劉國庫，潘 剛，鄭洪濤

（1.海軍駐沈陽地區(qū)發(fā)動機專業(yè)軍事代表室，沈陽110015；2.哈爾濱工程大學動力與能源工程學院，哈爾濱150001）

結構參數(shù)對噴嘴性能影響的數(shù)值研究

劉國庫1，潘 剛2，鄭洪濤2

（1.海軍駐沈陽地區(qū)發(fā)動機專業(yè)軍事代表室，沈陽110015；2.哈爾濱工程大學動力與能源工程學院，哈爾濱150001）

為了更好地了解離心式噴嘴的結構參數(shù)對其性能的影響，采用兩相界面追蹤流體體積方法（V olume O f Fluid，V O F）對離心式噴嘴內部的氣液兩相流動進行了數(shù)值模擬研究。結果表明：增大噴嘴旋流室直徑與出口段直徑比DS/D0，能夠減小液膜厚度和噴霧錐角；增大旋流室長徑比LS/DS，能夠增大液膜厚度，減小噴霧錐角；增大出口段長徑比L0/D0，會使液膜變薄，噴霧錐角減小；增大旋流室半錐角θS，會使液膜變厚，噴霧錐角減小。

離心式噴嘴；V O F；液膜厚度；噴霧錐角；燃氣輪機；燃燒室

0 引言

由于結構簡單，霧化效果好，離心式噴嘴被廣泛應用于燃氣輪機燃燒室中。目前，對于噴嘴性能的研究主要采用試驗手段[1-2]。Ferreira等[3]對燃用重油的帶有內混腔的兩相流噴嘴進行了試驗研究，探討了影響該型噴嘴優(yōu)化設計的主要參數(shù)及其數(shù)值；劉觀偉等[4]研究了切向孔總面積對離心式噴嘴霧化特性的影響；王成軍等[5]試驗研究了壓力對噴嘴霧化角的影響；陳俊等[6]試驗研究了雙路離心噴嘴的霧化油滴的速度場，得到了霧化油滴平均速度、脈動速度及湍流度的分布。

隨著計算技術的進步，采用數(shù)值方法研究噴嘴性能得到了學者們的重視。其中越來越多的學者采用VOF模型來研究噴嘴內的流體流動情況。Mandal等[7]采用VOF模型對簡單霧化噴嘴中的冪律流體流動進行了研究；Altimira等[8]利用VOF模型對扇形霧化噴嘴的特性進行了數(shù)值研究，得到了噴嘴內部結構對于流動以及液膜的生成和發(fā)展的影響規(guī)律；王國輝等[9]采用VOF法研究了噴嘴結構參數(shù)對霧化角的影響。

為了更好地了解離心式噴嘴結構參數(shù)對其性能的影響，本文采用VOF方法，考察了噴嘴旋流室直徑與出口段直徑比、旋流室長徑比、噴嘴出口段長徑比和旋流室半錐角對噴嘴液膜厚度和噴霧錐角的影響，為離心式噴嘴的設計提供理論指導。

1 噴嘴幾何模型

通過建立1個簡單的離心式噴嘴模型，改變噴嘴結構尺寸大小，考察結構參數(shù)對其性能的影響。噴嘴計算域如圖1（a）所示。流體由均勻分布在旋流室頂部周圍的4個進口進入到旋流室，流體在旋流室中進行旋轉流動，然后經噴嘴出口段噴入到外部空間。從圖中可見，為了研究噴嘴的性能，在噴嘴出口段下游選取了1個底面直徑為20mm，高度為5mm的流域。噴嘴的相關結構參數(shù)如圖1（b）所示。

圖1 離心式噴嘴模型與結構參數(shù)

2 數(shù)理模型及數(shù)值條件

2.1 計算模型

2.1.1 湍流模型

在文獻 [10]中，通過對比標準k-ε模型、RNG k-ε模型，以及Realizable k-ε模型3種湍流模型，發(fā)現(xiàn)采用RNG k-ε模型模擬的結果與試驗結果符合得最好[11-12]。因此，在本文中采用RNG k-ε模型對噴嘴進行模擬。

2.1.2 2相流模型

由于液體和空氣在噴嘴旋流室中同時存在，噴嘴內的流動是典型的氣液兩相流動。為捕捉自由界面形狀，本文選用了VOF方法[5]對噴嘴內的流動進行了模擬。VOF方法的基本思想是使用1個標量場函數(shù)體積分數(shù)α(Volume Fraction)來表征第2相(水為第2相，空氣密度低，為第1相)在計算網格中所占的體積分數(shù)。此方法可適用于任何2種不可壓、不混合，且相互間的滑移可忽略的流體的計算。以空氣和水作為模擬工質，當α=0時，表示網格內全部為空氣；當α=1時，表示網格內全部為水；當α處于0～1之間（即交界面附近）時，表示網格內為兩相混合物。VOF模型在模擬噴嘴內部流動方面已經得到了廣泛應用，多數(shù)學者的研究結果已經表明該模型的準確性，如文獻[13]通過與試驗結果對比發(fā)現(xiàn)，VOF模型的計算值與試驗值吻合良好，霧化錐角計算值與試驗值比較見表1。

