航空發(fā)動機(jī)清洗兩相流場的數(shù)值模擬研究

王春暉，許志鵬，楊欣毅

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

1 引 言

航空發(fā)動機(jī)在使用過程中因發(fā)動機(jī)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(jìn)而誘發(fā)發(fā)動機(jī)的性能衰退，甚至危及發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)的安全性。國內(nèi)外軍用、民用航空發(fā)動機(jī)的使用經(jīng)驗(yàn)表明［1－4］:對發(fā)動機(jī)氣流通道進(jìn)行清洗是防止發(fā)動機(jī)性能衰退、減緩腐蝕發(fā)展的重要技術(shù)手段。

目前使用較多的防護(hù)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(fā)動機(jī)的壓氣機(jī)以清除各種附著物或腐蝕性的物質(zhì)。清洗液可以是純凈水或水與清洗劑的混合物，發(fā)動機(jī)可以處于冷轉(zhuǎn)狀態(tài)也可以處于慢車狀態(tài)。在發(fā)動機(jī)清洗系統(tǒng)的設(shè)計(jì)中，還涉及清洗液的霧化質(zhì)量、流量、噴射方式和角度等參數(shù)的確定［5－12］，往往需要大量的實(shí)驗(yàn)和優(yōu)化，其工作量和耗費(fèi)均比較大。

本文針對某型航空發(fā)動機(jī)清洗系統(tǒng)的需求，建立了發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道的氣流和液滴的兩相流計(jì)算模型，并對影響清洗液滴運(yùn)動和覆蓋程度的各種參數(shù)和發(fā)動機(jī)狀態(tài)進(jìn)行了分析，優(yōu)化了各種清洗參數(shù)，計(jì)算結(jié)果為發(fā)動機(jī)清洗方案和清洗系統(tǒng)的設(shè)計(jì)奠定了基礎(chǔ)。

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(shè)計(jì)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(shù)值模擬方法對清洗流場進(jìn)行仿真計(jì)算量相當(dāng)大，故采用一方程的S－A湍流模型［14］。該模型廣泛運(yùn)用于航空航天領(lǐng)域，具有相對小的計(jì)算量和適用的計(jì)算精度，模型對湍流效應(yīng)的模擬通過計(jì)算湍流黏性系數(shù)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(yīng)的計(jì)算:

2.2 顆粒相計(jì)算模型

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

積分每個液滴的運(yùn)動方程即可得到液滴的運(yùn)動軌道，計(jì)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(fā)動機(jī)冷轉(zhuǎn)狀態(tài)和慢車狀態(tài)進(jìn)氣道氣流速度均較大，液滴的粒子雷諾數(shù)遠(yuǎn)遠(yuǎn)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(tài)阻力模型計(jì)算。計(jì)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?dāng)?shù)往往大于100，因此采用波動破碎理論模型［15］(wave)預(yù)測液滴破碎。

2.3 噴嘴霧化模型

由于清洗液滴必須對發(fā)動機(jī)入口有一定的覆蓋程度，同時考慮簡化清洗設(shè)備，初步選定噴嘴為小角度的離心霧化噴嘴，噴嘴內(nèi)部液膜形成和破碎的直接數(shù)值模擬尚無可能。因此以水的物性參數(shù)近似作為清洗液物性參數(shù)，采用經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ湍M噴嘴中清洗液的噴射過程。

本文采用由Schmidt［16］等人發(fā)展的線性不穩(wěn)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(rèn)為動力學(xué)的不穩(wěn)定狀態(tài)導(dǎo)致了液膜的破碎，即假定 Kelvin-Helmholtz波在初始液膜上形成，導(dǎo)致了液膜破碎，形成線狀碎片;線狀碎片由于表面張力不穩(wěn)定機(jī)制而破碎形成液滴。

本文利用FLUENT內(nèi)置的經(jīng)驗(yàn)公式模擬液體在噴嘴內(nèi)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(shù)作為可變化參數(shù)進(jìn)行必要的分析和優(yōu)化。

