造雪機用旋流式噴嘴的霧化性能研究

吳海峰 劉佳維 王瑞祥 張博文 徐榮吉 晏 剛 董佩文, 張鴻俊

（1 北京建筑大學 北京市建筑能源綜合高效綜合利用工程技術研究中心 100044 北京；2 西安交通大學能源與動力工程學院制冷與低溫工程系 710049 西安；3 北京卡賓滑雪體育發(fā)展集團股份有限公司 100041 北京）

申辦2022年北京冬奧會時，習近平總書記提出“三億人上冰雪”的莊嚴承諾[1]，但我國領土主要處于溫帶和熱帶氣候，自然降雪強度低且難以保存，冰雪運動的發(fā)展主要依靠人工造雪，室外造雪機是人工造雪系統(tǒng)中的重要裝備[2]。在造雪機的組成部件中，噴嘴的霧化性能決定了成雪效果，是決定造雪量及雪質的關鍵[3]。

影響噴嘴霧化效果的因素有很多：1）流體物性，劉志林等[4]利用流體控制體法結合質點系動量守恒定理，理論分析了流體黏性對霧化過程中空氣渦形成的影響機制。2）噴嘴結構，旋流噴嘴一般由內部旋芯結構與外殼結構組成，實驗研究顯示，對于不同出口孔徑的噴嘴，孔徑越小霧化效果越好[5]；對于不同旋芯直徑的噴嘴，旋芯直徑越大，則霧化效果越佳[6]。

隨著計算機技術的發(fā)展，數值仿真技術日漸成熟，數值模擬結果的準確性也越來越高。在多相流模型中，VOF（volume of fluid）方法能夠準確捕捉相界面[7]，旋流霧化的模擬過程中，該模型可以得到噴嘴內部空氣渦與形成的霧化錐角的數據，與實驗吻合良好[8]。王成軍等[9]利用VOF方法研究了入口壓力對霧化效果的影響，發(fā)現隨著入口壓力的增加，霧化錐角基本保持不變。在噴嘴結構對霧化效果的影響方面，邱慶剛等[10]研究了出口直徑和直管段長度對液膜成長的影響，邱貴霞等[11]通過正交試驗法進一步研究了噴嘴出口結構的4個關鍵參數對霧化性能的影響。對于旋芯結構，劉洋[12]利用VOF方法研究了利于噴嘴霧化的旋芯最佳螺旋角度。

國內對于霧化噴嘴的研究主要集中在內燃機、消防噴淋、礦業(yè)除塵等領域[13-15]，而在造雪機應用中，對噴嘴的噴霧流量、霧化錐角、霧化粒徑提出了新的需求。因此，本文針對國產室外造雪機用旋流式噴嘴進行數值模擬研究，建立了噴嘴霧化過程的數值計算模型，并與實驗結果進行對比；分析了不同運行參數下的霧化錐角、粒徑以及流量的變化趨勢；最后研究了不同內壁面光潔度對霧化效果的影響。

圖1 旋流噴嘴結構Fig.1 Structure of swirl nozzle

圖2 計算網格Fig.2 Grid for calculation

1 數值計算方法

1.1 幾何模型與網格劃分

旋流噴嘴由旋芯和外殼兩部分組成，其結構如圖1所示。液態(tài)水自進液口進入，通過由螺旋段與外殼形成的螺旋流道，獲得較強的離心力，由旋流室旋轉加速后，經平直段噴出。為獲取流體流動區(qū)域，采用ANSYS的前處理DesignModeler模塊抽取噴嘴內部流域，并在噴嘴出口處建立直徑為50 mm、高為30 mm的柱狀流體域作為流體噴出后的外部流域。網格劃分結果如圖2所示，計算網格采用四面體網格，總網格數約為130萬個，由于螺旋段流域、噴嘴出口與空氣域連接處為復雜且劇烈的流動過程，所以對這些部位進行了局部加密，以保證網格計算精度。

