管奇贤董碧瑾杨亚宾蔺桂成
(宁波吉利罗佑发动机零部件有限公司，宁波315336)
摘要：涡轮增压器处在高温㊁高压和高速运转的复杂工作状态下，承受着较高的瞬态热负荷，对制造的材料㊁零部件的结构及加工技术等都有较高的要求㊂由于汽油机排气温度很高，随着不同工况的变化，涡壳通常在400~900ħ高温交变热负荷下工作[1]，高温㊁快速㊁大范围的温变工况致使热应力引起的涡壳开裂成为增压器常见的失效现象㊂采用计算机辅助工程(C A E)分析计算㊁材料耐温分析㊁微观组织质量评价与台架试验边界等方法，对涡壳开裂问题进行探讨，增加在新产品开发及试制过程中处理及改善此类问题的经验，从而减少产品开发的成本，缩短开发周期，对提升发动机的可靠性及耐久性具有重要意义㊂
关键词：涡轮增压器；开裂;D5S材料
0前言
涡轮增压技术可有效提高发动机升功率及燃油经济性，特别是有助于满足日益严格的车辆排放标准法规，从而成为了汽车技术的焦点㊂本文通过对某机型涡轮增压器涡壳开裂失效案例进行研究，对其失效机理开展分析，从而制定改进措施，并进行了效果验证㊂
1涡轮增压器涡壳开裂失效现象
涡轮增压器在发动机台架耐久试验过程中经常会发生涡壳开裂现象㊂在本案例中，发动机在完成400h 冷热冲击试验后，研究人员发现废气阀座附近存在贯穿裂纹，开裂情况见图1㊂
研究人员通过对涡壳开裂部位断面的S E M分析，得出开裂主要原因为热应力㊂
2增压器涡壳开裂失效原因分析
引起汽油机涡轮增压器涡壳开裂失效的原因一般是各种因素的综合结果，但根据实际案例经验的积累，基本可分为以下4大类:
(1)涡壳结构设计缺陷㊂由于安装空间和其他连接部件的限制，涡壳外形结构复杂而导致涡壳开裂[2]㊂主要表现为结构设计不合理，整体壁厚设计不均匀，局部倒角㊁圆角过小，过渡突兀等，可结合计算机辅助工程(C A E)仿真分析等手段进行分析
㊂
图1耐久试验后涡壳开裂
(2)产品铸造㊁热处理问题㊂考量微观组织质量，主要表现为涡壳热处理不满足要求或者无热处理，无法目视的铸造缺陷(砂眼㊁气孔㊁缩松㊁缺肉等)，金相组织㊁孔隙率等微观质量问题㊂
(3)标定排温控制㊂涡壳在运行过程中的稳态最高排温超过了材料本身的许用限值导致开裂㊂(4)试验边界，台架悬置不合理(带来异常振动等)㊂排气系统未按照设计要求布置，未采用柔性悬挂，台架散热不佳或无散热等㊂
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综上，本文将重点围绕这4类导致涡壳开裂的典
型原因进行分析论述㊂
表1 D 5S 材料力学性能表
项目性能要求
化学成分/%C
S i
M n
P
S
T i
M o N i
M g C r
ɤ2.0
4.0~6.0
0.5~1.5ɤ0.05
ɤ0.01--34~36-1.5~2.5
石墨球化率
ȡ90%,
石墨球大小为6~8级基体奥氏体，少量碳化物
机械性能抗拉强度ȡ370M P a ，延伸率ȡ10%，硬度130H B ~170H B
2.1 涡壳介绍
涡壳的流道曲面形状和外形结构复杂，影响涡壳开裂的因素较多，诸如流道设计结构㊁流道整体壁厚㊁
涡轮外壳(W /G )
凸台㊁涡壳材料等㊂本文所述增压器涡壳结构与排气歧管集成，材料采用高镍铸铁材料G G G -N i S i C
r 35-5-2(以下简称D 5S )㊂安全使用温度约为920ħ，实际应用瞬态工况可以允许达到950ħ，持续时间一般应小于5s
㊂材料的低热膨胀系数和稳定的金相组织有着较高重要性，它决定着涡壳在使用过程中的伸长㊁收缩和弯曲变形，材料具有较高的相变
温度才能获得稳定的基体组织，以减小相变引起的热
裂和变形[
3
]㊂该材料的力学性能见表1㊂2.2 热应力分析-校核涡壳结构设计2.2.1 裂纹原因分析
