軸承腔油滴碰撞腔壁沉積特性分析

王莉娜， 陳國(guó)定， 孫恒超

(西北工業(yè)大學(xué) 機(jī)電學(xué)院, 西安 710072 )

?

王莉娜， 陳國(guó)定， 孫恒超

(西北工業(yè)大學(xué) 機(jī)電學(xué)院, 西安 710072 )

為提供軸承腔油膜流動(dòng)狀態(tài)分析所需基礎(chǔ)參數(shù)，提出考慮溫度條件的軸承腔油滴碰撞腔壁沉積特性分析模型.梳理油滴碰撞腔壁沉積準(zhǔn)則，在考慮油滴溫度變化的條件下，確定不同碰撞現(xiàn)象時(shí)油滴碰撞腔壁沉積質(zhì)量和動(dòng)量特性.以油滴碰撞腔壁時(shí)對(duì)腔壁的冷卻效率為基礎(chǔ)，借助熱量守恒條件推導(dǎo)油滴碰撞腔壁的沉積熱量特性.討論溫度效應(yīng)、轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速、油滴直徑以及進(jìn)氣溫度等參數(shù)對(duì)油滴碰撞腔壁沉積特性的影響.計(jì)算結(jié)果表明：考慮油滴在腔內(nèi)運(yùn)動(dòng)溫度效應(yīng)后，油滴碰撞腔壁的質(zhì)量沉積率和動(dòng)量沉積率均略有降低；轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速以及油滴直徑增加后，油滴碰撞腔壁的質(zhì)量、動(dòng)量和熱量沉積率均有所降低；隨著進(jìn)氣溫度的增加，油滴的熱量沉積率增加.

航空發(fā)動(dòng)機(jī)；軸承腔；油滴；換熱；沉積；熱量

航空發(fā)動(dòng)機(jī)軸承腔中，潤(rùn)滑油被滾動(dòng)軸承離散成油滴，油滴在腔內(nèi)空氣中高速運(yùn)動(dòng)并最終碰撞到腔壁上，沉積后形成油膜.由于油滴、空氣和腔壁的溫度差異比較大，油氣介質(zhì)之間以及它們與腔壁之間還存在著熱量交換.準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)軸承腔中復(fù)雜的油氣兩相流動(dòng)和換熱狀態(tài)是進(jìn)行軸承腔潤(rùn)滑和換熱設(shè)計(jì)的重要工作.

軸承腔中油滴碰撞腔壁沉積特性是分析腔壁油膜流動(dòng)和換熱狀態(tài)的基礎(chǔ)條件，很多學(xué)者開展了這方面的分析工作.Glahn等[1]初次使用相位多普勒粒子分析(Phase Doppler Particle Analyzer, PDPA)技術(shù)測(cè)量了軸承腔中油滴的尺寸和初始速度，使用拉格朗日參考系向前積分動(dòng)量方程計(jì)算了油滴的軌跡和速度.Simmons等[2-3]采用拉格朗日追蹤方法計(jì)算了油滴運(yùn)動(dòng)，其研究表明,尺寸較小的油滴在空氣中運(yùn)動(dòng)時(shí)受空氣的影響較大.以上工作確定了軸承腔中油滴運(yùn)動(dòng)至腔壁時(shí)的速度等參數(shù)，為開展油滴碰撞腔壁沉積特性分析提供了條件.Farrall等[4]則確定了軸承腔中油滴碰撞腔壁的飛濺與沉積過(guò)渡準(zhǔn)則，給出了油滴碰撞腔壁后不同變化狀態(tài)的定量描述，并探討了油滴初始條件對(duì)油滴碰撞腔壁沉積作用的影響[5].王軍等[6]分析了軸承腔運(yùn)動(dòng)油滴的受力情況，根據(jù)牛頓第二定律建立了油滴運(yùn)動(dòng)方程，并采用差分方法計(jì)算了油滴在腔內(nèi)運(yùn)動(dòng)以及碰撞腔壁的速度，分析了單一尺寸油滴在腔壁的沉積特性.Chen等[7]將軸承腔油滴沉積特性以及軸承腔壁面油膜流動(dòng)等進(jìn)行了串行分析，提出了軸承腔油滴和壁面油膜物理特性研究的一種新途徑.呂亞國(guó)等[8]建立了腔內(nèi)油滴和空氣的雙向耦合計(jì)算模型，實(shí)現(xiàn)了腔內(nèi)油氣兩相流動(dòng)特性的分析.孫恒超等[9-10]在考慮油滴與空氣對(duì)流換熱的條件下開展了軸承腔油滴運(yùn)動(dòng)速度和溫度的分析，但并未關(guān)注油滴碰撞腔壁沉積特性.劉登等[11]建立了軸承腔中運(yùn)動(dòng)油滴與壁面斜碰撞及油膜鋪展的數(shù)值計(jì)算模型，分析了油滴與壁面碰撞后的油膜鋪展特征.迄今有關(guān)軸承腔中油滴運(yùn)動(dòng)及碰撞腔壁沉積特性分析的工作中，很少涉及油滴在空氣中運(yùn)動(dòng)的溫度計(jì)算，也未開展油滴碰撞腔壁熱量交換以及沉積熱量的分析.這使油滴沉積質(zhì)量和動(dòng)量分析的準(zhǔn)確性有所降低；因缺少油滴碰撞腔壁沉積熱量的輸入條件，也限制了軸承腔壁面油膜流動(dòng)溫度分析工作的實(shí)施.

