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    焊接油底殼開裂問題研究及優(yōu)化設(shè)計

    2020-08-05 04:00:36張志權(quán)李寒寒寧娜張磊劉冰
    柴油機設(shè)計與制造 2020年1期
    關(guān)鍵詞:底殼加強筋側(cè)壁

    張志權(quán),李寒寒,寧娜,張磊,劉冰

    (濰柴動力股份有限公司,濰坊 261000)

    0 引言

    油底殼作為發(fā)動機潤滑系統(tǒng)的一部分,主要用于貯存、收集發(fā)動機運行中的機油。由于大功率柴油機用途多變,市場容量較小,所以適合單件化、多樣化生產(chǎn)的焊接工藝是制造大功率柴油機油底殼的最佳選擇。但由于大功率柴油機爆發(fā)壓力高、振動劇烈,且機油容量要求大,極易導(dǎo)致在油底殼焊縫處產(chǎn)生微裂紋,進而迅速擴展導(dǎo)致油底殼開裂。因此,焊接式油底殼的設(shè)計結(jié)構(gòu)和焊接質(zhì)量愈來愈得到關(guān)注和重視。

    目前國內(nèi)外對焊接式油底殼焊縫的研究較少。其中李超等研究了液位和結(jié)構(gòu)對油底殼可靠性的影響[1];蔡達威等研究了焊接質(zhì)量和油底殼共振對油底殼失效的影響[2];李際剛等通過改進油底殼內(nèi)部隔板的結(jié)構(gòu)來解決油底殼開裂問題[3]。但是,目前國內(nèi)外對焊接式油底殼的對比分析及仿真評價方面的介紹較少。

    某大型柴油機油底殼在試驗過程中焊縫位置出現(xiàn)開裂,為此,通過對該油底殼進行結(jié)構(gòu)改進設(shè)計及焊接工藝優(yōu)化來降低焊縫處的應(yīng)力幅,滿足使用要求。本文通過對比改進前后2種油底殼的結(jié)構(gòu)設(shè)計、仿真結(jié)果及試驗驗證來介紹對大型油底殼的結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案和優(yōu)化過程。

    1 油底殼改進前后結(jié)構(gòu)介紹

    某大型發(fā)動機油底殼因在試驗過程中焊縫位置出現(xiàn)開裂而改進。原方案的油底殼主體均采用5 mm厚的低碳鋼板沖壓成型,中間擋板采用4 mm厚的低碳鋼板與油底殼側(cè)壁和底部焊接,如圖1所示;改進方案在原方案的基礎(chǔ)上,在油底殼內(nèi)腔的側(cè)壁上焊接了40 mm×40 mm×5 mm的角鋼作為加強筋,如圖2所示。

    圖1 原方案油底殼橫向剖視和縱向剖視圖

    圖2 改進方案油底殼橫向剖視和縱向剖視圖

    就油底殼的剛度而言,2種油底殼在結(jié)構(gòu)設(shè)計方面就體現(xiàn)了不同的設(shè)計理念。

    原方案的油底殼縱向剖視圖呈“凸”字形,而且中間擋板相距1 000 mm,間距較大,設(shè)計初衷是利用柔性油底殼抵消來自柴油機的振動。從成型和焊接工藝角度來講,原方案油底殼深度不超過油底殼的開口寬度,能夠整體沖壓成型;但受成型工藝限制,只有油底殼凸字形框架部分可以沖壓,其余部分必須焊接,如前后端、頂部的厚端板及中間擋板(見圖1)。由于在油底殼A-B-C段內(nèi)側(cè)無法增加焊接支撐,或者只能采用半盲焊的方式焊接加強筋,焊接質(zhì)量無法保證;而且油底殼的橫截面比較復(fù)雜,焊接和退火等因素造成的油底殼變形對焊縫的作用機理更加復(fù)雜多變,給油底殼的可靠性增加了不確定性。

    改進方案的油底殼縱向剖視(見圖2)呈 “U”形,結(jié)構(gòu)較為簡單,中間擋板相鄰之間的間距減小為450 mm,與布置在側(cè)壁上的橫向加強筋將側(cè)壁大平面分割成小區(qū)域,以提高側(cè)壁剛度。底部還采用厚度為15 mm鋼板,不僅為油底殼預(yù)熱裝置提供支撐,還可以提高油底殼底部的剛度。雖然改進后油底殼深度大于開口寬度,無法一體沖壓成型,但是有充足的施焊空間,能夠有效保證焊接部位的焊接質(zhì)量。

    2 油底殼焊縫評價準則

    現(xiàn)有的校核方法只對油底殼整體進行模態(tài)、強度計算,無法有效評價焊接油底殼焊縫處的安全性。而油底殼焊縫危險點一般位于焊縫的焊趾處,焊縫的失效模式也多為疲勞斷裂,故需要對所有焊接部位進行疲勞校核。油底殼安裝在柴油機上,其受載荷情況隨柴油機工況的改變而變化。焊縫的疲勞類型屬于變幅疲勞,將其折算為等效常幅疲勞[4],按以下公式進行評價:

