基于熱機(jī)械勞分析的排氣歧管優(yōu)化設(shè)計

常耀紅，楊磊，劉閃閃，李小堅，季明微

（安徽江淮汽車集團(tuán)股份有限公司技術(shù)中心，安徽 合肥 230601）

設(shè)計-研究

基于熱機(jī)械勞分析的排氣歧管優(yōu)化設(shè)計

常耀紅，楊磊，劉閃閃，李小堅，季明微

（安徽江淮汽車集團(tuán)股份有限公司技術(shù)中心，安徽 合肥 230601）

聯(lián)合AVL-Fire和ABAQUS軟件，對某直噴汽油機(jī)進(jìn)行排氣歧管熱機(jī)械疲勞分析。首先利用AVL-Fire軟件得到排氣歧管在全速全負(fù)荷工況、倒拖工況和怠速工況下的內(nèi)外表面熱邊界條件，映射到有限元單元上進(jìn)行耦合計算，得到相應(yīng)工況下的溫度場以及應(yīng)力場分布，并通過熱機(jī)械循環(huán)計算排氣歧管的累積塑性應(yīng)變，判斷排氣歧管是否會發(fā)生低周疲勞斷裂。并根據(jù)分析結(jié)果對排氣歧管進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計，結(jié)果表明此方法可以很好的應(yīng)用在排氣歧管優(yōu)化設(shè)計上。

排氣歧管；耦合；熱機(jī)械疲勞；塑性應(yīng)變

CLC NO.:U462.1 Document Code: A Article ID: 1671-7988 (2017)08-01-03

前言

發(fā)動機(jī)工作產(chǎn)生的高溫氣體通過排氣歧管排出，長期受到高溫氣體的腐蝕，特別是在排氣總管處，所有熱量集中在此處使得溫度可以達(dá)到900℃以上，工作環(huán)境很長惡劣。排氣歧管的溫度分布特別是溫差變化對排氣歧管的應(yīng)力、塑性應(yīng)變有非常大的影響，進(jìn)而影響排氣歧管的性能。

目前對于排氣歧管的研究主要集中在計算全速全負(fù)荷工況下的溫度場以及應(yīng)力場分析，通過CFD分析得到排氣歧管內(nèi)外壁面的熱邊界，即壁面溫度以及換熱系數(shù)，再通過耦合分析得到排氣歧管結(jié)構(gòu)的溫度，主要研究的是排氣歧管的最高溫度以及此工況下的應(yīng)力情況。[1-3]

由于排氣歧管工作在高溫的環(huán)境中，導(dǎo)致排氣歧管材料往往工作在屈服狀態(tài)，而發(fā)動機(jī)在起停的過程中排氣溫度有非常大的變化，溫差往往會達(dá)到600℃，在周期性的溫度變化載荷狀態(tài)下，排氣歧管的累積塑性應(yīng)變會很大，造成低周疲勞斷裂失效，只研究排氣歧管的最高溫度和應(yīng)力并不能解決此問題。本文基于有限元方法，對某直噴發(fā)動機(jī)的排氣歧管進(jìn)行熱機(jī)械疲勞分析，最后根據(jù)結(jié)果對排氣歧管進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。

1、流固耦合原理

由能量守恒可知，在流固耦合界面處，固體傳出的熱量應(yīng)等于流體吸收的熱量。所以，采用下面的方程來描述這一守恒，聯(lián)接實體的Fourier熱傳導(dǎo)方程和流體的對流換熱控制方程。

式中：Kcond為固體的導(dǎo)熱系數(shù)；hconv為局部對流換熱系數(shù)；Tf為流體溫度；Tw為壁面溫度。

流體側(cè)，采用k-ε湍流模型來計算流體與壁面的對流換熱邊界條件，標(biāo)準(zhǔn)的k-ε湍流模型的輸送方程為：

式中：k為湍動能；ε為湍動能耗散率；Gk為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍動能項；Gb為由浮力產(chǎn)生的湍動能項；YM表示膨脹耗散項；C1ε、C2ε、C3ε為常數(shù)；σk、σε為k和ε的湍流普朗特數(shù)；Sk、Sε為用戶定義的源項。

固體側(cè)，內(nèi)燃機(jī)固體結(jié)構(gòu)的傳熱為穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問題，一般假設(shè)零件為常物性并無內(nèi)熱源，其控制方程為：

式中kx、kv、kz為沿x、y、z方向的熱傳導(dǎo)系數(shù)[1-3]。

2、有限元分析

2.1 溫度載荷循環(huán)定義

溫度載荷循環(huán)包括三個氣體側(cè)的熱沖擊（一個加熱階段和兩個冷卻階段）。每個階段都包括變化和保持過程，變化過程設(shè)定為15s（轉(zhuǎn)速變化）和10s（載荷變化），冷卻液循環(huán)轉(zhuǎn)換設(shè)定為20s，具體熱載荷工況如圖1所示。

一個循環(huán)工況包括如下三個階段：

（1）加熱階段

a) 逐漸從怠速（每分鐘700轉(zhuǎn)）到全速全負(fù)荷（每分鐘4850轉(zhuǎn)），持續(xù)時間15s。

b）保持全速工況，持續(xù)140s。

圖1 熱機(jī)械載荷工況循環(huán)

