林鴻亮， 劉道銀， 劉 猛， 陳曉平

（東南大學(xué) 能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京210096）

國(guó)內(nèi)外學(xué)者也對(duì)噴嘴霧化特性進(jìn)行了大量的模擬研究.Ozer等［8］通過試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究了氣體霧化噴嘴的噴霧特性，發(fā)現(xiàn)CFD 軟件可以很好地預(yù)測(cè)噴嘴霧化特性，并且霧化氣體壓力對(duì)噴霧特性有很重要的影響.錢麗娟等［9］對(duì)水在空氣中湍動(dòng)霧化射流的氣液兩相流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究了不同工況下液滴粒徑沿軸向的變化趨勢(shì)，并將數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在多種氣液比下進(jìn)行比較，兩者吻合很好.劉閎釗等［10］對(duì)旋流噴嘴在脈動(dòng)壓力作用下的內(nèi)部流動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)瞬時(shí)流量和霧化角均呈現(xiàn)與脈動(dòng)壓力頻率相同的周期性變化，且瞬時(shí)流量與霧化角之間相位相差一個(gè)π角.

以上研究主要集中于單個(gè)噴嘴的霧化特性，通過試驗(yàn)及數(shù)值模擬研究了單個(gè)噴嘴在不同工況下氣液流場(chǎng)的變化規(guī)律.為了得到兩個(gè)噴嘴相互作用的噴霧特性，筆者首先對(duì)不同類型的單個(gè)噴嘴進(jìn)行噴霧試驗(yàn)，然后模擬兩相噴嘴的噴霧特性，詳細(xì)研究了霧化液滴平均直徑隨液體壓力、軸向距離、徑向距離和氣液質(zhì)量流量比（即氣液比，air liquid ratio，ALR）的變化規(guī)律，在此基礎(chǔ)上研究噴嘴水平間距對(duì)兩個(gè)兩相噴嘴噴霧特性的影響.

1 多噴嘴噴霧試驗(yàn)系統(tǒng)

噴嘴霧化試驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示，噴嘴全部為水平噴射.以空氣和水為工質(zhì)，分別由空氣壓縮機(jī)和水泵提供.該系統(tǒng)可以自由切換單相（水）和兩相（空氣－水）噴嘴霧化，比較不同噴嘴實(shí)際霧化效果.

圖1 噴嘴霧化試驗(yàn)系統(tǒng)圖Fig.1 Experimental facility for nozzle atomization tests

試驗(yàn)中單相噴嘴為壓力式細(xì)水霧化噴嘴，液體壓力和水泵頻率一一對(duì)應(yīng)，兩相噴嘴為雙流體外混式噴嘴.兩種噴嘴主要參數(shù)見表1.為了解噴嘴組合的噴霧特性，在試驗(yàn)臺(tái)上同時(shí)安裝兩個(gè)噴嘴，考察噴嘴水平間距對(duì)噴霧霧化的影響，兩個(gè)噴嘴的排布方式為同一高度平行同向布置.

表1 兩種噴嘴主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of the two nozzles

霧化液滴的平均直徑采用LS－2000分體式激光粒度儀測(cè)量.激光粒度儀給出的是一條直線上的液滴平均直徑的概率分布，即概率密度函數(shù)和概率密度分布函數(shù).試驗(yàn)中測(cè)量位置為噴霧軸向特定距離處霧化截面.利用激光粒度儀自帶的分析軟件得到描述液滴平均直徑的常用參數(shù)D32.D32是索泰爾平均直徑，是指液滴流場(chǎng)內(nèi)全部液滴的體積與總表面積的比值.根據(jù)定義，D32可以表示為

式中：D 為液滴的直徑；dN 為液滴數(shù)增量.

