對比計算了兩種試驗載荷加載方式下機體橫隔板的疲勞壽命分布。研究結果表明，橫隔板處的疲勞壽命分布基本相同，兩種載荷形式對機體橫隔板疲勞壽命的影響沒有顯著的差異。結合仿真結果，在實機試驗中采取集中加載方式進行了驗證，為后續(xù)確定機體疲勞試驗的加載方式和載荷大小提供了依據(jù)。

柴油機；機體；載荷；疲勞壽命；疲勞試驗

隨著柴油機輕量化設計要求的提高和缸內燃燒壓力的不斷增大，柴油機主要受力零部件的疲勞可靠性問題受到越來越多的關注。在整機的開發(fā)流程中，零部件試驗驗證是必不可少的關鍵環(huán)節(jié)，一方面為發(fā)動機整機可靠運行提供支撐，另一方面檢驗零部件本身的結構強度能否滿足設計要求[1-5]。機體臺架模擬試驗是檢驗其抗疲勞性能的一種有效手段。目前，機體疲勞試驗的加載方式主要有兩種：第1種是施加分布載荷，即活塞位于上、下止點之間，其優(yōu)點是加載方式更接近于實機工作狀態(tài)，缺點是氣缸密封困難；第2種是在觸動活塞上直接施加集中載荷，與第1種分布載荷相比，它對機體實際承受的載荷更簡化，可能影響機體疲勞壽命的分布。孫耀國等研究了直列機型的載荷形式對機體局部疲勞壽命的影響[6]。對于V型柴油機，整機斷裂失效主要發(fā)生在橫隔板處，因此，機體橫隔板是疲勞壽命的重要考察部位。

本研究通過數(shù)值仿真方法在兩種工況、兩種載荷形式下得到了V型柴油機機體的應力分布，據(jù)此評估了機體橫隔板疲勞壽命的大小。通過電測試驗進行了應力驗證，同時與機體部件試驗相結合對橫隔板疲勞壽命進行了分析、驗證。

1 分析模型的建立

研究對象為V型12缸柴油機，每缸的結構形式基本相同，如果采用整體結構，會因規(guī)模龐大、結構復雜造成有限元計算困難，計算量將非常大，耗時較長，計算成本增加。考慮到兩側氣缸是對稱設計，且橫隔板失效只是在機體局部范圍，同時柴油機工作時基本是一個自平衡系統(tǒng)，為減少計算量，將機體橫隔板和主軸承蓋從整機中選出進行建模計算。取兩側缸且取一個整缸帶兩個半缸作為研究對象，重點關注橫隔板部位的疲勞壽命，此部分劃分相對較細的網(wǎng)格。綜合計算性能和收斂性結果檢查，選用的全局網(wǎng)格尺寸為15 mm，橫隔板網(wǎng)格尺寸為5 mm。整個網(wǎng)格模型共劃分1 557 263單元，2 666 259個節(jié)點。有限元模型見圖1。

圖1 機體有限元分析模型

2 邊界條件

位移邊界條件主要包括機體、氣缸蓋、曲軸、主軸承蓋的剛體位移約束,機體、氣缸蓋、氣缸套、氣缸墊、曲軸的對稱面位移約束。對于由機體、氣缸蓋、氣缸墊等組成的組合結構及由機體、曲軸、主軸承蓋等組成的組合結構，在氣缸蓋螺栓和主軸承螺栓預緊力的作用下，裝配結合面上都有接觸效應。模型中建立了機體與氣缸蓋小滑移接觸對、機體與氣缸墊小滑移接觸對、機體與曲軸間隙配合、機體與主軸承蓋小滑移接觸對,預緊螺栓與氣缸蓋和機體均是綁定連接，其中接觸面間初始摩擦因數(shù)取0.15[7]。在計算時程序根據(jù)接觸狀態(tài)自動在接觸面上建立單元，傳遞作用力。

為了簡化計算，載荷邊界條件主要考慮的作用力有：缸蓋螺栓預緊力186 kN，主軸承螺栓預緊力186 kN，橫拉螺栓預緊力90 kN；氣體燃燒壓力20 MPa；標定工況下連桿往復慣性力28 390 N，連桿力334 812 N，活塞側壓力27 052 N。

