微型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)噴油環(huán)優(yōu)化設(shè)計(jì)

譚錕，王云，張飛，張洋洋，李俊杰

(南昌航空大學(xué) 飛行器工程學(xué)院，南昌 330063)

0 引 言

噴油環(huán)是微型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)的重要組成部分，噴油環(huán)包括噴油環(huán)體及噴油針兩部分，其中噴油針噴油量的均勻性決定了燃燒室溫度場(chǎng)的均勻性。國(guó)外較多研究大型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)噴油環(huán)及單個(gè)噴嘴等核心部件，或研究燃油速度變化[1-3]，目前國(guó)內(nèi)主要是針對(duì)大型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)噴油環(huán)及噴嘴動(dòng)態(tài)特性及其內(nèi)氣液兩相流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬研究[4]，而對(duì)微渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)噴油環(huán)流量分布及均勻特性相關(guān)的研究較少。

本文采用數(shù)值模擬的方法對(duì)微渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)噴油環(huán)噴油針出口流量特性進(jìn)行分析改進(jìn)。首先建立噴油環(huán)內(nèi)部流場(chǎng)數(shù)學(xué)模型并劃分網(wǎng)格，根據(jù)所研究噴油環(huán)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和實(shí)際測(cè)試數(shù)據(jù)確定合理的邊界條件，應(yīng)用CFX軟件通過數(shù)值模擬的方法對(duì)噴油環(huán)內(nèi)部流場(chǎng)分布、噴油針出口流量及速度特性進(jìn)行初步數(shù)值模擬計(jì)算，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，分析原因并給出相應(yīng)解決方案，以期為研究噴油環(huán)內(nèi)部流場(chǎng)并做出分析奠定基礎(chǔ)。

1 微渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)噴油環(huán)結(jié)構(gòu)

某微渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)噴油環(huán)如圖1所示，噴油環(huán)由進(jìn)油管和分布在環(huán)體上的16根噴油針組合而成。通過測(cè)繪可得噴油環(huán)具體數(shù)據(jù)如下：進(jìn)油管外徑3.2 mm，壁厚0.1 mm；環(huán)體管外徑5 mm，壁厚0.5 mm；噴油針管外徑1 mm，壁厚0.1 mm。

圖1 微渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)噴油環(huán)Fig.1 Micro-turbojet fuel injection ring

燃油從噴油針出口高速噴出，之后在高溫蒸發(fā)管內(nèi)霧化，使燃油能夠在燃燒室內(nèi)充分燃燒，霧化的效果也會(huì)直接影響燃燒效率。若各噴油針出口的流量不同則進(jìn)入蒸發(fā)管內(nèi)的燃油量不均勻，最終導(dǎo)致燃燒室內(nèi)燃油燃燒不均勻，而未能在燃燒室內(nèi)充分燃燒的霧化燃油會(huì)流至下一級(jí)渦輪，直接造成渦輪損傷，影響渦輪的工作壽命，因此應(yīng)保證從噴油針噴入蒸發(fā)管內(nèi)的燃油流量基本相等，從而使燃燒室內(nèi)的燃油充分燃燒。而噴油針出口流量(kg/s)與噴油針在環(huán)體上分布位置及孔徑有關(guān)。

2 微渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)噴油環(huán)噴油量數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

2.1 實(shí)驗(yàn)測(cè)試

對(duì)噴油環(huán)做流量測(cè)試實(shí)驗(yàn)所需儀器：壓力計(jì)、油泵、調(diào)壓計(jì)、電源、計(jì)重器、油箱、三通管、計(jì)時(shí)器、記號(hào)筆、導(dǎo)線若干、內(nèi)徑4 mm和1 mm橡膠管若干；500 ml容器若干。組裝好所有實(shí)驗(yàn)設(shè)備及儀器(如圖2所示)，通電等待測(cè)試實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)原理：接通電源啟動(dòng)油泵時(shí)開始計(jì)時(shí)，將油泵快速調(diào)至設(shè)定值，油泵將油箱內(nèi)的航空煤油高壓壓出；一路流到壓力計(jì)，監(jiān)測(cè)壓力情況；另一路流到噴油環(huán)進(jìn)油管再到環(huán)體，從環(huán)體上均勻分布的噴油針高速流出，經(jīng)延長(zhǎng)橡膠管流入容器內(nèi)，試驗(yàn)結(jié)束，記錄時(shí)間，并用計(jì)重器稱重各容器內(nèi)的燃油質(zhì)量，對(duì)比各容器內(nèi)的質(zhì)量流量。

圖2 噴油環(huán)流量測(cè)試實(shí)驗(yàn)Fig.2 Fuel injection flow test

通過多次噴油環(huán)流量測(cè)試實(shí)驗(yàn)分析對(duì)比，最終取一組實(shí)驗(yàn)結(jié)果。設(shè)定入口總壓為3.3 bar，作為實(shí)驗(yàn)壓力；為了使實(shí)驗(yàn)結(jié)果更為準(zhǔn)確，時(shí)間設(shè)定為3 min；待試驗(yàn)結(jié)束稱重各容器內(nèi)航空煤油質(zhì)量，可得各噴油針單位時(shí)間內(nèi)質(zhì)量流量(如表1所示)，總出口流量為0.024 22 kg/s，換算成體積還可計(jì)算出各噴油針出口速度。

