某發動機排氣歧管熱固耦合分析

范習民，崔寧，王強，孫影，許濤，胡昌良，李波

（安徽江淮汽車股份有限公司，合肥230601）

0 引 言

排氣歧管是發動機的主要受熱零件，與高溫燃氣直接接觸，承受較高的溫度，工作環境惡劣。如果排氣歧管受熱時引起的變形過大，會造成漏氣，使內燃機無法正常工作。因此對發動機排氣歧管熱固耦合分析很有必要。

進行熱固耦合分析，必須要獲得包括排氣歧管內外流場的溫度與對流換熱系數邊界，再使用FEA 軟件進行熱應力、密封性和殘余應力應變分析等。

首先通過BOOST 計算出排氣歧管的進出口邊界條件；然后將邊界條件應用于CFD 計算中，通過FIRE 計算排氣歧管的內流場（瞬態）以及外流場（穩態），得到歧管內外壁面的溫度以及對流換熱系數分布，進行時域平均后，將結果映射到FEM 的網格上；最后通過Abaqus 對歧管總成進行了熱固耦合分析，對設計方案進行評估。

排氣歧管耦合分析考慮了排氣歧管螺栓預緊力與熱應力，主要分析以下幾項內容：1）排氣歧管溫度場分布；2）排氣歧管墊片密封性分析；3）熱應力分析與殘余應力應變分析。

其主要分析流程見圖1。

1 熱固耦合分析流程

1.1 Boost 性能仿真

圖2 是發動機的BOOST 的計算模型。環境氣體從邊界SB1 吸入，通過管1 到空濾器CI1，再通過管2 進入渦輪增壓器，出來再通過管3 導向中冷器CO1，再經連接管4 進入進氣歧管的諧振腔，用PL1 代替，考慮到EGR 的存在，容腔的一部分容積轉化成連接管16，17。管子5～8代表進氣歧管和氣道，通過氣道將氣引到氣缸C1～C4。管子9～12 代表排氣歧管和氣道，通過氣道將氣引到容腔PL2，再通過管13 連接到增壓器TC1，經管14 連接到消聲器PL3，然后經管15，通過SB2 流向大氣。

圖1 分析流程圖

圖2 Boost 計算模型圖

隨著發動機工況的改變，燃燒放熱規律也是隨著變化的，并且燃燒特性的好壞對發動機性能有很重要的影響。熱力學循環計算需要輸入燃燒熱量釋放率曲線，在數學上，該曲線可以通過VIBE 函數來模擬，VIBE 函數的主要參數為燃燒區間和形狀參數。燃燒熱量釋放率曲線影響缸內壓力和溫度，從而就影響了循環效率、爆發壓力和排氣溫度。計算獲得相應位置的瞬態流量、壓力和溫度分別作為歧管的進出口邊界條件。

1.2 FEA 模型創建

分析模型包括模擬缸蓋、排氣歧管螺栓和排氣歧管。使用Hypermesh 對模型進行網格劃分。在傳熱分析中實體單元類型選擇DC3D4，面單元選擇DS3。強度分析時單元類型選擇C3D10M。

需要注意FEA 模型的坐標和CFD 分析的完全一致。排氣歧管耦合分析網格沒有特別要求，只要保證接觸邊界的節點一一對應即可。

溫度場計算要對模型的相關部件施加CFD 計算結果熱邊界，因此，需要將排氣歧管內腔和外壁面的面網格提取出來，并將這些面網格單獨寫成inp 文件，以供CFD軟件提取熱邊界。對于在前處理中提取的部件面網格單元，定義一個很小的厚度，一般定義0.001 mm 即可。

1.3 CFD 分析

1.3.1 內流場CFD 分析

1）網格劃分。利用Fire 軟件自帶的Fame 工具劃分網格，網格的尺寸為2 mm。為了有利于計算的收斂，進出口邊界均沿法線方向延長了20 層（每層高度為2 mm）。最終的網格數目約為16.5 萬，98%以上為六面體，其余為四面體、五面體等混合網格。