本文在油滴運(yùn)動(dòng)及溫度計(jì)算的基礎(chǔ)上開展了軸承腔油滴碰撞腔壁沉積特性分析.梳理了油滴碰撞腔壁沉積準(zhǔn)則，給出了區(qū)分油滴碰撞腔壁“粘附”、“反彈”、“擴(kuò)散”以及“破裂”等不同沉積現(xiàn)象的定量描述，并確定了不同沉積現(xiàn)象時(shí)油滴的沉積質(zhì)量和動(dòng)量特性.以油滴碰撞腔壁時(shí)對(duì)腔壁的冷卻效率為基礎(chǔ)，借助熱量守恒條件，確定了不同沉積現(xiàn)象時(shí)油滴的沉積熱量特性.最后討論了工況條件對(duì)油滴碰撞腔壁沉積質(zhì)量、動(dòng)量以及熱量特性的影響.

1 油滴碰撞腔壁沉積特性分析

文獻(xiàn)[9-10]開展了軸承腔中油滴運(yùn)動(dòng)過(guò)程中速度和溫度的分析，在考慮油滴與腔內(nèi)空氣熱量交換的條件下確定了油滴運(yùn)動(dòng)至腔壁時(shí)的油滴直徑、速度、溫度以及潤(rùn)滑油物性參數(shù)等.本文即在文獻(xiàn)[9-10]的基礎(chǔ)上開展了油滴碰撞腔壁沉積特性分析.

1.1 油滴碰撞腔壁沉積準(zhǔn)則

軸承腔中油滴在運(yùn)動(dòng)至腔壁位置處，會(huì)以一定的速度碰撞軸承腔壁面，并因油滴的直徑、速度以及潤(rùn)滑油的物性參數(shù)等的不同而產(chǎn)生不同的碰撞狀態(tài).Mundo等[12]研究了液滴碰撞固體壁面產(chǎn)生的沉積現(xiàn)象，根據(jù)他的研究結(jié)果可推斷軸承腔中油滴與腔壁碰撞的狀態(tài).

Mundo等[13]通過(guò)觀測(cè)液滴與固體壁面碰撞沉積現(xiàn)象，建立了液滴碰撞固體壁面的沉積準(zhǔn)則.根據(jù)其研究結(jié)論可以確定軸承腔中油滴與腔壁碰撞的沉積準(zhǔn)則，并通過(guò)量綱一的飛濺參數(shù)B表示:

B=Wed0.5Red0.25

式中，Wed和Red分別是油滴入射腔壁時(shí)的韋伯?dāng)?shù)和雷諾數(shù)，且

Wed=ρdudr2dd/σ,

Red=ρdudrdd/μd.

