王增全， 王正， 蘭銀在， 陳澤忠， 侯新榮

(中國北方發(fā)動機研究所, 天津 300400)

某型車用柴油機機體縫合螺栓的可靠性增長研究

王增全， 王正， 蘭銀在， 陳澤忠， 侯新榮

(中國北方發(fā)動機研究所, 天津 300400)

針對某型車用柴油機機體縫合螺栓存在的斷裂問題，研究機體縫合螺栓的失效模式及其失效機理，設計機體縫合螺栓模擬試驗裝置，進行機體縫合螺栓振動試驗，實現(xiàn)機體縫合螺栓斷裂失效的復現(xiàn)。在此基礎上，研究機體縫合螺栓的可靠性增長措施及其有效性，將改進后的機體縫合螺栓安裝在柴油機上進行應用驗證。研究結(jié)果表明：機體縫合螺栓的失效模式為疲勞斷裂，機體縫合螺栓在工作時發(fā)生共振是導致其斷裂的原因；機體縫合螺栓采取可靠性增長措施后在安裝狀態(tài)下的固有頻率得到顯著提高，能夠有效避免因共振引發(fā)的斷裂失效。

動力機械工程； 車用柴油機； 機體縫合螺栓； 振動疲勞； 可靠性增長； 失效機理

0 引言

機體是柴油機的骨架，其主要功能是支撐柴油機的運動件，并形成水道與油道，保證柴油機冷卻與潤滑的需要；機體還是柴油機各種附件安裝的主要載體，并作為柴油機在車體上安裝的支座。典型的柴油機機體由上曲軸箱、下曲軸箱、機體縫合螺栓、主軸瓦、噴油泵傳動襯套等零部件組成。

機體縫合螺栓是連接柴油機上曲軸箱與下曲軸箱的關鍵零部件。機體縫合螺栓的可靠性不僅直接影響著機體的可靠性，而且還會影響到柴油機的冷卻與潤滑性能。根據(jù)某型車用柴油機在隨車使用過程中出現(xiàn)的故障信息，機體縫合螺栓是柴油機發(fā)生故障頻次較高的零部件之一。機體縫合螺栓隨發(fā)動機在使用過程中一旦發(fā)生失效，將導致機體與氣缸蓋傳動端結(jié)合面漏油、上下曲軸箱結(jié)合面漏油等故障，嚴重時還會引發(fā)其他更大的故障。

針對螺栓的可靠性問題，國內(nèi)外學者與工程技術(shù)人員從不同角度進行了研究[1-12]。章伊華等[1]用混合單元法建立了螺栓結(jié)構(gòu)的接觸壓力模型，求解出螺栓結(jié)構(gòu)的實際接觸面積與接觸壓應力分布，分析了壓應力的傳遞作用，證明了螺栓聯(lián)接結(jié)構(gòu)接觸應力在環(huán)形區(qū)域內(nèi)分布的連續(xù)性，并探討了改變預緊力和結(jié)構(gòu)幾何參數(shù)對螺栓聯(lián)接接觸強度、接觸應力的影響規(guī)律。Marshall等[2]運用現(xiàn)代聚焦超聲波測量技術(shù)通過對螺栓壓緊接觸面的超聲掃描，來研究不同壓緊力作用下接觸面壓力分布及對接觸面積的影響。祖炳鋒等[3]以某型發(fā)動機為例，對缸孔在缸蓋螺栓預緊力下的變形進行了數(shù)值模擬，并在相同狀態(tài)下進行了靜態(tài)測量。杜洪奎等[5]通過疲勞壽命方程回歸、有限元計算，應用局部應力應變法，預測了螺栓試樣疲勞壽命，并采用螺栓試樣疲勞試驗進行了驗證。周芬等[6]利用螺栓螺紋的應力集中系數(shù)，結(jié)合線彈性斷裂力學對螺栓球節(jié)點的疲勞極限強度進行了估算，在S-N曲線法基礎上推導了螺栓球節(jié)點的疲勞壽命估算公式。

本文將針對某型車用柴油機機體縫合螺栓在隨車使用過程中出現(xiàn)的斷裂失效，對機體縫合螺栓開展斷口分析，確定機體縫合螺栓的失效模式，研究機體縫合螺栓的失效機理，并進行試驗驗證。在此基礎上，研究機體縫合螺栓的可靠性增長措施，通過仿真分析與試驗驗證對機體縫合螺栓可靠性增長措施的有效性進行評價。

1 機體縫合螺栓的失效模式及其失效機理研究

某型車用柴油機隨車運行34.6 h后，在吊艙檢查時發(fā)現(xiàn)機體縫合螺栓發(fā)生斷裂，該失效螺栓為柴油機傳動箱左側(cè)機油泵安裝部位的上下箱縫合緊固螺栓，螺栓發(fā)生斷裂位置為上曲軸箱與下曲軸箱結(jié)合面所對應的螺紋部位，如圖1所示。

