謝正海，王應(yīng)紅，陳如彬

(1.上海汽車集團(tuán)股份有限公司技術(shù)中心，上海 201804；2.上海市汽車動力總成重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海 201804)

日趨嚴(yán)苛的乘用車燃油經(jīng)濟(jì)性指標(biāo)和排放法規(guī)推動了廢氣渦輪增壓器在乘用車汽油發(fā)動機(jī)中的應(yīng)用，渦輪增壓汽油機(jī)已成為當(dāng)今乘用車傳統(tǒng)動力的主角[1-4]。作為增壓發(fā)動機(jī)的主要部件之一，渦輪增壓器在提升發(fā)動機(jī)的比功率、比扭矩及降低比油耗的同時，也提高了排氣溫度和壓力，導(dǎo)致廢氣渦輪蝸殼工作時承受更高溫度和壓力廢氣的沖刷，蝸殼的工作熱負(fù)荷大，工作環(huán)境極其惡劣。

在發(fā)動機(jī)冷熱循環(huán)耐久試驗(yàn)中，增壓器的渦輪蝸殼周圍常發(fā)生廢氣泄漏現(xiàn)象，既有蝸殼本體與相關(guān)零件連接處漏氣[5]，也有蝸殼本體的貫穿性裂紋而導(dǎo)致漏氣，無論何種廢氣泄漏都會構(gòu)成重大安全隱患，成為增壓發(fā)動機(jī)考核的關(guān)注重點(diǎn)之一。圍繞蝸殼熱強(qiáng)度和疲勞開裂相關(guān)問題，國內(nèi)外學(xué)者展開了不懈的研究：湖南天雁對蝸殼穩(wěn)態(tài)溫度應(yīng)力進(jìn)行了仿真和試驗(yàn)研究[6]，美國霍尼韋爾對蝸殼熱-機(jī)械疲勞解析方法進(jìn)行了深入探討[7-8]，日本三菱用數(shù)值解析方法開發(fā)了增壓器雙流道蝸殼[9]和VGT渦輪蝸殼[10]。目前，很少有公開文獻(xiàn)介紹工程上解決蝸殼開裂問題的方法和手段。

本研究針對國產(chǎn)蝸殼開發(fā)初期發(fā)生的開裂導(dǎo)致廢氣泄漏問題展開了具體研究，從材料分析、生產(chǎn)工藝和設(shè)計(jì)試驗(yàn)等方面綜合分析其影響因素。通過建立仿真模型計(jì)算預(yù)測蝸殼熱-機(jī)械疲勞開裂風(fēng)險(xiǎn)，指導(dǎo)優(yōu)化蝸殼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)直至解決開裂問題。

1 蝸殼開裂問題

圖1示出某汽油發(fā)動機(jī)廢氣渦輪增壓器產(chǎn)品外觀，增壓器通過廢氣渦輪蝸殼進(jìn)口法蘭直接安裝于發(fā)動機(jī)缸蓋上，在進(jìn)口法蘭后的蝸殼主流道和旁通流道分離形成流道分叉，廢氣從缸蓋集成排氣道直接流入渦輪蝸殼后，沿渦輪蝸殼主流道和旁通流道分流。在外形上呈現(xiàn)明顯的三角形結(jié)構(gòu)，這種結(jié)構(gòu)可減少傳統(tǒng)旁通廢氣對蝸殼內(nèi)主流做功廢氣的擾動，有利于渦輪機(jī)效率的提高。但采用這種結(jié)構(gòu)后，在主流道和廢氣旁通流道分叉口(見圖1)處易產(chǎn)生應(yīng)力集中導(dǎo)致蝸殼開裂，所以在設(shè)計(jì)和制造上應(yīng)予以特別關(guān)注。

圖1 車用廢氣渦輪增壓器

增壓器渦輪蝸殼由兩家不同供應(yīng)商同時提供，一家是國外原供應(yīng)商，采用其專利材料A3K[11]，另一家為國產(chǎn)供應(yīng)商，采用A3K的代用材料，即不銹鋼鑄鋼材料1.4837Nb。

國產(chǎn)渦輪蝸殼在上汽技術(shù)中心GETC進(jìn)行發(fā)動機(jī)冷熱循環(huán)耐久試驗(yàn)后，出現(xiàn)了旁通流道和主流道分叉口的裂紋(見圖2)。試驗(yàn)后樣件的泄漏測試表明，從裂紋泄漏的氣體量遠(yuǎn)大于允許范圍。因此，國產(chǎn)蝸殼開裂問題急待解決。

