基于斷裂力學(xué)的高壓共軌燃油系統(tǒng)可靠性設(shè)計(jì)

崔彪，楊海濤，吳東興，夏興蘭，張武凱，余成龍

（中國第一汽車股份有限公司無錫油泵油嘴研究所，江蘇無錫214063）

0 前言

斷裂力學(xué)是研究含裂紋 （缺陷）構(gòu)件斷裂強(qiáng)度的一門學(xué)科。它的發(fā)展解決了許多工程中災(zāi)難性的低應(yīng)力脆斷問題，已成為失效分析的重要研究方法之一，彌補(bǔ)了常規(guī)設(shè)計(jì)方法的不足[1]。傳統(tǒng)疲勞分析方法描述的是沒有初始裂紋的結(jié)構(gòu)在承受交變載荷作用下，產(chǎn)生宏觀裂紋及裂紋擴(kuò)展直至結(jié)構(gòu)斷裂全過程。其可靠性評(píng)價(jià)是兩點(diǎn)式的，即將構(gòu)件在特定工況下的最大應(yīng)力或名義應(yīng)力與材料強(qiáng)度進(jìn)行比較。這里的強(qiáng)度包含抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度及疲勞強(qiáng)度。當(dāng)最大應(yīng)力超過抗拉強(qiáng)度或名義應(yīng)力超過疲勞強(qiáng)度時(shí)，則認(rèn)為構(gòu)件在有限的壽命內(nèi)將發(fā)生破壞。這種傳統(tǒng)可靠性評(píng)價(jià)方法的缺陷在于，忽略了加工工藝對(duì)可靠性的影響，也可以說是表面質(zhì)量特性對(duì)可靠性的影響。如表面粗糙度，其在一定程度上反映了構(gòu)件表面微裂紋的大小。

高壓共軌燃油系統(tǒng)的油道內(nèi)表面，尤其是當(dāng)高壓油道是細(xì)長形或深盲孔的結(jié)構(gòu)型式時(shí)，受加工工藝的限制，其表面的粗糙度要求難以得到保證。在當(dāng)前的工藝水平條件下，精加工如鉆、鏜等工序完成后，表面粗糙度Ra值較高，通過一定的高壓清洗及液體擠壓研磨，表面光潔程度有所提高；但Ra值通常仍處于1.6 μm水平，對(duì)裂紋大小具有重要影響的Rz參數(shù)甚至在數(shù)10 μm以上。高壓系統(tǒng)應(yīng)力高，且應(yīng)力是交變的。如果材料表面存在非常微小的缺陷，由于缺口效應(yīng)，往往會(huì)從微裂紋處開始產(chǎn)生應(yīng)力集中，最糟糕的情況是完全裂開。這些微小缺陷有時(shí)候是由于加工留下的傷痕，在高壓 （200 MPa，甚至250 MPa）的環(huán)境下，即便是材料中的細(xì)微夾雜物，也會(huì)成為開裂的起因。因此，在高噴射壓力共軌燃油系統(tǒng)的開發(fā)過程中，采用斷裂力學(xué)方法對(duì)其可靠性設(shè)計(jì)進(jìn)行評(píng)估，十分必要。

1 斷裂力學(xué)理論

斷裂力學(xué)方法描述的是結(jié)構(gòu)具有初始裂紋缺陷，其在承受交變載荷作用下，裂紋擴(kuò)展至失穩(wěn)狀態(tài)的規(guī)律[2-3]。

1.1 應(yīng)力強(qiáng)度因子

構(gòu)件的斷裂起源于裂紋，而裂紋的靜止、平衡或發(fā)展都與裂紋尖端附近的應(yīng)力場有直接關(guān)系，即應(yīng)力強(qiáng)度因子K。K值是隨載荷、結(jié)構(gòu)、裂紋 （包括大小、形狀及位置）的不同而改變的動(dòng)態(tài)量，其表征了在外力作用下構(gòu)件裂紋尖端附近應(yīng)力場的強(qiáng)弱，用公式可以表示為：

式中：K為應(yīng)力強(qiáng)度因子，MPa·mm1/2；f為形狀因數(shù) （與裂紋大小、位置等有關(guān)），該值一般介于1～1.2；σ為名義應(yīng)力，MPa，即裂紋位置上按無裂紋計(jì)算的應(yīng)力大?。籥為裂紋尺寸，mm。

1.2 斷裂判據(jù)

