武 浩，章振宇，張付軍

(北京理工大學 機械與車輛學院，北京 100081)

液體射流和噴霧的霧化在活塞式內燃機、航空發(fā)動機、火箭發(fā)動機及工業(yè)鍋爐等燃燒系統(tǒng)中應用非常廣泛[1].對于燃燒系統(tǒng)，良好霧化的噴霧可以提供大量細小的液滴，從而增加液滴與環(huán)境空氣的接觸面積，促進傳熱與蒸發(fā)，加快混合氣的形成，并有利于實現(xiàn)穩(wěn)定的燃燒[2].

實際應用中，根據(jù)參與霧化的介質種類可以將其分為單流體霧化與雙流體霧化[3].單流體霧化主要通過高壓油泵對液體建立足夠高的壓力，再通過噴嘴將高壓液體釋放到低壓環(huán)境中，液體在壓力差作用下產生高速射流并實現(xiàn)霧化.雙流體霧化(氣動霧化)通常不需建立較高的液體壓力，而是將低速液體釋放到具有較高流速的氣流中.在氣/液相對流速的作用下，實現(xiàn)液體快速霧化.在內燃機的應用方面，單流體霧化主要由盡可能大的噴射壓力來改善霧化[4].更高的噴射壓力對改善霧化及降低污染物排放具有促進效果.然而，隨著噴油壓力的進一步提高，單純通過提高壓力來改善燃油霧化效果的代價較高[5].對于未來的內燃機燃油供給系統(tǒng)而言，低壓雙流體霧化方式為進一步改善燃油霧化提供了一個新的技術途徑.

根據(jù)霧化氣體的消耗量和氣流速度，可將雙流體霧化分為氣爆霧化(air-blast atomization)和氣助霧化(air-assisted atomization).氣爆霧化由于較高的霧化氣體消耗而常被應用于航空發(fā)動機和航天推進系統(tǒng).而氣助霧化可用于在較低的噴射壓力下，以相對更低的霧化氣體消耗來顯著改善射流霧化效果，因而更適用于車用內燃機.通常將高速霧化氣體與液態(tài)燃料的接觸和混合發(fā)生在噴射器內部的霧化方式稱為內混合式雙流體霧化[6].該霧化過程通常涉及各種復雜的物理過程，且這些過程也會相互作用和彼此影響，如開爾文-亥姆霍茲(Kelvin-Helmholtz)不穩(wěn)定性、瑞利-泰勒(Rayleigh-Taylor)不穩(wěn)定性及液體與高速氣體之間的其他復雜相互作用等[7].Lefebvre[8]指出，內混式雙流體霧化的霧化效果通常取決于噴射器的結構形式、液體性質、氣/液質量、流量比及內部流動結構等.出口處的兩相射流流動形式及噴霧的液滴尺寸在很大程度上受到混合工質的氣/液質量比的影響[9].Lasheras 等[10]對于氣/液兩相射流的研究表明，由于高度湍流態(tài)氣流的存在，液體射流破碎可能會同時發(fā)生在噴嘴出口端和噴霧遠端流場.

在應用方面，內混合雙流體霧化早期被應用于二沖程活塞發(fā)動機，并用于降低混合氣短路以及改善燃油經(jīng)濟性與排放[11].Cathcart 等[12]和Boretti 等[13]較早地針對該霧化系統(tǒng)的基本噴霧特性及其在二沖程和四沖程發(fā)動機上的實際應用開展試驗，結果表明：在噴射壓力為0.65 MPa 下，該噴射方式可將液滴直徑降低至10μm.且以煤油作為燃料的二沖程發(fā)動機在使用該噴射系統(tǒng)時可以維持在以汽油為燃料時輸出功率的85%.王思奇等[14]研究發(fā)現(xiàn)，噴嘴流道內的氣體流動狀態(tài)會隨著油、氣混合腔內壓力與噴嘴出口環(huán)境壓力比值的改變而發(fā)生變化，且當壓比達到6.5時會產生超聲速射流.Gao 等[15]首次觀察了空氣輔助噴霧在閃沸條件下的噴霧規(guī)律，并針對不同因素誘導的閃沸噴霧機理進行解釋.隨后，Wu 等[16]觀察到內混合雙流體噴霧頭部形成的明顯渦環(huán)結構，并對不同噴射控制參數(shù)下的噴霧宏觀和微觀特性展開試驗，總結了渦環(huán)與噴霧坍塌對噴霧的影響.

