某雙油路離心式噴嘴霧化性能分析

彭真臻，侯 力，游云霞，盛 鑫

（四川大學機械工程學院，四川 成都 610065）

1 引言

燃油噴嘴作為航空發動機的關鍵部件，它的功用是將液體燃油霧化并與空氣充分混合，從而提高燃油在燃燒室中的燃燒效率［1］。燃油噴嘴的霧化性能直接影響了燃燒室的工作效率、燃燒的穩定性以及污染物的排放等，因此研究燃油噴嘴的霧化技術對于解決多項航空發動機燃燒室問題具有重要意義［2］。

目前，航空發動機燃燒室領域廣泛采用的是離心式的燃油噴嘴，尤其是雙油路離心式燃油噴嘴，不僅能保證較高的霧化質量、啟動點火和運行的可靠性以及寬廣的貧油熄火范圍，而且還能實現較單油路離心噴嘴更寬的燃油流量調節范圍［3］。但由于雙油路離心噴嘴幾何尺寸小，結構相對復雜，主副油路同時工作時會相互影響，因此針對雙油路離心噴嘴的理論分析較少，對其霧化過程中的霧化機理還沒有清晰的認識，無法對其霧化特性進行較為準確的預測。

針對雙油路離心式噴嘴，文獻［4］采用高速攝影儀測量某型發動機燃燒室兩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。文獻［5］采用高速攝影相機和LSA-Ⅲ型激光粒度測試儀對某雙油路噴嘴霧化特性進行了試驗研究，結果表明：雙油路供油時，隨供油壓力的增大，噴霧錐角介于主油路和副油路單獨供油時的噴霧錐角之間。文獻［6］采用高速攝影儀拍攝不同供油壓差，僅副油路、主油路和主副油路同時工作時的噴霧形態，進而分析不同工況下霧化錐角的變化規律，同時與傳統經驗關系式結果進行對比。文獻［7］通過試驗與數值模擬相結合的辦法較好模擬出雙路離心噴嘴的霧化錐角，與實驗結果吻合較好。基于上述研究以及其他相關文獻研究發現，有關雙油路離心噴嘴霧化性能的探究大多選取霧化錐角作為單一霧化性能指標來進行實驗和仿真研究，缺乏不同工況以及不同工作模式下對雙油路離心噴嘴的多個霧化性能指標影響規律的數值模擬仿真研究。

因此，這里采用VOF兩相流方法對某中小型航空發動機使用的雙油路離心噴嘴的霧化流場和霧化特性展開數值模擬研究，選取霧化錐角、質量流率以及液膜厚度作為雙路離心噴嘴的霧化性能指標，分析在不同的供油壓差條件下，主油路單獨工作、副油路單獨工作以及主副油路同時工作這三種不同的工作模式對噴嘴的霧化性能產生的影響并對其規律進行研究。

2 雙油路離心噴嘴的結構及工作原理

這里的研究對象是某中小型航空發動機使用的雙油路離心式噴嘴，主要是由旋流罩、一級旋流器、二級旋流器、密封墊、節流管、支架、殼體等組成，其三維模型，如圖1所示。

圖1 雙路離心式噴嘴的三維模型Fig.1 3D Model of the Dual-Orifice Pressure-Swirl Atomizer

影響噴嘴霧化性能的主要因素是旋流器和噴嘴出口處的結構，因此對噴嘴整體結構進行簡化處理，簡化后的噴嘴結構簡圖，如圖2所示。主、副油路噴嘴同軸，擴口式主油路噴嘴在內，平口式副油路噴嘴在外，液體燃料在一定供油壓力作用下分別進入主、副油路各自的旋流室內做旋轉運動，同時以一定的軸向速度向噴嘴出口方向推進，最后主、副油路形成的液膜會在噴嘴的出口附近融合，形成一個新的錐形液膜，進一步在下游破碎和霧化［5］。

圖2 簡化后噴嘴的結構簡圖Fig.2 Simplified Nozzle Structure Sketch

3 雙油路離心噴嘴的數值模擬

3.1 模型的建立與網格劃分

由于雙油路離心式噴嘴結構較為復雜，為方便計算，將計算流體域進行適當的簡化，即在對噴嘴進行UG 建模時，忽略進油道、密封墊、旋流罩以及支座等對計算結果不會產生較大影響的結構［8］。此外，為了更加清晰的顯示出噴嘴出口處燃油噴射出的霧化錐角，在噴嘴出口出建立一個長度為2mm，直徑為3mm的圓柱形外流場。為保證數值模擬結果的準確性和可靠性，對噴嘴三種不同工作模式的計算流體域（主通道、副通道、合通道）分別建立UG模型，如圖3（a）、圖3（c）、圖3（e）所示。

