韋浩，高申德，吳玉國(guó)，梅加化，時(shí)禮平,3,4

(1.安徽工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，安徽 馬鞍山 243032；2.安慶中船柴油機(jī)有限公司，安徽 安慶 246005；3.特種服役環(huán)境的智能裝備制造國(guó)際科技合作基地，安徽 馬鞍山 243032；4.特種重載機(jī)器人安徽省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 馬鞍山 243032)

軸瓦連接柴油機(jī)的曲軸和活塞，構(gòu)成曲柄滑塊機(jī)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)連桿由往復(fù)運(yùn)動(dòng)到旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的轉(zhuǎn)換。當(dāng)活塞運(yùn)動(dòng)至做功行程止點(diǎn)時(shí)，連桿處于最大壓縮狀態(tài)，載荷達(dá)到最大，從而擠壓軸瓦[1]，并使其與曲軸易發(fā)生碰撞，甚至出現(xiàn)燒瓦和抱軸現(xiàn)象，此階段柴油機(jī)最易發(fā)生故障。

針對(duì)柴油機(jī)連桿-軸瓦摩擦副接觸變形問題，文獻(xiàn)[2]利用有限元軟件模擬計(jì)算出高速發(fā)動(dòng)機(jī)連桿-軸瓦摩擦副在動(dòng)、靜載荷下的變形，結(jié)果表明隨氣缸壓力和慣性力的方向和大小的變化，連桿內(nèi)孔和軸瓦輪廓變成非圓形。文獻(xiàn)[3]以雷諾方程為基礎(chǔ),采用積分有限元法對(duì)混合軸承進(jìn)行變形計(jì)算，結(jié)果得出彈性變形和熱變形對(duì)混合軸承的承載性能有著重要的影響，且這些變形可以根據(jù)軸承聚合物層的性質(zhì)調(diào)節(jié)。文獻(xiàn)[4]在考慮軸承變形的情況下，建立了軸承過渡速度的解析模型，并與以往的數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比，表明新方法對(duì)過渡速度的預(yù)測(cè)具有良好的相關(guān)性。文獻(xiàn)[5]提出單純形優(yōu)化算法，并考察了在不同螺栓預(yù)緊力和過盈量的條件下某型號(hào)柴油機(jī)主軸承孔和主軸瓦的變形，結(jié)果表明保持橫拉螺栓預(yù)緊力不變，軸承孔的變形量隨豎拉螺栓預(yù)緊力的增大呈線性遞增，軸瓦的變形隨過盈量的增加呈線性遞增。文獻(xiàn)[6]針對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)裝配后連桿-軸瓦摩擦副產(chǎn)生異響的現(xiàn)象，在分析可能產(chǎn)生該問題原因的基礎(chǔ)上提出了抑制異響現(xiàn)象的策略為減小軸瓦半徑公差0.015 mm，壓縮曲軸半徑上偏差0.007 mm以及連桿內(nèi)孔上偏差0.002 mm。

綜上所述，減小發(fā)動(dòng)機(jī)連桿-軸瓦摩擦副的變形對(duì)于減少發(fā)動(dòng)機(jī)故障顯然有效，而不同工況參數(shù)將促使發(fā)動(dòng)機(jī)連桿-軸瓦摩擦副產(chǎn)生不同程度的接觸變形[7]。因此，本文利用ABAUQS有限元與正交試驗(yàn)相結(jié)合的方式對(duì)大端軸瓦在最大爆發(fā)壓力下的變形量進(jìn)行研究，考察螺栓預(yù)緊力、過盈量與摩擦因數(shù)對(duì)軸瓦最大接觸變形量的影響，找出最優(yōu)參數(shù)組合，以期降低軸瓦碰撞的風(fēng)險(xiǎn)。

1 連桿-軸瓦有限元模型的建立

1.1 連桿軸瓦有限元模型

運(yùn)用Solidworks軟件建立連桿-軸瓦的三維模型。為提高ABAQUS有限元軟件分析效率，取連桿厚度(xOz)方向上的對(duì)稱模型作為分析對(duì)象，并將簡(jiǎn)化后的1/2模型另存為SAT格式以便導(dǎo)入ABAQUS有限元軟件，結(jié)果如圖1所示。

圖1 1/2連桿-軸瓦有限元模型爆炸圖Fig.1 Explosive diagram of 1/2 finite element model for connecting rod-bearing bush

1.2 連桿軸瓦參數(shù)

連桿-軸瓦的幾何參數(shù)見表1，連桿組件的材料性能參數(shù)見表2。

表1 連桿-軸瓦的幾何參數(shù)Tab.2 Geometric parameters of connecting rod-bearing bush mm

表2 連桿組件的材料性能參數(shù)Tab.2 Material performance parameters of connecting rod components

