柴油機廢氣再循環(huán)冷卻器翅片斷裂分析及優(yōu)化

曹亮亮 袁天京 黃 悅 楊樟世 季錢兵 黃海波

1.寧波大學 機械工程與力學學院 浙江寧波 315211

2.浙江銀輪機械股份有限公司 浙江臺州 317299

1 研究背景

柴油機的排放物中,氮氧化物嚴重危害人類健康。采用廢氣再循環(huán)技術,能夠有效減少柴油機氮氧化物的排放[1]。在廢氣再循環(huán)系統(tǒng)中,尾氣經過廢氣再循環(huán)冷卻器、廢氣再循環(huán)閥,進入發(fā)動機氣缸再次實現(xiàn)燃燒[2-3]。在這一過程中,廢氣溫度降低,使發(fā)動機燃燒最高溫度降低,進而減少氮氧化物排放。這一過程同時還可以減少碳煙排放,提高燃油經濟性。

廢氣再循環(huán)冷卻器中,翅片結構因具有較好的散熱性能而被廣泛使用。翅片同時是主要的受熱部件,會造成一定的熱疲勞問題[4-5]。某款柴油機在臺架上進行負荷循環(huán)耐久試驗時,出現(xiàn)因廢氣再循環(huán)冷卻器進氣口直齒翅片碎裂導致的閥卡滯現(xiàn)象,超過90%的翅片發(fā)生斷裂。翅片斷裂如圖1所示。對于這一問題,已有一些解決方案,如通過使用導流板或水側翅片優(yōu)化水側流場,以提高低流速區(qū)域的流速,從而降低壁面溫度[6-7]。廢氣再循環(huán)冷卻器進氣端采用浮動結構設計,采用波紋管等柔性結構釋放熱應力。也有在入口端對換熱單元采用氣側換熱弱化手段,如使用平直翅片,以降低壁面溫度,減小溫度梯度,從而降低沸騰和熱疲勞風險[8]。

圖1 翅片斷裂

筆者以柴油機廢氣再循環(huán)冷卻器為研究對象,針對極端工況進氣溫度800 ℃,采用熱流固耦合仿真分析方法計算得到三種較好翅片優(yōu)化方案的廢氣再循環(huán)冷卻器溫度場。然后以這一溫度場為求解熱負荷的邊界條件,計算得到廢氣再循環(huán)冷卻器所產生的熱應變。通過多種方案相結合的方式,最終解決廢氣再循環(huán)冷卻器翅片碎裂問題。

2 熱流固耦合基本原理

廢氣再循環(huán)冷卻器熱流固耦合的傳熱計算,關鍵在于計算流體與固體及流固交界面處的熱量傳遞。根據(jù)熱力學理論,在廢氣再循環(huán)冷卻器流固交界面處,固體傳出的熱量等于流體吸收的熱量。在流體部分,廣泛采用k-ε湍流模型來計算流體與壁面的對流換熱邊界條件。標準k-ε湍流連續(xù)性方程為[9]：

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(1)

式中:ρ為液體密度;k為湍動能;μi為液體流速;μ為黏度;μt為渦黏度;σk為k的湍流普朗特數(shù);Gk為由平均速度梯度產生的湍流;Gb為由浮力產生的湍流;ε為湍動能耗散率;YM為由擴散產生的湍流;Sk為用戶定義源項;xi、xj代表各方向分量,i、j=1,2,3。

廢氣再循環(huán)冷卻器屬于熱彈性模型,彈性體隨著溫度的變化,內部每個單元之間受到體積的膨脹或者收縮,產生熱應變[10]。熱彈性位移方程為:

(2)

(3)

(4)

(5)

式中:λ為拉梅常數(shù);G為剪切模量;e為能量系數(shù);▽2為拉普拉斯算子;μx、μy、μz依次為x、y、z方向上的位移;β為放熱系數(shù);T為溫度;α為線膨脹系數(shù);E為彈性模量;ν為泊松比。

