氣動霧化噴嘴輔助霧化孔角度優化

胡建林，鄭水華，汪軍印，于燕坤

(1.金華市金順工具有限公司，浙江 金華 321035；2.浙江工業大學 機械工程學院，浙江 杭州 310014)

噴霧是將液體通過噴嘴噴射進入氣體介質中，使噴射液體分散并破裂成小顆粒的液滴的過程[1]。由于液體相對于氣體的高速運動，或者由于機械能的施加和噴射裝置的旋轉和振動，液體會被霧化成各種尺寸的細小顆粒。噴嘴霧化在多個領域都有著重要的實際應用，如交通運輸業、農業、林業，以及應用于各種燃燒設備上。除此之外，在催化造粒、食物加工、粉末涂覆、農藥及消毒液噴灑等方面也有著較為廣泛的應用[2]。

噴嘴結構型式按霧化能量的來源可以分為3類[3]：機械式霧化、氣力式霧化和其他類型霧化。其中氣力式霧化是通過對氣體施加一定的壓力來讓氣體成為能量的載體，以各種方式來沖擊撕裂液體，產生比較強的剪切應力，克服液體本身的表面張力，使液體的比表面積迅速增大，使其分散相的粒度達到一定的要求[4]。其中霧化的過程可以主要分為2個階段：初次破碎與二次破碎。初次破碎時由于氣體與液體的高速摩擦讓液體的表面出現了滴狀、條狀和絲狀的多個液體單元，為下一階段的破碎做好準備。二次破碎在初次破碎的基礎上，通過氣體的沖擊，進一步使液滴破碎且相互聚合，最終變成了許許多多的細密液滴[5]。

氣力式霧化噴嘴由于其霧化效果比較好，可霧化高黏度流體，及結構簡單等諸多優點，被廣泛應用于工業燃氣輪機、工業鍋爐以及涂料噴槍等領域。氣力式霧化噴嘴存在噪音、氣耗率較大，及不能采用低的空燃比等缺點，因此對氣力式霧化噴嘴的霧化機理與霧化過程進行進一步的研究是十分必要的[6]。

近年來國內外專家學者們已經對氣力式霧化噴嘴展開了研究。Han等[7]使用湍流模型與DPM模型對氣動噴嘴進行了模擬，結果表明通過增大空氣流量可以有效降低液滴的索特平均粒徑(sauter mean diameter,SMD);而增加輔助霧化孔的數量液滴粒徑下降的速度并不明顯，即增加輔助霧化孔數量會讓噴嘴的霧化效率有所下降，但對輔助霧化孔的其他結構特性造成的影響沒有進一步探討。X.Jiang等[8]總結了在霧化和噴霧過程中遇到的氣液兩相射流計算研究中使用的物理模型和先進方法：在基于雷諾平均Navier-Stokes(RANS)方法的傳統計算流體動力學(computational fluid dynamics，CFD)和直接數值模擬(direct numerical simulation，DNS)和大渦流模擬(large eddy simulation，LES)中，霧化和噴霧的物理建模是其重要的組成部分；對CFD情況下霧化和噴霧的物理建模進行了回顧，并討論復雜多相流的亞網格規模(sub-gridscale,SGS)模型等建模假設和局限性，為建立噴嘴物理模型提供寶貴經驗。劉海軍等[9]通過FLUENT軟件對多孔空氣霧化噴嘴展開研究，利用VOF模型對初次霧化過程進行模擬，并將模擬后的流場條件作為二次霧化模擬的初場；通過DPM模型與TAB破碎模型對二次霧化進行了模擬，研究了噴嘴霧化后粒徑的數值分布，并通過實驗對模擬結果進行了驗證分析，可知通過DPM模型可以較好地對噴嘴模型進行數值模擬。由于液體霧化過程的復雜性，霧化理論的不唯一性，難于建立一個完全準確的霧化物理模型。因此，對于噴嘴霧化的模擬有待于進一步的優化和實驗數據的支撐。

1 霧化噴嘴模型的建立

1.1 幾何模型

課題組根據日常涂料噴槍的基本參數，設計了噴槍的氣動霧化噴嘴的結構，并建立幾何模型作為研究對象。霧化介質初始流道為環狀流道，其外環外徑為32.0 mm，壁厚0.2 mm；內環外徑為20.0 mm。霧化介質經過初始流道后分為兩股：一股從主霧化孔中流出；另一股從輔助霧化孔流出。主霧化孔出口環外徑為8.7 mm，主霧化孔出口環內徑為3.2 mm，輔助霧化孔出口直徑為25.2 mm，角度為45°。霧化工質由中心流道流出，霧化工質進口直徑為10.2 mm，出口直徑為2.7 mm。霧化噴嘴幾何模型如圖1所示，其模型流體域如圖2所示。

