航空發動機清洗兩相流場的數值模擬研究

王春暉，許志鵬，楊欣毅

(1．海軍裝備部飛機辦公室，北京100071;2．海軍航空工程學院，山東煙臺264001)

1 引 言

航空發動機在使用過程中因發動機主氣流通道由于材料腐蝕、顆粒附著、積垢等往往會造成葉片、通道的型面變化和粗糙度增加，影響部件的工作性能，進而誘發發動機的性能衰退，甚至危及發動機結構的安全性。國內外軍用、民用航空發動機的使用經驗表明［1－4］:對發動機氣流通道進行清洗是防止發動機性能衰退、減緩腐蝕發展的重要技術手段。

目前使用較多的防護性的清洗是將一定流量、一定霧化程度的清洗液噴入航空發動機的壓氣機以清除各種附著物或腐蝕性的物質。清洗液可以是純凈水或水與清洗劑的混合物，發動機可以處于冷轉狀態也可以處于慢車狀態。在發動機清洗系統的設計中，還涉及清洗液的霧化質量、流量、噴射方式和角度等參數的確定［5－12］，往往需要大量的實驗和優化，其工作量和耗費均比較大。

本文針對某型航空發動機清洗系統的需求，建立了發動機進氣道的氣流和液滴的兩相流計算模型，并對影響清洗液滴運動和覆蓋程度的各種參數和發動機狀態進行了分析，優化了各種清洗參數，計算結果為發動機清洗方案和清洗系統的設計奠定了基礎。

2 控制方程

本文采用典型的歐拉－拉格朗日方法［13］模擬兩相流場，設計氣相控制方程、顆粒相控制方程等理論方程。

2.1 氣相控制方程和湍流模型

以全三維數值模擬方法對清洗流場進行仿真計算量相當大，故采用一方程的S－A湍流模型［14］。該模型廣泛運用于航空航天領域，具有相對小的計算量和適用的計算精度，模型對湍流效應的模擬通過計算湍流黏性系數得到，所求解的三維N－S方程組和湍流方程為:

其中:μeff=μ+μt。

湍流效應的計算:

2.2 顆粒相計算模型

為了準確模擬各種清洗方案中液滴的運動和破碎，采用拉格朗日方法直接模擬液滴在流場中的運動，其基本運動方程如下:

積分每個液滴的運動方程即可得到液滴的運動軌道，計算中考慮了液滴和氣流的相互作用和液滴受到的重力作用。發動機冷轉狀態和慢車狀態進氣道氣流速度均較大，液滴的粒子雷諾數遠遠大于20。為保障清洗效果，液滴的粒度不能太小，故液滴的變形影響不可忽略，因此對液滴受到的拖曳阻力采用動態阻力模型計算。計算還考慮了液滴的碰撞和破裂，一般清洗所用的大直徑液滴其維伯數往往大于100，因此采用波動破碎理論模型［15］(wave)預測液滴破碎。

2.3 噴嘴霧化模型

由于清洗液滴必須對發動機入口有一定的覆蓋程度，同時考慮簡化清洗設備，初步選定噴嘴為小角度的離心霧化噴嘴，噴嘴內部液膜形成和破碎的直接數值模擬尚無可能。因此以水的物性參數近似作為清洗液物性參數，采用經驗模型模擬噴嘴中清洗液的噴射過程。

本文采用由Schmidt［16］等人發展的線性不穩定液膜霧化模型(Linearized Instability Sheet Atomization，LISA)估算噴嘴形成的初始液滴粒度、速度以及初始分布。該理論認為動力學的不穩定狀態導致了液膜的破碎，即假定 Kelvin-Helmholtz波在初始液膜上形成，導致了液膜破碎，形成線狀碎片;線狀碎片由于表面張力不穩定機制而破碎形成液滴。

本文利用FLUENT內置的經驗公式模擬液體在噴嘴內部的霧化過程，同時將需給定的背壓、噴霧錐角、噴嘴名義尺寸等參數作為可變化參數進行必要的分析和優化。

2.4 計算方法

按照CFD原理，首先需要對連續流場空間進行離散，即需要對計算區域劃分網格，而后在網格上求解離散的控制方程。本文對控制方程利用FLUENT軟件中的有限體積法進行離散和求解。計算中對近壁流場的計算采用壁面函數法，所用CFD軟件FLUENT內置的壁面函數使計算結果對壁面網格密度的依賴性相對較小，同時計算主要考慮進氣道中心兩相流的計算，壁面湍流計算為次要因素。但考慮黏性影響，對壁面網格進行了局部加密，盡量使流場壁面量綱一的距離為 y+50～500。