圖2 蝸殼表面開裂泄漏

2 試驗(yàn)分析

2.1 試驗(yàn)條件

根據(jù)設(shè)計(jì)驗(yàn)證要求，增壓器與發(fā)動機(jī)排氣系統(tǒng)必須完成GETC發(fā)動機(jī)冷熱循環(huán)耐久試驗(yàn)，主要試驗(yàn)工況包括怠速、扭矩點(diǎn)、功率點(diǎn)和倒拖冷卻。圖3示出試驗(yàn)中每個冷熱循環(huán)渦前溫度(T3)和轉(zhuǎn)速(Ne)的相關(guān)變化，從低轉(zhuǎn)速到高轉(zhuǎn)速的不同轉(zhuǎn)速段，渦前溫度在最低和最高溫度間冷熱循環(huán)交替變化，渦前溫度未超過950 ℃。試驗(yàn)測量數(shù)據(jù)表明發(fā)動機(jī)振動處于正常應(yīng)用范圍內(nèi)，而同樣試驗(yàn)條件下原供進(jìn)口蝸殼未發(fā)現(xiàn)開裂現(xiàn)象，因此可以斷定試驗(yàn)條件不應(yīng)是國產(chǎn)蝸殼產(chǎn)生開裂的主要影響因素。

圖3 渦前溫度和轉(zhuǎn)速

2.2 試驗(yàn)樣件

渦前溫度限制在950 ℃以下。進(jìn)口蝸殼材料采用A3K。國產(chǎn)蝸殼所用材料為德國DIN標(biāo)準(zhǔn)1.4837的耐熱不銹鋼(相當(dāng)GB材料40Cr25Ni12Si2)，另加Nb成分1.3%～1.7%，成為1.4837Nb后，替代A3K材料。

2.2.1蝸殼試驗(yàn)失效件

對國產(chǎn)蝸殼試驗(yàn)失效件進(jìn)行顯微分析，斷口如圖4所示，可以看出：

1) 其外表面產(chǎn)生了多條微裂紋并相連，與外表面觀察到的開裂結(jié)果相一致；

2) 其局部與內(nèi)表面的縱向裂紋相連，穿透蝸殼的厚度方向，形成泄漏點(diǎn)；

3) 裂紋的擴(kuò)展前沿呈現(xiàn)圓弧狀，為疲勞擴(kuò)展的特征；

4) 由于高溫氣體的作用，斷裂面已被氧化。

進(jìn)一步的檢測發(fā)現(xiàn)：蝸殼材料的成分和硬度均符合規(guī)格要求；金相組織和孔隙未見異常；零件的壁厚符合要求，開裂位置周邊最大厚度約為3.8 mm。

圖4 斷口形貌

2.2.2蝸殼生產(chǎn)件

在國產(chǎn)蝸殼生產(chǎn)現(xiàn)場,對同一模具鑄造生產(chǎn)的國產(chǎn)蝸殼鑄件進(jìn)行檢驗(yàn)，隨機(jī)抽樣6件蝸殼做了X-Ray檢測，未發(fā)現(xiàn)毛坯任何鑄造缺陷；進(jìn)一步抽樣解剖了其中3件，再次X-Ray檢測也未發(fā)現(xiàn)任何鑄造缺陷。在鑄造現(xiàn)場抽取2件蝸殼剖切后發(fā)現(xiàn)，金相正常，未發(fā)現(xiàn)微觀縮松等。其中1件用于工業(yè)CT檢測，發(fā)現(xiàn)對應(yīng)試驗(yàn)蝸殼開裂位置內(nèi)部結(jié)構(gòu)致密，未發(fā)現(xiàn)縮松等缺陷。對現(xiàn)場檢查發(fā)現(xiàn)，整個生產(chǎn)工藝穩(wěn)定，與其他批產(chǎn)產(chǎn)品一致，未發(fā)現(xiàn)有任何變更。

2.3 分析建議

綜合上述結(jié)果可以判定：失效件符合設(shè)計(jì)和生產(chǎn)要求，失效蝸殼在熱負(fù)荷和機(jī)械載荷共同作用下，應(yīng)力應(yīng)變較大的區(qū)域發(fā)生多源疲勞開裂，導(dǎo)致廢氣外泄。因此,開裂問題可能通過下述措施得到解決：

