橫向射流破碎機理與霧化特性

摘要：為增強燃油與空氣的混合均勻性，提高橫向射流霧化效果，從破碎模式與表面波形成機理、霧化影響因素兩方面分析橫向射流研究現狀，并結合目前研究不足，展望未來發展方向。結果表明：破碎模式由液氣動量通量比與韋伯數共同決定；射流柱受瑞利-泰勒（Rayleigh-Taylor，RT）不穩定性和開爾文-赫姆霍茲（Kelvin-Helmholtz，KH）不穩定性共同作用發生變形形成表面波；氣液剪切產生KH不穩定波，使射流主要產生表面破碎；氣液擠壓產生RT不穩定波，使射流主要產生柱狀破碎；液體韋伯數、液氣密度比、射流入射角、射流孔徑與孔型、射流模式對液滴霧化均有不同程度的影響，但無法單一定性評價，需結合具體情況分析。未來橫向射流研究應盡可能向試驗工質、試驗條件及環境接近發動機實際燃燒的方向改進，同時，應考慮渦旋、不同脈沖頻率及射流波形對橫向射流的影響。

關鍵詞：橫向射流；破碎機理；霧化特性；表面波

中圖分類號：TK401文獻標志碼：A文章編號：1673-6397（2024）06-0013-07

引用格式：李渝麗.橫向射流破碎機理與霧化特性［J］.內燃機與動力裝置，2024，41（6）：13-19.

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0 引言

橫向射流主要研究液體射流垂直或以一定角度進入橫向氣流后，液體射流在氣流的作用下發生變化的過程，是流體力學的一個重要研究領域。在燃氣渦輪發動機、壓燃沖壓發動機、超燃沖壓發動機等燃燒室中，燃油通常以橫向射流的形式噴入，通過射流（液體）與橫流（氣體）的相互作用使發動機燃油霧化，在燃燒過程的初始階段，燃油霧化效果直接影響燃油燃燒：霧化液滴越小，分布越均勻，燃燒越充分，發動機性能越穩定。研究燃油在橫向氣流中的破碎機理和霧化特性對提高發動機燃燒效率和燃燒穩定性有重要意義，對改進發動機設計有一定的參考價值^[1]。

液態燃油以射流的形式噴入橫向氣流中，在氣流剪切和加速作用下，燃油射流彎曲、變形、破碎、霧化，發生從毫米級到微米級的多尺度變形，最終形成微米級粒徑的液滴。在射流破碎及霧化過程中，液體射流可分為破碎區、快速霧化區、均勻混合區。射流近場表面波使破碎區內同時發生液柱破碎和表面破碎，并在氣流加速、氣液剪切耦合作用及連續液柱的阻礙作用下，氣體流場由穩定結構變成復雜渦系流場結構，流場的非定常特征（橫流的壓強、速度、馬赫數）與氣液界面的動態變化相互耦合；液塊或大液滴在快速霧化區迅速破碎霧化，形成微米級粒徑的大量小液滴；在強氣液剪切作用下，均勻混合區霧化后的小液滴向橫流方向擴散混合，在下游（射流與橫流碰撞混合處，沿射流方向的部分），液態燃油蒸發形成的燃油蒸氣與氣流中氧氣以一定比例混合，混合效果決定發動機燃燒性能^[2-3]。

橫向射流效果與較多因素相關，研究人員主要對射流破碎機理、霧化特性、流場特征進行了大量試驗與數值模擬研究，目前在橫向射流試驗研究方面，研究人員通常采用脈沖陰影成像法、粒子圖像測速法、相位多普勒粒子分析法、高速攝像儀法等；在橫向射流數值模擬方面，主要采用流體體積（volume of fluid，VOF）法、離散（discrete phase model，DPM）法、VOF-DPM法等兩相流模型。VOF法基于歐拉-歐拉框架，可直接計算兩相之間的界面位置，在一定的網格精度上，結合自適應網格加密（adaptive mesh refinement，AMR）技術可大幅提高計算精度；DPM法基于歐拉-拉格朗日框架，可以較好的對液滴分布、液滴尺寸等進行直接觀測，在霧化液滴相關狀態的表達上優于VOF法；VOF-DPM法兼顧VOF法與DPM法的優勢，在一次霧化時（射流近場處）側重VOF法，在二次霧化時（射流遠場處）側重離散法^[4]。

