張?濤，王?楠，李潤東，李維仲

航空煤油/乙醇混合燃油旋轉(zhuǎn)錐形液膜表面波波長研究

張?濤1, 2，王?楠1，李潤東1，李維仲2

(1. 沈陽航空航天大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，沈陽 110136；2. 大連理工大學(xué)海洋能源利用與節(jié)能教育部重點實驗室，大連 116023)

目前關(guān)于航空煤油旋轉(zhuǎn)錐形液膜霧化特性研究較多，在航空煤油/乙醇混合燃油霧化特性方面研究較少．為此，本文主要研究了乙醇體積分數(shù)對于離心噴嘴出口處航空煤油/乙醇混合燃油液膜厚度和破碎處表面波波長的影響．基于數(shù)值模擬和經(jīng)驗公式相結(jié)合的新方法得到航空煤油/乙醇混合燃油在噴嘴出口處的液膜厚度，當(dāng)壓差為0.1～1.0MPa，混合燃油中乙醇體積分數(shù)為0～30%時，液膜厚度隨著乙醇體積分數(shù)和壓差的增大而減?。缓?，以噴嘴出口處的液膜厚度為特征長度，對液膜破碎處的表面波波長實驗值進行無量綱化，并與根據(jù)圓孔射流模型計算得到的長波和短波波長的理論值進行比較，平均分別相差4.7%和7.8%，結(jié)果表明圓孔射流模型可預(yù)測航空煤油/乙醇混合燃油的表面波波長．

航空煤油/乙醇；旋轉(zhuǎn)錐形液膜；出口處液膜；表面波

離心式噴嘴作為燃氣輪機廣泛使用的霧化元件，具有結(jié)構(gòu)簡單、霧化質(zhì)量優(yōu)、燃燒范圍廣、機械牢固等優(yōu)點．離心式噴嘴霧化主要是依靠外部動力提供燃油壓力，燃油在噴嘴旋流室內(nèi)部進行旋轉(zhuǎn)，在噴嘴外燃油在離心力的作用下形成空心錐狀旋轉(zhuǎn)液膜，其霧化特性決定了離心式噴嘴的霧化質(zhì)量．本文主要以航空發(fā)動機為背景，對離心式噴嘴產(chǎn)生的旋轉(zhuǎn)錐形液膜的霧化特性進行研究．

航空煤油作為航空發(fā)動機中最主要的燃料之一，目前逐步發(fā)展可再生燃油替代或部分替代航空煤油，以增強航空煤油的霧化特性．乙醇作為化石燃料的主要部分替代燃料，在世界范圍內(nèi)得到廣泛應(yīng)用．目前對航空煤油/乙醇混合燃油的探討主要集中在燃燒特性和污染物排放方面．Patra等[1]和Attaphong等[2]研究發(fā)現(xiàn)航空煤油中混入乙醇，可降低燃燒室壁溫，減弱了火焰亮度，減少了CO、CO2、NO的排放量. Song等[3]在研究直射式噴嘴的霧化特性時，發(fā)現(xiàn)80%航空煤油/20%乙醇混合燃油的霧化錐體剖面積與航空煤油相等，該比例的混合燃油霧化效果最佳.另外，在3MPa環(huán)境壓力工況下，發(fā)現(xiàn)霧化液滴索特平均直徑(Sauter mean diameter，SMD)隨乙醇體積分數(shù)增加而減小．孫鵬浩[4]以航空煤油/乙醇混合燃油為工質(zhì)，研究了直射式噴嘴的霧化液滴粒徑，實驗發(fā)現(xiàn)航空煤油霧化液滴SMD最小．Garai等[5]采用離心噴嘴僅對比研究了90%航空煤油/10%乙醇混合燃油與航空煤油的霧化形態(tài)，發(fā)現(xiàn)航空煤油混入乙醇可減小射流的破碎長度，但尚未研究旋轉(zhuǎn)錐形液膜局部霧化特性，本研究在航空煤油中混入0、10%、20%和30%的乙醇燃油，分別以縮寫形式K100E0、K90E10、K80E20和K70E30表示，研究乙醇的體積分數(shù)對噴嘴出口液膜厚度和液膜破碎處表面波波長的影響.

