李 雄，劉偉軍，唐 飄，杜興慧

(1.上海工程技術(shù)大學(xué)汽車工程學(xué)院，上海 201620；2.上海工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，上海 201620)

排氣三通管道分散流流動(dòng)特性的數(shù)值模擬及分析

李 雄1，劉偉軍2，唐 飄1，杜興慧1

(1.上海工程技術(shù)大學(xué)汽車工程學(xué)院，上海 201620；2.上海工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，上海 201620)

為減小排氣T型三通管道中的局部壓力損失，利用FLUENT軟件對(duì)其分散流動(dòng)特性進(jìn)行數(shù)值模擬，分析支管與總管流通截面積比、夾角、質(zhì)量流量比及流體溫度對(duì)管道總壓損失系數(shù)的影響規(guī)律。結(jié)果表明：總管流速和氣體溫度對(duì)總壓損失系數(shù)影響不大，支管與總管質(zhì)量流量比卻對(duì)總壓損失系數(shù)影響顯著；分支管與總管夾角、分支管與總管流通截面比對(duì)總管-通支管總壓損失系數(shù)的影響不明顯，但對(duì)總管-分支管總壓損失系數(shù)的影響顯著。通過數(shù)值模擬和分析建議T型三通管推薦結(jié)構(gòu)為分支管與總管夾角α=45°，分支管與總管流通截面比A3/A1的適宜范圍為0.8～1。數(shù)值模擬結(jié)果與前人研究及試驗(yàn)結(jié)果比對(duì)，趨勢一致，計(jì)算精度較高，可為類似汽車排氣分流技術(shù)開發(fā)提供依據(jù)。

三通管道；分散流；壓力損失系數(shù)；數(shù)值模擬

在車用發(fā)動(dòng)機(jī)中，受工作原理限制，燃料轉(zhuǎn)變?yōu)橛杏霉Φ牟糠终?/3左右，大部分的熱量通過冷卻介質(zhì)和廢氣被帶走[1-3]。發(fā)動(dòng)機(jī)排氣管中上游的廢氣為較高品位的熱源，若能有效回收這部分能量，對(duì)提高發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性具有重要的意義。排氣三通管道作為發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣余熱回收利用裝置的重要組成部分，不僅對(duì)尾氣能否正常利用起著關(guān)鍵作用，而且影響著發(fā)動(dòng)機(jī)的整體性能。

三通是最常見的一種管道配件，三通處的流動(dòng)十分復(fù)雜，流體的流速在此處發(fā)生突變，出現(xiàn)流體質(zhì)點(diǎn)之間的撞擊，產(chǎn)生漩渦，二次流以及流動(dòng)的分離和再附壁等現(xiàn)象[4-5]。發(fā)動(dòng)機(jī)管道中流體為較高溫度和較高流速的氣體，在三通結(jié)構(gòu)處為復(fù)雜的非定常流，流速變化劇烈，在計(jì)算精度要求較高的情況下，現(xiàn)有的經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)已經(jīng)不能滿足要求[6]。

對(duì)三通管道壓力損失的研究最早可以追溯到1940年，文獻(xiàn)[7]給出了管徑5～200 mm之間的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，同時(shí)提出了測試壓力損失數(shù)據(jù)的方法，并指出管道壓力損失與管道尺寸、流體流速和支管的質(zhì)量流量有關(guān)。BASSETT等研究結(jié)果表明：總壓損失系數(shù)是支管與總管夾角、支管與總管截面積比、支管和總管質(zhì)量流量比的函數(shù)[8-9]，雖然未說明試驗(yàn)所用三通的尺寸，但對(duì)數(shù)值模擬具有一定指導(dǎo)意義?；輼s娜對(duì)T型三通、90°彎管進(jìn)行了研究，通過對(duì)管道中的壓力和速度分布分析，探討了局部損失產(chǎn)生和變化的機(jī)理[10]。

