鄧 甜，袁朝華

（中國民航大學(xué)中歐航空工程師學(xué)院，天津 300300）

近年來，航空環(huán)境保護委員會（CAEP,commitee on aviation environmental protection）對氮氧化物的減排要求愈發(fā)嚴(yán)格[1]。航空燃?xì)廨啓C燃燒室作為飛機最大的氮氧化物排放來源，其技術(shù)革新迫在眉睫。NASA 提出了貧油壁面直噴燃燒室（LDWI,lean direct wall ingection）概念[2]，即液體燃料不經(jīng)過預(yù)混預(yù)蒸發(fā)過程，直接從燃燒室內(nèi)壁噴射進(jìn)入主燃燒室，并與通過旋流器進(jìn)入主燃燒室的旋轉(zhuǎn)橫向氣流相混合，實現(xiàn)燃料的破碎霧化過程。剪切載荷模式橫向氣流作為旋轉(zhuǎn)氣流的二維簡化形態(tài)，其液體射流破碎原理將更好地為LDWI燃燒室的設(shè)計提供參考。

Wang 等[3]采用高速攝影儀對均勻橫向氣流低速液體射流的初始破碎現(xiàn)象進(jìn)行了實驗研究，分析總結(jié)了表面波波長等尺寸參數(shù)與氣流韋伯?dāng)?shù)、液氣動量比等參數(shù)之間的關(guān)系。萬云霞等[4]對圓柱液體射流的表面剝離現(xiàn)象進(jìn)行了實驗研究，得到了兩種射流破碎長度關(guān)于雷諾數(shù)變化的擬合關(guān)系式。Chigier 等[5]使用高速攝影儀對同軸霧化氣流中具有不同韋伯?dāng)?shù)以及雷諾數(shù)的液體射流現(xiàn)象進(jìn)行了研究，得到不同液體的射流破碎模式。Inamura 等[6]使用PDPA（phase Doppler particle analyzer）設(shè)備分析了均勻橫向氣流中的液體射流破碎霧化現(xiàn)象，得到了液滴平均直徑分布狀況與氣流速度范圍之間的規(guī)律。Wu 等[7]通過實驗和數(shù)值模擬等方式，研究了均勻橫向氣流中不同液體射流速度與橫向氣流的空氣動力比值下的射流破碎現(xiàn)象，得出射流軌跡的發(fā)展規(guī)律。朱英等[8]對液體射流射流破碎的袋式破碎現(xiàn)象進(jìn)行了研究并得到其誘導(dǎo)機理。Stenzler等[9]發(fā)現(xiàn)液體射流穿透深度隨氣流韋伯?dāng)?shù)增大而降低，而Xue 等[10]發(fā)現(xiàn)氣流韋伯?dāng)?shù)對液體射流穿透深度無明顯影響。

以上對于均勻橫向氣流中射流破碎霧化現(xiàn)象的研究較為充分，但對非均勻橫向氣流中射流破碎霧化現(xiàn)象的研究較為缺乏[11]，均勻橫向氣流工況下所得結(jié)論并不適用于LDWI 燃燒室[12]。因此，對剪切載荷模式橫向氣流中液體射流破碎現(xiàn)象進(jìn)行分析，可為真實LDWI 燃燒室中復(fù)雜旋轉(zhuǎn)模式下橫向氣流中的液體射流破碎現(xiàn)象提供理論參考。

1 研究方法

首先，使用數(shù)值模擬方法研究無液體射流情況下的剪切載荷模式橫向氣流流動，分析流場中渦旋的產(chǎn)生與發(fā)展。然后將實驗與數(shù)值模擬相結(jié)合，研究剪切載荷模式下橫向氣流場中的液體射流破碎現(xiàn)象，分析液氣動量比q=（ρavg，L）/（ρavg，g）、平均氣流速度Uavg，g=（Ua+Ub）/2、液體射流速度UL、上下氣流通道進(jìn)口速度比UR=Ua/Ub對液體射流破碎過程及其噴注特性（如液體射流的穿透深度、破碎點位置）的影響。

