浮力修正湍流模型在航空發(fā)動(dòng)機(jī)火災(zāi)模擬中的應(yīng)用

李松陽(yáng)，邵興晨

（中國(guó)航發(fā)商用航空發(fā)動(dòng)機(jī)有限責(zé)任公司，上海200241）

浮力修正湍流模型在航空發(fā)動(dòng)機(jī)火災(zāi)模擬中的應(yīng)用

李松陽(yáng)，邵興晨

（中國(guó)航發(fā)商用航空發(fā)動(dòng)機(jī)有限責(zé)任公司，上海200241）

由于發(fā)動(dòng)機(jī)艙的火災(zāi)是典型的熱驅(qū)動(dòng)的浮力羽流，從探索浮力羽流的模擬方法出發(fā)，針對(duì)熱羽流的基準(zhǔn)試驗(yàn)，比較驗(yàn)證了3種基于浮力修正的2個(gè)方程湍流模型；利用prePD F燃燒模型，模擬驗(yàn)證了Purdue甲烷火燃燒試驗(yàn)；以RR公司Trent 800發(fā)動(dòng)機(jī)的1/2縮比短艙著火試驗(yàn)器為原型，采用RA N S方法對(duì)由燃油泄漏引起的油池火進(jìn)行了模擬計(jì)算，重現(xiàn)了短艙火災(zāi)的主要物理過(guò)程，并與試驗(yàn)測(cè)量的速度及溫度結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，驗(yàn)證了計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，并進(jìn)一步分析了影響模擬結(jié)果的主要原因：湍流模型與燃燒模型能否準(zhǔn)確計(jì)算近火源區(qū)域的火焰鋒面狀態(tài)，直接影響空氣卷吸及下游火羽流的溫度與速度。應(yīng)用CFD技術(shù)，可以從防火設(shè)計(jì)的角度優(yōu)化通風(fēng)系統(tǒng)及短艙附件的布局。

防火設(shè)計(jì)；火災(zāi)數(shù)值模擬；浮力羽流；湍流燃燒；航空發(fā)動(dòng)機(jī)

0 引言

商用航空發(fā)動(dòng)機(jī)的核心機(jī)艙位于核心機(jī)機(jī)匣與外涵道內(nèi)壁之間的環(huán)腔區(qū)域，而風(fēng)扇艙位于外涵道外壁與短艙外罩之間的環(huán)腔區(qū)域，這些艙室內(nèi)布置了大量的控制設(shè)備與燃、滑油管路。為保持艙室內(nèi)的溫度以及防止可燃?xì)怏w的聚集，艙內(nèi)設(shè)計(jì)了通風(fēng)冷卻系統(tǒng)。充足的氧氣、局部的高溫、潛在的燃滑油泄漏風(fēng)險(xiǎn)，使得這2個(gè)艙室成為發(fā)動(dòng)機(jī)的主要火區(qū)[1-2]。這是發(fā)動(dòng)機(jī)防火設(shè)計(jì)重點(diǎn)關(guān)注的區(qū)域。

發(fā)動(dòng)機(jī)艙室內(nèi)傳統(tǒng)的防火設(shè)計(jì)多依賴(lài)于設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)與部件的防火試驗(yàn)，但隨著現(xiàn)代發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)日益復(fù)雜，采用了大量新材料和新技術(shù)，以及對(duì)構(gòu)型的修改，用傳統(tǒng)的經(jīng)驗(yàn)和標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)很難預(yù)測(cè)具有復(fù)雜結(jié)構(gòu)和氣動(dòng)環(huán)境的短艙內(nèi)的火災(zāi)特性。為此，國(guó)外各大發(fā)動(dòng)機(jī)公司近年大力發(fā)展基于CFD技術(shù)的短艙防火設(shè)計(jì)方法[3]。與一般的湍流燃燒模擬不同，短艙中的火災(zāi)在近場(chǎng)是浮力驅(qū)動(dòng)的熱羽流，在遠(yuǎn)場(chǎng)又受到復(fù)雜通風(fēng)冷卻氣流的影響，且由于空間受限，燃燒不充分，更增加了數(shù)值模擬的難度。因此，需要結(jié)合發(fā)動(dòng)機(jī)艙的火災(zāi)試驗(yàn)，發(fā)展適用于其場(chǎng)景的火災(zāi)數(shù)值模擬方法。

