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铝合金活塞热机械疲劳寿命的试验与计算研究
摘要
为评估新型柴油机铝合金活塞在热冲击载荷作用下的寿命，活塞合金热机械疲劳试验（TMF）被实施去描述活塞合金的TMF特性，并提出了基于约束比概念的经验模型来预测活塞的TMF寿命。考虑到经验模型需要昂贵的实验支撑，建立了高频感应加热平台，模拟热冲击载荷作用下活塞的受力情况，利用热冲击试验计算活塞的寿命。此外，还发展了一种有限元方法来计算这一过程中的温度、应变和应力分布。研究了TMF试棒和活塞模型的裂纹萌生和扩展特性。结果表明，TMF试棒发生脆性断裂，具有脆性准解理特征。微裂纹主要发生在初生硅颗粒上，是由于硅和铝的热膨胀系数不同引起的应力集中在初生硅颗粒周围造成的，从宏观上看，活塞最初在针孔上方的边缘处开裂，此处的应力大于其他方向的应力。从微观角度看，活塞环上的各种尺寸的突起是由高温压缩应力引起的。活塞裂纹通常在初生硅颗粒周围萌生，沿初生硅边缘直线扩展，分叉后在一定深度处停止。如果只加热活塞，则不会产生裂纹或塑性变形。利用基于约束比概念的经验模型或基于开发平台的热冲击试验，可以对活塞寿命进行评估。预测寿命与实验寿命相差不超过7%。
关键词：约束比，疲劳寿命，数值模拟，活塞铝合金，热机械性能乏力
- 介绍
近年来，随着人们对柴油机功率密度、排放和油耗的要求越来越高，柴油机零部件的设计也越来越复杂。活塞是柴油机的核心部件，承受着严重的热负荷和机械负荷。因此，热机械疲劳（TMF）是柴油机活塞的主要失效模式。
根据失效循环次数，疲劳可分为高周疲劳和低周疲劳。对于柴油机活塞，严重的热负荷和机械负荷可能导致塑性，即活塞发生LCF。
在实践中，发动机耐久性试验是评定活塞寿命的主流方法。但是这很费时。为了减少发动机耐久性试验的次数，人们致力于开发预测活塞寿命的经验模型。由于TMF的损伤行为非常复杂，经典的LCF经验模型，如Manson-Coffin公式、拉伸滞回能量损伤函数方法和三参数幂函数公式，通常是不够的，可能导致TMF载荷条件下的寿命预测不准确。Gemma和Phillips基于线弹性各向同性断裂力学的概念开发了一种三步方法，以研究薄膜中的孔阵列和先进涡轮翼型典型的发汗冷却配置对TMF寿命的影响。Neu等人和Sehitoglu等人证明了TMF损伤模型，但由于其难以校准而未被广泛采用。Miller等人提出了TMF的蠕变疲劳氧化微裂纹扩展模型。这些模型的复杂性使它们更适用于实验室而不是工厂。因此，提出一个简单的经验模型是预测活塞寿命的关键。
经验模型由两部分组成，即材料的疲劳特性和构件的损伤变量。TMF测试是表征材料TMF行为的有力工具。Wang等人研究了铝硅活塞合金在120-350℃和120-425℃温度范围内的TMF行为。结果表明，快速循环软化发生在初始阶段。循环应力在低应变幅下稳定，在高应变幅下逐渐减小，直至最终破坏。随后，他们研究了约束因子（eta;）对铝硅共晶合金在120-425℃温度范围内的TMF行为的影响，发现除较高的约束因子外，同相TMF的疲劳寿命比异相TMF长。TMF的寿命随eta;绝对值的增加而降低。虽然已经对现有活塞合金的TMF性能进行了一些研究，但仍然有必要通过TMF试验来表征新型活塞合金。
疲劳损伤变量很难通过实验测量。然而，随着计算机技术的迅速发展和有限元方法的改进，很多种数值模拟方法为解决这些问题提供了很好的方法。 Ayatollahi等人首先通过热弹塑性有限元（FE）分析计算了柴油机活塞的温度、应力和应变，然后基于临界界面法预测了活塞的LCF寿命。Liu等人估计了活塞在不同应力状态下的疲劳寿命，并研究了加速寿命与工作模式之间的关系。结果表明，逆幂律模型只适用于机械应力作用下活塞的加速寿命，广义Eyring模型适用于热力耦合条件下活塞的疲劳寿命。Wang等人模拟了活塞的TMF行为，并提出了一种改进的能量模型，成功地预测了活塞的TMF寿命。Szmytka等人根据耗散能原理，采用试验和有限元相结合的方法研究了活塞的TMF行为，以预测疲劳寿命。
虽然可以使用现有的经验模型来预测活塞的寿命，但是进行大量的TMF试验是极其昂贵的。由于活塞失效的主要原因是轮辋上的热冲击载荷，为了降低成本和提高效率，设计了几种热冲击平台。Song等人开发了一种利用激光加热研究活塞热疲劳的试验台。成形的激光束可以很容易地加热活塞顶部，但它几乎不能加热轮辋。近年来，试验台开始采用高效率、适应性强的高频感应加热技术。Szmytka等人开发了一种使用高频感应加热的新装置，在加热轮辋的同时加热内部区域。原则上，一个理想的钻机应该只加热轮辋。因此，需要开发一种新的高频感应加热平台。
