莫 妲，竇義濤，趙 振，李學(xué)濤，李美燁

（1.中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng)110015；2.空軍裝備部駐長(zhǎng)春地區(qū)軍事代表室，長(zhǎng)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(nèi)穩(wěn)定而高效地工作，在小狀態(tài)時(shí)不會(huì)由于貧油而熄火[3]。燃燒室噴嘴的燃油濃度分布對(duì)燃燒效率、火焰穩(wěn)定、點(diǎn)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(guó)內(nèi)外現(xiàn)役航空發(fā)動(dòng)機(jī)中廣泛使用的1 種燃油噴嘴，大量學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了廣泛細(xì)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(dòng)理論，但該理論未考慮黏性作用和噴嘴結(jié)構(gòu)形式影響；隨后，吉洪諾夫、傅維標(biāo)、楊立軍等[5]在對(duì)其模型進(jìn)行多次修正和補(bǔ)充的基礎(chǔ)上，提出噴口長(zhǎng)度等其他影響因素；Taylor 等[6]以無(wú)黏理論對(duì)旋流室?guī)缀纬叽缗c噴霧錐角的相互關(guān)系進(jìn)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(guò)理論方法得到黏性流體噴霧錐角的計(jì)算公式，并通過(guò)分析大量試驗(yàn)結(jié)果得到流量系數(shù)的計(jì)算公式；Simmons[9]提出平均直徑及分布指數(shù)是影響離心噴嘴液滴尺寸分布的2個(gè)參數(shù)；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(yàn)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(chǎng)軸向速度分布等。

上述研究中針對(duì)旋流槽尺寸對(duì)離心噴嘴性能影響的研究較少，Taylor 只基于無(wú)黏理論對(duì)幾何尺寸進(jìn)行了研究。本文考慮了航空煤油的黏性對(duì)噴嘴性能的影響，針對(duì)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(yàn)研究了旋流槽長(zhǎng)寬比和旋流槽角度對(duì)噴嘴流量、錐角和霧化性能的影響。

1 試驗(yàn)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(zhuǎn)接段組成。旋流器上共有4 個(gè)周向均布的旋流槽，旋流槽的長(zhǎng)寬比為2.2，寬深比為1，噴口長(zhǎng)徑比為0.3。在噴嘴工作時(shí)，燃油在油壓驅(qū)動(dòng)下通過(guò)噴嘴內(nèi)的旋流槽后在旋流室內(nèi)旋轉(zhuǎn)，以旋轉(zhuǎn)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(diǎn)火及在低功率狀態(tài)下高效穩(wěn)定燃燒[12]。

試驗(yàn)研究的幾何參數(shù)為旋流槽的長(zhǎng)寬比Ld/b 和旋流槽相對(duì)于軸線方向的傾斜角度θ，如圖2 所示。

試驗(yàn)方案見(jiàn)表1。共7 個(gè)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(zhǎng)寬比；方案1、5～7 的旋流槽的長(zhǎng)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(yàn)方案

2 試驗(yàn)設(shè)備和試驗(yàn)條件

2.1 試驗(yàn)設(shè)備

噴嘴霧化試驗(yàn)器由3維相位多普勒粒子分析儀（Phase Doppler Particle Analyzer，PDPA）系統(tǒng)、抽風(fēng)系統(tǒng)、供油系統(tǒng)和測(cè)試系統(tǒng)組成，如圖3 所示。本試驗(yàn)采用美國(guó)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(dǎo)系統(tǒng)、探測(cè)器和接收器等。3 維PDPA 可同時(shí)獲得粒徑（測(cè)量范圍為1.92～774 μm）和速度信息。通過(guò)配套的后處理軟件可以得到其他流體參數(shù)，如湍流度、索太爾平均粒徑DSM、粒徑分布均勻度指數(shù)N和特征直徑D 等。

圖3 噴嘴霧化試驗(yàn)器

2.2 試驗(yàn)條件

針對(duì)7 個(gè)方案測(cè)取了供油壓力分別為0.17、0.54、2.73 MPa 時(shí)的燃油流量和噴霧錐角，開(kāi)展距噴口端面70 mm 處的霧化粒度試驗(yàn)，測(cè)量的霧化參數(shù)有：某直線上各點(diǎn)的DSM和數(shù)密度分布，以及Rosin-Rammler（R-R）分布[13]的特征直徑和均勻度指數(shù)N。其中特征直徑為對(duì)應(yīng)63.2%累計(jì)質(zhì)量的滴徑。

壓力測(cè)量誤差為±0.5%，且壓力測(cè)量點(diǎn)距試驗(yàn)件進(jìn)口的管線長(zhǎng)度不大于0.3 m，錐角測(cè)量誤差不大于±1°。為減小測(cè)量誤差，由專人進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，并嚴(yán)格控制其精確度。采用觸針式測(cè)量裝置在距離噴口端面10 mm 軸向位置的2 個(gè)相互垂直平面上測(cè)量噴霧錐角，如圖4 所示。試驗(yàn)介質(zhì)為3 號(hào)噴氣燃料，其溫度為（20±1）℃，密度為786.6 kg/m3。

圖4 噴霧錐角測(cè)量

圖5 旋流槽長(zhǎng)寬比對(duì)燃油流量和噴霧錐角的影響

3 試驗(yàn)結(jié)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(zhǎng)寬比Ld/b變化的曲線如圖5 所示。Q1～Q3和α1～α3分別對(duì)應(yīng)于壓力為0.17、0.54、2.73 MPa 時(shí)的燃油流量和霧化錐角。

