206_排气歧管流固耦合分析_长城关昊.pdf

2011 AVL 先进模拟技术中国用户大会论文 排气歧管流固耦合分析 关昊 赵铮 申景倩 （长城汽车股份有限公司动力研究院，河北省保定市） 摘 要： 本文采用流固耦合的方法对某增压汽油机两种方案排气歧管流通性进行评价并对其流通性较好的一种方案的热应力进行分析， 找出设计不足之处， 为今后的结构优化提供理论依据 关键词：增压汽油机、内流场、外流场、映射、流通性、屈服极限 主要软件：AVL FIRE , ABAQUS 1. 前言 本文是我公司自主开发的一款增压汽油机根据机型的布置要求和增压器匹配重新对排气歧管进行了设计， 本文对我司设计的两种方案排气歧管的内流场进行了 CFD 分析， 评价了排气歧管的流通性， 最后为了保证排气歧管耐热耐久的性能， 对其流通性较好的一种方案进行了热应力的计算 为了确保此排气歧管在高温负荷下满足要求，特对 6000 转全负荷工况进行计算本次计算内流场采用 1D-3D 耦合的计算方法， 外流场则根据实测数值模拟发动机在台架试验室内的状态进行计算，最后根据内外流场的计算结果，将温度场、换热系数场映射到有限元网格上，最终利用非线性求解器 ABAQUS 计算其热应力。

根据计算结果分析， 排气歧管方案二流通性较好， 最大压应力位置主要出现在排气歧管内部喉口圆角过渡区域，最大主应力出现在一四管连接处 2. 计算方法及参数选择计算方法及参数选择 2.1 计算方法计算方法 排气歧管计算主要分为以下几个步骤： （1） 进行排气歧管内流场计算， 内流场的计算根据 boost 和 FIRE 的联合计算，boost 模型如图 1 所示，计算过程为：boost 单独计算 30 个循环使一维计算结果达到收敛，然后自动通过耦合链接单元将流量边界条件传递给 FIRE，让 FIRE 单独计算 1 个循环， 目的是使三维的网格初始化， 最后进行的是 boost 和 FIRE 的耦合计算，双方计算每一曲轴转角都互相交换数据，最终耦合计算 5 个循环达到完全收敛，内流场计算完成，将收敛后的最后一个循环生成 htcc 文件，进行有限元网格的映射 （2）模拟排气歧管在发动机机舱内的散热情况，即外流场计算，发动机前端风扇的风量、排气歧管外表面壁温均由实验测得，待计算达到收敛后再生成 htcc 文件，进行有限元网格的映射3）根据内外流场映射的结果，利用 ABAQUS 软件进行排气歧管温度场的计算，最后计算其热应力。

2011 AVL 先进模拟技术中国用户大会论文 图图 1 1 内流场计算（内流场计算（1D1D- -3D3D 耦合计算）耦合计算） 2.2 参数选择参数选择 内流场计算参数：首先根据发动机台架试验数据进行 boost 模型标定，标定准确后建 立 6000rpm 时刻耦合计算模型，排气歧管内表面壁温设定为 625℃，三维网格进口边界采用 质量耦合边界，出口边界采用压力耦合边界，湍流模型选择 k-zeta-f，混合壁面函数，标 准传热模型外流场计算参数：根据台架试验室测得的参数，发动机前端鼓风机流量为 5.93kg/s，排气歧管外表面温度 600℃，隔热罩温度 400℃，增压器 400℃，发动机温度为 80℃，湍流模型选择 k-zeta-f，混合壁面函数，标准传热模型 2.3 计算模型计算模型 内外流场计算域如下图 2 所示， 内流场提取排气歧管内表面， 外流场则简单模拟发动台 架试验室内流动，并对发动机机体进行简化，计算时进出口边界如下图应用 FIRE 自带前 处理软件 FAEM 进行网格划分，内流场两层边界层，总网格数 10 万，外流场两层层边界层， 总网格数为 95 万 图图 2 2 计算模型计算模型 四管四管 三三管管 二二管管 一一管管 Inlet Outlet Outlet Inlet 隔热罩隔热罩 机体机体 台架试验室台架试验室 鼓风机鼓风机 增压器增压器 内流场计算模型内流场计算模型 外流场计算模型外流场计算模型 2011 AVL 先进模拟技术中国用户大会论文 3.CFD 计算计算分析分析 3.1 流通性计算结果流通性计算结果 从下图 3 可以看出， 方案二的流通性相对较好， 方案一在一缸排气时一管拐弯处发生明 显的流动分离，在二、三缸排气时排气口直管处也产生较明显的流动分离，方案二各管排气 时较方案一速度分布更好，更顺畅。

