邱慶剛，賈丹丹，朱曉靜，尹曉奇，沈勝強(qiáng)

(大連理工大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，遼寧大連 116024)

離心式噴嘴結(jié)構(gòu)簡單，動(dòng)能消耗低，噴淋擴(kuò)散角大，而且不易堵塞，所以在石油化工、海水淡化、噴淋干燥以及航空等行業(yè)中具有廣泛的應(yīng)用.離心式噴嘴噴射過程:液體通過噴嘴入口被加速并進(jìn)入旋流室，旋轉(zhuǎn)的液體被離心力甩向旋流室壁并形成1個(gè)空心錐，液體以不斷變薄的液膜形式從噴嘴出口離開，液膜是不穩(wěn)定的并破碎成索帶狀和液滴.一般認(rèn)為從噴嘴噴射整個(gè)過程可分為3個(gè)階段:液膜形成、液膜破碎和形成液滴［1］.

近年來國內(nèi)外學(xué)者對噴嘴噴淋特性進(jìn)行了大量的研究.劉聯(lián)勝等［2］研究了環(huán)狀出口氣泡霧化噴嘴出口的液膜破碎過程與噴霧性能;王曉英等［3］設(shè)計(jì)了雙流體噴嘴，利用氣體動(dòng)能提高霧化效果.J.C.Thompson等［4］對扇形椎噴嘴和中空錐形噴嘴的流動(dòng)和出口液膜的穩(wěn)定性進(jìn)行了試驗(yàn)研究;Han Zhiyu等［5］用數(shù)值模擬的方法對旋流式噴嘴噴射的液膜厚度和液滴進(jìn)行了研究，測出了噴嘴出口處液膜的厚度，并擬合出噴嘴錐形液膜破碎長度的半經(jīng)驗(yàn)公式.

筆者應(yīng)用VOF的界面跟蹤方法和realizablek-ε湍流模型對噴嘴出口液膜進(jìn)行數(shù)值研究，分析噴嘴出口結(jié)構(gòu)參數(shù)對液膜厚度的影響規(guī)律.

1 數(shù)值模擬方法

1.1 計(jì)算方法

在數(shù)值計(jì)算中采用VOF算法模擬噴嘴內(nèi)外的流動(dòng)過程.C.W.Hirt等［6-7］最早提出了 VOF方法，此方法可適用于任何2種不可壓縮、不混合，且相互間滑移可忽略的流體計(jì)算.本研究的工質(zhì)為水和空氣(壓縮性不強(qiáng)時(shí))，適合VOF方法.

VOF方法根據(jù)定義1個(gè)標(biāo)量場函數(shù)體積分?jǐn)?shù)φ來表征第2流體在計(jì)算單元中的分布，大小為第2流體在單元中所占體積分?jǐn)?shù).若φ=0，則在單元全部為第1流體;若φ=1，則說明該單元全部為第2流體所占據(jù);當(dāng)0＜φ＜1時(shí)，則該單元中部分為第1流體，部分為第2流體.文中空氣為第1流體，液態(tài)水為第2流體.根據(jù)文獻(xiàn)［8］的結(jié)果，本研究采用realizablek-ε湍流模型.

1.2 控制方程

假定氣液兩相之間不存在化學(xué)反應(yīng)和物理相變，且不考慮相間和相內(nèi)的熱交換，流體按照不可壓縮處理.VOF模型控制方程如下:

連續(xù)方程為

式中:p為流體時(shí)均壓力;t為時(shí)間;u為時(shí)均速度.

動(dòng)量方程為

式中:g為重力加速度;F為體積力;ρ為流體密度.

體積分?jǐn)?shù)方程為

式中:φ2為液相體積分?jǐn)?shù)，ρ=φ2ρ1+(1-φ2)ρ2;ui=φ2ui1+(1-φ2)ui2，下標(biāo)1，2 為氣相和液相.

realizablek-ε模型的k和ε運(yùn)輸方程為

式中:E為平均應(yīng)變率;υ為運(yùn)動(dòng)黏度;C1，C2為常數(shù).

1.3 網(wǎng)格和邊界條件設(shè)置

利用GAMBIT軟件對計(jì)算區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分.在進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，考慮到不同位置處流動(dòng)情況的不同，對噴嘴旋流室采用四面體混合網(wǎng)格劃分，圓柱噴射區(qū)域采用六面體結(jié)構(gòu)尺寸劃分，網(wǎng)格總數(shù)為332 848，節(jié)點(diǎn)數(shù)為284 026.計(jì)算中，將噴嘴旋流室頂部中心定為坐標(biāo)原點(diǎn)，沿旋流室軸向方向取為z軸方向，與其垂直的面為xy面.物理模型和網(wǎng)格如圖1所示.

