直流孔旋流器的結構設計與流場特性研究

丁發軍，劉義平

(中國民用航空飛行學院，四川廣漢 618307)

1 引言

普通導葉式旋流器在形成穩定燃燒回流區的同時會形成旋流狀態，而螺旋氣流對燃燒室的燃燒穩定性有較大影響，特別是高速螺旋氣流進入燃燒室，容易將燃燒室的火核吹滅，無法形成穩定連續的燃燒區，容易導致發動機高空停車。

目前公開的研究報道多是以導葉式旋流器為主，研究者通過各種優化方式，改善旋流器的流場環境，以增加燃燒穩定性。黨新憲認為，航空發動機燃燒室的主要功能是，使進入燃燒室的高速氣流在燃燒室頭部形成低速回流區，并穩定燃燒。包建業以燃燒室為主體，結合直流孔旋流器，研究了帶直流孔旋流器對燃燒穩定性的影響。Wang等研究發現，在弱旋流條件下，渦流破碎受出口結構和燃燒室長徑比的影響較小。Paik等研究發現，中心回流區進動頻率與旋流數呈線性關系，旋流強度增強使進動頻率的振幅逐漸降低。宗潤寬等通過改進設計直筒型導葉直流式三相旋流器，該型旋流器減速性明顯變好，但仍存在旋轉進動氣流、燃燒穩定性不佳問題。李春野等設計的雙軸向旋流器，在氣流流道總面積不變的情況下，隨著主、副旋流器葉片角、旋流數和面積比的增大，回流區相應變小。劉濤研究了旋流對穩定燃燒的影響，表明旋流場中的螺旋渦結構在強旋流時更為明顯，旋進渦核在圍繞燃燒室中心軸線做旋轉運動的同時，也在繞其渦軸做旋轉運動。方禺雙分別測試了單級、同向雙級以及反向雙級軸向旋流器對燃燒室燃燒性能的影響，由于三種旋流器均為普通導葉式旋流器，其固有的導葉形狀會使氣流產生弱旋。

基于對旋進渦核和微弱旋流流場環境的改善，本文設計了一種變截面直流孔旋流器，建立了基本三維結構模型；通過在結構的不同位置布置主、輔噴油嘴，使減速氣流與油霧均勻混合，獲得更稀油氣混合氣；在旋流器末端設置唇口結構，使氣流在唇口結構的作用下形成回流區。通過流場仿真，分析變截面直流孔旋流器對燃燒室入口處流場的改善作用，并與普通導葉式旋流器進行對比。

2 變截面直流孔旋流器原理與結構

2.1 減速孔節流原理

小孔節流是根據氣體或液體流過細小孔徑后，改變孔徑前后壓力，通過收縮與擴張損失一定的能量，以形成相應的壓力差。圖1 所示為一般節流孔原理圖。假設節流孔前后的壓力分別為、，壓差為Δ，節流孔的面積為，流量系數為C，節流孔的流量為，則單個節流孔的流量計算公式為：

圖1 小孔節流原理圖Fig.1 Schematic diagram of orifice throttling

若整個旋流器設置塊方形減速板，則整個旋流器通過減速孔的流量為：

若每個減速板上減速孔的孔徑相等(減速孔面積不變)，但減速孔數目不同時，流量系數不變，則式(3)可表示為：

式中：Δ表示第1 塊減速板前后壓差，表示為后部的壓力()減去前部的壓力()，即Δ=-。

2.2 結構與模型

根據小孔節流原理和空氣的不規則運動，設計了如圖2所示的旋流器三維模型。圖3是旋流器的側剖圖。圖中，為旋流器入口截面，為喉道截面，為穩流場截面，為唇形出口截面；～為入口減速板，為喉道減速板，～為出口減速板(整流減速板)。旋流器的唇形出口主要用于流場氣流整形，另產生一定的回流。、、使用Ⅰ類減速板，、、使用Ⅱ類減速板，兩類減速板的減速等級不同，其截面圖見圖4。

圖2 旋流器三維模型Fig.2 Three-dimensional diagram of the cyclone

圖3 旋流器側剖圖Fig.3 Side view of cyclone

圖4 旋流器減速板Fig.4 Section of hydrocyclone reduction plate

設進入截面的氣流速度為，經、、、減速板減速后，在截面氣流速度為，經、減速板減速后，在截面氣流速度為，旋流器整流后的氣流速度為，Ⅰ類減速板的流阻比為，Ⅱ類減速板的流阻比為，則根據旋流器入口和出口處的氣流速度，以及減速板的流阻比，可建立式(5)、式(6)：