表1 各噴油針出口質(zhì)量流量Table 1 The injector outlet mass flow

2.2 數(shù)值模擬計(jì)算分析

2.2.1 物理模型及數(shù)學(xué)模型的建立

建立物理模型(如圖3所示)；燃油在管道內(nèi)高速流動(dòng)過程中情況比較復(fù)雜，模型按照三維流動(dòng)來分析；考慮到燃油粘度變化、可壓縮性以及燃油和噴油環(huán)壁面間的摩擦，在數(shù)值模擬計(jì)算過程中需要運(yùn)用CFX軟件求解質(zhì)量和動(dòng)量守恒方程。對(duì)于流動(dòng)是湍流時(shí)，需要添加k-Epsilon運(yùn)輸方程。

圖3 噴油環(huán)結(jié)構(gòu)模型Fig.3 Fuel injection ring structure model

2.2.2 CFX計(jì)算網(wǎng)格的劃分及邊界條件設(shè)定

噴油環(huán)內(nèi)部流道網(wǎng)格局部模型如圖4所示，通過對(duì)比分析可以得出：噴油針流道的幾何尺寸相對(duì)于整個(gè)噴油環(huán)環(huán)體和進(jìn)油管流道具有尺寸小且復(fù)雜存在一定彎度?？紤]到燃油在噴油針流道內(nèi)可能會(huì)存在劇烈的湍流和旋流運(yùn)動(dòng)情況，對(duì)噴油環(huán)環(huán)體和噴油針流道需要不同精度網(wǎng)格劃分可以提高精算結(jié)果的精度。噴油環(huán)流道采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格數(shù)量大約150萬，其四面體網(wǎng)格占95%以上；在環(huán)體至噴油針段流道截面積驟然減小造成壓力急劇變化，對(duì)此情況需要對(duì)網(wǎng)格做進(jìn)一步的細(xì)分，使網(wǎng)格的尺寸足夠小，從而保證計(jì)算結(jié)果的精確。

圖4 噴油環(huán)局部網(wǎng)格模型Fig.4 Injector ring partial grid model

在CFX預(yù)處理中，對(duì)噴油環(huán)模型設(shè)定邊界條件，設(shè)定進(jìn)油管的入口截面為Inlet，各噴油針出口截面為Outlet并分別定義，其余面均設(shè)為Wall。材料定義欄中，給定燃油摩爾質(zhì)量為220 kg/kmol，密度為770 kg/m3，工作介質(zhì)(航空煤油)動(dòng)力粘度μ=2.21。

2.2.3 數(shù)值模擬分析結(jié)果

等徑排布噴油環(huán)速度流線圖如圖5所示，可以看出：距離進(jìn)油管越遠(yuǎn)的噴油針出口速度流線密集度越低，反之越高。在數(shù)值模擬過程中發(fā)現(xiàn)：燃油在流動(dòng)過程中存在劇烈的湍流和漩流。

圖5 等徑排布噴油環(huán)速度流線圖Fig.5 Isometric distribution of injection ring velocity flow chart

等徑排布噴油環(huán)壓力圖如圖6所示，從進(jìn)油口至環(huán)體最后到噴油針存在明顯的壓力損失，這是由于流體轉(zhuǎn)彎太急，壓力損失較大，容易在拐角處形成低壓區(qū)；通過數(shù)值模擬計(jì)算發(fā)現(xiàn)各噴油針出口流量不一致。

圖6 等徑排布噴油環(huán)壓力圖Fig.6 Equal arrangement of spray ring spray pressure map

通過CFX數(shù)值模擬，當(dāng)各噴油針出口流量趨于穩(wěn)定不再發(fā)生變化時(shí)，計(jì)算單位時(shí)間各噴油針出口流量，如表2所示。

表2 各噴油針出口質(zhì)量流量Table 2 The injector outlet mass flow

從表2可以看出：距離進(jìn)油管最近的1、2、15和16號(hào)噴油針出口流量基本相等；離進(jìn)油管最遠(yuǎn)的7、8、9、10號(hào)噴油針出口流量減少非常明顯；總出口流量為0.024 178 4 kg/s。對(duì)比分析可知，噴油針距出口流量與距離進(jìn)油管的遠(yuǎn)近及孔徑有關(guān)。

2.3 分析結(jié)果對(duì)比

通過數(shù)值模擬的方法分析噴油環(huán)與實(shí)驗(yàn)出口流量結(jié)果對(duì)比(如表1和表2所示)，可以看出：數(shù)值模擬得到的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果非常接近，由于誤差很小，說明該方案切實(shí)可行。

3 優(yōu)化設(shè)計(jì)

