景國慶，宋飛

(中國燃氣渦輪研究院，四川成都610500)

一種圓環(huán)滑油箱結(jié)構(gòu)集成與優(yōu)化的數(shù)值模擬

景國慶，宋飛

(中國燃氣渦輪研究院，四川成都610500)

基于Fluent多相流模型，采用理論計算與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，對圓環(huán)滑油箱結(jié)構(gòu)集成設(shè)計進行了分析。分析過程中，考慮了不同飛行姿態(tài)和過載條件對性能的影響，得到了油面角、內(nèi)部流場、高度-油量公式和氣液分離效率曲線，并對滑油箱結(jié)構(gòu)提出了優(yōu)化方案。研究表明：采用數(shù)值模擬方法進行滑油箱結(jié)構(gòu)集成研究簡單有效，對比優(yōu)化前后數(shù)值模擬結(jié)果，可定量分析結(jié)構(gòu)對工作性能的影響。本文研究方法可為其它類型滑油箱設(shè)計和優(yōu)化參考。

航空發(fā)動機；滑油系統(tǒng)；圓環(huán)滑油箱；油面角；分離效率；兩相流；數(shù)值模擬

1 引言

在航空發(fā)動機滑油系統(tǒng)中，滑油箱具有重要作用，它不僅為發(fā)動機滑油消耗提供滑油補充源，也為滑油熱膨脹及滑油在整個系統(tǒng)中吸氣膨脹提供空間，并提供低速區(qū)使滑油出氣。在各種飛行姿態(tài)與機動力作用下，滑油箱需保證供油、回油與通風[1]。

目前，有關(guān)滑油箱結(jié)構(gòu)和性能的研究逐漸增多。根據(jù)滑油箱的工作過程，可將研究分為供油、回油和通風三方面。供油方面主要研究其姿態(tài)適應性和過載條件下供油能力的判斷方法。何敏[2]、袁梅[3]和徐讓書[4]等，分別應用計算機圖形學技術(shù)、CAD和UG技術(shù)，探索了油量和高度之間關(guān)系的確定方法，但沒有深入考慮過載和定量分析。針對回油中氣液兩相分離，Willenborg[5]、楊勤[6]分別對油氣分離機理和影響因素進行了分析，為兩相分離的優(yōu)化提供了幫助；白茹芳[7]分析了油氣分離器的進氣管及內(nèi)置附件的結(jié)構(gòu)設(shè)計對油氣分離效果的影響，得出了較為合理的結(jié)構(gòu)形式。對于通風管路中的油氣兩相，宗雋杰[8]、劉宇恒[9]對通風系統(tǒng)氣液分離裝置的結(jié)構(gòu)和分離效率進行了研究，分析了分離效率的影響因素

和結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化。

滑油箱的種類很多，其中一種圓環(huán)結(jié)構(gòu)的滑油箱可有效減小所在位置的外廓尺寸，內(nèi)部可集成不同結(jié)構(gòu)以實現(xiàn)如氣液分離等功能，并在一些小型航空發(fā)動機中已得到很好應用。本文以Fluent分析方法為依據(jù)，適當考慮飛行姿態(tài)和過載影響，針對不同結(jié)構(gòu)特點采用不同模型計算，從理論分析和數(shù)值模擬兩方面探討圓環(huán)滑油箱的結(jié)構(gòu)集成和優(yōu)化。

2 研究內(nèi)容

滑油箱在不同姿態(tài)和過載條件下，液面會相對于油箱傾斜一定角度，因此需分析機動飛行狀態(tài)下油面位置和油面角對供油能力的影響。另外，當滑油從發(fā)動機各處回油管以油氣兩相狀態(tài)返回到滑油箱后，油氣混合物如未經(jīng)分離，將有很大一部分滑油從通風口隨氣體逸出，造成滑油消耗。為提高滑油利用率，需對油氣混合物進行有效分離，從而達到降低滑油消耗、保證滑油循環(huán)和充分利用的目的。

以一圓環(huán)滑油箱為研究對象，其模型結(jié)構(gòu)如圖1所示。其中圖1(a)的結(jié)構(gòu)和功能都很簡單，只包含吸油口、回油口和通風口等結(jié)構(gòu)；圖1(b)是在圖1(a)的基礎(chǔ)上，在滑油箱內(nèi)部集成了擋板、回油嘴和通風留油板等功能結(jié)構(gòu)。

