船舶柴油机气缸套裂纹的研究
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(武汉交通科技大学动力与环境工程学院 武汉 430063)
摘要: 为解决某大型船舶柴油机气缸套裂纹故障问题, 利用着色探伤、电子显微镜扫描、能谱分析、 化学成分分析等方法对其裂纹进行了研究分析; 并利用实船测试、有限元分析等方法对该型缸套 的温度分布状况、应力状况, 进行了研究分析. 确定了缸套开裂的基本原因. 关键词: 柴油机气缸套; 裂纹; 微观形貌; 温度分布; 应力状况 中图法分类号: U 664112111
Ρc = 69. 0 M Pa
缸套材料实测的抗拉强度 Ρb = 207 M Pa; 疲 劳强度 Ρr= 0. 4 Ρb = 82. 8 M Pa, 一般不会发生拉 伸断裂或疲劳损坏.
312 稳定热应力
柴油机冷态时, 缸套各部位温度低且一致. 而
当柴油机发动并带上负荷后, 缸套不同部位的温
度有不同程度的升高, 由此产生不同程度的热膨
上述这些因素, 均会使疲劳强度降低, 导致疲 劳裂纹早期产生, 加速疲劳破坏.
2 缸套温度状况分析
图 2 缸套内壁的表面网状裂纹
缸套开裂的最终原因是应力状况, 而应力状 况又与温度状况有关. 因此需要了解缸套的温度 状况.
实船测量了 19 种工况下缸套的温度分布[4], 以此为基础, 用有限元法算得缸套的整个温度场. 对有些无法实船测量缸套温度的工况, 通过有限 元法计算得到缸套相应的温度场. 211 缸套温度分布的实船测试及其分析
除主裂纹向上扩展到缸套顶部外, 在缸套顶 部、上部孔口锥面和主裂纹周围以外的其余部分 均未发现可见的网状裂纹及其它损伤. 112 裂纹断口形态
缸套主裂纹断口 (图 1) 可看到弧形贝纹线, 贝纹线是疲劳断裂的典型形貌, 其中心即为主裂
α 收稿日期: 2000 01 07 张敬国: 男, 54 岁, 副教授
1 在不同测点要高出 27～ 36 M Pa) ; 缸套局部过
热区热应力远大于其它部分 (工况 7 时, 可高出
12 M Pa); 冷却水套及缸套的改进措施可以有效
地改善热应力状况.
313 波动热应力
柴油机运转时, 气缸内气体的温度呈现循环
规则的变动, 缸套内壁面也发生一定的温度波动,
这是只涉及进入燃烧室壁面不深的温度波动, 在
纹源 (图中箭头所指). 因此, 缸套裂纹的性质可确 定为疲劳裂纹, 所解剖的两只缸套的三条主裂纹 疲劳裂纹源的位置离缸套顶部平台 30～ 45 mm 处.
图 1 主裂纹断口形貌
从宏观上看, 网状裂纹主要集中在主裂纹附 近, 尤其在主裂纹附近网状裂纹很深. 在缸套内壁 产生网状裂纹是典型的热疲劳所致, 并成为主裂 纹疲劳扩展的起源, 当网状裂纹自身合并成较长 的裂纹时, 即成为主疲劳裂纹源.
主疲劳裂纹由内壁向外扩展, 同时也沿轴向 延伸. 由于缸套内壁网状裂纹的诱导, 使主疲劳裂 纹在轴向扩展速度加快, 因此贝纹线在轴线方向 的间距不断加大. 从裂纹断口侧面看到的主裂纹 扩展路线弯弯曲曲的形态, 表明了网状裂纹对主 疲劳裂纹扩展的诱导作用.
主裂纹断口上的微观形态均为脆性断裂形 貌, 存在着疲劳纹, 是疲劳破坏造成的典型微观形 貌. 另外, 通过 X 射线能谱分析发现主裂纹断面
图 6 工况 7 的温度分布
212 虚拟工况的缸套温度状况分析 柴油机有些工况和工作条件是与缸套开裂有
关的, 但无法实际运行测量缸套温度, 因此设计了 若干与此有关的虚拟工况与工作条件, 用有限元
图 7 气缸套温度分布等值线图
表 2 柴油机虚拟工况的气缸套等温线值
℃
图 7 中 转速 标号 r·m in- 1
应力有一定程度减小. 但当柴油机停止运转后, 因
前阶段的蠕变作用而使缸套产生较大的拉应力.
这样, 柴油机每开车、停车一次, 就会在内壁产生
一次压—拉应力循环, 这是一种低频的应力循环,
也会使材料发生疲劳损坏.