圖1 T型三通管道分散流結(jié)構(gòu)模型Fig.1 Structure model of T-breach pipe dispersing flow

本文對(duì)支管與總管變夾角T型三通結(jié)構(gòu)的分散流流動(dòng)特性進(jìn)行數(shù)值模擬，分析支管與總管流通截面積比、夾角、質(zhì)量流量比及流體溫度對(duì)管道總壓損失系數(shù)的影響規(guī)律，為類似汽車排氣分流技術(shù)開發(fā)提供依據(jù)。

1 三通管道模型結(jié)構(gòu)及理論計(jì)算基礎(chǔ)

汽車排氣系統(tǒng)的三通結(jié)構(gòu)種類繁多，但都可以將它們簡化為如圖1所示的T型三通模型，圓形總管1、通支管2、分支管3的流通截面積為A1，A2，A3，分支管與總管夾角為α，通支管2、分支管3與總管1的質(zhì)量流量比分別為q2/q1，q3/q1。

在工程中任意兩支管之間的壓力損失系數(shù)是表示局部損失的重要參數(shù)[9]，依其定義得出總管1到支管2，3的總壓損失系數(shù)K12和K13。

(1)

(2)

式中：p1，p2，p3分別為管1，管2，管3流通截面處靜壓，Pa；ρ1，ρ2，ρ3為流體在管1，管2，管3流通截面處密度，m3/kg；u1，u2，u3為管1，管2，管3流通截面處流體的流速，m/s。

2 數(shù)值模擬計(jì)算模型與邊界條件

2.1幾何模型

由于所研究的三通管道為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，因此可以簡化為二維問題，取其軸線的對(duì)稱面進(jìn)行建模和仿真[11]?？紤]到氣流的穩(wěn)定以及進(jìn)出口邊界對(duì)分流處可能出現(xiàn)的氣流漩渦區(qū)的影響，本研究的三通結(jié)構(gòu)管道各支管的長度為200 mm。為了使仿真接近排氣管的實(shí)際應(yīng)用情況，管內(nèi)徑初始值為60 mm。利用GAMBIT進(jìn)行建模和網(wǎng)格劃分，數(shù)值模擬與計(jì)算則用FLUENT軟件完成。為提高近壁面處流動(dòng)邊界層的計(jì)算精度，管壁附近采用四邊形網(wǎng)格進(jìn)行邊界層加密，管中心區(qū)域采用三角形非結(jié)構(gòu)型網(wǎng)格，并在網(wǎng)格劃分時(shí)對(duì)全局網(wǎng)格進(jìn)行平滑光順處理，總網(wǎng)格數(shù)為60 755。圖2為該模型整體網(wǎng)格效果圖。

圖2 模型整體網(wǎng)格Fig.2 Grid of the whole model

2.2邊界條件及算法

根據(jù)氣體動(dòng)力學(xué)原理，氣流按不可壓縮處理的極限為Ma<0.2，此時(shí)忽略氣體的可壓縮性所產(chǎn)生的相對(duì)誤差小于1%[12]。由于廢氣在排氣管中的平均速度小于87.4 m/s，且平均溫度高于473 K[13]，其馬赫數(shù)低于0.2，故可作為不可壓縮流體，密度的變化可忽略，即ρ1=ρ2=ρ3。管道入口處雷諾數(shù)為2.7×104～7.3×104，流態(tài)為旺盛湍流，選用的湍流模型為標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。入口邊界條件選velocity-inlet選項(xiàng)，并參考汽車尾氣流速分別取為15，20，25，30，40 m/s[14]；入口溫度分別取為373，473，573，673 K。出口邊界條件選outflow選項(xiàng)。

由于氣流處于高雷諾數(shù)區(qū)，采用分離變量法隱式求解，保證收斂的穩(wěn)定性；壓力和速度的耦合采用同位網(wǎng)格上的SIMPLEC算法；動(dòng)量、能量的求解采用QUICK格式，湍流擴(kuò)散率的求解采用二階迎風(fēng)格式；定義收斂條件為質(zhì)量和能量計(jì)算殘差絕對(duì)值分別為1×10-3和1×10-6精度。

