航空發動機應急滑油系統持續供油特性研究

汪 峰

(1.中國航發動力機械研究所，湖南 株洲 412002； 2.西北工業大學 動力與能源學院，陜西 西安 710072)

引言

現代直升機用渦軸發動機，在失去主潤滑系統供油之后，要求能以70%功率工作6 min。為了滿足這一要求，發動機就必須配備安全、可靠的應急潤滑系統。美國軍用渦軸發動機T800-LHT-800發動機系統規范(ESS)中明確規定：“在主供油系統完全不給軸承腔供油的情況下，應急潤滑系統應該保證發動機能夠在海平面、標準天、75%最大連續功率下運行6 min”[1]。另一方面，飛行姿態及過載變化也可能造成主潤滑系統供油中斷。隨著飛機姿態角及三向過載的變化，發動機滑油箱及集油池內滑油液面位置、形狀也將隨之變化[2]。在油箱/回油池油量及姿態/過載組合條件下，主潤滑系統可能出現供油中斷現象，當然，發動機出現某些事故，也會導致滑油系統供油中斷[3]。應急供油不僅要保證緊急條件下滑油的及時供給，還要求在應急油罐容積一定情況下，必須保證一定的供油時間，否則出現斷油，從而造成嚴重的事故[4]。目前，國內對于發動機應急滑油系統的設計主要以參考國外型號為主[5]。應急潤滑系統的研究對我國渦軸發動機設計技術的提升具有重大意義。

根據應急潤滑系統的工作過程和工作特點，建立了應急潤滑系統工作特性分析方法和數值計算模型。并以某型發動機的應急潤滑系統為研究對象，進行數值計算與實驗驗證，重點研究了某型發動機應急油箱在給定油箱儲油量條件下的供油時間。為今后應急潤滑系統整體研究設計提供參考思路和解決方案。

1 應急滑油系統概述

應急潤滑系統主要由引射器和后續流通管路組成[6]。引射器是利用射流的紊動擴散作用，使不同壓力的兩股流體相互混合，并引發能量交換的流體機械和混合反應設備[7]。引射器主要由工作噴嘴、接受室、混合室、及擴散室等部分組成[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，進入接受室，由于射流的紊動擴散作用，卷吸周圍的流體而發生動量和質量的交換，被吸走的壓力較低的流體叫做引射流體[9]，在應急潤滑系統中通常是應急油罐中的滑油。工作流體與引射流體在混合室內混合，進行動量和質量的交換[10]，在流動過程中速度趨于均衡，這期間常伴隨壓力的升高[11]。流體從混合室出來后進入擴散室，壓力降因流動速度變緩而繼續升高[12]。被引射流體再擴壓后流段進入噴嘴，然后噴出，即可進行相應的噴射潤滑。

圖1 引射器工作原理簡圖

2 應急潤滑系統引射噴嘴計算方法

2.1 計算對象描述

圖2為某型發動機應急滑油系統引射結構示意圖，虛線箭頭代表空氣流，實線箭頭代表滑油流。該應急引射結構由應急油箱、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°周向對稱分布的圓管圍繞，滑油進口位于油箱底部中心，系統出口位于遠離傾斜輸油管的一端。通氣管將應急油箱與主管路連接，以維持油箱內合適的壓力。當空氣進入主管路，根據引射原理油箱內滑油在出油管進出口壓差(通氣管位置處靜壓-引射噴嘴處低壓區壓力)驅動下進入主管路，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 引射結構的工作原理示意圖

2.2 數值模擬控制方程

應急滑油系統內部流動過程的控制方程包括方程、動量方程和能量守恒方程[13]。

1) 連續方程

設第q相流體體積分數為αq，其連續性方程為:

(1)

式中，ρq—— 第q相的物理密度

mpq—— 從相q向相p的傳質

mqp—— 從相p向相q的傳質

Sαq—— 源項

基本相體積分數由所有相的體積分數之和為1的約束條件計算，而不求解體積分數方程：

(2)

體積分數方程可以用隱式或顯式時間離散格式求解。

2) 動量方程

通過求解整個區域內單一的動量方程，各相共享速度場，動量方程通過物性ρ和μ與體積分數相聯系。動量方程為：

(3)

