白青松， 吳 陽(yáng)， 侯 力

(四川大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，成都 610065)

航空發(fā)動(dòng)機(jī)作為飛機(jī)的“心臟”，是飛機(jī)安全航行的重要保障，更是一個(gè)國(guó)家科技、工業(yè)以及國(guó)防實(shí)力的重要體現(xiàn)[1-2].而燃油噴嘴作為航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的核心零部件之一，其燃油霧化質(zhì)量直接決定著航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的燃燒效率以及燃燒穩(wěn)定性[3].因此，研究燃油噴嘴的霧化特性對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的設(shè)計(jì)具有重要的指導(dǎo)意義.

離心式燃油噴嘴由于結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、霧化能耗小、運(yùn)行可靠等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室[4].近年來(lái)隨著計(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics，CFD)的發(fā)展，尤其是兩相界面捕捉算法的提出，離心式燃油噴嘴霧化特性的研究日漸深入.目前，界面捕捉算法主要有體積分?jǐn)?shù)法[5](Volume of Fluid，VOF)、任意拉格朗日-歐拉法[6](Arbitrary Lagrangian Eulerian，ALE)、水平集法[7](Level Set，LS)等，其中VOF方法在噴嘴霧化特性的研究中應(yīng)用最廣.Vishnu等[8]基于VOF模型，采用大渦模擬(Large Eddy Simulation，LES)算法，系統(tǒng)地研究了開(kāi)式旋流噴嘴內(nèi)部液體的表面波運(yùn)動(dòng)以及液膜特性.Ashraf[9]利用VOF方法對(duì)離心式噴嘴的內(nèi)部流動(dòng)進(jìn)行計(jì)算，得到了噴嘴的霧化錐角、液膜厚度、流量系數(shù).國(guó)內(nèi)學(xué)者王振國(guó)等[10]以氣液同軸離心式燃油噴嘴為研究對(duì)象，率先采用CFD方法模擬了噴嘴的冷態(tài)霧場(chǎng).周立新等[11]采用此方法模擬出了離心式噴嘴內(nèi)部液膜與氣渦共存的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)以及氣液交界面的幾何形狀.劉娟等[12]采用VOF方法分析了噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)霧化特性的影響規(guī)律.潘華辰等[13]對(duì)離心式噴嘴的結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，將頂部旋流槽改為具有傾角的切向槽，研究切向槽位置和傾斜角對(duì)噴嘴霧化效果的影響.

本文以某航空燃油噴嘴為研究對(duì)象，基于Fluent平臺(tái)，采用VOF兩相界面捕捉算法分析其內(nèi)部流動(dòng)及霧化特性，揭示內(nèi)部燃油壓力損失的區(qū)域及液膜破碎機(jī)理，對(duì)結(jié)構(gòu)形式進(jìn)行改進(jìn)；并建立正交試驗(yàn)，考慮多個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)噴嘴霧化特性的影響規(guī)律，對(duì)其結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，確定最優(yōu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)組合，從而提高噴嘴的霧化性能.

1 數(shù)值計(jì)算方法

1.1 研究對(duì)象

以某航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃油噴嘴為研究對(duì)象，該噴嘴是一種結(jié)構(gòu)尺寸較小、內(nèi)部流道復(fù)雜的離心式噴嘴.主要由噴口、旋流器、螺紋罩、油濾、噴嘴殼體、彈簧及彈簧支座組成，其剖視圖如圖1所示.其中，旋流器與噴嘴噴口是影響噴嘴霧化性能最重要的兩個(gè)元件.燃油經(jīng)油濾過(guò)濾后進(jìn)入彈簧支座腔內(nèi)，在彈簧的作用下，彈簧支座壓縮旋流器，使旋流器與噴口緊貼，燃油只能經(jīng)過(guò)旋流槽進(jìn)入收縮室，在收縮室內(nèi)形成旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，產(chǎn)生離心力，從而克服液體的表面張力，在噴口處發(fā)生一次霧化；隨著霧化進(jìn)程，初次霧化產(chǎn)生的液滴在外界空氣擾動(dòng)力的作用下繼續(xù)發(fā)生破碎產(chǎn)生大量離散型微小液滴，完成二次霧化，從而形成噴霧.

