重載車輛進(jìn)氣中冷管振動(dòng)特性及設(shè)計(jì)改進(jìn)

劉宇航， 劉鑫， 張生， 李洪彪

(1.北京航天發(fā)射技術(shù)研究所， 北京 100076； 2.河北工業(yè)大學(xué) 化工學(xué)院， 天津 300401)

0 引言

某重載車輛在使用過程中常出現(xiàn)左側(cè)進(jìn)氣中冷鋼管損壞，造成車輛出現(xiàn)故障，但是右側(cè)鋼管卻完好。對(duì)于重載車輛而言，由于使用工況十分復(fù)雜，零部件的失效模式也多種多樣。通過觀察斷口微觀形貌判斷失效模式應(yīng)為疲勞失效，由于管路并不承受強(qiáng)烈的高低溫周期載荷，因此可排除熱疲勞可能性，需對(duì)其振動(dòng)特性進(jìn)行研究。

頻響計(jì)算是常用的計(jì)算結(jié)構(gòu)在振動(dòng)激勵(lì)下響應(yīng)的方法之一，其計(jì)算方法主要有直接法和模態(tài)法。直接法容易使用，可直接求解出位移和應(yīng)力，但是計(jì)算時(shí)間長(zhǎng)，占用資源多。模態(tài)法計(jì)算速度快，但是只適用不存在阻尼或只有模態(tài)阻尼的結(jié)構(gòu)。本文采用模態(tài)法進(jìn)行計(jì)算。

本文首先對(duì)某重載車輛的進(jìn)氣系統(tǒng)管路在不同工況下的振動(dòng)加速度進(jìn)行了測(cè)量，發(fā)現(xiàn)管路存在共振現(xiàn)象。利用頻響計(jì)算發(fā)現(xiàn)了造成裂紋的主要振動(dòng)頻率。通過對(duì)比左右兩側(cè)進(jìn)氣中冷管結(jié)構(gòu)并對(duì)設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行研究，對(duì)左側(cè)管路進(jìn)行了設(shè)計(jì)改進(jìn)。改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)不再出現(xiàn)共振現(xiàn)象并有效改善了管路振動(dòng)情況。

1 失效原因分析

進(jìn)氣系統(tǒng)的三維示意圖如圖1所示。發(fā)動(dòng)機(jī)增壓后高溫高壓的氣體由進(jìn)氣彎管經(jīng)右側(cè)中冷進(jìn)氣鋼管進(jìn)入中冷器。在中冷器中，高溫氣體被冷卻，再流經(jīng)左側(cè)中冷進(jìn)氣鋼管進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣橫通管。在此過程中新鮮充量進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)參與燃燒并使發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)外做功。

圖1 進(jìn)氣系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the intake system

中冷器與發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻液散熱器共同組成散熱器總成為發(fā)動(dòng)機(jī)提供冷卻。散熱器總成通過左右共4塊懸置固定在車架前梁上平面，左右兩個(gè)拉桿將散熱器總成與支架連接，拉桿兩端為球鉸，發(fā)動(dòng)機(jī)通過固定在車架前梁上的前后4個(gè)支架共6個(gè)懸置塊固定。中冷器與發(fā)動(dòng)機(jī)通過波紋管相連，波紋管通過卡箍分別固定在其兩端。

左右側(cè)進(jìn)氣中冷鋼管的材質(zhì)皆為不銹鋼(1Cr18Ni9Ti)，材料屬性如表1所示。在使用過程中，左側(cè)進(jìn)氣中冷鋼管裂紋常出現(xiàn)在鋼管與其相連的法蘭盤根部。失效鋼管如圖2所示，其裂紋形貌如圖3所示。圖3中的視圖方向與圖2同為俯視圖。通過掃描電鏡對(duì)斷口部位進(jìn)行微觀形貌觀察及能譜分析，如圖4所示。由圖4可以看出，斷口呈現(xiàn)疲勞條帶狀形貌，據(jù)此判斷失效模式應(yīng)為疲勞失效。

