米曉童，邢玉明

（北京航空航天大學(xué)航空科學(xué)與工程學(xué)院，北京100191）

航空發(fā)動機吞水試驗臺噴霧系統(tǒng)數(shù)值模擬

米曉童，邢玉明

（北京航空航天大學(xué)航空科學(xué)與工程學(xué)院，北京100191）

航空發(fā)動機吞水試驗中的雨霧環(huán)境依靠噴霧系統(tǒng)來實現(xiàn)，噴霧系統(tǒng)能否精確模擬真實大氣雨水環(huán)境直接關(guān)系著試驗的可靠性。采用歐拉-拉格朗日粒子追蹤方法，對吞水試驗臺噴霧系統(tǒng)霧化效果的影響因素進(jìn)行研究?？諝庀嗟淖兓ㄟ^求解時均N-S方程得到，離散液滴的變化通過Fluent中的離散相模型進(jìn)行模擬，液滴的破碎模擬采用Wave模型，碰撞模擬采用O'Rourke模型，傳熱傳質(zhì)模型采用等溫液滴蒸發(fā)模型。結(jié)果表明：發(fā)動機運行狀態(tài)、噴嘴孔徑和噴水量對霧化效果均有影響，但發(fā)動機慢車和最大狀態(tài)時，三者對霧化效果的影響各有不同。

航空發(fā)動機；吞水試驗；噴霧系統(tǒng)；霧化效果；數(shù)值模擬；歐拉-拉格朗日方法

1　引言

飛機在雨霧環(huán)境中飛行時，如果發(fā)動機吞入大量雨水，會造成機匣局部受冷收縮，致使機匣與葉片之間的間隙減小，從而產(chǎn)生摩擦損壞發(fā)動機。此外，也可能使發(fā)動機性能惡化，甚至引起壓氣機喘振、燃燒室熄火。特別是當(dāng)發(fā)動機在慢車狀態(tài)下工作時，空氣流量較小，雨水占空氣質(zhì)量流量的百分比較大，更易引起發(fā)動機熄火，引發(fā)飛行事故［1］。因此，吞水試驗是航空發(fā)動機研制必須進(jìn)行的工作。

航空發(fā)動機吞水試驗研究的關(guān)鍵，在于通過噴霧系統(tǒng)精確模擬真實大氣雨水環(huán)境。關(guān)于噴霧系統(tǒng)霧化效果研究的數(shù)值模擬方法，主要有歐拉-拉格朗日粒子追蹤方法和界面追蹤方法［2-3］。目前，對航空發(fā)動機吞水的研究主要采用試驗方法［4-6］，對吞水試驗臺噴霧系統(tǒng)霧化效果的數(shù)值模擬［7-8］主要集中于分析噴嘴布置型式與噴嘴壓力對霧化效果的影響，對霧化效果影響因素的研究尚不全面，因此有必要對噴霧系統(tǒng)霧化效果的影響因素進(jìn)行更為全面研究。

本文采用歐拉-拉格朗日粒子追蹤方法，對航空發(fā)動機吞水試驗臺噴霧系統(tǒng)的霧化過程進(jìn)行模擬，即利用Fluent軟件中的DPM模型對吞水試驗臺噴霧系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值模擬，并在此基礎(chǔ)上分析發(fā)動機運行狀態(tài)、噴嘴孔徑、噴水量等因素對試驗臺噴霧系統(tǒng)霧化特性的影響。

2　物理模型與計算方法

2.1物理模型

所研究的航空發(fā)動機吞水試驗臺為直連式結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1　吞水試驗臺結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 The structure of aero-engine water ingestion test bench

