民機空調(diào)組件艙通風仿真計算研究

史喬升 汪光文 郭天鵬 李革萍 /

(上海飛機設計研究院，上海 201210)

0 引言

民機的空調(diào)組件艙通常位于中央翼盒下方的非增壓區(qū)域，其內(nèi)部布置有飛機主要的制冷單元——空調(diào)組件。由于空調(diào)組件包含壓縮機、換熱器、高壓管路等產(chǎn)熱量較高的部件[1]，可能會導致艙內(nèi)空氣以及艙體結構溫度過高，從而引發(fā)以下問題：1) 因為組件過熱而導致設備故障；2) 因為燃油蒸汽積聚與空氣溫度過高產(chǎn)生爆炸風險；3) 因為艙體結構溫度過高而導致結構材料失效，導致機體結構強度產(chǎn)生隱患。因此，在進行空調(diào)組件艙設計時，需要評估上述問題，若問題存在且影響較大時，就應該提出空調(diào)組件艙的冷卻方案，以解決艙內(nèi)空氣及艙體過熱的問題。

然而，參考CCAR 25部發(fā)現(xiàn)，適航條款對空調(diào)組件艙冷卻這一部分并沒有相關要求[2]。若此區(qū)域出現(xiàn)過多的熱量積聚導致溫度過高，可能會影響到設備的正常運轉與艙體結構性能，產(chǎn)生安全隱患，因此需要采用相關措施來降低結構溫度。為了探究空調(diào)組件艙的冷卻方法及其效果，本文將對現(xiàn)有的某機型空調(diào)組件艙冷卻方案進行介紹，并根據(jù)其方案進行流體仿真計算，以驗證其冷卻效果。

1 空調(diào)組件艙冷卻方案介紹

空調(diào)組件艙通風系統(tǒng)的原理圖如圖1所示，系統(tǒng)主要包括引氣組件與通風組件兩部分。其中，引氣組件的功能是確保飛機在地面或空中飛行狀態(tài)下，都能夠為下游的通風組件提供總量供氣。引氣組件主要由進氣口、渦輪風扇以及單向活門等部件構成，其運轉方式根據(jù)飛行狀態(tài)不同可分為兩種：當飛機處于飛行狀態(tài)時，渦輪風扇關閉，單向活門打開，外界空氣進入引氣口后，將通過單向活門的供氣支路進入到下游通風組件；而當飛機處于地面狀態(tài)時，單向活門關閉，渦輪風扇供氣活門打開，高壓引氣會驅動渦輪風扇運轉，通過風扇的抽吸作用使外界空氣進入引氣口，并通過渦輪風扇后進入到下游通風組件。

圖1 某機型空調(diào)組件艙通風系統(tǒng)原理圖

通風組件的功能是為空調(diào)組件艙內(nèi)部提供通風與排氣，組件主要由笛形管、連接管路以及排氣口等部件構成。笛形管的布置與空調(diào)組件大小位置相關，笛形管的合理分布有助于提高通風均勻性與散熱有效性。此方案采用了3組笛形管，其中，2組分別布置于左右兩個空調(diào)組件旁邊，形成對空調(diào)組件的橫向氣流吹襲；另外1組呈橫向布置，對兩個空調(diào)組件形成從前至后的吹襲作用。兩個方向的交叉通風減少了通風死角的范圍，形成了良好的換熱。

在下文的CFD計算中，將以上述通風方案為依據(jù)，對空調(diào)組件艙通風系統(tǒng)進行建模與計算。

2 空調(diào)組件艙通風建模

2.1 幾何模型建立

空調(diào)組件艙幾何模型參考某型窄體客機的相關數(shù)據(jù)建立，由于左、右空調(diào)組件艙為對稱結構，因此僅對左側組件艙進行建模。模型外形尺寸約為970 mm×1 700 mm × 3 500 mm，模型主要包括組件艙的艙體外形結構以及艙內(nèi)的空調(diào)組件輪廓兩部分。

