剪切載荷模式橫向氣流場(chǎng)液體射流破碎現(xiàn)象

鄧 甜，袁朝華

（中國(guó)民航大學(xué)中歐航空工程師學(xué)院，天津 300300）

近年來(lái)，航空環(huán)境保護(hù)委員會(huì)（CAEP,commitee on aviation environmental protection）對(duì)氮氧化物的減排要求愈發(fā)嚴(yán)格[1]。航空燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室作為飛機(jī)最大的氮氧化物排放來(lái)源，其技術(shù)革新迫在眉睫。NASA 提出了貧油壁面直噴燃燒室（LDWI,lean direct wall ingection）概念[2]，即液體燃料不經(jīng)過(guò)預(yù)混預(yù)蒸發(fā)過(guò)程，直接從燃燒室內(nèi)壁噴射進(jìn)入主燃燒室，并與通過(guò)旋流器進(jìn)入主燃燒室的旋轉(zhuǎn)橫向氣流相混合，實(shí)現(xiàn)燃料的破碎霧化過(guò)程。剪切載荷模式橫向氣流作為旋轉(zhuǎn)氣流的二維簡(jiǎn)化形態(tài)，其液體射流破碎原理將更好地為L(zhǎng)DWI燃燒室的設(shè)計(jì)提供參考。

Wang 等[3]采用高速攝影儀對(duì)均勻橫向氣流低速液體射流的初始破碎現(xiàn)象進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，分析總結(jié)了表面波波長(zhǎng)等尺寸參數(shù)與氣流韋伯?dāng)?shù)、液氣動(dòng)量比等參數(shù)之間的關(guān)系。萬(wàn)云霞等[4]對(duì)圓柱液體射流的表面剝離現(xiàn)象進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，得到了兩種射流破碎長(zhǎng)度關(guān)于雷諾數(shù)變化的擬合關(guān)系式。Chigier 等[5]使用高速攝影儀對(duì)同軸霧化氣流中具有不同韋伯?dāng)?shù)以及雷諾數(shù)的液體射流現(xiàn)象進(jìn)行了研究，得到不同液體的射流破碎模式。Inamura 等[6]使用PDPA（phase Doppler particle analyzer）設(shè)備分析了均勻橫向氣流中的液體射流破碎霧化現(xiàn)象，得到了液滴平均直徑分布狀況與氣流速度范圍之間的規(guī)律。Wu 等[7]通過(guò)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬等方式，研究了均勻橫向氣流中不同液體射流速度與橫向氣流的空氣動(dòng)力比值下的射流破碎現(xiàn)象，得出射流軌跡的發(fā)展規(guī)律。朱英等[8]對(duì)液體射流射流破碎的袋式破碎現(xiàn)象進(jìn)行了研究并得到其誘導(dǎo)機(jī)理。Stenzler等[9]發(fā)現(xiàn)液體射流穿透深度隨氣流韋伯?dāng)?shù)增大而降低，而Xue 等[10]發(fā)現(xiàn)氣流韋伯?dāng)?shù)對(duì)液體射流穿透深度無(wú)明顯影響。

以上對(duì)于均勻橫向氣流中射流破碎霧化現(xiàn)象的研究較為充分，但對(duì)非均勻橫向氣流中射流破碎霧化現(xiàn)象的研究較為缺乏[11]，均勻橫向氣流工況下所得結(jié)論并不適用于LDWI 燃燒室[12]。因此，對(duì)剪切載荷模式橫向氣流中液體射流破碎現(xiàn)象進(jìn)行分析，可為真實(shí)LDWI 燃燒室中復(fù)雜旋轉(zhuǎn)模式下橫向氣流中的液體射流破碎現(xiàn)象提供理論參考。