3 仿真結(jié)果與分析

3.1總管速度u1對(duì)總壓損失系數(shù)的影響

圖3和圖4所示為總管流速變化時(shí)(α=45°，A3/A1=1，溫度為473 K)的總壓損失系數(shù)隨流量比的變化。

圖3 u1對(duì)總管-分支管K13的影響Fig.3 Influence of u1 on main-branch pipe K13

圖4 u1對(duì)總管-通支管K12的影響Fig.4 Influence of u1 on main-straight pipe K12

從圖3可以看出，總管1流速u1對(duì)總管-分支管的總壓損失系數(shù)K13的影響不明顯。對(duì)比仿真值與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值(經(jīng)驗(yàn)公式取自文獻(xiàn)[15])，具體數(shù)值有差異，相對(duì)誤差為2.3%～20.5%，但其變化趨勢相同。從圖4可以看出，隨著u1的變大，總管-通支管的總壓損失系數(shù)K12略微變小，因?yàn)楫?dāng)u1增加時(shí)，總管1的動(dòng)壓升高，總壓也隨之升高，而在穩(wěn)態(tài)狀況下需要克服的流動(dòng)阻力相對(duì)變化較小，通支管2的總壓也增加，總管1與通支管2的總壓差減小，從而K12變小。對(duì)比圖3與圖4可以看出，總壓損失系數(shù)都隨流量比的增加先降后升，總壓損失系數(shù)有極小值的流量比區(qū)間為0.7～0.8。究其原因，對(duì)圖3進(jìn)行分析：當(dāng)q3增加時(shí)，分支管3總壓升高，而總管1總壓變化不明顯，其間的總壓差減小，使得K13下降；當(dāng)q3繼續(xù)增加時(shí)，相當(dāng)于分支管3逐漸全開，通支管2逐漸關(guān)閉，此時(shí)通支管2的封閉段產(chǎn)生漩渦區(qū)逐漸擴(kuò)大，其影響范圍也隨之增加[5]，因此造成分支管3中的總壓損失增加，故當(dāng)流量比大于0.8時(shí)，K13變大。

3.2夾角α對(duì)總壓損失系數(shù)的影響

圖5和圖6所示為總管與分支管夾角變化時(shí)(u1=20 m/s，A3/A1=1，溫度為473 K)總壓損失系數(shù)隨流量比的變化。

圖5 α對(duì)總管-分支管K13的影響Fig.5 Influence of α on duct-branch pipe K13

圖6 α對(duì)總管-通支管K12的影響Fig.6 Influence of α on main-straight pipe K12

從圖5和圖6中可以看出，隨著流量比q3/q1和q2/q1的增加，K13和K12呈先降后增趨勢。在圖5中，將仿真值與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值(經(jīng)驗(yàn)值取自文獻(xiàn)[5])作對(duì)比，數(shù)值上有一定差異，相對(duì)誤差最高值為18.6%，但其趨勢相同。在相同q3/q1下，α越大，流體從總管1進(jìn)入分支管3時(shí)碰撞增加，局部損失增加；隨著q3的變大，從總管1進(jìn)入分支管3的流量增多，碰撞損失越大，導(dǎo)致在q3/q1增加的情況下，不同α的管道的壓力損失差別變大，進(jìn)而使K13突變明顯。在圖5中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)α≤45°時(shí)，K13的變化較平緩，對(duì)分支管3比較有利。從圖6中可以看出，α的變化對(duì)通支管2的K12影響不大。

3.3溫度變化對(duì)總壓損失系數(shù)的影響

圖7和圖8所示為氣體溫度變化時(shí)(α=45°，A3/A1=1，u1=20 m/s)總壓損失系數(shù)隨流量比的變化。

圖7 溫度對(duì)總管-分支管K13的影響Fig.7 Influence of temperature on main-branch pipe K13

圖8 溫度對(duì)總管-通支管K12的影響Fig.8 Influence of temperature on main-straight pipe K12

從圖7和圖8中可以看出，溫度對(duì)分支管3的K13基本沒有影響，但溫度對(duì)通支管2的K12略微有影響，K12最高相差0.07，因?yàn)闇囟仍礁邭怏w的運(yùn)動(dòng)黏度增加，流動(dòng)邊界層厚度增加，使流動(dòng)阻力增加，導(dǎo)致K12有所增加。

