壓力旋流式霧化噴嘴高壓力霧化流場特性研究

陳錦琛 李風雷 肖志瑜

（華南理工大學 國家金屬材料近凈成型工程技術研究中心）

壓力旋流式霧化噴嘴（Pressure-Swirl Atomizer，PSA）結構簡單、霧化效果好且成本較低，被廣泛應用在農業(yè)、化工、工業(yè)生產及動力設備等行業(yè)領域［1，2］。 在實際使用過程中，液體在壓力作用下通過螺旋管道或切向管道進入噴嘴的旋流室，沿旋流室壁面以一定的切向速度做高速旋轉運動，噴嘴中心處則在高速旋流的影響下產生了壓降，從而把外部的空氣卷吸進噴嘴內部并形成空氣芯，出口處的液體受空氣芯與壁面的擠壓而形成空心的錐形液膜， 并由噴嘴出口高速噴出，高速噴出的液膜在外部空氣擾動等因素作用下繼續(xù)發(fā)生破碎形成霧滴，完成液體的霧化［3］。

噴嘴的霧化特性研究中，常用霧化顆粒的粒徑分布、噴射長度、霧滴速度及霧化錐角等評定噴嘴的霧化效果［4］。 其中，霧化錐角測定簡單，實際生產中可以據此快速表征噴嘴霧化效果的好壞，一般來說，隨著霧化錐角的增大，霧滴的分布散射面增大，霧滴與空氣接觸面積增大，霧滴的分布更加集中和均勻，對于霧化效果的提升具有重要作用。 以噴霧干燥過程為例，噴射液體的分布散射面增大，從而提高物料在噴射過程中的分散度，加快物料的干燥速度，減少顆粒之間的粘連，以保證最終成品顆粒的粒徑分布和顆粒球形度。

近年來， 計算流體動力學（Computational Fluid Dynamics，CFD） 的發(fā)展和應用為霧化工程領域的設計和生產帶來了極大的便利。 針對壓力旋流噴嘴的內流場特性，王曉琦等采用實驗與數值模擬相結合的方法，對噴嘴內部流場特性進行了分析［5］。 夏永偉等通過數值模擬研究結合改進的霧化半角計算方法，分析了單進口壓力旋流噴嘴的結構尺寸對霧化半角的影響［6］。 采用CFD軟件進行霧化過程的仿真分析，可以實現霧化過程中內部和外部流場參數的可視化、觀察霧化過程中流體的發(fā)展情況并對霧化特性進行一定程度的預測，大幅降低了生產過程中因結構設計和重復實驗帶來的成本提升。

目前，在對壓力旋流噴嘴進行數值模擬的過程中， 研究者采用k-ε模型、k-ω模型、RSM及大渦模擬（Large Eddy Simulation，LES） 模型等湍流模型進行相關的研究。Baharanchi A A等利用VOF結合不同湍流模型的方法對PSA霧化場特性進行研究，發(fā)現RNG k-ε模型在保證模擬精度的同時，花費的計算成本也有所降低［7］。Madsen J等通過LES結合VOF的方法對一種壓力旋流式噴嘴進行了仿真模擬，模擬結果與實測的噴嘴速度分布吻合良好［8］。Vashahi F和Lee J K通過LES結合VOF的方法模擬了噴嘴內部的空氣芯的形狀，對空氣芯的形成受流場影響的機理進行了一定的解釋［9］。 趙立新等則通過RSM模型對油水分離用水力旋流器進行了數值模擬，計算了旋流器的內部速度分布規(guī)律［10］。 Zhao W J等通過RSM與k-ε模型進行了1 MPa壓力下氣霧化噴嘴的數值模擬對比分析，發(fā)現RSM模型的結果更接近實測值［11］。 綜觀霧化工藝參數的研究方向，目前的研究大多集中在較低工作壓力（0～2 MPa）下的霧化過程。 筆者針對一種應用在石化行業(yè)的壓力旋流式霧化噴嘴，實際生產過程中它所需的工作壓力較高 （2～8 MPa），基于CFD流體仿真軟件Fluent，采取VOF方法結合RSM湍流模型對生產過程中因壓力的改變而造成流體壓力場和速度場的變化等進行了仿真計算，并根據仿真計算得到的一系列參數對不同生產壓力下的霧化錐角進行計算和測量，為實際生產應用中壓力參數的選擇提供一定的指導。

