王新升，陳斌

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R134a閃蒸噴霧過程中噴管內(nèi)流動形態(tài)對噴霧特性的影響

王新升，陳斌

（西安交通大學(xué)動力工程多相流國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西西安 710049）

閃蒸噴霧過程中噴管內(nèi)流動狀態(tài)對噴霧形態(tài)及霧化效果具有重要的影響。為了觀察噴管內(nèi)流動狀態(tài)及其對應(yīng)的噴霧形態(tài)，使用高速相機(jī)對不同噴射壓力條件下制冷劑R134a在石英玻璃直噴管中的流動狀態(tài)及噴霧形態(tài)進(jìn)行可視化研究，同時(shí)分析不同噴射壓力條件下噴霧半徑的動態(tài)變化情況。研究發(fā)現(xiàn)，噴管內(nèi)的氣化可以促進(jìn)噴管出口處噴霧半徑的迅速擴(kuò)大，但同時(shí)限制了噴霧半徑在噴霧過程中的進(jìn)一步發(fā)展。噴管內(nèi)流動狀態(tài)在一定噴射壓力下具有極強(qiáng)的不穩(wěn)定性，在噴管內(nèi)形成均勻的泡狀流有利于形成均勻、穩(wěn)定的噴霧形態(tài)。

閃蒸噴霧；可視化；管內(nèi)流動；噴霧形態(tài)；氣液兩相流；成核；相變

引 言

當(dāng)處于高壓環(huán)境的液體通過噴管釋放到低于其自身飽和蒸氣壓的環(huán)境時(shí)，液體由于處于非平衡過熱狀態(tài)而發(fā)生劇烈氣化，同時(shí)伴隨爆炸性的破碎、霧化，即所謂閃蒸霧化現(xiàn)象[1]。自20世紀(jì)60年代Brown和York[2]開始對閃蒸噴霧進(jìn)行研究以來，閃蒸噴霧引起了諸多學(xué)者的興趣，并以其優(yōu)越性在內(nèi)燃機(jī)[3]、皮膚激光手術(shù)中的冷卻保護(hù)[4-5]等諸多領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。

Oza等[6-7]將高過熱度條件下噴霧過程中液體在噴管出口處迅速擴(kuò)大的現(xiàn)象歸因于液體在噴管內(nèi)氣化產(chǎn)生的氣泡在噴管出口處的破碎影響，并且根據(jù)氣化產(chǎn)生位置的不同將閃蒸噴霧分為內(nèi)部閃蒸和外部閃蒸。但隨后Reitz[8]在過熱水的閃蒸噴霧實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)噴管出口處的中央?yún)^(qū)域始終存在未破碎的液柱，因此對Oza等的觀點(diǎn)提出了質(zhì)疑。Vieira等[9]在異辛烷的閃蒸噴霧中同樣發(fā)現(xiàn)了噴管出口處液柱的存在。但總體而言，噴管出口處未破碎液柱的長度隨液體過熱度增大而減小[3]。Lin等[10]在不同過熱度下CO2閃蒸噴霧形態(tài)的研究中發(fā)現(xiàn)，隨過熱度增加噴霧形態(tài)經(jīng)歷了由射流到錐形再到碗狀噴霧的過程，并將這一過程歸因于噴管內(nèi)氣泡的形核、成長以及破碎的不同，然而他們并未對噴管內(nèi)流動狀態(tài)進(jìn)行具體的研究。最近，Zhang等[11]借助高速相機(jī)對二維噴管閃蒸噴霧過程進(jìn)行了可視化研究，同樣發(fā)現(xiàn)過熱度對噴霧特性有著決定性的影響，并發(fā)現(xiàn)了隨過熱變化噴管內(nèi)氣泡形成的不同。Ju等[12-13]以及周致富等[14]對膨脹腔噴嘴R134a閃蒸噴霧的可視化研究再次表明了噴管內(nèi)流動狀態(tài)對噴霧特性具有很大影響。

目前對閃蒸噴霧噴管內(nèi)流動狀態(tài)及其對噴霧特性影響的研究主要集中在以水[8,15]或燃油[6-7,9,11,16]為介質(zhì)的閃蒸噴霧。Ju及其團(tuán)隊(duì)[12-13]和周致富等[14]在R134a閃蒸噴霧可視化方面開展的工作主要側(cè)重于對膨脹腔內(nèi)流型的可視化研究，而關(guān)于R134a等制冷劑在毛細(xì)直噴管閃蒸噴霧過程中的噴管內(nèi)流動形態(tài)及噴霧形態(tài)的系統(tǒng)研究工作鮮有報(bào)道。深入研究制冷劑閃蒸噴霧過程中噴管內(nèi)流動形態(tài)及其對噴霧特性的影響，對指導(dǎo)制冷劑噴霧冷卻的應(yīng)用具有重要意義。