2 實驗方案

實驗平臺由供氣模塊、供液模塊、觀測模塊、實驗段模塊等組成，其中射流實驗段如圖1 所示。

圖1 實驗平臺設(shè)計圖Fig.1 Schematic diagram of experimental facility

剪切載荷模式橫向氣流是簡化的旋轉(zhuǎn)模式橫向氣流的二維表征，其切向速度隨徑向距離或高度呈線性變化，即在射流方向上橫向空氣來流具有線性的速度梯度，根據(jù)這一要求設(shè)計了相應(yīng)的實驗裝置。整體射流實驗段采用透明亞克力材質(zhì)制造。如圖2 所示，噴嘴直徑d = 2 mm，壁面板厚為3d，射流實驗段軸向長度為250d，整體寬度為42d，兩個氣流進(jìn)口處的高度均為9d，進(jìn)口處中心分隔板的厚度為2d，擴張段最大高度為55d。實驗過程中，氣流從同一氣源分別由a、b 入口進(jìn)入整流段并在實驗段內(nèi)混合。實驗工況設(shè)置如表1～表2 所示。

圖2 射流實驗段示意圖Fig.2 Illustration of experimental section

表1 上下氣流通道進(jìn)口速度比UR 實驗工況參數(shù)設(shè)置（q=10.53）Tab.1 Experimental condition of UR（q=10.53）

表2 液氣動量比q 實驗工況參數(shù)設(shè)置（UR=1）Tab.2 Experimental condition of q（UR=1）

3 數(shù)值模擬方案

結(jié)合實驗工況，數(shù)值模擬工況設(shè)置如表3 所示。

表3 剪切載荷模式橫向液體射流破碎模擬工況Tab.3 Simulation parameter of liquid jet breakup in shear-laden air crossflow

所選流體介質(zhì)為不可壓縮氣體與液體，湍流計算選取Standard K-ε 模型，氣體進(jìn)口1、2 及液體進(jìn)口1 皆為速度進(jìn)口，流體出口為壓力出口，壁面為固定壁面。

針對數(shù)值模擬模型的要求，建立相應(yīng)的計算域并進(jìn)行網(wǎng)格劃分。選取表3 中3 號工況下不同網(wǎng)格數(shù)的數(shù)據(jù)與實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性分析，得到如表4 所示結(jié)果，綜合考慮計算效果與計算量，取網(wǎng)格數(shù)量為89 萬，如圖3 所示。

表4 不同網(wǎng)格數(shù)下數(shù)值結(jié)果與實驗結(jié)果對比Tab.4 Comparison between experimental and numerical results under different grid numbers

圖3 液體射流實驗段數(shù)值模擬模型示意圖Fig.3 Numerical simulation model of liquid jet experimental section

4 剪切載荷橫向氣流場中的模擬結(jié)果

4.1 液體射流的破碎過程

4.1.1 Ua=Ub工況下液體射流破碎過程觀測

首先進(jìn)行上下氣流速度Ua與Ub相等時液體射流破碎過程的實驗結(jié)果分析，圖4 為同一組實驗依次拍攝的射流破碎過程圖，圖像抓取時間間隔為0.001 s，射流破碎過程具有周期性。

圖4 Ua=Ub時橫向氣流實驗液體射流破碎過程Fig.4 Liquid jet breakup process in air crossflow diagram（Ua=Ub）

對比文獻(xiàn)[13]均勻橫向氣流液體射流破碎的研究結(jié)果，可在圖4 中發(fā)現(xiàn)液柱出現(xiàn)明顯的二次彎折，隨后上游液柱開始收縮，下游液柱則由于上游液柱變細(xì)而得到匯聚的液體射流，此段液柱直徑稍微增大，但很快被橫向氣流擠壓成螺旋狀，在表面張力與氣動力的共同作用下，液體射流積聚于整體波動峰值處，隨即由于氣動力與表面張力的不對等，液柱在圖4 橢圓框中所示位置斷裂。坐標(biāo)系定義如圖5 所示，射流破碎處位于噴嘴出口下游Xex=6d 附近，而相同工況下文獻(xiàn)[13]中均勻橫向氣流工況下所得位置為Yex=15d 附近。

圖5 液體射流破碎點位置（Ua=30 m/s，Ub=30 m/s，UL=5 m/s）Fig.5 Liquid jet breakup point position（Ua=30 m/s，Ub=30 m/s，UL=5 m/s）

4.1.2 UR 對射流破碎過程的影響

平均橫向氣流速度Uavg，g一致（45 m/s）時，上下氣流入口速度比UR 的改變會影響液體射流破碎形態(tài)，液體射流速度UL=5 m/s，液氣動量比q=10.53。