簡化的空調(diào)組件保留了核心部件的外形輪廓，包括兩級換熱器、壓縮機、冷凝器、渦輪、回熱器及連接管路，同時也保留了部分沖壓空氣組件與供氣管路。模型簡化時對形狀較復雜的裝置盡可能以相似的簡單形狀代替，對諸如臺階、倒角一類的微小結構進行了平滑處理。

空調(diào)組件艙的前端面為氣密隔框，上端面為中央翼盒下表面外側，下端面為整流罩內(nèi)側，后端面為起落架艙前隔板。對艙體外形進行簡化時，主要對上述四個端面的外形進行簡化處理，使艙體表面盡量保持平整。

在上述簡化模型的基礎上，引入空調(diào)組件艙通風系統(tǒng)建模。考慮到CFD計算僅針對特定飛行狀態(tài)進行計算，不需要考慮引氣模式的切換，因此不需要對引氣系統(tǒng)進行建模，僅對通風系統(tǒng)建模即可。參考方案的笛形管布置形式，建立笛形管通風模型，如圖2所示。模型包含兩個方向互相垂直的笛形管，管徑120 mm，在靠近空調(diào)組件一側開有25 mm的多個小孔，以形成交叉氣流吹襲作用。另外，在艙體整流罩側開有直徑166 mm的排氣孔，用于實現(xiàn)排氣。

圖2 空調(diào)組件艙通風笛形管通風建模幾何示意圖

2.2 網(wǎng)格模型建立

采用STAR-CCM+軟件對模型進行網(wǎng)格劃分，選用多面體網(wǎng)格、薄壁網(wǎng)格以及棱柱體網(wǎng)格模型，自動生成多面體網(wǎng)格。生成網(wǎng)格后，得到網(wǎng)格數(shù)量共173萬，網(wǎng)格示意圖如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格整體示意圖

在網(wǎng)格劃分過程中，對一些局部區(qū)域進行了精細控制。如圖4所示，a)中的固體壁板區(qū)域應用了薄壁網(wǎng)格模型，在壁板很薄的情況下，也保證壁板內(nèi)至少擁有兩層上下一致的網(wǎng)格；b)中的組件表面附近區(qū)域進行了邊界層的劃分，以保證計算結果可以更好地捕捉空調(diào)組件表面附近的對流以及換熱特性。

a)薄壁網(wǎng)格

b)邊界層網(wǎng)格圖4 局部網(wǎng)格示意圖

3 CFD計算與分析

3.1 計算思路

本次計算采用Star-CCM+10.06軟件，計算目的是驗證方案的通風冷卻有效性。計算應考慮最極端的惡劣環(huán)境，因此選取地面熱天工況進行計算。計算需要考慮多個流量和溫度工況，以確定滿足冷卻效果的最低冷量，此時艙內(nèi)環(huán)境應滿足結構材料的要求以及空調(diào)組件的運轉條件。

對空調(diào)組件而言，由于其包含傳感器、活門等電子元件，需要按照DO-160G文件的要求對艙內(nèi)環(huán)境進行約束[3]。通常來說，空調(diào)組件艙區(qū)域的設備環(huán)境要求為D2類型，即海拔50 000 ft以下的非增壓與非溫控區(qū)域。根據(jù)D2環(huán)境的溫度要求可知，設備運轉溫度應在-55 ℃～70 ℃的范圍內(nèi)，地面熱天環(huán)境溫度應不高于85 ℃。

對結構材料而言，本次計算假設采用鋁合金材料。結構溫度達到85 ℃時，材料強度不受影響，因此不需要考慮結構的溫度要求。

根據(jù)上述限定條件，本次計算參考85 ℃的溫度上限，限定5 ℃的溫度裕度，規(guī)定艙內(nèi)環(huán)境溫度與艙體結構最高溫度不可超過80 ℃。

