嵌套旋流离心式雾化喷嘴流场特性分析

夏存江 尹章伟

摘要：为了对航空发动机燃油喷嘴的流场特性进行研究从而对其雾化性能进行优化达到节能减排的目的。通过Solidworks软件对嵌套旋流离心式喷嘴进行了建模，利用Fluent软件使用流体容积法（VOF）对喷嘴的内流场及外流场进行数值模拟计算，并做了雾化性能测试实验证明了数值模拟计算的可靠性。结果表明，燃油流场与喷嘴结构呈现较强的相关性，无论是内流场还是外流场的各项物理特性均呈现特定的规律。可见对于喷嘴流场的研究为后期研究改变某些关键结构尺寸对喷嘴会产生哪些影响做好相关的流场分析技术指南，最终是为喷嘴的结构改进提供了相关参考。

关键词：离心式喷嘴；空心涡；旋流槽布置方式；流场

中图分类号：V232 文献标志码：A doi：10.3969/j.issn.1006-0316.2023.11.004

文章编号：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

为满足民用航空发动机低污染高效率的总体发展趋势，燃油雾化性能的提升成为其发展的重要途径。航空发动机燃油喷嘴作为发动机燃烧环节的关键部件之一，其雾化性能的好坏直接决定了燃料在燃烧室中燃烧的效率以及对大气的污染程度。雾化性能较好的喷嘴拥有更小的雾滴粒径、更均匀的喷雾场以及更合适的喷雾锥角，同时能够有效防止火焰筒壁面以及喷嘴内部的积碳问题[1-2]。

双油路离心式雾化喷嘴由于其机械结构牢固、雾化效果优良，并且拥有较宽的流量调节范围，因此被大多数的航空发动机用于燃料的雾化与喷注[3-5]。

近些年，国内有大量研究人员从理论分析出发，结合数值仿真和实验计算对燃油喷嘴进行了大量研究。研究人员通过改变外部条件如温度、压力等参数和内部结构参数来观察雾化性能的差异，从而不断优化喷嘴的雾化性能。周佳等[6]对离心式雾化喷嘴开展了数值计算分析并设计了正交试验，分析了喷嘴的内流场，同时给出了喷嘴的旋流槽数目、旋流室长度、旋流室半径以及喷嘴出口圆柱段长度这四个结构尺寸参数对喷嘴雾化性能的影响。王凯等[7]利用CLSVOF方法对离心式喷嘴开展了数值计算以及实验验证，分析了喷嘴内部气相与液相相互作用过程，并且对比了收口型喷嘴在气液作用的过程上与敞口型喷嘴有何不同。李承觊等[8]研究了不同压力和不同口径下的离心式喷嘴的雾化性能并且分析了喷雾在水平方向上的分布，邱伟等[9]通过实验改变单路离心式喷嘴的结构尺寸从而研究其对雾化性能有哪些影响，通过对旋流槽角度、槽深、喷口直径、喷口长度、旋流室长度制定不同的尺寸方案，观察雾化锥角的改变情况来改进喷嘴的结构。刘志林等[10]对单腔离心喷嘴的空心涡直径以及液雾锥角进行了理论分析。最终推导出了喷嘴出口空心涡半径以及雾化角的经验公式。周泽磊等[11]对离心式喷嘴旋流室燃油进口切向槽的位置和倾角對雾化性能的影响进行了相关研究。马朝等[12]通过实验对比了航空煤油与0#柴油在不同供油压力下的雾化特性。王铮钧等[13]研究了当流量激励作为非定常输入时，喷嘴初始雾化液膜的变化特征。王宇奇等[14]利用高GPU加速MPS的计算对双股射流撞击雾化喷嘴进行了数值仿真，研究其雾化过程以及孔径比和动量比对雾化性能的影响。靳朝阳等[15]通过搭建可视化流量脉动雾化实验平台研究了流量脉动对于离心喷嘴雾化特性的影响。裴娜等[16]通过实验对圆形、椭圆形、正方形喷孔机构的气泡雾化喷嘴的雾化特性进行了对比。于浩洋等[17]通过实验对供油压力和供气压力对喷嘴雾化特性的影响进行了研究，同时通过数值仿真对内部流场进行了分析，总结了各个结构参数对各个雾化特性参数的影响。刘爱虢等[18]通过数值模拟和实验验证的方法研究了燃油温度在-20℃变化到50℃时对雾化性能的影响。王斌等[19]对双燃料喷嘴进行了仿真分析了其流动特性和雾化特性，总结了其流动规律和雾化叫随压力变化的规律。杨国华等[20]研究了两种不同螺旋升角喷嘴在不同喷注压力下的流量特性、喷雾场结构特征、雾化角变化规律、喷雾破碎长度、液滴空间分布、液滴的平均粒径。