筆者對低壓雙流體噴霧展開試驗，采用背光成像技術對噴霧宏觀形態(tài)進行可視化研究以獲得不同參數(shù)條件下的噴霧宏觀特性.采用相位多普勒粒子分析儀(PDPA)對噴霧液滴的速度和直徑進行測量.在此基礎上，對噴霧液滴的微觀統(tǒng)計學特性進行分析.為了獲取氣/液混合射流中的氣相速度，采用示蹤液滴對當?shù)貧饬魉俣冗M行表征，并對該方法進行了驗證.根據(jù)得到的噴霧流場流動特性進一步分析了離散液滴的破碎可能性.

1 試驗裝置與方法

1.1 噴霧測量裝置

圖1 為試驗系統(tǒng)示意.試驗用定容燃燒彈包括用于噴霧可視化研究的高壓定容燃燒彈及專門用于相位多普勒測試的定容燃燒彈.定容燃燒彈頂部均設計有適配體底座，通過可拆卸的適配體可實現(xiàn)與不同噴射系統(tǒng)的靈活裝配.用于噴霧可視化測試的高壓定容燃燒彈設計有直通式的光路通道，并在通道兩側開有石英視窗(可視范圍直徑為90 mm).采用功率為1 200 W 的高色溫鏑燈從一側視窗照亮噴霧，在另一側視窗采用高速相機(Phantom v7.3)對噴霧圖像進行拍攝和記錄.曝光時間為50μs，拍攝頻率為10 000 幀/s，圖像分辨率為512 像素×512 像素.

圖1 試驗系統(tǒng)原理示意Fig.1 Schematic of experimental system

采用PDPA 測量液滴的速度與直徑.測試定容燃燒彈的視窗夾角為110°，以保證最佳信噪比.在測試中，氬離子激光器產生的激光通過布拉格單元被分成不同波長的激光束，不同波長的激光束可用于測量不同方向的液滴速度.通過發(fā)射器頭部焦距為310 mm的透鏡將分光后的激光束匯聚到一點，形成PDPA 測量體.試驗中，測量體的位置被固定在噴嘴正下方40 mm 處.采用自開發(fā)的電子控制單元(ECU)在輸出噴油器驅動信號的同時，輸出用于高速相機和PDPA 的同步觸發(fā)信號.計算機用于存儲不同測試條件下高速相機拍攝的噴霧圖像及PDPA 處理器的輸出結果.定容燃燒彈壓力和溫度分別設置為101 kPa和25 ℃.

圖2 為噴射系統(tǒng)，主要包括燃油噴嘴、連接塊以及空氣噴嘴.燃油噴嘴采用噴孔直徑為0.3 mm 的單孔低壓噴油器；空氣噴嘴采用軸針式噴嘴，且該噴嘴的環(huán)形出口結構在開啟狀態(tài)下的最小出口間隙為0.2 mm.燃油噴嘴和空氣噴嘴通過連接塊同軸安裝，燃油噴嘴的出口和空氣噴嘴的入口處形成一定空間的混合腔，并充滿了恒定壓力的壓縮空氣.在試驗中，燃油壓力為800 kPa，壓縮空氣的供給壓力恒為700 kPa，油、氣保持恒為100 kPa 的壓力差.為了保證試驗不受到殘余噴霧的影響，噴射頻率不高于0.1 Hz.為了保證相關計算所需的物性參數(shù)，筆者采用正辛烷作為測試燃料.

