連桿孔頸再制造修復后的疲勞壽命研究

王 曉, 柯慶鏑, 趙倫武, 路蘇君

(合肥工業(yè)大學 機械工程學院,安徽 合肥 230009)

曲軸連桿作為汽車的核心零部件,通過燃燒室內(nèi)空氣的劇烈膨脹推動活塞在活塞缸內(nèi)往復運動,并將活塞的往復運動轉(zhuǎn)變?yōu)橹鬏S的回轉(zhuǎn)運動對外界做功。在活塞的往復運行過程中,連桿大端孔頸和曲軸不斷產(chǎn)生疲勞沖擊導致磨損和疲勞裂紋,引起發(fā)動機整體振動破壞失效,因此針對連桿進行再制造修復,使得連桿的性能得到恢復很有必要[1]。

常見的再制造修復手段有等離子噴焊、電鍍、激光熔覆、冷焊等增材修復技術(shù)[2-3]。等離子噴焊使用等離子弧作為熱源,合金粉末作為填充材料,能夠達到一個較高的修復質(zhì)量[4];而電鍍、激光熔覆、冷焊等其他技術(shù)不合適用于修復連桿孔頸[5-7]。修復后的檢測手段有渦流檢測、弱磁檢測、超聲檢測等。渦流檢測[8]是以電磁感應(yīng)原理為基礎(chǔ),僅僅能夠檢測出工件近表面缺陷的存在,有較大的局限性;弱磁檢測[9]對于裂紋尖端的檢測效率較高,適用于微裂紋的檢測,對于裂紋的長度和寬度無法定量;超聲檢測[10-12]是指采用超聲波作為載體,在傳播中遇到缺陷時反射波能量的衰減等線性特征進行評價,經(jīng)過信號算法處理,在C掃顯示屏上呈現(xiàn)缺陷的具體形狀和大小,比較適合鐵基材料連桿的缺陷檢測。

目前已有許多關(guān)于發(fā)動機連桿的研究。文獻[13]使用Workbench對曲軸連桿進行建模和有限元接觸分析,對曲軸連桿機構(gòu)進行結(jié)構(gòu)改進包括沉割圓角、柱銷孔偏心距等;文獻[10]采用小波分析方法配合指數(shù)函數(shù)對其進行擬合,初步實現(xiàn)缺陷定量的無損評價;文獻[14]使用ANASYS仿真得到連桿的局部應(yīng)力應(yīng)變分布,基于Miner疲勞損傷理論分析出連桿的極限疲勞強度,并對其剩余疲勞壽命進行了預測;文獻[15]運用非線性多體動力學軟件Avl-Exctte建立曲軸的主動再制造時機選擇流程,確定了曲軸的最佳再制造時機;文獻[16]分析發(fā)電柴油機連桿大端內(nèi)孔在使用中圓度誤差變大的原因,并檢驗該實踐證明效果良好;文獻[17]分析了不同工序?qū)ぜ庸ぷ冃斡绊懽钚〉淖罴逊桨?并找出該最佳方案下表面壓應(yīng)力和最大變形的出現(xiàn)位置;文獻[18]確定了所有接觸表面之間的接觸應(yīng)力情況,得出連桿失效機理;文獻[19]研究了對連桿體大端孔、軸瓦的加工修復和使用。

上述研究和實踐探索說明，曲軸連桿組件的使用壽命預判、曲軸連桿的再制造修復、曲軸連桿機構(gòu)的結(jié)構(gòu)改進、曲軸連桿的最大應(yīng)力分布和薄弱區(qū)域、超聲設(shè)備對曲軸連桿的缺陷檢測等在實際工程中的可行性。本文對連桿進行力學建模,分析出應(yīng)力集中區(qū)域并進行再制造修復,以不同的修復層深度為控制變量,以修復后的疲勞壽命來判斷修復質(zhì)量。借助超聲相控陣設(shè)備,檢測不同運行時間后連桿孔頸可能存在的微裂紋和磨損缺陷。

