賈文杰
(航空工業試飛中心, 西安 710089)
隨著航空事業的迅速發展,航空發動機向大氣排放的污染物也日益受到重視[1]。各設計單位在不斷追求發動機性能的同時,更向著低污染、低噪聲及高可靠性方向發展。為使發動機能夠滿足世界衛生組織日益嚴格的環保要求,必須降低污染物排放[2]。
美國環境保護局(Environmental Protection Agency,EPA)于1973年頒布了世界上第一個《對來自飛機和飛機發動機的空氣污染控制》法規,對各種航空燃氣輪機作了一系列強制性的污染標準排放規定[3];國際民航組織(International Civil Aviation Organization, ICAO)[4]與中國民用航空局[5]也制定了污染物排放標準,明確規定要對航空發動機排氣中的氣體污染物和固態污染物進行測試并符合相關標準的要求。
國內外研究方面,Enis等[6]在2014年對航空發動機排氣污染物、冒煙等進行了大量的研究,中國相關研究單位也針對發動機排氣污染物進行了相關研究,并形成了HB 6116—2020《航空燃氣渦輪發動機排氣冒煙測量方法》和HB 6117—2020《航空燃氣渦輪發動機氣態污染物的連續取樣及測量方法》等相關標準,但上述標準中只提供了尾氣測量的方法、測點排布要求以及數據處理方法,對于航空發動機尾氣測量裝置的研究較少。考慮到測量裝置的精度和性能決定測量結果的準確性和可靠性,因此有必要對其開展研究。
目前常用的測量方法是在發動機尾流場中布置尾氣采樣裝置,通過尾氣采樣裝置將采集到的尾氣輸送至對應的組分分析設備中進行測量。而隨著發動機性能的提升,現有燃氣渦輪發動機的排氣溫度可能達到1 500 ℃以上,超過常規金屬材料熔點(1 200～1 400 ℃);除此之外,尾氣采樣裝置固定于發動機尾流場中,受到來自發動機的高溫氣流沖擊載荷,因此采樣裝置的設計成為發動機排氣污染物測量的關鍵難點之一。考慮到常規設計方法難以對加裝冷卻結構的采樣裝置的冷卻效果和結構強度進行分析,因此參考國內外相關發動機高溫部件的耦合設計方法[7-9],提出采用熱-流-固耦合方法開展采樣裝置的結構設計和冷卻效果評估。
1.1 采樣裝置外形設計
根據采樣裝置設計的相關標準要求,結合試驗所用發動機的相關參數開展采樣裝置的初步設計,其中試驗用發動機尾噴管直徑為850 mm。所設計的采樣裝置每支等環面分布3個取樣點,共安裝4支,安裝方式如圖1所示。
圖1 采樣裝置安裝系統圖Fig.1 Sampling device installation system diagram
初步設計的采樣裝置如圖2所示,主要由采樣裝置主體、引氣管路以及用于對采樣裝置內部進行冷卻的冷卻管路組成。采樣裝置主體采用GH3536材料制成,能夠滿足在溫度不高于1 273 K下的長期使用。試驗時,將采樣裝置固定在發動機尾流場中,采樣裝置的采樣點距離發動機尾噴管出口的軸向距離不大于0.5倍噴管直徑,采樣點正對來流,通過引氣管路將發動機尾氣引入排氣污染物分析裝置中,采用水冷方式對采樣裝置進行冷卻。
圖2 采樣裝置結構示意圖Fig.2 Structure diagram of sampling device
1.2 冷卻方案設計
在完成采樣裝置外形及內部管路設計后,需要設計冷卻結構,綜合考慮采樣裝置內部空間限制和加工成本后,共設計三種冷卻方案,具體如圖3所示。其中方案1為冷卻水從采樣裝置底部背風面注入,被加熱后從底部靠近迎風面一側的管路流出,進出水管路直徑均為12 mm;方案2為從采樣裝置背風面一側伸入一根進水管路至采樣裝置端部,經過加熱的水從采樣裝置根部靠近迎風面一側流出;與方案2相比,方案3在伸入采樣裝置內部的冷卻水管上沿周向開一定數量直徑為2 mm的小孔,在采樣裝置背風面靠近端部位置預留80 mm×20 mm的排水口供冷卻水流出。
