馮愛秀

（上海柴油機(jī)股份有限公司，上海200438）

0 前言

迷宮式機(jī)油濾清器座因其結(jié)構(gòu)緊湊、外觀簡(jiǎn)潔、油道阻力小而廣泛應(yīng)用于發(fā)動(dòng)機(jī)的潤(rùn)滑系統(tǒng)。發(fā)動(dòng)機(jī)在運(yùn)行過(guò)程中，機(jī)油濾清器座承受來(lái)自機(jī)油濾清器本身及其內(nèi)的機(jī)油質(zhì)量所產(chǎn)生的機(jī)械力作用，同時(shí)還承受機(jī)油壓力。如果機(jī)油濾清器座設(shè)計(jì)不合理，極易導(dǎo)致殼體產(chǎn)生裂紋，進(jìn)而引起發(fā)動(dòng)機(jī)嚴(yán)重的故障。本文結(jié)合某款柴油機(jī)機(jī)油濾清器座裂紋失效問(wèn)題，詳細(xì)介紹了失效原因查找及問(wèn)題的解決。

1 問(wèn)題描述和宏觀檢查

某款迷宮式機(jī)油濾清器座如圖1所示，在機(jī)油濾清器座上通過(guò)螺紋連接懸掛一個(gè)機(jī)油濾清器。

1.1 問(wèn)題描述

某款柴油機(jī)在投放市場(chǎng)后，反饋有機(jī)油壓力低的現(xiàn)象，進(jìn)一步檢查發(fā)現(xiàn)機(jī)油濾清器座局部位置有機(jī)油滲漏痕跡，故障機(jī)運(yùn)行里程在4 000～5 000 km。對(duì)機(jī)油滲漏部位仔細(xì)檢查，發(fā)現(xiàn)該部位有裂紋產(chǎn)生，故立項(xiàng)對(duì)故障展開分析調(diào)查。

圖1 迷宮式機(jī)油濾清座總成

1.2 宏觀檢查

檢查故障件機(jī)油濾清器座，發(fā)現(xiàn)多處地方有機(jī)油滲漏痕跡，主要在加強(qiáng)筋附近，說(shuō)明這些地方有可能出現(xiàn)裂紋。

2 失效原因分析

2.1 探傷檢測(cè)

對(duì)故障件進(jìn)行著色探傷，明確了滲油部位有裂紋，產(chǎn)生裂紋的部位是機(jī)油濾清器座螺栓孔底部加強(qiáng)筋處，如圖2所示。對(duì)機(jī)油濾清器座上類似結(jié)構(gòu)部位進(jìn)一步探傷檢查，發(fā)現(xiàn)還有多處也存在裂紋。隨即對(duì)庫(kù)存零件進(jìn)行探傷抽檢，均未發(fā)現(xiàn)裂紋。

圖2 故障件探傷后發(fā)現(xiàn)的裂紋

2.2 材料分析

機(jī)油濾清器座的材料為ADC12，其化學(xué)成分、機(jī)械性能見表1。檢測(cè)結(jié)果表明，故障件機(jī)油濾清器座的材料化學(xué)成分和機(jī)械性能均符合技術(shù)要求。

表1 機(jī)油濾清器座材料化成成分和機(jī)械性能參數(shù)

2.3 金相組織分析

對(duì)裂紋部位取試樣進(jìn)行金相分析，其顯微組織為二元鋁硅合金的共晶結(jié)構(gòu)，見圖3，符合技術(shù)要求。同時(shí)對(duì)裂紋源進(jìn)行了分析，裂紋源為機(jī)油濾清器座內(nèi)腔螺栓孔底部與加強(qiáng)筋的連接處。

圖3 故障件裂紋部位顯微組織 （×20）

顯微組織分析時(shí)，還發(fā)現(xiàn)機(jī)油濾清器座局部區(qū)域存在少量鑄造缺陷，見圖4，但在機(jī)油滲漏附近并未發(fā)現(xiàn)有明顯的鑄造缺陷存在，可以排除機(jī)油滲漏是材料缺陷造成裂紋的原因。

圖4 鑄造缺陷 （×20）

2.4 耐壓脈沖疲勞試驗(yàn)

為明確裂紋產(chǎn)生的原因，對(duì)庫(kù)存件做耐壓脈沖疲勞試驗(yàn)。疲勞試驗(yàn)在液力脈沖疲勞試驗(yàn)臺(tái)架上進(jìn)行。試驗(yàn)脈沖壓力波形如圖5所示，液體壓力從25 kPa上升到1 500 kPa，然后再下降到25 kPa，脈沖頻率為2 Hz。試驗(yàn)進(jìn)行到2 937次循環(huán)時(shí)，樣件發(fā)生滲漏，經(jīng)拆檢發(fā)現(xiàn)機(jī)油濾清器座螺栓孔底部已開裂，其部位與市場(chǎng)故障件一致，裂紋區(qū)域見圖6。

