航空發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)急滑油系統(tǒng)持續(xù)供油特性研究

汪 峰

(1.中國(guó)航發(fā)動(dòng)力機(jī)械研究所，湖南 株洲 412002； 2.西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院，陜西 西安 710072)

引言

現(xiàn)代直升機(jī)用渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)，在失去主潤(rùn)滑系統(tǒng)供油之后，要求能以70%功率工作6 min。為了滿足這一要求，發(fā)動(dòng)機(jī)就必須配備安全、可靠的應(yīng)急潤(rùn)滑系統(tǒng)。美國(guó)軍用渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)T800-LHT-800發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)規(guī)范(ESS)中明確規(guī)定：“在主供油系統(tǒng)完全不給軸承腔供油的情況下，應(yīng)急潤(rùn)滑系統(tǒng)應(yīng)該保證發(fā)動(dòng)機(jī)能夠在海平面、標(biāo)準(zhǔn)天、75%最大連續(xù)功率下運(yùn)行6 min”[1]。另一方面，飛行姿態(tài)及過載變化也可能造成主潤(rùn)滑系統(tǒng)供油中斷。隨著飛機(jī)姿態(tài)角及三向過載的變化，發(fā)動(dòng)機(jī)滑油箱及集油池內(nèi)滑油液面位置、形狀也將隨之變化[2]。在油箱/回油池油量及姿態(tài)/過載組合條件下，主潤(rùn)滑系統(tǒng)可能出現(xiàn)供油中斷現(xiàn)象，當(dāng)然，發(fā)動(dòng)機(jī)出現(xiàn)某些事故，也會(huì)導(dǎo)致滑油系統(tǒng)供油中斷[3]。應(yīng)急供油不僅要保證緊急條件下滑油的及時(shí)供給，還要求在應(yīng)急油罐容積一定情況下，必須保證一定的供油時(shí)間，否則出現(xiàn)斷油，從而造成嚴(yán)重的事故[4]。目前，國(guó)內(nèi)對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)急滑油系統(tǒng)的設(shè)計(jì)主要以參考國(guó)外型號(hào)為主[5]。應(yīng)急潤(rùn)滑系統(tǒng)的研究對(duì)我國(guó)渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)技術(shù)的提升具有重大意義。

根據(jù)應(yīng)急潤(rùn)滑系統(tǒng)的工作過程和工作特點(diǎn)，建立了應(yīng)急潤(rùn)滑系統(tǒng)工作特性分析方法和數(shù)值計(jì)算模型。并以某型發(fā)動(dòng)機(jī)的應(yīng)急潤(rùn)滑系統(tǒng)為研究對(duì)象，進(jìn)行數(shù)值計(jì)算與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，重點(diǎn)研究了某型發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)急油箱在給定油箱儲(chǔ)油量條件下的供油時(shí)間。為今后應(yīng)急潤(rùn)滑系統(tǒng)整體研究設(shè)計(jì)提供參考思路和解決方案。

1 應(yīng)急滑油系統(tǒng)概述

應(yīng)急潤(rùn)滑系統(tǒng)主要由引射器和后續(xù)流通管路組成[6]。引射器是利用射流的紊動(dòng)擴(kuò)散作用，使不同壓力的兩股流體相互混合，并引發(fā)能量交換的流體機(jī)械和混合反應(yīng)設(shè)備[7]。引射器主要由工作噴嘴、接受室、混合室、及擴(kuò)散室等部分組成[8](如圖1所示)，壓力較高的流體叫做工作流體，它以很高的速度從噴嘴1流出，進(jìn)入接受室，由于射流的紊動(dòng)擴(kuò)散作用，卷吸周圍的流體而發(fā)生動(dòng)量和質(zhì)量的交換，被吸走的壓力較低的流體叫做引射流體[9]，在應(yīng)急潤(rùn)滑系統(tǒng)中通常是應(yīng)急油罐中的滑油。工作流體與引射流體在混合室內(nèi)混合，進(jìn)行動(dòng)量和質(zhì)量的交換[10]，在流動(dòng)過程中速度趨于均衡，這期間常伴隨壓力的升高[11]。流體從混合室出來(lái)后進(jìn)入擴(kuò)散室，壓力降因流動(dòng)速度變緩而繼續(xù)升高[12]。被引射流體再擴(kuò)壓后流段進(jìn)入噴嘴，然后噴出，即可進(jìn)行相應(yīng)的噴射潤(rùn)滑。

