射流式氣動(dòng)霧化噴嘴霧化性能試驗(yàn)研究

姚康鴻，金 義 ，鄭 妹 ，張 凱，何小民

（1.南京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院江蘇省航空動(dòng)力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；2.中航工業(yè)南京機(jī)電液壓工程研究中心航空機(jī)電系統(tǒng)綜合航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室：南京210016）

0 引言

氣動(dòng)霧化噴嘴是廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)的1種燃油供給裝置，一般分為預(yù)膜式和射流式2類。在預(yù)膜式氣動(dòng)霧化噴嘴中，燃油以一定角度碰撞預(yù)膜板形成液膜，隨后與流場(chǎng)中的氣流相互作用破碎為小液滴；而對(duì)于射流式氣動(dòng)霧化噴嘴，沒(méi)有與預(yù)膜板碰撞形成液膜的過(guò)程，而是依靠高速氣流的氣動(dòng)力直接進(jìn)行破碎。二者均能夠在低供油壓力的條件下，通過(guò)氣液的相互作用獲得較好的霧化效果，并且由于在霧化燃油中混入了空氣，使得混合油氣在燃燒過(guò)程中燃燒得更徹底，降低了煙顆粒及污染排放物的排放量[1-2]。但預(yù)膜式氣動(dòng)霧化噴嘴與射流式氣動(dòng)霧化噴嘴相比，存在結(jié)構(gòu)復(fù)雜、霧化效果適應(yīng)性差的缺點(diǎn)，所以在某些情況下，會(huì)優(yōu)先考慮使用射流式氣動(dòng)霧化噴嘴[3-5]。

近年來(lái)，大量學(xué)者對(duì)射流式氣動(dòng)霧化噴嘴進(jìn)行研究，熱點(diǎn)主要集中于噴嘴出口段形狀結(jié)構(gòu)及氣動(dòng)參數(shù)對(duì)霧化性能的影響。Nukiyama和Tanasawa[6]是最早對(duì)氣動(dòng)霧化噴嘴進(jìn)行系統(tǒng)研究的學(xué)者，研究表明液滴平均粒徑隨氣液比增大而逐漸減??；Lozenzetto和Lefebvre[7]通過(guò)對(duì)射流式氣動(dòng)霧化噴嘴霧化性能的研究得出液體工質(zhì)物性參數(shù)、空氣速度、氣液比對(duì)霧化性能的影響；Rizk和Lefebvre[8-9]研究了氣動(dòng)參數(shù)、液體物性參數(shù)對(duì)霧化均勻程度的影響，表明增大氣體壓力、空氣速度和氣液比均能夠促進(jìn)霧化均勻，而增大液體黏性和燃油出口尺寸均會(huì)使霧化均勻性變差。

隨著非接觸激光測(cè)試技術(shù)的發(fā)展，相位激光多普勒測(cè)試儀（Phase Doppler Particle Analyzer，PDPA）最早于1993年由Harda-lupas和Whitelaw[10]應(yīng)用于測(cè)量該型氣動(dòng)霧化噴嘴的霧化粒徑（Sauter Mean Diameter,SMD）測(cè)試中，表明在氣液2相速度比小于45時(shí)，由于出口收縮段的存在，出口處氣流速度方向與液體射流成一定角度，從而進(jìn)行碰撞破碎，出口收縮段的存在對(duì)于霧化有明顯的促進(jìn)作用；而當(dāng)2相速度比大于45之后，氣液2相間的氣動(dòng)力足以滿足液滴破碎所需能量，所以收縮段的存在對(duì)霧化基本沒(méi)有影響。在此之后，Hasan[11]通過(guò)拍照的方式研究了該類型噴嘴中液體射流的未破碎長(zhǎng)度；Paul[12]研究了該類型的噴嘴其燃油出口回縮量對(duì)霧化尺寸的影響，研究表明：當(dāng)空氣速度與氣液比均較低時(shí)，回縮量對(duì)霧化有明顯影響。Sridhara[13]研究了韋伯?dāng)?shù)及動(dòng)量比對(duì)霧化性能的影響，表明韋伯?dāng)?shù)及動(dòng)量比在粒徑霧化中起到關(guān)鍵因素；Georgios[14]在近幾年基于射流式氣動(dòng)霧化噴嘴研究了韋伯?dāng)?shù)及動(dòng)量比對(duì)下游帶狀破碎距離的影響；金仁瀚、張錚等[15]研究了在加熱氣流中的直射式氣動(dòng)霧化噴嘴側(cè)向噴霧特性，表明在高溫氣流中提高噴射壓力，霧化粒徑反而減小，在高溫氣流流動(dòng)方向不同區(qū)域，氣動(dòng)霧化顆粒破碎效應(yīng)和蒸發(fā)導(dǎo)致的顆粒尺寸減小行為是相互競(jìng)爭(zhēng)關(guān)系。