為了探究制冷劑R134a在直噴管閃蒸噴霧過程中噴管內(nèi)流動特性及其對噴霧特性的影響，本工作使用高速相機(jī)對制冷劑R134a在透明噴管內(nèi)的流動及對應(yīng)的噴霧形態(tài)進(jìn)行可視化研究，對比分析不同噴射壓力下噴管內(nèi)流動狀態(tài)的改變以及由此引發(fā)的噴霧形態(tài)的不同。

1 實(shí)驗(yàn)裝置及方法

本工作搭建的閃蒸噴霧實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示，制冷劑R134a（Dupont, USA）存儲在穩(wěn)壓罐中，經(jīng)由軟管連接至電磁閥（ZC51-8B-6.3，盾銘，中國），其中安裝有壓力傳感器（0～5 MPa, 0.1級，MIK-300，米科，中國）的穩(wěn)壓罐內(nèi)壓力由氮?dú)夂托箟洪y調(diào)節(jié)。為觀察噴霧特性，實(shí)驗(yàn)利用高速相機(jī)（Fastcam SA-Z, Photron,日本），采用背光法分別對噴管內(nèi)流動狀態(tài)及噴霧場進(jìn)行可視化拍攝，其中噴霧場拍攝采用的幀率為75000 fts，噴管內(nèi)拍攝幀率為100000 fts。實(shí)驗(yàn)過程中通過控制噴射壓力實(shí)現(xiàn)對噴管內(nèi)流動狀態(tài)的調(diào)節(jié)，以便研究噴管內(nèi)不同流動狀態(tài)對噴霧形態(tài)的影響。噴霧的外界環(huán)境為大氣環(huán)境，環(huán)境溫度29℃，相應(yīng)的飽和蒸氣壓為0.75 MPa。實(shí)驗(yàn)過程對噴射壓力在0.77～1.5 MPa之間的多組工況進(jìn)行了可視化研究，選取具有典型特征的4組壓力（0.77 MPa、0.8 MPa、0.9 MPa和1.50MPa）進(jìn)行分析。噴霧過程表明在電磁閥觸發(fā)20 ms以后噴管內(nèi)及噴霧場的變化特性便基本一致，因此實(shí)驗(yàn)采用的噴霧時(shí)間為3 s，用于分析的圖像為2.5～2.6 s拍攝的圖像。

如圖2所示，本研究采用的噴管主要由安裝螺栓和石英噴管兩部分組成。為了便于觀察噴管入口處的流動狀況，石英噴管分為入口大直徑段和噴管段，其中入口部分內(nèi)徑6 mm，直噴管部分長度60 mm，內(nèi)徑1.45 mm，直管段石英噴管壁厚0.73 mm。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 噴管內(nèi)流動可視化

當(dāng)噴射壓力為0.77 MPa時(shí)，由于接近該溫度下的飽和蒸氣壓，制冷劑在進(jìn)入毛細(xì)噴管前已經(jīng)發(fā)生氣化。如圖3所示，隨著氣化的進(jìn)行，進(jìn)入噴管內(nèi)的氣泡逐漸在噴管內(nèi)形成均勻的泡狀流（流動方向由左至右）。為了進(jìn)一步分析該工況下噴管入口處氣泡的演變過程，對噴管入口處的流動狀態(tài)進(jìn)行可視化拍攝，噴霧過程中某一時(shí)間段內(nèi)毛細(xì)噴管入口處氣泡的變化過程如圖4所示（每張照片間隔時(shí)間40 μs）。入口處流速為6.5 m·s-1，相應(yīng)的Reynolds數(shù)=60556，基于最大氣泡直徑的Weber數(shù)=3706。從圖中可以看到噴管入口前形成的尺寸較大的氣泡在進(jìn)入噴管后迅速破碎，結(jié)合圖3不難得知大氣泡破碎形成的均勻小氣泡促進(jìn)了噴管內(nèi)均勻泡狀流的形成。破碎形成的氣泡在噴管中的尺寸是由湍流慣性力和氣泡的表面張力共同決定的。

湍流慣性力i由單位體積的能量耗散率v決定[17]