圖1 機體縫合螺栓在柴油機上的安裝位置Fig.1 Loacation of closed blot assembled on engine body

為確定機體縫合螺栓的失效模式，對發(fā)生斷裂的螺栓進行了斷口分析。圖2所示為斷裂螺栓的宏觀斷口，從圖中可以看出，斷裂螺栓的宏觀斷口呈現(xiàn)對稱性，且存在明顯的裂紋萌生區(qū)、擴展區(qū)和瞬時斷裂區(qū)。從宏觀斷口形貌可以初步確定該螺栓為典型的雙向彎曲疲勞斷裂。

圖2 斷裂機體縫合螺栓的宏觀斷口形貌Fig.2 Macroscopic fracture morphology of damaged closed blot

圖3 斷裂機體縫合螺栓的斷口金相組織Fig.3 Metallurgical structure of damaged closed blot

為確定機體縫合螺栓疲勞斷裂失效模式的形成機制，對該螺栓分別進行了金相組織、化學成分分析與力學性能檢測。圖3所示為該螺栓斷口的金相組織，表1所示為該螺栓的化學成分分析結(jié)果，表2所示為螺栓的力學性能檢測結(jié)果。

表1 機體縫合螺栓的化學成份檢測結(jié)果Tab.1 Test result of chemical constitution of closed blot

表2 機體縫合螺栓的力學性能檢測結(jié)果Tab.2 Test mechanical properties of closed blot

從圖3可以看出，螺栓的斷口組織為回火索氏體，為正常的熱處理組織，且斷口處未發(fā)現(xiàn)明顯的宏觀缺陷。同時，根據(jù)表1和表2可知，機體縫合螺栓的材料化學成分與力學性能均符合技術(shù)條件要求，因此，可以排除機體縫合螺栓的疲勞斷裂是由于制造缺陷所引起的。

針對可能導致機體縫合螺栓發(fā)生疲勞斷裂的原因，采用有限法對機體縫合螺栓的振動特性進行了仿真分析。圖4所示為根據(jù)機體縫合螺栓的安裝情況建立的三維簡化計算模型。

圖4 機體縫合螺栓的三維簡化計算模型Fig.4 Simplified model of closed blot in assembly state

圖5所示為機體縫合螺栓的前兩階振型，其中，1階振型對應的1階固有頻率為1 275 Hz，2階振型對應的2階固有頻率為3 445 Hz. 圖6所示為在激勵頻率分別為1階固有頻率和2階固有頻率的載荷作用下，機體縫合螺栓的應力分布狀態(tài)。從圖5可以看出，機體縫合螺栓的前兩階振型均會使其螺紋連接根部承受彎曲載荷作用。從圖6可以看出，機體縫合螺栓在激勵頻率分別為1階固有頻率和2階固有頻率的載荷作用下，其失效危險部位均會出現(xiàn)在上下曲軸箱結(jié)合面對應的螺紋處。

圖5 機體縫合螺栓的前兩階振型Fig.5 Vibration modes of closed blot

圖6 機體縫合螺栓在不同激勵作用下的應力分布Fig.6 Stress of closed blot applied by dynamic load

根據(jù)圖2所示機體縫合螺栓的斷口形貌、圖1所示機體縫合螺栓的斷裂位置以及圖5所示的機體縫合螺栓振型，可以初步確定機體縫合螺栓的疲勞斷裂是由于螺栓在動載荷作用下發(fā)生1階或2階共振所導致的。結(jié)合該型柴油機在隨車使用過程中機體傳動箱的振動激勵測試結(jié)果(該部位振動激勵頻率小于1 500 Hz)，可以確定機體縫合螺栓的彎曲疲勞斷裂是由于發(fā)生1階共振所引起。

2 機體縫合螺栓的故障復現(xiàn)試驗研究

為驗證機體縫合螺栓的失效機理，模擬機體縫合螺栓在柴油機上的裝配狀態(tài)，設計了如圖7所示的機體縫合螺栓振動試驗裝置。為監(jiān)測機體縫合螺栓在試驗過程中的振動，在機體縫合螺栓上沿軸向分別選取3個位置垂直粘貼了6個應變片，圖8所示為應變片在機體縫合螺栓上的布置情況。

圖7 機體縫合螺栓振動試驗裝置Fig.7 Vibration test equipment for closed blot

圖8 機體縫合螺栓上應變片的布置情況Fig.8 Strain gauges fixed at closed blot

首先將機體縫合螺栓按照其在柴油機上的裝配狀態(tài)固定在試驗裝置上，并將試驗裝置固定在振動試驗臺上，然后對機體縫合螺栓進行振動試驗。圖9所示為機體縫合螺栓試驗裝置的放置情況。

