同轴旋拧气流中液体射流雾化特性的实验研究1.doc

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1、精品论文推荐同轴旋拧气流中液体射流雾化特性的实验研究1刘正，胡国辉，周哲玮 上海大学上海市应用数学和力学研究所 上海 (200072) E-mail: hu_guohui摘要：本文通过实验研究旋拧气流雾化液体的射流，分析了旋拧气流对液体射流雾化的影响。实验中采用相位多普勒分析仪，对同轴旋拧气流中液体射流雾化特性进行了研究，测量 了不同气体射流速度和不同旋拧数下雾化液滴的直径。通过对索特平均直径（SMD）的对 比，分析了旋拧气流对射流雾化的影响，并确定了临界旋拧数的范围。实验证实雾化液滴平均直径 SMD 随气体射流速度增加而减小，它们之间存在指数率的关系。通过分析旋拧气流 对雾化结果的影响，表明

2、当旋拧数超过临界旋拧数后，除在喷嘴出口附近外，旋拧射流的加 入使得液滴直径减小，且旋拧数越大，液滴平均直径越小。 关键词：同轴旋拧射流，雾化，相位多普勒分析仪中图分类号：O3581.引 言当液体从喷嘴连续地流入静止气体中时，产生的液体射流会失稳，不稳定性促使扰动发 展并最终导致液体射流的破碎。Plateau1发现对于圆柱形液体射流，为达到最小表面能状态， 液体射流会破碎成长度相近的数段，其长度约为其直径的4.5倍。Rayleigh2的研究表明，对 于无粘液体射流，当表面波波长大于射流周长时，流动中的小扰动将失稳并迅速增长，引起 射流的破碎。这种破碎方式因之也被称为Rayleigh模式。Webe

3、r3在Rayleigh的模型中考虑了 粘性力的影响，发现液体粘性力使液体射流趋于稳定，并且增大破碎液滴的直径和降低破碎 率。不同于液体射流射入静止气体中，当液体射流射入高速气流中时，气体射流动压同液体 射流动压相比，数量级接近或更大，此时液体射流的破碎是在气体的冲击下形成的。这种形 式的破碎被称为气体辅助雾化。Taylor4发现液体射流破碎模式和气体射流的惯性力有关（取 决于气体密度和速度），当气体射流惯性力足够大时，液体射流会破碎成比其直径小的多的 液滴，这就是Taylor模式的破碎，亦称之为雾化。对气体辅助雾化的研究，雾化喷嘴大都采 用同轴喷射结构，示意图见Fig 1。液体射流从位于中间的

4、直径为 Dl 的喷嘴中流出，速度为 Ul ；气体射流从外径为 Dg 、内径为 Dlo 的同轴环形喷嘴中流出，速度为U g 。同轴喷嘴被 大量应用于工业生产中，尤其是燃烧系统。比较典型的是火箭发动机，火箭发动机中使用了 大量的气液同轴喷嘴用来提供燃料和氧化剂，每个喷嘴中间的液态氧射流被环形的气态氢雾化。1国家自然科学基金和上海宝钢集团联合资助项目（50371049）；上海市重点学科建设项目（Y0103）- 8 -图1 气液同轴喷嘴射流雾化示意图公认最早的同轴雾化实验由 Nukiyama & Tanasawa5 所作，他们得到索特平均直径（Sauter Mean Diameter，SMD）d32

5、作为入射参数函数的经验公式，主要是索特平均直径与气体射流速度U g 之间的关系。这里索特平均直径 d32 = Ni di/ Ni di，式中 N 为雾化32i液滴直径约为 di 的颗粒数目。自此之后，很多对同轴射流雾化的研究（如：Rizkalla & Lefebvre6; Lorenzetto & Lefebvre7）都得到了平均粒径的经验公式。Lefebvre8总结了这些 n公式，认为初次破碎液滴平均尺寸 d 与气体射流速度U g 之间有如下指数律： d U g 。到目前为止，对于平均粒径与气体入射速度之间这种指数率的原因，还没有令人信服的物理解 释9。在雾化射流中加入旋拧射流是促进射流雾化

