发动机喷嘴（精选四篇）
发动机喷嘴 篇1
离心式燃油喷嘴在设计过程中由于介质流动特性、摩擦损失等因素无法准确计算, 通常导致按照设计尺寸加工的喷嘴流量、喷雾锥角等参数与设计值不符, 而测绘、仿制等方法得到的喷嘴由于叠加了测量误差和实物状态差异导致这一问题更为突出。通常的方法使通过对实物反复调整、试验以找到其变化规律, 进而完善设计尺寸, 但这种方法耗时、低效。 如果能够找到与试验喷嘴相近的成熟结构喷嘴进行对比, 使试验、计算有一定方向性, 则可以极大地提高效率。
1 问题描述
某型发动机使用燃油为燃料, 其起动喷嘴设计参数为:
供油压力0.32MPa时:
流量:3.8±0.5L/h
喷雾锥角:55°±5°
喷嘴结构尺寸仿测于原准机。 首批零件试验时, 发现起动喷嘴的喷雾锥角符合设计参数要求, 但流量偏大, 约78.5% 的喷嘴流量在 ( 4.5~5.2) L/h之间, 超出设计参数上限 ( 0.2~0.9) L/h。 按常规方法对喷嘴关键尺寸进行研磨, 流量值降低量有限, 且会导致喷雾锥角变化超出设计参数。因此需要重新调整喷嘴关键结构尺寸。
2 原因分析
由于该喷嘴的设计参数与某型现役批产发动机加力燃烧室点火器喷嘴的参数一致, 且同为离心式喷嘴, 因此将2 个喷嘴的关键尺寸及设计参数进行对比, 具体情况见表1。 批产机的喷嘴在多个批次的生产中, 没有出现流量超差的情况, 流量平均值处于设计参数中限偏上, 其结构尺寸应该是符合流量要求的。
从表1 中可以看出, 研制机的试验压力比批产机高, 而流量要求一致, 这就需要研制机的喷嘴中心孔尺寸比批产机小, 但由于中心孔直径的减小量, 不足以抵消因试验压力提高对流量增大的影响, 因而造成了研制机喷嘴流量偏大的结果。
由于研制机起动喷嘴尺寸来源于测绘, 存在测量误差或实物差异导致尺寸偏离原状态的可能性, 因此很可能是因中心孔及切向进油孔尺寸测绘不准, 而导致流量偏离设计参数。
3 理论计算
离心式喷嘴设计主要应用以下几个公式:
离心式喷嘴几何特性:
离心式喷嘴几何特性A、喷口有效截面系数 ε、流量系数 μ、喷雾锥角 α 之关系可以表示为:
以上公式均不考虑摩擦及燃油粘性。
3.1研制机喷嘴流量偏大估算
根据几何特性公式计算得出:
批产机喷嘴:几何特性AP=3.7流量系数μP=0.19
研制机喷嘴:几何特性AY=4.2流量系数μY=0.17
由离心喷嘴流量公式, 容积流量
当其他条件不变时, 流量与流量系数, 中心孔面积和供油压力平方根成正比, 因此, 按照表1 给定的尺寸和供油压力, 估算研制机起动喷嘴流量为
根据生产中的统计数据, 按批产机喷嘴流量为中限值偏上3.8~4.3L/h计算, 研制机起动喷嘴理论计算的流量范围应为4.4~4.9L/h, 试验件实测范围为4.5~5.2L/h。
由计算结果可知, 研制机起动喷嘴理论计算流量与实测流量数据基本一致, 符合所测得流量范围, 因此中心孔及切向进油孔尺寸偏大的分析是正确的。
3.2 重新设计研制机起动喷嘴
根据离心喷嘴设计原理, 当几何特性值保持不变时, 喷雾锥角不变。 因此为使研制机喷嘴流量满足设计要求, 需对起动喷嘴的有关尺寸重新设计, 为此采取如下措施:
①进一步缩小中心孔直径; ②为保证喷雾锥角不变, 故需相应缩小切向进油孔直径。
具体计算如下:
由喷嘴几何特性公式, 令切向圆直径和切向孔数保持不变。
改进前研制机喷嘴几何特性为4.2;
将相关尺寸改为r=0.2 R=1.5 n=2;
经计算改进后几何特性仍为4.2;
切向孔直径为0.189, 取圆整尺寸0.19。
重新设计前、后起动喷嘴几何特性基本不变, 喷雾锥角不会发生变化。
由流量公式计算:
更改后流量/更改前流量=0.2/0.225=0.79
更改后流量=0.79× ( 4.5~5.2L/h) = ( 3.1~3.7) L/h
以上计算均未考虑燃油粘性, 由资料可知, 考虑燃油的粘性与摩擦后, 喷口中心孔的空气涡尺寸减小, 有效截面系数增大, 流量系数加大。即在相同的供油压力下, 对同一结构喷嘴, 实际流体比理想流体流量系数大, 通过喷嘴的流量也大。 因此研制机起动喷嘴中心孔直径、切向进油孔直径减小后是能够满足流量要求的。
4流量试验和数理分析
4.1流量试验
根据改进设计结果, 加工一批试验件, 测试结果见表2。 由表2 可以看出, 本批起动喷嘴试验件的流量全部符合设计要求, 说明理论分析和计算与试验结果是吻合一致的。
4.2 数理分析
零件加工尺寸公差服从正态分布, 由尺寸公差决定的流量数值也应服从正态分布。 根据数理统计分析理论, 取本批试验件做为总体的一个子样这里, N=13。
经计算, 样本均值为3.838, 子样方差为0.1552, 均方差为0.155, 故流量试验数据服从均值为3.838, 方差为0.1552的正态分布。
记为Q~N ( 3.838, 0.1552) 。
在99.73%概率区间内, 实测流量范围应为3.373~4.303L/h。
根据概率分布计算在合格流量范围内 ( 当3.3≤Q≤4.3) 的概率, 流量一次试验合格概率为99.84%, 不合格概率为0.16%。
如果该型发动机研制完成后, 生产1000 台发动机, 按照每台发动机上装有两个起动喷嘴, 则相当于仅有1 台发动机的起动喷嘴, 流量一次试验不合格。 且对于流量偏小的喷嘴, 还可以通过研磨孔的方法, 使流量调整合格。
5 结论
①用批产喷嘴与研制喷嘴进行对比的方法行之有效, 准确的找到了研制喷嘴的问题所在, 为后续的设计、调试提供了方向性的指导;
②由于粘性、摩擦等无法评估的因素影响, 想将喷嘴参数设计至理论值中限较为困难, 可以结合后期的调试提高喷嘴的合格率;
③重新设计的研制机起动喷嘴流量试验数据已经符合设计要求, 理论计算一次试验合格率能够达到99.84%。
参考文献
[1]李长林.航空发动机主燃烧室设计[M].西北工业大学出版社.
[2]浙江大学数学系.概率论与数理统计人民教育出版社.
发动机喷嘴 篇2
某型先进发动机燃油喷嘴雾化特性的试验研究及火焰筒头部数值模拟
使用相位多普勒粒子分析仪和激光多普勒粒子测速仪系统(PDPA/LDV)等设备测量了某型航空发动机喷嘴的`雾化特性,主要包括:喷嘴流量特性,雾化粒度(SMD)和喷雾锥角.应用Fluent软件,对装用该喷嘴的燃烧室火焰筒进行了数值模拟.试验和计算结果得出了一些有价值的结论,对该发动机的燃油喷嘴和火焰筒头部温度场、速度场有深入了解,对其改进提供了重要依据.