圖1 計(jì)算網(wǎng)格劃分

噴嘴進(jìn)口設(shè)置為速度入口，而且入口第2相體積分?jǐn)?shù)設(shè)置為1，即表示噴嘴進(jìn)口進(jìn)入的全為液體(水);分別對流量為 0.83，1.11，1.27，1.38，1.55，1.66 kg·s-1等幾個(gè)工況進(jìn)行模擬.空氣入口采用壓力入口，表總壓設(shè)為0 MPa，第2相的體積分?jǐn)?shù)設(shè)為0，即表示空氣入口進(jìn)入的只有空氣.噴嘴出口為壓力出口，出口第2項(xiàng)回流比設(shè)置為0，即當(dāng)發(fā)生回流時(shí)，回流全部為氣體(空氣);其他邊界采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行計(jì)算.

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的對比

在本研究中，噴淋半錐角的確定引用文獻(xiàn)［9-11］的方法，即通過噴口處液膜的軸向、徑向和切向速度進(jìn)行計(jì)算獲得噴淋半錐角.噴淋半錐角函數(shù)定義為

式中v軸，v徑，v切分別為軸向、徑向和切向速度.

試驗(yàn)值［9］和模擬值的比較如圖2所示.

圖2 試驗(yàn)值和模擬值的比較

從圖2可以看出:模擬值要比試驗(yàn)值小，而且隨著流量的增大，模擬值和試驗(yàn)值之間的差越來越小.在建模時(shí)，為了便于建模和模擬計(jì)算，將噴嘴的結(jié)構(gòu)尺寸稍微進(jìn)行了簡化，對一些邊緣位置和死角處做了簡單的處理.另外在計(jì)算中，對工質(zhì)的物性參數(shù)和計(jì)算問題做了某些簡化假設(shè)，這樣導(dǎo)致物理模型和實(shí)際噴嘴存在一定的偏差，導(dǎo)致最后模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果有一定的誤差.噴淋半錐角模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的最大誤差為15%.從試驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果的總體變化趨勢來看，二者的變化趨勢是一致的.

2.2 噴嘴出口液膜厚度的分析

入口速度v=1.94 m·s-1時(shí)，x=0處截面(噴嘴軸截面)的兩相圖如圖3所示，液體在進(jìn)入旋流室后，液膜緊貼噴嘴內(nèi)壁，在旋流室內(nèi)的液膜厚度不同.在旋流室軸心線處形成一個(gè)低壓區(qū)，對噴嘴出口外的空氣抽吸，在抽吸的作用下，會(huì)出現(xiàn)一個(gè)錐形的空氣心，越靠近出口，空氣心半徑越大，液膜越薄;距離噴嘴出口的距離越遠(yuǎn)，液相的體積分?jǐn)?shù)越小，在噴嘴出口下方約15 mm位置處，液相體積分?jǐn)?shù)已小至0.5，可以認(rèn)為在此處噴淋液已完全破碎為液滴.

圖3 x=0界面局部位置兩相分布圖

在噴射充分發(fā)展的情況下，噴嘴出口處的橫截面的氣液兩相分布如圖4所示.

圖4 噴嘴出口處液膜厚度示意圖

從圖4可以看出:液膜在此截面上以環(huán)狀形式存在，分布在周邊區(qū)域，中間有一空心氣錐，空心氣錐呈圓柱形存在.此截面上，在由軸心位置沿徑向方向發(fā)展的過程中，液相體積分?jǐn)?shù)由0增大到1，最后在最邊緣區(qū)域減小至0.具體的液相體積分?jǐn)?shù)的分布如圖5所示.

圖5 流量為1.11 kg·s-1時(shí)的液相體積分?jǐn)?shù)分布

將液相體積分?jǐn)?shù)大于0.5的節(jié)點(diǎn)定義為液膜區(qū)域，其他區(qū)域?qū)?yīng)空氣錐區(qū)，夾在0和1之間的區(qū)域?yàn)闅庖合嘟缑?根據(jù)液相體積分?jǐn)?shù)的分布可知:在此處液膜區(qū)域的水平距離為6.00 mm，考慮到噴淋半錐角為55°，則此處的液膜垂直厚度為3.45 mm.不同流量下的噴嘴出口液膜厚度的分布如圖6所示.

圖6 不同流量下的噴嘴出口液膜厚度

從圖6可以看出:在同一入口流量下，液膜在離開噴嘴后，液膜的厚度隨軸向距離的增大呈下降趨勢，在出口處的厚度最大，離開噴口的距離越遠(yuǎn)，液膜厚度變得越來越薄.這是因?yàn)樵谝耗さ陌l(fā)展過程中，液膜和空氣氣流相互作用的結(jié)果，隨著流量的增大，在噴嘴出口附近位置的液膜厚度較大.然而從液膜破碎距離來看，流量越大，液膜的破碎距離越短.因此可以得出，在低流量下，液膜的破碎長度較長，流量越大，液膜越能夠更快地破碎.