1.3 連桿軸瓦網(wǎng)格劃分

連桿網(wǎng)格劃分類型為C3D8I，單元數(shù)為71 654，節(jié)點(diǎn)數(shù)為952 249；軸瓦網(wǎng)格劃分類型為C3D8I，單元數(shù)為11 000，節(jié)點(diǎn)數(shù)為145 444；螺栓網(wǎng)格劃分類型為C3D8I，單元數(shù)為12 228，節(jié)點(diǎn)數(shù)為14 586；曲柄銷網(wǎng)格劃分類型為C3D8I，單元數(shù)為23 672，節(jié)點(diǎn)數(shù)為226 736；活塞銷網(wǎng)格劃分類型為R3D4，單元數(shù)為850，節(jié)點(diǎn)數(shù)為935。整個(gè)模型的網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 連桿-軸瓦網(wǎng)格劃分Fig.2 Meshing of connecting rod-bearing bush

1.4 載荷與邊界條件的設(shè)置

1.4.1 最大爆發(fā)壓力數(shù)值的確定

柴油機(jī)連桿由于氣體燃燒的作用處于最大壓縮狀態(tài)，且連桿與軸瓦是緊配合，所以氣體爆發(fā)力通過連桿傳遞至軸瓦，使軸瓦此時(shí)的變形量達(dá)到最大，最大氣體爆發(fā)壓力為

Fg=(P-P′)πD2/4，

(1)

式中：Fg為最大氣體爆發(fā)壓力；P為缸內(nèi)氣體壓強(qiáng)，P=13.3 MPa；P′為曲軸箱壓力，一般為大氣壓力，0.1 MPa；D為氣缸直徑，D=280 mm。

1.4.2 載荷與邊界條件的設(shè)置

連桿-軸瓦xOy對(duì)稱面設(shè)置為U2=UR1=UR3=0；連桿-軸瓦yOz對(duì)稱面設(shè)置為U3=UR1=UR3=0；曲柄銷yOz對(duì)稱面設(shè)置為固定約束；活塞銷設(shè)置為U2=U3=UR1=UR2=UR3=0；其中U1,U2,U3,UR1,UR2,UR3為連桿構(gòu)件的6個(gè)自由度。載荷以集中力的形式施加于活塞銷的參考點(diǎn)(RP)，結(jié)果如圖3所示。

圖3 連桿-軸瓦有限元模型載荷與邊界條件的設(shè)置Fig.3 Setting of load and boundary conditions of finite element model of connecting rod-bearing bush

1.4.3 接觸對(duì)的定義

設(shè)置7個(gè)接觸對(duì)：螺帽與連桿蓋、螺栓與螺孔、桿蓋與桿身、軸瓦瓦背與連桿大頭孔、上軸瓦與下軸瓦、曲柄銷與軸瓦內(nèi)表面、剛體銷與連桿小頭，各接觸對(duì)之間的接觸方式設(shè)置為小滑動(dòng)接觸。由于軸瓦與連桿孔座之間的接觸面是分析重點(diǎn)，需設(shè)置不同的摩擦因數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析，其余接觸面之間比較光滑，摩擦因數(shù)均設(shè)置為0.25。

2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

2.1 單因素試驗(yàn)

2.1.1 螺栓預(yù)緊力對(duì)軸瓦最大接觸變形量的影響

采用螺栓拉伸器對(duì)連桿螺栓進(jìn)行預(yù)緊，最大預(yù)緊力為

Fm=PdS，

(2)

式中：Fm為螺栓承受的最大預(yù)緊力；Pd為螺栓拉伸器泵的壓強(qiáng)；S為液壓油缸的受力面積。由(2)式確定螺栓承受最大預(yù)緊力為680 kN。

軸瓦與連桿過盈量為0.24 mm，其接觸面之間摩擦因數(shù)為0.3，氣體爆發(fā)壓力為406 397 N的條件下，選取螺栓預(yù)緊力分別為600,640,680,700,760 kN進(jìn)行數(shù)值模擬。不同螺栓預(yù)緊力下軸瓦變形量分布區(qū)域基本一致，但軸瓦最大接觸變形量不同，故取螺栓預(yù)緊力為600，760 kN時(shí)的軸瓦變形量結(jié)果，如圖4所示。

圖4 不同螺栓預(yù)緊力下軸瓦變形量分布Fig.4 Deformation distribution of bearing bush under different bolt preloads

由圖4可知:螺栓預(yù)緊力由600 kN增大到760 kN，軸瓦最大接觸變形量由5.888×10-2mm增大到6.030×10-2mm，增加了2.4%；軸瓦最大接觸變形量出現(xiàn)在軸瓦接觸部位周圍區(qū)域，這是由于連桿大端沿豎直中心線方向產(chǎn)生收縮變形，軸瓦受到擠壓隨之產(chǎn)生變形。

