基于低周疲勞分析的半殼式排氣歧管結(jié)構(gòu)優(yōu)化

田大洋 王海耀 劉 杰 鄭有能 顧 潔

（泛亞汽車技術(shù)中心有限公司 上海 201201）

引言

汽油發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣歧管作用是匯集各缸燃燒廢氣，引入催化器進(jìn)行后處理。隨著發(fā)動(dòng)機(jī)的小型化，排氣側(cè)零件的熱負(fù)荷不斷增加。自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣溫度最高可達(dá)1 000℃[1]。排氣歧管一方面要承受來自高溫排氣的熱沖擊，一方面又會(huì)因?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)的工作產(chǎn)生振動(dòng)疲勞。開裂和變形是排氣歧管最常見的失效模式[2]。

低周疲勞（Low Cycle Fatigue）即材料在高于屈服強(qiáng)度的循環(huán)應(yīng)力作用下，經(jīng)過小于104個(gè)循環(huán)次數(shù)而產(chǎn)生的疲勞。峰值應(yīng)力高于屈服應(yīng)力會(huì)產(chǎn)生較大的塑性應(yīng)變[3]。排氣歧管處于冷熱交變工況時(shí)，拉應(yīng)力和壓應(yīng)力交替作用于塑性變形區(qū)域。在這兩種應(yīng)力共同作用下，可能導(dǎo)致歧管產(chǎn)生熱疲勞裂紋，造成排氣泄露。目前國(guó)內(nèi)外普遍使用等效塑性應(yīng)變?cè)隽浚éEEQ）評(píng)估冷熱交變工況過程中的低周疲勞[4-5]。

本文針對(duì)排氣歧管因低周疲勞造成的開裂失效模式，為某不銹鋼半殼焊接式排氣歧管提出了5種結(jié)構(gòu)優(yōu)化特征，組合為6種結(jié)構(gòu)方案。采用流固耦合方法計(jì)算各方案在冷熱交變工況下的溫度分布和應(yīng)力、應(yīng)變狀態(tài)；制作各方案樣件，搭建發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架進(jìn)行冷熱交變耐久試驗(yàn)，驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果，為半殼焊接式排氣歧管設(shè)計(jì)提供結(jié)構(gòu)優(yōu)化方向。

1 結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案

1.1 初始方案

本文選用的半殼式排氣歧管應(yīng)用于某國(guó)六排放1.5 L自然吸氣汽油發(fā)動(dòng)機(jī)。排氣歧管與三元催化器耦合，載體封裝于歧管下端筒體內(nèi)。由于支管布置空間較小，為滿足各管氣流均勻性和加工工藝，歧管部分采用兩片不銹鋼半殼焊接的形式，支管分布方式為4-2-1。初始結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 半殼式排氣歧管初始方案

1.2 優(yōu)化方案

在盡量不改動(dòng)內(nèi)部流道的前提下，針對(duì)排氣歧管開裂的失效模式，提出表1中的5種優(yōu)化特征，并組合為圖2所示的6種結(jié)構(gòu)方案。

表1 排氣歧管結(jié)構(gòu)優(yōu)化特征

圖2 排氣歧管結(jié)構(gòu)方案

2 結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案

2.1 網(wǎng)格劃分

在HYPERMESH中導(dǎo)入幾何模型，進(jìn)行網(wǎng)格劃分。在已有排氣歧管CAE計(jì)算中，通常單獨(dú)對(duì)排氣歧管進(jìn)行分析，沒有考慮上下游零件對(duì)歧管的影響。本文的計(jì)算模型增加了催化器、支架、部分排氣尾管和部分缸蓋，最大程度還原歧管的工作狀態(tài)。半殼式排氣歧管的焊接線較長(zhǎng)，且力學(xué)性能與歧管本體不同，需要單獨(dú)對(duì)焊接線進(jìn)行分區(qū)。選用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量約為85 000個(gè)，如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格劃分及溫度取點(diǎn)示意圖

