張博欣，賈建利，鐘毅，王麗君，李圣辰，胥江

(1.西安工業(yè)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，陜西 西安 710021；2.重慶市地勘局205地質(zhì)隊(duì)，重慶 402160)

隨著內(nèi)燃機(jī)功率密度的提升和轉(zhuǎn)速范圍的拓展，增壓系統(tǒng)在追求以燃油經(jīng)濟(jì)性、動(dòng)態(tài)響應(yīng)性為目的的全工況性能匹配需求方面，面臨著全新的技術(shù)要求[1]。順序增壓系統(tǒng)為可調(diào)增壓系統(tǒng)，其切換閥用于控制柴油機(jī)排氣流量，閥門(mén)類(lèi)型通常選取快關(guān)蝶閥[2-3]。從結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)角度而言，切換閥長(zhǎng)期運(yùn)行在最高溫度730 ℃和最大壓力0.5 MPa的環(huán)境下，會(huì)導(dǎo)致材料高溫蠕變失效[4-5]。因此在閥門(mén)材料選擇方面，優(yōu)先選擇耐高溫性能優(yōu)良的310S不銹鋼。閥門(mén)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，會(huì)產(chǎn)生多軸蠕變應(yīng)變，需要在設(shè)計(jì)研發(fā)過(guò)程中考慮材料、結(jié)構(gòu)在高溫工作環(huán)境下發(fā)生的工作安全問(wèn)題[6-7]。

目前，在310S不銹鋼材料的高溫蠕變特性研究領(lǐng)域，朱合范[8]對(duì)310S不銹鋼進(jìn)行1 250 ℃下的高溫蠕變?cè)囼?yàn)，從性能、結(jié)構(gòu)兩方面進(jìn)行理論分析與蠕變壽命預(yù)測(cè)。在高溫蠕變?cè)囼?yàn)領(lǐng)域[9]，高溫單軸拉伸蠕變?cè)囼?yàn)是目前最常用的研究手段。目前，已經(jīng)有對(duì)P91鋼、304不銹鋼、316不銹鋼等多種金屬材料的高溫單軸拉伸蠕變?cè)囼?yàn)研究[10-13]。而關(guān)于閥門(mén)類(lèi)結(jié)構(gòu)高溫蠕變研究方面，仇前鋒[14]以小型汽輪機(jī)主蒸汽閥門(mén)為分析對(duì)象，引入 Norton-Bailey 材料蠕變數(shù)學(xué)模型和多軸蠕變系數(shù)對(duì)新設(shè)計(jì)的閥門(mén)進(jìn)行了高溫蠕變強(qiáng)度計(jì)算與分析。孔憲仁[15]對(duì)高壓蒸汽轉(zhuǎn)換閥閥體進(jìn)行分析, 給出了105h后的蠕變位移、應(yīng)變及應(yīng)力情況，著重研究了閥門(mén)內(nèi)部應(yīng)力重分布情況。徐浩等[16]利用ABAQUS有限元軟件，采用不同單元類(lèi)型對(duì)某蒸汽閥門(mén)的高溫蠕變進(jìn)行計(jì)算，發(fā)現(xiàn)不同單元類(lèi)型的計(jì)算結(jié)果有較大差異。本研究針對(duì)順序增壓切換閥，基于高溫蠕變?cè)囼?yàn)，在730 ℃及以下的工作溫度下，對(duì)閥門(mén)的高溫蠕變情況進(jìn)行有限元仿真分析?？紤]到多軸蠕變效應(yīng)，引入Cocks-Ashby多軸蠕變系數(shù)[17-18]，評(píng)估順序增壓切換閥的結(jié)構(gòu)壓力變化規(guī)律、蠕變應(yīng)變變化規(guī)律。

1 多軸蠕變強(qiáng)度理論與試驗(yàn)

1.1 多軸蠕變強(qiáng)度理論

研究材料高溫蠕變力學(xué)性能時(shí)，一般通過(guò)單軸拉伸試驗(yàn)與高溫蠕變?cè)囼?yàn)來(lái)獲得材料的高溫蠕變參數(shù)[19-20]。但在實(shí)際工況中，復(fù)雜的閥門(mén)類(lèi)機(jī)械結(jié)構(gòu)經(jīng)常受到多軸應(yīng)力的作用, 在多軸應(yīng)力的影響下，閥門(mén)材料的蠕變結(jié)構(gòu)韌性明顯比在單向應(yīng)力下低[21-22]。此時(shí)，如果用應(yīng)力積累的思路去討論問(wèn)題，會(huì)發(fā)現(xiàn)隨著時(shí)間的累積閥門(mén)應(yīng)力在重分布后趨于平緩，從而得到閥門(mén)安全性會(huì)加強(qiáng)的錯(cuò)誤結(jié)論。而采用應(yīng)變積累，可真實(shí)地反映材料在高溫壓力載荷條件下的強(qiáng)度狀態(tài)。

