某離心式噴嘴霧化特性及優(yōu)化設(shè)計(jì)研究

馬朝，黎明，索建秦，馮華仲，劉偉琛，邱思槐

(1.西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院，西安 710129)(2.貴州黎陽(yáng)天翔科技有限公司 研發(fā)中心，貴陽(yáng) 550081)

某離心式噴嘴霧化特性及優(yōu)化設(shè)計(jì)研究

馬朝1，黎明1，索建秦1，馮華仲2，劉偉琛1，邱思槐1

(1.西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院，西安 710129)(2.貴州黎陽(yáng)天翔科技有限公司 研發(fā)中心，貴陽(yáng) 550081)

噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)、噴油壓降和燃油物性對(duì)噴嘴霧化特性具有重要影響。采用數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)手段研究某離心式噴嘴航空煤油和0#柴油霧化特性及差異性，并討論噴嘴內(nèi)部流動(dòng)和噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)霧化特性的影響。結(jié)果表明：數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)值存在差異，但霧化錐角、流量系數(shù)等隨壓力變化的趨勢(shì)一致，驗(yàn)證了流體體積函數(shù)(VOF)追蹤油氣兩相界面的正確性；噴嘴內(nèi)部氣、液相的渦是內(nèi)部流動(dòng)不穩(wěn)定和氣液面波動(dòng)的原因；幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)噴嘴霧化特性影響明顯；優(yōu)化后的噴嘴結(jié)構(gòu)，流量系數(shù)和霧化錐角分別增大了0.15和0.16倍，而噴嘴出口液膜厚度減小了0.53倍，明顯改善了該噴嘴的霧化質(zhì)量。

離心式噴嘴；流體體積函數(shù)；霧化特性；霧化錐角；優(yōu)化設(shè)計(jì)

0 引 言

燃油噴嘴是燃?xì)廨啓C(jī)關(guān)鍵部件，其霧化質(zhì)量的優(yōu)劣對(duì)燃燒室性能有著非常關(guān)鍵的影響，例如噴嘴的霧化特性直接影響燃燒室的燃燒效率、污染排放、燃燒穩(wěn)定性、點(diǎn)火及再點(diǎn)火可靠性、出口溫度分布等性能[1]。工程應(yīng)用中很多限制燃燒室發(fā)展的燃燒問(wèn)題都是通過(guò)優(yōu)化現(xiàn)有噴嘴，重新設(shè)計(jì)或提出新的霧化概念來(lái)解決[2-3]，因此噴嘴設(shè)計(jì)及優(yōu)化是燃燒室設(shè)計(jì)的重要組成部分和關(guān)鍵技術(shù)。

噴嘴按照霧化方式可分為離心式噴嘴、蒸發(fā)管、氣動(dòng)噴嘴、復(fù)合式噴嘴等。一般氣動(dòng)噴嘴和復(fù)合式噴嘴的中間為離心霧化，因此離心式噴嘴是燃?xì)廨啓C(jī)噴嘴的主要應(yīng)用形式。此外，離心式噴嘴因其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單和霧化質(zhì)量好等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于電站鍋爐、內(nèi)燃機(jī)、工業(yè)噴霧干燥、農(nóng)業(yè)噴霧等領(lǐng)域。

對(duì)于離心式噴嘴的霧化特性參數(shù)，例如霧化錐角、液滴平均直徑、液膜厚度、破碎長(zhǎng)度等，已有相關(guān)的公式和結(jié)論。N.Dombrowski等[4]對(duì)離心式噴嘴內(nèi)部低黏性流體的流動(dòng)情況進(jìn)行推導(dǎo)，得到了噴嘴的液膜厚度和霧化錐角，同時(shí)得出了液滴平均直徑和液膜厚度的平方根成正比的結(jié)論；A.H.Lefebvre[5]和N.K.Rizk等[6]通過(guò)對(duì)離心式噴嘴進(jìn)行大量試驗(yàn)得到霧化粒徑、液膜破碎長(zhǎng)度等經(jīng)驗(yàn)公式，為噴嘴的設(shè)計(jì)提供重要參考依據(jù)；李偉民等[7]和趙云惠等[8]對(duì)離心式噴嘴通過(guò)光學(xué)測(cè)試手段，獲得了離心式噴嘴液滴尺寸分布及噴嘴下游液霧特性隨徑向距離變化的規(guī)律。

