在高温 、高流速燃烧废气的周期性作用下 , 柴油机的排气管系会产生振动和热膨胀位移 。当管系热膨胀位移产生的应力远超过排气管系固定支撑处 材料的强度极限 , 将对固定支撑造成破坏 。 因此 , 大型柴油机在管系设计中通常采用排气波纹管来补 偿排气管系因热负荷产生的热膨胀位移 , 从而消除排气管系因热膨胀位移产生的巨大应力 , 保证柴油 机可靠运行。某型船用柴油机排气管系在各缸间的排气管及涡轮人口处分别安装了缸间波纹管和涡前波纹管 , 用来补偿工作状态下因高温膨胀和振动造成的管系轴向位移 、横向位移和角位移。排气波纹管由法兰 、波纹管段和导流筒组成 , 如图 1 。其中波纹管段两端焊接法兰 , 便于波纹管连接到排气管系中; 导流筒一端焊接于波纹管输人 端法兰 , 输出端悬浮 , 以避免高温排气对波纹管波 纹内表面直接冲击 , 保持排气流动平稳。由于应用位置不同 , 缸间波纹管和涡前波纹管 须补偿不同的位移 , 因此涡前波纹管和缸间波纹管 仅长度参数不同。该船用柴油机的排气波纹管曾发生导流筒焊缝 断裂和波纹管部分波与波之间严重贴合故障 , 本文 对此开展失效原因分析并提出相应的改进方案。该船用柴油机可靠性试验后拆检发现: 涡前波纹管两侧法兰横向错位约 4 mm; 导流筒焊缝断裂 , 相对于波纹管法兰孔严重偏斜 , 与自由端法兰内孔 一侧已完全贴紧; 波间距不均匀 , 部分波与波之间 出现贴合的失稳现象 。缸间波纹管导流筒焊缝也发 生断裂现象 , 但未出现法兰错位和波间距不均匀的失稳现象 , 如图 2 所示。根据故障现象 , 分别就导流筒焊缝裂纹和涡前波纹管失稳的故障原因进行分析。故障导流筒均由厚度为 2 mm的 3l6L不锈钢板卷制而成 , 安装在柴油机排气管路中 , 一端通过圆周角焊的方式固定在波纹管法兰人口端 , 另一端呈自由悬臂状态。故障件导流筒沿圆周角焊缝断裂 。将断裂导流筒取下 , 对裂纹进行宏观检测 , 宏观样貌见图 3 。从图中可见: 导流筒断口位于焊缝位置 , 并有多个垂直断口方向的裂纹 , 伴有棕色氧化锈蚀 。为进一 步确定裂纹和锈蚀成因 , 对断口样貌进行微观检测 , 并对断口成分进行理化分析。截取导流筒断口试样 , 清洗后置于扫描电镜下 进行微观检测 , 导流筒断口的微观 sEM样貌见图 4 。通过不同比例下的微观 sEM样貌图可见: 裂纹起源于导流筒外壁焊缝的根部 , 断面可见疲劳辉 纹 , 符合疲劳扩展断裂特征。取导流筒断面材料做理化分析 。结果表明: 导流筒断面除基体元素外还含有氧 (0) 、钠 (Na) 、 镁 (Mg) 、磷 (P) 、硫 (s) 、钙 (Ca) 、锌 (Zn) 等元素 , 如表 l 。根据理化分析可知: 导流筒焊缝断面 Cr的质 量分数为 9 .7% , 远低于不锈钢材料l2%的钝化临界值 , 形成所谓的 '贫铬区'; 高的氧含量说明焊缝裂纹区域失去防锈能力 , 发生晶间腐蚀氧化[2] 。通常3l6L不锈钢中 Cr含量为 l7% , 具有良好的耐腐蚀性能 , 同时其含碳量低于 0 .03% , 对晶间腐蚀的敏感性低 。当焊接温度在 500 ~800 ℃ 会造成焊缝区域不锈钢脱铬敏化 , 敏化时3l6L材 料里的元素铬以碳化铬形式析出 , 晶间附近出现贫铬 , 降低了不锈钢的耐腐蚀性 。通常会采取固溶处理的方式 , 恢复脱铬区铬的均匀性 , 恢复不锈钢固 有的耐腐蚀性能[l] 。但导流筒在焊接后 , 成品组件无法进行固溶处理 , 这样导流筒焊缝区域在600 ℃左右的废气作用 下继续脱铬敏化 , 导致焊缝区域发生晶间腐蚀 , 强度降低 , 最终发生疲劳断裂。下 , 因悬臂结构而承受交变拉 、压载荷的压力波动 是导流筒焊缝疲劳扩展 、断裂的主要因素 。其中 , 涡前波纹管经历排气压力波 3 750 次/min, 缸间排 气波纹管承受压力波最小为 750 次/min, 可见 , 涡 前波纹管所承受压力波频次远大于缸间波纹管 。在排气交变压力波动作用下 , 涡前波纹管导流筒悬臂结构的焊缝固定端 , 即使在同等腐蚀情况下 , 相同的工作时间内 , 其焊缝腐蚀疲劳程度要比缸间的导 流筒更加严重 。