根據(jù)傳統(tǒng)塑性理論以及Mises屈服準(zhǔn)則,可推得蠕變后的Mises等效應(yīng)變:

(1)

式中：εx，εy，εz分別為x，y，z3個(gè)坐標(biāo)方向的應(yīng)變。

由于在高溫環(huán)境下閥門(mén)內(nèi)部結(jié)構(gòu)的破環(huán)主要受到孔洞長(zhǎng)大機(jī)制約束，因此，只有基于孔洞長(zhǎng)大理論模型才能相對(duì)確切地描述順序增壓切換閥在高溫條件下，其內(nèi)部壓力對(duì)閥門(mén)材料的影響。本研究采用Cocks-Ashby模型，對(duì)材料在單軸應(yīng)力和多軸應(yīng)力狀態(tài)下的蠕變應(yīng)變進(jìn)行轉(zhuǎn)化。通過(guò)求解得到多軸應(yīng)力與單軸應(yīng)力下蠕變失效應(yīng)變的關(guān)聯(lián)式：

(2)

在多軸蠕變應(yīng)變結(jié)果評(píng)估方面，引入多軸蠕變損傷系數(shù)后，高溫構(gòu)件的應(yīng)變強(qiáng)度準(zhǔn)則可以表示為

εeq=ε1CA。

(3)

式中：εeq為多軸蠕變等效應(yīng)變；ε1為單向最大主應(yīng)變。據(jù)此計(jì)算順序增壓系統(tǒng)切換閥的多軸蠕變應(yīng)變問(wèn)題，結(jié)果是偏安全的。

1.2 試驗(yàn)方法與結(jié)果

為了獲取順序增壓切換閥材料310S不銹鋼的高溫蠕變數(shù)據(jù)，首先需要對(duì)材料進(jìn)行高溫單軸拉伸試驗(yàn)，進(jìn)而根據(jù)材料特定溫度下的力學(xué)性能參數(shù)，來(lái)確定高溫蠕變?cè)囼?yàn)的載荷加載范圍。通過(guò)施加溫度載荷與壓力載荷，獲得材料在實(shí)際工況溫度730 ℃、不同載荷下的蠕變應(yīng)變-時(shí)間曲線。

1.2.1 試驗(yàn)方法

本次試驗(yàn)材料為310S不銹鋼，材料的具體化學(xué)成分如表1所示。

表1 310S不銹鋼的主要成分

材料經(jīng)高溫單軸拉伸試驗(yàn)(730 ℃,15 min)后，測(cè)得材料力學(xué)性能參數(shù)，具體參數(shù)見(jiàn)如表2所示。

表2 310S不銹鋼730 ℃力學(xué)性能參數(shù)

由表2確定試件高溫蠕變?cè)囼?yàn)的應(yīng)力加載范圍，選取6 MPa，8 MPa，10 MPa，12 MPa 4種應(yīng)力進(jìn)行試驗(yàn)。蠕變?cè)嚰叽绲拇_定是根據(jù)蠕變?cè)囼?yàn)裝置要求以及國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 2975—1998和GB/T4338—2006的相關(guān)要求。試驗(yàn)在電子式高溫蠕變持久強(qiáng)度試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。

1.2.2 試驗(yàn)結(jié)果

經(jīng)試驗(yàn)得到310S不銹鋼在730 ℃下的高溫蠕變率-時(shí)間關(guān)系曲線，如圖1所示。

圖1 310S鋼730 ℃單軸蠕變率-時(shí)間曲線

1.3 蠕變模型

1.3.1 Norton蠕變數(shù)學(xué)模型

在ANSYS有限元仿真軟件中，Norton蠕變數(shù)學(xué)模型主要用于模擬蠕變最為穩(wěn)定的第二階段。該蠕變數(shù)學(xué)模型需要根據(jù)材料的穩(wěn)態(tài)蠕變率來(lái)擬合2個(gè)參數(shù)，Norton蠕變數(shù)學(xué)模型的數(shù)學(xué)表達(dá)式如下：

(4)