圖3 采樣裝置冷卻結構示意圖Fig.3 Cooling structure diagram of sampling device
2.1 流場分析
采樣裝置在發動機尾流場中受到高溫高壓氣流沖擊作用,需要對其所受氣動載荷和溫度載荷進行分析。使用Fluent軟件進行流場分析,共劃分混合網格單元約205萬,求解采用基于密度的求解器,選擇壓力進口和壓力出口邊界條件,根據前期車臺地面試驗測試結果,設置進口總壓230 kPa,進口總溫1 800 K。湍流模型為Realizablek-ε雙方程模型和Scalable Wall Function壁面函數[10]。其中,k為紊流脈動動能,ε為紊流脈動動量的耗散率。
如圖4所示為采樣裝置耙體表面壓力和溫度分布云圖,可以看出,由于采樣裝置端部位于發動機尾流核心流中,高溫氣流滯止于迎風面上,因此采樣裝置迎風面端部存在一個高溫高壓區域,如圖5所示為采樣裝置安裝截面發動機軸線高度沿水平方向流體溫度分布曲線,可以看出,在離開發動機尾流的高溫核心流后,流場溫度顯著降低,因此圖4中采樣裝置前端迎風面溫度和壓力顯著高于其余部位的溫度和壓力。
圖4 采樣裝置表面壓力溫度云圖Fig.4 Surface pressure and temperature contour of sampling device
圖5 采樣裝置安裝截面沿水平方向溫度分布曲線Fig.5 Temperature curve of sampling device installation section in horizontal direction
2.2 換熱理論分析
采樣裝置安裝在發動機尾流場中,高溫氣流橫掠穿過采樣裝置外表面,符合流體橫掠單管的流動特征,因此采用流體橫掠單管的強制對流換熱方法進行換熱系數求解。研究表明,高溫流體橫掠單管時,換熱系數在整個圓柱表面有著較為劇烈的變化,但現有求解方法難以對各部位換熱系數進行求解,因此對于常見的工程實踐問題,通常只求解平均換熱系數。目前,通常采用基于經驗的準則關系式求解平均換熱系數。
研究表明,流體橫掠圓管的換熱可以用公式表示為
Nu=CRenPr1/3
(1)
式(1)中:Nu為表征對流換熱能力的無量綱數;Pr即普朗特數;雷諾數Re中的特征流速為通道來流速度u∞,m/s;C與n為經驗系數,取值根據Re而定。Chuichill與Bernstein對于流體橫向外掠圓管提出了在整個試驗范圍內都適用的準則式[11],即
(2)
式(2)的定性溫度為(tw+t∞)/2,其中tw為圓管表面溫度,K;t∞為高溫來流溫度,K;式(2)適用范圍為RePr>0.2。
2.3 采樣裝置冷卻效果分析
2.3.1 表面熱流密度計算
對采樣裝置在發動機尾流中的流場進行分析可以看出,采樣裝置受到發動機尾流的溫度載荷和壓力載荷,迎風面最大壓力約為200 kPa,表面最高溫度約為1 750 K,遠超常規金屬材料的熔點,因此需要對采樣裝置進行冷卻方案設計,并評估其冷卻效果能否滿足使用需求。
首先對高溫氣流橫掠采樣裝置的表面平均換熱系數進行分析,根據流場計算,來流溫度t∞=1 750 K,大氣溫度tw=290 K,因此式(2)中的定性溫度為1 020 K,特征長度為采樣裝置的迎風面寬度L=0.03 m。查閱定性溫度下的空氣熱物理性質可得,該溫度下的空氣Pr=0.713,密度ρ=0.329 kg/m3,導熱系數λ=0.071 8 W/(m·K),運動黏度υ=1.348×10-4m2/s。流場分析得到采樣裝置迎風截面的核心流平均來流流速u∞=1 100 m/s,因此Re為
(3)
計算可得,RePr?0.2,符合式(2)適用條件,將上述參數代入式(2)中,求得采樣裝置表面平均Nu=405.5,因此表面平均換熱系數h為