作 者：王立 张宝诚 赵硕 WANG Li ZHANG Bao-cheng ZHAO Shuo 作者单位：沈阳航空工业学院飞行器与能源工程学院,辽宁,沈阳,110136刊 名：沈阳航空工业学院学报英文刊名：JOURNAL OF SHENYANG INSTITUTE OF AERONAUTICAL ENGINEERING年，卷(期)：200825(2)分类号：V223关键词：燃油喷嘴 雾化特性 数值模拟
发动机喷嘴 篇3
通过这次设计，NASA工程师推进了3D打印技术的极限。他们先把设计方案输入3D打印计算机，然后由打印机一层层打出每个部分，通过激光把金属粉末融合在一起，这一过程叫做选择性激光熔融。
3D打印也叫加法制造。设计者可以用40个喷头打印一个整体部件，而不用分别制造。他们打印的部件在尺寸上类似小火箭发动机喷嘴，而设计上却类似推进大型发动机如RS-25发动机的喷嘴。RS-25发动机是用来推进NASA空间发射系统（SLS）火箭的，是举重型探测类火箭，将把人类带到火星上。
“我们不只是想测试一个喷嘴，还想证明3D打印能给火箭设计带来变革，提高系统性能。”马歇尔工程指挥部主管克里斯·辛格说，“在测试中，这些部件表现得出乎意料的好。”如果用传统制造方法，要造163个单独零件然后再组装起来，但3D打印只需两个零件，不仅节约了时间金钱，而且造出的部件能提高火箭发动机性能，减少失败可能性。
两个火箭喷嘴分别由两家公司打印。“我们的目标之一是与多家公司合作，为这种新的制造工艺制定标准。”马歇尔推进工程师詹森·特宾说，“我们与行业合作，学习怎样在航空硬件制造的每个阶段——从设计到空间操作，利用这种加法制造的优势。我们正在把学到关于火箭发动机部件制造的一切，应用到空间发射系统及其他航空硬件上。”
由于加法制造设计独特，不仅能帮设计师制造和测试火箭喷嘴，还能使测试更快更智能。马歇尔中心拥有室内加法制造能力，“这让我们能看到测试数据，根据数据来修正部件或测试标准，迅速改变生产再返回来测试。”负责本次测试的推进工程师尼古拉斯·凯斯说，“这会加速整个设计、开发与测试过程，让我们能以更少的风险和成本努力改革设计。”
本着降低未来发动机的制造复杂性、节约时间、减少制造组装成本的目的，工程师们不断测试越来越复杂的喷嘴、火箭喷管及其他零件。对于改进火箭设计、完成深空任务来说，加法制造是一种关键技术。
发动机喷嘴 篇4
发动机喷嘴的功用是使燃料充分雾化和混合,以产生高效、稳定的燃烧,因此喷嘴在发动机燃油雾化燃烧动态系统中起着极其重要的作用,但是在燃油喷射过程中会产生空化。空化的出现是由于高速流动的燃油在喷孔入口处,由于拐角的存在,流体产生局部流动分离以及孔口收缩,引起横截面面积减小而引起的[1]。依据质量守恒和动量守恒定律,此截面上的流速会急剧增大,从而引起喷孔入口处产生压力降,当局部压力低于流体的饱和蒸汽压时,就会导致空化现象的产生,但是空化并不严格遵循这个简单的模型。空化的形成与很多因素有关,对于发动机喷嘴而言,空化与喷嘴的几何形状、针阀的升程、工作的条件(喷射压力和背压)以及燃油的物性有关。
空化会对喷嘴产生气蚀磨损[2],同时空化对喷雾效果也会产生重要的影响[3],所以研究发动机喷嘴中的空化现象有着重要的意义。近年来,随着化石燃料的紧缺以及环保要求的提高,发动机代用燃料的开发和利用已经受到越来越多的重视和关注[4,5]。但有些代用燃料的含水量较高[4],且黏性较大,这些代用燃料与传统的商用柴油在理化性能上的差异,势必会对喷嘴内部的空化现象产生影响。因此研究流体物性对喷嘴内部的空化影响势在必行。已有研究者利用水为流体介质研究了喷嘴中的空化现象[6]。本文利用数值模拟的方法研究流体物性(黏度、饱和蒸汽压、表面张力)的变化和喷嘴几何形状的变化(入口圆角和长度)对空化初生的影响,为进一步研究可替代燃料对发动机喷嘴空化的影响奠定了一定的基础。
1 计算模型及验证
1.1 计算模型
