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(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京100191）

直射式噴嘴流動(dòng)特性的數(shù)值和試驗(yàn)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(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京100191）

加力燃燒室噴油桿多采用直射式噴嘴，為進(jìn)一步分析影響噴油桿通流能力的因素以及噴嘴內(nèi)部燃油空化的問題，進(jìn)行了數(shù)值和試驗(yàn)研究。選取了Schnerr-Sauer、Singhal及Zw art-G erber-Belamri三種空化模型進(jìn)行比較后，采用Schnerr-Sauer空化模型進(jìn)行計(jì)算，對(duì)噴嘴的流量系數(shù)、空化區(qū)域以及空化源進(jìn)行了數(shù)值模擬，對(duì)2種典型直射式噴嘴進(jìn)行了試驗(yàn)分析。結(jié)果表明：噴孔長徑比、開孔位置對(duì)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?jǐn)?shù)隨壓力、壁厚和入口段變化，進(jìn)一步計(jì)算發(fā)現(xiàn)當(dāng)進(jìn)口倒角為30°～45°或者圓角，倒角比W/D=0.2左右時(shí)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(dòng)機(jī)

0 引言

加力燃燒室噴油桿是接在燃油總管上負(fù)責(zé)燃油在加力燃燒室中輸運(yùn)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(tái)架性能和空中特性。由于加力燃燒室對(duì)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(yīng)有較好的燃油濃度分布和燃燒效率，在發(fā)動(dòng)機(jī)包線范圍內(nèi)任何飛行狀態(tài)點(diǎn)下和飛機(jī)的各種姿態(tài)下，燃油壓力和發(fā)動(dòng)機(jī)推力無明顯脈動(dòng)，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(dòng)特性，是深入分析加力燃燒室中的流場(chǎng)特性和燃燒特性等重要參數(shù)的基礎(chǔ)[3-4]。

加力燃燒室噴油桿多用直射式噴嘴，這種噴嘴結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單質(zhì)量輕，流體阻力小，并具有較好的維護(hù)性[5]。噴嘴的流量系數(shù)是衡量噴嘴通流能力的指標(biāo)，在數(shù)值上等于噴孔的實(shí)際流量與理論流量之比。當(dāng)燃油噴嘴通道中流動(dòng)的局部靜壓等于蒸汽壓力Pv時(shí)，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(duì)于此類小孔口出流的問題，已有很多研究，郭成富[6]對(duì)不同幾何參數(shù)噴孔進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得出了一系列噴孔流量系數(shù)，但測(cè)得的數(shù)值偏高；曹睿[7]設(shè)計(jì)試驗(yàn)研究了孔流內(nèi)部的流動(dòng)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(duì)小孔內(nèi)的空化問題的分析，有許多針對(duì)柴油機(jī)高壓噴嘴空化的計(jì)算分析[8-10]，柴油機(jī)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(zhǔn)則放大，如Giannadakis[11]將噴孔放大進(jìn)行空化機(jī)理試驗(yàn)研究；王忠遠(yuǎn)[12]等針對(duì)柴油機(jī)噴嘴通過透明放大進(jìn)行結(jié)構(gòu)參數(shù)的研究，但這種放大與真實(shí)小孔內(nèi)部的流動(dòng)有一定區(qū)別。最接近噴孔真實(shí)流場(chǎng)的是直接對(duì)其測(cè)量。Alora Sou[13]應(yīng)用LDV測(cè)量了噴嘴內(nèi)的空化，探明空化初生的位置；王少林[14]采用高速攝像儀對(duì)直射式噴嘴的空化以及霧化進(jìn)行試驗(yàn)研究；Tomov[15]通過高速攝像機(jī)觀察透明水平文丘里噴嘴內(nèi)空泡的分布和結(jié)構(gòu)。對(duì)于空化計(jì)算的不同處理，有多種空化模型，薛瑞[16]對(duì)基于Rayleigh-Plesset方程的幾種空化模型進(jìn)行比較，認(rèn)為Schnerr-Sauer模型得到的壁面壓力系數(shù)分布和試驗(yàn)值最為接近；還有對(duì)空化模型進(jìn)行改進(jìn)和優(yōu)化的[17-19]，對(duì)空化生成和發(fā)展、潰滅機(jī)理進(jìn)行模擬。