圖2 噴油系統(tǒng)示意Fig.2 Schematic of injection system

圖3 為ECU 輸出的控制信號時序和油、氣噴射質量.圖3a 中，驅動信號的控制程序設定為：從t＝0時刻到燃油噴嘴驅動信號的oT 上升沿之間的時長為0.5 ms，后續(xù)驅動信號依次根據(jù)脈寬大小確定上升沿或下降沿時刻.燃油噴嘴和空氣噴嘴都是低阻抗型，并都采用Peak-Hold 電流波形進行驅動.控制器輸出的噴嘴控制信號主要包括oT 與fT (aT )兩段.其中oT為驅動電流的峰值段.該段電流迅速上升并保持在峰值水平(2.4 A)以快速打開噴嘴.隨后的fT (aT )為驅動電流的保持段.該段電流相比于峰值段降低至1.4 A 并保持在該水平，主要用于維持噴嘴的開啟狀態(tài)以及避免過高電流損壞噴嘴內部的電磁線圈.試驗中，筆者設置oT 為1.5 ms、iT 為0.5 ms，以保證混合腔內油、氣之間的一定程度預混合.不同的fT 和aT 分別用于改變單次噴射工質中的油、氣質量.

多次測量得出的油、氣單次噴射質量范圍和均值如圖3b 所示.根據(jù)測量得到的燃油和空氣單次噴射質量均值結果可以計算實際噴射的油、氣質量比為Rm，有 Rm=mf/ma，其中 mf和 ma分別為固定噴射參數(shù)下燃油和空氣的單次平均噴射質量.通過保持恒定的空氣噴嘴的開啟時長( Ta＝1.0 ms)，依次增加燃油噴嘴的開啟時長( Tf為1.0、2.0、4.0 和6.0 ms)來調整 Rm.根據(jù)圖3b 所示的油、氣噴射質量與噴嘴開啟時長之間的線性關系可實現(xiàn)對油、氣比的有效控制，得到 Rm為0.61、0.90、1.46 和2.05 共4 組對比工況.此外，ECU 輸出的相機與PDPA 觸發(fā)信號為一個5 V脈沖信號，觸發(fā)時刻與空氣噴嘴的開啟時刻同步.

圖3 控制信號時序和油、氣噴射質量Fig.3 Control signal timing and fuel/gas injection quality

1.2 數(shù)據(jù)處理與誤差分析

試驗通過對高速相機拍攝的原始噴霧圖像進行處理，以得到時變的噴霧宏觀形態(tài)演變過程，采用Matlab 程序對圖像進行處理，得到噴霧貫穿距離(STP)和噴霧徑向寬度(SRW).噴霧貫穿距離表征了噴霧發(fā)展過程中噴霧的頭部距離噴嘴出口的最大直線距離；而噴霧徑向寬度表征了噴霧下方不同位置處的噴霧左側邊緣與右側邊緣之間的距離.程序內容包括圖像去背景、對比度調整、像素值過濾和圖像二值化及通道轉換等[17].將RGB 圖像轉換成灰度圖像后，以圖像的像素值作為索引值將灰度圖像轉變成偽彩色圖像，從而對噴霧區(qū)域進行直觀展示.

表1 噴霧特性參數(shù)的最大誤差Tab.1 Maximum error of spray characteristic parameters

2 試驗結果與分析

2.1 噴霧的宏觀形態(tài)

圖4 Rm 為0.90時噴霧形態(tài)的宏觀演變Fig.4 Time-resolved macroscopic evolution of spray morphology with Rm of 0.90

50 mm)的形態(tài)相對穩(wěn)定，而噴霧遠端(L＞50 mm)的液滴更傾向出現(xiàn)局部濃度集中.因而為了降低由于氣流多變產生的隨機試驗誤差，在采用PDPA 測量液滴微觀特性時，選擇距離噴嘴軸線下40 mm 處作為測量體位置.

2.2 噴霧的宏觀特性

對恒定噴氣量(Ta＝1.0 ms)、不同Rm下的噴霧圖像進行處理，得到的噴霧外部宏觀特性如圖5 所示.

圖5a 中，隨著Rm的降低，相同噴射時刻的STP逐漸增加.這是由于較小的Rm下，噴射的油、氣混合工質中液相占比相對較少，離散液滴對高速氣流動能產生的黏性耗散有限[16].而且相對少量的液滴會由于氣/液之間的動量轉換更易從高速氣流獲得充足的動能，進而產生更大的噴霧貫穿距離.