螺栓預(yù)緊力與軸瓦最大接觸變形量的關(guān)系如圖5所示，螺栓預(yù)緊力與軸瓦最大接觸變形量呈正線性關(guān)系，這是由于螺栓預(yù)緊力將桿蓋與連桿主體連接，使連桿大端孔受到擠壓產(chǎn)生變形，而軸瓦緊貼連桿大端孔裝配同樣受到擠壓變形，預(yù)緊力越大產(chǎn)生的變形越大。螺栓預(yù)緊力過大會(huì)導(dǎo)致連桿螺栓疲勞失效，使軸瓦與連桿接觸條件變差，發(fā)生松動(dòng)；螺栓預(yù)緊力過小，軸瓦與連桿大頭孔之間接觸不良，甚至?xí)霈F(xiàn)間隙，導(dǎo)致熱傳遞效率變低。根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)，螺栓預(yù)緊力取640～680 kN較合適。

圖5 螺栓預(yù)緊力與軸瓦最大接觸變形量的關(guān)系Fig.5 Relationship between bolt preload and maximum contact deformation of bearing bush

2.1.2 過盈量對(duì)軸瓦最大接觸變形量的影響

在螺栓預(yù)緊力為640 kN，摩擦因數(shù)為0.3，氣體爆發(fā)壓力為406 397 N，過盈量u分別為0.20,0.22,0.24,0.26,0.28 mm的條件下進(jìn)行數(shù)值模擬。不同過盈量下軸瓦變形量分布區(qū)域基本一致，但軸瓦最大接觸變形量差異較大，故取u為0.20，0.28 mm時(shí)的軸瓦變形量結(jié)果，如圖6所示。當(dāng)u為0.20 mm時(shí)，軸瓦最大接觸變形量為4.992×10-2mm；當(dāng)u為0.28 mm時(shí)，軸瓦最大接觸變形量為6.847×10-2mm，增加了37.1%。軸瓦變形量分布區(qū)域與螺栓預(yù)緊力的軸瓦變形量分布位置基本相同。

圖6 不同過盈量時(shí)軸瓦變形量分布Fig.6 Deformation distribution of bearing bush with different interferences

過盈量與軸瓦最大接觸變形量的關(guān)系如圖7所示，軸瓦最大接觸變形量隨過盈量增大而增大，這是因?yàn)檩S瓦隨過盈量增大，等效應(yīng)力增大，軸瓦采用錫青銅材料，因受力增大易發(fā)生變形[8]。軸瓦過盈量過大會(huì)導(dǎo)致軸瓦安裝困難且工作時(shí)接觸應(yīng)力會(huì)超過軸瓦材料的屈服極限導(dǎo)致軸瓦失效；軸瓦過盈量過小會(huì)導(dǎo)致軸瓦與連桿大頭或軸瓦在孔座內(nèi)發(fā)生滑動(dòng)導(dǎo)致柴油機(jī)故障。

圖7 過盈量與軸瓦最大接觸變形量的關(guān)系Fig.7 Relationship between interference and maximum contact deformation of bearing bush

根據(jù)某柴油機(jī)部分參數(shù)在滿足軸瓦正常工作的條件下，過盈量取0.22～0.24 mm較合適。

2.1.3 摩擦因數(shù)對(duì)軸瓦變形量的影響

在螺栓預(yù)緊力為640 kN，軸瓦過盈量為0.24 mm，氣體爆發(fā)壓力為406 397 N，摩擦因數(shù)μ為0.2,0.3,0.4,0.5,0.6的條件下進(jìn)行數(shù)值模擬。不同摩擦因數(shù)下軸瓦變形量分布區(qū)域基本一致，但軸瓦最大接觸變形量有差異，故取μ為0.2，0.6時(shí)的軸瓦變形量結(jié)果，如圖8所示。當(dāng)μ為0.2時(shí)，軸瓦最大接觸變形量為5.956×10-2mm；當(dāng)μ為0.6時(shí)，軸瓦最大接觸變形量為5.885×10-2mm，降低了1.2%；軸瓦變形量分布區(qū)域與研究螺栓預(yù)緊力、過盈量的軸瓦變形量影響時(shí)分布位置基本相同。

圖8 不同摩擦因數(shù)時(shí)軸瓦變形量分布Fig.8 Deformation distribution of bearing bush with different friction coefficients

摩擦因數(shù)與軸瓦最大接觸變形量的關(guān)系如圖9所示，軸瓦最大接觸變形量隨摩擦因數(shù)增大而呈減小趨勢(shì)，當(dāng)μ為0.2～0.4時(shí)，隨摩擦因數(shù)增大，軸瓦最大接觸變形量急劇減小；當(dāng)μ為0.4～0.6時(shí)，軸瓦與連桿大頭接觸面間摩擦力增大，軸瓦瓦背各節(jié)點(diǎn)位移變小使軸瓦整體變形量減小，進(jìn)而使軸瓦最大接觸變形量的變化趨于平緩。摩擦因數(shù)過大導(dǎo)致軸瓦嚴(yán)重磨損，摩擦因數(shù)過小致使軸瓦最大接觸變形量增大，結(jié)合實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)，摩擦因數(shù)取0.4～0.5較合適。

