直射式氣動霧化噴嘴對燃燒室性能的影響

金 義 ，張 軻 ，，尹家錄 ，姚康鴻

（1.南京航空航天大學能源與動力學院，南京 210016；2.中國航發沈陽發動機研究所，沈陽 110015）

0 引言

燃油噴嘴是燃氣輪機燃燒室的重要構件之一，其主要功用是將燃料注入燃燒室燃燒區，其霧化性能的好壞直接影響燃燒室部件的性能[1-2]。氣動霧化噴嘴是目前廣泛應用于燃氣輪機燃燒室的一種燃油噴嘴，其主要的結構特征包含燃油流路及燃油/氣流混合流路2 個部分，氣動霧化噴嘴具有霧化性能好、工作范圍寬、有利于降低污染排放水平等優點[3-4]。氣動霧化噴嘴依據霧化破碎過程的不同可分為預模式和非預模式2 類，二者的區別在于預模式氣動霧化噴嘴內部結構中存在預模板結構，燃油依靠供油壓差產生的推動力流出燃油流路形成第1 次破碎，破碎后的燃油將以一定角度碰撞預模板形成液膜，隨后在氣流氣動力的作用下進一步破碎形成小液滴群，進而流出氣動霧化噴嘴；在非預模式氣動霧化噴嘴中，流出燃油流路的燃油將在混合流路中直接與高速氣流的氣動力反應破碎為小液滴群。二者各有優勢，預模式氣動霧化噴嘴的霧化效果要優于非預模式氣動霧化噴嘴的，非預模式氣動霧化噴嘴的結構更為簡單，霧化效果適應性更強[5-7]。

直射式氣動霧化噴嘴是最為經典的一種非預模式氣動霧化噴嘴。其典型的結構是中間為供油流路，在供油流路外環繞著氣流氣室，在噴嘴的出口段設置收縮擴張段，提高氣流速度，促進二者的相互作用[8-9]。Nukiyama 等[10]是最早對該型噴嘴開展研究的學者，基于該結構，獲得了該類噴嘴的液滴索特爾平均粒徑（Sauter Mean Diameter，SMD）隨著氣液比（Air Liquid Ratio，ALR）的增加而逐漸減小等基本噴嘴霧化特性。隨著該型噴嘴在工程實際中逐漸得到應用，Rizk等[11]和Hardalupas 等[12]研究了多個氣動參數和液體物性參數對霧化均勻程度的影響，研究結果表明液體黏性的減小以及空氣壓力、空氣速度及ALR 的增大均將促進噴嘴霧化均勻程度的提高。此外，該型噴嘴對工作時所處的環境壓力也十分敏感，研究結果表明當噴嘴氣液兩相速度比小于45 m/s時，噴嘴出口收縮及平直段結構是影響噴嘴霧化性能的關鍵因素，但是當速度比大于45 m/s后，噴嘴出口段的結構對霧化性能基本沒有影響。因此，該型噴嘴的最佳工作范圍是氣液兩相速度為0~45 m/s[13]。噴嘴結構對霧化性能的影響是研究該類噴嘴的關鍵，為后續的工程設計提供依據。該部分的研究由Lozenzetto 等[14]和Sridhara 等[15]開展，研究結果表明，在該結構中的韋伯數及動量比是影響其霧化性能的關鍵因素，如何設計出口段結構使得該區域的韋伯數及動量比處于較為合適的區域是設計該型噴嘴的關鍵。

本文采用數值模擬方法，對該型氣動霧化噴嘴進行數值模擬研究，并分析該型噴嘴對燃氣輪機燃燒室燃燒性能的影響。

1 數值模擬方法

1.1 研究對象

本文以新型帶擴張段的直射式氣動霧化噴嘴為研究對象，開展氣液比、供油壓力和氣流流量對其霧化性能影響規律的數值模擬研究。新型帶擴張段的直射式氣動霧化噴嘴如圖1 所示。從圖中可見，該型氣動霧化噴嘴的中間為燃油流道，四周為氣流流道，區別于傳統直射式氣動霧化噴嘴的是在出口收縮段后新增了一段擴張段。在噴嘴工作過程中，氣流由噴嘴側邊注入截面直徑為11 mm的氣流通道中，與直徑為0.4 mm的燃油流道供入的燃油混合，燃油在收縮段及擴張段形成破碎，最后形成液滴群流出擴張段出口。氣動噴嘴流向長度為126 mm，擴張段角度為15°。