機體各組成部件的材料參數(shù)及力學性能見表1[7]。

表1 計算模型的物理參數(shù)

3 機體應力分析與試驗驗證

3.1有限元計算結果

本研究重點考察了兩種載荷、兩種工況形式下機體橫隔板應力值?？疾靺^(qū)域見圖2。1區(qū)、2區(qū)為左側主軸承螺栓根部，3區(qū)、4區(qū)、5區(qū)為主油道與隔板相交處，6區(qū)、7區(qū)為右側主軸承螺栓根部。應用有限元分析軟件Ansys Workbench分別計算了分布載荷在預緊工況和標定工況下的最大主應力和最小主應力，集中載荷在預緊工況和標定工況下的最大主應力和最小主應力。

圖2 機體橫隔板危險點位置編號示意

預緊工況下，分布載荷和集中載荷的最大主應力在對應點的最大差值小于等于15%，即2.5 MPa；分布載荷和集中載荷的最小主應力在對應點的最大差值小于等于7%，即1.2 MPa。標定工況下，分布載荷和集中載荷的最大主應力在對應點的最大差值小于等于16%，即0.4 MPa；分布載荷和集中載荷的最小主應力在對應點的最大差值小于等于15%，即0.2 MPa。

3.2機體橫隔板應力測量

根據(jù)機體的結構特點，對照有限元仿真分析結果，在機體第二橫隔板布置7個應變花，布片位置見圖3。采用應變花測量了第二橫隔板的應力值，缸內加載20 MPa液壓力。仿真值和實測值的對比見圖4至圖11。

圖3 機體橫隔板應力測量位置

圖4 分布載荷預緊工況機體最大主應力

圖5 集中載荷預緊工況機體最大主應力

圖6 分布載荷爆發(fā)工況機體最大主應力

圖7 集中載荷爆發(fā)工況機體最大主應力

圖8 分布載荷預緊工況機體最小主應力

圖9 集中載荷預緊工況機體最小主應力

圖10 分布載荷爆發(fā)工況機體最小主應力

圖11 集中載荷爆發(fā)工況機體最小主應力

從圖4至圖11中可以看出，預緊工況和標定工況，兩種載荷實測值和仿真值變化趨勢一致。無論是預緊工況還是標定工況，對應集中載荷的最大主應力值較分布載荷的最大主應力值偏大，數(shù)值小于3 MPa。對應集中載荷的最小主應力值與分布載荷的最小主應力值基本相當，數(shù)值小于1 MPa。同時，載荷形式對機體橫隔板應力變化影響不顯著，仿真值與計算值誤差小于等于2.1 MPa，滿足工程設計要求。

4 機體疲勞壽命分析與試驗驗證

4.1機體疲勞壽命評估

機體疲勞壽命分析主要包括三部分：機體靜強度計算模型FEA-model、機體所受各載荷的載荷譜、機體材料的S-N曲線，具體流程見圖12。

圖12 機體疲勞仿真流程

本研究選用了Miner線性累積損傷理論[8-11]，該理論認為在使用中一個給定的應力水平所消耗的疲勞壽命是該應力水平作用的循環(huán)次數(shù)與該應力水平作用到破壞所允許的次數(shù)比(見圖13)，多級應力水平作用時，各級損傷比之和即為疲勞損傷，當該值達到1時，即為損傷破壞。

(1)

式中：ni為每次運行中某種循環(huán)的循環(huán)次數(shù)；Ni為第i個應力水平在P-S-N曲線上的疲勞壽命；k為分解出的循環(huán)種類數(shù)。

則零件可以承受的總周期數(shù)為

(2)

零件的疲勞壽命為

(3)

由于Miner線性累積損傷理論沒有考慮載荷譜中各級載荷之間的相互影響,它不能計及低于疲勞極限的低應力所造成的損傷，也不能計及應變硬化等因素。因此，用線性累積損傷理論來估算疲勞壽命，其結果可能是保守的，也可能是不安全的，而且有時可能相差很大。因此，用這種累積損傷理論計算的疲勞壽命只能稱為“估算”的疲勞壽命。

