某航空燃油噴嘴霧化特性分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

白青松， 吳 陽， 侯 力

(四川大學(xué) 機械工程學(xué)院，成都 610065)

航空發(fā)動機作為飛機的“心臟”，是飛機安全航行的重要保障，更是一個國家科技、工業(yè)以及國防實力的重要體現(xiàn)[1-2].而燃油噴嘴作為航空發(fā)動機燃燒室的核心零部件之一，其燃油霧化質(zhì)量直接決定著航空發(fā)動機燃燒室的燃燒效率以及燃燒穩(wěn)定性[3].因此，研究燃油噴嘴的霧化特性對航空發(fā)動機燃燒室的設(shè)計具有重要的指導(dǎo)意義.

離心式燃油噴嘴由于結(jié)構(gòu)簡單、霧化能耗小、運行可靠等優(yōu)點被廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動機燃燒室[4].近年來隨著計算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics，CFD)的發(fā)展，尤其是兩相界面捕捉算法的提出，離心式燃油噴嘴霧化特性的研究日漸深入.目前，界面捕捉算法主要有體積分?jǐn)?shù)法[5](Volume of Fluid，VOF)、任意拉格朗日-歐拉法[6](Arbitrary Lagrangian Eulerian，ALE)、水平集法[7](Level Set，LS)等，其中VOF方法在噴嘴霧化特性的研究中應(yīng)用最廣.Vishnu等[8]基于VOF模型，采用大渦模擬(Large Eddy Simulation，LES)算法，系統(tǒng)地研究了開式旋流噴嘴內(nèi)部液體的表面波運動以及液膜特性.Ashraf[9]利用VOF方法對離心式噴嘴的內(nèi)部流動進行計算，得到了噴嘴的霧化錐角、液膜厚度、流量系數(shù).國內(nèi)學(xué)者王振國等[10]以氣液同軸離心式燃油噴嘴為研究對象，率先采用CFD方法模擬了噴嘴的冷態(tài)霧場.周立新等[11]采用此方法模擬出了離心式噴嘴內(nèi)部液膜與氣渦共存的流場結(jié)構(gòu)以及氣液交界面的幾何形狀.劉娟等[12]采用VOF方法分析了噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對霧化特性的影響規(guī)律.潘華辰等[13]對離心式噴嘴的結(jié)構(gòu)進行改進，將頂部旋流槽改為具有傾角的切向槽，研究切向槽位置和傾斜角對噴嘴霧化效果的影響.

本文以某航空燃油噴嘴為研究對象，基于Fluent平臺，采用VOF兩相界面捕捉算法分析其內(nèi)部流動及霧化特性，揭示內(nèi)部燃油壓力損失的區(qū)域及液膜破碎機理，對結(jié)構(gòu)形式進行改進；并建立正交試驗，考慮多個結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴嘴霧化特性的影響規(guī)律，對其結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化設(shè)計，確定最優(yōu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)組合，從而提高噴嘴的霧化性能.

1 數(shù)值計算方法

1.1 研究對象

以某航空發(fā)動機燃油噴嘴為研究對象，該噴嘴是一種結(jié)構(gòu)尺寸較小、內(nèi)部流道復(fù)雜的離心式噴嘴.主要由噴口、旋流器、螺紋罩、油濾、噴嘴殼體、彈簧及彈簧支座組成，其剖視圖如圖1所示.其中，旋流器與噴嘴噴口是影響噴嘴霧化性能最重要的兩個元件.燃油經(jīng)油濾過濾后進入彈簧支座腔內(nèi)，在彈簧的作用下，彈簧支座壓縮旋流器，使旋流器與噴口緊貼，燃油只能經(jīng)過旋流槽進入收縮室，在收縮室內(nèi)形成旋轉(zhuǎn)運動，產(chǎn)生離心力，從而克服液體的表面張力，在噴口處發(fā)生一次霧化；隨著霧化進程，初次霧化產(chǎn)生的液滴在外界空氣擾動力的作用下繼續(xù)發(fā)生破碎產(chǎn)生大量離散型微小液滴，完成二次霧化，從而形成噴霧.

圖1 燃油噴嘴結(jié)構(gòu)剖視圖Fig.1 Sectional view of fuel nozzle structure

1.2 控制方程

噴嘴霧化過程是一個極其復(fù)雜的兩相流動問題，在此過程中氣液界面會發(fā)生明顯的變形， VOF模型作為一種在固定的歐拉網(wǎng)格下的界面追蹤模型，被廣泛應(yīng)用于兩相界面流動問題的數(shù)值計算中.