其中為流體密度，為氣泡直徑，c為正比例常數(shù)。

表面張力s的表達(dá)式為

s=d(2)

其中為表面張力系數(shù)。

定義Weber數(shù)為

Weber數(shù)是控制氣泡尺寸的一關(guān)鍵參數(shù)，由式(3)可獲得氣泡直徑為

式(4)由Hinze[18]提出。

能量耗散率v由式(5)求得[17]

將式(5)代入式(4)，可得

Reynolds數(shù)的公式

由式(7)可得，當(dāng)制冷劑由內(nèi)徑較大的管道進(jìn)入直徑較小的噴管時(shí)，管道直徑的減小以及Reynolds數(shù)的增大導(dǎo)致了大氣泡的不穩(wěn)定及破碎。

如圖5所示，當(dāng)噴射壓力增加到0.8 MPa時(shí)，噴管內(nèi)的氣化呈現(xiàn)出極不穩(wěn)定的狀態(tài)，噴管入口呈現(xiàn)出無規(guī)律的間斷性形核及氣化發(fā)展。當(dāng)噴管入口處沒有氣泡進(jìn)入時(shí)，氣核僅在靠近噴管出口處的管壁形成，并在噴管出口處形成比較均勻的泡狀流。當(dāng)噴管入口處有氣泡生成時(shí)，氣泡的部分破碎形成了眾多相對比較穩(wěn)定的氣核，并進(jìn)一步發(fā)展為充滿整個(gè)噴管的泡狀流。相比于0.77 MPa而言，在0.8 MPa的噴射壓力下噴管入口處進(jìn)入的氣泡尺寸較小，而且具有不規(guī)律的間斷性，發(fā)展成為充滿整個(gè)噴管的泡狀流的時(shí)間也有所推遲。

隨著噴射壓力的進(jìn)一步增大，制冷劑在進(jìn)入噴管前將不再產(chǎn)生氣化現(xiàn)象。圖6和圖7分別示出了噴射壓力為0.9 MPa和1.5 MPa時(shí)噴管內(nèi)的流動狀態(tài)。在0.9～1.5 MPa范圍內(nèi)，制冷劑均在噴管出口附近形成明顯的非均質(zhì)成核，而且在噴管出口處未能在整個(gè)噴管截面上形成均勻的泡狀流。但相比而言，0.9 MPa時(shí)噴管內(nèi)壁的非均質(zhì)成核表現(xiàn)出更多的隨機(jī)性和不均勻性，即表現(xiàn)為：在某一時(shí)刻形核集中在噴管內(nèi)壁的某一側(cè)，而在另一時(shí)刻又相對均勻地分布在整個(gè)環(huán)狀噴管內(nèi)壁上。這與噴管內(nèi)壁粗糙度的不均性有關(guān)。這種現(xiàn)象隨壓力提高逐漸消失。在噴霧壓力為1.5 MPa時(shí)，噴管內(nèi)的氣化形核相對比較均勻地分布在整個(gè)環(huán)狀噴管內(nèi)壁上。

2.2 噴霧特性

為研究不同管內(nèi)流動狀態(tài)對噴霧形態(tài)的影響，利用高速相機(jī)對相應(yīng)噴射壓力下的噴霧形態(tài)進(jìn)行了拍攝。實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)噴管內(nèi)流動狀態(tài)相對比較穩(wěn)定時(shí)，相應(yīng)的噴霧錐角也比較穩(wěn)定。圖8和圖9分別展示了噴射壓力為0.77 MPa和1.5 MPa時(shí)的噴霧形態(tài)，噴霧沿噴管軸線比較對稱且在整個(gè)噴霧過程中噴霧形態(tài)波動不大。對比0.77 MPa和1.5 MPa下的噴霧形態(tài)可以發(fā)現(xiàn)，在噴射壓力較低時(shí)，噴霧半徑的擴(kuò)張僅發(fā)生在距離噴管出口處較近的一小段距離內(nèi)，之后由于對空氣的卷吸作用噴霧半徑不再進(jìn)一步擴(kuò)大；而在噴射壓力較大時(shí)，噴霧半徑在可視范圍內(nèi)一直擴(kuò)大。結(jié)合相應(yīng)噴射壓力下噴管內(nèi)的流動狀態(tài)不難分析造成上述現(xiàn)象的原因：在0.77 MPa噴射壓力下，噴管內(nèi)形成了均勻的泡狀流，使得制冷劑在離開噴管前已完成初次霧化；而在1.5 MPa噴射壓力下，噴管內(nèi)未能形成均勻的泡狀流，在噴管出口的中央?yún)^(qū)域制冷劑依舊保持液相狀態(tài)，因此并未在噴管內(nèi)完成初次霧化，從而使噴出的制冷劑有了更長距離的破碎和噴霧半徑擴(kuò)張過程。