圖1 新型帶擴張段的直射式氣動霧化噴嘴

1.2 計算模型

數值模擬計算域包含直射式氣動霧化噴嘴計算模型和噴嘴下游的開放空間流域2部分，如圖2所示。由于噴嘴出口直徑為8.24 mm，為排除下游流域壁面效應對噴霧的影響，噴嘴下游設置為長300 mm、直徑260 mm 的圓柱形流域。采用混合網格劃分方式對計算域進行網格劃分，其中，直射式氣動霧化噴嘴采用非結構網格劃分方法，圓柱形流域采用結構化網格劃分，在二者的接觸面處進行2類網格的合并。

圖2 直射式氣動霧化噴嘴計算模型網格

采用商用軟件的CFD 求解器求解3 維雷諾平均N-S（Navier-Stokes）方程。氣流進口及空氣進口均采用質量流量進口，出口采用遠來流自然出口，壁面采用標準壁面函數處理。液體工質為航空煤油，化學式為C12H23，氣體工質選用理想氣體。采用成熟的Standardk-υ模型模擬流域中氣流的流動。運用離散項模型（Discrete Phase Model,DPM）模擬噴嘴中的燃油顆粒運動。求解過程采用2 階迎風離散格式、采用Simple算法、基于壓力基隱式求解器穩態求解。數值模擬工況見表1。

表1 數值模擬工況

為獲得該型噴嘴的霧化錐角特性，需對圓柱形流域進行切片處理，獲得燃油液滴在不同切片截面的粒子分布空間坐標，尋找其2 維邊界，進而獲得各方位角的霧化錐角結果，再對其進行平均處理，從而獲得最終的霧化錐角結果。為獲得該型噴嘴的霧化粒徑特性，在圓柱形流域中設置x=0、10、20、50、80、100 mm等5 個監視截面，監視動態條件下該截面上燃油顆粒的數目及直徑大小，從而獲得其霧化粒徑結果，霧化錐角及霧化粒徑處理方法如圖3所示。

圖3 霧化錐角及霧化粒徑處理方法

1.3 有效性驗證

為校對、驗證數值模擬方法，將霧化錐角隨氣液比變化的試驗結果與數值模擬結果進行對比，數值模擬方法有效性驗證結果如圖4 所示。從圖中可見，數值模擬結果與試驗結果最大誤差值不超過15%。證明該數值模擬方法能夠反映該型直射式氣動霧化噴嘴的霧化特征，并且可以很好地模擬該型直射式氣動霧化噴嘴的霧化性能。

圖4 數值模擬方法有效性驗證結果

2 研究結果

2.1 霧化粒徑

采用DSMD表征噴嘴霧化后的霧化粒徑大小，其計算公式為

式中：Di為噴霧中的單個霧化油滴粒徑。

氣流流量、燃油流量、氣液比對霧化粒徑的影響分別如圖5~7 所示。從圖中可見，氣流流量和氣液比的增大均有利于霧化粒徑的減小，燃油流量的增加將使霧化粒徑增大。該型噴嘴的液滴破碎主要影響因素是氣液兩相間的相互作用，所以可以通過液滴破碎平衡方程來分析上述試驗結果[4]。液滴平衡方程為

圖5 氣流流量對霧化粒徑的影響

圖6 燃油流量對霧化粒徑的影響

圖7 氣液比對霧化粒徑的影響

式中：CD為流阻系數，與流體所處的流動結構有關；D為液滴直徑；UR為氣液兩相間相對速度；s為液體的表面張力系數，與流體工質種類有關。

針對噴霧的破碎過程而言，依據液滴平衡方程，基于噴嘴結構固定、所用的流體種類相同的條件下，如液滴尺寸相同，其破碎程度僅僅取決于氣液兩相間的相對速度UR

式中：Ua為氣流在改型直射式氣動霧化噴嘴喉道截面的速度；Ul為燃油在中間的燃油流道出口處的速度。

不同條件下的速度值見表2。當燃油流量一定時，氣液兩相間相對速度將隨著氣流流量的增大而逐漸增大，相對速度最大值與最小值的差值均為132.696 m/s。氣液兩相間的相度速度增大將使液滴平衡方程左側數值增大，促進液滴的破碎，進而使霧化粒徑減小。而當氣流流量一定時，氣液兩相間相對速度將隨著燃油流量的增大而減小，其最大值與最小值的差值均為0.744 m/s。氣液兩相間的相度速度減小將使液滴平衡方程左側數值減小，不利于液滴的破碎，進而使得霧化粒徑增大。