2）瞬態計算。瞬態計算共計算了5 個循環，前4 個循環為了計算收斂。取最后一個循環中氣體的溫度和換熱系數平均值作為熱應力計算的邊界，如圖3 和圖4 所示。

圖3 熱應力計算溫度邊界示意圖

圖4 熱應力計算換熱系數示意圖

1.3.2 外流場CFD 分析

1）網格劃分。外流場主要是穩態計算，模型包括排氣歧管、隔熱罩、增壓器、彎管等。為了模擬實驗室的環境，外流場的計算域取3 倍發動機的尺寸，參考風扇的鼓風速度，設定外流場入口的風速為8 m/s［2］。圖5 為外流場計算模型。

使用FAME生成以六面體為主計算網格。考慮到壁面附近的邊界層影響，在壁面上生成一層邊界層網格。由于隔熱罩厚度僅為3 mm 左右，因此需要進行局部加密。網格總數約為112 萬。

2）瞬態計算。采用迎風離散格式，一階隱式格式離散時間項，壓力與速度耦合算法選擇SILMPLE。設定管內空氣流動為可壓縮黏性湍流流動，空氣為理想氣體，湍流模型k-z-f 方程，使用混合壁面函數描述壁面附近邊界層流體速度、壓力等的分布，且要求貼近壁面的網格的y+值在11～200 之間［3］。殘差小于0.000 1。

圖5 排氣歧管外流場計算模型圖

外流場的計算為穩態計算，為了保證計算收斂，一般計算3 000 個迭代步。具體邊界條件如下：

進口邊界條件：設為速度邊界，速度為8 m/s；出口邊界條件：設梯度為0。

排氣歧管外壁面的換熱系數和溫度分別如圖6、圖7所示，平均溫度為476.6 K，平均換熱系數為76.5 W/（m2·K）。

圖6 排氣歧管外壁面換熱系數分布示意圖

圖7 排氣歧管外壁面氣體溫度分布示意圖

1.3.3 CFD 瞬態計算結果的時域平均

瞬態計算（時間步或曲軸轉角）在每個時刻都會有一個計算結果，而FEM 計算只需要一個穩態的熱邊界結果，因此，瞬態計算的結果不能直接應用于FEM 計算，必須首先對其進行時域平均［4］。

式中：φ 為對應的瞬態時刻（時間步或曲軸轉角）；h 為對流換熱系數；T 為溫度。

1.3.4 CFD 結果與Abaqus 有限元模型映射

映射是指CFD 計算與FEM 計算之間，在流固交界面上熱數據的交換，它實現了FIRE 和Abaqus 之間的流固耦合。

熱邊界來源與CFD 模擬結果，其獲取方法是將排氣歧管網格模型的面網格導出inp 格式（包含部件節點、單元信息即可）提供給CFD 分析人員，由CFD 分析人員提取出部件面單元的換熱系數與溫度文件，文件后綴名為.abaqinp。其中值得注意的兩點：1）提出的換熱系數與溫度信息要附在單元上；2）所有涉及到數值的信息要標明單位，以免產生數量級上的錯誤。

1.4 溫度場分析

1.4.1 溫度場分析FEA 設定

排氣歧管墊片單元類型采用DC3D15，實體單元類型選擇DC3D4，面網格單元類型采用DS3。輸入模型部件材料實測的隨溫度變化的彈性模量、泊松比和導熱系數值，考慮到保密事宜，只展示排氣歧管GGGSiMo51 的隨溫度變化彈性模量曲線，如圖8 所示。

圖8 排氣歧管GGGSiMo51 隨溫度變化的彈性模量曲線

由于加載熱邊界時需要使用include 語句，因此在進行模型搭建時一般進行手工編輯，而不是在ABAQUS/CAE 中進行，首先在Hypermesh 中對各接觸對進行綁定的定義。

圖9 分析步定義

定義完綁定后導出inp 格式，查看單元類型是否設定正確，在inp 文件結尾添加分析步，如圖11 所示。

模型搭建完成后提交計算，利用批處理方式提交，使用內部命令abaqus job=filename.inp。

1.4.2 溫度場分析結果后處理

計算完成后，在Abaqus CAE Visualization 模塊中選擇NT11 查看溫度場分布云圖，評價最高溫度是否超過材料的溫度極限值，并保留結果文件以供熱應力計算。