短艙火災(zāi)屬于熱驅(qū)動(dòng)的浮力羽流，具有很強(qiáng)的流動(dòng)不穩(wěn)定性，并且浮力在很大程度上影響著湍動(dòng)能產(chǎn)生和耗散[4]。因此，模擬短艙火災(zāi)需要準(zhǔn)確預(yù)測(cè)浮力對(duì)湍流的影響。直接數(shù)值模擬（DNS）及大渦模擬（LES）雖然能較好地模擬湍流的內(nèi)部結(jié)構(gòu)，但需要大量的計(jì)算資源，目前工程應(yīng)用還不常見(jiàn)。因此，雷諾平均（RANS）湍流模擬依然是目前常用的方法。其中，k-ε模型是RANS方法中應(yīng)用最廣泛的湍流模型。不過(guò)，標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型需要進(jìn)行修正來(lái)模擬浮力對(duì)湍動(dòng)能的影響。Standard Gradient Diffusion Hypothesis(SGDH)浮力修正模型被耦合到了多種k-ε的輸運(yùn)方程中[5-6]，如 Standard k-ε、RNG k-ε及 Realizable k-ε模型。研究表明，經(jīng)過(guò)浮力修正的k-ε模型對(duì)浮力羽流的預(yù)測(cè)明顯強(qiáng)于未修正的模型[7]。然而，對(duì)應(yīng)這幾種浮力修正的k-ε模型之間的預(yù)測(cè)能力，還未有研究。

短艙火災(zāi)模擬需要解決的另一個(gè)問(wèn)題是受限空間內(nèi)的湍流燃燒問(wèn)題。湍流、燃燒、輻射等模型的耦合、非充分燃燒過(guò)程的描述等問(wèn)題一直是國(guó)際上研究的前沿[8]。在工程計(jì)算中往往需要對(duì)燃燒反應(yīng)進(jìn)行一定的簡(jiǎn)化。目前，火災(zāi)模擬常用的燃燒模型包括體積熱源、渦破碎及基于混合分?jǐn)?shù)的概率密度（PrePDF）模型。H.Xue研究比較了這幾個(gè)模型在受限空間火災(zāi)中的預(yù)測(cè)能力，PDF模型比前二者更好[9]。然而，在發(fā)動(dòng)機(jī)艙火災(zāi)中的預(yù)測(cè)能力還有待進(jìn)一步驗(yàn)證。

本文比較了浮力修正的Standard k-ε、RNG k-ε及Realizable k-ε3個(gè)模型在浮力羽流模擬中的適用性，并結(jié)合prePDF燃燒模型和DO輻射模型，模擬了甲烷火焰和發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)艙火災(zāi)，重現(xiàn)了火災(zāi)中的主要物理過(guò)程，驗(yàn)證了計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，并進(jìn)一步分析了影響模擬結(jié)果的主要原因。

1 物理模型

1.1 流動(dòng)方程

對(duì)于熱驅(qū)動(dòng)的浮力羽流，其流動(dòng)守恒方程包括連續(xù)、動(dòng)量和能量方程，考慮燃燒反應(yīng)的情況下還包括組分濃度方程。針對(duì)熱羽流的特殊性，該守恒方程將引入低馬赫數(shù)假設(shè)，即不考慮壓縮性，密度變化源于溫度而不是壓力，平均密度通過(guò)理想氣體的狀態(tài)方程來(lái)計(jì)算。此外，本文的模擬僅考慮穩(wěn)態(tài)過(guò)程，因此守恒方程的笛卡爾張量表示形式為[10]

連續(xù)方程

動(dòng)量方程

式中：ρ為流體密度；P為靜壓減去流體靜壓，流體靜壓通過(guò)參考密度來(lái)體現(xiàn)；ui為速度矢量；xi為空間矢量；τij為粘性應(yīng)力張量；gi為重力加速度矢量；φ為焓與組分濃度；Sφ為熱釋放速率與化學(xué)反應(yīng)中的組分生成和消耗。

在動(dòng)量方程中的雷諾應(yīng)力項(xiàng)需要通過(guò)模型來(lái)進(jìn)行封閉。在經(jīng)典的Boussinesq假設(shè)中，引入了湍流黏性系數(shù)，而k-ε模型正是通過(guò)求解湍流動(dòng)能k與湍流耗散率ε的輸運(yùn)方程來(lái)計(jì)算湍流黏性系數(shù)[11]

