乘用車排氣凈化器熱疲勞分析方法

陳正國 楊小東 褚霞 齊冬亮 張輝

摘要：為探究溫度循環(huán)載荷下排氣凈化器的熱疲勞性能，結(jié)合傳熱分析和靜力學(xué)分析，采用有限元軟件HyperMesh和Abaqus，對某型乘用車排氣凈化器進(jìn)行深入研究，考慮高溫效應(yīng)和材料硬化效應(yīng)的影響，選擇等效塑性應(yīng)變幅值作為評價熱疲勞的關(guān)鍵指標(biāo)，分析得到危險點(diǎn)等效塑性應(yīng)變幅值為0.011?7，不滿足熱疲勞耐久要求。對原排氣凈化器的下支架進(jìn)行翻邊處理，得到的新排氣凈化器的等效塑性應(yīng)變幅值最高為0.008?7，滿足熱疲勞耐久要求。

關(guān)鍵詞：排氣凈化器;熱疲勞;傳熱;有限元

中圖分類號：TP391.99;U464.134.4

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B

文章編號：1006-0871（2021）03-0044-05

DOI：10.13340/j.cae.2021.03.008

Abstract：To?study?the?thermal?fatigue?performance?of?exhaust?converter?under?temperature?cyclic?load，?an?depth?study?on?an?vehicle?exhaust?converter?is?carried?out?combined?with?heat?transfer?analysis?and?static?analysis?by?finite?element?software?HyperMesh?and?Abaqus.?Considering?the?high?temperature?effect?and?material?hardening?effect，?the?thermal?fatigue?is?evaluated?taking?the?equivalent?plastic?strain?amplitude?as?the?key?index.?It?shows?that?the?equivalent?plastic?strain?amplitude?at?the?dangerous?point?is?0.011?7，?which?does?not?meet?the?requirements?of?thermal?fatigue?durability.?The?lower?support?of?the?original?exhaust?converter?is?flanged，?and?the?maximum?equivalent?plastic?strain?amplitude?of?the?new?exhaust?converter?is?0.008?7，?which?meets?the?requirements?of?thermal?fatigue?durability.

Key?words：exhaust?converter;thermal?fatigue;heat?transfer;finite?element

0?引?言

汽車排氣凈化器承受高溫載荷和劇烈振動，其結(jié)構(gòu)可靠性一直是重要研究領(lǐng)域[1-7]。YOSHIMASA等[3]基于標(biāo)準(zhǔn)試樣，對排氣歧管的熱疲勞性能進(jìn)行初步分析;CHINOUILH等[4]通過實驗測試和有限元分析研究排氣歧管的熱疲勞性能。國內(nèi)學(xué)者董勁等[8]采用2個加熱-冷卻循環(huán)加載進(jìn)行熱機(jī)疲勞分析，并采用第2個循環(huán)的等效應(yīng)變增量評估排氣歧管的熱疲勞性能;李相旺等[9]采用熱應(yīng)力值表征增壓發(fā)動機(jī)排氣熱端的熱疲勞性能;張涵宇等[10]進(jìn)一步利用Manson-Coffin理論預(yù)測高鎳鑄鐵排氣歧管的熱疲勞壽命。

本文借簽已有研究成果，同時考慮高溫因素和材料循環(huán)硬化的影響，采用5個加熱-冷卻循環(huán)進(jìn)行熱機(jī)疲勞分析，采用等效塑性應(yīng)變幅值評價排氣凈化器的熱疲勞性能，對原凈化器結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析和優(yōu)化，使其滿足熱疲勞耐久指標(biāo)要求。

1?關(guān)鍵技術(shù)和理論

1.1?凈化器分析建模

凈化器熱疲勞分析模型包括增壓器、進(jìn)氣法蘭、進(jìn)氣蚌殼、筒體、出氣蚌殼、出氣法蘭、中間支架、下支架等結(jié)構(gòu)，各子部件支架采用焊接工藝連接在一起，法蘭之間、支架之間采用螺栓連接。

采用有限元軟件HyperMesh生成凈化器有限元網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)為105?426個，凈化器網(wǎng)格模型及可能的危險點(diǎn)見圖1。大部分結(jié)構(gòu)（包括蚌殼、筒體、中支架、下支架等）采用四邊形殼體單元，進(jìn)氣法蘭采用六面體實體單元，增壓器采用四面體實體單元。