其中，ρd、μd和σ分別是油滴入射腔壁時(shí)的密度、動(dòng)力黏度和表面張力，將油滴入射腔壁時(shí)的溫度Td代入潤(rùn)滑油隨溫度的變化關(guān)系式即可確定這些物性參數(shù)；dd和udr分別是油滴入射腔壁時(shí)的直徑和徑向速度.這里確定油滴與腔壁碰撞沉積準(zhǔn)則時(shí)，考慮了油滴自軸承向腔壁運(yùn)動(dòng)過(guò)程中溫度變化的實(shí)際情況，包含了溫度變化對(duì)滑油物性、油滴直徑以及油滴軌跡和速度的影響，這種包含溫度效應(yīng)的油滴沉積特性分析方法提升了確定油滴入射腔壁狀態(tài)參數(shù)的計(jì)算精度，也在一定程度上可以提升油滴沉積特性分析的準(zhǔn)確性.

如圖1所示，當(dāng)B≤57.7時(shí),油滴與腔壁碰撞后不破裂，且細(xì)分為3種不同的狀態(tài)：當(dāng)Wed≤5時(shí),油滴粘附在腔壁上;當(dāng)510時(shí),油滴以擴(kuò)散油膜的形式附著在腔壁上.當(dāng)B>57.7時(shí)，油滴與腔壁碰撞后產(chǎn)生破裂，破裂后的油滴一部分以油膜形式鋪展在腔壁上，另一部分進(jìn)一步破裂形成二次油滴.

圖1 軸承腔油滴與腔壁碰撞沉積準(zhǔn)則

Fig.1 Transition criteria for droplet/housing interaction in a bearing chamber

油滴與腔壁碰撞后不破裂，油滴的全部質(zhì)量轉(zhuǎn)移至腔壁形成油膜，油滴的徑向動(dòng)量在碰撞時(shí)被消耗，切向動(dòng)量轉(zhuǎn)移至腔壁油膜，油滴的熱量及碰撞腔壁時(shí)從腔壁吸收的熱量轉(zhuǎn)移至腔壁油膜.

油滴與腔壁碰撞產(chǎn)生破裂，破裂油滴直接沉積部分質(zhì)量至腔壁形成油膜，其徑向動(dòng)量被消耗，但切向動(dòng)量轉(zhuǎn)移至腔壁油膜.同樣地，沉積部分的熱量及碰撞腔壁時(shí)從腔壁吸收的熱量轉(zhuǎn)移至腔壁油膜.碰撞腔壁飛濺形成的二次油滴中，部分再次沉積為油膜，另一部分從通風(fēng)口排出軸承腔.二次油滴的速度是雜亂無(wú)章的，故可認(rèn)為二次油滴的動(dòng)量相互抵消，二次油滴再次沉積時(shí)沒(méi)有動(dòng)量轉(zhuǎn)移至腔壁油膜.二次油滴再次沉積時(shí)，沉積部分的熱量及碰撞腔壁時(shí)從腔壁吸收的熱量也會(huì)轉(zhuǎn)移至腔壁油膜.

結(jié)合圖1可以確定油滴與腔壁碰撞沉積質(zhì)量、動(dòng)量和熱量情況.沉積質(zhì)量：當(dāng)油滴不破裂時(shí)，最終沉積至腔壁的質(zhì)量即碰撞腔壁前油滴的質(zhì)量md；當(dāng)油滴破裂時(shí)，最終沉積至腔壁的質(zhì)量即首次碰撞腔壁沉積的質(zhì)量(md-msd)與二次油滴再次沉積質(zhì)量msdc之和.沉積動(dòng)量：當(dāng)油滴不破裂時(shí)，最終沉積至腔壁的動(dòng)量即mdudt；當(dāng)油滴破裂時(shí)，最終沉積至腔壁的動(dòng)量即(md-msd)udt.沉積熱量：當(dāng)油滴不破裂時(shí)，最終沉積至腔壁的熱量即mdcvlTd′；當(dāng)油滴破裂時(shí)，最終沉積至腔壁的熱量即(md-msd)cvlTd′與msdccvlTd″之和.

為了更好地評(píng)估油滴與腔壁碰撞沉積質(zhì)量、動(dòng)量和熱量的變化情況，在此引入油滴碰撞腔壁的質(zhì)量沉積率、動(dòng)量沉積率和熱量沉積率的概念.