同樣，上述現(xiàn)象出現(xiàn)在極不穩(wěn)定的0.8 MPa噴射壓力下。當(dāng)制冷劑在噴管出口前形成了均勻的泡狀流時(shí)，相應(yīng)的噴霧形態(tài)近似對稱且噴霧半徑擴(kuò)張段較短（圖10中16）；而當(dāng)噴管出口一側(cè)有一段液彈噴出時(shí)，相應(yīng)一側(cè)的噴霧表現(xiàn)出極大的波動性且噴霧半徑擴(kuò)張段變大（圖10中5～12）。單側(cè)液彈噴出造成一側(cè)噴霧半徑變大的現(xiàn)象在噴射壓力為0.9 MPa時(shí)尤為明顯。在2.1節(jié)中已經(jīng)提到該噴射壓力下噴管出口附近的氣泡形核主要表現(xiàn)為單側(cè)的非均質(zhì)形核和環(huán)狀均勻的非均質(zhì)成核，相應(yīng)的噴霧形態(tài)分別如圖11(a)、(b)所示。

由于實(shí)驗(yàn)獲得的噴霧形態(tài)有較大的差異，例如圖8與圖9所示的兩種不同的擴(kuò)張噴霧形態(tài)及圖11(a)所示的噴霧形態(tài)左右不對稱等，在對噴霧形態(tài)進(jìn)行定量描述的過程中選取距噴嘴15 mm處以噴霧軸線為分界線的左右兩側(cè)各自的噴霧半徑1、2作為表征參數(shù)。為了能夠獲得不同壓力下噴霧形態(tài)的關(guān)系及波動情況，對不同噴霧壓力下高速攝像獲得的40 ms內(nèi)所有連續(xù)噴霧圖像的噴霧半徑1、2進(jìn)行了測量。不同噴射壓力下噴霧半徑濾波后的動態(tài)變化過程如圖12(a)所示。整體而言，噴霧半徑隨噴射壓力增大而增大。但正如圖11(a)所示的噴霧情況，在0.9 MPa下噴管內(nèi)在出口附近存在僅單側(cè)氣化的情況，使得沒有發(fā)生氣化一側(cè)液柱離開噴嘴后形成了超過1.5 MPa噴射壓力下的噴霧半徑。這一現(xiàn)象進(jìn)一步說明了在實(shí)驗(yàn)條件下噴管內(nèi)氣化對噴霧形態(tài)進(jìn)一步擴(kuò)張的限制作用。

一般認(rèn)為，在閃蒸噴霧中噴霧錐角隨過熱度增大而增大，而且存在一個(gè)最大值[19-20]。閃蒸噴霧帶來的較大的噴霧錐角通常歸結(jié)于噴管內(nèi)產(chǎn)生的可壓縮氣液兩相流，尤其是其中的氣泡在噴管出口處迅速膨脹破碎造成了噴霧錐角的增大，而且這一過程在一定范圍內(nèi)隨過熱度增大而增強(qiáng)。關(guān)于閃蒸噴霧錐角隨過熱度增大存在最大值的問題，Park和Lee[20]認(rèn)為隨過熱度增大噴霧場對空氣的卷吸作用將逐漸占主導(dǎo)作用，而Lin等[10]通過對比質(zhì)量流量的變化認(rèn)為臨界過熱度的存在主要是由于質(zhì)量流量的降低造成的。本實(shí)驗(yàn)中，在圖11(a)所展現(xiàn)的噴霧圖像中，噴管出口沒有發(fā)生氣化側(cè)液體的質(zhì)量流量無疑要大于發(fā)生氣化的一側(cè)，由此帶來較大的噴霧半徑現(xiàn)象，這與Lin等的觀點(diǎn)一致。對內(nèi)部閃蒸模型持懷疑態(tài)度的Vieira[9]正是將噴霧霧化過程的加速過程歸因于亞穩(wěn)態(tài)液滴內(nèi)部的迅速氣化破碎。由此可見，噴管的氣化現(xiàn)象可以促進(jìn)噴管出口處噴霧錐角的迅速擴(kuò)大，但卻對噴霧半徑的進(jìn)一步發(fā)展有所抑制。