由于研究只涉及噴水架至發(fā)動機入口截面位置之間部分，故數(shù)值模擬區(qū)域如圖2所示。實際吞水試驗過程中，為保證噴嘴噴出的水霧盡可能全部噴射進(jìn)入流量管，噴嘴位置應(yīng)靠近流量管——文中噴嘴布置在距離流量管入口收縮段截面50 mm處。采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對模型進(jìn)行劃分。由于收縮段對連續(xù)相流場的影響較大，而流量管為考察粒徑變化的主要區(qū)域，因此對這兩部分進(jìn)行網(wǎng)格加密以及邊界層設(shè)置，如圖3所示。網(wǎng)格總數(shù)量1 303 569，網(wǎng)格質(zhì)量0.4以上，滿足計算要求。

圖2　數(shù)值模擬計算區(qū)域Fig.2 Computational domain of numerical simulation

圖3　局部網(wǎng)格示意圖Fig.3 Local grid schematic diagram

2.2計算方法

空氣相運動的控制方程為N-S方程，直接求解對運算設(shè)備性能要求過高，因此采用時均化方法對N-S方程進(jìn)行時間平均處理，補充RNGk-ε湍流模型。在控制方程的離散過程中，選用求解壓力耦合方程組的半隱式SIMPLE算法。計算流程如圖4所示。

圖4　計算流程圖Fig.4 Calculation flow diagram

離散液滴破碎模擬采用Wave模型。Wave模型認(rèn)為，當(dāng)兩種流體存在剪切時，就會產(chǎn)生K-H波，K-H波的不穩(wěn)定增長將導(dǎo)致液體破碎，新生成的液滴和最快增長的波頻率與波長有關(guān)；相比于TAB模型，Wave模型對高速環(huán)境下的液滴破碎模擬具有更高的精度［9］。碰撞模擬采用O'Rourke模型，傳熱傳質(zhì)模型采用等溫液滴蒸發(fā)模型［10］。因吞水試驗臺噴霧系統(tǒng)中采用直射式噴嘴，噴霧模型選用平口霧化模型。

3　噴霧系統(tǒng)霧化特性影響因素

氣流中的液滴破碎受氣動力、液體粘性力和表面張力共同影響，氣動力促使液滴破碎，表面張力維持液滴穩(wěn)定，液體粘性力限制湍流發(fā)展、阻礙霧化。韋伯?dāng)?shù)（We）是最重要的控制液滴霧化的參數(shù)，在氣液物性不發(fā)生改變時，We與氣液相對速度的平方及特征長度有關(guān)。因此，發(fā)動機運行狀態(tài)、噴嘴孔徑、噴水量，會對吞水試驗臺噴霧系統(tǒng)的霧化效果產(chǎn)生影響。

3.1發(fā)動機運行狀態(tài)的影響

發(fā)動機運行狀態(tài)包括最大狀態(tài)和慢車狀態(tài)。最大狀態(tài)空氣質(zhì)量流量為15 kg/s，慢車狀態(tài)空氣質(zhì)量流量為5 kg/s。空氣質(zhì)量流量變化會對流場中的空氣流速造成很大影響，尤其是對流量管中的空氣速度。吞水試驗臺噴霧系統(tǒng)中液滴二次霧化主要發(fā)生在流量管中，因此需要對流量管中不同空氣速度時噴霧系統(tǒng)的霧化特性進(jìn)行探討。本節(jié)計算條件為：噴嘴孔徑1.50 mm；噴水量0.300 kg/s；空氣質(zhì)量流量1～15 kg/s。

圖5為最大狀態(tài)和慢車狀態(tài)下計算域的速度云圖?？梢姡湛s段氣體速度梯度很大，氣體速度在流量管中達(dá)到最大值。最大狀態(tài)下，速度峰值達(dá)170 m/s；慢車狀態(tài)下，速度峰值達(dá)60 m/s。

圖5最大狀態(tài)和慢車狀態(tài)下的速度云圖Fig.5 Velocity contours under maximum state and idling state