圖5b 中，統(tǒng)一選擇t＝2.0 ms 的噴霧原始圖像進行處理，從而獲得噴霧接近充分發(fā)展后的沿著噴霧中心線不同位置L 的噴霧徑向寬度.在不同Rm條件下，SRW 在L＜20 mm 范圍內沒有明顯差別，且都呈逐漸膨脹趨勢，這部分的噴霧形態(tài)主要由噴嘴的出口幾何結構決定.當L＞20 mm 時，SRW 的區(qū)別逐漸明顯.在Rm為0.61、0.90 和1.46 條件下，噴霧下游的SRW 變化較為劇烈并呈相對明顯的忽高忽低特征.而當Rm增加到2.05 時，噴霧寬度的變化趨勢更加穩(wěn)健，且最大噴霧寬度明顯大于其他3 組Rm工況，表明燃油量的增加有助于保持噴霧形態(tài)的穩(wěn)定以及噴霧的橫向擴展.

作為對比，選擇恒定噴油量條件(Tf＝4.0 ms)下逐漸增加噴氣量(Ta為0.5、1.0、2.0 和3.0 ms)，進而同樣實現(xiàn)改變油、氣質量比的目的.所得的噴霧貫穿距離和噴霧寬度如圖5c 和圖5d 所示.可以發(fā)現(xiàn)，STP 和SRW 隨Rm的變化趨勢與上述分析一致.表明無論是改變噴油量還是噴氣量，對不同Rm條件下的噴霧特性的影響規(guī)律基本一致.因而在試驗中采用恒定噴氣脈寬調整噴油脈寬的方法改變Rm.

圖5 噴霧外部擴散特性Fig.5 Spray external diffusion characteristics

2.3 液滴軸向速度分布

對通過PDPA測量體的所有采樣液滴的軸向速度進行統(tǒng)計計算，得到液滴速度的概率密度函數(shù)(PDF)及累計分布函數(shù)(CDF)，如圖6 所示.圖6a 中，對于Rm＝0.61 和Rm＝0.90 工況，液滴速度分布的范圍更大，總體上液滴速度分布更加均衡(表現(xiàn)為液滴在一定速度范圍內均有分布，PDF 平緩變化).但隨著Rm的增加，液滴分散的均衡性逐漸降低，液滴速度的分布朝著單一性(表現(xiàn)為液滴較為集中的分布在某一速度上下，PDF 突增突降)過渡.當Rm大于1.46 時，液滴速度分布都較為集中.

圖6 液滴速度分布Fig.6 Distribution of droplet velocity

液滴速度主要受到霧化效果和氣/液之間的動量傳遞的影響.Zaremba 等[6]研究發(fā)現(xiàn)，液相的破碎結果很大程度上受到實際射流工質中氣/液質量比的影響.在相同條件下，氣/液質量比越高，射流工質中用于輔助液體霧化的氣體占比越大，導致液相破碎的效果更好.對于低壓雙流體噴射系統(tǒng)，低壓燃油首先經(jīng)由噴油器噴入混合腔內的高壓氣態(tài)環(huán)境中.在短暫的氣/液預混合過程中，液體的射流動能將被高壓空氣耗散[16].在隨后的氣嘴開啟過程中，混有一定量燃油的高壓空氣在內、外壓差的作用下形成高速氣流.離散在混合腔內的燃油在高速氣流的夾帶下從氣嘴出口噴出并形成最終的氣/液雙流體噴霧.Lasheras 等[10]指出，氣/液兩相射流的動能主要集中在氣相工質中，液相的動能主要來自于氣/液之間的動量傳遞.當混合工質中的氣相比例較大而液相比例較小時，氣相需要傳遞給液相的動能相對較小，因而氣相損失的動能相對較小，混合物射流速度較高.具有更高射流速度的氣相傾向于保證相對少量的液體實現(xiàn)充分的霧化，因而霧化形成的小液滴尺度可以更小，進一步因氣/液動量傳遞導致液滴速度更高.