综上所述，目前国内研究对于离心式喷嘴雾化特性的研究主要针对的是单路离心式喷嘴，而对于双路离心式喷嘴的研究还较少，因此本文利用两相界面追踪流体体积（VOF）的方法对嵌套旋流离心式雾化喷嘴进行数值计算，对喷嘴内流场和外流场的速度、液相体积分数、压力分布进行了分析，并且着重分析主流场与副流场在出口交汇处油液的流动情况，研究了不同旋流槽布置方式的优缺点。同时对旋流室内空心涡最小半径的计算公式进行了推导。为后期喷嘴结构以及雾化性能的优化提供参考。

1 试验设计

1.1 试验模型

本次研究的喷注器为两个流道嵌套安装的旋流离心式喷嘴，其核心结构如图1所示。从宏观上看，燃油流经主油路和副油路在主旋流室和副旋流室旋转流动后经过主喷口和副喷口喷出，且燃油在主旋流室和副旋流室的流动姿态为同轴同向旋流。发动机供油量较小时，只由副油路参与供油，发动机供油量较大时，主油路才打开由主副油路共同供油，副喷口的喷出油液的雾化锥角大于主喷口喷出油液的雾化锥角，最终两雾面会汇合。本文将基于该模型，进行喷嘴内外流场的数值模拟计算，进而对其进行分析最终达到优化喷嘴结构的目的。

1.2 数值计算方法与理论

考虑到冷态的燃油雾化过程中，气液两相的速度均不超过100 m/s，可以认为这样的流动为不可压缩流动，因此选用VOF方法喷嘴核心流场以及燃料喷出后与空气作用的外流场进行数值模拟。Hirt等[21]和Torrey等[22]提出了VOF模型，根据他们对VOF模型的描述，若模拟对象的气相与液相之间不发生化学上的反应以及物理上的相变，并且流体不可压缩流体（密度为常量），若只考虑x方向上的运动，则该流体满足以下控制方程：

连续方程为：

（1）

式中： 为流体密度；t为时间； 为时平均速度； 为x方向上的位移。

动量守恒方程为：

（2）

式中：P为压力； 为动力粘度； 为时平均速度； 为x方向上的位移； 为体积力。

由于喷嘴内的流体流动主要为旋流，因此采用RNGK-ε模型来解决低雷诺数流体的仿真模拟。

湍流动能方程为：

（3）

湍流动能耗散率方程为：

（4）

式中： 为湍动能； 为湍动耗散率； 为 的有效普朗特数； 为ε的有效普朗特数的倒数； 为有效粘度； 为平均速度梯度引起的湍流动能； 为由浮力产生的湍流动能； 为可压缩湍流中波动膨胀对总耗散率的贡献； 与 为用户定义的源项。

式中的常数项：C1ε＝1.44，C2ε＝1.92，

C3ε＝0.09。

1.3 喷嘴雾化实验试验台搭建

本套实验系统由主油路和副油路组成，其分别负责喷嘴主副旋流室的供油，方便分别单独研究喷嘴主油路和副油路单独工作时的雾化性能，如图2所示。

两条油路均由溢流阀和流量控制阀来进行压力与流量的调节，通过压力表和流量计来进行供油压力和流量的监测。

2 内流场的数值计算

2.1 内流场模型建立

由于真实喷嘴内部结构较为复杂，现只提取仿真计算所需要的燃油流过的内流场，并对非核心的油道做简化处理，如图3所示。考虑到主副油路的供油量不同，其中副旋流室设置了4条直径为0.5 mm、长度为3 mm的柱形旋流槽，主旋流室设置了6条边长为0.5 mm、螺旋升角为30°、高度为2 mm的矩形旋流槽。主喷口的开口内径为1.4 mm、外径为2.6 mm、副喷口平直段直径为0.8 mm、扩张段开口直径为1.3 mm。