隨著近代流體力學(xué)的發(fā)展，應(yīng)用流體體積函數(shù)(Fluid Volume Function，簡(jiǎn)稱(chēng)VOF)方法追蹤氣液兩相界面被提出，使離心式噴嘴內(nèi)部流動(dòng)過(guò)程得到了很好地揭示。岳明等[9]基于VOF方法研究了某種離心式不同壓降對(duì)噴嘴內(nèi)部氣液兩相流場(chǎng)的影響，并得到了噴霧錐角、液膜厚度等參數(shù)，其結(jié)果與試驗(yàn)較好符合；劉娟[10]基于VOF方法研究了離心式噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)霧化特性的影響。

目前國(guó)內(nèi)外對(duì)離心式噴嘴霧化特性研究較多，但針對(duì)噴嘴(大量使用)的結(jié)構(gòu)參數(shù)、燃油物性參數(shù)等對(duì)其霧化特性的影響的研究較少。本文在上述研究的基礎(chǔ)上利用試驗(yàn)手段和數(shù)值計(jì)算方法，系統(tǒng)地研究噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)、噴油壓降和燃油物性對(duì)噴嘴霧化特性的影響，揭示噴嘴內(nèi)部?jī)上嗔鞑环€(wěn)定性及噴嘴近噴口液膜破碎機(jī)理，同時(shí)給出影響噴嘴霧化質(zhì)量的關(guān)鍵因素，以期為同類(lèi)型噴嘴設(shè)計(jì)及結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供技術(shù)支持。

1 霧化特性試驗(yàn)

燃油運(yùn)動(dòng)粘度、表面張力和供油壓力是影響燃油霧化質(zhì)量的主要因素。兩種不同燃油的主要物性參數(shù)如表1所示[11-12]。由于航空煤油(RP-3)運(yùn)動(dòng)粘度和表面張力大于0#柴油，理論分析可預(yù)測(cè)在相同供油壓力下RP-3的霧化質(zhì)量好于0#柴油。

表1 燃油主要物性參數(shù)

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)系統(tǒng)包括噴嘴試驗(yàn)臺(tái)、氣源系統(tǒng)、供油系統(tǒng)、控制及測(cè)試采集系統(tǒng)，如圖1所示。

試驗(yàn)利用Winner318A型激光粒度分析儀和ImageJ圖像處理軟件完成噴嘴在真實(shí)工作工況下RP-3和0#柴油的索太爾平均直徑(Sauter Mean Diameter，簡(jiǎn)稱(chēng)SMD)、霧化錐角和流量系數(shù)隨壓力變化的趨勢(shì)以及兩種不同燃料之間的差異性對(duì)比。燃油壓力測(cè)量采用麥克MPM480壓阻式壓力變送器，燃油流量由德國(guó)KEM渦街流量計(jì)進(jìn)行測(cè)量。燃油流量和燃油壓力均配合ADAM-3014數(shù)據(jù)采集模塊以及計(jì)算機(jī)程序?qū)π盘?hào)進(jìn)行采集、轉(zhuǎn)換和記錄。流量系數(shù)是通過(guò)測(cè)量管路流量和噴嘴前壓力，應(yīng)用計(jì)算公式(1)獲得。

(1)

式中：A為噴嘴出口面積；ΔP為噴嘴壓降。

N.K.Rizk等[13]定義噴嘴噴霧錐角中心線與液膜邊界之間的夾角為霧化錐角半角，在本文試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算中采用該方法確定霧化錐角。

