连杆裂解（精选4篇）
连杆裂解 篇1
0 概述
连杆裂解加工技术以传统连杆加工方法无可比拟的优势在国内外连杆制造市场得到应用[1,2]。该技术以裂纹技术为基础,通过预先设计敏感应力场,在垂直预定断裂面处施加载荷充分引裂和催裂,控制裂纹走向并实现规则断裂。连杆裂解加工的技术过程如图1所示。首先在整体锻造的连杆毛坯大头孔内侧加工2条对称裂解槽,然后施加垂直于预定断裂面的正应力,在塑性变形极小的情况下实现连杆本体与连杆盖的分离,完成连杆剖分的Ⅰ型断裂,由于断裂面呈犬牙交错的自然形态,具有极高的配合精度,无需再加工,从而大大减少加工工序、提高装配质量、增加经济效益[3]。但连杆的准静态裂解技术也存在一系列的加工缺陷[4],研究裂解影响因素、提高裂解质量、降低裂解缺陷率是优化裂解工艺的关键。
在连杆的设计中,由于连杆的两端孔受到曲轴尺寸的限制,直径不可变动,但厚度可以在一定范围内变化的参数。连杆裂解技术利用断裂力学应力集中理论,通过预制裂纹区的设置改变应力的分布状态,产生局部高应力。连杆裂解首先起始于高度应力集中部位,应力集中的状态极大程度上取决于裂纹区的应力应变状态,而连杆的厚度是影响裂纹区三维约束状态的重要因素。探讨不同厚度连杆对裂解力的影响规律将有助于裂解工艺的设计和优化。为此,本文的研究是针对连杆的厚度与裂解中的裂纹区塑性区形态、材料的断裂韧性、裂纹区应力以及应力状况关系,通过数值模拟的方法进行分析,以期对裂解连杆设计、裂解工艺优化提供有益帮助和可靠依据。
1 断裂韧性与连杆断裂体厚度的关系
连杆裂解是1个断裂过程,断裂力学领域已经确认断裂体的厚度强烈地影响着裂纹前端的应力约束,进而影响材料的断裂韧性。材料的断裂韧性与试样厚度的关系如图2所示[5]。
由图2可见, 断裂韧性随厚度D先增加, 当厚度达到某特定值Do时断裂韧性值达到最大,此点称为平面应力断裂韧性KOC; 随着厚度增大, 断裂韧性逐渐减小, 厚度到达一定值DS 后, 断裂韧性趋于常数, 厚度DS 下对应的断裂韧性称为材料平面应变断裂韧性KIC 。平面应变断裂韧性KIC是在断裂力学基础上建立起来的表征实际含裂纹构件抵抗裂纹失稳扩展能力的韧性指标,其物理含义是表示平面应变临界应力强度因子,即在平面应变条件下,构件在静载荷作用下裂纹开始失稳扩展时的张开型裂纹的应力强度因子KI。KIC值综合反映了材料的强度和韧性[6],决定了构件的承载能力和脆断倾向,是1个与外力及裂纹几何形状无关的常数[7]。断裂韧性试样的各种尺寸中,厚度D是最主要的尺寸[8]。对于具有预制穿透裂纹的连杆试样,由于表面层裂纹顶端处的塑性区总是处于平面应力状态,而平面应力层的厚度对于同一材料基本不变[9],当连杆试样的厚度达到一定程度后,在厚度方向上平面应力层所占比例明显很小,裂纹区裂尖附近大部分区域处于平面应变状态,这时的断裂韧度是1个稳定的KIC值,此时连杆试样裂解的断口形貌中脆性断裂比例也达到最大值。因此,连杆厚度的设计对于实现最大程度上的脆性断裂,减小断裂面塑性区具有重要的工程意义。
2 连杆厚度对于裂纹区状态的影响
连杆裂解属于三维Ⅰ型断裂[10],对于三维Ⅰ型裂纹前缘场的结构及特征,近年来已有较多的研究。现有研究结果表明[11]:Ⅰ型裂端约束状态沿厚度方向具有分层特性,裂纹前沿的三维应力区域与板厚密切相关[12];连杆裂解的加工过程中裂纹区的三维约束状态及塑性区形状如图3 所示。
在对连杆的大头端施加裂解载荷时,裂纹区在径向受到拉伸载荷应力σy,在裂纹区的裂尖建立坐标系,分析裂解连杆裂纹区裂端附近的一般应力状态,并且给出了裂端塑性区的大致形状。在裂纹区的上下表面,即连杆大头孔沿厚度方向的上下端面,由于受到单纯的径向拉应力σyy=σy,而近似于平面应力状态,而在连杆裂纹区沿厚度方向的中面,中部在承受外载张开应力的同时还要受到第三方向(z方向)应力束缚而近似于三向应力状态,且中面上塑性区尺寸相对连杆的厚度很小,在z向不能自由产生屈服,应变趋于零,从而在裂解中连杆裂纹区在厚度方向的中面近似于平面应变状态。因此,从连杆裂纹区的上下自由端面到沿厚度方向的中部区域是从平面应力状态逐渐过渡到平面应变的三维塑性区形态。
而这种应力应变的近似状态与连杆的厚度密切相关。连杆越厚,即z方向的尺寸相对越大,连杆裂纹区沿厚度方向中部区域的三向应力约束越明显,越接近于平面应变状态。在断裂过程中,平面应变区比平面应力区更快一步达到塑性变形区临界值,因此,起裂首先发生在处于平面应变区的裂纹区中部[10]。实践证明,裂纹于连杆裂纹区中部起裂有益于裂纹向上下端面同时生长,有效避免裂纹分叉、台阶等其他裂纹起裂生长方式下的缺陷问题。
3 不同厚度的连杆裂解数值模拟
为了定量深入研究连杆的厚度因素对裂解的影响,本文运用有限元方法对静态载荷下具有不同厚度的C70S6裂解连杆进行裂解受力分析。
