于洋磊，曾志新，馮博，林寅龍，董愚

(廣州汽車集團股份有限公司汽車工程研究院，廣東廣州 511434)

0 引言

膨脹箱是汽車冷卻系統(tǒng)的重要組成部分，用以存儲并防止冷卻液的損失[1]。在汽車行駛時，不同路面及工況產生的振動激勵會加速膨脹箱的松脫及損壞。此外，冷卻系統(tǒng)在工作時，整個系統(tǒng)的壓力最高可達到150 kPa，且內部冷卻液會產生晃動沖擊，易導致膨脹箱上、下腔體焊接處出現(xiàn)開裂[2]?；诖?，本文作者在某乘用車膨脹箱前期設計階段，利用ABAQUS對其進行不同工況下的強度分析[3]，發(fā)現(xiàn)應力風險部位，對其進行結構改進，同時結合模態(tài)分析及基于STAR-CCM+的CFD結果對比選出最優(yōu)方案，基于該方案進行驅動耐久試驗，無破裂、漏水、變形等現(xiàn)象發(fā)生。該文對膨脹箱的設計開發(fā)具有一定的指導意義。

1 模型建立

1.1 網(wǎng)格劃分

如圖1(a)所示，膨脹箱總成由上腔體、下腔體、膨脹箱蓋等組成，其中上腔體有兩個入口，分別連接回水軟管和散熱器溢流軟管，下腔體有一出口，連接出水軟管。其為單壺結構，容積為1.45 L，固定在車身大燈橫梁以及右懸置加強板上。

將幾何模型導入HyperMesh中，首先進行幾何清理。為提升計算效率，需對模型適當簡化，刪除膨脹箱蓋等附屬結構，保留上腔體、下腔體。而后進行網(wǎng)格劃分，采用高精度二次四面體單元C3D10M。整體網(wǎng)格尺寸控制為1～2 mm。為保證計算精度，在膨脹箱上下腔體焊接圓角處，盡量保證其特征，網(wǎng)格進行適當加密，且長寬比、扭曲度等需滿足單元質量要求。處理后的有限元模型如圖1(b)所示。

圖1 膨脹箱幾何和有限元模型

1.2 邊界條件

1.2.1 材料屬性

膨脹箱所用材料為PP，試驗時環(huán)境溫度為135 ℃，其物性參數(shù)見表1。

表1 材料物性參數(shù)

圖2為PP材料在135 ℃實測的應力-應變曲線，由圖可知，應力在6.5 MPa之后，樣件開始進入塑性變形階段，直至拉斷。

圖2 PP材料135 ℃應力-應變曲線

1.2.2 約束邊界

在車身與膨脹箱之間的連接采用RIGIDS單元模擬。在上、下腔體焊接面處采用綁定約束，用來模擬面面之間的焊接，在ABAQUS中，綁定約束只能在模型的初始狀態(tài)中定義，在整個分析過程中都不會再改變，而且分析過程中不再考慮從面節(jié)點的自由度，也不需要判斷從面節(jié)點的接觸狀態(tài)，計算時間會大大縮短。此外，需按實際狀態(tài)約束膨脹箱箱體與車身連接處安裝孔及膨脹箱底部固定柱的全部自由度。

1.2.3 載荷工況

根據(jù)試驗標準，膨脹箱內部壓力是0.15 MPa，液位為MAX線位置。同時考慮安裝在整車上運行工作時，膨脹箱要承受制動、轉向、垂向沖擊工況下的靜態(tài)慣性力作用，載荷工況見表2。

表2 載荷工況輸入表

2 結果分析

圖3為膨脹箱垂直6g向下跳動工況應力云圖，限于篇幅，對應力相對較小的制動和轉向工況應力結果不再展示。由圖可知，上下腔體焊接面位置最大應力為7.79 MPa，大于材料屈服強度6.5 MPa，且超標分布部位較多，存在風險，不達標。需對其結構進行改進。

圖3 垂直6 g向下跳動工況應力云圖

3 結構改進

針對膨脹箱上下腔體焊接面位置應力超標現(xiàn)象，對內部隔板進行結構改進，尤其對應力超標位置進行側重優(yōu)化，分別為方案1和方案2。為驗證改進效果，首先采用強度分析，判定其最大應力是否達標，而后基于NVH和流場的性能要求，進行模態(tài)分析和CFD仿真分析，對膨脹箱改進方案進行綜合評估，選出最優(yōu)的方案。最后將該最優(yōu)方案膨脹箱搭載整車進行耐久試驗，驗證改進的有效性。

3.1 方案1

3.1.1 強度分析

圖4為改進方案1在垂直6g向下跳動工況的應力云圖，最大應力為6.08 MPa，小于材料屈服強度6.5 MPa，滿足設計要求。且最大應力相比原方案減小21.95%。

