三旋流燃燒室噴嘴霧化性能試驗研究

莫 妲，竇義濤，趙 振，李學濤，李美燁

（1.中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所，沈陽110015；2.空軍裝備部駐長春地區(qū)軍事代表室，長春130102）

0 引言

三旋流燃燒室溫升高，燃油霧化效果好[1-2]，能在更為寬廣的油氣比范圍內穩(wěn)定而高效地工作，在小狀態(tài)時不會由于貧油而熄火[3]。燃燒室噴嘴的燃油濃度分布對燃燒效率、火焰穩(wěn)定、點火、出口溫度分布、排氣污染物都有很大影響[4]。三旋流燃燒室采用的離心噴嘴是國內外現(xiàn)役航空發(fā)動機中廣泛使用的1 種燃油噴嘴，大量學者對其進行了廣泛細致的研究。早在1944 年，前蘇聯(lián)的Aboramovic 便提出了離心式噴嘴的流動理論，但該理論未考慮黏性作用和噴嘴結構形式影響；隨后，吉洪諾夫、傅維標、楊立軍等[5]在對其模型進行多次修正和補充的基礎上，提出噴口長度等其他影響因素；Taylor 等[6]以無黏理論對旋流室?guī)缀纬叽缗c噴霧錐角的相互關系進行研究，表明噴霧錐角只由旋流室?guī)缀纬叽鐩Q定；Rizk 等[7-8]通過理論方法得到黏性流體噴霧錐角的計算公式，并通過分析大量試驗結果得到流量系數的計算公式；Simmons[9]提出平均直徑及分布指數是影響離心噴嘴液滴尺寸分布的2個參數；金如山[4]提出霧化平均直徑和噴嘴直徑的平方根成正比；Takahashi 等[10]試驗研究了脈沖式供油離心噴嘴霧化油滴速度分布；楊立軍等[11]采用高速照像的方法研究了離心噴嘴的噴霧場軸向速度分布等。

上述研究中針對旋流槽尺寸對離心噴嘴性能影響的研究較少，Taylor 只基于無黏理論對幾何尺寸進行了研究。本文考慮了航空煤油的黏性對噴嘴性能的影響，針對三旋流高溫升燃燒室的副油路離心噴嘴，在不同壓力工況下試驗研究了旋流槽長寬比和旋流槽角度對噴嘴流量、錐角和霧化性能的影響。

1 試驗方案

離心噴嘴的2 維幾何模型如圖1 所示，該噴嘴為低流量的離心噴嘴，由旋流器、噴口轉接段組成。旋流器上共有4 個周向均布的旋流槽，旋流槽的長寬比為2.2，寬深比為1，噴口長徑比為0.3。在噴嘴工作時，燃油在油壓驅動下通過噴嘴內的旋流槽后在旋流室內旋轉，以旋轉液膜的形式噴出噴口。在低供油量條件下，可獲得霧化良好的油霧，確保燃燒室點火及在低功率狀態(tài)下高效穩(wěn)定燃燒[12]。

試驗研究的幾何參數為旋流槽的長寬比Ld/b 和旋流槽相對于軸線方向的傾斜角度θ，如圖2 所示。

試驗方案見表1。共7 個方案，方案1～4 的旋流槽角度相同（均為50°），在其他幾何尺寸不變的前提下，只改變槽的長寬比；方案1、5～7 的旋流槽的長寬比相同（均為2.2），只改變槽的角度。

圖1 離心噴嘴的2 維幾何模型

圖2 旋流槽局部

表1 試驗方案

2 試驗設備和試驗條件

2.1 試驗設備

噴嘴霧化試驗器由3維相位多普勒粒子分析儀（Phase Doppler Particle Analyzer，PDPA）系統(tǒng)、抽風系統(tǒng)、供油系統(tǒng)和測試系統(tǒng)組成，如圖3 所示。本試驗采用美國TSI 公司的3維PDPA 系統(tǒng)，包括氬離子激光器、光耦合器、布拉格盒、光導系統(tǒng)、探測器和接收器等。3 維PDPA 可同時獲得粒徑（測量范圍為1.92～774 μm）和速度信息。通過配套的后處理軟件可以得到其他流體參數，如湍流度、索太爾平均粒徑DSM、粒徑分布均勻度指數N和特征直徑D 等。

圖3 噴嘴霧化試驗器

2.2 試驗條件

針對7 個方案測取了供油壓力分別為0.17、0.54、2.73 MPa 時的燃油流量和噴霧錐角，開展距噴口端面70 mm 處的霧化粒度試驗，測量的霧化參數有：某直線上各點的DSM和數密度分布，以及Rosin-Rammler（R-R）分布[13]的特征直徑和均勻度指數N。其中特征直徑為對應63.2%累計質量的滴徑。

壓力測量誤差為±0.5%，且壓力測量點距試驗件進口的管線長度不大于0.3 m，錐角測量誤差不大于±1°。為減小測量誤差，由專人進行數據采集，并嚴格控制其精確度。采用觸針式測量裝置在距離噴口端面10 mm 軸向位置的2 個相互垂直平面上測量噴霧錐角，如圖4 所示。試驗介質為3 號噴氣燃料，其溫度為（20±1）℃，密度為786.6 kg/m3。

圖4 噴霧錐角測量

圖5 旋流槽長寬比對燃油流量和噴霧錐角的影響

3 試驗結果

3.1 燃油流量和噴霧錐角

燃油流量Q 和噴霧錐角α 隨旋流槽的長寬比Ld/b變化的曲線如圖5 所示。Q1～Q3和α1～α3分別對應于壓力為0.17、0.54、2.73 MPa 時的燃油流量和霧化錐角。