1.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

試驗(yàn)以RP-3和0#柴油為介質(zhì)，基于主、副油路研究?jī)煞N燃料的霧化特性及壓力對(duì)噴嘴的影響，結(jié)果如圖2～圖5所示?？梢钥闯觯孩俑庇吐泛椭饔吐反蜷_(kāi)后兩種燃料的SMD隨著噴油壓力的增加明顯減小，同時(shí)0#柴油的霧化特性相對(duì)較差，主油和副油供油壓力分別在1.4和1.2 MPa以上時(shí)，其SMD均大于煤油的SMD；②主油打開(kāi)后霧化錐角隨著壓力的增大呈現(xiàn)整體增大趨勢(shì)，在相同供油壓差下，柴油霧化錐角均大于煤油，最大相差4°；③副油RP-3霧化錐角隨著壓力的增大逐漸增大，而0#柴油隨著壓力的變化先減小后增大，可能原因是副模尺寸較小，對(duì)粘度和表面張力敏感性較復(fù)雜；④該噴嘴使用0#柴油的霧化質(zhì)量相對(duì)較差。

2 數(shù)值計(jì)算

基于試驗(yàn)結(jié)果，建立1∶1真實(shí)模型(主油路流體域，如圖6所示)，并劃分全結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)為72萬(wàn)和90萬(wàn)左右。采用隱式非定常計(jì)算，氣液面采用幾何重構(gòu)格式，壓力與速度耦合采用PISO，同時(shí)基于VOF模型研究離心式噴嘴內(nèi)部流場(chǎng)及霧化特性。

2.1 數(shù)值計(jì)算方法驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算的可行性，進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，并與試驗(yàn)值對(duì)比，結(jié)果如表2和圖7所示。

表2 網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響

從表2和圖7可以看出：①72萬(wàn)網(wǎng)格能夠很好地模擬噴口出口的參數(shù)，液膜厚度的誤差在0.129%之內(nèi)，噴口霧化錐角的誤差在0.464%之內(nèi)，噴口流量系數(shù)的誤差在0.336%之內(nèi)，為了節(jié)省計(jì)算資源，本文采用72萬(wàn)網(wǎng)格模型完成后續(xù)研究工作；②數(shù)值計(jì)算所得的霧化錐角、流量系數(shù)均小于試驗(yàn)結(jié)果，但其隨著壓力變化的趨勢(shì)和不同燃料之間的差異性與試驗(yàn)結(jié)果一致，可以驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算中采用VOF方法的可行性，即可使用該方法進(jìn)一步完成噴嘴內(nèi)部流動(dòng)、噴嘴霧化特性以及噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)霧化特性影響的研究；③燃油流量系數(shù)隨著壓力的增大而增大，且在相同壓力下RP-3航空煤油的流量小于0#柴油，如圖7(b)所示。

2.2 內(nèi)部流動(dòng)及霧化特性

高壓燃油通過(guò)切向孔或槽進(jìn)入旋流室，經(jīng)過(guò)收縮段加速進(jìn)入平直段。液體在噴嘴內(nèi)部的高速旋轉(zhuǎn)使噴嘴軸中心形成低壓區(qū)，噴嘴口外界的空氣在逆壓差作用下進(jìn)入噴嘴內(nèi)，在噴嘴軸中心產(chǎn)生空氣錐，和液體在噴嘴出口形成環(huán)形液膜，隨后液膜在擾動(dòng)波的作用下破碎，形成由大量不同尺寸的液滴組成的空心霧錐[5]。整個(gè)過(guò)程涉及氣液兩相流、渦流、湍流，同時(shí)在液相和氣相區(qū)域存在大小不同和非對(duì)稱(chēng)的點(diǎn)渦、螺旋渦、環(huán)形渦。氣液交界面(氣、液體積分?jǐn)?shù)均為0.5)存在收縮和擴(kuò)張，并且產(chǎn)生強(qiáng)烈的擾動(dòng)，這種擾動(dòng)稱(chēng)為靜止波[14-15]，其產(chǎn)生的原因可能是液相中圍繞空氣錐的環(huán)形渦。此外，在氣液交界面上大小不對(duì)稱(chēng)的渦也會(huì)加強(qiáng)氣液面的擾動(dòng)，尤其是在噴嘴出口區(qū)域比較強(qiáng)烈，使液膜破碎成碎片、小液柱，加強(qiáng)了燃油的一次霧化。液膜碎片和液柱與空氣進(jìn)一步相互作用(液滴表面張力和所受氣動(dòng)力)，使其變?yōu)楦〉囊旱危瓿扇加偷亩戊F化，如圖8所示。

