嵌套旋流離心式霧化噴嘴流場特性分析

夏存江 尹章偉

摘要：為了對航空發動機燃油噴嘴的流場特性進行研究從而對其霧化性能進行優化達到節能減排的目的。通過Solidworks軟件對嵌套旋流離心式噴嘴進行了建模，利用Fluent軟件使用流體容積法（VOF）對噴嘴的內流場及外流場進行數值模擬計算，并做了霧化性能測試實驗證明了數值模擬計算的可靠性。結果表明，燃油流場與噴嘴結構呈現較強的相關性，無論是內流場還是外流場的各項物理特性均呈現特定的規律。可見對于噴嘴流場的研究為后期研究改變某些關鍵結構尺寸對噴嘴會產生哪些影響做好相關的流場分析技術指南，最終是為噴嘴的結構改進提供了相關參考。

關鍵詞：離心式噴嘴；空心渦；旋流槽布置方式；流場

中圖分類號：V232 文獻標志碼：A doi：10.3969/j.issn.1006-0316.2023.11.004

文章編號：1006-0316 （2023） 11-0021-10

Analysis of Flow Field Characteristics of Nested Swirl Centrifugal Nozzle

XIA Cunjiang，YIN Zhangwei

（ College of Aviation Engineering， Civil Aviation Flight University of China， Guanghan 618307， China ）

Abstract：In order to study the flow field characteristics of aeroengine fuel nozzle and optimize its atomization performance to reduce emissions. In this paper， the nested swirl centrifugal nozzle is modeled by using Solidworks software， and the Volume of Fluid method （VOF） is used to numerically simulate the internal and external flow fields of the nozzle. The atomization performance test is done to verify the reliability of the numerical simulation. The results show that there is a strong correlation between the fuel flow field and the nozzle structure， and both the internal and the external flow field show physical characteristics. The study of nozzle flow field provides relevant technical guidance for flow field analysis and lays a foundation studies on the influence of changing some key structural dimensions on the nozzle， leading to the structural improvement of the nozzle.

Key words：centrifugal fuel nozzle；hollow vortex；swirlslotarrangement；fluid field

為滿足民用航空發動機低污染高效率的總體發展趨勢，燃油霧化性能的提升成為其發展的重要途徑。航空發動機燃油噴嘴作為發動機燃燒環節的關鍵部件之一，其霧化性能的好壞直接決定了燃料在燃燒室中燃燒的效率以及對大氣的污染程度。霧化性能較好的噴嘴擁有更小的霧滴粒徑、更均勻的噴霧場以及更合適的噴霧錐角，同時能夠有效防止火焰筒壁面以及噴嘴內部的積碳問題[1-2]。

雙油路離心式霧化噴嘴由于其機械結構牢固、霧化效果優良，并且擁有較寬的流量調節范圍，因此被大多數的航空發動機用于燃料的霧化與噴注[3-5]。

近些年，國內有大量研究人員從理論分析出發，結合數值仿真和實驗計算對燃油噴嘴進行了大量研究。研究人員通過改變外部條件如溫度、壓力等參數和內部結構參數來觀察霧化性能的差異，從而不斷優化噴嘴的霧化性能。周佳等[6]對離心式霧化噴嘴開展了數值計算分析并設計了正交試驗，分析了噴嘴的內流場，同時給出了噴嘴的旋流槽數目、旋流室長度、旋流室半徑以及噴嘴出口圓柱段長度這四個結構尺寸參數對噴嘴霧化性能的影響。王凱等[7]利用CLSVOF方法對離心式噴嘴開展了數值計算以及實驗驗證，分析了噴嘴內部氣相與液相相互作用過程，并且對比了收口型噴嘴在氣液作用的過程上與敞口型噴嘴有何不同。李承覬等[8]研究了不同壓力和不同口徑下的離心式噴嘴的霧化性能并且分析了噴霧在水平方向上的分布，邱偉等[9]通過實驗改變單路離心式噴嘴的結構尺寸從而研究其對霧化性能有哪些影響，通過對旋流槽角度、槽深、噴口直徑、噴口長度、旋流室長度制定不同的尺寸方案，觀察霧化錐角的改變情況來改進噴嘴的結構。劉志林等[10]對單腔離心噴嘴的空心渦直徑以及液霧錐角進行了理論分析。最終推導出了噴嘴出口空心渦半徑以及霧化角的經驗公式。周澤磊等[11]對離心式噴嘴旋流室燃油進口切向槽的位置和傾角對霧化性能的影響進行了相關研究。馬朝等[12]通過實驗對比了航空煤油與0#柴油在不同供油壓力下的霧化特性。王錚鈞等[13]研究了當流量激勵作為非定常輸入時，噴嘴初始霧化液膜的變化特征。王宇奇等[14]利用高GPU加速MPS的計算對雙股射流撞擊霧化噴嘴進行了數值仿真，研究其霧化過程以及孔徑比和動量比對霧化性能的影響。靳朝陽等[15]通過搭建可視化流量脈動霧化實驗平臺研究了流量脈動對于離心噴嘴霧化特性的影響。裴娜等[16]通過實驗對圓形、橢圓形、正方形噴孔機構的氣泡霧化噴嘴的霧化特性進行了對比。于浩洋等[17]通過實驗對供油壓力和供氣壓力對噴嘴霧化特性的影響進行了研究，同時通過數值仿真對內部流場進行了分析，總結了各個結構參數對各個霧化特性參數的影響。劉愛虢等[18]通過數值模擬和實驗驗證的方法研究了燃油溫度在-20℃變化到50℃時對霧化性能的影響。王斌等[19]對雙燃料噴嘴進行了仿真分析了其流動特性和霧化特性，總結了其流動規律和霧化叫隨壓力變化的規律。楊國華等[20]研究了兩種不同螺旋升角噴嘴在不同噴注壓力下的流量特性、噴霧場結構特征、霧化角變化規律、噴霧破碎長度、液滴空間分布、液滴的平均粒徑。

