柴油機(jī)連桿的有限元分析與疲勞壽命預(yù)測

柴油機(jī)連桿的有限元分析與疲勞壽命預(yù)測

黃連是一個重要的反復(fù)動態(tài)汽機(jī)汽傳動器組件。承擔(dān)燃料燃燒引起的氣體壓力，將激活的直線運動轉(zhuǎn)變?yōu)榍€的旋轉(zhuǎn)運動，將動態(tài)動力傳遞給市場化，以產(chǎn)生外部輸出。連桿作為柴油機(jī)的主要運動件之一,在周期性變化的動載荷作用下,連桿的破壞大多是拉、壓高周疲勞斷裂。連桿的疲勞強(qiáng)度一直是人們在柴油機(jī)研發(fā)和改進(jìn)過程中關(guān)注的重要問題。由于實際使用的構(gòu)件大部分為表面層所承受的應(yīng)力最大,而且表面易受外界環(huán)境條件的影響成為裂紋的棲息之地。因此,為了提高連桿的疲勞抗力,工程上采用了很多表面改性技術(shù)來減少或防止表面裂紋的萌生和擴(kuò)展,其中在連桿桿身處引入殘余壓應(yīng)力分布已被證明是有效的方法之一。本文針對一種材質(zhì)為42CrMoA調(diào)制鋼且表面經(jīng)過噴丸強(qiáng)化處理的高強(qiáng)度柴油機(jī)連桿,對其在疲勞試驗加載條件下的工作應(yīng)力和疲勞壽命進(jìn)行預(yù)估計算,并結(jié)合疲勞試驗結(jié)果和疲勞斷口的宏微觀分析,研究了殘余應(yīng)力等對高強(qiáng)度連桿疲勞失效的影響。1聯(lián)合作用的負(fù)荷和疲勞壽命的預(yù)測1.1接觸問題的模擬分析根據(jù)連桿疲勞試驗的實際裝卡方式,建立了模擬疲勞試驗中裝配關(guān)系的有限元計算模型。在連桿有限元計算模型中,沒有考慮曲軸軸瓦影響,活塞銷與小頭采用過盈裝配,過盈量為t。并在不影響連桿整體計算精度的前提下,對連桿大頭蓋連接處和連接螺栓進(jìn)行了簡化處理。同時對連桿大、小頭與桿身的過渡處以及小頭油孔等關(guān)鍵部位分別進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)化處理,連桿裝配模型的有限元計算模型如圖1所示。連桿在發(fā)動機(jī)工作時作復(fù)雜的平面運動,承受周期變化的活塞頂燃燒壓力和活塞連桿組高速運動產(chǎn)生的慣性力的聯(lián)合作用,還有連桿小頭襯套、大頭軸瓦的過盈裝配力,以及連桿螺栓預(yù)緊力所產(chǎn)生的附加載荷等,受力狀態(tài)比較復(fù)雜。在疲勞試驗中對連桿的載荷進(jìn)行了簡化處理,只選擇了連桿在受最大拉力Pmax和最大壓力Pmin兩種工況下對連桿進(jìn)行加載,施加的循環(huán)載荷如圖2所示。因此,在有限元模擬過程中根據(jù)連桿疲勞試驗中的實際裝配關(guān)系,對連桿大頭銷施加了固定約束,最大壓縮工作載荷和最大拉伸工作載荷沿連桿桿身軸線分別作用在小頭銷上,并在裝配模型中考慮了兩對接觸關(guān)系:(1)模擬曲軸的大頭銷與連桿大頭孔(包括連桿大頭蓋)之間的接觸;(2)模擬活塞銷的小頭銷與連桿小頭孔之間的接觸。其余裝配關(guān)系均采用綁定約束。并在小頭銷與連桿小頭孔之間預(yù)加了裝配過盈量t,在連接螺栓處施加了預(yù)緊力,然后在計算過程中保持螺栓長度不變。圖3給出了在額定工作載荷Pmax/Pmin為160kN/40kN,小頭裝配過盈量t=0.05mm時,連桿平均和交變Mises應(yīng)力分布云圖。如圖3(a)所示,連桿正常工作載荷時連桿小頭區(qū)域存在較大的平均應(yīng)力,主要是由于連桿小頭的過盈裝配引起,其中最大值出現(xiàn)在由連桿小頭油孔引起的應(yīng)力集中處,最大值為458.7MPa。而較大的交變應(yīng)力主要出現(xiàn)在連桿桿身靠近小頭端以及桿身靠近大頭倒角處,其中最大的應(yīng)力幅值為163.7MPa,如圖3(b)所示。1.2接觸載荷工況下連桿疲勞壽命分析根據(jù)連桿疲勞試驗的實際加載形式,采用FE-Fatigue疲勞分析軟件,基于S-N法和Goodman平均應(yīng)力修正以及Miner線性損傷累計理論對連桿進(jìn)行了疲勞壽命預(yù)估計算。圖4給出了連桿小頭過盈量t=0.05mm時,連桿疲勞試驗加載為1倍和3倍工作載荷(Pmax/Pmin)工況下連桿桿身各部位的疲勞試驗壽命預(yù)估結(jié)果。