燃油霧化是氣液不斷混合、相互作用的過(guò)程，噴嘴液相在不同時(shí)刻的體積分?jǐn)?shù)分布如圖9所示。

噴嘴內(nèi)部區(qū)域速度分布及(氣)液相分布如圖10所示。

從圖10(a)可以看出：徑向速度在收縮段比較小，而在平直段和噴嘴出口區(qū)域徑向速度迅速增大，這是霧化錐角形成并逐漸打開(kāi)的原因。從圖10(b)可以看出：切向速度在氣液界面處比較大，且噴嘴出口液膜切向速度沿著軸向逐漸降低，說(shuō)明旋流室和收縮段液相旋流強(qiáng)度比較大，而在噴嘴出口開(kāi)始逐漸減弱，同時(shí)在平直段部分軸向速度和切向速度轉(zhuǎn)化為徑向速度。從圖10(c)～圖10(d)可以看出：軸向速度在氣液界面處比較大，且從平直段到噴嘴出口區(qū)域迅速增大，說(shuō)明液相主要是通過(guò)氣液界面區(qū)域進(jìn)入等直段，也是液膜在噴口區(qū)域逐漸變薄的原因。

從平直段入口到噴嘴出口，速度、壓力(壓差)以及液相體積分?jǐn)?shù)分布如圖11～圖13所示，可以進(jìn)一步說(shuō)明在近噴嘴口區(qū)域徑向速度、切向速度和軸向速度的變化、大小以及之間的轉(zhuǎn)化關(guān)系。

從圖11～圖13可以看出：沿著平直段到噴嘴口徑向速度逐漸增大，促使液膜逐漸變??；在平直段，從氣相區(qū)向液相區(qū)過(guò)渡，其壓力不斷增大，相對(duì)靜壓，總壓從2 atm增大到18 atm，增大更加明顯，而從平直段到噴嘴口，靜壓和總壓不斷減小，而氣相的壓力一直在0附近。

2.3 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)霧化特性的影響

冷態(tài)試驗(yàn)是研究噴嘴性能的關(guān)鍵方法。通過(guò)改變噴嘴口直徑D、平直段長(zhǎng)度L、噴嘴口出口倒角(以下簡(jiǎn)稱(chēng)“噴口倒角”)θ等參數(shù)的大小，如表3所示。通過(guò)四種方案研究其對(duì)噴嘴流量系數(shù)、近噴口液膜厚度、近噴口霧化錐角以及液膜破碎長(zhǎng)度的影響。當(dāng)改變某個(gè)參數(shù)時(shí)，其他參數(shù)為基準(zhǔn)參數(shù)，介質(zhì)為0#柴油。

表3 噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)

2.3.1 流量系數(shù)

液力粘性、摩擦損耗以及旋流強(qiáng)度較大的氣液兩相流導(dǎo)致離心式噴嘴的有效流通面積和流量系數(shù)較小。N.K.Rizk等[6,16]對(duì)離心式噴嘴性能參數(shù)進(jìn)行了全面而深入的研究，在大量試驗(yàn)基礎(chǔ)上得到流量系數(shù)與噴嘴口直徑存在一定的關(guān)系。此外，理論分析認(rèn)為平直段長(zhǎng)度和噴口倒角對(duì)摩擦損耗都有一定的影響，也會(huì)對(duì)流量系數(shù)產(chǎn)生一定影響。流量系數(shù)隨結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化關(guān)系如圖14所示。