圖1 燃油噴嘴結(jié)構(gòu)剖視圖Fig.1 Sectional view of fuel nozzle structure

1.2 控制方程

噴嘴霧化過(guò)程是一個(gè)極其復(fù)雜的兩相流動(dòng)問(wèn)題，在此過(guò)程中氣液界面會(huì)發(fā)生明顯的變形， VOF模型作為一種在固定的歐拉網(wǎng)格下的界面追蹤模型，被廣泛應(yīng)用于兩相界面流動(dòng)問(wèn)題的數(shù)值計(jì)算中.

在VOF方法中，流體共享一個(gè)動(dòng)量方程，并且在整個(gè)域內(nèi)跟蹤每個(gè)計(jì)算單元中每種流體相的體積分?jǐn)?shù)，從而構(gòu)建和追蹤相界面.體積分?jǐn)?shù)函數(shù)[14]為

(1)

式中：Vc為計(jì)算單元的體積；Vi為單元中第i相的體積；φi=0時(shí)，表示計(jì)算單元中全是氣體；φi=1時(shí)，表示計(jì)算單元中全是液體；φi=0～1時(shí)，表示計(jì)算單元處于氣液交界面.

體積分?jǐn)?shù)的連續(xù)性方程：

(2)

(3)

庫(kù)朗數(shù)定義如下：

(4)

式中：Δt為時(shí)間步長(zhǎng)；|u|為計(jì)算單元內(nèi)流體速度矢量的模；Δx為速度方向的計(jì)算單元長(zhǎng)度.

動(dòng)量守恒方程：

(5)

式中：p為壓力；F為由表面張力產(chǎn)生的體積力；g為重力加速度；μ與ρ分別為混合相的動(dòng)力黏度與密度，且

μ=φl(shuí)μl+(1-φl(shuí))μg

(6)

ρ=φl(shuí)ρl+(1-φl(shuí))ρg

(7)

μg、ρg為氣相的黏度與密度；μl、ρl為液相的黏度與密度；φl(shuí)為液相的體積分?jǐn)?shù).

對(duì)于氣液交界面上的表面張力，采用Lubomir等[15]提出的連續(xù)表面張力(Continuum Surface Force, CSF)模型，該模型把表面張力作為一個(gè)體積力處理.對(duì)于氣液兩相流，體積力為

(8)

式中：σ為表面張力系數(shù)；κi為氣液相界面的曲率，

(9)

n為液相體積分?jǐn)?shù)的法向量.

RNGk-ε湍流模型的輸運(yùn)方程：

(10)

(11)

式中：k為湍動(dòng)能；ε為湍動(dòng)能耗散率；μeff為有效黏度；Gk為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍動(dòng)能；Gb為由浮力產(chǎn)生的湍動(dòng)能；YM為常量；αk與αε分別表示k與ε的有效普朗特?cái)?shù)倒數(shù)；Sk與Sε為用戶自定義源項(xiàng)；Rε為ε的附加項(xiàng)；C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.09.

1.3 網(wǎng)格劃分及無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

對(duì)流體域進(jìn)行簡(jiǎn)化，忽略進(jìn)油道、油濾和彈簧支座的影響，以旋流器與噴口之間的流體域?yàn)橛?jì)算域.采用ICEM CFD對(duì)計(jì)算域進(jìn)行混合網(wǎng)格劃分，如圖2(a)所示.噴嘴出口直線段以及外流場(chǎng)采用O型結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，對(duì)結(jié)構(gòu)復(fù)雜的旋流槽與旋流室采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分.如圖2(b)所示，采用“合并節(jié)點(diǎn)”的方法使結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格與非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的節(jié)點(diǎn)一一對(duì)應(yīng)，從而保證整個(gè)流體域的流通與網(wǎng)格質(zhì)量.