1.2 質(zhì)量和動(dòng)量沉積率

油滴與腔壁碰撞后，不包含飛濺的二次油滴再次沉積的質(zhì)量，沉積部分的質(zhì)量與碰撞前油滴質(zhì)量的比值為油滴一次質(zhì)量沉積率η1.計(jì)入二次油滴再次沉積的質(zhì)量后，沉積的總質(zhì)量與碰撞前油滴質(zhì)量的比值為油滴質(zhì)量沉積率η.Chen等[7]根據(jù)Farrall等[5]的分析確定了油滴質(zhì)量沉積率η1和η的表達(dá)式

式中εL是二次油滴再次沉積質(zhì)量與二次油滴總質(zhì)量的比值[7].

油滴動(dòng)量沉積率是油滴與腔壁碰撞后，沉積部分轉(zhuǎn)移到油膜的動(dòng)量與油滴自軸承甩出時(shí)初始動(dòng)量的比值.分析中不考慮二次油滴的動(dòng)量轉(zhuǎn)移，油滴動(dòng)量沉積率為

式中: udtz是油滴碰撞腔壁時(shí)的切向速度，ud0是油滴自軸承甩出時(shí)的速度.

1.3 熱量沉積率

Pasandideh等[14]分析了液滴碰撞熱壁面時(shí)對(duì)壁面的冷卻現(xiàn)象，并給出了液滴碰撞熱壁面時(shí)對(duì)壁面冷卻效率與液滴參數(shù)的關(guān)系.根據(jù)Pasandideh的研究方法可以分析軸承腔中油滴碰撞軸承腔腔壁時(shí)的熱量沉積率.定義油滴碰撞腔壁時(shí)對(duì)腔壁的冷卻效率為

式中: qc是油滴碰撞腔壁時(shí)與腔壁的熱交換量,Tw是腔壁的溫度,Td是碰撞腔壁前油滴的溫度,cvl是溫度為Tw和Td均值時(shí)潤(rùn)滑油的比熱容.

油滴碰撞腔壁時(shí)對(duì)腔壁的冷卻效率εc與油滴碰撞腔壁時(shí)的工況參數(shù)之間的關(guān)系為

式中: Prd是油滴的普朗特?cái)?shù)，θa是潤(rùn)滑油與腔壁的接觸角.

根據(jù)油滴碰撞腔壁時(shí)對(duì)腔壁的冷卻效率可以推導(dǎo)油滴碰撞腔壁時(shí)的熱量沉積率.

油滴從軸承甩出時(shí)的熱量e0=mdcvl(Td0)Td0，cvl(Td0)表示溫度Td0時(shí)潤(rùn)滑油的比熱容，Td0是油滴從軸承甩出時(shí)的溫度.碰撞腔壁前油滴的熱量e=mdcvl(Td)Td.這里考慮了油滴自軸承運(yùn)動(dòng)至腔壁時(shí)比熱容隨油滴溫度的變化.當(dāng)油滴碰撞腔壁不破裂時(shí)，碰撞腔壁后油滴沉積的熱量e′=mdcvl(Td′)Td′.由于cvl(Td′)和Td′是相互依賴的，cvl隨溫度的變化不大，所以這里忽略油滴碰撞腔壁時(shí)因溫度變化而引起的滑油比熱容的變化，即認(rèn)為Td′≈Td.因此熱量沉積率γ為

可見，熱量沉積率γ的一部分是由于油滴在空氣中運(yùn)動(dòng)由空氣給予的熱量引起的，將這一部分稱為其運(yùn)動(dòng)熱量變化率γ0=cvl(Td)Td/ [cvl(Td0)Td0].另一部分Td′/Td則體現(xiàn)了油滴碰撞腔壁時(shí)熱量的變化.

忽略油滴碰撞腔壁時(shí)潤(rùn)滑油與空氣間的熱交換量以及黏性耗散熱后，根據(jù)熱量守恒條件，即油滴碰撞腔壁時(shí)熱量的變化等于潤(rùn)滑油與腔壁的熱交換量，有如下表達(dá)式:

mdcvlTd′-mdcvlTd=εc(mdcvlTw-mdcvlTd),

(1)

改寫式(1)為

因此，油滴碰撞腔壁時(shí)的熱量沉積率

(2)

當(dāng)油滴碰撞腔壁破裂時(shí)，碰撞腔壁后油滴首次沉積部分的熱量e′=η1mdcvlTd′，二次油滴的總熱量esd=msdcvlTsd，二次油滴再次沉積部分的熱量esdc=msdccvlTd″.這里的cvl也是溫度為Td時(shí)潤(rùn)滑油的比熱容，并且msdc/md=η-η1.則熱量沉積率γ為

這種情況下的油滴的運(yùn)動(dòng)熱量變化率γ0與油滴不破裂時(shí)的計(jì)算方式相同.同樣根據(jù)熱量守恒條件，可以確定

η1mdcvlTd′+(η-η1)mdcvlTd″+(1-η)mdcvlTsd-

mdcvlTd=εc(mdcvlTw-mdcvlTd).