数值模拟的模型采用混合多相流模型。基本控制方程有连续性方程和动量方程,湍流采用标准k-ε模型,壁面处理采用标准壁面函数,不考虑气液两相间的相对运动[7]。空化模型为全空化模型,基本方程在文献[8]中详细给出,不可凝气体的质量分数均设为1.5╳10-5。利用Fluent软件进行不依赖时间的稳态的二维数值模拟。
数值模拟中流体的密度保持不变,为1000kg/m3。主要考察饱和蒸汽压、黏度和表面张力这三个方面物性参数变化对空化的影响。流体物性参数变化的具体数值见表1,组合出共有18种物性参数不同的流体。虽然实际流体的物性参数并非任意组合都存在,对不同流体,黏度、表面张力及饱和蒸汽压之间可能并非完全独立,但此研究对考察流体物性参数对空化初生的影响仍有一定价值。
数值模拟中喷嘴的几何形状有3种:长径比L/d分别为8和16的直角喷嘴,L/d=8、入口圆角R=0.8mm的圆角喷嘴。喷嘴的入口直径与出口直径之比均为D/d=2.88,喷嘴的出口直径为4mm。3种二维轴对称喷嘴的网格划分如图1所示。分别在几何形状不同的喷嘴中,利用数值模拟的方法计算出上述18种物性参数不同的流体所对应的临界空化压力。
1.2 计算模型验证
采用文献[9]实验中所用的准二维透明的喷嘴模型对计算模型进行验证。喷嘴模型尺寸如下:截面为矩形,厚0.30mm,入口直径D=0.301mm,出口直径d=0.284mm,长度为L=1.00mm,R=0.02mm。文献[9]在实验中的边界条件如下:入口喷射压力p1固定为10MPa,改变出口背压。为了节省计算时间,考虑模型结构对称的特点,计算时采用二维模拟,网格划分如图2所示。
分别取4.0MPa、3.0MPa、2.5MPa作为出口背压p2进行计算,所得结果中包含气相体积分数分布图和质量流量值,模拟所得结果与文献[9]实验结果的比较如表2所示。
由表2可以看出:在文献[9]的实验中,p2=4.0MPa时,喷孔内处于空化初生流动状态,p2=3.0MPa时达到文献[9]所提到的“临界空化”状态,p2=2.5MPa时,气相延伸至喷孔出口处达到超空化状态;在仿真结果中,p2=4.0MPa时,得到的空化区域比实验中略小,在p2为3.0MPa、2.5MPa时均与实验结果吻合较好。在表2中同时比较了仿真和实验中所得质量流量,可见两者之间误差较小。因此,本文的数学模型是合理的,能够较准确地预测空化行为。
2 结果与讨论
确定临界空化压力的方法是:保持背压p2不变,恒为95kPa,改变入口喷射压力,计算不同入口喷射压力条件下的流量系数。流量系数是实际流量与理论流量的比值,流量系数Cd的计算公式为
式中,qma为喷孔实际质量流量;A为出口面积;ρ为密度。
qma和A的值可从数值模拟的计算结果中直接得到。当所得到的流量系数为最大值时,确定所对应的入口喷射压力为临界空化压力。
数值模拟的结果表明,随着入口喷射压力的增大质量流量均随之增大,但流量系数的变化趋势却随着入口喷射压力的增大,开始时增大,此时喷嘴内部不发生空化,然而当入口喷射压力达到某一值时,流量系数达到最大值,此时喷嘴内部空化现象初生;之后,随着入口喷射压力的进一步增大,流量系数却随之减小。这与Singhal等[8]的研究结果一致。由此说明数值模拟的准确性和可靠性。在此确定流量系数达到最大值时所对应的入口喷射压力为临界空化压力。
图3所示为L/d=8的直角喷嘴中,具有不同物性参数流体的临界空化压力,图中,pv为流体的饱和蒸汽压。
数值模拟结果表明:当流体的黏度与饱和蒸汽压为某一值时,虽然流体表面张力分别为0.02N/m和0.07N/m,但两种流体空化初生的临界空化压力值是相同的,说明表面张力的变化对空化的初生没有影响。虽然液体的表面张力对空泡膨胀与收缩过程的影响是明显的[10],表面张力愈大的液体中空泡能达到的最大直径愈小,表面张力加速了空泡的收缩过程,对其膨胀过程起了延缓作用,但本研究发现,表面张力对空化初生的影响不大。