2.4 計(jì)算方法

按照CFD原理，首先需要對連續(xù)流場空間進(jìn)行離散，即需要對計(jì)算區(qū)域劃分網(wǎng)格，而后在網(wǎng)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(jìn)行離散和求解。計(jì)算中對近壁流場的計(jì)算采用壁面函數(shù)法，所用CFD軟件FLUENT內(nèi)置的壁面函數(shù)使計(jì)算結(jié)果對壁面網(wǎng)格密度的依賴性相對較小，同時計(jì)算主要考慮進(jìn)氣道中心兩相流的計(jì)算，壁面湍流計(jì)算為次要因素。但考慮黏性影響，對壁面網(wǎng)格進(jìn)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(jì)算模型

為保證清洗的實(shí)施，發(fā)動機(jī)初步確定采用在進(jìn)氣道安裝清洗設(shè)備進(jìn)行清洗的整體方案。由于針對的發(fā)動機(jī)采用了飛機(jī)、進(jìn)氣道、發(fā)動機(jī)為一體化設(shè)計(jì)，全部流場邊界的模擬尚不太可能，因此計(jì)算直接針對進(jìn)氣道的流場區(qū)域進(jìn)行，其實(shí)體模型如圖1所示，該進(jìn)氣道為帶有偏轉(zhuǎn)角度、由矩形轉(zhuǎn)為圓形的外壓進(jìn)氣道。但是為了較為真實(shí)地模擬進(jìn)氣道的入口邊界條件，在進(jìn)氣道入口附加了入口計(jì)算區(qū)域，以便模擬入口可能存在的回流和漩渦，如圖2所示。計(jì)算中采用的混合網(wǎng)格見圖2所示，總體計(jì)算網(wǎng)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(jì)算網(wǎng)格Fig．2 Geometric model and computational grids

本文主要分析液滴對發(fā)動機(jī)進(jìn)口的覆蓋程度，是否和進(jìn)氣道壁面碰撞等情況。計(jì)算中清洗噴嘴的三維空間坐標(biāo)、流量、噴霧錐角、液滴粒度等均設(shè)為可調(diào)變量。進(jìn)氣道進(jìn)口設(shè)置為標(biāo)準(zhǔn)大氣條件，出口按照發(fā)動機(jī)慢車流量匹配壓力條件。進(jìn)氣道壁面、中心錐壁面相對于液滴均設(shè)置為捕獲邊界。

計(jì)算設(shè)置如下的邊界條件:

(1)各個狀態(tài)下進(jìn)氣道流量設(shè)置為對應(yīng)發(fā)動機(jī)的流量，慢車清洗液的總量為總流量的3%～5%，;冷轉(zhuǎn)清洗流量也為4%～8%。

(2)噴嘴安裝在距離進(jìn)氣道入口1．0～1．2 m的位置，其安裝角度可調(diào)。

(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(jié)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(xù)相的氣相流場和顆粒相分布均單獨(dú)處理分析。

圖3給出了發(fā)動機(jī)慢車和空轉(zhuǎn)狀態(tài)條件下進(jìn)氣道縱斷面和過渡段空氣的速度矢量，可見慢車和空轉(zhuǎn)條件下進(jìn)氣道中流場相似，但慢車狀態(tài)下進(jìn)氣道中平均速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于冷轉(zhuǎn)狀態(tài)。圖中進(jìn)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(jìn)一步分析截面內(nèi)的速度矢量可知，進(jìn)氣道對稱截面內(nèi)向上的速度矢量將伴隨兩個對轉(zhuǎn)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(yùn)動，而且會使液滴霧錐向扁平化發(fā)展，并且慢車狀態(tài)的這種效應(yīng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于冷轉(zhuǎn)狀態(tài)。

圖3 進(jìn)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(fā)動機(jī)慢車狀態(tài)下，進(jìn)氣道中向上的速度矢量較大，為了保證清洗液滴對發(fā)動機(jī)進(jìn)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(zhuǎn)。圖4給出了慢車狀態(tài)下計(jì)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(dá)發(fā)動機(jī)進(jìn)口，從發(fā)動機(jī)進(jìn)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(jìn)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(tài)清洗，發(fā)動機(jī)處于冷運(yùn)轉(zhuǎn)時進(jìn)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(fā)動機(jī)葉片的清洗液滴粒度。圖5給出了冷轉(zhuǎn)狀態(tài)下計(jì)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(nèi)均能形成合理的分布，霧錐形狀也保持較好?？梢姲l(fā)動機(jī)冷轉(zhuǎn)清洗方案在參數(shù)控制，清洗作用的實(shí)現(xiàn)上均比慢車清洗具有一定的優(yōu)勢。