(3)

(4)

目前,還缺少關(guān)于油滴碰撞腔壁后形成的二次油滴的溫度Tsd的理論和試驗(yàn)研究，其他研究領(lǐng)域中也未見關(guān)于液滴撞壁形成的二次液滴溫度研究的報(bào)道.可以推斷二次油滴的溫度Tsd介于撞壁前油滴溫度Td和壁面溫度Tw之間，因此本文中假定Tsd=(Td+Tw)/2.

2 結(jié)果與討論

本文進(jìn)行油滴碰撞腔壁沉積特性分析時(shí)，除討論工況參數(shù)的影響外，各參數(shù)值如下：轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速ns=10 000 r/min，軸承腔高度hb=28 mm，轉(zhuǎn)子半徑rs=62 mm，軸承腔寬度wb=20 mm，進(jìn)氣溫度Tgi=378.15 K，潤(rùn)滑油溫度Tli=333.15 K，使用的潤(rùn)滑油為4109號(hào)航空潤(rùn)滑油，其物性參數(shù)隨溫度的變化關(guān)系可以參閱文獻(xiàn)[15]，腔壁溫度Tw=483.15 K，轉(zhuǎn)子壁面溫度Ts=368.15 K，油滴從軸承甩出時(shí)的初始直徑dd0=100 μm.如表1所示，根據(jù)文獻(xiàn)[9-10]的研究方法,可以確定不同工況條件下油滴碰撞腔壁前的相關(guān)參數(shù).

在確定碰撞腔壁前油滴參數(shù)的基礎(chǔ)上，可以開展油滴碰撞腔壁沉積特性分析，這里主要討論轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速、油滴直徑和進(jìn)氣溫度對(duì)油滴沉積特性的影響.

表1 不同工況條件下碰撞腔壁前油滴參數(shù)

圖2是轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速對(duì)油滴沉積特性的影響.

(a)質(zhì)量沉積率和動(dòng)量沉積率

(b) 熱量沉積率

從圖2(a)中可以看出，油滴的一次質(zhì)量沉積率雖然<1，但是較為接近于1.這說(shuō)明在所涉及的工況條件下，油滴碰撞腔壁時(shí)雖然產(chǎn)生了破裂，但破裂形成的二次油滴的總質(zhì)量很少.而質(zhì)量沉積率幾乎等于1，這說(shuō)明油滴碰撞腔壁時(shí)，幾乎所有質(zhì)量都沉積至腔壁上.油滴沉積至腔壁的動(dòng)量約為油滴從軸承甩出時(shí)初始動(dòng)量的一半.從考慮溫度效應(yīng)和不考慮溫度效應(yīng)的對(duì)比可以看出，考慮溫度效應(yīng)后，油滴的質(zhì)量沉積率和動(dòng)量沉積率均略有降低.這是因?yàn)榭紤]溫度效應(yīng)后，油滴被空氣加熱，使其直徑有所增大，大直徑的油滴碰撞腔壁破裂程度加劇，致使油滴沉積質(zhì)量減少，加之考慮溫度效應(yīng)后油滴運(yùn)動(dòng)速度更低，所以油滴沉積動(dòng)量會(huì)更少.

從圖2(b)中可以看出，因油滴在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中被空氣加熱，油滴在碰撞腔壁之前其熱量約增加了15%.由于碰撞腔壁時(shí)與腔壁存在強(qiáng)烈的換熱作用，油滴的熱量明顯增加，在碰撞腔壁后，油滴沉積的熱量約為其從軸承甩出時(shí)初始熱量的3倍.