(4)
高溫氣流橫掠采樣裝置的面平均熱流密度q為
q=h(t∞-tw)=1.47×106W/m2
(5)
2.3.2 不同方案冷卻效果分析
在求得采樣裝置的面平均熱流密度后,將其作為第二類邊界條件加載到采樣裝置表面,使用單向熱-流-固耦合方法對三種冷卻方案進行冷卻效果分析,以驗證所設計水冷裝置的有效性。
使用ANSYS Workbench平臺進行采樣裝置的熱-流-固耦合分析[12-14],采用四面體非結構網格,對采樣裝置內壁面和冷卻管射流出口小孔等位置進行加密,以方案3為例,局部網格劃分結果如圖6所示,共劃分網格單元593萬。除此之外,方案1和方案2的網格數量分別為320萬和402萬。
圖6 局部網格示意圖Fig.6 Partial mesh diagram
在Fluent軟件中對幾種冷卻方案進行冷卻效果分析。設置流體域為壓力進口和壓力出口邊界條件,求解使用基于壓力的求解器和Realizablek-ε雙方程模型和Scalable Wall Function壁面函數,固體材料為高溫合金,定性溫度下的傳熱系數為 31.14 W/(m·K),根據前期調試結果,設置冷卻水進口壓力為300 kPa,溫度為290 K,將前文中求得的熱流密度作為壁面邊界條件施加到采樣裝置外壁面上,模擬高溫氣流對采樣裝置傳遞的熱量,對三種方案采用完全相同的求解器設置。
從圖4(a)中的流場分析結果可以看出,采樣裝置迎風面暴露在發動機核心尾流中的部分溫度最高,因此取該位置中心曲線溫度進行對比分析,所選擇的數據點如圖7所示。
圖7 提取數據點位置示意圖Fig.7 Schematic diagram of data point location
三種冷卻方案的迎風面中心溫度變化曲線如圖8所示,其中橫坐標為數據點距離發動機中心軸線的距離。可以看出,相同壓力下,三種冷卻方案的迎風面溫度變化有較大的差異,方案1中的表面最高溫度超過1 600 K,遠超GH3536材料熔點溫度,無法滿足使用要求;方案2表面最高溫度約為840 K,方案3表面最高溫度約為1 240 K,均能夠滿足設計要求。
圖8 3種方案迎風面溫度變化曲線Fig.8 Temperature curve of windward surface of three schemes
如圖9所示為三種方案的采樣裝置內部湍流強度分布云圖,湍流強度定義[15-16]為
圖9 3種方案湍流強度對比Fig.9 Comparison of turbulence intensity of three schemes
I=0.16Re-1/8
(6)
可以看出,方案1中冷卻水從底部背風面一側注入,水流從另一側流出,冷卻水流擾動只能到達采樣裝置中部,端部的水流處于相對靜止狀態,只能通過熱傳導進行換熱,換熱系數小,因此端部溫度最高;方案2中將冷卻水通過管道輸送到采樣裝置端部,冷卻水從采樣裝置根部流出,水流在采樣裝置內部形成一個循環,湍流強度大,換熱效果好,因此迎風面最高溫度僅為840 K;方案3采用沖擊換熱方案,但射流管路布置于靠近背風面一側,射流無法到達采樣裝置迎風面的高溫區,且由于冷卻水流出口靠近射流管路,出口壓力較低導致部分冷卻水進入后,直接從出口流出,未能充分參與換熱,導致采樣裝置迎風面溫度整體高于方案2的迎風面溫度。
如表1所示為三種方案的冷卻水出口平均溫度和出口最高溫度,可以看出,方案2的換熱效果最好,冷卻水溫升最高,約為18.7 K;方案3中由于部分冷卻水直接從出口流出,導致平均溫升最低,約為5.6 K;方案1的冷卻水出口溫度介于方案2和方案3之間。
表1 三種方案出口溫度對比
2.3.3 進口壓力對冷卻效果影響分析
