王寶軍，孫晶晶，李連升，馬慶鎮(zhèn)，李德華，侯曉良

1.內(nèi)燃機可靠性國家重點實驗室，山東 濰坊 261061;2.濰柴動力股份有限公司 發(fā)動機研究院，山東 濰坊 261061

0 引言

近年來，隨著我國機械工業(yè)的發(fā)展以及機動車排放標準的不斷升級，在提高升功率、提高壓縮比、改善燃燒、減少排放等方面對發(fā)動機的要求越來越苛刻，使得發(fā)動機的排溫越來越高，對相關零部件的要求也越來越高[1]。排氣管的工作環(huán)境惡劣，一方面要承受極高的廢氣溫度，在高溫廢氣作用下產(chǎn)生熱變形，另一方面又要承受來自發(fā)動機和整車的周期性振動，極易產(chǎn)生變形和裂紋故障，影響整機和整車的可靠性。

圖1 排氣管裂紋位置

某發(fā)動機運行2000 h后排氣管部位出現(xiàn)裂紋，裂紋位置如圖1所示。本文中采用熱機耦合方法，利用Abaqus軟件建立排氣管有限元模型，進行排氣管溫度場及應力場計算，分析裂紋故障原因，對排氣管鑄造筋的結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設計，并對優(yōu)化方案進行仿真分析及試驗驗證。

1 熱機耦合計算方法

發(fā)動機排氣管熱應力仿真流程如圖2所示。根據(jù)設計開發(fā)目標和性能試驗參數(shù)，利用GT-Power軟件進行排氣管一維熱力學模型標定，輸出排氣管熱應力計算所需的流體邊界，即排氣道入口、渦輪機前、廢氣再循環(huán)取氣口在一個工作循環(huán)(0～720°曲軸轉(zhuǎn)角)內(nèi)的質(zhì)量流量、溫度和壓力；將一維熱力學仿真的輸出數(shù)據(jù)賦值給流體三維網(wǎng)格模型，利用流體仿真軟件AVL-Fire進行排氣管氣側(cè)流動換熱流體動力學(computational fluid dynamics，CFD)計算，得到氣側(cè)壁面溫度及對流換熱系數(shù)；將氣側(cè)壁面邊界計算結(jié)果映射到排氣管溫度場有限元模型中，利用Abaqus軟件對排氣管溫度場進行計算分析；再將溫度場計算結(jié)果及機械載荷輸入排氣管應力場計算有限元模型，最終計算得出排氣管應力場結(jié)果[2-3]。

圖2 排氣管熱應力仿真分析流程

根據(jù)流體流動和傳熱計算輸出的壁面熱邊界條件進行溫度場計算[4-5],

(1)

(2)

根據(jù)溫度場計算與機械載荷進行熱應力的耦合計算[6-9],

δ=RtK，

(3)

式中：δ為單元桿端位移矩陣,Rt總體載荷矩陣，K為總體剛度矩陣。

σ=D(Bδ-ε0)，

(4)

式中：σ為節(jié)點應力矩陣，D為彈性矩陣，B為應變矩陣，ε0為單元初始位移矩陣。

2 有限元模型建立

2.1 排氣管網(wǎng)格模型

對排氣管三維模型進行簡化，如圖3所示。

a)故障排氣管網(wǎng)格模型 b)故障排氣管流體網(wǎng)格模型圖3 排氣管三維網(wǎng)格模型

2.2 排氣管材料參數(shù)

排氣管的材料為高鎳球鐵，材料參數(shù)見表1。表1中各材料參數(shù)為常溫下測得，其隨溫度的變化規(guī)律在Abaqus軟件中進行設置。

表1 排氣管材料參數(shù)

2.3 邊界條件

與排氣管接觸的各個接觸面設置為可分離接觸對，其余接觸面設置為綁定接觸對。仿真計算時缸蓋設置為約束x、y、z3個方向的平動自由度。

排氣管溫度場計算的邊界條件是通過流場計算得到的氣側(cè)壁面溫度和對流換熱系數(shù)，計算時還需考慮各個殼體與空氣的對流換熱。排氣管壁面溫度云圖見圖4(圖中單位為℃)，對流換熱系數(shù)云圖見圖5(圖中單位為mW/(m2·K))。

圖4 排氣管氣側(cè)近壁面溫度 圖5 排氣管氣側(cè)近壁面對流換熱系數(shù)