1 噴嘴物理模型的建立

1.1 噴嘴幾何結構

筆者所選用的壓力旋流式霧化噴嘴幾何結構如圖1所示。 噴嘴整體由4部分組成，從上往下依次是漿料注入室、橢圓入口管道、旋流室和漿料噴射出口。

圖1 壓力旋流式霧化噴嘴的幾何結構

噴嘴各部分的主要尺寸如下：

橢圓入口管道大徑d13 mm

橢圓入口管道小徑d22 mm

旋流室入口直徑Ds20 mm

旋流室過渡圓弧半徑R 20 mm

旋流室高度Ls10 mm

出口直徑do2.8 mm

出口厚度Lo1 mm

其中， 入口管道與入口平面的夾角為50°，目的是使?jié){料獲得一定的切向速度進入旋流室做旋繞運動。

1.2 構建物理模型及網格劃分

為了更好地表現并便于對流體在噴嘴內的旋轉運動進行計算，采用三維模型對流體運動進行了仿真分析， 仿真軟件為商用CFD軟件Fluent。圖2展示了數值模擬過程中所建立的三維流體域模型和模型的網格劃分。 計算中采用的流體區(qū)域忽略了流體進入注入室部分，僅考慮流體從入口管道進入旋流室到噴出霧化的過程。 三維流體域模型包括去除了注入室部分的噴嘴內部流體域和噴嘴以下半徑10 mm、高10 mm的圓柱形外部流體域。 采用四面體非結構化網格對流體域進行網格劃分，其中對噴嘴出口處的網格再進行一定程度的細化。 一般認為，劃分的網格尺寸越小、數目越多，計算的結果會越精確，為此分別對劃分網格數為15萬、30萬、45萬、60萬、90萬、120萬的模型進行了網格獨立性研究，結果表明，網格數目增加到45萬以后，計算結果基本穩(wěn)定不變，出于對計算時間、計算資源成本與計算精度的綜合考量， 最終確定仿真計算的網格數目為451 575，網格平均質量為0.837 34，平均偏斜度為0.228 34。

圖2 流體域的三維幾何模型和網格劃分情況

1.3 邊界條件的設置

流體域的邊界條件設置如圖3所示，確定4個管道入口界面為壓力入口邊界類型，入口壓力設置為工作壓力，入口第二相成分設置為1（表示入口處全是第二相部分）； 確定外部環(huán)境邊界為出口，類型為壓力出口邊界，出口壓力設置為0（表示與操作壓力即外部大氣壓力101 325 Pa相等），并設置出口第二相回流為0； 其余面設置為壁面邊界，采用無滑移壁面條件設置。

圖3 流體域邊界條件

2 噴嘴數值模型的建立

2.1 多相流模型

表1 各相材料屬性

在此模擬計算過程中， 先給定以下假設：流體不可壓，氣體與液體之間不發(fā)生物理或化學反應；流動過程中忽略重力的影響；流動過程在絕熱環(huán)境中進行，不存在能量交換。

在此假設基礎上，給出本次模擬控制方程的數學模型［3］。

連續(xù)性方程：

ρ——密度。

動量方程：

綜上所述，通過對H公司的某項電網工程進行分析，H公司某項電網項目在內部控制經濟風險評估時使用層次分析法、模糊綜合評判則進行判斷，并且取得了較為精準的結果。通過一系列數值可見，對于一個項目來說，任何看似不重要的風險如果不加以預防，那么其很容易成為主要的風險，從而對企業(yè)造成不可估量的損失。H公司通過對層次分析法、模糊綜合評判則有效的對自身的經濟風險進行有效評估，一定程度上降低了自身受經濟風險影響的程度。而我國眾多國有企業(yè)更應該借鑒H公司的經驗，通過內部控制對自身的經濟風險進行相應評估，進而確保國有企業(yè)的發(fā)展。