圖2 噴嘴流體域模型網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh generation of nozzle fluid domain model

噴嘴燃油選3號(hào)航空煤油，密度為780 kg/m3；運(yùn)動(dòng)黏度為1.25 mm2/s；比熱容為 2 100 J/(kg·℃)；表面張力系數(shù)為 0.026 3 N/m.噴嘴入口設(shè)置為壓力入口邊界，壓力值取0.3 MPa，壁面為無(wú)滑移壁面邊界，出口設(shè)置為壓力出口邊界，壓力值取0 MPa.將燃油設(shè)為主相，空氣設(shè)為副相，初始條件下入口處的燃油體積分?jǐn)?shù)設(shè)為1.

為確定合適的網(wǎng)格數(shù)量，保證其網(wǎng)格無(wú)關(guān)性.在相同工況下，比較了兩種不同網(wǎng)格數(shù)量的計(jì)算結(jié)果，如表1所示.表中：θ為霧化錐角；qm為質(zhì)量流量.兩種網(wǎng)格模型的計(jì)算結(jié)果差異均在1%以內(nèi)，為節(jié)約計(jì)算資源，后續(xù)研究采用97萬(wàn)網(wǎng)格模型.

表1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Tab.1 Verification of mesh independence

1.4 數(shù)值算法驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值算法的合理性，將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，流量系數(shù)[16]定義為

(12)

式中：A′為出口截面積；p1、p2分別為進(jìn)、出口壓力.

實(shí)驗(yàn)中的流量系數(shù)可以通過(guò)獲取流量計(jì)與壓力表上讀數(shù)，代入式(12)計(jì)算得到.計(jì)算Cd可得實(shí)驗(yàn)值 0.102 1，數(shù)值計(jì)算值 0.108 6，結(jié)果基本吻合.

圖3為數(shù)值計(jì)算的外霧場(chǎng)燃油體積分布與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比圖，由圖可知數(shù)值計(jì)算的燃油分布情況與實(shí)驗(yàn)觀測(cè)的流型輪廓相似.圖4給出了不同壓力下霧化錐角的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值，由圖可以看出霧化錐角的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值具有相同的變化趨勢(shì)，即霧化錐角隨著壓力增加先增大后減小，在1.5 MPa時(shí)達(dá)到最大值75° 左右，隨后壓力繼續(xù)增大，霧化錐角有細(xì)微的變小趨勢(shì)，這是由于壓力過(guò)大，軸向速度變大，切向速度減小，對(duì)霧化錐角的影響程度較小.且計(jì)算值較大，其原因是計(jì)算模型忽略了進(jìn)油道、油濾和彈簧支座的影響，減小了壓力損失.

圖3 CFD計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.3 Comparison of CFD with experimental result

圖4 霧化錐角計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值Fig.4 CFD and experimental values of spray angle

通過(guò)上述對(duì)比，表明本文的數(shù)值模擬方法能夠合理地計(jì)算噴嘴霧化過(guò)程中的兩相流場(chǎng)，論證了數(shù)值算法的合理性.

2 內(nèi)部流動(dòng)及霧化特性分析

圖5為噴嘴在不同時(shí)刻的燃油分布圖，反映了燃油的內(nèi)部流動(dòng)以及液膜破碎過(guò)程.由圖可知，燃油在壓力的作用下經(jīng)過(guò)旋流槽進(jìn)入到旋流室內(nèi)，由于旋流室屬于漸縮式結(jié)構(gòu)，增加了燃油的旋轉(zhuǎn)速度，使噴嘴內(nèi)部軸心處形成負(fù)壓區(qū)，外部空氣在大氣壓的作用下進(jìn)入噴嘴內(nèi)部形成空氣錐狀液膜；然而此時(shí)燃油與空氣的混合還不夠充分，形成的空心錐的角度較小且處于不斷發(fā)展的狀態(tài).當(dāng)燃油從噴口高速噴出進(jìn)入外部流場(chǎng)后，氣液間的速度差形成液體的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，液體在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中受到空氣擾動(dòng)力的影響，促使液體發(fā)生破碎，形成液線狀、液帶狀以及液環(huán)狀液滴，完成一次霧化過(guò)程.此外，在噴嘴出口處氣液交界面上產(chǎn)生的大小不對(duì)稱渦對(duì)液膜造成非常強(qiáng)烈的擾動(dòng)，從而加速燃油的一次霧化[17].隨后在空氣擾動(dòng)力和液體表面張力的共同作用下發(fā)生二次霧化，環(huán)狀液滴和液膜碎片繼續(xù)破碎形成更小的液滴，此時(shí)表面張力占主導(dǎo)地位，使液滴保持近球形，從而完成整個(gè)霧化過(guò)程.