本文分別分析了氣流流量及燃油流量對(duì)射流式氣動(dòng)霧化噴嘴霧化性能的影響，并探究了氣液比相同時(shí)，氣液2相相對(duì)速度對(duì)霧化性能的影響。

1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图跋到y(tǒng)

1.1 氣動(dòng)霧化噴嘴模型

帶出口擴(kuò)張段的直射式氣動(dòng)霧化噴嘴結(jié)構(gòu)如圖1所示。其結(jié)構(gòu)不同于傳統(tǒng)射流式氣動(dòng)霧化噴嘴，除了放置于噴嘴中間的直射式燃油噴嘴及環(huán)繞四周的氣流通道外，在噴嘴出口增加了帶一定角度的擴(kuò)張段通道。該噴嘴的主要工作過(guò)程為：氣流由側(cè)邊流入噴嘴，經(jīng)過(guò)均布于中間流道的4個(gè)直徑為1.2 mm的孔整流后，進(jìn)入流道截面直徑為11 mm的氣流流道，并于外通道收縮擴(kuò)張段處與噴口直徑為0.4 mm的直射式燃油噴嘴噴射出的燃油混合，依靠2相射流的碰撞及2相間氣流氣動(dòng)力及液體表面張力之間的相互作用進(jìn)行燃油破碎，最后形成霧化油氣。

圖1 射流式氣動(dòng)霧化噴嘴結(jié)構(gòu)

圖2 試驗(yàn)系統(tǒng)

1.2 試驗(yàn)系統(tǒng)

噴霧試驗(yàn)系統(tǒng)主要由供油、供氣及測(cè)試3個(gè)子系統(tǒng)組成，如圖2所示。供油系統(tǒng)主要由儲(chǔ)存燃油的油箱、2個(gè)燃油過(guò)濾器、輸油泵、穩(wěn)壓罐、輸油閥、泄壓閥以及壓力表組成。2個(gè)油濾器分別置于輸油泵前和穩(wěn)壓罐后，能過(guò)濾最小為10 um的雜質(zhì)；穩(wěn)壓罐置于輸油泵后以保證進(jìn)入噴霧試驗(yàn)段的燃油壓力處于較為穩(wěn)定的狀態(tài)，確保試驗(yàn)工況的準(zhǔn)確性；泄壓閥置于回油油路中，輸油閥置于供油油路中，通過(guò)調(diào)節(jié)二者閥門開(kāi)度來(lái)控制燃油進(jìn)入噴霧試驗(yàn)段的燃油流量；壓力表置于近噴霧試驗(yàn)段中以實(shí)時(shí)監(jiān)控進(jìn)入燃油供給壓差壓力表精度等級(jí)為4，最大量程為0.6 MPa。

在供氣系統(tǒng)中，氣流從流量為5 m3/min的螺桿壓氣機(jī)流出，經(jīng)過(guò)穩(wěn)壓罐、氣體除水裝置及質(zhì)量流量控制器后流入氣動(dòng)霧化噴嘴中。穩(wěn)壓罐用于穩(wěn)定氣路中的氣流壓力；氣體除水裝置主要用于過(guò)濾來(lái)流氣體中含有的水；通過(guò)調(diào)節(jié)與質(zhì)量流量控制器相連接的電控器控制氣路中的流量，質(zhì)量流量控制器最大量程1000 L/min，流量控制誤差小于0.2%。

