張涵宇，于善虎，王本超，李巍華，

某型高鎳鑄鐵排氣歧管熱疲勞壽命預(yù)測(cè)

張涵宇1，于善虎2，王本超3，李巍華1，2

(1.華南理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院，廣州 510640； 2.華南理工大學(xué)廣東省汽車檢測(cè)技術(shù)工程研究中心，廣州 510640；3.廣州汽車集團(tuán)股份有限公司汽車工程研究院，廣州 511434)

針對(duì)目前D5S高鎳鑄鐵排氣歧管熱疲勞壽命預(yù)測(cè)公式精度不高的缺陷，對(duì)D5S材料進(jìn)行高溫拉伸試驗(yàn)，以估計(jì)Manson-Coffin公式壽命預(yù)測(cè)參數(shù)，結(jié)合STARCCM＋與ABAQUS流固耦合功能，對(duì)D5S排氣歧管熱疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)。結(jié)果表明，排氣歧管表面溫度最高位置出現(xiàn)在四缸排氣流匯合處，5個(gè)循環(huán)后危險(xiǎn)位置平均ΔPEEQ值達(dá)到0.548%；根據(jù)高溫拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)獲得材料的應(yīng)變-壽命曲線，并計(jì)算出危險(xiǎn)位置預(yù)測(cè)壽命為1 678個(gè)循環(huán)；發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架驗(yàn)證試驗(yàn)的結(jié)果，兩根歧管的壽命分別為2 217個(gè)循環(huán)和2 014個(gè)循環(huán)。與經(jīng)驗(yàn)公式預(yù)測(cè)結(jié)果(625次循環(huán))相比，修正公式所得結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果更為接近。研究成果可為D5S材料排氣歧管壽命預(yù)測(cè)提供依據(jù)。

排氣歧管；流固耦合；高溫拉伸試驗(yàn)；熱疲勞；Manson-Coffin公式

前言

排氣歧管是整個(gè)排氣系統(tǒng)中工作環(huán)境最惡劣的部件，長期工作在高溫、振動(dòng)和熱沖擊環(huán)境中，導(dǎo)致排氣歧管開裂和漏氣等故障時(shí)有發(fā)生，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)性能和汽車行駛安全有很大影響。排氣歧管的熱疲勞是造成歧管失效的主要原因，因此研究排氣歧管的熱疲勞壽命具有重要意義。

對(duì)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)和固壁面應(yīng)力場(chǎng)的準(zhǔn)確模擬是

本文中針對(duì)以上問題建立歧管熱循環(huán)仿真模型，結(jié)合材料高溫拉伸試驗(yàn)對(duì)排氣歧管熱疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)。將排氣歧管在額定功率點(diǎn)和最大轉(zhuǎn)矩點(diǎn)的內(nèi)流道對(duì)流換熱系數(shù)和流道溫度作為第三類溫度邊界條件映射至ABAQUS中進(jìn)行歧管穩(wěn)態(tài)溫度計(jì)算并對(duì)結(jié)果進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證；以不同工況歧管溫度場(chǎng)作為熱循環(huán)輸入邊界，進(jìn)行熱循環(huán)仿真獲取PEEQ值；開展D5S材料高溫拉伸試驗(yàn)，獲取材料的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線；使用高溫拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)Manson-Coffin公式的壽命預(yù)測(cè)參數(shù)進(jìn)行求解，獲取材料在600℃以下時(shí)的熱疲勞壽命預(yù)測(cè)公式并與經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行對(duì)比，最終通過歧管開裂試驗(yàn)對(duì)壽命預(yù)測(cè)公式進(jìn)行驗(yàn)證。結(jié)果表明，相對(duì)經(jīng)驗(yàn)公式，對(duì)D5S材料進(jìn)行高溫拉伸試驗(yàn)后結(jié)合Manson-Coffin公式可更有效地預(yù)測(cè)歧管的熱疲勞壽命。對(duì)排氣歧管進(jìn)行熱疲勞壽命預(yù)測(cè)的難點(diǎn)之一。文獻(xiàn)[1]中使用局部建模有限元分析方法對(duì)缸內(nèi)直噴發(fā)動(dòng)機(jī)缸體及其集成式排氣歧管進(jìn)行低周疲勞壽命預(yù)測(cè)，有效預(yù)測(cè)了缸體和歧管危險(xiǎn)位置，為缸體和歧管順利通過耐久試驗(yàn)提供了保障。文獻(xiàn)[2]中提出了一種在設(shè)計(jì)階段考慮機(jī)械應(yīng)力與熱應(yīng)力綜合作用下預(yù)測(cè)摩托車疲勞壽命的方法，為多體動(dòng)力學(xué)軟件和流固耦合軟件的聯(lián)合應(yīng)用提供了良好借鑒。文獻(xiàn)[3]中使用AVL-Fire有限元軟件結(jié)合nCode designlife壽命分析軟件對(duì)增壓直噴汽油機(jī)低周疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測(cè)，研究考慮了黏性應(yīng)變與蠕變應(yīng)變隨時(shí)間變化的關(guān)系，但未進(jìn)行疲勞試驗(yàn)驗(yàn)證。

