基于數(shù)值模擬的空氣流道優(yōu)化設計

張曉娟，劉思遠，謝永奇

（1.中國直升機設計研究所，江西 景德鎮(zhèn)333001；2.北京航空航天大學，北京100191）

直升機減速器滑油冷卻系統(tǒng)主要包括冷卻風扇、空氣-滑油散熱器、溫控活門、風道和油路等，它可以有效對主減速器潤滑油進行冷卻，以保持其溫度和黏度在合適范圍內，進而達到主減速器正常運轉的目的[1]。

本文基于數(shù)值模擬理論，利用數(shù)值計算的方法探討空氣流道的結構布局是否能滿足空氣流動要求，以及風扇提供的壓頭能否滿足滑油冷卻需求，并對空氣流道進行結構優(yōu)化。

1 計算模型及數(shù)值計算仿真方法

1.1 計算模型

本文研究對象為某型直升機滑油冷卻系統(tǒng)，所占空間大小為：942 mm（長）×711 mm（寬）×1 086 mm（高）。其中，冷卻風扇直徑約200 mm，徑向尺寸約123 mm；空氣-滑油散熱器模型外形尺寸約為203 mm×250 mm×280 mm。

為了減少計算量，對計算模型及結構模型進行簡化處理。由于本文的研究對象為對稱模型，因此對模型進行對稱處理，簡化后的計算模型如圖1 所示。

圖1 計算模型示意圖

本文關注點為空氣在系統(tǒng)中的流動情況（包括壓力、速度、流量等參數(shù)變化），因此非結構網(wǎng)格可以滿足本報告的研究精度要求。

應用ICEM CFD 軟件對主減外滑油冷卻系統(tǒng)空氣流道的三維幾何模型進行四面體網(wǎng)格劃分，獲得高質量的非結構化網(wǎng)格。

計算模型網(wǎng)格劃分如圖2 所示。

圖2 網(wǎng)格劃分示意圖

1.2 邊界條件

在主減滑油冷卻系統(tǒng)空氣流道模型中，關注對象為空氣在流道內部的流動情況。不考慮系統(tǒng)傳熱，認為計算域溫度恒定為80 ℃（平均溫度值）。進口邊界“velocity-inlet”設置為26.73 m/s，方向垂直于截面；出口截面“out”設置為自由流動邊界“outflow”；風扇截面“fan”設置為風扇邊界“fan”，壓力躍升設置為多項式；空氣-滑油散熱器截面“heat-exchanger”設置為多孔介質邊界“porous jump”；其他表面為壁面，可設置為壁面邊界“wall”，邊界的命名和邊界條件設置如表1 所示。

表1 邊界的命名和邊界條件設置

1.3 基本方程

空氣流道內的空氣流動遵循著物理學的三大守恒定律，包括質量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律[2]。

連續(xù)方程式是質量守恒方程的數(shù)學表述，表達式如下：

式（1）中：ρ為流體密度；div 為速度的散度；→

v 為速度矢量。

粘性流體的動量方程是動量守恒定律的數(shù)學表達，表達式如下：

能量守恒方程如下：

式（3）中：keff為有效導熱率k+kf，其中，kf為湍流引起的導熱率；為組分j 的擴散通量；方程右邊的前三項分別表示由于熱傳導、組分擴散、粘性耗散而引起的能量轉移；Sh包含化學反應放（吸）熱以及任何其他可定義的體積熱源[3]。

1.4 數(shù)值計算方法

在主減滑油冷卻系統(tǒng)空氣流道模型中，關注對象為空氣在流道內部的流動情況。采用常用的標準k-ε模型求解湍流流動。有限容積法用于控制方程的離散，對于有限容積上的控制方程對流項，采用高階精度格式計算連續(xù)方程、動量方程、能量方程，以及湍流附加方程[4]。

在殘差監(jiān)測的設置中，守恒方程殘差值降至10-3以下，滿足條件則可判斷計算收斂。初始化方法中，選擇標準初始化，以流道入口為計算起點。其他參數(shù)設置保持默認值。