3) 能量方程

通用能量方程如下：

(4)

式中，能量E和溫度T取質量加權平均。

(5)

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

2.3 兩相流模型

應急滑油系統引射結構內部為油氣兩相流流動，滑油在油箱內、引射結構以及主管路內均存在油氣兩相的相間界面。

本研究采用VOF兩相流模型開展應急滑油系統的性能研究[14]。該模型是一種在固定歐拉網格下的表面跟蹤方法，是Euler-Euler方法的一種，通過引入參數——相分率(Phase Volume Fraction，PVF)來記錄自由面的變換，并進行界面追蹤。相體積率是指某一相在計算單元網格中所占的體積比例，它是時間和空間的連續函數，在一個計算單元網格內，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γq，表示在該單元網格內，第q相流體所占據的相分率，所以對于某單元網格來說，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

應急潤滑系統中的引射器部分，在引射器中具有較高壓力的主流空氣由噴嘴高速噴出進入收縮段，利用主流空氣的湍流擴散作用，卷吸周圍的滑油而產生動量和質量的交換，可以使主流空氣與次流滑油相互摻混，在主流空氣進入收縮段和卷吸滑油過程及空氣與滑油摻混時均存在旋流流動，由于RNGk-ε湍流模型中湍動黏度修正考慮了流場計算中旋轉和旋流的流動情況，可以更好地處理流線彎曲程度較大的流動，對于旋流流動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償標準k-ε模型的不足，可以有效地計算引射結構中的湍流流動，并且考慮低雷諾數流動黏性的解析公式[15]。這些特點使得RNGk-ε模型在更廣泛的流動中具有更高的可信度。因此選取RNGk-ε模型進行數值計算。

2.5 求解算法

由于管路流動的發展變化是一個非穩態的過程，因此選用非穩態的求解計算器進行求解。采用三維非穩態、隱式分離算法[16]。

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

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

(2) 用當前壓強和質量通量的值求解動量方程，以得到新的速度場；

(3) 因為(2)中得到的速度場的數值解無法完全滿足連續方程，于是再求解壓強修正方程。壓強修正方程是由連續方程導出的泊松型方程，求解這個方程可以得到對壓強場、速度場和質量通量的修正，進而使連續方程得到滿足；

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

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

2.6 計算工況及邊界條件

如圖2所示，應急滑油系統引射結構計算域進口為主管路左端面，右端面為計算域出口。計算域邊界條件分別是，進出口均為壓力邊界類型；壁面：油箱表面及所有管路均設置為絕熱，采用無滑移邊界條件，壁面粗糙度為0；內部交界面：進氣管及出油管與油箱頂蓋的交界面設為內部交界面，初始時刻油箱滿油，管路中只存在空氣。

選取以下計算工況，開展應急滑油系統引射結構持續供油時間計算分析。表1為驗證計算工況條件。

表1 應急滑油系統驗證計算工況

考慮到其中兩個工況，當滑油被空氣引射出來，26.7 ℃的低溫空氣相與96 ℃高溫滑油相存在能量交換，導致滑油溫度降低，滑油的物性參數改變。因此在定義滑油材料屬性時，對空氣和滑油物性參數加載UDF程序。

為分析應急引射進出口壓差對應急滑油系統持續供油時間的影響，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 計算結果及分析

3.1 應急潤滑系統持續工作時間

應急滑油系統的工作為一非穩態過程，通過先期試算發現，滑油在管路中的流型為環狀流。從初始時刻到發展到穩定的環狀流階段存在一時間t0，此時間t0隨著進口條件的不同而改變。當進口的壓力，溫度越低時，到達穩定狀態的時間越長。因此，為計算引射出的滑油出口質量流量，從t0時間之后的瞬時出口流量波動曲線的穩定段，取時間間隔Δt，通過積分得到平均的滑油流量。

引射滑油的平均流量計算公式為

(6)