在VOF方法中，流體共享一個動量方程，并且在整個域內(nèi)跟蹤每個計算單元中每種流體相的體積分?jǐn)?shù)，從而構(gòu)建和追蹤相界面.體積分?jǐn)?shù)函數(shù)[14]為

(1)

式中：Vc為計算單元的體積；Vi為單元中第i相的體積；φi=0時，表示計算單元中全是氣體；φi=1時，表示計算單元中全是液體；φi=0～1時，表示計算單元處于氣液交界面.

體積分?jǐn)?shù)的連續(xù)性方程：

(2)

(3)

庫朗數(shù)定義如下：

(4)

式中：Δt為時間步長；|u|為計算單元內(nèi)流體速度矢量的模；Δx為速度方向的計算單元長度.

動量守恒方程：

(5)

式中：p為壓力；F為由表面張力產(chǎn)生的體積力；g為重力加速度；μ與ρ分別為混合相的動力黏度與密度，且

μ=φlμl+(1-φl)μg

(6)

ρ=φlρl+(1-φl)ρg

(7)

μg、ρg為氣相的黏度與密度；μl、ρl為液相的黏度與密度；φl為液相的體積分?jǐn)?shù).

對于氣液交界面上的表面張力，采用Lubomir等[15]提出的連續(xù)表面張力(Continuum Surface Force, CSF)模型，該模型把表面張力作為一個體積力處理.對于氣液兩相流，體積力為

(8)

式中：σ為表面張力系數(shù)；κi為氣液相界面的曲率，

(9)

n為液相體積分?jǐn)?shù)的法向量.

RNGk-ε湍流模型的輸運方程：

(10)

(11)

式中：k為湍動能；ε為湍動能耗散率；μeff為有效黏度；Gk為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍動能；Gb為由浮力產(chǎn)生的湍動能；YM為常量；αk與αε分別表示k與ε的有效普朗特數(shù)倒數(shù)；Sk與Sε為用戶自定義源項；Rε為ε的附加項；C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09.

1.3 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗證

對流體域進行簡化，忽略進油道、油濾和彈簧支座的影響，以旋流器與噴口之間的流體域為計算域.采用ICEM CFD對計算域進行混合網(wǎng)格劃分，如圖2(a)所示.噴嘴出口直線段以及外流場采用O型結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，對結(jié)構(gòu)復(fù)雜的旋流槽與旋流室采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分.如圖2(b)所示，采用“合并節(jié)點”的方法使結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格與非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的節(jié)點一一對應(yīng)，從而保證整個流體域的流通與網(wǎng)格質(zhì)量.

圖2 噴嘴流體域模型網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh generation of nozzle fluid domain model

噴嘴燃油選3號航空煤油，密度為780 kg/m3；運動黏度為1.25 mm2/s；比熱容為 2 100 J/(kg·℃)；表面張力系數(shù)為 0.026 3 N/m.噴嘴入口設(shè)置為壓力入口邊界，壓力值取0.3 MPa，壁面為無滑移壁面邊界，出口設(shè)置為壓力出口邊界，壓力值取0 MPa.將燃油設(shè)為主相，空氣設(shè)為副相，初始條件下入口處的燃油體積分?jǐn)?shù)設(shè)為1.

為確定合適的網(wǎng)格數(shù)量，保證其網(wǎng)格無關(guān)性.在相同工況下，比較了兩種不同網(wǎng)格數(shù)量的計算結(jié)果，如表1所示.表中：θ為霧化錐角；qm為質(zhì)量流量.兩種網(wǎng)格模型的計算結(jié)果差異均在1%以內(nèi)，為節(jié)約計算資源，后續(xù)研究采用97萬網(wǎng)格模型.

表1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Tab.1 Verification of mesh independence

1.4 數(shù)值算法驗證

為驗證數(shù)值算法的合理性，將數(shù)值計算結(jié)果與實驗結(jié)果進行對比，流量系數(shù)[16]定義為

(12)

式中：A′為出口截面積；p1、p2分別為進、出口壓力.

實驗中的流量系數(shù)可以通過獲取流量計與壓力表上讀數(shù)，代入式(12)計算得到.計算Cd可得實驗值 0.102 1，數(shù)值計算值 0.108 6，結(jié)果基本吻合.

