12-中国北方发动机研究所-李玉峰-发动机燃烧过程与可靠性

柴油机连杆疲劳失效的影响因素分析吴波;谭建松;胡定云;侯岳;庞铭【摘要】运用有限元方法与疲劳寿命预测理论,对柴油机连杆在疲劳耐久性试验条件下的三维应力分布和疲劳寿命进行了数值模拟.通过对比连杆疲劳试验与寿命预估结果,结合连杆疲劳断口的微观分析,表明残余压应力使疲劳裂纹源的位置向连杆次表层推移,对高强度连杆的疲劳寿命具有重要影响.【期刊名称】《机械制造》【年(卷),期】2010(048)009【总页数】3页(P60-62)【关键词】连杆;残余应力;疲劳寿命;疲劳裂纹【作者】吴波;谭建松;胡定云;侯岳;庞铭【作者单位】中国北方发动机研究所廊坊分所,河北廊坊,065000;中国北方发动机研究所廊坊分所,河北廊坊,065000;中国北方发动机研究所廊坊分所,河北廊坊,065000;中国北方发动机研究所,山西大同,037000;中国北方发动机研究所廊坊分所,河北廊坊,065000【正文语种】中文【中图分类】TH133.5连杆是往复活塞式内燃机中动力传递的重要组件，它承受燃料燃烧时产生的气体压力，把活塞的直线运动变为曲轴的旋转运动，并将作用在活塞上的力传给曲轴以对外输出功率。

连杆作为柴油机的主要运动件之一，在周期性变化的动载荷作用下，连杆的破坏大多是拉、压高周疲劳断裂。

连杆的疲劳强度一直是人们在柴油机研发和改进过程中关注的重要问题 [1－2]。

由于实际使用的构件大部分为表面层所承受的应力最大，而且表面易受外界环境条件的影响成为裂纹的栖息之地。

因此，为了提高连杆的疲劳抗力，工程上采用了很多表面改性技术来减少或防止表面裂纹的萌生和扩展，其中在连杆杆身处引入残余压应力分布已被证明是有效的方法之一[3]。

本文针对一种材质为42CrMoA调制钢且表面经过喷丸强化处理的高强度柴油机连杆，对其在疲劳试验加载条件下的工作应力和疲劳寿命进行预估计算，并结合疲劳试验结果和疲劳断口的宏微观分析，研究了残余应力等对高强度连杆疲劳失效的影响。

进气门晚关米勒循环对高强化柴油机燃烧和换气影响的研究王子玉;张岩;王雷;刘金龙;白洪林;李玉峰【摘要】为了探索米勒循环技术对于燃烧和换气过程的影响,在1台高强化单缸柴油机上应用进气门晚关米勒循环进行了试验和仿真研究.进气门关闭时刻分别为上止点后-110°CA(原机)、-86°CA和-70°CA.发动机试验在转速3 600 r/min、指示升功率77 kW/L、过量空气系数1.6的高强化运行工况下展开.通过对试验平台建立一维热力学计算模型进一步分析了米勒进气相位对换气过程参数的影响.研究结果表明:随着进气门关闭时刻的推迟,由于有效压缩比的降低,缸内压缩终了工质温度和压力均显著下降,在相同功率条件下最大燃烧压力和温度、最大压力升高率、排气温度均显著下降,有助于降低高强化柴油机缸内的热力负荷;随着进气门关闭时刻的推迟,压缩过程中的米勒损失和进气回流率增加,充量系数、泵气损失均下降;进气门晚关的米勒循环还明显降低了NOx排放,改善了燃油消耗率.【期刊名称】《兵工学报》【年(卷),期】2019(040)001【总页数】11页(P8-18)【关键词】高强化柴油机;进气门晚关;米勒循环;进气门关闭时刻;燃烧;换气【作者】王子玉;张岩;王雷;刘金龙;白洪林;李玉峰【作者单位】中国北方发动机研究所,天津300400;中国北方发动机研究所,天津300400;中国北方发动机研究所,天津300400;中国北方发动机研究所,天津300400;中国北方发动机研究所,天津300400;中国北方发动机研究所,天津300400【正文语种】中文【中图分类】TK421+.10 引言在日益严格的排放法规推动下，车用柴油机正朝着小型强化方向发展，升功率不断提高。