3 廢氣再循環(huán)冷卻器建模

對廢氣再循環(huán)冷卻器進行三維建模。廢氣再循環(huán)冷卻器主要由端蓋、外殼、主板、直齒翅片、曲齒翅片、冷卻管等組成,其中,直齒翅片、曲齒翅片在冷卻管內起主要的熱傳導作用。廢氣再循環(huán)冷卻器模型如圖2所示。廢氣再循環(huán)冷卻器模型尺寸較大,為了減少計算資源,保證計算精度,根據(jù)文獻[11-12],對模型進行處理。流體溫度場溫度變化區(qū)域主要集中在進氣口端,加之主要分析翅片斷裂問題,由此切除廢氣再循環(huán)冷卻器部分實體,保留進氣端170 mm長模型,原模型與處理后模型對比如圖3所示。應用Ansa軟件,對流體區(qū)域和固體區(qū)域分別進行網格劃分。其中,冷卻管與翅片劃分六面體網格,其余部分采用四面體進行劃分,網格尺寸為0.5～1 mm,網格數(shù)量約為6 000萬。最終生成的廢氣再循環(huán)冷卻器網格模型如圖4所示。選擇標準k-ε湍流模型和分離式求解器,壓力和速度仿真過程選擇SIMPLE算法,邊界條件見表1。假設廢氣再循環(huán)冷卻器流體與壁面的換熱過程平穩(wěn),換熱管傳熱系數(shù)為定值,忽略重力和廢氣再循環(huán)冷卻器各部分受熱變形對水流變化的影響。

表1 邊界條件

圖2 廢氣再循環(huán)冷卻器模型

圖3 原模型與處理后模型對比

圖4 廢氣再循環(huán)冷卻器網格模型

4 熱流固耦合計算過程

對廢氣再循環(huán)冷卻器進行三維建模,在Ansa軟件中進行幾何處理和網格劃分。將建立的網格模型導入Fluent軟件,建立流體仿真模型,對廢氣再循環(huán)冷卻器流場進行計算,得到溫度場結果。進入Workbench軟件Steady-State Thermal模塊,將Fluent軟件解算得到的流固邊界溫度加載至廢氣再循環(huán)冷卻器的流固交界面上,可解算得到廢氣再循環(huán)冷卻器固體壁面溫度場。在Workbench軟件Static-Structural模塊中將Steady-State Thermal模塊解算得到的固體壁面溫度場加載至固體區(qū)域,并設置相應的約束,計算廢氣再循環(huán)冷卻器固體區(qū)域的熱應變。

5 翅片斷裂分析

將廢氣再循環(huán)廢氣溫度邊界條件加載到冷卻器,對直齒翅片按照SUS316不銹鋼材料達到屈服后非線性計算,得到翅片結構溫度分布和塑性應變分布,分別如圖5、圖6所示。從圖中不難看出,廢氣再循環(huán)廢氣的高溫區(qū)域主要集中在進氣口直齒翅片上,正對進氣口區(qū)域是高溫的主要集中區(qū)域。溫度越高,材料的膨脹量越大。因此,高溫區(qū)域也是翅片發(fā)生斷裂的主要區(qū)域,最高溫度為748.78 ℃。翅片圓角位置是發(fā)生塑性應變的主要位置,塑性應變最大為0.051 631。經過冷熱循環(huán)試驗,翅片在2 000次循環(huán)后發(fā)生斷裂,斷裂的主要區(qū)域也是在翅片圓角位置。對斷裂處進行掃描電鏡觀測,出現(xiàn)明顯的疲勞輝紋,符合疲勞失效特征。斷裂處掃描電鏡圖像如圖7所示。根據(jù)文獻[13]研究,材料屈服后應變變化較大,應力變化相對較小,低周疲勞使用應變作為疲勞控制參量更為恰當。為了縮短計算時間,對翅片材料達到屈服后的非線性也按照線性設置進行計算,翅片結構彈性應變分布如圖8所示,最大應變?yōu)?.033 614。

圖5 翅片結構溫度分布

圖6 翅片結構塑性應變分布

圖7 斷裂處掃描電鏡圖像

圖8 翅片結構彈性應變分布

6 廢氣再循環(huán)冷卻器優(yōu)化

文獻[14]將SUS444不銹鋼材料應用于廢氣再循環(huán)冷卻器,研究表明選擇較低熱膨脹系數(shù)及較大導熱系數(shù)的材料,能夠減小冷卻管的熱應力,并且提高換熱性能。為了減小翅片熱應力,選用SUS444不銹鋼材料代替原有的SUS316不銹鋼材料,應用于直齒翅片。

翅片厚度增大,一方面能夠增大導熱面積,降低翅片溫度,另一方面可以提高結構強度,降低斷裂的可能性。為此,將翅片厚度由0.16 mm增大至0.3 mm。

由于翅片前端2 mm得不到冷卻液直接冷卻,溫度比較高,因此將翅片向內,即出氣口方向縮進2 mm,縮進方式為將原長20 mm的翅片截去2 mm,使翅片前端得到冷卻液的直接冷卻,從而達到降低翅片溫度的目的。翅片縮進前后截面對比如圖9所示。