圖3為數(shù)值計算的外霧場燃油體積分布與實驗結(jié)果的對比圖，由圖可知數(shù)值計算的燃油分布情況與實驗觀測的流型輪廓相似.圖4給出了不同壓力下霧化錐角的計算值與實驗值，由圖可以看出霧化錐角的計算值與實驗值具有相同的變化趨勢，即霧化錐角隨著壓力增加先增大后減小，在1.5 MPa時達到最大值75° 左右，隨后壓力繼續(xù)增大，霧化錐角有細微的變小趨勢，這是由于壓力過大，軸向速度變大，切向速度減小，對霧化錐角的影響程度較小.且計算值較大，其原因是計算模型忽略了進油道、油濾和彈簧支座的影響，減小了壓力損失.

圖3 CFD計算結(jié)果與實驗結(jié)果對比Fig.3 Comparison of CFD with experimental result

圖4 霧化錐角計算值與實驗值Fig.4 CFD and experimental values of spray angle

通過上述對比，表明本文的數(shù)值模擬方法能夠合理地計算噴嘴霧化過程中的兩相流場，論證了數(shù)值算法的合理性.

2 內(nèi)部流動及霧化特性分析

圖5為噴嘴在不同時刻的燃油分布圖，反映了燃油的內(nèi)部流動以及液膜破碎過程.由圖可知，燃油在壓力的作用下經(jīng)過旋流槽進入到旋流室內(nèi)，由于旋流室屬于漸縮式結(jié)構(gòu)，增加了燃油的旋轉(zhuǎn)速度，使噴嘴內(nèi)部軸心處形成負壓區(qū)，外部空氣在大氣壓的作用下進入噴嘴內(nèi)部形成空氣錐狀液膜；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(fā)展的狀態(tài).當(dāng)燃油從噴口高速噴出進入外部流場后，氣液間的速度差形成液體的相對運動，液體在運動過程中受到空氣擾動力的影響，促使液體發(fā)生破碎，形成液線狀、液帶狀以及液環(huán)狀液滴，完成一次霧化過程.此外，在噴嘴出口處氣液交界面上產(chǎn)生的大小不對稱渦對液膜造成非常強烈的擾動，從而加速燃油的一次霧化[17].隨后在空氣擾動力和液體表面張力的共同作用下發(fā)生二次霧化，環(huán)狀液滴和液膜碎片繼續(xù)破碎形成更小的液滴，此時表面張力占主導(dǎo)地位，使液滴保持近球形，從而完成整個霧化過程.

圖5 液膜破碎過程中不同時刻的燃油分布Fig.5 Fuel distribution at different times in the process of liquid film breaking

圖6表示軸向截面與出口面的速度(vm)分布云圖.由圖6(a)所示，噴嘴內(nèi)部流場的速度大小分布的對稱性較好.縱觀整個流場的速度分布，噴嘴直線段是速度分布最大的區(qū)域， 其最大速度達到19 m/s，主要是由于旋流室的幾何結(jié)構(gòu)所致， 在噴嘴直線段的地方產(chǎn)生了速度突變.同時外流場速度分布的非對稱性被放大，主要是由于外部空氣的不穩(wěn)定性所致.噴嘴出口的速度分布如圖6(b)所示，從噴嘴出口的中心到出口的邊緣速度先逐漸增大后減小，靠近壁面邊界處的速度梯度變化較大，這主要是由于壁面黏性的影響使速度梯度突變.

圖6 不同截面速度分布云圖Fig.6 Nephogram of velocity distribution in different sections

噴嘴出口的速度如圖7所示，圖中d為噴嘴出口的徑向位置.與旋流室區(qū)域的速度分布情況不同，噴嘴出口的切向速度很小，而占主導(dǎo)地位的是軸向速度與徑向速度.這是由于最大切向速度出現(xiàn)在旋流室內(nèi)，旋流室內(nèi)部燃油的湍流強度較高，沿著軸向方向切向速度逐漸減小，在外流場區(qū)域逐漸趨近于0，經(jīng)過噴嘴直線段切向速度逐漸轉(zhuǎn)換為軸向速度與徑向速度.

