某旋流式燃油噴嘴流場分析

易宗禮，侯 力，游云霞，王友勝

（四川大學制造科學與工程學院，四川 成都 610065）

1 引言

燃油噴嘴是航空渦輪發動機關鍵部件，旋流式噴嘴是其中一種常用的類型。其出口處流量和霧化質量的優劣將直接影響發動機燃燒室性能，如噴嘴出口速度偏小使流入燃燒室的燃油質量流率偏小，從而對航空發動機的點火和再點火可靠性不利[1]；噴嘴霧化技術不良，燃燒室內燃油液滴直徑過大，將會出現液滴碰壁、火焰后移及出口溫度分布不均等問題[2]。因此對于噴嘴出口的流速及霧化角度的研究具有重大意義。文獻[3]用實驗方法測得噴嘴霧化特性對噴霧燃燒點火過程的影響，結果表明當噴嘴供油壓力在（0.3～0.8）MPa 變化范圍內，噴嘴的霧化性能隨著供油壓力的提高得到改善，有利于燃燒室的點火性能。文獻[4]通過運用CFD 方法輔助模擬得出離心式噴嘴的內部流場；文獻[5]采用RNG 湍流兩方程模型和VOF 方法模擬了旋流式噴嘴的霧化。文獻[6]對某離心旋流式噴嘴霧化特性進行了實驗研究。

以上數值模擬的離心式噴嘴的旋流槽的開槽方向多為垂直于軸線方向，并在垂直于軸線平面內中心對稱分布。所研究的旋流式噴嘴較傳統的切向孔式，結構相對復雜，在總結了上述學者的研究經驗基礎上，分析了本旋流式噴嘴旋流器的結構和噴嘴的工作原理，并根據CFD 方法分析了旋流式噴嘴的內外部流場，著重探究了不同供油壓力時，噴嘴的霧化角度和燃油在內部流場和外部流場的速度分布。

2 旋流式噴嘴的結構與工作原理

研究的旋流式噴嘴是一種單通道噴嘴，主要由噴嘴殼體、油濾、彈簧及其支座、旋流器、燃油噴口與螺紋罩組成，如圖1 所示。

圖1 旋流式噴嘴剖視圖Fig.1 The Sectional View of Swirl Nozzle

其中，旋流器是影響噴嘴性能的主要元件，旋流器的結構，如圖2 所示。為了使流體流動的均勻性，在旋流器的底部均布6個直徑為0.6mm 的圓孔，在旋流器頂部分兩次開有一對呈中心對稱分布的旋流槽。第一次開槽平面與頂部平面平行且開槽方向與旋流器軸線成45°夾角。開槽半徑和深度分別為0.2mm 和0.29mm。第二次開槽平面與頂部平面成45°且開槽方向與旋流器軸線夾角為45°，開槽半徑和深度分別為0.2mm 和0.5mm。

圖2 旋流器結構Fig.2 The Cyclone Structure

在低壓狀態下，柴油在流道中所獲得的速度較小，此時柴油的表面張力和慣性力將起到主要作用，由于離心力較小液流仍留位柱狀并沒展開[2]。但當外部油壓升高時，柴油在流道內部的流動速度的將逐漸增大。在液體流過位于旋流室中的旋流器時，由于旋流室內壁是一直徑不斷減小的回轉式結構，且旋流器上開有具有一定傾斜角的旋流槽，燃油將被迫旋轉并擠壓到旋流槽和燃油噴口內壁的固壁面上，燃油液膜在慣性力的作用下失穩，使液膜破裂成為絲狀或帶狀[7]。高速旋轉的液膜與空氣相對運動劇烈，液體表面張力及粘性力的作用減弱，液膜的長度縮短，并發生扭曲，在氣動力的作用下破碎為小霧滴，然后從噴嘴口高速噴出，形成噴霧。

3 旋流噴嘴數值模擬

由于噴嘴內部存在氣液兩相，流場分布不能用單相流的模式分析，因此采用VOF 兩項流模型，將密度較輕的空氣設置為主項，將燃油設置為次項。考慮到旋流槽的尺寸結構變化，噴嘴內部流場充滿湍流和旋流，流體運動復雜，因此使用帶有旋流修正的Realizable k-ε 湍流模型來模擬噴嘴內流體的運動。

