某型渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)燃油霧化數(shù)值分析

伍 恒，錢(qián)仁軍，解曉東

（1.海軍研究院，北京100161；2.92198部隊(duì)，遼寧興城125100）

燃燒室是燃?xì)鉁u輪發(fā)動(dòng)機(jī)的核心組件之一，其主要作用是將燃料中的化學(xué)能轉(zhuǎn)化為熱能，產(chǎn)生高溫燃?xì)馔苿?dòng)渦輪做功[1]。因此，其燃燒特性影響著發(fā)動(dòng)機(jī)工作性能。燃油霧化是燃燒室工作的第1 步，關(guān)系著燃油能否快速蒸發(fā)并進(jìn)行充分的油氣混合，影響發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒效率和燃燒穩(wěn)定性，霧化效果對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的燃燒特性有著很大的作用。霧化過(guò)程發(fā)生于微觀尺度，且液體形態(tài)變化普遍較快。因此，人們對(duì)燃油霧化的機(jī)理了解并不十分透徹。

目前，燃油霧化效果的研究主要有2 種方法。一種是實(shí)驗(yàn)方法[2]，依靠先進(jìn)的光學(xué)測(cè)量技術(shù)對(duì)液霧的霧化錐角、顆粒度、液膜破碎長(zhǎng)度等進(jìn)行可視化研究?，F(xiàn)階段廣泛使用的光學(xué)測(cè)量技術(shù)有誘導(dǎo)熒光法[3]、激光全息法[4]、普勒粒子測(cè)速法[5]等。但是，燃油霧化的實(shí)驗(yàn)研究主要以噴嘴霧化性能實(shí)驗(yàn)為主，通過(guò)噴霧蒸氣濃度和粒徑大小實(shí)現(xiàn)對(duì)噴霧場(chǎng)的研究，因此，不能準(zhǔn)確掌握燃油內(nèi)部流動(dòng)和霧化過(guò)程。

另一種則是數(shù)值仿真方法[6]，利用多相流模型對(duì)氣液之間的相互作用進(jìn)行仿真計(jì)算。目前應(yīng)用于霧化仿真的數(shù)值方法有VOF（Volume of Fluid）方法和ALE（Arbitrary Lagrange-Euler）方法。VOF 方法是將空間內(nèi)的氣液兩相看作相互貫穿的連續(xù)介質(zhì)，通過(guò)某一相的體積分?jǐn)?shù)f 來(lái)描述交界面，而不追蹤交界面上物質(zhì)的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)[7]。由于VOF 模型占用存儲(chǔ)空間小，計(jì)算速度快，因而被廣泛應(yīng)用于多相流計(jì)算中。宋大亮等[8]使用VOF 方法進(jìn)行編程，對(duì)離心式噴嘴全流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到了全流場(chǎng)內(nèi)液膜的變化情況，且與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相比符合較好；Jose[9]使用VOF 方法對(duì)26個(gè)噴嘴進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果證明了VOF模型在離心噴嘴內(nèi)部流動(dòng)中的可行性和有效性；于亮[10]將VOF模型與LES（Large Eddy Simulation）模型結(jié)合，對(duì)離心式噴嘴內(nèi)部壓力場(chǎng)與速度場(chǎng)進(jìn)行了分析；Menard[11]等將VOF 模型與level set 方法和ghost fluid 方法進(jìn)行耦合，得到了直徑100 μm 的空心油膜在自由空氣中的破碎情況；Mandsen[12]分別使用VOF 模型、Euler 雙流體模型和LES-VOF模型模擬了噴嘴內(nèi)部的兩相流動(dòng)，并將結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比；ALE方法由Hirt[13]等人提出，由于其計(jì)算網(wǎng)格相對(duì)于坐標(biāo)系可以做自由運(yùn)動(dòng)，計(jì)算量較大，多用于求解流體結(jié)構(gòu)的瞬態(tài)相互作用問(wèn)題[14]和液體自由液面晃動(dòng)問(wèn)題[15]?？紤]到計(jì)算速度和VOF模型對(duì)氣液兩相界面的強(qiáng)大追蹤能力，本文選擇VOF模型對(duì)燃油霧化過(guò)程進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。