式中，m—— 瞬時出口截面的滑油質量流量

tt—— 積分最終時間

進而，根據應急油箱內滑油量和引射出的滑油平均流量可以計算得到應急滑油系統工作時間。計算公式如下：

(7)

式中，ρ—— 油箱中的滑油密度

V—— 應急油箱體積

t—— 應急滑油系統工作時間

3.2 驗證計算及結果分析

在進行某型發動機應急滑油系統計算分析前，利用相關實驗數據對數值模擬方法進行驗證。實驗測試了應急引射結構進出口壓力，以及系統持續工作時間，結果如表2所示。

表2 應急引射結構供油時間試驗結果

采用數值模擬方法計算得到的引射結構供油時間如表3所示。

表3 應急供油時間數值模擬記錄表

由上表可以發現，相同工況條件下引射供油時間的試驗值和計算結果十分吻合，驗證了本研究采用的數值模擬方法。

通過數值模擬得到了應急引射結構壓力分布，如圖3所示。

圖3 工況1應急油箱垂直監測面靜壓分布

由圖3可知，主管路中心區域為低壓區，其靜壓明顯小于環形混合段內靜壓，此時滑油從環形管道內流向主管路。沿著主管路空氣流動方向，主流空氣靜壓從進口處的0.135 MPa經過收縮段急劇減小，迅速下降到0.075 MPa左右。對于主管路方向流動，經過突擴段和擴張段，主管路下游擴張段的靜壓要大于環形混合段的靜壓，由于通氣管連接擴張段與油箱，因此主管道下游擴張段壓力、通氣管內壓力和油箱內壓力大小一樣，由于輸油管出口與環形混合段相接連，因此油箱內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條件下應急油箱內滑油體積分數分布隨時間的變化。從圖中可以看出，當應急滑油系統開始工作時，油箱內的滑油開始被引射進入油管，滑油在管內流動時需要克服重力、管內摩擦力的作用，在0.05 s左右到達主管路，然后逐漸充滿環形腔，并在0.2 s左右經3根周向均布的圓管進入主管路，與主管內空氣摻混形成穩定的油氣兩相混合物。同時，由于油箱內滑油被持續的吸出，油箱滑油液面逐漸下降，當油箱內滑油被消耗完，應急滑油系統工作結束。

圖4 工況1應急油箱內滑油體積分數分布

3.3 壓差對系統工作時間的影響

表4和圖5為不同應急引射結構進出口壓差條件下，空氣流量、滑油流量和持續供油時間的計算結果?？梢园l現，隨著進出口壓差逐漸增大，主管路空氣引射流量、引射滑油量隨之增大，持續供油時間不斷減小，對于65 mL的應急油箱其供油時間從89 s逐漸縮短為33 s。分析原因，當進出壓差增大，主管路空氣流量增加，引射噴嘴處的速度增大，形成的低壓區壓力持續減小，使得油管內滑油驅動壓差不斷增加，因而引射量逐漸增加，最終相同油箱容積條件下應急滑油系統持續工作時間時間逐漸縮短。

表4 不同工況下的滑油流量及工作時間計算結果

圖5 引射滑油量關于進出口壓差的變化曲線

4 結論

借助數值模擬方法和實驗手段著重研究了某型發動機應急滑油系統的持續工作時間特性，分析了空氣引射式應急滑油系統的工作原理，以及引射結構進出口壓差對持續供油時間的影響，得到了如下結論：

(1) 采用平均引射滑油流量計算得到的持續供油時間可作為反映應急滑油系統工作特性的重要參數；

(2) 當應急引射結構進出口壓差增加時，引射結構低壓區壓力減小，引射滑油量逐漸增加，系統持續供油時間不斷減??；

(3) 采用的基于VOF兩相流模型的數值模擬方法適用于某型發動機應急滑油系統性能分析，滑油消耗速率、持續工作時間的計算結果與實驗結果非常接近，模擬得到的油箱及引油管內滑油流動過程與實際物理過程一致；

(4) 本研究針對某特殊形式應急滑油系統供油特性，所采用的分析方法和研究思路，為同類型航空發動機應急潤滑系統的整體研究設計提供了可行的解決方案，具有重要借鑒意義和工程應用價值。