3 參數(shù)計算

3.1 油面角和最低油面

油面角αfs是油面與機體縱軸、橫軸的夾角[10]，其算法流程見圖2。

油面角幾何關(guān)系見圖3，圖3(a)為xoz平面內(nèi)慣性系數(shù)、飛行姿態(tài)角、迎角、慣性角和油面角關(guān)系圖，圖3(b)為yoz平面內(nèi)慣性系數(shù)、飛行姿態(tài)角、慣性角和油面角關(guān)系圖。

根據(jù)穩(wěn)定飛行狀態(tài)受力情況，穩(wěn)定平飛時重力等于升力，穩(wěn)定爬升和俯沖時重力大于升力，水平橫滾時重力小于升力[11]。不同姿態(tài)下施加最大過載時的最低油面，可結(jié)合滑油箱受力和油面角計算。已知最低點供油口圓心坐標為M0() x0,y0,z0，滑油箱所受三個方向過載為油面的法向量n?={} nx,ny,nz，則最低油面上任意點M() x,y,z應滿足方程：

3.2滑油分離效率

油氣混合物經(jīng)過氣液分離裝置后，根據(jù)氣液分離裝置出口所分離出的滑油流量mout,oil和入口總滑油流量min,oil，滑油分離效率η為：

4 數(shù)值模擬

4.1 供油結(jié)構(gòu)

4.1.1 滑油箱內(nèi)三維流動模擬

供油結(jié)構(gòu)的模擬對象為圖1(a)中的圓環(huán)滑油箱，計算模型如圖4所示。

圖5示出了滑油箱應滿足的八個姿態(tài)極限點(A～H)。由于A、B、F、G點分別與D、C、E、H點左右對稱，其最低油面M法線方向相對于xoz坐標平面分別對稱，油面角大小分別對應相等，為節(jié)約計算資源，故只對右側(cè)A、B、F、G四點建模計算。按前文計算方法，得到四個不同姿態(tài)點處分別施加最大過載時的油面角，及A、B、F、G四點正常供油所需最低油面位置。圖6示出了四個姿態(tài)點計算初始狀態(tài)時的最低油面相對位置及其對應的油面坐標。

對于不可壓流動采用壓力基求解器和VOF模型求解瞬態(tài)問題，常選擇定義NITA格式的參數(shù)求解方法，壓力-速度耦合方式選擇Fractional Step方式，計算模擬從不同姿態(tài)點過渡到穩(wěn)定平飛狀態(tài)的流場變化過程。

4.1.2 模擬結(jié)果及分析

迭代求解后，油氣交界面的變化逐漸趨于穩(wěn)定，得到A、B、F、G四點最低油面高度對比(圖7)。參照上述方法，利用Fluent可計算出從油箱最低點到最高油面范圍內(nèi)不同高度所對應的油量，擬合出圓環(huán)滑油箱油量-高度曲線，同時可標定出四個姿態(tài)點對應位置。若按滑油耗油量0.3 L/h計算，則該圓環(huán)滑油箱的姿態(tài)-油量-高度曲線如圖8所示。

從圖7中可看出，四個姿態(tài)點中G點滿足正常供油所需油量最少，對應的油面角也最??；F點所需油量最多，這是由于F點存在俯沖、橫滾兩種姿態(tài)和最大過載，此時對應的油面角也最大。圖8中，A、B、F、G四個姿態(tài)點的油量-高度值與油量-高度曲線吻合較好，能直觀判斷各姿態(tài)點滿足供油能力所需的最低油量。

根據(jù)曲線擬合結(jié)果，可得油量隨時間變化關(guān)系式(3)和高度隨油量變化關(guān)系式(4)。

4.2 回油結(jié)構(gòu)

4.2.1 回油嘴內(nèi)三維流動模擬

滑油箱回油結(jié)構(gòu)的模擬對象為回油嘴，如圖9所示。已知進口滑油流量為10 L/min，進口空氣流量分別取20、25、30、33 L/min作為初始條件。回油嘴內(nèi)為不可壓縮流動，兩相(基本相為滑油，第二相為空氣)體積分數(shù)均超過10%，計算中選擇歐拉模型和RNGk-ε湍流模型。進油口為兩相混合流量入口，上方通氣壓力出口分為頂部出口和側(cè)面出口，下方臺錐形漏斗壓力出口也分為下部出口和側(cè)面出口，其它設(shè)為固壁邊界。