對(duì)疲勞壽命預(yù)測(cè)參數(shù)的獲取也是熱疲勞壽命預(yù)測(cè)的重點(diǎn)，目前對(duì)D5S材料的疲勞壽命預(yù)測(cè)還停留在使用經(jīng)驗(yàn)參數(shù)預(yù)測(cè)的階段，預(yù)測(cè)精度得不到保證。文獻(xiàn)[4]中總結(jié)了Manson-Coffin公式的參數(shù)預(yù)測(cè)方法，對(duì)多種材料壽命參數(shù)進(jìn)行了總結(jié)并提出了新的參數(shù)估計(jì)公式，對(duì)低周疲勞壽命預(yù)測(cè)提供了重要依據(jù)。文獻(xiàn)[5]中從材料性能方面研究了排氣歧管材料D5S的抗氧化性、抗熱疲勞性和力學(xué)性能，為D5S材料的應(yīng)用提供理論依據(jù)和試驗(yàn)參考，給出了D5S材料的經(jīng)驗(yàn)預(yù)測(cè)公式，但同樣未經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證，經(jīng)驗(yàn)公式的可行性得不到保證。

1 基本原理

1.1 熱傳導(dǎo)控制方程

物體的導(dǎo)熱過程按溫度是否隨時(shí)間變化分為穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱過程和非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱過程。物體在熱源加熱時(shí)的升溫過程是典型的非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱過程，對(duì)于非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問題的求解過程實(shí)際上是在規(guī)定的初始條件和邊界條件下求解導(dǎo)熱微分方程[6]。有內(nèi)熱源的非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問題的微分方程為

式中:ρ為密度；c為比熱容；?為內(nèi)熱源生成熱。

當(dāng)初始溫度場(chǎng)均勻時(shí)有

當(dāng)已知邊界面對(duì)流換熱系數(shù)及流體表面溫度時(shí)，其邊界條件為

式中:n為表面法線方向；h為對(duì)流換熱系數(shù)；tw為壁面溫度；tf為流體溫度。

根據(jù)實(shí)際情況將導(dǎo)熱微分方程進(jìn)行適當(dāng)處理后與初始條件和邊界條件表達(dá)式聯(lián)立即可對(duì)非穩(wěn)態(tài)傳熱問題進(jìn)行數(shù)值求解。

1.2 熱固耦合分析

強(qiáng)耦合法和弱耦合法是流固耦合問題的兩種常見解法[7]。強(qiáng)耦合法是指將所有離散方程放在同一個(gè)大系統(tǒng)中同時(shí)求解的集成方法，這種方法能對(duì)分析對(duì)象進(jìn)行統(tǒng)一的網(wǎng)格劃分和求解，省去了流體和固體間的數(shù)據(jù)傳遞過程，但該方法不能發(fā)揮不同軟件在不同領(lǐng)域的優(yōu)勢(shì)，局限性大。弱耦合法是對(duì)流體區(qū)域和固體區(qū)域應(yīng)用不同的軟件進(jìn)行單獨(dú)求解，利用軟件之間的數(shù)據(jù)接口，在耦合邊界上相互傳遞數(shù)據(jù)，這種方法能充分發(fā)揮不同軟件的優(yōu)勢(shì)，計(jì)算精度更高。本文中選用STARCCM＋與ABAQUS有限元軟件構(gòu)建弱耦合分析模型對(duì)排氣歧管熱疲勞問題進(jìn)行模擬，分析過程如圖1所示。