表1 材料屬性

圖2 進(jìn)氣中冷管裂紋位置Fig.2 Cracks on the intake-cooling pipes

圖3 裂紋形貌Fig.3 Crack morphology

圖4 裂紋斷面微觀形貌Fig.4 Cross-section microcosmic morphology of the crack

2 試驗(yàn)建立

2.1 測(cè)點(diǎn)位置及信號(hào)采集

針對(duì)進(jìn)氣系統(tǒng)進(jìn)行振動(dòng)測(cè)試，其測(cè)點(diǎn)位置及數(shù)據(jù)處理流程如圖5所示，布置6個(gè)測(cè)點(diǎn)位置。每個(gè)測(cè)點(diǎn)位置上布置一個(gè)加速度傳感器，以測(cè)量每個(gè)測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)加速度信號(hào)。

圖5 振動(dòng)測(cè)點(diǎn)位置及數(shù)據(jù)處理流程Fig.5 Measuring points and data processing flow

測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)2分別布置在發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣彎管和進(jìn)氣橫通管與左右進(jìn)氣中冷鋼管連接的法蘭盤頂端。測(cè)點(diǎn)3、測(cè)點(diǎn)4分別布置在進(jìn)氣中冷鋼管與波紋管連接處頂端。測(cè)點(diǎn)5、測(cè)點(diǎn)6分別布置在中冷器左右鑄管與波紋管連接處頂端。

每個(gè)測(cè)點(diǎn)位置的加速度傳感器可采集軸、軸、軸3個(gè)方向的振動(dòng)加速度信號(hào)。原始信號(hào)采集系統(tǒng)的采集頻率為2 000 Hz，經(jīng)過濾波后的處理信號(hào)為1 000 Hz。

2.2 試驗(yàn)工況定義

對(duì)于本文所研究的重載車輛，較為常用的工況為運(yùn)輸工況及原地取力工況。因此，定義試驗(yàn)工況如表2所示。針對(duì)每一個(gè)試驗(yàn)工況，待試驗(yàn)工況穩(wěn)定后30 s開始收集數(shù)據(jù)，收集時(shí)間為10 s。每個(gè)工況進(jìn)行兩次試驗(yàn)，取兩次試驗(yàn)的平均值作為最終試驗(yàn)測(cè)量值。

表2 試驗(yàn)工況定義

3 加速度數(shù)據(jù)分析

原地取力工況下，不同測(cè)點(diǎn)所測(cè)得的振動(dòng)加速度值隨發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的關(guān)系如圖6所示。由圖6中可以看出，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的升高，測(cè)點(diǎn)1、2、5、6的振動(dòng)加速度值呈現(xiàn)逐漸升高的趨勢(shì)。這主要是隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的提高，發(fā)動(dòng)機(jī)本體的不平衡力矩會(huì)使發(fā)動(dòng)機(jī)的振動(dòng)烈度增加。發(fā)動(dòng)機(jī)的振動(dòng)通過車架傳遞至散熱器會(huì)引起散熱器的振動(dòng)。測(cè)點(diǎn)4的振動(dòng)加速度值在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 700 r/min時(shí)有明顯的升高，表明左側(cè)進(jìn)氣中冷管在該發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速工況下工作異常。

圖6 原地取力工況下不同測(cè)點(diǎn)加速度測(cè)量值Fig.6 Acceleration values under different in situ conditions

測(cè)點(diǎn)3在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 900 r/min時(shí)與測(cè)點(diǎn)4在1 700 r/min時(shí)有相近的加速度值。對(duì)比測(cè)點(diǎn)1～測(cè)點(diǎn)4不同方向的振動(dòng)加速度值如圖7所示。由圖7 可以看出，由于測(cè)點(diǎn)3、4的振動(dòng)主要由與發(fā)動(dòng)機(jī)相連的進(jìn)氣管路引起，測(cè)點(diǎn)1、3和測(cè)點(diǎn)2、4在不同方向上的振動(dòng)加速度變化趨勢(shì)是相同的。通過比較振動(dòng)加速度大小可以發(fā)現(xiàn)，測(cè)點(diǎn)3、4沿軸方向的振動(dòng)加速度數(shù)值較為近似，但是測(cè)點(diǎn)3沿軸方向的振動(dòng)較為劇烈，測(cè)點(diǎn)4沿軸方向的振動(dòng)較為劇烈。

