吳超琦 王 軍 占 銳 沈潔陽 李昱瑤 尉 玉

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

近年來，我國航空發(fā)動(dòng)機(jī)性能和輸出功率不斷提高，主軸轉(zhuǎn)速明顯增加，軸承DN值和發(fā)熱量較大[1]，必須對(duì)其進(jìn)行合理潤(rùn)滑[2]。為軸承提供良好的潤(rùn)滑，不僅能夠提高軸承工作的穩(wěn)定性和性能，還能夠提高軸承的工作壽命[3]。

目前在高DN值下工作的航空發(fā)動(dòng)機(jī)主軸軸承，多采用環(huán)下潤(rùn)滑的供油方式[4]，這種潤(rùn)滑方式能夠有效地避免軸承內(nèi)圈打滑[5]。采用環(huán)下潤(rùn)滑時(shí)，潤(rùn)滑油從噴油嘴噴孔噴出，經(jīng)過集油部收集后，經(jīng)由軸承內(nèi)圈上的徑向孔，依靠離心力，甩入軸承腔內(nèi)部[6]。因此，為保證噴油嘴能將潤(rùn)滑油準(zhǔn)確地噴射至集油和潤(rùn)滑部位，對(duì)于噴油嘴噴射流線的發(fā)散程度和噴射方向都有著嚴(yán)格的要求[7]。這兩點(diǎn)直接決定了噴嘴的性能，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)此進(jìn)行了大量研究。JIANG和MAO[8]基于高速電主軸油氣潤(rùn)滑試驗(yàn)臺(tái)，研究了噴嘴的個(gè)數(shù)、長(zhǎng)徑比以及噴嘴到軸承球滾動(dòng)體的距離對(duì)軸承溫升的影響。劉成等人[9]采用Fluent仿真軟件建立了油氣潤(rùn)滑系統(tǒng)噴嘴、軸承腔的油氣兩相流模型，分析了兩相流流經(jīng)兩種不同結(jié)構(gòu)噴嘴后在軸承腔內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)。陳長(zhǎng)業(yè)等[10]利用Fluent中的VOF多相流模型研究了噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)于高速滾動(dòng)軸承油氣潤(rùn)滑輸油管中油氣環(huán)狀流特性的影響，得到了噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)于油氣潤(rùn)滑環(huán)狀流特性的影響。張瑞強(qiáng)等[11]利用VOF兩相流模型研究了噴嘴結(jié)構(gòu)對(duì)于噴嘴流量的影響。蘇媛媛等[12]通過系統(tǒng)仿真軟件對(duì)潤(rùn)滑系統(tǒng)各處噴嘴尺寸提出優(yōu)化建議，校核噴嘴流量以考察噴嘴的性能。

雖然學(xué)者們對(duì)噴嘴進(jìn)行了大量研究，但是大多都局限于噴嘴內(nèi)部流動(dòng)狀態(tài)[13-14]，對(duì)噴嘴噴孔外部流線的發(fā)散程度和圓柱度關(guān)注較少。另外，目前研究主要通過一維仿真軟件校核噴嘴孔徑是否匹配滑油系統(tǒng)的流量要求，未給出噴嘴的三維流場(chǎng)信息。本文作者針對(duì)某軸承供油噴嘴流量流向試驗(yàn)存在的噴嘴出口流線較為發(fā)散的問題，利用Fluent軟件對(duì)該噴嘴內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行仿真，分析噴嘴噴射流線發(fā)散嚴(yán)重的原因，并提出結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案。

1 計(jì)算模型

1.1 數(shù)值模型

利用通用計(jì)算流體軟件對(duì)噴嘴噴油流動(dòng)進(jìn)行三維數(shù)值仿真。為了更高效地得到仿真結(jié)果，對(duì)模型做出如下合理假設(shè)：

(1)潤(rùn)滑油在噴嘴內(nèi)部流動(dòng)過程中不發(fā)生換熱和化學(xué)反應(yīng)；

(2)噴嘴內(nèi)部只有潤(rùn)滑油一種介質(zhì)，不存在空氣，采用單相流動(dòng)進(jìn)行計(jì)算；

(3)不考慮流動(dòng)過程中潤(rùn)滑油物性參數(shù)隨溫度的變化，潤(rùn)滑油是不可壓縮的。

為了保證計(jì)算具有良好的魯棒性和精確性，湍流模型采用Realizablek-ε湍流模型[15-16]，該模型適合比較廣泛的流動(dòng)類型，包括自由流、腔體流動(dòng)、邊界有分離的流動(dòng)等。