1 研究方法

首先，使用數(shù)值模擬方法研究無(wú)液體射流情況下的剪切載荷模式橫向氣流流動(dòng)，分析流場(chǎng)中渦旋的產(chǎn)生與發(fā)展。然后將實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合，研究剪切載荷模式下橫向氣流場(chǎng)中的液體射流破碎現(xiàn)象，分析液氣動(dòng)量比q=（ρa(bǔ)vg，L）/（ρa(bǔ)vg，g）、平均氣流速度Uavg，g=（Ua+Ub）/2、液體射流速度UL、上下氣流通道進(jìn)口速度比UR=Ua/Ub對(duì)液體射流破碎過(guò)程及其噴注特性（如液體射流的穿透深度、破碎點(diǎn)位置）的影響。

2 實(shí)驗(yàn)方案

實(shí)驗(yàn)平臺(tái)由供氣模塊、供液模塊、觀測(cè)模塊、實(shí)驗(yàn)段模塊等組成，其中射流實(shí)驗(yàn)段如圖1 所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)設(shè)計(jì)圖Fig.1 Schematic diagram of experimental facility

剪切載荷模式橫向氣流是簡(jiǎn)化的旋轉(zhuǎn)模式橫向氣流的二維表征，其切向速度隨徑向距離或高度呈線性變化，即在射流方向上橫向空氣來(lái)流具有線性的速度梯度，根據(jù)這一要求設(shè)計(jì)了相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)裝置。整體射流實(shí)驗(yàn)段采用透明亞克力材質(zhì)制造。如圖2 所示，噴嘴直徑d = 2 mm，壁面板厚為3d，射流實(shí)驗(yàn)段軸向長(zhǎng)度為250d，整體寬度為42d，兩個(gè)氣流進(jìn)口處的高度均為9d，進(jìn)口處中心分隔板的厚度為2d，擴(kuò)張段最大高度為55d。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，氣流從同一氣源分別由a、b 入口進(jìn)入整流段并在實(shí)驗(yàn)段內(nèi)混合。實(shí)驗(yàn)工況設(shè)置如表1～表2 所示。

圖2 射流實(shí)驗(yàn)段示意圖Fig.2 Illustration of experimental section

表1 上下氣流通道進(jìn)口速度比UR 實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)設(shè)置（q=10.53）Tab.1 Experimental condition of UR（q=10.53）

表2 液氣動(dòng)量比q 實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)設(shè)置（UR=1）Tab.2 Experimental condition of q（UR=1）

3 數(shù)值模擬方案

結(jié)合實(shí)驗(yàn)工況，數(shù)值模擬工況設(shè)置如表3 所示。

表3 剪切載荷模式橫向液體射流破碎模擬工況Tab.3 Simulation parameter of liquid jet breakup in shear-laden air crossflow

所選流體介質(zhì)為不可壓縮氣體與液體，湍流計(jì)算選取Standard K-ε 模型，氣體進(jìn)口1、2 及液體進(jìn)口1 皆為速度進(jìn)口，流體出口為壓力出口，壁面為固定壁面。

針對(duì)數(shù)值模擬模型的要求，建立相應(yīng)的計(jì)算域并進(jìn)行網(wǎng)格劃分。選取表3 中3 號(hào)工況下不同網(wǎng)格數(shù)的數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析，得到如表4 所示結(jié)果，綜合考慮計(jì)算效果與計(jì)算量，取網(wǎng)格數(shù)量為89 萬(wàn)，如圖3 所示。

表4 不同網(wǎng)格數(shù)下數(shù)值結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.4 Comparison between experimental and numerical results under different grid numbers

圖3 液體射流實(shí)驗(yàn)段數(shù)值模擬模型示意圖Fig.3 Numerical simulation model of liquid jet experimental section

4 剪切載荷橫向氣流場(chǎng)中的模擬結(jié)果

4.1 液體射流的破碎過(guò)程

4.1.1 Ua=Ub工況下液體射流破碎過(guò)程觀測(cè)

首先進(jìn)行上下氣流速度Ua與Ub相等時(shí)液體射流破碎過(guò)程的實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析，圖4 為同一組實(shí)驗(yàn)依次拍攝的射流破碎過(guò)程圖，圖像抓取時(shí)間間隔為0.001 s，射流破碎過(guò)程具有周期性。

