摊铺机动力舱流场仿真分析研究

陆紫薇

(东南大学 机械工程学院，江苏 南京 211189)

0 引言

摊铺机动力舱作为其动力系统的工作环境，常出现温度过高的情况。若动力舱的散热性差则动力系统会因温度过高而停止运行，影响施工进度。但以经验公式和数据修正为主的传统研究设计方法已不能适应对舱内热量不均匀性的研究[1]，因此分析流场仿真研究设计方法对于研究散热性有着重要的实际意义。目前国内对于动力舱的分析多着重在散热器和风扇上，对于进出风口的影响分析较少[2]，而动力舱的出风口拓扑结构是影响流场的一个重要因素。本文使用有限元流场分析软件ANSYS Fluent，以两款不同出风口形态的动力舱为例，分析研究了两款动力舱的流场情况。

1 流场控制方程和湍流模型选择

根据流体力学理论，气体作为流体的一种，其运动必须遵循动力学的普遍原则——质量守恒、动量守恒、能量守恒，在牛顿流体范围内，这3个守恒定律对应的是Navier-Stokes方程(在CFD中常把连续方程、动量方程和能量方程通称为Navier-Stokes方程)[3]，这3个方程是数值模拟中重要的公式，其中能量方程可根据仿真需要选用或不选用。

积分型连续方程为:

(1)

式中：ρ为流体密度，v为流体质点运动速度，S为控制体表面积，Ω为控制体体积。

积分型动量方程为:

(2)

式中:F为外力，τ为粘性应力张量。

积分型能量方程为:

(3)

式中:k为热传导系数，E为总能。

湍流的数值模拟方法主要分为直接数值模拟(DNS)和非直接数值模拟，而非直接数值模拟又包含大涡模拟方法(LES)、统计平均法和雷诺平均法(RANS)[4]。目前Fluent中基于雷诺平均法的二方程湍流模型主要有Standardk-ε模型、Realizablek-ε模型和RNGk-ε模型。雷诺平均法在大部分低速流体湍流运动中适应性较好，本文选用RANS中的RNGk-ε(重整化群)湍流模型进行仿真计算。

Standardk-ε模型中选用耗散率方程作为第二个模型方程，耗散率方程是基于现象提出，而RNGk-ε模型的k-ε方程中的常数是通过重整规划群理论分析得到，同时修正了耗散率方程。RNGk-ε模型在旋涡、分离等流动问题比Standardk-ε模型表现更好。

2 计算模型建立及计算域离散化

本文中所用两款不同出风口的摊铺机动力舱，其中一款的出风口位于摊铺机前进方向左侧，文中称其为Ⅰ型；另一款的出风口位于顶部，本文中称其为Ⅱ型。Ⅰ型如图1(a)所示，其出风口有上下2个，位于摊铺机前进方向左侧，大小和形状与动力舱的进风口呈镜面对称；Ⅱ型如图1(b)所示，其出风口位于机舱顶部，其面积较小，形状为矩形。

图1 Ⅰ型和Ⅱ型摊铺机动力舱原始模型

因Ⅰ型和Ⅱ型动力舱内的器件布置完全相同，对两款动力舱的三维模型进行主体部件的尺寸测量及空间相对位置测定，简化后的模型图及动力舱内部的主要部件标示如图2所示(以Ⅰ型为例)，为了观察舱外流场情况并减少计算中进出风口处的回流，适当加长了流体计算域，如图2中进出风口位置向两侧延伸部分。

1—水散热器和液压油散热器；2—轴流风扇；3—发动机；4—消声器；5—传动轴；6—发电机图2 Ⅰ型摊铺机动力舱简化模型

文中坐标系建立如下：以风扇旋转中心为原点，风扇转轴所在的水平面为xoz坐标面，垂直地面方向为y轴方向，如图3所示。

图3 动力舱坐标系示意图

由于动力舱整体尺寸较大(约2m宽)，而其风扇叶片厚度很小且各器件布置较紧凑(1～3mm厚)，若对其整体进行计算域离散会导致离散化失败，故将风扇附近及间隙较小处进行切割处理从而进行更细的划分。由于旋转体为动网格物理模型，为了使网格更好地适应流体计算，将旋转体及其周围的网格使用CFD网格进行划分，使用了混合网格，其网格大小在1mm～10mm之间，除去这些部分之外的计算域离散化网格使用混合网格，大小在20mm～50mm之间。

3 求解设置

根据之前的分析，将湍流模型设置为雷诺应力模型选用雷诺应力方程模型(RSM)，涡粘模型选用RNGk-ε模型，由于在本研究中整个动力舱的气体流动由冷却风扇主导，故需勾选涡流主导流动(swirl dominated flow)选项进行仿真。动力舱的热分析研究常以空气温度和速度分布结果为观察对象[5]，但由于本文缺乏相关温度初始条件数据，故只对其速度和压强分布做出分析。

实际工作情况中，进风口和出风口是标准大气压状况，初始气流速度为0。舱内空气流动由风扇旋转带动。在Fluent中将边界条件设置如下：进风口为压力进口(pressure Inlet)，出风口为压力出口(pressure outlet)，风扇壁面为旋转动壁面。单元域条件设置如下：风扇旋转体网格设置为动网格(frame motion)，运动方式为旋转(rotate)，实际工作中转速为2 000 r/min，旋转轴为x轴；根据散热器的工作性质，其与多孔介质最为相似，因而将其设置为多孔介质，多孔率(porosity)设置为0.45，其粘性阻力和内部阻力系数如表1所示。因气体流动沿x方向，故在x方向上的粘性阻力和惯性阻力系数与另外两个方向上的要相差103倍。