圖9 摩擦因數(shù)與軸瓦最大接觸變形量的關(guān)系Fig.9 Relationship between friction coefficient and maximum contact deformation of bearing bush

2.2 SPSS軟件正交試驗(yàn)分析

以螺栓預(yù)緊力、過盈量、摩擦因數(shù)為考察因素，以軸瓦最大接觸變形量為考察指標(biāo)，進(jìn)行三因素三水平L9(33)正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)[9]。利用ABAQUS有限元軟件數(shù)值模擬表3中的9次試驗(yàn)方案[10]，模擬得到軸瓦最大接觸變形量見表4。

表3 軸瓦變形量有限元分析的因素水平表Tab.3 Factor level table for finite element analysis of bearing bush deformation

表4 軸瓦最大接觸變形量仿真結(jié)果Tab.4 Simulation results of maximum contact deformation of bearing bush

2.2.2 方差分析

利用SPSS軟件進(jìn)行方差分析[11]，得到的結(jié)果見表5，其中df為自由度，F(xiàn)為組間均方與組內(nèi)均方的比值，sig表示顯著性大小。

表5 單變量多因素方差分析Tab.5 Univariate multivariate analysis of variance

由于試驗(yàn)中FB>FA>FC，(FA,FB,FC分別為螺栓預(yù)緊力、過盈量、摩擦因數(shù)在表5中所對(duì)應(yīng)的F值)，則各因素對(duì)軸瓦最大接觸變形量的主次順序?yàn)锽>A>C；因素Asig=0.029<0.05、因素Bsig=0.000、因素Csig=0.325>0.050，則因素A,B均對(duì)軸瓦最大接觸變形量有顯著性影響，而因素C無顯著性影響。

單變量多因素方差分析見表6，由表可知：A1均值最小(0.058 0)，且A3>A2>A1，則判斷A1為A的最優(yōu)水平；B1均值最小(0.054 1)，且B3>B2>B1，則判斷B1為B的最優(yōu)水平；而C對(duì)軸瓦最大接觸變形量無顯著性影響，摩擦因數(shù)過大導(dǎo)致軸瓦與連桿接觸面磨損增大，為避免軸瓦損害且滿足軸瓦正常工作，摩擦因數(shù)選取水平2。由此得出各因素對(duì)軸瓦最大接觸變形量的最優(yōu)組合為A1B1C2，即螺栓預(yù)緊力為640 kN，過盈量為0.22 mm，摩擦因數(shù)為0.4。

表6 單因素統(tǒng)計(jì)量表Tab.6 Single factor statistical scale

2.3 仿真對(duì)比

在螺栓預(yù)緊力為640 kN,過盈量為0.22 mm,摩擦因數(shù)為0.4(正交試驗(yàn)選的最優(yōu)數(shù)據(jù)組合)，氣體爆發(fā)壓力為406 397 N的條件下，運(yùn)用有限元軟件ABAQUS模擬連桿極限工作狀態(tài)下軸瓦變形量，結(jié)果如圖10所示，軸瓦最大接觸變形量為5.379×10-2mm，優(yōu)化后的結(jié)果小于正交試驗(yàn)的最小值。

圖10 優(yōu)化后軸瓦變形量分布Fig.10 Deformation distribution of optimized bearing bush

3 結(jié)論

運(yùn)用ABAQUS有限元軟件對(duì)連桿-軸瓦摩擦副在最大爆發(fā)壓力下的最大接觸變形量進(jìn)行模擬，設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)并考察螺栓預(yù)緊力、過盈量、摩擦因數(shù)對(duì)軸瓦最大接觸變形量的影響，并通過SPSS軟件對(duì)目標(biāo)函數(shù)(軸瓦最大接觸變形量)進(jìn)行優(yōu)化，主要結(jié)論如下：

1)3種因素對(duì)軸瓦的最大接觸變形量均會(huì)產(chǎn)生一定的影響，影響的程度從大到小依次為過盈量、螺栓預(yù)緊力、摩擦因數(shù)。

2)過盈量和螺栓預(yù)緊力與軸瓦的最大接觸變形量基本呈正線性關(guān)系，而隨摩擦因數(shù)增大，軸瓦最大接觸變形量呈下降趨勢(shì)。

3)當(dāng)螺栓預(yù)緊力為640 kN,過盈量為0.22 mm,摩擦因數(shù)為0.4時(shí)能夠有效減小軸瓦的最大接觸變形量，最大程度降低軸瓦碰撞的概率。