1.3 疲勞壽命預(yù)測(cè)理論

Manson-Coffin公式以應(yīng)變幅值為參量進(jìn)行疲勞壽命預(yù)測(cè)[8]，在工程上為方便快速得到疲勞裂紋壽命，會(huì)采用簡(jiǎn)化的Manson-Coffin關(guān)系來粗略估計(jì)[9]。簡(jiǎn)化的Manson-Coffin公式為

式中:Δξp為塑性應(yīng)變范圍；Nf為裂紋出現(xiàn)時(shí)的循環(huán)數(shù)；ξf為溫度循環(huán)平均溫度下的靜拉伸斷裂伸長；ψ為同一溫度下的斷面收縮率；C和a為與材料有關(guān)的參數(shù)。

圖1 流固耦合分析流程圖

對(duì)于不同的材料，參數(shù)C和a可通過高溫低周疲勞試驗(yàn)獲取。在缺乏低周疲勞試驗(yàn)條件的情況下，可通過靜拉伸試驗(yàn)對(duì)疲勞參數(shù)進(jìn)行估計(jì)。

2 排氣歧管溫度場(chǎng)仿真與驗(yàn)證

2.1 排氣歧管內(nèi)流道CFD計(jì)算

為獲得排氣歧管溫度場(chǎng)的熱邊界輸入，首先進(jìn)行排氣歧管內(nèi)流道CFD計(jì)算。為保證仿真的穩(wěn)定性，提取內(nèi)流道并延伸出入口段100mm；在Hypermesh中對(duì)流道進(jìn)行面網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格尺寸為2.5mm，網(wǎng)格類型為四邊形單元；面網(wǎng)格導(dǎo)入STARCCM＋中進(jìn)行多面體網(wǎng)格劃分并對(duì)流固數(shù)據(jù)交換邊界區(qū)域劃分3層邊界層，邊界層的基本尺寸為0.1mm，總厚度為2mm；湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)K－ξ模型，發(fā)動(dòng)機(jī)排氣參數(shù)見表1。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)排氣參數(shù)

內(nèi)流道溫度邊界計(jì)算結(jié)果如圖2～圖5所示。

由圖可見:兩種工況下歧管匯合區(qū)域流體換熱面的溫度均明顯升高，對(duì)流換熱系數(shù)均顯著增大，溫度最大值分別達(dá)到810.46(圖2)和534.64℃(圖 3)，對(duì)流換熱系數(shù)最大值分別為1 000(圖4)和380W·m－2·K－1(圖5)。

圖2 額定功率點(diǎn)內(nèi)壁面溫度場(chǎng)

圖3 最大轉(zhuǎn)矩點(diǎn)內(nèi)壁面溫度場(chǎng)

圖4 額定功率點(diǎn)內(nèi)壁面對(duì)流換熱系數(shù)

圖5 最大轉(zhuǎn)矩點(diǎn)內(nèi)壁面對(duì)流換熱系數(shù)

2.2 排氣歧管熱傳遞仿真與試驗(yàn)驗(yàn)證

將CFD分析結(jié)果映射至歧管壁面作為輸入邊界，在ABAQUS中進(jìn)行歧管溫度場(chǎng)計(jì)算。歧管材料采用D5S(部分參數(shù)見表2)，模型采用四面體網(wǎng)格劃分，單元類型選取DC3D4，單元總數(shù)為255 446，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為56 861，發(fā)射率ε取0.94[10]，環(huán)境溫度為75℃。

表2 D5S材料參數(shù)

歧管表面溫度分布計(jì)算結(jié)果如圖6～圖9和表3與表4所示。

圖6 額定功率點(diǎn)溫度場(chǎng)分布(俯視圖)