從圖中油滴沉積特性隨轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的變化可以看出，隨著轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的增加，油滴的質(zhì)量、動(dòng)量和熱量沉積率均有所降低.轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速增加后，油滴速度增加、動(dòng)量增大，與腔壁碰撞更為劇烈，油滴破裂程度增加，所以一次質(zhì)量沉積率降低.一次質(zhì)量沉積率的降低也會(huì)使動(dòng)量沉積率降低.轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速增加后，油滴在空氣中停留時(shí)間變短，從空氣中吸收的熱量減少，所以油滴的運(yùn)動(dòng)熱量變化率降低，碰撞腔壁時(shí)吸收的熱量變化不大，熱量沉積率會(huì)因運(yùn)動(dòng)熱量變化率的降低而減少.

圖3是油滴直徑對(duì)油滴沉積特性的影響.從圖3(a)中可以看出，直徑<100 μm的油滴碰撞腔壁時(shí)一次質(zhì)量沉積率為1，所以油滴是不破裂的.而直徑較大油滴的一次質(zhì)量沉積率<1，所以油滴會(huì)破裂形成二次油滴，并且隨著油滴直徑的增加，破裂形成二次油滴的質(zhì)量會(huì)明顯增加.直徑為400 μm的油滴碰撞腔壁時(shí)，會(huì)有接近80%的質(zhì)量飛濺形成二次油滴.但幾乎全部二次油滴最終會(huì)再次沉積至腔壁，即不同直徑油滴碰撞腔壁時(shí)的質(zhì)量沉積率均接近于1.

(a)質(zhì)量沉積率和動(dòng)量沉積率

(b) 熱量沉積率

而動(dòng)量沉積率隨著的油滴直徑的增加呈現(xiàn)出先增加后降低的變化趨勢(shì)，其分界點(diǎn)對(duì)應(yīng)的油滴直徑大約為100 μm.這是因?yàn)楫?dāng)油滴直徑<100 μm時(shí)，油滴碰撞腔壁的速度會(huì)隨著油滴直徑的增加而顯著增加，所以動(dòng)量沉積率增加.而當(dāng)油滴直徑<100 μm時(shí)，油滴速度隨油滴直徑的變化變得微弱，但是一次質(zhì)量沉積率對(duì)動(dòng)量沉積率的影響占主導(dǎo)地位，動(dòng)量沉積率會(huì)隨著一次質(zhì)量沉積率的降低而明顯降低.從圖3(a)中還可以看出，考慮溫度效應(yīng)與否油滴的質(zhì)量以及動(dòng)量沉積率的差異在較小的范圍內(nèi)，這也說(shuō)明第1節(jié)認(rèn)為二次油滴的溫度Tsd介于撞壁前油滴溫度Td和壁面溫度Tw之間的推斷是比較合理的.

從圖3(b)中可以看出，由于小直徑油滴在氣相介質(zhì)中運(yùn)動(dòng)時(shí)間很長(zhǎng)，所以油滴運(yùn)動(dòng)熱量變化非常明顯.或許是因?yàn)樾≈睆降挠偷闻鲎睬槐跁r(shí)鋪展油膜更薄而極易被熱腔壁加熱的緣故，小直徑油滴沉積至腔壁后的熱量是其初始熱量的近20倍.當(dāng)油滴直徑約>100 μm時(shí)，因油滴的速度以及碰撞腔壁的鋪展情況差異不大，導(dǎo)致油滴運(yùn)動(dòng)的熱量變化率和熱量沉積率均變化不大.

圖4是進(jìn)氣溫度對(duì)油滴沉積特性的影響.從圖4(a)可以看出，隨著進(jìn)氣溫度的增加，考慮溫度效應(yīng)后，油滴的一次質(zhì)量沉積率和動(dòng)量沉積率略有降低.這是因?yàn)榭紤]溫度效應(yīng)后，油滴在氣相介質(zhì)運(yùn)動(dòng)時(shí)受空氣加熱而體積膨脹，使其在碰撞腔壁時(shí)，破裂產(chǎn)生更多的二次油滴，所以一次質(zhì)量沉積率降低，一次質(zhì)量沉積率的降低使一次沉積質(zhì)量減少，故動(dòng)量沉積率也就隨之降低.一次質(zhì)量沉積率和動(dòng)量沉積率隨進(jìn)氣溫度的這種變化趨勢(shì)，在不考慮溫度效應(yīng)時(shí)是沒(méi)有體現(xiàn)的，這也說(shuō)明考慮溫度效應(yīng)在一定程度上能提升對(duì)油滴沉積特性預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性.圖4(b)反映出的規(guī)律較為容易理解，隨著進(jìn)氣溫度的增加，油滴在氣相介質(zhì)運(yùn)動(dòng)時(shí)吸收了更多的熱量，因此其運(yùn)動(dòng)熱量變化率和熱量沉積率均有所增加.