本文對(duì)2種典型的燃油支管直射式噴嘴進(jìn)行了計(jì)算和試驗(yàn)，以流量系數(shù)大小來衡量空化對(duì)噴孔通流特性的影響，通過計(jì)算模擬來分析噴孔內(nèi)部的空化域、空化源和空化體積分?jǐn)?shù)，并對(duì)噴孔長徑比L/D、倒角度、倒角比W/D等噴嘴的結(jié)構(gòu)進(jìn)行計(jì)算，以得到抑制空化的方案，并通過試驗(yàn)來對(duì)比驗(yàn)證。

1 數(shù)值計(jì)算

對(duì)如圖1所示A、B 2型噴嘴的通流能力、空化特點(diǎn)進(jìn)行計(jì)算模擬。A型噴嘴噴油桿（管）外徑12 mm、內(nèi)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(nèi)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(gè)噴油桿每次只開1個(gè)位置的孔。

1.1 建模及計(jì)算條件

由于結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，噴油桿前部的流動(dòng)狀況并不復(fù)雜，只是在噴孔入口附近及靠近端面處的流動(dòng)狀況開始變得復(fù)雜，按照流體域建立模型并分別在離端面相應(yīng)的距離設(shè)置噴孔。整個(gè)流域采用Gambit軟件進(jìn)行劃分，整體采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，孔內(nèi)區(qū)域、近壁面區(qū)域以及噴孔進(jìn)口附近壓力及速度梯度較大的區(qū)域進(jìn)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(jié)構(gòu)

圖2 B型噴嘴網(wǎng)格

表1 噴嘴型號(hào)mm

按照噴油桿的工作壓力，依次取不同的進(jìn)口壓力（0.2～4.0 MPa）進(jìn)行計(jì)算，不同型號(hào)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(cè)向支管，側(cè)向支管端面厚度為噴孔壁厚，因此壁厚變化的范圍相對(duì)A型來說更大一些。

1.2 空化計(jì)算模型驗(yàn)證

在進(jìn)行空化數(shù)值計(jì)算時(shí)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(duì)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(duì)于數(shù)值計(jì)算來說，影響結(jié)果的因素很多，不一而足.本文通過已有的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與各種模型進(jìn)行對(duì)比，以此來選擇當(dāng)前情況下的最優(yōu)方法。

以表1中A2型號(hào)的噴嘴進(jìn)行計(jì)算，在不同進(jìn)口壓力下，出口壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，湍流模型為realizable k-ε雙方程模型，近壁面采用增強(qiáng)壁面處理，并在計(jì)算中驗(yàn)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(fēng)差分格式進(jìn)行計(jì)算。將3種空化模型與不采取空化處理的算法以及試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，得到如圖3所示的結(jié)果。

圖3 幾種空化模型與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

從圖中可見，空化對(duì)噴油桿內(nèi)的流動(dòng)具有較大影響，不采取空化模型處理的計(jì)算結(jié)果所得出的流量系數(shù)值最大，隨著壓力的升高有進(jìn)一步增大的趨勢(shì)，且走勢(shì)與試驗(yàn)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(yàn)結(jié)果比較接近，并且在實(shí)際計(jì)算中發(fā)現(xiàn)Schnerr-Sauer模型收斂較快，因此在此后計(jì)算中選用Schnerr-Sauer空化模型。