3.1 有限元建模
本文介绍的研究主要针对6DL-36D柴油机连杆裂解工艺。由于在裂解加工中连杆的小头和杆部均不发生变形和位移,并综合考虑连杆的几何形状和受载的对称性,所以只对连杆大头的1/2进行研究。由于连杆裂解的厚度因素是相对的,随着连杆断裂面在连杆大头孔径向方向尺寸R的改变,连杆厚度对裂解的影响相应改变,为此定义连杆的厚度D与连杆断裂面在连杆大头孔径向方向尺寸R的比值即D/R为厚径比,1/2连杆大头孔的三维造型图及厚径比示意如图4所示。
运用具有特殊接触功能的有限元分析软件MSC.Marc对连杆的三维模型进行网格划分(图5)。考虑到裂纹尖端区域内的应力奇异性,将连杆大头孔网格划分为主体网格和裂纹区网格2部分,并借助于MSC.Marc的粘贴(GLUE)功能将它们粘贴在一起。裂纹区是连杆受预制裂纹槽应力集中效应显著影响进而在裂解过程中启裂和发生塑性变形的关键区域,这部分网格的划分直接关系到有限元分析中的断裂定义以及J积分值的计算,因此裂纹区网格采用精度较高的8节点6面体单元,并根据裂端奇异性设置裂尖节点,而处于非裂纹区的主体网格则采用一般的4节点4面体单元。
运用有限元分析软件MSC.Marc的接触模块进行设置时分两步进行。首先是接触体的定义,然后是接触表的设置。在分析中共设置了7个接触体,分别为裂纹区、主体、动套、定套、动套刚性面、定套刚性面和对称面,如图6a所示。连杆主体非裂纹区与裂纹槽附近裂纹区设置为变形接触体并粘贴在一起;动套、定套采用硬度高达HRC 60以上的Cr12MoV制造,由于分析中只取动套和定套的1/2,必须保证它们在与对称面刚性面垂直方向上的位移为零,因此设定为各向同性弹性体,与连杆主体的接触关系为TOUCH,对称刚性面与连杆主体的接触关系亦为TOUCH;为了便于动套和定套对裂解主体的载荷施加而设置了动套刚性面和定套刚性面,分别与动、定套粘贴在一起。由于动、定套上的应力不易计算,因此可通过在刚性面上设置控制点,而将裂解力以点载荷的形式施加在动、定套上。
在约束处理中,为了受力分析和断裂定义设定的需要而对模型进行假设:(1)假定连杆在启裂发生前受到的是静态载荷,即忽略加载速度和动量等影响;(2)由于裂解加工是连杆大头孔盖端与杆端背向运动并最终分离的过程,可将裂解参考点从连杆的杆端转移到裂纹尖端,假定裂尖节点在裂解背向运动方向的位移为零,从而使裂纹位移在裂尖节点两侧对称;(3)假定连杆盖端受到动套的作用力和预紧力的合力为裂解力,而杆端受到定套的作用力和预紧力的合力与裂解力大小相等,方向相反,从而使裂解连杆的盖端与杆端以裂尖节点为多称参考点产生背向运动趋势。
根据以上假设对模型设置几何边界条件和载荷边界条件,如图6b所示。裂纹尖端的节点在动套运动方向上的位移为零(apply1);连杆与工作台面相接触的面上所有节点垂直于台面的位移为零(apply2);对于连杆在对称面上的位移边界条件通过设定对称刚性面Sym得以施加;裂解力通过动套刚性面上的控制点施加(apply3),其背向载荷则通过定套刚性面的控制点施加(apply4)。
3.2 计算结果分析
3.2.1 不同厚度下裂解连杆裂纹区的应力集中分布
考虑到连杆厚度对裂纹区整体应力状态的影响,在数值模拟的结果中首先运用Von Mises屈服应力分析了不同厚度连杆的裂纹区应力集中分布状况。图7列举了厚度分别为D=42、50、55、63mm,厚径比D/R=2.625、3.125、3.438、3.938的裂解连杆裂纹区在启裂工步下的等效应力、其集中状态的局部放大云图以及相应的裂纹尖端节点的等效应力分布状况。
由图7a可见,随着连杆厚度与厚径比的单调增加,连杆裂纹区的Von Mises屈服应力由分散集中逐渐过渡到中面应力集中。当D=42mm时,等效应力的集中区域在裂纹区有2个狭长的近似平行的集中带。当D=50mm时,等效应力的2个集中区域由狭长的平行分布转变为1个在裂纹区中部相对较大范围内集中;而另一个则在裂纹区一端相对较小范围内集中分布。当D=55mm时,应力集中区域在裂纹区中部较大范围内唯一分布而不再散布,随着厚度值的再增加,应力集中区域逐渐向裂纹区的中部靠拢。
实践表明,裂解质量较好的连杆在裂解中通常是在裂纹区中部首先开裂,这种状态有利于裂纹走向的控制及有效降低裂纹分叉、裂纹交汇、台阶等缺陷。启裂工步下,不同厚度裂纹尖端节点的Von Mises屈服应力分布状态如图7b所示。随厚度值的增加,裂尖节点的等效应力逐渐过渡到中部区域最大,两侧近似对称分布。经分析发现,当D=53mm时,这种状态就已经形成,与D=55、63mm的分布状态类似。这说明当裂解连杆的厚度值在一定范围内增加时,裂纹区的中面应力集中分布状态已经形成,随厚度继续增加,即D=54~63mm时基本保持这种趋势。
3.2.2 不同厚度下裂解连杆裂纹区的主应力状况