為更好地理解橫向射流破碎機理與霧化特性，增強氣液間的混合效果，提高發動機燃燒性能，本文中通過分析橫向射流破碎模式、表面波與不穩定性、霧化影響因素，對當前橫向射流破碎機理及霧化特性進行歸納與總結，對未來橫向射流的發展提出展望。

1 研究基礎

1.1 破碎模式

橫向射流過程中，射流會產生不同的破碎模式，主要有柱狀破碎、袋式破碎、多模式破碎、表面破碎。王雄輝等^[5]以水為試驗工質，采用高速攝像儀記錄了圓柱射流在速度為25.2～37.2 m/s橫流中的袋式破碎過程，研究發現：袋（射流的一種結構）的觸發長度與ln（q/Re）（q為液氣動量通量比，Re為雷諾數）呈線性關系；袋的觸發時間為常數，液柱破碎長度與韋伯數We線性相關；破碎位置的縱坐標與ln q呈線性關系，破碎位置橫坐標隨液氣動量通量比增大輕微降低，可認為橫坐標恒定。

Sallam等^[6]使用脈沖陰影照相技術和全息照相技術，研究了圓形非湍流液體射流在速度為11～142 m/s橫流中的一次破碎，發現圓形非湍流液體射流在氣體橫流中的初始破碎與We關系密切：We=0，無破碎；We=3，柱狀破碎；We=8，袋式破碎；We=30，多模式破碎；We=220，表面破碎。

Wu等^[7]借助脈沖陰影成像技術，在不同噴注液體、射流孔徑、來流馬赫數等參數下，對液體射流在空氣橫流中的破碎過程進行試驗研究，結果表明：橫流作用于液滴和液柱上的氣動力效果類似，液柱柱狀破裂前已出現表面破碎，液柱總是在同一流向上的位置破裂，射流入射速度與射流穿透深度呈正相關。

蘭天等^[8]以水為試驗工質，采用高速攝像機記錄液體射流在速度為5～45 m/s橫流中的破碎過程，分析不同無量綱參數（雷諾數、韋伯數等）對一次破碎與穿透軌跡的影響規律，結果表明：低速橫流時，液體射流破碎模式主要有柱狀破碎和袋式破碎，液氣動量通量比和液體韋伯數影響射流破碎模式：液體韋伯數較高、液氣動量通量比較低時，主要為袋式破碎；液體韋伯數較低、液氣動量通量比較高時，主要為柱狀破碎。

張彬等^[9]以水為試驗工質，采用背景光成像技術及VOF-DPM法對液體橫向射流在氣膜作用下的破碎過程進行試驗和仿真研究，結果表明：在氣膜作用下，液柱主要有柱狀破碎、表面破碎兩種破碎模式；瑞利-泰勒（Rayleigh-Taylor，RT）不穩定性主要發生在射流迎風面，是產生柱狀破碎的主要原因；開爾文-赫姆霍茲（Kelvin-Helmholtz，KH）不穩定性主要發生在剪切面兩側，是產生表面破碎的主要原因；隨著局部液氣動量通量比增大，液柱破碎主要由RT不穩定波轉變為KH不穩定波，液體射流的破碎長度及穿透深度均增大。

綜上所述，橫向射流的破碎模式主要有柱狀破碎與袋式破碎，破碎模式由液氣動量通量比與韋伯數共同決定，當破碎模式為袋式破碎時，袋的觸發長度由液氣動量通量比與雷諾數決定；破碎位置縱坐標與液氣動量通量比關系密切，橫坐標可認為常數。液柱破碎模式與液氣動量通量比相關，液氣動量通量比增大，液柱破碎模式由柱狀破碎轉變為表面破碎。

1.2 表面波與不穩定性

Ng等^[10]采用脈沖攝影、脈沖陰影照相和高速成像技術，研究了圓形非湍流液體射流在速度為10～20 m/s的橫流中的液柱、表面波及袋的形成和分解，結果表明，RT不穩定性是液體射流產生表面波的主要原因。