圖4 Ua=Ub時(shí)橫向氣流實(shí)驗(yàn)液體射流破碎過(guò)程Fig.4 Liquid jet breakup process in air crossflow diagram（Ua=Ub）

對(duì)比文獻(xiàn)[13]均勻橫向氣流液體射流破碎的研究結(jié)果，可在圖4 中發(fā)現(xiàn)液柱出現(xiàn)明顯的二次彎折，隨后上游液柱開(kāi)始收縮，下游液柱則由于上游液柱變細(xì)而得到匯聚的液體射流，此段液柱直徑稍微增大，但很快被橫向氣流擠壓成螺旋狀，在表面張力與氣動(dòng)力的共同作用下，液體射流積聚于整體波動(dòng)峰值處，隨即由于氣動(dòng)力與表面張力的不對(duì)等，液柱在圖4 橢圓框中所示位置斷裂。坐標(biāo)系定義如圖5 所示，射流破碎處位于噴嘴出口下游Xex=6d 附近，而相同工況下文獻(xiàn)[13]中均勻橫向氣流工況下所得位置為Yex=15d 附近。

圖5 液體射流破碎點(diǎn)位置（Ua=30 m/s，Ub=30 m/s，UL=5 m/s）Fig.5 Liquid jet breakup point position（Ua=30 m/s，Ub=30 m/s，UL=5 m/s）

4.1.2 UR 對(duì)射流破碎過(guò)程的影響

平均橫向氣流速度Uavg，g一致（45 m/s）時(shí)，上下氣流入口速度比UR 的改變會(huì)影響液體射流破碎形態(tài)，液體射流速度UL=5 m/s，液氣動(dòng)量比q=10.53。

UR=1 的基準(zhǔn)組實(shí)驗(yàn)觀測(cè)結(jié)果如圖6 所示?？梢钥闯觯淦扑槟Ｊ脚c標(biāo)準(zhǔn)均勻橫向氣流中的袋式破碎相似，液柱從噴嘴射出后表面出現(xiàn)振幅較小的一階非對(duì)稱振動(dòng)，隨液柱向下游發(fā)展，抖動(dòng)幅度變大，到達(dá)實(shí)驗(yàn)段中部位置時(shí)，氣流的速度梯度導(dǎo)致氣動(dòng)力以剪切力形式作用，液柱出現(xiàn)明顯彎折，迎風(fēng)面被擠壓靠近背風(fēng)面，液柱體積進(jìn)一步收縮，形成袋式薄膜并伸出。表面張力減弱，液袋破碎，形成體積較小的液滴，液柱破碎位置距離噴嘴出口處的軸向距離為Xex=12.94d。

圖6 液體射流破碎點(diǎn)位置（Ua=45 m/s,Ub=45 m/s,UL=5 m/s）Fig.6 Liquid jet breakup point position（Ua=45 m/s,Ub=45 m/s,UL=5 m/s）

圖7 對(duì)照組實(shí)驗(yàn)射流破碎圖Fig.7 Liquid jet breakup process in air crossflow diagram