能量及組分方程

式中：Cμ為系數(shù)。對(duì)于考慮浮力修正的Standard k-ε模型

式中：σk和σε分別為k和ε的湍流Prandtl數(shù)，為常系數(shù)；SK和Sε為湍流動(dòng)能與湍流耗散率輸運(yùn)方程的源項(xiàng)，表示為

式中：Gk和Gb分別為黏性應(yīng)力和浮力對(duì)湍流動(dòng)量能的產(chǎn)生項(xiàng)

式中：Sij為應(yīng)變率張量，Prt為湍流 Prandtl數(shù)，C1ε和C2ε為影響湍流耗散率的常系數(shù)，C3ε在浮力對(duì)湍耗散的影響中發(fā)揮著更大的作用

式中：v為與重力矢量相平行的速度分量；u為與重力矢量相垂直的速度分量。

因此，在浮力剪切層中當(dāng)平均流方向與浮力方向平行時(shí)，C3ε=1；當(dāng)平均流方向與與浮力方向垂直時(shí)，C3ε=0。

對(duì)于考慮浮力修正的RNG k-ε模型，其輸運(yùn)方程的形式與Standard k-ε模型類(lèi)似，除Cμ、σk和σε的系數(shù)取值與Standard k-ε模型有差異外，最主要的不同在系數(shù)C2ε上

式中：η=Sk/ε，β 為常系數(shù)，η0為常數(shù)。與 Standard k-ε模型相比，RNG k-ε模型更適合于低Re及剪切流的計(jì)算。

對(duì)于考慮浮力修正的Realizable k-ε模型，其主要差異在于渦耗散方程中的源項(xiàng)

式中：C1為η的函數(shù)，C2為常系數(shù)，v為動(dòng)力粘性系數(shù)。此外，計(jì)算湍流黏性系數(shù)的Cμ不再為常數(shù)，而是通過(guò)求解有關(guān)應(yīng)變率張量及渦量張量的函數(shù)進(jìn)行計(jì)算。因此，Realizable k-ε模型更適合計(jì)算含有大的應(yīng)變率的自由剪切流。

1.2 湍流燃燒模型

對(duì)于火災(zāi)模擬，最簡(jiǎn)單的燃燒模型是體積熱源模型，即不考慮詳細(xì)的燃燒反應(yīng)過(guò)程，而將反應(yīng)產(chǎn)生的熱量以1個(gè)體積熱源的方式設(shè)置到計(jì)算區(qū)域內(nèi)，來(lái)模擬熱羽流的輸運(yùn)及傳熱過(guò)程。體積熱源模型不包含組分方程，因而無(wú)法預(yù)測(cè)流場(chǎng)中的組分分布。本文純浮力羽流算例采用該模型。

渦破碎模型需要求解反應(yīng)物及產(chǎn)物的組分方程，并且需要顯性地輸入單步或多步的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理。在該模型中，作為反應(yīng)物的燃料與氧氣一旦接觸便進(jìn)行快速燃燒反應(yīng)。模型中燃燒反應(yīng)速率正比于湍耗散與湍動(dòng)能的比值ε/k，這樣將反應(yīng)物與產(chǎn)物的反應(yīng)速率與湍流的影響關(guān)聯(lián)起來(lái)。燃燒反應(yīng)對(duì)流動(dòng)作用主要通過(guò)在能量方程及組分方程中加入源項(xiàng)的方式體現(xiàn)[12]。

PrePDF模型首先求解混合分?jǐn)?shù)和混合分?jǐn)?shù)的方差的輸運(yùn)方程，然后通過(guò)混合分?jǐn)?shù)來(lái)計(jì)算組分的濃度、反應(yīng)熱等。由于化學(xué)反應(yīng)的時(shí)間尺度遠(yuǎn)小于湍流混合的時(shí)間尺度，該模型也假設(shè)反應(yīng)速率無(wú)限快[13-14]。prePDF模型也會(huì)考慮湍流對(duì)燃燒反應(yīng)的影響。對(duì)于1個(gè)簡(jiǎn)單的燃料與氧氣的反應(yīng)系統(tǒng)，混合分?jǐn)?shù)可以表示為

