基于瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)的航空活塞發(fā)動(dòng)機連桿修理檢測區域劃分

第27卷第2期燃氣渦輪試驗與研究Vol 27. No. 22014年4月Gas Turbine Experiment and Researck基于瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)的航空活塞發(fā)動(dòng)機連桿修理檢測區域劃分丁發(fā)軍,魏武國.中國民用航空飛行學(xué)院飛機修理廠(chǎng),四川廣漢6183072.中國民用航空飛行學(xué)院航空工程學(xué)院,四川廣漢618307)摘要:基于瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)基本理論,選取 Lycoming航空活塞發(fā)動(dòng)機的普通連桿為分析對象,在通用有限元軟件中建立其三維有限元模型?？紤]在發(fā)動(dòng)機額定轉速工況下,連桿在壓縮行程末期、膨脹行程初期氣缸內氣體壓力作用下的動(dòng)力學(xué)響應。分析發(fā)現:在所有載荷步下,最大等效應力和應變均出現在桿身和小頭的過(guò)渡區域,且與缸內氣體峰值壓力同時(shí)出現;獲得的最大等效應力隨時(shí)間的變化曲線(xiàn),可為預估連桿疲勞壽命、提高連桿疲勞可靠性提供數值依據;結合等效應力應變云圖,劃分出的連桿應力集中的危險區域,為修理前檢測的重點(diǎn)區域。關(guān)鍵詞:航空活塞發(fā)動(dòng)機;連杄;瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析;有限元;等效應力應變;檢測區域中圖分類(lèi)號:V234文獻標識碼:A文章編號:1672-2620(2014)02-0025-05Repair and Detection Area Dipartition of Aviation Piston EngineConnecting Rod Based on Transient Dynamic AnalysisDING Fa-jun, WEI Wu-guo(1. Aircraft Repair Overhaul Plant, CAFUC, Guanghan 618307, China;2. Aviation Engineering Institute, CAFUC, Guanghan 618307, China)Abstract: Based on the basic theory of transient dynamics, a general connecting rod from a Lycoming piston engine had been taken as analysis object, and a three-dimensional finite element model of the rod wasestablished in general finite element software according to initial design parameters. And then, the dynamicresponse of the rod to gas pressure in cylinder during final phase of compression stroke and initial phase ofexpansion stroke under engines rated speed conditions had been analyzed. Simulation results show that themaximum equivalent stress occurs at the transition zone between shaft and little head in all load steps, andwith the appearance of gas peak pressure in cylinder at the same time. And the maximum equivalent stressversus time curve was obtained, which provided numerical basis for estimating fatigue life and improving fatigue reliability of the rod Finally, hazardous areas of the rod had been identified according to equivalentstress and strain contours, and become the key areas of detection before repairKey words: aviation piston engine; connecting rod; transient dynamic analysis; finite elementequivalent stress and strain; detection area1引言易引起連桿疲勞破壞。