圖1 引射器工作原理簡(jiǎn)圖

2 應(yīng)急潤(rùn)滑系統(tǒng)引射噴嘴計(jì)算方法

2.1 計(jì)算對(duì)象描述

圖2為某型發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)急滑油系統(tǒng)引射結(jié)構(gòu)示意圖，虛線箭頭代表空氣流，實(shí)線箭頭代表滑油流。該應(yīng)急引射結(jié)構(gòu)由應(yīng)急油箱、通氣管、出油管、主管路組成，主管路末端為油氣混合物出口，與下游管路連接供至應(yīng)急滑油噴嘴。主管路與輸油管路連接部分(如黑色虛線框所示)被3根徑向成120°周向?qū)ΨQ分布的圓管圍繞，滑油進(jìn)口位于油箱底部中心，系統(tǒng)出口位于遠(yuǎn)離傾斜輸油管的一端。通氣管將應(yīng)急油箱與主管路連接，以維持油箱內(nèi)合適的壓力。當(dāng)空氣進(jìn)入主管路，根據(jù)引射原理油箱內(nèi)滑油在出油管進(jìn)出口壓差(通氣管位置處?kù)o壓-引射噴嘴處低壓區(qū)壓力)驅(qū)動(dòng)下進(jìn)入主管路，與空氣流摻混形成油氣混合物，最后沿管路供往下游滑油噴嘴。

圖2 引射結(jié)構(gòu)的工作原理示意圖

2.2 數(shù)值模擬控制方程

應(yīng)急滑油系統(tǒng)內(nèi)部流動(dòng)過程的控制方程包括方程、動(dòng)量方程和能量守恒方程[13]。

1) 連續(xù)方程

設(shè)第q相流體體積分?jǐn)?shù)為αq，其連續(xù)性方程為:

(1)

式中，ρq—— 第q相的物理密度

mpq—— 從相q向相p的傳質(zhì)

mqp—— 從相p向相q的傳質(zhì)

Sαq—— 源項(xiàng)

基本相體積分?jǐn)?shù)由所有相的體積分?jǐn)?shù)之和為1的約束條件計(jì)算，而不求解體積分?jǐn)?shù)方程：

(2)

體積分?jǐn)?shù)方程可以用隱式或顯式時(shí)間離散格式求解。

2) 動(dòng)量方程

通過求解整個(gè)區(qū)域內(nèi)單一的動(dòng)量方程，各相共享速度場(chǎng)，動(dòng)量方程通過物性ρ和μ與體積分?jǐn)?shù)相聯(lián)系。動(dòng)量方程為：

(3)

3) 能量方程

通用能量方程如下：

(4)

式中，能量E和溫度T取質(zhì)量加權(quán)平均。

(5)

式中，Eq為按單相比熱和共用的溫度計(jì)算的每一相的能量；物性ρ和有效導(dǎo)熱系數(shù)由keff各相共用；源項(xiàng)Sh則包括熱輻射以及其它體積熱源的貢獻(xiàn)。

2.3 兩相流模型

應(yīng)急滑油系統(tǒng)引射結(jié)構(gòu)內(nèi)部為油氣兩相流流動(dòng)，滑油在油箱內(nèi)、引射結(jié)構(gòu)以及主管路內(nèi)均存在油氣兩相的相間界面。

本研究采用VOF兩相流模型開展應(yīng)急滑油系統(tǒng)的性能研究[14]。該模型是一種在固定歐拉網(wǎng)格下的表面跟蹤方法，是Euler-Euler方法的一種，通過引入?yún)?shù)——相分率(Phase Volume Fraction，PVF)來(lái)記錄自由面的變換，并進(jìn)行界面追蹤。相體積率是指某一相在計(jì)算單元網(wǎng)格中所占的體積比例，它是時(shí)間和空間的連續(xù)函數(shù)，在一個(gè)計(jì)算單元網(wǎng)格內(nèi)，各相的相分率之和等于1。VOF方法的基本思想是：定義流體體積函數(shù)γq，表示在該單元網(wǎng)格內(nèi)，第q相流體所占據(jù)的相分率，所以對(duì)于某單元網(wǎng)格來(lái)說(shuō)，存在以下3種情況：