4.2.2 模擬結(jié)果及分析

經(jīng)迭代計算收斂后，得到滑油分離效率，見表1?？梢姡S著空氣流量的增大，分離效率逐漸增加，油氣分離器下方分離出的滑油油量也逐漸增加；但在空氣流量為33 L/min時分離效率有少量下降，這是因為空氣流量進一步增大后，使得內(nèi)部兩相流場湍流程度增加，影響了滑油分離。

4.3 通風結(jié)構(gòu)

4.3.1 通風留油板內(nèi)三維流動模擬

根據(jù)上文計算結(jié)果，油氣混合物經(jīng)過回油嘴第一次分離后，仍含有一定滑油，可通過設(shè)置通風留油板進行二次分離?；拖渫L性能的模擬對象為通風留油板(圖10)。

按表1中第1個狀態(tài)點的出口流場計算。兩側(cè)入口速度為2.122 m/s，方向為入口平面法線，中間通氣管出口選擇壓力出口條件，壁面上采用Trap邊界條件，在入口和出口處采用Escape邊界條件。

一次分離后，油相的體積分數(shù)小于10%，不考慮油滴蒸發(fā)，利用DPM模型進行離散相計算。采用標準k-ε湍流模型，選擇SIMPLE算法。假設(shè)進入通風留油板的油滴顆粒具有相同直徑，并選取0～20 μm之間的直徑范圍進行模擬。共研究了25種油滴直徑的情況，通過拉格朗日法分別得到油滴的運動軌跡和分離效率。

4.3.2 模擬結(jié)果及分析

根據(jù)統(tǒng)計和計算，通風留油板內(nèi)不同直徑下油

滴的分離效率如表2所示?？梢?，兩相混合氣通過通風留油板達到了二次分離效果。隨著油滴直徑的不斷增大，從通風管口流出的油滴數(shù)越來越少，所分離出并返回滑油箱內(nèi)腔的油越來越多，油滴的分離效率不斷增加。對于大于20μm的油滴，可實現(xiàn)完全分離。

5 優(yōu)化方案

由上文的模擬結(jié)果可看出，將回油嘴和通風留油板集成在滑油箱內(nèi)部，可有效改善滑油箱的回油和通風能力，但仍需對局部結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化以進一步提高滑油箱的使用性能。

5.1 在滑油箱中設(shè)置擋板

選擇與4.1節(jié)中相同的三維模型和輸入條件，計算過程為從平飛狀態(tài)過渡到最大姿態(tài)F點，模擬有無擋板兩種情況下的供油情況。在滑油箱內(nèi)可任取一水平位置增加擋板，本計算中選取距離滑油箱中心向下80 mm的平面為截面，截面與內(nèi)壁之間留有0.775 mm間隙，便于滑油在擋板兩側(cè)內(nèi)腔流動。設(shè)置油氣兩相的初始位置與擋板等高(圖11)。

計算過程中，利用Fluent監(jiān)測供油口油相體積分數(shù)變化，得到有擋板(b)和無擋板(no-b)兩種情況下供油口油相體積分數(shù)監(jiān)測曲線(圖12)。可見，無擋板時，供油管口在0.130 s時油相體積分數(shù)開始小于100%并急劇下降，說明供油口此時未完全浸入油中，無法抽吸滑油；有擋板時，供油口在2.319 s時才無法抽到滑油。由此表明，在滑油箱中設(shè)置擋板，可保證滑油箱在姿態(tài)轉(zhuǎn)換時，適當延長供油時間。

5.2 將回油結(jié)構(gòu)中主筒體加長

將4.2節(jié)模型中的主筒體加長15 mm。模擬計算時的輸入條件和邊界條件與4.2節(jié)中的完全相同。優(yōu)化前后兩相分布(紅色區(qū)域為油相，藍色區(qū)域為氣相)及兩相流線圖見圖13，優(yōu)化前后滑油分離效率對比見圖14?？梢?，當主筒體軸向尺寸增加后，內(nèi)部兩相流動趨勢與優(yōu)化前基本一致，都能保持較好的流動性。優(yōu)化后的模型由于延長了油氣分離行程，使油氣混合物的分離效率提高，臺錐漏斗部分充滿滑油相，且滑油分離效率隨著空氣流量增大而有所下降的問題也得到改善。因此增加主筒體軸向尺寸，可很好地提高回油嘴的油氣分離性能。