圖7 測(cè)點(diǎn)1～測(cè)點(diǎn)4不同方向振動(dòng)加速度值Fig.7 Acceleration values at measured points 1～4

平坦路面及碎石路面不同車速各測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)加速度值及該工況下所對(duì)應(yīng)的擋位如圖8、圖9所示。由圖8、圖9可以看出，測(cè)點(diǎn)5、測(cè)點(diǎn)6振動(dòng)加速度值變化并不明顯，表明散熱器的振動(dòng)對(duì)車速和路面的變化并不敏感。測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)2的振動(dòng)加速度值隨著車速的升高，呈現(xiàn)增加的趨勢(shì)，但是分別會(huì)在 60 km/h 和50 km/h時(shí)出現(xiàn)一定波動(dòng)。這主要是由于在行駛工況下，一方面，擋位的調(diào)節(jié)會(huì)影響發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的變化會(huì)影響測(cè)點(diǎn)振動(dòng)加速度值；另一方面，路面所傳遞的振動(dòng)激勵(lì)同樣會(huì)影響測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)2的振動(dòng)測(cè)量值。測(cè)點(diǎn)3、測(cè)點(diǎn)4在平坦路面工況下，振動(dòng)加速度值會(huì)隨著車速的增加呈現(xiàn)增加的趨勢(shì)；在碎石路面工況下，呈現(xiàn)上凹的曲線形式。

圖8 平坦路面工況下不同測(cè)點(diǎn)加速度測(cè)量值Fig.8 Acceleration values under different flat road conditions

圖9 碎石路面工況下不同測(cè)點(diǎn)加速度測(cè)量值Fig.9 Acceleration values under different gravel road conditions

綜合圖6、圖8、圖9可看出，左右側(cè)中冷進(jìn)氣鋼管的振動(dòng)加速度值最大，發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣彎管和進(jìn)氣橫通管其次，散熱器鑄管的振動(dòng)加速度值最小。無(wú)論在哪種工況下，測(cè)點(diǎn)6的振動(dòng)加速度都大于測(cè)點(diǎn)5，表明散熱器左側(cè)比右側(cè)振動(dòng)更大。無(wú)論在哪種工況下，測(cè)點(diǎn)1的振動(dòng)加速度值都大于測(cè)點(diǎn)2，表明發(fā)動(dòng)機(jī)右側(cè)比左側(cè)振動(dòng)更大。

左右側(cè)進(jìn)氣中冷鋼管一端與波紋管相連，另一端分別通過螺栓與發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣橫通管和發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣彎管相連。由于波紋管為軟連接，左右側(cè)進(jìn)氣中冷管的振動(dòng)主要由發(fā)動(dòng)機(jī)的激振引起。因此，考慮對(duì)測(cè)點(diǎn)1、2的振動(dòng)加速度信號(hào)進(jìn)行頻域分析，考察其主頻成分。

4 頻域分析

對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速1 700 r/min，整車原地取力工況下采集的測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)2的振動(dòng)加速度信號(hào)進(jìn)行傅里葉變換可以將時(shí)域信號(hào)轉(zhuǎn)換為頻域信號(hào)。由于本文所研究柴油機(jī)的額定轉(zhuǎn)速并不高且路面對(duì)整車的激勵(lì)頻率一般不超過100 Hz，而且高頻成分一般對(duì)車輛部件的影響較小，因此本文關(guān)注的頻率范圍為0～200 Hz。測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)2的頻域信號(hào)如圖10(a)所示，圖中曲線的峰值即表示了組成振動(dòng)信號(hào)的主頻成分。讀取圖10(a)中0～200 Hz范圍內(nèi)的峰值可以得到圖10(b)。由圖10可知，測(cè)點(diǎn)2相比測(cè)點(diǎn)1主頻成分多出了100 Hz和112 Hz，其余部分測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)2主頻成分基本保持一致。