從圖中可見(jiàn)，在相同壓力工況下，當(dāng)旋流槽長(zhǎng)寬比增大時(shí)，燃油流量Q 減少，噴霧錐角α 增大；在相同長(zhǎng)寬比條件下，Q 和α 隨供油壓力的增大而增大。其原因是當(dāng)長(zhǎng)寬比增大且其余幾何尺寸不變時(shí)，旋流槽面積∑f 減小，噴嘴的幾何特性數(shù)A 增大，A 的表達(dá)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(shù)A 與流量系數(shù)μ 和α 的關(guān)系曲線[14]如圖6 所示，從圖中可見(jiàn)，當(dāng)A 增大時(shí)，流量系數(shù)減小，錐角增大。

圖6 A 與μ 和α 的關(guān)系曲線

燃油流量Q 的計(jì)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(jiàn)，當(dāng)噴口面積和燃油壓力不變時(shí)，流量系數(shù)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(jiàn)，在相同壓力工況下，θ 增大時(shí)，Q 減小，α 增大。其原因是在式（1）中，θ 增大時(shí)，A 增大，流量系數(shù)μ 減小，α 增大。

3.2 霧化性能參數(shù)

圖7 旋流槽角度對(duì)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(duì)應(yīng)的噴霧錐角分別為68°、77°、79°。從圖中可見(jiàn)，在壓力為0.17 MPa 時(shí)，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(duì)運(yùn)動(dòng)加劇，燃油破碎為小液滴；當(dāng)壓力達(dá)到2.73 MPa 時(shí)，燃油離開(kāi)噴口后便形成濃霧；隨著壓力的升高，噴霧角度增大，會(huì)使液滴更充分地暴露于周?chē)諝饣蛉細(xì)庵?，使霧化效果改善并提高了傳熱傳質(zhì)速度[15]。

圖8 方案1 的噴霧情況

方案1 在不同壓力下的數(shù)密度分布如圖9 所示。從圖中可見(jiàn)，3 條曲線都呈現(xiàn)雙峰趨勢(shì)，隨著壓力的提高，雙峰處的數(shù)密度值減小，其原因?yàn)樵趬毫^高的情況下霧化的燃油粒子濃度較高，激光穿透油霧時(shí)的能量損失和來(lái)自霧化燃油粒子的反射光都會(huì)影響測(cè)量，致使大部分小粒徑粒子沒(méi)有被測(cè)到。

方案1 在不同壓力下的DSM分布如圖10 所示。從圖中可見(jiàn)，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(nèi)旋轉(zhuǎn)噴出后，液霧主要集中在噴霧邊緣，當(dāng)壓力提高時(shí)，燃油獲得的動(dòng)量增大，與空氣的相對(duì)速度增加，霧化效果增強(qiáng)。壓力為0.54、2.73 MPa 時(shí)DSM比較接近，其原因是PDPA 激光的能量損失，實(shí)際采集的粒子數(shù)量有所減少。

圖9 方案1 的數(shù)密度分布

特征直徑D 和分布指數(shù)N 隨旋流槽長(zhǎng)寬比的變化曲線如圖11 所示。D1～D3和N1～N3分別對(duì)應(yīng)于壓力為0.17、0.54、2.73 MPa 時(shí)的特征直徑和分布指數(shù)。

圖10 方案1 的DSM分布

圖11 旋流槽長(zhǎng)寬比對(duì)特征直徑和分布指數(shù)的影響

從圖中可見(jiàn)，旋流槽長(zhǎng)寬比對(duì)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(zhì)量要比Ld/b 小的好，說(shuō)明Ld/b 大有利于燃油的離心旋轉(zhuǎn)，因而有利于霧化，其原因是當(dāng)Ld/b 增大時(shí)，流動(dòng)阻力增大，燃油經(jīng)過(guò)旋流槽時(shí)的壓降增大，即有更多的壓力能轉(zhuǎn)化為動(dòng)能，燃油與空氣的相對(duì)速度增加，使得霧化效果增強(qiáng)。但隨著燃油壓力的升高，旋流槽長(zhǎng)寬比對(duì)霧化質(zhì)量的影響逐漸減小。當(dāng)Ld/b 相同時(shí)，供油壓力升高時(shí)，噴嘴霧化質(zhì)量得到改善。

圖12 旋流槽角度對(duì)特征直徑和分布指數(shù)的影響

特征直徑D 和分布指數(shù)N 隨旋流槽角度θ 的變化曲線如圖12 所示。從圖中可見(jiàn)，旋流槽角度對(duì)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(zhì)量?jī)?yōu)于θ 小的，因?yàn)棣?大有利于燃油的離心旋轉(zhuǎn)，因而有利于霧化。但隨著燃油壓力的升高，旋流槽角度對(duì)霧化質(zhì)量的影響逐漸減小。當(dāng)θ 相同時(shí)，供油壓力升高時(shí)，噴嘴霧化質(zhì)量變好。

4 結(jié)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(duì)離心噴嘴的旋流槽長(zhǎng)寬比和角度對(duì)燃油流量、噴霧錐角、霧化性能的影響進(jìn)行了試驗(yàn)，得到如下結(jié)論：

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

（2）旋流槽長(zhǎng)寬比和旋流槽角度對(duì)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(zhǎng)寬比和旋流槽角度增加時(shí)，燃油流量減小，噴霧錐角增大，霧化質(zhì)量變好。

（3）幾何特性數(shù)A 與流量系數(shù)和噴霧錐角的關(guān)系對(duì)噴嘴設(shè)計(jì)校核有重要的參考價(jià)值，將其與獲得的性能規(guī)律進(jìn)行比較，可驗(yàn)證研究所得到結(jié)論的準(zhǔn)確性。