本文試驗以不同的疲勞周次和缺陷信號為指標,表征不同深度再制造修復層對連桿大端孔頸疲勞壽命的影響規(guī)律,建立修復層深度與缺陷占比、疲勞壽命之間的線性回歸方程,實現(xiàn)再制造修復技術(shù)在發(fā)動機連桿大端孔頸方面的應(yīng)用,為科學預測零件的剩余運行周期提供一定的參考。

1 力學分析與建模仿真

1.1 結(jié)構(gòu)力學分析

對曲軸連桿機構(gòu)進行力學建模分析,如圖1所示,其中F1為氣體燃燒膨脹對活塞施加的力。

圖1 理論力學分析簡圖

由圖1分析可知:

(1)

其中:F為連桿受到的外力大小;F1為氣體燃燒膨脹對活塞的內(nèi)燃壓力大小,并取一個運行周期內(nèi)的平均值;α為連桿與活塞運動方向的夾角。由(1)式可以得出連桿所受外力與活塞內(nèi)燃壓力成擠壓交變應(yīng)力的關(guān)系。

在初始安裝時連桿孔頸與曲軸為柱面結(jié)合,如圖2a所示,服役后如圖2b所示。

圖2 接觸分析簡圖

在服役過程中由于長期磨損,使得軸瓦與連桿孔頸之間的結(jié)合精度下降,產(chǎn)生尺寸空隙，從柱面結(jié)合演變成線結(jié)合,導致疲勞磨損進一步加重,見圖2b；同時曲軸與連桿間存在極大的瞬時接觸應(yīng)力，容易導致極壓油膜侵入連桿表面微小裂紋和凹坑處并使其進一步擴展,最終疲勞破壞突然發(fā)生,連桿表面材料脫落，引發(fā)整個發(fā)動機的振動破壞。

1.2 連桿簡化分析

根據(jù)圖2的接觸分析,建立以連桿徑向尺寸為延伸方向的力學示意圖,如圖3所示。

圖3 徑向應(yīng)力分析

連桿在服役后,結(jié)合性能下降,連桿大端孔頸內(nèi)側(cè)的最底處持續(xù)受到較大擠壓交變應(yīng)力,對此時連桿與軸瓦的結(jié)合面狀態(tài)進行力學建模,如圖4所示。

圖4 服役后連桿與軸瓦工程實際力學建模

由圖4的最終演化力學模型可知:

其中:F為曲軸對連桿的力;F′為燃燒室內(nèi)燃壓力的引出力;Fi(i=1,2,…,n)為分散在連桿大端的不均勻反作用力。

上述理論闡明了連桿與曲軸之間的受力形式,明確了研究對象的受力狀態(tài)。因此對連桿和曲軸進行建模和仿真來驗證缺陷演化機理,找出連桿大端孔頸的薄弱區(qū)域。

1.3 仿真分析

采用模擬仿真來驗證上文理論的正確性。取服役后的連桿和曲軸為研究對象,建立仿真模型,如圖5所示。由于曲軸四周為均勻磨損,將曲軸視為剛體。

圖5 曲軸連桿仿真分析

從仿真結(jié)果可以清楚地看出連桿最底端為應(yīng)力集中區(qū)域，連桿的側(cè)面顯示較低的壓應(yīng)力。這驗證了上文的缺陷演化理論，也為下文的裝機運行提供了基礎(chǔ),具體缺陷演生形式在缺陷檢測章節(jié)詳細描述。

2 試樣制備

2.1 制備試樣

由上述理論分析可知，連桿大端的應(yīng)力集中在大端孔頸最底處,此區(qū)域在承受最大往復徑向交變應(yīng)力的同時,還與軸瓦間不斷產(chǎn)生橫向摩擦磨損。