圖7 額定功率點(diǎn)溫度場(chǎng)分布(仰視圖)

圖8 最大轉(zhuǎn)矩點(diǎn)溫度場(chǎng)分布(俯視圖)

圖9 最大轉(zhuǎn)矩點(diǎn)溫度場(chǎng)分布(仰視圖)

表3 額定功率點(diǎn)溫度分布數(shù)據(jù)

表4 最大轉(zhuǎn)矩點(diǎn)溫度分布數(shù)據(jù)

為驗(yàn)證溫度場(chǎng)仿真分析結(jié)果，進(jìn)行排氣歧管溫度場(chǎng)試驗(yàn)(圖10)，溫度傳感器安裝位置與仿真位置相同。轉(zhuǎn)速測(cè)試范圍為1 500～5 500r·min－1，溫度數(shù)據(jù)每500r·min－1進(jìn)行一次記錄，記錄時(shí)間持續(xù)10s，數(shù)據(jù)記錄過程中關(guān)閉風(fēng)機(jī)。

圖10 溫度場(chǎng)測(cè)試

試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對(duì)比如圖11和圖12所示。

圖11 額定功率點(diǎn)測(cè)試結(jié)果與仿真值對(duì)比

圖12 最大轉(zhuǎn)矩點(diǎn)測(cè)試結(jié)果與仿真值對(duì)比

由對(duì)比結(jié)果可知，歧管高溫區(qū)域?qū)崪y(cè)值與仿真值差異最大為5.8%，低溫區(qū)域法蘭端面實(shí)測(cè)值與仿真值差異較大，最大達(dá)8.1%，由于法蘭區(qū)域不是疲勞分析的重點(diǎn)區(qū)域，故認(rèn)為仿真結(jié)果可靠，可進(jìn)一步進(jìn)行熱疲勞仿真分析。

3 排氣歧管熱循環(huán)仿真

等效塑性應(yīng)變(equivalent plastic strain)反映了材料在整個(gè)變形過程中的塑性應(yīng)變積累，與材料的載荷加載歷史有關(guān)，在ABAQUS中以PEEQ表示當(dāng)PEEQ＜10－5時(shí)部件仍處于彈性應(yīng)變狀態(tài)，當(dāng)PEEQ＞10－5時(shí)材料進(jìn)入塑性強(qiáng)化狀態(tài)，在交變的溫度載荷下，材料塑性應(yīng)變不斷積累，最終導(dǎo)致排氣歧管開裂[11]。為判定材料危險(xiǎn)位置并獲得其PEEQ值，建立排氣歧管熱疲勞分析有限元模型(圖13)。缸蓋不是分析重點(diǎn)故僅提取缸蓋與歧管連接部分；螺栓材料為Q235，碳素鋼螺栓軸向載荷取為:

F＝0.65·(σs·As)(6)式中:σs為屈服強(qiáng)度；As為螺紋公稱應(yīng)力面積。由式(6)得到缸蓋與歧管連接處螺栓施加的軸向載荷為18 785N。為簡(jiǎn)化分析，本文中直接對(duì)催化器支架和缸蓋端面進(jìn)行6自由度完全約束，其余系統(tǒng)各部件之間的連接采用Tie約束。

圖13 排氣系統(tǒng)熱端有限元模型

將傳熱分析獲得的歧管溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)作為疲勞分析輸入邊界，根據(jù)歧管疲勞開裂試驗(yàn)工況設(shè)置循環(huán)分析步驟(圖14)。

仿真共進(jìn)行5個(gè)循環(huán)，計(jì)算結(jié)果如圖15所示。

圖14 仿真循環(huán)工況示意圖

圖15 循環(huán)熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

結(jié)果表明:5個(gè)循環(huán)之后，歧管塑性應(yīng)變值最大區(qū)域出現(xiàn)在2缸歧管與出氣道交匯處(箭頭位置)，PEEQ最大值為3.279%。從溫度分布來看，無論是最大轉(zhuǎn)矩工況還是額定功率工況，1缸和2缸排氣溫度明顯高于3缸和4缸，發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度的不均勻性導(dǎo)致此處溫度梯度較大，在交變的溫度下更容易發(fā)生塑性變形；同時(shí)，由于該位置R角較小，在施加螺栓載荷等約束后，材料受熱無法充分?jǐn)U展也是其應(yīng)變值較大的原因。