6、效果的常用手段。对于同轴射流雾化，既可 以在液体 射流中 加入 旋拧，也 可以在 气体 射流中加 入旋拧 。当 气 - 液动压比 M（ M = U 2 / U 2 ， 为液体密度， 为气体密度）比较大时，在气体射流中加入旋拧g gl llg气流是更常见的选择。利用线性理论对旋拧气流中液体射流的稳定性进行分析的结果显示旋拧气流对液体射 流起稳定作用。Lian & Lin10和Liao et al11的研究结果表明旋拧气流中的惯性力起双重作用， 气体旋转所产生的惯性力对液体射流起稳定性作用，而气流引起的界面压力波动则起失稳作 用，且轴对称模态比螺旋模态更加不稳定。不同于线性理论的结果，Ibrahi

7、m & Jog12利用非 线性理论研究旋拧气流中液体射流的稳定性，他们发现旋拧气流对液体射流有失稳效应。在 小旋拧数 S 时轴对称模式占主导地位，而旋拧数较大时，螺旋模式超过轴对称模式起主导作用。这里旋拧数 S 为：S = Qt / Qa（1）式中 Qt 为切向气体流量，Qa 为轴向气体流量。当气-液流量比固定时，随着旋拧数的增长， 最不稳定扰动的波数随之增加，最不稳定扰动的增长率也会快速加大。另外，小旋拧数时， 如果增加气-液流量比，螺旋模式比轴对称模式增长更快。Hopfinger & Lasheras13、Preaux14和 Dunand et al15对加入旋拧气流的同轴射流的雾化过程进

8、行了实验研究。他们发现当旋转数 S 较小时，旋拧气流对雾化影响很小，如果旋转数 超过临界值 Scr ，液体雾化区域会沿喷嘴出口径向显著扩大，流动的拓扑结构发生很大变化， 包括核心长度的减小和雾化液滴分布的改变。临界旋拧数 Scr 主要依赖于气液动压比 M 和 喷嘴直径。当旋拧数超过临界旋拧数后，射流雾化可以分为三个区域，I 区包括喷嘴附近以 及雾化区最外层，主要由比较大的液滴组成，它包含了初次破碎区；II 区位于喷嘴轴线附近，由直径较小的液滴组成，雾化液滴分布主要受湍流雾化控制；III 区位于另两区中间，液滴数较少，液滴平均直径受旋拧数影响较小，而该区区域会随旋拧数增加向外移动。实验中观 察到

9、射流雾化加入旋拧气流的主要特点有：1）II 区中液滴的直径更小；2）雾化液滴的轴向 速度更小。这在燃烧系统中是比较重要的优点。2.实验设备本文实验所采用的喷嘴是同轴式喷嘴，喷嘴分为两个部分，包括气体喷嘴和液体喷嘴（Fig 2）。气体喷嘴有四个进气口，其中两个用于产生轴向气流，另两个用于产生切向气流， 见 Fig 3。气体喷嘴出口和液体喷嘴出口同轴，即液体喷嘴出口在中间，外面为气体喷嘴出口。液体喷嘴出口内径 Dl 为1mm ，外径 Dlo 为 3mm ，气体喷嘴出口直径 Dg 为11mm 。图 2 喷嘴前视剖面图图 3 喷嘴俯视剖面图(1：轴向，2：切向)实验中使用的雾化气体和液体分别为空气和水

10、，实验中通过控制流量来调节气体和液 体射流的喷嘴出口处的平均速度，使用转子流量计来控制空气流量和水流量。表 1 是本文研 究的流体介质的物理参数。表 1 空气和水的物理参数（ 20C ）流体密度( kg / m3 )粘性系数( m2 / s )表面张力系数( N / m )空气1.21.5 105/水9981.0 1060.073实验中使相位多普勒分析仪（Phase-Doppler Anemometry，PDA）来测量雾化液滴的直径与速度。PDA 系统采用多普勒原理和相位多普勒原理，可对液体流动或气体流动中的球形粒 子、液滴或气泡的尺寸、速度进行同步、无接触实时测量。Fig 4 为实验装置的安