由于減速板的流阻比與減速板的面積成正比，故可通過減速板的流阻比計算減速孔的半徑和數目：

式中：為標準減速孔的面積；為標準減速孔半徑；為減速板半徑。

聯立式(5)～式(8)，根據旋流器入口氣流速度和出口氣流速度計算流阻比，再通過流阻比計算減速孔的數目和半徑，求得減速孔半徑在0.006～0.009 m之間，單個減速板上的減速孔數目如表1所示。

表1 減速孔參數與減速孔數目的關系Table 1 Relation of reducer orifice layout

2.3 噴油結構設計與布局

為了使旋流器的工作環境更加接近真實工況，在變截面直流孔旋流器外壁面設置噴油總管和燃油噴嘴。從燃油噴嘴出來的油霧與減速后的氣流，在仿真狀態下實現預混，適應燃燒室高效燃燒的要求。

圖5所示為變截面直流孔旋流器與燃油噴射裝置配合原理圖，其中減速板為，設置3個主燃油噴嘴(減速板上呈3×120°)，減速板稍后位置沿壁面周向均布3 個輔助燃油噴嘴(呈120°分布)。主燃油噴嘴與壁面噴油噴嘴相互錯開，且噴頭與旋流器外壁/減速板壁面呈90°安裝。

圖5 噴油噴嘴與旋流器配合原理圖Fig.5 Schematic diagram of fuel injector and cyclone

3 工作環境仿真

3.1 單一氣流仿真分析

在入口氣流壓力28 kPa、溫度709.2 K、流體為標準空氣、入口氣流速度210 m/s、空氣質量流量1.7 kg/s、默認出口壓力1 的條件下，選擇可實現的湍流模型，基于壓力-絕對速度的瞬態仿真，根據湍流模型計算出口氣流速度。

對于普通導葉式旋流器，將入口氣流速度分別設置為180 m/s和200 m/s，進行流場仿真計算，結果如圖6 所示。從圖中旋流流形狀態可看出，隨著氣流速度增大，旋流器內部氣流狀態更加紊亂，氣流渦旋程度較為明顯，并伴隨一定的亂流，一定程度上增加了氣流的不穩定性。從圖中旋流壓力狀態可以看出，氣流速度180 m/s 時，導葉后壓力小于導葉前壓力，形成了低氣壓區，為著火氣流的回流創造了條件。但隨著氣流速度的增加，這種低壓區變得不再明顯，甚至消失，如圖6(d)所示，導葉后壓力大于導葉前壓力，且隨著與導葉中心距離的增大，壓力逐漸增大。

圖6 普通導葉式旋流器速度壓力云圖Fig.6 Velocity and pressure contour diagram of the original cyclone

對于變截面直流孔旋流器，將入口氣流速度設置為210 m/s，默認湍流強度，利用流場仿真軟件計算氣流出口速度和壓力。計算在第115 完全次收斂，出口氣流速度43 m/s。對計算結果進行后處理，得到的速度云圖和壓力云圖如圖7 所示。圖中，①～④分別為入口流速區、氣流整形區、回流區和出口流速區。

圖7 變截面直流孔旋流器流體仿真結果(入口氣流速度210 m/s)Fig.7 Fluid simulation results of a dc hydrocyclone with variable section

從速度云圖可以看出，氣流從截面進入變截面直流孔旋流器，在經過減速板后完成整形(如區域②)，在變得規則的同時產生了回流區(如區域③)。最后氣流從旋流器尾端流出時不僅達到了相應的速度要求(如區域①)，而且形態規整，未發現相應的旋流(區域④)。結合速度云圖和壓力云圖可以判定，在區域③處形成了低壓回流區，且出口處的壓力低于入口處的壓力。

在空氣質量流量方面，需要在仿真計算前設置相應的質量流量，計算機根據設置的入口條件和出口條件，自動計算質量流量的變化。入口氣流速度210 m/s、默認壓力出口狀態下的質量流量變化曲線如圖8所示。從圖8(a)可以明顯看出，隨著迭代次數的增加，質量流量率收斂于1.8 kg/s 左右，這說明旋流器正常工作后，質量流量穩定在了一個合理區間。從圖8(b)可以看出，隨著迭代次數的增加，基于速度變化的平均質量流量趨于0.65 kg/m。

圖8 質量流量變化狀態Fig.8 Change state of mass flow

綜上所述，相對于普通導葉式旋流器，變截面直流孔旋流器的減速效果明顯。氣流速度從210 m/s減速到43 m/s，在仿真狀態下未見明顯的氣流打旋，也未形成螺旋延伸氣流，并在旋流器近末端形成了低壓回流區。

3.2 油氣混合仿真分析

根據上述仿真分析數據可知，經過旋流減速后的氣流速度降至43 m/s左右。在不改變氣流入口條件的基礎上，噴射參數為：燃油壓力1.2～2.4 MPa，燃油噴射速度5 m/s，燃油流量1 465～1 694 ml/min，噴霧錐角86.7°，理想油氣比0.068。