綜上所述，目前國內研究對于離心式噴嘴霧化特性的研究主要針對的是單路離心式噴嘴，而對于雙路離心式噴嘴的研究還較少，因此本文利用兩相界面追蹤流體體積（VOF）的方法對嵌套旋流離心式霧化噴嘴進行數值計算，對噴嘴內流場和外流場的速度、液相體積分數、壓力分布進行了分析，并且著重分析主流場與副流場在出口交匯處油液的流動情況，研究了不同旋流槽布置方式的優缺點。同時對旋流室內空心渦最小半徑的計算公式進行了推導。為后期噴嘴結構以及霧化性能的優化提供參考。

1 試驗設計

1.1 試驗模型

本次研究的噴注器為兩個流道嵌套安裝的旋流離心式噴嘴，其核心結構如圖1所示。從宏觀上看，燃油流經主油路和副油路在主旋流室和副旋流室旋轉流動后經過主噴口和副噴口噴出，且燃油在主旋流室和副旋流室的流動姿態為同軸同向旋流。發動機供油量較小時，只由副油路參與供油，發動機供油量較大時，主油路才打開由主副油路共同供油，副噴口的噴出油液的霧化錐角大于主噴口噴出油液的霧化錐角，最終兩霧面會匯合。本文將基于該模型，進行噴嘴內外流場的數值模擬計算，進而對其進行分析最終達到優化噴嘴結構的目的。

1.2 數值計算方法與理論

考慮到冷態的燃油霧化過程中，氣液兩相的速度均不超過100 m/s，可以認為這樣的流動為不可壓縮流動，因此選用VOF方法噴嘴核心流場以及燃料噴出后與空氣作用的外流場進行數值模擬。Hirt等[21]和Torrey等[22]提出了VOF模型，根據他們對VOF模型的描述，若模擬對象的氣相與液相之間不發生化學上的反應以及物理上的相變，并且流體不可壓縮流體（密度為常量），若只考慮x方向上的運動，則該流體滿足以下控制方程：

連續方程為：

（1）

式中： 為流體密度；t為時間； 為時平均速度； 為x方向上的位移。

動量守恒方程為：

（2）

式中：P為壓力； 為動力粘度； 為時平均速度； 為x方向上的位移； 為體積力。

由于噴嘴內的流體流動主要為旋流，因此采用RNGK-ε模型來解決低雷諾數流體的仿真模擬。

湍流動能方程為：

（3）

湍流動能耗散率方程為：

（4）

式中： 為湍動能； 為湍動耗散率； 為 的有效普朗特數； 為ε的有效普朗特數的倒數； 為有效粘度； 為平均速度梯度引起的湍流動能； 為由浮力產生的湍流動能； 為可壓縮湍流中波動膨脹對總耗散率的貢獻； 與 為用戶定義的源項。

式中的常數項：C1ε＝1.44，C2ε＝1.92，

C3ε＝0.09。

1.3 噴嘴霧化實驗試驗臺搭建

本套實驗系統由主油路和副油路組成，其分別負責噴嘴主副旋流室的供油，方便分別單獨研究噴嘴主油路和副油路單獨工作時的霧化性能，如圖2所示。

兩條油路均由溢流閥和流量控制閥來進行壓力與流量的調節，通過壓力表和流量計來進行供油壓力和流量的監測。

2 內流場的數值計算

2.1 內流場模型建立

由于真實噴嘴內部結構較為復雜，現只提取仿真計算所需要的燃油流過的內流場，并對非核心的油道做簡化處理，如圖3所示。考慮到主副油路的供油量不同，其中副旋流室設置了4條直徑為0.5 mm、長度為3 mm的柱形旋流槽，主旋流室設置了6條邊長為0.5 mm、螺旋升角為30°、高度為2 mm的矩形旋流槽。主噴口的開口內徑為1.4 mm、外徑為2.6 mm、副噴口平直段直徑為0.8 mm、擴張段開口直徑為1.3 mm。