1) 提高材料等級到DIN標(biāo)準(zhǔn)1.4848，其熱強(qiáng)度特性優(yōu)于1.4837Nb；

2) 增加蝸殼固熔熱處理工藝，提升蝸殼材料韌性和熱強(qiáng)度；

3) 優(yōu)化國產(chǎn)蝸殼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，減少開裂風(fēng)險(xiǎn)。

其中，1)和2)將增加生產(chǎn)成本，最終使產(chǎn)品競爭力下降，3)則是性價比可行的方案，是研究的重點(diǎn)。

3 數(shù)值解析

3.1 控制方程

本研究基于流固耦合分析方法，即聯(lián)合求解流體控制方程和固體控制方程[12]。

1) 對于一般的可壓縮牛頓流體來說， 其遵循質(zhì)量、動量和能量守恒定律， 流體守恒定律通過如下一般控制方程描述[13]：

(1)

式中：φ為流體變量；t為時間；ρ為流體密度；為哈密爾頓算子，即為流體速度矢量；Γφ為有效擴(kuò)散系數(shù)；Sφ為源項(xiàng)。

φ=1，表示質(zhì)量守恒方程；φ=u，表示動量守恒方程；φ=I，表示能量守恒方程，I表示氣體焓值。

2) 固體能量傳遞可簡化為傳熱方程[14]：

(2)

3) 固體的動量守恒方程可由牛頓第二定律導(dǎo)出：

(3)

當(dāng)考慮溫度影響時，實(shí)際應(yīng)變張量ε將由機(jī)械和熱膨脹部分的線性疊加確定， 即

ε=εm+εt。

(4)

式中：εm為機(jī)械應(yīng)變；εt為熱應(yīng)變(不伴隨有剪切方向)。

εt=α·ΔT。

(5)

式中：α為線膨脹系數(shù)；ΔT為溫度變化。應(yīng)變ε與應(yīng)力σ相關(guān)聯(lián)，兩者遵守含溫度變化的廣義Hooke定律[15]。

4) 這里采用單向流固耦合分析法，認(rèn)為只有流體分析對結(jié)構(gòu)分析有重大影響，而結(jié)構(gòu)分析的變形等結(jié)果非常小，以至于對流體分析的影響可以忽略不計(jì)。固體熱傳導(dǎo)方程邊界[16]采用第二類邊界條件，即給定邊界熱流密度qf，

λT·n=-qf。

(6)

此外還采用第三類邊界條件，即給定邊界熱交換系數(shù)h和流體溫度Tf，n為邊界單位法向矢量。

λT·n=-h(T-Tf)。

(7)

3.2 解析模型和結(jié)果

在實(shí)際分析過程中，將控制方程應(yīng)用到離散化解析模型單元上積分，求解聯(lián)立方程組。借助于大型通用有限元分析系統(tǒng)軟件Ansys，建立圍繞渦輪蝸殼零件的流固耦合熱應(yīng)力應(yīng)變計(jì)算模型，模擬解析蝸殼在GETC試驗(yàn)中的熱-機(jī)械疲勞特性。具體分為3個步驟。

1) 用CFD方法計(jì)算渦輪蝸殼模型內(nèi)的廢氣流場， 采用表1所示計(jì)算邊界條件，其中條件1對應(yīng)全負(fù)荷工況， 條件2 對應(yīng)怠速工況。計(jì)算可得到蝸殼內(nèi)壁附近流體溫度和熱交換系數(shù)，作為下一步傳熱分析的第三類傳熱邊界條件。圖5示出解析模型，包括進(jìn)出口管道、渦輪、蝸殼和放氣閥通道，這里模型進(jìn)口和出口段分別延長了內(nèi)徑的3倍和5倍距離。圖6和圖7示出了全負(fù)荷和怠速工況下的蝸殼表面流體溫度和熱交換系數(shù)。熱交換系數(shù)在渦輪表面達(dá)到最大值1 500 W/(m2·K)，顯示渦輪高速旋轉(zhuǎn)帶來了強(qiáng)制對流效果。在流體計(jì)算中，選用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型[17]模擬流體的湍流效果。

表1 計(jì)算邊界條件

圖5 CFD解析模型

圖6 蝸殼表面流體溫度和熱交換系數(shù)(全負(fù)荷)

圖7 蝸殼表面流體溫度和熱交換系數(shù)(怠速)