表1 多孔介质系数

4 Ⅰ型动力舱流场分布特点

4.1 速度分布特点

在动力舱进风口机舱外和机舱内yoz平面创建平面，得到速度云图如图4所示。可以看到进风口1的风速分布较均匀，而进风口2的风速在进入动力舱前速度较小(大部分约为27.8m/s，最大速度约为55.9m/s)，且最大速度位置偏后，进入动力舱后速度较大(大部分约为66.7m/s，最大速度约为89.0m/s)，且最大速度位置偏前，气流流入动力舱后由于空间有限且距离风扇较近因而气流速度急剧加快，气流湍流明显。

图4 Ⅰ型动力舱进风口速度云图

图5所示为动力舱靠近出风口机舱内和机舱外yoz平面的速度云图。观察到机舱内靠近出风口2位置的空气流速较快(大部分约为76.0m/s，最大速度约为169m/s)，空气流出动力舱后流速分布较均匀(大部分约为22.2m/s，最大速度约为49.0m/s)，可见舱内气流在出风口处附近湍流程度高于进风口处。

图6所示为动力舱速度云图正视图，风扇附近湍流剧烈，其余部分湍流不明显，气流速度较均匀。

图5 Ⅰ型动力舱出风口速度云图

图6 Ⅰ型动力舱速度云图

4.2 压强分布特点

图7为进出风口处的压强云图，进风口处风口中心的压强较低，为负压。靠近边框的位置压强则较高，在进风口上部和下部靠前的位置压强最高，下部的压强高于上部。出风口处为正压强，压强整体分布均匀。

图7 Ⅰ型动力舱进出风口压强云图

图8所示为动力舱整体的压力分布，可以看到在风扇叶片尖端有较强的负压，风扇与发动机之间的压强较大，总体来说整个舱内压强分布较为均匀，风扇并无明显的轮毂处负压区，由于发动机位于风扇旋转中心的前方，气流往风扇旋转中心的回流大部分被阻止。

图8 Ⅰ型动力舱压强云图

5 Ⅱ型动力舱流场分布特点

5.1 速度分布特点

图9为舱外进风口位置的速度云图，空气流速较快(大部分约为47.9m/s，最大速度约为107m/s)，下侧进风口总体看起来速度高于上侧进风口。

图9 Ⅱ型动力舱进风口速度云图

图10为出风口附近靠近舱内和舱外的速度云图，明显可以看到舱内气流速度很大(大部分约为110 m/s，最大速度约为311 m/s)，流出舱外后气流速度下降约一半(大部分约为66 m/s，最大速度约为148 m/s)。

如图11所示为动力舱的正视速度云图，结合整体的速度云图可以看到，在出风口处气流速度较大，Ⅰ型动力舱出风口处虽然在Ⅱ型中无出风口，但其位置处气流仍较湍急。

图10 Ⅱ型动力舱出风口速度云图

图11 Ⅱ型动力舱速度云图

5.2 压强分布特点

图12为摊铺机进风口yoz平面上的压强云图，据图可以看到进风口2处有较大负压，而进风口1处则有较大压强，即进风口2为主要进风口。

图12 Ⅱ型动力舱进风口压强云图

图13所示为动力舱出风口附近水平面的压强云图，可以看到，靠近动力舱前部的位置压强相对较高，主要在风扇和发动机附近。最右侧位置压强也相对较高，在动力舱的边角处压强较大。

图13 Ⅱ型动力舱出风口压强云图

图14为动力舱xoy平面的的压强云图，舱内压强分布不均匀，在出风口附近、发动机下方及风扇周围存在负压区，在出风口处负压区范围较大。

图14 Ⅱ型动力舱压强云图

6 数据分析

对比Ⅰ型(27.8 m/s)和Ⅱ型的进风口附近气流速度(47.9 m/s)，相差约1倍。再对比Ⅰ型(76.0 m/s)和Ⅱ型出风口附近舱内气流速度(110 m/s)，相差约1倍，而Ⅰ型(22.2 m/s)和Ⅱ型出风口附近舱外气流速度(66 m/s)，可见气体流出舱外后流速相差约为2倍。可以得出如下结论：1)出风口位置变化和尺寸减小使得总体流量下降30%；2)气体流出舱外时速度下降梯度将小于开口较大时的速度下降梯度；3)出风口尺寸的减小使得舱内压强增大且分布不均。

在Fluent的后处理中将进出口的质量流量计算出来，所得数据如表2所示。总体看来，I型的进出流量约在8.5 kg/s，Ⅱ型的进风口2的流量在5.8 kg/s左右，Ⅱ型比Ⅰ型的流量减少了30%。Ⅰ型和Ⅱ型的进风口形态一致，仅出风口不同，但Ⅰ型的进风口和出风口流量比较平均，而Ⅱ型的进风口1的流量很少，占总体入流的5%左右。

表2 两款动力舱进出口质量流量表 kg/s

7 结语

本文主要完成了两款不同出风口动力舱的流场建模和仿真分析，对其速度及压强分布进行了分析，并对流量数据进行了对比，研究了出风口拓扑结构变化对于动力舱内流场的影响。

研究表明：相比在侧面较大尺寸的出风口的Ⅰ型动力舱来说，出风口位于顶部的Ⅱ型动力舱的流量减少了约30%，舱内压强分布变得不均匀，舱内外气流速度加剧，总体评价来说Ⅱ型动力舱流场没有Ⅰ型合理。

动力舱内空气流动加速对于散热是有利的，但流量减小对于散热则是不利的，Ⅰ型和Ⅱ型各有可取之处，出风口的设计应在空气流速和流量之间找寻一个最优解。由于数据有限，故本文仅能在已有数据基础上进行分析。若要使研究的应用性更强，需要更全面的测试和分析，包括拓扑优化计算、在流速和流量间使用算法优化和温度场的测定及仿真。