1.3 計(jì)算結(jié)果

采用Schnerr-Sauer空化模型和方案分別對(duì)A、B系列噴嘴進(jìn)行計(jì)算，得到如圖4所示的A型系列噴嘴流量系數(shù)隨進(jìn)口壓力的變化特性。從圖中可見，在各個(gè)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(shí)進(jìn)口壓力都在2.0～2.5 MPa之間；同時(shí)，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(yīng)也在不斷增大，但是這種增大的效果不明顯，幾個(gè)型號(hào)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(duì)于B型噴嘴的計(jì)算結(jié)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(dāng)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(jìn)口壓力下基本差不多，但是不同型號(hào)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(chǎng)結(jié)構(gòu)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(chǎng)變化較大都是在噴孔附近，A型噴嘴的流體進(jìn)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(guān)系，而B型噴嘴在噴油桿與噴孔之間加了小支管進(jìn)行過渡，由此造成的結(jié)果是：B型噴嘴的流場(chǎng)更加均勻，在噴孔內(nèi)部沿流向是軸對(duì)稱的，如圖6、7所示。因此A型噴嘴對(duì)于空化的影響更敏感，表現(xiàn)出來的結(jié)果就是對(duì)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(chǎng)（2.0 MPa）

圖7 B3型噴嘴出口流場(chǎng)（2.0 MPa）

A1型噴嘴和B3型噴嘴具有相同的壁厚，只是噴孔設(shè)置方式和結(jié)構(gòu)不同，在不同供油壓力下，2型噴嘴噴孔內(nèi)部的氣相體積分?jǐn)?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?jǐn)?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(yán)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(dá)到3.0 MPa時(shí)，空化區(qū)域到達(dá)出口處，為完全空化狀態(tài)，而B1型在4.0 MPa時(shí)仍未到達(dá)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(jìn)口壓力增大空化增強(qiáng)不明顯，與之前對(duì)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?jǐn)?shù)

A型噴嘴在2.5 MPa供油壓力下，不同壁厚的噴嘴噴孔內(nèi)部的氣相體積分?jǐn)?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(jié)果。

圖10 A1～A5在2.5 MPa下的氣相體積分?jǐn)?shù)

2 試驗(yàn)分析

為探究空化的影響，計(jì)算所采用的噴孔均位于距噴油桿端面20 mm處，而實(shí)際上噴孔設(shè)置在噴油桿的不同位置同樣也會(huì)影響到流量系數(shù)的數(shù)值。這里分別設(shè)計(jì)A、B型試驗(yàn)件各3件，分別設(shè)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(yàn)件如圖11所示。

圖11 2型噴油桿試驗(yàn)件

采用高壓氣瓶及壓力油罐進(jìn)行供油，由壓力表指示進(jìn)口油壓，分別用水和航空煤油進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)中收集噴出的流體進(jìn)行稱重，試驗(yàn)時(shí)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(yàn)取平均值，結(jié)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(yàn)結(jié)果來看，流量系數(shù)與噴孔的開孔位置有關(guān)，試驗(yàn)中取的3個(gè)位置中，離端面位置較近時(shí)流量系數(shù)較大，A型和B型噴嘴用水和油試驗(yàn)都能表現(xiàn)出這一規(guī)律；而且從曲線走勢(shì)上看，B型比A型噴嘴流量系數(shù)走勢(shì)更穩(wěn)定，波動(dòng)更小，這也印證了之前的計(jì)算結(jié)果。

在試驗(yàn)過程中，對(duì)于噴孔的空化現(xiàn)象雖無法直接觀察，但是在實(shí)際操作中發(fā)現(xiàn)，通過解壓閥控制個(gè)別點(diǎn)的進(jìn)口壓力時(shí)，解壓閥從大往小調(diào)節(jié)和從小往大調(diào)節(jié)得到的結(jié)果不一樣，排除掉試驗(yàn)系統(tǒng)的原因之后，認(rèn)為這是由于空化域發(fā)展的大小不同引起的。上面說到，進(jìn)口壓力大的情況下發(fā)展的空化區(qū)域大，而不同調(diào)節(jié)方式正好對(duì)應(yīng)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(shí)這種現(xiàn)象就更為明顯。

