结构参数对气动雾化喷嘴雾化特性影响研究

于浩洋,刘爱虢,陈 思,刘 凯,曾 文

(沈阳航空航天大学 辽宁省航空推进系统先进测试技术重点实验室,沈阳 110136)

燃油喷嘴是燃烧室的一个重要部件,喷嘴设计的好坏直接关系到燃烧室的液雾分布均匀性,进而影响燃烧室的燃烧特性。较差的雾化质量容易造成燃烧室头部积碳以及燃烧室烧蚀[1]。根据燃烧室研发经验,燃烧中很多限制燃烧室发展的问题都是通过优化现有喷嘴重新设计或提出新的雾化概念来解决的[2]。因此，充分了解和优化现有喷嘴,对于燃烧室性能的提升至关重要。燃油喷嘴的结构参数对燃油雾化特性有直接影响,优化喷嘴结构是得到预期雾化质量的有效方法。

国内外开展关于喷嘴特征结构对雾化特性的影响的工作主要以实验测试为主。Wang[3-4]以旋流杯式空气雾化喷嘴为研究对象,发现喇叭口角度变化会导致两相流场发生变化；Hassa等[5]对双旋流器空气雾化喷嘴的出口倒角角度对燃烧室燃烧特性的影响进行了实验,分析了不同参数对燃烧稳定性的影响；郭新华[6]对组合式空气雾化喷嘴进行了研究,发现双级旋流器比单级旋流器具有更好的雾化效果；吉晓莉等[7]采用了一种内部结构可拆卸的内混式空气雾化喷嘴进行实验研究,得出了气孔的个数与交叉角有相应的适用范围的结论；Jeng等[8]研究了旋流槽倾角、旋转室收敛角、喇叭口角和喷口等直段长度等几何参数对喷嘴性能的影响；张永良[9]设计了30°与90°两种倾斜角的大尺寸透明件,表明小的倾斜角会增加轴向速度，减小喷雾锥角和出口液膜厚度。

为获得喷嘴内部流动特性及结构参数与流动特性、雾化特性之间的关系,采用数学模型对喷嘴内部流动特性进行数值模拟是必不可少的。由于VOF(volume of fluid)模型能够捕捉到清晰的气液相界面,很好地揭示离心喷嘴的内部流动过程,众多学者均在喷嘴的数值计算中采用VOF模型。刘娟[10-11]采用VOF模型对喷嘴的喷口直径、旋流室直径、出口扩张角等结构参数对雾化特性的影响进行了计算分析；Jeng分析了旋流器的倾斜角变化对离心式喷嘴的影响,选用了40～90°倾角的三维模型进行了CFD数值计算；陈晨[12-14]利用VOF模型对敞口式离心喷嘴的内部和近喷口区域的流动特性以及内部的填充过程进行了研究；马佳敏[15]采用VOF模型对旋流雾化喷嘴进行了数值计算,并对旋流雾化喷嘴不同喷嘴直径与出口长度的计算结果进行了对比；马朝[16]分析了喷口倒角、直径等结构参数对离心喷嘴雾化特性的影响,优化了其雾化性能。

本文建立了气动雾化喷嘴数学模型,系统地研究了结构参数对气动雾化喷嘴雾化性能的影响,通过对喷嘴内部两相流流动过程的模拟,分析了结构参数对雾化特性影响的深层原因,为同类型喷嘴的优化提供参考。

1 实验系统与实验方案

1.1 实验系统

为获得不同燃油的雾化特性,采用了图1所示的激光燃油测试系统对不同燃油压力下的雾化粒度和喷雾锥角进行了试验测试。雾化粒度的测量采用美国TSI公司的相位多普勒粒子分析仪(PDPA/LDA),主要包括：激光发射器、激光接收器、信号处理器、光栅转动电机控制器。发射器包括标准的2W氮-氖激光光源、分光光栅、聚焦透镜。雾化粒度的测量范围为0.5～600 μm。喷雾锥角的测量采用对喷雾进行拍照,然后用软件识别角度。考虑到液雾射流对周围空气的卷吸作用,在计算喷雾锥角时采用了以喷口为中心,取120 mm半径的圆弧和外包络线交点与喷口中心连线之间夹角作为喷雾锥角的计算办法[17]。