2.2 計(jì)算邊界

設(shè)定模型進(jìn)氣溫度為發(fā)動(dòng)機(jī)最高排氣溫度850℃，模型進(jìn)出口壓降為30 kPa。對(duì)歧管、催化器、進(jìn)出口法蘭、支架和焊接區(qū)域分別單獨(dú)設(shè)置材料屬性。

2.3 計(jì)算步驟

本文利用商業(yè)CAE軟件Abaqus的穩(wěn)態(tài)計(jì)算模塊，可以得到模型在上述初始條件下的溫度分布，做為下文瞬態(tài)計(jì)算的邊界。在模型上取7個(gè)特征點(diǎn)，記錄各特征點(diǎn)的計(jì)算溫度，與試驗(yàn)測(cè)量值進(jìn)行對(duì)比標(biāo)定。特征點(diǎn)位置見圖3。

為反映排氣歧管低周疲勞狀態(tài)，對(duì)模型進(jìn)行3次溫度交變瞬態(tài)計(jì)算，模擬冷熱交變工況。步驟如圖4所示。其中，各節(jié)點(diǎn)最低溫度設(shè)置為室溫20℃，最高溫度即為穩(wěn)態(tài)計(jì)算得到的模型溫度。瞬態(tài)計(jì)算結(jié)果取第三次溫度交變模擬后的數(shù)據(jù)。

圖4 瞬態(tài)計(jì)算步驟

3 試驗(yàn)方案

為驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果，搭建發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架測(cè)試排氣歧管溫度，并運(yùn)行冷熱交變循環(huán)工況。表2為發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)。

表2 發(fā)動(dòng)機(jī)相關(guān)技術(shù)參數(shù)

排氣歧管7個(gè)溫度傳感器布置與CAE模型取點(diǎn)對(duì)應(yīng)，如圖5所示。為驗(yàn)證結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案效果，分別制作各結(jié)構(gòu)方案排氣歧管，搭載發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行冷熱交變工況耐久試驗(yàn)。

圖5 排氣歧管試驗(yàn)溫度采樣點(diǎn)

4 結(jié)果分析

4.1 溫度分布

穩(wěn)態(tài)溫度計(jì)算結(jié)果顯示，歧管入口區(qū)域溫度較低，如圖6所示。這是由于歧管入口處與缸蓋法蘭相接，部分排氣能量以熱傳導(dǎo)形式進(jìn)入缸蓋，降低了歧管的本體溫度。不銹鋼材料導(dǎo)熱系數(shù)較低，入口處溫度梯度較大。第二、三支管位于中間位置，受到左右兩側(cè)熱輻射和熱傳導(dǎo)，溫度高于第一、四支管。如圖7所示，7個(gè)溫度采樣點(diǎn)的計(jì)算值與試驗(yàn)值基本一致，本文采用的計(jì)算模型能夠反映排氣歧管的真實(shí)工作狀態(tài)。

圖6 計(jì)算歧管溫度分布（方案D）

圖7 歧管溫度計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比

4.2 熱應(yīng)力分布

如圖8所示為第三次溫度交變工況后，方案D歧管部分的最大主應(yīng)力分布。隨著歧管表面由平緩過渡到?jīng)_壓圓角處，應(yīng)力呈幾何級(jí)數(shù)級(jí)增大。應(yīng)力集中區(qū)域主要分布在第二、三支管之間的沖壓過渡區(qū)域。由圖9可見，焊縫處的應(yīng)力明顯高于歧管本體，超出材料拉伸強(qiáng)度的風(fēng)險(xiǎn)更高。半殼焊接式歧管的焊縫較長(zhǎng)，焊縫需要選擇比本體性能更好的材料。

圖9 各方案最大主應(yīng)力峰值

各種結(jié)構(gòu)優(yōu)化特征中，特征2在二、三支管間增加連接筋分?jǐn)偭苏麄€(gè)過渡區(qū)域的應(yīng)力集中，特征3下移氧傳感器基座減緩了半殼輪廓變形趨勢(shì)，均能有效降低模型的最大主應(yīng)力。特征4和特征5不能降低歧管的最大主應(yīng)力，且特征4由于“V”形變形趨勢(shì)增大，會(huì)導(dǎo)致該區(qū)域焊縫應(yīng)力明顯增大，如圖10所示。