近年來(lái)，噴嘴霧化性能研究主要以壓力旋流噴嘴和空氣輔助霧化噴嘴為主，對(duì)于甩油盤(pán)式噴嘴所做的實(shí)驗(yàn)和仿真研究都較少。一方面是由于人們對(duì)高速射流液體霧化機(jī)理沒(méi)有形成系統(tǒng)的理論成果；另一方面是由于甩油盤(pán)式噴嘴相比其他噴嘴實(shí)驗(yàn)要求較高（通常在20 000 r/min 以上）。到目前為止，人們對(duì)甩油盤(pán)內(nèi)部液體流動(dòng)狀態(tài)和霧化效果的認(rèn)識(shí)還以經(jīng)驗(yàn)公式為主。為了定量了解甩油盤(pán)內(nèi)燃油隨時(shí)間變化的流動(dòng)過(guò)程和霧化效果影響因素，本文建立了甩油盤(pán)內(nèi)外流道模型，并利用VOF方法對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)和穩(wěn)態(tài)工作過(guò)程中6種不同工況下燃油流動(dòng)過(guò)程進(jìn)行了非穩(wěn)態(tài)計(jì)算，分析了影響燃油出口速度和一次霧化效果變化規(guī)律。

1 研究對(duì)象

1.1 物理模型

本文所研究的甩油盤(pán)式噴嘴結(jié)構(gòu)如圖1所示。甩油盤(pán)半徑為48 mm ，沿周向均勻分布有9 個(gè)直徑為3 mm 的徑向孔，內(nèi)部腔體與輸油軸連接的一側(cè)直徑為16 mm，與徑向孔貫通的一側(cè)為12 mm，外側(cè)打有多個(gè)螺栓孔與減重孔。由于甩油盤(pán)尺寸較小且結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，不需要對(duì)其結(jié)構(gòu)進(jìn)行太多簡(jiǎn)化。運(yùn)用布爾運(yùn)算對(duì)其幾何結(jié)構(gòu)做差，得到甩油盤(pán)內(nèi)流道模型如圖2所示。

圖1 甩油盤(pán)噴嘴結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of slinger nozzle

圖2 甩油盤(pán)內(nèi)流道模型Fig.2 Inner channel model of slinger

1.2 網(wǎng)格劃分

9 個(gè)徑向孔沿輸油軸中心對(duì)稱分布，其不同流道內(nèi)燃油流動(dòng)狀態(tài)相同。因此，本文對(duì)甩油盤(pán)只計(jì)算了其1/9 流道，在流道邊界上使用周期性邊界條件進(jìn)行處理。由于使用非穩(wěn)態(tài)的VOF 模型對(duì)燃油的流動(dòng)過(guò)程進(jìn)行計(jì)算，每經(jīng)過(guò)1 個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)都將對(duì)各參數(shù)重新進(jìn)行收斂計(jì)算。為防止計(jì)算量過(guò)大，需要控制計(jì)算域內(nèi)的網(wǎng)格數(shù)量。同時(shí)，燃油在徑向孔內(nèi)流速達(dá)到了100 m/s 的量級(jí)，其油膜厚度較薄，徑向孔內(nèi)網(wǎng)格要足夠精細(xì)以對(duì)其運(yùn)動(dòng)過(guò)程進(jìn)行描述。在權(quán)衡了以上2個(gè)因素后，本文使用8.6×104的網(wǎng)格劃分方案，單個(gè)流道上的網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 甩油盤(pán)內(nèi)流道網(wǎng)格劃分Fig.3 Grid for inner channel of slinger