(1)γq=1，表示該單元中充滿了第q相流體；

(2)γq=0，表示該單元中無(wú)第q相流體；

(3) 0<γq<1，表示該單元中充滿了第q相流體和其他流體的自由相界面。

2.4 湍流模型

應(yīng)急潤(rùn)滑系統(tǒng)中的引射器部分，在引射器中具有較高壓力的主流空氣由噴嘴高速噴出進(jìn)入收縮段，利用主流空氣的湍流擴(kuò)散作用，卷吸周圍的滑油而產(chǎn)生動(dòng)量和質(zhì)量的交換，可以使主流空氣與次流滑油相互摻混，在主流空氣進(jìn)入收縮段和卷吸滑油過程及空氣與滑油摻混時(shí)均存在旋流流動(dòng)，由于RNGk-ε湍流模型中湍動(dòng)黏度修正考慮了流場(chǎng)計(jì)算中旋轉(zhuǎn)和旋流的流動(dòng)情況，可以更好地處理流線彎曲程度較大的流動(dòng)，對(duì)于旋流流動(dòng)等各向異性湍流的模擬能力在一定程度上有所提高，在一定程度上能夠補(bǔ)償標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型的不足，可以有效地計(jì)算引射結(jié)構(gòu)中的湍流流動(dòng)，并且考慮低雷諾數(shù)流動(dòng)黏性的解析公式[15]。這些特點(diǎn)使得RNGk-ε模型在更廣泛的流動(dòng)中具有更高的可信度。因此選取RNGk-ε模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。

2.5 求解算法

由于管路流動(dòng)的發(fā)展變化是一個(gè)非穩(wěn)態(tài)的過程，因此選用非穩(wěn)態(tài)的求解計(jì)算器進(jìn)行求解。采用三維非穩(wěn)態(tài)、隱式分離算法[16]。

由于控制方程是非線性的，因此求解必須經(jīng)過多次迭代才能獲得收斂解。其過程如下：

(1) 流場(chǎng)變量更新。在第一次計(jì)算時(shí)，變量由初始化過程更新。在隨后的計(jì)算中，每迭代一次即得到一個(gè)更新的解；

(2) 用當(dāng)前壓強(qiáng)和質(zhì)量通量的值求解動(dòng)量方程，以得到新的速度場(chǎng)；

(3) 因?yàn)?2)中得到的速度場(chǎng)的數(shù)值解無(wú)法完全滿足連續(xù)方程，于是再求解壓強(qiáng)修正方程。壓強(qiáng)修正方程是由連續(xù)方程導(dǎo)出的泊松型方程，求解這個(gè)方程可以得到對(duì)壓強(qiáng)場(chǎng)、速度場(chǎng)和質(zhì)量通量的修正，進(jìn)而使連續(xù)方程得到滿足；

(4) 利用前面求出的解，求解湍流方程、組分方程和能量方程；

(5) 在多相流計(jì)算中如果考慮相間干擾，則需要通過求解彌散相軌跡計(jì)算得到連續(xù)相方程中的源項(xiàng)解；

(6) 檢驗(yàn)收斂條件是否被滿足。如果收斂條件被滿足，則停止計(jì)算。如果計(jì)算沒有收斂，則繼續(xù)迭代過程。

2.6 計(jì)算工況及邊界條件

如圖2所示，應(yīng)急滑油系統(tǒng)引射結(jié)構(gòu)計(jì)算域進(jìn)口為主管路左端面，右端面為計(jì)算域出口。計(jì)算域邊界條件分別是，進(jìn)出口均為壓力邊界類型；壁面：油箱表面及所有管路均設(shè)置為絕熱，采用無(wú)滑移邊界條件，壁面粗糙度為0；內(nèi)部交界面：進(jìn)氣管及出油管與油箱頂蓋的交界面設(shè)為內(nèi)部交界面，初始時(shí)刻油箱滿油，管路中只存在空氣。

選取以下計(jì)算工況，開展應(yīng)急滑油系統(tǒng)引射結(jié)構(gòu)持續(xù)供油時(shí)間計(jì)算分析。表1為驗(yàn)證計(jì)算工況條件。