模型載荷設(shè)置、分析過程設(shè)置采用有限元分析軟件Abaqus完成，包括傳熱分析Heat?Transfer和通用靜力學(xué)分析Static。對增壓器進(jìn)氣法蘭、中支架、下支架的安裝螺栓孔位置進(jìn)行固定約束（見圖1中的三角形標(biāo)識）。

在發(fā)動機(jī)試驗過程中，中支架與筒體的焊接處容易產(chǎn)生裂紋，因此將該區(qū)域作為危險點(diǎn)。

1.2?材料參數(shù)

排氣凈化器采用SUH441不銹鋼材料，該材料具有較好的高溫強(qiáng)度和抗氧化性能，其彈性模量和屈服應(yīng)力隨溫度的變化曲線分別見圖2和3。隨著溫度上升，SUH441不銹鋼材料的彈性模量和屈服應(yīng)力都明顯下降：常溫下材料的彈性模量為201?GPa，800?℃時下降到85?GPa;常溫下材料的屈服應(yīng)力為320?MPa，800?℃時下降到23?MPa。

SUH441不銹鋼材料膨脹系數(shù)隨溫度的變化曲線見圖4，800?℃時材料的膨脹系數(shù)為1.3×10-5K-1。SUH441不銹鋼材料導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度的變化曲線見圖5，800?℃時材料的導(dǎo)熱系數(shù)為34?W/（m·K）。

1.3?材料模型

在循環(huán)載荷作用下，材料存在明顯的硬化效應(yīng)，分為隨動硬化和各向同性硬化2種形式。

在隨動硬化狀態(tài)下，材料的屈服面在應(yīng)力空間下的非線性外移效應(yīng)可以表示為

式中：α為背應(yīng)力;σ0為屈服應(yīng)力;p1為等效塑性應(yīng)變;C和γ為材料的硬化參數(shù)。

在各向同性硬化狀態(tài)下，材料的屈服面增長效應(yīng)符合指數(shù)法則，可以表示為

式中：σ|0為初始屈服應(yīng)力;Q∞為材料極限常數(shù);b為材料塑性應(yīng)變常數(shù)。

采用Manson-Coffin公式進(jìn)行材料疲勞壽命和指標(biāo)預(yù)測[11]，其理論表達(dá)式為

式中：Δεp1為1次塑性應(yīng)變幅值;Nf為材料疲勞壽命;a和C為材料參數(shù)，一般a取值為0.5～1.5，C由材料本身特性決定。

SUH441不銹鋼塑性應(yīng)變幅值Δεp1與疲勞壽命Nf的關(guān)系曲線見圖6。隨著塑性應(yīng)變幅值的增大，疲勞壽命迅速下降。本文取疲勞壽命為3?000次對應(yīng)的塑性應(yīng)變幅值Δεp1作為疲勞強(qiáng)度的評價指標(biāo)，Δεp1<0.01。

1.4?加載歷程

首先，進(jìn)行傳熱分析。采用Heat?Transfer完成，輸入溫度為凈化器實際工作過程中的測試結(jié)果。發(fā)動機(jī)臺架測試試驗現(xiàn)場照片見圖7，采集到的排氣溫度曲線見圖8。在發(fā)動機(jī)加速過程中，最高排氣溫度為850?℃。傳熱分析考慮對流和輻射對凈化器表面溫度的影響。

然后，進(jìn)行Static靜力學(xué)分析，輸入?yún)?shù)為第1步分析生產(chǎn)的溫度場。由于材料存在硬化效應(yīng)，所以進(jìn)行多次循環(huán)分析獲得穩(wěn)定的應(yīng)力應(yīng)變結(jié)果。試驗采用5個加熱-冷卻循環(huán)，其溫度加載歷程及其測試結(jié)果見圖9。

第1個分析步為加熱工況，將凈化器由室溫Troom加熱至最高溫度Tmax;第2個分析步為冷卻工況，將凈化器溫度由最高溫度Tmax降低至室溫Troom：重復(fù)進(jìn)行5個循環(huán)，模擬凈化器經(jīng)歷5個加熱-冷卻循環(huán)，共10個分析步。Δ