1?數(shù)值模擬方法

1.1?幾何模型和假設(shè)條件

離心噴嘴的3D模型如圖1所示，坐標(biāo)原點為噴嘴出口面上的中點，平面平行于出口平面，噴嘴中軸線為軸，從噴嘴出口沿著旋流室的方向設(shè)置為的正方向．噴嘴尺寸如表1所示．噴嘴內(nèi)部的流場屬于氣液兩相流動，流動相對復(fù)雜．在數(shù)值模擬過程中，假設(shè)噴嘴內(nèi)外流場滿足如下條件：①流場氣液之間存在明顯分界面；②噴嘴內(nèi)流動屬于不可壓流動；③噴嘴內(nèi)部流場屬于湍流狀態(tài)；④忽略對流和熱傳導(dǎo)效應(yīng)．

圖1?離心式噴嘴剖面圖及3D模型

表1?噴嘴主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

Tab.1?Main structural parameters of nozzle

1.2?控制方程

1.3?邊界條件

采用Fluent軟件模擬離心噴嘴內(nèi)部流場特性．求解器選擇壓力基、顯式和定常流．空氣定義為第一相，航空煤油或航空煤油/乙醇混合燃油定義為第二相，混合燃油物性參數(shù)如表2所示．燃油混合攪拌均勻后，測量燃油物性參數(shù)，分別由密度計(型號DH-300)、黏度計(型號NDJ-5s)和表面張力儀(型號JYW-200A)測量而得，混合效果圖如圖2所示，隨著乙醇體積分數(shù)增大，混合燃油逐步變渾濁，實驗時應(yīng)攪拌均勻．進出口邊界條件選取壓力入口和壓力出口；出口速度較大，出口湍流強度取10%，水力直徑為孔徑值．出口回流比設(shè)置為1，表明回流全為空氣；壁面設(shè)置為滑移壁面[16]．壓力和速度耦合方式采用SIMPLE，壓力差值采用PRESTO，其余差值使用二階迎風(fēng)格式離散．松弛因子設(shè)置為0.25，可加快收斂速度[17]．初始化時，噴嘴內(nèi)液體初始百分含量為0，使用補丁功能對噴嘴內(nèi)部的介質(zhì)設(shè)置為空氣．

表2?航空煤油和乙醇及其混合燃油的物性參數(shù)

Tab.2 Physical properties of kerosene，ethanol，and their blends

1.4?網(wǎng)格無關(guān)性驗證

離心噴嘴的內(nèi)部網(wǎng)格數(shù)分別約為360047，773811和1326048，網(wǎng)格如圖3(a)所示．在進口壓力為0.2MPa工況下，以航空煤油為工質(zhì)，模擬得到噴嘴內(nèi)部流動特性．圖3(b)給出了3種不同網(wǎng)格數(shù)下在噴嘴出口上游＝0.5mm面上沿方向上的壓力分布．網(wǎng)格數(shù)約為773811和1326048時，相差較?。蕯?shù)值模擬時，噴嘴內(nèi)部的網(wǎng)格數(shù)約為773811即可．

圖3?離心噴嘴3D模型和網(wǎng)格無關(guān)性驗證

1.5?數(shù)值模擬準(zhǔn)確性驗證

根據(jù)噴嘴出口下游5mm×5mm區(qū)域內(nèi)霧化角實驗值與模擬值對比，可驗證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性.在壓差為0.1MPa下，噴嘴出廠前測試得到的霧化角為60°．在相同壓差下，模擬得到的霧化角為58.2°，模擬值和實驗值相差3.0%，表明數(shù)值模擬方法可用于離心噴嘴霧化特性研究．