(a)質(zhì)量沉積率和動(dòng)量沉積率

(b) 熱量沉積率

3 結(jié) 論

1)考慮油滴在腔內(nèi)運(yùn)動(dòng)溫度效應(yīng)后，油滴碰撞腔壁的質(zhì)量沉積率和動(dòng)量沉積率均略有降低；并且考慮溫度效應(yīng)后，可以體現(xiàn)進(jìn)氣溫度對(duì)質(zhì)量沉積率和動(dòng)量沉積率的影響.

2)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速增加后，油滴碰撞腔壁的質(zhì)量、動(dòng)量和熱量沉積率均有所降低；油滴直徑增加后，油滴的一次質(zhì)量、動(dòng)量和熱量沉積率有所降低，但總質(zhì)量沉積率變化不大；隨著進(jìn)氣溫度的增加，油滴的熱量沉積率增加，而質(zhì)量和動(dòng)量沉積率變化不明顯.

目前，還缺少關(guān)于軸承腔中油滴碰撞腔壁沉積特性的試驗(yàn)研究，探索并開展油滴沉積特性的試驗(yàn)分析技術(shù)，亦是提升對(duì)油滴碰撞腔壁沉積復(fù)雜物理現(xiàn)象認(rèn)識(shí)以及完善相關(guān)研究體系的另一途徑.

[1] GLAHN A, KURRECK M, WILLMANN M, et al.Feasibility study on oil droplet flow investigations inside aero engine bearing chambers: PDPA techniques in combination with numerical approaches[J].Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 1996, 118(4): 749-755.

[2] SIMMONS K, HIBBERD S, WANG Yi, et al.Numerical study of the two-phase air/oil flow within an aero-engine bearing chamber model using a coupled Lagrangian droplet tracking method[C]//Proceeding of ASME Pressure Vessels and Piping Conference.New York: American Society of Mechanical Engineers, 2002: 325-331.

[3] FARRALL M, SIMMONS K, HIBBERD S, et al.Computational investigation of the airflow through a shrouded bevel gear[C]//Proceedings of ASME Turbo Expo.New York: American Society of Mechanical Engineers, 2005: 1259-1265.

[4] FARRALL M, HIBBERD S, SIMMONS K.Modelling oil droplet/film interaction in an aero-engine bearing chamber[C]//9th International Conference on Liquid Atomization and Spray Systems.Sorrento: ILASS international, 2003: 13-17.

[5] FARRALL M, HIBBERD S, SIMMONS K.The effect of initial injection conditions on the oil droplet motion in a simplified bearing chamber[J].Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2008, 130(1): 12501-12507.DOI: 10.1115/1.2770480.

[6] 王軍, 陳國(guó)定, 劉亞軍.航空發(fā)動(dòng)機(jī)軸承腔中油滴運(yùn)動(dòng)與沉積的特性分析[J].摩擦學(xué)學(xué)報(bào), 2010, 30(4): 361-366.[DOI]: 10.16078/j.tribology.2010.04.016.

WANG Jun, CHEN Guoding, LIU Yajun.Analysis of the oil droplet motion and deposition characteristics in an aeroengine bearing chamber[J].Tribology, 2010, 30(4): 361-366.DOI: 10.16078/j.tribology.2010.04.016.

[7] CHEN Guoding, SUN Hengchao, WANG Jun.Research into configuration and flow of wall oil film in bearing chamber based on droplet size distribution[J].Chinese Journal of Aeronautics, 2011, 24(3): 355-362.DOI: 10.1016/S1000-9361(11)60042-3.

[8] 呂亞國(guó)，張美華，劉振俠，等.航空發(fā)動(dòng)機(jī)軸承腔油氣兩相流流動(dòng)數(shù)值研究及驗(yàn)證[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào), 2014, 29(11): 2751-2757.DOI: 10.13224/j.cnki.jasp.2014.11.029.

