某發(fā)動(dòng)機(jī)alpha機(jī)排管斷裂故障分析

某發(fā)動(dòng)機(jī)alpha機(jī)排管斷裂故障分析

1鐵的耐久性試驗(yàn)隨著發(fā)動(dòng)機(jī)性能的提高，零件的熱負(fù)荷和機(jī)械負(fù)荷也在增加。排氣歧管是發(fā)動(dòng)機(jī)的主要受熱件,工作熱負(fù)荷大,熱應(yīng)力高,工作環(huán)境極其惡劣。某直列四缸汽油發(fā)動(dòng)機(jī)排氣歧管的Alpha設(shè)計(jì)樣件如圖1所示。樣件材料為FCD450球墨鑄鐵,其抗拉強(qiáng)度為450MPa,屈服強(qiáng)度為280MPa。對(duì)該樣件的耐久性試驗(yàn)進(jìn)行到35h時(shí)發(fā)生了斷裂。斷裂部位在排氣總管靠近排氣出口法蘭與EGR通道之間的工具凹槽處。從結(jié)構(gòu)上看,該位置處于過(guò)渡圓角根部附近,容易形成拉伸載荷引起的附加彎矩的應(yīng)力集中區(qū)。對(duì)發(fā)生斷裂的排氣歧管進(jìn)行了金相分析。由于工作過(guò)程中較大的熱負(fù)荷和熱沖擊作用,排氣歧管不斷在做熱處理,金屬基中鐵素體的比例由85%下降到10%,由此引起材料的延伸率從16%降低到8%。從直觀上推斷,過(guò)大的熱負(fù)荷作用導(dǎo)致鑄鐵材料延伸率降低以及發(fā)動(dòng)機(jī)的振動(dòng)載荷是引起排氣歧管斷裂的根本原因。這只是根據(jù)表象進(jìn)行推斷,還需要對(duì)排氣歧管進(jìn)行CAE的具體分析?；陧?xiàng)目的時(shí)間節(jié)點(diǎn),我們只能在有限的時(shí)間內(nèi)對(duì)排氣歧管進(jìn)行1～3階模態(tài)、靜態(tài)載荷及熱應(yīng)力分析。2動(dòng)力分析仿真CAD/CAE技術(shù)的應(yīng)用,使產(chǎn)品設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)從實(shí)物開(kāi)發(fā)向虛擬開(kāi)發(fā)轉(zhuǎn)變。虛擬開(kāi)發(fā)從根本上改變了傳統(tǒng)設(shè)計(jì)思路,實(shí)現(xiàn)了在虛擬環(huán)境下設(shè)計(jì)、設(shè)計(jì)性能的評(píng)估和優(yōu)化再修改的全套數(shù)字化仿真過(guò)程,減少不必要的樣件制作,降低設(shè)計(jì)成本,縮短設(shè)計(jì)周期。在眾多CAE軟件中,MSC公司推出的NASTRAN在各種工程結(jié)構(gòu)的動(dòng)靜力分析中應(yīng)用非常廣泛,其可靠性得到公認(rèn)。本文將使用NASTRAN2005對(duì)排氣歧管進(jìn)行模態(tài)、靜載荷以及熱應(yīng)力分析,以確認(rèn)斷裂的根本原因并對(duì)新改進(jìn)設(shè)計(jì)方案進(jìn)行可行性評(píng)估。2.1確認(rèn)錯(cuò)誤的根本原因2.1.1排氣歧管剛度約束相對(duì)于整車(chē)振動(dòng)而言,發(fā)動(dòng)機(jī)的工作頻率高,振動(dòng)強(qiáng)度大,一旦發(fā)生共振,破壞能力大,我們?cè)谠O(shè)計(jì)發(fā)動(dòng)機(jī)零件時(shí),盡量避開(kāi)發(fā)動(dòng)機(jī)的工作頻率,以免發(fā)生共振。尋找斷裂的根本原因,首先從共振頻率開(kāi)始。本文對(duì)排氣歧管分別進(jìn)行了25℃和700℃下的1～3階模態(tài)分析。