噴口尺寸對高溫升燃燒室副噴嘴性能影響

莫 妲，張成凱，竇義濤，李美燁

（中國航發沈陽發動機研究所，沈陽110015）

0 引言

某高溫升燃燒室采用三旋流燃燒組織方式，與常規溫升及較高溫升燃燒室相比，能在更為寬廣的油氣比范圍內穩定而高效地工作[1]，實現大范圍的油量調節。在小狀態下，不會因貧油而熄火[2]，同時也有較好的點火性能。燃油噴嘴是航空發動機燃燒室的關鍵部件，對發動機性能起著重要作用[3]。燃油體積分數分布對燃燒效率、火焰穩定、點火、出口溫度分布、排氣污染物都有很大影響[4]。

趙碩等[5]對某型航空發動機燃油噴嘴的工作特性和霧化質量進行了試驗，測定了在不同壓力下噴嘴的流量特性、噴霧錐角、索太爾平均粒徑（Sauter Mean Diameter，SMD）及尺寸分布；黨龍飛等[6]試驗研究了2 種大小流量不同的雙油路離心噴嘴在不同供油壓力下的油霧特性；萬云霞等[7]研究了火焰筒頭部積碳對燃油霧化特性的影響，采用相位多普勒粒子分析儀測量了不同油氣比下的霧化錐角、SMD 和粒子分布，表明積碳對噴霧錐角、燃油粒徑和噴霧的均勻性影響很大；Simmons[8]提出平均直徑及分布指數是影響離心噴嘴液滴尺寸分布的2 個參數；金如山[4]提出霧化平均直徑和噴嘴直徑的平方根成正比；Taka?hashi 等[9]試驗研究了脈沖式供油離心噴嘴霧化油滴速度分布；楊立軍等[10]采用高速照像方法研究了離心噴嘴的噴霧場軸向速度分布。

在公開文獻中針對噴口長徑比和旋流室直徑與噴口直徑比對離心噴嘴性能的影響研究較少，本文針對三旋流高溫升燃燒室的副油路離心噴嘴，在不同供油壓力條件下，試驗研究了噴口長徑比和旋流室直徑與噴口直徑比對噴嘴流量、錐角和霧化性能的影響。

1 研究方案

三旋流燃燒室副油路噴嘴的2維幾何模型如圖1所示.該離心噴嘴由旋流器、噴口、轉接段組成。當離心噴嘴工作時，高壓燃油通過噴嘴內的旋流器后在旋流室內高速旋轉，當燃油噴出時，在離心力作用下將燃油霧化散開成為許多微小的液珠。該噴嘴在低供油量條件下可獲得霧化良好的油霧，確保燃燒室點火及在低功率狀態下高效穩定燃燒[11]。

圖1 離心噴嘴2維幾何模型

試驗噴口局部如圖2所示。圖中，Lc為噴口長度，dc為噴口直徑，Ds為旋流室直徑。

圖2 噴口局部

試驗共7 個方案，方案 1～4 的Ds/dc=4，Lc/dc分別為0.5、1.0、1.2 和 1.5；方案1、5～7的Lc/dc=0.5，Ds/dc分別為3、5和6。

2 試驗設備和條件

2.1 試驗設備

噴嘴霧化試驗器如圖3 所示。通過配套的后處理軟件可以得到其他的流體參數，如湍流度、SMD、粒徑分布均勻度指數N和特征直徑D等。

圖3 噴嘴霧化試驗器

2.2 試驗條件

針對7 個方案測取了供油壓力分別為70、160、400、540、900、1600、2700、3400 kPa 時的燃油流量和霧化錐角；在供油壓力為160、540 kPa 時，距噴口端面 70 mm 處對各方案進行了霧化粒度試驗，測量的霧化參數有數密度分布、RR（Rosin-Rammler）分布[12-13]的特征直徑D和均勻度指數N。其中，特征直徑為體積分數累計至63.2%時對應的燃油粒徑。

壓力測量誤差為±0.5%，且壓力測量點距試驗件進口的管線長度不大于0.3 m，錐角測量誤差不大于±1°。為減小測量誤差，由專人進行數據采集，并嚴格控制其精確度。采用觸針式測量裝置在距離噴口端面10 mm 軸向位置的2 個相互垂直平面上測量噴霧錐角，如圖4所示。

圖4 噴霧錐角測量

試驗介質為3 號噴氣燃料，在試驗時，燃油溫度為（20±1）℃，密度為786.6 kg/m3。

3 試驗結果

3.1 燃油流量和噴霧錐角

燃油流量Q隨供油壓力P和噴口長徑比Lc/dc變化的曲線如圖5 所示。從圖中可見，在相同壓力工況下，當噴口長徑比增大時，燃油流量減小，這是因為噴口長度增加時，燃油流動損失增大，導致流量變小。同時，在相同長徑比條件下，燃油流量隨供油壓力的增大而增大。

圖5 噴口長徑比對流量的影響

霧化錐角α隨供油壓力P和噴口長徑比Lc/dc變化的曲線如圖6 所示。從圖中可見，在相同壓力工況下，當噴口長徑比增大時，霧化錐角減小，這是因為噴口直線段的壓力損失增加，使霧錐打開時需要的能量減小，因此噴霧錐角也隨之減小。同時，在相同長徑比條件下，隨供油壓力的增大，霧化錐角先增大至某一恒定值，隨后減小，因為供油壓力增大到一定值后，燃油液滴所受的軸向力增大，使霧錐向噴霧中心逐漸收縮。