Lü Yaguo, ZHANG Meihua, LIU Zhenxia, et al.Numerical study and validation for two-phase flow of oil and gas in aero-engine bearing cavity[J].Journal of Aerospace Power, 2014, 29(11): 2751-2757.DOI: 10.13224/j.cnki.jasp.2014.11.029.

[9] 孫恒超，陳國(guó)定，王莉娜，等.軸承腔油滴含率及油滴相與空氣能量傳遞分析[J].航空學(xué)報(bào), 2016, 37(3):1060-1073.DOI: 10.7527/S1000-6893.2015.0086.

SUN Hengchao, CHEN Guoding, WANG Li’na, et al.Oil droplets fractions and oil droplets/air energy transfer analysis in bearing chamber[J].Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2016, 37(3):1060-1073.DOI: 10.7527/S1000-6893.2015.0086.

[10]SUN Hengchao, CHEN Guoding, ZHANG Yonghong, et al.Theoretical and experimental study on the motion and thermal states of oil droplet in a bearing chamber[J].Journal of Aerospace Engineering, 2016,230(14):2596-2614.DOI:10.1177/0954410016629690.

[11] 劉登，陳國(guó)定，孫恒超.運(yùn)動(dòng)油滴/固體壁面斜碰撞及油膜鋪展的數(shù)值模擬[J].機(jī)械科學(xué)與技術(shù), 2015, 34(7): 1135-1139.DOI: 10.13433 /j.cnki.1003-8728.2015.0734.

LIU Deng, CHEN Guoding, SUN Hengchao.Numerical simulation of oil droplet impacting and spreading on inclined solid wall[J].Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering, 2015, 34(7): 1135-1139.DOI: 10.13433 /j.cnki.1003-8728.2015.0734.

[12]MUNDO C, SOMMERFELD M, TROPEA C.Droplet-wall collisions: experimental studies of the deformation and breakup process[J].International Journal of Multiphase Flow, 1995, 21(2): 151-173.

[13]MUNDO C, TROPEA C, SOMMERFELD M.Numerical and experimental investigation of spray characteristics in the vicinity of a rigid wall[J].Experimental Thermal and Fluid Science, 1997, 15(3): 228-237.

[14]PASANDIDEH F M, AZIZ S D, CHANDRA S, et al.Cooling effectiveness of a water drop impinging on a hot surface[J].International Journal of Heat and Fluid Flow, 2001, 22(2): 201-210.

[15] 林基恕.傳動(dòng)及潤(rùn)滑系統(tǒng)[M]//航空發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)手冊(cè):第12冊(cè) .北京：航空工業(yè)出版社,2002：456-457.

LIN Jishu.System of transmission and lubrication[M]//Manual of aero engine design: volume 12.Beijing: Press of Aviation Industry, 2002:456-457.

(編輯 楊 波)

Deposition characteristic of the oil droplet on housing in a bearing chamber

WANG Li’na, CHEN Guoding, SUN Hengchao

(School of Mechanical Engineering, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710072, China)

An analysis model about the deposition characteristics of oil droplet on the housing in a bearing chamber is proposed to provide the basic conditions of oil film flow investigation.Firstly, the transition criteria for droplet/housing interaction is determined, and considering the temperature variation of droplet, the deposition mass and momentum of oil droplet on housing are obtained for different impact phenomena.Secondly, the deposition heat energy is calculated based on the law of conservation of energy and the cooling effectiveness of oil droplet impacting on chamber housing.Lastly, the effects of droplet temperature, shaft rotational speed, droplet diameter and air inlet temperature on the deposition characteristics are discussed.The calculated results show that, after considering the temperature variation of droplet, the rates of deposition mass and momentum are all decreased; The rates of deposition mass, momentum and heat are all decreased with the increasing of shaft rotational speed and droplet diameter, and the rate of deposition heat is increased with the increasing of air inlet temperature.

aeroengine; bearing chamber; oil droplet; heat transfer; deposition; heat energy

10.11918/j.issn.0367-6234.2017.01.021

2015-08-30

國(guó)家自然科學(xué)基金(51275411)

王莉娜(1985—)，女，博士研究生； 陳國(guó)定(1956—)，男，教授，博士生導(dǎo)師.

陳國(guó)定，gdchen@nwpu.edu.cn

V233.4

A

0367-6234(2017)01-0144-06