計(jì)算中,排氣歧管法蘭與發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋剛性約束。材料在25℃和700℃下的彈性模量分別取153GPa和123GPa。25℃和700℃的模擬結(jié)果類(lèi)似,排氣歧管的一階共振頻率為308Hz,大于發(fā)動(dòng)機(jī)的最大工作頻率(200Hz),其他二階和三階也遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于該頻率,而且共振的危險(xiǎn)區(qū)域也不是實(shí)際排氣歧管的斷裂區(qū)域,可見(jiàn)由于共振產(chǎn)生的斷裂基本排除。2.1.2材料在25和200下的屈服極限分別對(duì)排氣歧管在X、Y、Z方向上施加1kN力,并進(jìn)行靜載荷分析。計(jì)算中,材料在25℃和700℃下的屈服極限分別取320MPa和90MPa。其結(jié)果如圖2所示。結(jié)果顯示,排氣歧管在1kN靜載荷下工具凹槽處、第四排氣支管法蘭連接處及其與排氣總管的連接處均存在較大的應(yīng)力集中,這正是排氣歧管失效的位置。2.1.3排氣歧管熱應(yīng)力試驗(yàn)假設(shè)排氣歧管內(nèi)表面在850℃保持60s之后自然冷卻至25℃,25℃和850℃下對(duì)流換熱系數(shù)分別取33W/(mm2·k)和330W/(mm2·k),相關(guān)材料性能數(shù)據(jù)參考NodularCastIronGM6129-M。由圖3可以發(fā)現(xiàn),不管是加熱結(jié)束還是冷卻結(jié)束,排氣歧管的熱應(yīng)力危險(xiǎn)區(qū)域都出現(xiàn)在實(shí)際斷裂區(qū)域。發(fā)動(dòng)機(jī)排氣歧管在試驗(yàn)臺(tái)架上所受到的載荷如圖4所示?？梢园l(fā)現(xiàn),排氣歧管的進(jìn)氣側(cè)與發(fā)動(dòng)機(jī)固定,出口處與排氣管連接,類(lèi)似一個(gè)懸臂梁,所以在出口法蘭處存在一個(gè)向下的重力。通過(guò)對(duì)排氣歧管的模態(tài)、靜載荷以及熱應(yīng)力分析,可以得出排氣歧管斷裂失效的根本原因是:排氣歧管在高溫?zé)崽幚硐?大部分鐵素體變成了珠光體,導(dǎo)致整體變脆。同時(shí),由于排氣歧管結(jié)構(gòu)上的不合理,在實(shí)際試驗(yàn)的受力和受熱情況下,工具凹槽處存在明顯的機(jī)械應(yīng)力和熱應(yīng)力集中點(diǎn)。2.2平臺(tái)結(jié)構(gòu)的改進(jìn)基于斷裂原因的分析,在不更改零件材料的基礎(chǔ)上(成本控制),本文提出了排氣歧管的Beta設(shè)計(jì)方案:在排氣歧管各支管過(guò)渡圓角根部、排氣歧管頸部增加了若干加強(qiáng)筋以增加這些位置的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度,同時(shí)加強(qiáng)散熱。此外,針對(duì)排氣歧管工具凹槽處、隔熱罩安裝螺孔等處壁厚較小的情況,取消了工具凹槽,增加了隔熱罩安裝凸臺(tái)的高度。在排氣管隔熱罩蓋上增加了散熱孔以降低熱負(fù)荷。2.2.1排氣支管和排氣總管連接為了評(píng)估新的排氣歧管設(shè)計(jì)方案的可行性,將它與原先的Alpha樣件進(jìn)行了對(duì)比。邊界條件與2.1.1節(jié)相同。