文獻[1]、[2]基于活塞發(fā)動(dòng)機連桿是活塞發(fā)動(dòng)機曲拐機構的重要連接件,工連桿故障統計數據,深入研究了連桿的失效規律和作中受力復雜,承受著(zhù)急劇變化的動(dòng)載荷括活塞機理,證明疲勞是連桿斷裂的主要原因。傳來(lái)的氣體壓力、往復運動(dòng)質(zhì)量慣性力及擺動(dòng)運動(dòng)目前,國內關(guān)于航空活塞發(fā)動(dòng)機連桿疲勞失效質(zhì)量慣性力)。這些載荷的大小和方向周期性變化,的文獻較少,較多文獻集中在車(chē)用活塞發(fā)動(dòng)機連桿失效問(wèn)題上。文獻[8在分析連桿失效的內在機收稿日期:2013-12-04;修回日期:2014-04-10作者簡(jiǎn)介:丁發(fā)軍(1973-),男,四川廣漢人,高級工程師,碩士,主要從事航空器維修與適航、可靠性管理,航空活塞發(fā)動(dòng)機及其部件維修、故障診斷與狀態(tài)監控等方面的研究。燃氣渦輪試驗與研究第27卷理時(shí),利用 Paris公式簡(jiǎn)單估算了失效連桿的疲勞壽式中:6a為 Newmark積分參數,△t為時(shí)間間隔。命;文獻[9從表面工藝和力學(xué)角度討論了連桿疲勞根據方程(1),tn+時(shí)刻的平衡方程為失效的影響因素,并基于S-N法、 Goodman平均應力Mln}+C1n+區K]1n,}={F"}(4)修正及 Miner線(xiàn)性累積損傷理論,估算了連桿在為求解un1,將方程(2)、(3代入方程(4中,得到近似正弦載荷下的疲勞壽命。以上分析基本都忽略了連桿實(shí)際受載情況,特別是活塞發(fā)動(dòng)機每一工作(aol]+a, [C]+[K Dun+1=F.循環(huán),氣缸內燃氣壓力對連桿造成的沖擊影響。在[MAo(un )+a2(i, )+a,(i,)連續進(jìn)行進(jìn)氣、壓縮、膨脹、排氣四個(gè)行程時(shí),氣缸中C1a,un )+au)as(i)的燃氣壓力不斷隨曲軸轉角變化,通過(guò)活塞作用在式中連桿上就形成了一個(gè)具有固定周期(固定轉速)連續變化的載荷譜,對連桿的疲勞壽命起決定作用航空活塞發(fā)動(dòng)機作為大部分通用飛機的動(dòng)力裝利用方程(5)求出tn時(shí)刻的位移{un}后,就可置,其連桿結構更輕。為保證飛行安全,適航當局對連桿等受力關(guān)鍵件的可靠性有著(zhù)嚴格的適航要求。利用方程2)、(3)求出tn+時(shí)刻的加速度{n,}和速度一方面,航空活塞發(fā)動(dòng)機仍采用定時(shí)下發(fā)策略,部分{n}零件存在不到壽換件的情況。為節省維護費用,需根據 Zienkiewicz的理論,利用方程(2)和(3)得到過(guò)渡到視情下發(fā)策略上來(lái),有必要對受力關(guān)鍵件如的 Newmark求解方法的無(wú)條件穩定必須滿(mǎn)足連桿的疲勞壽命進(jìn)行估算。另一方面,發(fā)動(dòng)機大修α≥1(1+8),8≥1,1時(shí),對連桿表面狀況進(jìn)行檢查,對防止連桿疲勞斷裂222++a×>0Newmark參數可根據下式輸入也具有重要意義。但發(fā)動(dòng)機廠(chǎng)家目前提供的資料中,沒(méi)有連桿表面質(zhì)量檢查區域的規定。a=1(1+y)本文基于瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)理論,對航空活塞發(fā)動(dòng)機式中:y為振幅衰減因子。由式(6和式(7)可知,只要連桿在燃氣壓力作用下的動(dòng)力學(xué)響應進(jìn)行分析,以y≥0,求解就是穩定的。期得到準確的應力時(shí)間歷程,為準確預估連桿的疲2.2有限元分析模型的建立勞壽命提供數值依據;同時(shí)確定岀連桿受力的薄弱選取通航領(lǐng)域使用較多的某型 Lycoming水平環(huán)節,以便最終制定科學(xué)合理的檢測修理策略。對置型發(fā)動(dòng)機的普通連桿為分析對象,主要考慮壓縮行程末期、膨脹行程初期,上死點(diǎn)前后氣缸中氣體2連桿瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)的有限元分析方法壓力對連桿受載的影響,并在通用有限元軟件AN2.1瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析基本理論SYS Workbench13.0中進(jìn)行瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析。對于線(xiàn)性結構的瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)平衡方程(1),可使連桿有限元建模分兩步進(jìn)行:首先根據圖1中用 Newmark積分法求解。的初始設計參數建立實(shí)體模型,在不影響計算精度}+Ca}+k]an}={F"}1)的情況下,忽略連桿小頭和大頭襯套,大頭端孟,螺式中:[M]為系統質(zhì)量矩陣,C]為系統阻尼矩陣,[K為系統剛度矩陣,{F}為外力函數向量,為節點(diǎn)位移向量,{i}為節點(diǎn)速度向量,{i}為節點(diǎn)加速度向SECTION A-A量171.5Newmark方法使用有限差分法,在一個(gè)時(shí)間間隔內有{n}={a}+[-6){an}+6{n1△n,=+1+[-a)1+a1圖1連桿幾何尺寸(單位:mm)Fig 1 Dimension of the rod(Unit: mm第2期丁發(fā)軍等:基于瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)的航空活塞發(fā)動(dòng)機連桿修理檢測區域劃分栓,簡(jiǎn)化分析模型;然后建立三維有限元模型。