表1 霧化錐角計算值與試驗值比較 （°）

2.2 網格劃分

采用ANSYS ICEM軟件對模型進行結構化網格劃分。為了捕捉液膜厚度的細微變化，在噴嘴出口壁面處對網格進行了局部加密。文獻[14]對具有相同結構的噴嘴模型進行了網格獨立性驗證，研究了40萬和57萬2種不同的網格，研究結果表明網格數(shù)為40萬時已經獨立。在計算條件允許的情況下，對網格進行了加密，最終網格數(shù)量約為95萬，能夠保證網格獨立，具體網格如圖2所示。

圖2 計算域網格

2.3 邊界條件

以水為工質對噴嘴的性能進行了考察，具體邊界條件如下：

進口：4個進口均為速度進口，30 m/s，給定流動方向，使其沿壁面切向方向進入旋流室。第2相容積比率設置為1；

壁面：無滑移絕熱壁面，采用標準壁面函數(shù)；

出口：出口外為大氣環(huán)境，采用壓力出口邊界條件，第2相容積比率設置為0。

計算時，從某個進口初始化，噴嘴內液體初始體積分數(shù)為0。另外，時間步長設置成0.05 ms，每個時間步內迭代200次。

3 計算結果與分析

主要是考察了4種不同結構參數(shù)對噴嘴性能的影響，分別是噴嘴旋流室直徑與出口段直徑比DS/D0；旋流室長徑比LS/DS；噴嘴出口段長徑比L0/D0；旋流室半錐角θS。

3.1 DS/D0對噴嘴性能的影響

在考察不同DS/D0對噴嘴性能的影響時，保證DS·D0不變，這樣就需要同時調整DS和D0，具體結構尺寸見表2。

表2 不同DS/D0時噴嘴的各結構參數(shù)mm

噴霧半錐角θ和液膜厚度t隨DS/D0的變化曲線如圖3所示。從圖中可見，隨DS/D0的增大，θ和t的變化趨勢一致，均單調減小，Sakman等[15]也得到了相似的規(guī)律。在保證DS·D0不變的前提下，隨著DS/D0的增大，旋流室直徑DS與出口段直徑D0之間的差值越來越大，流體從直徑較大的旋流室流進直徑較小的出口段，造成流體前后壓差增大，使得出口處流體軸向速度增大，從而使得液膜厚度減??；Rizk[16]的研究結果也表明，增大DS或減小D0均可以減小油膜厚度；噴霧錐角與流體切向和軸向速度的比值正相關[15]，DS/D0的增大，使得流體軸向速度較切向速度增大顯著，導致切向速度和軸向速度比值不斷減小，Sakman[15]也發(fā)現(xiàn)了相同的現(xiàn)象，所以θ將逐漸變小。當DS/D0的值由2變?yōu)?時，θ降低7.8%，而t降低15.5%。這說明t對于DS/D0的變化更敏感。

圖3 θ和t隨DS/D0的變化曲線

3.2 LS/DS對噴嘴性能的影響

在考察不同LS/DS對噴嘴性能的影響時，以旋流室長度LS為變量，其他結構參數(shù)不變，具體結構尺寸見表3。

表3 不同LS/DS時噴嘴的各結構參數(shù)mm

噴霧半錐角θ和液膜厚度t隨Ls/Ds的變化曲線如圖4所示。從圖中可見，隨著旋流室長度的增大，出口處θ逐漸減小，t則隨之增大，該趨勢與Sakman[15]和Rizk[16]的研究結果一致。這主要是由于隨著的LS/DS增大，即LS越長，噴嘴內摩擦流動損失增大，從而削弱了旋流室內和出口段的流體切向速度，導致出口處空心渦直徑減小，液膜厚度變大。另外，由于噴嘴流量不變，空心渦直徑變?。匆耗ず穸茸兇螅?，使得流體出口平均軸向速度降低。文獻[16,17]指出，旋流室長度對流體切向速度的影響要大于其對軸向速度的影響，也就是說，隨著旋流室長度的增大，流體切向速度和軸向速度都將降低，且切向速度減小得相對更快，因此出口噴霧半錐角逐漸減小。當LS/DS由0.6增加到1.5時，噴霧半錐角降低5%，而油膜厚度增加9.9%。