2.4 計算工況

應力場計算工況設置如下：第1步施加螺栓小位移，模擬螺栓預緊狀態(tài)；第2步施加螺栓預緊力；第3步螺栓固定設置；第4步設置為熱機工況;第5步設置為冷機工況，此為第1個冷熱沖擊循環(huán)；第6步設置為熱機工況;第7步設置為冷機工況，此為第2個冷熱沖擊循環(huán)[10]。通常經(jīng)過2個熱沖擊循環(huán)發(fā)動機就可以達到穩(wěn)定狀態(tài)，因此本文中只進行2個循環(huán)的計算。

3 溫度場與應力場計算結(jié)果

3.1 溫度場

利用Abaqus軟件對排氣管進行溫度場計算，排氣管故障段溫度場計算結(jié)果如圖6所示(圖中單位為℃)。額定工況下排氣管最高溫度為805 ℃，小于排氣管材料QTANi35Si5Cr2的耐溫限值880 ℃。排氣管最高溫點位于管體中間部分的上部，與氣側(cè)邊界中的最高溫度所在位置對應一致(見圖4)。故障區(qū)域附近溫度最高為763 ℃，與試驗測得的排氣管外壁面溫度接近。同時，由溫度場計算結(jié)果可知，故障位置附近有較大的溫度梯度。

圖6 排氣管溫度場計算結(jié)果

3.2 應力場

排氣管熱機工況(即額定工況)和冷機工況下應力場結(jié)算結(jié)果如圖7、8所示(圖中單位為MPa)。

圖7 排氣管冷機工況時的Mises應力計算結(jié)果 圖8 排氣管熱機工況時的Mises應力計算結(jié)果

由圖7、8可知，排氣管在冷機工況承受的應力較大，最大應力位于排氣管故障位置，為284 MPa；熱機工況故障位置所受最大應力為81 MPa。

提取排氣管故障位置的最大應力點應力變化曲線如圖9所示。最大應力單元主應力方向如圖10所示(圖中單位為MPa)。

圖9 排氣管故障位置Mises應力變化曲線 圖10 排氣管故障位置應力最大單元主應力

圖11 排氣管上故障位置主應力方向

由圖9、10可知，排氣管故障區(qū)域在熱機工況時承受壓應力，在冷機工況時承受拉應力；故障區(qū)域在冷機工況時承受的拉應力較大，最大主應力方向沿z軸方向，即排氣管長軸方向，幾乎與裂紋方向垂直，如圖11所示。由圖7～11可以判斷，排氣管故障區(qū)域是在冷機工況下承受較大的拉應力而發(fā)生疲勞開裂。

4 排氣管改進方案

4.1 改進方案三維模型

冷機工況下，由排氣管熱變形引起的較大拉應力是排氣管產(chǎn)生裂紋故障的主要原因，因此改進方案從抑制排氣管的熱變形方面入手，將故障區(qū)域結(jié)構(gòu)由鑄造單筋改為管體兩側(cè)鑄造雙筋，以抑制該處較大的熱變形，并減小冷機工況下排氣管收縮產(chǎn)生的拉應力。排氣管雙筋的設計位置位于歧管兩側(cè)邊緣，盡可能使其與歧管前后側(cè)管壁平齊，最大可能增大該處的剛度，減小排氣管熱變形[11-12]。改進后排氣管的三維模型如圖12所示。

圖12 改進方案排氣管三維模型

4.2 改進方案應力場計算

采用與原方案相同的計算邊界和工況設置，對改進后的排氣管進行應力場計算，結(jié)果如圖13、14所示(圖中單位為MPa)。由圖13、14可知，改進結(jié)構(gòu)的排氣管歧管與總管相交處的風險區(qū)域轉(zhuǎn)移到內(nèi)側(cè)筋的圓角處，該處在冷機工況承受的最大拉應力為197 MPa，比改進前降低87 MPa，改進效果明顯；該處在熱機工況時承受的最大壓應力為82 MPa，與改進前一致。

圖13 冷機工況改進排氣管Mises應力計算結(jié)果 圖14 熱機工況改進排氣管Mises應力計算結(jié)果

5 結(jié)論

1)針對某發(fā)動機排氣管試驗過程中出現(xiàn)的裂紋故障，用熱機耦合方法模擬故障狀態(tài)，根據(jù)仿真計算結(jié)果提出鑄造筋結(jié)構(gòu)的改進方案。將改進方案搭載在發(fā)動機上進行驗證，運行3000 h，無開裂故障發(fā)生，改進方案有效。

2)排氣管仿真計算溫度梯度較大和應力最大的位置是風險較高的區(qū)域，容易發(fā)生疲勞開裂。

3)排氣歧管與排氣總管之間設計合理的雙筋結(jié)構(gòu)，相比單筋結(jié)構(gòu)可以更加有效的抑制排氣管過大的熱變形，防止冷機工況下產(chǎn)生較大的拉應力，以防裂紋故障發(fā)生。