魏仁鳳，王 彬,2,3*，葉志鋒,2,3

(1.南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院，江蘇 南京 210016；2.江蘇省航空動(dòng)力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210016；3.工業(yè)和信息化部 航空發(fā)動(dòng)機(jī)熱環(huán)境與熱結(jié)構(gòu)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210016)

0 引 言

傳統(tǒng)航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃油泵主要為固定排量泵，雖然可靠性高，但泵的轉(zhuǎn)速與發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速直接相關(guān)，某些飛行狀態(tài)下燃油泵提供的燃油流量遠(yuǎn)高于發(fā)動(dòng)機(jī)所需的流量，大量回流導(dǎo)致燃油系統(tǒng)的溫度升高，因此有必要采取措施防止燃油系統(tǒng)過熱而影響其性能。文獻(xiàn)[1]提出電動(dòng)燃油泵這一概念，具有可變速和變流量的電動(dòng)燃油泵電機(jī)的轉(zhuǎn)速與發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速無關(guān)，可根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)工作需要調(diào)整轉(zhuǎn)速以提供發(fā)動(dòng)機(jī)所需的燃油量，燃油也無需回流，系統(tǒng)重量和復(fù)雜性得以降低，同時(shí)降低油箱溫升[2]，易于與多電發(fā)動(dòng)機(jī)匹配。而航空用電動(dòng)燃油泵將泵與電機(jī)高度集成以最大程度減小體積和重量。電動(dòng)燃油泵工作過程中，電機(jī)損耗大多轉(zhuǎn)變?yōu)闊崃浚瑯O易因殼體內(nèi)部尤其是定子部件溫度過高引起電機(jī)超溫，嚴(yán)重時(shí)易使電機(jī)定子燒毀，或使電機(jī)定子繞組絕緣損壞而引起股間短路[3]。因此，電動(dòng)泵的熱可靠性很關(guān)鍵。燃油冷卻是最為直接的散熱方法，國內(nèi)未見專門針對(duì)燃油泵電機(jī)開展油冷技術(shù)的研究與應(yīng)用。

國外在電機(jī)油冷研究方面也做了大量研究。TANGUY D等人[4]對(duì)電機(jī)油冷系統(tǒng)中各部分參數(shù)對(duì)冷卻性能的影響做了大量實(shí)驗(yàn)；PECHANEK R等[5]應(yīng)用計(jì)算流體力學(xué)方法研究了軸向和周向水冷結(jié)構(gòu)的冷卻效果；PONOMAREV P等[6]將熱液模型應(yīng)用于永磁電機(jī)油冷系統(tǒng)的研究；SAADI M S等[7]研究了窄流道油冷系統(tǒng)的冷卻性能；LINDH P等[8]對(duì)間接型水冷結(jié)構(gòu)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。綜上，學(xué)者對(duì)電機(jī)的水冷技術(shù)研究，關(guān)注的主要是冷卻效果。然而，航空用電動(dòng)燃油泵的油冷殼體冷卻液為航空煤油，且在散熱性能、壓降和工藝性方面均有嚴(yán)格要求。國內(nèi)方面，有學(xué)者對(duì)中小型電機(jī)定子外水冷結(jié)構(gòu)進(jìn)行了初步設(shè)計(jì)計(jì)算[9]，采用水冷感應(yīng)電機(jī)熱網(wǎng)絡(luò)模型計(jì)算了電機(jī)額定負(fù)載運(yùn)行穩(wěn)態(tài)溫升及不同流速時(shí)電機(jī)繞組及定子軛部的溫度分布[10]，基于場路耦合協(xié)同仿真對(duì)變頻器供電時(shí)電機(jī)繞組銅耗和鐵耗等進(jìn)行了計(jì)算，對(duì)所設(shè)計(jì)的水冷系統(tǒng)進(jìn)行了三維溫升計(jì)算[11]，利用三維瞬態(tài)導(dǎo)熱模型，對(duì)中小型電機(jī)定子三維瞬態(tài)溫度場進(jìn)行了仿真[12]。

基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)方法，本文將研究電動(dòng)燃油泵功率適應(yīng)冷卻油分配時(shí)軸向油冷結(jié)構(gòu)的散熱性能，從隔板數(shù)量和分布形式尋求合理高效的冷卻結(jié)構(gòu)方案。

1 冷卻殼體設(shè)計(jì)

1.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)

本文采用較為常見的油冷結(jié)構(gòu)方案—軸向S型冷卻流道。該結(jié)構(gòu)具有散熱均勻、不易在電機(jī)兩端產(chǎn)生溫度梯度、可使進(jìn)出油口靠近等優(yōu)點(diǎn)。電動(dòng)燃油泵油冷流道結(jié)構(gòu)是根據(jù)機(jī)載泵的性能要求專門設(shè)計(jì)的，側(cè)重在于滿足冷卻效果的前提下盡可能減小體積重量。