圖10 測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)2頻域信號(hào)及主頻成分Fig.10 Frequency domain signals and main dominant frequencies of Point 1 and Point 2

綜上可知，測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)2的主頻成分相差不大，造成中冷管失效的原因應(yīng)該是左右側(cè)中冷管的不同結(jié)構(gòu)在振動(dòng)激勵(lì)下的響應(yīng)不同。因此，考慮對(duì)左側(cè)進(jìn)氣中冷管進(jìn)行頻響計(jì)算。

5 頻響計(jì)算

5.1 有限元模型

對(duì)左側(cè)進(jìn)氣中冷管建立有限元模型，如圖11所示。圖11中坐標(biāo)與圖1中所示坐標(biāo)相同。模型由管壁和法蘭盤兩部分組成。兩部分都使用shell單元，左右兩側(cè)中冷管的法蘭盤厚度皆為8 mm，管壁厚度皆為1.5 mm。由于中冷管與法蘭處通過焊接相連，在此處增加weld單元。將法蘭盤上的節(jié)點(diǎn)通過rb2單元與法蘭盤中心連接，用以在后續(xù)計(jì)算中施加加速度載荷。

圖11 有限元模型Fig.11 Finite element model

在有限元模型中建立兩個(gè)節(jié)點(diǎn)集。節(jié)點(diǎn)集1如圖11中黃點(diǎn)所示，包含圖5中與測(cè)點(diǎn)4位置相同的節(jié)點(diǎn)。節(jié)點(diǎn)集2如圖11中黃色曲線所示，包含鋼管與法蘭盤交界處的所有節(jié)點(diǎn)。節(jié)點(diǎn)集1用于提取振動(dòng)加速度結(jié)果，來驗(yàn)證模型準(zhǔn)確性。節(jié)點(diǎn)集2用于提取最大節(jié)點(diǎn)應(yīng)力。

5.2 模型驗(yàn)證

圖12中黑色曲線為當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速1 700 r/min，整車原地取力工況下測(cè)點(diǎn)2的部分時(shí)域信號(hào)。將所示的時(shí)域加速度載荷施加在圖11所示有限元模型的法蘭盤中心節(jié)點(diǎn)進(jìn)行計(jì)算，并提取節(jié)點(diǎn)集1的振動(dòng)加速度值與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。

圖12 不同方向試驗(yàn)與仿真振動(dòng)加速度值比較Fig.12 Simulated and experimental vibration acceleration values for different directions

節(jié)點(diǎn)集1與試驗(yàn)所得振動(dòng)加速度均方根值對(duì)比如表3所示。由表3可以看出，試驗(yàn)與模型仿真的誤差在5%以內(nèi)，驗(yàn)證了仿真計(jì)算的可行性。

表3 試驗(yàn)與仿真振動(dòng)加速度均方根值對(duì)比

5.3 頻響計(jì)算

發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速1 700 r/min，整車原地工況下測(cè)點(diǎn)2的振動(dòng)加速度均方根值如表4所示。將其作為加速度載荷邊界條件施加在圖11所示有限元模型的法蘭盤中心節(jié)點(diǎn)進(jìn)行頻響計(jì)算，計(jì)算頻率范圍為1～200 Hz，計(jì)算間隔為1 Hz。得到節(jié)點(diǎn)集2的最大應(yīng)力與頻率的關(guān)系曲線，如圖13所示。

圖13 試驗(yàn)曲線與頻響曲線對(duì)比Fig.13 Comparison of experimental data and frequency response simulation curve

按照同樣的方法對(duì)右側(cè)中冷管進(jìn)行計(jì)算并做對(duì)比分析，右側(cè)中冷管的加速度載荷邊界條件如表4中測(cè)點(diǎn)1所示。