圖5 噴霧顆粒在進(jìn)氣道中的分布(冷轉(zhuǎn)，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(jié) 論

本文針對航空發(fā)動機(jī)清洗系統(tǒng)方案論證的需要，通過建立計(jì)算模型進(jìn)行數(shù)值分析得到如下結(jié)論:

(1)本文建立的兩相流場計(jì)算模型較好地模擬了清洗過程中氣流－清洗液在進(jìn)氣道中的運(yùn)動和位置關(guān)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(jìn)氣道氣流和液滴共同作用的結(jié)果，在發(fā)動機(jī)慢車、冷轉(zhuǎn)狀態(tài)下，流速和進(jìn)氣道中對渦結(jié)構(gòu)的存在，霧錐受到的影響程度也不同。

［1］ Meher-Homji C B，Bromley A．Gas turbine axial compressor fouling and washing［C］∥Proceedings of the Thirty-third Turbomachinery Symposium．Texas:Texas A＆M Univerity，2004:163－192．

［2］ Kurz R，Brun K．Gas turbine tutotial:maintenance and operating practices on degradation and life［C］∥Proceedings of the Thirty-sixth Turbomachinery Symposium．Texas:Texas A＆M Univerity，2007:173－185．

［3］ Syverud E，Bakken L E．Online water wash tests of GE J85－13［J］．Journal of Turbomachinery，2007，129(1):136－142．

［4］ 趙裕蓉．燃?xì)鉁u輪發(fā)動機(jī)的外場清洗技術(shù)［J］．國際航空，1996(08):218－221 ZHAO Yurong．Gas turbine engine cleaning technology［J］．Internaltional Aviation，1996(08):218－221．

［5］ Mund F C，Pilidis P．Gas turbine compressor washing:historical developments，trends and main design parameters for online systems［J］．Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，2006，128(2):344－353．

［6］ Harry M U S．Navy on-line compressor washing of marine gas turbine engines［C］∥International Gas Turbine and Aeroengine Exposition．Orlando:USA，ASMSA，2001:402－411．

［7］ Lambert P，Gorden R，Burnett M．Developments in online gas turbine compressor［C］∥ Proceedings of Institution of Diesel and Gas Turbine Engineers 2nd Gas Turbine Conference．Milton Keynes，UK:IDGTE，2004:136－142．

［8］ Mund F C，Pilidis P．A review of online washing systems［C］∥Proceedings of ASME Turbo Expo，2004．Vienna，Austria:ASME，2004:519－528．

［9］ Asplund P．Gas turbine cleaning upgrade compressor wash［C］∥ASME ASIA’97 Congress and Exhibition．Singapore:ASME，1997:105－177．

［10］ Asplund P，Hjerpe C J．A method for cleaning a stationary gas turbine unit during operation:United States［P］．7428906，2008－09－03．

［11］ Syverud S，Bakken L E，Langnes K，et al．Gas turbine operation offshore:on line compressor wash at peak laod［C］∥ Proceedings of ASME Turbo Expo，2003．New Orleans，Louisiana:ASME，2003:17－27．

［12］ 蔣科藝，李本威．基于流場仿真的渦扇發(fā)動機(jī)清洗系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)［J］．航空動力學(xué)報(bào)，2011，26(3):481－487．JIANG Keyi，LI Benwei．Parameters optimization for a turbo engine cleaning system using flow field simulation［J］．Journal of Aerospace Power，2011，26(3):481－487．

［13］ Rüger M，Hohmann S，Sommerfeld M，et al．Euler/Lagrange calculations of turbulent sprays:the effect of droplet collisions and coalescence［J］．Atomization and Sprays，2000，10(1)，47－81．

［14］ Spalart P，Allmaras S．A one-equation turbulence model for aerodynamic flows［R］．Technical Report AIAA－92－0493．［s．l．］:American Institute of Aeronautics and Astronautics，1992．

［15］ 候凌云，候曉春．噴嘴技術(shù)手冊［M］．北京:中國石化出版社，2002．HOU Lingyun，HOU Xiaochun．Nozzle technical manual［M］．Beijing:China Sinopec Press，2002．

［16］ Schmidt D P，Rutland C J．A new droplet collision algorithm［J］．Journal of Computational Physics，2000，164(1):62－80．