圖4 θ和t隨LS/DS的變化曲線

3.3 L0/D0對噴嘴性能的影響

在考察不同L0/D0對噴嘴性能的影響時，以出口段長度L0為變量，其他結構參數(shù)不變，具體結構尺寸見表4。

表4 不同L0/D0時噴嘴的各結構參數(shù)mm

θ和t隨L0/D0的變化曲線如圖5所示。從圖中可見，隨著出口段L0/D0的增大，出口處θ和t均呈減小趨勢。該趨勢與文獻[15-16]中得到的趨勢相同。說明增加噴嘴出口段的長度有利于燃油的霧化，但不利于將燃油噴射到更廣闊的空間。當L0/D0由0.3增大到1.5時，θ降低10.3%，t降低5.7%。說明噴霧錐角對于L0/D0的變化更加敏感。

圖5 θ和t隨L0/D0的變化曲線

3.4 θS對噴嘴性能的影響

在考察不同旋流室錐角θS對噴嘴性能的影響時，其他結構參數(shù)不變，具體結構尺寸見表5。

表5 不同θS時噴嘴的各結構參數(shù)mm

θ和t隨θS的變化曲線如圖6所示。從圖中可見，隨著θS的增大，θ逐漸減小，出口處t逐漸增大。當θS由30°增大到90°時，θ降低7.4%，而t則升高12.2%。這是因為旋流室與噴嘴出口段的連接部位存在拐角，拐角處存在回流區(qū)，旋流室錐角的變化影響了回流區(qū)的大小和位置，從而影響了旋流室內流體的軸向速度大小，進而影響出口處流體的軸向速度，因此θ和t發(fā)生了變化。這與文獻[18]的結論相吻合。

圖6 θ和t隨θS的變化曲線

3.5 噴嘴內部流動分析

噴嘴內的流線和氣/液兩相分布如圖7所示。從圖中可見，噴嘴入口上方和下方壁面附近均存在1個低速回流區(qū)，這與文獻[14]發(fā)現(xiàn)的現(xiàn)象一致。由于液體在噴嘴內做螺旋運動，噴嘴中軸線附近的壓力小于外界空氣壓力，在壓差的作用下外界空氣沿噴嘴軸線方向進入噴嘴內部，運動到噴嘴頂端壁面后返回，順著氣/液分界面流出噴嘴?？諝獾牧鲃邮沟靡后w在噴嘴內的不同位置處，緊貼內壁的液膜厚度不同，在噴嘴出口處液膜的厚度最薄，這有利于液體的霧化。

圖7 噴嘴內的氣/液2相和流線分布

4 結論

基于RNG k-ε和VOF模型對簡單離心式噴嘴模型內部流動進行了研究，重點考察了噴嘴幾何參數(shù)對于液膜厚度和噴霧錐角的影響，主要為旋流室直徑與出口段直徑比DS/D0，旋流室長徑比LS/DS，噴嘴出口段長徑比L0/D0，旋流室半錐角θS4種參數(shù)。在所研究的工況范圍內，得到主要結論如下：

（1）增大DS/D0或L0/D0，噴嘴出口處液膜厚度和噴霧錐角均減小。

（2）增大LS/DS或θS，噴嘴出口處液膜厚度均增大，噴霧錐角均減小。

（3）針對以上4種參數(shù)，在相同的條件下，噴霧錐角對L0/D0的敏感性要高于液膜厚度，而對于其余3種參數(shù)，其敏感性均低于液膜厚度。

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（編輯：張寶玲）

Numerical Investigation for Effect of Structural Parameters on Nozzle Performance

LIU Guo-ku1,PAN Gang2,ZHENG Hong-tao2
（1.Naval Consumer Representative Office of Engine in Shenyang,Shenyang 110015,China; 2.College of Power and Energy Engineering,Harbin Engineering University,Harbin 150001,China）

In order to investigate effect of structural parameters on nozzle performance,the gas-liquid two-phase flow of swirl atomizer was simulated by VOF interface tracking method.The simulation results show that increasing of DS/D0leads to the decrease of film thickness and spray cone angle.Increasing of LS/DSincreases film thickness and decreases spray cone angle.Increasing of L0/D0results in the decrease of film thickness and spray cone angle.Increasing of θSincreases film thickness and decreases spray cone angle.

swirl atomizer；VOF；film thickness；spray cone angle；gas turbine；combustor

TK16

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2015.05.006

2014-12-06 基金項目：燃氣輪機工程研究項目資助

劉國庫（1978），男，工程師，從事艦用燃氣輪機、航空發(fā)動機故障診斷、測試、維修與全壽命保障技術研究工作；zhuchongwei412@163.com。

劉國庫，潘剛，鄭洪濤.結構參數(shù)對噴嘴性能影響的數(shù)值研究 [J].航空發(fā)動機，2015，41（5）：28-32.LIU Guoku，PAN Gang，ZHENG Hongta.Numerical investigation for effect ofstructural parameters on nozzle performance[J].Aeroengine，2015，41（5）：28- 32.