顺序增压切换阀高温蠕变规律仿真研究

张博欣，贾建利，钟毅，王丽君，李圣辰，胥江

(1.西安工业大学机电工程学院，陕西 西安 710021；2.重庆市地勘局205地质队，重庆 402160)

随着内燃机功率密度的提升和转速范围的拓展，增压系统在追求以燃油经济性、动态响应性为目的的全工况性能匹配需求方面，面临着全新的技术要求[1]。顺序增压系统为可调增压系统，其切换阀用于控制柴油机排气流量，阀门类型通常选取快关蝶阀[2-3]。从结构设计角度而言，切换阀长期运行在最高温度730 ℃和最大压力0.5 MPa的环境下，会导致材料高温蠕变失效[4-5]。因此在阀门材料选择方面，优先选择耐高温性能优良的310S不锈钢。阀门结构复杂，会产生多轴蠕变应变，需要在设计研发过程中考虑材料、结构在高温工作环境下发生的工作安全问题[6-7]。

目前，在310S不锈钢材料的高温蠕变特性研究领域，朱合范[8]对310S不锈钢进行1 250 ℃下的高温蠕变试验，从性能、结构两方面进行理论分析与蠕变寿命预测。在高温蠕变试验领域[9]，高温单轴拉伸蠕变试验是目前最常用的研究手段。目前，已经有对P91钢、304不锈钢、316不锈钢等多种金属材料的高温单轴拉伸蠕变试验研究[10-13]。而关于阀门类结构高温蠕变研究方面，仇前锋[14]以小型汽轮机主蒸汽阀门为分析对象，引入 Norton-Bailey 材料蠕变数学模型和多轴蠕变系数对新设计的阀门进行了高温蠕变强度计算与分析。孔宪仁[15]对高压蒸汽转换阀阀体进行分析, 给出了105h后的蠕变位移、应变及应力情况，着重研究了阀门内部应力重分布情况。徐浩等[16]利用ABAQUS有限元软件，采用不同单元类型对某蒸汽阀门的高温蠕变进行计算，发现不同单元类型的计算结果有较大差异。本研究针对顺序增压切换阀，基于高温蠕变试验，在730 ℃及以下的工作温度下，对阀门的高温蠕变情况进行有限元仿真分析。考虑到多轴蠕变效应，引入Cocks-Ashby多轴蠕变系数[17-18]，评估顺序增压切换阀的结构压力变化规律、蠕变应变变化规律。

1 多轴蠕变强度理论与试验

1.1 多轴蠕变强度理论

研究材料高温蠕变力学性能时，一般通过单轴拉伸试验与高温蠕变试验来获得材料的高温蠕变参数[19-20]。但在实际工况中，复杂的阀门类机械结构经常受到多轴应力的作用, 在多轴应力的影响下，阀门材料的蠕变结构韧性明显比在单向应力下低[21-22]。此时，如果用应力积累的思路去讨论问题，会发现随着时间的累积阀门应力在重分布后趋于平缓，从而得到阀门安全性会加强的错误结论。而采用应变积累，可真实地反映材料在高温压力载荷条件下的强度状态。

根据传统塑性理论以及Mises屈服准则,可推得蠕变后的Mises等效应变:

(1)

式中：εx，εy，εz分别为x，y，z3个坐标方向的应变。

由于在高温环境下阀门内部结构的破环主要受到孔洞长大机制约束，因此，只有基于孔洞长大理论模型才能相对确切地描述顺序增压切换阀在高温条件下，其内部压力对阀门材料的影响。本研究采用Cocks-Ashby模型，对材料在单轴应力和多轴应力状态下的蠕变应变进行转化。通过求解得到多轴应力与单轴应力下蠕变失效应变的关联式：

(2)

在多轴蠕变应变结果评估方面，引入多轴蠕变损伤系数后，高温构件的应变强度准则可以表示为

εeq=ε1CA。

(3)

式中：εeq为多轴蠕变等效应变；ε1为单向最大主应变。据此计算顺序增压系统切换阀的多轴蠕变应变问题，结果是偏安全的。

1.2 试验方法与结果

为了获取顺序增压切换阀材料310S不锈钢的高温蠕变数据，首先需要对材料进行高温单轴拉伸试验，进而根据材料特定温度下的力学性能参数，来确定高温蠕变试验的载荷加载范围。通过施加温度载荷与压力载荷，获得材料在实际工况温度730 ℃、不同载荷下的蠕变应变-时间曲线。

