蜂窝式轴心通风器分离效率数值模拟

董　哲，徐让书，胡　慧

(1.沈阳航空航天大学 航空航天工程学部(院)，沈阳 110136； 2.吉利汽车有限公司，济南 250101)



蜂窝式轴心通风器分离效率数值模拟

董哲1，徐让书1，胡慧2

(1.沈阳航空航天大学 航空航天工程学部(院)，沈阳 110136； 2.吉利汽车有限公司，济南 250101)

为分析航空发动机蜂窝式轴心通风器油气分离特性的影响因素，应用计算流体力学手段，采用雷诺应力模型对某蜂窝式轴心通风器内流场进行数值模拟。比较相同工况下总压损失的计算值与实验值，保证模型的适用性。通过计算得到不同工况下蜂窝式轴心通风器的分离效率。结果表明，数值分析得出的分离特性能够表征各因素对油气分离特性的影响规律，各因素在影响分离效率的权重上相互耦合，且蜂窝结构油气分离效率很高。

航空发动机；轴心通风器；蜂窝结构;分离效率；数值计算

为减小滑油消耗，提高油气分离能力，在航空发动机滑油与通风系统中必须经通风器与大气相通。轴心通风器作为一种新型结构的通风器，省去了专门的传动系统及发动机外部通风管，减轻了发动机的重量。轴心通风器工作时，随空气旋转的细微滑油颗粒在通风器内被分离，分离后的空气在内外压差作用下通过轴上的通风孔排出[1-2]。通风流量和进气面积对通风器的油气分离效率有一定影响[3]。为提高通风器分离效率，利用蜂窝结构孔隙率高、比表面积大和流动阻力小的特点，设计了在原轴心通风器进口处填充横截面为正六边形的单孔柱体蜂窝结构。Eastwick等[4]研究了航空发动机不同类型的油气分离器，比较通风器的性能。在分散相(滑油颗粒)体积分数小于10-6时[5-6]，可以不考虑油滴对连续相的作用以及油滴颗粒与湍流之间的动量交换，计算中可以将分散相忽略，只考虑连续相(通风器腔内空气)[7-8]，而作用于连续相(通风器腔内气体)重力的影响可以忽略[9-10]。Glahn等[11]指出，评估轴心通风器性能的一个可行途径是应用计算流体力学CFD方法预测滑油系统中的油/气两相流。而蜂窝式轴心通风器与轴承腔内的油气两相流具有相似的流动特征[12-13]，因此，计算流体力学是研究蜂窝结构轴心通风器内两相流和油气分离过程的有效方法。本文旨在从分离效率上为蜂窝结构轴心通风器设计提供理论支撑，应用商业软件FLUENT对蜂窝式轴心通风器内的气液两相流动进行模拟，计算相关设计参数下的油气分离效率。

本文首先对通风器在转速一定、不同通风流量时以及在流量一定、不同转速时总压损失的实验值和数值模拟结果进行比较，保证计算模型与计算结果的可信度；然后利用有效计算模型得到不同工况下的总分离效率和部分分离效率，得到不同影响因素与油气分离的关系，总结轴心通风器通风分离效率的影响因素。

1　计算模型

1.1计算域与边界条件

蜂窝式轴心通风器内部流道主要由布满蜂窝结构的环形腔、通风孔、通风气内腔和空心轴腔等构成，如图1所示。工作时气流从试验器腔流经随通风器空心轴转动的蜂窝结构环形腔进入通风孔，然后流过通风器内腔至空心轴腔流出。

图1　蜂窝式轴心通风器流道结构与边界条件

计算域为通风器内腔及试验器内结构相同的流体区域。通风器低压转子空心轴上的6个径向通风孔在周向上均布，以60°为旋转周期性，选取周向1/6扇形几何体为计算域。计算域入口为试验器外圆柱的1/6，圆柱表面的轴向长度30 mm，直径为290 mm；计算域出口为轴心通风器排气管60°截面，直径为32 mm。