據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)，中國(guó)《新華字典》《現(xiàn)代漢語詞典》等教材教輔精裝書的書殼，有80%出自晟圖機(jī)械；而在2017年“印刷包裝百?gòu)?qiáng)”榜單中，有90%的百?gòu)?qiáng)企業(yè)選擇了晟圖機(jī)械，一改海外設(shè)備雄踞中國(guó)印刷包裝市場(chǎng)的格局。目前，晟圖機(jī)械暢銷數(shù)十個(gè)海外國(guó)家，裝機(jī)遍布五大洲，甚至成為東南亞、歐洲等地區(qū)印刷包裝領(lǐng)域的主力機(jī)型。

從式（1）可以看出，D32越小，即表示相同體積的液滴具有的表面積越大，因而霧化質(zhì)量越好.筆者采用索泰爾平均直徑來分析噴霧霧化特性.

2 不同噴嘴霧化試驗(yàn)比較

2.1 單相噴嘴霧化液滴平均直徑的變化規(guī)律

單相噴嘴霧化液滴平均直徑的變化規(guī)律如圖2所示.其中，圖2（a）為在給定徑向距離條件下，單相噴嘴霧化液滴平均直徑隨液體壓力和軸向距離的變化規(guī)律.從圖2（a）可以看出，在相同軸向距離處，霧化液滴平均直徑隨液體壓力的增大而減?。辉谝后w壓力相同時(shí)，霧化液滴平均直徑隨軸向距離的增大而增大.這是因?yàn)樵龃笠后w壓力，提高了霧化能量，促進(jìn)了液體分裂和液滴破碎.

圖2（b）為霧化液滴平均直徑沿徑向距離的變化規(guī)律.從圖2（b）可以看出，在相同徑向距離處，霧化液滴平均直徑隨液體壓力的增大而減小；在液體壓力相同時(shí)，霧化液滴平均直徑隨徑向距離的增大而增大.

圖2 單相噴嘴霧化液滴平均直徑隨液體壓力、軸向距離和徑向距離的變化Fig.2 Single－phase nozzle droplet mean diameter for different liquid pressures，axial distances and radial distances

2.2 兩相噴嘴霧化液滴平均直徑的變化規(guī)律

在霧化射流中心軸線上，兩相噴嘴霧化液滴平均直徑隨氣液比和軸向距離的變化規(guī)律如圖3 所示.從圖3可以看出，在相同氣液比時(shí)，霧化液滴平均直徑隨軸向距離的增大而增大，這主要是由于液滴之間的相互碰撞并粘結(jié)造成的；在相同軸向距離處，霧化液滴平均直徑基本上隨氣液比的增大而減小，這是因?yàn)闅庖罕仍酱?，氣體所占比例越大，從而氣體壓力和氣體速度越大，氣體對(duì)射流液體的撕裂和沖擊作用更強(qiáng)，使得霧化液滴平均直徑越小.

圖3 兩相噴嘴霧化液滴平均直徑隨氣液比和軸向距離的變化Fig.3 Two－phase nozzle droplet mean diameter for different gasliquid ratios and axial distances

比較單相噴嘴和兩相噴嘴發(fā)現(xiàn)，兩相噴嘴由于氣體的引入有助于減小霧化液滴的平均直徑，通過改變兩相流量的配比可以找到減小霧化液滴平均直徑的途徑，而單相噴嘴只有提高液體壓力這個(gè)唯一的途徑來減小霧化液滴平均直徑，由于實(shí)際過程中液體壓力的提升是有限的，因此霧化液滴平均直徑的減小也有限.

2.3 兩個(gè)兩相噴嘴霧化液滴平均直徑的變化規(guī)律

圖4給出了在兩個(gè)噴嘴霧化液滴質(zhì)量流量均為20kg／h、間距L 為500mm 時(shí)，兩個(gè)兩相噴嘴霧化液滴平均直徑隨氣液比和軸向距離的變化規(guī)律.從圖4可以看出，在相同氣液比時(shí)，霧化液滴平均直徑隨軸向距離的增大而增大.這是因?yàn)樵趪娮斐隹诤蠓綒馀莸钠屏言斐砂鼑谥車囊耗みM(jìn)一步破碎，形成較大的液滴，具有較大的動(dòng)量和較強(qiáng)的貫穿能力，使之能夠比小液滴擴(kuò)散得更快，飛行的距離更遠(yuǎn).此外液滴之間的相互碰撞和粘結(jié)也是造成霧化液滴平均直徑逐漸增大的重要原因.