圖7 噴嘴出口面中心線速度分布圖Fig.7 Central line velocity distribution of nozzle outlet surface

圖8為改進前后噴嘴內(nèi)部流道結(jié)構(gòu).通過旋流槽的局部流線圖8(a)可知，在旋流槽上的流線出現(xiàn)了兩個較大的漩渦，這兩個漩渦會對燃油的流動方向產(chǎn)生阻礙，使噴嘴內(nèi)部流場產(chǎn)生較大的壓力梯度，影響噴嘴的霧化特性.分析發(fā)現(xiàn)，是由于入口區(qū)域與旋流槽之間的流體域不連續(xù)所導(dǎo)致，故將噴嘴的入口區(qū)域面積增大，將旋流槽沿著傾斜角度向入口區(qū)域延伸，從而消除旋流槽延伸方向上缺少的區(qū)域，改進后的流道結(jié)構(gòu)如圖8(b)所示.由流線圖8(c)所示，改進后的結(jié)構(gòu)在旋流槽上的漩渦消失，整個燃油內(nèi)部的流動更順暢，從而很大程度地降低了噴嘴內(nèi)部燃油的能量損失，為下文研究結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化奠定了基礎(chǔ).

圖8 改進前后噴嘴內(nèi)部流道結(jié)構(gòu)對比Fig.8 Comparison of internal flow passage structure of nozzle before and after improvement

3 結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計

衡量燃油噴嘴的霧化特性通常以油膜厚度(δ)、霧化錐角(θ)以及索特爾平均直徑(SMD)為評價指標(biāo).其中以SMD最為關(guān)鍵，若SMD越小、δ越小、θ越大，則表示霧化效果越好.Lefebrvre等[18-19]通過理論研究與實驗分析得到SMD與δ、θ的半經(jīng)驗公式：

(13)

式中：ΔP為進出口壓差.

Dδ θ(δ,θ)=a(δcos 0.5θ)0.25+

b(δcos 0.5θ)0.75

(14)

式中：a、b均為等效常數(shù)；將數(shù)值計算的δ與θ代入到式(14)中可得到SMD.

3.1 正交試驗設(shè)計

正交試驗是研究多因素多水平的一種高效試驗設(shè)計方法[20].為研究噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對霧化特性的影響規(guī)律，找出最優(yōu)的參數(shù)組合，使得評價指標(biāo)最好.結(jié)合噴嘴的結(jié)構(gòu)特點，選取出口擴張角(A)、直線段長度(B)、旋流槽升角(C)、旋流槽個數(shù)(D) 4個因素，每個因素選取3個水平，構(gòu)建出4因素3水平的正交試驗，如表2所示.

對表2進行正交試驗設(shè)計，參考4因素3水平正交試驗表L9(34)，對9組不同結(jié)構(gòu)參數(shù)組合的噴嘴進行數(shù)值計算，計算結(jié)果如表3所示.

表2 影響因素和各因素水平Tab.2 Influencing factors and their levels

表3 正交試驗結(jié)果Tab.3 Orthogonal test results

3.2 極差分析

采用極差分析方法對9組正交試驗的計算數(shù)據(jù)進行分析，表4～6分別表示δ、θ、SMD這3個評價指標(biāo)的分析結(jié)果.表中：Kij代表評價指標(biāo)為i(i=1，2，3；分別指代δ，θ，SMD)時，j(j=1，2，3，4)水平試驗結(jié)果的平均值；Ri代表指標(biāo)i的極差值.極差值反映了各因素對試驗指標(biāo)的敏感性，極差值越大則表示影響程度越大.比較極差大小：對于油膜厚度而言，D>C>A>B，代表旋流槽個數(shù)對油膜厚度的影響程度最大，旋流槽升角次之，再者就是出口擴張角，直線段長度的影響最小；油膜厚度越小則霧化效果越好，可以得到油膜厚度的最優(yōu)參數(shù)水平為A3B3C2D1.對于霧化錐角而言，A>D>C>B，代表霧化錐角對出口擴張角最敏感，對旋流槽個數(shù)的敏感性要大于旋流槽升角，影響最小的是直線段長度；霧化錐角越大霧化性能越好，可得到霧化錐角的最優(yōu)參數(shù)水平為A3B3C1D3.對于SMD而言，D>C>B>A，表示SMD受旋流槽個數(shù)的影響最大，旋流槽升角影響程度次之，直線段長度與出口擴張角對SMD的影響程度相差不大且較小；SMD越小霧化指標(biāo)越好，得到SMD的最優(yōu)參數(shù)水平為A3B3C2D1.