根据温度分布数据, 对实船测试工况和虚拟
工况下缸套的热应力用有限元及有限差分分析表
明: 柴油机过载时缸套热应力较大 (工况 7 比工况
缸套内壁表面产生高频的波动热应力. 波动热应
力本身不是很高, 但与稳定热应力叠加在一起, 也
可能使材料发生高频热疲劳, 加速和加强蠕变, 导
致缸套内表面的薄层内产生网状裂纹, 导致材料
的疲劳破坏.
波动热应力的计算是基于热膨胀应变值与机
械应变值之和为零这一假设得出, 其表达式为:
Ρ=
E Α∃ t 1- Λ
部分虚拟工况时的缸套温度场见图 7, 对应 等温线值见表 2.
虚拟工况的缸套温度分析可知: 冷却水套的 结构改进, 冷却水流动状况的改善, 气缸套上部锥 口结构的改进, 均可有效改善气缸套温度状况; 冷 却水进出口温度降低, 气缸套内外壁温度也降低, 但温差变大, 反之亦相反; 冷却水流量减小, 则气 缸套内外壁温度会增高, 温差也增大; V IT 失灵, 则气缸套内壁上部温度升高; 内外壁温差增大.
a) 90
b)
功率 kW
4 926
说 明
等温线值
最高 1
2
3
4
5
6
7Leabharlann 缸套上部锥口与试验缸套 略有不同的其它缸缸套 34516 30816 27117 23417 19718 16018 12319 8619
冷却水套 —— 冷却水流动 状况改进 31611 28310 24919 21617 18316 15014 11713 8411
第 24 卷 第 2 期 2000 年 4 月
武汉交通科技大学学报 Jou rna l of W uhan T ran spo rta t ion U n iversity
V o l. 24 N o. 2 A p ril 2000
船舶柴油机气缸α 套裂纹的研究
张敬国 崔可润 龚齐清 陈雁荡 肖金生 朱国伟
最低 5015 5110
3 缸套应力状态分析
311 脉动机械应力 这是由于在柴油机运转时, 气缸内循环作功
的气体压力作用在缸套上产生的机械应力. 因气 体压力是循环周期变化的, 此应力为高频脉动性
质, 是拉应力. 脉动机械应力的作用, 会使材料发
生疲劳损坏, 还会加剧稳定热应力作用下发生的
蠕变, 加大柴油机停车后形成的拉应力.
采用自制的热电偶温度传感器, 在船舶实际 航行时测量气缸套的温度. 温度测点共布置 31 个. 在对应于开裂缸套裂纹处内外壁集中布置 15 个测点. 部分测试工况列于表 1, 其对应实测温度 分布如图 4、图 5 所示.
图 3 网状裂纹的扩展
通过扫描电镜进行微观观察, 可以看到: 1) 缸套内壁的表面裂纹, 基本上呈现大小不 一 的 等 轴 多 边 形, 构 成 网 状, 平 均 直 径 1～ 115 mm , 这种网状是热疲劳产生的典型形态. 2) 网状裂纹沿共晶团周界上的磷、硫共晶体 界面扩展, 或穿过磷共晶体, 或沿石墨片边界扩 展. 3) 从网状裂纹剖面上看到, 裂纹起于缸套内 壁表面, 断面的表面光滑平齐, 裂纹两面不吻合, 张开呈现三角形, 向内延伸很快变细, 延伸深度约
式中: E ——弹性模量,M Pa;
Α——线膨胀系数, 1 ℃; ∃ t——循环内各瞬时的温度波动值, ℃; Λ—— 泊松比. 在 6 种实船测试的稳定工况中, 计算所得的 缸套内表面的波动热应力的幅值在 30～ 60 M Pa 之间. 超载的 7 工况的波动热应力幅值比船舶现行 最大负荷的 1 工况时高出 40◊ , 这说明超载时气 缸套承受的高频热负荷是非常严重的.
4 结 论
综合上述各项分析研究, 可以得到如下结论: 1) 缸套裂纹是由热疲劳所致, 主裂纹周围的 网状裂纹属高频热疲劳裂纹, 主裂纹属低频热疲 劳裂纹, 网状裂纹对主疲劳裂纹的扩展起着诱导 作用, 成为主裂纹疲劳扩展的起源. 2) 所研究的缸套开裂的诸多原因中, 最主要 的是缸套在排气道侧的燃油喷束所对区域局部严 重过热, 产生较大的热应力, 故主裂纹大都发生在 这一部位. 3) 缸套材料成分不合理、显微组织不良和铸 造等方面的缺陷, 会使缸套材料抗拉强度偏低, 疲 劳强度也相应降低, 导致疲劳裂纹早期产生, 加速 疲劳破坏. 4) 防止缸套裂纹须从材料质量、相关零部件 结构及使用管理等方面采取措施.
