丁發(fā)軍，劉義平

(中國民用航空飛行學(xué)院，四川廣漢 618307)

1 引言

普通導(dǎo)葉式旋流器在形成穩(wěn)定燃燒回流區(qū)的同時(shí)會形成旋流狀態(tài)，而螺旋氣流對燃燒室的燃燒穩(wěn)定性有較大影響，特別是高速螺旋氣流進(jìn)入燃燒室，容易將燃燒室的火核吹滅，無法形成穩(wěn)定連續(xù)的燃燒區(qū)，容易導(dǎo)致發(fā)動機(jī)高空停車。

目前公開的研究報(bào)道多是以導(dǎo)葉式旋流器為主，研究者通過各種優(yōu)化方式，改善旋流器的流場環(huán)境，以增加燃燒穩(wěn)定性。黨新憲認(rèn)為，航空發(fā)動機(jī)燃燒室的主要功能是，使進(jìn)入燃燒室的高速氣流在燃燒室頭部形成低速回流區(qū)，并穩(wěn)定燃燒。包建業(yè)以燃燒室為主體，結(jié)合直流孔旋流器，研究了帶直流孔旋流器對燃燒穩(wěn)定性的影響。Wang等研究發(fā)現(xiàn)，在弱旋流條件下，渦流破碎受出口結(jié)構(gòu)和燃燒室長徑比的影響較小。Paik等研究發(fā)現(xiàn)，中心回流區(qū)進(jìn)動頻率與旋流數(shù)呈線性關(guān)系，旋流強(qiáng)度增強(qiáng)使進(jìn)動頻率的振幅逐漸降低。宗潤寬等通過改進(jìn)設(shè)計(jì)直筒型導(dǎo)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(zhuǎn)進(jìn)動氣流、燃燒穩(wěn)定性不佳問題。李春野等設(shè)計(jì)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(shù)和面積比的增大，回流區(qū)相應(yīng)變小。劉濤研究了旋流對穩(wěn)定燃燒的影響，表明旋流場中的螺旋渦結(jié)構(gòu)在強(qiáng)旋流時(shí)更為明顯，旋進(jìn)渦核在圍繞燃燒室中心軸線做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動的同時(shí)，也在繞其渦軸做旋轉(zhuǎn)運(yùn)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(dǎo)葉式旋流器，其固有的導(dǎo)葉形狀會使氣流產(chǎn)生弱旋。

基于對旋進(jìn)渦核和微弱旋流流場環(huán)境的改善，本文設(shè)計(jì)了一種變截面直流孔旋流器，建立了基本三維結(jié)構(gòu)模型；通過在結(jié)構(gòu)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(shè)置唇口結(jié)構(gòu)，使氣流在唇口結(jié)構(gòu)的作用下形成回流區(qū)。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(dǎo)葉式旋流器進(jìn)行對比。

2 變截面直流孔旋流器原理與結(jié)構(gòu)

2.1 減速孔節(jié)流原理

小孔節(jié)流是根據(jù)氣體或液體流過細(xì)小孔徑后，改變孔徑前后壓力，通過收縮與擴(kuò)張損失一定的能量，以形成相應(yīng)的壓力差。圖1 所示為一般節(jié)流孔原理圖。假設(shè)節(jié)流孔前后的壓力分別為、，壓差為Δ，節(jié)流孔的面積為，流量系數(shù)為C，節(jié)流孔的流量為，則單個(gè)節(jié)流孔的流量計(jì)算公式為：

圖1 小孔節(jié)流原理圖Fig.1 Schematic diagram of orifice throttling

若整個(gè)旋流器設(shè)置塊方形減速板，則整個(gè)旋流器通過減速孔的流量為：

若每個(gè)減速板上減速孔的孔徑相等(減速孔面積不變)，但減速孔數(shù)目不同時(shí)，流量系數(shù)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(jié)構(gòu)與模型