從圖14可以看出：①流量系數(shù)隨著噴口直徑、噴口倒角以及平直段長(zhǎng)度的增大而減小，這與N.K.Rizk等[6,16]的研究結(jié)果以及理論分析結(jié)果一致；②噴口倒角對(duì)噴嘴的流量系數(shù)影響相對(duì)較大，60°相對(duì)0°減少了將近71.00%。

2.3.2 液膜厚度

噴嘴口區(qū)域油膜由錐形破碎為碎片狀或者柱狀，完成燃油的一次霧化。噴嘴口液膜厚度對(duì)燃油一次霧化有著非常重要的影響，A.H.Lefebvre等[2,17]在A.K.Jasuja[18]的基礎(chǔ)上，得到SMD～φ0.39，φ為液膜厚度；同時(shí)田章福等[19]得出噴口倒角增大可以減小噴口液膜厚度，并可以增強(qiáng)氣液的相互作用，有利于液膜的破碎。計(jì)算結(jié)果如圖15所示。

從圖15可以看出：噴口直徑和平直段長(zhǎng)度對(duì)噴口液膜厚度均呈現(xiàn)出先增大后減小的影響，存在一個(gè)最大值(L=0.5 mm，D=2.2 mm，φ=0.414 4 mm)；不斷減小平直段長(zhǎng)度，增大噴口直徑，有利于噴嘴霧化，但2.3.1小節(jié)的計(jì)算結(jié)果表明其流量系數(shù)逐漸降低，而液膜厚度隨著噴口倒角的增大而減小，這與田章福等[19]的研究結(jié)果吻合，60°相對(duì)30°減少了31.57%，有利于噴嘴霧化。

2.3.3 霧化錐角

液膜霧化錐角是影響噴嘴霧化質(zhì)量的重要因素，其增大有利于氣液混合作用，促進(jìn)液體的一、二次霧化，可以得到粒徑更小、分布更均勻的霧化顆粒，對(duì)燃燒室的貧油熄火和高空點(diǎn)火十分有利。霧化錐角過(guò)大，在燃燒室中燃油容易噴到火焰筒壁，會(huì)產(chǎn)生積碳，不利于燃燒室壽命。此外，霧化粒徑過(guò)小，其液滴在燃燒室或空氣中穿透力迅速下降，所以合適的霧化錐角和SMD對(duì)組織燃燒非常重要。A.H.Lefebvre[2,5]對(duì)噴嘴(無(wú)/有粘性液體)的霧化錐角進(jìn)行了充分的理論分析和大量的試驗(yàn)，得出霧化錐角與噴口直徑、平直段長(zhǎng)度、噴口倒角和液體物性都有很大關(guān)系，其之間的關(guān)系相對(duì)比較復(fù)雜。霧化錐角隨結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化關(guān)系如圖16所示。

從圖16可以看出：平直段長(zhǎng)度減小和噴口倒角變大都會(huì)使霧化錐角變大；噴口直徑對(duì)霧化錐角的影響呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢(shì)。

2.3.4 液膜破碎長(zhǎng)度

離心式噴嘴霧化液膜破碎可分為小韋伯?dāng)?shù)下的穿孔破碎和大韋伯?dāng)?shù)下的湍流破碎。關(guān)于液膜破碎，D.Cooper等[14]研究表明在噴嘴口氣液界面不斷增強(qiáng)擾動(dòng)的靜止波使錐形液膜破碎成碎片、液柱或大液滴，完成一次霧化。由于液膜破碎過(guò)程比較復(fù)雜且其形態(tài)隨著工況變化差異性較大，很難精確定義液膜破碎長(zhǎng)度。Z.Han等[20]通過(guò)理論分析和大量試驗(yàn)得出液膜破碎長(zhǎng)度的半經(jīng)驗(yàn)公式為

(2)