2) 基于步驟1)的流體計(jì)算結(jié)果得到廢氣與蝸殼內(nèi)壁的傳熱第三類邊界條件，進(jìn)行蝸殼傳熱解析，得到蝸殼的瞬態(tài)溫度分布。這里廢氣進(jìn)口冷熱循環(huán)周期參考實(shí)際GETC試驗(yàn)，將其簡化成一個循環(huán)內(nèi)怠速400 s和全負(fù)荷400 s(見圖8)的組合。在計(jì)算3個循環(huán)后蝸殼溫度分布結(jié)果趨于穩(wěn)定， 這時用第3個循環(huán)的蝸殼溫度結(jié)果作為下一步的熱-機(jī)械疲勞結(jié)構(gòu)解析的邊界輸入。本解析中蝸殼外壁與大氣熱交換條件設(shè)定溫度20 ℃,熱交換系數(shù)15 W/(m2·K)，同時為簡化計(jì)算，其余邊界設(shè)為絕熱條件(即第二類邊界，溫度梯度為0)。

圖8 仿真冷熱循環(huán)溫度

3) 考察蝸殼應(yīng)變變化幅度，直觀評價蝸殼開裂風(fēng)險(xiǎn)。在應(yīng)力應(yīng)變分析中，將步驟2)得到的第3個冷熱循環(huán)的溫度結(jié)果作為邊界，施加于結(jié)構(gòu)解析模型上，進(jìn)行結(jié)構(gòu)熱耦合分析。FEA離散模型見圖9，單元數(shù)為155 832，節(jié)點(diǎn)數(shù)為264 797，在進(jìn)出口法蘭處施加約束使離散方程組得到求解。

圖9 蝸殼計(jì)算模型

根據(jù)多軸疲勞理論計(jì)算求得一個冷熱循環(huán)800 s周期內(nèi)的瞬時當(dāng)量應(yīng)變εeq[18]，即

(8)

式中：ν′為有效泊松比；ε1,ε2和ε3為3個主應(yīng)變，且ε1>ε2>ε3。在一個循環(huán)中的當(dāng)量應(yīng)變變化幅度Δεeq可由下式得到，

Δεeq=εeqmax-εeqmin。

(9)

按材料塑性變形遲滯廻線特性，由單軸疲勞試驗(yàn)應(yīng)變-壽命曲線即Δε-N曲線可進(jìn)一步預(yù)測冷熱循環(huán)下的疲勞壽命[19-20]。當(dāng)量應(yīng)變變化幅度Δεeq與疲勞壽命N呈反比關(guān)系，Δεeq越大則N越小，開裂風(fēng)險(xiǎn)將越大。本研究著眼于Δεeq分析預(yù)測蝸殼開裂風(fēng)險(xiǎn)，而不做具體壽命計(jì)算。

按照理論設(shè)計(jì)3D數(shù)模，選用材料1.4837Nb進(jìn)行冷熱循環(huán)的仿真模擬。圖10示出Δεeq的計(jì)算結(jié)果，圖中序號1，2，3，4，5表示Δεeq值較大的5個位置，這些點(diǎn)都滿足Δεeq>0.16%，按經(jīng)驗(yàn)初步可以認(rèn)為是FEA計(jì)算預(yù)測的蝸殼開裂風(fēng)險(xiǎn)較大點(diǎn)。位置1位于主流道尾部，位置2，3和4位于主流道和旁通流道分叉口處，位置5位于旁通流道尾部，顯然蝸殼采用分叉設(shè)計(jì)后增加了開裂風(fēng)險(xiǎn)點(diǎn)。在實(shí)際GETC試驗(yàn)中，國產(chǎn)蝸殼位置1有細(xì)微裂紋，位置2已開裂并貫穿，位置3， 4， 5尚未開裂。

圖10 蝸殼當(dāng)量應(yīng)變幅度Δεeq計(jì)算結(jié)果

此外，計(jì)算結(jié)果也表明：蝸殼內(nèi)部流道舌根部位存在較大Δεeq值，由于此處未呈現(xiàn)開裂導(dǎo)致廢氣外泄問題，故本研究不予單獨(dú)列出。

4 設(shè)計(jì)優(yōu)化和驗(yàn)證

國內(nèi)外兩家供應(yīng)商使用同一設(shè)計(jì)3D數(shù)模生產(chǎn)蝸殼，由于采用材料、生產(chǎn)工藝和模具不盡相同，最終產(chǎn)品會有所不同。