圖4 兩個(gè)兩相噴嘴霧化液滴平均直徑隨氣液比和軸向距離的變化Fig.4 Two two－phase nozzles droplet mean diameter for different gas－liquid ratios and axial distances

3 霧化模型和計(jì)算方法

由于試驗(yàn)過程中參數(shù)調(diào)節(jié)范圍有限，為了更好地了解不同噴嘴的噴霧特性，彌補(bǔ)試驗(yàn)工況的不足，采用Fluent軟件對(duì)噴嘴下游流場(chǎng)進(jìn)行三維數(shù)值模擬.兩相噴嘴出口示意圖及計(jì)算域網(wǎng)格如圖5所示，內(nèi)圓為噴霧液滴出口，外環(huán)為氣體出口，根據(jù)計(jì)算域網(wǎng)格設(shè)定噴射方向?yàn)閤 正方向，豎直向上為y 正方向，右手定則確定z正方向.

圖5 兩相噴嘴出口示意圖及計(jì)算域網(wǎng)格Fig.5 Schematic diagram of the two－phase nozzle outlet and its computational domain

以空氣和水作為工作介質(zhì)，先對(duì)氣相進(jìn)行模擬，采用隱式分離求解，在氣相收斂時(shí)，再激活液滴相，采用非穩(wěn)態(tài)求解液滴相.模型參數(shù)設(shè)置如下：液滴入口當(dāng)量直徑3.5mm，選用速度入口模型，液滴質(zhì)量流量0.011kg／s，液滴速度20m／s，湍流度1%；氣體入口當(dāng)量直徑0.85 mm，選用速度入口模型，氣體合速度250m／s，湍流度4.8%；液滴出口當(dāng)量直徑600mm，選用壓力出口模型，湍流度0.5%.湍流模型選用Realizable k－ε 模型，液滴相選用離散相模型（discrete phase model，DPM）中的噴霧霧滴破碎模型，在高速射流霧化中，韋伯?dāng)?shù)大于100，因此選用wave波動(dòng)破碎模型；壁面采用無滑移、絕熱壁面條件，忽略輻射傳熱對(duì)流場(chǎng)的影響，動(dòng)量分量、湍動(dòng)能分量和耗散率均采用具有二階精度的二階迎風(fēng)差分格式，壓力－速度耦合采用SIMPLE 算法，迭代過程中松弛因子保持默認(rèn)值，離散相的時(shí)間步長(zhǎng)取0.001s.

兩個(gè)兩相噴嘴的噴霧數(shù)值模擬參數(shù)設(shè)置參照單個(gè)兩相噴嘴參數(shù)設(shè)置，僅各噴嘴液滴相質(zhì)量流量減半，其余設(shè)置與單個(gè)兩相噴嘴相同.

4 不同噴嘴數(shù)值模擬結(jié)果及分析

4.1 單個(gè)兩相噴嘴氣體流場(chǎng)與液滴流場(chǎng)

單個(gè)兩相噴嘴下游流場(chǎng)數(shù)值模擬結(jié)果如圖6所示.其中，圖6（a）和圖6（b）表示氣體在下游流場(chǎng)的水平速度分布規(guī)律，兩者的計(jì)算網(wǎng)格均為結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，其中圖6（a）的網(wǎng)格沿軸向均勻，圖6（b）的網(wǎng)格沿軸向遞增.圖6（c）表示液滴在下游不同截面的平均直徑分布規(guī)律.圖6（d）表示液滴在下游不同截面的水平速度分布規(guī)律.