3.1 模型建立與網格劃分

根據設計的噴嘴模型UG 中建立其內部流道模型。根據前期的數值模擬試驗發現進油道、彈簧及其支座等對流體壓力降的影響不大，因此數值對計模型進行簡化。忽略進油道、油慮和彈簧及其支座的影響。為了更加清晰的顯示從噴口噴出后的噴射角度，將噴口擴張段擴大成為一個長度為1mm，直徑為3mm 的圓柱形流場。故整個數值計算流體域為旋流室、直管段和外部流場，如圖3（a）所示。

網格的劃分會影響計算的準確性和效率。結構性網格具有生成快、質量好、計算快的優點，非結構性網格具有生成方便、適應于幾何形狀復雜結構的特點[8]。考慮到旋流槽的結構復雜，不能采用完全的結構性網格，因此采用混合網格方法劃分網格。生成的網格如圖3（b）所示。

單元數量：817428 節點數量：168924

圖3 數值仿真的模型Fig.3 The Numerical Simulation Model

3.2 控制方程及邊界條件

流體流動的運動狀態有兩種形式，即層流和湍流，一般用雷諾數Re 的大小作為判斷流體流動形式的標準[9]。對于圓柱液體破碎，雷諾數是十分重要的量綱參數，大雷諾數的液體湍流會大大增強霧化的效果[10]。對于圓管內的流體流動，當雷諾數Re≤2320時認為流體是層流運動狀態，當2320＜Re≤13800 是半湍流過度狀態，當Re＞13800 時認為流體是完全湍流運動狀態[11]。根據理想條件下流體連續性方程和伯努利方程估算速度，進而求出雷諾數，作為迭代的初始值。

式中：ρ—燃油的密度，單位：kg/m3；do—截面的水力學直徑，對于不規則形狀可認為是流體流通截面積與浸濕周長之比，單位：m；u—流體流動速度，單位：m/s；μ—航空煤油的動力粘性系數，μ=0.0024kg/（m·s）。

根據式（1）計算壓差0.1MPa、0.2MPa、0.3MPa、0.4MPa、0.4MPa、0.5MPa、0.6MPa、0.7MPa、0.8MPa 共8 種不同情況下的雷諾數，判斷8 種不同工況下的出口流動狀態均為湍流。由于噴嘴在工作時內部流體與外界環境的溫差不大，可將整個系統視為絕熱系統。為了更精確模擬噴嘴內的湍流旋流器內的旋轉運動，采用三維定常可壓縮黏性湍流流動N-S 方程和帶旋流修正的Realizable k-ε湍流模型。

式中：t—時間；ρ—流體密度；ux，uy，uz—流體沿著X、Y、Z 軸的速度分量。

不可壓縮流動沿X、Y、Z 方向的Navier-Stokes 動量方程：

X 方向：

Y 方向：

Z 方向：

一般地，si是小量，對于粘性為常數的不可壓縮si=0。為了使上述動量方程封閉，還需引入兩個方程，湍流動能k 和湍流動能耗散率ε 的微分方程：

k 方程：

ε 方程：

流場邊界條件設置：選擇壓力入口為入口邊界條件，壓力出口為出口邊界條件，出口壓力為常壓，其余邊界設置為壁面邊界條件，邊界面無滑移、無熱量交換，忽略重力的影響。燃油的物性參數由表1 給出，進出口處的湍流強度大小按式（10）確定。

表1 燃油的物性參數Tab.1 The Physical Characteristics of Fuel

4 計算結果及分析

通過Fluent 軟件中VOF 兩相流隱式算法計算得出8 種不同壓差條件下旋流式噴嘴燃油流動的穩態情況。出口處燃油的速度、流量和霧化錐角由表2 給出，不同壓差條件下燃油的速度、流量以及空氣回流速度的變化，如圖4 所示。

圖4 出口流動與壓差的關系Fig.4 The Relationship of Outlet Flow and Differential Pressure

由圖4 可以看出旋流式噴嘴出口處燃油速度和流量以及出口處空氣的回流速度都隨著進出口壓差的增大而逐漸增大，但是燃油流量和速度的增長率隨著壓差的增長有所減小。這說明在壓差在（0.1～0.2）MPa 時，由于壓力較小，出口的速度和流量對壓差變化較為敏感，當壓力從0.3MPa 逐漸升高時，噴嘴出口處的速度和流量增長基本不變，而空氣的回流速度在（0.3～0.5）MPa 內增長率較小，說明壓差范圍內空氣的回流速度較為穩定。此外，燃油在旋流式噴嘴的霧化錐角與壓差成正相關。根據噴嘴的設計標準及工作條件限制，要求旋流式噴嘴的霧化錐角為70°，因此，進出口壓差為0.3MPa 左右是最適宜的工作壓差，如表2 所示。