式中：σt為湍流 Prandtl數(shù)；Cg、Cd為常系數(shù)?；旌戏?jǐn)?shù)方差主要用于描述湍流對(duì)化學(xué)反應(yīng)的影響，并用于封閉方程。一旦該守恒變量求解后，其他熱力學(xué)標(biāo)量均可通過(guò)混合分?jǐn)?shù)及平衡方程計(jì)算出來(lái)。但是，對(duì)于湍流燃燒反應(yīng)，不僅需要計(jì)算瞬態(tài)值，還需要計(jì)算時(shí)均值。因此，該模型還將引入概率密度函數(shù)PDF，來(lái)考慮湍流與燃燒反應(yīng)之間的相互作用。

該P(yáng)DF函數(shù)描述的是混合分?jǐn)?shù)在f與f+Δf之間脈動(dòng)的時(shí)間概率

式中：τi為混合分?jǐn)?shù)f的值出現(xiàn)在Δf區(qū)間內(nèi)的時(shí)間分?jǐn)?shù)。該概率密度函數(shù)的分布源于混合分?jǐn)?shù)的脈動(dòng)特性。一旦空間位置上概率密度函數(shù)確定后，可作為1個(gè)權(quán)重函數(shù)來(lái)計(jì)算組分濃度、密度及溫度的時(shí)間平均量，如以下積分方程

一般而言，概率密度函數(shù)滿(mǎn)足β函數(shù)分布。prePDF模型能夠考慮中間產(chǎn)物及湍流對(duì)燃燒反應(yīng)的影響，并且由于其避免了求解每一組分輸運(yùn)方程，能夠極大提高計(jì)算效率。因而，prePDF模型在火災(zāi)數(shù)值模擬中的應(yīng)用較為廣泛。在本文含有燃燒反應(yīng)的模擬計(jì)算中采用該模型。

1.3 輻射模型

在發(fā)動(dòng)機(jī)短艙火災(zāi)中，輻射傳熱是重要的熱傳導(dǎo)方式。在考慮燃燒反應(yīng)的情況下，也會(huì)考慮輻射對(duì)湍流燃燒的影響。這里選擇的輻射模型是Discrete ordinates(DO)模型[15]。該模型在流體網(wǎng)格的基礎(chǔ)上，針對(duì)每個(gè)網(wǎng)格劃分出若干個(gè)體積角，基于體積角求解關(guān)于輻射強(qiáng)度的輸運(yùn)方程。采用Weighted-sum-ofgray-gases model(WSGGM)加權(quán)平均的灰氣體假設(shè)模型來(lái)計(jì)算混合物的吸收率。同時(shí)，由于火災(zāi)中的煙顆粒對(duì)于散射效果而言較小，因此在模擬中不考慮內(nèi)散射與外散射項(xiàng)。

2 數(shù)值方法

本文的數(shù)值計(jì)算采用ANSYS Fluent 14.5，該軟件基于非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格采用有限體積方法求解守恒方程。計(jì)算采用壓力求解器，壓力速度解耦采用Coupled的數(shù)值方法。并采用Pseudo瞬態(tài)松弛技術(shù)，該技術(shù)在穩(wěn)態(tài)計(jì)算中對(duì)主要標(biāo)量加入1個(gè)瞬態(tài)的時(shí)間步來(lái)控制松弛因子，進(jìn)而提高數(shù)值穩(wěn)定性[10]。壓力的空間離散采用Body-force weighted格式，其他標(biāo)量采用2階迎風(fēng)格式。對(duì)于收斂標(biāo)準(zhǔn)，在浮力羽流計(jì)算中要求所有變量的殘差小于10-5，在含有燃燒反應(yīng)的計(jì)算中要求所有變量的殘差小于10-3。

3 模擬結(jié)果與試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 浮力羽流

本節(jié)選取George等[16]的浮力羽流試驗(yàn)作為浮力修正湍流模型的校驗(yàn)數(shù)據(jù)。試驗(yàn)的環(huán)境溫度為302 K，環(huán)境壓力為101325 Pa，熱源的直徑為6.35 cm，熱源的溫度穩(wěn)定在573 K，熱源口的流速為67 cm/s，對(duì)應(yīng)的熱源口的Re=870，F(xiàn)r=1.4。試驗(yàn)確定在熱源口2倍熱源直徑以上的位置，浮力羽流由層流轉(zhuǎn)捩為湍流。