圖6為最大狀態(tài)下加入液滴顆粒前后連續(xù)相流場的速度云圖。可見，噴入液滴前，吞水系統(tǒng)的穩(wěn)壓段由于沒有水滴影響，流場風(fēng)速未發(fā)生變化；噴入液滴后，在流量管和收縮段中，由于水滴的加入且噴射速度較低（約為60 m/s），與氣體產(chǎn)生很大的速度差。氣液兩相產(chǎn)生強烈的能量交換，使得液滴被加速，噴霧中心區(qū)域附近氣體被減速，從圖中可明顯看出中心區(qū)域氣體速度發(fā)生了很大變化。

圖6　最大狀態(tài)下加入液滴前后速度云圖對比Fig.6 The velocity contour comparison between droplet loaded and unloaded under maximum state

按照前文計算流程，分別對穩(wěn)壓管入口空氣質(zhì)量流量1～15 kg/s進(jìn)行計算，探討不同空氣質(zhì)量流量下流量管中液滴粒徑的沿程變化。

圖7為加入液滴前流量管內(nèi)空氣速度與空氣質(zhì)量流量的關(guān)系?？梢?，流量管內(nèi)的空氣速度與空氣質(zhì)量流量大致成正比關(guān)系。對應(yīng)于1～15 kg/s的質(zhì)量流量，流量管內(nèi)空氣速度的范圍約為11～170 m/s。

圖8為加入液滴后流量管入口中心處氣液速度差和We與空氣質(zhì)量流量的關(guān)系。液滴的初始速度約為60 m/s，氣液速度差和We變化范圍較大。氣液速度差在空氣質(zhì)量流量6 kg/s時達(dá)到最小值，約為0.7 m/s；在空氣質(zhì)量流量15 kg/s時達(dá)到最大值，約為102 m/s。

圖9為不同空氣質(zhì)量流量下流量管內(nèi)液滴粒徑的沿程變化。文中的液滴平均直徑為體積平均直徑（MVD），液體流動之中定義為。

圖7　流量管內(nèi)空氣速度與空氣質(zhì)量流量的關(guān)系Fig.7 The relationship between air speed and air flow mass rate in flow tube

圖8　流量管入口處氣液速度差和韋伯?dāng)?shù)與空氣質(zhì)量流量的關(guān)系Fig.8 The relationship between air-liquid speed difference/ Weber number and air flow mass rate at the entrance of flow tube

從圖9（a）中可看出，空氣質(zhì)量流量1～5 kg/s時，流量管內(nèi)粒徑沿程幾乎不發(fā)生變化。而由圖8可知，質(zhì)量流量1～5 kg/s時，流量管入口中心處We為2.0～12.0。根據(jù)Berthoumieu等［12］的研究，發(fā)生氣動破碎的必要條件是We＞12.0。由圖8還可看出，空氣質(zhì)量流量1～5 kg/s時，流量管內(nèi)氣液速度差隨流量的增大而減小。從液滴受力角度分析，位于穩(wěn)定氣流中的液滴受氣動力、表面張力和液體粘性力控制。對于低粘度液體，液滴破碎的臨界條件即為氣動力與表面張力平衡，此時的We為臨界韋伯?dāng)?shù)。We高于臨界韋伯?dāng)?shù)時，液滴發(fā)生破碎。因此，氣液速度差較大的情況下，液滴的破碎更為充分，最終穩(wěn)定的液滴直徑偏小。這就解釋了圖9（a）中空氣質(zhì)量流量1～5 kg/s時穩(wěn)定狀態(tài)液滴粒徑大小的關(guān)系。

從圖9（b）中可看出，空氣質(zhì)量流量6～8 kg/s時，液滴粒徑在流量管中穩(wěn)定一段距離后呈現(xiàn)出增大的趨勢。由圖7可知，空氣質(zhì)量流量6～8 kg/s時，流量管入口中心處We＜10.0，故液滴不會發(fā)生破碎。另外，由于空氣流速增大，在氣流作用下液滴發(fā)生碰撞而聚合的概率增加，因此液滴粒徑會增大。