在塑性理论中,为了使不同应力状态的强度效应进行比较,引入了等效应力的概念。它的作用是将复杂应力状态化作1个具有相同“效应”的单向应力状态,因此称为“等效”。等效应力只与应力偏张量或形状改变(塑形变形)有关。而Von Mises屈服条件的物理意义是当材料的单位体积弹性形变达到某一定值时,材料发生屈服[13]。由于连杆裂解中裂纹产生与扩展的瞬时性使启裂状态的分析极为困难,最终计算得到的裂解力只是1个平均值,而实际的裂解力应是裂纹区的最大主应力以及弹性能释放的综合结果。等效应力的分析不仅表示出了应力集中的状况,同时也是启裂时弹性形变能聚积状态的表征。此外,裂纹区的最大主应力状况也与裂解力相关。图8为不同厚度连杆的裂端主应力分布的数值模拟结果。
由图8可见,最大主应力的平均值随着连杆厚度的增加而逐渐增加。在厚度值较小时(D=42~50mm),裂纹区中部裂尖节点附近区域的最大主应力明显比上下表面处高,且最大主应力值从裂纹区一端面至另一端面差异较大。随着厚度值的增加(D=55~63mm),最大主应力值在裂纹区的分布较为均衡,不再呈现较大的波动,且分布状态类似,这说明当连杆的厚度值增加到一定值时,裂端的最大主应力分布达到均衡状态。随厚度值的增加,这种均衡状态基本保持,其平均值平行增大。这种状态使裂纹区的各裂尖节点附近在启裂时能同时达到断裂载荷。
3.2.3 连杆的厚度及厚径比与裂解力的关系
厚径比的定义中对裂解有影响的有2个因素,即连杆厚度值D及径向尺寸R。为了比较分析这2个因素对厚径比这一综合因素的影响,对同一厚径比下,不同D和R值的2个连杆裂解模型进行了数值运算。本文对D=30mm、R=8mm,及D=60mm、R=16mm,厚径比均为D/R=3.75,其他几何参数均相等的连杆裂解模型进行了数值运算。得出启裂工步裂纹区裂纹尖端的Von Mises屈服应力以及最大主应力的分布状态,如图9所示。
由图9可见,在同一厚径比、不同厚度值D及径向尺寸R的连杆,在启裂工步裂纹区裂尖的等效Von Mises屈服应力以及最大主应力分布基本呈现一致的近似状态,经计算二者裂解力也近似相等。综合以上分析说明,厚径比对连杆裂解的影响主要在于连杆厚度值,固定径向尺寸R值,改变厚度值D而分析厚径比对裂解的影响是可行的。这种方法可推广适用于其他规格和直径的连杆。
随着连杆厚度及厚径比的线性增加,经计算和试验认证得出不同厚度及厚径比的裂解连杆所需的裂解力,从而得出连杆厚度以及厚径比与裂解力的关系曲线,如图10所示。
由图10可见,随着连杆厚度与厚径比的线性增加,相应的裂解连杆所需裂解力逐渐增大,但是在D=53~55mm、D/R=3.312~3.438时,裂解力上升缓慢。综合考虑应力集中效果和最大主应力分布状态,对于此规格连杆厚度值取D=53~55mm、D/R=3.312~3.438为最佳范围。为配合装配,最佳厚径比可以通过综合调整连杆厚度值D及径向尺寸R值来实现。
4 连杆的厚度对裂解质量的影响
数值模拟结果表明,在同一载荷水平下,应力集中因子在平面应变条件下比平面应力条件下高,其他处的应力集中因子则介于两者之间,连杆越厚应力集中因子值相对越大,越接近于平面应变情况。则应力集中因子是衡量应力集中程度的参量,其值越大表明了应力集中的程度相对越强,而应力集中程度的增强则可保证断裂在预定裂纹区处迅速产生,从而有效避免裂不开、大头孔塑性变形等缺陷,有益于裂解技术的质量优化。
随着连杆厚度的增加,裂纹区中部区域越来越接近于平面应变状态,上下表面逐渐接近于平面应力状态,而最大主应力的一致性使得当裂纹区中部区域达到启裂应力临界值时也同时使裂纹区其他区域达到临界值,这有利于瞬间同时断裂,可有效提高脆性断裂的时效性,避免裂纹分叉、掉渣、断裂面台阶等缺陷,优化裂解质量。
5 结论
(1) 随着连杆厚度的增加,连杆大头孔裂纹区的应力集中分布程度逐渐增强,达到一定厚度后基本保持不变。
(2) 裂纹区的最大主应力随连杆厚度的增加逐渐达到均衡状态,而随连杆厚度的再增大这种分布状态变化不大。
(3) 这种应力集中分布及最大主应力的均值状态有益于裂解的产生和裂纹走向控制,可减小塑性区半径,避免塑性变形,减少台阶、分叉、夹屑等裂解缺陷。
(4) 连杆厚度增加的同时也增加了连杆的质量、断裂面积及裂解力,增大了断裂所需的载荷和功耗,通过厚度因素的分析,寻求到最佳的厚径比设计范围为3.312~3.438,以便综合调整连杆的厚度值和径向尺寸。
裂解连杆用高碳微合金钢的开发 篇2
汽车工业的激烈竞争导致了新工艺、新材料和新设备的不断涌现。而今, 裂解工艺作为一种全新的发动机连杆制造工艺而引起了汽车制造厂的高度重视。与传统的连杆制造方法相比, 裂解工艺具有缩短生产周期、减少工序和制造设备, 以及降低连杆制造费用等优点。因此, 这种连杆制造工艺在欧洲和北美被广泛应用, 相应地出现了许多应用于裂解工艺的新材料。目前, 应用最广泛的是粉末锻造材料和微合金碳钢。但与粉末锻造材料相比, 微合金碳钢能够提供更理想的组织、力学性能、切削性能和尺寸精度。