圖10 為排氣歧管外壁面的溫度分布，可以看出外壁面最高溫度543.2 ℃。

圖11 為排氣歧管內壁面的溫度分布，可以看出其最高溫度546.6 ℃。

圖10 排氣歧管外壁面溫度分布

圖11 排氣歧管內壁面溫度分布

為提高計算精度，可以進行多輪反復迭代，將Abaqus中的結算結果文件提取出內外壁面的溫度結果.rpt 文件，提交給CFD 分析工程師，進行多輪重復迭代：在Abaqus后處理Visualization 模塊中點擊Create Display Group，分別選出并顯示排氣歧管內外壁網格；再點擊Report Filed Output，在Variable 中選擇結果類型；在Setup 中定義文件名稱和存儲地址，確認后即可生成溫度結果.rpt文件。

蠕墨鑄鐵TL047-SiMo4.5 排氣歧管材料的最高溫度限值為800 ℃，排氣歧管的外壁最高分析溫度遠小于此材料的許用溫度限值，因此滿足設計要求。

1.5 熱應力分析

1.5.1 熱應力分析FEA 設定

排氣歧管墊片單元類型采用C3D12MN，實體單元類型選擇C3D10M，在熱應力分析中不需要殼體，刪除面單元。

熱應力計算需要輸入材料隨溫度變化的彈性模量、泊松比、線膨脹系數、密度、比熱和塑性材料的應力應變曲線。

同時添加排氣歧管墊片的壓縮卸載曲線；對缸蓋（或模擬缸蓋）的一端施加固定約束，即約束1、2、3 自由度；施加排氣歧管螺栓的預緊力和熱載。

進行3 個分析步熱應力分析設定：

Step1：施加螺栓預緊力；

Step2：Fix boltlength，加載溫度場；

Step3：卸載。

1.5.2 熱應力分析結果后處理

計算完成后，在Abaqus 后處理Visualization 模塊中進行操作。圖12 為排氣歧管熱應力分布云圖，可以看出，排氣歧管的熱應力集中區域在EGR 連接管道過渡區域，最大熱應力約在129.4～200MPa，其它區域都低于150 MPa，都遠低于材料的屈服極限（≥400 MPa），滿足靜強度設計要求。

圖12 排氣歧管熱應力分布

1.5.3 密封性后處理

墊片上的面壓應大于15 MPa，如圖13 所示，滿足設計要求。同時可以提取螺栓的振蕩響應應力曲線。

圖13 墊片面壓分布

1.5.4 殘余熱應力及殘余應變結果后處理

圖14 為排氣歧管殘余熱應力結果，可以看出排氣歧管在卸載工況下殘余熱應力較小，在61.18 MPa 以下（螺栓預緊力加載區域不考察），靜強度和疲勞都滿足設計要求。

圖15 為排氣歧管殘余應變結果，可以看出排氣歧管在卸載工況下最大殘余應變為1.775%。根據AVL 的標準，該材料的累積塑性應變最大限值為2%，可以判斷最大殘余應變滿足設計要求。

圖14 排氣歧管殘余熱應力分布

圖15 排氣歧管殘余應變分布

2 結 語

根據以上的分析可知，排氣歧管熱應力、密封性等都滿足設計要求，建議采用該設計方案，并進行排氣歧管支架有限元分析，重點考察排氣歧管搭載各附件下的子系統在外界加速度激勵的應力狀況和疲勞安全系數。

江淮汽車動力總成研究院CAE 部通過使用AVL.Boost、Fire 以及Abaqus 軟件，已經建立起較為成熟的熱固耦合分析能力，能對排氣歧管的溫度場、熱應力、密封性、螺栓響應力、排氣歧管的殘余熱應力及殘余應變進行評估。

為了提升熱固耦合分析的置信度，我們通過近2 年的時間，完成了發動機總成近30 種受溫度影響部件材料的隨溫度變化性能測試，包括隨溫度應力應變曲線和彈性模量等力學性能，以及包括隨溫度變化的熱膨脹系數、比熱、熱傳導率和密度等物熱性能。

［1］ 楊振寬.機械產品設計常用標準手冊［M］.北京：中國標準出版社，2010.

［2］ 李龍超，許濤.某柴油機排氣歧管的熱固耦合分析［J］.汽車工程師，2011（3）：55-57.

［3］ 楊萬里，許敏，劉國慶，等.發動機排氣歧管熱負荷數值模擬［J］.華中科技大學學報：自然科學版，2006（12）：98-100.

［4］ 郭立新，韓穎，惠涵，等.CFD-FE 耦合計算分析某汽油機排氣歧管熱負荷［J］.現代車用動力，2009（2）：13-17.