p——壓強；

t——時間；

μ——流體動力粘性系數。

體積分數方程：

式（3）中等號右邊項通常默認其值為0，故式（3）可寫成：

δj——單元中j相的體積分數。

氣液兩相流中單元物質屬性的約束方程：

其中，下標g、l、v分別代表空氣相、液相、水蒸氣相。

2.2 湍流模型

計算采用RSM模型，RSM模型是目前精度最高的湍流模型，與其他雷諾平均方程（RANS）湍流模型相比，RSM通過加入求解所有雷諾應力方程，避免了各向同性的渦黏假設，能更好地描述復雜的旋轉流動。

2.3 求解方法

對求解過程中壓力速度耦合方式采用SIMPLE（Semi-Implicit Method for Pressure Linked Equations）算法，壓力項采用PRESTO! 離散格式，動量項采用二階迎風格式， 體積分數項采用Compressive離散格式，湍動能項、湍粘系數項和雷諾應力項采用一階迎風格式。 為保證計算結果的準確性、提高計算精度和加快收斂速度，先設置整個流體域內第二相水的成分為0， 通過穩(wěn)態(tài)計算的方法獲得初始穩(wěn)定流場后，以此作為后續(xù)計算的初始值進行瞬態(tài)計算。 瞬態(tài)計算過程中時間步長設置為0.2 ms，每步迭代計算40次，計算進行到30 ms時第二相流動形態(tài)基本不再發(fā)生變化，認為此時流體發(fā)展完全，終止計算。

3 結果與討論

3.1 流場發(fā)展過程

壓力旋流式霧化器的水流霧化過程以空氣-水流兩相分布情況表示，如圖4所示。 圖5為8 MPa工作壓力下，噴嘴軸向截面的內部壓力分布云圖。 由圖5可以看出，噴嘴內部的壓力變化呈現出沿噴嘴中心下降的變化趨勢。水流經壓力泵入獲得沿管道方向的速度，在旋流室中迅速發(fā)展成繞中心線旋轉的流動運動，由于慣性力的作用，水流在不斷往旋流室中心填充的過程中獲得加速， 同時水流的高速流動使噴嘴內部產生壓降， 甚至出現了負壓。外部空氣在壓力的作用下產生回流，空氣被向上卷吸， 進入到噴嘴內部， 形成了空氣芯。 最終到達噴嘴出口的水流由于慣性和空氣芯的共同作用， 形成以一定角度噴射而出且有一定厚度的錐形液膜， 液膜進入外部空氣環(huán)境后受空氣擾動等因素的作用而達到霧化條件后完成霧化。 通過對比仿真結果與實驗結果可以發(fā)現（圖6），仿真結果下的霧化錐角大小為80°，而實驗測量所得的霧化錐角大小為68.5°，結果誤差值為16.79%。

圖4 水流霧化發(fā)展過程

圖5 8 MPa下噴嘴軸向截面的壓力分布云圖

圖6 霧化錐角的仿真結果與實驗結果對比

為了更好地理解水流在噴嘴內的流動情況，從內部流場的跡線分布（圖7）和水流速度矢量分布（圖8）可以直觀地看出噴嘴內部水流的運動發(fā)展趨勢。 水流從入口管道剛進入旋流室時，由于流動空間突然增大，水流的速度相對下降；而沿徑向上， 則因慣性力的作用往中心處不斷加速。同時，因為空氣芯的存在，到達出口的水流通過面積被空氣芯擠壓而減少，水流在此處得到進一步加速。