3.2 計算設置

在Star-CCM+10.06軟件中對計算域進行設置，主要設置信息見下文。

1)計算模型

計算選用如下模型：穩(wěn)態(tài)計算、理想氣體方程、k-epsilon湍流、分離流體溫度、分離固體溫度以及灰體輻射模型。

2)材料物性

計算設定艙體材料均為鋁，而流動工質為常物性空氣，設置屬性見表1。

表1 計算用到的工質/材料物性表

3)流動邊界設置

由于計算涉及多個工況，每個工況對應不同的流動邊界，將各個工況對應流動邊界設置信息見表2。其中，較短的橫向笛形管與較長的縱向笛形管流量比例固定為1∶2。

表2 多工況流動邊界設置

4)熱邊界

根據(jù)前期計算經(jīng)驗，對空調(diào)組件表面進行恒溫壁面設置。由于同一溫度可能覆蓋至不同組件，不便于文字描述，故以圖的形式展示壁面溫度的設置情況。溫度設置示意圖如圖5所示。

a)中央翼盒方向

b)整流罩方向圖5 恒溫壁面設置示意圖

對流邊界設置于空調(diào)艙外表面，環(huán)境為地面熱天，設置環(huán)境溫度為50 ℃。假設環(huán)境處于無風的狀態(tài)，設置對流換熱系數(shù)見表3。

表3 對流換熱系數(shù)設置表

由于空調(diào)組件表面溫度較高，因此計算時需要考慮輻射的影響。輻射計算采用灰體輻射模型，各邊界輻射發(fā)射率參考相關資料進行設置，如表4所示。其中，空調(diào)組件以鐵、鋁和多種合金材料構成，且大都經(jīng)過拋光處理。據(jù)此查詢資料，發(fā)射率范圍處于0.05～0.5的區(qū)間內(nèi)，對于空調(diào)組件，統(tǒng)一取發(fā)射率為0.5。

表4 輻射表面發(fā)射率設置

3.3 計算結果

3.3.1 總通風量0.96 kg/s工況計算結果

本部分將對工況3，即總通風量為0.96 kg/s的速度場以及溫度場計算結果進行展示說明。

流線圖如圖6所示。由圖可以看出，笛形管入口處流速較高，長管入口處平均流速達到了5 m/s。隨著空氣不斷從開孔位置通向組件艙內(nèi)，管內(nèi)流速逐漸下降。開孔處的流速基本處于1 ～ 2.5 m/s的區(qū)間內(nèi)，對組件形成了較均勻的吹襲作用。完成通風后，空氣最終從底部的排氣口匯聚排出，此處空氣達到最大流速5.7 m/s。

圖6 流線示意圖

速度場分布云圖如圖7所示。可以看出，開孔處的通風效果都很明顯，可形成有效的氣流吹襲作用。而除了開孔位置附近，其他區(qū)域的流速基本處于0～0.5 m/s的低速區(qū)間。

圖7 速度場分布XZ平面二維圖

溫度場分布云圖如圖8所示。由圖可以看出，與空調(diào)組件距離較近的空氣會達到120 ℃以上的高溫，而受到氣流直接吹襲的區(qū)域由于換熱良好，因此溫度都處于較低水平。但是，靠近整流罩一側的空氣域由于受到氣流吹襲作用較弱，換熱不充分，形成了熱量積聚，導致這一區(qū)域的空氣溫度偏高。

圖8 溫度場分布YZ平面二維圖

殼體外表面溫度分布云圖如圖9所示。由圖可以看出，外殼表面最高溫度為87.1 ℃，以此中心形成輻射的高溫度區(qū)域聚集于整流罩面。經(jīng)統(tǒng)計，殼體外表面平均溫度為58.2 ℃。

a)中央翼盒方向

b)整流罩方向圖9 外殼表面溫度分布云圖

3.3.2 不同通風量的計算結果

為了考察滿足溫度要求的通風量，本部分將各工況的流體溫度以及外殼溫度進行了統(tǒng)計，得到相關結果見表5。

表5 不同供氣流量工況結果統(tǒng)計

以供氣流量為X軸，各溫度值為Y軸，根據(jù)表5繪制曲線如圖10所示。可以看出，隨著供氣流量的增加，各項溫度呈現(xiàn)出相應的降低趨勢。而隨著流量增加，“外表面最大溫度”曲線的斜率不斷減小，即變化率不斷減小。這也就是說，當供氣流量增大到一定程度時，供氣流量繼續(xù)增加，溫度降低程度將會變小。因此，應結合組件艙的溫度需求來選取流量工況，在滿足需求的前提下，流量應當盡量選取較小的值，以避免造成不必要的浪費。