目前，单缸排量为0.4～0.5 L轿车和轻型卡车用柴油机的功率密度已经强化到60～90 kW/L[1-4]，某些研究中的机型甚至超过了100 kW/L[5-6]；在单缸排量超过1 L的重型柴油机中，虽然大多数机型的升功率仍低于40 kW/L，但特种车辆高强化柴油机的升功率已达到90 kW/L[7].为了研究高强化柴油机的燃烧过程，Zhang等[8]开发了一个高强化单缸柴油机试验平台，其最高转速可达4 500 r/min，允许最大爆发压力达25 MPa，通过组织快速燃烧过程获得了超过80 kW/L的有效升功率。

《点燃式M100甲醇发动机燃烧系统设计及优化数值模拟》篇一一、引言随着全球能源结构的转变和环保意识的提升，甲醇作为一种可再生能源，在汽车动力系统中的应用逐渐受到关注。

点燃式M100甲醇发动机以其高能效和低排放特性成为当前研究的热点。

然而，甲醇发动机的燃烧过程复杂，如何优化其燃烧系统，提高能量转换效率和降低污染物排放是亟待解决的问题。

本文旨在探讨点燃式M100甲醇发动机的燃烧系统设计及其优化方法，并通过数值模拟技术对其进行分析。

二、M100甲醇发动机燃烧系统设计1. 发动机结构选择M100甲醇发动机的燃烧系统设计首先需要选择合适的发动机结构。

本设计采用传统的四冲程点燃式发动机结构，并针对甲醇的特性进行优化。

关键部分包括气缸、活塞、燃烧室等，以确保良好的混合气形成和燃烧过程。

2. 燃油供给系统在燃油供给系统中，关键部分包括甲醇储罐、燃油泵、喷油器等。

喷油器需精确控制甲醇的喷射量及喷射时机，确保与空气的良好混合。

3. 燃烧室设计燃烧室的设计对甲醇的燃烧效率至关重要。

设计时需考虑燃烧室的形状、尺寸以及火花塞的位置，以优化混合气的燃烧过程。

三、数值模拟方法及模型建立1. 数值模拟方法采用计算流体动力学（CFD）方法对M100甲醇发动机的燃烧过程进行数值模拟。

通过建立数学模型，分析甲醇在发动机内的流动、混合和燃烧过程。

2. 模型建立根据发动机的实际结构和工作原理，建立三维模型。

模型中需考虑发动机的气缸、活塞、喷油系统、燃烧室等关键部分的几何形状和尺寸。

同时，还需考虑燃油的物理化学性质、空气流动特性以及燃烧过程中的化学反应等。

四、数值模拟结果分析1. 混合气形成过程分析通过数值模拟，可以观察到甲醇与空气在燃烧室内的混合过程。

分析混合气的均匀性、混合速度等参数，以评估混合气的质量。

2. 燃烧过程分析数值模拟可以揭示甲醇在发动机内的燃烧过程，包括火焰传播速度、燃烧持续时间等参数。

通过分析这些参数，可以评估发动机的燃烧效率及污染物排放情况。

《点燃式M100甲醇发动机燃烧系统设计及优化数值模拟》一、引言随着环境保护和能源短缺的压力逐渐增强，M100甲醇发动机作为一种清洁能源汽车发动机技术得到了广泛关注。

