直射式噴嘴流動特性的數(shù)值和試驗研究

熊溢威，李鋒，高偉偉，羅衛(wèi)東，趙凱，王昌盛

（北京航空航天大學能源與動力工程學院，北京100191）

直射式噴嘴流動特性的數(shù)值和試驗研究

熊溢威，李鋒，高偉偉，羅衛(wèi)東，趙凱，王昌盛

（北京航空航天大學能源與動力工程學院，北京100191）

加力燃燒室噴油桿多采用直射式噴嘴，為進一步分析影響噴油桿通流能力的因素以及噴嘴內部燃油空化的問題，進行了數(shù)值和試驗研究。選取了Schnerr-Sauer、Singhal及Zw art-G erber-Belamri三種空化模型進行比較后，采用Schnerr-Sauer空化模型進行計算，對噴嘴的流量系數(shù)、空化區(qū)域以及空化源進行了數(shù)值模擬，對2種典型直射式噴嘴進行了試驗分析。結果表明：噴孔長徑比、開孔位置對流量系數(shù)影響較大，噴孔前加過渡段能夠起到一定的穩(wěn)流、消除空化的作用，在噴孔大銳角入口處形成明顯的空化源，空化體積分數(shù)隨壓力、壁厚和入口段變化，進一步計算發(fā)現(xiàn)當進口倒角為30°～45°或者圓角，倒角比W/D=0.2左右時能有效抑制燃油空化。

直射式噴嘴；加力燃燒室；流量系數(shù)；空化；噴油桿；航空發(fā)動機

0 引言

加力燃燒室噴油桿是接在燃油總管上負責燃油在加力燃燒室中輸運和霧化的組件，決定著燃油濃度分布，直接影響加力燃燒室的臺架性能和空中特性。由于加力燃燒室對噴油桿與燃油間的通流性能要求較高[1-2]，須保證全加力狀態(tài)下具有最佳燃油濃度分布，且在小加力和部分加力狀態(tài)下也應有較好的燃油濃度分布和燃燒效率，在發(fā)動機包線范圍內任何飛行狀態(tài)點下和飛機的各種姿態(tài)下，燃油壓力和發(fā)動機推力無明顯脈動，即便在猛推油門和猛收油門的情況下均能可靠工作。因此，研究燃油管路的流動特性，是深入分析加力燃燒室中的流場特性和燃燒特性等重要參數(shù)的基礎[3-4]。

加力燃燒室噴油桿多用直射式噴嘴，這種噴嘴結構簡單質量輕，流體阻力小，并具有較好的維護性[5]。噴嘴的流量系數(shù)是衡量噴嘴通流能力的指標，在數(shù)值上等于噴孔的實際流量與理論流量之比。當燃油噴嘴通道中流動的局部靜壓等于蒸汽壓力Pv時，部分燃油蒸汽從燃油中釋出，形成氣液2相共存，造成流量系數(shù)減小和流量不穩(wěn)定，這種現(xiàn)象稱為空化（cavitation）。噴嘴噴孔較小，直徑一般在1 mm以下，對于此類小孔口出流的問題，已有很多研究，郭成富[6]對不同幾何參數(shù)噴孔進行了試驗研究，得出了一系列噴孔流量系數(shù)，但測得的數(shù)值偏高；曹睿[7]設計試驗研究了孔流內部的流動損失問題，以及不同種類的孔流損失的差異。近年來，開始重視對小孔內的空化問題的分析，有許多針對柴油機高壓噴嘴空化的計算分析[8-10]，柴油機噴嘴與直射式噴嘴空化原理相似；能夠直接觀察到空化現(xiàn)象的是將噴孔按照相似準則放大，如Giannadakis[11]將噴孔放大進行空化機理試驗研究；王忠遠[12]等針對柴油機噴嘴通過透明放大進行結構參數(shù)的研究，但這種放大與真實小孔內部的流動有一定區(qū)別。最接近噴孔真實流場的是直接對其測量。Alora Sou[13]應用LDV測量了噴嘴內的空化，探明空化初生的位置；王少林[14]采用高速攝像儀對直射式噴嘴的空化以及霧化進行試驗研究；Tomov[15]通過高速攝像機觀察透明水平文丘里噴嘴內空泡的分布和結構。對于空化計算的不同處理，有多種空化模型，薛瑞[16]對基于Rayleigh-Plesset方程的幾種空化模型進行比較，認為Schnerr-Sauer模型得到的壁面壓力系數(shù)分布和試驗值最為接近；還有對空化模型進行改進和優(yōu)化的[17-19]，對空化生成和發(fā)展、潰滅機理進行模擬。