式中：ρl為燃油密度；ρg為氣體密度；σ為燃油表面張力；v為噴嘴口液體相對(duì)空氣的速度。

利用公式(2)得到液膜破碎長(zhǎng)度與臺(tái)架霧化試驗(yàn)值(液膜破碎成片狀的位置與噴嘴口的垂直距離為液膜破碎長(zhǎng)度)對(duì)比及其與結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的關(guān)系，如圖17所示。

從圖17可以看出：通過(guò)公式(2)計(jì)算的結(jié)果與試驗(yàn)值基本一致；相對(duì)其他霧化特性參數(shù)，結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)液膜破碎長(zhǎng)度的影響相對(duì)較小。

2.4 結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化數(shù)值驗(yàn)證

2.4.1 優(yōu)化模型

基于1.2小節(jié)的試驗(yàn)和2.3小節(jié)的數(shù)值計(jì)算結(jié)果，將噴口倒角改為60°，噴口直徑改為2.6 mm，平直段長(zhǎng)度改為0.25 mm。

2.4.2 優(yōu)化計(jì)算結(jié)果

燃油為0#柴油，供油壓差為3.0 MPa，計(jì)算對(duì)比結(jié)果如表4所示。

表4 優(yōu)化結(jié)構(gòu)與原型結(jié)構(gòu)計(jì)算結(jié)果對(duì)比

從表4可以看出：結(jié)構(gòu)優(yōu)化后噴嘴的霧化特性得到明顯改善，其中噴口液膜厚度相對(duì)原型結(jié)構(gòu)減小了0.53倍左右，根據(jù)SMD～φ0.39可以看出SMD減小了0.35倍左右；霧化錐角從77.78°增大到90.16°，使噴嘴出口附近的液膜與更多空氣相互作用，促進(jìn)燃油霧化和提高燃燒室(該噴嘴裝配的環(huán)管燃燒室)的頭部霧化質(zhì)量、燃油蒸發(fā)速率，進(jìn)而提高燃油的燃燒質(zhì)量；流量系數(shù)提高了0.15倍左右，增強(qiáng)了噴嘴的燃油流通能力；液膜破碎長(zhǎng)度幾乎沒(méi)有發(fā)生變化，這與2.3.4小節(jié)中計(jì)算的結(jié)果一致。

3 結(jié) 論

(1) 壓力、表面張力和運(yùn)動(dòng)粘度對(duì)噴嘴副油路的霧化錐角和SMD影響較大，燃料改變后燃燒室的點(diǎn)火裝置需優(yōu)化改進(jìn)。

(2) 主油路打開(kāi)后，SMD值基本保持不變，而霧化錐角增大，但其差異不大，可保證火焰筒頭部尺寸基本不必調(diào)整。

(3) 噴嘴內(nèi)部流動(dòng)是十分復(fù)雜的油氣兩相流動(dòng)過(guò)程，氣液相和氣液界面存在不同的渦，這是由于內(nèi)部流動(dòng)不穩(wěn)定和氣液界面收縮和擴(kuò)張以及液膜初始破碎的原因。

(4) 噴口倒角對(duì)近噴口霧化特性影響較大，倒角越大，噴口霧化錐角越大，噴口液膜厚度越厚，流量系數(shù)越小，液膜破碎長(zhǎng)度基本不變。

(5) 隨著噴口直徑增大，噴口液膜厚度先增大后減小，霧化錐角先減小后增大，流量系數(shù)減小，液膜破碎長(zhǎng)度基本不變。

(6) 隨著噴口直徑增大，噴口液膜厚度先增大后減小，霧化錐角和流量系數(shù)減小，液膜破碎長(zhǎng)度基本不變。

(7) 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，噴嘴的霧化質(zhì)量得到明顯改善，從而提高裝配該噴嘴的燃燒室的燃燒特性和使用壽命。

[1] 甘曉華. 航空燃?xì)廨啓C(jī)燃油噴嘴技術(shù)[M]. 北京: 國(guó)防工業(yè)出版社, 2006: 146-155. Gan Xiaohua. Aero gas turbine engine fuel nozzle technology[M]. Beijing: National Defencs Industry Press, 2006, 146-155.(in Chinese)

[2] Lefebvre A H. Fuel effects on gas turbine combustion[J]. International Journal of Turbo & Jet Engines, 1986, 3(2/3): 231-244.