取連在上死點(diǎn)前20°時(shí),缸內氣體壓力開(kāi)始急劇攀升;上桿材料為40 CrMnMo,采用三維10節點(diǎn)高階四面死點(diǎn)后曲軸轉角15°位置為峰值壓力點(diǎn),缸內氣體壓體單元 Solid187和三維20節點(diǎn)高階六面體單元Sol-力峰值達到3.923MPa;從峰值時(shí)刻往后,氣體壓力id186混合劃分網(wǎng)格,單元尺寸取4mm;材料常數及又開(kāi)始急劇下降有限元模型參數見(jiàn)表1。邊界條件設置:連桿在工選取該型發(fā)動(dòng)機連桿在額定轉速2400r/min作中主要受壓應力作用,在大頭孔內表面施加固定時(shí),壓縮行程末期(上死點(diǎn)前20°)至膨脹行程初期(上約束,在小頭圓心指向大頭圓心方向上設定周期載死點(diǎn)后30)的曲軸轉角范圍,缸內氣體壓力通過(guò)活荷。連桿的有限元模型如圖2所示。塞對連桿的動(dòng)力學(xué)激勵為求解對象。每隔5°曲軸轉表1材料常數及有限元模型參數角取1個(gè),共計11個(gè)載荷計算點(diǎn),如表2所示。表Table 1 Material property and finite element model parameters中,上死點(diǎn)前曲軸轉角為負,上死點(diǎn)后曲軸轉角為正。由于該段曲軸轉角范圍內連桿受載的變化最劇材料常有限元模型參數烈,計算分析此段曲軸轉角范圍內連桿應力與變形彈性模盛泊松比密度/(km)抗拉強度屈服強單元數目節點(diǎn)數目的分布規律,能在一定程度上反映連桿在動(dòng)載下的GPaMPH /MPa2100.37800>850>6502243639215工作狀況表2載荷計算點(diǎn)Table 2 Computational load-10O上死點(diǎn))p/MPa0.7350.83409321,0791.2261.7161015(峰值壓力)a3.4323.923,20.22圖2連桿的有限元模型312載荷步設置Fig 2 Finite element grid of the rod為對連桿進(jìn)行瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析,需將表2中缸內氣體壓力隨曲軸轉角的變化轉換為連桿受力隨時(shí)3連桿的瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析間的變化,即連桿的載荷步與載荷值。取曲軸轉速為額定轉速2400r/min,設曲軸轉3.1計算工況選擇及載荷步設置角等于-20°時(shí)為初始時(shí)刻t=0,曲軸每轉過(guò)5°需要時(shí)3.1.1計算工況選擇間0.347ms(即△t=0.347ms),可依次算出11個(gè)載荷該型發(fā)動(dòng)機為自然吸氣式發(fā)動(dòng)機,提前點(diǎn)火的計算點(diǎn)所對應的載荷步時(shí)刻,如表3所示。曲軸轉角為20°。當在額定轉速2400rmin時(shí),缸內氣體壓力p隨曲軸轉角的變化曲線(xiàn)如圖3所示。表3載荷步與載荷值Table 3 Load steps and load values03.432載荷P2N1133-12419-143632.942間/ms1.389(上死點(diǎn))1.7362.0832.431峰值壓力2.452載荷pN16315850-457535239寸間ms2.77833.472147I載荷p,N-4859143480-396790.980.490單個(gè)氣缸中的曲拐機構組件,在上死點(diǎn)前后附上死點(diǎn)0.0近時(shí)的受力如圖4所示2。根據 Lycoming發(fā)動(dòng)機資料31,取曲臂半徑R=55.5625mm,連桿小頭圓心到圖3缸內氣體壓力隨曲軸轉角的變化大頭圓心距離L=171.5000mm,活塞頂面直徑D=Fig 3 Gas pressure vs. crank shaft turn angle130.1750mm。在表2中各曲軸轉角下,首先將已知燃氣渦輪試驗與研究第27卷的缸內氣體壓力乘以活塞頂面積,計算出作用在活N塞頂的氣體作用力;然后進(jìn)行如圖4的受力分析,并利用三角函數公式,得到連桿在各曲軸轉角下(對應各載荷步時(shí)刻)的載荷值,如表3所示,載荷為負表示連桿受壓。上死上死點(diǎn)-4(a)等效應力云圖下死點(diǎn)7圖4上死點(diǎn)前后曲拐機構組件受力示意圖Fig, 4 Force anad top dead center(b)等效應變云圖3.2計算結果分析圖6連桿在峰值壓力點(diǎn)時(shí)的應力應變分布有限元計算分析發(fā)現,在所有載荷步下,最大等Fig6 Stress and strain distribution of the rod when(=2.431m效應力和應變均出現在桿身與小頭的過(guò)渡區域,且死點(diǎn)和缸內氣體出現峰值壓力時(shí)的等效應力應變云應力集中比較嚴重。