根據(jù)小孔節(jié)流原理和空氣的不規(guī)則運(yùn)動，設(shè)計(jì)了如圖2所示的旋流器三維模型。圖3是旋流器的側(cè)剖圖。圖中，為旋流器入口截面，為喉道截面，為穩(wěn)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(chǎn)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(cè)剖圖Fig.3 Side view of cyclone

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

設(shè)進(jìn)入截面的氣流速度為，經(jīng)、、、減速板減速后，在截面氣流速度為，經(jīng)、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(jù)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(jì)算減速孔的半徑和數(shù)目：

式中：為標(biāo)準(zhǔn)減速孔的面積；為標(biāo)準(zhǔn)減速孔半徑；為減速板半徑。

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

表1 減速孔參數(shù)與減速孔數(shù)目的關(guān)系Table 1 Relation of reducer orifice layout

2.3 噴油結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與布局

為了使旋流器的工作環(huán)境更加接近真實(shí)工況，在變截面直流孔旋流器外壁面設(shè)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(tài)下實(shí)現(xiàn)預(yù)混，適應(yīng)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(shè)置3個(gè)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(gè)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(cuò)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(huán)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(biāo)準(zhǔn)空氣、入口氣流速度210 m/s、空氣質(zhì)量流量1.7 kg/s、默認(rèn)出口壓力1 的條件下，選擇可實(shí)現(xiàn)的湍流模型，基于壓力-絕對速度的瞬態(tài)仿真，根據(jù)湍流模型計(jì)算出口氣流速度。

對于普通導(dǎo)葉式旋流器，將入口氣流速度分別設(shè)置為180 m/s和200 m/s，進(jìn)行流場仿真計(jì)算，結(jié)果如圖6 所示。從圖中旋流流形狀態(tài)可看出，隨著氣流速度增大，旋流器內(nèi)部氣流狀態(tài)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(wěn)定性。從圖中旋流壓力狀態(tài)可以看出，氣流速度180 m/s 時(shí)，導(dǎo)葉后壓力小于導(dǎo)葉前壓力，形成了低氣壓區(qū)，為著火氣流的回流創(chuàng)造了條件。但隨著氣流速度的增加，這種低壓區(qū)變得不再明顯，甚至消失，如圖6(d)所示，導(dǎo)葉后壓力大于導(dǎo)葉前壓力，且隨著與導(dǎo)葉中心距離的增大，壓力逐漸增大。

圖6 普通導(dǎo)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(shè)置為210 m/s，默認(rèn)湍流強(qiáng)度，利用流場仿真軟件計(jì)算氣流出口速度和壓力。計(jì)算在第115 完全次收斂，出口氣流速度43 m/s。對計(jì)算結(jié)果進(jìn)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(qū)、氣流整形區(qū)、回流區(qū)和出口流速區(qū)。

圖7 變截面直流孔旋流器流體仿真結(jié)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(jìn)入變截面直流孔旋流器，在經(jīng)過減速板后完成整形(如區(qū)域②)，在變得規(guī)則的同時(shí)產(chǎn)生了回流區(qū)(如區(qū)域③)。最后氣流從旋流器尾端流出時(shí)不僅達(dá)到了相應(yīng)的速度要求(如區(qū)域①)，而且形態(tài)規(guī)整，未發(fā)現(xiàn)相應(yīng)的旋流(區(qū)域④)。結(jié)合速度云圖和壓力云圖可以判定，在區(qū)域③處形成了低壓回流區(qū)，且出口處的壓力低于入口處的壓力。

在空氣質(zhì)量流量方面，需要在仿真計(jì)算前設(shè)置相應(yīng)的質(zhì)量流量，計(jì)算機(jī)根據(jù)設(shè)置的入口條件和出口條件，自動計(jì)算質(zhì)量流量的變化。入口氣流速度210 m/s、默認(rèn)壓力出口狀態(tài)下的質(zhì)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(shù)的增加，質(zhì)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(zhì)量流量穩(wěn)定在了一個(gè)合理區(qū)間。從圖8(b)可以看出，隨著迭代次數(shù)的增加，基于速度變化的平均質(zhì)量流量趨于0.65 kg/m。