1.5 監(jiān)測面選取

為了方便數(shù)據(jù)后處理，現(xiàn)對流道內各轉折截面定義為監(jiān)測面，觀測面選取位置如圖3 所示，選取步驟具體如下：①進口縱向截面為Y=-0.346 m 平面，可用來監(jiān)測冷卻空氣在滑油冷卻系統(tǒng)空氣流道前半段的流動情況；②中部橫截面為Z=3.75 m 平面，可用來監(jiān)測空氣經(jīng)系統(tǒng)第二、三彎頭的流動情況；③偏轉風道縱向截面為Y=-0.07 m 平面，可用來監(jiān)測空氣流經(jīng)第四彎頭和偏轉風道及流出系統(tǒng)的流動情況。

圖3 觀測面選取位置示意圖

2 數(shù)值計算結果及分析

2.1 速度場分析

當空氣流經(jīng)滑油冷卻風扇時，流動速度可達到26.7 m/s?？諝庀蚝罅鲃訒r，由于流道由圓變方，橫截面積逐漸增大，使得流動速度逐漸下降，到散熱器附近已降至19.1 m/s；當空氣流道偏轉風道進口時，由于橫截面驟減，使得流速出現(xiàn)明顯地增加，達到約100 m/s；在偏轉風道中，由于空氣流速較大，使得大部分空氣均撞擊到風道外側壁面上，導致風道內側壁面附近流速較低，約70 m/s，且容易產(chǎn)生回流和旋渦?？諝饬鲃铀俣仍茍D輸出結果如圖4 所示。

圖4 空氣流動速度云圖輸出結果

2.2 壓力場分析

空氣在流道內流動時的全壓變化規(guī)律基本一致，系統(tǒng)全壓分布云圖如圖5 所示。

在流道入口段，由于風扇葉片旋轉做功，使得空氣壓力有明顯的階躍，壓升分別達到了4.1 kPa，與風扇性能參數(shù)相吻合。提高壓頭的空氣經(jīng)第一彎頭后進入散熱器與主減滑油進行換熱，并在內部翅片流道中損失一部分能量，壓損分別約為1.4 kPa，與散熱器阻力特性相一致。當空氣繼續(xù)流動經(jīng)過第二彎頭時，由于慣性作用，空氣開始向彎頭外側區(qū)域聚集，使得彎頭內側空氣壓力明顯減小。在第三、四彎頭處，空氣流動方向存在明顯的變化，且流道橫截面積發(fā)生突變，沿程阻力損失和局部阻力損失效果疊加，導致空氣能量損失現(xiàn)象開始顯現(xiàn)，壓力產(chǎn)生較為明顯的波動。

圖5 系統(tǒng)全壓分布云圖

滑油冷卻系統(tǒng)空氣流道進出口等各個觀測截面全壓平均值結果如表2 所示。可以看出，主減滑油冷卻系統(tǒng)空氣流道及散熱器的總流阻約為4.9 kPa，超過風扇所能提供的空氣壓頭。

表2 流道不同區(qū)域壓升/流阻

3 空氣流道優(yōu)化設計

3.1 空氣流道結構優(yōu)化

基于對仿真結果的進一步分析研究可知，由于空氣流道彎頭較多，且存在橫截面突變的結構，導致空氣流動阻力較大，系統(tǒng)出風口處空氣質量和壓力分布十分不均，應對系統(tǒng)流道結構進行優(yōu)化和改進。

為了減少彎頭的數(shù)量，降低空氣流道結構的復雜程度，可在散熱器出口處設置一段流道，使其直接通向出風口處。相比于原流道的復雜結構，新設計的流道從散熱器出口緩慢過渡到出風口處，結構簡單，避免了系統(tǒng)左右兩側空氣的碰撞，同時可大大減小直角彎頭和橫截面突變導致的空氣流阻。優(yōu)化后的空氣流動結構如圖6 所示。

圖6 優(yōu)化后的空氣流動結構

3.2 優(yōu)化后的仿真分析結果

主減滑油冷卻系統(tǒng)空氣流道及散熱器的總流阻約為2.2 kPa，流道不同區(qū)域壓升/流阻如表3 所示。相比于原空氣流道，新設計的流道結構簡單，對空氣的阻力大大降低，可以滿足主減滑油冷卻系統(tǒng)的空氣流動要求。

表3 流道不同區(qū)域壓升/流阻

4 結論

通過仿真計算和性能對比，驗證了優(yōu)化后的新流道結構主減滑油冷卻系統(tǒng)的空氣流動要求，為后續(xù)風扇和散熱器的進一步設計研究以及全系統(tǒng)的匹配仿真奠定了堅實基礎。