測(cè)試系統(tǒng)主要包括錐角測(cè)試系統(tǒng)及粒徑測(cè)試系統(tǒng)。錐角測(cè)試系統(tǒng)主要包括CCD工業(yè)相機(jī)、激光片光源及圖像處理軟件，在實(shí)際測(cè)試中運(yùn)用片光源激光發(fā)射器發(fā)射出厚度約為1 mm、波長(zhǎng)為532 nm的綠色激光垂直照射在氣動(dòng)霧化噴嘴下游油霧場(chǎng)中，利用CCD工業(yè)相機(jī)拍攝片光源照射的2維油霧場(chǎng)圖片。CCD相機(jī)的預(yù)設(shè)分辨率為1024×768，運(yùn)行最佳幀數(shù)為60 FPS。運(yùn)用圖像處理軟件對(duì)該圖片進(jìn)行霧化邊界識(shí)別，得到其噴霧錐角數(shù)值。具體的錐角測(cè)試系統(tǒng)如圖3所示，圖像處理軟件處理的油霧如圖4所示。采用PDPA對(duì)該型噴嘴的噴霧粒徑特性進(jìn)行測(cè)試，PDPA測(cè)試系統(tǒng)如圖5所示。調(diào)試好的PDPA系統(tǒng)可測(cè)試最大粒子速度為155.58 m/s，速度測(cè)量精度為0.1%，可捕捉到的最大粒子直徑為349.8 um，粒徑測(cè)量精度達(dá)1%。PDPA對(duì)流場(chǎng)的測(cè)試方式為單點(diǎn)測(cè)試，為獲得下游油霧場(chǎng)信息，在噴嘴下游設(shè)置了X=3 mm，Z=50 mm、60 mm、80 mm共3個(gè)測(cè)點(diǎn)，具體的測(cè)點(diǎn)的設(shè)置如圖6所示。

圖3 霧化錐角測(cè)試系統(tǒng)

圖4 處理后霧化錐角

圖5 PDPA激光測(cè)試系統(tǒng)

圖6 PDPA激光測(cè)試位置

1.3 研究?jī)?nèi)容

本文基于1種帶擴(kuò)張段角度的射流式氣動(dòng)霧化噴嘴研究了空氣流量、燃油流量、氣液比ALR對(duì)霧化性能的影響規(guī)律，同時(shí)探究氣液2相間相對(duì)速度對(duì)霧化性能的影響。本次試驗(yàn)在常溫常壓下進(jìn)行，試驗(yàn)中選用RP-3型航空煤油作為液體工質(zhì)，通過(guò)改變?nèi)加土髁考翱諝饬髁?，以期獲得氣液比為0.482～2.847的工況，具體試驗(yàn)工況見(jiàn)表1。

表1 試驗(yàn)工況

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

在噴霧試驗(yàn)開(kāi)始前，對(duì)該噴嘴進(jìn)行流量標(biāo)定，得到該型霧化噴嘴燃油流量m˙f與供油壓差 ΔPf之間的流量特性曲線，標(biāo)定結(jié)果如圖7所示，并擬合流量特性為

圖7 燃油流量特性

2.1 霧化粒徑

噴嘴霧化粒徑是衡量噴嘴性能的重要指標(biāo)之一。如果噴嘴霧化液滴直徑過(guò)大，會(huì)出現(xiàn)燃燒不完全、油滴碰壁、火焰后移、出口溫度分布不均等問(wèn)題；如果液滴直徑過(guò)小，則由于液滴集中于噴嘴出口附近，形成富油狀態(tài)，易造成積碳及點(diǎn)火、熄火性能變差等不良影響。

在噴嘴下游不同粒徑測(cè)試位置下，空氣流量對(duì)霧化粒徑DSM的影響如圖8所示。從圖中可見(jiàn)，3個(gè)測(cè)點(diǎn)位置所呈現(xiàn)的規(guī)律一致，均表現(xiàn)為DSM隨著空氣流量的增大而逐漸減小。

圖8 空氣流量對(duì)霧化粒徑的影響

在噴嘴下游不同粒徑測(cè)試位置下，燃油流量對(duì)霧化粒徑DSM的影響如圖9所示。從圖中可見(jiàn)，3個(gè)測(cè)點(diǎn)位置測(cè)試結(jié)果均表現(xiàn)為隨著燃油流量的增大，DSM整體略增大。