2.3 噴嘴出口結(jié)構(gòu)對出口液膜厚度的影響

分析了噴嘴出口擴(kuò)散角、噴嘴出口直徑和噴嘴出口直管段［12］等結(jié)構(gòu)尺寸的改變對噴嘴出口后的液膜厚度的分布和液膜破碎長度變化的影響規(guī)律.

2.3.1 出口擴(kuò)散角的影響

噴嘴入口流量為1.11 kg·s-1，即入口速度為1.94 m·s-1時(shí)，噴嘴出口擴(kuò)散角分別為 0°，36.8°，45.0°，60.0°時(shí)，噴嘴出口外的液膜厚度沿軸向距離的分布如圖7所示.

圖7 不同出口擴(kuò)散角時(shí)液膜厚度分布

從圖7可以看出:擴(kuò)散角越大，同一位置的液膜厚度較薄.出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因是:當(dāng)出口擴(kuò)散角變大時(shí)，出口處的噴淋錐角度會(huì)變大，噴淋液所占的區(qū)域也變大，噴淋液膜和空氣的接觸面積增大，使得在液膜的發(fā)展中和倒吸的空氣流相互作用變大，液膜表面的不穩(wěn)定波動(dòng)變得更加強(qiáng)烈，加速了液膜的破碎.然而，從噴射距離來講，由液膜破碎而形成的液滴，在運(yùn)動(dòng)中會(huì)受到空氣阻力和其他液滴的碰撞作用，因此和液膜相比，液滴的噴距會(huì)較短些.由此可以得出:噴嘴出口擴(kuò)散角變大，噴淋錐角變大，液膜破碎距離變短，即液膜更容易破碎，有助于噴淋液的霧化，而噴距會(huì)隨噴嘴出口擴(kuò)散角的增大而減小.

2.3.2 出口直徑的影響

噴嘴入口流量為1.11 kg·s-1，即入口速度為1.94 m·s-1時(shí)，噴嘴出口直徑d分別為 34，36，38，40 mm時(shí)，噴嘴出口外的液膜厚度沿軸向距離的分布如圖8所示.

圖8 不同出口直徑時(shí)液膜厚度分布

從圖8可以看出:在噴嘴出口處(x=0)，出口直徑越大，液膜的厚度稍大些，原因是出口直徑越大，噴嘴從旋流室到出口的流道截面面積變化較小，在此處流體的動(dòng)能損失相應(yīng)變小，在旋流室內(nèi)充分旋轉(zhuǎn)形成的環(huán)狀液膜受到的波動(dòng)較小.在液膜的發(fā)展過程中，噴嘴下方某一軸向位置處，出口直徑越大，該處的液膜厚度也越大，液膜的破碎距離也越長.噴嘴直徑越大時(shí)，旋流室內(nèi)的空氣心會(huì)比較大，此時(shí)在兩相界面處，液膜和空氣的相互作用會(huì)增強(qiáng)，空氣氣流相對于液膜的逆向流動(dòng)會(huì)使液膜的波動(dòng)增強(qiáng)，導(dǎo)致液膜不穩(wěn)定性增強(qiáng).

2.3.3 出口直管段長度的影響

噴嘴入口流量為1.11 kg·s-1，即入口速度為1.94 m·s-1時(shí)，噴嘴出口直管段長度l分別為2，4，6，8 mm時(shí)，噴嘴出口外的液膜厚度沿軸向距離的分布如圖9所示，噴嘴出口直管段越長，液膜破碎長度越短.原因是當(dāng)噴嘴出口處的直管段較短時(shí)，在噴嘴旋流室內(nèi)已完成充分旋轉(zhuǎn)的液體在此處的動(dòng)能損失較小，使得在離開直管段時(shí)，噴出的液體的速度較大，即液膜的速度較大;當(dāng)直管段較長時(shí)，液體在出口處的擾動(dòng)比較激烈，使得在旋流室內(nèi)充分旋轉(zhuǎn)而成的液膜受到的波動(dòng)較大，導(dǎo)致出口后的液膜厚度較小.從總體來看，出口直管段長度對液膜在噴嘴出口后期發(fā)展的影響不大，作用不明顯.

圖9 不同出口直管段時(shí)液膜厚度分布

3 結(jié)論

1)液膜在噴嘴出口處以環(huán)狀形式分布，噴嘴旋流室內(nèi)液膜緊貼噴嘴內(nèi)壁，在中心形成一個(gè)空氣錐，越靠近出口，空氣心半徑越大，液膜越薄.噴嘴入口流量增大，液膜厚度變大，液膜的破碎距離越短.

2)出口擴(kuò)散角越大，液膜越薄，液膜破碎長度越短;出口直徑越大，液膜破碎長度越長，但是液膜厚度不穩(wěn)定，尺寸上下浮動(dòng)較大;噴嘴出口直管段越長，液膜破碎長度越短，但對液膜在噴嘴出口后期發(fā)展的影響不是很大.

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