11、装示意图。喷嘴安装于支架上，喷嘴喷射方向为垂直向下，喷嘴 下方安放一个容器来接受实验中喷嘴喷出的水，容器中放置吸水性材料防止液滴的反弹影响 实验结果。图 4 实验设备安装图1：水箱，2：水阀，3：液体流量计，4：喷嘴，5：PDA，6：气体流量计，7：压力阀，8：气阀，9：储气罐，10：压力表，11：空压机3.实验结果及分析3.1 气液射流速度对射流雾化的影响（ S = 0 ）实验中测量了喷嘴轴线不同位置处雾化液滴的直径。Fig 5 为Ul = 3.6m / s 时不同气体 射流速度下 SMD 与位置关系图。从图可以看出：1）随着气体射流速度的增大，平均液滴 直径 SMD 不断减小；2）在相同的

12、气液射流速度下，沿喷嘴轴线向下，平均液滴直径 SMD 开始减小，到一个最小值后，SMD 开始增大。Fig 6 为U g = 72m / s 时不同液体射流速度下 SMD 图，图中显示 SMD 随液体射流速度增加而增大。气体辅助雾化通常在空间上分为初次破碎和二次破碎两个区域。二次破碎的结果决定了 雾化液滴粒径分布。二次破碎包括气体湍流波动导致的湍流雾化和液滴碰撞导致的液滴合并 等复杂过程16。在喷嘴出口近场处，湍流雾化占主导地位，沿喷嘴轴线向下到某一点后， 液滴合并的影响超过湍流雾化17。因此在试验结果中就出现液滴平均粒径沿轴线向下先减160156SMD(m)152U =1.1m/slU =2.

13、1m/slU =3.6m/slU =5.0m/sl170165SMD(m)160U =39m/sgU =50m/sgU =61m/sgU =72m/sg1481441400 5 10 15 20 25 30 35 40 45 z/Dg1551501450 5 10 15 20 25 30 35 40 45 z/D图 5 Ul = 3.6m / sg图 6 U g = 72m / s小后增大的现象。气体射流速度和g平均粒径之间存在 d U n 的关z/Dg= 3, d32= 287U-0.15 g系，即平均粒径随 U g 增加而降gz/D = 7 , d32= 270U-0.14 g低，实验结果

14、和这一结论相符。FigSMD(m)7 是利用数据 拟合 得到的 Ul = 3.6m / s 时， z / Dg 为 3、7 和 22 处 SMD 和U g 之间的关系 图，此时 n 分别为 0.10、0.14 和0.15。当提高液体射流速度时，将165160155150145gz/D = 22, d32= 219U-0.10 g导致气-液速度差的减小，必然会 引起液滴平均直径的增大。1430 40 50 60 70 80Ug图 7 SMD 与气体射流速度拟合曲线图3.2 旋拧气流对射流雾化的影响3.2.1 临界旋拧数临界旋拧数 Scr 是一个重要的参数，当旋拧数小于临界旋拧数时，射流雾化的雾化

15、角、 液体核心长度和雾化液滴直径只是受到轻微改变，当旋拧数超过临界旋拧数后，液体射流的 发生更剧烈破碎，雾化区域沿径向扩大，液体核心长度变短，且雾化液滴直径也会改变13,15。 Fig8(a)-(c)所示为Ul = 2.1m / s 时，气体射流速度分别为 50m / s 、61m / s 、72m / s ，不同 旋拧数下 SMD 与测量位置关系图。实验显示总体上旋拧有利于雾化液滴直径的减小。Fig8 中， S = 0 时的 SMD 值和 S = 0.56 时的 SMD 相比变化不大，而在其它旋拧数下粒径均发生较大改变，这说明 S = 0.56 小于临界旋拧数； S = 0.75 的情况和无

16、旋拧气流雾化相比，SMD 减小较多，说明此时 S 大于临界旋拧数，即此时的临界旋拧数在 0.56 与 0.75 之间。同样可以确定U g = 61m / s 时，0.48 Scr 0.62 ；U g = 72m / s 时，0.43 Scr 0.54 。根 据 Hopfinger & Lasheras14得到一般情况下临界旋转数的经验公式：S= 2Mln( D/ D )0.5 (1 + M / 6)0.5（2）crgl从表 2 中可以发现，本文的实验结果和经验公式结果基本吻合。表 2 临界旋转数的试验结果和经验公式结果对比气体速度50m/s61m/s72m/s实验结果0.560.750.480