[3] Rizk N. Fuel atomization effects on combustor performance[C]∥AIAA/ASME/SAE/ASEE Florida: Joint Propulsion Conference and Exhibit. Florida: Joint Propulsion Conferences, 2004: 393-411.

[4] Dombrowski N, Hasson D. The flow characteristics of sw-irl(centrifugal) spray pressure nozzles with low viscosity liquids[J]. AIChE Journal, 1969, 15(4): 604-611.

[5] Lefebvre A H. Atomization and sprays[M]. USA: CRC Press, 1988, 27-73.

[6] Rizk N K, Lefebvre A H. Internal flow characteristics of simplex swirl atomizers[J]. Journal of Propulsion and Power, 1985, 1(3): 193-199.

[7] 李偉民, 王興甫, 金如山. 離心式噴嘴下游液霧特性隨徑向距離變化的試驗(yàn)研究及分析[J]. 測(cè)控技術(shù), 1985(4): 62-70. Li Weiming, Wang Xingfu, Jin Rushan. Experimental study and analysis on spray characteristics of centrifugal nozzle downstream liquid with radial distance change[J]. Measurment & Control Technology, 1985(4): 62-70.(in Chinese)

[8] 趙云惠, 侯木玉, 孔祥禎, 等. 噴咀霧化液滴尺寸分布的研究[J]. 北京航空學(xué)院學(xué)報(bào), 1984(3): 47-61. Zhao Yunhui, Hou Muyu, Kong Xiangzhen, et al. Investigation on droplet size distribution[J]. Journal of Beijing Institute of Aeronautics Astronautics, 1984(3): 47-61.(in Chinese)

[9] 岳明, 徐行, 楊茂林. 離心式噴嘴內(nèi)氣液兩相流動(dòng)的數(shù)值模擬[J]. 工程熱物理學(xué)報(bào), 2003, 24(5): 888-890. Yue Ming, Xu Hang, Yang Maolin. Numerical study of two-phase flow in atomizer[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2003, 24(5): 888-890.(in Chinese)

[10] 劉娟. 旋轉(zhuǎn)錐形液膜破碎過(guò)程實(shí)驗(yàn)與仿真研究[D]. 長(zhǎng)沙: 國(guó)防科學(xué)技術(shù)大學(xué), 2012. Liu Juan. Experimental and numerical simulation of the breakup process of swirling conical liquid sheet[D]. Changsha: National University of Defense Technology , 2012.(in Chinese)

[11] 許世海, 熊云, 劉曉. 液體燃料的性質(zhì)及應(yīng)用[M]. 北京: 中國(guó)石化出版社, 2010: 345-362. Xu Shihai, Xiong Yun, Liu Xiao. Properties and applications of liquid fuels[M]. Beijing: China Petrochemical Press, 2010: 345-362.(in Chinese)

[12] 張廣林. 現(xiàn)代燃料油品手冊(cè)[M]. 北京: 中國(guó)石化出版社, 2009: 240-252. Zhang Guanglin. Modern fuel oil manual[M]. Beijing: China Petrochemical Press, 2009: 240-252.(in Chinese)

[13] Rizk N K, Lefebvre A H. Prediction of velocity coefficient and spray cone angle for simplex swirl atomizers[J]. International Journal of Turbo & Jet-Engines, 1987, 4(1/2): 65-73.

[14] Cooper D, Yule A J, Chinn J. Experimental measurements and computational predictions of the internal flow field in a pressure swirl atomizer[C]∥ 15thInstutute for Liquad Atomization and Spray Systems-Europe Conference. Manchester Escholar, 1999.

