射流式氣動霧化噴嘴霧化性能試驗研究

姚康鴻，金 義 ，鄭 妹 ，張 凱，何小民

（1.南京航空航天大學能源與動力學院江蘇省航空動力系統重點實驗室；2.中航工業南京機電液壓工程研究中心航空機電系統綜合航空科技重點實驗室：南京210016）

0 引言

氣動霧化噴嘴是廣泛應用于航空發動機的1種燃油供給裝置，一般分為預膜式和射流式2類。在預膜式氣動霧化噴嘴中，燃油以一定角度碰撞預膜板形成液膜，隨后與流場中的氣流相互作用破碎為小液滴；而對于射流式氣動霧化噴嘴，沒有與預膜板碰撞形成液膜的過程，而是依靠高速氣流的氣動力直接進行破碎。二者均能夠在低供油壓力的條件下，通過氣液的相互作用獲得較好的霧化效果，并且由于在霧化燃油中混入了空氣，使得混合油氣在燃燒過程中燃燒得更徹底，降低了煙顆粒及污染排放物的排放量[1-2]。但預膜式氣動霧化噴嘴與射流式氣動霧化噴嘴相比，存在結構復雜、霧化效果適應性差的缺點，所以在某些情況下，會優先考慮使用射流式氣動霧化噴嘴[3-5]。

近年來，大量學者對射流式氣動霧化噴嘴進行研究，熱點主要集中于噴嘴出口段形狀結構及氣動參數對霧化性能的影響。Nukiyama和Tanasawa[6]是最早對氣動霧化噴嘴進行系統研究的學者，研究表明液滴平均粒徑隨氣液比增大而逐漸減小；Lozenzetto和Lefebvre[7]通過對射流式氣動霧化噴嘴霧化性能的研究得出液體工質物性參數、空氣速度、氣液比對霧化性能的影響；Rizk和Lefebvre[8-9]研究了氣動參數、液體物性參數對霧化均勻程度的影響，表明增大氣體壓力、空氣速度和氣液比均能夠促進霧化均勻，而增大液體黏性和燃油出口尺寸均會使霧化均勻性變差。

隨著非接觸激光測試技術的發展，相位激光多普勒測試儀（Phase Doppler Particle Analyzer，PDPA）最早于1993年由Harda-lupas和Whitelaw[10]應用于測量該型氣動霧化噴嘴的霧化粒徑（Sauter Mean Diameter,SMD）測試中，表明在氣液2相速度比小于45時，由于出口收縮段的存在，出口處氣流速度方向與液體射流成一定角度，從而進行碰撞破碎，出口收縮段的存在對于霧化有明顯的促進作用；而當2相速度比大于45之后，氣液2相間的氣動力足以滿足液滴破碎所需能量，所以收縮段的存在對霧化基本沒有影響。在此之后，Hasan[11]通過拍照的方式研究了該類型噴嘴中液體射流的未破碎長度；Paul[12]研究了該類型的噴嘴其燃油出口回縮量對霧化尺寸的影響，研究表明：當空氣速度與氣液比均較低時，回縮量對霧化有明顯影響。Sridhara[13]研究了韋伯數及動量比對霧化性能的影響，表明韋伯數及動量比在粒徑霧化中起到關鍵因素；Georgios[14]在近幾年基于射流式氣動霧化噴嘴研究了韋伯數及動量比對下游帶狀破碎距離的影響；金仁瀚、張錚等[15]研究了在加熱氣流中的直射式氣動霧化噴嘴側向噴霧特性，表明在高溫氣流中提高噴射壓力，霧化粒徑反而減小，在高溫氣流流動方向不同區域，氣動霧化顆粒破碎效應和蒸發導致的顆粒尺寸減小行為是相互競爭關系。