本文電動(dòng)燃油泵由永磁同步電機(jī)驅(qū)動(dòng)，其主要參數(shù)如表1所示。

表1 電動(dòng)泵的主要參數(shù)

1.2 冷卻油流量

若電機(jī)產(chǎn)生的熱量全部由冷卻液帶走，進(jìn)出口冷卻液溫差設(shè)計(jì)為3 ℃，額定工況下電動(dòng)泵的流量遠(yuǎn)高于電機(jī)殼體冷卻所需的流量，多余燃油流量必使流道結(jié)構(gòu)尺寸增加。故本研究提出在流道進(jìn)口增設(shè)燃油分配器，以期實(shí)現(xiàn)按需供油，最大程度減小冷卻殼體的徑向尺寸，使其與同功率燃油泵一體化結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)成為可能。燃油分配器設(shè)計(jì)非本文主要內(nèi)容，在此僅作為本文研究內(nèi)容成立的技術(shù)條件作必要交代。燃油分配器裝于泵出油口，兩輸出油口一路將滿足散熱要求的冷卻油流量引入冷卻流道，另一路將其余燃油引入泵的工作回路，實(shí)際需要的冷卻油流量為：

(1)

式中：m—冷卻流量，經(jīng)計(jì)算為0.127 6 kg/s，為泵總流量的17.5%；Q—散熱功率，W；ΔT—進(jìn)出口冷卻油溫差，℃；CP—航空煤油比熱容k，J/(kg/K)。

1.3 冷卻殼體尺寸

設(shè)計(jì)冷卻流道截面尺寸時(shí)，應(yīng)先確定流道有效通流面積，使冷卻液有較合理的流速以達(dá)到較佳的冷卻效果。文獻(xiàn)[13]用熱阻網(wǎng)絡(luò)法研究了冷卻水流速對(duì)電機(jī)溫度的影響，發(fā)現(xiàn)冷卻水在流道內(nèi)湍流流動(dòng)比層流流動(dòng)的冷卻效果好，冷卻水流速對(duì)冷卻效果影響較大。本文航空煤油作介質(zhì)的設(shè)計(jì)流速也為1 m/s。

冷卻殼體其他幾何尺寸可以根據(jù)幾何關(guān)系獲得，其結(jié)構(gòu)尺寸需滿足：

(2)

式中：n—隔板數(shù)；a—冷卻流道內(nèi)壁面寬，mm；b—冷卻流道外壁面寬，mm；c—流道隔板寬，設(shè)計(jì)為10 mm；h—流道高度，mm；d1—冷卻流道內(nèi)壁面直徑，mm；d2—冷卻流道外壁面直徑，mm；vd—設(shè)計(jì)流速，1 m/s。

冷卻殼體內(nèi)徑d3視作定子外徑，冷卻殼體內(nèi)外壁厚設(shè)計(jì)為5 mm。經(jīng)計(jì)算，設(shè)計(jì)流速下冷卻殼體隔板數(shù)為20，其他主要參數(shù)如表2所示。

表2 冷卻殼體的幾何參數(shù)

本文保持其他結(jié)構(gòu)參數(shù)和冷卻油流量不變，通過改變隔板數(shù)改變冷卻液流速，研究一定流量下流速對(duì)冷卻效果的影響?？紤]到隔板數(shù)為偶數(shù)可確保進(jìn)出口在同一端，令流道內(nèi)隔板數(shù)在8-32以2順次遞增。根據(jù)冷卻液流量和通流面積計(jì)算不同隔板數(shù)下的流速和雷諾數(shù)，可計(jì)算出冷卻液的雷諾數(shù)：

(3)

式中：Re—冷卻液雷諾數(shù)；ρ—冷卻液密度，kg/m3;u—冷卻液流速，m/s；d—冷卻流道的水力直徑，m；v—冷卻液的動(dòng)力粘度，m2/s。

冷卻液流速和雷諾數(shù)隨著隔板數(shù)增加的變化規(guī)律如圖1所示。

圖1 冷卻油流量、雷諾數(shù)-隔板數(shù)關(guān)系

由圖1可知：冷卻液流速和雷諾數(shù)都隨隔板數(shù)增加而增加，8或10只隔板時(shí)雷諾數(shù)小于2 300為層流流動(dòng)，大于10時(shí)為湍流流動(dòng)，流動(dòng)模型的選擇，對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果影響很大。