對(duì)照組射流破碎過(guò)程如圖7 所示。液柱在離開(kāi)噴嘴不遠(yuǎn)處出現(xiàn)小幅度蛇形波抖動(dòng)，在振幅充分發(fā)展前形成液袋并最終破碎，其液體射流破碎情況與均勻橫向氣流中的情況相似。原因在于，b 進(jìn)口氣流速度Ub較大，下方局部液氣動(dòng)量比qb較小，導(dǎo)致液柱在尚未充分發(fā)展進(jìn)入剪切混合層的情況下發(fā)生了破碎，近似于高速均勻橫向氣流中的射流破碎情況。由圖7（b）可以看出，當(dāng)UR=2 時(shí)，液柱上游部分從噴嘴射出后表面無(wú)明顯波動(dòng)，相較于UR=1 時(shí)的液柱更為光滑，原因在于b 進(jìn)口氣流速度較小，氣體動(dòng)量相對(duì)較小，而在液體動(dòng)量速度不變的情況下，下方局部液氣動(dòng)量比qb較高，氣流對(duì)液柱沖擊的干擾減弱，故在上游液柱表面出現(xiàn)振幅極小的波動(dòng)。液柱繼續(xù)向下游發(fā)展，由于該工況下氣流速度梯度較大，其剪切強(qiáng)度更大，液柱出現(xiàn)了比圖6 中彎曲程度更大的彎折現(xiàn)象，同時(shí)由于更強(qiáng)的氣動(dòng)剪切力作用，液柱迎風(fēng)面與背風(fēng)面之間更快地被擠壓變薄，液袋出現(xiàn)后普遍在距離噴嘴Xex=8d附近破碎，較圖6 中的距離更短。圖7（c）中液柱在下方更高速的橫向氣流作用下較圖7（a）中液柱更早出現(xiàn)彎曲現(xiàn)象，破碎位置更靠近上游，液柱破碎過(guò)程出現(xiàn)了液袋破碎模式與剪切破碎模式混合的現(xiàn)象。圖7（d）中的液體射流在上游階段與圖7（b）中無(wú)明顯區(qū)別，在下游階段出現(xiàn)了與圖7（c）中相似的混合破碎模式。

4.2 液體射流的噴注特性

4.2.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

射流軌跡如圖8 所示?？梢钥闯?，UR ＜1 時(shí)，液體射流出射后立刻遭遇高速橫向氣流，因此局部q 較低，其軌跡快速發(fā)生變化，整體穿透深度也較低。如果液柱局部q 足夠大，則能使液體射流穿透高速橫向氣流區(qū)域，進(jìn)入低速氣流區(qū)域，射流穿透深度相比均勻橫向氣流更高。UR=0.2 時(shí)，射流穿透深度約為6d，UR=0.5 時(shí)射流穿透深度約為8d，UR=1 時(shí)液體射流穿透深度為13d，因此將UR 從1 降低至0.2 可使射流穿透深度降低47.2%。

UR ＞1 時(shí)，液體射流噴嘴附近的橫向氣流速度較低，局部液氣動(dòng)量比qb較高，能夠提高穿透深度。因此即使局部qb＜10，射流也可到達(dá)橫向氣流速度較高的區(qū)域。當(dāng)射流到達(dá)該區(qū)域，橫向氣流剪切力的增大加速了射流液柱的彎折，使液體射流方向發(fā)生快速變化。因此，盡管液體射流初始穿透能力較強(qiáng)，但與均勻橫向氣流中的液體射流相比，其穿透深度提升有限。UR=5 時(shí)，射流穿透高度可達(dá)到18d，相較UR=1 時(shí)可提高25%以上，說(shuō)明UR 對(duì)液體射流的穿透深度影響較大。

對(duì)于橫向氣流中的液體射流，q 是影響射流穿透深度的主要參數(shù)，穿透深度隨q 增加而增加。圖9 所示為氣流平均韋伯?dāng)?shù)Weavg，g=14.53，UR=1，不同q 值時(shí)的液體射流軌跡圖像，在所有工況下射流穿透深度均隨q 的增加而增大。

4.2.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

采用Level Set 耦合VOF 的方法進(jìn)行數(shù)值模擬，所選截面如圖10 所示，x 為軸向，y 為徑向，z 為高度方向。

圖8 射流軌跡（Weavg，g=65.82）Fig.8 Jet trajectory（Weavg，g=65.82）

圖9 不同q 的液體射流破碎圖Fig.9 Liquid jet breakup diagram under different q

1）Ua=Ub時(shí)橫向氣流工況

圖10 數(shù)值模擬結(jié)果的分析截面Fig.10 Selected section for numerical simulation analysis