以連桿大端孔頸最底處為研究對象,人工模擬孔頸表面存在的微小缺陷,再通過線切割加工去除該區(qū)域微小缺陷。

使用等離子噴焊進行再制造修復,之后采用機加工和研磨技術(shù),去除表面多余材料,恢復連桿大端的尺寸精度、表面粗糙度、應(yīng)力分布,以及確認連桿體的無缺陷狀態(tài)。

采用數(shù)控電火花線對連桿大端孔頸應(yīng)力集中區(qū)切割出不同深度的凹槽,精度可達0.1 mm。凹槽深度h數(shù)據(jù)見表1 所列,制備試樣如圖6所示(單位為mm),將以上不同深度凹槽試樣分別編號為A、B、C、D共4組。

表1 試樣編號與深度關(guān)系

圖6 制備試樣

2.2 缺陷的修復

在目前的等離子噴焊修復技術(shù)領(lǐng)域中,根據(jù)基材的屬性選擇不同的合金粉末,該合金粉末應(yīng)自溶性好、熔點較低。本文試驗中基材連桿為45鋼,故采用Ni60合金粉末,該粉末具有良好的耐腐蝕、耐高溫氧化、耐磨粒磨損和沖擊磨損等優(yōu)點。

對于等離子噴焊設(shè)備的工藝參數(shù),采用預試驗研究成果,為了使噴焊層具有較好的耐磨性和較高的硬度,選擇的工藝參數(shù)見表2所列,再制造修復后效果如圖7所示。

表2 噴焊工藝參數(shù)

圖7 試樣噴焊效果

2.3 機加工工藝

機加工為余量切除,保證孔頸的尺寸精度和表面質(zhì)量、連桿體的無缺陷狀態(tài),消除不均勻的內(nèi)應(yīng)力。

在應(yīng)力方面,采用噴焊前加熱焊后緩冷的方式盡可能降低。在尺寸精度和表面粗糙度方面，采用粗加工,半精加工再精加工3段工序。粗加工采用線切割工藝，以連桿小頭為定位基準去除大端孔頸多余材料,精度可達0.1 mm;半精加工使用800 目的外圓砂輪進行磨削處理,精度可達0.04 mm;精加工采用2 000目的外圓砂輪進行珩磨處理,精度可達0.02 mm。

最終成品與原件相比無明顯差別,成品效果如圖8所示。

圖8 試樣機加工效果

3 試驗與數(shù)據(jù)分析

3.1 超聲弧面檢測分析

電流通過探頭經(jīng)過晶振轉(zhuǎn)化為超聲波脈沖,超聲波透過圓弧楔塊上表面后無偏轉(zhuǎn),進入楔塊中沿原路徑繼續(xù)傳播。當聲波經(jīng)過楔塊圓弧面時,折射聲波將呈不同角度的擴散。取一個極小的角度對聲波進行微分分析,當角度極小時，將此角度所對應(yīng)的圓弧視為直線,忽略聲波的偏轉(zhuǎn),具體如圖9所示。當聲波穿過圓弧面通過耦合劑第1次作用在孔頸熔覆層表面上被分為2個部分:一部分反方向傳播，稱為反射波,當反射波被探頭接收后便形成一次回波,反應(yīng)了連桿孔頸的熔覆層表面質(zhì)量;另一部分穿過熔覆層，稱透射波,作用在連桿體外壁上并被反射回來，被探頭接收后稱一次底波。

圖9 聲波分析

3.2 工況分析

本文所研究的發(fā)動機連桿在初期磨合階段包括空載和低負載,逐漸加高負載到3.0 N·m,轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在2 000 r/min;當度過初期磨合階段后,轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在2 200 r/min,通過慢慢增加負載來加大發(fā)動機輸出的功率。鑒于發(fā)動機安全許用負載,取勵磁制動20 N·m,如圖10所示。