由圖6可以看出：（1）氣體流場(chǎng)分布數(shù)值模擬結(jié)果不隨網(wǎng)格的變化出現(xiàn)較大的變化，滿足數(shù)值模擬網(wǎng)格獨(dú)立性的基本要求.（2）在水平射流初期，水平速度衰減較慢，速度變化很小，射流范圍也較小，隨著水平距離的增大，水平速度開始急劇衰減，射流范圍開始逐漸擴(kuò)大.其原因是隨著射流的發(fā)展，載氣與周圍大氣相互作用，產(chǎn)生卷吸現(xiàn)象，載氣沿徑向擴(kuò)散且速度衰減.（3）液滴從噴嘴出口射出后，其平均直徑經(jīng)歷了一個(gè)先減小后增大的過程，與圖3中試驗(yàn)范圍內(nèi)（軸向距離100～300mm）結(jié)果吻合，說明了模擬結(jié)果的可靠性；液滴水平速度整體上呈現(xiàn)逐漸減小的變化趨勢(shì).根據(jù)液滴破碎和碰撞模型，在噴嘴出口處液滴和載氣的相對(duì)速度以及液滴平均直徑均較大，因此碰撞韋伯?dāng)?shù)較大，載氣對(duì)液滴的擠壓和撕裂作用較大，液滴易破碎.而在射流下游處，液滴的碰撞粘結(jié)作用占主導(dǎo)，因此液滴平均直徑逐漸增大，液滴水平速度逐漸減小.

4.2 氣體入射角度對(duì)氣體氣場(chǎng)和噴霧特性的影響

在入口邊界條件設(shè)置中，不改變氣體的速度大小（仍為250m／s），僅改變氣體的入射角度，分別為與水平方向0°、20°、40°和60°夾角，得到氣體水平速度分布，如圖7所示.

從圖7可以看出，整個(gè)氣體流場(chǎng)的擴(kuò)散角總是維持在一個(gè)穩(wěn)定的數(shù)值，取平均值約為23.5°，不管氣體入射角度如何變化，整個(gè)氣場(chǎng)的邊界和區(qū)域均一樣.

式中：x 為從氣體流場(chǎng)邊界交點(diǎn)到沿射流方向某一橫截面的水平距離；R 為截面x 處的氣體流場(chǎng)半徑.

圖7 不同氣體入射角度下兩相噴嘴氣體水平速度分布Fig.7 Distribution of gas flow field at different incidence angles

根據(jù)湍流特征，在某個(gè)截面處氣體速度分布呈拋物線特征，再根據(jù)氣體從噴嘴出口到截面x 處動(dòng)量守恒，可以估算得到任意橫截面中心處的氣體水平速度值.

式中：umax為射流中心軸線氣體最大水平速度；U 為噴嘴出口處氣體水平速度.

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，選擇其中一個(gè)工況（氣體入射角度為60°）的數(shù)據(jù)，作氣體水平速度沿射流中心軸線的分布圖，如圖8所示.其中，橫坐標(biāo)為x 與噴嘴出口孔徑d 的比值，縱坐標(biāo)為噴嘴出口處氣體水平速度U 與umax的比值.該曲線擬合公式與上面的理論推導(dǎo)公式吻合，可以驗(yàn)證數(shù)值模型的正確性.

圖9為不同氣體入射角度下的兩相噴嘴霧化液滴平均直徑分布.從圖9可以看出，氣體入射角度變化時(shí)，霧化液滴平均直徑變化不盡相同，但均呈現(xiàn)出相似的變化規(guī)律，即沿著噴射方向，霧化液滴平均直徑呈現(xiàn)先減小后增大的整體變化趨勢(shì).