本文所用的蜂窝结构布满整个环形腔，每个蜂窝均是横截面为正六边形的单孔柱体，蜂窝孔尺寸设定对边距为1 mm，蜂窝深度为18 mm，有效孔数为13 240(1/6圆周)，蜂窝结构如图2(a)所示。而蜂窝结构由数万个小孔组成，计算模型的网格规模将十分庞大，计算过程耗时太长，现有条件很难实现。因此本文将蜂窝部分简化为“井”字排列的蜂窝孔，周围蜂窝结构区域采用多孔介质模型代替，然后根据理论关系式计算总效率。图2(b)为井字形蜂窝结构网格。

图2　蜂窝结构及其简化模型网格

由于通风器内气体温度变化不大，密度的相对变化量很小，马赫数小于0.3，所以连续相按不可压缩流动处理，且其内部为空气和油滴颗粒混合而成的两相流，两者的物性参数见表1。流体区域采用多参考坐标系模型，即设定各流体区域为运动参考坐标系，且除最外侧实验腔运动速度为零外，其他区域运动转速为通风器运动转速。

表1　空气与润滑油的物性参数

入口边界条件为质量流量入口，质量流量率为总通风流量的1/6，湍流强度为2%，湍流粘性比给定为100。取标准大气压(101.3 kPa)为参考压力，出口定义为通风出口，出口静压(表压力)为Pg,out=0 kPa。通风口前后的压力降Δp与动压头之间的无量纲损失系数kL由试验数据获得，是法向速度的多项式表达式，为kL=0.001v2-0.272v+18.77。构成扇形计算域的侧面为旋转周期性面；通风器试验腔旋转轴壁面的运动方式定义为运动壁面旋转运动；其他壁面均定义为固定壁面，各壁面的粗糙度高度定义为0，粗糙度常数定义为0.5，所有壁面剪切条件均为无滑移条件。

1.2计算方法

蜂窝结构轴心通风器内的连续相空气和分散相油滴颗粒形成的油气混合物属于气液两相流，采取欧拉—拉格朗日方法进行求解，其本质是运用分散相模型(Discrete Phase Model，DPM)求解分散相，对连续相空气采用欧拉方法应用雷诺应力模型，直接求解时均N-S方程。通风器内的滑油颗粒被处理为分散相，通过计算流场中大量油滴的运动得到，采用拉格朗日方法对这些质点的运动方程进行积分得到其运动轨迹和受力情况[14-15]。油滴颗粒被看作惰性颗粒，不考虑滑油的蒸发，颗粒的受力仅考虑阻力和旋转参考坐标系产生的附加力，应用球形颗粒阻力公式。通过随机追踪模型模拟连续相湍流瞬时速度脉动对颗粒轨迹的影响(即湍流弥散)，并采用随机涡寿命模型确定随机追踪模型的积分时间，DPM模型的壁面边界条件采用壁面液膜(Wall-Film)模型，颗粒追踪在绝对坐标系中进行，分散相与连续相的耦合为双向耦合，近壁处理采用标准壁面函数。

蜂窝结构轴心通风器内部流道结构复杂，油气混合物由于旋转轴带动具有较大的离心力，较高的流速，流动状态呈湍流流动，内部流体流线弯曲回折特点明显，湍流的各项异性对时均流动作用明显。雷诺应力模型(RSM)对于计算这类流动问题具有更高的精度，它摒弃了各项同性的涡粘假设[16]，更严格地考虑了流线型弯曲、漩涡、旋转和张力快速变化，为更严格的计算雷诺应力各向异性引起的流动变化，雷诺应力模型的N-S方程引入了湍流黏度、耗散率、湍动能、二次压力-应变项、湍流扩散等附加项。因此，RSM对于蜂窝结构轴心通风器内复杂的两相流流动的模拟具有更大的优势，雷诺应力方程具体形式为

(1)