本文對2種典型的燃油支管直射式噴嘴進行了計算和試驗，以流量系數(shù)大小來衡量空化對噴孔通流特性的影響，通過計算模擬來分析噴孔內部的空化域、空化源和空化體積分數(shù)，并對噴孔長徑比L/D、倒角度、倒角比W/D等噴嘴的結構進行計算，以得到抑制空化的方案，并通過試驗來對比驗證。

1 數(shù)值計算

對如圖1所示A、B 2型噴嘴的通流能力、空化特點進行計算模擬。A型噴嘴噴油桿（管）外徑12 mm、內徑10 mm，噴嘴孔距離端面尺寸分別為10、20、35 mm；B型噴嘴噴油桿（管）外徑8 mm，內徑6 mm，噴孔出口距離管中心線10 mm，噴嘴孔距離端面尺寸也分別為10、20、35 mm，每個噴油桿每次只開1個位置的孔。

1.1 建模及計算條件

由于結構簡單，噴油桿前部的流動狀況并不復雜，只是在噴孔入口附近及靠近端面處的流動狀況開始變得復雜，按照流體域建立模型并分別在離端面相應的距離設置噴孔。整個流域采用Gambit軟件進行劃分，整體采用結構化網(wǎng)格，孔內區(qū)域、近壁面區(qū)域以及噴孔進口附近壓力及速度梯度較大的區(qū)域進行網(wǎng)格加密，總網(wǎng)格數(shù)為11.3萬。B型噴嘴網(wǎng)格如圖2所示。

圖1 噴嘴結構

圖2 B型噴嘴網(wǎng)格

表1 噴嘴型號mm

按照噴油桿的工作壓力，依次取不同的進口壓力（0.2～4.0 MPa）進行計算，不同型號的噴嘴見表1。噴孔直徑均為0.6 mm，均取噴孔離噴油桿端面20 mm處，但是支管的壁厚不同，也就是噴嘴的長徑比不同。需要指出的是，B型噴嘴長徑比范圍取得比較大，是考慮到A型噴嘴是直接在壁面上開孔，壁厚既不能太厚也不能太薄，而B型噴嘴帶有側向支管，側向支管端面厚度為噴孔壁厚，因此壁厚變化的范圍相對A型來說更大一些。

1.2 空化計算模型驗證

在進行空化數(shù)值計算時多采用基于Rayliegh-Plesset方程空化模型，其中比較有代表性的有Schnerr-Sauer、Singhal及Zwart-Gerber-Belamri3種空化模型。對于這3種空化模型的比較和分析，已有很多研究成果，但是對于數(shù)值計算來說，影響結果的因素很多，不一而足.本文通過已有的試驗數(shù)據(jù)與各種模型進行對比，以此來選擇當前情況下的最優(yōu)方法。

以表1中A2型號的噴嘴進行計算，在不同進口壓力下，出口壓力為標準大氣壓，湍流模型為realizable k-ε雙方程模型，近壁面采用增強壁面處理，并在計算中驗證y+＜2或y+＞15，微分方程的離散采用SIMPLE離散算法，采用2階迎風差分格式進行計算。將3種空化模型與不采取空化處理的算法以及試驗數(shù)據(jù)進行對比，得到如圖3所示的結果。

圖3 幾種空化模型與試驗數(shù)據(jù)對比

從圖中可見，空化對噴油桿內的流動具有較大影響，不采取空化模型處理的計算結果所得出的流量系數(shù)值最大，隨著壓力的升高有進一步增大的趨勢，且走勢與試驗及空化模型均不同；在3種空化模型中，Schnerr-Sauer模型和Zwart-Gerber-Belamri模型都與試驗結果比較接近，并且在實際計算中發(fā)現(xiàn)Schnerr-Sauer模型收斂較快，因此在此后計算中選用Schnerr-Sauer空化模型。

1.3 計算結果

采用Schnerr-Sauer空化模型和方案分別對A、B系列噴嘴進行計算，得到如圖4所示的A型系列噴嘴流量系數(shù)隨進口壓力的變化特性。從圖中可見，在各個工況下，隨壓力的升高，噴嘴的流量系數(shù)先增大后減小，即噴嘴的通流能力先變大后減小，并且流量系數(shù)最大時進口壓力都在2.0～2.5 MPa之間；同時，從噴嘴A1到A5出口壁厚由1 mm增加到3 mm，流量系數(shù)相應也在不斷增大，但是這種增大的效果不明顯，幾個型號的噴嘴流量系數(shù)大致都在0.655左右，相差不大。