圖6 噴口長徑比對錐角影響

噴嘴的幾何特性數A為[14]

式中：∑f為旋流槽面積；θ為旋流槽角度。

幾何特性數A與流量系數μ和噴霧錐角α的關系曲線[14]如圖7 所示。圖中橫坐標為A，主要縱坐標為α，次要縱坐標為μ。當A增大時，流量系數減小，錐角增大。

圖7 A與μ和α的關系

燃油流量為[14]

式中：μ為流量系數；ρf為燃油密度；ΔPf為燃油壓力。

從式（2）中可見，當噴口面積和燃油壓力不變時，流量系數增大，燃油流量也隨之增大。

燃油流量Q和霧化錐角α 隨旋流室與噴口直徑比Ds/dc的變化曲線如圖8、9所示。從圖中可見，在相同壓力工況下，Ds/dc增大時，Q減小，α減小。這是因為在式（1）中，dc減小時，A減小，此時從圖6 中可知，流量系數μ增大，α減小。但流量系數的增大沒有噴口直徑減小的幅度大，因此由式（2）得到的燃油流量還是減小的。

圖8 旋流室與噴口直徑比對流量影響

3.2 霧化性能參數

方案1 在不同供油壓力條件下的霧化情況如圖10 所示。在70 kPa 時，噴霧型式為“喇叭口”模式，此時燃油噴射速度小，主要是表面張力和慣性力起作用。隨著壓力增大，噴射速度增大，與空氣相對運動劇烈，燃油破碎為小液滴。在供油壓力小于2700 kPa時，隨著壓力的升高，噴霧角度增大，會使液滴更充分地暴露于周圍空氣或燃氣中，使霧化效果改善，傳熱傳質速度提高[15]；當壓力為3400 kPa 時，燃油在離開噴口后便形成濃霧，同時，隨著霧錐與噴口端面的距離的增加，霧錐逐漸收縮，這與圖6和圖9的結果是吻合的。

圖9 旋流室與噴口直徑比對錐角影響

圖10 方案1噴霧情況

方案1 的特征直徑D和均勻度指數N隨壓力的變化關系如圖11 所示。從圖中可見，隨著壓力的升高，特征直徑D減小，均勻度指數N增大，即供油壓力的升高使燃油霧化效果得到改善。

圖11 方案1的特征直徑、均勻指數與壓力關系

在供油壓力為160 kPa時，特征直徑D和分布指數N隨噴口長徑比Lc/dc的變化曲線如圖12所示。從圖中可見，噴口長徑比對離心噴嘴霧化性能有一定影響。在相同壓力工況下，Lc/dc大的霧化質量要比Lc/dc小的好，說明Lc/dc大些有利于燃油的離心旋轉，有利于霧化。

圖12 Lc/dc對特征直徑和分布指數的影響

在供油壓力為160 kPa 時，特征直徑D和分布指數N隨旋流室與噴口直徑比Ds/dc的變化曲線如圖13所示。從圖中可見，旋流室與噴口直徑比對離心噴嘴霧化性能也有一定影響。在相同壓力工況下，Ds/dc小的離心噴嘴霧化質量優于Ds/dc大的，因為Ds/dc小有利于燃油的離心旋轉，因而有利于霧化。

圖13 Ds/dc對特征直徑和分布指數的影響

在供油壓力為540 kPa 時，方案1~4 的數密度分布如圖14所示。從圖中可見，4條曲線都呈現雙峰趨勢，隨著噴口長徑比的增大，雙峰處的數密度值減小。在供油壓力為540 kPa 時，方案1、5~7 的數密度分布如圖15 所示。隨旋流室與噴口直徑比的減小，雙峰處的數密度值減小。這是因為在噴口長徑比大和旋流室與噴口直徑比小的情況下，霧化的燃油粒子體積分數較大，激光穿透油霧時的能量損失和來自霧化燃油粒子的反射光都會影響測量，致使大部分小粒徑粒子沒有被測到。

圖14 數密度分布

圖15 數密度分布

4 結論

本文針對供油壓力、離心噴嘴的噴口長徑比和旋流室直徑與噴口直徑比對燃油流量、噴霧錐角、霧化性能的影響進行了試驗研究，得到如下結論：

（1）對相同的幾何尺寸的噴嘴，隨著供油壓力的升高，燃油流量增大，在供油壓力低于2700 kPa時，噴霧錐角與供油壓力正相關，繼續增加供油壓力，噴霧錐角有減小的趨勢；

（2）噴口長度和噴口直徑對離心噴嘴的噴霧特性有很大影響。在相同的供油壓力下，當噴口長徑比和旋流室與噴口直徑比增大時，燃油流量和噴霧錐角同時減小，前者使霧化質量變好，后者相反。

（3）幾何特性數與流量系數和噴霧錐角的關系對噴嘴設計有重要的參考價值，為方案設計階段噴嘴的關鍵尺寸選取提供依據。