表1 應(yīng)急滑油系統(tǒng)驗(yàn)證計(jì)算工況

考慮到其中兩個(gè)工況，當(dāng)滑油被空氣引射出來(lái)，26.7 ℃的低溫空氣相與96 ℃高溫滑油相存在能量交換，導(dǎo)致滑油溫度降低，滑油的物性參數(shù)改變。因此在定義滑油材料屬性時(shí)，對(duì)空氣和滑油物性參數(shù)加載UDF程序。

為分析應(yīng)急引射進(jìn)出口壓差對(duì)應(yīng)急滑油系統(tǒng)持續(xù)供油時(shí)間的影響，選取空氣和滑油溫度為26.7 ℃，壓差分別為0.023, 0.03, 0.035, 0.04, 0.045, 0.05 MPa的工況條件。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 應(yīng)急潤(rùn)滑系統(tǒng)持續(xù)工作時(shí)間

應(yīng)急滑油系統(tǒng)的工作為一非穩(wěn)態(tài)過程，通過先期試算發(fā)現(xiàn)，滑油在管路中的流型為環(huán)狀流。從初始時(shí)刻到發(fā)展到穩(wěn)定的環(huán)狀流階段存在一時(shí)間t0，此時(shí)間t0隨著進(jìn)口條件的不同而改變。當(dāng)進(jìn)口的壓力，溫度越低時(shí)，到達(dá)穩(wěn)定狀態(tài)的時(shí)間越長(zhǎng)。因此，為計(jì)算引射出的滑油出口質(zhì)量流量，從t0時(shí)間之后的瞬時(shí)出口流量波動(dòng)曲線的穩(wěn)定段，取時(shí)間間隔Δt，通過積分得到平均的滑油流量。

引射滑油的平均流量計(jì)算公式為

(6)

式中，m—— 瞬時(shí)出口截面的滑油質(zhì)量流量

tt—— 積分最終時(shí)間

進(jìn)而，根據(jù)應(yīng)急油箱內(nèi)滑油量和引射出的滑油平均流量可以計(jì)算得到應(yīng)急滑油系統(tǒng)工作時(shí)間。計(jì)算公式如下：

(7)

式中，ρ—— 油箱中的滑油密度

V—— 應(yīng)急油箱體積

t—— 應(yīng)急滑油系統(tǒng)工作時(shí)間

3.2 驗(yàn)證計(jì)算及結(jié)果分析

在進(jìn)行某型發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)急滑油系統(tǒng)計(jì)算分析前，利用相關(guān)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)數(shù)值模擬方法進(jìn)行驗(yàn)證。實(shí)驗(yàn)測(cè)試了應(yīng)急引射結(jié)構(gòu)進(jìn)出口壓力，以及系統(tǒng)持續(xù)工作時(shí)間，結(jié)果如表2所示。

表2 應(yīng)急引射結(jié)構(gòu)供油時(shí)間試驗(yàn)結(jié)果

采用數(shù)值模擬方法計(jì)算得到的引射結(jié)構(gòu)供油時(shí)間如表3所示。

表3 應(yīng)急供油時(shí)間數(shù)值模擬記錄表

由上表可以發(fā)現(xiàn)，相同工況條件下引射供油時(shí)間的試驗(yàn)值和計(jì)算結(jié)果十分吻合，驗(yàn)證了本研究采用的數(shù)值模擬方法。

通過數(shù)值模擬得到了應(yīng)急引射結(jié)構(gòu)壓力分布，如圖3所示。

圖3 工況1應(yīng)急油箱垂直監(jiān)測(cè)面靜壓分布

由圖3可知，主管路中心區(qū)域?yàn)榈蛪簠^(qū)，其靜壓明顯小于環(huán)形混合段內(nèi)靜壓，此時(shí)滑油從環(huán)形管道內(nèi)流向主管路。沿著主管路空氣流動(dòng)方向，主流空氣靜壓從進(jìn)口處的0.135 MPa經(jīng)過收縮段急劇減小，迅速下降到0.075 MPa左右。對(duì)于主管路方向流動(dòng)，經(jīng)過突擴(kuò)段和擴(kuò)張段，主管路下游擴(kuò)張段的靜壓要大于環(huán)形混合段的靜壓，由于通氣管連接擴(kuò)張段與油箱，因此主管道下游擴(kuò)張段壓力、通氣管內(nèi)壓力和油箱內(nèi)壓力大小一樣，由于輸油管出口與環(huán)形混合段相接連，因此油箱內(nèi)的靜壓大于油管出口。因此，滑油沿著輸油管上升與空氣在環(huán)形混合段初步混合，沿主管道流向下游。

