排氣歧管熱負荷仿真與試驗研究*

曹元福，楊振宇，柯 妍，趙 飛，張衛(wèi)正，楊懷剛

(1.北京理工大學機械與車輛學院，北京 100081;2.重慶長安汽車研究院，重慶 401120)

前言

隨著發(fā)動機性能的不斷提高，其關(guān)鍵零部件的熱負荷也不斷增加［1］。排氣歧管是發(fā)動機的主要受熱件之一，它與高溫廢氣直接接觸，工作環(huán)境惡劣，熱負荷很大，導致開裂的故障越來越多，嚴重影響發(fā)動機的安全性和可靠性。

有關(guān)排氣歧管熱負荷的研究中，很多人在對排氣歧管進行熱負荷分析時未考慮輻射換熱，而排氣歧管外側(cè)的隔熱罩與歧管之間的輻射換熱對排氣歧管溫度場的影響很大;同時，排氣歧管的工作溫度很高，對其進行高溫應變測量的難度很大，也沒有人進行過相關(guān)的研究［2－4］。本文中采用流固耦合的方法對發(fā)動機排氣歧管的熱負荷進行了仿真分析，考慮了歧管與隔熱罩之間的輻射換熱以及材料的非線性，并在臺架上對排氣歧管進行了溫度場和應變測量試驗研究，對仿真模型進行了校核驗證。

1 計算模型的建立

圖1為排氣歧管的熱負荷仿真分析流程圖。首先用三維CFD軟件Fire計算排氣歧管的瞬態(tài)內(nèi)流場，計算出內(nèi)壁面的瞬態(tài)對流換熱系數(shù)和環(huán)境溫度，用時間平均的方法得到排氣歧管內(nèi)壁面的穩(wěn)態(tài)對流換熱系數(shù)和環(huán)境溫度;然后，在同時考慮導熱、對流和輻射換熱的條件下，利用熱輻射仿真軟件Radtherm得到排氣歧管的內(nèi)壁面溫度;最后將內(nèi)壁面節(jié)點溫度映射到有限元軟件Abaqus中，計算排氣歧管的溫度場和熱應力，并在實機臺架上對排氣歧管的溫度場和應變進行了測試，其結(jié)果驗證了仿真分析的有效性。

1.1 排氣歧管內(nèi)流場CFD模型

模擬臺架試驗情況，排氣歧管內(nèi)流場瞬態(tài)控制方程采用可壓縮N-S方程，湍流模型采用標準k-ε模型，壁面按標準壁面函數(shù)處理，催化器采用多孔介質(zhì)模型。流動與傳熱控制方程為

式中:ρ為密度;φ為廣義變量;t為時間;U為速度;Γφ為廣義擴散系數(shù);Sφ為廣義源項。

進出口邊界條件由發(fā)動機一維熱力學軟件GT-Power計算給出(曲軸轉(zhuǎn)角范圍為 0°～1 440°)，其余為壁面邊界條件。圖2為排氣歧管內(nèi)流場CFD網(wǎng)格模型。

1.2 排氣歧管復雜傳熱模型

圖3為排氣歧管復雜傳熱示意圖。排氣歧管內(nèi)有高速的高溫廢氣流過，屬于管內(nèi)強迫對流換熱;管外和大氣接觸屬于自然對流換熱;管外與隔熱罩之間還存在著輻射換熱;歧管固體內(nèi)部存在著熱傳導;因此排氣歧管的傳熱是一個復雜的過程。本文中利用熱仿真軟件Radtherm建立排氣歧管復雜傳熱模型，包括排氣歧管、催化器和隔熱罩，可以同時計算導熱、對流和輻射3種傳熱方式。

將CFD計算分析得到的穩(wěn)態(tài)換熱系數(shù)和環(huán)境溫度映射到排氣歧管內(nèi)壁面上作為邊界條件，外壁面設(shè)為大氣環(huán)境。給定歧管的材料導熱率以及內(nèi)外壁面和隔熱罩的輻射率。

1.3 有限元模型

在排氣歧管熱負荷計算中，內(nèi)部氣體壓力所造成的機械載荷與熱載荷相比很小，忽略不計。計算模型如圖4所示，包括簡化缸蓋、入口法蘭盤、排氣歧管、催化器、尾管出口法蘭盤和緊固螺栓等。

提取熱仿真軟件Radtherm中計算得到的排氣歧管內(nèi)壁面溫度，將其映射到對應的有限元網(wǎng)格上，作為第一類熱邊界條件。

計算出排氣歧管的溫度場后，以單元溫度作為單元載荷;分別在缸蓋頂面與入口法蘭盤底面和入口法蘭盤頂面與螺栓頭部底面設(shè)置接觸對，允許它們之間產(chǎn)生相對位移;給定螺栓預緊力，計算其熱機耦合作用下的應力。模型考慮了材料的非線性和塑性，圖5為排氣歧管所用材料的彈性模量和屈服強度隨溫度變化的曲線。

2 計算結(jié)果及分析

2.1 內(nèi)流場CFD計算結(jié)果

綜上所述，通過內(nèi)流場計算，得到排氣歧管內(nèi)壁面等效換熱系數(shù)和環(huán)境溫度。圖6為內(nèi)壁面環(huán)境溫度和換熱系數(shù)分布云圖。