表4 油膜厚度極差分析Tab.4 Analysis of oil film thickness range

表5 霧化錐角極差分析Tab.5 Analysis of spary angle range

表6 SMD極差分析Tab.6 Analysis of SMD range

圖9為各指標(biāo)的正交試驗設(shè)計效應(yīng)曲線圖，反映結(jié)構(gòu)參數(shù)因素對霧化特性指標(biāo)的影響規(guī)律.如圖9(a)所示，隨著旋流槽個數(shù)的增多，出口油膜厚度的增加程度變大；油膜厚度隨著旋流槽升角增大呈現(xiàn)出先減小再增大的趨勢；增大出口擴張角或減小直線段長度均有助于出口油膜厚度的減小.由圖9(b)所示，出口擴張角、旋流槽個數(shù)與霧化錐角呈正相關(guān)，且影響程度較大；霧化錐角隨著直線段長度、旋流槽升角的增加而減小.由圖9(c)所示，旋流槽個數(shù)與旋流槽升角對優(yōu)化目標(biāo)SMD的影響程度較大，SMD隨著旋流槽個數(shù)的增加而驟增，隨著旋流槽升角的增加，SMD先減小后變大.增加出口擴張角或減小直線段長度，SMD呈現(xiàn)出減小的趨勢；但兩者對SMD的變化趨勢影響較小，與極差分析結(jié)果一致.分析發(fā)現(xiàn)油膜厚度的變化規(guī)律和SMD類似，表明出口油膜厚度直接影響著SMD的大小.

圖9 正交試驗設(shè)計效應(yīng)曲線圖Fig.9 Effect curve of orthogonal experimental design

3.3 結(jié)果優(yōu)化

綜上所述，3個指標(biāo)的最優(yōu)參數(shù)組合分別為：A3B3C2D1、A3B3C1D3、A3B3C2D1.擴張角與直線段長度對3個指標(biāo)有相同的水平數(shù)A3B3；旋流槽個數(shù)與升角對1、3兩個指標(biāo)有相同的水平數(shù)C2D1，對2指標(biāo)的水平數(shù)為C1D3，綜合考慮各指標(biāo)的權(quán)重，確定最優(yōu)的參數(shù)組合為A3B3C2D1.即擴張角為60°、直線段長度為0.25 mm、旋流槽升角為45°、旋流槽個數(shù)為2時，噴嘴的霧化特性最好.優(yōu)化前后霧化特性云圖如圖10所示.優(yōu)化前后結(jié)果對比如表7所示.由表7可知，油膜厚度由87 μm降到49 μm，降低了43.68%；霧化錐角從65.92°增加到68.36°，增加了3.70%；SMD從33.306 μm降到了28.379 μm，降低了14.79%，提高了噴嘴的霧化性能.

圖10 優(yōu)化前后霧化特性對比Fig.10 Comparison of atomization characteristics before and after optimization

表7 優(yōu)化前后結(jié)果對比表Tab.7 Comparison of results before and after optimization

4 結(jié)論

(1) 基于VOF方法，對噴嘴霧化特性進行研究，獲得了噴嘴內(nèi)部燃油的運動規(guī)律，揭示了噴嘴液膜破碎機理；發(fā)現(xiàn)在旋流槽上出現(xiàn)局部漩渦，影響噴嘴內(nèi)部燃油流動.通過增大入口面積，將旋流槽沿著傾斜角度向入口區(qū)域延伸，從而改善流動狀況，消除局部壓力損失.

(2) 旋流槽個數(shù)對出口油膜厚度和SMD的影響最為顯著，增加旋流槽個數(shù)，會使油膜厚度和SMD驟增；出口擴張角是影響霧化錐角的主要因素；霧化錐角隨著擴張角的增大而增大，存在一個最優(yōu)的旋流槽升角使霧化特性最好；直線段長度對霧化特性的影響程度相對較小.

(3) 確定最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)組合為A3B3C2D1，即擴張角為60°、直線段長度為0.25 mm、旋流槽升角為45°以及旋流槽個數(shù)為2時，優(yōu)化效果最佳.優(yōu)化后的噴嘴油膜厚度降低了43.68%；霧化錐角增加了3.70%； SMD降低了14.79%，提高了噴嘴的霧化性能.