1.2 數值計算模型

湍流動能方程（k方程）：

Gb-ρε-YM+Sk

（1）

耗散方程（ε方程）：

（2）

1.3 邊界條件

實驗在常溫常壓下進行，為與實驗條件保持一致，減少誤差，模擬計算的邊界條件設置如下：取常溫常壓環(huán)境下流體域進行計算，設置氣體相為不可壓縮空氣，液體相為水，表面張力為0.072 N/m，出入口邊界均設置為壓力邊界。

研究入口壓力對噴嘴霧化效果的影響時，保持壁面光潔度恒定為▽5（Ra=6.3 μm），取0.6、0.8、1.0、1.2、1.4 MPa 5個不同入口壓力值進行數值模擬（計算壓力選取范圍與造雪機用噴嘴運行壓力范圍一致）。

當研究內壁面光潔度對霧化效果的影響時，保持入口流體壓力為1.4 MPa，取▽1、▽2、▽4、▽5、▽6、▽10、▽11、▽14及理想光滑狀態(tài)8個具有代表意義的光潔度值代入數值模型進行計算，8個光潔度值代表了不同的加工等級如表1所示，其中光潔度等級▽4為噴嘴實際光潔度。

表1 光潔度等級[17]Tab.1 Degree of finish[17]

2 結果與討論

2.1 模型準確性驗證

為驗證模型的準確性，本研究搭建了噴嘴霧化實驗裝置，采用與模擬工況一致的5個進口壓力對旋流式噴嘴的霧化性能進行測試，從噴霧形態(tài)及質量流量兩方面進行驗證。

通過數值模擬與實驗研究均可觀察到空心錐狀的噴霧場，兩者對比結果如圖3所示。圖3（a）所示為模擬結果的噴霧場水體積分數分布，深紅色部分代表純液態(tài)水，深藍色部分代表純空氣，過渡色部分顏色深淺代表該網格內液態(tài)水所占比例大小，圖3（b）為實驗霧化效果實拍圖。

圖3 模擬與實驗的噴霧形態(tài)對比Fig.3 Atomization shapes comparison by simulation and experiment

圖4 霧化錐角測量Fig.4 Measuring the atomization cone angle

在噴霧形態(tài)中，霧化錐角是一個重要的指標，用來描述噴霧的覆蓋范圍，實驗中測量霧化錐角可通過噴嘴下一定高度的液膜邊界與噴霧錐中心線之間的夾角來確定[18]，圖4所示為入口條件為0.6 MPa時霧化錐角測量圖，由噴嘴出口截面中心向下作高度為L0的垂線，由垂點作水平線交液膜邊界的于點1和點2，再由這兩點作兩條沿液膜方向交于噴嘴出口的直線，得兩線間的夾角即為霧化錐角。對于模擬結果霧化錐角的測量，采用如下3種方法：

方法Ⅰ，利用軸向速度與合速度計算霧化錐角[19]：

α=arccosva/v

（3）

方法Ⅱ，利用軸向速度、切向速度、徑向速度計算霧化錐角[20]：

（4）

方法Ⅲ，利用液膜厚度計算霧化錐角[21]：

（5）

式中：v為流體合速度，m/s；vr為徑向速度，m/s；vt為切向速度，m/s；va為軸向速度，m/s；X為空氣核所占面積系數。

表2 錐角測量結果對比Tab.2 Comparison of cone angle measurements

除噴霧形態(tài)外，流量也是霧化的關鍵指標，可直接反映造雪機的造雪量，圖5所示為實驗中噴嘴出口流量與模擬值的對比。由圖5可知，隨著壓力增加，兩者流量增加趨勢相近，模擬值比實驗值穩(wěn)定高7.65%，該誤差產生的原因可能為：噴嘴實際流量較小，實驗中選用的流體流通管道尺寸較小，進而導致所選用的渦街流量計測量精度不能得到保證。

圖5 流量隨入口壓力的變化Fig.5 Variation of flow rates under different inlet pressures

通過對比霧化形態(tài)、流量值可知，數值模擬與實驗結果的霧化數據誤差在±10%以內，吻合良好，數值模型準確可靠，可用于研究旋流噴嘴中流體的霧化過程。

2.2 空氣渦

液膜破碎過程中，氣液界面處波的形成與增長是導致液膜破碎的重要原因[22]，是影響霧化效果的關鍵。在氣液界面的形成與發(fā)展過程中，空氣渦對于液膜厚度及其內外表面上表面波的演化有著重要影響。在判斷噴霧形態(tài)、霧化錐角、噴霧穩(wěn)定性方面，空氣渦具有重要意義。但實驗中很難對空氣渦進行觀測并分析，所以通過模擬計算對其進行分析是必要的。