為了進(jìn)一步提高改善燃燒室燃燒性能，有必要對(duì)噴油環(huán)噴油結(jié)構(gòu)裝置進(jìn)行優(yōu)化改進(jìn)，具體方案有兩種：一種是采用噴油針不等距分布，以改善沿噴油環(huán)環(huán)向空間的噴油均勻性，但該方法會(huì)導(dǎo)致后面燃油蒸發(fā)管的不均勻布置帶來的結(jié)構(gòu)問題；一種是采用不等徑噴油針方案，通過調(diào)整噴油針噴口孔徑來保持各個(gè)位置的噴油量盡量均勻。第二種方案對(duì)原有結(jié)構(gòu)沒有影響，簡(jiǎn)單可行。

噴油針管徑改進(jìn)前后方案的尺寸如圖7所示。

圖7 噴油針管徑改進(jìn)后前尺寸Fig.7 Injection needle diameter improved after the former size

通過數(shù)值模擬分析距離進(jìn)油管最近的噴油針(1號(hào))和最遠(yuǎn)的噴油針(7號(hào))可知：1號(hào)噴油針與環(huán)體的連接處附近的旋流、湍流較7號(hào)噴油針相更為劇烈一些，如圖8和圖9所示。進(jìn)油管至噴油環(huán)環(huán)體部分及環(huán)體至噴油針壓降都十分明顯(如圖10所示)，這是由于管道截面積急劇減小而造成的。

(a) 1號(hào)

(b) 7號(hào)圖8 不等徑噴油針距1號(hào)和7號(hào)噴油針與環(huán)體連接處附近旋流情況圖Fig.8 Unequal diameter injection needle from the 1st and 7st injection needle and the ring near the junction of the cyclone situation

(a) 1號(hào)

(b) 7號(hào)圖9 不等徑噴油針距1號(hào)和7號(hào)噴油針與環(huán)體連接處附近湍流情況圖Fig.9 Unequal diameter injection needle from the 1st and 7st injection needle and the ring near the junction of the turbulent situation

圖10 不等徑噴油針部分壓力圖Fig.10 Particle pressure map of unequaldiameter injection needle

在數(shù)值模擬中，當(dāng)各噴油針流量趨于穩(wěn)定后對(duì)各噴油針出口流量進(jìn)行計(jì)算(如表3所示)，可以看出：在改進(jìn)后不等徑噴油針方案中距離最遠(yuǎn)的7～10號(hào)噴油針出口流量得到較好的改善；1～3、14～16號(hào)噴油針未改變管徑，所以流量變化不大；4～6、11～13號(hào)噴油針其質(zhì)量流量也大致趨近于17.0 g；總出口流量為0.027 350 25 kg/s。

表3 各噴油針出口質(zhì)量流量Table 3 The injector outlet mass flow

出口質(zhì)量流量效果對(duì)比如圖11所示，綜合考慮通過采用不等徑噴油針方案，可較好地控制各噴油針的出口質(zhì)量流量，且使各噴油針出口質(zhì)量流量差值最小，以保證各噴油針出口質(zhì)量流量均勻。

圖11 出口質(zhì)量流量效果對(duì)比Fig.11 Comparison of export mass flow effect

通過數(shù)值模擬一定時(shí)間后，當(dāng)各噴油針出口流量趨于穩(wěn)定且不再發(fā)生劇烈變化，根據(jù)各噴油針出口質(zhì)量流量來計(jì)算各噴油針出口平均速度。改進(jìn)前后噴油針出口速度對(duì)比如圖12所示。

圖12 改進(jìn)前后噴油針出口速度對(duì)比Fig.12 Comparison of improvement before and after the injection needle outlet speed

從圖12可以看出：改進(jìn)前各噴油針出口速度為13.0～18.0 m/s，計(jì)算其速度方差并記為D(X1)=2.294 740；改進(jìn)后各噴油針出口速度為15.5～18.0 m/s，計(jì)算其速度方差并記為D(X2)=0.748 507；改進(jìn)前后各噴油針出口速度方差D(X2)遠(yuǎn)小于D(X1)，表明不等徑噴油針結(jié)構(gòu)方案取得的效果更好。

4 結(jié) 論

(1) 各等徑排布噴油針單位時(shí)間內(nèi)出口質(zhì)量流量不均勻，距離進(jìn)油管越遠(yuǎn)的噴油針出口流量越小，反之越大；從進(jìn)油口至環(huán)體和噴油針的壓力損失十分明顯，其原因是由于管道截面積急劇減小。

(2) 數(shù)值模擬出的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果非常接近；基于該模擬方法，提出不等徑噴油針結(jié)構(gòu)方案，以改進(jìn)之前存在的噴油環(huán)噴油量不均勻的問題；通過數(shù)值模擬分析對(duì)比發(fā)現(xiàn)，不等徑噴油針結(jié)構(gòu)方案可以較好地改善各噴油針出油量不均勻問題，通過調(diào)整噴油針口徑來使得各噴油針質(zhì)量流量趨于均勻。

(3) 數(shù)值模擬結(jié)果的兩組出口速度方差D(X1)=2.294 740、D(X2)=0.748 507，可以看出不等徑噴油針結(jié)構(gòu)方案的方差最小，表明通過調(diào)整噴油針口徑，還可以較好地保證各噴油針燃油噴出的速度，從而保證進(jìn)入蒸發(fā)管內(nèi)的燃油速度都較為均勻。