副油路流場的具體尺寸如圖4所示，本文副流場旋流槽采用徑向布置，該布置方式有利于油液的充分旋流，使其在出口處能有效的形成錐形液膜并破碎。并且出口處由傳統噴嘴的錐形擴張段改為半球形擴張段。

主流場的具體尺寸如圖5所示，考慮到主旋流室最大半徑要大于副旋流室，主流場對油液軸向速度的要求要大于副流場，因此本文主流場旋流槽采用軸向布置，在保障噴霧有效展開的同時，有較大的軸向速度使得油液在噴出時能夠與空氣充分作用破碎。主流場出口并未使用擴張段是因為要保證主油路的霧化角度要小于副油路的霧化角度，這樣才能使得主副油路在出口處融合，形成穩定的霧場。

2.2 網格劃分

采用Fluent軟件獨有的Meshing網格劃分程序對模型開展非結構化網格劃分，同時對流體流過的區域以及接近噴霧的區域進行局部加密，如圖6所示，并對模型進行網格無關性驗證，在相同的邊界條件下對比不同網格數對實驗結果的影響，從而保證在兼顧計算速度和計算精度的前提下網格的數量對實驗結果的影響在一定的閾值內。本文所選取的網格數如表1所示。

根據表1分析，92萬網格數所得出的結果霧化錐角已經良好的展開且相較于123萬的網格數所得到的結果差距不大，因此考慮到計算效率，本文選擇92萬網格數來進行后續的計算。

2.3 計算條件的設置

模型采用VOF兩相流模型并打開隱式方程，使用非定常計算，主相設置為空氣，次相設置為航空煤油（RP-3），其主要物理特性如表2所示[23-24]。湍流模型選擇RNGK-ε模型并選擇旋流模型，壁面選擇標準壁面函數。

在邊界條件的設置上，考慮重力對于噴霧的影響，打開重力選項。進口條件選擇壓力進口，副流場進口壓力選擇2.6 MPa作為本次流場分析實驗的進口壓力，主流場進油壓力均設置為3.2 MPa。出口條件選擇壓力出口。高背壓能夠加強氣動力，從而使得霧化效果更好，因此設置出口壓力2 MPa[25]。同時設置航空煤油相體積分數為1。

求解器選擇SIMPLE壓力速度耦合求解器，動量、湍流運動能、湍流耗散率均選用二階迎風格式。

2.4 數值計算可靠性驗證

該節通過測量多組不同進口壓力下的霧化錐角大小，來驗證數值計算的可靠性。錐角大小的測量主要通過拍照再對照片進行圖像處理，并對處理后的圖像進行測量得到。

實驗得出的霧錐角度整體小于模擬值，通過分析可以知道仿真模擬是在理想環境下研究流體的流動，這一計算過程往往是在忽略流體與管道內壁之前存在的摩擦的前提下進行，真實實驗由于流體與管道內壁面存在摩擦以及管道內可能存在凹陷或者凸起，導致燃油的流動存在流動損失導致霧化錐角整體偏小。隨著壓力的增加霧化錐角呈上升趨勢但整體的增加幅度不大，在3.2 MPa之后由于主噴口開始噴油的緣故，導致霧化錐角減小。

通過對比實驗條件下和模擬條件下的霧化錐角，最大誤差小于5%，證明了數值模擬實驗的可行性。

3 試驗結果與分析

3.1 內流場分析

分析出口處主流場與副流場的油液交匯處的燃油流動情況。下面展示了不同時刻的燃油流動情況，如圖8所示。

初始時刻燃油從規劃的油道快速注入旋流室之中，并且可以觀察到主流場由于軸向布置的旋流槽使得燃油響應較快，能夠快速進入旋流室進行旋流運動，并且在1 ms的時候已經有少量液滴噴出與空氣作用形成，但也由于軸向布置使得油液脈動強度過大導致初始時刻主旋流室油液的不均勻度要大于副旋流室。但隨著時間的增加，油液逐漸由紊亂發展為做同一方向的旋流運動，因此不均勻度逐漸降低。

副旋流室由于徑向布置的旋流槽，不同油路的油液先在旋流室內壁匯集并高速旋轉形成了一層厚度不均勻的旋轉油膜，并且隨著油液的不斷增加，油膜厚度也在不斷增加，但由于空氣渦的存在，如圖9所示，油膜厚度會在增加到一定值后停止增大。

