內(nèi)燃機連桿大端軸瓦微動磨損試驗與計算研究

黃日寧，崔毅，2，徐兆輝，邢明才，翟旭茂，王延瓚

(1.上海交通大學(xué)動力機械及工程教育部重點實驗室，上海 200240；2.高新船舶與深海開發(fā)裝備協(xié)同創(chuàng)新中心，上海 200240；3.濰柴動力股份有限公司，山東 濰坊 261001)

隨著內(nèi)燃機功率密度的提升和對輕量化設(shè)計要求的提高，內(nèi)燃機中的重要零部件接觸面上所受到的載荷也會相應(yīng)地增加[1-2]。作為內(nèi)燃機關(guān)鍵零部件之一，連桿大端軸瓦承受較大的交變載荷以及振動附加載荷，極易導(dǎo)致軸瓦過盈面發(fā)生微小滑移，從而產(chǎn)生微動現(xiàn)象，進而導(dǎo)致裂紋萌生和軸瓦失效，嚴重影響內(nèi)燃機使用壽命[3]。

對于材料的微動損傷，國內(nèi)外已開展大量的試驗與計算研究。在試驗方面，Blanchard等[4-5]基于銷盤接觸構(gòu)件，針對鋁材、鋼材以及鈦合金等不同材料接觸面上的應(yīng)力分布演變過程，以及微動磨損對接觸面上的微動疲勞損傷的影響進行了分析。在計算方面，目前主要采用Archard模型[6]，認為材料磨損量與正壓力、滑移距離及材料的布氏硬度相關(guān)。Arnaud等[7]使用有限元方法，基于Archard模型對接觸面上的微動磨損進行仿真分析，并在兩接觸面之間設(shè)置磨屑層，以模擬第三體層對微動磨損結(jié)果的影響，仿真結(jié)果與材料試驗結(jié)果符合良好。目前微動損傷的研究大多針對材料進行，對于內(nèi)燃機零部件的微動損傷研究相對較少。Bruce等[8]使用有限元方法對連桿大端、軸瓦以及軸承上的微動損傷問題進行了仿真分析，并提出了預(yù)測連桿大端與軸瓦接觸面上微動疲勞裂紋萌生的新方法。Wang等[9]采用微動磨損有限元模型，對內(nèi)燃機活塞頂-裙結(jié)合面上微動磨損過程進行研究，通過耐久性試驗驗證了模型合理性，并提出了結(jié)合面型面改進優(yōu)化方案，取得了良好的降低結(jié)合面微動損傷的效果。Juri等[10]利用磨損試驗裝置研究了發(fā)動機軸承組件不同涂層材料的微動磨損機理，并根據(jù)實際工況給出相應(yīng)的使用建議。李欣[11]針對V型內(nèi)燃機機體隔板與主軸承蓋螺栓連接的微動現(xiàn)象進行了試驗研究,總結(jié)了該接觸面微動裂紋的萌生位置、夾角及擴展方向，試驗結(jié)果與實際情況吻合較好。趙俊生等[12]針對某型柴油機連桿小頭和襯套過盈配合引起的微動現(xiàn)象建立有限元模型，分析了連桿擺角、過盈量和摩擦因數(shù)等不同參數(shù)對襯套微動特性的影響規(guī)律。張翼等[13]同樣采用有限元模型針對內(nèi)燃機機體和主軸承蓋緊固面之間發(fā)生的微動失效現(xiàn)象進行研究，并探討了摩擦系數(shù)及摩擦功對微動特性的影響。

本研究設(shè)計了連桿大端軸承微動磨損試驗裝置，開展了微動磨損試驗研究。同時建立了連桿組件接觸和磨損分析有限元模型，并與試驗進行對比驗證。綜合模擬和試驗，研究連桿大端應(yīng)力、軸瓦瓦背表面粗糙度及微動磨損深度的分布規(guī)律。