1.2.1 试验方法

本次试验材料为310S不锈钢，材料的具体化学成分如表1所示。

表1 310S不锈钢的主要成分

材料经高温单轴拉伸试验(730 ℃,15 min)后，测得材料力学性能参数，具体参数见如表2所示。

表2 310S不锈钢730 ℃力学性能参数

由表2确定试件高温蠕变试验的应力加载范围，选取6 MPa，8 MPa，10 MPa，12 MPa 4种应力进行试验。蠕变试件尺寸的确定是根据蠕变试验装置要求以及国家标准GB/T 2975—1998和GB/T4338—2006的相关要求。试验在电子式高温蠕变持久强度试验机上进行。

1.2.2 试验结果

经试验得到310S不锈钢在730 ℃下的高温蠕变率-时间关系曲线，如图1所示。

图1 310S钢730 ℃单轴蠕变率-时间曲线

1.3 蠕变模型

1.3.1 Norton蠕变数学模型

在ANSYS有限元仿真软件中，Norton蠕变数学模型主要用于模拟蠕变最为稳定的第二阶段。该蠕变数学模型需要根据材料的稳态蠕变率来拟合2个参数，Norton蠕变数学模型的数学表达式如下：

(4)

根据310S不锈钢材料在730 ℃下的蠕变试验数据，分别得出在每一个应力下310S不锈钢的稳态蠕变应变率。采用Origin软件对数据进行拟合，控制其相关系数在0.90以上，得到在该恒定温度下材料的Norton蠕变数学模型参数(见表3)。

表3 310S不锈钢不同载荷下稳态蠕变应变率

由试验数据拟合可得310S不锈钢材料的Norton蠕变数学模型的表达式：

1.3.2 模型可靠性验证

为了验证材料310S不锈钢在730 ℃下Norton蠕变数学模型参数的准确性，将蠕变试件根据设计尺寸进行三维建模。基于所获得的Norton蠕变数学模型进行试件的有限元仿真计算，对比试验蠕变应变与仿真蠕变应变数值结果，计算误差。其数值拟合曲线如图2所示。由图2可见，在不同应力下试验数值与仿真数值的误差均小于10%，二者吻合度较高。说明拟合得到的Norton蠕变数学模型可以准确地描述材料310S不锈钢在730 ℃下的蠕变过程。

2 阀门蠕变有限元仿真

顺序增压切换阀的蠕变有限元仿真计算是基于阀门材料310S不锈钢蠕变试验数据，拟合材料的Norton蠕变数学模型参数，并将其输入ANSYS有限元仿真软件中，模拟阀门在特定温度下的蠕变情况。

2.1 几何模型的建立

采用Cero三维绘图软件对阀门几何模型进行建模绘制，如图3和图4所示。

图3 阀门几何模型构成

图4 阀门几何模型剖视图

依次创建阀座、阀板、阀轴、连接销等部件模型，并对其进行装配。限定阀门动作，随后将几何模型导入ANSYS有限元仿真软件中，设置阀门在730 ℃工作温度下的弹性模量、泊松比、屈服强度、抗拉强度等材料参数。

2.2 网格的划分

应用Nonlinear Mechanical划分方式，选取ANSYS仿真软件中Hex Dominant Method划分类型进行网格划分。去除不必要的倒角、圆角结构，将阀门结构部件划分为平面单元，并在阀板与阀座、阀轴与阀板接触部位进行细致划分，保证更准确地反映阀门蠕变应变情况。顺序增压切换阀模型的网格划分如图5所示，所划分网格数为188 326，平均网格质量为0.76 mm。

图5 网格划分及局部放大

2.3 边界条件设置

设定本次分析类型为稳态结构分析(Static)，仿真计算时长设置为18 000 h，总载荷步设置为2步；蠕变极限比率可在1～10之间选取，其值会随着材料属性而改变，作用是提高运行的精度，本研究设置为3；同时，设置载荷形式为阶跃载荷。对顺序增压切换阀阀座的Z方向、阀座长轴端及短轴端的Y方向施加弹性边界条件约束；这里假设顺序增压切换阀处于理想的恒定温度环境下，且阀门内部压力不受流体介质的影响，阀门内部温度载荷设置为730 ℃，阀门内部压力载荷参考实际工况，设置为0.5 MPa。

3 结果分析与讨论

3.1 阀门Mises应力场分析

顺序增压切换阀在730 ℃，0.5 MPa的工况环境下，经历18 000 h工作时长后，其结构应力场如图6所示。

图6 阀门Mises应力分布云图

由图6可知，阀门整体应力分布较为均匀。其中阀座整体应力水平较低，平均应力为2.43 MPa。最大应力点A出现在阀座与短阀轴配合处，应力为14.509 MPa，如图7和图8所示。

图7 阀座短阀轴内侧云图

图8 阀座长阀轴内侧云图

顺序增压切换阀内部结构的Mises应力分布如图9和图10所示。由图9和图10可见，阀门内部结构应力主要集中在阀板上，平均值为6.40 MPa。同阀座最大应力点出现部位相同，阀板的最大应力点发生在靠近短阀轴处的阀板与密封台阶接触点B、C。