在国内外学者与工程师的努力下，该技术的持续发展与改进已成为当前研究的热点。

本文旨在探讨点燃式M100甲醇发动机燃烧系统的设计及优化，通过数值模拟的方法，对燃烧系统进行深入的研究和优化。

二、M100甲醇发动机背景介绍M100甲醇是一种环保、可再生能源，具有高辛烷值、低污染排放等优点。

其发动机的燃烧特性与传统的汽油和柴油发动机有所不同，需要更优化的燃烧系统设计。

本文研究的对象是点燃式M100甲醇发动机，其工作原理和性能特点与传统的汽油发动机相似，但燃料为M100甲醇。

三、燃烧系统设计1. 缸体设计：缸体的设计对发动机的燃烧性能有着重要影响。

在M100甲醇发动机的缸体设计中，应考虑缸径、冲程、压缩比等参数的合理搭配，以保证最佳的燃烧性能和动力输出。

2. 燃烧室设计：燃烧室是发动机燃烧过程的主要场所，其设计对燃料的燃烧效率和排放性能具有重要影响。

应合理设计燃烧室的形状和大小，以优化燃料的混合、燃烧和排放过程。

3. 进排气系统设计：进排气系统的设计对发动机的性能有着重要影响。

在M100甲醇发动机的进排气系统中，应考虑气门的开启和关闭时机、进气道和排气管的布置等因素，以保证最佳的进气充量和排气效率。

四、数值模拟方法本文采用数值模拟的方法，通过建立点燃式M100甲醇发动机的仿真模型，对其燃烧过程进行详细的模拟和分析。

具体采用的方法包括计算流体动力学（CFD）和多维化学反应动力学等。

五、模拟结果与分析通过数值模拟，我们可以得到M100甲醇发动机的燃烧过程、燃烧特性以及排放特性等重要信息。

这些信息对于我们优化燃烧系统设计具有重要的指导意义。

1. 燃烧过程分析：通过模拟结果，我们可以看到M100甲醇在发动机内的燃烧过程，包括燃料的混合、点火、燃烧等过程。

航空发动机燃烧过程的数值模拟航空发动机作为现代飞行器的核心动力装置，其性能的优劣直接影响着飞行器的飞行速度、航程、可靠性以及经济性等关键指标。

而燃烧过程作为航空发动机工作中的核心环节之一，对发动机的整体性能有着至关重要的影响。

为了更好地理解和优化航空发动机的燃烧过程，数值模拟技术应运而生。

航空发动机燃烧过程是一个极其复杂的物理化学过程，涉及到燃料的喷射、雾化、蒸发、混合以及化学反应等多个环节。

在实际的燃烧过程中，高温、高压、高速流动等极端条件使得直接通过实验手段来研究燃烧过程变得异常困难且成本高昂。

数值模拟作为一种有效的研究手段，可以在一定程度上弥补实验研究的不足。

数值模拟的基本原理是基于流体力学、热力学、化学动力学等相关理论，通过建立数学模型和数值求解方法，来模拟燃烧室内的流动、传热和化学反应等过程。

在进行数值模拟时，首先需要对燃烧室内的几何形状进行精确的描述，并将其划分成大量的小网格单元。

然后，根据相关的物理和化学定律，建立描述燃烧过程的控制方程，如质量守恒方程、动量守恒方程、能量守恒方程以及组分守恒方程等。

接下来，选择合适的数值求解方法对控制方程进行求解。

常见的数值求解方法包括有限差分法、有限体积法和有限元法等。

这些方法通过将连续的控制方程离散化，转化为一系列代数方程，然后通过计算机进行求解，得到燃烧室内各个位置的参数分布，如速度、温度、压力、组分浓度等。

在航空发动机燃烧过程的数值模拟中，燃料的喷射和雾化过程是一个重要的研究内容。

燃料的喷射特性直接影响着燃料与空气的混合质量，从而对燃烧效率和污染物排放产生重要影响。

通过数值模拟，可以对燃料喷射的速度、角度、粒径分布等参数进行优化，以提高燃料的雾化效果和混合质量。