本文參考了相關(guān)文獻(xiàn)[5，16]并計(jì)算了幾個(gè)燃燒室穩(wěn)態(tài)工作點(diǎn)后發(fā)現(xiàn)，燃燒室在正常工作狀態(tài)下，其甩油盤(pán)的徑向孔內(nèi)并非充滿燃油，而是在離心力作用下在徑向孔的一側(cè)形成厚度為幾十微米的油膜。燃油一次霧化就是油膜在空氣作用下由穩(wěn)定逐漸變化為不穩(wěn)定狀態(tài)，逐漸分離出油絲和油滴過(guò)程。為此，本文以徑向孔出口附近為計(jì)算域，建立了油膜與空氣相互作用的計(jì)算模型。為了追蹤微米級(jí)的液滴，本文在2 mm×1 mm×3 mm 的計(jì)算域內(nèi)劃分了5.874×106網(wǎng)格單元，單個(gè)網(wǎng)格單元的幾何尺度在10 μm 左右。由于計(jì)算域結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，使用了結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算，同時(shí)使用了O 型網(wǎng)格劃分方法以對(duì)油膜附近的計(jì)算域進(jìn)行加密，計(jì)算域網(wǎng)格如圖4所示。

圖4 霧化計(jì)算域網(wǎng)格劃分Fig.4 Grid for atomization calculation domain

2 計(jì)算模型及邊界條件

本文使用VOF多相流模型進(jìn)行非穩(wěn)態(tài)計(jì)算，其時(shí)間步長(zhǎng)為5×10-6s，每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)內(nèi)迭代100次。

本文對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的全過(guò)程進(jìn)行分析。在起動(dòng)階段，選擇8 000 r/min 、14 000 r/min 和17 000 r/min 作為計(jì)算工況；在穩(wěn)態(tài)工作階段，隨機(jī)選擇了發(fā)動(dòng)機(jī)地面試車過(guò)程中3 個(gè)穩(wěn)態(tài)點(diǎn)進(jìn)行計(jì)算，其轉(zhuǎn)速分別為27 879 r/min、30 847 r/min 和31 568 r/min。

6個(gè)計(jì)算工況下發(fā)動(dòng)機(jī)試車參數(shù)如表1所示。

表1 計(jì)算工況下發(fā)動(dòng)機(jī)試車參數(shù)Tab.1 Engine test parameters under calculation conditions

本文燃燒室使用的燃料為RP-3型航空煤油，其主要物性參數(shù)[17-18]如表2所示。

表2 RP-3型航空煤油主要物性參數(shù)Tab.1 Main physical parameters of RP-3

設(shè)置計(jì)算域主相為空氣，第二相為液態(tài)煤油，并按表2中的參數(shù)對(duì)第二相進(jìn)行物性設(shè)置。定義甩油盤(pán)計(jì)算域沿x 軸做高速旋轉(zhuǎn)，假設(shè)輸油軸內(nèi)充滿燃油，沒(méi)有氣泡等其他雜質(zhì)，根據(jù)表1 中各工況下燃油流量和甩油盤(pán)輸油軸尺寸，計(jì)算得到各工況下的燃油入口速度如表3所示。

表3 計(jì)算工況下燃油入口速度Tab.3 Fuel inlet velocity under calculation conditions

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 甩油盤(pán)內(nèi)流計(jì)算結(jié)果及分析

3.1.1 燃油流動(dòng)過(guò)程分析

使用VOF多相流模型進(jìn)行仿真計(jì)算，將時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)為5×10-6s，每個(gè)步長(zhǎng)內(nèi)迭代100 次。以穩(wěn)態(tài)工況A 的計(jì)算結(jié)果為例，分析燃油在甩油盤(pán)內(nèi)的流動(dòng)過(guò)程。通過(guò)對(duì)計(jì)算域內(nèi)燃油體積分?jǐn)?shù)云圖進(jìn)行分析，燃油在內(nèi)流道內(nèi)的流動(dòng)分為2個(gè)過(guò)程。