2?航空煤油/乙醇混合燃油出口處的液膜厚度

圖4?噴嘴出口處液膜厚度示意

圖5 三種液相體積分數(shù)下航空煤油液膜厚度模擬值與經(jīng)驗值對比

圖6給出了3種混合燃油液膜厚度與壓差之間的關(guān)系．圖5和圖6表明液膜厚度隨壓差的增大而減小，壓差從0.1MPa增加到0.4MPa時，4種燃油的液膜厚度分別減小了10.0%、8.3%、8.2%和8.0%；當(dāng)壓差從0.4MPa增加到1.0MPa時，液膜厚度分別減小了1.6%、1.5%、1.6%和1.3%．當(dāng)壓差增大時，燃油在噴嘴內(nèi)部切向速度變大，增大了液體旋流強度，使得噴嘴出口處內(nèi)外壓差變大，更多空氣從噴嘴出口壓入噴嘴內(nèi)部，導(dǎo)致空氣芯直徑增大，故燃油液膜厚度減?。珘翰顝?.4MPa增大到1.0MPa時，燃油液膜厚度減幅較?。捎诳諝庑緯艿较蛳逻\動液體氣液剪切力作用，該作用力會阻止氣核向上運動，壓力增大引起燃油軸向速度增大，導(dǎo)致氣液剪切力增大，空氣芯直徑增加量減小，故壓差增大，液膜厚度減幅不明顯．此外，圖6可看出液膜厚度隨乙醇體積分數(shù)增加而減小．以航空煤油液膜厚度為基準(zhǔn)，K90E10、K80E20和K70E30液膜厚度分別減小了0.9%、0.13%和0.8%，乙醇體積分數(shù)增大，燃油黏性降低，在相同壓差下，黏性低的液體旋流強度較大，會導(dǎo)致液膜厚度減?。?/p>

圖6?三種混合燃油液膜厚度值與壓差之間關(guān)系

3?乙醇體積分數(shù)對混合燃油表面波的影響

3.1?液膜破碎處的表面波

表面波是指液體射流表面?zhèn)鞑サ牟ǎ谌加挽F化實驗中，根據(jù)霧化形態(tài)外圍順氣流方向上波峰和波峰之間的距離可得到波長值，長波波長和短波波長測量如圖7所示．由于長波波長值較大，在測試時使用PIV(Particle Image Velocimetry)設(shè)備拍攝；短波波長值較小，其值獲取可使用PDIA(Particle/Droplet Image Analysis)拍攝獲取．表面波波長測量結(jié)果如圖8所示．圖8表明表面波波長隨壓差增大而減?。畨翰钶^小時，液體動能小，破碎力難以克服液體的表面張力，波長有一定的增長空間，在較小壓差下，表面波波長較長[18]．隨壓差逐步增大，氣體動能逐步增大，當(dāng)超越表面張力能時，波長生長空間逐步縮減，導(dǎo)致對應(yīng)最大增長率的波長變短．另外，壓差增大可增大氣/液間相對速度，使得波長變短，加速液膜撕碎成液滴．壓差從0.1MPa增加到0.4MPa時，4種燃油的表面波波長減幅較大，K100E0、K90E10、K80E20和K70E30依次減小了2.58mm、2.46mm、2.33mm和2.22mm；壓差從0.4MPa增加到1.0MPa時，波長減幅較小，4種燃油波長依次減小了0.55mm、0.54mm、0.46mm和0.44mm．因為壓差從0.4MPa增加到1.0MPa時，軸向速度增大，液體和空氣之間相互作用力增強，液體表面波較易破碎．圖8還表明燃油表面波隨乙醇體積分數(shù)增大而變?。绠?dāng)壓差為0.1MPa，上述４種燃油的表面波波長依次為：3.51mm、3.37mm、3.20mm和2.97mm．乙醇體積分數(shù)增大，燃油黏性降低導(dǎo)致燃油在霧化過程中所保持的最小表面積變小，從而縮小了表面波成長空間，這與壓差增大導(dǎo)致表面波波長減小原因相同．另外，混合燃油的表面張力隨乙醇體積分數(shù)增大輕微減小，會導(dǎo)致氣動能較易超越表面張力能，從而引起液膜破碎.