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

本次數值仿真使用ICEM 軟件對三個噴嘴流體域模型進行非結構四面體網格劃分，并對噴嘴出口等流體變化比較劇烈和尺寸相對較小的區域進行局部加密［9］，網格劃分模型，如圖2（b）、圖2（d）、圖2（f）所示。數值模擬過程中網格劃分的大小和質量會對計算結果的精度以及計算過程的效率產生較大的影響，因此要對網格進行無關性驗證。分別對80萬，100萬數量級的網格模型進行數值模擬，在其他條件相同的情況下，發現計算結果并未有明顯的差別，滿足網格無關性驗證要求。考慮到計算精度和計算成本，最終選擇80萬數量級的網格劃分設置進行接下來的數值模擬計算。

3.2 控制方程與邊界條件

基于Fluent18.0平臺，本次數值仿真采用的是VOF兩相流模型對流體在噴嘴內外流場的流動過程進行數值計算［10］。噴嘴流場內部有燃油和空氣兩相，VOF方法是假定氣液兩相之間不發生物理相變和化學反應，且不考慮相間和相內的熱交換。流動按不可壓處理［11］，計算流體力學（CFD）的基本控制方程如下：

從一例非法用地案看設施農用地的認定（葉隆生） ........................................................................................8-49

質量守恒方程（連續性方程）：

式中：ρ—流體密度；Vx，Vy，Vz—流體沿著X、Y、Z軸的速度分量。

N-S（Navier-Stokes）方程：

式中：μ—運動粘度系數；p—流體微原體上的壓力；u—時均速度。湍流模型選擇的是RNG k-ε湍流模型。

K方程：

其中，k為ε方程：

噴嘴數值模擬的邊界條件設置如下：選擇噴嘴流場中的3號航空煤油為主項，空氣為次項，主項的體積分數設置為1，表示入口處只有燃油；噴嘴的入口邊界條件設置為壓力入口，噴嘴入口壓力大小的設置是根據噴嘴不同工作模式下的實際工況條件進行設計，噴嘴的出口邊界條件設置為壓力出口，出口壓力選擇常壓，壁面設置為無滑移壁面；考慮到燃油在噴嘴內部的流動是三維非定常流動，為防止網格劃分時產生較大畸變，因此采用PSIO壓力-速度耦合算法，動量采用二階迎風格式，其余均設置為一階迎風格式。

4 計算結果及分析

表1 不同工作模式下噴嘴進出口的壓差條件Tab.1 Differential Pressure Conditions at the Inlet and Outlet of the Nozzle in Different Operating Modes

通過Fluent軟件中的VOF兩相流模型依次模擬出不同工作模式每個壓差條件下噴嘴燃油流動的穩態情況，分別獲得不同壓差條件下主油路單獨供油、副油路單獨供油以及主副油路同時供油時噴嘴的霧化性能指標：霧化錐角θ、質量流率Q以及液膜厚度β。

雙油路離心式噴嘴不同工作模式下主副油路進出口壓差引起的噴嘴出口處霧化錐角的變化情況，如圖4所示。當擴口式的主油路噴嘴單獨供油時，隨著進出口壓差從0.3MPa增加到3.0MPa，噴嘴出口處的霧化錐角從98.5°逐漸減小至87°并逐漸趨于穩定。當主油路進出口壓差較低時（0.3～1.8）MPa霧化錐角下降速度較快，隨著進出口壓差的增大，霧化錐角的下降速率變小并逐漸穩定在87°左右。這是因為壓差較小時，燃油沿著噴嘴擴張口的內壁噴射而出，因此錐角較大，隨著壓差的不斷增大，燃油的旋轉流動速度不斷增加并逐漸與噴口的壁面分離，燃油回流填充噴嘴擴張口處的內壁區域，導致錐角減小。壓差持續增大，燃油的流動狀態逐漸達到平衡，錐角最終趨于穩定。

圖4 不同工作模式下的霧化錐角θFig.4 The Spray Angle of Different Operating Modes

平口式副油路噴嘴單獨供油時，隨著進出口壓差從0.6MPa增加到3.0MPa，噴嘴出口處的霧化錐角從87.2°逐漸增加到96.1°，增幅隨壓降的增加逐漸減小，最后穩定在96°左右。這是因為當進出口壓差較小時，燃油旋流速度小，液體的粘性力占主導作用，隨著壓差的不斷增大，霧化薄膜的切向速度迅速增大，因此薄膜在徑向方向迅速擴張從而形成更大的霧化錐角。隨著壓差進一步增大，噴嘴的幾何結構對錐角的進一步展開起到了限制作用，最終使得錐角穩定在96°，沒有顯著的提高。