3 改進(jìn)措施

噴嘴2相傳質(zhì)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(zhì)量源。因此，若能改變?nèi)肟谔幍慕Y(jié)構(gòu)，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(zhì)量源

3.1 建模及計(jì)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(duì)于如圖15所示的直射式噴嘴的結(jié)構(gòu)，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(duì)其建模并進(jìn)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(zhì)量為0.59，采用整體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，近壁面采用邊界層網(wǎng)格，按照試驗(yàn)條件進(jìn)行邊界條件設(shè)定，進(jìn)口采用壓力進(jìn)口條件，根據(jù)不同狀態(tài)調(diào)整進(jìn)口壓力，出口采用壓力出口，設(shè)定為標(biāo)準(zhǔn)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(duì)比計(jì)算，采用Realizable k-ε雙方程湍流模型，近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，微分方程的離散采用SIMPLE方法，采用2階迎風(fēng)差分格式進(jìn)行計(jì)算。

圖15 噴孔結(jié)構(gòu)

圖16 計(jì)算域網(wǎng)格

3.2 計(jì)算結(jié)果

分別對(duì)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(jìn)行計(jì)算。對(duì)倒角角度的計(jì)算結(jié)果如圖17、18所示。

圖17 不同進(jìn)口倒角流量系數(shù)（W/D=0.2）

通過分析不同進(jìn)口倒角噴孔的流量系數(shù)可知，在噴孔進(jìn)口進(jìn)行倒角可以顯著提高噴嘴的流量系數(shù)。當(dāng)噴嘴為簡(jiǎn)單的銳角進(jìn)口時(shí)，其流量系數(shù)穩(wěn)定在0.693左右，但當(dāng)進(jìn)口處設(shè)置成倒角孔時(shí)，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(dá)到15.2%，而倒60°斜角孔增幅最小也達(dá)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(dāng)噴嘴進(jìn)口倒斜角時(shí)，其對(duì)流量系數(shù)增大的影響程度與倒角大小有關(guān)，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(shì)，在30°左右時(shí)達(dá)到峰值。倒圓角孔的增幅僅次于倒30°斜角孔，對(duì)流量系數(shù)的增大程度也非常顯著。因此，若以單純?cè)龃髧娮炝髁肯禂?shù)為目的，將噴嘴進(jìn)口倒30°～45°斜角或者是圓角可以達(dá)到很好的效果。

圖18 不同進(jìn)口倒角流量系數(shù)（W/D=0.3）

進(jìn)一步對(duì)圓角30°、45°的倒角進(jìn)行計(jì)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(jìn)入噴孔時(shí)的壓力損失和速度損失會(huì)相應(yīng)減小，進(jìn)而使流量系數(shù)增大。此外，當(dāng)W/D＜0.2時(shí)，流量系數(shù)隨W/D增大的增加幅度是比較大的；當(dāng)W/D＞0.2時(shí)，其增大的幅度減小。尤其對(duì)于倒角45°的情況，當(dāng)W/D＞0.2時(shí)，其流量系數(shù)基本不變，達(dá)到1個(gè)穩(wěn)定值。說明45°倒角在實(shí)際的應(yīng)用過程中有其獨(dú)特優(yōu)勢(shì)，可以適應(yīng)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(jiǎn)化了噴孔的結(jié)構(gòu)并利用對(duì)稱性進(jìn)行計(jì)算，實(shí)際上在噴油桿側(cè)壁上開孔的噴嘴入口并不是嚴(yán)格對(duì)稱的，因此在具體結(jié)構(gòu)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(jié)論

通過商業(yè)計(jì)算流體軟件Fluent進(jìn)行模擬并結(jié)合試驗(yàn)分析，得到加力燃燒室噴油桿直射式噴嘴的流動(dòng)特性，重點(diǎn)分析了噴嘴噴孔內(nèi)部的空化現(xiàn)象，并對(duì)減小噴嘴內(nèi)空化的措施進(jìn)行了探索，得到主要結(jié)論如下：