裂纹为 1～ 2 条 (多数为 1 条) 从缸套顶向下 延伸的纵向主裂纹和其周围的网状细裂纹. 主裂 纹在缸套顶部张开 1～ 115 mm , 长度 115～ 600 mm 不等.
主裂纹首先在缸套内壁产生, 然后向外扩展, 有的缸套已裂穿, 有的尚未裂穿. 主裂纹在缸套内 壁弯弯曲曲延伸, 到达缸套外壁处则变为较平直 的延伸, 在内壁和外壁延伸的长度大致相同. 裂纹 发生在缸套上部燃烧室壁部分, 网状裂纹在从缸 套顶部向下 100 mm 左右、主裂纹的两侧, 主裂纹 和网状裂纹在喷油器油束对应的范围内.
015 mm. 4) 在网状裂纹断面上发现疲劳纹的痕迹, 以
及在交变应力作用下, 反复摩擦所留下的擦伤划 痕群. 113 缸套材料质量分析
开裂缸套材料的化学成分分析表明, 其含碳 量较低, 碳硅当量亦低. 对其材料的显微组织分析 表明, 其石墨分布形状欠佳, 共晶团尺寸过大. 对 其材料的力学性能检测试验表明, 其抗拉强度偏 低. 另外, 从断面 (图 1) 上可见到许多形状不规
胀, 并相互制约而产生热应力, 即稳定热应力. 缸
套内壁在高温燃气作用下温度高, 迫使缸套沿周
向膨胀; 缸套外壁有冷却水冷却, 温度低, 周向膨
胀小得多; 缸套内、外壁面相互约束, 不能自由膨
胀, 从而产生热应力; 内壁面为较大的周向压应
力, 外壁面则为拉应力. 内壁面在高温持久作用和
大的周向压应力作用下, 材料发生蠕变, 使周向压
·156·
武汉交通科技大学学报
2000 年 第 24 卷
上 S 和 Si 含量偏高, 特别是 S 含量高出缸套材料 平均含量的 3～ 4 倍, 这是高温腐蚀物在断面上的 沉积或渗入材料基体引起的.
摘要: 为解决某大型船舶柴油机气缸套裂纹故障问题, 利用着色探伤、电子显微镜扫描、能谱分析、 化学成分分析等方法对其裂纹进行了研究分析; 并利用实船测试、有限元分析等方法对该型缸套 的温度分布状况、应力状况, 进行了研究分析. 确定了缸套开裂的基本原因. 关键词: 柴油机气缸套; 裂纹; 微观形貌; 温度分布; 应力状况 中图法分类号: U 664112111
Ρc = 69. 0 M Pa
缸套材料实测的抗拉强度 Ρb = 207 M Pa; 疲 劳强度 Ρr= 0. 4 Ρb = 82. 8 M Pa, 一般不会发生拉 伸断裂或疲劳损坏.
312 稳定热应力
柴油机冷态时, 缸套各部位温度低且一致. 而
当柴油机发动并带上负荷后, 缸套不同部位的温
度有不同程度的升高, 由此产生不同程度的热膨
上述这些因素, 均会使疲劳强度降低, 导致疲 劳裂纹早期产生, 加速疲劳破坏.
2 缸套温度状况分析
图 2 缸套内壁的表面网状裂纹
缸套开裂的最终原因是应力状况, 而应力状 况又与温度状况有关. 因此需要了解缸套的温度 状况.
实船测量了 19 种工况下缸套的温度分布[4], 以此为基础, 用有限元法算得缸套的整个温度场. 对有些无法实船测量缸套温度的工况, 通过有限 元法计算得到缸套相应的温度场. 211 缸套温度分布的实船测试及其分析
除主裂纹向上扩展到缸套顶部外, 在缸套顶 部、上部孔口锥面和主裂纹周围以外的其余部分 均未发现可见的网状裂纹及其它损伤. 112 裂纹断口形态
缸套主裂纹断口 (图 1) 可看到弧形贝纹线, 贝纹线是疲劳断裂的典型形貌, 其中心即为主裂
α 收稿日期: 2000 01 07 张敬国: 男, 54 岁, 副教授
1 在不同测点要高出 27～ 36 M Pa) ; 缸套局部过
热区热应力远大于其它部分 (工况 7 时, 可高出
12 M Pa); 冷却水套及缸套的改进措施可以有效
地改善热应力状况.