根據(jù)310S不銹鋼材料在730 ℃下的蠕變?cè)囼?yàn)數(shù)據(jù)，分別得出在每一個(gè)應(yīng)力下310S不銹鋼的穩(wěn)態(tài)蠕變應(yīng)變率。采用Origin軟件對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，控制其相關(guān)系數(shù)在0.90以上，得到在該恒定溫度下材料的Norton蠕變數(shù)學(xué)模型參數(shù)(見(jiàn)表3)。

表3 310S不銹鋼不同載荷下穩(wěn)態(tài)蠕變應(yīng)變率

由試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合可得310S不銹鋼材料的Norton蠕變數(shù)學(xué)模型的表達(dá)式：

1.3.2 模型可靠性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證材料310S不銹鋼在730 ℃下Norton蠕變數(shù)學(xué)模型參數(shù)的準(zhǔn)確性，將蠕變?cè)嚰鶕?jù)設(shè)計(jì)尺寸進(jìn)行三維建模?；谒@得的Norton蠕變數(shù)學(xué)模型進(jìn)行試件的有限元仿真計(jì)算，對(duì)比試驗(yàn)蠕變應(yīng)變與仿真蠕變應(yīng)變數(shù)值結(jié)果，計(jì)算誤差。其數(shù)值擬合曲線如圖2所示。由圖2可見(jiàn)，在不同應(yīng)力下試驗(yàn)數(shù)值與仿真數(shù)值的誤差均小于10%，二者吻合度較高。說(shuō)明擬合得到的Norton蠕變數(shù)學(xué)模型可以準(zhǔn)確地描述材料310S不銹鋼在730 ℃下的蠕變過(guò)程。

2 閥門(mén)蠕變有限元仿真

順序增壓切換閥的蠕變有限元仿真計(jì)算是基于閥門(mén)材料310S不銹鋼蠕變?cè)囼?yàn)數(shù)據(jù)，擬合材料的Norton蠕變數(shù)學(xué)模型參數(shù)，并將其輸入ANSYS有限元仿真軟件中，模擬閥門(mén)在特定溫度下的蠕變情況。

2.1 幾何模型的建立

采用Cero三維繪圖軟件對(duì)閥門(mén)幾何模型進(jìn)行建模繪制，如圖3和圖4所示。

圖3 閥門(mén)幾何模型構(gòu)成

圖4 閥門(mén)幾何模型剖視圖

依次創(chuàng)建閥座、閥板、閥軸、連接銷(xiāo)等部件模型，并對(duì)其進(jìn)行裝配。限定閥門(mén)動(dòng)作，隨后將幾何模型導(dǎo)入ANSYS有限元仿真軟件中，設(shè)置閥門(mén)在730 ℃工作溫度下的彈性模量、泊松比、屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度等材料參數(shù)。

2.2 網(wǎng)格的劃分

應(yīng)用Nonlinear Mechanical劃分方式，選取ANSYS仿真軟件中Hex Dominant Method劃分類(lèi)型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。去除不必要的倒角、圓角結(jié)構(gòu)，將閥門(mén)結(jié)構(gòu)部件劃分為平面單元，并在閥板與閥座、閥軸與閥板接觸部位進(jìn)行細(xì)致劃分，保證更準(zhǔn)確地反映閥門(mén)蠕變應(yīng)變情況。順序增壓切換閥模型的網(wǎng)格劃分如圖5所示，所劃分網(wǎng)格數(shù)為188 326，平均網(wǎng)格質(zhì)量為0.76 mm。

圖5 網(wǎng)格劃分及局部放大

2.3 邊界條件設(shè)置

設(shè)定本次分析類(lèi)型為穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)分析(Static)，仿真計(jì)算時(shí)長(zhǎng)設(shè)置為18 000 h，總載荷步設(shè)置為2步；蠕變極限比率可在1～10之間選取，其值會(huì)隨著材料屬性而改變，作用是提高運(yùn)行的精度，本研究設(shè)置為3；同時(shí)，設(shè)置載荷形式為階躍載荷。對(duì)順序增壓切換閥閥座的Z方向、閥座長(zhǎng)軸端及短軸端的Y方向施加彈性邊界條件約束；這里假設(shè)順序增壓切換閥處于理想的恒定溫度環(huán)境下，且閥門(mén)內(nèi)部壓力不受流體介質(zhì)的影響，閥門(mén)內(nèi)部溫度載荷設(shè)置為730 ℃，閥門(mén)內(nèi)部壓力載荷參考實(shí)際工況，設(shè)置為0.5 MPa。