（2）第一階段冷卻

a) 逐漸從全速變換為倒拖工況（每分鐘4850轉(zhuǎn)），持續(xù)時間10s。

b）保持倒拖工況，持續(xù)120s。

（3）第二階段冷卻

a) 逐漸從倒拖工況變換為怠速工況，持續(xù)時間15s。b）保持怠速工況，持續(xù)135s。

為了得到穩(wěn)定的溫度場結(jié)果，我們一般要進(jìn)行上述循環(huán)三次，每一個循環(huán)定義為一個熱機(jī)械循環(huán)。

2.2 熱邊界計算

利用AVL-Fire軟件對排氣歧管內(nèi)流場進(jìn)行分析，得到全速全負(fù)荷、倒拖以及怠速工況下的排氣歧管、排氣道內(nèi)壁面的溫度以及換熱系數(shù)邊界，并且把熱邊界映射到結(jié)構(gòu)網(wǎng)格表面計算結(jié)構(gòu)溫度分布，全速工況下熱邊界如圖2-3所示。

圖2 換熱系數(shù)邊界

圖3 溫度邊界

2.3 計算結(jié)果

圖4 溫度場分布

全速全負(fù)荷工況下的排氣歧管溫度場分布以及塑性應(yīng)變?nèi)鐖D4、5所示，可以看出排氣歧管上的最高溫度為911℃，位置在排氣歧管總管的內(nèi)壁面處，塑性應(yīng)變最大值為0.021，位置在總管附近的倒角處，由于此位置溫度相對較高，因此塑性應(yīng)變較大，且已經(jīng)超過了2%的限值，因此需要對排氣歧管進(jìn)行修改。

圖5 塑性應(yīng)變分布

圖6為排氣歧管內(nèi)部的剖面圖，可以看出溫度最大的位置內(nèi)表面過渡不圓滑，導(dǎo)致氣體流動不暢，熱量不能及時的被帶走，氣體的熱量傳到結(jié)構(gòu)上使此位置溫度偏高，修改內(nèi)壁面的圓角尺寸，保證過渡圓滑，氣流順暢。而塑性應(yīng)變超過限值的部位由于倒角過小，應(yīng)力集中系數(shù)增加，過大的熱應(yīng)力導(dǎo)致此處塑性應(yīng)變較大，修改的思路為增加圓角尺寸，減少應(yīng)力集中系數(shù)，降低熱應(yīng)力。

圖6 優(yōu)化后模型

對修改后的模型進(jìn)行重新校核，圖7全速全負(fù)荷工況下的溫度場分布，可以看出全速工況下的最高溫度降低為906℃，由于氣體流動的改善使結(jié)構(gòu)溫度降低了5℃，倒拖工況和怠速工況的最高溫度分別為329℃和320℃，最高溫差達(dá)到了586℃。塑性應(yīng)變分布如圖8所示，最大位置仍然在總管附近的倒角處，但由于減少應(yīng)力集中系數(shù)導(dǎo)致最大塑性應(yīng)變降低為0.011，降低了52%，滿足要求。

圖7 優(yōu)化后模型溫度分布

圖8 塑性應(yīng)變分布

3、結(jié)論

a）雙向流固耦合分析方法可以精確的得到部件的溫度場分布，排氣歧管的溫度沒有超出材料的許用范圍；

b）低周疲勞分析方法可以得到排氣歧管在低周循環(huán)下的塑性應(yīng)變，原模型塑性應(yīng)變最大值為0.021，已經(jīng)超過了2%的限值，經(jīng)過優(yōu)化后的模型最大塑性應(yīng)變?yōu)?.011，滿足要求。

[1] Surech,S.Fatigue of Materials[M].國防工業(yè)出版社.1993.389-404.

[2] 聶宏.Miner公式和Manson-Coffin公式的能量基礎(chǔ)[J].航空學(xué)報,1993,14（5）：310-312.

[3] 趙帥帥,陳永祥等.基于修正Coffin-Manson模型的加速壽命試驗設(shè)計與評估[J].強(qiáng)度與環(huán)境,2013,40（4）：52-58.

The Optimization Design of Exhaust Manifold Based on Thermo Mechanical Fatigue Analysis

Chang Yaohong, Yang Lei, Liu Shanshan, Li Xiaojian, Ji Mingwei
（Anhui Jianghuai Automobile Co., Ltd. Technology Center, Anhui Hefei 230601）

combined with AVL-Fire and ABAQUS software, analyzed the exhaust manifold thermal mechanical fatigue of a direct injection gasoline engine. First get the exhaust manifold in full load condition, dragged inside and outside surface thermal boundary condition condition and under idling condition by using AVL-Fire software, mapping to the finite element on the coupling calculation of temperature field, obtained the corresponding conditions and stress field distribution, accumulation and exhaust manifold by thermomechanical cycle plastic strain, to judge whether the exhaust manifold of low cycle fatigue fracture. And according to the results of the analysis to optimize the design of the exhaust manifold, the results show that this method can be well applied in the exhaust manifold optimization design.

exhaust manifold; compand; thermo mechanical fatigue; plastic strain

U462.1

A

1671-7988 (2017)08-01-03

常耀紅，就職于安徽江淮汽車集團(tuán)股份有限公司。

10.16638/j.cnki.1671-7988.2017.08.001