副油路流场的具体尺寸如图4所示，本文副流场旋流槽采用径向布置，该布置方式有利于油液的充分旋流，使其在出口处能有效的形成锥形液膜并破碎。并且出口处由传统喷嘴的锥形扩张段改为半球形扩张段。

主流场的具体尺寸如图5所示，考虑到主旋流室最大半径要大于副旋流室，主流场对油液轴向速度的要求要大于副流场，因此本文主流场旋流槽采用轴向布置，在保障喷雾有效展开的同时，有较大的轴向速度使得油液在喷出时能够与空气充分作用破碎。主流场出口并未使用扩张段是因为要保证主油路的雾化角度要小于副油路的雾化角度，这样才能使得主副油路在出口处融合，形成稳定的雾场。

2.2 网格划分

采用Fluent软件独有的Meshing网格划分程序对模型开展非结构化网格划分，同时对流体流过的区域以及接近喷雾的区域进行局部加密，如图6所示，并对模型进行网格无关性验证，在相同的边界条件下对比不同网格数对实验结果的影响，从而保证在兼顾计算速度和计算精度的前提下网格的数量对实验结果的影响在一定的阈值内。本文所选取的网格数如表1所示。

根据表1分析，92萬网格数所得出的结果雾化锥角已经良好的展开且相较于123万的网格数所得到的结果差距不大，因此考虑到计算效率，本文选择92万网格数来进行后续的计算。

2.3 计算条件的设置

模型采用VOF两相流模型并打开隐式方程，使用非定常计算，主相设置为空气，次相设置为航空煤油（RP-3），其主要物理特性如表2所示[23-24]。湍流模型选择RNGK-ε模型并选择旋流模型，壁面选择标准壁面函数。

在边界条件的设置上，考虑重力对于喷雾的影响，打开重力选项。进口条件选择压力进口，副流场进口压力选择2.6 MPa作为本次流场分析实验的进口压力，主流场进油压力均设置为3.2 MPa。出口条件选择压力出口。高背压能够加强气动力，从而使得雾化效果更好，因此设置出口压力2 MPa[25]。同时设置航空煤油相体积分数为1。

求解器选择SIMPLE压力速度耦合求解器，动量、湍流运动能、湍流耗散率均选用二阶迎风格式。

2.4 数值计算可靠性验证

该节通过测量多组不同进口压力下的雾化锥角大小，来验证数值计算的可靠性。锥角大小的测量主要通过拍照再对照片进行图像处理，并对处理后的图像进行测量得到。

实验得出的雾锥角度整体小于模拟值，通过分析可以知道仿真模拟是在理想环境下研究流体的流动，这一计算过程往往是在忽略流体与管道内壁之前存在的摩擦的前提下进行，真实实验由于流体与管道内壁面存在摩擦以及管道内可能存在凹陷或者凸起，导致燃油的流动存在流动损失导致雾化锥角整体偏小。随着压力的增加雾化锥角呈上升趋势但整体的增加幅度不大，在3.2 MPa之后由于主喷口开始喷油的缘故，导致雾化锥角减小。

通过对比实验条件下和模拟条件下的雾化锥角，最大误差小于5%，证明了数值模拟实验的可行性。

3 试验结果与分析

3.1 内流场分析

分析出口处主流场与副流场的油液交汇处的燃油流动情况。下面展示了不同时刻的燃油流动情况，如图8所示。

初始时刻燃油从规划的油道快速注入旋流室之中，并且可以观察到主流场由于轴向布置的旋流槽使得燃油响应较快，能够快速进入旋流室进行旋流运动，并且在1 ms的时候已经有少量液滴喷出与空气作用形成，但也由于轴向布置使得油液脉动强度过大导致初始时刻主旋流室油液的不均匀度要大于副旋流室。但随着时间的增加，油液逐渐由紊乱发展为做同一方向的旋流运动，因此不均匀度逐渐降低。

副旋流室由于径向布置的旋流槽，不同油路的油液先在旋流室内壁汇集并高速旋转形成了一层厚度不均匀的旋转油膜，并且随着油液的不断增加，油膜厚度也在不断增加，但由于空气涡的存在，如图9所示，油膜厚度会在增加到一定值后停止增大。