通常, 应用于汽车发动机裂解连杆的材料需要较高的强度、裂解过程中的低变形性和适当的脆性, 以及高的硫含量来提高切削加工性能。近年来, 微合金碳钢的发展引起了材料工作者的特别关注, 与金属粉末成形连杆相比, 不但降低了切削加工费用, 同时还能提供高的疲劳性能。固溶强化、晶粒细化强化和V、N等微合金元素沉淀强化是提高微合金碳钢的有效方法, 而通过向钢中添加S在钢中形成MnS等易切削硫化物能够极大地提高微合金碳钢的切削加工性能。
到目前为止, 在微合金碳钢的锻造和裂解工艺上已进行了大量的研究工作, 通过控制锻造加热温度和冷却速度能够得到需要的锻造组织和力学性能。然而, 应用于裂解连杆的微合金碳钢的热轧组织和性能却没有得到广泛重视, 因为它也能影响连杆的最终组织、机械性能和裂解性能, 特别是奥氏体晶粒大小、沉淀析出相的大小及分布, 以及MnS的形貌、数量等都对裂解连杆的性能有重要影响。
2 试验材料及方法
2.1 试验材料
试验材料所用钢水经过70tconsteel EAF-EBT电炉冶炼并经LF炉处理, 然后连铸成200 mm×200 mm的连铸方坯。冶炼工艺采用洁净钢生产技术。
(1) 采用高碱度泡沫渣冶炼和偏底心出钢技术, 保证去除钢中气体、夹杂物和P。
(2) 为了保证钢中S的收得率, 精炼期采用低碱度顶渣渣系。
(3) 足够的软吹时间以保证成分和温度的均匀。
(4) 全程氩气密封保护浇铸。
200 mm×200 mm的连铸方坯经蓄热式加热炉加热, 然后轧制成Ф36 mm圆钢。其热轧工艺包括采用无扭张力高速连轧技术和控轧、控冷技术。
高碳微合金钢的化学成分见表1。
%
2.2 微观组织和力学性能的测试
取热轧棒材试样进行金相组织观察。所有金相试样经打磨、抛光后用3%的硝酸酒精腐蚀, 在OLYMPUS PME3-323UN光学显微镜下观察分析试样金相组织。
热轧材试样经切割、镶嵌、磨制、抛光并浸蚀后显示出其组织, 用Quanta400扫描电镜观察夹杂物形貌, 并用EDS对夹杂物进行定性分析。
从热轧材试样上横向切取0.2 mm薄片, 然后用二次复型法制成透射电镜样品, 在JEM2100F型透射电镜中观察析出相, 并用INCA能谱仪对第二相进行成分分析。
取热轧棒材制成拉伸试样 (Ф10 mm) 在INSTRON拉伸试验机上进行拉伸试验 (速度为1mm/min) , 并对拉伸断口进行SEM观察。
2.3 裂解性能试验
将热轧棒材试样 (Ф36 mm) 剪切成200 mm长的圆棒, 在电感应加热炉中加热到1 200℃, 然后锻造成裂解用连杆坯料, 风冷到室温, 最后在CSE-400型连杆裂解装置上裂解连杆。对连杆的裂解断面进行SEM观察, 以判断其裂解性能。
3 试验结果及讨论
3.1 组织
图1是高碳微合金钢铸态下的组织。由图1可以看出, 铸态下的组织是由珠光体和少量铁素体组成, 铁素体沿奥氏体晶粒边界形成, 在铁素体中有大量球形或椭圆形的夹杂物 (图1b) , 通过EDS分析为硫化夹杂物。
高碳微合金钢热轧态组织见图2。由图2可以看出, 热轧态组织为铁素体和珠光体, 但珠光体面积百分比≥95%, 先共析的铁素体在奥氏体边界析出, 这可能与钢中碳含量、精轧温度和冷却速度有关。精轧温度为900℃, 其在奥氏体再结晶温度以上, 当热轧圆钢从精轧机组到冷床时 (700℃) , 发生了γ→α转变, 而在奥氏体边界形成了不连续的网状铁素体。
通过SEM和EDS对高碳微合金钢中非金属夹杂物进行研究, 结果表明非金属夹杂物呈单相或多相分布在钢中 (见图3) , 为MnS、Al2O3和CaO-Al2O3颗粒 (见图4) , 但主要是MnS夹杂物, 它们被沿轧制方向拉长呈条形分布。钢中大量的硫化物对提高其切削性能有重要影响。
增加Ca可改变钢中非金属夹杂物的成分和形貌。当Ca或CaO添加入钢中后, Ca和CaO都可以将长条状MnS夹杂转变为球状CaS夹杂。Ca使MnS夹杂变性的经验模型见图5[10]。
图6是用TEM观察高碳微合金钢中的析出相。由图6可以看出, 钢中弥散分布着许多细小析出相, 呈圆形或多边形, 细小析出相粒子直径为10 50 nm, 较大析出相粒子直径为90 270 nm。EDS能谱分析表明, 直径为10 50 nm的析出相主要是VC, 直径大于90 nm的析出相主要是 (Mn, Cu) S (见图7) 。但XRD分析表明, 钢中还有部分VN和Cr23C6粒子 (见图8) 。这些沉淀析出相能够阻滞前奥氏体晶粒长大, 细化在奥氏体晶界先共析的铁素体。因此, 有利于细化珠光体团、减小珠光体片层间距, 并能提高高碳微合金钢的强度。