UR=1 的基準(zhǔn)組實驗觀測結(jié)果如圖6 所示?？梢钥闯?，其破碎模式與標(biāo)準(zhǔn)均勻橫向氣流中的袋式破碎相似，液柱從噴嘴射出后表面出現(xiàn)振幅較小的一階非對稱振動，隨液柱向下游發(fā)展，抖動幅度變大，到達(dá)實驗段中部位置時，氣流的速度梯度導(dǎo)致氣動力以剪切力形式作用，液柱出現(xiàn)明顯彎折，迎風(fēng)面被擠壓靠近背風(fēng)面，液柱體積進(jìn)一步收縮，形成袋式薄膜并伸出。表面張力減弱，液袋破碎，形成體積較小的液滴，液柱破碎位置距離噴嘴出口處的軸向距離為Xex=12.94d。

圖6 液體射流破碎點位置（Ua=45 m/s,Ub=45 m/s,UL=5 m/s）Fig.6 Liquid jet breakup point position（Ua=45 m/s,Ub=45 m/s,UL=5 m/s）

圖7 對照組實驗射流破碎圖Fig.7 Liquid jet breakup process in air crossflow diagram

對照組射流破碎過程如圖7 所示。液柱在離開噴嘴不遠(yuǎn)處出現(xiàn)小幅度蛇形波抖動，在振幅充分發(fā)展前形成液袋并最終破碎，其液體射流破碎情況與均勻橫向氣流中的情況相似。原因在于，b 進(jìn)口氣流速度Ub較大，下方局部液氣動量比qb較小，導(dǎo)致液柱在尚未充分發(fā)展進(jìn)入剪切混合層的情況下發(fā)生了破碎，近似于高速均勻橫向氣流中的射流破碎情況。由圖7（b）可以看出，當(dāng)UR=2 時，液柱上游部分從噴嘴射出后表面無明顯波動，相較于UR=1 時的液柱更為光滑，原因在于b 進(jìn)口氣流速度較小，氣體動量相對較小，而在液體動量速度不變的情況下，下方局部液氣動量比qb較高，氣流對液柱沖擊的干擾減弱，故在上游液柱表面出現(xiàn)振幅極小的波動。液柱繼續(xù)向下游發(fā)展，由于該工況下氣流速度梯度較大，其剪切強度更大，液柱出現(xiàn)了比圖6 中彎曲程度更大的彎折現(xiàn)象，同時由于更強的氣動剪切力作用，液柱迎風(fēng)面與背風(fēng)面之間更快地被擠壓變薄，液袋出現(xiàn)后普遍在距離噴嘴Xex=8d附近破碎，較圖6 中的距離更短。圖7（c）中液柱在下方更高速的橫向氣流作用下較圖7（a）中液柱更早出現(xiàn)彎曲現(xiàn)象，破碎位置更靠近上游，液柱破碎過程出現(xiàn)了液袋破碎模式與剪切破碎模式混合的現(xiàn)象。圖7（d）中的液體射流在上游階段與圖7（b）中無明顯區(qū)別，在下游階段出現(xiàn)了與圖7（c）中相似的混合破碎模式。

4.2 液體射流的噴注特性

4.2.1 實驗結(jié)果分析

射流軌跡如圖8 所示?？梢钥闯?，UR ＜1 時，液體射流出射后立刻遭遇高速橫向氣流，因此局部q 較低，其軌跡快速發(fā)生變化，整體穿透深度也較低。如果液柱局部q 足夠大，則能使液體射流穿透高速橫向氣流區(qū)域，進(jìn)入低速氣流區(qū)域，射流穿透深度相比均勻橫向氣流更高。UR=0.2 時，射流穿透深度約為6d，UR=0.5 時射流穿透深度約為8d，UR=1 時液體射流穿透深度為13d，因此將UR 從1 降低至0.2 可使射流穿透深度降低47.2%。

UR ＞1 時，液體射流噴嘴附近的橫向氣流速度較低，局部液氣動量比qb較高，能夠提高穿透深度。因此即使局部qb＜10，射流也可到達(dá)橫向氣流速度較高的區(qū)域。當(dāng)射流到達(dá)該區(qū)域，橫向氣流剪切力的增大加速了射流液柱的彎折，使液體射流方向發(fā)生快速變化。因此，盡管液體射流初始穿透能力較強，但與均勻橫向氣流中的液體射流相比，其穿透深度提升有限。UR=5 時，射流穿透高度可達(dá)到18d，相較UR=1 時可提高25%以上，說明UR 對液體射流的穿透深度影響較大。

對于橫向氣流中的液體射流，q 是影響射流穿透深度的主要參數(shù)，穿透深度隨q 增加而增加。圖9 所示為氣流平均韋伯?dāng)?shù)Weavg，g=14.53，UR=1，不同q 值時的液體射流軌跡圖像，在所有工況下射流穿透深度均隨q 的增加而增大。