图1 激光燃油测试系统

1.2 实验喷嘴及工况

实验测试的喷嘴结构如图2所示,外侧气路与气源相连,雾化空气流经气旋孔时产生带旋流的高速空气。中间通路的流体是水,内部通路为燃油,燃油流入后经旋流片流入旋流室。测试该气动雾化喷嘴时,考虑到对流量测试系统的损坏,并未以水作为实验流体。

为验证数值模拟的正确性,进行了雾化特性实验研究。测定了气动雾化喷嘴在不同燃油压差Poil和雾化空气压差Pair下的喷雾锥角、索泰尔平均直径(SMD),得到了各个参数随工况变化的规律。具体工况如表1所示。

1.3 实验结果

1.3.1 喷雾锥角

实验测试采用0#柴油,根据工况参数改变气动雾化喷嘴的油路、气路压力绘制喷雾锥角的变化曲线。不同气压下随供油压力变化的喷雾锥角θ如图3所示,从图3中可以看出，当气压一定时,随着油压的增加,喷雾锥角的变化呈现降低的趋势,但在所测量的油压范围内燃油压力对喷雾锥角影响不大。当供油压力一定时,随着气压的增加喷雾锥角随之增加,在供油流量较小时喷雾锥角变化较大,油压较高时变化不大。

图3 不同工况下喷雾锥角

锥角变化的原因在于当供油压力较低时,燃油流量较小,气路提供了足量的雾化空气,切向速度较大的雾化空气裹挟着油滴扩展了喷雾锥角,当供油压力增大后,雾化空气对燃油的喷雾锥角的影响减弱,所以供油压力较大时锥角变小。

1.3.2 雾化粒度

图4为雾化粒径的测量位置分布。描述了不同油压与气压组合工况下的距离喷嘴出口截面处30 mm、50 mm、60 mm、100 mm处的雾化粒度,通过锥角处的雾化粒径来表征喷嘴雾化特性。

图4 雾化粒径测试位置实验方案

图5为不同油压、气压下SMD的变化曲线。当空气压力从0.102 MPa增加至0.11 MPa时,SMD明显减小,但继续增加气压,SMD变化不明显。当气压一定时,增大供油压力,各气压条件下的SMD随之减小,但燃油压差超过0.3 MPa后SMD变化不明显。

图5 不同工况条件下的SMD

2 数值计算

为分析喷嘴内部流动特性,建立了实验测试喷嘴的数学模型,主要包括气相通道、液相通道与外流场域,流场域剖面图如图6所示。

图6 流场域剖面图

利用fluent meshing软件将外部划分为多面体网格,内部为结构化网格。采用两相流模型VOF(Volume of fluid)来捕捉两相流界面[18],湍流模型采用RNGk-ε模型。文献[19]认为,网格的精度对计算结果有显著的影响。为了保证计算精度，减少计算资源,对出口的气液交界面与靠近喷雾锥角的区域进行了网格加密。沿喷嘴轴线方向设为Z轴。流体域计算网格如图7所示。

图7 流体域计算网格

为了保证网格的精度不对计算结果产生影响,选用80万与100万两个尺度的网格进行网格无关性检验,燃油进口采用压力入口,压力值选取0.34 MPa；气路也采用压力入口，压力值为0.102 MPa。在不同网格下流量系数C1、喷雾锥角θ和液膜厚度h的计算结果如表2所示。

表2 网格数对计算结果的影响

经过网格独立性计算发现,网格数由80万增加至100万时，对液膜厚度、喷雾锥角和流量系数影响不大,液膜厚度相差2.43%、喷雾锥角角度相差1.05%、流量系数相差4.4%以内。可以认为继续加密网格对计算结果不会产生影响，因此本文采用80万计算网格数进行后续的计算。

图8所示为喷雾锥角的实验结果和数值计算结果的比较,雾化空气压力为0.14 MPa。数值模拟所得的喷雾锥角与实验结果有一定差距,但其随着压力变化的趋势与实验结果是一致的。模拟结果喷雾锥角值偏大,原因在于实验时所用的燃油压力测点位于喷嘴上游,而模拟则采用在旋流片之前的位置设置了压力入口。实验测量和数值计算的喷雾锥角相差在2°以内,验证了数值计算中采用VOF方法的可行性。