值采用第i個冷卻循環(huán)結(jié)束與第i-2次冷卻循環(huán)結(jié)束2次pl差值除以2的商，后續(xù)研究選擇第10個分析步（第5個冷卻工況）與第8個分析步（第4個冷卻工況）的pl差值除以2的商評價結(jié)構(gòu)的熱疲勞性能。

2?計算結(jié)果與分析

2.1?溫度分析結(jié)果

凈化器溫度分布云圖見圖10。由此可以看出，排氣凈化器進(jìn)氣蚌殼表面溫度約為817?℃，中支架與筒體焊接附近區(qū)域（即危險點(diǎn)）溫度約為451?℃，下支架翻邊處溫度約為349?℃。

2.2?應(yīng)變分析結(jié)果

第2個冷卻工況后凈化器的塑性應(yīng)變分布云圖見圖11。支架1與筒體的焊縫附近（即危險點(diǎn)）存在失效風(fēng)險，此處等效塑性應(yīng)變pl為0.13。

危險點(diǎn)動態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖12。

在第1個加熱過程中，危險點(diǎn)應(yīng)力-應(yīng)變按圖12中路徑1（1）—1（2）—1（3）變化，材料發(fā)生明顯塑性變形，表現(xiàn)為壓縮狀態(tài)，總應(yīng)變?yōu)?.014，應(yīng)力值為289?MPa。

在第1個冷卻過程中，危險點(diǎn)應(yīng)力-應(yīng)變按圖12中路徑1（3）—1（4）—1（5）變化，應(yīng)變值逐步減少為負(fù)值，表現(xiàn)為拉伸狀態(tài)，最大應(yīng)變?yōu)?0.007，應(yīng)力值為-406?MPa。

隨著循環(huán)次數(shù)的增加，材料表現(xiàn)出明顯的硬化效應(yīng)，應(yīng)力-應(yīng)變環(huán)向左偏移，應(yīng)變幅值不斷變小，應(yīng)力幅值不斷變大。初始彈性應(yīng)力幅值為282?MPa，第5個循環(huán)的彈性應(yīng)力幅值增至427?MPa。

2.3?等效塑性應(yīng)變幅值Δpl

原凈化器危險點(diǎn)的Δpl隨循環(huán)次數(shù)的變化曲線見圖13。隨著循環(huán)次數(shù)的增加，Δpl不斷降低，并趨于穩(wěn)定。選擇第5個冷卻工況的Δpl值作為評價熱疲勞的關(guān)鍵指標(biāo)。

第5個冷卻工況Δpl的分布云圖見圖14，危險點(diǎn)表現(xiàn)出明顯的高水平區(qū)域，Δpl值為0.012，不滿足熱疲勞耐久指標(biāo)要求（小于0.010），存在熱疲勞失效的風(fēng)險。因此，必須對原凈化器結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，降低危險點(diǎn)的Δpl水平，提高熱疲勞性能。

2.4?優(yōu)化效果驗證

對原凈化器結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，考慮中支架在加熱過程中容易扯動筒體，優(yōu)化方案考慮取消中間支架，見圖15。

優(yōu)化方案的Δpl分布云圖見圖16。取消中支架后，最大塑性應(yīng)變區(qū)域轉(zhuǎn)移至下支架翻邊處，其Δpl值為0.008?7，滿足材料熱疲勞耐久指標(biāo)（小于0.01），由此說明該優(yōu)化方案可行。

3?結(jié)束語

結(jié)合傳熱分析和靜力學(xué)分析，對溫度循環(huán)載荷下排氣凈化器的熱疲勞性能進(jìn)行深入研究，考慮材料的硬化效應(yīng)，研究載荷循環(huán)次數(shù)對等效塑性應(yīng)變Δpl的影響。研究發(fā)現(xiàn)，凈化器危險點(diǎn)的Δpl值為凈化器0.011?7，不滿足熱疲勞要求，存在斷裂風(fēng)險。取消中支架，對原有凈化器進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，最大塑性應(yīng)變區(qū)域轉(zhuǎn)移至下支架翻邊處，下支架翻邊區(qū)域的Δpl值為0.008?7，滿足熱疲勞耐久指標(biāo)要求。分析結(jié)果為評價凈化器結(jié)構(gòu)熱疲勞性能、解決熱疲勞斷裂問題提供技術(shù)支持。

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（編輯?武曉英）