3 計算模型

為保證清洗的實施，發動機初步確定采用在進氣道安裝清洗設備進行清洗的整體方案。由于針對的發動機采用了飛機、進氣道、發動機為一體化設計，全部流場邊界的模擬尚不太可能，因此計算直接針對進氣道的流場區域進行，其實體模型如圖1所示，該進氣道為帶有偏轉角度、由矩形轉為圓形的外壓進氣道。但是為了較為真實地模擬進氣道的入口邊界條件，在進氣道入口附加了入口計算區域，以便模擬入口可能存在的回流和漩渦，如圖2所示。計算中采用的混合網格見圖2所示，總體計算網格量在200萬左右。

圖1 初步清洗方案Fig．1 Preliminary clean design

圖2 幾何模型和計算網格Fig．2 Geometric model and computational grids

本文主要分析液滴對發動機進口的覆蓋程度，是否和進氣道壁面碰撞等情況。計算中清洗噴嘴的三維空間坐標、流量、噴霧錐角、液滴粒度等均設為可調變量。進氣道進口設置為標準大氣條件，出口按照發動機慢車流量匹配壓力條件。進氣道壁面、中心錐壁面相對于液滴均設置為捕獲邊界。

計算設置如下的邊界條件:

(1)各個狀態下進氣道流量設置為對應發動機的流量，慢車清洗液的總量為總流量的3%～5%，;冷轉清洗流量也為4%～8%。

(2)噴嘴安裝在距離進氣道入口1．0～1．2 m的位置，其安裝角度可調。

(3)考慮清洗車、管路流動損失等因素，清洗時噴嘴工作壓力暫定為0．8 MPa。

4 結果分析

本文采用氣相流場－顆粒相耦合求解模擬清洗流場，為便于分析，對連續相的氣相流場和顆粒相分布均單獨處理分析。

圖3給出了發動機慢車和空轉狀態條件下進氣道縱斷面和過渡段空氣的速度矢量，可見慢車和空轉條件下進氣道中流場相似，但慢車狀態下進氣道中平均速度遠遠大于冷轉狀態。圖中進氣道中具有向上的速度矢量分量，該速度矢量能給液滴以向上的拖曳力，這對清洗液的液滴克服重力影響，增加射程是有利的。但是，進一步分析截面內的速度矢量可知，進氣道對稱截面內向上的速度矢量將伴隨兩個對轉的漩渦系，該雙漩渦流場不僅可以使液滴霧錐下半部的液滴克服重力向上運動，而且會使液滴霧錐向扁平化發展，并且慢車狀態的這種效應遠遠大于冷轉狀態。

圖3 進氣道中的氣流速度矢量圖Fig．3 Inlet flow velocity vector

大量的試算表明，在發動機慢車狀態下，進氣道中向上的速度矢量較大，為了保證清洗液滴對發動機進口有較好的覆蓋程度，需要采用較大顆粒度的液滴保持霧錐的形狀，同時噴嘴軸線向下需要有一定角度的偏轉。圖4給出了慢車狀態下計算得到的液滴分布情況，圖中同時給出了液滴的直徑分布，可見在噴嘴下偏和較大顆粒條件下，清洗液霧錐能到達發動機進口，從發動機進氣錐界面液滴分布來看，在噴霧錐角合適的條件下，液滴分布基本合理，但由于對渦的影響，霧錐始終有一定的缺口。

圖4 噴霧顆粒在進氣道中的分布(慢車，噴嘴軸線偏下5°，SMD 1 300μm)Fig．4 Distribution of mist spray particle(idle state，nozzle axis 5°downward，surface mean diameter 1 300μm)

相對慢車狀態清洗，發動機處于冷運轉時進氣道中向上的速度矢量較小，可以選擇適合清洗又不至于因顆粒過大侵蝕發動機葉片的清洗液滴粒度。圖5給出了冷轉狀態下計算得到的液滴分布情況，可見在噴嘴上偏6°，液滴在霧錐角度一定的范圍內均能形成合理的分布，霧錐形狀也保持較好?？梢姲l動機冷轉清洗方案在參數控制，清洗作用的實現上均比慢車清洗具有一定的優勢。

圖5 噴霧顆粒在進氣道中的分布(冷轉，噴嘴軸線偏上6°，SMD 1 000μm)Fig．5 Distribution of mist spray particle(cold rotation state，nozzle axis 6°downward，surface mean diameter 1 000μm)

5 結 論

本文針對航空發動機清洗系統方案論證的需要，通過建立計算模型進行數值分析得到如下結論:

(1)本文建立的兩相流場計算模型較好地模擬了清洗過程中氣流－清洗液在進氣道中的運動和位置關系，為清洗方案的確定提供了分析工具;

(2)清洗液的分布是進氣道氣流和液滴共同作用的結果，在發動機慢車、冷轉狀態下，流速和進氣道中對渦結構的存在，霧錐受到的影響程度也不同。

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