1 連桿微動磨損試驗方案

1.1 試驗臺架及夾具設(shè)計

為了研究某型內(nèi)燃機連桿大端軸瓦瓦背的微動磨損情況，設(shè)計該型連桿專用夾具，并在MTS疲勞試驗機上進行微動磨損試驗。微動磨損試驗臺架布置如圖1所示，內(nèi)燃機及其連桿基本參數(shù)見表1。由于連桿大端軸承豎直方向最大載荷為30.4 kN，遠大于水平方向最大載荷3.5 kN(見圖2)，故忽略水平方向載荷，做單向拉壓磨損試驗。連桿夾具裝配體由連桿桿身、連桿蓋、軸瓦、連桿大端夾具、連桿小端夾具及對應(yīng)的大端銷、小端銷、固定螺栓和銷固定蓋組成，連桿通過大、小端銷固定在大端及小端夾具上，兩側(cè)夾具經(jīng)由夾持棒與疲勞機固定液壓夾具相連，且通過微調(diào)使連桿及大、小端夾具整體對中。由于軸瓦瓦背-連桿大端孔接觸面在實際工作中一直處于緊貼狀態(tài)，潤滑油流動對微動磨損的影響較小，為簡化試驗并模擬軸瓦潤滑條件，在大端夾具上設(shè)計油槽，并在試驗過程中向油槽內(nèi)加入潤滑油將大端浸沒以起到潤滑作用。試驗裝置通過疲勞機加載端的液壓加載裝置，實現(xiàn)對連桿的循環(huán)往復(fù)加載。

圖1 微動磨損試驗臺架布置

表1 內(nèi)燃機及連桿基本參數(shù)

1.2 試驗方案

試驗載荷根據(jù)內(nèi)燃機的結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)和性能參數(shù)確定，研究對象為4缸汽油機，缸徑78.7 mm，最高燃燒壓力6.25 MPa。結(jié)合表1相關(guān)參數(shù)測算得到的連桿大端軸承載荷見圖2，豎直最大壓載荷為30.4 kN，最大拉載荷為11.6 kN。為在合理范圍內(nèi)對軸瓦瓦背上微動磨損進行加速，將連桿上最大壓載荷與最大拉載荷在連桿材料彈性極限允許范圍內(nèi)適當增加，取最大壓載荷為36 kN，最大拉載荷為16 kN。最終確定的微動磨損試驗加載參數(shù)見表2。為了保證疲勞試驗機對連桿進行拉壓正弦加載的穩(wěn)定性，同時盡可能縮短試驗時間，選取加載頻率為10 Hz，循環(huán)加載次數(shù)取100萬次。

圖2 連桿大端軸承載荷

表2 微動磨損試驗加載參數(shù)

考慮到磨損試驗與仿真計算之間的對比驗證，在承受較大壓載荷的連桿大端桿身部分的側(cè)面，按照圓周方向及半徑方向均布數(shù)個應(yīng)變片測點，以實現(xiàn)對試驗過程連桿桿身動態(tài)應(yīng)變量的測量，應(yīng)變片貼片位置及其編號如圖3所示。

圖3 應(yīng)變片貼片位置

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 仿真驗證模型

為了詳細分析連桿軸瓦微動磨損分布，建立了連桿組件有限元模型(見圖4)。模型包括連桿大端蓋、連桿桿身、連桿軸瓦、螺栓、螺母、連桿小端銷以及曲軸分段，各部件材料參數(shù)見表3。為準確計算軸瓦瓦背微動磨損及連桿應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)，對瓦背接觸面及連桿大端側(cè)面應(yīng)變片貼片位置進行網(wǎng)格加密處理，且接觸主從面網(wǎng)格節(jié)點完全對應(yīng)。接觸面區(qū)域采用六面體單元進行劃分，其余部分采用大尺寸四面體單元劃分以提高計算效率，模型整體網(wǎng)格質(zhì)量較好，網(wǎng)格數(shù)量360 654，節(jié)點數(shù)量511 531。

圖4 連桿有限元網(wǎng)格模型

表3 各部件材料參數(shù)

計算載荷與試驗載荷一致，曲軸分段兩端固定，并在連桿小端銷以正弦變化加載最大拉、壓載荷，同時在連桿螺栓及連桿大端軸瓦上加上相應(yīng)的螺栓預(yù)緊力及過盈量。