3.4流通截面比A3/A1的變化對(duì)總壓損失系數(shù)的影響

圖9和圖10所示為分支管與總管流通截面比(A3/A1)變化時(shí)(α=45°，u1=20 m/s，溫度為473 K)總壓損失系數(shù)隨流量比的變化。

從圖9中可以看出，在q3/q1≤0.27時(shí)，流通截面比的變化對(duì)K13的影響不大，但隨著q3/q1的增加，K13的差別逐漸變大。因?yàn)閺目偣?到分支管3的流動(dòng)存在轉(zhuǎn)角，不但造成碰撞損失，而且還有因管道尺寸收縮引起的湍流損失，隨著q3的增加，碰撞加劇，漩渦區(qū)擴(kuò)大，導(dǎo)致K13差別變大。因此對(duì)于三通管道，K13波動(dòng)較小的A3/A1適宜范圍為0.8～1。從圖10可以看出，A3/A1變化對(duì)通支管2中流場影響很小，K12變化不大，而q2變化是使K12改變的主要原因。

圖9 A3/A1對(duì)總管-分支管K13的影響Fig.9 Influence of A3/A1 on main-branch pipe K13

圖10 A3/A1對(duì)總管-通支管K12的影響Fig.10 Influence of A3/A1 on main-straight pipe K12

3.5分支管變化對(duì)總管-通支管總壓損失系數(shù)K12的影響

3.5.1 流通截面A3對(duì)K12的影響

在流量q3=0，α=45°，溫度為473 K時(shí)，總管-通支管K12隨分支管3與總管1流通截面比A3/A1的變化情況如圖11所示。

由圖11可以看出，隨著A3/A1的增加，K12略微增加，對(duì)比圖12和圖13中速度分布場，發(fā)現(xiàn)隨A3逐漸增加，在分支管3入口處的漩渦區(qū)變大，對(duì)通支管2的影響加大，導(dǎo)致通支管2的總壓損失變大，進(jìn)而使K12略增；在A3/A1相同下，K12隨總管1流速u1的減小略微增加，對(duì)比圖13和圖14速度分布場，其漩渦區(qū)相差不大，在分支管3入口處產(chǎn)生的漩渦、二次流等在u1較小時(shí)對(duì)通支管2影響更為明顯。當(dāng)q3=0，A3/A1在0.8～1的范圍內(nèi)時(shí)，K12值的范圍為0.21～0.30。

圖11 A3對(duì)總管-通支管K12的影響Fig.11 Influence of A3 on main-straight pipe K12

圖12 T型三通內(nèi)速度矢量圖(A3/A1=0.4，u1=40 m/s)Fig.12 Velocity vector diagram of T-type tee pipe for A3/A1=0.4 & u1=40 m/s

圖13 T型三通內(nèi)速度矢量圖(A3/A1=1，u1=40 m/s)Fig.13 Velocity vector diagram of T-type tee pipe for A3/A1=1 & u1=40 m/s

圖14 T型三通內(nèi)速度矢量圖(A3/A1=1，u1=15 m/s)Fig.14 Velocity vector diagram of T-type tee pipe for A3/A1=1 & u1=15 m/s

3.5.2 夾角α對(duì)K12的影響

在q3=0，A3/A1=1，溫度為473 K時(shí)，總管-通支管的總壓損失系數(shù)K12隨夾角α變化情況如圖15所示。

圖15 夾角α對(duì)總管-通支管K12的影響Fig.15 Influence of α on main-straight pipe K12

圖16 T型三通內(nèi)速度矢量圖(A3/A1=1，u1=40 m/s)Fig.16 Velocity vector diagram of T-type tee pipe for A3/A1=1 & u1=40 m/s