313 波动热应力
柴油机运转时, 气缸内气体的温度呈现循环
规则的变动, 缸套内壁面也发生一定的温度波动,
这是只涉及进入燃烧室壁面不深的温度波动, 在
纹源 (图中箭头所指). 因此, 缸套裂纹的性质可确 定为疲劳裂纹, 所解剖的两只缸套的三条主裂纹 疲劳裂纹源的位置离缸套顶部平台 30～ 45 mm 处.
图 1 主裂纹断口形貌
从宏观上看, 网状裂纹主要集中在主裂纹附 近, 尤其在主裂纹附近网状裂纹很深. 在缸套内壁 产生网状裂纹是典型的热疲劳所致, 并成为主裂 纹疲劳扩展的起源, 当网状裂纹自身合并成较长 的裂纹时, 即成为主疲劳裂纹源.
主疲劳裂纹由内壁向外扩展, 同时也沿轴向 延伸. 由于缸套内壁网状裂纹的诱导, 使主疲劳裂 纹在轴向扩展速度加快, 因此贝纹线在轴线方向 的间距不断加大. 从裂纹断口侧面看到的主裂纹 扩展路线弯弯曲曲的形态, 表明了网状裂纹对主 疲劳裂纹扩展的诱导作用.
主裂纹断口上的微观形态均为脆性断裂形 貌, 存在着疲劳纹, 是疲劳破坏造成的典型微观形 貌. 另外, 通过 X 射线能谱分析发现主裂纹断面
图 6 工况 7 的温度分布
212 虚拟工况的缸套温度状况分析 柴油机有些工况和工作条件是与缸套开裂有
关的, 但无法实际运行测量缸套温度, 因此设计了 若干与此有关的虚拟工况与工作条件, 用有限元
图 7 气缸套温度分布等值线图
表 2 柴油机虚拟工况的气缸套等温线值
℃
图 7 中 转速 标号 r·m in- 1
应力有一定程度减小. 但当柴油机停止运转后, 因
前阶段的蠕变作用而使缸套产生较大的拉应力.
这样, 柴油机每开车、停车一次, 就会在内壁产生
一次压—拉应力循环, 这是一种低频的应力循环,
也会使材料发生疲劳损坏.
根据温度分布数据, 对实船测试工况和虚拟
工况下缸套的热应力用有限元及有限差分分析表
明: 柴油机过载时缸套热应力较大 (工况 7 比工况
缸套内壁表面产生高频的波动热应力. 波动热应
力本身不是很高, 但与稳定热应力叠加在一起, 也
可能使材料发生高频热疲劳, 加速和加强蠕变, 导
致缸套内表面的薄层内产生网状裂纹, 导致材料
的疲劳破坏.
波动热应力的计算是基于热膨胀应变值与机
械应变值之和为零这一假设得出, 其表达式为:
Ρ=
E Α∃ t 1- Λ
部分虚拟工况时的缸套温度场见图 7, 对应 等温线值见表 2.
虚拟工况的缸套温度分析可知: 冷却水套的 结构改进, 冷却水流动状况的改善, 气缸套上部锥 口结构的改进, 均可有效改善气缸套温度状况; 冷 却水进出口温度降低, 气缸套内外壁温度也降低, 但温差变大, 反之亦相反; 冷却水流量减小, 则气 缸套内外壁温度会增高, 温差也增大; V IT 失灵, 则气缸套内壁上部温度升高; 内外壁温差增大.
a) 90
b)
功率 kW
4 926
说 明
等温线值
最高 1
2
3
4
5
6
7Leabharlann 缸套上部锥口与试验缸套 略有不同的其它缸缸套 34516 30816 27117 23417 19718 16018 12319 8619
冷却水套 —— 冷却水流动 状况改进 31611 28310 24919 21617 18316 15014 11713 8411
第 24 卷 第 2 期 2000 年 4 月
武汉交通科技大学学报 Jou rna l of W uhan T ran spo rta t ion U n iversity
V o l. 24 N o. 2 A p ril 2000
船舶柴油机气缸α 套裂纹的研究
张敬国 崔可润 龚齐清 陈雁荡 肖金生 朱国伟
最低 5015 5110
3 缸套应力状态分析
311 脉动机械应力 这是由于在柴油机运转时, 气缸内循环作功
的气体压力作用在缸套上产生的机械应力. 因气 体压力是循环周期变化的, 此应力为高频脉动性
质, 是拉应力. 脉动机械应力的作用, 会使材料发
生疲劳损坏, 还会加剧稳定热应力作用下发生的
蠕变, 加大柴油机停车后形成的拉应力.