在试验冷热过程中，由于受到材料热胀冷缩㊁壁厚不均㊁高温蠕变㊁振动及涡壳结构等因素的影响，会形成应力集中区，随着耐久试验的推进，应力集中区会产
生裂纹㊂对于涡壳铸件来说，其壁厚一般为4~5m m ㊂均匀的壁厚将有利于涡壳的良好散热,
也不容易产生热应力集中的情况㊂
2
.2.2 分析模型图
通过模拟计算，评估涡壳热应力开裂风险并给出相应改进方案，分析流程按下文所述4点开展进行[
4]
，并根据结果进行优化㊂
(1
)设定边界条件(基于有限元模型)㊂涡壳温度场负荷：气体换热
系数和气体温度㊁环境热对流与辐
射㊁模拟中间体冷却㊂涡壳热应力负荷：温度场㊁位移
约束涡壳进气法兰[5
]；其中气体换热系数和气体温度
通过计算流体力学(C F D )
计算求得㊂(2
)试验工况㊂模拟计算需加入台架试验的循环工况(冷热冲击)，其示意图如图2所示㊂根据试验循环工况，排温最高出现在全速全负荷
时候，模拟计算涡壳前废气排温怠速425ħ，额定功率点950ħ(
实测数据)进行㊂图2 试验循环工况示意图
(3
)温度场分布㊂根据试验工况，得出各工况点下的涡壳温度场分布，可得出高温区域范围㊂涡壳温度场分布如图3所示㊂
图3 涡壳温度场分布示意
塑性应变分布：得出应变分布，业内考核通常采用
等效塑性应变幅值(ΔP E E Q )
来评价，涡壳内外部的考核标准根据实际有所差异，一般要求外部ΔP E E Q<
0.1%㊂
2.3 铸件微观组织质量对开裂的影响
本试验采用高镍球墨铸铁(奥氏体镍抗球墨铸
铁)，高镍球铁一般含镍量为13%~36%㊂镍是强力的
奥氏体稳定化学元素，可扩大奥氏体的存在区间，可以
使基体在室温下获得稳定奥氏体组织[
6-7
]㊂高镍球铁具有优异的高温组织稳定性和抗氧化能力，下文从如
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下几个微观组织方面进行论述㊂
2.3.1碳化物
金相组织中碳化物一般以粒状或网状分布较多，粒状要优于网状㊂如果碳化物呈网状分布的话，会降低材料的塑性㊂一旦出现了裂纹，则会大幅降低其抑制裂纹扩展的能力[8]㊂同时，铸件如果未采用热处理工艺，则其碳化物分布均匀性会相对较差㊂
2.3.2显微缩松(孔隙率)
一般而言，显微缩松越严重，说明铸造质量越差，其机械性能也就越差㊂根据涡壳具体部位的不同，对于孔隙率的评判标准也不大相同，关键放气阀座㊁涡壳舌口等功能部位要求严格，缩松目标为不大于2%，非功能区标准应控制在5%以下㊂
2.3.3球化率
球化率指标有着较高重要性，详见表2标准㊂在排气系统特别是在涡轮增压器涡壳的应用上建议为2级或者更高，即球化率大于90%㊂球化率级别越高，其机械性能越好，反之越差㊂另外，对石墨的大小也有要求，一般为6~7级㊂
表2各类球铁应用温度值
材料牌号基体组织应用温度/ħ
铁素体球铁Q T420-15铁素体，珠光体含量
ɤ5%，石墨球600~650
高硅球铁-铁素体，珠光体含量
ɤ5%，石墨球600~750硅钼球铁H i S i M oD C I铁素体，珠光体含量
ɤ5%，石墨球650~820加钒硅钼球铁-铁素体，珠光体含量
ɤ5%，石墨球ɤ850
高镍球铁D5S㊁D4㊁D2奥氏体基体，石墨球化
级别2~3级ɤ920 2.4标定排温控制对开裂的影响
根据表2可知,D5S排温最高应不超过920
ħ，可允许瞬时最高排温至9
50ħ㊂
对于大负荷工况下的汽油机排温控制而言，通常的手段是采用加浓燃油喷射㊂因此在标定策略上必须以增压器涡壳材料耐温限值来约束标定的最高排温，以本研究的高镍球墨铸铁D5S为例，最高标定稳态排温必须限制在920ħ，此时过量空气系数λʈ0.79~0.80㊂2.5试验边界条件的控制
对于试验边界条件的控制(台架布置的合理性)，主要是通过散热及振动来关注㊂2.5.1振动加速度㊁振幅