圖9 機體縫合螺栓試驗裝置在振動試驗臺上的放置情況Fig.9 Closed blot fixed at the vibration test equipment

為準確測定機體縫合螺栓在實際裝配狀態(tài)下的1階振動固有頻率，首先根據(jù)機體縫合螺栓的振動特性分析結(jié)果，在振動試驗臺上對機體縫合螺栓進行了頻率范圍為1 000～1 500 Hz的振動試驗。圖10～圖12所示為當加速度為20g、振動頻率分別為1 000 Hz、1 050 Hz和1 100 Hz時，機體縫合螺栓的應變ε測量值。從圖10～圖12中可以看出，當振動頻率為1 050 Hz時，布置在機體縫合螺栓中部Y方向的應變測量值最大，相應地，此時機體縫合螺栓的振幅也最大。根據(jù)試驗結(jié)果可知，機體縫合螺栓在裝配狀態(tài)下的1階振動固有頻率值為1 050 Hz. 該測量值小于運用有限元法計算得到的1階固有頻率值(即1 275 Hz)，這主要是由于在有限元仿真計算時采用的剛性約束所造成的。

圖10 機體縫合螺栓的應變測量值(激勵的加速度 為20 g，頻率為1 000 Hz)Fig.10 Measured strain values of closed blot with acceleration of 20 g and frequency of 1 000 Hz

圖11 機體縫合螺栓的應變測量值(激勵的加速度 為20 g，頻率為1 050 Hz)Fig.11 Measured strain values of closing blot with acceleration of 20 g and frequency of 1 050 Hz)

在振動試驗臺上對機體縫合螺栓進行頻率為1 050 Hz、加速度為20g的振動試驗。經(jīng)過0.5 h后，機體縫合螺栓發(fā)生斷裂。圖13為振動試驗中發(fā)生斷裂的機體縫合螺栓宏觀斷口。

圖13 振動試驗中發(fā)生斷裂螺栓的宏觀斷口形貌Fig.13 Macroscopic fracture morphology of closed blot damaged in the vibration test

從圖13中可以看出，機體縫合螺栓斷裂屬于彎曲疲勞。通過圖2與圖13對比可以確認，機體縫合螺栓的斷裂是由于柴油機在工作過程中，機體縫合螺栓受到了與其1階振動固有頻率相同或接近的動載荷作用而產(chǎn)生共振，并最終發(fā)生疲勞斷裂。

3 機體縫合螺栓的可靠性增長措施及其有效性研究

針對柴油機機體縫合螺栓存在的振動疲勞斷裂問題，根據(jù)其失效模式與失效機理，可以通過提高機體縫合螺栓結(jié)構(gòu)的振動固有頻率，避免機體縫合螺栓在隨柴油機工作過程中發(fā)生共振，進而實現(xiàn)機體縫合螺栓的可靠性增長?？刹扇〉目煽啃栽鲩L措施為：1)對機體縫合螺栓進行優(yōu)化設計；2)改善機體縫合螺栓的安裝結(jié)構(gòu)。

對于機體縫合螺栓的優(yōu)化設計，可以通過縮短螺栓的長度、增大螺栓的直徑等措施來提高機體縫合螺栓的振動固有頻率。圖14為長度縮短50%后機體縫合螺栓的前兩階振型，通過與圖5的對比可知，長度縮短后機體縫合螺栓的振動固有頻率較原結(jié)構(gòu)得到顯著提高，機體縫合螺栓的1階振動固有頻率提高到5 134 Hz，2階振動固有頻率提高到13 177 Hz.

圖14 長度縮短后機體縫合螺栓的前兩階振動 頻率及振型Fig.14 First two vibration modes and frequencies of closed blot after decreasing its length

圖15為機體縫合螺栓在長度保持不變的情況下，將直徑由原M12增大到M16后，機體縫合螺栓的前兩階振型，其中1階振動固有頻率為1 662 Hz，2階振動固有頻率為4 429 Hz. 從圖15中可以看出，直徑增大后機體縫合螺栓的振動固有頻率得到了一定的提高，但是提高幅度不大。

圖15 直徑增大后機體縫合螺栓的前兩階振動 頻率及振型Fig.15 First two vibration modes and frequencies of closed blot after increasing its diameter

對于改善機體縫合螺栓的安裝結(jié)構(gòu)，可以采取如圖16所示的措施，即在機體縫合螺栓中部加裝熱塑管。結(jié)合圖1和圖16可以看出，加裝熱塑管后在一定程度上限制了機體縫合螺栓的振動，間接地增加了機體縫合螺栓的剛度，使得機體縫合螺栓的振動固有頻率得到了提高。圖17所示為加裝熱塑管后機體縫合螺栓的振動特性分析結(jié)果，其中機體縫合螺栓的1階振動固有頻率為4 809 Hz，2階振動固有頻率為5 240 Hz.