第1個(gè)過(guò)程為燃油在甩油盤(pán)前部腔體內(nèi)的累積過(guò)程。燃油以一定速度進(jìn)入甩油盤(pán)前部腔體，由于離心作用逐漸沿前部腔體內(nèi)壁向后擴(kuò)展，如圖5 a）所示。在覆蓋前部腔體壁面后，后腔體半徑較小，燃油在離心力的作用下無(wú)法直接進(jìn)入后腔體，因而隨著燃油的持續(xù)輸入，形成了前部腔體的燃油累積，壁面燃油厚度穩(wěn)步增加，如圖5 b）所示。當(dāng)燃油在前部腔體累積達(dá)到飽和狀態(tài)，燃油開(kāi)始流入后腔并形成傾斜圓錐形液面，如圖5 c）所示。液面傾斜而非平行于軸線，是由于前部不斷有周向速度為0 的燃油進(jìn)入，這部分燃油在黏性力下的加速需要一定的時(shí)間，因而前部的燃油感受到離心力帶來(lái)的內(nèi)部壓力更??；而后部燃油已經(jīng)擁有了很高的轉(zhuǎn)速，因而其內(nèi)部壓力更大，這種前后的壓力差導(dǎo)致了前后液面的不平衡。

圖5 穩(wěn)定工況A燃油內(nèi)流道累積過(guò)程Fig.5 Accumulation process of inner channel under steady state A

第2 個(gè)過(guò)程為燃油累積達(dá)到飽和后，從前部腔體“溢出”至后腔體內(nèi)。剛開(kāi)始，只有少量的燃油進(jìn)入后腔體，其壁面的油膜尚未穩(wěn)定，因而只有少量燃油進(jìn)入徑向孔內(nèi)，且其流動(dòng)狀態(tài)并不連續(xù)，燃油在表面張力的作用下呈現(xiàn)出離散的液滴狀態(tài)。由于甩油盤(pán)的高速旋轉(zhuǎn)，油滴在慣性作用下，靠向徑向孔內(nèi)背離甩油盤(pán)旋轉(zhuǎn)方向的一側(cè)，如圖6 a）所示。隨著溢出燃油量逐漸增多，甩油盤(pán)后部腔體也形成了穩(wěn)定的油膜。由于燃油可直接進(jìn)入與其相連的徑向孔內(nèi)，無(wú)法形成與前部腔體類似的累積效果，因而油膜厚度很小。徑向孔內(nèi)部的燃油隨著流量增加，流動(dòng)狀態(tài)逐漸穩(wěn)定，由液滴向連續(xù)的液膜狀態(tài)逐漸過(guò)渡，如圖6 b）所示。最終，整個(gè)甩油盤(pán)內(nèi)燃油的流動(dòng)趨于穩(wěn)定，燃油由前腔體溢出進(jìn)入后腔體內(nèi)，并在徑向孔內(nèi)壁背離甩油盤(pán)旋轉(zhuǎn)方向的一側(cè)形成了穩(wěn)定而連續(xù)的油膜，如圖6 c）所示。由于油膜覆蓋了整個(gè)后腔體的壁面，燃油在由后腔體進(jìn)入徑向孔時(shí)，是從各方向進(jìn)入的，然后立即在慣性作用下，在徑向孔內(nèi)匯聚于背離旋轉(zhuǎn)方向的一側(cè)，這個(gè)匯聚過(guò)程使油膜速度產(chǎn)生了非徑向分量，這種波動(dòng)隨著燃油在徑向孔內(nèi)的運(yùn)動(dòng)逐漸趨于平緩。

圖6 穩(wěn)定工況A內(nèi)流道徑向孔流動(dòng)過(guò)程Fig.6 Flow process in the radial hole of inner channel under steady state A