但流体黏度和饱和蒸汽压的变化均对空化初生产生影响,如图3和表3所示。在黏度相同的情况下,随着流体饱和蒸汽压的值不断增大,空化初生的临界空化压力的值不断减小,这表明流体饱和蒸汽压的值越高,流体在喷嘴的流动过程中越容易蒸发成汽态,在喷嘴内部产生更大的低密度区,越易发生空化。这与Franzoni等[11]的研究结果一致。
从图3还可发现,当不同流体的饱和蒸汽压相同时,黏度越高的流体发生空化的临界空化压力值越大,表明流体黏度越高,越不容易发生空化。这与Roosen等[12]和Winklhofer等[9]的研究结果也一致。虽然黏度不同的水和柴油沿喷嘴孔形成空化的流体模式是类似的,但在相同条件下,黏度较大的柴油的空化程度要比水低。柴油的空化出现在较高喷射压力的情况下。
为了进一步对喷嘴内部的空化初生进行分析,引入了空化数,空化数k定义如下:
表3所示为黏度和饱和蒸汽压不同时9种流体在空化初生时即入口喷射压力为临界空化压力时的临界空化数。
可见,在流体黏度不变时,尽管随着流体饱和蒸汽压的升高,临界空化压力下降,但流体黏度相同时的3个流体的临界空化数的值是相近的。由此可以推断饱和蒸汽压虽对临界空化压力产生影响,但对临界空化数的影响较小,临界空化数反映了空化初生。
本文同时研究了喷嘴的几何形状对空化初生的影响。图4所示是在饱和蒸汽压相同的条件下,三种形状不同的喷嘴(R=0.8mm且L/d=8的喷嘴、L/d=8的直角喷嘴和L/d=16的直角喷嘴)中,临界空化压力的变化,藉此可以反映R和L/d对临界空化压力的影响。
由图4可见,在饱和蒸汽压和黏度相同的流体中,几何形状不同的喷嘴中的临界空化压力是不同的,在圆角喷嘴中,临界空化压力要比直角喷嘴大。直角喷嘴中,临界空化压力在2.88～463kPa之间,圆角喷嘴中,临界空化压力在4.62～778kPa之间。而物性参数相同的流体在L/d分别为8和16的直角喷嘴中的临界空化压力也是不同的:在L/d=16的直角喷嘴中,临界空化压力在3.68～4.63kPa之间;在L/d=8的直角喷嘴中,临界空化压力在288～337kPa之间。说明L/d越大,相同条件下,临界空化压力越大。与L/d=8的直角喷嘴中的空化现象类似,对于黏度相同的流体,尽管饱和蒸汽压变化,但其临界空化数是接近的。这样,为了比较圆角和L/d对空化初生的影响,我们计算了不同黏度的流体发生空化初生时的临界空化数。每个黏度值所对应的临界空化数为饱和蒸汽压不同时所计算的临界空化数的平均值。图5所示为不同形状喷嘴中不同物性参数的流体所对应的临界空化数。
由图5a可看出,在直角和圆角喷嘴中,流体空化初生的临界空化数都随着流体黏度的增大而减小。由上述空化数的定义可知:临界空化数越小,则临界空化压力越高,表明越难发生空化。而黏度相同的流体,在直角喷嘴中的临界空化数要比圆角喷嘴中的临界空化数大。表明在圆角喷嘴中较难发生空化,这与Schmidt等[13]研究成果一致。由于喷嘴入口处的圆角能影响喷嘴喉部所形成的回流区的大小,减小了液体和固壁分离区域的长度,抑制了流动过程中的紊流,所以带圆角的喷嘴能减弱空化,圆角半径越大,气蚀强度越低。
由图5b可以看出,L/d的数值越大,即喷嘴的长度越长,越难发生空化。这与Lee等[3]的研究成果一致。这可能是由于喷嘴长度越大,流体和喷嘴壁之间的摩擦损失越多,故形成空化所需要的能量越大,从而造成临界空化压力增大。
3 结论
(1)流体的黏度与饱和蒸汽压会对空化初生产生影响。黏度越大的流体,发生空化的临界空化压力越大。饱和蒸汽压越大的流体,发生空化的临界空化压力越小。但流体表面张力对临界空化压力几乎没有影响。
(2)喷嘴的几何形状会对空化初生产生影响。随着喷嘴入口处圆角半径和喷嘴长度的增大,发生空化的临界空化压力均越大,即越难发生空化。
(3)在其他条件相同情况下,随着流体饱和蒸汽压的变化,临界空化压力会随之变化,但其临界空化数保持相对稳定。