圖10 功率與負載分析

連桿在正常磨損階段就會產(chǎn)生不同程度的點蝕和微裂紋,上文已經(jīng)分析過產(chǎn)生的原因和生長規(guī)律。因此在正常磨損階段中后期,理論上用靈敏度較高的儀器就可以定性檢測出一定程度的缺陷,在從正常磨損過渡到劇烈磨損階段就能檢測出可能存在的宏觀缺陷并進行定量化分析。

在本次試驗中,有2個缺陷質(zhì)變的檢測節(jié)點可以作為失效判據(jù):

(1)運行時間。最初出現(xiàn)磨損、點蝕、微裂紋所運行的時間,這是由連桿表面材料本身的性質(zhì)決定的。當長期受到交變應(yīng)力的擠壓和刮擦導致材料表面金屬溫度升高,在壓力和溫度等多重因素的作用下,連桿表面金屬原子和軸瓦之間發(fā)生原子擴散和黏結(jié),連桿表面出現(xiàn)輕微點蝕、劃痕和磨損,連桿孔頸近表面內(nèi)部結(jié)合強度較低的區(qū)域出現(xiàn)空穴移動、塌陷等肉眼不可見缺陷。

(2)缺陷信號強度。由于出現(xiàn)多個同種類型磨損,原有點蝕缺陷面積擴大并伴隨部分材料脫落,微裂紋進一步擴大成為裂紋和縫隙。缺陷產(chǎn)生的根本原因仍然是長期受到擠壓交變應(yīng)力和刮擦,連桿接觸表面局部金屬溫度較高,導致同一個區(qū)域多個地方產(chǎn)生點蝕。其中一部分點蝕區(qū)域相互融合成為肉眼可見的缺陷,另一部分點蝕區(qū)域和微裂紋融合成為肉眼可見裂紋,近表面以下的空穴和塌陷等缺陷進一步擴大,超聲檢測缺陷信號更為明顯。

3.3 試驗設(shè)計和數(shù)據(jù)標定及分析

在本次試驗中,一共有4組連桿對應(yīng)不同再制造修復層深度。以試驗發(fā)動機順利渡過磨合期后的試驗時間節(jié)點為基準,對每支連桿進行試驗,每磨合72 h后拆卸檢測標定一次,一共磨合720 h,檢測10次,每支連桿得到不少于9次的數(shù)據(jù)集合。發(fā)動機試驗裝備如圖11所示。

圖11 試驗設(shè)備

現(xiàn)以A號連桿為例:記錄A號連桿磨合時間結(jié)束為0天0時,在轉(zhuǎn)速2 200 r/min,轉(zhuǎn)矩20 N·m的工況下連續(xù)運轉(zhuǎn)72 h后拆卸檢測得到數(shù)據(jù)A1,并標定缺陷位置、尺寸、深度;再將A號連桿安裝到發(fā)動機上,調(diào)試到正常狀態(tài),同樣的工況負載下再次檢測標定得到數(shù)據(jù)A2。將此試驗步驟重復10次以上,去除異常檢測數(shù)據(jù)后得到9次以上的有效檢測數(shù)據(jù)集合{A1,A2,A3,…,A8,A9}。

依次進行B、C、D連桿的試驗,得到數(shù)據(jù)如圖12所示。

現(xiàn)對圖12的C掃數(shù)據(jù)呈現(xiàn)的缺陷進行尺寸標定,采用缺積占比來反應(yīng)缺陷的面積大小,取黃色圈(R113±15,G170±15,B233±15)及其內(nèi)部為特征進行測量。缺陷占比標點如圖13所示,將以上A組、B組、C組、D組圖示缺陷面積大小用以下公式來計算:

圖12 C掃圖

圖13 缺陷占比標定

(2)