3.2 力学性能
高碳微合金钢热轧态的力学性能见表2。由表2可以看出, 高碳微合金钢具有较高的抗拉强度 (980 N/mm2) 和屈服强度 (560 MPa) , 而伸长率 (11%) 和断面收缩率 (21%) 较低。对于汽车发动机裂解连杆, 其高强度有利于提高发动机性能和减轻质量, 而低韧性能使其在裂解过程中变形量少, 连杆与曲轴间隙较小, 进而降低发动机噪声。
图9是对高碳微合金钢拉伸试样的断口分析。由图9a和9b可以看出, 拉伸试验的断裂没有明显的颈缩现象, 试样断裂起始部位粗糙不平, 扩展部位比较平坦;放大后观察其断裂起始部位以韧窝形态的塑性特征为主, 存在少量准解理, 扩展部位是以解理特征为主 (图9c、图9d) 。
3.3 裂解性能
图10是用SEM分析高碳微合金裂解连杆的裂解断面。由图10可以看出, 其断口断面平齐, 结晶状明显, 四周无塑性变形, 呈脆性断裂, 为解理特征。裂解连杆的重要特性是裂解后变形量小, 以保证其装配精度。因此, 脆性解理断裂有利于其在裂解过程中, 不发生塑性变形, 且断口表面无掉渣。
4 结论
(1) 采用“EAF-EBT-LF-CC-CR”工艺开发的用于发动机裂解连杆的高碳微合金钢的组织是由珠光体和少量铁素体组成。钢中非金属夹杂物主要是MnS、Al2O3和CaO-Al2O3颗粒, 沉淀析出相有VC、VN、 (Mn, Cu) S等, 这些细小的沉淀相有利于细化珠光体团、减少珠光体片层间距, 提高高碳微合金钢的强度。
(2) 开发的高碳微合金钢具有高强度和低韧性, 有利于提高发动机性能、减轻质量和裂解变形量。
连杆裂解 篇3
连杆裂解 (也称“胀断”) 加工工艺作为一种新型制造技术以其较低的加工成本、良好的产品机械性能与重复定位精度被广泛应用[1]。连杆裂解加工原理是运用断裂力学的应力集中理论, 在连杆大头端预先加工初始裂纹槽, 形成应力集中源, 再在裂解装备上施加垂直于预定断裂面的载荷引裂, 从而实现连杆盖与杆的无屑断裂剖分[2,3]。连杆裂解试验表明, 裂解过程的启裂时间为毫秒量级, 属准静态断裂范围[4]。本文采用MSC.Marc对连杆裂解加工进行数值模拟分析, 以临界J积分JIC和联合强度理论的最大主应力准则作为连杆启裂的判据, 分析连杆裂纹槽启裂时的应力分布以及塑性应变场和位移场, 进而分析准静态条件下连杆裂解加工的缺陷产生原因。
1 连杆及材料性能
连杆形状及主要尺寸如图1所示, 质量0.6kg, 大头孔直径49mm, 小头孔直径23mm, 中心距149mm, 大头厚度25mm。裂纹槽张角α=90°, 槽深h=0.6mm, 槽根部曲率半径r=0.2mm, 裂纹槽长度等于连杆大头厚度。
连杆材料为高碳微合金非调质钢C70S6 (化学成分见表1) , 以热轧状态供货, 组织为珠光体。单向拉伸试验测得C70S6应力应变曲线[5] , 给出屈服强度σy 0.2=585MPa, 抗拉强度σb= 945MPa, 弹性模量E=2.1×105MPa, 泊松比υ=0.3。
在实际连杆裂解加工中, 连杆的小头端和杆部对于断裂剖分几乎没有影响, 因此在裂解过程数值分析中可不予考虑;同时因其对称性, 只需取连杆大端1/2作为数值模拟分析对象。
2 数值分析关键技术
2.1 裂纹区与非裂纹区网格划分
裂纹区为连杆受预制裂纹槽应力集中效应显著影响进而发生塑性变形的主要区域。位于裂纹槽附近的裂纹区是连杆裂解过程启裂和发生塑性变形的关键区域, 裂纹区网格划分的优劣直接影响到J积分的计算以及应力应变运算的准确性与连续性。非裂纹区为连杆主体部分, 其网格划分既要与裂纹区网格匹配, 又要避免网格过细运算繁琐。
裂纹区网格采用精度较高的八节点六面体单元, 如图2a所示;非裂纹区采用一般的四节点四面体单元, 如图2b所示。在靠近裂纹区的非裂纹区种子密集, 这是由于靠近裂纹区的连杆主体区域受裂纹区变形影响, 而远离裂纹区的部分几乎不发生塑形变形。采用MSC.Marc的GLUE功能[6]将裂纹区和非裂纹区粘结在一起, 从而实现网格的疏密过渡, 达到提高计算速度和分析精度的目的。
2.2 接触与约束处理
在接触分析中设定7个接触体, 分别为裂纹区、非裂纹区、动套、定套、动套刚性面、定套刚性面和对称面, 如图3所示。连杆主体非裂纹区与裂纹槽附近裂纹区设置为变形接触体, 动套、定套设定为各向同性弹性体, 接触关系为TOUCH。同时, 动套与动套刚性面、定套与定套刚性面采用GLUE功能粘结, 并通过在刚性面上施加载荷、推动动套和定套给连杆施加用于断裂剖分的载荷。
在约束处理中, 将连杆裂解的参考点设定在裂纹尖点, 而控制点分别设定在动套刚性面和定套刚性面上, 裂解加工的主动力以点载荷的形式施加在控制点上。其他约束为根据实际工况而设定的位移边界条件。