（1）選用Schnerr-Sauer空化模型計(jì)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(shì)，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(dòng)特性更加穩(wěn)定，表現(xiàn)為流量系數(shù)對(duì)壓力變化、噴孔長徑比變化敏感度低。

（2）在噴嘴大銳角進(jìn)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(yàn)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(yàn)中也表現(xiàn)出較為穩(wěn)定的流量系數(shù)曲線。

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

[1] 航空發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)手冊(cè)總編委會(huì)編.航空發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)手冊(cè)：第11冊(cè)[M].北京：航空工業(yè)出版社,2001：132-133.Editor Committee of Aeroengine Design Manual.Aeroengine design manual：11th album[M].Beijing：Aviation Industry Press，2001：132-133.（in Chinese）

[2] Jeffery A L,Torence P B,Derk S P.Development needs for advanced afterburner design[R].AIAA 2004-4192,2004.

[3] Fu Y，Tao Z，Xu G，et al.Experimental study of flow distribution for aviation kerosene in parallel helical tubes under supercritical pressure[J].Applied Thermal Engineering，2015，90（5）：102-109.

[4] Wang J，Wang H.Discrete method for design of flow distribution in manifolds[J].Applied Thermal Engineering，2015，89：927-945.

[5] 熊成紅,涂泉,黃河.某型發(fā)動(dòng)機(jī)燃油總管性能調(diào)試技術(shù)研究[C]//熊成紅.第十五屆中國科協(xié)年會(huì)第13分會(huì)場(chǎng)：航空發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)、制造與應(yīng)用技術(shù)研討會(huì)論文集.北京：航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2013：1-5.XIONG Chenghong，TU Quan，HUANG He.A certain type of engine fuel manifold performance debugging technology research[C]//The 15th Annual Meeting of China Association for Science and Technology at the Venue 13：Aircraft Engine Design,Manufacturing and Application Technology Conference Proceedings.Beijing：Journal of Aerospace Power,2013：1-5.（in Chinese）

[6] 郭成富，王秀蘭，王勇.倒（圓）角進(jìn)口圓孔流量系數(shù)的試驗(yàn)研究[J].燃?xì)鉁u輪試驗(yàn)與研究,1997（4）：10-15.GUO Chenfu，WANG Xiulan，WANG Yong.The study of experiment for discharge coefficient of orifice with a chambering entry[J].Gas Turbine Experiment and Research，1997（4）：10-15.（in Chinese）

[7] 曹睿，劉艷升，嚴(yán)超宇，等.垂直銳邊孔口的自由出流特性（Ⅰ）流動(dòng)狀態(tài)和孔結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)孔流系數(shù)的影響[J].化學(xué)工程，2008，59（9）：2175-2180.CAO Rui，LIU Yansheng，YAN Chaoyu，et al.Characteristics of vertical sharp-edged orifice discharge（I）：effect of flow regime and configuration parameters on orifice discharge coefficient[J].Journal of Chemical Industry and Engineering，2008，59（9）：2175-2180（in Chinese）

[8] 鄂加強(qiáng)，邢德躍，王曙輝，等.柴油機(jī)高壓噴油嘴噴射過程空化效應(yīng)數(shù)值模擬[J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2013，40（2）：45-51.E Jiaqiang，XING Deyue，WANG Shuhui，et al.Numerical simulation of cavitation effect in the injection process of high pressure injector nozzle in diesel[J].Journal of Hunan University（Natural Science）,2013,40（2）：45-51.（in Chinese）

[9]沃恒洲，姚智華，王國豐，等.發(fā)動(dòng)機(jī)噴嘴內(nèi)部空化流動(dòng)的數(shù)值模擬研究[J].合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2011，34（5）：651-654.WO Hengzhou，YAO Zhihua，WANG Guofeng，et al.Numerical simulation of cavitation flow in engine nozzle[J].Journal of Hefei University of Technology，2011，34（5）：651-654.（in Chinese）