图8 喷雾锥角的实验与数值比较

3 计算结果与分析

3.1 喷嘴内部流动特性

为分析喷嘴的内部流动特性,选用燃油压差为0.34 MPa、雾化空气压差为0.102 MPa的工况,计算结果如图9～10所示。图9为喷嘴内部与外部流场的流动方向。由于压差作用,燃油流经喷嘴内部的旋流片后,在旋流室产生旋转运动。燃油进入旋流室后由于缺少流向喷口的分速度,由于重力作用只会向下运动,之后的燃油会相互冲击,在填满旋流室的过程中也会受到流动阻力,使得燃油在旋流室上下滚动形成如图9虚线框中所标记的涡流,这会使得流动能量的损失增加。燃油的高速旋转使得喷嘴沿轴线区域产生负压,吸入空气后形成空气芯。将液相体积分数为50%的区域作为气液分界面,气液交界面存在着各种扰动。喷嘴出口处液膜附着在喇叭口上,随着与空气的接触扰动更加强烈,促使液膜破碎成液滴,随空气流动,形成雾化场。

图9 雾化喷嘴流场

图10所示为燃油充满喷嘴内部的流动过程。2 ms时燃油沿着倾斜孔进入旋流室,由于存在轴向速度与切向速度,流入的燃油会撞向下一个孔的位置；4.3 ms时液相进入旋流室,随着燃油量的增加,旋流室进一步被充满；6.4 ms时空气芯直径减小,小部分燃油流出,但锥角未形成,液膜较厚；7.5 ms时空气芯直径进一步缩小,但由于惯性力还不足以克服表面张力,在液膜的表面张力作用下形成一个闭合的形状；10.5 ms时扰动增加到可以克服表面张力,闭合液膜的形状逐渐展开成型,空气芯直径基本保持不变。20 ms时喷嘴外流场完全发展成一个空心圆锥状,此后喷雾锥角基本保持不变,可以比较清晰的观察到从完整液膜区发展成液丝液团区,最后成为离散的液滴这一雾化过程。

喷嘴内部速度分布如图11所示,图11a为喷嘴轴向速度云图，可以看出，由于压差作用空气进入喷嘴；图11b为喷嘴径向速度云图,可以看出燃油与雾化空气的径向速度同为顺时针转动,且空气速度高于燃油速度，有利于雾化；图11c为相对速度云图,可以看出气液交界面的速度差最大,而由于空气芯的存在,喷口处的速度差更大,是喷口处扰动更强的原因。液相与气相速度差在10m/s左右。

图10 雾化喷嘴内的流动过程

图11 流场速度剖面

3.2 结构参数对雾化特性的影响

喷嘴的雾化性能受到燃料性质、供油压力与喷嘴结构的影响。由实验测试结果可以看出,供油压力对雾化性能的影响不是很明显,因此通过改变喷嘴的结构参数得到预期雾化质量是一种有效的方法[20]。为获得喷嘴结构参数对雾化性能影响的基本规律,以喷口直径3 mm、喇叭口角度25°、旋流片倾斜角40°为结构参数基准值,对喇叭口角度α为0～30°、喷口直径d1为2.6～3.4 mm、旋流片倾斜角β为30～60°范围内的工况点进行了计算分析,一个参数变化时保持其他两个参数为基准值不变。计算中，保持供油压差0.34 MPa、雾化气体压差0.11 MPa不变。

图12 结构参数示意图

3.2.1 结构参数对流量系数的影响

流量系数C1的表达式如式(1)所示

(1)

其中Q1是质量流量，kg/s；A是喷嘴出口面积，m2；ρ是被测液体密度，kg/m3；ΔP1为被测液体在喷嘴进出口的压力差，MPa。由于燃料的黏性、喷嘴内部的摩擦损失以及离心喷嘴内部产生的空气芯结构导致了离心喷嘴的流量系数与喷嘴结构密切相关。结构参数对流量系数的影响结果如图13所示，喷口直径对空气心直径的影响结果如图14所示。