圖5 液膜破碎過(guò)程中不同時(shí)刻的燃油分布Fig.5 Fuel distribution at different times in the process of liquid film breaking

圖6表示軸向截面與出口面的速度(vm)分布云圖.由圖6(a)所示，噴嘴內(nèi)部流場(chǎng)的速度大小分布的對(duì)稱性較好.縱觀整個(gè)流場(chǎng)的速度分布，噴嘴直線段是速度分布最大的區(qū)域， 其最大速度達(dá)到19 m/s，主要是由于旋流室的幾何結(jié)構(gòu)所致， 在噴嘴直線段的地方產(chǎn)生了速度突變.同時(shí)外流場(chǎng)速度分布的非對(duì)稱性被放大，主要是由于外部空氣的不穩(wěn)定性所致.噴嘴出口的速度分布如圖6(b)所示，從噴嘴出口的中心到出口的邊緣速度先逐漸增大后減小，靠近壁面邊界處的速度梯度變化較大，這主要是由于壁面黏性的影響使速度梯度突變.

圖6 不同截面速度分布云圖Fig.6 Nephogram of velocity distribution in different sections

噴嘴出口的速度如圖7所示，圖中d為噴嘴出口的徑向位置.與旋流室區(qū)域的速度分布情況不同，噴嘴出口的切向速度很小，而占主導(dǎo)地位的是軸向速度與徑向速度.這是由于最大切向速度出現(xiàn)在旋流室內(nèi)，旋流室內(nèi)部燃油的湍流強(qiáng)度較高，沿著軸向方向切向速度逐漸減小，在外流場(chǎng)區(qū)域逐漸趨近于0，經(jīng)過(guò)噴嘴直線段切向速度逐漸轉(zhuǎn)換為軸向速度與徑向速度.

圖7 噴嘴出口面中心線速度分布圖Fig.7 Central line velocity distribution of nozzle outlet surface

圖8為改進(jìn)前后噴嘴內(nèi)部流道結(jié)構(gòu).通過(guò)旋流槽的局部流線圖8(a)可知，在旋流槽上的流線出現(xiàn)了兩個(gè)較大的漩渦，這兩個(gè)漩渦會(huì)對(duì)燃油的流動(dòng)方向產(chǎn)生阻礙，使噴嘴內(nèi)部流場(chǎng)產(chǎn)生較大的壓力梯度，影響噴嘴的霧化特性.分析發(fā)現(xiàn)，是由于入口區(qū)域與旋流槽之間的流體域不連續(xù)所導(dǎo)致，故將噴嘴的入口區(qū)域面積增大，將旋流槽沿著傾斜角度向入口區(qū)域延伸，從而消除旋流槽延伸方向上缺少的區(qū)域，改進(jìn)后的流道結(jié)構(gòu)如圖8(b)所示.由流線圖8(c)所示，改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)在旋流槽上的漩渦消失，整個(gè)燃油內(nèi)部的流動(dòng)更順暢，從而很大程度地降低了噴嘴內(nèi)部燃油的能量損失，為下文研究結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化奠定了基礎(chǔ).

圖8 改進(jìn)前后噴嘴內(nèi)部流道結(jié)構(gòu)對(duì)比Fig.8 Comparison of internal flow passage structure of nozzle before and after improvement

3 結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)

衡量燃油噴嘴的霧化特性通常以油膜厚度(δ)、霧化錐角(θ)以及索特爾平均直徑(SMD)為評(píng)價(jià)指標(biāo).其中以SMD最為關(guān)鍵，若SMD越小、δ越小、θ越大，則表示霧化效果越好.Lefebrvre等[18-19]通過(guò)理論研究與實(shí)驗(yàn)分析得到SMD與δ、θ的半經(jīng)驗(yàn)公式：

(13)

式中：ΔP為進(jìn)出口壓差.