表2 氣液兩相間的速度

同時，對比圖5~7可見，3幅圖中均呈現液滴粒徑將隨著監測面的下移而逐漸減小的規律。這是因為隨著監測面的下移，氣動力對液滴的作用時間得到增長，這將使液滴破碎過程趨于完整，在力的持續作用下，將使大尺寸液滴得到進一步的破碎，從而使下移的霧化粒徑逐漸減小。

此外，從圖中還可見氣流流量、燃油流量、氣液比三者對液滴破碎過程的影響程度并不相同。以x=0 mm 位置處的測試結果為例，在不同氣流流量下，霧化粒徑的變化范圍為131.56~176.42 μm，差異為44.86 μm；在不同燃油流量下，霧化粒徑的變化范圍為166.24~186.52 μm，差異為20.28 μm；在不同氣液比下，霧化粒徑的變化范圍為131.56~186.52 μm，差異為54.96 μm。由此可見，氣液比對霧化粒徑的影響最為有效，燃油流量對霧化粒徑的影響最小。這是由于三者對氣液兩相間相對速度的影響程度不同，從表2 可見，氣流流量的變化所造成的氣液兩相間相對速度變化為132.696 m/s，而燃油流量的變化僅使氣液兩相間相對速度變化了0.744 m/s，而氣液比綜合了二者的影響，所以對氣液兩相間相對速度的影響最大。

2.2 霧化錐角

氣流流量對霧化錐角的影響如圖8 所示。從圖中可見，當燃油流量一定時，隨著氣流流量的增大，霧化錐角將逐漸增大。當氣流流量為60 L/min 時，霧化錐角達到最小值，為30.84°；當氣流流量為160 L/min 時，霧化錐角達到最大值，為41.24°。霧化錐角的變化范圍為10.40°。燃油流量對霧化錐角的影響如圖9所示。從圖中可見，當氣流流量一定時，霧化錐角隨燃油流量的增大而減小，當燃油流量為1.05 g/s 時，霧化錐角達到最小值30.12°；當燃油壓力達到0.36 g/s 時，霧化錐角達到最大值35.84°。霧化錐角的變化為5.72°。氣液比對霧化錐角的影響如圖10所示。從圖中可見，隨著氣液比的增大，霧化錐角呈現先增大后減小的趨勢。當氣液比為1.03時，霧化錐角最小為30.12°；當氣液比為4.36時，霧化錐角最大為41.24°。

圖8 氣流流量對霧化錐角的影響

圖9 燃油壓力對霧化錐角的影響

圖10 氣液比對霧化錐角的影響

形成上述結果的主要原因是由于液滴破碎程度的變化使液滴隨氣流流動的跟隨性發生改變。如上文所述，增大氣流流量、氣液比和減小燃油流量這3個條件均將產出粒徑更小的液滴，液滴粒徑越小，越易跟隨氣流流動，能夠盡可能的充滿噴嘴下游氣流流動區域，因此形成的霧化錐角更大。

3 結論

（1）對該型噴嘴霧化性能的影響，從大到小依次為氣液比、氣流流量、燃油流量。

（2）氣液兩相間相對速度是影響該型噴嘴霧化性能的決定因素，相對速度增大有利于霧化粒徑減小、霧化錐角增大。

（3）氣流流量和氣液比的增大均有利于霧化粒徑減小，燃油流量的增大將使霧化粒徑增大。

（4）增大氣流流量、氣液比和減小燃油流量均可使霧化錐角增大。

（5）該型噴嘴的霧化錐角變化范圍為30.12°~41.24°，霧化粒徑變化范圍為131.56~186.52 μm。該型噴嘴能夠在較小的霧化錐角變化條件下獲得較寬的霧化粒徑變化范圍，更宜匹配燃氣輪機燃燒室不同工作狀態下的供油需求，具備較高的實際應用價值。