2 流固耦合數(shù)值模擬

根據(jù)油冷殼體內(nèi)流體溫度場計(jì)算求解器和耦合交界面的基本原理，計(jì)算流體力學(xué)計(jì)算可歸結(jié)為求解有限元方程，流體流動(dòng)問題根據(jù)N-S方程進(jìn)行求解?？紤]流體密度和粘性系數(shù)都為常數(shù)時(shí)的N-S方程為[14]:

(4)

式中：左端項(xiàng)—微元的慣性力；右端第一項(xiàng)—粘性力；第二項(xiàng)—壓力；第三項(xiàng)—體積力(如重力)。

若不考慮流體的粘性，得到理想流體的運(yùn)動(dòng)方程—?dú)W拉方程(Euler)為：

(5)

隔板數(shù)為20的冷卻殼體流固耦合仿真的三維模型如圖2所示。

圖2 冷卻殼體三維模型

圖2中，深灰色為流體域，外圈淡灰色為固體域，內(nèi)圈淡灰色面為與電機(jī)定子接觸的內(nèi)壁面。假設(shè)電機(jī)產(chǎn)生的熱量以熱流密度的形式均勻施加在該壁面上?；贗CEM網(wǎng)格生成軟件對(duì)流體域和固體域劃分網(wǎng)格，導(dǎo)入CFX軟件前處理并進(jìn)行計(jì)算以獲得不同隔板數(shù)冷卻殼體的冷卻性能。CFX前處理中，流體域介質(zhì)為航空煤油，傳熱方式為Thermal Energy(熱焓模型)，隔板數(shù)為8和10的殼體選擇Laminar層流模型，大于10的殼體湍流模型則選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型[15]；固體域材質(zhì)為鋼，傳熱方式為Thermal Energy。設(shè)置耦合面參數(shù)。設(shè)置0.128 kg/s的流量進(jìn)口，溫度為35 ℃；靜壓為8 MPa的壓力出口；電機(jī)產(chǎn)生的熱量以熱流密度施加在與電機(jī)定子接觸的內(nèi)壁面上，熱流密度為31 373 W/m2，其余內(nèi)壁面設(shè)為絕熱壁面；與外界空氣接觸的壁面邊界設(shè)定為自然對(duì)流換熱，對(duì)流換熱系數(shù)為14 W/(m2·k)[16]，環(huán)境溫度為25 ℃。

3 隔板數(shù)對(duì)冷卻性能的影響

為研究隔板數(shù)對(duì)冷卻效果的影響，筆者開展了8-32隔板殼體的流固耦合數(shù)值計(jì)算。隔板數(shù)的增加對(duì)殼體內(nèi)外壁面平均溫度的影響情況如圖3所示。

圖3 內(nèi)外壁面溫度與隔板數(shù)關(guān)系

由圖3可知：流速隨隔板數(shù)增加而增加，內(nèi)外壁面平均溫度持續(xù)降低，8和10隔板的層流流動(dòng)冷卻效果明顯差于湍流流動(dòng)的冷卻效果，這與文獻(xiàn)[11]的結(jié)論一致。隔板數(shù)小于18時(shí)，隨隔板數(shù)增加壁面溫度下降較為明顯，隔板數(shù)大于18后溫度下降漸緩，據(jù)此初步認(rèn)為18塊隔板已達(dá)到飽和冷卻液流速和飽和溫度(飽和流速為0.87 m/s，與1 m/s水冷流速有一定差別，內(nèi)壁面即定子外圓飽和溫度為45 ℃，與文獻(xiàn)[11]一致)。

對(duì)燃油分配器的功率適應(yīng)冷卻油供給方案，其冷卻油的壓力損失關(guān)乎后續(xù)匯流性能，由此也視作評(píng)價(jià)冷卻方案性能的指標(biāo)之一。冷卻液必使泵有一定的功率損耗，其與進(jìn)出冷卻流道壓降的關(guān)系：

Wp=mv·Δp

(6)

式中:Wp—冷卻液消耗功率，W；mv—冷卻液體積流量，m3/s；Δp—進(jìn)出口壓降，Pa。

冷卻液流量一定時(shí)，泵為冷卻液提供動(dòng)力消耗的功率與冷卻殼體進(jìn)出口壓降成正比。壓降隨隔板數(shù)增加而增加的關(guān)系曲線如圖4所示。

圖4 流道壓降與隔板數(shù)關(guān)系

如圖4可知：隔板數(shù)小于24時(shí)壓降增加緩慢，隔板數(shù)大于24時(shí)壓降急劇增加，此時(shí)冷卻液流速為1.41 m/s，可見對(duì)壓降有嚴(yán)格要求的場合不宜選用隔板數(shù)超過24的殼體。