本文分別分析了氣流流量及燃油流量對射流式氣動霧化噴嘴霧化性能的影響，并探究了氣液比相同時，氣液2相相對速度對霧化性能的影響。

1 試驗模型及系統

1.1 氣動霧化噴嘴模型

帶出口擴張段的直射式氣動霧化噴嘴結構如圖1所示。其結構不同于傳統射流式氣動霧化噴嘴，除了放置于噴嘴中間的直射式燃油噴嘴及環繞四周的氣流通道外，在噴嘴出口增加了帶一定角度的擴張段通道。該噴嘴的主要工作過程為：氣流由側邊流入噴嘴，經過均布于中間流道的4個直徑為1.2 mm的孔整流后，進入流道截面直徑為11 mm的氣流流道，并于外通道收縮擴張段處與噴口直徑為0.4 mm的直射式燃油噴嘴噴射出的燃油混合，依靠2相射流的碰撞及2相間氣流氣動力及液體表面張力之間的相互作用進行燃油破碎，最后形成霧化油氣。

圖1 射流式氣動霧化噴嘴結構

圖2 試驗系統

1.2 試驗系統

噴霧試驗系統主要由供油、供氣及測試3個子系統組成，如圖2所示。供油系統主要由儲存燃油的油箱、2個燃油過濾器、輸油泵、穩壓罐、輸油閥、泄壓閥以及壓力表組成。2個油濾器分別置于輸油泵前和穩壓罐后，能過濾最小為10 um的雜質；穩壓罐置于輸油泵后以保證進入噴霧試驗段的燃油壓力處于較為穩定的狀態，確保試驗工況的準確性；泄壓閥置于回油油路中，輸油閥置于供油油路中，通過調節二者閥門開度來控制燃油進入噴霧試驗段的燃油流量；壓力表置于近噴霧試驗段中以實時監控進入燃油供給壓差壓力表精度等級為4，最大量程為0.6 MPa。

在供氣系統中，氣流從流量為5 m3/min的螺桿壓氣機流出，經過穩壓罐、氣體除水裝置及質量流量控制器后流入氣動霧化噴嘴中。穩壓罐用于穩定氣路中的氣流壓力；氣體除水裝置主要用于過濾來流氣體中含有的水；通過調節與質量流量控制器相連接的電控器控制氣路中的流量，質量流量控制器最大量程1000 L/min，流量控制誤差小于0.2%。

測試系統主要包括錐角測試系統及粒徑測試系統。錐角測試系統主要包括CCD工業相機、激光片光源及圖像處理軟件，在實際測試中運用片光源激光發射器發射出厚度約為1 mm、波長為532 nm的綠色激光垂直照射在氣動霧化噴嘴下游油霧場中，利用CCD工業相機拍攝片光源照射的2維油霧場圖片。CCD相機的預設分辨率為1024×768，運行最佳幀數為60 FPS。運用圖像處理軟件對該圖片進行霧化邊界識別，得到其噴霧錐角數值。具體的錐角測試系統如圖3所示，圖像處理軟件處理的油霧如圖4所示。采用PDPA對該型噴嘴的噴霧粒徑特性進行測試，PDPA測試系統如圖5所示。調試好的PDPA系統可測試最大粒子速度為155.58 m/s，速度測量精度為0.1%，可捕捉到的最大粒子直徑為349.8 um，粒徑測量精度達1%。PDPA對流場的測試方式為單點測試，為獲得下游油霧場信息，在噴嘴下游設置了X=3 mm，Z=50 mm、60 mm、80 mm共3個測點，具體的測點的設置如圖6所示。

圖3 霧化錐角測試系統

圖4 處理后霧化錐角

圖5 PDPA激光測試系統

圖6 PDPA激光測試位置

1.3 研究內容

本文基于1種帶擴張段角度的射流式氣動霧化噴嘴研究了空氣流量、燃油流量、氣液比ALR對霧化性能的影響規律，同時探究氣液2相間相對速度對霧化性能的影響。本次試驗在常溫常壓下進行，試驗中選用RP-3型航空煤油作為液體工質，通過改變燃油流量及空氣流量，以期獲得氣液比為0.482～2.847的工況，具體試驗工況見表1。