圖9　不同空氣質(zhì)量流量下的液滴粒徑變化Fig.9 Droplet diameter variation under different air flow mass rate

從圖9（c）中可看出，空氣質(zhì)量流量分別為9、10、11、13、15 kg/s時，流量管內(nèi)粒徑沿程減小至穩(wěn)定。由圖8可知，在空氣質(zhì)量流量9、10、11、13、15 kg/s時，流量管入口中心處We＞12.0，滿足液滴氣動破碎的必要條件，液滴破碎而粒徑減小。穩(wěn)定狀態(tài)時液滴粒徑取決于空氣動力和表面張力的關(guān)系，空氣質(zhì)量流量較大時，即氣液速度差較大時，液滴霧化破碎更加充分，穩(wěn)定狀態(tài)液滴粒徑更小。

3.2噴嘴孔徑的影響

控制噴水量和空氣質(zhì)量流量不變，對比不同孔徑時流量管中液滴粒徑的沿程變化。計算條件分別為：慢車狀態(tài)中雨雨量（空氣質(zhì)量流量5 kg/s，噴水量0.25 kg/s），噴嘴孔徑d=1.00、1.32、1.33、1.34、1.35 mm；最大狀態(tài)中雨雨量（空氣質(zhì)量流量15 kg/s，噴水量0.75 kg/s），d=1.50、2.00、2.50、3.00 mm。

圖10為慢車狀態(tài)下噴嘴孔徑對液滴粒徑的影響。慢車狀態(tài)下空氣流速約為60 m/s，d=1.00 mm時，流量管入口中心處We≈13.0，流量管中液滴粒徑基本保持不變；而d=1.35 mm時，流量管入口中心處We≈1.0，液滴能夠在更大直徑保持穩(wěn)定，故液滴在碰撞后聚合，粒徑增大。從圖中可看出，噴嘴孔徑的微小變化對霧化效果的影響十分明顯。

圖10慢車狀態(tài)下噴嘴孔徑對液滴粒徑的影響Fig.10 The influence of nozzle diameter on droplet diameter under idling state

圖11為最大狀態(tài)下噴嘴孔徑對液滴粒徑的影響。最大狀態(tài)下空氣流速約為170 m/s，d=1.50 mm時，對應(yīng)的流量管入口中心處We=5.4，因此液滴不發(fā)生破碎，粒徑保持穩(wěn)定；d=2.00、2.50、3.00 mm時，對應(yīng)的流量管入口中心處We=106.0、188.0、273.0，故液滴破碎，粒徑呈現(xiàn)減小的趨勢。相同噴水量下，噴嘴孔徑較大時液滴速度較低，與空氣相對速度較大，根據(jù)Hsiang等［13］關(guān)于二次霧化的探究可知，液滴顆粒的We越大，破碎相對更加明顯。從圖中可看出，初始直徑相差不大的液滴，最終穩(wěn)定粒徑出現(xiàn)較大差別，說明高速氣流中的霧化與靜態(tài)氣流中的差別很大，高速氣流對于霧化的影響遠(yuǎn)比噴嘴本身大。液霧參數(shù)取決于二次霧化，為氣動力、液體粘性力、表面張力共同作用的結(jié)果。

圖11　最大狀態(tài)下噴嘴孔徑對液滴粒徑的影響Fig.11 The influence of nozzle diameter on droplet diameter under maximum state

3.3噴水量的影響

噴水量直接影響液滴的初始粒徑和初始速度?？刂茋娮炜讖胶涂諝赓|(zhì)量流量不變，對比不同噴水量下流量管中液滴粒徑的沿程變化。計算條件為：慢車狀態(tài)下d=1.50 mm，噴水量m=0.100、0.175、0.250 kg/s；最大狀態(tài)下d=1.50 mm，m= 0.300、0.525、0.750 kg/s。