在Fluent模擬中，采用2D軸對(duì)稱(chēng)網(wǎng)格，邊界條件的選取如圖1所示。其中，計(jì)算區(qū)域?yàn)? m×1 m；熱源采用速度入口，湍流強(qiáng)度為0.5%，湍流長(zhǎng)度尺度為D0/15（D0為熱源直徑）；網(wǎng)格總量為4000，軸向?yàn)?00個(gè)網(wǎng)格，徑向?yàn)?0個(gè)網(wǎng)格。同時(shí)，采用200×80、400×160的網(wǎng)格檢驗(yàn)了網(wǎng)格獨(dú)立性，平均軸向速度與溫度分布的差異在三者之間小于1.0%，因此選擇了100×40的網(wǎng)格。

Shabbir與George針對(duì)各自試驗(yàn)中的無(wú)量綱平均軸向速度與無(wú)量綱浮力，擬合了如下公式

式中：W為平均軸向速度；η=r/z，為相似變量；z為軸向高度；r為距羽流中心軸線(xiàn)的距離；ΔT為羽流中溫度與環(huán)境溫度的差；β為熱膨脹系數(shù)；F0為熱源處的特征浮力

該擬合公式適用于浮力羽流的自相似區(qū)，區(qū)域內(nèi)羽流特征參數(shù)不受軸向位置影響。因此，本節(jié)選擇該區(qū)域內(nèi)的z=1.75 m位置作為比較截面，比較浮力修正的 Standard k-ε、RNG k-ε 及 Realizable k-ε 模型的模擬結(jié)果與擬合曲線(xiàn)的差異。

無(wú)量綱平均軸向速度與無(wú)量綱浮力在z=1.75 m位置上的徑向分布分別如圖2、3所示。對(duì)軸向速度的比較，Standard k-ε模型與RNG k-ε模型的預(yù)測(cè)結(jié)果相近，徑向擴(kuò)展上的結(jié)果好于Realizable k-ε模型，但Realizable k-ε模型對(duì)軸線(xiàn)上峰值的預(yù)測(cè)結(jié)果最好；對(duì)反映溫度差的無(wú)量綱浮力的比較，RNG k-ε模型與Realizable k-ε模型在徑向擴(kuò)展上的預(yù)測(cè)結(jié)果較好，但對(duì)軸線(xiàn)峰值的預(yù)測(cè)，Realizable k-ε模型模擬值比試驗(yàn)擬合值高，Standard k-ε模型與RNG k-ε模型模擬值比擬合值低。

3.2 燃燒器火焰

本節(jié)采用Purdue大學(xué)甲烷燃燒器的試驗(yàn)數(shù)據(jù)[17-18]，比較驗(yàn)證prePDF模型在浮力驅(qū)動(dòng)的火焰模擬上的適用性。該擴(kuò)散燃燒器的直徑D=7.1 cm，燃料的組分為92.2%的甲烷、3.3%的乙烯、3.9%的氮?dú)狻?.6%的二氧化碳，燃料的質(zhì)量流量為84.3 mg/s，燃燒器出口流速為3.14 cm/s，因而相應(yīng)的Fr=0.109。試驗(yàn)中的環(huán)境溫度為288 K，可見(jiàn)火焰高度為36.4 cm，在燃料充分燃燒的情況下火源的熱釋放速率為4.2 kW。

在Fluent數(shù)值模擬中，采用3D結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，火源為質(zhì)量入口，其他邊界為壓力出口邊界；雖然在浮力羽流模擬中Realizable k-ε模型的預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)值更貼近，但在考慮燃燒過(guò)程的算例中Realizable k-ε模型沒(méi)有獲得收斂結(jié)果，因此，本算例中湍流模型采用浮力修正的RNG k-ε模型；燃燒模型為prePDF模型、輻射模型為DO模型；網(wǎng)格數(shù)量為130萬(wàn)，最小網(wǎng)格尺度為1 mm，計(jì)算區(qū)域?yàn)橹睆?0 cm、高40 cm的圓柱體。

在Z/D=0.07、1.41時(shí)軸向截面上的周向平均溫度與周向平均混合分?jǐn)?shù)的徑向分布分別圖4、5所示。通過(guò)對(duì)比可知，在近火源截面上（Z/D=0.07），軸線(xiàn)中心的溫度較低，火焰面在0.030～0.035 m區(qū)域，模擬結(jié)果中的中心溫度及火焰面位置與試驗(yàn)值符合，但最高溫度低于試驗(yàn)值；在遠(yuǎn)火源截面上（Z/D=1.41），火焰中心溫度較高，模擬值與試驗(yàn)值符合較好?；旌戏?jǐn)?shù)的分布決定了火焰的熱釋放速率以及溫度的分布，在遠(yuǎn)火源截面上的模擬結(jié)果與試驗(yàn)值的符合性好于近火源截面上的結(jié)果，這也與溫度的比較結(jié)果相對(duì)應(yīng)。