表1 試驗工況

2 試驗結果分析

在噴霧試驗開始前，對該噴嘴進行流量標定，得到該型霧化噴嘴燃油流量m˙f與供油壓差 ΔPf之間的流量特性曲線，標定結果如圖7所示，并擬合流量特性為

圖7 燃油流量特性

2.1 霧化粒徑

噴嘴霧化粒徑是衡量噴嘴性能的重要指標之一。如果噴嘴霧化液滴直徑過大，會出現燃燒不完全、油滴碰壁、火焰后移、出口溫度分布不均等問題；如果液滴直徑過小，則由于液滴集中于噴嘴出口附近，形成富油狀態，易造成積碳及點火、熄火性能變差等不良影響。

在噴嘴下游不同粒徑測試位置下，空氣流量對霧化粒徑DSM的影響如圖8所示。從圖中可見，3個測點位置所呈現的規律一致，均表現為DSM隨著空氣流量的增大而逐漸減小。

圖8 空氣流量對霧化粒徑的影響

在噴嘴下游不同粒徑測試位置下，燃油流量對霧化粒徑DSM的影響如圖9所示。從圖中可見，3個測點位置測試結果均表現為隨著燃油流量的增大，DSM整體略增大。

圖9 燃油流量對霧化粒徑的影響

空氣流量、燃油流量分別影響霧化粒徑時，霧化粒徑的變化范圍如圖10所示。從圖中可見，燃油流量的變化使得DSM最大平均變化范圍均遠小于空氣流量變化帶來的DSM最大平均變化范圍，所以燃油流量對霧化粒徑的影響相對空氣流量對霧化粒徑的影響較小。

在不同測試位置，氣液比對霧化粒徑的影響規律如圖11所示。從圖中可見，隨著氣液比的增大，霧化粒徑逐漸減小，當氣液比達到2后繼續增大，DSM將逐漸趨近于1個極限值。

圖10 霧化粒徑平均變化范圍

圖11 氣液比對霧化粒徑的影響

氣液比為0.6、1.0、1.1時，氣液2相相對速度對霧化粒徑的影響如圖12所示。氣液2相相對速度為

式中：uR為氣液2相相對速度；uq為噴嘴喉道截面空氣速度；ul為燃油從中間燃油流道流出時的速度。

圖12 氣液2相相對速度對霧化粒徑的影響

從圖中可見，當氣液比ALR一致時，氣液2相相對速度越大，霧化粒徑越小。

由于工況條件下的氣液2相速度比均大于45，此時影響該型噴嘴的主要原因是氣液2相間的相互作用力[8]，所以針對上述試驗結果，可以通過液滴破碎平衡方程來分析解釋。液滴平衡方程為

式中：CD為流阻系數，主要與流動結構有關；D為液滴直徑；UR為氣液2相間相對速度；σ為液體的表面張力系數，僅由液體工質種類物性決定。

當燃油流量一定時，增大空氣流量，氣液比增大，空氣流動速度增大，燃油流動速度保持不變，氣液2相間相對速度值見表2。從表中可見，氣液2相間相對速度變化值為132.696 m/s，氣動力明顯增強，同時，由于液體工質不變，仍為航空煤油（RP-3），所以液珠的表面張力保持不變，由液珠破碎平衡方程可知此時的液珠更易破碎為小液珠。當空氣流量達到2.586 g/s、氣液比達到2之后，霧化粒徑逐漸趨近于某一極限值。這是因為液滴直徑越小，繼續增大氣流流量，氣動力得到進一步的加強，但此時的氣動力并不足以使得該尺寸下的液滴完成進一步的破碎[2]。當空氣流量不變時，增大燃油流量，氣液比減小，燃油出口處速度逐漸增大，空氣速度保持不變，從表2中可見，氣液2相間相對速度的變化值僅為0.744 m/s，變化范圍較小，氣動力無明顯增大的趨勢，液珠破碎能力無明顯加強；同時由于燃油流量的增大，初始破碎液滴尺寸增大，所以霧化粒徑DSM無明顯變化。由此可知，相較于氣液比、空氣流量及燃油流量而言，氣液2相間相對速度才是影響該噴嘴霧化粒徑大小的關鍵參數。