式中，ρ为密度，u为时均速度，u′为脉动速度，μ为黏度，β为体积膨胀系数，g为重力加速度，Ω为平均转率张量。

2　分离机理与分离效率

2.1分离机理

通风器的作用主要是分离油气混合物中的滑油颗粒，从而减少滑油的消耗，而油气分离机理主要是离心分离和惯性碰撞分离。当发动机工作时，空气夹带着滑油颗粒一起进入轴心通风器，由于转子的高速旋转作用，使空气和滑油颗粒受到一个向外的离心力的作用，在离心力的作用下，空气和滑油颗粒一同做离心运动。但由于滑油颗粒的密度远大于空气密度，所以作用在滑油颗粒上的离心力较大，使较大颗粒的滑油被甩至壳体壁面处，形成一层油膜，且在惯性力的作用下，部分颗粒在随通风器高速旋转的同时发生一系列的碰撞，包括颗粒与颗粒之间的碰撞以及颗粒到达蜂窝孔处与蜂窝内壁的碰撞。在碰撞的过程中，有的颗粒破碎形成一层油膜粘附在壁面，有的颗粒发生反弹、散布或飞溅现象。设计时，一般将通风器中滑油回收的通路与油气混合物进气通路分开，这样使得被回收的滑油不再随进气重新进入通风器，而被分离的空气则会在压差作用下，经过旋转轴上的排气孔直接排出。

3.2分离效率

轴心通风器从油气混合物中捕集滑油颗粒的能力用分离效率来表示。全效率η为当两相流流体通过分离器时，被分离器捕获颗粒的含量与进入分离器总颗粒含量的比值，即

(2)

式中，G1为进入分离器的总颗粒量，G2为从分离器排出的颗粒量，G3为分离器所捕集的颗粒量。

3　结果与分析

3.1计算结果验证

通风阻力是评价离心通风器通风性能最直接的指标。通风阻力定义为入口总压Pin与出口总压Pout的差值ΔP=Pin-Pout。因此，对蜂窝式轴心通风器在转速n为4 750 r/min，通风量为0.02 kg/s、0.04 kg/s、0.06 kg/s、0.08 kg/s和0.10 kg/s时以及在流量为0.08 kg/s，转速分别为1 000 r/min、2 000 r/min、3 000 r/min、4 000 r/min、4 500 r/min和5 000 r/min时总压损失的CFD数值模拟结果和实验值进行比较，如图3所示，二者吻合较好，计算模型与计算结果的可信度得到验证。

图3　压力损失计算结果和实验值的对比

3.2工况因素的影响分析

为了解蜂窝结构在通风器中的油气分离效果，本文将通风器分为两部分：蜂窝部分和其他部分，采用分离效率理论公式分别计算通风器的总分离效率及分段分离效率。

转速是通风器油气混合物分离性能的影响因素之一，在通风流量为0.08 kg/s，转速n分别为1 000 r/min、2 000 r/min、3 000 r/min、4 000 r/min、4 500 r/min和5 000 r/min时计算分离效率，见表2。转速的增加会增大蜂窝结构轴心通风器内油滴颗粒的分离效率及分段分离效率。

在低压转子轴的带动下，进入到试验腔的油气混合物受到离心力的作用也随之旋转，离心力计算公式为

(3)

式中，dp为滑油颗粒直径，ρ为滑油密度，ρa为空气密度，R为滑油颗粒所在旋转半径。离心力使滑油颗粒产生了径向速度V1和切向速度ωR。由式(3)可知，作用在滑油颗粒上的离心力与ω的平方成正比，因此转速增加，滑油颗粒所受的离心力随之增加，滑油与试验腔内壁发生碰撞的概率增大，使得滑油颗粒更多的被壁面吸附，从而提高了通风器内油气混合物的分离效率。随转速的增大，蜂窝部分的旋转速度也增大，对进入到蜂窝孔内的油气混合物产生很大的附加力，使滑油颗粒被甩到蜂窝孔壁面上，促进了油气分离。除离心力和附加力外，通风器试验腔内的湍流流动也对油滴颗粒的分离产生一定的作用，一般情况下St数大约为0.01，湍流脉动速度对这种尺寸较小的颗粒作用较大，同时在连续相湍流流动的漩涡边缘处会出现颗粒聚集的情况。蜂窝结构轴心通风器试验腔内滑油颗粒的平均直径约为数微米，增加低压转子轴的转速，会加快对试验腔内气流的搅动，从而增大流体流动的湍动能，改变流体内部的涡结构，增大准自由涡与准强制涡的活动范围。在涡的切向速度作用下，滑油颗粒向壁面迁移，增强壁面捕获油珠颗粒的能力，从而提高油气分离效率。