表4 測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)2振動(dòng)加速度均方根值

將圖10中測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)2的主頻成分同樣放在圖13中可以發(fā)現(xiàn)，隨著頻率的增加，左側(cè)中冷管根部節(jié)點(diǎn)應(yīng)力在138 Hz出現(xiàn)峰值，與測(cè)點(diǎn)2的主頻成分吻合，表明左側(cè)中冷管在該頻率下發(fā)生共振現(xiàn)象，所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力值為74.2 MPa。當(dāng)零件存在應(yīng)力不均且經(jīng)過一定次數(shù)的循環(huán)載荷后即可產(chǎn)生微裂紋進(jìn)而發(fā)展成為宏觀裂紋，而且裂紋也往往發(fā)生在應(yīng)力較大處。右側(cè)中冷管根部節(jié)點(diǎn)應(yīng)力在0～200 Hz范圍內(nèi)并未出現(xiàn)峰值，表明管路并未發(fā)生共振現(xiàn)象。因此，左側(cè)中冷管會(huì)發(fā)生失效現(xiàn)象而工況十分相似的右側(cè)中冷管并不會(huì)發(fā)生失效。

6 設(shè)計(jì)改進(jìn)

6.1 左右中冷管設(shè)計(jì)對(duì)比

由5.3節(jié)中所述，對(duì)于左右側(cè)中冷管而言，右側(cè)中冷管在激振加速度更大的情況下相比左側(cè)中冷管并沒有出現(xiàn)失效現(xiàn)象。左側(cè)中冷管的失效原因主要是與138 Hz主頻振動(dòng)發(fā)生共振。從改進(jìn)設(shè)計(jì)的角度而言，需要對(duì)比左右兩側(cè)中冷管的設(shè)計(jì)參數(shù)，如表5所示，其中Δ、Δ、Δ分別代表管路兩端在軸、軸、軸方向的投影長(zhǎng)度。

表5 左右側(cè)中冷管設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)比

由表5可知：左右兩側(cè)中冷管管壁厚度和材質(zhì)相同，Δ相差不大；右側(cè)中冷管質(zhì)量更小；左側(cè)中冷管Δ更大，而右側(cè)中冷管Δ更大；左側(cè)中冷管相比右側(cè)質(zhì)量更重。結(jié)合圖1，對(duì)于左側(cè)中冷管而言，Δ的改變會(huì)導(dǎo)致中冷器管路側(cè)向連接變得復(fù)雜，因此結(jié)構(gòu)上可考慮從調(diào)整Δ、Δ來進(jìn)行設(shè)計(jì)改進(jìn)。質(zhì)量上可考慮調(diào)整鋼管壁厚來改進(jìn)設(shè)計(jì)。

6.2 設(shè)計(jì)變量分析

取原左側(cè)中冷管設(shè)計(jì)參數(shù)Δ、Δ的0.8、0.9、1.0、1.1、1.2倍進(jìn)行計(jì)算，讀取頻響曲線的第1個(gè)應(yīng)力峰值及峰值出現(xiàn)的頻率，來研究設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，如圖14所示。由圖14可知：Δ的增加會(huì)使管路應(yīng)力峰值呈現(xiàn)下降的趨勢(shì)；Δ的增加會(huì)使管路應(yīng)力峰值呈現(xiàn)明顯升高的趨勢(shì)；Δ、Δ的增加都會(huì)使應(yīng)力峰值出現(xiàn)的頻率減??；Δ的變化對(duì)應(yīng)力峰值和峰值頻率的影響相比Δ更加明顯。因此，考慮通過減小Δ來降低應(yīng)力峰值從而改善設(shè)計(jì)。

圖14 Δx、Δz對(duì)計(jì)算應(yīng)力峰值及峰值對(duì)應(yīng)頻率的影響Fig.14 Effects of Δx、Δz on peak stress and corresponding frequency

對(duì)左側(cè)中冷管壁厚取1.5～3.5 mm，間隔為 0.5 mm 進(jìn)行計(jì)算，所得結(jié)果如圖15所示。由圖15可知，壁厚的增加會(huì)使應(yīng)力峰值呈下降趨勢(shì)。應(yīng)力峰值所對(duì)應(yīng)的頻率呈現(xiàn)上升的趨勢(shì)。從振動(dòng)的角度而言，壁厚的增加有利于降低應(yīng)力峰值、避開共振頻率。但是，從結(jié)構(gòu)上而言，本文所研究的冷管類似懸臂機(jī)構(gòu)且對(duì)于重載特種車輛，使用過程中的沖擊載荷同樣是十分重要的考量標(biāo)準(zhǔn)。壁厚的增加使管路質(zhì)量增加，勢(shì)必會(huì)加劇管路在沖擊載荷中的可靠性風(fēng)險(xiǎn)。因此，不考慮從壁厚方面進(jìn)行設(shè)計(jì)改進(jìn)。