圖9 燃油流量對(duì)霧化粒徑的影響

空氣流量、燃油流量分別影響霧化粒徑時(shí)，霧化粒徑的變化范圍如圖10所示。從圖中可見(jiàn)，燃油流量的變化使得DSM最大平均變化范圍均遠(yuǎn)小于空氣流量變化帶來(lái)的DSM最大平均變化范圍，所以燃油流量對(duì)霧化粒徑的影響相對(duì)空氣流量對(duì)霧化粒徑的影響較小。

在不同測(cè)試位置，氣液比對(duì)霧化粒徑的影響規(guī)律如圖11所示。從圖中可見(jiàn)，隨著氣液比的增大，霧化粒徑逐漸減小，當(dāng)氣液比達(dá)到2后繼續(xù)增大，DSM將逐漸趨近于1個(gè)極限值。

圖10 霧化粒徑平均變化范圍

圖11 氣液比對(duì)霧化粒徑的影響

氣液比為0.6、1.0、1.1時(shí)，氣液2相相對(duì)速度對(duì)霧化粒徑的影響如圖12所示。氣液2相相對(duì)速度為

式中：uR為氣液2相相對(duì)速度；uq為噴嘴喉道截面空氣速度；ul為燃油從中間燃油流道流出時(shí)的速度。

圖12 氣液2相相對(duì)速度對(duì)霧化粒徑的影響

從圖中可見(jiàn)，當(dāng)氣液比ALR一致時(shí)，氣液2相相對(duì)速度越大，霧化粒徑越小。

由于工況條件下的氣液2相速度比均大于45，此時(shí)影響該型噴嘴的主要原因是氣液2相間的相互作用力[8]，所以針對(duì)上述試驗(yàn)結(jié)果，可以通過(guò)液滴破碎平衡方程來(lái)分析解釋。液滴平衡方程為

式中：CD為流阻系數(shù)，主要與流動(dòng)結(jié)構(gòu)有關(guān)；D為液滴直徑；UR為氣液2相間相對(duì)速度；σ為液體的表面張力系數(shù)，僅由液體工質(zhì)種類物性決定。

當(dāng)燃油流量一定時(shí)，增大空氣流量，氣液比增大，空氣流動(dòng)速度增大，燃油流動(dòng)速度保持不變，氣液2相間相對(duì)速度值見(jiàn)表2。從表中可見(jiàn)，氣液2相間相對(duì)速度變化值為132.696 m/s，氣動(dòng)力明顯增強(qiáng)，同時(shí)，由于液體工質(zhì)不變，仍為航空煤油（RP-3），所以液珠的表面張力保持不變，由液珠破碎平衡方程可知此時(shí)的液珠更易破碎為小液珠。當(dāng)空氣流量達(dá)到2.586 g/s、氣液比達(dá)到2之后，霧化粒徑逐漸趨近于某一極限值。這是因?yàn)橐旱沃睆皆叫?，繼續(xù)增大氣流流量，氣動(dòng)力得到進(jìn)一步的加強(qiáng)，但此時(shí)的氣動(dòng)力并不足以使得該尺寸下的液滴完成進(jìn)一步的破碎[2]。當(dāng)空氣流量不變時(shí)，增大燃油流量，氣液比減小，燃油出口處速度逐漸增大，空氣速度保持不變，從表2中可見(jiàn)，氣液2相間相對(duì)速度的變化值僅為0.744 m/s，變化范圍較小，氣動(dòng)力無(wú)明顯增大的趨勢(shì)，液珠破碎能力無(wú)明顯加強(qiáng)；同時(shí)由于燃油流量的增大，初始破碎液滴尺寸增大，所以霧化粒徑DSM無(wú)明顯變化。由此可知，相較于氣液比、空氣流量及燃油流量而言，氣液2相間相對(duì)速度才是影響該噴嘴霧化粒徑大小的關(guān)鍵參數(shù)。

表2 氣液2相間相對(duì)速度值

2.2 霧化錐角

霧化錐角是衡量噴嘴霧化性能重要參數(shù)之一。噴霧錐角過(guò)小，會(huì)形成局部富油、生成碳粒子區(qū)域，并使火焰后移。噴霧錐角應(yīng)盡可能增大到1個(gè)合適角度，使得油霧與更多的空氣相作用，將改善霧化效果，提高燃燒室點(diǎn)熄火性能和燃燒效率，降低燃燒污染物的排放，但是噴霧錐角過(guò)大則燃油易噴射至火焰筒壁上，使得壁面溫度過(guò)高發(fā)生塑性形變