連桿軸瓦瓦背的微動磨損采用Archard模型[7]進行計算：

(1)

式中：h為磨損深度；s為磨損滑移距離；k為接觸局部磨損系數(shù)；p為接觸壓力。對于單個工作循環(huán)，將其分為數(shù)個分析步，每個分析步加載不同的載荷來完成一個工作循環(huán)內(nèi)載荷的加載，于是對于單個工作循環(huán)其磨損深度為

(2)

在實際磨損過程中，接觸表面的形貌是在不斷變化的，接觸表面的變化會改變表面的接觸應(yīng)力分布，進而影響磨損結(jié)果。本研究通過編程實現(xiàn)表面變化的磨損仿真流程，考慮到單次循環(huán)中接觸面上的微動磨損總量很小，相鄰的工作循環(huán)計算的接觸參量和磨損量不會有很大改變，故假設(shè)第n次磨損循環(huán)的計算結(jié)果可以應(yīng)用于接下來ΔN個工作循環(huán)中，即ΔN個循環(huán)內(nèi)每個循環(huán)的磨損量相同。易知，ΔN越小計算越精確，但計算效率越低，本研究循環(huán)總數(shù)為1 000 000次，ΔN取100 000。

各個節(jié)點的局部磨損系數(shù)很難直接獲得，故使用全局磨損系數(shù)kl來代替，kl可以通過材料試驗獲得。本研究kl取軸瓦相同材料的磨損試驗測得的磨損系數(shù)值4.637×10-12mm2/N[14]。

令接觸參量和磨損量不變的ΔN個工作循環(huán)為一個階段，于是模型中第i個節(jié)點在多個磨損循環(huán)下總的磨損深度hi為

(3)

2.2 應(yīng)力結(jié)果及分析

為驗證有限元模型的準確性，針對試驗及計算各測點的應(yīng)力值進行研究，提取試驗各測點應(yīng)變片在最大壓載和最大拉載下的應(yīng)變數(shù)值，通過廣義胡克定律轉(zhuǎn)換成相應(yīng)的應(yīng)力值與有限元計算的各測點應(yīng)力值進行對比分析。由于應(yīng)變片是在裝配后再進行貼片，其測量所得應(yīng)變值不包含由于螺栓預(yù)緊力和軸瓦過盈導(dǎo)致的連桿應(yīng)變，故對比時應(yīng)將有限元計算結(jié)果中由于螺栓預(yù)緊力和軸瓦過盈導(dǎo)致的應(yīng)力去除，包含兩者作用的結(jié)果作為參考。

以連桿軸線為0°，最大壓載下連桿大端周向和徑向的應(yīng)力對比如圖5所示?？芍囼炁c計算結(jié)果符合良好，在最大壓載下連桿大端周向及徑向應(yīng)力均呈現(xiàn)由中間向兩側(cè)衰減的余弦分布，邊緣處應(yīng)力接近于0，中心位置承受最大周向拉應(yīng)力40 MPa及最大徑向壓應(yīng)力10 MPa。對于包含過盈和螺栓預(yù)緊力的結(jié)果，其同樣呈現(xiàn)近似余弦分布，且由于螺栓的存在，導(dǎo)致應(yīng)力在連桿大端兩側(cè)周向40°～70°范圍內(nèi)有大幅波動現(xiàn)象。由于連桿大端厚度要稍大于連桿桿身厚度(見圖6)，各個測點并不在最大壓載加載路徑上，使得測量的最大周向應(yīng)力要大于最大徑向應(yīng)力。

圖5 最大壓載下桿身大端應(yīng)力分布試驗與計算對比

圖6 連桿桿身結(jié)構(gòu)