采用自制的热电偶温度传感器, 在船舶实际 航行时测量气缸套的温度. 温度测点共布置 31 个. 在对应于开裂缸套裂纹处内外壁集中布置 15 个测点. 部分测试工况列于表 1, 其对应实测温度 分布如图 4、图 5 所示.
图 3 网状裂纹的扩展
通过扫描电镜进行微观观察, 可以看到: 1) 缸套内壁的表面裂纹, 基本上呈现大小不 一 的 等 轴 多 边 形, 构 成 网 状, 平 均 直 径 1～ 115 mm , 这种网状是热疲劳产生的典型形态. 2) 网状裂纹沿共晶团周界上的磷、硫共晶体 界面扩展, 或穿过磷共晶体, 或沿石墨片边界扩 展. 3) 从网状裂纹剖面上看到, 裂纹起于缸套内 壁表面, 断面的表面光滑平齐, 裂纹两面不吻合, 张开呈现三角形, 向内延伸很快变细, 延伸深度约
式中: E ——弹性模量,M Pa;
Α——线膨胀系数, 1 ℃; ∃ t——循环内各瞬时的温度波动值, ℃; Λ—— 泊松比. 在 6 种实船测试的稳定工况中, 计算所得的 缸套内表面的波动热应力的幅值在 30～ 60 M Pa 之间. 超载的 7 工况的波动热应力幅值比船舶现行 最大负荷的 1 工况时高出 40◊ , 这说明超载时气 缸套承受的高频热负荷是非常严重的.
4 结 论
综合上述各项分析研究, 可以得到如下结论: 1) 缸套裂纹是由热疲劳所致, 主裂纹周围的 网状裂纹属高频热疲劳裂纹, 主裂纹属低频热疲 劳裂纹, 网状裂纹对主疲劳裂纹的扩展起着诱导 作用, 成为主裂纹疲劳扩展的起源. 2) 所研究的缸套开裂的诸多原因中, 最主要 的是缸套在排气道侧的燃油喷束所对区域局部严 重过热, 产生较大的热应力, 故主裂纹大都发生在 这一部位. 3) 缸套材料成分不合理、显微组织不良和铸 造等方面的缺陷, 会使缸套材料抗拉强度偏低, 疲 劳强度也相应降低, 导致疲劳裂纹早期产生, 加速 疲劳破坏. 4) 防止缸套裂纹须从材料质量、相关零部件 结构及使用管理等方面采取措施.
裂纹为 1～ 2 条 (多数为 1 条) 从缸套顶向下 延伸的纵向主裂纹和其周围的网状细裂纹. 主裂 纹在缸套顶部张开 1～ 115 mm , 长度 115～ 600 mm 不等.
主裂纹首先在缸套内壁产生, 然后向外扩展, 有的缸套已裂穿, 有的尚未裂穿. 主裂纹在缸套内 壁弯弯曲曲延伸, 到达缸套外壁处则变为较平直 的延伸, 在内壁和外壁延伸的长度大致相同. 裂纹 发生在缸套上部燃烧室壁部分, 网状裂纹在从缸 套顶部向下 100 mm 左右、主裂纹的两侧, 主裂纹 和网状裂纹在喷油器油束对应的范围内.
015 mm. 4) 在网状裂纹断面上发现疲劳纹的痕迹, 以
及在交变应力作用下, 反复摩擦所留下的擦伤划 痕群. 113 缸套材料质量分析
开裂缸套材料的化学成分分析表明, 其含碳 量较低, 碳硅当量亦低. 对其材料的显微组织分析 表明, 其石墨分布形状欠佳, 共晶团尺寸过大. 对 其材料的力学性能检测试验表明, 其抗拉强度偏 低. 另外, 从断面 (图 1) 上可见到许多形状不规
胀, 并相互制约而产生热应力, 即稳定热应力. 缸
套内壁在高温燃气作用下温度高, 迫使缸套沿周
向膨胀; 缸套外壁有冷却水冷却, 温度低, 周向膨
胀小得多; 缸套内、外壁面相互约束, 不能自由膨
胀, 从而产生热应力; 内壁面为较大的周向压应
力, 外壁面则为拉应力. 内壁面在高温持久作用和
大的周向压应力作用下, 材料发生蠕变, 使周向压
·156·
武汉交通科技大学学报
2000 年 第 24 卷
上 S 和 Si 含量偏高, 特别是 S 含量高出缸套材料 平均含量的 3～ 4 倍, 这是高温腐蚀物在断面上的 沉积或渗入材料基体引起的.
