某空氣霧化旋流噴嘴在受限空間內霧化特性的實驗研究

劉焜，余永剛，趙娜

(1.南京理工大學 能源與動力工程學院，江蘇 南京210094;2.西北機電工程研究所，陜西 咸陽712099)

0 引言

空氣霧化旋流噴嘴是目前應用較廣的一種組合式噴嘴，它一般是由旋流噴嘴和空氣霧化噴嘴組合而成［1-3］。空氣霧化旋流噴嘴具有多種結構形式，其中，在傳統空氣霧化噴嘴的基礎上，添加空氣軸向旋流器的設計最為常見，其優點在于利用旋流空氣對燃料進行二次霧化，提升霧化效果。Mao 等［4］運用弗勞恩霍夫衍射粒徑儀測量了此類噴嘴的液滴索特平均直徑(SMD)，指出了索特平均直徑和空燃比的線性關系。Levy 等［5-6］研究了旋流空氣的壓力變化對于噴嘴霧化的影響，發現空氣噴射壓力升高到一定值之前，液滴直徑隨其增大而明顯變小，此外還對比了空氣軸向旋流和徑向旋流作用下噴嘴的霧化性能差異。周兵等［7］采用相位多普勒粒子分析儀(PDA)對帶空氣旋流器的雙油路離心噴嘴的霧化特性進行了實驗研究，得到了索特平均直徑與噴霧錐角隨供油壓力與風速的變化規律。

美國通用電器公司研發的雙旋流空氣霧化噴嘴是空氣霧化旋流噴嘴另一種結構形式的典型代表。它是在直射或離心噴嘴外部，加裝旋流杯結構而成，工作時利用旋流杯中兩個空氣旋流器形成的同向或反向的兩股氣流對油膜產生剪切破碎，以達到霧化的效果。Wang 等［8-9］和林宇震等［10-11］針對此類噴嘴進行了深入的研究，通過改變噴嘴尺寸、套筒結構和旋流方向等條件，研究了噴嘴的噴霧和燃燒性能以及流場結構。羅國良等［12］對平滑和擴張套筒出口形狀的旋流杯空氣霧化噴嘴燃燒室點火性能進行了研究。龔景松等［13-14］將外混旋流的工作方式改變為內混旋流，提出一種新型空氣霧化旋流噴嘴并實驗測量了其霧化性能。

本文在此基礎上設計了一種空氣霧化旋流噴嘴，即在Levy 等［5-6］研究的帶有軸向旋流器的空氣霧化噴嘴基礎上，引入龔景松等［13-14］提出的內混旋流理念設計而成，既具備了噴嘴內部空氣與燃料的摻混與旋流方式，又保留了外部旋流空氣對于液滴的二次霧化作用。

1 實驗裝置與測量方法

噴霧實驗系統如圖1所示。PDA 測試系統的粒徑測量范圍為0.5 ～200 μm，測量精度小于1%;速度測量范圍為- 300 ～1 000 m/s，測量精度在0.1%以內。圖2所示為噴霧實驗用的受限空間。受限空間的設計參考燃燒室的幾何形狀，由有機玻璃加工制成，總高度為130 mm，主體呈圓柱形，內徑70 mm，出口段為一收斂噴管，出口內徑35 mm. 在壁面上開有周向180°的透光槽用于采集數據，槽道寬度5 mm.

圖1 噴霧實驗系統框圖Fig.1 Block diagram of spray system

圖2 受限空間Fig.2 Confined space

圖3為實驗用空氣霧化旋流噴嘴，該噴嘴采用內混與外混兩種空氣輔助霧化方式，具有相連接的氣體通道和液體通道。模擬液體工質進入噴嘴內部后經過液體旋流裝置和內部反向旋流空氣混合，再經液體旋流通道旋流后，由中心噴嘴噴出，形成初步霧化的液滴群。隨后，在噴嘴外部，初步霧化的液滴群與經空氣環形噴嘴噴出的同向旋流空氣發生二次作用，形成最終的霧化液滴群。中心噴嘴直徑2 mm，外混空氣環形噴嘴寬度3 mm，液體和空氣旋流通道均與中心軸成60°夾角，噴嘴加工誤差率小于0.1%.

實驗采用三維PDA 測試系統，PDA 光束交點即為數據測量點。測量點坐標軸確定方法如圖4所示。噴嘴出口方向為z 軸，噴嘴中心為坐標系原點O. 垂直于z 軸的截面視為Oxy 平面。x、y、z 軸三者方向符合右手螺旋關系。為了便于說明霧化場參數的分布特性，采用柱坐標形式定義測量點位置。z 軸為柱坐標系中心軸，z 軸正方向為軸向方向，垂直于z 軸方向為徑向方向，α 為周向角，取x 軸正向為0°，沿順時針方向為正方向取角。r 為原點O 到測量點在平面Oxy 上的投影點間的距離。z 為測量點到Oxy 平面的距離。實驗中選取了z 分別為35 mm、60 mm、90 mm、110 mm 4 個測量截面，單個截面上的測量點布置如圖5所示，在截面上以每間隔30°按測量點與原點O 在截面上的投影點間的距離r 分別為0、5 mm、10 mm、15 mm、20 mm、25 mm 取6 個實驗點，共計36 個測量點。數據處理時，對截面上的36 個測量點數據取加權平均得到截面平均值。