图5为涡前波纹管的压力波。涡前波纹管模态及振动分析结果如图 6 所示。一阶模态频率为 l48.27 Hz, 振型为沿波纹管轴向振 动 ; 二阶模态频率为 l56.04 Hz, 振型为沿排气弯管平面弯曲振动 , 使得涡前波纹管两端的法兰端面不再相互平行 , 轴线错开 , 导流筒在气道内偏斜; 同 时 , 涡前波纹管由热负荷所致的横向热位移也会导致导流筒在气道内偏斜 , 在高频气流的冲刷下 , 对悬臂结构的导流筒焊缝区域产生一定的附加翻转力 矩 , 加速了被腐蚀的导流筒焊缝的疲劳破坏。缸间波纹管在工作状态下由振动和热负荷产生的横向热位移较小 , 导流筒在气道内偏斜小 , 对焊缝区域产生的附加翻转力矩也较小 , 因此 , 由振动和热负荷产生的横向位移对缸间波纹管的影响可忽略不计。综合宏观 、微观 、理化分析以及焊缝疲劳裂纹影响因素分析可知: 导流筒焊缝区域因焊接温度和排气温度因素 , 在不锈钢敏化区域脱铬 , 发生晶间腐蚀; 在排气交变压力波动作用下 , 焊缝裂纹进一 步扩展 , 最终导致疲劳断裂 。 因压力波动频次高 , 横向位移大 , 在相同工作时间内 , 涡前波纹管导流 筒焊缝疲劳程度比缸间波纹管导流筒的严重 。 2.2 涡前波纹管波间距不均匀失稳故障原因分析 2.2.1 涡前波纹管失稳现象涡前波纹管布置在排气管与增压器涡轮之间的倾斜管路上 , 用于补偿排气管和增压器热膨胀产生的相对于涡前波纹管轴线的轴向和横向位移 。热负荷产生的横向热位移和两端法兰端面角向偏差会使涡前波纹管产生错位和弯曲 , 引起波纹段波间距不 均匀 , 导流筒相对于自由端法兰孔发生偏斜。柴油机工作时 , 若涡前波纹管的错位和弯曲超过了波纹管的公称补偿范围 , 甚至超过其超载许用 极限 , 则将发生显著的永久残余变形。分别对涡前波纹管补偿量 、实际热位移量和实 物波纹管相关参数进行计算分析 , 查找涡前波纹管 发生显著永久残余变形的原因。计算输人: 在极限工作温度 680 ℃时 , 涡前波 纹管最大热位移补偿要同时满足: 轴向补偿量 X= 4 .7 mm和横向补偿量 y=2 .7 mm; 同时 , 与涡前 波纹管两端法兰连接的排气管和涡轮增压器涡轮端 的法兰端面的角度为 45。±0 .5。, 即角度最大累计 偏差 9=1。=============涡前波纹管设计几何参数见表 2。原涡前波纹管设计为 11 个波 , 波与法兰之间的 间距过小 , 工艺无法实现焊接 , 因而在加工过程中 改变波纹管的几何参数 , 见表 3 , 波数和波距均 减小。 | | | | | | | | | | 公称单波位移 [e] = /mm | |
针对以上故障原因 , 为避免因焊接温度和排气温度引起不锈钢敏化区域脱铬 , 而产生晶间腐蚀 , 导流筒与法兰的连接方式不再采用焊接方式 , 而将导流筒改为翻边形式; 同时将涡前波纹管的设计轴 向补偿量由 17 mm改为 21 mm, 相应增加涡前波 纹管长度 , 并对相应管系做协调 、更改 。改进后的排气波纹管结构如图 7 所示。整机耐久试验后 , 对排气波纹管进行拆检: 改 进后的导流筒外形完好 , 翻边位置无裂纹 , 导流筒 无偏斜 , 见图 8 。针对排气波纹管导流筒断裂故障 , 对故障件断 口形貌 、化学成分 、管系排气压力波等开展全面分 析 , 最终确认: 导流筒焊缝晶间腐蚀疲劳导致焊缝 区域产生裂纹 , 最终断裂 。从涡前波纹管设计 、测 量和产品三个方面计算单波当量轴向位移 , 确认波 间距不均匀 、贴合失稳故障系原产品的实际补偿量 严重不足 , 造成永久性失稳所致 。据此 , 将导流筒 设计为一体成型翻边结构 , 从设计上避免了导流筒 焊缝因疲劳产生裂纹的风险; 同时对涡前波纹管的 设计轴向补偿量及相应管系做协调 、更改 。改进后 的排气波纹管通过无故障耐久试验 , 满足整机使用 要求 , 为后续波纹管设计选型积累了经验。参考文献 [1] 李哲凯.冬季焊接316L不锈钢如何防止晶间腐蚀和热裂纹 [J].焊接技术 ,
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