Dδ θ(δ,θ)=a(δcos 0.5θ)0.25+

b(δcos 0.5θ)0.75

(14)

式中：a、b均為等效常數(shù)；將數(shù)值計(jì)算的δ與θ代入到式(14)中可得到SMD.

3.1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

正交試驗(yàn)是研究多因素多水平的一種高效試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法[20].為研究噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)霧化特性的影響規(guī)律，找出最優(yōu)的參數(shù)組合，使得評(píng)價(jià)指標(biāo)最好.結(jié)合噴嘴的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，選取出口擴(kuò)張角(A)、直線段長(zhǎng)度(B)、旋流槽升角(C)、旋流槽個(gè)數(shù)(D) 4個(gè)因素，每個(gè)因素選取3個(gè)水平，構(gòu)建出4因素3水平的正交試驗(yàn)，如表2所示.

對(duì)表2進(jìn)行正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，參考4因素3水平正交試驗(yàn)表L9(34)，對(duì)9組不同結(jié)構(gòu)參數(shù)組合的噴嘴進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如表3所示.

表2 影響因素和各因素水平Tab.2 Influencing factors and their levels

表3 正交試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Orthogonal test results

3.2 極差分析

采用極差分析方法對(duì)9組正交試驗(yàn)的計(jì)算數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，表4～6分別表示δ、θ、SMD這3個(gè)評(píng)價(jià)指標(biāo)的分析結(jié)果.表中：Kij代表評(píng)價(jià)指標(biāo)為i(i=1，2，3；分別指代δ，θ，SMD)時(shí)，j(j=1，2，3，4)水平試驗(yàn)結(jié)果的平均值；Ri代表指標(biāo)i的極差值.極差值反映了各因素對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的敏感性，極差值越大則表示影響程度越大.比較極差大?。簩?duì)于油膜厚度而言，D>C>A>B，代表旋流槽個(gè)數(shù)對(duì)油膜厚度的影響程度最大，旋流槽升角次之，再者就是出口擴(kuò)張角，直線段長(zhǎng)度的影響最?。挥湍ず穸仍叫t霧化效果越好，可以得到油膜厚度的最優(yōu)參數(shù)水平為A3B3C2D1.對(duì)于霧化錐角而言，A>D>C>B，代表霧化錐角對(duì)出口擴(kuò)張角最敏感，對(duì)旋流槽個(gè)數(shù)的敏感性要大于旋流槽升角，影響最小的是直線段長(zhǎng)度；霧化錐角越大霧化性能越好，可得到霧化錐角的最優(yōu)參數(shù)水平為A3B3C1D3.對(duì)于SMD而言，D>C>B>A，表示SMD受旋流槽個(gè)數(shù)的影響最大，旋流槽升角影響程度次之，直線段長(zhǎng)度與出口擴(kuò)張角對(duì)SMD的影響程度相差不大且較?。籗MD越小霧化指標(biāo)越好，得到SMD的最優(yōu)參數(shù)水平為A3B3C2D1.