2.2.1 空氣渦的形成

液態(tài)水經螺旋結構導流后獲得離心力，在旋流室內進一步發(fā)展，在其內部形成穩(wěn)定的空氣渦，而不是將旋流室填充滿。實驗過程很難監(jiān)測到流體在噴嘴內部的發(fā)展與潤濕過程，因此通過數值模擬對入口壓力為0.6 MPa時空氣渦的形成及發(fā)展過程進行分析。

圖6所示為流動發(fā)展時噴嘴內部的潤濕過程，在旋流式噴嘴的霧化過程中，液態(tài)水自螺旋結構流出，保持較高的離心力，沿旋流室內壁貼壁流動，逐漸對旋流室進行填充，在中心軸線附近，高壓且高速旋轉的液體會對外部空氣產生卷吸作用，在旋流室與出口平直段形成連續(xù)錐形空氣渦。

圖7、圖8所示為噴嘴z軸截面內部流場的壓力與速度變化矢量云圖，可對空氣渦形成機制進行分析。首先，液態(tài)水自螺旋結構流入錐形旋流室，越靠近出口平直段，旋流室結構的收縮作用越顯著，流體動壓值和速度值逐漸增大。液態(tài)水在經出口平直段噴出至外部流域過程中，隨著內外流場的壓差變化，動壓逐漸減小，速度逐漸增大，流體的壓力勢能轉化為動能。在整體圖中可以看到空氣錐的存在，但內部流場情況難以觀察，因此對其進行局部放大處理。放大圖顯示：空氣錐內部壓力為負值，其軸中心處壓力方向與出液方向正背離，從氣錐中心到氣液交界面，壓力方向逐漸發(fā)生改變，并開始向正壓轉換；氣錐軸中心的速度方向也與出液方向正背離，靠近氣液交界面，方向開始向出液方向轉換?？諝鉁u處壓力與速度變化趨勢解釋了液態(tài)水由噴嘴噴出過程中空氣渦形成的內部原因。

圖6 入口壓力為0.6 MPa時空氣渦形成過程Fig.6 Formation process of air vortex formation at the inlet pressure of 0.6 MPa

圖7 入口壓力為0.6 MPa時z軸截面壓力變化矢量圖Fig.7 Vector graphics for pressure variation of z-axis section at the inlet pressure of 0.6 MPa

圖8 入口壓力為0.6 MPa時z軸截面速度變化矢量圖Fig.8 Vector graphics for velocity variation of z-axis section at the inlet pressure of 0.6 MPa

2.2.2 空氣渦對霧化效果的影響機制

由上述可知，空氣渦的存在影響著噴嘴內流場分布及氣液界面的形成，因此本節(jié)對噴嘴出口的液態(tài)水體積分數分布及速度場進行分析。

式(5)中：Vt為tn時刻的物體漂移速度，漂浮物經一時間步長Δt后漂移至Stn+1。式(5)一般被稱為歐拉-拉格朗日追蹤法。如果Δt足夠小，漂移物體的運動軌跡可以被近似分解成一系列離散的勻速運動的疊加，重復以上過程就可以不斷更新物體的漂移位置。如第1.1節(jié)所述，在物體位置更新過程中需要考慮風場和流場的不確定性對漂移速度的影響。此外，失蹤物體的初始位置在實際中往往不精確，而是以可能存在的區(qū)域表示。因此，將物體可能的初始位置區(qū)域內的流場所在位置用矩陣表示為