等效塑性應(yīng)變最大位置節(jié)點(diǎn)的PEEQ變化曲線如圖16所示。各循環(huán)的ΔPEEQ如表5所示。

圖16 PEEQ變化圖

表5 ΔPEEQ變化

Manson-Coffin公式是在應(yīng)變控制循環(huán)試驗(yàn)前提下建立的，要應(yīng)用該公式預(yù)測(cè)歧管壽命，需要判定熱循環(huán)工況是否可視為恒應(yīng)變循環(huán)。

排氣歧管在循環(huán)熱載荷作用下，材料通常會(huì)發(fā)生循環(huán)硬化或循環(huán)軟化現(xiàn)象。它們與材料的屈強(qiáng)比σs/σb有關(guān)，通常σs/σb＜0.7的材料為循環(huán)硬化材料，σs/σb＞0.8的材料為循環(huán)軟化材料，σs/σb在0.7～0.8之間的材料可能是循環(huán)硬化材料也可能是循環(huán)軟化材料[12]。根據(jù)D5S材料常溫拉伸性能參數(shù)計(jì)算出常溫下材料屈強(qiáng)比為0.629，可初步判斷D5S材料在常溫循環(huán)下會(huì)發(fā)生硬化現(xiàn)象，但該現(xiàn)象不明顯。為進(jìn)一步確定硬化現(xiàn)象的程度，判定歧管熱循環(huán)工況性質(zhì)，以及為下一步壽命公式參數(shù)估計(jì)奠定基礎(chǔ)，須進(jìn)行各溫度下歧管靜拉伸試驗(yàn)獲取材料參數(shù)。

4 歧管材料高溫拉伸試驗(yàn)及壽命預(yù)測(cè)

4.1 D5S高溫拉伸試驗(yàn)

高溫拉伸試驗(yàn)采用CMT5305電子萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行(圖17)；引伸計(jì)采用Episilon 3542型電阻式電子引伸計(jì)；拉伸試樣采用D5S板材。

圖17 高溫拉伸試驗(yàn)

試驗(yàn)共進(jìn)行6組，每組試驗(yàn)拉伸兩個(gè)試樣，溫度分布為:100，300，500，600，700，800和900℃。

試驗(yàn)獲得的D5S高溫真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線如圖18所示，其它相關(guān)數(shù)據(jù)見表6。

表6 高溫拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)

ψ的取值對(duì)結(jié)果影響顯著，且通過試驗(yàn)獲得的數(shù)據(jù)一致性很差，故本文中根據(jù)文獻(xiàn)[13]中測(cè)得的斷面收縮率，采用線性插值的方法獲得表中ψ值。根據(jù)拉伸試驗(yàn)結(jié)果，材料性質(zhì)在600～700℃溫度范圍內(nèi)發(fā)生突變，在600℃以下材料參數(shù)變化較小。

4.2 歧管高溫低循環(huán)預(yù)測(cè)公式推導(dǎo)

對(duì)于特定材料，Coffin公式中參數(shù)a和C可根據(jù)材料試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行單獨(dú)確定。由于式(5)的C表達(dá)式中的常數(shù)項(xiàng)1/2是對(duì)多種材料進(jìn)行疲勞試驗(yàn)后經(jīng)過數(shù)理統(tǒng)計(jì)獲得的平均經(jīng)驗(yàn)值。為獲得更為精確的結(jié)果，須針對(duì)特定材料的常數(shù)項(xiàng)1/2進(jìn)行重新估計(jì)。故設(shè)常數(shù)項(xiàng)為m，則由式(4)和式(5)得

當(dāng)Nf＝1/4時(shí)，材料可看作單次靜拉伸受載，故使用ξp＝ξf－σf/E計(jì)算出各溫度下拉伸斷裂時(shí)的塑性應(yīng)變值，結(jié)果如表7所示。