圖8 單相噴嘴氣體水平速度沿射流中心軸線的分布Fig.8 Distribution of horizontal gas velocity along centerline of single－phase nozzles

圖9 不同氣體入射角度下的兩相噴嘴霧化液滴平均直徑分布Fig.9 Distribution of droplet size at different incidence angles for two－phase nozzles

4.3 兩個(gè)兩相噴嘴模擬結(jié)果與分析

圖10 為兩個(gè)兩相噴嘴同時(shí)噴射時(shí)的氣體流場(chǎng)水平速度分布.模擬過程中，通過改變兩個(gè)噴嘴的水平間距考察對(duì)整個(gè)氣體流場(chǎng)的影響.噴嘴水平間距分別為200mm、300mm、400mm 和500mm.從圖10可知，兩個(gè)噴嘴各自的氣體流場(chǎng)變化規(guī)律與單個(gè)噴嘴噴射時(shí)相似，噴嘴中間的流場(chǎng)比較穩(wěn)定，由此可認(rèn)為當(dāng)兩個(gè)噴嘴水平間距為200～500mm 時(shí)，兩個(gè)噴嘴各自的氣體流場(chǎng)幾乎沒有相互影響.

圖11為兩個(gè)兩相噴嘴同時(shí)噴射時(shí)軸向的液滴平均直徑分布.其中，橫坐標(biāo)表示沿著射流中心軸線方向的距離，縱坐標(biāo)表示兩個(gè)噴嘴所在平面中心軸線上的液滴平均直徑.由圖11可見，加入液滴后，不同噴嘴水平間距時(shí)，液滴平均直徑沿軸向呈現(xiàn)先減小后增大的變化規(guī)律，這與單個(gè)噴嘴的液滴平均直 徑變化規(guī)律相似.噴嘴水平間距對(duì)兩個(gè)噴嘴整體的液滴平均直徑分布影響很小.

圖10 兩個(gè)兩相噴嘴不同水平間距時(shí)氣體流場(chǎng)水平速度分布Fig.10 Distribution of gas flow field for different spaces between two－phase nozzles

圖11 兩個(gè)兩相噴嘴不同水平間距時(shí)軸向液滴平均直徑分布Fig.11 Distribution of droplet mean diameter for different spaces between two－phase nozzles

5 結(jié) 論

（1）對(duì)于單相噴嘴，在一定的軸向或者徑向距離處，隨著液體壓力的增大，液滴平均直徑減??；在一定的液體壓力時(shí)，液滴平均直徑隨軸向或徑向距離的增大而增大.

（2）對(duì)于兩相噴嘴，隨軸向距離的增大，液滴平均直徑先減小后增大；隨著氣液比的增大，液滴平均直徑逐漸減小.沿著噴射方向，液滴水平速度逐漸減小.

（3）單相噴嘴只能通過提高液體壓力這個(gè)唯一的途徑來減小液滴平均直徑，改善霧化效果，由于液體壓力的提升是有限的，因此液滴平均直徑的減小也有限.兩相噴嘴由于氣體的引入有助于減小液滴平均直徑，通過改變兩相流量的配比可以找到減小液滴平均直徑的途徑.

（4）對(duì)于兩相噴嘴模擬，改變氣體入射角度，不會(huì)改變氣體流場(chǎng)，但會(huì)改變液滴流場(chǎng).氣體流場(chǎng)的擴(kuò)展角為23.5°，根據(jù)擴(kuò)展角可以計(jì)算射流方向不同橫截面的寬度和氣體水平速度分布等參數(shù)；液滴流場(chǎng)隨著氣體入射角度的變化發(fā)生了一定的改變，但沿軸向液滴平均直徑均呈先減小后增大的變化趨勢(shì).

（5）對(duì)于兩個(gè)兩相噴嘴模擬，噴嘴水平間距為200～500mm 時(shí)，兩個(gè)噴嘴各自的氣體流場(chǎng)幾乎沒有相互影響；液滴平均直徑沿軸向呈先減小后增大的變化規(guī)律，與單個(gè)噴嘴變化規(guī)律相似，噴嘴水平間距對(duì)兩個(gè)噴嘴整體的液滴平均直徑分布影響很小.

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