溫度均勻性是衡量冷卻性能的另一指標(biāo)，可基于內(nèi)壁面溫度分布均勻度來判斷。為便于描述，引入溫度分布均勻度：

(7)

式中：η—溫度分布均勻度，其越小則溫度分布越均勻；Ttop—內(nèi)壁面最高溫度，℃；Tave—內(nèi)壁面平均溫度，℃。

內(nèi)壁面溫度分布均勻度隨隔板數(shù)的變化關(guān)系曲線如圖5所示。

圖5 溫度均勻度與隔板數(shù)關(guān)系

由圖5可知：湍流流動(dòng)時(shí)，增加隔板數(shù)有利于使溫度分布均勻，層流到湍流溫度分布均勻度有一個(gè)突增，流速較低時(shí)層流流動(dòng)較湍流溫度分布均勻。

綜合比較可得：18只隔板殼體的冷卻性能較好，由此可將其定為最佳隔板數(shù)。

4 仿真實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

本研究以得到最佳隔板數(shù)為18只的冷卻殼體為例，用等距和變距兩種冷卻殼體分別計(jì)算。其中，等距流道同前文布置；變距采用隔板間距弧長對(duì)應(yīng)的角度從24°以0.5°依次減小至16°，過流面積依次減小。分析可知，若采用隔板間距逐漸增加，不利于壁面溫度均勻分布，故不對(duì)該方案進(jìn)行數(shù)值實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

不同供油參數(shù)下，冷卻液流量和散熱熱流密度會(huì)相應(yīng)變化。供油壓力不變時(shí)，泵輸出流量與電機(jī)輸出功率接近于線性關(guān)系，而燃油分配器固定分配17.5%的燃油進(jìn)入冷卻流道，由此冷卻液流量與電機(jī)功率接近于線性關(guān)系。計(jì)算得到散熱功率仍設(shè)為電機(jī)功率的10%，內(nèi)壁面與定子接觸面積不變。

電機(jī)在不同仿真實(shí)驗(yàn)工況下內(nèi)壁面熱流密度和冷卻液流量數(shù)值表如表3所示。

表3 電動(dòng)燃油泵仿真實(shí)驗(yàn)工況

CFX流固耦合仿真實(shí)驗(yàn)時(shí)，改變上述兩參數(shù)研究冷卻油散熱性能。該表中冷卻液雷諾數(shù)均大于2 300，流動(dòng)模型都設(shè)置為標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型。

兩種隔板方案油冷殼體的內(nèi)壁面溫度和燃油壓降隨電機(jī)功率變化的仿真曲線如圖6所示。

圖6 內(nèi)壁面溫度與電機(jī)功率關(guān)系

由圖6可知：內(nèi)壁面溫度隨著電機(jī)功率近乎線性增加，隔板等距的殼體內(nèi)壁面溫度較漸縮變距隔板殼體的低，這是由于漸縮隔板在燃油出口處流速增加、定子與殼體內(nèi)油冷介質(zhì)換熱不充分所致。而且燃油流經(jīng)冷卻流道產(chǎn)生的壓降隨電機(jī)功率增加而增加，采用變距隔板的冷卻殼體進(jìn)出口壓降稍大于等距隔板的壓降，這是由于變距隔板形成的流道局部水力損失要大于等距隔板形成的流道[17]，壓降稍大。

綜上可知：等距隔板布置壁面溫度較低，變距隔板有利于壁面溫度均勻分布，但壓降略大。

5 結(jié)束語

本文對(duì)電動(dòng)燃油泵電機(jī)軸向油冷殼體的隔板設(shè)計(jì)方案進(jìn)行了CFD流固耦合數(shù)值計(jì)算，研究了隔板數(shù)和隔板布置方式對(duì)冷卻效果的影響。主要結(jié)論如下：

(1)隔板數(shù)為18的冷卻殼體，其冷卻效果達(dá)到飽和，繼續(xù)增加隔板數(shù)難以顯著提升冷卻效果，隨隔板數(shù)增加燃油流經(jīng)冷卻流道的壓降增加，隔板數(shù)小于24時(shí)壓降增加緩慢，大于24時(shí)壓降顯著增加，隔板數(shù)增加有利于壁面溫度分布均勻；

(2)隔板數(shù)和冷卻液流量相同時(shí)，等距隔板的冷卻殼體壁面溫度低，燃油流經(jīng)冷卻流道的壓降也較低，隔板數(shù)為18的等截面流道冷卻殼體擁有最佳冷卻性能。

本文提出的隔板變距殼體的壁面溫度分布均勻，工程設(shè)計(jì)中應(yīng)根據(jù)具體情況確定上述兩種方案。