燃料的蒸发过程也是燃烧模拟中不可忽视的环节。

燃料在燃烧室内需要迅速蒸发形成可燃混合气，蒸发速度的快慢会影响燃烧的稳定性和燃烧效率。

数值模拟可以考虑燃料的物性参数、燃烧室内的温度和压力等因素，对燃料的蒸发过程进行准确预测。

《点燃式M100甲醇发动机燃烧系统设计及优化数值模拟》篇一摘要本文致力于探究点燃式M100甲醇发动机的燃烧系统设计及其优化。

通过建立数学模型和利用先进的数值模拟技术，对甲醇发动机的燃烧过程进行深入研究，旨在提高其动力性能、降低排放以及优化燃烧过程。

本文首先介绍了M100甲醇发动机的背景及研究意义，随后详细阐述了燃烧系统的设计原理、数值模拟方法及优化策略，最后通过实验验证了数值模拟结果的准确性。

一、引言随着能源危机的日益加剧和环保要求的不断提高，开发清洁、高效的替代燃料已成为汽车工业的重要课题。

M100甲醇作为一种可再生能源，具有来源广泛、成本低廉、环保友好等优点，因此其作为汽车燃料的研究与应用日益受到关注。

然而，M100甲醇发动机在燃烧过程中存在一些问题，如动力性能不足、排放不达标等，因此，对其燃烧系统的设计及优化显得尤为重要。

二、M100甲醇发动机燃烧系统设计1. 燃料供给系统设计：M100甲醇发动机的燃料供给系统需保证甲醇的稳定供应和精确控制。

设计时需考虑甲醇的储存、输送、喷射等环节，确保燃料在发动机中的均匀分布和充分混合。

2. 燃烧室设计：燃烧室是发动机的核心部分，其设计对发动机的性能和排放有着重要影响。

设计时需考虑燃烧室的形状、尺寸、进气口和排气口的位置等因素，以实现甲醇的充分燃烧和降低排放。

3. 点火系统设计：点火系统是点燃式发动机的关键部分，其性能直接影响发动机的启动性能和动力性能。

设计时需考虑点火能量的控制、点火时刻的准确性和点火能量的稳定性等因素。

三、数值模拟方法1. 计算流体动力学（CFD）模拟：通过建立发动机的三维模型，利用CFD软件对甲醇在发动机内的流动、混合和燃烧过程进行模拟，以预测发动机的性能和排放。

2. 化学反应动力学模型：建立甲醇燃烧的化学反应动力学模型，通过模拟化学反应的过程，研究甲醇的燃烧特性和影响因素。

3. 优化算法：利用优化算法对发动机的参数进行优化，以实现动力性能的提升和排放的降低。

喷孔锥角对柴油机燃烧及排放影响的数值模拟李研芳文明李云广徐春龙强永平尹艳君（中国北方发动机研究所，山西大同037036）摘要：应用三维CFD模拟软件FIRE研究了不同喷孔锥角对燃烧过程的影响以及对NOx、碳烟、CO及UHC生成的影响。

结果表明：喷孔锥角增加，预混放热更迅速且峰值增加，扩散燃烧的峰值先降低后增加，持续时间依次降低，累积放热量逐渐降低，燃烧效率及热效率均降低。

soot及UHC排放增加，NOx排放先增加后降低，CO先减少后增加。

关键词：喷孔锥角，燃烧效率，热效率，排放，CFD主要软件：A VL FIRE1.前言直喷式柴油机的燃烧过程的好坏主要取决于油、气、室三者之间的相互配合。

三者的合理匹配决定燃油与空气的混合均匀程度，并最终决定了柴油机的性能。

本文主要就不同的喷孔锥角对柴油机燃烧过程及排放进行了数值模拟研究。

探讨了喷孔锥角对柴油机燃烧效率、热效率及排放的影响。

2.数学模型A VL·FIRE是基于有限体积法，计算域被网格分成许多控制体，对每个控制体分别求多维N-S方程标量输运方程，方程的数值解反映气流及喷雾的运动，燃油的蒸发、混合及燃烧等一系列物理化学过程。