由上述分析得知，采樣液滴速度分布同時受液滴的霧化程度及氣/液之間的動量傳遞影響.同時，Wu等[19]研究發(fā)現(xiàn)，噴霧中的液滴尺度越小，越是傾向于跟隨氣流運動而具備較大的運動速度.因此，液滴的尺度對液滴速度的大小起主導作用.從液滴速度分布的PDF 可以發(fā)現(xiàn)，當Rm從0.61 逐漸增加到1.46 時，由于氣/液混合射流中氣相比例的逐漸降低導致液相的破碎受到一定程度的抑制，進而導致噴霧中的小尺度液滴比例降低.小液滴數(shù)量的降低會導致可能出現(xiàn)的液滴高速度分布范圍減小，而峰值逐漸增加，呈一種逐漸增強的單分散特征.圖6a 中，較高速(大于90 m/s)的液滴數(shù)量逐漸減小.當Rm從1.46 增加到2.05 時，噴油量的進一步增加會造成液滴數(shù)量的增加，同時，由于輔助霧化的氣相比例降低也會進一步抑制液相破碎，從而形成更多大尺度液滴.這些大尺度液滴將會擴展液滴速度分布的低速區(qū)域(30～50 m/s).由此，Rm為2.05 的工況下液滴速度分布PDF 的單分散特征有所減弱，造成其PDF 的峰值相比于Rm為1.46 的工況出現(xiàn)一定程度的降低.

基于廣泛采樣樣本的液滴速度分布規(guī)律非常接近正態(tài)分布[19].筆者同樣基于充分液滴采樣結果所獲得的液滴速度分布規(guī)律可以發(fā)現(xiàn)，不同Rm條件下的液滴速度PDF 同樣近似為正態(tài)分布.正態(tài)分布可用于簡化實際分布規(guī)律為 N(μ，σ2) .其中μ為分布的平均值，同時也對應于分布曲線峰值對應的橫坐標值，可以用來近似表征采樣變量的算術平均值.由圖6a可知，隨著Rm的降低，液滴平均速度逐漸增加.圖6b 為液滴軸線速度的累計分布函數(shù).由于Rm＝0.61和Rm＝0.90 工況的液滴速度分布較為均衡，在CDF上的變化呈更加平緩的趨勢.而隨著Rm的增加，液滴速度逐漸過渡到更明顯的單分散特性，導致CDF的變化趨勢也隨之表現(xiàn)出陡增的特點.

2.4 液滴直徑分布

圖7 為不同Rm條件下的液滴直徑分布.圖7a中，當Rm較小時，液滴直徑的分布表現(xiàn)出更明顯的單分散特性，即液滴直徑單一地分散在較小的尺度范圍(0～5 μm)內.隨著Rm的增加，液滴直徑更加趨向于均勻分布.這一趨勢與液滴軸向速度恰好相反.

同時，從液滴直徑的PDF 可以看到，Rm的增加會導致較大直徑的液滴出現(xiàn)，這也會進一步增加噴霧的索特平均直徑(SMD).對比液滴直徑的算數(shù)均值可以發(fā)現(xiàn)，液滴直徑PDF 峰值對應的液滴直徑在不同Rm條件下較為接近.圖7b 中，同樣看到與圖6b相反的趨勢，即隨著Rm的增加，液滴直徑的CDF 增長趨勢逐漸變緩.當Rm大于1.46 時，繼續(xù)增加Rm對液滴的直徑分布影響并不明顯.

圖7 液滴直徑分布Fig.7 Distribution of droplet diameter

2.5 液滴微觀特性的均值表征

圖8 為液滴速度與直徑的均值結果.可知，D90和D32隨著Rm的增加呈單調增加的趨勢，而Vm呈單調遞減的趨勢，這均與前文的分析結果相符合.此外，可以發(fā)現(xiàn)D90隨著Rm的增加先增加而后逐漸穩(wěn)定在40 μm 范圍，可以推測該噴射系統(tǒng)可以實現(xiàn)的最大液滴直徑在40 μm 的量級，Wu 等[19]指出這一結果很可能是由噴嘴的出口幾何結構所決定的.