表7 D5S塑性應(yīng)變值

使用Matlab曲線擬合工具箱對(duì)不同溫度下的塑性應(yīng)變值ξp及對(duì)應(yīng)的斷裂延性系數(shù)ξf按公式進(jìn)行擬合，a值根據(jù)文獻(xiàn)[7]分別將0.8和0.3作為置信度95%的置信區(qū)間上下限，得到D5S壽命預(yù)測(cè)公式為

需要說明的是，在低溫段延性系數(shù)ξf對(duì)金屬的壽命有較大影響，當(dāng)溫度升高后，由于蠕變、合金元素的擴(kuò)散-析出等影響，材料延性不再是決定金屬疲勞強(qiáng)度的主要因素[14]，式(8)不再適用。

4.3 歧管壽命預(yù)測(cè)與試驗(yàn)驗(yàn)證

ΔPEEQ值是PEEQ在每個(gè)循環(huán)的塑性應(yīng)變變化量，要使用Manson-Coffin公式需要對(duì)仿真獲得的ΔPEEQ值進(jìn)行確定。根據(jù)高溫拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)獲取材料各溫度下的屈強(qiáng)比，見表8。

表8 不同溫度下屈強(qiáng)比分布

由此得出:D5S材料在各溫度下的屈強(qiáng)比均值為0.57接近0.7，可認(rèn)為材料的循環(huán)硬化現(xiàn)象在各溫度下均不明顯，對(duì)排氣歧管的熱循環(huán)工況可視為應(yīng)變控制循環(huán)工況。求取仿真穩(wěn)定階段ΔPEEQ均值作為壽命估計(jì)的塑性應(yīng)變值:ΔPEEQ＝0.548%。

公式預(yù)測(cè)的壽命是高溫低循環(huán)工況下的材料壽命，要建立高溫低循環(huán)疲勞工況與熱疲勞工況之間的聯(lián)系，還需要找到合適的等效溫度，因?yàn)樵诘刃囟认?，高溫低循環(huán)工況的壽命值與熱疲勞工況一致。等效溫度根據(jù)文獻(xiàn)[14]選取平均溫度，歧管危險(xiǎn)區(qū)域的溫度分布結(jié)果如表9所示。

表9 危險(xiǎn)區(qū)域溫度分布結(jié)果

插值計(jì)算材料在平均溫度589.92℃下的疲勞參數(shù)后獲得歧管熱疲勞壽命，如表10所示。

表10 歧管熱疲勞壽命

D5S的熱疲勞壽命預(yù)測(cè)經(jīng)驗(yàn)公式[5]為

根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式與修正后壽命公式，繪制材料在Tm時(shí)雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)下的應(yīng)變-壽命曲線，如圖19所示。

圖19 應(yīng)變-壽命曲線

由圖可見:當(dāng)ΔPEEQ＝0.548%時(shí)，經(jīng)驗(yàn)公式預(yù)測(cè)壽命為625次循環(huán)，修正公式預(yù)測(cè)壽命為1 678次循環(huán)。

為驗(yàn)證壽命預(yù)測(cè)結(jié)果，搭建排氣歧管熱循環(huán)試驗(yàn)臺(tái)架進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。由于試驗(yàn)條件限制，裂紋出現(xiàn)時(shí)間不易觀察，而裂紋在高溫狀況下擴(kuò)展速率快，故本文中將裂紋萌生時(shí)間等效為排氣歧管出現(xiàn)穿透性開裂導(dǎo)致漏氣發(fā)生的時(shí)間。試驗(yàn)采用霍夫曼發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架自動(dòng)測(cè)控系統(tǒng)實(shí)時(shí)監(jiān)控排氣背壓，以渦前壓力下降時(shí)間點(diǎn)作為歧管開裂時(shí)間。試驗(yàn)共進(jìn)行兩組，試驗(yàn)工況和壓力傳感器示意圖如圖20和圖21所示。

