小型動力裝置的低溫故障分析

郭迎輝

（西安交通工程學(xué)院，陜西 西安710300）

1 概述

在我國隨著低溫發(fā)動機(jī)的推廣應(yīng)用, 相關(guān)研究機(jī)構(gòu)也對低溫動力系統(tǒng)不同工作階段開展了有針 對性的仿真分析[1-4]。但在動力系統(tǒng)故障診斷方面的研究工作比較少, 缺少系統(tǒng)性的規(guī)劃、設(shè)計和驗(yàn)證,距離工程應(yīng)用層面的系統(tǒng)開發(fā)和使用還有很大差距[5-6]。因此,從仿真方面分析與掌握動力系統(tǒng)低溫特性是解決動力系統(tǒng)低溫卡滯的首要任務(wù)。

本文將從小型動力裝置的低溫變形和低溫潤滑兩個方面建立低溫故障分析體系?；诘蜏胤抡娣治鲎冃?、理論計算低溫變形、試驗(yàn)驗(yàn)證,提出各個零部件低溫變形的指標(biāo)并分析對低溫故障的影響, 采用低溫仿真分析法建立低溫變形數(shù)據(jù), 通過計算、仿真、試驗(yàn)數(shù)據(jù)獲得了低溫故障分析的依據(jù),結(jié)果表明該分析方法推理正確,分析得當(dāng),得到了故障的根本原因點(diǎn)。

2 故障現(xiàn)象描述

小型動力裝置共有6 臺, 在高低溫試驗(yàn)中6 臺產(chǎn)品的試驗(yàn)狀態(tài)是發(fā)條和輪系加4116 高低溫潤滑油。對6 臺產(chǎn)品分別進(jìn)行了常溫、常溫真空、高溫、低溫、回常溫真空、開真空罐后的測試。試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表2,測試結(jié)果如下:

2.1 6 臺產(chǎn)品在常溫、常溫真空、高溫時均能夠正常工作。

2.2 低溫-116℃時所有產(chǎn)品均不能工作。

2.3 低溫-86℃時1、2、6 號產(chǎn)品展開時間延長,釋放時間為一分鐘左右(正常為20s 左右),展開到位,其它產(chǎn)品不能工作。

2.4 低溫-80℃時1、2、6 號產(chǎn)品能夠正常工作,其他產(chǎn)品不能工作。

2.5 低溫-70℃時1、2、6 號產(chǎn)品能夠正常工作,其他產(chǎn)品均不能工作。

2.6 低溫-50℃時1、2、4、6 號產(chǎn)品均能夠正常工作其他產(chǎn)品均不能工作。

2.7 在回常溫真空狀態(tài)下和開真空罐后時1、2、3、4 號產(chǎn)品均能夠正常工作,5 號產(chǎn)品不能工作。

3 右橫桿部件分析

對小型動力裝置發(fā)生的低溫卡滯故障進(jìn)行分析具體分析過程如下。

3.1 右橫桿部件線性變形計算

膨脹系數(shù)α 鋁=22×10-6/ °C,右橫桿上裝橫桿軸承的孔徑為d=7mm, 鉸鏈架的璧厚為2.05mm, 右橫桿上2 個軸孔在-110℃時的膨脹量為:

3.2 右橫桿部件的扭曲變形計算

右橫桿加載及環(huán)境溫度的設(shè)定, 溫度的設(shè)定通過ANSYS 中的環(huán)境溫度設(shè)定為-110°C,經(jīng)加載和約束后,在后處理結(jié)果中可以預(yù)先設(shè)定右橫桿的總體變形云圖和單側(cè)臂的軸向變形云圖以及內(nèi)齒輪的徑向變形云圖。圖1-圖6 為總體變形云圖和局部變形云圖,從圖中可以得到以下結(jié)論:

從圖1 中可以得到右橫桿的總體變形中的最大值9.9701e-5m,且最大變形的位置在右橫桿的右端的管壁處。從圖2 中可以得到右橫桿的左側(cè)內(nèi)壁的最大變形值為1.3427e-5m。從圖3 中可以得到右橫桿的右側(cè)內(nèi)壁的最大變形值為1.3613e-5m。從圖4 中可以得到右橫桿的左側(cè)外壁的最大變形值為1.3472e-5 m。從圖5 中可以得到右橫桿中的內(nèi)齒輪的最大變形為4.1627e-5m。從圖6 中可以得到右橫桿中的內(nèi)齒輪的最大變形為4.9417e-6m。