圖7 內部流場的跡線分布

圖8 速度矢量分布云圖

3.2 工作壓力對流體速度分布的影響

圖9展示了不同工作壓力下， 噴嘴出口處沿徑向的速度分布曲線。 從整體來看，由于水流在噴嘴內做旋轉運動，具有軸對稱性，水流的速度分布也關于軸線呈對稱關系，符合水流的運動規(guī)律。 另一方面，在考慮速度分布對稱性后，可以看到出口處的速度分布從中心往壁面均呈現先下降后急劇上升， 在接近壁面時再劇烈下降為0的趨勢，且存在分別位于出口中心處和靠近出口壁面處的兩個速度峰值。 出口中心的速度表現的是該處存在被往上卷吸的空氣產生的速度，位于中心的速度越高， 說明空氣被卷吸的強度越大，靠近壁面處的速度峰值則來自噴射的水流。 同時可以發(fā)現，隨工作壓力的提高，水流的射出速度也提高， 從2～8 MPa時最高射出速度分別為48.81、61.70、71.19、77.30、84.77、91.95、98.73 m/s； 工作壓力每提升1 MPa， 射出速度分別提高26.41%、15.38%、8.58%、9.66%、8.47%、7.37%，可見速度的提高幅度在工作壓力達到4 MPa后開始趨緩。

圖9 不同工作壓力下噴嘴出口處沿徑向的速度分布曲線

將水流空間速度分解成切向速度、軸向速度和徑向速度3個分量， 以便于理解速度因素在水流噴射時所起的作用。 如圖10所示，可以看出水流在噴嘴出口往外噴射時， 隨工作壓力的增大，切向速度和軸向速度都有明顯的提升，對徑向速度的提升作用不大，說明水流射出運動由切向速度與軸向速度所主導，徑向速度的影響較小。

圖10 各工作壓力下出口處速度分量及第二相（水）分布曲線

3.3 工作壓力對霧化錐角的影響

針對所得仿真計算結果，對兩相分布截面進行直接測量獲得霧化錐角的大小。 另外，根據文獻［6］的研究，利用水流在出口處的噴射速度分量，還可以對出口霧化錐角進行一定程度的預測計算：

式中 va——軸向速度；

vr——徑向速度；

vt——切向速度；

αi——i單元處水流噴射角度。

根據以上方法得到關于不同工作壓力下的霧化錐角變化曲線，如圖11所示。 對于仿真計算結果，兩種方法獲取的霧化錐角大小變化曲線比較接近。 隨著工作壓力的變化，噴嘴霧化錐角的大小在80°左右波動，說明工作壓力對霧化錐角大小的影響較小，其中在4 MPa和6 MPa時得到最大測量值分別為79°和80°。 這是由于影響霧化錐角的切向速度與軸向速度在工作壓力的提高下同時得到提升， 各速度分量的比重基本保持不變，宏觀表現為霧化錐角的大小趨于穩(wěn)定，這與文獻［13，14］的研究結果相一致。 其中通過計算所得的結果始終比直接測量所得的霧化錐角要大，結果最大相差7°。 這是因為計算過程中所采用的各單元速度為噴嘴出口平面各處的速度，而一旦噴射水流離開噴嘴， 必然還會受到外部環(huán)境影響（如空氣摩擦）而出現速度損失，故測量得到的霧化錐角必定會小于計算所得結果。

圖11 工作壓力變化對霧化錐角的影響

4 結論

4.1 基于VOF方法結合RSM，采用Fluent軟件，研究了液體在高壓力條件下通過壓力旋流式霧化噴嘴的流場和霧化特性，得到的霧化錐角略高于實驗值，但誤差在20%以內，其原因在于未考慮出口區(qū)域外部環(huán)境（如空氣摩擦）的速度損失，隨著工作壓力的不斷提高，霧化錐角基本保持穩(wěn)定。

4.2 隨著工作壓力的增大，出口處水流的射出速度也隨之提高， 在2～4 MPa下水流射出速度提升幅度較大， 在4 MPa以后繼續(xù)提高工作壓力水流速度的提升速度開始趨緩。 對水流射出速度進行了切向、徑向和軸向的分解，結果顯示水流射出運動主要由切向速度和軸向速度主導。

4.3 工作壓力的增加可以加強噴嘴內部流場的旋流強度，但對霧化錐角的影響不大。 實際生產中， 增大工作壓力會帶來額外的能耗和生產成本，故在保證滿足霧化生產條件的情況下，沒有必要繼續(xù)提高工作壓力，即霧化工作壓力在4～6 MPa為優(yōu)。