某緊耦合式排氣歧管的熱負(fù)荷分析*

時(shí) 巖，徐世龍，李守成，殷 健

(南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院車(chē)輛工程系，南京 210094)

前言

排氣歧管負(fù)責(zé)及時(shí)暢通地把高溫廢氣傳遞給后續(xù)排氣系統(tǒng)，它與高溫氣體直接接觸，溫度較高工作環(huán)境比較惡劣。高溫和溫度分布不均勻?qū)釕?yīng)力和熱變形影響較大，進(jìn)而影響排氣歧管工作的可靠性［1］。緊耦合式排氣歧管將催化轉(zhuǎn)化器安裝在發(fā)動(dòng)機(jī)排氣歧管的出口位置，因可使催化劑快速起燃，充分發(fā)揮催化劑的效能而被廣泛采用。

現(xiàn)在，內(nèi)燃機(jī)向大功率、輕量化的方向發(fā)展，其強(qiáng)化程度不斷提高［2-3］。因此，澆鑄式排氣歧管逐漸被焊接式合金材料排氣歧管所代替。隨著材料的變更和工藝的改變，對(duì)溫度場(chǎng)分布和熱應(yīng)力進(jìn)行快速準(zhǔn)確的預(yù)估，對(duì)排氣歧管的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)有著深遠(yuǎn)影響［4］。

針對(duì)某新型耐高溫合金材料的緊耦合式汽油機(jī)排氣歧管，在催化轉(zhuǎn)換器處，對(duì)蜂窩狀載體、熱膨脹隔熱墊和殼體之間的傳熱分析進(jìn)行等效處理，仿真計(jì)算了在全速全負(fù)荷工況下排氣歧管的溫度場(chǎng)分布。同時(shí)，在發(fā)動(dòng)機(jī)端蓋處受螺栓約束情況下，仿真分析了排氣歧管從室溫加熱到上述計(jì)算溫度時(shí)的熱應(yīng)力和熱變形。對(duì)排氣歧管進(jìn)行壽命分析時(shí)，模擬發(fā)動(dòng)機(jī)工作和停車(chē)?yán)鋮s的循環(huán)過(guò)程，在3～4個(gè)循環(huán)后，其當(dāng)量塑性應(yīng)變(PEEQ)趨于穩(wěn)定，說(shuō)明該排氣歧管破壞的可能性較小。

1 CFD分析

分別建立了排氣歧管內(nèi)流場(chǎng)和外流場(chǎng)CFD分析模型，它們都采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程湍流模型來(lái)計(jì)算流體與壁面的對(duì)流換熱邊界條件［5］。

1.1 內(nèi)流場(chǎng)分析

內(nèi)流場(chǎng)CFD模型如圖1所示，在三效催化段設(shè)定壓降。內(nèi)流場(chǎng)CFD采用等轉(zhuǎn)角間隔的瞬態(tài)計(jì)算模型，管內(nèi)氣體流動(dòng)模型設(shè)定為可壓縮的黏性湍流流動(dòng)模型［5］。

內(nèi)流場(chǎng)計(jì)算的邊界條件是隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的瞬態(tài)邊界條件，根據(jù)提供的發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)搭建一維模型模擬缸內(nèi)工作過(guò)程，通過(guò)仿真計(jì)算得到汽油機(jī)各缸排氣歧管進(jìn)口的質(zhì)量流量與溫度和排氣歧管出口壓力與溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的關(guān)系。發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)如表1所示。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

在額定工況下計(jì)算排氣歧管內(nèi)流場(chǎng)。圖2和圖3分別為發(fā)動(dòng)機(jī)各缸排氣歧管出口質(zhì)量流量和溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角而變化的曲線。圖4和圖5分別為排氣歧管出口靜壓力和溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角而變化的曲線。

內(nèi)流場(chǎng)CFD計(jì)算的熱邊界條件是瞬態(tài)值，而FEM計(jì)算需要的熱邊界條件是穩(wěn)態(tài)值。因此，CFD計(jì)算結(jié)果在賦予FEM計(jì)算之前，須先將瞬態(tài)計(jì)算結(jié)果在時(shí)域內(nèi)平均［5］。

圖6和圖7分別為在時(shí)域內(nèi)平均的內(nèi)流場(chǎng)近壁面的流體溫度和熱交換系數(shù)。

1.2 外流場(chǎng)分析

外流場(chǎng)的CFD計(jì)算時(shí)通過(guò)模擬發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架實(shí)驗(yàn)的穩(wěn)態(tài)外流場(chǎng)，得到排氣歧管外壁面的熱邊界條件。計(jì)算分析的重點(diǎn)是外流場(chǎng)中與排氣歧管外壁面接觸的表面，因此在網(wǎng)格劃分過(guò)程中，對(duì)其進(jìn)行了細(xì)化，而在其他部位，則采用了相對(duì)較粗的網(wǎng)格。