圖15 壁厚對(duì)應(yīng)力峰值及峰值對(duì)應(yīng)頻率的影響Fig.15 Effects of pipe thickness on peak stress and corresponding frequency

6.3 方案對(duì)比

如圖16所示，管路需要連接的散熱器端與發(fā)動(dòng)機(jī)端接口位置無(wú)法改變。原方案鋼管通過一段直波紋管連接散熱器端接口與鋼管自由端，由于需要降低Δ方向高度來改進(jìn)設(shè)計(jì)，考慮采用一段彎波紋管與中冷管相連的方案。

圖16 左側(cè)中冷管設(shè)計(jì)改進(jìn)Fig.16 Improved design scheme for the left inter-cooling iron pipe

參照本文對(duì)原方案進(jìn)行的頻響計(jì)算，對(duì)改進(jìn)方案施加相同的加速度邊界條件進(jìn)行計(jì)算，可以得到改進(jìn)方案與原方案管路根部與法蘭盤連接處最大應(yīng)力的頻響曲線如圖17所示。由圖17可知，改進(jìn)后的設(shè)計(jì)方案在0～200 Hz內(nèi)不會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力峰值。因此，改進(jìn)方案不會(huì)在發(fā)動(dòng)機(jī)1 700 r/min，車輛原地取力工況下發(fā)生共振現(xiàn)象。

圖17 原方案與改進(jìn)方案頻響曲線對(duì)比Fig.17 Comparison of the original and developed schemes in terms of the frequency response curve

7 疲勞預(yù)測(cè)

針對(duì)改進(jìn)前和改進(jìn)后的中冷管進(jìn)行疲勞計(jì)算。由于中冷管在使用過程中的應(yīng)力水平并不大，壽命次數(shù)較高，因此應(yīng)屬高周疲勞。由測(cè)點(diǎn)2所測(cè)的時(shí)域加速度信號(hào)所轉(zhuǎn)換的功率譜密度如圖18所示。循環(huán)應(yīng)力由Goodman方程修正。根據(jù)nCode軟件推薦方法計(jì)算材料的應(yīng)力- 壽命曲線，如圖19所示。通過計(jì)算所得兩種方案的損傷云圖如圖20、圖21所示。由圖20可以看出，所計(jì)算處的損傷較大位置與圖3所示裂紋位置基本吻合。相比較圖20、圖21可以看出，改進(jìn)后的中冷管損傷得到了有效的降低。

圖18 加速度功率譜密度圖Fig.18 Power spectral density diagram of acceleration

圖19 中冷管材料應(yīng)力- 壽命曲線Fig.19 SN curve of the material for inter-cooling pipes

圖20 原方案疲勞損傷計(jì)算云圖Fig.20 Fatigue damage contour nephogram of the original design scheme

圖21 改進(jìn)方案疲勞損傷計(jì)算云圖Fig.21 Fatigue damage contour nephogram of the optimized design scheme