2.3 无应力投影功能的应用
由于连杆品种多且形状复杂, 在网格生成时一般采用半自动网格划分方法, 其大头孔内节点位置变化较大;而在大头孔内施加载荷的动套和定套形状简单, 采用网格延伸功能划分节点分布规律, 因此必然会造成二者接触边界上网格错位现象, 致使运算结果失真。为解决此问题, 采用无应力投影功能 (Project Stress-Free) 。图4为无应力投影时的数值模型放大位移图。不采用无应力投影选项会产生较大的人工应力, 将动套、定套反弹回来并与连杆大头孔脱离 (图4b放大示出动定套与连杆大头孔的间隙) , 使接触状态失真。为了消除由于接触体之间网格错位造成的人工应力, 在相对位移总量不大的前提下, 采用无应力投影功能更有利于求解出精确的运算结果[7]。
2.4 载荷工况及自适应加载步长
用增量非线性有限元分析结构在准静态载荷作用下响应时, 要以增量形式施加外载荷和力边界条件。由于整个加载历程中非线性程度的不均匀性, 有必要采用能自动确定出能够保证足够快的收敛性的较大步长的加载方式。
Auto Increment方法是分析准静态机械载荷 (包括接触) 作用下结构呈现高度几何、材料或边界条件非线性时的自适应控制的加载方法, 它可追踪出失稳的完整路径, 解决连杆裂解中的几何非线性和材料非线性问题, 准确反映连杆断裂失效的极限载荷, 因此特别适用于连杆裂解分析。
3 连杆裂解启裂分析
3.1 裂纹启裂的理论判据
临界J积分值是材料特有的用来衡量韧脆程度的力学参数。当裂尖场达到使裂纹开始扩展的临界强度时, J积分也达到其相应的临界值JIC[8,9,10], 因此临界J积分值JIC可作为连杆裂解中预制裂纹槽启裂的判据。已通过试验和数值模拟相结合给出C70S6材料临界J积分值JIC=2.88N/mm, 因此在连杆准静态裂解过程数值模拟分析中, 当模拟分析工步J积分值达到2.88N/mm时确定为裂纹槽进入启裂状态。
联合强度理论认为, 引起塑性变形和切断的原因是最大切应力, 引起正断的原因是材料中的最大拉应力[11], 由连杆裂解的实际结果可以看到连杆最终断裂为正断, 因此启裂时, 即达到临界J积分值时, 可以通过对连杆裂纹槽附近最大主应力 (即为拉应力) σmax的分布来分析连杆发生正断时各部位的应力状态。
3.2 裂纹区截面最大主应力分布
连杆的启裂发生在裂纹区, 因此只需分析启裂 (即J积分接近JIC) 时的裂纹区最大主应力状况。图5为在连杆厚度方向的上表面、中间截面和下表面裂纹区的最大主应力σmax分布云图以及相应部位的裂尖附近放大云图。图5显示了启裂时上下表面与中间截面裂纹区的σmax分布明显不同。裂纹区的σmax峰值区域位于中间截面上环绕裂纹尖点呈±45°、±135°对称分布, 其最大主应力σmax的最大值为1663MPa。
由图5可见:裂纹区上、下表面上应力峰值区均没有达到中间截面的最大主应力值, 围绕裂纹尖端分别在上、中、下表 (截) 面的一侧取节点为1～5、6～10、11～15。表2给出对应图5标示的节点的最大主应力值, 其数据表明:上、中、下表 (截) 面裂尖1、6、11节点的σmax值已超过材料屈服极限σy0.2, 接近但尚未达到材料强度极限, 而包含在应力峰值区域内的3、8、13号节点的σmax已超过材料强度极限。这说明启裂将发生在裂尖附近而非裂尖。
值得说明的是, 由于4个σmax峰值区距离裂纹尖点很近, 最远距离只有0.139mm, 因此即使在距裂尖最远位置±135°的σmax峰值区处开裂, 开裂点至裂尖只是形成宽度为0.139mm的断裂剪切唇, 仍可看作正断。因此, 采用联合强度理论的最大主应力准则来进行启裂判断是完全可行的。
3.3 厚度方向启裂点分布
图6为启裂时裂纹区σmax分布及局部放大图。由图可见:沿连杆厚度方向σmax峰值区有两处, 位于中部区域裂纹尖点两侧并分别向连杆上、下表面过渡。连杆的启裂应首先选择应力集中最严重的部位, 即中部和两个平行的高应力区, 并且伴随着从裂纹尖点附近向裂纹区以外扩展的同时, 由裂纹槽中部向裂纹区上下表面扩展。由于中部启裂点的不唯一以及裂纹扩展方向的不同, 必然存在因裂纹交汇而在断裂面形成裂解台阶, 严重时会出现裂纹分叉或爆口现象。图7给出准静态加载条件下连杆裂解照片, 可看到连杆断裂面外轮廓的台阶、裂纹分叉、爆口等缺陷。在连杆裂解加工实际生产中, 可采用“背压”加工、提高裂解的加载速度等相应措施, 加速韧-脆性转化、改善启裂点的不唯一以及分散分布的状况, 引导裂纹从单点启裂并定向扩展, 以降低裂解生产的缺陷。
3.4 整体塑性应变场及位移场
图8为启裂前等效塑性应变分布云图。由图8可见:仅裂尖附近存在塑性应变, 其等效塑性应变最大值为0.03;除裂尖外, 裂纹区大部分的塑性应变为零。这说明连杆裂解时主要发生弹性变形, 仅裂尖附近发生局部塑性变形。断裂后卸载回弹, 大头孔残留 (永久) 变形很小。