可以得出,共振的危險(xiǎn)區(qū)域發(fā)生了轉(zhuǎn)移,Alpha設(shè)計(jì)中,第四排氣支管和排氣總管連接處的過(guò)渡圓角根部存在危險(xiǎn)區(qū)域,Beta設(shè)計(jì)中,該區(qū)域轉(zhuǎn)移到了第四排氣支管法蘭與加強(qiáng)筋連接處。就出現(xiàn)的位置而言,Beta樣件的應(yīng)力集中區(qū)域較Alpha風(fēng)險(xiǎn)更低。對(duì)兩種排氣歧管模態(tài)分析的結(jié)果對(duì)比如表1所示?？梢钥吹?在兩種溫度下,Beta設(shè)計(jì)方案的1～5階約束頻率較Alpha設(shè)計(jì)均有提高,其中1～3階約束頻率提高了32%～61%,而4、5階約束頻率也提高了13%以上。模態(tài)對(duì)比分析的結(jié)果表明,Beta樣件的共振頻率比Alpha樣件更可靠,且危險(xiǎn)區(qū)域也不在關(guān)鍵位置。2.2.2工具抗應(yīng)力集中特點(diǎn)測(cè)試條件與2.1.2節(jié)相同,結(jié)果如圖5所示。結(jié)果顯示,Alpha排氣歧管在1kN靜載荷下工具凹槽處、第四排氣支管法蘭連接處及其與排氣總管的連接處均存在較大的應(yīng)力集中。而B(niǎo)eta排氣歧管的應(yīng)力集中主要出現(xiàn)在第四排氣歧管和排氣總管法蘭連接處。但由于該處在實(shí)際試驗(yàn)或者使用過(guò)程中并不會(huì)受力,所以應(yīng)力集中位置的轉(zhuǎn)移基本上達(dá)到了我們的目標(biāo)。2.2.3最高溫度為分析假定條件與2.1.3節(jié)相同?？梢缘玫絻煞N排氣歧管加熱結(jié)束時(shí)的溫度分布情況,Beta設(shè)計(jì)中增加的加強(qiáng)筋對(duì)于排氣管頸部的散熱有著明顯的改善,Beta方案中最高溫度較Alpha方案降低了約42℃。由熱應(yīng)力分析得到的最大等效塑性應(yīng)變的結(jié)果給出了兩種設(shè)計(jì)方案在加熱結(jié)束和冷卻結(jié)束時(shí)的高風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域。Beta方案的危險(xiǎn)區(qū)域位于在排氣管出口法蘭根部和第一排氣支管法蘭根部。圖6為兩種排氣歧管的等效塑性應(yīng)變時(shí)變曲線。可以看出,在熱循環(huán)過(guò)程中,危險(xiǎn)區(qū)域的塑性應(yīng)變持續(xù)增加,且Beta設(shè)計(jì)的最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.09,較Alpha設(shè)計(jì)的0.11下降了22%。3承擔(dān)重點(diǎn)方面的分析基于上述分析結(jié)果,在該機(jī)型的開(kāi)發(fā)過(guò)程中應(yīng)用了Beta設(shè)計(jì)方案。對(duì)Beta設(shè)計(jì)樣件裝機(jī)進(jìn)行了臺(tái)架試驗(yàn),三臺(tái)試驗(yàn)樣機(jī)均通過(guò)了514h耐久性試驗(yàn),經(jīng)拆檢未發(fā)現(xiàn)斷裂、開(kāi)裂故障。4設(shè)計(jì)方案的對(duì)比本文針對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)開(kāi)發(fā)過(guò)程中發(fā)生斷裂的排氣歧管斷裂進(jìn)行了失效分析,針對(duì)失效原因提出了新的設(shè)計(jì)方案,并使用NASTRAN2005對(duì)兩種設(shè)計(jì)方案進(jìn)行了分析,分析結(jié)果表明:與Alpha方案相比,Be