圖4 方案1垂直6 g向下跳動工況應力云圖

3.1.2 模態(tài)分析

模態(tài)分析是根據(jù)結構固有特性去描述結構的過程[4]?；诟倪M方案1，對其進行環(huán)境溫度為135 ℃、內部壓力0.15 MPa、液位為MAX線位置時的約束模態(tài)分析。表3為改進方案1前五階模態(tài)固有頻率及振型。

表3 改進方案1前五階模態(tài)固有頻率及振型

3.1.3 CFD分析

膨脹箱內部存在冷卻液和空氣兩種介質，其物性參數(shù)見表4。

表4 介質物性參數(shù)

為更好地對其流場進行捕捉，采用STAR-CCM+軟件的VOF(Volume of Fluid)方法[5]。在進行幾何清理后，進行網(wǎng)格劃分，面網(wǎng)格單元尺寸為1～2 mm，邊界層為3層，增長率為1.2，厚度為2 mm，體網(wǎng)格為“蜂窩狀”多面體網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)為45萬。采用K-Epsilon湍流模型并考慮重力，初始液面為MAX線位置。

計算完成后，進行后處理，得到不同時刻的膨脹箱內部冷卻液和空氣流動云圖，如圖5所示。其中截面云圖為通過膨脹箱出水管軸線和Z軸的截面結果，三維云圖為沿+Y方向的視角得到的三維視圖，顏色條表示冷卻液的體積分數(shù)，1表示為純冷卻液，0表示為純空氣。隨著時間發(fā)展，在膨脹箱出水管無明顯氣泡產生。

圖5 改進方案1流場云圖

3.2 方案2

3.2.1 強度分析

圖6為改進方案2在垂直6g向下跳動工況的應力云圖，最大應力為6.359 MPa，相比原方案減小18.37%。最大應力小于材料屈服強度6.5 MPa，滿足設計要求。

圖6 方案2垂直6g向下跳動工況應力云圖

3.2.2 模態(tài)分析

基于改進方案2，對其進行環(huán)境溫度為135 ℃、內部壓力0.15 MPa、液位為MAX線位置時的約束模態(tài)分析。表5為改進方案2前五階模態(tài)固有頻率及振型。

表5 改進方案2前五階模態(tài)固有頻率及振型

3.2.3 CFD分析

參照改進方案1，對改進方案2進行CFD分析，網(wǎng)格總數(shù)為48萬。計算完成后，進行后處理，得到不同時刻的膨脹箱內部冷卻液和空氣流動云圖，如圖7所示。隨著時間發(fā)展，在膨脹箱出水管有明顯氣泡產生。

圖7 改進方案2流場云圖

3.3 方案對比

基于強度分析，改進方案1和改進方案2最大應力分別為6.08 MPa和6.359 MPa，均小于材料屈服強度6.5 MPa，但改進方案1最大應力相對改進方案2更小，能更好滿足設計要求。

基于模態(tài)分析，改進方案1前五階模態(tài)依次為73.72、83.14、127.93、132.00 、181.02 Hz，改進方案2前五階模態(tài)依次為65.76、83.02、121.96、128.59、172.44 Hz，兩方案對應模態(tài)振型雖差異較小，但改進方案1相比改進方案2模態(tài)值較大，更能有效避開整車行駛時的振動頻率。

基于CFD分析，改進方案1的膨脹箱出水管內部在不同時刻幾乎無氣泡產生，而改進方案2的膨脹箱出水管內部氣泡明顯，尤其在1 s時，氣泡極為突出。

綜上，改進方案1相比改進方案2更優(yōu)。

3.4 驗證

基于改進后的膨脹箱，裝載一臺整車進行驅動耐久試驗。如圖8所示，試驗結果顯示，膨脹箱均無破裂、變形、漏水等不良現(xiàn)象發(fā)生。表明基于強度、模態(tài)、CFD分析的結構改進具有較高的有效性。

圖8 整車驅動耐久試驗圖

4 結論

通過對前期設計階段的某乘用車膨脹箱進行強度分析，針對應力超標部位進行結構改進，結合模態(tài)分析和CFD分析綜合評判選出最優(yōu)方案，并通過耐久試驗驗證，結果表明：

(1)膨脹箱在上下腔體焊接面位置易出現(xiàn)應力超標，在產品設計時應重點關注，并可從內部隔板結構予以改進。

(2)改進方案1相比原始方案在最大應力方面減小21.95%，在滿足設計目標的同時保證了較大的安全余量。

(3)對于前期設計階段的膨脹箱開發(fā)，可從結構強度、模態(tài)、CFD等角度綜合分析評判，選出最優(yōu)方案。