[15] Cooper D, Yule A J. Waves on the air core/liquid interface of a pressure swirl atomizer[C]∥ 17thInstutute for Liquad Atomization and Spray Systems-Europe Conference. Manchester Escholar, 2001.

[16] Rizk N K, Lefebvre A H. The influence of liquid film thickness on airblast atomization[J]. Journal of Engineering for Power, 1980, 102(3): 706-710.

[17] Lefebvre A H, Wang X F. Mean drop sizes from pressure-swirl nozzles[J]. Journal of Propulsion and Power, 1987, 3(1): 11-18.

[18] Jasuja A K. Atomization of crude and residual fuel oils[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines & Power, 1979, 101(2): 250-258.

[19] 田章福, 吳繼平, 陶玉靜, 等. 氣液同軸式噴嘴霧化特性的試驗(yàn)[J]. 國(guó)防科技大學(xué)學(xué)報(bào), 2006, 28(4): 10-13. Tian Zhangfu, Wu Jiping, Tao Yujing, et al. Experimental study on spray characteristic of gas-liquid coaxial injectors[J]. Journal of National University of Defense Technology, 2006, 28(4): 10-13.(in Chinese)

[20] Han Z, Parrish S, Farrell P V, et al. Modeling atomization processes of pressure-swirl hollow-cone fuel sprays[J]. Atomization & Sprays, 1997, 7(6): 663-684

(編輯：趙毓梅)

Study on Atomization Characteristic and Optimum Design of a Centrifugal Nozzle

Ma Zhao1, Li Ming1, Suo Jianqin1, Feng Huazhong2, Liu Weichen1, Qiu Sihuai1

(1.School of Power and Energy, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710129, China) (2.R&D Center, Guizhou Liyang Tianxiang Technology Co. Ltd., Guiyang 550081, China)

The geometry parameters, injection pressure drop and fuel property of the nozzle are of importance to study the atomization quality of the nozzle. Numerical simulation and experimental technologies are used for the study of atomization and differences of swirl atomizers which are supplied with aviation kerosene and 0#diesel oil. Different geometry parameters are analyzed to investigate their influence on the atomization. The internal flow field is also revealed through this study. The results indicate that there is deviation between numerical simulation and experiments, but the trends of spray cone angle and flow coefficient varying with pressure present highly conformity, which verifies that using the fluid volume function(VOF) to track the oil and gas two phase interface is properly for the study. The vortices in the liquid phase and gas phase are the motive for instable flow, which leads to the waves on the liquid sheet. Geometry parameters make a big difference on the atomization. After optimizing the structure of the nozzle, the flow coefficient and the spray cone angle are increased by 0.15 times and 0.16 times, respectively. The liquid film thickness of the nozzle outlet is decreased by 0.53 times, which obviously improves the atomization quality of the nozzle.

centrifugal nozzle; VOF; atomization characteristics; spray cone angle; optimal design

2016-12-15；

2017-01-04

貴州省科技重大專(zhuān)項(xiàng)字[2014]6018號(hào)

馬朝,mz521ll@163.com

1674-8190(2017)01-058-10

V235

A

10.16615/j.cnki.1674-8190.2017.01.009

馬 朝(1988-)，男，碩士研究生。主要研究方向：燃燒室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、噴嘴霧化及頭部油氣混合燃燒。

黎 明(1965-)，男，碩士，副教授。主要研究方向：先進(jìn)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室與燃燒技術(shù)。

索建秦(1962-)，男，碩士，教授。主要研究方向：先進(jìn)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室與燃燒技術(shù)。

馮華仲(1969-)，男，碩士，研究員。主要研究方向：熱工技術(shù)及相關(guān)軍用/民用裝備。

劉偉琛(1992-)，男，碩士研究生。主要研究方向：燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室燃燒與冷卻。

邱思槐(1991-)，男，碩士研究生。主要研究方向：燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室燃燒與貧油熄火。