由圖15可知，在速度u1一定的條件下，隨著α的增加，K12略微減小，對(duì)比圖13和圖16中速度分布場，分支管3入口處的漩渦區(qū)α=90°時(shí)比α=45°時(shí)小，因此，對(duì)通支管2的阻礙作用變小，即K12減小。當(dāng)α一定時(shí)，隨著流速u1的減小，K12略微增加，因?yàn)榉种Ч?入口處產(chǎn)生的漩渦、二次流等在u1較小時(shí)對(duì)通支管影響更為明顯。在圖15中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)α≥45°時(shí)，K12減小幅度逐漸平緩，K12變化范圍為0.20～0.31。

4 結(jié) 論

本文對(duì)支管與總管變夾角T型三通結(jié)構(gòu)的分散流流動(dòng)特性進(jìn)行數(shù)值模擬，忽略溫度的影響，與相關(guān)文獻(xiàn)提供的計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值比對(duì)，趨勢一致，模擬結(jié)果具有參考應(yīng)用價(jià)值。

1)總管流速和氣體溫度對(duì)總壓損失系數(shù)影響不大，支管與總管質(zhì)量流量比卻對(duì)總壓損失系數(shù)影響顯著；分支管與總管夾角、分支管與總管流通截面比對(duì)總管-通支管總壓損失系數(shù)的影響不明顯，但對(duì)總管-分支管總壓損失系數(shù)的影響顯著。

2)基于數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)于排氣T型三通管推薦結(jié)構(gòu)為分支管與總管夾角α=45°，分支管與總管流通截面比A3/A1的適宜范圍為0.8～1。

3)數(shù)值模擬結(jié)果證明，當(dāng)通支管與分支管之間節(jié)流切換時(shí)，分支管對(duì)通支管總壓損失系數(shù)影響很小，在推薦結(jié)構(gòu)情況下，總管-通支管總壓損失系數(shù)變化為0.20～0.31。

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Numerical simulation and analysis on the dispersed flow characteristics in tee branch pipe of exhaust system

LI Xiong1, LIU Weijun2, TANG Piao1, DU Xinghui1

(1. School of Automotive Engineering, Shanghai University of Engineering Science, Shanghai 201620, China; 2. School of Mechanical Engineering, Shanghai University of Engineering Science, Shanghai 201620, China)

In order to reduce the local pressure loss in T-type tee pipe, a numerical simulation based on FLUENT software was carried out for the dispersed flow characteristics of the tee branch pipe, with the influence analysis on the total pressure loss coefficient under different conditions of the flow area ratio, angle, mass flow ratio and fluid temperature of the branch and main pipes. The simulation results show that the flow velocity and temperature of the main pipe have little impact on the total pressure loss coefficient, but the mass flow ratios of branch and main pipes have important influence; both the angles and flow area ratios of branch and main pipes have little impact on the total pressure loss coefficient of main-straight pipe, yet they have significant impact on the total pressure loss coefficient of main-branch pipes. Through numerical simulation and analysis, the structure of tee branch pipe is recommended that angle α of branch-main pipe is 45°, and flow area ratioA3/A1of branch and main pipes is within the appropriate range of 0.8 to 1. The numerical simulation and experimental results are compared with previous studies, showing the same trend and high accuracy of calculation, which can provide the basis for similar car exhaust diversion technology development.

tee branch pipe; dispersed flow; coefficient of pressure loss; numerical simulation

2014-03-30；

2014-05-05；責(zé)任編輯：張 軍

上海市教委“十二五”內(nèi)涵建設(shè)項(xiàng)目(nhky-2012-05)；上海工程技術(shù)大學(xué)研究生科研創(chuàng)新專項(xiàng)項(xiàng)目(A-0903-13-01105)

李 雄(1989-)，男，湖北武漢人，碩士研究生，主要從事能源與動(dòng)力節(jié)能降耗方面的研究。

劉偉軍教授。E-mail:13601854436@139.com

1008-1542(2014)03-0272-07

10.7535/hbkd.2014yx03011

TK403

A

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