2.2 傳熱計算結(jié)果

由于采用的流場仿真計算軟件Fire與熱仿真軟件Radtherm之間的接口良好，流場的計算結(jié)果可以直接映射到計算模型上，作為邊界條件。

圖7給出了同時考慮導熱、對流和輻射換熱時整個排氣歧管組件的溫度場計算結(jié)果。

2.3 有限元計算結(jié)果

將Radtherm軟件計算得到的內(nèi)壁面溫度映射到有限元軟件Abaqus中，作為第一類邊界條件，通過計算得到排氣歧管組件的溫度場分布，見圖8。由圖可見，排氣歧管的整體溫度都很高，歧管匯合區(qū)域是其中溫度最高的部位，高達794℃。由于歧管整體溫度較高，缸蓋的溫度較低，因此導致與缸蓋連接的進口法蘭盤處的溫度梯度較大。

圖9給出了排氣歧管的應力場云圖。從圖9可見:入口法蘭局部區(qū)域的溫度梯度較大，導致此區(qū)域的熱應力較高，最大熱應力大約在150MPa，此區(qū)域的溫度僅為300℃左右，此溫度下的材料屈服極限為260MPa，遠高于此處的應力數(shù)值，因此該區(qū)域雖承受較大應力，但并不會發(fā)生塑性變形，所以此處并不是排氣歧管的危險區(qū)域。

圖10為排氣歧管局部的應力云圖，可以看出:排氣歧管最高溫度區(qū)域的Von Mises應力并不大，僅在35MPa左右，但由于該區(qū)域溫度較高，最高溫度高達794℃，而750～800℃溫度下所對應的材料區(qū)域極限較低，僅為30MPa左右，因此，最高溫度的排氣歧管區(qū)域發(fā)生塑性變形，產(chǎn)生非彈性損傷，該區(qū)域才是排氣歧管的危險區(qū)域。

圖11給出了排氣歧管的塑性應變云圖，從結(jié)果可以看出:排氣歧管匯合處多處已發(fā)生塑性變形，由于排氣歧管過渡圓角和結(jié)構(gòu)的不對稱性影響，使第2、3排出管匯合處的塑性應變最大，由此產(chǎn)生的損傷較大，使得此區(qū)域易出現(xiàn)破壞。與圖1對比可知，仿真分析得到的破壞區(qū)域和實際破壞區(qū)域相吻合，因此這一區(qū)域需要重新設(shè)計。

3 溫度場和高溫應變測量試驗

3.1 溫度場測量

為了對計算模型進行驗證與校核，在臺架上對該排氣歧管進行了溫度測量。選用試驗室自制的K型鎳鉻鎳硅熱電偶作為溫度傳感器，在排氣歧管上選取了13個測點，其中測點1－11布置見圖12，測點12和13在與測點5和6對應的排氣歧管背側(cè)。

在100%負荷、額定轉(zhuǎn)速n=6 000r/min下進行了溫度測量。圖13給出了溫度測量值與計算結(jié)果的對比:除了11點誤差較大以外，其它各點的誤差值均在5%以內(nèi)，可以認為溫度場的計算模型可作為后續(xù)應力場計算的邊界條件。

3.2 高溫應變測量

排氣歧管溫度高，普通應變片不能承受，必須采用高溫應變片。圖14給出了貼有高溫應變片的試驗件，在相同位置布有熱電偶，可測得該位置的溫度，便于對應變片熱輸出進行標定。

將試驗件安裝在原廠發(fā)動機上，然后引出應變片的導線串聯(lián)電阻箱，進行線阻補償，再接入SDY2102型動靜態(tài)應變儀，對其進行應變測量。對測量得到的數(shù)據(jù)進行導線電阻修正、熱輸出修正和靈敏系數(shù)修正［5］。圖15給出了發(fā)動機工況由負荷70%、n=4 000r/min變?yōu)樨摵?00%、n=6 000r/min時，測點的應變隨時間的變化歷程。由圖15可見:該測點應變數(shù)值為正，說明此處受拉應力;工況變化后，應變逐漸增大，隨著時間的增長最后趨于穩(wěn)定。

表1給出了測點位置的應變試驗測量值與計算值的對比情況。由表1可以看出:計算結(jié)果與試驗測量值誤差為19.4%。

表1 應變的試驗測量值與計算值對比

4 結(jié)論

(1)采用流固耦合的方法對排氣歧管進行了熱負荷仿真分析，計算結(jié)果與試驗測量值吻合較好，表明該方法在實際工程應用中是可行的。

(2)在額定工況下，排氣歧管整體溫度都很高，材料的高溫強度明顯下降，歧管多處承受的應力已超過材料在該溫度下的屈服極限，導致產(chǎn)生塑性變形，因此應選用高溫強度較高的材料。

(3)由于排氣歧管過渡圓角以及結(jié)構(gòu)的不對稱性影響，使排氣歧管匯合處的塑性應變最大，由此產(chǎn)生的損傷較大，使此區(qū)域易出現(xiàn)破壞。

［1］Gy希特凱.內(nèi)燃機的傳熱和熱負荷［M］.馬重芳，等譯.北京:中國農(nóng)業(yè)機械出版社，1981.

［2］楊萬里，許敏，劉國慶，等.發(fā)動機排氣歧管熱負荷數(shù)值模擬［J］.華中科技大學學報(自然科學版)，2006，34(12):98 －100.

［3］李紅慶，楊萬里，等.內(nèi)燃機排氣歧管熱應力分析［J］.內(nèi)燃機工程，2005，26(5):81 －84.

［4］王立新，劉斐，潘雪偉.發(fā)動機排氣歧管斷裂分析及其設(shè)計改進［J］.上海汽車，2007(12):15－18.

［5］馬良珵，馮仁賢，徐德炳，等.應變電測與傳感技術(shù)［M］.北京:中國計量出版社，1993.