圖3 空氣霧化旋流噴嘴結構圖Fig.3 Structure of air-assist nozzle

圖4 坐標系示意圖Fig.4 Coordinate system

圖5 截面上測量點布置圖Fig.5 Distribution of measuring points on a section

2 實驗結果與討論

為了解該空氣霧化旋流噴嘴的霧化性能，本文研究了噴嘴在受限空間內和大氣環境中的霧化特性以及改變液體和氣體噴射壓力對于其在受限空間內霧化性能的影響，分別測量了霧化場中液滴索特平均直徑D32和液滴軸向速度v. 實驗采用的霧化介質氣體為空氣、液體為模擬液體燃料，粘度為1 ×10-3Pa·s.

2.1 受限空間內與大氣環境中噴霧特性的比較

圖6 pg =0.2 MPa 和pl =0.1 MPa 工況下受限空間內和大氣環境中霧化場參數的對比Fig.6 Comparison of spray characters in chamber and atmosphere for pg =0.2 MPa and pl =0.1 MPa

為了研究受限空間對于空氣霧化旋流噴嘴噴霧特性的影響，將氣體噴射壓力pg=0.2 MPa，液體噴射壓力pl=0.1 MPa 工況下的噴嘴在受限空間內和大氣環境中的霧化場參數進行比較。圖6(a)為受限空間內和大氣環境中液滴平均直徑D32軸向分布特性的對比。由圖6(a)可見，大氣環境中液滴平均直徑的軸向分布呈現一定波動，這是由于空氣霧化旋流噴嘴的工作方式是依靠氣-液之間的擾動作用，噴霧場的流動較為復雜，因此液滴平均直徑分布存在一定的波動變化。受限空間對于氣體流動的限制作用則減小了直徑分布的波動。根據軸向位置關系將噴霧場測量區域分為3 部分，即:［25 mm，55 mm］、［55 mm，65 mm］、［65 mm，110 mm］. 當z∈［25 mm，55 mm］時，受限空間內液滴平均直徑小于大氣環境中液滴平均直徑;當z∈［55 mm，65 mm］時，二者較為接近;而在z∈［65 mm，110 mm］內，受限空間內液滴平均直徑大于大氣環境。圖6(b)為受限空間內和大氣環境中液滴軸向速度沿軸向分布的比較。圖6(b)中，兩條曲線均呈現沿軸向減小的趨勢，受限空間內液滴軸向速度小于大氣環境中的液滴軸向速度。

受限空間內和大氣環境中霧化場參數的差異主要來自壁面的影響。第一，壁面限制了外部環境中空氣對于噴嘴的影響，強化了噴射出的氣-液兩相間的相互作用，使液滴更容易發生二次碎裂，減小了液滴平均直徑，這點在噴嘴近場表現的較為明顯。第二，隨著噴霧沿軸向與徑向的擴展，在噴嘴遠場，液滴較容易與壁面發生碰撞。壁面對于霧化液滴的反彈作用提高了液滴相互碰撞聚合的概率，增大了液滴速度損失。第三，在噴霧場中部，在壁面和氣-液作用的共同影響下，受限空間內的液滴直徑與在大氣環境下的液滴直徑較為接近。

2.2 受限空間內液體和氣體噴射壓力變化對于噴嘴霧化性能的影響

圖7為不同的液體和氣體噴射壓力下受限空間內噴嘴霧化場中液滴平均直徑D32的數目分布圖。圖7(a)中大部分液滴分布在120 ～195 μm 區域內，占總液滴數的88.75%. 其中，在150 ～165 μm 區間內液滴數最多，占總液滴數的30.52%. 圖7(b)中90.11%液滴分布在105 ～165 μm 區域內。峰值出現在120 ～135 μm 區間，31.67%的液滴集中在該區間內。圖7(c)中94.09% 的液滴集中在90 ～150 μm 區域內，其中120 ～135 μm 區間內的液滴數最多，達到了45.32%. 可以發現，隨著pg/pl的值增大，液滴直徑分布的區間由寬變窄，峰值區間內的液滴數隨之增加，說明液滴直徑分布的均勻性逐漸變好。

圖7 液滴平均直徑D32的數目分布Fig.7 Number distribution of mean diameter D32 of droplets

圖8顯示了液滴平均直徑D32沿軸向的變化趨勢。由圖8可以看出，液滴直徑沿軸向的變化規律基本一致，呈現先減小后增大的軸向變化趨勢，與龔景松等［13-14］的研究結果相一致。以pg=0.35 MPa、pl=0.15 MPa 工況為例，z=35 mm，D32=121.03 μm;z=60 mm，D32=120.28 μm;z=90 mm，D32=119.67 μm;z=110 mm，D32=139.9 μm. 原因是在靠近噴嘴附近區域，氣-液間的相互作用較強，液滴容易發生二次破碎，因此液滴直徑不斷減小。隨著噴霧發展，在氣動力作用下液滴速度逐漸下降，液滴群密度增加，此時液滴碰撞聚合效果趨于明顯，從而增大了整個軸截面上的液滴平均直徑。