圖20 歧管開裂試驗(yàn)工況

圖21 渦前壓力傳感器

1＃歧管在試驗(yàn)運(yùn)行至2 014次循環(huán)時(shí)，渦前壓力明顯降低，歧管開裂，2＃歧管在試驗(yàn)運(yùn)行至2 217次循環(huán)時(shí)，渦前壓力明顯降低，歧管開裂，如圖22～圖25所示。

圖22 1＃歧管開裂試驗(yàn)

圖23 2＃歧管開裂試驗(yàn)

圖24 1＃歧管開裂試驗(yàn)結(jié)果

圖25 2＃歧管開裂試驗(yàn)結(jié)果

開裂時(shí)間記錄如表11所示。預(yù)測(cè)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表12所示。

表11 歧管開裂時(shí)間

表12 預(yù)測(cè)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

兩組試驗(yàn)結(jié)果表明，排氣歧管在循環(huán)工況下分別運(yùn)行至335.7和369.5h時(shí)出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，開裂位置出現(xiàn)在4缸進(jìn)氣道交匯處，裂紋肉眼可見，試驗(yàn)開裂位置與仿真危險(xiǎn)位置一致。對(duì)比預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)，采用高溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果獲得的D5S材料Manson-Coffin壽命預(yù)測(cè)公式相對(duì)于經(jīng)驗(yàn)公式可更好地預(yù)測(cè)排氣歧管的熱疲勞壽命。

5 結(jié)論

(1)STARCCM＋與ABAQUS的耦合模擬功能可對(duì)排氣歧管表面溫度場(chǎng)和歧管應(yīng)變場(chǎng)進(jìn)行較好模擬，能為熱疲勞壽命預(yù)測(cè)提供具有相當(dāng)精度的邊界輸入。

(2)排氣溫度均勻性和歧管出口處R角的大小會(huì)對(duì)歧管的開裂位置產(chǎn)生重要影響。

(3)通過高溫拉伸試驗(yàn)可獲得D5S材料在較低溫度條件下的Manson-Coffin公式，修正公式壽命預(yù)測(cè)結(jié)果相對(duì)于經(jīng)驗(yàn)公式更接近試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果，表明在較低溫度環(huán)境下應(yīng)用高溫拉伸試驗(yàn)材料參數(shù)獲取公式關(guān)鍵參數(shù)的方法能夠?qū)5S材料進(jìn)行更為有效的熱疲勞壽命預(yù)測(cè)。

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Thermal Fatigue Life Prediction of an Exhaust Manifold Made of High Nickel Cast Iron

Zhang Hanyu1，Yu Shanhu2，Wang Benchao3＆Li Weihua1，2
1.School of Mechanical and Automotive Engineering，South China University of Technology，Guangzhou 510640；2.South China University of Technology，Motor Vehicle Inspection Technology Research Center，Guangzhou 510640；3.Automotive Engineering Institute，Guangzhou Automobile Group Co.，Ltd.，Guangzhou 511434

In view of the low accuracy of the thermal fatigue life prediction formula for exhaust manifold made of high-nickel cast iron D5S，high temperature tensile tests on D5S material are conducted to estimate the parameters in Manson-Coffin formula for life prediction.By utilizing the fluid-solid coupling function of STARCCM＋and ABAQUS，the thermal fatigue life of D5S exhaust manifold is predicted.The results show that the highest surface temperature of manifold is located at the converging zone of exhaust gas flow from four cylinders and the average ΔPEEQ value in this dangerous zone reaches 0.548%after 5 cycles.The strain-life curve is obtained based on tensile test data，the predictive life is calculated to be 1，678 cycles，and according to engine verification bench test the real fatigue life of two sample manifolds is 2，217 and 2，014 cycles respectively，judged by pressure drop caused by cracking，demonstrating that the fatigue life predicted by corrected formula is closer to that by test，compared with that predicted by empirical formula(625 cycles).

exhaust manifold；fluid-solid coupling；high temperature tensile test；thermal fatigue；Manson-Coffin formula

10.19562/j.chinasae.qcgc.2017.08.014

原稿收到日期為2016年8月10日。

李巍華，教授，博士生導(dǎo)師，E-mail:whlee＠scut.edu.cn。