圖16 機體縫合螺栓加裝熱塑管示意圖Fig.16 Sketch of closed blot with thermoplastics tube

圖17 加裝熱塑管后機體縫合螺栓的前兩階振動 頻率及振型Fig.17 First two vibration modes and frequencies of closed blot with thermoplastics tube

結(jié)合該型柴油機機體縫合螺栓及其安裝結(jié)構(gòu)的實際情況，最終確定采取的可靠性增長措施為：在機體縫合螺栓的光桿中部加裝熱塑管。圖18所示改進前后的機體縫合螺栓。

圖18 改進前后的機體縫合螺栓Fig.18 Comparison of original and modified closed blots

為驗證機體縫合螺栓可靠性增長措施的有效性，模擬機體縫合螺栓在柴油機上的安裝狀態(tài)，對加裝熱塑管后的機體縫合螺栓進行了激振頻率范圍為1 000～2 000 Hz、加速度為20g的振動試驗，并對機體縫合螺栓的應變測量值進行了測量。試驗結(jié)果表明，在激振頻率為1 000～2 000 Hz的范圍內(nèi)，加裝熱塑管后的機體縫合螺栓在裝配狀態(tài)下的應變測量值未出現(xiàn)明顯的變化，機體縫合螺栓在試驗過程中也未發(fā)生任何損壞。因此，可以判斷加裝熱塑管后機體縫合螺栓在安裝狀態(tài)下的1階振動固有頻率大于2 000 Hz，高于機體上的振動激勵頻率。

為驗證機體縫合螺栓可靠性增長措施的有效性，將改進后的機體縫合螺栓安裝在柴油機機體上進行了隨車使用驗證。經(jīng)應用驗證，改進后的機體縫合螺栓再未出現(xiàn)斷裂失效。

4 結(jié)論

1)針對某型柴油機機體縫合螺栓出現(xiàn)的斷裂失效，對機體縫合螺栓進行了斷口與金相組織分析以及安裝狀態(tài)下的振動特性仿真計算，揭示了機體縫合螺栓的失效機理，指出機體縫合螺栓的失效模式為彎曲疲勞斷裂，機體縫合螺栓在工作過程中發(fā)生共振是導致其發(fā)生疲勞斷裂的原因。

2)根據(jù)機體縫合螺栓在柴油機上的裝配狀態(tài)，設計了機體縫合螺栓模擬試驗裝置，并在試驗臺上對機體縫合螺栓進行了振動試驗，通過監(jiān)測應變值，準確地測得了機體縫合螺栓在安裝狀態(tài)下的1階振動固有頻率，并實現(xiàn)了機體縫合螺栓彎曲疲勞斷裂失效的復現(xiàn)。

3)結(jié)合機體縫合螺栓的失效模式及其失效機理，研究了機體縫合螺栓的可靠性增長措施，即在機體縫合螺栓中部加裝熱塑管，驗證結(jié)果表明，機體縫合螺栓加裝熱塑管后，在安裝狀態(tài)下的固有頻率得到大幅提高，能夠有效避免因共振引發(fā)的疲勞斷裂失效，進而實現(xiàn)可靠性的增長。

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Research on the Reliability Growth of Closed Blots for Automobile Diesel Engine Body

WANG Zeng-quan, WANG Zheng, LAN Yin-zai, CHEN Ze-zhong, HOU Xin-rong

(China North Engine Research Institute, Tianjin 300400, China)

For the reliability of closed blots for automobile diesel engine body, the failure mode and its failure mechanism of closed blot is studied. A test equipment of closed blots is designed. The vibration experiment is done for closed blot for diesel engine body, and the fault recovery of closed blot with the fatigue mode is completed. The measures for improving the reliability of closed blots are studied. The improved closed blot is assembled on the diesel engine body, and its reliability is validated through application. The result shows that the failure mode of closed blot for diesel engine body is a vibration fatigue, and the resonance is the reason for the failure of closed blot. After the measures for improving the reliability are adopted, the vibration frequency of closed blot is improved obviously, and it can avoid the resonance effectively.

power machinery engineering; automobile diesel engine; closed blot; vibration fatigue; reliability growth; failure mechanism

2016-05-19

國家部委型號工程項目(2014年)

王增全(1962—), 男, 研究員。E-mail: zengquanwang2005@163.com

TK422

A

1000-1093(2017)03-0433-07

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.03.003