表4 油膜厚度極差分析Tab.4 Analysis of oil film thickness range

表5 霧化錐角極差分析Tab.5 Analysis of spary angle range

表6 SMD極差分析Tab.6 Analysis of SMD range

圖9為各指標(biāo)的正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)效應(yīng)曲線圖，反映結(jié)構(gòu)參數(shù)因素對(duì)霧化特性指標(biāo)的影響規(guī)律.如圖9(a)所示，隨著旋流槽個(gè)數(shù)的增多，出口油膜厚度的增加程度變大；油膜厚度隨著旋流槽升角增大呈現(xiàn)出先減小再增大的趨勢(shì)；增大出口擴(kuò)張角或減小直線段長(zhǎng)度均有助于出口油膜厚度的減小.由圖9(b)所示，出口擴(kuò)張角、旋流槽個(gè)數(shù)與霧化錐角呈正相關(guān)，且影響程度較大；霧化錐角隨著直線段長(zhǎng)度、旋流槽升角的增加而減小.由圖9(c)所示，旋流槽個(gè)數(shù)與旋流槽升角對(duì)優(yōu)化目標(biāo)SMD的影響程度較大，SMD隨著旋流槽個(gè)數(shù)的增加而驟增，隨著旋流槽升角的增加，SMD先減小后變大.增加出口擴(kuò)張角或減小直線段長(zhǎng)度，SMD呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì)；但兩者對(duì)SMD的變化趨勢(shì)影響較小，與極差分析結(jié)果一致.分析發(fā)現(xiàn)油膜厚度的變化規(guī)律和SMD類似，表明出口油膜厚度直接影響著SMD的大小.

圖9 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)效應(yīng)曲線圖Fig.9 Effect curve of orthogonal experimental design

3.3 結(jié)果優(yōu)化

綜上所述，3個(gè)指標(biāo)的最優(yōu)參數(shù)組合分別為：A3B3C2D1、A3B3C1D3、A3B3C2D1.擴(kuò)張角與直線段長(zhǎng)度對(duì)3個(gè)指標(biāo)有相同的水平數(shù)A3B3；旋流槽個(gè)數(shù)與升角對(duì)1、3兩個(gè)指標(biāo)有相同的水平數(shù)C2D1，對(duì)2指標(biāo)的水平數(shù)為C1D3，綜合考慮各指標(biāo)的權(quán)重，確定最優(yōu)的參數(shù)組合為A3B3C2D1.即擴(kuò)張角為60°、直線段長(zhǎng)度為0.25 mm、旋流槽升角為45°、旋流槽個(gè)數(shù)為2時(shí)，噴嘴的霧化特性最好.優(yōu)化前后霧化特性云圖如圖10所示.優(yōu)化前后結(jié)果對(duì)比如表7所示.由表7可知，油膜厚度由87 μm降到49 μm，降低了43.68%；霧化錐角從65.92°增加到68.36°，增加了3.70%；SMD從33.306 μm降到了28.379 μm，降低了14.79%，提高了噴嘴的霧化性能.

圖10 優(yōu)化前后霧化特性對(duì)比Fig.10 Comparison of atomization characteristics before and after optimization

表7 優(yōu)化前后結(jié)果對(duì)比表Tab.7 Comparison of results before and after optimization

4 結(jié)論

(1) 基于VOF方法，對(duì)噴嘴霧化特性進(jìn)行研究，獲得了噴嘴內(nèi)部燃油的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，揭示了噴嘴液膜破碎機(jī)理；發(fā)現(xiàn)在旋流槽上出現(xiàn)局部漩渦，影響噴嘴內(nèi)部燃油流動(dòng).通過(guò)增大入口面積，將旋流槽沿著傾斜角度向入口區(qū)域延伸，從而改善流動(dòng)狀況，消除局部壓力損失.

(2) 旋流槽個(gè)數(shù)對(duì)出口油膜厚度和SMD的影響最為顯著，增加旋流槽個(gè)數(shù)，會(huì)使油膜厚度和SMD驟增；出口擴(kuò)張角是影響霧化錐角的主要因素；霧化錐角隨著擴(kuò)張角的增大而增大，存在一個(gè)最優(yōu)的旋流槽升角使霧化特性最好；直線段長(zhǎng)度對(duì)霧化特性的影響程度相對(duì)較小.

(3) 確定最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)組合為A3B3C2D1，即擴(kuò)張角為60°、直線段長(zhǎng)度為0.25 mm、旋流槽升角為45°以及旋流槽個(gè)數(shù)為2時(shí)，優(yōu)化效果最佳.優(yōu)化后的噴嘴油膜厚度降低了43.68%；霧化錐角增加了3.70%； SMD降低了14.79%，提高了噴嘴的霧化性能.