基于流固耦合分析某排氣歧管疲勞損傷

楊 超，鄭清平

（河北工業大學，天津 300401）

排氣歧管直接與汽缸體相連接，其排氣口與排氣總管連接，是排氣系統中最重要的環節，是發動機缸體和排氣系統其他部件的連接中樞，其結構以及性能直接影響著整個排氣系統的性能［1］。隨著發動機技術的發展，排氣溫度越來越高，造成排氣歧管的熱負荷越來越接近其承受極限［2］。一般情況下，排氣歧管的疲勞損傷有多種因素(如熱負荷、振動負荷、氣流沖擊、材料性能變化等)相互影響、耦合導致。

本文通過運用AVL-Fire和ABAQUS軟件建立發動機的排氣歧管模型進行有限元分析流固耦合計算模型，分析排氣歧管溫度場及應力與應變場。分析試驗中發動機的排氣歧管疲勞斷裂的原因。

1 排氣歧管開裂問題

圖1 試驗測試中發動機排氣歧管的開裂問題Fig.1 Cracking problem of engine exhaust manifold in test test

本次研究的某六缸在可靠性試驗中全負荷工況試驗950h出現裂紋，裂紋位置位于與四缸、五缸相連接的歧管的連接處，如圖1中箭頭位置所示。

2 耦合溫度場分析

為獲得排氣歧管流固耦合溫度場與對流換熱系數，通過建立CFD模型仿真獲取管內流場，并通過平均一個發動機循環管壁溫度和對流換熱系數，獲取歧管的對流換熱系數場。

圖2 排氣歧管模型Fig.2 Exhaust manifold model

排氣歧管模型如圖2所示，通過獲取歧管內表面并劃分網格如圖3所示。進出口邊界發動機工作過程分析軟件BOOST計算出額定工況2500r/min下的排氣歧管進出口邊界溫度、質量流量。三維流場計算湍流模型選擇k-ε模型，邊界選擇ThinWall邊界。對第四個工作循環的溫度場和對流換熱系數場進行時間平均，如圖3、4所示。

圖3 額定工況發動機排氣歧管壁面受熱平均溫度場Fig.3 Rated working condition of engine exhaust manifold wall heating average temperature field

圖4 額定工況發動機排氣歧管壁面換熱平均對流換熱系數場Fig.4 The average convective heat transfer coefficient field of the exhaust manifold of the engine under rated condition

3 排氣歧管熱應力分析

3.1 排氣歧管熱分析理論［4］

溫度場控制方程等效的積分形式［3］：

為熱通量的面積；S3為對流面積。

3.2 模型建立

將排氣歧管模型導入ABAQUS中并選取C3D4T四結點熱耦合四面體單元。將模型離散化為熱耦合單元，劃分69519個節點，295686個四面體網格。研究對象材料為SiMo45鑄鐵。

對排氣歧管添加邊界條件，利用笛卡爾連接表示固定螺栓對法蘭的固定，邊界約束的位置約束各點的全部自由度。

應用FIRE中仿真獲得的溫度場合對流換熱系數場作為熱邊界，進行時長600s的流固耦合分析可以獲得排氣歧管穩定的溫度場及應力、應變分布。

3.3 溫度場和熱應力計算結果分析

經過流固耦合分析，排氣歧管穩定狀態下的溫度場如圖5所示，溫度場分布受管內壁溫度場影響，管壁存在內部熱傳導，對排氣歧管溫度場存在明顯影響。

在發動機額定工況下,排氣歧管溫度穩定后的平均有效應力場如圖6所示。排氣歧管各管管壁存在溫度梯度，且存在內外表面的溫度梯度產生熱膨脹及熱應力，應力分布和受熱有一定關聯，同時受邊界約束條件影響也較為明顯。排氣歧管受到應力最大處為歧管4與歧管5的連接處，肋部有兩個最大應力點，標注為點A與點B，與發生開裂故障的位置一致，其大小約為472MPa。

圖5 排氣歧管溫度場分布Fig.5 Temperature field distribution of exhaust manifold

圖6 排氣歧管應力場分布Fig.6 Stress field distribution of exhaust manifold

4 排氣歧管熱疲勞分析

4.1 低周期熱疲勞理論［5,6］

熱疲勞屬于高應變低周期疲勞，確定了材料所受的應變和溫度循環，知道應變增加的影響時,可以計算出材料的壽命（M-C公式）。對于熱疲勞試驗來說，每一循環的塑性應變△εр。直接影響斷裂循環數的Nf，其關系式可以表達為：△εp·N=C

其中：Nf為材料到達疲勞斷裂時的循環次，或成為疲勞壽命；△εр為循環塑性應變范圍；α為材料的塑性指數；c這為常數，其數值溫度影響較大，隨平均溫度的升高而減小。

4.2 排氣歧管疲勞分析

圖7 排氣歧管發生的等效塑性應變Fig.7 Equivalent plastic strain of exhaust manifold

為研究開裂故障發生原因，考察A、B兩點的等效塑性應變模型中的等效塑性應變如圖7所示，由于只有A、B兩點處發生等效塑性應變，所以具體考察發生斷裂處的等效塑性應變。其中A點等效塑性應變大小為0.0012mm，B點等效塑性應變大小為0.00087mm。

本文研究硅錳鑄鐵鑄造的排氣歧管，參考相關文獻α取0.6，C取0.19［6］。所以A點疲勞壽命循環次數Nf=4634；B點疲勞壽命循環次數Nf=7920。

5 結論

a.通過發動機排氣歧管進行流固耦合分析，獲得發動機排氣歧管溫度分布，由管內流場對流換熱決定，并受排氣歧管壁面導熱作用共同影響。

b.排氣歧管平均有效應力大小與分布受排氣歧管溫度分布影響，同時取決于排氣歧管結構和邊界約束條件。在集中應力的作用下導致排氣歧管開裂故障。

c.應用低周期熱疲勞理論，通過獲取排氣歧管的等效塑性應變，利用M-C公式可以計算出排氣歧管發生開裂故障位置的集中等效塑性應變點的疲勞壽命分別為循環數4634和7920。

［1］ 楊勇.基于呼吸系統的排氣歧管設計及有限元分析［D］.西安：西安理工大學，2010.

［2］ 王虎.內燃機零部件熱負荷研究的現狀討論與展望［J］.內燃機，2005，（06）：4-5.

［3］ 平修二.熱應力與熱疲勞：基礎理論與設計〔M］.北京：國防工業出版社，1984.

［4］ 劉展，祖景平，錢英莉.ABAQUS6.6基礎教程與實例詳解［M］.中國水利水電出版社，2008.

［5］ 王立新,劉斐,潘雪偉.發動機排氣歧管斷裂分析及其設計改進［J］.上海汽車，2007，（12）：87-88.

［6］ 趙少汁，王忠保.疲勞設計［M］.北京：機械工業出版社，1992.