1.2 幾何模型和計(jì)算網(wǎng)格

圖1給出了噴嘴模型原方案的幾何結(jié)構(gòu)，噴嘴模型中設(shè)置有一個(gè)進(jìn)油口和三個(gè)出油口。

圖1 原方案的幾何模型Fig.1 Geometric model of the original scheme

在原噴嘴結(jié)構(gòu)中，2號(hào)和3號(hào)出油口直徑均為2.3 mm，1號(hào)出油口的直徑為2.1 mm。如圖2所示，噴嘴中部連接段A位于噴嘴出口段B的中間位置，噴嘴的入口段、中間段和出口段的直徑都是10 mm，噴孔1和噴孔3兩側(cè)分別有一個(gè)堵頭，兩個(gè)堵頭對(duì)應(yīng)的內(nèi)表面分別為面A和面B。

圖2 原方案的計(jì)算模型與體網(wǎng)格Fig.2 Computation model and mesh of the original scheme

噴嘴流體域模型采用結(jié)構(gòu)化的全六面體網(wǎng)格，沿著噴嘴流體域壁面處劃分邊界層網(wǎng)格，噴嘴模型原方案的計(jì)算模型和網(wǎng)格見圖2。

1.3 邊界條件

噴嘴流量流向試驗(yàn)溫度為80 ℃，該溫度下潤(rùn)滑油物性參數(shù)為：密度948.7 kg/m3，黏度0.007 8 Pa·s。 計(jì)算域入口采用壓力入口(Pressure Inlet)邊界類型，給定表壓0.3 MPa，計(jì)算域出口采用壓力出口(Pressure Outlet)邊界類型，給定背壓為0。

1.4 求解設(shè)置

采用壓力基求解器進(jìn)行穩(wěn)態(tài)求解，用Realizablek-ε湍流模型封閉方程組，壁面函數(shù)采用增強(qiáng)型壁面函數(shù)(Enhanced Wall Treatment)，壓力-速度耦合采用SIMPLE算法，梯度離散采用Least Squares Cell Based格式，壓力離散采用Second Order格式，其余項(xiàng)離散都采用Second Order Upwind格式。

為了對(duì)單相流的計(jì)算模型進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，對(duì)文中噴嘴模型劃分三套不同疏密的體網(wǎng)格，網(wǎng)格分別為802 545、2 026 473、3 109 637，提取噴嘴入口流量的計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn)，后兩套網(wǎng)格對(duì)應(yīng)的入口流量計(jì)算結(jié)果分別為12.88和12.90 L/min，計(jì)算結(jié)果和設(shè)計(jì)值13 L/min相近，故噴嘴仿真模型采用的體網(wǎng)格數(shù)約為200萬。

2 原方案仿真與試驗(yàn)結(jié)果

2.1 仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果

圖3給出了該噴嘴模型出口流線的仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果。從圖3(a)所示的仿真結(jié)果，可看出噴嘴外部流線發(fā)散程度較大，出口段的流線圓柱度無法滿足設(shè)計(jì)的要求。從圖3(b)所示的該噴嘴打靶實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出，計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果較為一致，驗(yàn)證了文中建立的數(shù)值計(jì)算模型的有效性。

圖3 原方案外部流線仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.3 Comparison of simulation results(a)and experimental results(b)of external streamline of the original scheme

2.2 計(jì)算結(jié)果分析

圖4給出了噴嘴原方案的流體域內(nèi)部流線?？芍?，當(dāng)流體從A段流入B段時(shí)，分成了兩股分支，其均受到噴孔1和噴孔3兩側(cè)堵頭內(nèi)表面的影響，在兩側(cè)形成了局部的渦流區(qū)，三個(gè)噴嘴出口段內(nèi)的流線出現(xiàn)了比較嚴(yán)重的旋流流動(dòng)，未能達(dá)到流線和流動(dòng)方向一致的平推流形式，這點(diǎn)是造成噴孔外部流線發(fā)散較為嚴(yán)重的重要原因。

圖4 原方案內(nèi)部流線Fig.4 Internal streamline of the original scheme

滑油噴嘴的性能考察，主要是每個(gè)噴嘴外部流線的過靶率(過靶的質(zhì)量流量和噴孔總質(zhì)量流量的比值)和每個(gè)噴孔的潤(rùn)滑油流量。根據(jù)設(shè)計(jì)要求，噴嘴入口總體積流量為13 L/min，噴孔1的體積流量為4 L/min，噴孔2和噴孔3的總體積流量為9 L/min。對(duì)比表1給出的仿真結(jié)果可知，流量基本滿足設(shè)計(jì)的要求，噴孔的直徑無需變更，因此文中主要針對(duì)噴孔外部流線發(fā)散嚴(yán)重這點(diǎn)提出結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案。

表1 噴嘴原方案體積流量仿真結(jié)果Table 1 Simulation results of nozzle volume flow of the original scheme