當(dāng)構(gòu)件裂紋尖端處應(yīng)力強(qiáng)度因子K值達(dá)到了臨界值KIC時(shí)，構(gòu)件就會(huì)失穩(wěn)斷裂。臨界值KIC表征了材料阻止裂紋擴(kuò)展的能力，是度量材料韌性好壞的一個(gè)定量指標(biāo)，稱為斷裂韌性。斷裂韌性KIC為失穩(wěn)斷裂的臨界值，與材料種類、其熱處理方式等都有關(guān)系，可通過特定的材料試驗(yàn)獲得。對(duì)于裂紋在動(dòng)載下是否擴(kuò)展，則用指標(biāo)Kth來衡量。其值為裂紋擴(kuò)展門檻值，Kth通常比KIC小很多。當(dāng)構(gòu)件在實(shí)際工作狀態(tài)下的應(yīng)力強(qiáng)度因子K小于Kth時(shí)，裂紋將不會(huì)發(fā)生擴(kuò)展，此時(shí)為永久壽命；當(dāng)Kth＜K＜KIC時(shí)為有限壽命，具體的疲勞壽命與材料的裂紋擴(kuò)展速率有關(guān)。

1.3 材料、結(jié)構(gòu)與加工之間的關(guān)系

斷裂力學(xué)理論實(shí)際上將材料、結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及加工工藝三者有機(jī)地統(tǒng)一在一個(gè)理論框架下 （見圖1）。應(yīng)力強(qiáng)度因子K值由結(jié)構(gòu)應(yīng)力水平及表面加工質(zhì)量決定，通過斷裂判據(jù)將K值與材料本身的斷裂參數(shù) （KIC、Kth）進(jìn)行比較，可以對(duì)可靠性設(shè)計(jì)進(jìn)行評(píng)價(jià)。相比于傳統(tǒng)疲勞分析方法，斷裂力學(xué)方法承認(rèn)初始缺陷的存在更符合實(shí)際情況。

圖1 材料、結(jié)構(gòu)與加工之間的關(guān)系

2 案例分析

2.1 現(xiàn)象描述

某共軌燃油系統(tǒng)的噴油器配套大功率發(fā)動(dòng)機(jī)。為了保證進(jìn)油速率并減少壓力波動(dòng)，噴油器采用雙進(jìn)油道設(shè)計(jì)。在其油泵臺(tái)架試驗(yàn)過程中，噴油器的進(jìn)油道鼻梁處發(fā)生開裂現(xiàn)象 （見圖2）。

圖2 進(jìn)油道鼻梁處開裂

2.2 應(yīng)力及疲勞分析

采用ABAQUS軟件，按共軌壓力220 MPa，采用傳統(tǒng)的疲勞計(jì)算方法，對(duì)噴油器進(jìn)油道鼻梁及沉孔圓角位置的應(yīng)力分布進(jìn)行了有限元計(jì)算分析，分析結(jié)果如圖3～4所示。

從計(jì)算結(jié)果可以看出，沉孔圓角位置應(yīng)力集中明顯，米澤斯應(yīng)力值達(dá)到1 338 MPa，最大主應(yīng)力為拉應(yīng)力，其值為1 216 MPa。鼻梁處米澤斯應(yīng)力為725 MPa，最大主應(yīng)力同樣為拉應(yīng)力，其值為550 MPa。按原設(shè)計(jì)方案，沉孔圓角處在220 MPa油壓作用下，其應(yīng)力必然超過其屈服強(qiáng)度。因?yàn)閲娪推髟?20 MPa軌壓穩(wěn)態(tài)工作時(shí)，油道內(nèi)油壓波動(dòng)范圍在-30%～+17%。按傳統(tǒng)疲勞計(jì)算方法計(jì)算，所得結(jié)果表明最危險(xiǎn)位置為沉孔圓角處 （見圖5），而鼻梁位置不會(huì)發(fā)生疲勞破壞，然而實(shí)際情形卻是在鼻梁處發(fā)生開裂。