周向平均軸向速度分量的徑向分布比較（不同軸向截面）如圖6所示?；鹧婕盁嵊鹆鲄^(qū)域的溫度較高，由于密度差誘導(dǎo)的浮力推動(dòng)羽流向上運(yùn)動(dòng)，一方面促使軸向速度加速，另一方面從周?chē)h(huán)境卷吸空氣，不同截面上軸向速度有一定的對(duì)稱(chēng)性。圖6比較了Z/D=0.42、0.85時(shí)軸向截面上的軸向速度，中軸線(xiàn)上的速度從1.0 m/s加速到1.5 m/s，模擬值與試驗(yàn)值基本符合，但是模擬結(jié)果低估了中軸線(xiàn)上的速度，主要由于中軸線(xiàn)上溫度的模擬值較低。

4.3 Trent 800發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇艙火災(zāi)

Cranfield大學(xué)針對(duì)RR公司的Trent 800型航空發(fā)動(dòng)機(jī)的風(fēng)扇艙，搭建了1/2縮比尺寸的試驗(yàn)臺(tái)[19-20]。該試驗(yàn)臺(tái)內(nèi)外2個(gè)圓桶構(gòu)成1個(gè)環(huán)腔，內(nèi)壁與外壁的直徑分別為1220、1520 mm，軸向長(zhǎng)度為850 mm。試驗(yàn)臺(tái)配備了水冷系統(tǒng)，保證了試驗(yàn)臺(tái)在火災(zāi)試驗(yàn)中的耐久性。對(duì)風(fēng)扇艙內(nèi)部附件與管路進(jìn)行了簡(jiǎn)化，僅包含了齒輪箱、滑油換熱器與ECU。通風(fēng)口在風(fēng)扇艙上部，左右各1個(gè)成45°入射角，排風(fēng)口在底部偏20°方位，火源在底部正中央，面積為128 cm2，燃料為丙烷，出口流速約為20 cm/s，火源功率相當(dāng)于100 kW，用于模擬齒輪箱滑油泄漏后形成的油池火。試驗(yàn)中在距風(fēng)扇艙底部順時(shí)針?lè)较?60°、120°、150°3 個(gè)位置上，布置了熱電偶陣列，用于測(cè)量這3個(gè)周向截面上的溫度分布。試驗(yàn)臺(tái)外觀與結(jié)構(gòu)如圖7所示。

在Fluent數(shù)值模擬中，采用3D非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量為120萬(wàn)，最小網(wǎng)格尺度為2 mm，模型的選擇與Purdue大學(xué)甲烷燃燒火焰模擬一致。在試驗(yàn)中由于艙內(nèi)附件布局的不對(duì)稱(chēng)性，火焰及熱羽流沿順時(shí)針?lè)较騼A斜，高溫羽流最遠(yuǎn)撞擊到滑油換熱器一側(cè)，模擬結(jié)果與試驗(yàn)觀察相符。

平均溫度在軸向上的分布比較（不同測(cè)量站）如圖 8所示。圖中比較了 60°、120°、150°3個(gè)測(cè)量站分別距風(fēng)扇艙內(nèi)壁徑向距離為37.5、75 mm位置上平均溫度的試驗(yàn)值與模擬值。在靠近火源的60°測(cè)量站上，模擬結(jié)果在軸向上的分布與試驗(yàn)值相符，但是高估了火焰中心位置上的溫度，并且模擬的火焰寬度低于試驗(yàn)值。在120°、150°2個(gè)測(cè)量站上，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果符合較好，尤其在軸向位置大于0.3 m的區(qū)域，但在小于0.3 m的高溫區(qū)域，模擬結(jié)果比試驗(yàn)值低。其主要原因在于火源區(qū)域火焰的擴(kuò)展上模擬結(jié)果低于試驗(yàn)值，這與羽流對(duì)空氣的卷吸相關(guān)。同時(shí)，浮力修正的湍流模型的預(yù)測(cè)能力不足，以及在模擬中未考慮煙氣模型，可能是導(dǎo)致模擬偏差的主要原因。