3 優(yōu)化方案

根據(jù)噴嘴原方案的流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，針對(duì)性地提出了3個(gè)優(yōu)化方案，分別對(duì)3個(gè)噴孔外部流線的圓柱度進(jìn)行優(yōu)化。

優(yōu)化方案1如圖5所示，該方案主要將中間連接段A的位置較原來進(jìn)行了偏移，其中心線和1號(hào)噴油出口管道的中心線對(duì)齊。

圖5 優(yōu)化方案1Fig.5 Optimization scheme 1

優(yōu)化方案2如圖6所示，該方案在噴嘴模型下方的出口段B增加了臺(tái)階，如圖中藍(lán)色方框所示，使出口段B直徑由10 mm過渡到了6 mm，并且在噴孔2和噴孔3出口段增加了局部臺(tái)階，噴孔2和噴孔3的長(zhǎng)徑比由原方案的3.7提高至4.57。

圖6 優(yōu)化方案2Fig.6 Optimization scheme 2

優(yōu)化方案3如圖7所示，該方案在原方案堵頭結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上增加了一段圓柱段，如圖8所示，是一種新型的“嵌入式”堵頭，堵頭圓柱體直徑設(shè)置為3 mm，長(zhǎng)度為1.75 mm，堵頭最深處的位置和噴孔3的出口段中心線對(duì)齊。

圖7 優(yōu)化方案3Fig.7 Optimization scheme 3

圖8 舊堵頭和新堵頭的對(duì)比Fig.8 Comparison of two plugs；(a)old plug； (b)new “embedded” plug

4 優(yōu)化方案計(jì)算結(jié)果

4.1 優(yōu)化方案1

圖9給出了優(yōu)化方案1的流場(chǎng)仿真結(jié)果。相比起原方案，該噴孔1的外部流線圓柱度有了明顯改善，該噴孔的外部流線過靶率已超過70%，滿足設(shè)計(jì)的要求；而噴孔2和噴孔3的外部流線過靶率較低，并沒有得到改善，無法滿足設(shè)計(jì)的要求。

圖9 優(yōu)化方案1內(nèi)部和外部流線Fig.9 Internal and external streamlines of optimization scheme 1

分析內(nèi)流場(chǎng)的仿真結(jié)果，A段的主流區(qū)和噴孔1出口段主流區(qū)一致，流體流動(dòng)的局部阻力損失大大減少，在一定程度上抑制了因堵頭內(nèi)表面A產(chǎn)生的渦旋對(duì)于噴孔1出口段內(nèi)流體擾動(dòng)的影響，噴孔1的外部流線過靶率有了較大提升。然而噴孔2和噴孔3出口段受到堵頭內(nèi)表面B和B段主流區(qū)內(nèi)產(chǎn)生的渦旋影響，過靶率仍不理想。

從以上分析可知，噴孔上部的結(jié)構(gòu)對(duì)于噴孔外部流線的圓柱度有直接的影響，當(dāng)噴孔出口段主流區(qū)和其上部結(jié)構(gòu)主流區(qū)一致時(shí)，能夠減少渦旋對(duì)于噴孔出口內(nèi)流體擾動(dòng)的影響，減小噴孔外部流線的發(fā)散度，提高過靶率。

表2給出了優(yōu)化方案1每個(gè)噴孔的體積流量。從仿真結(jié)果可知，其體積流量能滿足設(shè)計(jì)的要求。

表2 優(yōu)化方案1噴嘴體積流量仿真結(jié)果Table 2 Simulation results of nozzle volume flow of optimization scheme 1

4.2 優(yōu)化方案2

在優(yōu)化方案1的基礎(chǔ)上，繼續(xù)對(duì)噴孔2和噴孔3的外部流線圓柱度進(jìn)行優(yōu)化。

圖10給出了優(yōu)化方案2的流線。在增加噴孔2和噴孔3的長(zhǎng)徑比后，噴孔2的外部流線圓柱度有了非常明顯的提升，過靶率幾乎達(dá)到了100%，滿足設(shè)計(jì)要求。但是長(zhǎng)徑比的增加對(duì)于噴孔3的外部流線圓柱度改善較小，其過靶率依然未能達(dá)到設(shè)計(jì)要求的70%以上。

圖10 優(yōu)化方案2內(nèi)部和外部流線Fig.10 Internal and external streamlines of optimization scheme 2

分析噴嘴內(nèi)部的流動(dòng)可知，縮小噴嘴B段的直徑，增加噴孔2和噴孔3的長(zhǎng)徑比，很有效地抑制了B段內(nèi)的流動(dòng)，B段主流區(qū)的旋流已經(jīng)消失，內(nèi)部流動(dòng)的紊亂程度被抑制。噴孔2距離堵頭內(nèi)表面B相對(duì)較遠(yuǎn)，其內(nèi)部流動(dòng)主要受B段主流區(qū)流體流動(dòng)的影響，當(dāng)B段主流區(qū)流動(dòng)流動(dòng)較為平緩時(shí)，噴孔2出口段內(nèi)的流線接近于平推流，流型接近理想狀態(tài)，因此噴孔外部流線幾乎都能夠完全過靶[17]。