主副油路同時工作（主、副油路進出口壓差一致）時霧化錐角隨進出口壓差的變化趨勢與副油路單獨工作時一致，即錐角隨進出口壓差的增大而增大，但增幅逐漸減緩。對比不同壓差下三種不同工作模式的霧化錐角，主副油路同時工作時的霧化角介于主、副油路單獨工作時的霧化錐角之間。造成這種現象的原因是，主、副油路的液膜同時噴出且尚未融合時，兩股高速流動的液膜夾角內部存在低壓區，在受到內外壓差的作用下，兩路油膜相互靠近最終形成一股旋流噴射而出，因此兩路液膜混合后的錐角介于單路錐角之間［2］。此外由于噴嘴的結構設計，副油路的質量流率遠大于主油路，副油路液膜的動量在混合液膜中占主導地位，因此主副油路同時工作時錐角隨進出口壓差的變化趨勢與副油路單獨工作時基本一致。

質量流率是指單位之間內通過截面處的燃油質量，反映了雙路離心式噴嘴對工質的運輸能力。雙油路離心噴嘴不同工作模式下主副油路進出口不同壓差引起的噴嘴出口截面處質量流率的變化情況，如圖5所示。圖中顯示，隨著進出口壓差的升高，三種工作模式下噴嘴出口處的質量流率都有顯著的增長，且主油路與副油路分別單獨工作時質量流率的增長趨勢與主副油路同時工作時基本一致。即壓差與質量流率呈非線性關系，當進出口壓差處于較低范圍時，質量流率的增長速度較快，隨著壓差的不斷升高，質量流率的增幅逐漸降低。將同一供油壓差下主油路單獨供油時的質量流率與副油路單獨供油時的質量流率相加并與主副油路同時供油時的質量流率進行對比，發現不同供油壓差下兩者的誤差始終保持在10%以下，說明主副油路同時工作對主、副油路的質量流率沒有顯著影響。

圖5 不同工作模式下的質量流率QFig.5 The Mass Flow Rate of Different Operating Modes

雙油路離心噴嘴不同工作模式下主副油路進出口不同壓差引起的噴嘴出口截面處液膜厚度的變化情況，如圖6所示。

圖6 不同工作模式下的液膜厚度βFig.6 The Liquid Film Thickness of Different Operating Modes

圖中顯示，在低壓區（0.3～1.2）MPa，隨著壓差的增大，不同工作模式下的液膜厚度都迅速減小，隨著壓差繼續增大，液膜厚度逐漸趨于穩定，不隨壓差的增大而發生顯著的規律性變化，表現出與壓差的弱相關性。這是因為當進出口壓差較低時，油膜未充分展開，隨著壓差不斷增大，燃油的流動狀態逐漸趨于穩定，出口處的液膜厚度迅速減小后逐漸達到平衡狀態。

由于不同壓差條件下噴嘴的流動特性沒有較大差異，因此以進出口壓差為1.2MPa時雙油路離心噴嘴內外流場的模擬結果為例進行展示。主油路單獨工作、副油路單獨工作以及主副油路同時工作時的霧化錐角和液膜厚度云圖，如圖7（a）、圖7（b）圖7（c）所示。

圖7 不同工作模式下噴嘴的霧化錐角和液膜厚度云圖Fig.7 Gas-Liquid Two-Phase Distributions of the Different Operating Modes

5 結論

通過VOF兩相流方法對某雙路離心式噴嘴的霧化性能展開數值模擬研究，分析不同供油壓差下，主、副油路單獨工作以及主副油路同時工作對噴嘴霧化性能指標的影響規律，主要結論如下：

（1）擴口式主油路的霧化錐角隨進出口壓差的增大而減小，減幅逐漸減小；平口式副油路的霧化錐角隨進出口壓差的增大而增大，增幅逐漸減小；主、副油路同時工作時油路薄膜受到低壓區的作用，造成雙路錐角的大小介于單路單獨噴射的錐角之間；主副油路同時工作時的錐角隨進出口壓差的變化趨勢與副油路單獨工作時一致。

（2）三種工作模式下噴嘴出口處的質量流率均隨著進出口壓差的增大而增大且增長幅度逐漸減緩；主、副油路之間的相互作用對質量流率沒有顯著影響。

（3）三種工作模式下噴嘴出口處的液膜厚度在低壓區均隨著進出口壓差的增大而迅速減小，隨著壓差的持續增大，液膜厚度趨于穩定，呈現出與壓差的弱相關性。

本次雙油路離心式噴嘴的數值模擬試驗主要研究了工況以及不同工作模式對于霧化性能的影響，為后續關于雙路離心噴嘴的結構參數的設計以及霧化性能優化奠定了基礎。