3.1.2 不同工況下燃油流動(dòng)速度對(duì)比

甩油盤(pán)對(duì)燃油的加速能力是影響其霧化效果的關(guān)鍵因素。為了解不同工況下燃油在甩油盤(pán)內(nèi)的加速效果，以起動(dòng)工況B、穩(wěn)態(tài)工況A、穩(wěn)態(tài)工況B 為例做出徑向速度云圖，如圖7所示?？梢钥闯?，在離心力作用下，燃油在徑向孔內(nèi)處于不斷加速的狀態(tài)，在出口處達(dá)到最大速度，3 種工況下燃油出口最大速度分別為79.2 m/s、170 m/s、197 m/s。數(shù)據(jù)表明，徑向孔長(zhǎng)度與甩油盤(pán)轉(zhuǎn)速是影響燃油出口速度的關(guān)鍵因素。隨著甩油盤(pán)轉(zhuǎn)速增加，燃油在徑向孔出口速度明顯增大；在相同轉(zhuǎn)速下，徑向孔長(zhǎng)度越大，燃油加速過(guò)程越長(zhǎng)，出口速度也越大。這與理論分析和經(jīng)驗(yàn)公式得到的結(jié)論相符。

圖7 不同工況下燃油徑向速度云圖Fig.7 Images of fuel radial velocity under different conditions

同時(shí)，注意到徑向孔出口存在2 個(gè)明顯的低速區(qū)域。為此，做出徑向孔出口流線如圖8 所示。在甩油盤(pán)與空氣高速相對(duì)運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中，空氣由徑向孔出口流入徑向孔內(nèi)，其中一部分在計(jì)算域內(nèi)稍作停留后又經(jīng)出口流出，另一部分則在徑向孔出口附近形成了關(guān)于油膜對(duì)稱的橢圓形回流區(qū)，回流區(qū)與甩油盤(pán)近似同軸。若以沿徑向孔離開(kāi)計(jì)算域的方向?yàn)檎较?，則回流區(qū)內(nèi)的空氣在背離甩油盤(pán)旋轉(zhuǎn)方向的一側(cè)流動(dòng)方向?yàn)樨?fù)，與沿徑向加速的油膜形成對(duì)流，這種對(duì)流影響了燃油的加速。

圖8 徑向孔出口空氣流線圖Fig.8 Pathline of air at the outlet of radial hole

對(duì)各種工況下的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行后處理，得到甩油盤(pán)出口處燃油平均速度如表4所示。

表4 計(jì)算工況燃油出口平均速度Tab.4 Average speed of fuel at the outlet under calculation conditions

3.2 燃油一次霧化效果分析

3.2.1 燃油一次霧化過(guò)程分析

由于計(jì)算空間小，燃油流動(dòng)速度快，為保證計(jì)算精度，將時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為1×10-7s。以穩(wěn)態(tài)工況A為例對(duì)燃油的霧化過(guò)程進(jìn)行分析。

燃油霧化是其在空氣作用下逐漸剝離出液滴的過(guò)程。在油膜剛進(jìn)入空氣中時(shí)，其流動(dòng)狀態(tài)較為穩(wěn)定，但前部的氣液交界面由于受到空氣的阻力作用，油膜向上、下2 個(gè)方向擴(kuò)展，厚度逐漸變大，如圖9 a）所示。在厚度擴(kuò)展到一定程度后，部分燃油克服了黏性力，垂直速度增加，以液絲和液滴的狀態(tài)從油膜剝離，將前部油膜厚度控制在150 μm 左右，如圖9 b）所示。由于油膜寬度與厚度相比大得多，油膜附近的液絲也擁有較大的長(zhǎng)寬比。隨著油膜繼續(xù)向前運(yùn)動(dòng)，不斷有液絲剝離，同時(shí)已經(jīng)形成的液絲在空氣作用下從中間截?cái)啵纬闪烁〉臋E圓形液滴，如圖9 c）所示。液滴在離開(kāi)油膜后，運(yùn)動(dòng)速度逐漸變小，在水平和垂直分速度作用下形成了一個(gè)錐形的霧化區(qū)域，如圖9 d）所示。綜上所述，燃油油膜在高速進(jìn)入空氣后的一次霧化過(guò)程，就是一個(gè)從油膜上剝離出液絲，液絲在空氣作用下分裂為更小的液滴的過(guò)程。

圖9 穩(wěn)態(tài)工況A燃油一次霧化過(guò)程Fig.9 Primary atomization process of fuel under steady state A