采用simplec算法对流场和其他标量进行解耦。

计算中所采用的子模型如表1中所示。

燃烧模型ECFM-3Z是基于火焰面密度输运方程以及能描述非均质湍流预混及扩散燃烧的混合模型，其对燃烧的具体描述见图1。

表1 计算中所采用的子模型图1 ECFM-3Z模型3.发动机基本参数柴油机部分参数如表2所示。

表2柴油机部分参数喷孔数/个8喷孔锥角/°145/155/165考虑到燃烧室的轴对称性结构，为减少计算时间，计算区域与喷孔数相对应，即选取燃烧室的八分之一，图2为位于上止点时刻的燃烧室网格模型，计算时间区域从进气门关闭时刻到排气门开启时刻。

图2 燃烧室网格图4.结果分析（1）滞燃期内流场分析由图3可知，喷孔锥角增加，气相燃油距活塞壁的距离缩短，燃油撞击壁面后更容易形成小油滴，一定程度上加速了滞燃期内液相燃油与空气的混合，所以相对而言，喷孔锥角越大，燃烧初始阶段，燃油消耗较快，放热较多，但上止点之前，由于活塞上行，这部分热量的贡献是负功。

2012年度中国石油和化工自动化行业科学技术奖评审结果公示
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欢迎发表评论2013年06月14日07:59 来源：中国石化新闻网
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中国石油(,股吧)和化工自动化行业科学技术奖是经国家科学技术部批准（国科奖社证字第0109号）设立的面向全国范围的行业性科学技术奖项，是为充分调动广大科技工作者的积极性和创造性，表彰和鼓励在推动行业科技进步工作中做出突出贡献的集体和个人而设立的，由中国石油和化工自动化应用协会承办，每年评审授奖一次。

中国石油和化工自动化应用协会具有直推国家科学技术奖的资格。

评审工作坚持科学、严谨、规范、公开、公正、公平的原则。

石油和化工自动化行业科学技术奖评审委员会按照规定的程序和办法组织评审出2012年度中国石油和化工自动化行业科学技术奖获奖项目共121项，其中科技成就奖1项，杰出科技人才奖1项，技术发明奖3项，科技进步奖116项。

现将评审结果向社会公示，以征求异议。

自公示之日起，异议期为30天。

如有异议，请于2013年7月10日前向中国石油和化工自动化应用协会科学技术奖励工作办公室提出书面意见，并写明真实姓名、工作单位、联系地址和电话。

联系单位：中国石油和化工自动化应用协会科学技术奖励工作办公室
地址：北京市东城区和平里七区16号楼504室（）
电话：010-
传真：010-
网址：
电子信箱：kjb@
中国石油和化工自动化应用协会科技奖励办公室
二O一三年六月十一日
科技成就奖。