圖4 A型系列噴嘴流量系數(shù)

對于B型噴嘴的計算結果如圖5所示。與A型噴嘴的不同，B型噴嘴流量系數(shù)隨壁厚增大沒有明顯變化，甚至當壁厚變大之后流量系數(shù)反而減?。ㄈ鏐6型），并且B型噴嘴的流量系數(shù)隨壓力變化都較為平穩(wěn)，各型噴嘴的流量系數(shù)在不同進口壓力下基本差不多，但是不同型號之間流量系數(shù)有一定差別，差值比A型噴嘴的大。

圖5 B型系列噴嘴流量系數(shù)

由于流場結構不同，A、B 2型噴嘴流量系數(shù)隨壁厚變化呈現(xiàn)不同規(guī)律。前面提到，流場變化較大都是在噴孔附近，A型噴嘴的流體進入噴孔之前，流體速度方向與噴嘴出口方向基本是垂直的關系，而B型噴嘴在噴油桿與噴孔之間加了小支管進行過渡，由此造成的結果是：B型噴嘴的流場更加均勻，在噴孔內部沿流向是軸對稱的，如圖6、7所示。因此A型噴嘴對于空化的影響更敏感，表現(xiàn)出來的結果就是對于壁厚的變化和壓力的變化更為顯著。

圖6 A1型噴嘴出口流場（2.0 MPa）

圖7 B3型噴嘴出口流場（2.0 MPa）

A1型噴嘴和B3型噴嘴具有相同的壁厚，只是噴孔設置方式和結構不同，在不同供油壓力下，2型噴嘴噴孔內部的氣相體積分數(shù)分布如圖8、9所示。取噴孔中心截面的一半，供油壓力從左至右依次為1.0、1.5、2.0、2.5、3.0、3.5、4.0 MPa，反映出空化的分布隨供油壓力的變化情況。

圖8 A1型噴嘴在不同壓力下的氣相體積分數(shù)

從圖8、9中可見，隨著噴射壓力不斷提高，空化的程度越來越嚴重，表現(xiàn)為空化的長度越來越長，圖中的紅色及黃色區(qū)域即空化發(fā)展源，A1型在噴射壓力達到3.0 MPa時，空化區(qū)域到達出口處，為完全空化狀態(tài)，而B1型在4.0 MPa時仍未到達完全空化，并且在相同壓力下，B3型噴嘴的空化域均小于A1型噴嘴，B3型噴嘴隨進口壓力增大空化增強不明顯，與之前對于流量系數(shù)的分析一樣，B型噴嘴帶有過渡支管，可以在一定程度上消除部分空化。

圖9 B3型噴嘴在不同壓力下的氣相體積分數(shù)

A型噴嘴在2.5 MPa供油壓力下，不同壁厚的噴嘴噴孔內部的氣相體積分數(shù)分布如圖10所示。取噴孔中心截面的一半，從左至右依次為A1、A2、A3、A4和A5型噴嘴。從圖中可見，從A4開始，空化區(qū)域已經(jīng)完全填滿出口，這是空化由噴孔入口處向后發(fā)展的結果。

圖10 A1～A5在2.5 MPa下的氣相體積分數(shù)

2 試驗分析

為探究空化的影響，計算所采用的噴孔均位于距噴油桿端面20 mm處，而實際上噴孔設置在噴油桿的不同位置同樣也會影響到流量系數(shù)的數(shù)值。這里分別設計A、B型試驗件各3件，分別設置噴孔在距離端面10、25、35 mm處，噴孔直徑均為0.6 mm，壁厚1 mm，試驗件如圖11所示。

圖11 2型噴油桿試驗件

采用高壓氣瓶及壓力油罐進行供油，由壓力表指示進口油壓，分別用水和航空煤油進行試驗，試驗中收集噴出的流體進行稱重，試驗時間保證在60 s以上，電子秤精度為0.1 g，每支噴嘴多次試驗取平均值，結果分別如圖12、13所示（A10代表噴孔距離端面10 mm的A型噴嘴）。

圖12 2型噴嘴在不同供水壓力下的流量系數(shù)

圖13 2型噴嘴在不同供油壓力下的流量系數(shù)