试验人员对台架耐久发动机排气系统振动加速度及振动幅值进行测试，在所有工况下的最大振动加速度最高可达12.5G，见图4㊂相比振动加速度，其振动幅值相对较小，其幅值为0.45m m，见图5㊂
图4振动加速度
图5振动幅值
由此可以判断，过大的振动加速度将加剧涡壳开裂失效的风险㊂在可控范围内，加速度以及振幅均是越小越好[9]㊂
2.5.2散热条件
台架耐久试验不同于整车道路耐久试验，其全速全负荷工况恶劣，必须在排气侧加装额外的大功率散热风扇㊂
综上分析，需要对此涡壳开裂案例进行整改，以达到规避风险的目标要求㊂
3锁定本案例失效的主因
根据上文可知，其热应力区域与本文故障增压器
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涡壳开裂区域相吻合，热应力是其开裂的主要原因之一，详见图6塑性应变分布㊂
图6 塑性应变分布
D 5S 材料的耐温上限为920ħ，此故障件耐久试验并未对排温进行严格控制，详见图7㊂最高温度情况达到了950ħ,
这是导致涡壳开裂的重要原因之一
㊂图7 涡壳前废气排温曲线
随着，研究人员对失效故障件切片进行微观组件检测，其孔隙率㊁碳化物含量偏高，可知微观质量缺陷为开裂主因之一，详见图8㊂
显微缩松显示，碳化物含量偏高，且局部成网状分
布，对机械性能产生影响，抑制裂纹扩展的能力大幅下
降[8]
，详见图9㊂
在试验室台架布置中，所有紧固支架㊁支撑点㊁散
热风扇均已按照设计及试验要求安装，但是根据上
述图8
孔隙率以及显微缩松现象
图9 100倍放大条件下的碳化物分布情况
汽车涡轮增压器振动加速度的测量，振动加速度偏高㊂鉴于试验台架无法完全与整车布置一致，且台架悬置也已经按整车要求加装橡胶垫，因此振动加速度偏大不被纳入主因㊂失效故障增压器厂家设定的振动加速度标准为小于15
G ,
但针对非旋转部件(涡壳㊁中间壳等)的振动限值须根据实际项目应用情况测试，结果以满足使用要求㊁无共振为导向㊂
4 改进措施及效果验证
研究人员在偏薄区域增加壁厚，按5m m 的厚度
考量，加大根部圆角，局部增设加强筋，优化涡壳三维
(3D )造型，缓解热应力，详见图10㊂
研究人员考虑优化微观结构，减少孔隙率㊁显微缩松，弱化碳化物㊂图11示出了改善后的结果，其已经满足功能区不大于2%，非功能区小于5%的目标要求㊂
在失效案例整改的过程中，试验人员与铸造厂家
交流了铸造工艺方面的几个要点:
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图10优化前后3D 模型对比
图11改善后的显微缩松分布示意图(1)炉料要求干净㊁无油污，杂质含量严格控制，浇冒口要抛丸处理;
(2)严格控制开浇温度;
(3)增加脱氧次数，提高抗氧化性[10];
台架耐久排温监测，严格控制涡轮前废气温度，温度如达到920ħ会报警，温度如达到950ħ则会自动停机㊂
通过上述整改措施，在后续的400h冷热冲击耐久试验中，开裂问题得到有效解决㊂
5结论
本文通过对涡轮增压汽油机涡壳台架耐久后开裂(贯穿裂纹)问题进行分析，围绕结构设计㊁涡壳材料㊁材料微观组织㊁排温㊁试验边界等方面开展详细的验证工作，最终开裂问题得到有效解决，从中得到如下结论㊂
(1)涡壳结构的设计必须通过有限元分析研究，优化热应力集中部位结构，缓解热应力㊂
(2)涡壳微观组织必须得到监控，根据不同材料制定相应的评价标准，同一批次保留样件，供后续分析㊁对比检测使用㊂
(3)排温必须在涡壳材料许用温度限制以内，如采用果不能满足，则需要更换耐温更高的材料，如采用铸钢D I N1.4837材料㊂
(4)台架振动带来的影响不可避免，尽可能通过结构优化及布置方式来减缓台架振动对排气侧的影响㊂
参考文献
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