圖7?長波和短波波長的測量示意

圖8?燃油表面波波長隨壓差變化

3.2?液膜破碎處表面波理論值與實驗值對比

圖9?長波和短波波長理論值與實驗值之間對比

4?結(jié)?論

本文采取數(shù)值模擬和經(jīng)驗公式相結(jié)合的方法，主要分析了乙醇體積分數(shù)對噴嘴出口處混合燃油液膜厚度和液膜破碎處的表面波波長霧化特性的影響．模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)當(dāng)航空煤油體積分數(shù)＝40%時，得到的液膜厚度與經(jīng)驗值差距最小，認為＝40%為該離心噴嘴內(nèi)部流場中氣液界面的分割點．以此液相體積分數(shù)為分割點，經(jīng)計算發(fā)現(xiàn)液膜厚度隨壓差和乙醇體積分數(shù)增大而減小，當(dāng)壓差從0.1MPa增加到0.4MPa時，液膜厚度變化較大，當(dāng)壓差從0.4MPa增加到1.0MPa時，液膜厚度變化較?。鶕?jù)圓孔射流模型，理論計算得到了航空煤油以及航空煤油/乙醇混合燃油旋轉(zhuǎn)錐形液膜破碎處的表面波波長，發(fā)現(xiàn)在長波模式下，4種混合燃油K100E0、K90E10、K80E20和K70E30實驗值與理論值平均相差均4.7%；在短波模式下，4種燃油波長實驗值和理論值平均相差均7.8%．結(jié)果表明圓孔射流模型可以預(yù)測航空煤油/乙醇液膜破碎處的波長．

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Study on Surface Wavelength of Swirling Conical Liquid Sheets for Kerosene/ethanol Blended Fuel

Zhang Tao1, 2，Wang Nan1，Li Rundong1，Li Weizhong2

(1. School of Energy and Environment，Shenyang Aerospace University，Shenyang 110136，China；2. Key Laboratory of Ocean Energy Utilization and Energy Conservation of Ministry of Education，Dalian University of Technology，Dalian 116023，China)

At present, there are a lot of studies on the atomization characteristics of swirling conical sheets of kerosene. However, the atomization characteristics of kerosene/ethanol blended fuel are seldom studied. Under this background, the effects of ethanol volume fraction on the liquid film thickness of kerosene/ethanol blended fuel at the nozzle tip and the surface wavelength after primary breakup were studied in this paper. Based on a novel method which combines numerical simulations and empirical formulas, the liquid film thickness of kerosene/ethanol blended fuel at the nozzle tip was obtained. When the pressure drop was between 0.1 and 1.0 MPa and the ethanol volume fraction was in the range of 0—30%, the liquid film thickness decreased with the growing ethanol volume fraction and pressure drop. Then, the liquid film thickness at the nozzle tip was taken as a characteristic length, and the experimental values of surface wavelength after primary breakup were processed using the dimensionless method, which were further compared with the theoretical values obtained by a circular hole jet model under the conditions of long and short wave regimes. The average differences between the experimental and theoretical values were 4.7% and 7.8%, respectively, showing that the circular hole jet model can predict the surface wavelength of kerosene/ethanol blended fuel.

kerosene/ethanol；swirling conical liquid sheet；liquid film of nozzle tip；surface wave

TK11

A

1006-8740(2022)02-0163-07

10.11715/rskxjs.R202202016

2021-04-28．

海洋能源利用與節(jié)能教育部重點實驗室(大連理工大學(xué))開放基金資助項目(LOEC-202006)；遼寧省教育廳基礎(chǔ)研究資助項目(JYT2020041).

張?濤（1987—??），男，博士，講師．

張?濤，zhangtao@sau.edu.cn．

(責(zé)任編輯：武立有)