劉日超等^[11]利用大渦模擬（large eddy simulation，LES）結合VOF法研究了液體射流柱在橫流中的變形、彎曲以及破碎過程，發現射流柱受RT不穩定性和KH不穩定性的共同作用發生變形，形成表面波；隨著細小液滴的脫落，射流柱后方的氣流成渦狀結構，射流柱同時存在RT表面波和KH表面波；橫流作用下，射流柱迎風面擠壓并剪切背風面，導致射流柱背風面上形成大量細小液滴。

Nambu等^[12]對燃氣渦輪發動機燃燒室液體射流在氣流中的一次破碎進行數值模擬，結果表明：RT不穩定性主要發生在液柱邊緣；當液氣密度比或韋伯數較低時，RT不穩定性不顯著；通常射流上游霧化液滴直徑偏大，下游霧化液滴直徑偏小，當RT不穩定性顯著時，韌帶（液體破碎時的結構）尺寸減小，霧化液滴尺寸分布發生明顯變化。

Behzad等^[13]采用直接數值模擬（direct numerical simulation，DNS）研究等溫條件下，非湍流液體射流橫向進入高壓氣體后橫流表面破裂的物理機制。結果表明，射流外圍存在的剪切失穩是主要失穩機制，由于該失穩機制是一種無黏性機制，導致形成界面波，使射流表面最終被剪切成片狀結構。

Chang等^[14]以水為試驗工質，在結合耦合液位集和流體體積（coupled level set and volume of fluid，CLSVOF）界面跟蹤法、AMR技術的基礎上，采用LES研究液體橫向射流的一次霧化。結果表明：氣液剪切作用產生KH不穩定波，KH不穩定表面波是造成射流柱表面破碎的主要原因；氣液擠壓產生RT不穩定波，RT不穩定表面波是造成射流柱柱狀破碎的主要原因，直至射流柱產生圓柱形斷裂；沿射流方向RT不穩定表面波波長增加。

Mukundan等^[15]采用DNS和LES研究液體射流進入氣體橫流的初級霧化特性，DNS計算結果表明液體射流柱的迎風側形成的不穩定性產生的表面波沿射流方向增長，形成袋狀結構后破裂，產生不同直徑的液滴，稱為柱-袋破碎；LES計算結果表明韌帶從液體柱的兩側剝離，直至表面破裂成液滴，稱為韌帶-表面破裂；DNS和LES霧化特性同步。

Xiao等^[16]以水為試驗工質，采用水平集方法（level set method，LSM）和VOF耦合，模擬常壓下軸對稱液體射流進入空氣橫流的一次破裂過程，結果表明：預測射流波長隨氣體韋伯數的增加而減小，即RT不穩定性產生表面波；隨著RT不穩定性增加，波谷中的氣體渦旋增多，增強液核破碎；湍流液體決定了液體射流初始不穩定性和界面特性，下游湍流液體射流比非湍流射流破碎更混亂。

朱英等^[17]以水為試驗工質，采用高速攝像儀記錄圓柱射流在速度為25.6～35.1 m/s橫流中表面波的變化，結果表明：氣動作用下，射流表面波由初始蛇形波動轉變為螺旋狀，達到一定程度后斷開；隨著橫流速度增大，射流表面的主要作用力由表面張力變為氣動力，表面波幅值與射流軌跡脈動幅值均增大。

綜上所述，對于橫向射流表面波與不穩定性的研究，主要結論有：射流柱受RT不穩定性和KH不穩定性共同作用發生變形形成表面波，氣液剪切產生KH不穩定波，主導表面破碎；氣液擠壓產生RT不穩定波，主導射流柱狀破碎；隨著局部液氣動量通量比增大，射流柱由RT不穩定性主導轉變為KH不穩定性主導；氣體韋伯數與液體射流表面波波長呈負相關。