圖9 翅片縮進前后截面對比

仿真計算邊界條件不變,方案一為將翅片材料更換為SUS444不銹鋼,方案二為將翅片厚度增大0.14 mm,方案三為將翅片長度截去2 mm,從而達到向內縮進的目的。對廢氣再循環(huán)冷卻器進行熱流固耦合仿真計算,得到三種方案翅片結構的最高溫度和最大彈性應變,分別如圖10、圖11所示。

圖10 翅片結構最高溫度對比

圖11 翅片結構最大彈性應變對比

由仿真計算可知,翅片材料由SUS316不銹鋼更換為SUS444不銹鋼,翅片結構最高溫度為720.13 ℃,降低28.65 K。翅片結構最大彈性應變位于圓角處,大小為0.020 558,減小38.84%。因此,翅片材料更換為SUS444不銹鋼對翅片溫度降低作用微弱,但是對減小彈性應變有重要作用。

翅片厚度增大0.14 mm后,計算得到翅片結構最高溫度為678.21℃,降低70.57 K,最大彈性應變?yōu)?.016 715,減小50.27%。因此,增大翅片厚度對降低溫度及減小彈性應變都有重要作用。

將翅片向內縮進2 mm后,翅片結構最高溫度為679.89 ℃,降低68.89 K。彈性應變主要集中在圓角處,最大彈性應變?yōu)?.029 556,減小12.07%。可見,將翅片向內縮進對翅片溫度降低起到重要作用,對減小彈性應變起到一定作用。

為了降低翅片溫度及減小彈性應變,滿足產品使用要求,選擇將三種方案相結合,形成綜合方案,完成最終優(yōu)化。通過仿真計算,得到綜合方案的翅片結構溫度分布和彈性應變分布,分別如圖12和圖13所示。翅片結構最高溫度為591℃,降低157.69 K,最大彈性應變?yōu)?.009 143,減小72.79%。

圖12 綜合方案翅片結構溫度分布

圖13 綜合方案翅片結構彈性應變分布

7 試驗驗證

翅片斷裂的廢氣再循環(huán)冷卻器,使用廢氣再循環(huán)冷熱循環(huán)試驗臺進行冷熱循環(huán)試驗,試驗工況采用高溫進氣800 ℃、低溫進氣140 ℃、流量420 kg/h、加熱時間25 s、冷卻時間25 s、冷卻液進液溫度90 ℃、冷卻液流量200 L/min。經過2 000次冷熱循環(huán)后,觀測到翅片開裂,并且存在較大的變形,開裂位置為翅片圓角處。冷熱循環(huán)試驗翅片開裂如圖14所示。

圖14 冷熱循環(huán)試驗翅片開裂

采用綜合方案,經過50 000次冷熱循環(huán),翅片無開裂,如圖15所示,驗證了應用SUS444不銹鋼材料,增大翅片厚度,將翅片向內縮進是解決廢氣再循環(huán)冷卻器翅片斷裂的有效方法。

圖15 50 000次冷熱循環(huán)后翅片

8 結束語

筆者對廢氣再循環(huán)冷卻器翅片進行分析,發(fā)現(xiàn)翅片圓角位置是發(fā)生塑性應變的主要位置,所產生的最大塑性應變?yōu)?.051 631,最大彈性應變?yōu)?.033 614。結合翅片斷裂位置的掃描電鏡圖像,可以斷定翅片斷裂為熱疲勞失效。

將翅片材料由SUS316不銹鋼改為SUS444不銹鋼后,在進氣溫度高達800 ℃的工況下,翅片最高溫度降低28.65 K,最大彈性應變減小38.84%。將翅片厚度由0.16 mm增大至0.3 mm后,翅片最高溫度降低70.57 K,最大彈性應變減小50.27%。將翅片向內縮進2 mm后,翅片最高溫度降低68.89 K,最大彈性應變減小12.07%。由分析結果可見,增大翅片厚度及縮進翅片對翅片溫度降低有重要作用,更換為SUS444不銹鋼材料和增大翅片厚度對翅片彈性應變減小有重要作用。

采用綜合翅片方案進行仿真計算,翅片最高溫度降低157.69 K,最大彈性應變減小72.79%。冷熱循環(huán)試驗表明,失效廢氣再循環(huán)冷卻器在2 000次循環(huán)后,翅片在圓角位置開裂。而采用綜合方案,50 000次循環(huán)后翅片仍無開裂。