8 試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證改進(jìn)方案的有效性，同時(shí)也為了避免改進(jìn)方案在其他工況下出現(xiàn)共振現(xiàn)象，針對(duì)改進(jìn)后的方案進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果如圖22所示。試驗(yàn)采用與表2相同工況與采樣時(shí)間，讀取加速度傳感器1的試驗(yàn)數(shù)據(jù)并進(jìn)行處理可得到圖23～圖25所示結(jié)果。由圖23～圖25可以發(fā)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)改進(jìn)后的進(jìn)氣管在各工況下都不會(huì)出現(xiàn)振動(dòng)加速度異常的情況。在原地取力工況及平坦路面工況下，管路的振動(dòng)加速度有明顯的下降，證明管路在工作狀態(tài)下的振動(dòng)環(huán)境得到了明顯改善。對(duì)于碎石路面工況，原狀態(tài)下所測(cè)得測(cè)點(diǎn)4的振動(dòng)加速度隨車速的增加呈現(xiàn)下凸的形狀。改進(jìn)結(jié)構(gòu)后加速度傳感器1所測(cè)得的數(shù)據(jù)隨車速的增加呈現(xiàn)上凸的形狀。雖然在車速 50 km/h 工況下，改進(jìn)后的管路加速度相比原結(jié)構(gòu)有所增加，但是在其余工況下振動(dòng)加速度數(shù)值都有明顯減小。綜上，改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)形式可以有效減小工作狀態(tài)下的振動(dòng)加速度，改善管路的工作環(huán)境，增加使用壽命。

圖22 試驗(yàn)圖片F(xiàn)ig.22 Experimental setup

圖23 原方案與改進(jìn)方案原地取力工況振動(dòng)加速度比較Fig.23 Comparison of the original and developed schemes in terms of vibration acceleration under in-situ condition

圖24 原方案與改進(jìn)方案平坦路面振動(dòng)加速度比較Fig.24 Comparison of the original and developed schemes in terms of vibration acceleration under flat-road conditions

圖25 原方案與改進(jìn)方案碎石路面振動(dòng)加速度比較Fig.25 Comparison of the original and developed schemes in terms of vibration acceleration under gravel road conditions

由于最終方案相比原方案波紋管長(zhǎng)度增加，從可靠性角度對(duì)波紋管進(jìn)行了重新設(shè)計(jì)，如圖26所示。波紋管采用內(nèi)外硅橡膠夾織物增強(qiáng)層的設(shè)計(jì)，以保證管路的拉伸強(qiáng)度和撕裂強(qiáng)度。環(huán)箍確保管路具備一定整體剛度。新方案經(jīng)過實(shí)車使用，狀態(tài)良好。

圖26 改進(jìn)方案硅膠管結(jié)構(gòu)示意圖Fig.26 Structural diagram of the improved silicone pipe

9 結(jié)論

本文研究了中冷鋼管在使用過程中產(chǎn)生損壞的問題。經(jīng)過試驗(yàn)和計(jì)算，發(fā)現(xiàn)中冷鋼管的損壞主要是由于振動(dòng)問題造成的。通過對(duì)設(shè)計(jì)參數(shù)的研究，對(duì)原設(shè)計(jì)進(jìn)行了改進(jìn)并取得了較好的效果。得出以下主要結(jié)論：

1)左側(cè)中冷管的失效模式屬于疲勞失效，在車輛原地取力、發(fā)動(dòng)機(jī)1 700 r/min工況下會(huì)發(fā)生共振，振動(dòng)加速度為59.68 m/s。

2)在原地取力、平坦路面、碎石路面工況下，右側(cè)中冷管路所受到的激振加速度相比左側(cè)更大。

3)左側(cè)中冷管共振頻率發(fā)生在138 Hz，此時(shí)鋼管根部最大應(yīng)力值為74.2 MPa。

4)對(duì)于左側(cè)中冷管而言，隨著Δ、Δ的增加，管路最大應(yīng)力分別呈現(xiàn)減小和增大的趨勢(shì)。但是應(yīng)力峰值出現(xiàn)的頻率都會(huì)隨著Δ、Δ的增加呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)；Δ的減小更能有效降低管路應(yīng)力峰值。

5)通過對(duì)左側(cè)進(jìn)氣鋼管進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)，改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)在0～200 Hz內(nèi)并沒有出現(xiàn)應(yīng)力峰值，疲勞損傷有效降低。

6)通過試驗(yàn)對(duì)比改進(jìn)前和改進(jìn)后設(shè)計(jì)方案發(fā)現(xiàn)除碎石路工況，車輛行駛速度50 km/h時(shí)改進(jìn)后中冷管振動(dòng)加速度有小幅上升，其余工況都明顯降低。