本研究的主要目的是评估新型柴油机活塞在热冲击载荷下的寿命。通过TMF试验研究了活塞合金的TMF性能，提出了基于约束比概念的活塞TMF寿命预测模型。建立了高频感应加热平台，模拟了热冲击载荷作用下活塞的受力情况。此外，活塞寿命可以通过热冲击试验获得，并且建立了活塞热冲击试验过程中温度、应变和应力分布的有限元计算模型。此外还研究了TMF试棒和活塞模型的裂纹萌生和扩展特性。
2.1 TMF测试和约束比概念
铝硅合金因其密度低、导热性好、成形容易、机械性能优良等优点，已逐渐取代铸铁作为发动机活塞的主要材料。近年来，随着柴油机对降低排放污染和燃油消耗的要求越来越高，最大燃烧压力也越来越高压缩比已成为柴油机重新采用钢活塞的重要发展趋势。为了继续使用铝合金活塞，开发了一种新型铝合金活塞，其化学成分如表S1所示。
在实际应用中，柴油机活塞在热冲击载荷作用下，往往在边缘处发生裂纹。在热冲击过程中，温度变化引起的边缘变形受到周围金属的限制，导致热应变和机械应变的反相位。因此，带OP载荷的TMF试验可用于描述拟用活塞的TMF特性。
在本研究中，根据ISO标准（ISO 12111:2011），在0.6%和1.2%的机械应变范围内进行了9次TMF试验。测试程序如下。首先，使用放电加工从活塞顶部切割所需的试件，并进行加工以获得标准试样，如图1A所示。然后，将试样依次安装在液压伺服疲劳试验机MTS 810（加载范围：plusmn;100 kN）上。将K-ty pe热电偶和632.53F-14高温引伸计固定在一定位置，测量温度循环和总应变（标距：12 mm），如图1B所示。然后，边缘温度在100-400°C范围内。温度循环为100-350°C。（加热80秒，冷却250秒），初始温度为225℃。加热和冷却的持续时间是根据发动机耐久性试验中轮辋的温度历史确定的。通过总应变补偿热应变来控制机械应变。最后，当试样断裂或达到最大抗拉强度时或当压力突然下降了25%时试验结束。操作荷载条件如图1C所示。TMF试验后利用扫描电镜对断口形貌和断口周围的微观结构进行了表征扫描电子显微镜（SEM）。
一般来说，金属材料会经历热膨胀和热收缩。假设试棒的原始长度为L，如图2A所示。仅当温度上升到所需的水平，热变形是热的，如图2B所示变形，则总变形为Ltotal，如图2C所示。因此，由热载荷和机械载荷引起的总变形可用式1表示，约束比用式2定义.
图1 （A）热机械疲劳（TMF）试样的尺寸；（B）TMF试验台；（C）异相（OP）加载条件[彩色图可见wileyonlinelibrary.com]
图2不同状态下试棒的长度[彩色图可见wileyonlinelibrary.com]
变形与应变的关系如下：
因此，约束比也可以写成应变的形式。
式中，εthermal max和εthermal min，以及εtotal max和εtotal min分别表示最高和最低温度下的热应变和总应变。虽然公式9是在一维中定义的，但它也适用于三维，因为不同方向的应变比可以单独计算。
2.2 热冲击试验
新开发的活塞需要在各种条件下进行发动机耐久性试验。为了减少发动机耐久性试验所需的时间，建立了一个带有高频感应加热器和电荷耦合器件摄像机的平台，以研究活塞在热冲击载荷下的裂纹，如图3所示。热冲击试验是一种加速试验，其形式如下。（a）活塞固定在活动支架上。（b）热电偶安装在测量点。（c） 活塞裙浸入冷却水中。这会增加温度梯度以模拟活塞的实际情况。（d）使用高频感应加热器（额定功率80 kW）加热活塞环，然后使用鼓风机冷却（一个循环的加热和冷却时间分别为6和27 s）。（e）活塞被传送到照片位置，每100个温度循环拍摄一次顶部的照片。然后活塞复位并继续加热。整个过程（包括移动、拍照和重置）需要14秒。
由于建议的活塞不是轴对称部件，我们使用前（F）、后（R）、推力（T）和反推力（AT）来指示方向，如图4A所示。方向F和R与针孔方向平行，而T和AT方向与针孔方向垂直。感应线圈接头位于AT方向附近，温度低于实际值。因此，在本研究中，AT方向被认为是无效的。两个温度测量点（T3和T4）分别位于轮辋和顶面上，如图4B所示。T3的温度循环必须控制在100–350℃。热冲击试验后，分别用光学显微镜和扫描电镜对边缘的微裂纹和显微组织进行了表征。
2.3 热冲击模拟
2.3.1 活塞的有限元模型