大功率柴油机连杆疲劳试验和数值模拟吴波;胡定云;王旭兰【摘要】对某型大功率柴油机连杆进行疲劳强度试验,观察连杆断口的微观形貌,分析连杆断裂的主要影响因素.试验结果表明:连杆杆身的残余压应力通常会使疲劳裂纹萌生在构件次表层,具有高平均应力水平的连杆小头对表层夹杂缺陷更加敏感.运用三维有限元数值计算方法和疲劳寿命预测理论,对连杆疲劳耐久性试验进行数值模拟.连杆疲劳试验与虚拟疲劳寿命预估结果的比较表明,基于材料S-N曲线的疲劳寿命预估方法在一定程度上能对疲劳试验中连杆破坏的薄弱部位和疲劳寿命进行模拟与预测.【期刊名称】《计算机辅助工程》【年(卷),期】2012(021)004【总页数】4页(P19-22)【关键词】柴油机;连杆;疲劳;断裂;强度;有限元【作者】吴波;胡定云;王旭兰【作者单位】中国北方发动机研究所,河北廊坊065000;中国北方发动机研究所,河北廊坊065000;中国北方发动机研究所,河北廊坊065000【正文语种】中文【中图分类】TK423.3;TB115.10 引言连杆是往复活塞式内燃机中动力传递的重要组件之一，承受燃料燃烧时产生的气体压力，将活塞的直线运动变为曲轴的旋转运动，并将作用在活塞上的力传给曲轴以对外输出功率.连杆性能的优劣直接影响柴油机的整体可靠性和寿命.据统计，在周期性变化的动载荷作用下，连杆的破坏大多为拉、压疲劳断裂，因此连杆疲劳强度一直是柴油机研发和改进过程中所关注的重要问题之一.［1-3］传统的连杆疲劳耐久性试验在液压伺服疲劳试验机上进行.液压伺服疲劳试验机采用液压方式加载，对试样无冲击影响，但试验的加载频率较低，一般不超过30 Hz，因而试验周期较长、试验成本昂贵.［4-5］仅通过物理试验进行柴油机关键结构件疲劳耐久性研究，在一定程度上已经无法满足现代化工程设计和竞争的需求.［6］本文通过以寿命为目标的计算机数值模拟技术，对某型连杆在疲劳试验加载条件下的三维应力场和疲劳寿命进行计算分析，并给出连杆各部位的寿命分布.结合疲劳试验结果和疲劳断口的宏、微观分析，研究残余应力等对高强度连杆疲劳失效的影响.将连杆疲劳物理试验结果与数值计算分析相结合，不仅可以对试样试验的不足进行有益补充，而且有利于检验疲劳寿命仿真计算的正确性，对完善仿真方法也具有现实的指导意义.1 连杆疲劳试验方法1.1 试验设备与装卡方式疲劳试验采用德国IST公司的电液伺服疲劳试验系统，可用正弦、方波和三角波等标准波形进行发动机主要零部件机械强度耐久性考核，亦可进行路谱再现或自定义波形的疲劳仿真试验.鉴于试验设备响应的限制，本文加载频率不超过30 Hz.在实际工作中，连杆小头孔与活塞销之间装有衬套并充有润滑油，衬套与小头孔之间为过盈装配关系.在本文疲劳试验过程中，装卡方式尽量模拟实际工作中的受载环境并加注润滑油，连杆大头轴颈用尺寸与曲轴轴颈相同的大头销代替，并固定在底座上;连杆小头孔直接与模拟活塞销小头销过盈装配，过盈量为t;拉压载荷通过卡具直接作用在小头销上.1.2 试验加载目前，连杆疲劳试验的加载方式一般执行行业标准或企业标准，常用的加载方式有恒定载荷比法和恒定最大压力法等.［7］本文采用恒定载荷比法，即在试验过程中用模拟连杆在最大压缩和最大拉伸工况下的名义载荷乘以一个安全因数来确定试验载荷，并使连杆所承受的最大压缩与最大拉伸载荷的比值保持不变.采用升降法测定被试连杆的疲劳强度，恒定连杆工作载荷比R=Pmax/Pmin，其中，Pmax和Pmin分别为连杆所承受的最大拉伸和最大压缩载荷，加载波形为正弦波，循环基数为1×107次.为保证试验的可靠性且试验周期不能太长，需在3～4个应力水平下进行试验.2 连杆疲劳试验结果分析连杆杆身和小头油孔处疲劳断口微观形貌见图1.由图1(a)可知，连杆为疲劳断裂，有显著的疲劳裂纹，疲劳裂纹源出现在表层以下1 mm范围内，未见明显的夹杂缺陷.这主要是因为当表层承受外加交变载荷时，强化层内的残余压应力会降低外加交变载荷中的拉应力水平，从而提高构件表面疲劳裂纹萌生的临界应力水平.由图1(b)可知，连杆小头油孔处的破坏为疲劳断裂，疲劳裂纹源主要形成在表层100 μm以内的夹杂缺陷处.