最大拉載下連桿桿身大端周向和徑向的應(yīng)力對比如圖7所示。試驗與計算結(jié)果符合度較高，其應(yīng)力分布同樣呈現(xiàn)余弦分布，但與承受最大壓載時相反，邊緣應(yīng)力一般高于中心應(yīng)力。周向上，由于連桿與連桿蓋之間通過螺栓連接，連桿蓋承受的力主要通過螺栓傳遞給連桿桿身，使得最邊緣處(角度±90°)的周向應(yīng)力接近于0，靠近邊緣處(角度±60°)承受最大的周向拉應(yīng)力30 MPa，中心部位由于變形承受壓應(yīng)力最大為8 MPa。徑向上，在最大拉載的作用下桿身大端兩側(cè)往中間收縮，最邊緣處承受最大壓應(yīng)力7 MPa，越靠近中心應(yīng)力越小，中心應(yīng)力接近于0。而對于含軸瓦過盈和螺栓預(yù)緊力的結(jié)果，其分布趨勢與最大壓載時相似，整體應(yīng)力呈現(xiàn)余弦分布，應(yīng)力在連桿大端兩側(cè)周向40°～70°范圍內(nèi)有大幅波動現(xiàn)象，軸瓦過盈和螺栓預(yù)緊力對于連桿大端實際應(yīng)力分布有著較大影響。綜上可知，該有限元模型能準確計算應(yīng)力分布。

圖7 最大拉載下桿身大端應(yīng)力分布試驗與計算對比

2.3 磨損試驗結(jié)果

試驗結(jié)束后，取下軸瓦，觀察軸瓦瓦背的微動磨損情況，結(jié)果如圖8所示?？芍獙τ谶B桿大端軸瓦，其瓦背上的微動磨損磨痕主要出現(xiàn)在油孔周圍、軸瓦周向兩側(cè)45°附近區(qū)域的邊緣以及周向兩側(cè)60°～80°大部分區(qū)域。對于連桿大端蓋軸瓦，整體磨損較為平均，邊緣磨損程度略強于中間部分。由于大端軸瓦所受最大載荷及載荷幅值比大端蓋軸瓦的大，故大端軸瓦瓦背微動磨損程度要大于大端蓋軸瓦。

圖8 軸瓦瓦背試驗后微動磨損情況

在大端軸瓦瓦背上按照周向1°的間隔提取試驗前后瓦背邊緣附近表面形貌，結(jié)果見圖9?？芍p后軸瓦瓦背表面粗糙度要比磨損前更高，磨損嚴重的邊緣部分的粗糙度大于中心部位的粗糙度，且軸瓦瓦背周向遠離油孔側(cè)部分粗糙度要比靠近油孔側(cè)部分要高，磨損更嚴重。

圖9 試驗前后大端軸瓦瓦背表面形貌

為進一步分析磨損嚴重區(qū)域的表面粗糙情況，針對對軸瓦瓦背部分位置進行三維表面形貌測量，測量區(qū)域為0.5 mm×0.5 mm，結(jié)果見圖10。

由圖10a可知，試驗前軸瓦瓦背各測點的表面形貌差別不大，表面存在沿軸瓦軸向的加工劃痕以及呈點狀的表面缺陷。由圖10b可知，試驗后軸瓦瓦背出現(xiàn)了沿軸瓦圓周方向的表面劃痕，且邊緣位置劃痕數(shù)量要高于中心位置。對比圖10a和圖10b，可知大端軸瓦瓦背周向兩側(cè)45°位置處磨損要大于0°位置處，且邊緣位置要比中心位置磨損更嚴重，其微動磨痕主要沿圓周方向。

圖10 試驗前后大端軸瓦瓦背各測點表面形貌

試驗前后各測點表面平均粗糙度Ra測量結(jié)果如表4所示。可知試驗后軸瓦瓦背周向0°及±45°邊緣部分表面粗糙度相比試驗前大都提高，即表面產(chǎn)生了一定的磨損，且±45°位置要大于0°位置，與試驗后瓦背磨痕分布對應(yīng)。周向45°位置由于存在油孔，潤滑條件更好，而-45°位置處潤滑條件比較惡劣，導(dǎo)致該處的磨損更嚴重。軸瓦瓦背中心區(qū)域在試驗前后表面粗糙度數(shù)值變化不大，說明中心區(qū)域磨損程度不高。