3.2.2 不同工況一次霧化效果對(duì)比

為對(duì)比發(fā)動(dòng)機(jī)不同轉(zhuǎn)速下甩油盤(pán)一次霧化效果，分別做出t=1.6×10-5s 時(shí)起動(dòng)工況A、起動(dòng)工況C、穩(wěn)態(tài)工況A，3種工況下燃油y 方向速度云圖，如圖10所示，其對(duì)應(yīng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速分別為8 000 r/min 、17 000 r/min 和27 879 r/min。

圖10 不同工況下燃油一次霧化效果對(duì)比Fig.10 Comparison of primary atomization effect under different conditions

從圖10中可以看出，由轉(zhuǎn)速差異帶來(lái)的油膜一次霧化效果差別較大。在起動(dòng)工況A，燃油離開(kāi)速度較小，油膜在空氣中穿透能力較差，因而空氣阻力對(duì)油膜前端的擠壓作用對(duì)其運(yùn)動(dòng)狀態(tài)影響較大，在x 方向的正向阻力和上下表面的摩擦力作用下形成了一個(gè)中間凸出、上下側(cè)靠后的流線型“頭部”。頭部的燃油受到擠壓后，x 方向速度減小，y 方向速度瞬間增大，離開(kāi)油膜主體，并與空氣相互作用形成了液絲和液滴，出現(xiàn)輪轂破碎的趨勢(shì)。在起動(dòng)工況C，其油膜x 方向速度與起動(dòng)工況A相比增大了不少，因而在空氣中的穿透性和克服阻力能力較強(qiáng)，油膜前部在空氣作用下變形較小，但仍然存在明顯的凸起。在穩(wěn)態(tài)工況A，燃油的高速運(yùn)動(dòng)使其在空氣中具有較高的穿透性，雖然油膜前部也存在明顯變形，但遠(yuǎn)不及前2種工況，即燃油未產(chǎn)生累積效應(yīng)便離開(kāi)了油膜。

綜合對(duì)比3 種工況下的霧化效果發(fā)現(xiàn)，燃油速度越低，液滴從液膜中脫離時(shí)就越穩(wěn)定，在黏性和表面張力作用下液滴的體積就越大，如圖中起動(dòng)工況A中液滴形狀較為渾圓，但隨著工況變化，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速增大，液滴變得細(xì)長(zhǎng)，且容易從中間斷裂?？梢钥闯?，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速對(duì)油膜的霧化起著決定性作用。

4 結(jié)論

1）在離心力作用下，燃油進(jìn)入甩油盤(pán)前部腔體后貼附壁面，逐漸沿壁面向后擴(kuò)展并迅速覆蓋了前部腔體。燃油累積達(dá)到飽和后，從前部腔體“溢出”至后腔體內(nèi)，隨著溢出燃油量逐漸增多，甩油盤(pán)后部腔體形成穩(wěn)定的油膜，整個(gè)甩油盤(pán)內(nèi)燃油的流動(dòng)趨于穩(wěn)定。

2）徑向孔長(zhǎng)度與甩油盤(pán)轉(zhuǎn)速是影響燃油出口速度的關(guān)鍵因素，隨著甩油盤(pán)轉(zhuǎn)速增加，燃油在徑向孔出口速度明顯增大，在相同轉(zhuǎn)速下，徑向孔長(zhǎng)度越大，燃油加速過(guò)程越長(zhǎng)，出口速度也越大。

3）徑向孔出口油膜進(jìn)入空氣后，向上、下2個(gè)方向擴(kuò)展，厚度逐漸變大，直至克服黏性力，垂直速度增加，以液絲和液滴的狀態(tài)從油膜剝離。液絲在空氣作用下從中間截?cái)啵纬闪烁〉臋E圓形液滴，隨后其運(yùn)動(dòng)速度逐漸變小，在水平和垂直分速度作用下形成了一個(gè)錐形的霧化區(qū)域。

4）發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速對(duì)油膜的霧化起著決定性作用。燃油速度越大，液滴從液膜中脫離時(shí)就越不穩(wěn)定，在黏性力和表面張力作用下液滴的體積就越小，霧化效果就越好。