表2 噴嘴出口流動和噴射錐角Tab.2 The Outflow and Atomization Angle

由于各工況下的流動特性相近，只是在數值上存在差異。以工作壓差為0.3MPa 為例對旋流式噴嘴的內外流場模擬結果進行說明。

圖5 對稱截面的燃油分布圖Fig.5 The Oil Distribution in Symmetric Section

通過模擬獲得燃油—空氣兩相的分布，其中燃油的分布，如圖5 所示。左側深色代表燃油，右側深色代表空氣。由圖可以看出燃油通過入口后經過旋流器的旋流后在旋流室內與空氣開始混合并形成錐狀，此時燃油液膜在空氣的作用下開始破裂，于是在軸線方向上開始形成空心錐，然而此時燃油與空氣的混合還不夠充分，形成的空心錐的角度較小且處于不斷發展的狀態。當燃油與空氣流動到旋流式噴嘴的直線段時，由于流道直徑的突減小，燃油的速度突然增大使燃油與空氣的相對運動速度也隨之增大，此時，燃油與空氣混合加劇，使得燃油空心錐的角度逐漸增大并趨于一個固定角度，形成了一個較為穩定的空心錐，然而由于內部流場邊界對燃油和空氣的混合存在限制，燃油的霧化過程還并未完全形成。當燃油從噴口高速噴出進入外部流場后，在噴口附近形成沿噴嘴軸線方向為軸的圓柱狀分布。燃油的體積分數逐漸減小，燃油在外部流場進一步霧化，這是由于在外部流場中燃油與空氣混合沒有了空間的限制使得氣液兩相混合更加充分，因此外部流場內霧化錐角不變。

圖6 對稱截面的速度分布圖Fig.6 The Velocity Profile of the Symmetric Section

根據圖6 所示，在旋流式噴嘴的內部，氣液兩相的壓力沿軸線方向（X 軸）逐漸降低，在旋流室和噴嘴直線段流體域內，存在一個圓柱狀的低壓區，這是由于流經旋流切向槽的旋流作用后，燃油被甩在旋流室的內壁上，而旋流室是一個漸縮結構，使得燃油一直緊貼內壁，當燃油流動到旋流室末端時已獲得較大的速度，并繼續沿著內壁面流動至噴口噴出，因此在旋流室和噴嘴直線段中心形成一低壓區，低壓區的存在會使得外部空氣倒流進入噴嘴內部，這可以從圖6（b）中對稱截面內的軸向速度看出。空氣倒流更有利于空氣與燃油的混合，從而提升霧化質量。由圖6 可知流體在整個流場內的軸向速度、徑向速度和切向速度均為對稱分布，其中軸向速度和切向速度大小相差不大，圖中軸向速度、環向速度和切向速度速度的數值的正負性表示速度的方向相反，這可以從速度矢量圖（e）、（f）看出。

圖7 不同截面處的切向速度和徑向速度Fig.7 The Radial Velocity and Tangential Velocity at Different Interfaces

結合圖7 可以看出，燃油的環向速度和切向速度在對稱截面內并不是軸對稱分布，而是沿軸線中心對稱分布，這是由于旋流槽是沿軸線方向中心對稱分布度，使得燃油噴出后的速度也是中心對稱分。旋流室內部、噴嘴出口和外流場三個垂直于軸線截面內的徑向速度和切向速度的分布，可以發現徑向速度和切向速度的分布在不同位置是不斷變化的，越靠近外部，其沿著截面分布越均勻，這說明燃油從噴嘴內部到外部流場的過程中霧化程度越來越好，如圖7 所示。

5 結論

（1）運用VOF 兩相流方法和Realizable k-ε 模型對旋流式噴嘴進行數值模擬噴嘴霧化，模擬效果較好。當供油壓力為0.3MPa 時的霧化角度為70.2°，是適合此旋流式噴嘴工作條件的適宜供油壓力。（2）旋流式噴嘴內外部流場中燃油的軸向速度沿軸線方向軸對稱分布，徑向速度和切向速度沿軸線方向在不同位置為均為中心對稱分布，但在內外流場不同位置的分布均勻程度不同，隨著油向外部流場噴射，速度分布更均勻，霧化效果更好。（3）旋流式噴嘴的流速和霧化錐角會隨供油壓力的增大而增大，速度的增長率隨供油壓力越來越小，霧化錐角在（0.2～0.4）MPa 內變化較小。這為后續噴嘴結構優化設計奠定了基礎。