由旋流室進出口的動量矩守恒同時不計在旋流室旋流過程中的流動損失可得：

（5）

（6）

式中：V0為油道的進口流速；R為旋流室的半徑；r為中心的空心渦的半徑； 為供油壓力； 為平行與軸線方向上某一截面的壓力； 、 分別為出口處油液的徑向和軸向流速；ρ為燃油密度；M和N為常數。

根據式（5）以及式（6）可知，若旋流室內空心渦半徑減小，越靠近中軸線處r越小，則V1x增大，Psection相應減小，但由于旋流室內部的空心渦通過噴口與外界大氣相連，且旋流室內部油液的運動主要體現在徑向，油液與空氣的作用并未使其產生負壓，因此Psection最多只能減小到與出口處的氣壓Pair相等，因此反推可知r存在最小值，且當Psection＝Pair時r取最小值為：

（7）

油液在副旋流室貼壁旋流運動約3.5 ms后從副噴口旋轉噴出。并且由于副噴口噴出油液的霧化錐角要大于主噴口噴出油液的霧化錐角，使得兩油路油液在距出口0.6 mm處最終耦合為完整霧錐。并且隨著時間的增加，霧錐的液膜厚度變薄，發散率降低，最后在8 ms時趨于穩定。

3.2 外流場分析

如圖10所示，主副流場交匯處，副噴口噴出的油滴在出口處約0.4 mm處的運動方向與主噴口噴出的油滴運動方向基本一致且主噴口噴出油液的流速要略大于副噴口噴出油液的流速，在大于0.4 mm處副噴口運動方向逐漸向主噴口噴出油液的位置運動。

（a）t＝0.1 ms ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? （b）t＝1 ms

（c）t＝2 ms ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?（d）t＝3.5 ms

（e）t＝4 ms ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?（f）t＝5 ms

（g）t＝8 ms

這是由于噴出的油液對外流場空氣的擾動作用，因為氣液之前存在相互作用，高速運動的油液在噴出的瞬間帶動噴口處的空氣向外運動導致噴口處的氣壓要低于遠離噴口處的氣壓，使得空氣回流并反作用于副噴口噴出的油滴使其運動方向產生變化，該現象還存在于主副噴口噴出油液交界處上方的三角區。同時在距離噴口約3 mm處存在旋渦狀的氣流，這些旋渦狀的氣流存在于氣液交界面，是油滴與空氣充分作用的證明，旋渦越大證明該處氣流與油液的作用強度越強，液膜破碎后的油液粒徑越小。另外從速度矢量圖可以看到霧錐是層狀結構，外層的速度較小，內層的速度較大，由于外層空氣與外層霧錐作用使得外層霧錐先破碎為液絲，而內外層霧錐速度液滴速度差的逐漸增大增加了整體霧錐的擾動，促進了整個液膜破碎為液滴的過程。

如圖11所示，隨著油液離噴口的距離增加，霧滴軸向速度的大小幾乎不變，切向速度變小，徑向速度變大。這是由于油液噴出后由于切向速度的存在，形成的液膜處于旋轉狀態，并且由于動量矩守恒，隨著空氣對液膜的作用使得切向速度降低，而噴霧錐角的打開使得徑向速度增加。

如圖12所示，分析速度分布可知：對于副旋流室，越靠近中心軸線壓力越小，切向速度也越小。而對于主旋流室，越靠近噴口壓力越小，切向速度越大。主旋流室的壓力變化主要體現在軸向，副旋流室的壓力變化主要體現在徑向，這是由于主副旋流室的進口油道的布置方式的不同引起的。

4 總結

本文對嵌套旋流離心式噴嘴進行了數值計算和實驗驗證，通過分析了其內部流場以及霧化性能主要得出以下結論：

噴霧在8 ms的時候趨于穩定，并且由于主副噴口噴出的液霧的霧化錐角不同使得主副流場噴出的油液在距噴口0.6 mm處交匯。

對比副流場和主流場不同旋流槽布置方式，軸向布置方式比徑向布置方式的能更快的形成穩定噴霧。徑向布置方式在噴霧形成的初期比軸向布置更穩定均勻程度好于軸向布置方式。

通過對副旋流室的空心渦的分析，空心渦的始終存在并且存在一個最小半徑。

外部流場存在氣旋現象，并且這些渦狀氣旋促進了液膜的破碎。液膜根據速度不同可分為內外兩層，其中外層油液速度較小、內層油液速度較大。隨著油液距離噴口的距離增加霧滴軸向速度的大小幾乎不變，切向速度變小，徑向速度變大。副旋流室中，越接近中心軸線處的壓力愈小，切向速度也越小。主旋流室，隨著與噴口的距離逐漸變小，壓力也逐漸變小，而切向速度逐漸變大。主旋流室的軸向壓力變化較大，副旋流室的徑向壓力變化較大。

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