2 霧化影響因素

近年來研究人員對韋伯數、射流入射角、射流孔徑及孔型、脈沖射流、湍流射流等因素進行橫向射流霧化試驗與數值模擬研究，提高霧化效果，對改進發動機燃燒室提供理論參考。

2.1 特征參數

研究人員研究發現液體韋伯數與液氣密度比對液滴尺寸、液滴表面波、渦旋的發展與形態等產生影響。王雄輝等^[18]以水為試驗工質，采用高速攝像儀記錄圓柱射流在速度為18.3～37.2 m/s的橫流中柱狀破碎過程，發現氣體韋伯數的對數與液滴直徑呈正相關，與液體射流表面波波長呈負相關；液滴初始流向速度為射流速度的94%，初始縱向速度為射流速度的8.5%。

Wen等^[19]采用歐拉-拉格朗日方法模擬燃油射流在噴嘴附近的霧化-蒸發過程，發現氣體韋伯數明顯影響射流初級破碎和液柱渦旋發展、形態，隨著氣體韋伯數增加，表面破碎代替袋式破碎占主導地位，導致下游液滴尺寸減小。

Li等^[20]采用CLSVOF和AMR技術，研究空氣密度增大時，液氣密度比對液滴霧化的影響，結果表明：液氣密度比影響液滴穿透深度和軌跡；隨著液氣密度比減小，形成表面波的主要原因由RT不穩定性轉變為KH不穩定性；下游出現反向渦對（counter-rotating vortices pair，CVP）使霧化效果降低，液滴索特平均直徑（Sauter mean diameter，SMD）增大。

Jadidi等^[21]采用LES、VOF與AMR結合的方法，研究液氣密度比對氣體橫流中非湍流液體射流軌跡的影響，結果表明：隨著液氣密度比的增大，液滴穿透高度增大，且遠場液滴變化明顯。

Herrmann等^[22]采用改進的水平集網格與小尺度液滴轉化為拉格朗日點粒子的方法，在液氣動量通量比、液體韋伯數、氣體韋伯數、雷諾數等其他特征參數不變的情況下，研究液氣密度比對湍流射流在橫流穿透和霧化過程的影響，結果表明：液氣密度比增大使射流穿透明顯增加，同時使射流粒徑分布發生變化，一次霧化使射流速度在橫向（橫流x方向）和縱向（射流y方向）發生變化，展向（翼展z方向）幾乎沒有變化。

2.2 射流入射角

為了探究橫流和噴霧的霧化機理，孫慧娟等^[23]采用粒子圖像測速（particle image velocimetry，PIV）技術對比分析了射流在速度為25.6～35.1 m/s的橫流中不同入射角、液氣動量通量比下，旋流噴嘴射流在矩形空間內產生的摻混流場，結果表明：在撞擊、剪切和壁面約束作用下產生的前緣渦與CVP是液氣摻混的主要原因；順流入射角與液氣動量通量比減小均有利于兩相摻混及液滴的分布均勻性。

Almeida等^[24]以水為試驗工質，采用陰影照相技術與激光多普勒測速儀分析不同射流入射角對霧化的影響，研究發現：液柱破碎受射流入射角的影響明顯，受液氣動量通量比的影響較小；逆流入射角增大，SMD明顯減小，利于液滴均勻分布；液滴與噴嘴的距離增大，液滴直徑和速度分布產生明顯變化。

2.3 液滴孔徑與孔型

Jadidi等^[25]利用陰影技術對氣體橫流中圓形和橢圓形液體射流的破碎進行了試驗研究，結果發現橢圓形射流孔長寬比（橢圓形長度與寬度的比）可以明顯改變液體穿透高度，且橢圓射流比圓形射流出現柱狀破裂位置的時間早；射流軌跡、袋的起始長度和液柱斷裂位置取決于射流孔長寬比、氣體韋伯數和液氣動量通量比。

周毅等^[26]采用PIV技術及MATLAB圖像處理方法，對橫向燃油射流在速度為4 m/s的氣流中的噴霧軌跡進行試驗研究，結果表明：射流壓力、溫度、孔徑及入射壓力對燃油穿透深度均有不同程度的影響，其中射流孔徑、噴注壓力與穿透深度呈正相關，射流壓力、溫度與穿透深度呈負相關。