17、.620.410.54经验公式0.580.490.43170165160SMD(m)155150145140135130S=0 S =0.56S =0.75S =1.00S =1.330 5 10 15 20 25 30 35 40 45 z/Dg图 8 不同旋拧数下 SMD 与测量位置关系图，(a)U g = 50m / s ，Ul = 2.1m / s160155SMD(m)150145140135S=0S=0.48S=0.62S=0.79S=1.000 5 10 15 20 25 30 35 40 45 z/Dg154152150148SMD(m)146144142140138136S=

18、0S=0.41S=0.54S=0.67S=0.820 5 10 15 20 25 30 35 40 45 z/Dg图 8 (b)U g = 61m / s ，Ul = 2.1m / s图 8(c)U g = 72m / s ，Ul = 2.1m / s3.2.2 旋拧气流对雾化液滴平均直径的影响从 Fig8(a)-(c)可以考察旋拧数（大于临界旋拧数）和喷嘴轴线上雾化液滴平均直径 SMD 之间的关系，图中显示：1）旋拧射流对雾化液滴平均直径的影响和位置有关，旋拧气流的 加入使得在靠近喷嘴出口处 SMD 增大，且沿喷嘴轴线向下，增加量不断减小，最终到一个 平衡点，此后的空间位置上加入旋拧气流使得

19、 SMD 减小；2）平衡点随着旋拧数的增加而 不断靠近喷嘴出口；3）各工况下，位于距喷嘴出口最远处平衡点以下的相同位置处，SMD 随旋拧数增大而减小。由上文可知，靠近喷嘴出口处是为初次破碎区，初次破碎区之下为二次破碎区，结合试 验结果可知旋拧气流使得初次破碎的液滴平均直径增大，而使二次破碎的液滴平均直径减 小。随着旋拧数的增大，液体射流破碎的越剧烈，液体核心长度越短，因此初次破碎的区域 变小。这也即是平衡点随旋拧数增加而向喷嘴出口处靠近的原因。影响二次破碎液滴平均直径的主要是湍流雾化和液滴合并，雾化气体的湍流湍动能是决 定湍流雾化和液滴合并的主要因素。旋拧气流的加入会增加雾化气流的湍动能，这会

20、增加液 滴湍流雾化的机率，并减少液滴碰撞后合并的概率。因此二次雾化区域的液滴平均直径 SMD 随旋拧数增大而减小。4.结 论本文主要研究气-液同轴射流的破碎与雾化，使用 PDA 测量了嘴轴线上不同位置处的雾化液滴直径，通过分析 SMD，考察气液射流速度、旋拧气流对雾化结果的影响。主要结果如下：1）实验证实雾化液滴平均直径 SMD 随气体射流速度增加而减小，它们之间存在指数率的 关系。当气体射流速度固定时，增加液体射流速度相当于减小气液射流速度差，结果导致雾 化液滴的平均直径增加；2）当旋拧数超过临界旋拧数后，除在喷嘴出口附近外，旋拧射流的加入使得液滴直径减小， 且旋拧数越大，液滴平均直径越小。

21、实验得到的临界旋拧数的范围和经验公式基本吻合；3）在射流轴线上存在平衡点，在该点之前颗粒直径随旋拧数增大，在该点之后变化趋势则 相反。致 谢上海大学王道增教授为本实验提出了许多有价值的建议，代钦研究员进行了 PDA 设备 的调试，方宇栋副教授和钟宝昌老师协助建立了实验装置，康文同学对实验测量提供了帮助。 作者在此深表谢意。参考文献1 Plateau, J. Stattiqe experimentale et theoretique des liquids soumie aux seules forces moleiculariesJ. vols. 1, 2. Paris: Chanthier

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30、 Mechanics, Shanghai University, Shanghai, China (200072)AbstractTo analyze the influence of swirl flow on the high speed gas atomization, the breakup of a water jet bya swirling coaxial annular air jet has been investigated experimentally in the present study. The Phase-Doppler Anemometry technique

31、 is utilized to explore the characteristics of liquid atomization in coaxial jet. The Sauter mean diameters (SMD) are measured to analyze the effects of swirl flow on jet atomization, and to determine the critical swirl ratio. Results show SMD of the atomized droplets decrease with the increasing of gas speed exponentially. For the swirl ratio beyond a critical value, swirl leads to smaller diameter of droplets, which is helpful for liquid disintegration.Keywords：Swirling coaxial jet, Atomization, Phase-Doppler Anemometry