從試驗結果來看，流量系數(shù)與噴孔的開孔位置有關，試驗中取的3個位置中，離端面位置較近時流量系數(shù)較大，A型和B型噴嘴用水和油試驗都能表現(xiàn)出這一規(guī)律；而且從曲線走勢上看，B型比A型噴嘴流量系數(shù)走勢更穩(wěn)定，波動更小，這也印證了之前的計算結果。

在試驗過程中，對于噴孔的空化現(xiàn)象雖無法直接觀察，但是在實際操作中發(fā)現(xiàn)，通過解壓閥控制個別點的進口壓力時，解壓閥從大往小調節(jié)和從小往大調節(jié)得到的結果不一樣，排除掉試驗系統(tǒng)的原因之后，認為這是由于空化域發(fā)展的大小不同引起的。上面說到，進口壓力大的情況下發(fā)展的空化區(qū)域大，而不同調節(jié)方式正好對應了空化域從小到大和從大到小的發(fā)展，而且在壓力較小時這種現(xiàn)象就更為明顯。

3 改進措施

噴嘴2相傳質如圖14所示。從圖中可見，空化主要產(chǎn)生于噴嘴的尖銳入口角處，入口角為直角，流體傾向于分離并形成頸縮，形成低壓區(qū)，低于燃油飽和蒸汽壓的區(qū)域就形成了空化的質量源。因此，若能改變入口處的結構，使之不形成尖銳入口角，就能減少燃油的空化。

圖14 A1型噴嘴在4 MPa下噴孔空化質量源

3.1 建模及計算方法

在噴孔入口處加倒角能夠有效地緩解燃油的空化，對于如圖15所示的直射式噴嘴的結構，上方為燃油入口，入口倒角由角度α和倒角比W/D決定，分別決定倒角的角度和深度。對其建模并進行網(wǎng)格劃分，如圖16所示?？偩W(wǎng)格數(shù)為18.9萬，最大網(wǎng)格質量為0.59，采用整體結構化網(wǎng)格，近壁面采用邊界層網(wǎng)格，按照試驗條件進行邊界條件設定，進口采用壓力進口條件，根據(jù)不同狀態(tài)調整進口壓力，出口采用壓力出口，設定為標準大氣壓。噴嘴噴孔模型選用直徑D=1 mm，長徑比L/D=2.5，流體選取航空煤油，經(jīng)過大量對比計算，采用Realizable k-ε雙方程湍流模型，近壁面采用標準壁面函數(shù)，微分方程的離散采用SIMPLE方法，采用2階迎風差分格式進行計算。

圖15 噴孔結構

圖16 計算域網(wǎng)格

3.2 計算結果

分別對倒角為圓角0°、15°、30°、45°和60°，倒角比W/D=0、0.1、0.2、0.3、0.4的噴孔進行計算。對倒角角度的計算結果如圖17、18所示。

圖17 不同進口倒角流量系數(shù)（W/D=0.2）

通過分析不同進口倒角噴孔的流量系數(shù)可知，在噴孔進口進行倒角可以顯著提高噴嘴的流量系數(shù)。當噴嘴為簡單的銳角進口時，其流量系數(shù)穩(wěn)定在0.693左右，但當進口處設置成倒角孔時，無論是斜倒角還是圓角，其流量系數(shù)都有很大程度地提高。其中倒30°斜角孔增幅最大達到15.2%，而倒60°斜角孔增幅最小也達到7.1%，倒15°斜角和倒45°斜角增加幅度相似，都在12.5%左右。由此可知當噴嘴進口倒斜角時，其對流量系數(shù)增大的影響程度與倒角大小有關，即隨著倒角的增大，流量系數(shù)的增大程度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在30°左右時達到峰值。倒圓角孔的增幅僅次于倒30°斜角孔，對流量系數(shù)的增大程度也非常顯著。因此，若以單純增大噴嘴流量系數(shù)為目的，將噴嘴進口倒30°～45°斜角或者是圓角可以達到很好的效果。

圖18 不同進口倒角流量系數(shù)（W/D=0.3）

進一步對圓角30°、45°的倒角進行計算，探究在不同倒角深度，即不同倒角比下的流量特性，如圖19～21所示。

圖19 倒圓角不同W/D的流量系數(shù)

圖20 倒角30°不同W/D的流量系數(shù)

圖21 倒角45°不同W/D的流量系數(shù)