    (1)

    (2)

    式中:Δσe為變幅疲勞的等效應(yīng)力幅,MPa;∑ni為以應(yīng)力循環(huán)次數(shù)表示的油底殼預(yù)期使用壽命,取值107;ni為預(yù)期壽命內(nèi)應(yīng)力幅達到Δσi的應(yīng)力循環(huán)次數(shù);[Δσ]為許用應(yīng)力幅,MPa;c為應(yīng)力系數(shù),對角焊縫結(jié)構(gòu),取值0.41×1012;β為指數(shù)參數(shù),對角焊縫結(jié)構(gòu),取值3;n為循環(huán)次數(shù)。

    3 仿真計算及試驗驗證結(jié)果

    3.1 仿真計算結(jié)果

    油底殼上不同部位的載荷(即振動激勵)是不一樣的。為了簡化計算并保證計算結(jié)果更接近實際情況,本文將油底殼分成不同段,如C1、C2、…C6(見圖3),以各段中間點處的實測振動數(shù)據(jù),作為各段的振動載荷進行仿真計算。對原方案與改進方案油底殼進行瞬態(tài)動力學仿真計算,得出改進前后的中間擋板焊接處的應(yīng)力幅,以此來評價油底殼焊縫是否安全。

    圖3 油底殼施加載荷情況

    3.1.1 原方案油底殼

    原方案油底殼中只有3處擋板,根據(jù)油底殼計算結(jié)果應(yīng)力云圖可知,擋板與側(cè)壁焊接位置的應(yīng)力幅值較高,提取焊縫周圍應(yīng)力幅插值后得到焊縫焊趾處的應(yīng)力幅值。以2#擋板為例,焊縫處的應(yīng)力云圖如圖4所示。

    圖4 原方案油底殼中間擋板焊縫應(yīng)力云圖

    同理可得到其余2處中間擋板的應(yīng)力幅,結(jié)果如表1所示。

    表1 原方案油底殼擋板焊縫處應(yīng)力幅計算結(jié)果

    結(jié)果顯示原方案油底殼中1#和2#擋板應(yīng)力幅均超出許用應(yīng)力幅,而3#擋板應(yīng)力幅雖低于許用應(yīng)力幅,但是已接近限值,存在斷裂風險。

    為找出擋板應(yīng)力幅超出評價限值原因,對油底殼內(nèi)擋板位移情況進行分析,仿真結(jié)果如圖5所示。

    圖5 油底殼危險工況下的位移云圖

    結(jié)果顯示原方案油底殼Y向位移最大,即在約束Y方向時所產(chǎn)生的應(yīng)力幅最大。主要原因為油底殼Y方向約束較少導(dǎo)致開合,建議在油底殼側(cè)壁增加加強筋并增加油底殼底部的整體剛度。

    3.1.2 改進后油底殼

    改進后油底殼內(nèi)部有5處擋板,擋板位置及編號如圖6所示。

    圖6 改進后油底殼擋板位置及編號

    同理根據(jù)上述步驟,可以得出改進后油底殼的應(yīng)力幅,結(jié)果如表2所示。

    表2 改進后油底殼應(yīng)力幅仿真計算結(jié)果

    由上述仿真結(jié)果可以看出,改進后的油底殼各處的應(yīng)力幅均遠小于許用值,比較安全,但仍需整機試驗驗證。另外,建議將擋板與油底殼處的焊接方式由斷續(xù)焊接改為周向焊接,提升焊接強度;并將相鄰焊縫間距離控制在15 mm以上(見圖7),防止焊接發(fā)熱區(qū)域相互影響而產(chǎn)生多余內(nèi)應(yīng)力。

    圖7 擋板處焊縫間隙及相鄰焊縫距離控制

    3.2 試驗驗證

    對油底殼進行振動測試。測點位置在油底殼側(cè)壁的中部和靠近中部2擋板焊接部位,如圖8所示。油底殼各測點振動烈度見表3。

    圖8 油底殼振動測點位置

    由表3可見,改進后油底殼在焊接擋板部位的振動烈度較原油底殼降低了約30%,改進效果明顯。同時,改進后的油底殼搭載了發(fā)動機整機及整車進行試驗驗證,未出現(xiàn)擋板焊接處開裂、油底殼漏油等故障,表明改進措施有效。

    表3 油底殼振動烈度

    4 結(jié)論

    焊接油底殼設(shè)計時,除了油量校核、強度計算及模態(tài)分析之外,同時還應(yīng)注意以下幾點:

    1)焊接油底殼設(shè)計尺寸較大時,需要通過加強筋將大平面分隔為450 mm×450 mm小平面,以提高油底殼壁面的局部剛度。

    2)油底殼設(shè)計完成后,應(yīng)對油底殼進行瞬態(tài)動力學計算,所有焊縫處的應(yīng)力幅應(yīng)≤28 MPa。

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