由旋流室进出口的动量矩守恒同时不计在旋流室旋流过程中的流动损失可得：

（5）

（6）

式中：V0为油道的进口流速；R为旋流室的半径；r为中心的空心涡的半径； 为供油压力； 为平行与轴线方向上某一截面的压力； 、 分别为出口处油液的径向和轴向流速；ρ为燃油密度；M和N为常数。

根据式（5）以及式（6）可知，若旋流室内空心涡半径减小，越靠近中轴线处r越小，则V1x增大，Psection相应减小，但由于旋流室内部的空心涡通过喷口与外界大气相连，且旋流室内部油液的运动主要体现在径向，油液与空气的作用并未使其产生负压，因此Psection最多只能减小到与出口处的气压Pair相等，因此反推可知r存在最小值，且当Psection＝Pair时r取最小值为：

（7）

油液在副旋流室贴壁旋流运动约3.5 ms后从副喷口旋转喷出。并且由于副喷口喷出油液的雾化锥角要大于主喷口喷出油液的雾化锥角，使得两油路油液在距出口0.6 mm处最终耦合为完整雾锥。并且随着时间的增加，雾锥的液膜厚度变薄，发散率降低，最后在8 ms时趋于稳定。

3.2 外流场分析

如图10所示，主副流场交汇处，副喷口喷出的油滴在出口处约0.4 mm处的运动方向与主喷口喷出的油滴运动方向基本一致且主喷口喷出油液的流速要略大于副喷口喷出油液的流速，在大于0.4 mm处副喷口运动方向逐渐向主喷口喷出油液的位置运动。

（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

这是由于喷出的油液对外流场空气的扰动作用，因为气液之前存在相互作用，高速运动的油液在喷出的瞬间带动喷口处的空气向外运动导致喷口处的气压要低于远离喷口处的气压，使得空气回流并反作用于副喷口喷出的油滴使其运动方向产生变化，该现象还存在于主副喷口喷出油液交界处上方的三角区。同时在距离喷口约3 mm处存在旋涡状的气流，这些旋涡状的气流存在于气液交界面，是油滴与空气充分作用的证明，旋涡越大证明该处气流与油液的作用强度越强，液膜破碎后的油液粒径越小。另外从速度矢量图可以看到雾锥是层状结构，外层的速度较小，内层的速度较大，由于外层空气与外层雾锥作用使得外层雾锥先破碎为液丝，而内外层雾锥速度液滴速度差的逐渐增大增加了整体雾锥的扰动，促进了整个液膜破碎为液滴的过程。

如图11所示，随着油液离喷口的距离增加，雾滴轴向速度的大小几乎不变，切向速度变小，径向速度变大。这是由于油液喷出后由于切向速度的存在，形成的液膜处于旋转状态，并且由于动量矩守恒，随着空气对液膜的作用使得切向速度降低，而喷雾锥角的打开使得径向速度增加。

如图12所示，分析速度分布可知：对于副旋流室，越靠近中心轴线压力越小，切向速度也越小。而对于主旋流室，越靠近喷口压力越小，切向速度越大。主旋流室的压力变化主要体现在轴向，副旋流室的压力变化主要体现在径向，这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 总结

本文对嵌套旋流离心式喷嘴进行了数值计算和实验验证，通过分析了其内部流场以及雾化性能主要得出以下结论：

喷雾在8 ms的时候趋于稳定，并且由于主副喷口喷出的液雾的雾化锥角不同使得主副流场喷出的油液在距喷口0.6 mm处交汇。

对比副流场和主流场不同旋流槽布置方式，轴向布置方式比径向布置方式的能更快的形成稳定喷雾。径向布置方式在喷雾形成的初期比轴向布置更稳定均匀程度好于轴向布置方式。

通过对副旋流室的空心涡的分析，空心涡的始终存在并且存在一个最小半径。

外部流场存在气旋现象，并且这些涡状气旋促进了液膜的破碎。液膜根据速度不同可分为内外两层，其中外层油液速度较小、内层油液速度较大。随着油液距离喷口的距离增加雾滴轴向速度的大小几乎不变，切向速度变小，径向速度变大。副旋流室中，越接近中心轴线处的压力愈小，切向速度也越小。主旋流室，随着与喷口的距离逐渐变小，压力也逐渐变小，而切向速度逐渐变大。主旋流室的轴向压力变化较大，副旋流室的径向压力变化较大。

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