3 結(jié)果分析與討論

3.1 閥門(mén)Mises應(yīng)力場(chǎng)分析

順序增壓切換閥在730 ℃，0.5 MPa的工況環(huán)境下，經(jīng)歷18 000 h工作時(shí)長(zhǎng)后，其結(jié)構(gòu)應(yīng)力場(chǎng)如圖6所示。

圖6 閥門(mén)Mises應(yīng)力分布云圖

由圖6可知，閥門(mén)整體應(yīng)力分布較為均勻。其中閥座整體應(yīng)力水平較低，平均應(yīng)力為2.43 MPa。最大應(yīng)力點(diǎn)A出現(xiàn)在閥座與短閥軸配合處，應(yīng)力為14.509 MPa，如圖7和圖8所示。

圖7 閥座短閥軸內(nèi)側(cè)云圖

圖8 閥座長(zhǎng)閥軸內(nèi)側(cè)云圖

順序增壓切換閥內(nèi)部結(jié)構(gòu)的Mises應(yīng)力分布如圖9和圖10所示。由圖9和圖10可見(jiàn)，閥門(mén)內(nèi)部結(jié)構(gòu)應(yīng)力主要集中在閥板上，平均值為6.40 MPa。同閥座最大應(yīng)力點(diǎn)出現(xiàn)部位相同，閥板的最大應(yīng)力點(diǎn)發(fā)生在靠近短閥軸處的閥板與密封臺(tái)階接觸點(diǎn)B、C。

圖9 進(jìn)氣端內(nèi)部結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖

閥門(mén)在經(jīng)歷長(zhǎng)時(shí)間高溫、壓力環(huán)境后，由于溫度升高，金屬材料的膨脹會(huì)導(dǎo)致閥門(mén)結(jié)構(gòu)接觸區(qū)域的接觸應(yīng)力出現(xiàn)較明顯的變化。隨著閥座和閥板、閥軸接觸區(qū)域的應(yīng)力下降，高應(yīng)力集中的區(qū)域也有所減小。此時(shí)會(huì)產(chǎn)生閥門(mén)結(jié)構(gòu)的應(yīng)力重分布狀況，其中最大應(yīng)力變化曲線與平均應(yīng)力變化曲線如圖11和圖12所示。

圖11 最大應(yīng)力變化曲線

圖12 平均應(yīng)力變化曲線

由應(yīng)力變化曲線推理可知，在溫度升高后，閥門(mén)結(jié)構(gòu)的應(yīng)力趨向穩(wěn)定，使得順序增壓切換閥在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中不會(huì)由于應(yīng)力變化過(guò)大造成結(jié)構(gòu)破壞。但在長(zhǎng)時(shí)間高溫工況下運(yùn)行，閥門(mén)應(yīng)力的變化會(huì)造成閥門(mén)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生明顯的蠕變應(yīng)變。因此，如何基于應(yīng)力變化來(lái)分析閥門(mén)真實(shí)工況下的蠕變應(yīng)變問(wèn)題是需要重點(diǎn)研究的問(wèn)題。

3.2 閥門(mén)高溫蠕變分析

通過(guò)順序增壓切換閥18 000 h單軸蠕變有限元仿真可知，閥門(mén)主要發(fā)生蠕變應(yīng)變部位為閥門(mén)內(nèi)部閥板與閥座密封臺(tái)階接觸部位，蠕變應(yīng)變平均值為8%，如圖13和圖14所示。其中蠕變應(yīng)變最大的部位發(fā)生在短閥軸處的閥板與密封臺(tái)階配合處，原因是閥門(mén)在啟合過(guò)程中發(fā)生碰撞以及散熱性較低等情況，更易發(fā)生蠕變應(yīng)變現(xiàn)象，此處需要重點(diǎn)進(jìn)行安全校核。

除此之外，閥座由于受到內(nèi)部流體介質(zhì)的壓力，并且長(zhǎng)期處于高溫工況環(huán)境下，也會(huì)產(chǎn)生一定程度的蠕變應(yīng)變?？傮w蠕變應(yīng)變數(shù)值較低，主要發(fā)生蠕變應(yīng)變部位集中在閥座長(zhǎng)閥軸與短閥軸配合連接處，如圖15和圖16所示。