根據燃油噴嘴直徑可以得到相應的橫截面積：

式中：′為噴嘴的截面積(m)，′為噴頭流量(m/h)，為流量系數，為重力加速度(m/s)，為噴嘴工作壓力(MPa)。

為減小計算量，且重點計算氣流經減速后與噴射燃油混合后的分布狀態，截取減速板及其以后的結構進行油氣混合仿真，并簡化非必要結構。

基于壓力-絕對速度瞬態仿真，以可實現湍流模型為基礎模型；空氣為標準密度和黏度，燃油選擇Fluent 數據庫中的航空煤油油霧；在多相流模型中選擇兩相，主相為減速后的高壓氣流，輔相為油霧(燃油相，航空煤油油霧)，主、輔相之間的交互作用設置為0.25%(以貧油狀態為主)；設置氣流入口速度，即速度入口為120 m/s，湍流動能為0.05，湍流耗散率為45，主相(空氣相)的體積分數為1(默認)；3 個燃油噴嘴的噴油速度為4.5 m/s，初始壓力0 Pa，湍流強度1%，湍流長度尺度0.1 mm。采用壓力-速度耦合的求解方案，默認亞松弛因子求解控制；采用殘差監控的默認設置，初始化并求解模型。

油氣的體積分數分布，在一定程度上代表了油氣的分布。圖9是油氣混合前空氣相和燃油相的體積分數圖。從圖中可以看出，空氣的體積分數比燃油的體積分數大4 個量級，據此可以判定旋流器預混下的油氣狀態為貧油。

圖9 xy平面主相和輔相的體積分數分布Fig.9 Volume fraction distribution of xy planar primary and secondary phases

圖10 是油氣混合后的質量流量分布圖?？煽闯?，噴油前減速器的質量流量未發生較大變化，噴油后界面層質量流量產生一定團聚，呈現出中心空洞、側邊聚集的狀態，但隨著氣流的運動擴散，旋流器出口處的質量流量相對均勻，油氣混合逐漸均勻。

圖10 油氣混合后的質量流量分布Fig.10 Mass flow distribution after oil and gas mixing

圖11為油氣混合后平面和軸方向的渦流黏度分布圖。從平面和軸方向綜合觀察，油氣混合后的湍流黏度在旋流器出口處產生了一定的湍流，且黏度較??；湍流在旋流器出口處分布均勻、大小一致，這是因為在旋流器壁面形成了油氣膜，且該位置的油氣流動速度緩慢，壁面位置的湍流黏度相對中心區域更小。

圖11 油氣混合后的渦流黏度分布Fig.11 Vortex viscosity distribution after oil and gas mixing

噴油嘴使燃油與空氣在、減速板之間進行較為均勻的混合后，油氣混合物在減速板后的質量流量分布較為均勻，說明變截面直流孔旋流器在混合油氣工況下的預混能力較高，壁面燃油噴嘴噴出的燃油，在高速氣流下與空氣進行充分混合，且在靠近旋流器中心位置產生了貧油區。6 個燃油噴嘴(3個主燃油噴嘴+3個輔助燃油噴嘴)噴射的燃油油霧，與減速氣流在整個旋流器內均勻混合并分布，達到貧油預混燃燒要求，經過變截面直流孔旋流器的低速預混油氣混合物在旋流器出口流線規整。

4 結論

依據小孔節流原理和空氣不規則運動設計的變截面直流孔旋流器，利用減速板上布置的節流孔和高速氣流在減速板間的阻滯作用，使氣流減速并整流。通過在旋流器壁面和第4層減速板上布置噴油嘴，研究了變截面直流孔旋流器的預混特性。研究發現：

(1) 在旋流器入口氣流速度210 m/s、壓力28 kPa、溫度709.2 K、流量1.7 kg/s下，旋流器出口處氣流速度降低到43 m/s 左右，減小了氣流對火核的沖擊力，符合燃燒室穩定燃燒的氣流速度條件；在旋流器出口端，未發現氣流渦旋情形，形成了穩定的回流區，流場環境明顯改善。

(2) 基于壓力場瞬態條件下的油氣兩相流仿真，燃油噴嘴在新型旋流器內油氣混合分布更加均勻，體積分數顯示為油氣混合物為貧油狀態，更加接近理想油氣比，旋流器也形成了穩定的回流區，更容易被延伸火焰引燃。變截面直流孔旋流器基本消除了油氣混合物的繞軸微弱運動，燃油油霧與氣流的混合更加均勻，使得燃燒室燃燒更加穩定。