圖4為工況1條件下應(yīng)急油箱內(nèi)滑油體積分?jǐn)?shù)分布隨時(shí)間的變化。從圖中可以看出，當(dāng)應(yīng)急滑油系統(tǒng)開始工作時(shí)，油箱內(nèi)的滑油開始被引射進(jìn)入油管，滑油在管內(nèi)流動(dòng)時(shí)需要克服重力、管內(nèi)摩擦力的作用，在0.05 s左右到達(dá)主管路，然后逐漸充滿環(huán)形腔，并在0.2 s左右經(jīng)3根周向均布的圓管進(jìn)入主管路，與主管內(nèi)空氣摻混形成穩(wěn)定的油氣兩相混合物。同時(shí)，由于油箱內(nèi)滑油被持續(xù)的吸出，油箱滑油液面逐漸下降，當(dāng)油箱內(nèi)滑油被消耗完，應(yīng)急滑油系統(tǒng)工作結(jié)束。

圖4 工況1應(yīng)急油箱內(nèi)滑油體積分?jǐn)?shù)分布

3.3 壓差對(duì)系統(tǒng)工作時(shí)間的影響

表4和圖5為不同應(yīng)急引射結(jié)構(gòu)進(jìn)出口壓差條件下，空氣流量、滑油流量和持續(xù)供油時(shí)間的計(jì)算結(jié)果?？梢园l(fā)現(xiàn)，隨著進(jìn)出口壓差逐漸增大，主管路空氣引射流量、引射滑油量隨之增大，持續(xù)供油時(shí)間不斷減小，對(duì)于65 mL的應(yīng)急油箱其供油時(shí)間從89 s逐漸縮短為33 s。分析原因，當(dāng)進(jìn)出壓差增大，主管路空氣流量增加，引射噴嘴處的速度增大，形成的低壓區(qū)壓力持續(xù)減小，使得油管內(nèi)滑油驅(qū)動(dòng)壓差不斷增加，因而引射量逐漸增加，最終相同油箱容積條件下應(yīng)急滑油系統(tǒng)持續(xù)工作時(shí)間時(shí)間逐漸縮短。

表4 不同工況下的滑油流量及工作時(shí)間計(jì)算結(jié)果

圖5 引射滑油量關(guān)于進(jìn)出口壓差的變化曲線

4 結(jié)論

借助數(shù)值模擬方法和實(shí)驗(yàn)手段著重研究了某型發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)急滑油系統(tǒng)的持續(xù)工作時(shí)間特性，分析了空氣引射式應(yīng)急滑油系統(tǒng)的工作原理，以及引射結(jié)構(gòu)進(jìn)出口壓差對(duì)持續(xù)供油時(shí)間的影響，得到了如下結(jié)論：

(1) 采用平均引射滑油流量計(jì)算得到的持續(xù)供油時(shí)間可作為反映應(yīng)急滑油系統(tǒng)工作特性的重要參數(shù)；

(2) 當(dāng)應(yīng)急引射結(jié)構(gòu)進(jìn)出口壓差增加時(shí)，引射結(jié)構(gòu)低壓區(qū)壓力減小，引射滑油量逐漸增加，系統(tǒng)持續(xù)供油時(shí)間不斷減?。?/p>

(3) 采用的基于VOF兩相流模型的數(shù)值模擬方法適用于某型發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)急滑油系統(tǒng)性能分析，滑油消耗速率、持續(xù)工作時(shí)間的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果非常接近，模擬得到的油箱及引油管內(nèi)滑油流動(dòng)過程與實(shí)際物理過程一致；

(4) 本研究針對(duì)某特殊形式應(yīng)急滑油系統(tǒng)供油特性，所采用的分析方法和研究思路，為同類型航空發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)急潤(rùn)滑系統(tǒng)的整體研究設(shè)計(jì)提供了可行的解決方案，具有重要借鑒意義和工程應(yīng)用價(jià)值。