從圖中可見，在相同壓力工況下，當旋流槽長寬比增大時，燃油流量Q 減少，噴霧錐角α 增大；在相同長寬比條件下，Q 和α 隨供油壓力的增大而增大。其原因是當長寬比增大且其余幾何尺寸不變時，旋流槽面積∑f 減小，噴嘴的幾何特性數A 增大，A 的表達式為

式中：DS為旋流室直徑；d0為噴口直徑；θ 為旋流槽角度。

幾何特性數A 與流量系數μ 和α 的關系曲線[14]如圖6 所示，從圖中可見，當A 增大時，流量系數減小，錐角增大。

圖6 A 與μ 和α 的關系曲線

燃油流量Q 的計算式為[14]

式中：Fc為噴口面積；ρf為燃油密度；ΔPf為燃油壓力。

從式（2）中可見，當噴口面積和燃油壓力不變時，流量系數增大，燃油流量也隨之增大。

旋流槽角度θ 與燃油流量Q 和噴霧錐角α 的變化曲線如圖7 所示。從圖中可見，在相同壓力工況下，θ 增大時，Q 減小，α 增大。其原因是在式（1）中，θ 增大時，A 增大，流量系數μ 減小，α 增大。

3.2 霧化性能參數

圖7 旋流槽角度對燃油流量和噴霧錐角的影響

方案1 在不同供油壓力下的霧化情況如圖8 所示。3 種壓力下對應的噴霧錐角分別為68°、77°、79°。從圖中可見，在壓力為0.17 MPa 時，燃油噴射速度小，主要是表面張力和慣性力起作用；隨著壓力增大，噴射速度增大，燃油與空氣的相對運動加劇，燃油破碎為小液滴；當壓力達到2.73 MPa 時，燃油離開噴口后便形成濃霧；隨著壓力的升高，噴霧角度增大，會使液滴更充分地暴露于周圍空氣或燃氣中，使霧化效果改善并提高了傳熱傳質速度[15]。

圖8 方案1 的噴霧情況

方案1 在不同壓力下的數密度分布如圖9 所示。從圖中可見，3 條曲線都呈現(xiàn)雙峰趨勢，隨著壓力的提高，雙峰處的數密度值減小，其原因為在壓力較高的情況下霧化的燃油粒子濃度較高，激光穿透油霧時的能量損失和來自霧化燃油粒子的反射光都會影響測量，致使大部分小粒徑粒子沒有被測到。

方案1 在不同壓力下的DSM分布如圖10 所示。從圖中可見，在相同壓力下噴霧中心區(qū)域的DSM較小，靠近噴霧邊緣處的DSM較大。隨著供油壓力的提高DSM值減小，其原因是燃油在旋流室內旋轉噴出后，液霧主要集中在噴霧邊緣，當壓力提高時，燃油獲得的動量增大，與空氣的相對速度增加，霧化效果增強。壓力為0.54、2.73 MPa 時DSM比較接近，其原因是PDPA 激光的能量損失，實際采集的粒子數量有所減少。

圖9 方案1 的數密度分布

特征直徑D 和分布指數N 隨旋流槽長寬比的變化曲線如圖11 所示。D1～D3和N1～N3分別對應于壓力為0.17、0.54、2.73 MPa 時的特征直徑和分布指數。

圖10 方案1 的DSM分布

圖11 旋流槽長寬比對特征直徑和分布指數的影響

從圖中可見，旋流槽長寬比對離心噴嘴霧化性能有一定影響。在相同壓力下，Ld/b 大的霧化質量要比Ld/b 小的好，說明Ld/b 大有利于燃油的離心旋轉，因而有利于霧化，其原因是當Ld/b 增大時，流動阻力增大，燃油經過旋流槽時的壓降增大，即有更多的壓力能轉化為動能，燃油與空氣的相對速度增加，使得霧化效果增強。但隨著燃油壓力的升高，旋流槽長寬比對霧化質量的影響逐漸減小。當Ld/b 相同時，供油壓力升高時，噴嘴霧化質量得到改善。

圖12 旋流槽角度對特征直徑和分布指數的影響

特征直徑D 和分布指數N 隨旋流槽角度θ 的變化曲線如圖12 所示。從圖中可見，旋流槽角度對離心噴嘴霧化性能也有一定影響。在相同壓力下，θ 大的霧化質量優(yōu)于θ 小的，因為θ 大有利于燃油的離心旋轉，因而有利于霧化。但隨著燃油壓力的升高，旋流槽角度對霧化質量的影響逐漸減小。當θ 相同時，供油壓力升高時，噴嘴霧化質量變好。

4 結論

本文在不同壓力工況和其余幾何尺寸相同的情況下，針對離心噴嘴的旋流槽長寬比和角度對燃油流量、噴霧錐角、霧化性能的影響進行了試驗，得到如下結論：

（1）當噴嘴的幾何尺寸相同時，隨著供油壓力的提高，燃油流量和噴霧錐角同時增大，有利于改善霧化質量。

（2）旋流槽長寬比和旋流槽角度對離心噴嘴的噴霧特性有很大影響。在相同供油壓力下，旋流槽的長寬比和旋流槽角度增加時，燃油流量減小，噴霧錐角增大，霧化質量變好。

（3）幾何特性數A 與流量系數和噴霧錐角的關系對噴嘴設計校核有重要的參考價值，將其與獲得的性能規(guī)律進行比較，可驗證研究所得到結論的準確性。