图13 结构参数对流量系数的影响

图14 喷口直径对空气心直径影响

由计算结果可以看出,喇叭口角度α对流量系数几乎没有影响,随着喷口直径d1和旋流片倾斜角β的增大,流量系数明显变小。流量系数随喷口直径d1的变化趋势与N.K.Rizk经验公式[21]得出的结果是一致的。流量系数随旋流片倾斜角β的增大而减小,超过50°后流量系数趋于不变。旋流片倾斜角的增大使得流量系数减少的主要原因是燃油在旋流室内转动的切向速度增大,轴向速度减小,增加了燃油的阻力,喷嘴内部的空气芯直径增大,导致流量系数减小。

3.2.2 结构参数对液膜厚度的影响

燃油在喷出喷口时由于离心力的作用使燃油紧贴在喇叭口处形成液膜,随后锥形的液膜破碎成碎片状。根据Lefebvre等[22]的研究,在喷嘴出口处的起始液膜厚度越小,燃油雾化效果越好。并推导出了SMD与液膜厚度h的0.4次幂成正比的关系式。结构参数对液膜厚度影响的计算结果如图15所示。

从图15中可以看出,喇叭口角度α和旋流片倾斜角β对液膜厚度的影响较大,对喷口直径d1几乎没有影响。喇叭口角度α增大可以减小液膜厚度,喇叭口角度从0°增加到30°,液膜厚度下降了29%。这是由于离心力使得燃油紧贴喇叭口形成液膜,当喇叭口角度为0°时,相当于加长了喷口的长度,增加了摩擦阻力,使燃油附着的面积过小,导致液膜厚度增加。旋流片倾斜角β在30°～40°之间时，液膜厚度变化较大,降低了14%,但继续增大旋流片倾斜角度对液膜厚度影响不大。旋流片倾角的增加导致了速度切向分量的增加,有利于燃油在周围的聚集,减小了液膜厚度。

图15 结构参数变化对液膜厚度的影响

3.2.3 结构参数对喷雾锥角的影响

喷雾锥角θ是影响雾化性能的重要参数,合适的喷雾锥角可以减小雾化粒度,提高喷嘴的雾化特性。过大的喷雾锥角造成燃烧室头部积碳以及燃烧室壁面烧蚀,影响燃烧室寿命。过小的喷雾锥角使得雾化燃油集中在火焰筒中心线位置,局部高温区过大,使得燃烧室冒烟与污染物排放的增加[23]。喷雾锥角随结构参数的变化如图16所示。

图16 结构参数对喷雾锥角的影响

从图16可以看出旋流片倾斜角β对喷雾锥角的影响最大,β值由30°增加至60°时,喷雾锥角可以由59°增加至69°。旋流片倾斜角度对喷雾锥角的影响是通过对燃油流动速度的影响实现的,旋流片倾斜角增加,导致燃油的径向速度增加,轴向速度减小,使燃油的喷雾锥角变大。较大的喷雾锥角有利于减小雾化粒度,但会降低燃油在燃烧室内的射流深度。喇叭口角度α的增大使得喷雾锥角先变大再变小,这是由于燃油喷出喷嘴形成液膜附着在喇叭口上,角度的增加使得液膜的扩展更加容易,当超过液膜的附着极限后,喇叭口对锥角的影响降低。

通过与实验结果的对比也可以发现,对于气动雾化喷嘴,结构参数对燃油雾化特性的影响比燃油压差和雾化空气压力对燃油的雾化特性影响更大。因此为达到所需的雾化质量,应从燃油喷嘴的结构参数入手进行优化。

4 结论

(1)气动雾化喷嘴雾化空气压力的升高对于提高喷雾锥角和减小雾化粒度有利,尤其是在燃油压差较小时影响较大。燃油压差对于雾化特性影响不明显。

(2)燃油进入喷嘴后,在旋流室内转动,中心形成负压,将空气吸入旋流室,形成具有强烈湍流的空气芯。燃油从进入喷嘴至喷雾锥角打开的过程中,依次经历了雾团状、液包状、未完全展开和完全展开4个阶段。

(3)不同结构参数对喷嘴雾化参数的影响不同,喷口直径d1对流量系数的影响最大,喇叭口角度α对液膜厚度的影响最大,喇叭口角度从0°增加到30°时液膜厚度下降了29%；旋流片倾斜角β对喷雾锥角的影响最大,β值由30°增加至60°时,喷雾锥角可以由59°增加至69°。