圖8 質(zhì)量流量變化狀態(tài)Fig.8 Change state of mass flow

綜上所述，相對于普通導(dǎo)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(tài)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(qū)。

3.2 油氣混合仿真分析

根據(jù)上述仿真分析數(shù)據(jù)可知，經(jīng)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(chǔ)上，噴射參數(shù)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(jù)燃油噴嘴直徑可以得到相應(yīng)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(shù)，為重力加速度(m/s)，為噴嘴工作壓力(MPa)。

為減小計(jì)算量，且重點(diǎn)計(jì)算氣流經(jīng)減速后與噴射燃油混合后的分布狀態(tài)，截取減速板及其以后的結(jié)構(gòu)進(jìn)行油氣混合仿真，并簡化非必要結(jié)構(gòu)。

基于壓力-絕對速度瞬態(tài)仿真，以可實(shí)現(xiàn)湍流模型為基礎(chǔ)模型；空氣為標(biāo)準(zhǔn)密度和黏度，燃油選擇Fluent 數(shù)據(jù)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(shè)置為0.25%(以貧油狀態(tài)為主)；設(shè)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?jǐn)?shù)為1(默認(rèn))；3 個(gè)燃油噴嘴的噴油速度為4.5 m/s，初始壓力0 Pa，湍流強(qiáng)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(rèn)亞松弛因子求解控制；采用殘差監(jiān)控的默認(rèn)設(shè)置，初始化并求解模型。

油氣的體積分?jǐn)?shù)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?jǐn)?shù)圖。從圖中可以看出，空氣的體積分?jǐn)?shù)比燃油的體積分?jǐn)?shù)大4 個(gè)量級，據(jù)此可以判定旋流器預(yù)混下的油氣狀態(tài)為貧油。

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

圖10 是油氣混合后的質(zhì)量流量分布圖?？煽闯觯瑖娪颓皽p速器的質(zhì)量流量未發(fā)生較大變化，噴油后界面層質(zhì)量流量產(chǎn)生一定團(tuán)聚，呈現(xiàn)出中心空洞、側(cè)邊聚集的狀態(tài)，但隨著氣流的運(yùn)動擴(kuò)散，旋流器出口處的質(zhì)量流量相對均勻，油氣混合逐漸均勻。

圖10 油氣混合后的質(zhì)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(chǎn)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?yàn)樵谛髌鞅诿嫘纬闪擞蜌饽?，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(qū)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(jìn)行較為均勻的混合后，油氣混合物在減速板后的質(zhì)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(yù)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(jìn)行充分混合，且在靠近旋流器中心位置產(chǎn)生了貧油區(qū)。6 個(gè)燃油噴嘴(3個(gè)主燃油噴嘴+3個(gè)輔助燃油噴嘴)噴射的燃油油霧，與減速氣流在整個(gè)旋流器內(nèi)均勻混合并分布，達(dá)到貧油預(yù)混燃燒要求，經(jīng)過變截面直流孔旋流器的低速預(yù)混油氣混合物在旋流器出口流線規(guī)整。

4 結(jié)論

依據(jù)小孔節(jié)流原理和空氣不規(guī)則運(yùn)動設(shè)計(jì)的變截面直流孔旋流器，利用減速板上布置的節(jié)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(yù)混特性。研究發(fā)現(xiàn)：

(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(wěn)定燃燒的氣流速度條件；在旋流器出口端，未發(fā)現(xiàn)氣流渦旋情形，形成了穩(wěn)定的回流區(qū)，流場環(huán)境明顯改善。

(2) 基于壓力場瞬態(tài)條件下的油氣兩相流仿真，燃油噴嘴在新型旋流器內(nèi)油氣混合分布更加均勻，體積分?jǐn)?shù)顯示為油氣混合物為貧油狀態(tài)，更加接近理想油氣比，旋流器也形成了穩(wěn)定的回流區(qū)，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(yùn)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(wěn)定。