對于柴油機機體，為了使估算的疲勞壽命更符合實際情況，本研究把線性累積損傷理論的疲勞壽命寫成：

(4)

(5)

顯然，它是在Miner的表達式上乘以一個修正因子b，計算中b取0.3[11]。

圖13 疲勞損傷線性積累示意

將兩種載荷、兩種工況下應力計算后的機體模型導入有限元疲勞分析軟件Femfat中，根據(jù)確定的材料參數(shù)，以實際疲勞試驗加載過程中正弦信號作為疲勞計算的載荷-時間歷程，分別計算橫隔板的疲勞壽命，結果見圖14和圖15。從計算結果可知，分布載荷和集中載荷的疲勞壽命結果基本一致。對比表2中兩種載荷作用下的疲勞壽命值可知，兩者壽命分布和趨勢基本處于同一位置，兩種載荷對于機體疲勞壽命的影響規(guī)律是一致的。

圖14 分布載荷機體橫隔板疲勞壽命分布

圖15 集中載荷機體橫隔板疲勞壽命分布

節(jié)點號分布載荷壽命/次集中載荷壽命/次816721．03E+121．09E+125831323．71E+113．83E+114225111．71E+081．69E+081823641．58E+081．61E+08254469．18E+078．7E+075285271．24E+101．21E+108606571．39E+081．41E+08

4.2機體疲勞試驗驗證

機體疲勞試驗采用INSTRON電液伺服試驗加載系統(tǒng)(見圖16)，采用集中載荷加載，期望安全系數(shù)為1.5，載荷增量為標定載荷的30%，即26 MPa，試驗的等效缸內最高燃燒壓力為26 MPa，加載波形為正弦波，試驗頻率為30 Hz，相位差為180°，按照無限壽命設計原則確定循環(huán)次數(shù)為2.5×107。

機體完成2.5×107次疲勞考核后，拆檢機體，橫隔板無宏觀裂紋及損傷。疲勞試驗后進行滲透檢查，機體橫隔板完好，無微觀裂紋及損傷，認為該機體結構滿足設計要求，同時也驗證了仿真分析施加邊界條件的正確性。

圖16 機體橫隔板疲勞試驗驗證

5 結論

a) 在預緊和標定工況下，通過電測試驗測試表明，載體形式對機體橫隔板應力變化影響不顯著，在最高燃燒壓力20 MPa下，最大主應力值差值最大不超過2.5 MPa，最小主應力值差值最大不超過2 MPa;

b) 對于以機體橫隔板為重點考察部位的疲勞試驗，集中載荷和分布載荷兩種加載方式對該部位應力的確定和疲勞壽命的評估無顯著差異，因此，可以認為兩種加載方式是等效的；

c) 由疲勞壽命預測結果可知，機體橫隔板最危險區(qū)域壽命均超過2.5×107次，認為該機體在工作情況下是符合設計要求的，這與部件臺架疲勞試驗結果一致；

d) 由機體疲勞壽命云圖可知，橫隔板在大部分

位置的安全裕度很大，建議對這些區(qū)域進行進一步結構優(yōu)化，一方面提高機體的經(jīng)濟性，另一方面降低機體的質量。

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EffectsofLoadFormonCylinderBlockFatigueLifeofV-TypedDieselEngine

LAN Yinzai,WANG Genquan,LI Peng,WEN Yang,JIN Yongbiao,ZHANG Dongmei，ZHAO Zhenwei

(China North Engine Research Institute(Tianjin),Tianjin 300400,China)

For the cylinder block of V-typed diesel engine, the fatigue test methods of two load forms were researched and the bulkhead fatigue life distribution was calculated and compared. The results show that the fatigue life distributions at bulkhead are hardly affected by different load forms. The bench test was further conducted by centralized loading to verify the result, which provided the reliable reference for loading method of future fatigue test.

diesel engine；cylinder block;load;fatigue life;fatigue test

2016-12-19;

2017-10-17

國防科技“十三五”重點預研項目(30105080301)

蘭銀在(1980—)，男，副研究員，主要研究方向為發(fā)動機結構設計與可靠性評估；lyz033@126.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2017.05.008

TK413.1

B

1001-2222(2017)05-0039-05

[編輯: 李建新]