圖10 不同供氣流量工況的統(tǒng)計結果

根據(jù)3.1節(jié)要求，外殼最大溫度不應超過80 ℃。而由圖可以看出，盡管各工況的出口流體平均溫度全部低于80 ℃，但是對于外表面最大溫度這一項而言，只有流量最大的0.24 kg/s的工況6才恰好滿足80 ℃溫度上限的要求，其他工況都因為供氣冷量不足而無法達到要求。

3.4 計算結果分析

為了更好了解通風對組件艙換熱的重要性，本部分將對換熱組成與換熱量做統(tǒng)計分析。此通風系統(tǒng)處于開口系統(tǒng)，其換熱方程應滿足關系式(1)。

Qpack=(Hout-Hin)+Qen

(1)

其中，Qpack表示組件散熱量，Hout表示通風出口焓值，Hin表示通風入口焓值，Qen表示環(huán)境散熱量。

根據(jù)統(tǒng)計，在工況3的條件下，組件總散熱量4 143 W，流體入口與出口焓差為2 558 W，外殼表面散熱量為1 553 W，三者代入關系式中存在22 W偏差，這是由于計算收斂時，殘差小幅震蕩導致的。由于占總換熱量比例較小，因此認為這樣的偏差是可接受的。從上述統(tǒng)計值可以看出，流體入口與出口焓差相對于外殼表面散熱量而言占比較大，約占總散熱量的62%。也就是說，由通風直接帶走熱量是主要的散熱方式，而向周圍環(huán)境散熱是次要的散熱方式。這也就凸顯了通風散熱的有效性與必要性。

另外，值得注意的是，無論在哪種工況下，在整流罩一側的外表面上都有一處高溫區(qū)域，此處也是殼體表面的最高溫度區(qū)域。這個位置與換熱器的高溫表面距離較近，因此形成了局部高溫區(qū)域。當無通風措施時，此區(qū)域可達到99.2 ℃；當通風量達到0.096 kg/s時，最高溫下降到了87.1 ℃；直到流量繼續(xù)增加至0.24 kg/s時，此區(qū)域最高溫度才降到80 ℃。流量線性增加時，降溫效果卻并沒有呈現(xiàn)同比例的增長，這就顯得方案的冷卻效果缺乏效率，且缺少對外殼高溫防護的針對性。

4 結論

本文對現(xiàn)有某機型的空調(diào)組件艙通風方案進行了介紹，并以此通風方案為基礎，建立了空調(diào)組件艙的通風模型，并根據(jù)此模型在STAR-CCM+ 10.06軟件中完成了多個流量工況的CFD仿真。

經(jīng)過對計算結果的分析可知，在供氣溫度27 ℃的條件下，供氣流量增加至0.24 kg/s時，可實現(xiàn)艙內(nèi)流體平均溫度與外殼表面最大溫度均低于80 ℃的要求。但是經(jīng)過對多流量工況曲線圖的分析可知，此方案對于外殼高溫區(qū)的冷卻效果并不理想，盡管實現(xiàn)了冷卻目標，但是卻消耗了較多的冷量，這對于飛機的經(jīng)濟性提升而言是不利的。若未來將復合材料應用至空調(diào)組件艙的外殼區(qū)域，局部高溫對材料的影響將會更加顯著。冷卻方案除了考慮對內(nèi)部空間的降溫，還應考慮對外殼區(qū)域的熱防護。

綜上，此方案還有較大改進空間。未來空調(diào)組件艙通風系統(tǒng)方案的設計應以提高通風效率及艙體熱防護為設計目標之一，提出更經(jīng)濟、更具針對性的通風方案。

參考文獻：

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