对比图1(a)和1(b)可知，由于连杆杆身处存在较大的残余压应力，使连杆杆身处疲劳裂纹源出现在构件表层以下的次表层位置，即与杆身表层残余压应力相平衡的残余拉应力区;而在没有残余压应力的连杆小头油孔处，疲劳裂纹通常会在表层萌生，且连杆小头处平均应力水平高，使其对靠近表层的夹杂等缺陷更敏感.图1 连杆杆身和小头油孔处疲劳断口微观形貌Fig.1 Microscopic topography of fatigue fractures at connecting rod body and small end oil hole3 连杆疲劳试验的数值模拟3.1 有限元计算模型和边界条件根据连杆疲劳试验的实际装卡方式，建立模拟疲劳试验中装配关系的有限元计算模型.模型未考虑曲轴轴瓦的影响，活塞销与小头采用过盈装配，过盈量为t.在不影响连杆整体计算精度的前提下，对连杆大头盖连接处和连接螺栓作简化处理.采用Abaqus中的三维连续体单元C3D10M和C3D8R对连杆杆身和模拟曲轴、活塞销的圆柱体进行离散，连杆有限元模型见图2.图2 连杆有限元模型Fig.2 Finite element model of connecting rod发动机工作时，连杆做复杂的平面运动，承受周期变化的活塞顶燃烧压力与活塞连杆组高速运动产生的惯性力的联合作用，还有连杆小头衬套、大头轴瓦的过盈装配力以及连杆螺栓预紧力所产生的附加载荷等，受力比较复杂.在疲劳试验中简化连杆的载荷，只选择连杆在受最大拉力和最大压力两种极端工况下评估连杆的疲劳强度.因此，在有限元模拟过程中，根据连杆疲劳试验中的实际装配关系对连杆大头销施加固定约束，最大压缩和最大拉伸工作载荷沿连杆杆身轴线分别作用在小头销上.连杆疲劳试验载荷循环周期见图3.图3 连杆疲劳试验载荷循环周期Fig.3 Load cycle of connecting rod fatigue test3.2 连杆疲劳寿命预估结果不同工作载荷下连杆理论疲劳寿命分布见图4，可知，随着工作载荷的增大，计算得到的连杆疲劳寿命最低点从1014量级迅速降至106量级.同时，随着载荷的增大，连杆小头和大头承压部位的疲劳寿命也逐渐降低.由于工作载荷比、载荷时间历程等其他影响疲劳寿命的因素没有改变，可知杆身整体的疲劳寿命分布基本保持不变.在1倍工作载荷时，连杆寿命最低点出现在连杆小头与杆身的过渡圆角处，见图4(a)中的354节点;在2和3倍工作载荷时，连杆寿命最低点均出现在小头油孔的应力集中处，见图4(b)和4(c)中的518节点.结合图4中连杆在1倍工作载荷下平均应力和交变应力的结果，可知，虽然连杆小头应力幅值较小，但是连杆小头的过盈装配使小头具有很高的平均应力水平，并在润滑油孔出现较大的应力集中，使连杆小头疲劳寿命对外部载荷的影响非常敏感.图4 不同工作载荷下连杆理论疲劳寿命分布Fig.4 Theoretical fatigue life distributions of connecting rod under different working loads3.3 连杆疲劳寿命对比分析连杆疲劳试验数据与虚拟计算结果对比见表1，其中试验循环次数指在试验载荷水平下所有被测连杆断裂破坏时的循环次数范围，若该应力水平下试验加载次数达到1×107循环或连杆断裂，则停止试验;计算寿命指采用FE-Fatigue预估的连杆虚拟疲劳寿命最低四个节点的载荷循环次数范围.考虑到连杆小头油孔处的疲劳寿命对小头装配过盈量比较敏感，分别给出t和0.9t两种过盈量的计算结果(试验装配要求的过盈量t=0.05 mm).表1 连杆疲劳试验数据与虚拟计算结果对比Tab.1 Comparison between fatigue test and virtual calculation results on connecting rod试验载荷倍数/倍试验循环次数/次试验破坏位置过盈0.9t计算寿命/次过盈量t计算寿命/次模拟破坏位置2.8 ＞1×107 无1×108～1.5×108 6.8×107～1×108油孔3.0 ＞9×106 小头9.3×106～1.9×107 8.9×106～1.3×107油孔3.1 4×106～5×106杆身、油孔5.3×106～7.8×106 3.2×106～6×106 杆身小头过渡处、油孔由表1可知，当小头装配过盈量为0.9t时，理论预估寿命与试验结果符合相对较好，只是在试验载荷为3.1倍工作载荷时，预估结果稍偏于危险;当过盈量为t时，理论预估结果均偏于保守.