圖1 空氣霧化噴嘴幾何模型Figure 1 Geometric model of air atomizing nozzle

圖2 空氣霧化噴嘴模型流體域Figure 2 Fluid domain of air atomizing nozzle model

1.2 數值模擬

1.2.1 網格劃分

為了模擬霧化過程，對于流體模型進行網格劃分。使用ICEM預處理軟件生成非結構化網格，對邊界與輔助霧化孔附近的復雜結構區域進行加密處理，整個流場中共分割為567萬個流動單元。對網格設計3種網格分割方案如表1所示，網格劃分結果如圖3所示。

表1 不同網格數噴嘴距噴口Z軸方向40 mm處XY平面的噴射速度Table 1 Jet velocity of nozzle with different grid numbers in XY plane at 40 mm from nozzle Z axis direction

圖3 空氣霧化噴嘴模型網格劃分Figure 3 Meshing of air atomization nozzle model

由表1可知，567萬網格數量生成的單點速度與4 190萬網格生成的單點速度誤差小于1%，567萬網格運算速度已經偏慢，網格過多會導致計算時間再次大幅延長，故選用網格數量為567萬的網格，網格質量在0.5以上，且滿足網格無關性。

1.2.2 物理模型

物理模型的建立基于Navier-Stokes方程(N-S方程)，該方程由納維在1827年初步推導、1845年經斯托克斯完善[10-12]。課題組研究的霧化介質與工質均視為不可壓縮流體，該方程的矢量形式為

(1)

往3個坐標軸上投影可得到3個分量的方程為：

(2)

連續性方程為：

(3)

式中:ρ是密度;t是時間;u是速度矢量;u,v和w是速度矢量u在x,y和z方向的分量；為哈密爾頓算子。

將連續性方程分別乘以u,v和w，并分別與方程(2)中的3個方程相加，即可得到守恒型的動量方程:

(4)

由于標準κ-ε模型適用性廣、計算精度好、計算量較小，因此變成用于流場計算的主要模型之一，在多種模擬場合中得以廣泛應用[13-14]。課題組采用標準κ-ε模型，標準κ-ε模型假設流動為完全湍流，其湍流動能耗散率ε和湍流動能κ的輸運方程為：

(5)

(6)

式中:Gκ為速度梯度產生的湍流動能;Gb為浮力產生的湍流動能;ui為湍流黏性系數；YM為可壓縮湍流的脈動膨脹對耗散率的影響;C1ε,C2ε,C3ε為常數;xi,xj為x各方向分量；Sκ和Sε為自定義項。

1.2.3 邊界條件與數值計算方法

在空氣霧化噴槍噴涂的過程中，噴涂液相流量一般為300 mL/min左右，耗氣量一般為100 L/min以上。設定在初始噴嘴在噴射霧化時霧化介質的流量為100 L/min,霧化工質的流量為300 mL/min。霧化介質選用常溫常壓下的空氣，霧化工質選用常溫常壓下的液態水。通過流量方程：可以得到霧化介質進口流速為3.54 m/s，霧化工質進口流速為0.06 m/s。霧化介質定義為速度入口，入口速度為Va=3.54 m/s，湍流強度為15%，水力直徑D=0.002 m,霧化介質溫度為T=300 K。霧化工質通過DPM模型注入，射流源類型為面射流源，由于在噴霧過程中不涉及到化學變化和相的轉換，所以粒子類型選擇慣性粒子。入射速度為Z軸方向0.87 m/s。噴嘴結構面外的邊界定義為壓力出口邊界，出口壓力為0 Pa。出口邊界面的DPM條件設為“escape”,其他面的DPM條件設為“reflect”。液滴在流場中的動量運動方程為[15]：

(7)

式中：u為流場中連續相的速度矢量;up為流場中顆粒的速度矢量;ρ為流場中連續相的密度;ρp為流場中顆粒的的密度;g為重力體積力;F為其他體積力;FD(u-up)為顆粒受到的單位質量曳力。

非穩態霧化工質離散相時間步長設為0.05 ms，其他亞松弛因子等數值保持為默認設定。

2 仿真結果與分析

噴嘴輔助霧化孔的初始角度為45°，分別對輔助霧化孔角度為35°，40°，45°，50°和55°的空氣霧化噴嘴模型進行模擬，總結其霧化特性與霧化規律。

隨著輔助霧化孔角度的改變，其對噴霧場的流場擴展有著一定影響。為了清晰的分析噴嘴流場的擴展程度，對模擬結果進行處理分析，用平面Z軸方向最大速度的一半的位置來表示霧化的擴展線，擴展線與Z軸的夾角為霧化錐角。圖4所示為霧化錐角擴展程度與Z軸坐標的關系，在距離噴嘴Z距離的平面上，Vmax為該平面上最大的Z軸方向的速度值，D(50%Vmax)為速度取該平面上最大Z軸方向速度值的一半時的Y坐標值。