4.1 材料差異影響

首先，比較進(jìn)口和國產(chǎn)兩種材料在蝸殼設(shè)計(jì)上的開裂風(fēng)險(xiǎn)。圖11示出了同樣的理論3D數(shù)模在前述5個位置的當(dāng)量應(yīng)變變化幅度Δεeq。由圖可見，蝸殼采用1.4837Nb材料后，應(yīng)變幅度全面超越了進(jìn)口A3K材料，即國產(chǎn)蝸殼較進(jìn)口蝸殼開裂風(fēng)險(xiǎn)增大，最大應(yīng)變變化幅度達(dá)到0.325%，最小應(yīng)變變化幅度也達(dá)到0.216%，此時在位置1，2處1.4837Nb蝸殼比A3K蝸殼有20%和6%的應(yīng)變幅度增加，在位置3應(yīng)變幅度增大了17%，在未開裂位置4和5也有11%和26%的應(yīng)變幅度增加。因此， A3K材料熱機(jī)械性能顯然優(yōu)于1.4837Nb。

在蝸殼國產(chǎn)化開發(fā)過程中，用1.4837Nb材料取代A3K材料時，設(shè)計(jì)數(shù)模不能照搬原供數(shù)模，應(yīng)重新設(shè)計(jì)蝸殼關(guān)鍵結(jié)構(gòu)以降低應(yīng)變開裂風(fēng)險(xiǎn)。

圖11 不同材料蝸殼Δεeq

4.2 優(yōu)化設(shè)計(jì)

其次，研究實(shí)際生產(chǎn)件外形差異。進(jìn)口件和國產(chǎn)件在經(jīng)過掃描后得到的實(shí)際外形數(shù)?；疽恢?，當(dāng)關(guān)注分叉口附近位置時，發(fā)現(xiàn)兩者存在差異。圖12示出進(jìn)口件外形，從進(jìn)口件表面挖去補(bǔ)丁后則變成國產(chǎn)件外形。也就是說，國產(chǎn)件在開裂位置附近稍顯薄弱，補(bǔ)丁的最大厚度約1.5 mm。通過對比實(shí)物質(zhì)量，發(fā)現(xiàn)國產(chǎn)件比進(jìn)口件輕了3.2%。

圖12 蝸殼實(shí)物掃描結(jié)果

在上述基礎(chǔ)上，對表2所示計(jì)算方案作進(jìn)一步仿真研究。方案1和方案2分別為國產(chǎn)件和進(jìn)口件實(shí)際成型后外形數(shù)模，方案1在GETC試驗(yàn)中失效，方案2在GETC試驗(yàn)中有效。為改進(jìn)國產(chǎn)蝸殼方案，本研究提出了方案3，其形狀參考方案2，但增加了工藝考量，增大并優(yōu)化位置1， 2， 3附近厚度和過渡圓角等。方案4在方案3基礎(chǔ)上再增大并優(yōu)化應(yīng)力集中位置4， 5附近厚度和過渡圓角，將方案3和4的局部最大厚度修改到4.5 mm。

表2 計(jì)算方案

由FEA分析得到圖13所示結(jié)果。圖中，橫軸為關(guān)注位置，縱軸為相對于方案1(失效件)Δεeq的比值，此時方案1本身的比值為1，其位置1～5的計(jì)算Δεeq絕對值分別為0.29%，0.21%，0.16%，0.20%，0.17%。Δεeq比值越大，開裂風(fēng)險(xiǎn)越大，Δεeq比值大于1意味著開裂風(fēng)險(xiǎn)大于方案1。經(jīng)過優(yōu)化后，方案3和4都有顯著改善。其中方案3Δεeq值比方案1(即開裂蝸殼)在2， 3， 4， 5位置分別減少37%， 20%， 36%， 15%，但在位置1的開裂風(fēng)險(xiǎn)會增大，其Δεeq增加了11%。由于實(shí)際位置1并未發(fā)生開裂，認(rèn)為該位置實(shí)際風(fēng)險(xiǎn)較低，同時由于方案3在位置2的Δεeq也遠(yuǎn)低于進(jìn)口蝸殼(方案2),決定將計(jì)算方案3作為優(yōu)化方案投入試驗(yàn)驗(yàn)證。此時優(yōu)化方案3在開裂位置2的計(jì)算Δεeq值從優(yōu)化前的0.21% 降低到了0.13%, 同時低于進(jìn)口蝸殼的0.19%。

圖13 各方案分析結(jié)果

此外，方案4相對方案3在位置4和位置5雖有增厚加強(qiáng)措施，但計(jì)算結(jié)果表明在位置3和4反而開裂風(fēng)險(xiǎn)增大，而在位置1有明顯改善，因此將方案4保留為備選方案，作為方案3位置1一旦發(fā)生開裂時的應(yīng)對措施。