圖10所示為方案2和方案3中冷卻水進口壓力對采樣裝置表面溫度影響。可以看出,當冷卻水進口壓力從0.3 MPa增加到0.4 MPa時,方案2迎風面最高溫度從840 K降低至約804 K;方案3中的迎風面最高溫度從1 240 K降低至約1 210 K,這是由于隨著進口水壓力增加,流速增加,換熱系數隨之增大,冷卻效果增強,使得采樣裝置壁面溫度降低。
圖10 進口壓力對采樣裝置表面溫度影響Fig.10 Effect of inlet pressure on surface temperature of sampling device
2.4 結構強度分析
將前文中流場計算得到的采樣裝置表面壓力分布和溫度分布作為輸入參數,進行熱應力和氣動力下的采樣裝置結構強度分析。將流場計算得到的表面溫度導入Steady-State Thermal模塊中進行采樣裝置溫度求解,然后將求解數據導入ANSYS Static Structural靜強度分析模塊作為溫度載荷;將前文流場計算得到的采樣裝置表面所受氣動力導入靜強度分析模塊作為氣動載荷,同時對采樣裝置底部壁面施加固定約束,以模擬采樣裝置真實的安裝固定方式。
考慮到方案3所受溫度載荷大于方案2,工況更為惡劣,因此對其進行靜強度分析。經過計算,采樣裝置變形及應力分布如圖11和圖12所示,其中最大變形約為0.16 mm,最大變形響應點位于采樣裝置端部;最大應力為31.46 MPa,位于采樣裝置根部背風面一側。
圖11 變形分布Fig.11 Deformation distribution
圖12 應力分布Fig.12 Stress distribution
已知GH3536材料1 000 ℃下的持久強度為105 MPa,定義采樣裝置的靜強度安全系數為
(7)
式(7)中:σ為材料持久強度,MPa;σTOT為危險截面最大合成應力,MPa;計算可得采樣裝置的靜強度安全系數為3.34,具有足夠的安全裕度。
采用熱-流-固耦合方法對某型發動機排氣污染物采樣裝置進行結構設計和冷卻效果評估,得到如下結論。
(1)采樣裝置受到發動機尾流高溫高壓載荷,表面最大壓力約為200 kPa,最高溫度約為1 750 K,理論分析可得,發動機尾流施加在采樣裝置表面的平均熱流密度約為1.47×106W/m2。
(2)三種冷卻方案中,方案1中冷卻水無法到達采樣裝置端部,表面最高溫度超過1 600 K,無法滿足設計要求;方案2采樣裝置迎風面最高溫度約為840 K,冷卻水出口平均溫升為18.7 K;方案3中采樣裝置迎風面最高溫度約為1 240 K,平均溫升5.6 K,方案2和方案3均能滿足使用要求。
(3)采用熱-流-固耦合方法對方案3進行靜強度分析,發現采樣裝置最大變形約為0.16 mm,最大應力為31.46 MPa,靜強度安全系數為3.34,具有足夠的安全裕度,滿足設計要求。
猜你喜歡尾流冷卻水發動機油田主機排氣閥冷卻水泄漏故障分析及修復石油化工建設(2020年1期)2020-08-24發動機空中起動包線擴展試飛組織與實施民用飛機設計與研究(2019年2期)2019-08-05飛機尾流的散射特性與探測技術綜述雷達學報(2017年6期)2017-03-26中國核電站冷卻水“熱污染”調查能源(2016年2期)2016-12-01中央空調冷卻水系統節能研究北京信息科技大學學報(自然科學版)(2016年6期)2016-02-27錐形流量計尾流流場分析天津大學學報(自然科學與工程技術版)(2015年10期)2015-12-29水面艦船風尾流效應減弱的模擬研究艦船科學技術(2015年8期)2015-02-27新一代MTU2000發動機系列汽車與新動力(2015年1期)2015-02-27一種發動機冷卻水管總成橡膠工業(2015年6期)2015-02-24新型1.5L-Eco-Boost發動機汽車與新動力(2013年5期)2013-03-11