圖5 脈沖壓力波形圖

圖6 機(jī)油濾清器座試驗(yàn)樣件裂紋部位

2.5 有限元分析

對(duì)機(jī)油濾清器座在設(shè)計(jì)開發(fā)時(shí)的CAE計(jì)算分析進(jìn)行了回顧，分別從機(jī)油濾清器座的靜態(tài)強(qiáng)度、高周疲勞安全系數(shù)、振動(dòng)模態(tài)3方面進(jìn)行了評(píng)價(jià)。計(jì)算評(píng)價(jià)時(shí)，邊界條件如表2和表3所示。表3中的X方向?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)曲軸方向，從飛輪端指向前端；Y方向?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)寬度方向；Z方向?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)高度方向，向上為正。計(jì)算結(jié)果顯示最大應(yīng)力為160 MPa，等效應(yīng)力為110 MPa，低于材料ADC12的彎曲屈服限177 MPa；機(jī)油濾清器座高周疲勞安全系數(shù)最小值為1.32，大于安全限值1.1，如圖7所示。這說(shuō)明機(jī)油濾清器座在開發(fā)階段設(shè)計(jì)時(shí)，CAE計(jì)算分析結(jié)果符合設(shè)計(jì)要求。

表2 機(jī)油濾清器座及相關(guān)零件材料性能

表3 載荷和邊界條件

圖7 機(jī)油濾清器座應(yīng)力分布 （開發(fā)時(shí)模型）

由2.1節(jié)探傷檢測(cè)和2.4節(jié)疲勞試驗(yàn)結(jié)果顯示，裂紋出現(xiàn)在螺栓孔底部與加強(qiáng)筋的連接處，再仔細(xì)比對(duì)，發(fā)現(xiàn)故障件裂紋處的圓角與計(jì)算模型有差異，實(shí)物無(wú)圓角。為此，將模型中此處半徑為1 mm的圓角修改成與故障件一樣，即在螺栓孔底部與加強(qiáng)筋的連接處無(wú)圓角，然后重新進(jìn)行計(jì)算分析。在表2和表3輸入的邊界條件不變的情況下，計(jì)算結(jié)果顯示最大應(yīng)力由原160 MPa增大為357 MPa，如圖8所示，遠(yuǎn)大于材料ADC12的彎曲屈服限177 MPa，且機(jī)油濾清器座高周疲勞安全系數(shù)最小值由原1.32減小至1.19， 略大于安全限值1.1。據(jù)此可判定濾清器座裂紋是應(yīng)力集中造成的。

圖8 機(jī)油濾清器座應(yīng)力分布 （故障件模型）

3 根本原因確認(rèn)

基于前面的材料分析、金相組織檢查，結(jié)合疲勞試驗(yàn)、CAE計(jì)算分析可以明確，機(jī)油濾清器座螺栓孔底部與加強(qiáng)筋連接處圓角未按設(shè)計(jì)模型鑄造，產(chǎn)生應(yīng)力集中，而在實(shí)際使用過(guò)程中，在螺栓預(yù)緊力、機(jī)油濾清器及機(jī)油質(zhì)量產(chǎn)生的機(jī)械力、機(jī)油壓力等多因素的作用下產(chǎn)生了裂紋。

4 改進(jìn)方案

4.1 CAE計(jì)算分析

為使CAE分析符合機(jī)油濾清器座實(shí)際使用情況，更改計(jì)算邊界條件：最大加速度由原來(lái)的5g增加到10g （1g＝9.8 m／s2）， 即表 3中機(jī)油濾清器、機(jī)油濾清器座及冷卻器芯子X、Y和Z三個(gè)方向的加速度都由5g增加到10g；同時(shí)增加載荷條件，即發(fā)動(dòng)機(jī)低溫起動(dòng)時(shí)機(jī)油濾清器座內(nèi)機(jī)油壓力（1.5 MPa），此項(xiàng)在最初的設(shè)計(jì)開發(fā)CAE計(jì)算時(shí)并未考慮；其他計(jì)算輸入和邊界條件保持不變。為此建立了3個(gè)計(jì)算模型進(jìn)行有限元分析計(jì)算：無(wú)圓角、圓角半徑為1 mm （R1）、圓角半徑為10 mm（R10）且增高加強(qiáng)筋。

截取3個(gè)計(jì)算模型上典型的4個(gè)特征點(diǎn)進(jìn)行計(jì)算分析，4個(gè)特征點(diǎn)分布見圖9。其中點(diǎn)1為故障件裂紋部位，點(diǎn)1和點(diǎn)2位于潤(rùn)滑系統(tǒng)中機(jī)油泵后和機(jī)油冷卻器前的油腔內(nèi)，機(jī)油壓力可高達(dá)1.5 MPa，點(diǎn)3和點(diǎn)4位于機(jī)油冷卻器后和機(jī)油濾清器濾前的油腔內(nèi)，最大油壓設(shè)置為1.0 MPa。在提高了最大加速度后且分別考慮僅施加預(yù)緊力和預(yù)緊力+油壓情況下，3個(gè)模型的最大主應(yīng)力和高周疲勞的計(jì)算結(jié)果如表4和表5所示。