圖1 右橫桿部件總體變形云圖

圖2 右橫桿部件左側(cè)內(nèi)壁軸向變形云圖

圖3 右橫桿部件右側(cè)內(nèi)壁軸向變形云圖

圖4 右橫桿部件左側(cè)外壁軸向變形云圖

圖5 右橫桿部件右側(cè)外壁軸向變形云圖

圖6 右橫桿部件內(nèi)齒輪徑向變形云圖

右橫桿部件的線性變形以及扭曲變形對同步齒輪的正常工作沒有影響。具體計算的數(shù)據(jù)見表1。

表1 數(shù)據(jù)影響對照表

4 發(fā)條的故障排查

發(fā)條的故障對應(yīng)發(fā)條材料性能變化, 發(fā)條結(jié)構(gòu)發(fā)生變化,發(fā)條斷面摩擦。對產(chǎn)品進(jìn)行拆卸,分別對比試驗(yàn)后的發(fā)條和新的發(fā)條的區(qū)別,并對發(fā)條釋放力矩進(jìn)行測量。從圖7 中可以看到產(chǎn)品的發(fā)條與新的未經(jīng)使用過的發(fā)條在結(jié)構(gòu)上的變化比較小沒有影響。從圖8 中可以得出的結(jié)論是低溫時發(fā)條材料性能的變化對發(fā)條力矩釋放影響較小,可以排除。發(fā)條的端面距條盒蓋的距離是0.7,距條盒墊片的距離是0.55,也就排除了發(fā)條斷面摩擦。

圖7 右橫桿部件內(nèi)齒輪徑向變形云圖

圖8 右橫桿部件內(nèi)齒輪徑向變形云圖

5 機(jī)芯座故障排查

機(jī)芯座故障排查的過程如下:

5.1 機(jī)芯座的線性變形計算

線膨脹系數(shù)α 鋼=13.5×10-6/ °C

機(jī)芯座上輪系軸承孔分別為:d1=5mm、d2=3mm。

機(jī)芯座2 類軸孔在-110℃時的膨脹量為:

5.2 機(jī)芯座的扭曲變形

ANSYS 分析過程如下:

機(jī)芯座溫度的設(shè)定通過ANSYS 中的環(huán)境溫度設(shè)定為-110°C,經(jīng)加載和約束后在后處理結(jié)果中可以預(yù)先設(shè)定機(jī)芯座的總體變形云圖和機(jī)芯座上的軸孔的徑向變形云圖。機(jī)芯座的總體變形云圖見圖9,機(jī)芯座的軸孔的X 向變形云圖見圖10,機(jī)芯座的軸孔的Z 向變形云圖見圖11。從圖中可以得到以下結(jié)論: 從圖9 中可以得到機(jī)芯座的總體變形中的最大值為1.9949e-5m, 且最大變形的位置在機(jī)芯座的放條桿處。從圖10中可以得到機(jī)芯座的軸孔處的X 向變形的最大值為3.3968 e-6m。從圖11 中可以得到機(jī)芯座軸孔處的Z 向變形的最大值為5.212e-6m。

圖9 機(jī)芯座總體變形云圖

圖10 機(jī)芯座軸孔處的X 向變形云圖

表2 機(jī)芯座數(shù)據(jù)影響對照表

6 機(jī)芯溫變故障分析

控速輪系的軸套的材料為皮青銅, 鈹青銅的線膨脹系數(shù)為α 銅=16.6×10-6/ °C,其規(guī)格為φ1.5、φ1.0、φ0.7。力矩增大輪系的軸套的材料為9Cr18,9Cr18 的線膨脹系數(shù)為α9Cr18=10.5×10-6/ °C,其規(guī)格為φ2。齒軸的材料為1Cr17Ni2, 1Cr17Ni2 的線膨脹系數(shù)為α1Cr17Ni2=10.0×10-6/°C。齒軸有四種規(guī)格分別為φ2、φ1.5、φ1.0、φ0.7。四種齒軸在-110℃時的線性變形為:

圖11 機(jī)芯座軸孔處的Z 向變形云圖

表3 機(jī)芯檢測數(shù)據(jù)

綜上所述,由于溫變所引起的線性變形是在公差范圍之內(nèi)的,故可以排除故障。

7 故障定位

通過上述的故障排查,故障最終定位在低溫潤滑失效上。對應(yīng)于低溫潤滑失效,包括了兩組輪系的低溫潤滑,一組是增速輪系的低溫潤滑,另一組是控速輪系的低溫潤滑。通過試驗(yàn),充分證明了引起本次試驗(yàn)發(fā)生故障的原因?yàn)樵诘蜏卣婵窄h(huán)境下,擒縱控速輪系的低溫潤滑失效,導(dǎo)致各處運(yùn)動副摩擦增大,傳動效率降低,阻力矩增大,負(fù)載能力相應(yīng)降低,引起不能正常展開釋放。

結(jié)束語

本文采用低溫仿真變形和低溫計算變形方法,復(fù)現(xiàn)了低溫故障過程,通過分析各個零部件的低溫變形,指出低溫潤滑失效是導(dǎo)致低溫故障的主要原因。分析過程主要利用了仿真、計算、試驗(yàn),獲取所有零部件的低溫變形數(shù)據(jù)。仿真試驗(yàn)通過排除法驗(yàn)證了故障原因。 最后針對小型動力裝置仿真和實(shí)踐,證明了低溫卡滯本文方法具備通用性,在處理低溫故障具有安全性。