空氣渦的尺寸決定出口噴霧場的液態(tài)水分布情況，與液膜厚度成反比，可作為預測霧化效果的依據。入口壓力為0.6～1.4 MPa時噴嘴出口截面水體積分數分布如圖9所示，由圖9可知，水的體積分數以噴嘴軸線呈對稱分布，在半徑為0～0.44 mm的近軸心位置體積分數為0，在半徑為0.44～0.57 mm處體積分數在0～1之間，在半徑為0.57～0.80 mm的近壁面處體積分數為1。體積分數為0的區(qū)域表示該區(qū)域內只存在空氣，而體積分數在0～1之間表示該區(qū)域為空氣與液態(tài)水交匯的氣液邊界。由于氣水交匯處氣水間的作用劇烈，分界不顯著，定義水體積分數為0.5以上的區(qū)域為液體區(qū)域即液膜?？梢钥闯鲈?.6～1.4 MPa入口壓力變化范圍內，出口截面上體積分數分布基本一致，空氣錐大小未發(fā)生變化，液膜厚度穩(wěn)定于0.51 mm，一定程度上反映了霧化錐角保持不變。

噴嘴出口是半徑為8 mm的圓形截面，入口壓力為0.6 MPa時噴嘴出口截面流體速度沿徑向分布情況如圖10所示。流體合速度v由徑向速度vr、軸向速度va及切向速度vt合成。由10圖可知，出口液態(tài)水的速度分量中軸向速度和切向速度值較大，徑向速度值較小，這是由于出口段的平直尺寸特征流體的徑向運動的限制導致。而空氣渦的存在，使得以圓心為中心，半徑為±0.386 mm區(qū)域內，軸向速度為負值，徑向速度與切向速度基本為0。由于壁面處的邊界層效應，在靠近壁面±0.8 mm的位置，速度梯度較大，而由于空氣渦的存在，在氣液邊界處亦形成了邊界層，由噴嘴軸心至氣液邊界0.51 mm的區(qū)域內徑向速度與切向速度增長較快，噴嘴出口液體速度的分布體現了空氣渦對流場的影響。

圖9 出口截面水體積分數徑向分布Fig.9 Radial distribution of water volume fraction in outlet cross-section

圖10 出口截面速度沿徑向分布Fig.10 Velocity distribution along the radial direction in the outlet cross-section

2.3 霧化粒徑變化

基于團隊前期實驗研究[23]發(fā)現，隨著噴嘴入口壓力由0.6 MPa增至1.4 MPa，霧化粒徑（sauter mean diameter，SMD）逐漸減小。噴嘴出口處液膜破碎至液滴是一個復雜過程，與液膜自身厚度、流體表面張力、黏性力作用和空氣動力等因素有關。

霧化粒徑與液膜厚度隨入口壓力的變化如圖11所示。模擬計算表明，隨著入口壓力的增加，噴嘴出口處的液膜厚度基本保持不變，而對噴嘴出口處的流體平均速度分析表明，流體的切向速度與軸向速度提升顯著（圖12）。霧化過程在常溫常壓環(huán)境下進行，因此流體物性如表面張力、黏性力等未發(fā)生變化，所以推測霧化粒徑下降的原因為：隨著入口壓力增加，噴嘴出口流體速度增加，空氣與流體間的相互作用增強，即空氣動力相對增強，液膜破碎效果得到提升。

圖11 液滴粒徑、液膜厚度隨壓力變化Fig.11 Variation of droplet size and film thickness under different pressure changes

圖12 出口軸向、徑向、切向速度值隨壓力變化Fig.12 Variation of axial,radial and tangential velocity with pressure

2.4 內壁面光潔度對霧化效果的影響

內壁面光潔度是決定流體流動過程的重要因素，也是工程應用中?？紤]的因素，模擬仿真研究表明，合理的改變光潔度可以改變霧化效果，從而滿足噴嘴設計需求。

當噴嘴內壁面光潔度改變時，其內部流體的流態(tài)會發(fā)生改變，主要為空氣柱形態(tài)的變化，如圖13所示。以光潔度等級▽4為基準，在此基礎上提高光潔度，霧化過程形成的空氣渦形態(tài)基本不發(fā)生變化，霧化錐角基本保持79.13°不變；而隨著光潔度降至▽1時，液態(tài)水將填滿整個旋流室，空氣渦減小，霧化錐角降至72°。不同光潔度條件下，噴嘴出口截面水體積分數徑向分布隨光潔度變化如圖14所示，當光潔度減小時，旋流室內空氣渦減小，液膜厚度由0.29 mm最大增至0.39 mm，液膜厚度增加，通過模擬結果計算得液態(tài)水所受到的阻力最高減小約1.1%。