图9 进气端内部结构应力云图

阀门在经历长时间高温、压力环境后，由于温度升高，金属材料的膨胀会导致阀门结构接触区域的接触应力出现较明显的变化。随着阀座和阀板、阀轴接触区域的应力下降，高应力集中的区域也有所减小。此时会产生阀门结构的应力重分布状况，其中最大应力变化曲线与平均应力变化曲线如图11和图12所示。

图11 最大应力变化曲线

图12 平均应力变化曲线

由应力变化曲线推理可知，在温度升高后，阀门结构的应力趋向稳定，使得顺序增压切换阀在实际运行过程中不会由于应力变化过大造成结构破坏。但在长时间高温工况下运行，阀门应力的变化会造成阀门结构产生明显的蠕变应变。因此，如何基于应力变化来分析阀门真实工况下的蠕变应变问题是需要重点研究的问题。

3.2 阀门高温蠕变分析

通过顺序增压切换阀18 000 h单轴蠕变有限元仿真可知，阀门主要发生蠕变应变部位为阀门内部阀板与阀座密封台阶接触部位，蠕变应变平均值为8%，如图13和图14所示。其中蠕变应变最大的部位发生在短阀轴处的阀板与密封台阶配合处，原因是阀门在启合过程中发生碰撞以及散热性较低等情况，更易发生蠕变应变现象，此处需要重点进行安全校核。

除此之外，阀座由于受到内部流体介质的压力，并且长期处于高温工况环境下，也会产生一定程度的蠕变应变。总体蠕变应变数值较低，主要发生蠕变应变部位集中在阀座长阀轴与短阀轴配合连接处，如图15和图16所示。

图16 阀座短阀轴处蠕变应变云图

在高温、压力环境下工作18 000 h后，阀门整体蠕变速率较为稳定，其中最大蠕变应变会在阀门材料进入蠕变第二阶段后开始降低。原因是在顺序增压切换阀蠕变发展初期，结构应力下降，在高温压力环境下，阀板、阀轴与阀座之间由于过盈配合产生较大的挤压应力，此时会产生较为明显的蠕变应变。随着时间增加以及蠕变应变的累积，阀门结构发生了应力重分布，阀门内部分区域的应力明显下降。顺序增压切换阀高温蠕变应变最大值与平均值变化规律如图17和图18所示。

图17 最大蠕变应变曲线

图18 平均蠕变应变曲线

考虑到阀门自身结构的复杂性，仅根据阀门的单轴蠕变有限元仿真计算结果来评判阀门的蠕变特性是不准确的。这里根据式(2)引入Cocks-Ashby多轴蠕变系数，即CA系数，来对阀门进行多轴蠕变特性的考量。由图19和图20可以看出，顺序增压切换阀在18 000 h工况下的CA平均值大部分在小于或等于1的合理范围。而CA较大值出现在阀座的长阀轴端、短阀轴端延伸台阶处以及底座部位，最大值出现在短阀轴端的阀板与阀座密封台阶接触部位，CA系数过大的原因主要是由于该处结构突变导致计算结果失真。

结合图19和图20，选取D，E，F，G和H这5个点作为顺序增压切换阀的多轴蠕变主要考核点。将上述考核点的单轴蠕变最大应变数值与对应的CA系数相乘，获取节点的多轴蠕变等效应变数值。由图21和图22可知，多轴蠕变等效应变最大位置依旧在短阀轴处阀板与阀座密封台阶连接处，其中F点计算结果为13.48%，H点计算结果为10.7%，这两点的多轴蠕变应变较大可能是由于该处结构突变，从而导致CA计算结果失真。因此该处结构强度需要优化，而其余关键节点的多轴蠕变应变均低于2%，满足工程许用规范，证明该顺序增压切换阀的高温蠕变应变强度设计满足工程许用要求。

图19 切换阀阀座CA系数分布云图

图20 切换阀内部结构CA系数分布云图

图21 切换阀阀座多轴蠕变应变较大值

图22 切换阀内部结构多轴蠕变应变较大值

4 结论

a)通过ANSYS有限元仿真分析得到了顺序增压切换阀在730 ℃高温工况下内部应力分布规律，阀门应力峰值为14.509 MPa,集中出现在靠近短阀轴一侧的阀板进气口边缘；

b)建立了Norton蠕变数学模型，经验证模拟值与试验值误差在10%以内，模型可靠；通过仿真得到蠕变较大部位的蠕变应变平均值为8%，主要发生在靠近短阀轴一侧的阀板边缘；

c)结合Cocks-Ashby多轴蠕变系数，在单轴蠕变结果基础上获得阀门关键节点的多轴蠕变应变结果，除少数结构突变点外，阀门多轴蠕变应变大小均在2%以内，满足实际生产需求。