基于流固耦合的柴油機(jī)排氣管熱應(yīng)力計(jì)算

基于流固耦合的柴油機(jī)排氣管熱應(yīng)力計(jì)算

1排氣歧管熱應(yīng)力的計(jì)算隨著引擎性能的提高，零件的熱負(fù)荷也有所增加。排氣歧管是發(fā)動機(jī)的主要受熱件,工作熱負(fù)荷大,熱應(yīng)力高,工作環(huán)境及其惡劣。某新開發(fā)的發(fā)動機(jī)在進(jìn)行800h循環(huán)負(fù)荷試驗(yàn)時(shí)發(fā)生了排氣歧管開裂的故障。為了解裂紋產(chǎn)生的原因,排除故障并提出改進(jìn)建議,必須計(jì)算排氣歧管的溫度場和熱應(yīng)力。在國內(nèi),對活塞溫度場和熱應(yīng)力進(jìn)行了較多的研究,使用的方法是:首先實(shí)測幾個關(guān)鍵點(diǎn)的溫度,然后反復(fù)調(diào)整熱邊界條件,使幾個關(guān)鍵點(diǎn)的計(jì)算值和實(shí)測值符合。這種方法計(jì)算量很大,文獻(xiàn)中經(jīng)過了一百多次的試算,才使幾個關(guān)鍵點(diǎn)的計(jì)算值和實(shí)測值接近,而且該法在產(chǎn)品設(shè)計(jì)階段不能計(jì)算零件的熱應(yīng)力。本文采用流固耦合方法來計(jì)算排氣歧管的溫度場及熱應(yīng)力。首先用FIRE軟件計(jì)算排氣歧管瞬態(tài)內(nèi)流場(曲軸轉(zhuǎn)角為0～1440°CA),得到排氣歧管內(nèi)壁面的瞬態(tài)對流換熱系數(shù)和環(huán)境溫度,再用時(shí)間平均的方法計(jì)算出內(nèi)壁面穩(wěn)態(tài)對流換熱系數(shù)和環(huán)境溫度;然后再模擬發(fā)動機(jī)臺架試驗(yàn)的穩(wěn)態(tài)外流場,得到排氣歧管外壁面的對流換熱系數(shù)和環(huán)境溫度。在得到排氣歧管內(nèi)外壁面的環(huán)境溫度和對流換熱系數(shù)后,采用ABAQUS軟件計(jì)算排氣歧管的溫度場和熱應(yīng)力。計(jì)算結(jié)果表明,采用流固耦合的方法可以快速有效地預(yù)測排氣歧管的溫度場和熱應(yīng)力,計(jì)算所得的排氣歧管熱應(yīng)力最大的地方,即為發(fā)生裂紋的地方。最后根據(jù)計(jì)算結(jié)果提出了改進(jìn)建議。2計(jì)算模型2.1邊界條件的確定排氣歧管內(nèi)流場瞬態(tài)控制方程采用可壓縮N-S方程,湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型,壁面律按標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。計(jì)算的曲軸轉(zhuǎn)角范圍為0～1440°CA,進(jìn)出口邊界條件由發(fā)動機(jī)一維熱力學(xué)軟件BOOST計(jì)算結(jié)果給定,計(jì)算轉(zhuǎn)速為6000r/min,進(jìn)口給流量和溫度,出口給靜壓和溫度,其余為壁面邊界條件。圖1為排氣歧管內(nèi)流場的計(jì)算網(wǎng)格,單元為六面體,單元數(shù)為63060。2.2排氣歧管、區(qū)域開放系統(tǒng)的網(wǎng)格設(shè)計(jì)排氣歧管外流場控制方程也采用不可壓N-S方程,湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型,壁面律按標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。計(jì)算模型由排氣歧管、隔熱罩、三元催化器組成。網(wǎng)格為混合網(wǎng)格,網(wǎng)格數(shù)大約有110萬。圖2顯示了排氣歧管外流場計(jì)算的邊界條件:入口為風(fēng)機(jī)風(fēng)道的出口,給定入口流量和溫度;壁面A給定壁面邊界條件和溫度;模型的四周為對稱邊界條件;出口處的壁面B給定壁面邊界條件和溫度;出口給定靜壓和溫度;排氣歧管、隔熱罩、三元催化器均給定壁面邊界條件和溫度。