另外，虚拟疲劳预估结果显示，在当前载荷和装配过盈量情况下，连杆的疲劳寿命最低位置均出现在小头油孔处;而试验中连杆的疲劳破坏位置受材料力学性能分散的影响，同一种载荷水平下的疲劳断裂位置也不一致，如在3.0倍工作载荷时集中在连杆小头，3.1倍工作载荷时分别出现在杆身和小头油孔处.4 结论影响产品最终疲劳寿命的因素错综复杂，导致疲劳寿命的理论计算结果与实际情况会有一定的误差.按照经验，与通过材料S-N(或E-N)曲线计算得到的构件虚拟寿命N相比，试验的绝对寿命结果如果在N/2至2N的范围内都可以接受.(1)通过基于有限元的虚拟疲劳寿命预测相关理论，可以对连杆疲劳试验中连杆破坏的薄弱部位和疲劳寿命进行模拟与预测分析.(2)数值模拟结果显示，在连杆疲劳试验中连杆小头的装配过盈量对连杆疲劳寿命的分布影响较大.(3)对比试验和数值模拟结果表明，通过材料S-N数据采用上述方法预估构件的疲劳寿命，在一定程度上可以接受.参考文献:【相关文献】［1］WEBSTER W，COFFELL R，ALFARO D.A three dimensional finite element analysis ofa high speed diesel engine connecting rod［C］//SAE Paper 831322，Warrendale:SAE Int，1983.［2］TSUZUKU Hiroyuki，TSUCHIDA Naoki.An experimental study of connecting rod big ends［C］//Proc Int Congress ＆ Exposition，SAE Paper 950202，Detroit:SAE Int，1995. ［3］COSMA R S，JAMES P putational mechanics:pattern and prediction，structure and simplicity［J］.J Stat Phys，2001，104(3):817-879.［4］MARRA M，COMPTON W，SKURKE J.Fatigue testing of a powder forged connecting rod［C］//Proc Int Congress＆ Exposition，SAE Paper 920218，Detroit:SAE Int，1992.［5］屠丹红，姜树李，曹茉莉.498连杆组件的有限元分析［J］.内燃机学报，2004，22(2):176-181.TU Danhong，JIANG Shuli，CAO Moli.The FE analysis for 498 connecting rod assembly［J］.Trans CSICE，2004，22(2):176-181.［6］ILIA E，LANNI G，辛军，等.高强度粉末锻造连杆的研究［J］.内燃机学报，2008，26(5):463-469.ILIA E，LANNI G，XIN Jun，et al.Investigation on high strength powder metal forged connecting rods［J］.Trans CSICE，2008，26(5):463-469.［7］李慧远，何才.汽车发动机连杆疲劳试验方法［J］.汽车工艺与材料，2005(10):30-31.LI Huiyuan，HE Cai.Fatigue test method of engine connecting rod［J］.Auto Technol＆ Mat，2005(10):30-31.。