噴孔3距離面B的位置較近，其出口段內(nèi)的流動(dòng)受到面B處旋流的影響較大，提高其長(zhǎng)徑比對(duì)于提高該噴孔外部流線圓柱度的效果并不是非常顯著，還需要通過別的方式抑制面B處產(chǎn)生的旋流，從而更進(jìn)一步地降低該噴孔外部流線的發(fā)散度。

根據(jù)表3的仿真結(jié)果，入口流量和優(yōu)化方案1的計(jì)算結(jié)果幾乎一致，2號(hào)和3號(hào)噴油口的流量總和與1號(hào)噴油口的配比能滿足要求。

表3 優(yōu)化方案2噴嘴體積流量仿真結(jié)果Table 3 Simulation results of nozzle volume flow of optimization scheme 2

4.3 優(yōu)化方案3

綜合之前的計(jì)算結(jié)果，可知3號(hào)噴油口的出口流線發(fā)散情況較為嚴(yán)重，噴嘴A段和B段的改變均無法有效地改善該噴孔外部流線的圓柱度。結(jié)合噴嘴內(nèi)部的流場(chǎng)，從抑制面B處旋流的角度入手，提出了一種新的噴嘴堵頭結(jié)構(gòu)以抑制噴孔3出口段的旋流。

圖11給出了優(yōu)化方案3內(nèi)部和外部流線。可見加了堵頭后，出口3管道的內(nèi)部流線平緩了很多，3號(hào)噴油口的外部流線過靶率能夠超過75%，流線中心速度較大的主流區(qū)域，基本都能夠通過靶心，滿足設(shè)計(jì)的要求。其他2個(gè)噴油口的外部流線發(fā)散情況基本和優(yōu)化方案2結(jié)果一致。

采用了新形式的“嵌入式”堵頭后，其圓柱段對(duì)于噴孔3處的渦旋具有很好的抑制作用，噴孔出口段內(nèi)的流線能以更加接近“平推流”的平直流動(dòng)狀態(tài)，從而很有效地提升了該噴孔外部流線的過靶率，滿足了設(shè)計(jì)的要求。

表4給出的優(yōu)化方案3仿真結(jié)果，可知入口流量和出口的流量配比均可以滿足計(jì)算要求。

表4 優(yōu)化方案3噴嘴體積流量仿真結(jié)果Table 4 Simulation results of nozzle volume flow of optimization scheme 3

5 結(jié)論

基于某軸承供油噴嘴流量流向試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)的噴嘴出口流線較為發(fā)散這一現(xiàn)象，通過CFD分析，找到了每個(gè)噴孔外部流線發(fā)散度較大的本質(zhì)原因，并結(jié)合計(jì)算結(jié)果給出了多輪結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案，確定了該噴嘴最終優(yōu)化結(jié)構(gòu)方案。主要結(jié)論如下：

(1)噴嘴噴油出口管路段的內(nèi)流場(chǎng)直接決定了噴油口外部流線的發(fā)散程度和圓柱度，通過改變噴嘴結(jié)構(gòu)，將噴孔出口段主流區(qū)和其上部結(jié)構(gòu)的主流區(qū)盡可能設(shè)計(jì)成一致，能夠減少渦旋對(duì)于噴孔出口段內(nèi)流體擾動(dòng)的影響，減小噴孔外部流線的發(fā)散度，提高過靶率。

(2)對(duì)于直接受到噴孔上游結(jié)構(gòu)主流區(qū)中渦流影響的噴孔，可以通過縮小上游結(jié)構(gòu)主流區(qū)的直徑，提高噴孔的長(zhǎng)徑比抑制主流區(qū)中流體紊動(dòng)消除主流區(qū)中產(chǎn)生的渦流，進(jìn)而有效提高噴孔外部流線的過靶率。

(3)當(dāng)噴嘴內(nèi)部產(chǎn)生的渦旋距離噴孔較近時(shí)，其對(duì)于噴孔出口段內(nèi)的流動(dòng)影響較大，通過提高噴孔長(zhǎng)徑比無法很好改善噴孔外部流線的圓柱度，計(jì)算發(fā)現(xiàn)，采用新型“嵌入式”堵頭能夠有效抑制噴孔區(qū)域的旋流流動(dòng)，提高外部流線的過靶率，同時(shí)確保每個(gè)噴孔的潤(rùn)滑油流量也能夠滿足設(shè)計(jì)要求。