空氣流量對(duì)霧化錐角的影響規(guī)律如圖13所示。從圖中可見(jiàn)，當(dāng)燃油流量一定時(shí)，隨著空氣流量的增加，霧化錐角先增大后減小，當(dāng)空氣流量為2.586 g/s時(shí)，霧化錐角達(dá)到最大值。

燃油流量對(duì)霧化錐角的影響如圖14所示。從圖中可見(jiàn)，當(dāng)空氣流量不變時(shí)，燃油流量對(duì)霧化錐角的影響較小。

對(duì)比圖13、14可見(jiàn)，空氣流量變化使得霧化錐角平均變化幅度為10°，燃油流量變化使得霧化錐角的平均變化幅度為1.7°。由此可知，空氣流量對(duì)霧化錐角的影響比燃油流量對(duì)霧化錐角的影響大。

圖13 氣流流量對(duì)霧化錐角的影響

圖14 燃油流量對(duì)霧化錐角的影響

圖15 氣液比對(duì)霧化錐角的影響

圖16 氣液2相間相對(duì)速度對(duì)霧化錐角的影響

氣液比對(duì)該噴嘴霧化錐角的影響規(guī)律如圖15所示。從圖中可見(jiàn)，霧化錐角隨氣液比的增大先增大后減小。但霧化錐角不僅與氣液比、空氣流量及燃油流量有關(guān)，還與噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)有關(guān)[2]，所以此時(shí)得到的規(guī)律僅限于該噴嘴。

氣液2相相對(duì)速度對(duì)霧化錐角的影響如圖16所示。當(dāng)氣液比為0.6和1.1時(shí)，均呈現(xiàn)出氣液2相相對(duì)速度越大，霧化錐角越大的規(guī)律。

得到上述試驗(yàn)結(jié)果的主要原因是：當(dāng)燃油流量一定時(shí)，隨著空氣流量的增大，氣液比增大，相對(duì)速度變化范圍較大，下游霧化粒徑明顯減小，由于小液滴的隨流性優(yōu)于大液滴的，更易充滿噴嘴下游流動(dòng)區(qū)域，所以霧化錐角隨空氣流量的增大而增大。當(dāng)空氣流量達(dá)到2.586 g/s之后繼續(xù)增大至3.448 g/s，霧化錐角將減小。這可能是因?yàn)楫?dāng)空氣流量達(dá)到一定值之后，出口擴(kuò)張段產(chǎn)生明顯的流動(dòng)分離，出口流動(dòng)面積減小，噴嘴下游氣流流動(dòng)區(qū)域減小，所以霧化錐角減小。當(dāng)空氣流量一定時(shí)，隨著燃油流量的增大，氣液比減小，燃油流動(dòng)速度增大，空氣流動(dòng)速度保持不變。從表2中可見(jiàn)，氣液2相間相對(duì)速度變化值僅為0.744 m/s，變化范圍較小，氣動(dòng)力無(wú)明顯變化，液滴破碎能力無(wú)明顯增強(qiáng)。隨流性無(wú)明顯變化，所以其霧化錐角保持不變。

3 結(jié)論

（1）空氣流量對(duì)霧化性能的影響比燃油流量對(duì)霧化性能的影響更大；

（2）燃油流量一定，空氣流量的增大將使得霧化粒徑減小，當(dāng)空氣流量大于2.586 g/s時(shí)，霧化粒徑基本保持不變，空氣流量的增大還將使霧化錐角先增大后減??；

（3）空氣流量一定，增大燃油流量，霧化粒徑略增大，霧化錐角保持不變；

（4）相對(duì)速度是影響霧化性能的重要因素之一，當(dāng)氣液比一定時(shí)，氣液2相相對(duì)速度增大，霧化粒徑減小，霧化錐角增大；

（5）該型噴嘴的霧化粒徑隨氣液比的增大而減小，直至趨近于一極限值；霧化錐角隨氣液比的增大先增大后減小，當(dāng)氣液比趨近于2時(shí)，霧化錐角達(dá)到最大值。