圖5、圖6分別示出了連桿在上圖?？梢?jiàn),當曲拐機構運動(dòng)到壓縮行程末期上死點(diǎn)時(shí),等效應力和應變均不是最大值;最大值出現在曲軸運動(dòng)到上死點(diǎn)后峰值壓力點(diǎn)時(shí),此時(shí)的最大等效應力達32568MPa,但小于連桿材料的屈服強度,因此連桿不會(huì )發(fā)生靜載塑性變形連桿在各載荷步下的最大等效應力隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)如圖7所示?？梢?jiàn),其與氣缸內氣體壓力隨曲軸轉角的變化曲線(xiàn)類(lèi)似。在整個(gè)加載過(guò)程中,當氣缸內氣體壓力增加到峰值壓力時(shí),桿身與小頭的過(guò)渡區域同時(shí)出現最大等效應力。本曲線(xiàn)可為準確)等效應力云圖預估連桿的疲勞壽命、分析連桿疲勞可靠性提供數值依據271.89218.10l64.3l10.5256.732(b)等效應變云圖3.472t/ms圖5連桿在上死點(diǎn)時(shí)的應力應變分布圖7最大等效應力隨時(shí)間的變化ig. 5 Stress and strain distribution of the rod when t=1. 389 msF第2期丁發(fā)軍等:基于瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)的航空活塞發(fā)動(dòng)機連桿修理檢測區域劃分3.3修理檢測區域劃分空活塞發(fā)動(dòng)機的普通連桿為分析對象,在通用有限根據圖5、圖6的等效應力應變云圖,結合連桿元軟件中建立起連桿的三維有限元模型。在發(fā)動(dòng)技術(shù)條件,可確定桿身和小頭的過(guò)渡區域為危險區機額定轉速工況下,考慮連桿在缸內氣體壓力作用域,如圖8所示。圖中紅色區域為修理前檢測的重下的動(dòng)力學(xué)響應,經(jīng)仿真分析得到以下結論:點(diǎn)區域,不允許有任何腐蝕及損傷坑點(diǎn),否則連桿1)工作中,受缸內氣體壓力作用,最大等效必須報廢。而杄身的大部分區域確定為可修理區應力和應變出現在桿身與小頭的過(guò)渡區域,且最大域,允許一定程度的損傷。等效應力和缸內氣體峰值壓力同時(shí)出現。(2)計算得到的連桿最大等效應力隨時(shí)間的變化曲線(xiàn),為預估連桿疲勞壽命、提高疲勞可靠性提供了數值依據。(3)結合計算結果,劃分出連桿的危險區域和可修理區域,為制定連桿修理標準打下了基礎。參考文獻圖8連桿應力集中的危險區域(紅色區域)王銀燕,張鵬奇,王善.柴油機連桿桿身疲勞強度可Fig 8 The stress concentration area of connecting rod (red靠性分析[哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報,2001,221):67-2]古瑩奎,唐淑云,周志博.車(chē)用發(fā)動(dòng)機連桿的失效分析另外,連桿在發(fā)動(dòng)機工作中除了承受高頻交變機械科學(xué)與技術(shù),2011,302):256-25應力外,還要承受沖擊載荷、熱循環(huán)載荷作用,極易阝3]陸有,呂曉霞,安健,等.汽車(chē)連桿失效分析汽導致連桿彎曲變形和扭曲變形。如果其變形超過(guò)車(chē)工藝與材料,2003,3:31-32定極限,則連桿只能報廢,不能采取校正的辦法4葉明.柴油機連桿斷裂失效分析熱處理,2002,17修復。在發(fā)動(dòng)機翻修時(shí),般采用圖9所示的平行度和垂直度檢查方法,來(lái)檢測連桿的彎曲變形和扭5高學(xué)敏,于志偉,許曉磊42CMoA鋼連桿斷裂失效分曲變形。析J金屬熱處理,2008,335):100-1016朱紅娟.16V280ZJ型柴油機連桿斷裂失效分析J內燃機車(chē),2008,7:34-367]王榮濱.連桿失效分析與影響調質(zhì)鋼力學(xué)性能的因素熱加工工藝,2006,35(12):73-758]張進(jìn),趙曉博,陶世杰,等.發(fā)動(dòng)機連桿失效分析鑄造設備與工藝,2010,4:394219]吳波,譚建松,胡定云,等.柴油機連桿疲勞失效的影響因素分析[機械制造,2010,48(9):60-62.I溫秉權,王賓,路學(xué)成,等.金屬材料手冊M!北京電子工業(yè)出版社,2009圖9連桿的平行度和垂直度檢查!]徐燕茹.基于有限元法的柴油機連桿動(dòng)力學(xué)響應分析與研究[D太原:中北大學(xué),2012Fig9 Checking the parallelism and perpendicularity2唐慶如.活塞發(fā)動(dòng)機[M北京:兵器工業(yè)出版社,2007[13 Textron Lycoming Engine Overhaul Manual 60294-7MI4結論2013.基于瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)基本理論,以某型 Lycoming航1411cextron Lycoming Engine Operators Manual 60297-12[M.2013.