從圖12(a)可以更直觀地看出不同壓力下噴霧半徑的波動情況，如前所述，當(dāng)噴射壓力為0.77 MPa時(shí)噴霧形態(tài)最為穩(wěn)定，而在0.8 MPa和0.9 MPa時(shí)噴霧形態(tài)波動比較嚴(yán)重，尤其0.9 MPa噴射壓力下噴霧形態(tài)波動最為劇烈，當(dāng)壓力增大到1.5 MPa時(shí)噴霧形態(tài)回歸穩(wěn)定。圖12(b)給出了不同壓力下左右噴霧半徑之比隨時(shí)間的動態(tài)變化，可以看出噴射壓力為0.77 MPa時(shí)噴霧形態(tài)相對最為勻稱和穩(wěn)定。

3 結(jié) 論

使用高速相機(jī)對閃蒸噴霧過程中噴管內(nèi)流動狀態(tài)及對應(yīng)的噴霧形態(tài)進(jìn)行了可視化研究，發(fā)現(xiàn)噴管內(nèi)流動狀態(tài)對噴霧形態(tài)具有重大影響。在較低的噴射壓力下，噴管入口前形成的大氣泡在進(jìn)入噴管后的破碎過程有助于在噴管內(nèi)形成均勻的泡狀流，從而發(fā)展為穩(wěn)定霧化形態(tài)。隨著噴射壓力的增加，噴霧形態(tài)不再穩(wěn)定，表現(xiàn)為空間上的不均勻和時(shí)間上的劇烈波動。噴射壓力繼續(xù)增大時(shí)，噴管內(nèi)氣化程度進(jìn)一步降低，噴霧半徑的擴(kuò)張距離大大增大，呈現(xiàn)錐形噴霧形態(tài)。

閃蒸噴霧過程中，盡管噴管的氣化可以促進(jìn)噴霧介質(zhì)在噴管出口處的迅速擴(kuò)張，但介質(zhì)在噴出后沒有大的液核發(fā)生再次破碎，會在一定程度上限制噴霧半徑的進(jìn)一步擴(kuò)大，噴管內(nèi)氣液兩相的流動狀態(tài)是控制噴霧形態(tài)的關(guān)鍵。

符 號 說 明

D——噴管直徑，m d——?dú)馀葜睆?，m Fi——湍流慣性力，N Fs——表面張力，N gc——比例常數(shù) m——質(zhì)量流量，kg·s-1 Re——Reynolds數(shù) v——速度，m·s-1 We——Weber數(shù) εv——能量耗散率 μ——動力黏度，Pa·s n——運(yùn)動黏度，m2·s-1 ρ——密度，kg·m-3 σ——表面張力系數(shù)，N·m-1

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Effect of flow pattern inside nozzle on spray characteristics of R134a flashing spray

WANG Xinsheng, CHEN Bin

(State Key Laboratory of Multiphase Flow in Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, Shaanxi, China)

The flow patterns of liquid inside nozzles have great effect on spray characteristics in flashing spray. A transparent nozzle was manufactured to investigate the flow characteristic inside nozzles during flashing spray and its effects on spray characteristics. The flow patterns of R134a inside the nozzle and spray outside the nozzle were recorded by a high-speed CCD camera under different injection pressure of 0.77, 0.8, 0.9 and 1.5 MPa. The relationship between the internal flow inside the nozzle and external flashing spray were analyzed. It was found that spray patterns will expand immediately around the exit of the nozzle when vaporization occurred inside the nozzle, while the further development of spray radius could be restricted in the same condition. The spray cone angle caused by internal flashing spray was smaller than that caused by external flashing spray in the same condition for the flashing spray of R134a which had high superheated degree at room temperature and atmospheric pressure. The internal flow pattern was extremely unstable under a certain scope of injection pressure, and it was helpful to form stabilized spray patterns when homogeneous bubble flow was formed inside the nozzle.

flashing spray; visualization; internal flow; spray pattern; gas-liquid flow; nucleation; phase change

date: 2016-08-01.

Prof.CHEN Bin, chenbin@mail.xjtu.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20161083

TK 121

A

0438—1157（2016）12—4929—07

國家自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目（51336006）。

supported by the Key Project of the National Natural Science Foundation of China (51336006).

2016-08-01收到初稿, 2016-09-17收到修改稿。

聯(lián)系人：陳斌。第一作者：王新升（1993—），男，碩士研究生。