圖4 不同輔助霧化孔角度下氣流擴展程度與Z坐標的關系曲線Figure 4 Relationship curves between air flow expansion degree and Z coordinate under different auxiliary atomization hole angles

由圖4可以看出，隨著輔助霧化孔角度的增大，噴霧擴展程度呈先增大后減小的趨勢。當輔助霧化孔角度取40°時，流場擴展程度達到最大。出現這種現象的原因是，輔助霧化孔角度較小時，側噴的霧化介質的X軸方向的速度分量過大，導致兩側的霧化介質對沖的程度較大，浪費了部分能量，導致霧化錐角較小；輔助霧化孔角度大于40°時，側噴的霧化介質的Z軸方向速度分量增大，對噴霧場主要起推動作用，隨著角度的繼續增大，會導致霧化錐角繼續減小。綜上而言，輔助霧化孔的角度過大或過小都會造成霧化錐角較小的結果，應當取適當角度的輔助霧化孔，對本研究而言，即輔助霧化孔取40°。

圖5所示為不同輔助霧化孔角度下Z方向100 mm處的XY檢測平面噴霧流場沿Y軸和X軸上的壓力分布曲線。從圖5中可以看出，隨著輔助霧化孔角度的不斷增大，檢測平面受到的壓力先減小，后增大。在Y軸方向上，隨著輔助霧化孔角度的增大，高壓部分區域相對集中，高壓區域向低壓區域過渡的部分曲線斜率比輔助霧化孔角度低于40°時的斜率大，壓降更為迅速。這種現象會導致噴霧更加集中，容易發生過噴現象，降低了噴嘴的傳遞效率。因此。在滿足霧化需求的前提下，應選用適當角度的輔助霧化孔的噴嘴，避免過噴現象發生，提高傳遞效率。

圖5 不同輔助霧化孔角度下X和Y軸的壓力分布曲線Figure 5 Pressure distribution curves of X-axis and Y-axis under different auxiliary atomization hole angles

圖6所示為不同輔助霧化孔角度下DPM液滴粒子在距噴嘴100 mm處的XY平面上的速度分布圖。由圖6中不同輔助霧化孔角度下DPM液滴粒子在距噴嘴100 mm處的XY平面上的速度分布可以看到，噴涂面呈現橢圓形，速度分布情況為從橢圓內部向外部逐漸遞減，在橢圓形噴涂面邊界外還會有零散的逃逸液滴粒子。隨著輔助霧化孔角度的不斷增大，噴涂面在Y軸方向的長度發生明顯的縮小，在X軸方向的長度略微增加，整體噴涂面積有所減小，整體噴涂面液滴粒子的流速也在不斷增大。

圖6 不同輔助霧化孔角度下流場速度分布Figure 6 Flow field velocity distribution under different auxiliary atomization hole angles

從圖7中可以看出，改變輔助霧化孔角度進行霧化后，液滴粒子的平均直徑是逐漸減小的。因為隨著輔助霧化孔角度的增大，霧化介質的Z軸軸向速度逐漸增大，使氣液相對速度增加，提高了霧化效果；但液滴粒子的平均直徑的減小與輔助霧化孔角度的增大并非斜率一定的直線，而是效果逐漸減弱的，輔助霧化孔角度從40°提升至55°對霧化液滴直徑減小影響很小。綜合考慮由于輔助霧化孔角度的增大，會使霧化錐角逐漸減小，被噴涂檢測平面受到的沖擊壓力增大，易發生過噴，因此40°的輔助霧化孔霧化效果更好。

圖7 不同輔助霧化孔角度下霧化粒子直徑變化Figure 7 Change of atomized particle diameter under different auxiliary atomization hole angles

3 結語

課題組以空氣動力霧化噴嘴為研究對象，利用FLUENT和CATIA等軟件對其霧化過程進行仿真模擬，分析了在不同角度的扇面控制孔下，流場擴展程度變化規律，噴涂平面受到噴涂壓力的變化規律以及液滴索特平均粒徑的變化規律。仿真結果表明：隨著輔助霧化孔角度的增大，噴霧擴展程度呈先增大后減小的趨勢發展；當輔助霧化孔角度取40°時，流場擴展程度達到最大；檢測平面受到的壓力先減小，后增大；高壓區域向低壓區域過渡的部分曲線斜率比輔助霧化孔角度低于40°時的斜率增大，壓降更為迅速；液滴粒子的索特平均直徑逐漸減小，輔助霧化孔角度從40°提升至55°對霧化液滴直徑減小影響很小；由于輔助霧化孔角度的增大會使霧化錐角逐漸減小，導致被噴涂檢測平面受到的沖擊壓力增大，易發生過噴，因此40°的輔助霧化孔霧化效果更好。

進一步地研究可以從對霧化控制孔的角度合理優化入手，改善整體氣動噴嘴的霧化質量，使其更加符合所需要的工況。