表2　不同转速下通风器的分离效率

通风器的油气分离效率不仅受到转速的影响，通风流量分离效率也是影响因素之一。表3为在旋转速度n为4 750 min时，通风流量m分别为0.02 kg/s、0.04 kg/s、0.06 kg/s、0.08 kg/s和0.10 kg/s时数值计算的通风器油气总分离效率及分段分离效率。

表3　不同通风流量下通风器的分离效率

(4)

通风器的通风流量增加，气流的径向速度V1也随之增加。根据式(4)，滑油颗粒的阻力也会增加，滑油颗粒向壁面迁移的动能减小，降低了颗粒与壁面的碰撞几率，油气分离效率自然会降低。尺寸较小的油滴颗粒对气流有良好的跟随性，当通风流量增大时，会增大小尺寸油滴颗粒在气流的牵引下向通风器下游迁移，同样使分离效率有一定程度的减小。通过蜂窝部分和其它部分油气分离效率的对比可以看出，蜂窝部分对油气分离效率的贡献比较大，对提高通风器分离效率，优化通风器性能起到至关重要的作用。

图4为油滴颗粒直径在通风器流道及实验腔内的分布情况。图中的颜色标尺由蓝到红代表颗粒的直径由小到大(7e-10～3e-5m)。油滴颗粒的直径主要分布在10-6m至10-10m范围内，颗粒十分微小，且大粒径的颗粒主要在通风器实验腔内离心分离并粘附在壁面上。从分段分离的数据统计看出，分离过程主要发生在蜂窝孔内、环形腔与通风孔及通风管内，主要的分离机理分别有惯性分离、离心分离和湍流弥散。

图5为通风器内从进口到出口的流线图，图中的流线以连续相流动的相对速度大小着色，且其颜色标尺由蓝到红表示空气流动的速度由小到大(0～200 m/s)。流体从通风器进口到出口，保持着高速的旋转流动，且其流动的相对速度层层递进，使得流场趋于稳定，有利于油气混合物的分离。

图4　油滴颗粒直径分布情况(单位：m)

图5　轴心通风器流线图

4　结论

本文在旋转坐标系下，利用CFD数值计算方法在不同转速和通风流量下对蜂窝式轴心通风器油气混合物的两相流流场进行数值模拟。针对蜂窝结构网格规模庞大、细节繁多的特点，将其处理为“井”字排列的蜂窝孔，周围蜂窝结构区域采用各向异性的多孔介质模型代替，连续相的湍流流动采取各项异性的雷诺应力模型进行模拟，采取DPM模型模拟油滴颗粒相的运动轨迹以及颗粒在通风器内的受力情况。最后建立适用于蜂窝结构的轴心通风器中气体流动数值计算的建模方法和性能计算方法，计算出通风器的油气分离效率。计算结果表明：

(1)蜂窝结构通风器总压损失的数值模拟计算值和实验方法计算得到的实验值基本吻合，验证了计算模型和计算方法的准确性和可行性；

(2)可针对蜂窝结构细节繁多的特点，划分成“井”字蜂窝及各向异性的多孔介质模型模拟周围蜂窝结构区域的流动特性，根据实验方法求得多孔介质模型所需的粘性阻力系数和惯性阻力系数；

(3)总分离效率和分段分离效率都随着转速的增加而提高，但通风流量的增加会降低分离效率；

(4)通过蜂窝部分和其它部分油气分离效率的对比，看出蜂窝部分对油气分离效率的贡献比较大，对提高通风器分离效率、优化通风器性能起到至关重要的作用。

[1]航空发动机设计手册总编委会.航空发动机设计手册：传动及润滑系统[M].北京：航空工业出版社，2002：507-508.