4.3 材料成分控制

在材料方面，Nb可以增強(qiáng)延展性，S使材料產(chǎn)生熱脆性，降低材料的延展性和韌性[21]。通過對表3所示的兩件失效試驗(yàn)蝸殼的材料成分采樣檢查及通過蝸殼裂紋的高壓氣體泄漏測試結(jié)果分析對比，發(fā)現(xiàn)適當(dāng)增加Nb含量，降低S含量,對防止開裂有幫助，尤其增加Nb含量效果更明顯，這里泄漏量表征了開裂的嚴(yán)重程度。因此國產(chǎn)件生產(chǎn)時，控制Nb含量在上限值附近,同時在保證機(jī)加工性前提下盡量降低S含量。在優(yōu)化蝸殼生產(chǎn)時，要求控制Nb含量從標(biāo)準(zhǔn)1.3%～1.7%改為1.5%～1.7%，控制S含量從標(biāo)準(zhǔn)0.03%Max改為0.015%Max。

表3 失效蝸殼分析結(jié)果

4.4 試驗(yàn)結(jié)果

在經(jīng)過上述結(jié)構(gòu)優(yōu)化和材料成分控制后，優(yōu)化后國產(chǎn)蝸殼(表2中方案3)耐熱機(jī)械疲勞強(qiáng)度得到了提升，實(shí)物比進(jìn)口蝸殼約重了0.8%。對優(yōu)化后蝸殼進(jìn)行了新一輪GETC試驗(yàn)，一次通過了3個樣件的試驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)后拆解樣件上未發(fā)現(xiàn)任何開裂泄漏現(xiàn)象。圖14示出了試驗(yàn)后其中一個蝸殼分叉口位置外觀，表面光滑無任何裂紋。

圖14 優(yōu)化方案的耐久試驗(yàn)結(jié)果

5 結(jié)論

本研究提出的優(yōu)化設(shè)計(jì)方案通過了指定耐久試驗(yàn)，并在核心產(chǎn)品上得到了推廣應(yīng)用。通過本研究，積累了解決蝸殼開裂問題的工程經(jīng)驗(yàn)和數(shù)據(jù)庫，為后續(xù)開發(fā)提供了有力的實(shí)用方法。

a) 進(jìn)口A3K蝸殼材料比1.4837Nb具有更好的耐熱強(qiáng)度特性，選用1.4837Nb替代A3K材料時，需進(jìn)一步優(yōu)化蝸殼的設(shè)計(jì)方案，以降低開裂風(fēng)險(xiǎn)；

b) 流固耦合仿真和熱疲勞解析方法能較好預(yù)測蝸殼熱疲勞開裂傾向，循環(huán)周期的當(dāng)量應(yīng)變變化幅度Δεeq>0.16%，可相對評判蝸殼開裂風(fēng)險(xiǎn)，通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化減小Δεeq可避免開裂發(fā)生；應(yīng)該看到，實(shí)際工況變化遠(yuǎn)比仿真模型復(fù)雜，試驗(yàn)運(yùn)行中還有振動影響，仿真計(jì)算結(jié)果還難以絕對判定開裂是否發(fā)生，需要進(jìn)一步研究和精確定義開裂量化指標(biāo)；

c) 對于蝸殼開裂風(fēng)險(xiǎn)較高位置處，應(yīng)使其局部厚度不低于4.0 mm，同時對周邊關(guān)聯(lián)結(jié)構(gòu)作同步優(yōu)化(不只是簡單材料堆積)以控制開裂風(fēng)險(xiǎn)。實(shí)際上，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化就是控制應(yīng)變幅度Δεeq峰值,使開裂風(fēng)險(xiǎn)較高位置Δεeq值降低,允許安全區(qū)域Δεeq值適當(dāng)上升，得到不同位置之間開裂風(fēng)險(xiǎn)轉(zhuǎn)移的妥協(xié)。

致謝

在研究過程中，得到了上汽技術(shù)中心發(fā)動機(jī)部平銀生總監(jiān)等領(lǐng)導(dǎo)和質(zhì)保部同事，以及日本三菱增壓器公司的大力支持和幫助；上海菱重增壓器公司，常州中車汽車零部件公司給予了熱情合作和支援。在整個團(tuán)隊(duì)的共同努力下，產(chǎn)品研發(fā)過程中出現(xiàn)的國產(chǎn)渦輪蝸殼開裂泄漏問題得到了圓滿解決，在此一并致謝。