图9为启裂时连杆大头孔位移场分布云图。 缺口处的X方向位移36.84～41.58μm、Y方向位移为-13.92～6.48μm。由于裂纹区缺口附近出现局部塑性区, 将产生永久变形, 但该处在启裂时因弹塑性变形产生的X方向收缩δxep≤41.58μm, Y方向总伸长δyep≤20.4μm。其中, 与连杆主轴重合的位置Y方向位移最大, 分别为±0.16mm, 即启裂前在载荷作用下连杆大头孔Y方向最大变形量将达到0.32mm左右, 但由于塑性区仅出现在缺口附近极小的区域内, 而非裂纹区以及裂纹区大部分均处于弹性范围之内, 卸载后弹性变形可恢复, 因此利用断裂面啮合大头孔复圆后, 仅残留裂纹槽尖端塑性区的永久变形, 其残留变形量远远小于该处弹塑性变形δxep和δyep。
在连杆裂解加工中, 由于局部塑性区的存在, 连杆裂解后必然残留永久变形而呈现大头孔失圆, 因此在实际生产过程中, 需对裂解加工前后连杆大头孔直径变化量作出技术要求, 并采用扫描、三座标测量仪等进行检测, 或对裂解加工的连杆进行杆、盖合装后, 采用四点测量夹具进行大头孔椭圆度的检测。
本文对图1所示的连杆进行了准静态裂解试验。裂解后合装连杆并测量了大头孔直径的变化量:大头孔Y方向伸长20μm左右。这表明了数值模拟的准确性和有效性。考虑断裂剖分前连杆大头孔半精加工的误差, 在制订连杆裂解加工技术要求时, 一般要求轿车连杆大头孔直径变化量控制在50μm, 并利用后续精加工消除裂解变形造成的大头孔椭圆。
4 结论
(1) 在连杆准静态裂解数值模拟中, 通过对裂纹区与非裂纹区网格划分、接触定义与约束施加、无应力投影功能与自适应加载步长等一些关键技术的运用, 模拟结果很好地反映了实际工况, 提高了增量非线性有限元分析的精度和效率。
(2) 连杆裂解时表现为正断, 采用临界J积分和最大主应力准则判定数值模拟中裂纹槽的启裂合理且可行, 对于不同规格的连杆裂解均可应用, 具有广泛性。
(3) 连杆裂解启裂时的启裂点位于裂纹尖点附近而非裂纹尖点, 启裂点不唯一且沿连杆厚度方向散布, 但启裂率先发生在中部裂纹区最大主应力峰值域, 由裂纹槽中部向裂纹槽上下表面和外轮廓扩展。
(4) 裂纹槽启裂时, 仅在裂尖附近存在极小的塑性变形区, 裂纹区大部分以及非裂纹区均处于弹性变形状态。因此, 连杆裂解加工后大头孔塑性变形较小, 可通过后续精加工消除裂解加工造成的大头孔椭圆。
(5) 在准静态加载条件下连杆裂解, 由于启裂点散布以及裂纹扩展路径不同, 极易造成裂纹交汇异常, 从而导致诸如爆口、裂纹分叉, 断裂面台阶等缺陷。改变加载方式, 如裂解过程中施加“背压”或者提高加载速度, 都将对裂解加工产生很大影响, 也是进一步研究的重点。
摘要：对连杆准静态裂解进行了数值模拟分析, 对裂纹区网格划分、接触与约束处理、无应力投影功能与自适应加载步长等关键技术进行了探讨;运用临界J积分和最大主应力准则作为连杆启裂的判据, 分析了启裂时连杆应力场、塑性场及位移场, 给出启裂点的分布状况。数值分析表明:连杆裂解的塑性区只存在于裂纹区裂尖附近, 启裂点不唯一且沿连杆厚度方向散布在裂尖, 但启裂率先发生在中部裂纹区的最大主应力峰值域, 并向上下表面和外轮廓扩展。启裂点散布以及裂纹扩展路径不同极易造成裂纹交汇异常, 并导致裂解过程中的爆口、断裂面台阶等裂解缺陷。
关键词：内燃机,连杆裂解,数值模拟,裂纹区,启裂,最大主应力
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连杆裂解 篇4
众所周知, 内螺纹的加工工艺有很多种, 如车削加工、铣削加工、切削丝锥加工、挤压加工等。目前, 裂解连杆加工两螺孔螺纹的工艺还是以丝锥攻丝为主, 但此工艺一直存在螺纹中径超差、螺纹粗糙度高、攻丝排屑困难、更换丝锥频繁等问题。随着产品技术的要求越来越高, 降成本压力的加大, 具有能提高连杆螺纹质量和加工效率的挤压螺纹工艺已开始在裂解连杆中应用。
挤压加工螺纹工艺是一种先进的无屑成形技术。挤压螺纹是指挤压丝锥通过压力挤入工件之中从而在工件中占有一定空间而形成螺纹 (图1) 。也就是说, 挤压丝锥的多边形轮廓, 在恒定不变的进给率下 (每转进给率=螺距) , 通过挤压锥的引导, 逐渐旋入工件上的螺纹底孔中, 随之工件材料由弹性变形转为塑性变形。因工件材料有延展性, 随着工件材料的径向扩张, 金属材料沿着丝锥螺纹的轮廓被挤到丝锥螺纹的间隙中, 最终形成螺纹的小径和牙形。
2 挤压螺纹工艺
挤压螺纹工艺适用于低/中碳钢、铜、铝合金等塑性比较大的材料, 通常要求材料的伸长率>7%。裂解连杆材料为C70S6, 其伸长率>10%, 因此此材料适用于挤压螺纹工艺。