總之，模擬結(jié)果能夠基本預(yù)測(cè)風(fēng)扇艙發(fā)生火災(zāi)后的溫度、速度等主要參數(shù)的空間分布，并描述主要的物理特征，該模擬方法將為實(shí)際工程設(shè)計(jì)提供一定的模擬數(shù)據(jù)支撐。

4 結(jié)論

利用Fluent模擬了熱羽流、甲烷燃燒器火焰及RR公司Trent 800發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇艙火災(zāi)，并與試驗(yàn)值進(jìn)行了比較驗(yàn)證，得到了如下結(jié)論：

（1）對(duì)于熱羽流的模擬，經(jīng)過(guò)浮力修正的Standard k-ε、RNG k-ε 及 Realizable k-ε 模型均能較好地預(yù)測(cè)羽流速度、溫度的分布，相比而言，Realizable k-ε模型預(yù)測(cè)結(jié)果更貼近試驗(yàn)值；

（2）對(duì)甲烷燃燒器火焰的模擬，prePDF燃燒模型能夠較好地預(yù)測(cè)混合分?jǐn)?shù)、溫度及速度的分布，不過(guò)在近火源區(qū)預(yù)測(cè)的溫度峰值與試驗(yàn)值差距較大，進(jìn)而也低估了中軸線(xiàn)上的速度；

（3）在Trent 800發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇艙火災(zāi)的模擬中，能夠基本模擬火焰及煙氣的溫度分布，在遠(yuǎn)離火源的區(qū)域模擬結(jié)果較好，但是在近火源區(qū)域模擬值與試驗(yàn)值仍有較大偏差；湍流、燃燒、輻射模型及數(shù)值方法的組合在一定程度上能夠描述發(fā)動(dòng)機(jī)艙火災(zāi)的主要物理過(guò)程，為發(fā)動(dòng)機(jī)艙防火通風(fēng)系統(tǒng)的設(shè)計(jì)及附件的布局提供技術(shù)支持；但是，由于發(fā)動(dòng)機(jī)艙環(huán)境復(fù)雜，要想準(zhǔn)確模擬其火災(zāi)發(fā)生發(fā)展過(guò)程，仍具有較大的技術(shù)挑戰(zhàn)；

下一步將著重研究浮力修正湍流模型和燃燒模型，更好地描述該受限空間中的非充分燃燒過(guò)程，提高對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)艙火災(zāi)的預(yù)測(cè)能力。同時(shí)，在火災(zāi)模擬中考慮煙氣對(duì)燃燒及熱輻射的影響，進(jìn)一步提高模擬預(yù)測(cè)的精度。

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Application on Buoyancy Corrected Turbulent Model in Nacelle Fire Modeling

LI Song-yang,SHAO Xing-chen
（AECC Commercial Aircraft Engine Co.,Ltd,Shanghai 200241,China）

Since nacelle fire is a typical thermal driven buoyancy plume,the study explored the simulation method of buoyancy flow on a benchmark test of thermal plume,compared three kinds of buoyancy corrected two-equation turbulence model.The Purdue methane burning experiment was verified by using one turbulence model together with prePDF combustion model.The fire tests based on 1/2 reduced scaling model of Trent 800 nacelle,where the pool fire was caused by oil leakage using RANS method,and was adopted to verify the accuracy of the modeling method.The simulation reproduced main physical processes of nacelle fire,and a good agreement on hot air velocity and temperature was obtained against testing results.The main factors affecting simulation accuracy were further discussed，which is whether turbulence model together with combustion model can accurately capture the flame front near the fire source plays direct effect on air entrainment as well as the temperature and velocity of the downstream plume.The CFD technology is applicable for optimizing nacelle fire protection design and engine accessories layout.

fire protection;fire modeling;buoyancy plume;turbulent combustion;aeroengine

V 228.6

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2017.01.011

2016-05-21 基金項(xiàng)目：上海市聯(lián)合創(chuàng)新研究項(xiàng)目資助

李松陽(yáng)（1983），男，博士，工程師，從事計(jì)算燃燒學(xué)、發(fā)動(dòng)機(jī)防火研究工作；E-mail:lisongyang@acae.com.cn。

李松陽(yáng)，邵興晨.浮力修正湍流模型在航空發(fā)動(dòng)機(jī)火災(zāi)模擬中的應(yīng)用 [J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2017，43（1）：58-65.LI Songyang，SHAOXingchen.Applicationonbuoyancycorrectedturbulentmodelinnacellefiremodeling[J].Aeroengine，2017，43（1）：58-65.

（編輯：張寶玲）