圖8 液滴平均直徑、速度與最大直徑特性Fig.8 Characterization of average diameter，velocity，and maximum diameter of droplets

表2 為單流體與雙流體噴射方式的霧化水平試驗結果對比.其中雙流體噴霧主要以筆者關注的低壓空氣輔助噴射(AAI)為例.采用傳統(tǒng)的高壓單流體噴射方式，其在較高的噴射壓力下所取得的噴霧液滴索特平均直徑在20μm 以上，而在一些閃沸工況下可以實現(xiàn)SMD 低于20μm 的霧化效果.對于雙流體噴射，特別是低壓空氣輔助噴射，其在噴射壓力低于1.0 MPa 下就可以實現(xiàn)小于20μm 的霧化效果.因而認為低壓雙流體噴射在改善燃油霧化效果方面具有明顯的技術優(yōu)勢和應用潛力.

表2 單流體與雙流體噴射方式的霧化水平對比Tab.2 Comparison of atomization level between single-fluid and twin-fluid injection method

2.6 流場特性分析

基于雙流體霧化的噴霧宏觀特性及PDPA 測量得到的液滴微觀特性，可以對噴霧場的流動特性做進一步分析.首先，采用直徑范圍為0～5μm 的液滴作為示蹤粒子，計算所有示蹤粒子軸向速度的均方根(RMS)，并將其視為噴霧場內的當?shù)貧庀嗌淞魉俣?，進一步計算所有液滴的斯托克斯數(shù)St.根據(jù)得到的示蹤液滴St 對該分析方法進行驗證.

St 是表征處于流體中的粒子(或液滴)與周圍流體運動耦合程度的量綱為1 參數(shù)，St 越小說明液滴越傾向于隨環(huán)境氣流運動.St 的具體定義為粒子(或液滴)的特征時間與流過障礙物的特征時間之比[18]，在氣/液兩相流中，有

式中：dτ為液滴的響應時間；lρ和gμ分別為液體密度和空氣的動力黏度；d 為液滴直徑.根據(jù)Ferrand等[28]的研究，在高速氣/液混合射流流動中，湍流時間尺度可通過大渦尺度與脈動速度的均方根的比值來確定(式(3)).tτ為湍流時間尺度，大渦尺度 L1/2采用噴霧場的半寬度來表征.此外，Manish 等[29]研究發(fā)現(xiàn)，大渦尺度 L1/2可以采用噴霧中心線兩側液滴平均速度等于噴霧中心線處液滴平均速度一半的兩個位置的水平距離來表征.Wu 等[19]研究表明，采用Manish等[29]計算方法得出的大渦尺度與Ferrand 等[28]提出的半寬度非常接近.因而筆者采用噴霧半寬度來表征大渦尺度.根據(jù)PDPA 測量得到的所有液滴篩選出直徑小于5μm 的液滴作為示蹤液滴，首先計算所有示蹤液滴的軸向速度平均值，有

表3 為不同Rm條件下噴霧場內的氣流湍流特性.計算所有采樣液滴的St 分布，并選取工況Rm＝0.90 和Rm＝2.05 展示，如圖9 所示.

圖9 液滴的St 測量范圍分布Fig.9 Measured range of spray droplet St

每個圓點代表一個采樣液滴，圓點顏色代表了該液滴的St 所處量級范圍.可知，對于粒徑范圍為0～5 μm 的液滴，其St 基本分布在0.1 以下，因而可以認為示蹤粒子的示蹤精度誤差小于1%[19].

對不同St 量級采用不同顏色進行區(qū)分.其中相鄰兩種顏色的分界線代表了不同St 量級的界線位置(St＝10-3、10-2、10-1、100和101).由式(1)～式(3)可知，液滴的St 可表示為

由表3 可知，隨著Rm的增加，ur和 L1/2分別呈逐漸降低和逐漸增加的趨勢.根據(jù)式(7)可知，dc隨Rm的增加而增加.數(shù)據(jù)結果表現(xiàn)為液滴St 的分布邊界值隨Rm的增加而逐漸向右偏移.