計算結(jié)果顯示該連桿在1倍工作載荷工況下具有較高的疲勞壽命,疲勞壽命可達(dá)2.55×1014載荷循環(huán),其壽命最低點出現(xiàn)在連桿桿身和小頭過渡處。當(dāng)工作載荷達(dá)到3倍工作載荷時,連桿的疲勞壽命大幅降低,疲勞壽命最低位置為連桿小頭油孔的應(yīng)力集中處,疲勞壽命為8.9×106載荷循環(huán)?？梢?在不考慮連桿材料力學(xué)性能的分散性和桿身殘余應(yīng)力分布的理想狀態(tài)下,由于連桿平均應(yīng)力和交變應(yīng)力的共同影響,連桿疲勞破壞的危險位置會隨著工作載荷大小的不同而改變。但實際上連桿經(jīng)過噴丸表面強(qiáng)化處理,在桿身處引入了較大的殘余壓應(yīng)力分布,會對連桿實際的疲勞破壞具有重要影響。接下來,將結(jié)合連桿疲勞試驗和上面疲勞仿真計算的結(jié)果,探討殘余應(yīng)力對高強(qiáng)度連桿的疲勞破壞的影響。2殘余應(yīng)力對構(gòu)件疲勞性能的影響噴丸處理后的殘余壓應(yīng)力主要是由高速珠丸流反復(fù)向工件表面沖擊產(chǎn)生兩個方向的力引起:(1)切向力造成表面彈塑性延伸;(2)鋼丸沖擊的表面法向力引起Hertz應(yīng)力,它在一定深度內(nèi)產(chǎn)生的最大切應(yīng)力,造成該區(qū)域的塑性變形的保留與彈性變形的松弛,其結(jié)果表現(xiàn)為在結(jié)構(gòu)件表層產(chǎn)生殘余壓應(yīng)力。噴丸處理產(chǎn)生的殘余壓應(yīng)力作為外加閉合力迭加在裂紋自身閉合力上,可以增強(qiáng)裂紋閉合效應(yīng),減緩其萌生和擴(kuò)展速率,甚至出現(xiàn)止裂現(xiàn)象。采用X射線法對試驗中選用的高強(qiáng)度42CrMoA調(diào)制鋼連桿進(jìn)行了表面殘余應(yīng)力的測試,測試結(jié)果表明在經(jīng)過表面噴丸強(qiáng)化處理后,連桿桿身存在的表面殘余壓應(yīng)力約為300MPa,桿身與大頭和小頭的過渡區(qū)域約為180MPa。由于構(gòu)件表面的殘余應(yīng)力分布很不均勻,而且殘余應(yīng)力場只存在于表面0.3~0.5mm范圍內(nèi)很薄的一層,目前很難定量地在計算模擬中考慮殘余應(yīng)力場對構(gòu)件疲勞強(qiáng)度的影響。因此,在本研究中,主要采用疲勞斷口微觀分析的方法,探討了高強(qiáng)度連桿表層的殘余應(yīng)力對其疲勞裂紋萌生和擴(kuò)張的影響。圖5給出了疲勞試驗中連桿桿身斷裂處斷口的掃描電鏡圖片。從圖中可以看出,連桿為疲勞斷裂,有顯著的疲勞條紋,疲勞裂紋源出現(xiàn)在表層以下1mm范圍內(nèi),未見明顯的夾雜缺陷。這主要是因為當(dāng)表面層承受外加交變載荷時,強(qiáng)化層內(nèi)的殘余壓應(yīng)力會降低外加交變載荷中的拉應(yīng)力水平,從而可提高構(gòu)件表面疲勞裂紋萌生的臨界應(yīng)力水平。圖6給出了疲勞試驗中連桿小頭油孔斷裂處斷口的掃描電鏡圖片。從圖中可以看出,連桿小頭油孔處的破壞為疲勞斷裂,疲勞裂紋源主要形成于表層100μm以內(nèi)的夾雜缺陷處。對比圖5和圖6可以發(fā)現(xiàn),由于連桿桿身處存在較大的殘余壓應(yīng)力,使連桿桿身處疲勞裂紋源出現(xiàn)在構(gòu)件表層以下1mm的次表層位置,也就是和桿身表層殘余壓應(yīng)力相平衡的殘余拉應(yīng)力區(qū)。而在沒有殘余壓應(yīng)力的連桿小頭油孔處,疲勞裂紋通常會在表層萌生,并且連桿小頭處較高的平均應(yīng)力水平使其對靠近表層的夾雜等缺陷更敏感。最后需要指出,表面噴丸強(qiáng)化產(chǎn)生的殘余壓應(yīng)力雖然會在很大程度上提高連桿的疲勞強(qiáng)度,但在構(gòu)件疲勞壽命的預(yù)估和分析中,不能僅考慮構(gòu)件表層殘余應(yīng)力的大小,還要對殘余應(yīng)力場的深度和表層材料夾雜缺陷等進(jìn)行深入探討。因為試驗結(jié)果表明,雖然構(gòu)件表面存在較大的殘余壓應(yīng)力,但是疲勞裂