下面针对方案二进行内流场、外流场及热应力的计算， 对其进一步分析 图图 3 各缸排气时支管内最大流速时刻的速度对比各缸排气时支管内最大流速时刻的速度对比 一缸排气时，支管流速切片一缸排气时，支管流速切片 二缸排气时，支管流速切片二缸排气时，支管流速切片 三缸排气时，支管流速切片三缸排气时，支管流速切片 四缸排气时，支管流速切片四缸排气时，支管流速切片 2011 AVL 先进模拟技术中国用户大会论文 3.2 方案二内方案二内场计算结果场计算结果 内流场的计算采用 1D-3D 耦合的计算方法， 将计算收敛后的最后一个循环的温度进行时 间平均，得到温度分布云图和换热系数云图，然后将其结果映射到有限元壳网格上，从图 4 上可以看出，在支管交汇处高温区较集中 图图 4 方案二方案二内流场速度云图（内流场速度云图（m\s）） 图图 5 方案二方案二内流场内流场换换热系数热系数云图（云图（K）） 3.3 方案二外流方案二外流场计算结果场计算结果 方案二外流场的计算结果见图 6、7，鼓风机的风量为 5.93kg/s 时刻排气歧管外表面温 度和换热系数分布， 将稳态计算结果映射到有限元网格上， 由于台架试验与整车状态有一定 差别，鼓风机的风量明显比风扇要大，导致在背向鼓风机一侧温度偏高。

一四管增压器连接 螺栓处换热系数较大，此处现应力比较集中，应重点关注 图图 6 方案二方案二外流场速度云图（外流场速度云图（m\s）） 2011 AVL 先进模拟技术中国用户大会论文 图图 7 方案二方案二外流场换热系数云图（外流场换热系数云图（K）） 4.方案二方案二温度及温度及热应力计算分析热应力计算分析 4.1 有限元网格与材料特性 4.1.1 有限元网格 方案二排气歧管有限元网格采用二阶四面体，总网格数 4 万 图图 8 方案二方案二有限元结构网格有限元结构网格 4.1.2 材料特性参数 方案二排气歧管材料为铸铁（NiSiCr3552） ，此材料高温性较好，抗拉强度较高，汽油机排气歧管普遍都采用此材料，其比热容、弹性模量、线膨胀系数、热导率随温度变化曲线如下图所示 内壳内壳 外壳外壳 2011 AVL 先进模拟技术中国用户大会论文 4.2 计算结果分析 4.2.1 温度场计算结果分析 根据方案二排气歧管内外流场的计算结果，将其温度（T）和换热系数（HTC）映射到有限元面网格，利用 ABAQUS 进行求解，得到其温度分布如图 9：在方案二排气歧管内部喉口处温度最高，基本为 830℃。

而在方案二排气歧管外部和增压器连接的法兰面处，周围温度偏高，基本 750℃，因此这两个地方可能会出现高温变形甚至破坏，下一步进行了热应力计算 2011 AVL 先进模拟技术中国用户大会论文 图图 9 方案二方案二排气歧管温度场（℃）排气歧管温度场（℃） 4.2.2 应力场计算结果分析 根据温度场的计算结果， 我们可以进一步计算方案二排气歧管的热应力分布， 根据材料 的屈服极限， 判断在高温处是否出现材料破坏， 图 11 为方案二排气歧管的 Mises 应力分布， 在方案二排气歧管喉口处分别出现了二个应力集中位置（如下图所示） ，经过分析此三处均 为压应力，可能造成热冲击疲劳损坏 图图 10 方案二方案二 Mises 应力分布图（应力分布图（Mpa）） 而在方案二排气歧管外部， 最大主应力出现在一四管增压器连接螺栓处， 显示此处最大 值为 200Mpa ，于此排气歧管材料的屈服极限正好相等，在高转速全负荷的情况下可能发生2011 AVL 先进模拟技术中国用户大会论文 破坏的风险，为了保证此排气歧管耐高温耐疲劳，最大主应力应该小于材料的屈服极限，在 180Mpa 以下方能满足要求，因此需要对此处进行结构修改。

图图 11 方案二方案二最大主应力分布图（最大主应力分布图（Mpa）） 11. 结语 （1）有效利用 FIRE 软件对排气歧管进行 CFD 分析，对其流通性进行方向性评价，方案二流通性较好； （2）利用 FIRE 软件映射出的 htcc 文件进一步对其温度场应力场计算分析发现，局部地方温度较高，应力较大，不能满足设计要求，需要后期进行结构修改； （3）采用流固耦合的分析方法可以得到发动机及部件较准确的热边界条件，可以独立于发动机实机和实验进行发动机的热负荷分析， 因此， 该分析方法可以嵌入发动机设计阶段和实验开发阶段，从而缩短发动机的开发周期，并降低开发成本； （4）外流场的存在对排气歧管热应力的分布影响较大，此排气歧管外流场模拟台架试验室的环境，与整车状态有些差别，但由于模拟环境的数据准确，一定程度上能反映出发动机的工作状态，进而对排气歧管进行比较准确的分析 参考文献 [1] 《排气歧管热应力分析》王福志，长城汽车有限公司，2010 年 AVL 论文集 [2] 《采用 FIRE 软件进行发动机流固耦合分析》杨万里等，奇瑞汽车有限公司，2006 年 AVL 论文集 。