表2 氣液2相間相對速度值

2.2 霧化錐角

霧化錐角是衡量噴嘴霧化性能重要參數之一。噴霧錐角過小，會形成局部富油、生成碳粒子區域，并使火焰后移。噴霧錐角應盡可能增大到1個合適角度，使得油霧與更多的空氣相作用，將改善霧化效果，提高燃燒室點熄火性能和燃燒效率，降低燃燒污染物的排放，但是噴霧錐角過大則燃油易噴射至火焰筒壁上，使得壁面溫度過高發生塑性形變

空氣流量對霧化錐角的影響規律如圖13所示。從圖中可見，當燃油流量一定時，隨著空氣流量的增加，霧化錐角先增大后減小，當空氣流量為2.586 g/s時，霧化錐角達到最大值。

燃油流量對霧化錐角的影響如圖14所示。從圖中可見，當空氣流量不變時，燃油流量對霧化錐角的影響較小。

對比圖13、14可見，空氣流量變化使得霧化錐角平均變化幅度為10°，燃油流量變化使得霧化錐角的平均變化幅度為1.7°。由此可知，空氣流量對霧化錐角的影響比燃油流量對霧化錐角的影響大。

圖13 氣流流量對霧化錐角的影響

圖14 燃油流量對霧化錐角的影響

圖15 氣液比對霧化錐角的影響

圖16 氣液2相間相對速度對霧化錐角的影響

氣液比對該噴嘴霧化錐角的影響規律如圖15所示。從圖中可見，霧化錐角隨氣液比的增大先增大后減小。但霧化錐角不僅與氣液比、空氣流量及燃油流量有關，還與噴嘴結構參數有關[2]，所以此時得到的規律僅限于該噴嘴。

氣液2相相對速度對霧化錐角的影響如圖16所示。當氣液比為0.6和1.1時，均呈現出氣液2相相對速度越大，霧化錐角越大的規律。

得到上述試驗結果的主要原因是：當燃油流量一定時，隨著空氣流量的增大，氣液比增大，相對速度變化范圍較大，下游霧化粒徑明顯減小，由于小液滴的隨流性優于大液滴的，更易充滿噴嘴下游流動區域，所以霧化錐角隨空氣流量的增大而增大。當空氣流量達到2.586 g/s之后繼續增大至3.448 g/s，霧化錐角將減小。這可能是因為當空氣流量達到一定值之后，出口擴張段產生明顯的流動分離，出口流動面積減小，噴嘴下游氣流流動區域減小，所以霧化錐角減小。當空氣流量一定時，隨著燃油流量的增大，氣液比減小，燃油流動速度增大，空氣流動速度保持不變。從表2中可見，氣液2相間相對速度變化值僅為0.744 m/s，變化范圍較小，氣動力無明顯變化，液滴破碎能力無明顯增強。隨流性無明顯變化，所以其霧化錐角保持不變。

3 結論

（1）空氣流量對霧化性能的影響比燃油流量對霧化性能的影響更大；

（2）燃油流量一定，空氣流量的增大將使得霧化粒徑減小，當空氣流量大于2.586 g/s時，霧化粒徑基本保持不變，空氣流量的增大還將使霧化錐角先增大后減小；

（3）空氣流量一定，增大燃油流量，霧化粒徑略增大，霧化錐角保持不變；

（4）相對速度是影響霧化性能的重要因素之一，當氣液比一定時，氣液2相相對速度增大，霧化粒徑減小，霧化錐角增大；

（5）該型噴嘴的霧化粒徑隨氣液比的增大而減小，直至趨近于一極限值；霧化錐角隨氣液比的增大先增大后減小，當氣液比趨近于2時，霧化錐角達到最大值。