有限元分析結(jié)果表明，模型3（圓角R10+增高加強(qiáng)筋）與模型1（無(wú)圓角）相比：模型3的最大主應(yīng)力下降，為模型1的31%，其等效應(yīng)力也下降，為模型1的42.7%，遠(yuǎn)小于ADC12的彎曲疲勞限值177 MPa；同時(shí)高周疲勞安全系數(shù)點(diǎn)1處由最小的1.24提高到了1.93，遠(yuǎn)大于1.1的最小限值，點(diǎn)2處的增幅高達(dá)71.4%；可見加大圓角對(duì)減少應(yīng)力集中起到了至關(guān)重要的作用?？紤]發(fā)動(dòng)機(jī)冷起動(dòng)最高油壓 （1.5 MPa），無(wú)論是無(wú)圓角的模型1還是圓角增大到R10的模型3，加載機(jī)油油壓后的最大主應(yīng)力均比無(wú)機(jī)油油壓時(shí)增大了許多，最大增幅達(dá)到了123.6% （模型3），同時(shí)最小安全系數(shù)卻由1.96降低到了1.3（模型2）；可見機(jī)油壓力對(duì)機(jī)油濾清器座的影響較大。因此，在計(jì)算中務(wù)必考慮機(jī)油壓力對(duì)機(jī)油濾清器座的影響。

圖9 計(jì)算模型上4個(gè)特征點(diǎn)

4.2 改進(jìn)方案

根據(jù)CAE計(jì)算結(jié)果，確定機(jī)油濾清器座改進(jìn)方案為：1）圓角半徑1 mm更改為8～10 mm，如圖10中箭頭所指處的圓角；2）加強(qiáng)筋高度由5 mm增加至10 mm，如圖10所示。

表4 機(jī)油濾清器座最大主應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

表5 機(jī)油濾清器座高周疲勞安全系數(shù)計(jì)算結(jié)果

圖10 機(jī)油濾清器更改前后對(duì)比

5 試驗(yàn)驗(yàn)證

5.1 振動(dòng)試驗(yàn)

為驗(yàn)證改進(jìn)后的機(jī)油濾清器座抗振動(dòng)性能，對(duì)改進(jìn)樣件做了振動(dòng)試驗(yàn)。試驗(yàn)前，安裝好注滿機(jī)油的機(jī)油濾清器，機(jī)油濾清器座進(jìn)口油腔壓力設(shè)定為發(fā)動(dòng)機(jī)低溫起動(dòng)時(shí)的最大壓力1.5 MPa，并以規(guī)定的扭矩、且模擬機(jī)油濾清器座在柴油機(jī)機(jī)體上的安裝方式將機(jī)油濾清器座安裝在振動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)架上，見圖11。掃描5～1 000 Hz中的共振頻率，得到前后、左右、上下3個(gè)方向的共振頻率，分別為221.7 Hz、 251.8 Hz和286 Hz， 然后以共振頻率為試驗(yàn)頻率，加速度設(shè)定為10g，3個(gè)方向各試驗(yàn)8 h。試驗(yàn)完成后，經(jīng)過(guò)密封性試驗(yàn)，樣件未發(fā)生滲漏和損壞。

圖11 機(jī)油濾清器座振動(dòng)試驗(yàn)

5.2 耐壓脈沖疲勞試驗(yàn)

先在液力脈沖疲勞試驗(yàn)臺(tái)架上按規(guī)定的擰緊扭矩安裝改進(jìn)后的機(jī)油濾清器座樣件，機(jī)油濾清器里注滿機(jī)油，然后進(jìn)行耐壓脈沖疲勞試驗(yàn)，試驗(yàn)方法與2.4節(jié)相同，共進(jìn)行20萬(wàn)個(gè)循環(huán)。疲勞試驗(yàn)后，改進(jìn)樣件再經(jīng)檢測(cè)和密封性試驗(yàn)，未發(fā)生泄漏和變形，通過(guò)了考核。

6 結(jié)論

（1）機(jī)油濾清器座失效的主要原因是圓角的缺失導(dǎo)致應(yīng)力集中，進(jìn)而使結(jié)構(gòu)件開裂，增大圓角后，故障模式消除。

（2）本文在完善CAE分析的邊界條件時(shí)，綜合考慮了液體壓力對(duì)結(jié)構(gòu)件薄弱部位產(chǎn)生的影響，使CAE分析更符合零部件的實(shí)際使用情況，為今后開發(fā)類似結(jié)構(gòu)件的計(jì)算分析提供參考。

（3）本文故障分析基于檢測(cè)、計(jì)算與試驗(yàn)相結(jié)合的方法，明確了失效原因，并再次通過(guò)計(jì)算與試驗(yàn)，驗(yàn)證了改進(jìn)方案的有效性。