4.2.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

采用Level Set 耦合VOF 的方法進(jìn)行數(shù)值模擬，所選截面如圖10 所示，x 為軸向，y 為徑向，z 為高度方向。

圖8 射流軌跡（Weavg，g=65.82）Fig.8 Jet trajectory（Weavg，g=65.82）

圖9 不同q 的液體射流破碎圖Fig.9 Liquid jet breakup diagram under different q

1）Ua=Ub時橫向氣流工況

圖10 數(shù)值模擬結(jié)果的分析截面Fig.10 Selected section for numerical simulation analysis

上下氣流速度Ua=Ub=30 m/s，液體射流速度UL=5 m/s，液氣動量比q=23.69 時的振動波動如圖11 所示?？梢钥闯?，液柱噴出后，最初表面光滑平整，隨即發(fā)生了第1 次彎折，表面出現(xiàn)小振幅的不對稱波動，隨后振動幅度增大，螺旋狀非對稱波動出現(xiàn)在第2 次彎折處，液柱逐漸變細(xì)，液體在振動波峰處積聚，最后發(fā)生斷裂破碎，與實驗觀測結(jié)果一致。

圖11 射流液柱表面螺旋振動波動及局部放大圖Fig.11 Spiral vibration fluctuation and local enlargement of liquid jet surface

液柱破碎斷流處截面渦旋結(jié)構(gòu)如圖12 所示。可以看出，引起液柱表面非對稱波的原因在于液柱迎風(fēng)面與背風(fēng)面所受氣動力不對等，且在射流斷裂附近截面存在非穩(wěn)態(tài)不對稱分布的氣動渦旋，使得液柱在其周向方向受力不平衡，進(jìn)而發(fā)生旋轉(zhuǎn)運動，宏觀體現(xiàn)即為螺旋狀前進(jìn)。同時，液柱徑向受力不平衡，從而出現(xiàn)徑向波動，并最終發(fā)生斷裂。

圖12 液柱破碎斷流處截面渦旋結(jié)構(gòu)Fig.13 Sectional vortex structure of liquid column fracture

2）上下氣流入口速度比UR 的影響

氣流場軸向速度流線圖如圖13 所示，上游橫向氣流撞擊液柱迎風(fēng)面后速度極劇下降，迎風(fēng)面一側(cè)壓強快速增大，與背風(fēng)面的壓強差增大，同時背風(fēng)面一側(cè)生成氣流渦旋，擾動液柱發(fā)展。由氣流速度梯度產(chǎn)生的剪切層開始施加剪切力，致使液柱出現(xiàn)二次彎折，液柱被不平衡氣動力擠壓成類橢圓狀，如圖14 所示。在橫向氣流推動下，類橢圓狀液面往背風(fēng)面前進(jìn)，逐漸變薄，最終被擠成袋狀薄膜結(jié)構(gòu)，核心液柱部分呈深色，外圍淺色部分為液體薄膜，液相含量不足10%。

圖13 氣流場軸向速度流線圖（Ua=75 m/s,Ub=15 m/s,UL=5 m/s）Fig.14 Axial velocity streamline diagram（Ua=75 m/s,Ub=15 m/s,UL=5 m/s）

圖14 液袋形成過程模擬（Ua=75 m/s,Ub=15 m/s,UL=5 m/s）Fig.14 Simulation result of liquid bag formation（Ua=75 m/s,Ub=15 m/s,UL=5 m/s）

5 結(jié)語

1）由于上下氣流之間存在剪切層,導(dǎo)致穩(wěn)態(tài)準(zhǔn)線性速度梯度分布下的橫向氣流及在其中的液體射流破碎現(xiàn)象。上下進(jìn)口速度比UR 對剪切層的速度梯度分布及氣流的湍流現(xiàn)象有顯著影響。UR 也明顯影響了液體射流：UR ＞1 時，射流穿透深度較均勻橫向射流中的大；UR ＜1 時，射流穿透深度明顯降低，射流較早發(fā)生破碎，霧化效果更好。

2）液氣動量比q 無論在任何工況下均與液體射流的穿透深度呈正相關(guān)，但氣流平均韋伯?dāng)?shù)Weavg，g則與之無明顯的相關(guān)性。

3）液體射流發(fā)展過程中的液柱形態(tài)變化是由剪切力以及不平衡氣流渦旋等因素共同作用引起的。