5.3 將通風結(jié)構(gòu)中壁板軸向尺寸加長

將4.3節(jié)模型中的壁板軸向尺寸加長10 mm。選擇與4.3節(jié)中完全相同的輸入條件和計算條件。優(yōu)化后不同油滴直徑的運動軌跡見圖15，優(yōu)化前后通風留油板中不同油滴直徑的分離效率見圖16?？梢姡L板軸向長度增加，使得液滴的運動路徑加長，有效提高了壁面捕捉油滴能力，進而提高了油滴分離效率。

另外，根據(jù)4.1節(jié)中的模擬計算初始條件，當滑油箱處于姿態(tài)點F時，雖然該姿態(tài)點下工作時間最短，但此時所需的滑油量最大；滑油已完全沒過上方的通風口(圖17)，通風性能受到影響。在此姿態(tài)點下大量油滴短時間內(nèi)會從通風口排出，造成通風管堵塞，進而可能損壞滑油箱。優(yōu)化方案是將伸入到滑油箱內(nèi)部的通風管長度加長到油氣分界面處。計算表明，當內(nèi)部通風管長度加長到21 mm時，就超出了油氣分界面，可提高通風性能。

6 結(jié)論

(1)通過理論計算可確定不同姿態(tài)和過載下，滑油箱內(nèi)油面角和正常供油的最低油面位置。

(2)利用Fluent數(shù)值模擬平臺得到的圓環(huán)滑油箱的高度-油量公式簡單實用，可準確判斷滑油箱的供油能力，為油位標定提供計算依據(jù)；且適用于各種復雜結(jié)構(gòu)滑油箱。

(3)采用集成結(jié)構(gòu)的滑油箱，能有效地對油氣混合物進行一次分離和二次分離，使油氣分離效率逐步提高。

(4)對集成結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，可明顯改善滑油箱的供油、回油和通風能力。

[1]林基恕.航空燃氣渦輪發(fā)動機機械系統(tǒng)設(shè)計[M].北京：航空工業(yè)出版社，2005.

[2]何敏.飛行狀態(tài)下飛機燃油質(zhì)量特性計算與研究[J].西北工業(yè)大學學報，1996，14(4)：617—621.

[3]袁梅.采用CAD技術(shù)對飛機燃油測量進行姿態(tài)誤差修正[J].北京航空航天大學學報，2002，28(1)：119—121.

[4]徐讓書，劉濤.航空發(fā)動機潤滑油箱油量實時測量方案研究[J].潤滑與密封，2011，36(4)：93—97.

[5]Willenborg K，Klingsporn M.Experimental Analysis of Air/OilSeparatorPerformance[R].ASMEGT2006-90708，2006.

[6]楊勤.重力式氣液分離器的內(nèi)流場CFD模擬[J].機械研究與應用，2007，20(2)：72—74.

[7]白茹芳.油氣分離器常見結(jié)構(gòu)分離效果分析[J].化工裝備技術(shù)，2009，30(4)：21—22.

[8]宗雋杰.曲軸箱通風系統(tǒng)油氣分離器的性能研究[J].內(nèi)燃機工程，2010，31(2)：86—91.

[9]劉宇恒.基于CFD技術(shù)的迷宮式油氣分離器優(yōu)化設(shè)計[J].小型內(nèi)燃機與摩托車，2008，37(3)：50—53.

[10]飛機設(shè)計手冊總編委會.飛機設(shè)計手冊：第13冊—動力裝置系統(tǒng)設(shè)計[K].北京：航空工業(yè)出版社，2006.

[11]王細洋.航空概論[M].北京：航空工業(yè)出版社，2006.

Numerical Investigation of Integrated and Optimized Scheme for a Ring-Shaped Oil Tank

JING Guo-qing，SONG Fei
(China Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500，China)

Based on multiphase model of Fluent,the integrated design of oil tank was analyzed theoretical?ly and numerically.In the analysis，the effects of different flight attitudes and overloads on performance were considered.The angle of oil level,interior flow field,height-oil quality formula and separation efficien?cy were obtained and optimized scheme of oil tank construction was proposed.The research results show that using numerical investigation for integrated design of oil tank is simple and useful.Based on the com?parison analysis of the numerical results before and after optimization,the effect of different structural de?sign on performance could be quantitative analyzed.The investigation method will be referential for integrat?ed and optimized design of other oil tanks.

aero-engine；lubrication system；ring-shaped oil tank；angle of oil level；separation efficiency；two-phase flow；numerical simulation

V228.2

：A

：1672-2620(2014)01-0039-06

2013-03-11；

：2014-02-17

景國慶(1980-)，男，黑龍江綏化人，工程師，主要從事航空發(fā)動機潤滑系統(tǒng)設(shè)計和研究。