圖8 液滴平均直徑D32沿軸向的變化Fig.8 Mean diameters D32 of droplets along axial direction

當液體噴射壓力pl=0.2 MPa，氣體噴射壓力pg由0.35 MPa 提升至0.4 MPa 時，由圖7(a)、圖7(b)可見，液滴直徑分布向減小的方向偏移。說明隨著氣體噴射壓力增大，霧化效果變好。這是由于提高氣體噴射壓力后，噴嘴內外部氣-液相之間的擾動作用增強，使大粒徑的液滴更容易發生二次破碎，形成直徑較小的液滴。而圖8中，在靠近噴嘴的z =35 mm截面上，這兩種工況下的液滴平均直徑差值ΔD32=26.2 μm，而在較遠的z =110 mm 截面上，ΔD32=35.84 μm. 可見氣體噴射壓力變化對于液滴直徑的影響在噴嘴遠端表現得更為明顯。

結合圖7(a)、圖7(c)和圖8可以發現，當氣體噴射壓力pg=0.35 MPa，液體噴射壓力pl由0.15 MPa提升至0.2 MPa 時，液滴的直徑分布整體增大，這與Kuferrath 等［15］的研究結果相吻合。造成這種現象的原因在于，對于壓力噴嘴，增大液體噴射壓力的同時，液體噴射速度也隨之變大，而氣體壓力不變，導致氣-液相間的相對速度變小，氣動力作用減弱。與此同時，液體流量增大，使霧化難度增加。這兩方面因素致使液滴直徑呈現隨液體噴射壓力增大而變大的趨勢。圖8中z=35 mm 截面上，兩種工況下液滴平均直徑差值ΔD32=31.52 μm，在z =110 mm截面上，ΔD32=51.9 μm. 說明液體噴射壓力變化對噴嘴遠端的霧化液滴影響較大。

圖9為不同工況下液滴軸向速度v 沿軸向的變化圖。由圖9可以發現，圖9中各曲線變化趨勢大致相同，即液滴軸向速度沿軸向逐漸減小。以pg=0.35 MPa、pl=0.15 MPa 工況為例，z =35 mm，v =6.05 m/s;z =60 mm，v =4.39 m/s;z =80 mm，v =2.96 m/s;z=110 mm，v=2.79 m/s.

圖9 液滴軸向速度v 沿軸向的變化Fig.9 Axial velocities v of droplets along axial direction

將pg= 0.35 MPa、pl= 0.2 MPa 工 況 和pg=0.4 MPa、pl=0.2 MPa 工況進行對比發現，當液體噴射壓力一定時，氣體噴射壓力增加，液滴軸向速度變大。在距噴嘴較近的z=35 mm 截面上，兩種工況下的液滴軸向速度差值Δv 為1.01 m/s. 隨著噴霧向下游發展，在遠端的z=110 mm 截面上，液滴軸向速度差值Δv 增大到1.17 m/s. 另外，將pg=0.35 MPa、pl=0.15 MPa 工況和pg=0.35 MPa、pl=0.2 MPa 工況進行對比可見，圖9中的兩條曲線比較接近，兩種工況下液滴軸向速度差值Δv 最大為0.48 m/s，最小為0.07 m/s. 由此可見，氣體噴射壓力比液體噴射壓力對液滴軸向速度影響更大。

3 結論

根據本文的實驗結果，可得出如下初步結論:

1)當液體噴射壓力為0.1 MPa、氣體噴射壓力為0.2 MPa 時，受限空間內液滴軸向速度小于大氣環境中的液滴軸向速度。當z∈［25 mm，55 mm］時，受限空間內液滴索特平均直徑小于大氣環境中液滴索特平均直徑;當z∈［55 mm，65 mm］時，二者較為接近;而在z∈［65 mm，110 mm］內，受限空間內液滴索特平均直徑大于大氣環境。

2)通過比較不同的液體和氣體噴射壓力下受限空間內噴嘴霧化場參數可以發現，霧化液滴的平均直徑由氣體和液體噴射壓力共同決定。隨著距噴嘴軸向距離的增大，液滴平均直徑呈現先減小后增大的變化趨勢，液滴軸向速度逐漸減小。

3)當液體噴射壓力保持0.2 MPa，氣體噴射壓力由0.35 MPa 提升至0.4 MPa，液滴平均直徑變小，液滴軸向速度變大;當氣體噴射壓力保持0.35 MPa，液體噴射壓力由0.15 MPa 提升至0.2 MPa，液滴平均直徑增大，但液滴軸向速度變化較小。隨著氣液壓力比值的增大，液滴直徑分布的均勻性變好。

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