圖8為排氣歧管外流場(chǎng)CFD分析模型。外流場(chǎng)計(jì)算采用穩(wěn)態(tài)模式，根據(jù)臺(tái)架實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ停溆?jì)算邊界條件是:入口為風(fēng)機(jī)出口，給定入口流量和溫度;出口給定靜壓;與排氣歧管接觸的表面為壁面邊界;模型的四周為對(duì)稱邊界［5］。計(jì)算的外表面熱交換系數(shù)如圖9所示。由圖可見(jiàn)，排氣歧管外表面熱交換系數(shù)在靠近發(fā)動(dòng)機(jī)一側(cè)較小，散熱能力較差。計(jì)算的排氣歧管外表面氣流溫度如圖10所示。由圖可見(jiàn)，排氣歧管外表面氣流溫度在靠近發(fā)動(dòng)機(jī)一側(cè)較高。

2 溫度場(chǎng)分布

排氣歧管的傳熱為穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問(wèn)題，一般假設(shè)其為常物性并無(wú)內(nèi)熱源，控制方程為

式中:kx、ky、kz分別為沿 x、y、z方向的熱傳導(dǎo)系數(shù)［6］。

三效催化轉(zhuǎn)化器由蜂窩載體、緩沖層和金屬殼體3部分組成，其結(jié)構(gòu)如圖11所示。熱傳導(dǎo)在該3部分之間的傳熱中起主導(dǎo)作用。因此，在仿真計(jì)算時(shí)，對(duì)三效催化轉(zhuǎn)化器作等效處理，緩沖層的內(nèi)表面給定溫度，并定義材料的熱傳導(dǎo)系數(shù)，其外表面與金屬殼體的內(nèi)表面定義接觸。

排氣歧管的溫度場(chǎng)分布如圖12所示。由圖可見(jiàn):排氣歧管溫度可達(dá)780°C，在圖示的兩處高溫區(qū)域，內(nèi)表面氣流溫度較高且熱交換系數(shù)較大，而外表面靠近發(fā)動(dòng)機(jī)一側(cè)散熱困難，故溫度較高;而排氣歧管出口處，雖然內(nèi)表面氣流溫度最高，熱交換系數(shù)最大，但其外表面法蘭散熱面積較大，故此處并不是溫度最高的區(qū)域。

圖13示出實(shí)驗(yàn)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的位置。排氣歧管溫度仿真值與實(shí)測(cè)值的對(duì)比如表2所示。由表可見(jiàn)，仿真計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的誤差在允許范圍內(nèi)，因此，仿真數(shù)據(jù)能很好地反映排氣歧管的工作溫度。

表2 溫度的仿真值與實(shí)測(cè)值的對(duì)比

3 熱應(yīng)力和熱變形分析

在溫度變化的情況下，彈性體的應(yīng)變由機(jī)械應(yīng)變和熱應(yīng)變兩部分疊加而成，其物理方程為

式中:ε為應(yīng)變;σ為應(yīng)力;E為彈性模量;α為熱膨脹系數(shù);ΔT 為溫度變化值［7］。

排氣歧管從室溫25°C加熱到上一步仿真的溫度模擬結(jié)果的排氣歧管熱應(yīng)力分布如圖14所示。由圖可見(jiàn)，前、后法蘭與排氣道聯(lián)結(jié)處的結(jié)構(gòu)過(guò)渡區(qū)有較大的熱應(yīng)力，這是由于在前、后法蘭均受螺栓約束的情況下，排氣歧管的熱膨脹會(huì)在剛度薄弱且剛度梯度較大的區(qū)域引起較大的熱應(yīng)力。

排氣歧管的熱變形如圖15所示，與發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋連接的前法蘭有均布的螺栓約束，而后法蘭僅在一側(cè)有螺栓約束。因此，熱變形量從前法蘭至三效催化轉(zhuǎn)化器出口處逐漸增大，在后法蘭未受螺栓約束的一側(cè)，其熱變形達(dá)到2.9mm。

4 熱疲勞分析

當(dāng)量塑性應(yīng)變(PEEQ)可以用來(lái)衡量部件是否進(jìn)入塑性狀態(tài)及其程度。當(dāng)量塑性應(yīng)變?chǔ)臥EEQ＜1×10-5時(shí)，部件仍處于彈性階段;反之，部件則進(jìn)入塑性強(qiáng)化狀態(tài)。用當(dāng)量塑性應(yīng)變來(lái)判斷部件是否發(fā)生裂紋擴(kuò)展，其物理意義為塑性應(yīng)變的積累。在交變溫度引起的交變應(yīng)力的作用下，塑性應(yīng)變不斷累積，致使熱裂紋萌生和擴(kuò)展，最終導(dǎo)致排氣歧管的破壞［8-9］。圖16為排氣歧管區(qū)域A處當(dāng)量塑性應(yīng)變較大的云圖。