圖10 焊縫最大主應(yīng)力分布（方案E）

4.3PEEQ分布

在冷熱交變工況下，循環(huán)結(jié)束時(shí)的PEEQ并不能準(zhǔn)確反映模型在循環(huán)過程中的應(yīng)變變化。選用升溫和冷卻過程的等效塑性應(yīng)變差值ΔPEEQ評(píng)估排氣歧管的低周疲勞風(fēng)險(xiǎn)：

如圖11所示，與最大主應(yīng)力效果相似，特征1～3能顯著減小模型的Max PEEQ和Max ΔPEEQ值。方案D比方案A：升溫和冷卻階段Max PEEQ值分別降低了 81.1%和 81.8%，Max ΔPEEQ值降低了88.8%。

圖11 各結(jié)構(gòu)方案最大PEEQ值對(duì)比

如圖12所示，與計(jì)算結(jié)果一致，排氣歧管耐久試驗(yàn)開裂位置位于ΔPEEQ最大的區(qū)域，即第二、三支管過渡位置。

圖12 開裂位置與Max ΔPEEQ位置

制作對(duì)ΔPEEQ敏感度強(qiáng)的方案A～D樣件，分別進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)冷熱交變耐久試驗(yàn)。由圖13可見，隨著Max ΔPEEQ值降低，冷熱交變耐久循環(huán)數(shù)增加。特征3下移氧傳感器基座，減緩了半殼輪廓變形趨勢(shì)，降低排氣歧管低周疲勞的效果最好，方案D比方案C耐久循環(huán)時(shí)間增加了123.5%。

圖13 最大ΔPEEQ與耐久循環(huán)數(shù)關(guān)系

5 結(jié)論

1）疲勞分析計(jì)算方法可以準(zhǔn)確預(yù)測(cè)低周疲勞失效位置：出現(xiàn)在第二、三支管過渡區(qū)域；能夠反映結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案對(duì)排氣歧管承受冷熱交變循環(huán)數(shù)的影響，與發(fā)動(dòng)機(jī)耐久試驗(yàn)結(jié)果一致。

2）等效塑性應(yīng)變是評(píng)估排氣歧管低周疲勞狀態(tài)的關(guān)鍵參數(shù)。最大ΔPEEQ降低88.8%，排氣歧管的冷熱交變耐久循環(huán)數(shù)增加了260%。

3）增大沖壓過渡圓角，增加支管間連接橫筋，氧傳感器位置遠(yuǎn)離支管交匯處等特征，可以分?jǐn)傦L(fēng)險(xiǎn)區(qū)域熱應(yīng)變，減小最大主應(yīng)力，降低ΔPEEQ，增加排氣歧管的冷熱交變耐久時(shí)間。

4）減小沖壓半殼的輪廓變化趨勢(shì)，耐久循環(huán)時(shí)間增加了123.5%，是降低不銹鋼半殼式排氣歧管低周疲勞風(fēng)險(xiǎn)的最有效方式。

1 包維霞，王立新，黃佐華，等.排氣歧管形式和加工工藝對(duì)汽油機(jī)性能影響的研究[J].內(nèi)燃機(jī)工程，2012，33（3）：64-67，74

2 李紅慶，楊萬里，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

3 王正．疲勞與斷裂及其在壓力容器上的應(yīng)用[M]．北京：兵器工業(yè)出版社，1996

4 徐世龍.某汽油機(jī)排氣歧管的熱負(fù)荷研究[D].南京：南京理工大學(xué)，2013

5 Chen Ming,Wang Yanjun,Wu Wenrui,et al.Design of the exhaust manifold of a turbo charged gasoline engine based on a transient thermal mechanical analysis approach[C].SAE Paper 2014-01-2882