[2]马枚.航空发动机轴心通风系统的结构演变及分析[J].燃气涡轮实验与研究，1994(4)：23-30.

[3]李勇，李国权.航空发动机离心通风器性能的试验研究[C].中国航空学会第十三届机械动力传输学术会论文集，南京：中国航空学会机械动力传输专业委员会，2007：247-252.

[4]C.N.EASTWICK,K.SIMMONS,Y.WANG,et al.Study of aero-engine oil-air separators[J].Proc.IMechE Part A:Journal of Power and Energy,2006(220):707-717.

[5]WILLENBORG K.Experimental analysis of air / oil separator performance[J].Journal of Engineering for Gas Turbines and Power,2008(130):8-11.

[6]DUNLOP.Dunlop equipment retimet deoilers for aeroengines[J].Aircraft Engineering and Aerospace Technology,1997(69):64-66.

[7]ELGHOBASHI S.An updated classification map of parti-cle-laden turbulent flows[J].Proceedings of an IUTAM Symposium held at Argonne National Laborato-ry,2004(10)：4-7.

[8]GORSE P,BUSAM S,AND DULLENKOPF K.Influence of operating condition and geometry on the oil film thick-ness in aero-engine bearing chambers[J].Proc.of ASME Turbo Expo 2004,Vienna Austria,2004(6)：14-17.

[9]FARRALL M.Numerical modeling of two-phase flow in a simplified bearing chamber[D].United Kingdom：University of Nottingham,2000.

[10]冯健美，畅云峰，张勇，等.喷油压缩机卧式油气分离器特性的数值模拟及实验研究[J].西安交通大学学报，2008， 42(5)：561-577.

[11]A GLAHN,M F BLAIR,K L LLARD,et al.Disintegration of oil jets emerging from axial passages at the face of a rotating cylinder[J].Journal of Engineering for Gas Turbines and Power,2001,125(4):1003-1010.

[12]周华,夏南.油气分离器内气液两相流的数值模拟[J].计算力学学报,2006,23(6):28-30.

[13]马玫,赵炜.航空发动机轴心通风器油气分离技术研究及油滴运行轨迹跟踪[J].航空发动机,1997(2):13-16.

[14]CROWE C T.Review-numerical models for dilute gas-particle flows[J].Journal of Fluids Engineering Trans,ASME,1982,104(3):297-303.

[15]SMOOT L D,SMITH P J.Coal combustion and gasification[M].Plenum Press,1985.

[16]李振国.除油型水力旋流分离器内部流场的数值计算[D].大连：大连理工大学，2002.

(责任编辑：宋丽萍英文审校：赵欢)

Calculation of separation efficiency in axial ventilator with honeycomb structure

DONG Zhe1，XU Rang-shu1，HU Hui2

(1.Faculty of Aerospace Engineering,Shenyang Aerospace University,Shenyang 110136，China;2.Geely Automobile Co.,Ltd.,Jinan 250101,China)

To analyze the influence factors of oil-air separation characteristic of axial ventilator with honeycomb structure in aero-engine,the flow field in the axial ventilator was simulated numerically using CFD and Reynolds Stress Model (RSM).The calculated and experimental values of total pressure loss under same operating conditions were compared to ensure the applicability of the model.Separation efficiency values under different operating conditions were calculated and analyzed.The results show that separation characteristic obtained from numerical analysis can embody the influence of various factors on the separation efficiency,and these factors are coupled with each other.The high separation efficiency can be gained in axial ventilator with honeycomb structure.

Aero-engine;oil-air separator;honeycomb structure;separation efficiency;numerical calculation

2015-11-04

董哲(1989-)，女，辽宁沈阳人，硕士研究生，主要研究方向：航空发动机数值仿真技术，E-mail:dongzhe233@126.com；徐让书(1962-)，男，浙江乐清人，教授，主要研究方向:航空发动机数值仿真，E-mail:xurangshu@yahoo.com。

2095-1248(2016)04-0019-06

V211

A

10.3969/j.issn.2095-1248.2016.04.004