Olyaei等^[27]對不同噴嘴結構液體射流在橫流中的一次破碎特性進行試驗研究，根據氣體韋伯數確定不同的裂解方式，結果表明：與圓形射流相比，非圓形射流（矩形射流）表現出更強的不穩定性及更快的破碎機制變化；在橫流中，同向布置的射流比正交布置的射流更容易穿透；軸切換（同向布置或正交布置）決定了模式轉換的區域、射流高度、長度以及袋的不同形態。

葉澤^[28]采用仿真模擬與試驗相結合的方法，分析超音速橫流中的燃油射流，發現射流孔徑增大，射流夾角、激波夾角、穿透深度及射流對流場的阻塞作用均增大；液滴速度減小，液滴直徑增大。

Yu等^[29]采用脈沖激光背景成像法和高速噴霧粒徑分析儀，研究圓孔射流和橢圓孔射流在超聲速橫流中的破碎模式和液滴直徑分布，結果表明：隨著入射壓力增加，橢圓孔射流與圓孔射流穿透深度的差異減小，橢圓孔產生射流表面波的數量大于圓孔射流，橢圓孔射流表面波長度小于圓孔射流。

Zhou等^[30]采用CLSVOF方法研究不同橢圓形射流孔長寬比的液體射流過程，結果表明：長寬比增大，射流穿透深度減小；長寬比減小，橢圓射流破裂長度減小；模擬結果明顯出現兩對CVP。

2.4 脈沖射流與湍流射流

Elshamy等^[31]采用鎖相PIV技術測量空氣橫流下脈沖射流噴嘴口附近的瞬時液滴速度，結果表明：最佳斯特勞哈爾數Sr約為0.004 7，脈沖激勵可能使射流穿透深度增大40%以上，射流尺寸為入射孔直徑十倍的下游處擴散分布增加100%；結合液氣動量通量比、韋伯數、環境壓力、動量通量比變化率、激發頻率等參數可預測噴霧內外邊界；橫流脈沖射流可以實現更大的穿透力和良好的液氣混合霧化。

Lee等^[32]采用高速電荷耦合器件（charge-coupled device，CCD）攝像機，結合相位多普勒粒子測速儀（phase doppler particle anemometry，PDPA）進行脈沖空氣輔助液體射流的液柱霧化試驗研究，結果表明，脈動空氣頻率對射流穿透深度、橫向速度和液滴尺寸有影響；隨著脈沖頻率的增加，射流霧化效果更好；空氣輔助射流對霧化過程并沒有太大改善；脈沖射流頻率超過10 Hz時產生連續液柱，頻率低于10 Hz時液柱進行振蕩運動。

Lee等^[33]利用液體射流機械調制裝置，對調制液體射流（入射速度變化）進入速度為5～143 m/s的橫流進行試驗研究，并結合PDPA測量不同噴霧截面上的液滴直徑和液滴速度，結果表明：液滴入射頻率為35.7 Hz時，入射器底部壓力產生周期性正弦波式振蕩，壓力依次為94.9、86.5 kPa，正弦波式振蕩可提高液氣混合效果；噴射周期為28 ms時，射流軌跡產生周期振蕩。

Johari等^[34]采用平面激光誘導熒光（planar laser-induced fluorescence，PLIF）技術研究調制的、不可壓縮的湍流射流在橫流中的變化規律。PLIF技術可用于可視化入射的對稱面，確定脈沖入射的穿透深度、稀釋率和結構特征。結果表明：占空比在很大程度上決定了液氣流動結構、滲透混合特性；在一定的入射時間內，改變脈沖間隔和占空比是控制入射軌跡和液氣混合的有效策略，可在最佳脈沖條件下，產生強大、分離良好的渦環，實現射流最大穿透深度。

Chang等^[35]采用k-ε模型仿真對比Re=100時，二維經典射流和脈動射流在橫流中的變化規律，并分析了不同Sr下脈動射流間的差異和聯系，研究表明：Sr恒定時，液氣速度比增大可使射流迅速進入湍流模式；對比經典橫向射流，脈動射流的穿透力更高，近場的流線軌跡表現出非常強的不穩定性，且隨著Sr增大，不穩定性增大。