2.3污水管道三維模型2.3.1熱邊界條件排氣歧管溫度場計(jì)算的控制方程??x(k?t?x)+??y(k?t?y)+??z(k?t?z)=?q(1)??x(k?t?x)+??y(k?t?y)+??z(k?t?z)=-q(1)熱邊界條件為第一類邊界條件t=g(x,y)和第三類邊界條件?k?t?n=h(t?tf)-k?t?n=h(t-tf),如圖3所示,和缸蓋接觸的壁面C給第一類邊界條件,其余面給第三類邊界條件。圖4為排氣歧管內(nèi)壁面的對流換熱系數(shù)和溫度,圖5為排氣歧管外壁面的對流換熱系數(shù)和溫度,均由流場計(jì)算結(jié)果插值得到。排氣歧管有限元模型(圖3)所用單元是四節(jié)點(diǎn)四面體單元,由于計(jì)算了多個方案,每個方案的單元數(shù)和節(jié)點(diǎn)數(shù)不完全相同,大約為20萬個單元和5.5萬個節(jié)點(diǎn)。2.3.2構(gòu)造總體剛度矩陣在計(jì)算出排氣歧管溫度場后,以溫度場為單元載荷計(jì)算熱應(yīng)力。其基本方程為{δ}=[K]{Rt}(2)[σ]=[D]{[B]{δ}-{ε0}}(3)式中,[K]為總體剛度矩陣;[D]為彈性矩陣;[B]為應(yīng)變矩陣;{Rt}為總體載荷矩陣;[σ]為節(jié)點(diǎn)應(yīng)力矩陣。3計(jì)算結(jié)果和分析3.1式中排氣歧視cfd計(jì)算3.1.1計(jì)算邊界條件如前所述,排氣歧管內(nèi)流場共計(jì)算了1440°CA,然后在720°CA范圍內(nèi)進(jìn)行時(shí)間平均得到平均對流換熱系數(shù)和溫度,再將其映射到相應(yīng)的有限元網(wǎng)格上,得到排氣歧管溫度場計(jì)算的邊界條件。圖6為720°CA內(nèi)流場的對流換熱系數(shù)和溫度。3.1.2排水污水處理廠的計(jì)算圖7為一種方案排氣歧管外壁面的對流換熱系數(shù)和溫度,將其映射到對應(yīng)的有限元網(wǎng)格上得到如圖5所示的對流換熱系數(shù)和溫度。3.2結(jié)果表明，陰影管道溫度場和熱應(yīng)力的計(jì)算和分析3.2.1計(jì)算實(shí)例計(jì)算本文計(jì)算了多種方案的溫度場和熱應(yīng)力,圖8為原方案的溫度場計(jì)算結(jié)果。從溫度場的云圖來看,由于排氣歧管基本是對稱的,其溫度分布也基本對稱,而且各種方案的溫度分布大致是一樣的,最高溫度728°C在排氣歧管的出口處。3.2.2y向拉伸應(yīng)力下表為裂紋發(fā)生處的應(yīng)力值(具體位置見圖9所示A處)。從表可看出:原方案和方案B的應(yīng)力值相當(dāng),方案A的VonMises應(yīng)力和Y向應(yīng)力比原方案小約190MPa,因此凸臺是引起裂紋處應(yīng)力大的主要原因,而且是有Y向拉伸應(yīng)力引起。圖9、10分別為原方案和方案C的VonMises應(yīng)力云圖,圖10、12為Y向拉伸應(yīng)力云圖。由于排氣歧管的材料在不同溫度下的拉伸強(qiáng)度變化很大,又沒有各溫度下的材料拉伸強(qiáng)度,因此不能直接用拉伸應(yīng)力和拉伸強(qiáng)度進(jìn)行比較,只能用相對比較的方法來判定改進(jìn)方案是否可靠。由于排氣歧管在做熱沖擊試驗(yàn)時(shí)其它部位未發(fā)生裂紋,因此可以將改進(jìn)方案的應(yīng)力值和原方案的應(yīng)力值比較,如果應(yīng)力值小可以判定改進(jìn)方案是可靠的。當(dāng)然這僅僅是從靜強(qiáng)度的角度來判定,下一步應(yīng)該進(jìn)行熱疲勞的分析。方案C在裂紋處的VonMises應(yīng)力和Y向應(yīng)力比原方案小190MPa,因此可認(rèn)為方案C是可靠的。4方案b:復(fù)合濾材回濕法(1)發(fā)動機(jī)排氣歧管裂紋是由固定隔熱罩的凸臺引起的,而且主要是由Y向拉伸應(yīng)力所致。(2)將固定隔熱罩的凸臺移至方案C所示位置,可降低裂紋處的應(yīng)力