由于溫度的上升和下降過(guò)程中排氣歧管的某些區(qū)域受到拉應(yīng)力和壓應(yīng)力的不同作用，從而導(dǎo)致塑性變形情況不斷改變。為此，對(duì)排氣歧管在正常工作和停機(jī)冷卻狀態(tài)下兩種不同溫度的循環(huán)交替作用進(jìn)行了模擬。結(jié)果是兩種應(yīng)力狀態(tài)對(duì)塑性變形的貢獻(xiàn)不一樣，但都會(huì)導(dǎo)致裂紋的萌生與擴(kuò)展。

圖17為循環(huán)過(guò)程中A區(qū)域的累計(jì)當(dāng)量塑性應(yīng)變的變化曲線。由圖可見(jiàn)，A區(qū)域在第1、2兩個(gè)循環(huán)過(guò)程中對(duì)塑性變形的貢獻(xiàn)量較大，在第3、4循環(huán)過(guò)程中當(dāng)量塑性應(yīng)變趨于穩(wěn)定。4個(gè)循環(huán)后累計(jì)當(dāng)量塑性應(yīng)變?yōu)?.004 08，而在第4個(gè)循環(huán)過(guò)程的貢獻(xiàn)量?jī)H有ΔεPEEQ=0.000 15。因此，排氣歧管破壞的可能性較小。

5 結(jié)論

CFD和有限元聯(lián)合分析的結(jié)果表明，整個(gè)排氣歧管溫度較高，尤其是排氣歧管交匯和三效催化轉(zhuǎn)化器出口處靠近發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋一側(cè)的區(qū)域，散熱困難，溫度可達(dá)780°C。

在前后法蘭約束下，排氣歧管熱應(yīng)力的釋放發(fā)生在剛度梯度較大的結(jié)構(gòu)過(guò)渡區(qū)域。因此，在排氣歧管結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過(guò)程中要盡量保持結(jié)構(gòu)剛度梯度在較小的范圍內(nèi)。

在發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作和停車(chē)?yán)鋮s的循環(huán)過(guò)程中，計(jì)算排氣歧管的當(dāng)量塑性應(yīng)變。在經(jīng)過(guò)4個(gè)循環(huán)之后，其對(duì)當(dāng)量塑性應(yīng)變的貢獻(xiàn)量較小，排氣歧管處于一個(gè)相對(duì)穩(wěn)定的狀態(tài)，因此，排氣歧管破壞的可能性較小。

［1］ 李紅慶，楊萬(wàn)里，劉國(guó)慶，等.內(nèi)燃機(jī)排氣歧管熱應(yīng)力分析［J］.內(nèi)燃機(jī)工程，2005，26(5):81-84.

［2］ 董非，蔡憶昔，范秦寅，等.內(nèi)燃機(jī)排氣歧管瞬態(tài)熱流體-熱應(yīng)力耦合仿真的研究［J］.汽車(chē)工程，2010，32(10):854-859.

［3］ 郭立新，韓穎，惠涵，等.CFD-FE耦合計(jì)算分析某汽油機(jī)排氣歧管熱負(fù)荷［J］.現(xiàn)代車(chē)用動(dòng)力，2009，2:10-14.

［4］ Duroux P，Simon C，Cleizergues O，et al.Design of Stainless Steel Automotive Exhaust Manifolds［C］.International Body Engineering Conference and Exposition.Japan，2003，543-547.

［5］ Jiho Choi，Seongho Yoon.Heat Transfer and Thermal Stress Analysis of Exhaust Manifold in Unsteady Condition［C］.The 13th International Pacific Conference on Automotive Engineering.Korea，2005:50-55.

［6］ 鄧邦林，王寶林，李軍成，等.某汽油機(jī)排氣歧管熱應(yīng)力分析［C］.第五屆中國(guó)CAE工程分析技術(shù)會(huì)議文集.中國(guó)，2009:579-590.

［7］ 徐秉業(yè)，劉信聲.應(yīng)用彈塑性力學(xué)［M］.北京:清華大學(xué)出版社，1995:371-374.

［8］ 黃躍群，首建威.含軟弱夾層基礎(chǔ)刻槽置換效果研究［J］.水力發(fā)電，2011，37(10):39-41.

［9］ H?schler K，Bischof J，Koschel W.Thermo-mechanical Analysis of an Automotive Diesel Engine Exhaust Manifold［C］.International Conference on Temperature-Fatigue Interaction，Ninth International Spring Meeting.France，2001:299-308.