[10] 成曉北，黃榮華，王志，等.柴油機(jī)噴油器噴孔空泡霧化的研究[J].內(nèi)燃機(jī)工程，2002，23（2）：60-64.CHENG Xiaobei，HUANG Ronghua，WANG Zhi，et al.The study on injector nozzle cavitation atomization in a diesel engine[J].Chinese Internal Combustion Engine Engineering，2002，23（2）：60-64.（in Chinese）

[11] Giannadakis E，Papoulias D，Gavaises M，et al.Evaluation of the predictive capability of diesel nozzle cavitation models[R].USA：SAE Technical Paper,2007.

[12] 王忠遠(yuǎn)，孫劍，董慶兵，等.柴油機(jī)噴孔內(nèi)部空化效應(yīng)的可視化實(shí)驗(yàn)研究[J].燃燒科學(xué)與技術(shù)，2012（3）：280-287.WANG Zhongyuan，SUN Jian，DONG Qingbing，et al.Visualization of cavitation in diesel nozzle orifice[J].Journal of Combustion Science and Technology，2012（3）：280-287.（in Chinese）

[13] Sou A，Tomiyama A，Hosokawa S，et al.Cavitation in a two dimensional nozzle and liquid jet atomization[J].JSME International Journal，2006，49（4）：1253-1259.

[14] 王少林，黃勇，鄒婷，等.空化對(duì)燃油噴嘴霧化的影響[J].推進(jìn)技術(shù)，2014,35（3）：397-402.WANG Shaolin，HUANG Yong，ZOU Ting，et al.Effects of cavitation in nozzle on spray[J].Journal of Propulsion Technology，2014，35（3）：397-402.（in Chinese）

[15] Tomov P，Khelladi S，Ravelet F，et al.Experimental study of aerated cavitation in a horizontal venturi nozzle[J].Experimental Thermal and Fluid Science，2016，70：85-95.

[16] 薛瑞，張淼，許戰(zhàn)軍，等.對(duì)不同空化模型的比較研究[J].西北水電，2014（2）：85-89.XUE Rui，ZHANG Miao，XU Zhanjun.Comparison and study on different cavitation models[J].Northwest Hydroelectric，2014（2）：85-89.（in Chinese）

[17] 王柏秋，王聰，黃海龍，等.考慮空泡界面相變作用的空化模型及應(yīng)用[J].哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2013（1）：30-34.WANG Baiqiu，WANG Cong，HUANG Hailong，et al.A cavitation model with phase change on the cavity interface and its application[J].Journal of Harbin Institute of Technology，2013（1）：30-34.（in Chinese）

[18] 洪鋒，袁建平，周幫倫.空泡半徑非線性變化的空化模型及應(yīng)用[J].華中科技大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2015，43（10）：15-20.HONG Feng，YUAN Jianping，ZHOU Banglun.Cavitation model considering non-linear variation bubble radius and its application[J].Journal of Huazhong University of Science and Technique（Natural Science Edition），2015，43（10）：15-20.（in Chinese）

[19] 張瑤，羅先武，許洪元，等.熱力學(xué)空化模型的改進(jìn)及數(shù)值應(yīng)用[J].工程熱物理學(xué)報(bào)，2010（10）：1671-1674.ZHANG Yao，LUO Xianwu，XU Hongyuan.The improvement and numerical applications of a thermodynamic cavitation model[J].Journal of Engineering Thermophysics，2010（10）：1671-1674.（in Chinese）

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(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金（50476005）資助

熊溢威（1992），男，在讀碩士研究生，研究方向?yàn)楹娇瞻l(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室熱端部件流動(dòng)傳熱；E-mail：xiongyiwei@buaa.edu.cn。

熊溢威，李鋒，高偉偉，等.直射式噴嘴流動(dòng)特性的數(shù)值和試驗(yàn)研究[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，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)