圖12所示為慢車狀態(tài)下噴水量對液滴粒徑的影響。計算可知，慢車狀態(tài)下，空氣流量5 kg/s、噴水量0.100 kg/s時，流量管入口中心處We=38.0，軸向距離200 mm后液滴粒徑基本不再發(fā)生變化，說明霧化已基本結(jié)束；噴水量為0.175 kg/s和0.250 kg/s時We較小，液滴發(fā)生不同程度的聚合，粒徑在保持穩(wěn)定后上升，最終再度穩(wěn)定。

圖12慢車狀態(tài)下噴水量對液滴粒徑的影響Fig.12 The influence of water flow rate on droplet diameter under idling state

圖13所示為最大狀態(tài)下噴水量對液滴粒徑的影響。最大狀態(tài)下，空氣流速高于水滴噴射初速，噴水量越大氣液速度差越小，霧化越不充分。m= 0.300、0.525、0.750 kg/s時，流量管入口中心處We= 342.0、177.0、66.0。m=0.300 kg/s時水滴的MVD最小，且在后半程的噴霧過程中保持不變，說明霧化已基本結(jié)束。

圖13　最大狀態(tài)下噴水量對液滴粒徑的影響Fig.13 The influence of water flow rate on droplet diameter under maximum state

4　結(jié)論

（1）不同的發(fā)動機運行狀態(tài)下，隨著空氣質(zhì)量流量的增加，液滴粒徑由沿噴射方向增大逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)檠貒娚浞较驕p小，即液滴由碰撞聚合逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槠扑?，此結(jié)果與韋伯?dāng)?shù)對于液滴破碎影響的理論研究結(jié)果一致。

（2）噴嘴孔徑對霧化效果影響顯著。隨著噴嘴孔徑的增加，慢車狀態(tài)下液滴聚合趨勢更明顯，而最大狀態(tài)下液滴霧化破碎更顯著。高速氣流中霧化與靜態(tài)氣流中的差別很大，高速氣流對霧化的影響遠(yuǎn)比噴嘴本身大，液霧參數(shù)取決于二次霧化，為氣動力、液體粘性力、表面張力共同作用的結(jié)果。

（3）噴水量對霧化效果有明顯的影響。慢車狀態(tài)下的結(jié)果能通過韋伯?dāng)?shù)對于液滴破碎的影響給出合理解釋；最大狀態(tài)下，隨著噴水量的增加，液滴穩(wěn)定粒徑逐漸增大，霧化破碎越發(fā)不充分。

（4）通過對吞水試驗臺噴霧系統(tǒng)的數(shù)值模擬，得出了各因素對霧化效果的影響方式，這對于合理設(shè)計噴霧系統(tǒng)、精確模擬真實大氣雨水環(huán)境具有指導(dǎo)意義。

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Numerical simulation of spray system in aero-engine water ingestion test stand

MI Xiao-tong，XING Yu-ming
（School of Aeronautic Science and Engineering，Beijing University of Aeronautics and Astronautics，Beijing 100191，China）

The rain environment in the test is formed by the spray system.Accurate simulation of real atmospheric rain environment is the prerequisite of reliability of the test.Eulerian-Lagrangian particle tracking method was adopted to make numerical simulation research of the spray system atomization effect.Air phase field was calculated by solving time-averaged Navier-Stokes formulation.The droplets were solved by means of discrete phase model in software Fluent.Droplet breakup was simulated by wave model.Droplet collision was simulated by O'Rourke model.Heat and mass transfer was simulated by isothermal droplet evaporation model.The results show that the operating conditions of aero-engine,the diameter of nozzle and the water jet volume have significant influence on the atomization effect.However,the impact varies when engine is in idling or maximum state.

aero-engine；water ingestion；spray system；atomization effect；numerical simulation；Eulerian-Lagrangian method

V241.06；V247.4

A

1672-2620（2016）03-0049-06

2015-08-29；

2015-12-15

航空科學(xué)基金（2012024001）

米曉童（1990-），男，河北邯鄲人，碩士，研究方向為氣液兩相流動。