其中:p為缺陷占比;s為缺陷面積;l為連桿周長的1/2;h為連桿的軸向深度。

由(2)式得出A、B、C、D各分組缺陷面積占比的總數(shù)據(jù)集合，繪制缺陷占比演化隨運行時間的關(guān)系,如圖14所示。

圖14 運行時間與缺陷占比演化圖

由圖12和圖14可知,A號試樣從A1到A9缺陷面積的占比和缺陷程度不斷增加。從A1可以看出此時缺陷已經(jīng)萌生,缺陷信號比較微弱,連桿處于存在輕度點蝕情況,表面組織材料處于結(jié)合狀態(tài)；當經(jīng)過更長時間的運行,如A9,表面組織材料已經(jīng)產(chǎn)生肉眼可見的空隙,在極壓油膜和交變應(yīng)力的雙重作用下近表面材料和連桿體發(fā)生脫離形成宏觀缺陷，并且由原本的3個獨立缺陷融合成1個大缺陷導致連桿表面局部脫落。

對比數(shù)據(jù)A1、B1、C1、D1可以明顯看出，連桿孔頸產(chǎn)生了不同形式的缺陷,但是再制造連桿的缺陷面積大小得到一定抑制。其中：C號和D號連桿多處缺陷萌生的現(xiàn)象已經(jīng)消失,準確體現(xiàn)了再制造修復抑制缺陷產(chǎn)生的效果；從B號試樣的缺陷演化來看,存在3處缺陷萌生,結(jié)合對比A9的缺陷演化,B9的缺陷只是有擴大趨勢并未融合,驗證了再制造修復技術(shù)對連桿表面質(zhì)量的加強作用。

通過對比B組、C組、D組同期試樣可以發(fā)現(xiàn)，C號和D號試樣的缺陷面積相較于B號試樣要小,間接反應(yīng)了更深的修復層相較于淺的修復層對表面缺陷抑制作用更強。

現(xiàn)對各連桿性能的改進進行比較:

(1)以運行720 h為指標,研究缺陷面積占比的演化率,結(jié)果如圖15所示。

圖15 不同缺陷占比

(2)以缺陷面積占比達到0.73%為指標,研究不同型號連桿的運行時間,結(jié)果如圖16所示。

圖16 不同運行時間

運行時間改良指標為:

(3)

缺陷占比改良指標為:

(4)

其中，i表示B、C、D。

由(3)式和(4)式得到的數(shù)據(jù)見表3所列。將表3進行總結(jié)，繪制得到再制造修復深度改良指標分析,如圖17所示。

表3 缺陷改良指標 %

圖17 改良指標分析

由圖17可知,缺陷面積占比和運行時間改良率分別與再制造修復層深度在一定范圍內(nèi)呈近似線性關(guān)系。

對2項指標建立回歸方程,并對數(shù)據(jù)點進行曲線擬合，得到的曲線C1和C2分別與(5)式、(6)式對應(yīng)，即

C1:y1=-14.3x-4.31

(5)

C2:y2=121.1x-10.9

(6)

其中，(5)式、(6)式橫坐標x的取值區(qū)間為[0.3,0.9],對應(yīng)再制造修復深度范圍。

由(5)式可知，曲線C1的斜率近似于-14.3,即再制造修復平均每增加0.1 mm,樣件的缺陷面積占比降低1.43%。

由(6)式可知,曲線C2的斜率近似于121.1,即再制造修復平均每增加0.1 mm,樣件的相對運行壽命增加12.1%。

4 結(jié) 論

本文借助超聲相控陣技術(shù),通過擬合線性回歸方程,建立了修復連桿疲勞壽命、磨損缺陷占比和再制造修復深度的相互關(guān)系，即再制造修復深度平均每增加0.1 mm,連桿的相對疲勞壽命增加12.1%,磨損缺陷占比率降低1.43%。鑒于再制造修復面向近表層,對較深實體不做處理,故上述結(jié)果適用于連桿材料近表面1 mm。本文方法實現(xiàn)了再制造修復在發(fā)動機連桿大端孔頸修復方面的應(yīng)用,提高了零部件的耐磨性,為科學預測零件的剩余運行周期提供了一定的參考。