表4 試驗前后各測點表面粗糙度Ra測量結(jié)果

2.4 試驗與計算磨損結(jié)果對比及分析

由磨損試驗結(jié)果分析可知，連桿大端軸瓦瓦背微動磨損程度要大于大端蓋軸瓦，實際連桿大端軸承失效也發(fā)生在受更高壓載的大端軸瓦上，且磨損嚴重位置的表面粗糙度更高?？紤]到大端蓋軸瓦瓦背磨損輕微，表面實際磨損深度難以提取，故微動磨損的分析僅考慮磨損情況更嚴重的大端軸瓦。

計算和試驗均采用相同的載荷和加載方式，大端軸瓦瓦背磨損試驗結(jié)果與通過式(3)得到的計算磨痕分布對比如圖11所示。由計算和試驗結(jié)果的對比可以看出，大端軸瓦瓦背周向兩側(cè)45°位置處磨損要大于0°位置處，且邊緣位置要比中心位置磨損更嚴重，其微動磨痕主要沿圓周方向。大端軸瓦瓦背微動磨痕位置計算與試驗結(jié)果吻合良好，磨痕位置的計算比較準確，驗證了微動磨損仿真程序?qū)τ谀ズ鄯植加嬎愕臏蚀_性。

圖11 計算與試驗?zāi)ズ鄯植紝Ρ?/p>

大端軸瓦瓦背各測點微動磨損深度計算結(jié)果見表5。與磨痕分布結(jié)果及粗糙度測量結(jié)果相對應(yīng)，磨損嚴重區(qū)域的磨損深度更高，瓦背周向兩側(cè)45°位置處磨損要大于0°位置處，且邊緣要比中間位置磨損更嚴重。

表5 大端軸瓦瓦背各測點微動磨損深度計算結(jié)果

由Archard模型可知，磨損程度主要取決于磨損滑移距離和接觸壓力。圖12示出單工作循環(huán)大端軸瓦瓦背累計滑移距離?？芍蠖溯S瓦瓦背中間位置滑移量較小，在周向兩側(cè)30°～60°之間滑移量較大，最大滑移量在周向兩側(cè)45°位置附近。圖13示出最大壓載時大端軸瓦瓦背接觸應(yīng)力。接觸應(yīng)力在周向-50°～50°的工作區(qū)間內(nèi)較大，且由于邊緣效應(yīng)，接觸應(yīng)力在軸瓦邊緣出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。因此計算和試驗結(jié)果均顯示，磨損嚴重位置出現(xiàn)在周向兩側(cè)45°的軸瓦邊緣位置。

圖12 單工作循環(huán)大端軸瓦瓦背累計滑移距離

圖13 最大壓載時大端軸瓦瓦背接觸應(yīng)力

3 結(jié)論

a)從應(yīng)力結(jié)果上看，連桿桿身大端表面應(yīng)力在最大壓載下周向和徑向均呈現(xiàn)由中間向兩側(cè)衰減分布，最大拉載下則相反，且表面周向應(yīng)力明顯高于徑向應(yīng)力；

b)根據(jù)磨損試驗結(jié)果可知，承受更高載荷的大端軸瓦微動磨損程度要大于大端蓋軸瓦，大端軸瓦瓦背上的微動磨損磨痕主要出現(xiàn)在油孔周圍、軸瓦周向兩側(cè)45°附近區(qū)域的邊緣以及周向兩側(cè)60°～80°大部分區(qū)域，而大端蓋軸瓦整體磨損較為均勻；此外，試驗還表明磨損嚴重區(qū)域的表面粗糙度會更高；

c)對比磨損試驗和對應(yīng)仿真計算結(jié)果可知，連桿大端側(cè)面應(yīng)力結(jié)果較為一致，軸瓦瓦背磨痕分布同樣吻合，驗證了仿真計算模型的準確性，計算模型可以用于后續(xù)的軸承接觸副結(jié)構(gòu)改進設(shè)計；

d)根據(jù)軸瓦瓦背滑移距離和接觸應(yīng)力分布計算結(jié)果可知，瓦背在周向兩側(cè)45°位置附近滑移量最大，且在邊緣處出現(xiàn)應(yīng)力集中，導(dǎo)致周向兩側(cè)45°的邊緣區(qū)域磨損最嚴重。