從圖中可見，在相同倒角、不同W/D的情況下，流量系數(shù)均隨著W/D的增大而增大，造成這種現(xiàn)象的原因是隨著W/D的增大，噴孔入口處的開口面積也就越大，流體在進入噴孔時的壓力損失和速度損失會相應減小，進而使流量系數(shù)增大。此外，當W/D＜0.2時，流量系數(shù)隨W/D增大的增加幅度是比較大的；當W/D＞0.2時，其增大的幅度減小。尤其對于倒角45°的情況，當W/D＞0.2時，其流量系數(shù)基本不變，達到1個穩(wěn)定值。說明45°倒角在實際的應用過程中有其獨特優(yōu)勢，可以適應較大范圍的倒角比，這給加工帶來了一定的便利性。

需要指出的是，這里是簡化了噴孔的結構并利用對稱性進行計算，實際上在噴油桿側壁上開孔的噴嘴入口并不是嚴格對稱的，因此在具體結構上，還可以在噴孔周向不同位置上采用不同的倒角方案。

4 結論

通過商業(yè)計算流體軟件Fluent進行模擬并結合試驗分析，得到加力燃燒室噴油桿直射式噴嘴的流動特性，重點分析了噴嘴噴孔內部的空化現(xiàn)象，并對減小噴嘴內空化的措施進行了探索，得到主要結論如下：

（1）選用Schnerr-Sauer空化模型計算發(fā)現(xiàn)，流量系數(shù)隨長徑比變大有先增大后減小的趨勢，與在噴油桿支管上直接開孔的A型噴嘴相比，在支管上加過渡小管后再開孔的B型噴嘴的流動特性更加穩(wěn)定，表現(xiàn)為流量系數(shù)對壓力變化、噴孔長徑比變化敏感度低。

（2）在噴嘴大銳角進口處產(chǎn)生明顯的空化源，并向后發(fā)展，壓力越高、長徑比越大，空化域越長，帶過渡段的B型噴嘴具有一定的消除空化的能力。

（3）試驗發(fā)現(xiàn)，在相同長徑比條件下，噴孔位置離端面較近的流量系數(shù)大，B型噴嘴在試驗中也表現(xiàn)出較為穩(wěn)定的流量系數(shù)曲線。

（4）在噴嘴進口進行倒斜角或倒圓角對抑制空化、提高噴嘴流量系數(shù)有很大作用，進口倒角在30°～45°或者倒圓角，倒角比W/D=0.2左右時具有較好效果。

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Numerical and Experimental Study of Flow Characteristic of Direct Sprayed Nozzle

XIONG Yi-wei,LI Feng,GAO Wei-wei,LUO Wei-dong,ZHAO Kai,WANG Chang-sheng
（School of Energy and Power,Beihang University,Beijing 100191,China）

Direct sprayed nozzles are always applied in the fuel injector of afterburner.In order to analyze the factors influencing the flow capacity of the fuel injector and find out the problem of kerosene cavitation in the orifice,numerical simulations and experiments were conducted.Comparing three cavitation models of Schnerr-Sauer,Singhal and Zwart-Gerber-Belamri,and the Schnerr-Sauer cavitation model was chosen.Simulations of nozzle's flow field were performed to analyze the discharge coefficient,cavitation areas and cavitation source.Experiments on two typical types of nozzle were conducted.The results show that L/D and location of the orifice both have obvious influence on discharge coefficient,and a transition in front of the orifice can steady the flow and weaken the cavitation in some degree.It also shows that apparent cavitation source is formed at the entry of orifice which is influenced by kerosene pressure,wall sickness and entry flow field.Thus the methods of lower cavitation come into being.A specially designed inner ring chamfer can effectively weaken the cavitation when the entry is rounded or the chamfer angle comes between 30°and 45°with a chamfer ratio of 0.2.

direct sprayed nozzle；afterburner；discharge coefficient;cavitation；fuel injector；aeroengine

V 233.2+2

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2016.06.011

2016-04-07基金項目：國家自然科學基金（50476005）資助

熊溢威（1992），男，在讀碩士研究生，研究方向為航空發(fā)動機燃燒室熱端部件流動傳熱；E-mail：xiongyiwei@buaa.edu.cn。

熊溢威，李鋒，高偉偉，等.直射式噴嘴流動特性的數(shù)值和試驗研究[J].航空發(fā)動機，2016，42（6）：68-75.XIONG Yiwei，LI Feng，GAO Weiwei，et al.Numerical and experimental study of flow characteristic of direct sprayed nozzle[J].Aeroengine，2016，42（6）：68-75.

(編輯：栗樞)