表3 噴霧場內氣流湍流特性Tab.3 Turbulence characteristics of air-flow in spray field

采用d＝5 μm 的液滴計算其St(表3)，可見其最大值為0.153(Rm＝0.61).采用0～5 μm 液滴的算數(shù)平均值驗證得出其St 最大值為0.036(Rm＝0.61)，驗證了上述方法的可行性.因而認為0～5 μm 的液滴可以幾乎緊密跟隨氣流運動，這些液滴的速度也基本上表征了當?shù)貧饬鞯牧魉?筆者通過計算0～5 μm的液滴速度RMS 來表征當?shù)貧饬魉俣萔g(表3)，可以發(fā)現(xiàn)，隨著Rm的增加，Vg從最高值80.67 m/s 逐漸降至53.17 m/s.噴霧場中該位置的氣流雷諾數(shù)為

Reg基本處于104～105量級范圍，可以認為噴霧場內的氣相流動呈高度湍流的特征.Lasheras 等[10]指出，暴露于高速氣相流動中的液滴存在兩種破碎的可能，即剪切破碎(shear breakup)和湍流破碎(turbulent breakup).當液滴與氣流之間存在相對速度時，計算出的液滴剪切韋伯數(shù)Wse 可以用來表征液滴外部空氣動力學變形力與液滴的表面張力之比.當韋伯數(shù)超過某一臨界值時，外部空氣作用力的作用效果足以克服液滴的表面張力，此時液滴會發(fā)生剪切破碎，有

式中：σ為液滴表面張力；gρ為液滴周圍空氣密度；D 為液滴直徑；Ul和Ug分別為液滴速度和周圍氣流速度.試驗工況下的最大液滴韋伯數(shù)為1.269，最小為0.024(表3)，液滴We 遠小于剪切破碎的臨界韋伯數(shù)(Wecrit＝10)[10]，可知這種雙流體破碎方式產生的噴霧中液滴的尺寸已經(jīng)非常小，因而很難出現(xiàn)由于空氣動力學作用產生的液滴剪切破碎.此外，液滴可能會由于其直徑范圍內的速度波動引起的動壓力超過表面張力的束縛而發(fā)生湍流破碎[10].因而Lasheras 等[10]定義了液滴湍流韋伯數(shù)Wte ，并指出當液滴的湍流韋伯數(shù)超過某一臨界數(shù)值時，液滴會發(fā)生湍流破碎，有

Lasheras 等[10]研究發(fā)現(xiàn)，當氣相流動雷諾數(shù)的量級大于104時，液滴會發(fā)生明顯湍流破碎.基于示蹤液滴計算得到的氣相流動雷諾數(shù)均大于50 000，可以推斷該氣/液雙流體噴霧內部同樣存在液滴發(fā)生湍流破碎的可能性.

3 結 論

(1) 從噴霧的宏觀形態(tài)可以發(fā)現(xiàn)，噴霧下游相比于上游更加不穩(wěn)定，噴霧中心線位置液滴濃度相對集中而噴霧外邊緣的液滴濃度較低；隨著油、氣質量比Rm的增加，液滴的貫穿距離逐漸降低，而噴霧形態(tài)更趨于穩(wěn)定；較低的Rm下，噴霧下游的噴霧徑向寬度波動明顯.

(2) 隨著Rm的增加，液滴速度趨向于單分散的特點，而液滴直徑趨向于均勻分散的特性；不同Rm下，液滴的最大直徑總是接近于40 μm，不同Rm條件下的液滴D32均處于10～20 μm 范圍.

(3) 0～5 μm 的液滴可以作為示蹤粒子來表征噴霧場內的氣相流動速度；在此條件下，計算得到氣流速度隨著Rm的增加而逐漸降低，但是流場的雷諾數(shù)基本處于104～105量級，并呈高度湍流狀態(tài)，液滴存在著發(fā)生湍流破碎的可能性.