Prakash等^[36]采用高速成像和陰影照相技術研究不同射流噴嘴結構下，射流在橫流中的變化規律。通過調整噴嘴長徑比（長度與直徑的比）得到射流層流、過渡流和湍流模式，結果表明：對比層流射流，湍流射流軌跡較低、霧化效果更好、產生更小的液滴；層流射流和湍流射流下均有多種破裂模式。

綜上所述，射流特征參數、入射角、液滴孔徑孔型、湍流、脈沖射流與湍流射流影響液滴破碎位置、液滴尺寸、穿透深度，最終影響液滴霧化效果：相較于圓孔射流，橢圓孔射流更容易解體，液滴破碎更早；氣流韋伯數的對數與液滴直徑呈正相關；順流入射角減小、逆流入射角增大均有利于液滴的均勻分布與兩相摻混效果；相對于層流射流，湍流射流可以產生更小的液滴，霧化效果也更好；射流速度、入射壓力、入射孔長寬比、脈沖射流斯特勞哈爾數、液氣動量通量比及液氣密度比均影響穿透深度，需結合具體情況進行分析。

3 結束語

目前，研究人員關于橫向射流破碎機理、表面波不穩定性、霧化影響因素做了大量研究，但還存在一些不足，可從以下方面改進。

1）研究多采用水作為工質進行橫向射流研究，實際燃燒室中液體射流為燃油，燃油與水的密度、表面張力、黏性力等性質不同，導致韋伯數、雷諾數、液氣動量通量比等參數不同，影響射流霧化研究結果。在后續的研究中，應采用實際使用液體為工質，使研究結果嚴謹、準確。

2）射流霧化影響因素試驗研究方面，目前試驗研究中未充分考慮發動機燃燒室工作條件造成的影響，在后續研究中，試驗條件（如反壓、總溫等）應更接近發動機燃燒室真實狀態，試驗環境（如凹腔、發動機擴張段、激波發射器等）應參考發動機真實三維構型。

3）采用VOF-DPM方法對橫向射流的研究較少，后期研究中可采用這種方法為主。

4）橫向射流中渦旋的形成、卷吸、摻混等過程對氣液混合影響較大，對橫向射流尤為重要，但目前對渦旋的研究較少，可在后續研究中加強對渦旋的產生、發展和演變等流動特性研究，從而對超燃沖壓發動機的液態燃油燃燒、射流控制等工程應用有著非常重要的參考意義。

5）研究大多采用多個頻率對比確定最優頻率的方法研究脈沖射流，但關于脈沖射流頻率與射流流場間的內在聯系研究較少；同時，研究人員大多采用正弦波形作為脈沖射流輸入，可在后續研究中對比研究不同波形下，脈沖射流對霧化的影響。

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The breakup mechanism and atomization characteristics of lateral jet

LI Yuli

Mcchatronics Engineering， Shanxi Institute of Energy， Jinzhong 030604， China

Abstract：In order to enhance the uniform of fuel and air mixing and improve the atomization effect of lateral jet， the current research status of lateral jet is analyzed， The discussion is carried out from two aspects： the breakup mode and the mechanism of surface formation， and the influencing factors of atomization. Moreover， the future research directions are prospected in view of the current research shortcomings. The results show that the breakup is determined by the ratio of liquid to gas momentum flux and the Weber number. The jet column is deformed by the combined action of Rayleigh-Taylor （RT） and Kelvin-Helmholtz （KH） instability form surface waves. The gas-liquid shear generates KH instability waves， causing the jet to mainly break up on the surface. The gas-liquid squeeze generates RT waves， causing the jet to mainly break up in a columnar manner. The liquid Weber number， the ratio of liquid to gas density， the injection angle of jet， the diameter and shape of the jet orifice， and the jet mode all have different effects on the atomization of droplets. However， it is to make a single qualitative evaluation， and specific situations need to be analyzed in combination. Future research on lateral jets should be improved as much as possible towards the combustion conditions of engines， while considering the impact of vortices， different pulse frequencies， and jet wave forms on lateral jets.

Keywords：lateral jet；breakup mechanism; atomization characteristics; surface wave

（責任編輯：胡曉燕）