上下氣流速度Ua=Ub=30 m/s，液體射流速度UL=5 m/s，液氣動(dòng)量比q=23.69 時(shí)的振動(dòng)波動(dòng)如圖11 所示。可以看出，液柱噴出后，最初表面光滑平整，隨即發(fā)生了第1 次彎折，表面出現(xiàn)小振幅的不對(duì)稱波動(dòng)，隨后振動(dòng)幅度增大，螺旋狀非對(duì)稱波動(dòng)出現(xiàn)在第2 次彎折處，液柱逐漸變細(xì)，液體在振動(dòng)波峰處積聚，最后發(fā)生斷裂破碎，與實(shí)驗(yàn)觀測(cè)結(jié)果一致。

圖11 射流液柱表面螺旋振動(dòng)波動(dòng)及局部放大圖Fig.11 Spiral vibration fluctuation and local enlargement of liquid jet surface

液柱破碎斷流處截面渦旋結(jié)構(gòu)如圖12 所示?？梢钥闯?，引起液柱表面非對(duì)稱波的原因在于液柱迎風(fēng)面與背風(fēng)面所受氣動(dòng)力不對(duì)等，且在射流斷裂附近截面存在非穩(wěn)態(tài)不對(duì)稱分布的氣動(dòng)渦旋，使得液柱在其周向方向受力不平衡，進(jìn)而發(fā)生旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，宏觀體現(xiàn)即為螺旋狀前進(jìn)。同時(shí)，液柱徑向受力不平衡，從而出現(xiàn)徑向波動(dòng)，并最終發(fā)生斷裂。

圖12 液柱破碎斷流處截面渦旋結(jié)構(gòu)Fig.13 Sectional vortex structure of liquid column fracture

2）上下氣流入口速度比UR 的影響

氣流場(chǎng)軸向速度流線圖如圖13 所示，上游橫向氣流撞擊液柱迎風(fēng)面后速度極劇下降，迎風(fēng)面一側(cè)壓強(qiáng)快速增大，與背風(fēng)面的壓強(qiáng)差增大，同時(shí)背風(fēng)面一側(cè)生成氣流渦旋，擾動(dòng)液柱發(fā)展。由氣流速度梯度產(chǎn)生的剪切層開(kāi)始施加剪切力，致使液柱出現(xiàn)二次彎折，液柱被不平衡氣動(dòng)力擠壓成類橢圓狀，如圖14 所示。在橫向氣流推動(dòng)下，類橢圓狀液面往背風(fēng)面前進(jìn)，逐漸變薄，最終被擠成袋狀薄膜結(jié)構(gòu)，核心液柱部分呈深色，外圍淺色部分為液體薄膜，液相含量不足10%。

圖13 氣流場(chǎng)軸向速度流線圖（Ua=75 m/s,Ub=15 m/s,UL=5 m/s）Fig.14 Axial velocity streamline diagram（Ua=75 m/s,Ub=15 m/s,UL=5 m/s）

圖14 液袋形成過(guò)程模擬（Ua=75 m/s,Ub=15 m/s,UL=5 m/s）Fig.14 Simulation result of liquid bag formation（Ua=75 m/s,Ub=15 m/s,UL=5 m/s）

5 結(jié)語(yǔ)

1）由于上下氣流之間存在剪切層,導(dǎo)致穩(wěn)態(tài)準(zhǔn)線性速度梯度分布下的橫向氣流及在其中的液體射流破碎現(xiàn)象。上下進(jìn)口速度比UR 對(duì)剪切層的速度梯度分布及氣流的湍流現(xiàn)象有顯著影響。UR 也明顯影響了液體射流：UR ＞1 時(shí)，射流穿透深度較均勻橫向射流中的大；UR ＜1 時(shí)，射流穿透深度明顯降低，射流較早發(fā)生破碎，霧化效果更好。

2）液氣動(dòng)量比q 無(wú)論在任何工況下均與液體射流的穿透深度呈正相關(guān)，但氣流平均韋伯?dāng)?shù)Weavg，g則與之無(wú)明顯的相關(guān)性。

3）液體射流發(fā)展過(guò)程中的液柱形態(tài)變化是由剪切力以及不平衡氣流渦旋等因素共同作用引起的。