建立了与活塞尺寸相同的有限元模型，如图5所示。活塞顶部采用多区扫描法进行网格划分。网格在边缘上更密集，并且远离边缘变得更粗糙。裙子的网格是用自动方法生成的。节点数和单元数分别为164850和93104。由于活塞在热冲击过程中的工作温度不同，因此应考虑温度对活塞性能的影响。实验测量了表S2中的温度相关特性。采用激光闪光法（设备为耐驰LFA-457）测量电导率，采用差示扫描量热法（耐驰DSC404F3）测量比热，采用共振法（弹性模量计EG-HT）测量杨氏模量和泊松比，使用热重分析法计算膨胀系数（耐驰TMA402F1），使用静态拉伸法计算屈服点（INSTRON 5982），使用阿基米德法计算室温密度，使用室温密度、温度和膨胀系数计算高温密度。
2.3.2 热分析
根据图3所示感应线圈的尺寸和位置，活塞顶部可分为三个区域，如图6A所示。其中，1区和2区是加热区，而3区是加热区冷却区。当轮缘弯曲时，轮缘与感应线圈之间的Y距离会发生变化。因此利用表面热源q1模拟了1区的热输入。同样地，当边缘和感应线圈之间的Y距离恒定时，使用表面热源q2模拟区域2中的热量输入。
式中，r是加热功率与额定功率之比，其值为0.63，qmax是使用方程式12导出的最大热流，Q是额定功率（80 kW），S是感应线圈的面积（0.0148 m2），Y方向坐标（47.22和2.53分别是轮辋的最小Y方向坐标和Y方向坐标范围，如图6B所示）。
模型内部的热传导遵循傅立叶定律。模型与周围空气之间的热传递是通过对流和辐射进行的，遵循牛顿冷却和斯蒂芬玻尔兹曼定律。为简单起见，由对流和辐射引起的热损失由等式13中所示的统一方程描述
式中，qloss是由于对流和辐射造成的模型热损失，h是薄膜系数（假设为33 W mminus;2℃minus;1），Tb是环境温度（假设为25℃），Ta是模型的表面温度。图7A，B分别显示了加热和冷却结束时活塞的温度分布。从图7A可以看出，温度峰值出现在活塞顶部而不是边缘。这是因为活塞顶部和感应线圈之间的距离较小。如图7B所示，冷却后活塞顶部的温差很小。为了验证热分析，图8比较了T3和T4处计算和测量的温度历史。由于实测结果与计算结果吻合较好，计算结果与实测值吻合较好。温度数据可作为热负荷用于力学分析。此外，通过比较结果可以发现，T3处的温度比T4处上升和下降更快，而且T3处的峰值更高，因为热流更集中。
2.3.3 力学分析
在力学分析中，采用了与热分析相同的模型。在底部施加固定支撑约束，限制模型的刚性运动，并将热分析得到的温度结果作为热载荷输入，计算应力应变场。温度的变化和不均匀性引起了热应变和机械应变。因此，总应变可用式14表示。
活塞的变形行为可用应变-位移关系来描述。如果假设小变形，则应变是位移的线性函数。然而，当变形较大时，格林-拉格朗日应变是位移的非线性函数。在本研究中，小变形理论是合适的，因为活塞运行时不允许过度变形，并且应力-应变关系遵循各向同性胡克弹性和利维-米塞斯塑性理论。
3 结果
3.1 TMF测试结果
对于TMF测试，温度是驱动力，机械应变是控制参数，应力是结果。不同机械应变下结果与驱动力的关系如图9所示。当第一个温度循环的机械应变范围为0.6%时，该过程可分为三个步骤：第一次加热、冷却和第二次加热。在第一次加热过程中，初始温度为225℃。随着温度的升高，压应力逐渐增加，直到300℃，并在300℃～350℃之间保持恒定。这表明300℃后发生塑性变形。在冷却过程中，温度降低，在300℃时，应力降低，由压缩变为拉伸。然后，拉伸应力在冷却过程结束时达到峰值。在第二次加热过程中，温度下降，最后回到初始温度（225℃）。压应力主要是由于第一次加热过程中产生的压塑性应变引起的。
图9 不同机械应变范围下的应力-温度关系[彩色图可见wileyonlinelibrary.com]
当温度循环次数超过50%时，应力-温度循环趋于稳定。在0.8%、1.0%和1.2%的机械应变范围内也可以观察到类似的现象。
图10 不同机械应变范围的应力-机械应变迟滞回线[彩色图可见wileyonlinelibrary.com]
图10显示了不同机械应变范围的结果和控制参数关系（即应力-机械应变迟滞回线）。应力-机械应变滞回曲线与应力-温度滞回曲线相似。由于温度循环和机械应变循环是同步的，应力-机械应变循环在中间循环后趋于稳定。在循环中期，最大拉应力和最大压应力随着机械应变范围从0.6%增加到1.2%。这意味着较大的机械应变范围将导致较大的压缩塑性应变。此外，考虑到连续位错移动模型32，由于溶质原子扩散和移动位错滑移之间的相互作用，可以在磁滞回线中观察到波动（即锯齿）。
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