圖3 米澤斯應(yīng)力

圖4 最大主應(yīng)力

圖5 傳統(tǒng)疲勞計(jì)算結(jié)果

2.3 斷裂力學(xué)分析

對(duì)該雙油道噴油器體建立計(jì)算模型，并根據(jù)鼻梁區(qū)域表面質(zhì)量檢測結(jié)果，在鼻梁區(qū)域設(shè)置1條初始微裂紋，裂紋尺寸為50 μm。為了節(jié)約自適應(yīng)網(wǎng)格劃分及有限元計(jì)算時(shí)間，將模型分為global和local兩塊區(qū)域，如圖6所示。隨著裂紋的不斷擴(kuò)展，計(jì)算時(shí)間越來越長。為提高計(jì)算效率，只對(duì)local模型進(jìn)行網(wǎng)格更新，而global模型網(wǎng)格保持不變，以節(jié)省更新網(wǎng)格的時(shí)間，控制整體網(wǎng)格的規(guī)模，即網(wǎng)格總數(shù)。

圖6 計(jì)算模型

裂紋尖端各個(gè)位置對(duì)應(yīng)的應(yīng)力強(qiáng)度因子KI、KII、KIII值如圖7所示。裂紋尖端位置即為裂紋擴(kuò)展的最前沿位置，KI為張開型裂紋，KII為滑開型裂紋，KIII為撕開型裂紋。從圖7可見，裂紋以I型裂紋即張開型裂紋為主，從絕對(duì)數(shù)值大小上可以直觀地看出，是I型裂紋起主導(dǎo)作用。

初始裂紋尺寸50 μm時(shí)，在油壓220 MPa載荷作用下，裂紋源處的應(yīng)力強(qiáng)度因子約為180 MPa·mm1/2，大于材料斷裂韌性門檻值Kth（該值一般不大于150 MPa·mm1/2），裂紋將發(fā)生擴(kuò)展。圖8為雙油道噴油器體的裂紋擴(kuò)展路徑預(yù)測結(jié)果。圖9為3個(gè)不同時(shí)期下的雙油道鼻梁裂紋的擴(kuò)展程度。

采用電子掃描顯微鏡 （SEM）對(duì)該開裂噴油器實(shí)物進(jìn)行斷口形貌檢測，結(jié)果如圖10所示。斷口形貌檢測結(jié)果與圖8～9中仿真預(yù)測的裂紋擴(kuò)展路徑一致，驗(yàn)證了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

圖9 不同時(shí)期下的裂紋擴(kuò)展程度

圖10 SEM斷口形貌

3 結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

基于上述分析可知，要避免雙油道噴油器體在鼻梁位置的開裂，可以從以下3方面采取措施：1）嚴(yán)格控制高壓油道內(nèi)表面的粗糙度水平，尤其是鼻梁區(qū)域，該區(qū)域的初始裂紋尺寸建議控制在20 μm以下，如圖11所示。此時(shí)其裂紋尖端位置應(yīng)力強(qiáng)度因子K小于噴油器體材料20CrMo門檻值Kth，即使存在裂紋也不會(huì)發(fā)生擴(kuò)展；2）對(duì)雙油道噴油器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，降低鼻梁區(qū)域的原有應(yīng)力水平，如圖12所示。通過優(yōu)化兩進(jìn)油道夾角及減小沉孔深度，鼻梁處米澤斯應(yīng)力可降為655 MPa，最大主應(yīng)力可降為460 MPa；3）當(dāng)上述2種方法已做到極致無潛力可挖時(shí)，還可以通過優(yōu)選材料或改進(jìn)熱處理工藝等手段，提高材料本身的斷裂韌性KIC及門檻值Kth來滿足可靠性要求，如選取Kth值大于200 MPa·mm1/2的材料。

圖11 裂紋尺寸20μm時(shí)應(yīng)力強(qiáng)度因子

圖12 結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)后應(yīng)力分布

4 結(jié)論

以某雙油道噴油器體為例，應(yīng)用斷裂力學(xué)理論仿真了其在交變壓力載荷作用下的裂紋擴(kuò)展路徑，仿真的預(yù)測結(jié)果與實(shí)際裂紋斷口形貌檢測結(jié)果一致。隨著噴射壓力的提高，共軌產(chǎn)品零部件開裂的風(fēng)險(xiǎn)將增加，運(yùn)用斷裂力學(xué)理論對(duì)產(chǎn)品進(jìn)行設(shè)計(jì)、分析和質(zhì)量控制顯得尤為重要。在高壓共軌燃油系統(tǒng)的開發(fā)過程中，應(yīng)用斷裂力學(xué)理論可對(duì)結(jié)構(gòu)應(yīng)力、微裂紋大小及應(yīng)力強(qiáng)度因子三者進(jìn)行優(yōu)化匹配，這對(duì)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化、加工工藝控制及關(guān)鍵零部件材料選擇具有重要的指導(dǎo)意義。