圖13 不同光潔度下水體積分數沿噴嘴z軸截面分布Fig.13 Water volume fraction at the z-axis section with different degrees of finish

圖14 不同光潔度下出口位置水體積分數徑向分布Fig.14 Water volume fraction distribution of radial-position at outlet with different degrees of finish

為分析當光潔度降至一定程度，空氣渦變化的原因，對噴嘴出口截面徑向位置上流體的速度變化進行分析，得到如圖15所示結果。模擬計算表明，在表面光潔度等級▽4基礎上，提升光潔度，出口流體速度值基本無變化；當光潔度降至一定程度時，在液膜處，切向速度平均值減小18.38%，軸向速度平均值減小4.2%，徑向速度平均值增加6%；在近壁面處，切向速度減小，徑向速度和軸向速度值則基本保持不變；而在靠近氣液邊界處，各速度分量值增大，推測由于粗糙度增大，湍流脈動效果增強導致。分析可知，當光潔度降至一定程度時，從整體上看，液膜內流體的切向與軸向平均速度減小，但徑向速度增大，徑向速度的增加提高了流體向旋流室軸線中心填充的能力，即加強了液態(tài)水對于旋流室的填充作用，使空氣錐減小。

在液滴尺寸滿足凝結成雪的條件下，噴嘴出口流量決定造雪量，所以流量也是造雪機用霧化噴嘴的重要性能指標。模擬計算發(fā)現，噴嘴內壁面光潔度改變會對噴霧過程噴嘴的流量大小產生影響。噴嘴流量與內壁面光潔度關系如圖16所示，以噴嘴實際光潔度等級▽4為基準，提高噴嘴內壁面光潔度對流量無影響，流量基本穩(wěn)定在36.56 mL/s；當降低光潔度至一定程度時，如至▽2、▽1時，流量增至41.5、44.8 mL/s，最高約提升22.5%。產生該現象的原因為，當壁面光潔度下降不顯著時，對流體流動沿程阻力及液態(tài)水旋流過程的影響較小，流量增加不顯著，但當光潔度降至一定值時，隨著沿程阻力增加，流體在旋流室內的旋流作用被削弱的作用增強，流體對旋流室填充效果增強，流體流通面積變大，空氣渦減?。▓D13），流量增加。

圖15 出口速度隨光潔度的變化Fig.15 Variation of the outlet velocity under the different finish degree

圖16 噴嘴流量隨內壁面光潔度的變化Fig.16 Variation of flow rate under different finish degrees in nozzle′s inner wall surface

3 結論

利用VOF方法對造雪機用旋流噴嘴在不同入口壓力下的霧化過程及內壁粗糙度對噴嘴霧化性能的影響進行了研究，并對不同入口壓力下噴嘴的霧化性能進行了實驗測試，得到結論如下：

1）噴嘴霧化的數值模擬結果與實驗結果對比研究表明，入口壓力在0.6～1.4 MPa區(qū)間增加時，噴嘴出口流量與之成正比，霧化錐角及液膜厚度則保持穩(wěn)定，模擬研究的霧化錐角與流量數據與實驗數據間誤差在±10%以內。

2）在噴嘴旋流室到出口之間存在連續(xù)的錐形空氣渦，噴嘴中心軸線上軸向速度占主導，切向速度與徑向速度接近0，靠近氣液邊界，切向速度與徑向速度則逐漸增大，增大的動力來自軸向速度的減小，空心錐形霧化場逐漸形成。

3）隨著噴嘴入口壓力增加，霧化粒徑減小，對模擬結果分析可得，在所研究的壓力范圍內，出口處流體的液膜厚度與霧化錐角基本保持不變，流體速度增加，霧化粒徑減小的原因是流體與空氣間的作用加強，增強了破碎效果。

4）研究了噴嘴內壁光潔度改變對霧化效果的影響，當光潔度降低時，噴嘴內流場發(fā)生了改變，空氣渦和霧化錐角均減小，但流量最大約提高25.5%。