圖16 閥座短閥軸處蠕變應(yīng)變?cè)茍D

在高溫、壓力環(huán)境下工作18 000 h后，閥門(mén)整體蠕變速率較為穩(wěn)定，其中最大蠕變應(yīng)變會(huì)在閥門(mén)材料進(jìn)入蠕變第二階段后開(kāi)始降低。原因是在順序增壓切換閥蠕變發(fā)展初期，結(jié)構(gòu)應(yīng)力下降，在高溫壓力環(huán)境下，閥板、閥軸與閥座之間由于過(guò)盈配合產(chǎn)生較大的擠壓應(yīng)力，此時(shí)會(huì)產(chǎn)生較為明顯的蠕變應(yīng)變。隨著時(shí)間增加以及蠕變應(yīng)變的累積，閥門(mén)結(jié)構(gòu)發(fā)生了應(yīng)力重分布，閥門(mén)內(nèi)部分區(qū)域的應(yīng)力明顯下降。順序增壓切換閥高溫蠕變應(yīng)變最大值與平均值變化規(guī)律如圖17和圖18所示。

圖17 最大蠕變應(yīng)變曲線

圖18 平均蠕變應(yīng)變曲線

考慮到閥門(mén)自身結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，僅根據(jù)閥門(mén)的單軸蠕變有限元仿真計(jì)算結(jié)果來(lái)評(píng)判閥門(mén)的蠕變特性是不準(zhǔn)確的。這里根據(jù)式(2)引入Cocks-Ashby多軸蠕變系數(shù)，即CA系數(shù)，來(lái)對(duì)閥門(mén)進(jìn)行多軸蠕變特性的考量。由圖19和圖20可以看出，順序增壓切換閥在18 000 h工況下的CA平均值大部分在小于或等于1的合理范圍。而CA較大值出現(xiàn)在閥座的長(zhǎng)閥軸端、短閥軸端延伸臺(tái)階處以及底座部位，最大值出現(xiàn)在短閥軸端的閥板與閥座密封臺(tái)階接觸部位，CA系數(shù)過(guò)大的原因主要是由于該處結(jié)構(gòu)突變導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果失真。

結(jié)合圖19和圖20，選取D，E，F(xiàn)，G和H這5個(gè)點(diǎn)作為順序增壓切換閥的多軸蠕變主要考核點(diǎn)。將上述考核點(diǎn)的單軸蠕變最大應(yīng)變數(shù)值與對(duì)應(yīng)的CA系數(shù)相乘，獲取節(jié)點(diǎn)的多軸蠕變等效應(yīng)變數(shù)值。由圖21和圖22可知，多軸蠕變等效應(yīng)變最大位置依舊在短閥軸處閥板與閥座密封臺(tái)階連接處，其中F點(diǎn)計(jì)算結(jié)果為13.48%，H點(diǎn)計(jì)算結(jié)果為10.7%，這兩點(diǎn)的多軸蠕變應(yīng)變較大可能是由于該處結(jié)構(gòu)突變，從而導(dǎo)致CA計(jì)算結(jié)果失真。因此該處結(jié)構(gòu)強(qiáng)度需要優(yōu)化，而其余關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的多軸蠕變應(yīng)變均低于2%，滿(mǎn)足工程許用規(guī)范，證明該順序增壓切換閥的高溫蠕變應(yīng)變強(qiáng)度設(shè)計(jì)滿(mǎn)足工程許用要求。

圖19 切換閥閥座CA系數(shù)分布云圖

圖20 切換閥內(nèi)部結(jié)構(gòu)CA系數(shù)分布云圖

圖21 切換閥閥座多軸蠕變應(yīng)變較大值

圖22 切換閥內(nèi)部結(jié)構(gòu)多軸蠕變應(yīng)變較大值

4 結(jié)論

a)通過(guò)ANSYS有限元仿真分析得到了順序增壓切換閥在730 ℃高溫工況下內(nèi)部應(yīng)力分布規(guī)律，閥門(mén)應(yīng)力峰值為14.509 MPa,集中出現(xiàn)在靠近短閥軸一側(cè)的閥板進(jìn)氣口邊緣；

b)建立了Norton蠕變數(shù)學(xué)模型，經(jīng)驗(yàn)證模擬值與試驗(yàn)值誤差在10%以?xún)?nèi)，模型可靠；通過(guò)仿真得到蠕變較大部位的蠕變應(yīng)變平均值為8%，主要發(fā)生在靠近短閥軸一側(cè)的閥板邊緣；

c)結(jié)合Cocks-Ashby多軸蠕變系數(shù)，在單軸蠕變結(jié)果基礎(chǔ)上獲得閥門(mén)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的多軸蠕變應(yīng)變結(jié)果，除少數(shù)結(jié)構(gòu)突變點(diǎn)外，閥門(mén)多軸蠕變應(yīng)變大小均在2%以?xún)?nèi)，滿(mǎn)足實(shí)際生產(chǎn)需求。