切削螺纹的底孔直径就是螺纹的小径, 而挤压螺纹不需要切削材料, 只需要通过材料的塑性变形来形成螺纹, 因此攻丝前的底孔直径要比螺纹小径大 (内螺纹) 。底孔直径的大小直接影响螺纹的形状 (图2) 。某一裂解连杆螺纹为M11×1.25, 图纸要求的底孔直径为Φ11.44±0.09 mm, 而查相关资料, 底孔直径应为Φ11.40 mm。结合材料和挤压丝锥情况, 通过试验并观察牙型以及测量齿高, 最终将底孔直径定为Φ10.38±0.01 mm, 并得到理想的牙型, 齿高约等于5/8全齿高, 符合螺纹的理论值。为了保证底孔的质量, 对钻头和加工设备的要求就变得非常严格, 因为普通高速钢的钻头和钻床根本无法达到这个要求。经过调研和试验, 采用硬质合金内冷阶梯钻头和内冷加工中心设备, 不仅保证了螺纹底孔、过孔直径要求, 而且还保证了螺纹孔与过孔的同轴度, 避免了连杆总成装配时由于螺纹孔同轴度超差造成的碰盖问题。
螺纹挤压成形的过程对冷却液的要求非常高, 要求其有好的润滑性、冷却性, 经试验选择了极压性高的切削油而不是水溶性切削液作为冷却液。在试验过程中发现, 使用乳化液作为冷却液进行螺纹挤压时, 挤压丝锥往往容易崩刃;而采用极压性高的切削油作为冷却液后, 由于切削油能产生更好的润滑性、抗压性和抗热性, 挤压丝锥的寿命往往提高好几倍, 并且磨损程度也远比之前小。
挤压螺纹的加工设备有多种, 如加工中心、钻床、车床、攻丝机等, 考虑到加工成本和质量稳定性, 选用数控钻比较合理。
挤压螺纹加工刀具为挤压丝锥, 冷挤压丝锥的结构与常规丝锥的结构完全不同。为了使工件材料以非常平滑而简单的方式发生变形, 刀具的横截面采用特殊的多边形轮廓。冷挤压丝锥没有槽, 因为螺纹的形成是在没有去除任何切屑的情况下实现的。这种特殊结构的优点是, 与常规丝锥相比, 冷挤压丝锥的整个刀具结构更强韧, 从而可以在不利的条件下加工。某些冷挤压丝锥具有窄窄的润滑沟槽。它们的推出是针对特定材料和深孔加工的, 在这种情况下它们可以很好地协助分配润滑液, 却不会对挤压刀具的稳定性产生任何负面影响。冷挤压丝锥及冷挤压加工的一个很大优点是, 可仅用一把刀具在各种材料中加工盲孔和通孔。由于不必采用不同的刀具, 因此降低了刀具成本。目前, 生产挤压丝锥的厂家比较多, 国产和进口的都有。经试用, 国产挤压丝锥暂时还不能满足裂解连杆材料的加工要求, 进口的如日本OSG、肯纳、钴领等的挤压丝锥质量、成本优势明显。
挤压螺纹加工参数的选取对加工的螺纹质量和挤压丝锥的寿命影响巨大。考虑到设备因素, 经试验最终确定的转速为250 r/min。
3 挤压螺纹和切削螺纹性能对比
分别用挤压和切削两种方法加工陪试螺母螺纹。螺母材料C70S6, 螺纹精度:M11×1.25-4H;陪试螺栓M12×1.25, 杆部长度62 mm, 机械性能等级12.9级。提交给工艺研究所做摩擦性能和拉伸性能对比试验, 结果如下。
(1) 摩擦性能对比 (表1)
(2) 拉伸性能对比 (表2)
注:试验螺母厚度9 mm。
从以上对比可知, 挤压螺纹的摩擦因数和强度全面优于切削螺纹。挤压螺纹的应用将有效减小应力的集中, 增强抗疲劳强度, 可以极大地降低连杆的故障率。
4 裂解连杆挤压螺纹工艺的特点
(1) 螺纹强度高。在挤压过程中, 螺纹的齿侧面很平滑, 材料纤维被连接在一起, 而不是被切断 (图3) 。材料纤维连续, 挤压螺纹加工过程中的硬化, 这两方面可以保证冷挤压加工出来的螺纹强度大大高于用常规方式加工出来的螺纹, 螺纹所能承受的有效载荷将大大提升。
(2) 表面粗糙度低。金属材料在挤压丝锥引导下的塑性变形中被不断挤压, 形成了光滑的螺纹牙型表面 (图4) 。
(3) 丝锥寿命长, 可降低加工成本。现在用的挤压丝锥加工超过2 400个孔/支, 而普通切削丝锥一般只能加工60~80个孔/支;普通丝锥25元/支, 挤压丝锥560元/支, 均为一次使用, 不进行修磨。切削螺纹和挤压螺纹单孔刀具加工成本分别为0.312 5元/条和0.233 3元/条。因此, 采用挤压丝锥加工有效地提高了生产效率和降低了刀具成本。
(4) 无切屑。挤压螺纹加工是无切屑加工, 避免了切削螺纹时排屑困难的问题。
(5) 螺纹精度高。在挤压过程中, 金属材料沿着丝锥螺纹的轮廓被挤到丝锥螺纹的间隙中, 最终形成螺纹的小径和牙形, 因此基本杜绝了由于设备工装问题造成的螺纹中径超差现象。
目前, 挤压螺纹工艺已在裂解连杆总成加工中开始应用, 加工出的产品各项性能稳定, 技术处于国内领先水平。但由于许多主机生产厂家还不了解裂解连杆和挤压螺纹加工工艺的技术原理以及其先进性、优越性, 应用还比较少。
参考文献
[1]张逸.内螺纹挤压攻丝的底径计算及加工技术[J].机械设计与制造, 2002, (1) .