杨 超 陈 波 姜万录 高殿荣

1.燕山大学机械工程学院，秦皇岛，0660042.秦皇岛首创思泰意达环保科技有限公司，秦皇岛，066004

阀芯结构对双流体喷雾粒子特性的影响

杨 超1,2陈 波1姜万录1高殿荣1

1.燕山大学机械工程学院，秦皇岛，0660042.秦皇岛首创思泰意达环保科技有限公司，秦皇岛，066004

为了研究阀芯结构对双流体喷雾粒子特性的影响，提升喷雾效果，运用相位多普勒粒子分析仪(PDPA)对不同阀芯结构的双流体喷雾雾滴粒径、轴向速度以及雾滴数目进行了测试，并对测量结果进行了分析和讨论。结果表明：随着轴向距离的增大，雾滴索特平均直径(SMD)、算术平均直径(AMD)呈先增大后趋于平缓的趋势，轴向速度以及湍流脉动速度均呈减小趋势，雾滴数目呈先增大后减小的趋势；随着气液压力比的增大，SMD呈先增大后减小的趋势，而AMD、轴向速度以及雾滴数目均呈减小趋势；阀芯的喉口直径、出口直径的减小均有利于喷雾效果的提升，但同时导致速度稳定性变差；当喉口直径为1.5mm、出口直径为2.5mm时，与原始阀芯结构相比，雾滴数目和雾滴轴向速度分别增大了82.43%和22.31%，SMD和AMD分别减小了52.18%和21.47%，综合喷雾效果得到了大幅提升。

双流体喷雾；相位多普勒粒子分析仪；阀芯结构；雾滴粒径；湍流脉动速度

0 引言

双流体喷雾技术是通过气体与液体在喷嘴内部或外部混合，利用高速气流的动能、剪切力作用将大液滴破碎成微细的雾滴群[1]。双流体喷嘴作为双流体喷雾技术的载体，因具有雾滴粒径细小、快速混合破碎、喷雾能耗较低等优点，在农业喷雾、抑尘降尘、水雾灭火、燃油雾化、烟气净化等领域得到了广泛的关注，表现出广阔的应用前景[2-6]。双流体喷嘴的喷雾是一个多相、动态的复杂过程，喷雾粒子特性随时间、空间的变化而发生改变，这些原因导致其在实际应用中面临着诸多难题，如雾滴尺寸分布不均匀、喷雾波动大、喷雾效果难以控制等。如何定量分析喷雾粒子的空间特性是解决上述问题的关键[7-8]，而先进的电子和光学测试仪器的迅速发展促进了人们对上述问题的深入研究，其中，相位多普勒粒子分析仪(phase Doppler particle analyzer, PDPA)已成为喷雾粒径、速度等特性测量的标准工具[9-10]。

目前，国外利用PDPA研究双流体喷雾特性取得了较多的成果。KANG等[11]通过PDPA测试研究了自脉动对喷雾方式、主破碎、喷雾角、直径等的影响；KOURMATZIS等[12]利用PDPA技术对比分析了空气辅助雾化下不同工质的动量衰减和雾滴尺寸特性，指出了雾滴破碎以及二次雾化的发生区域。国内利用PDPA研究双流体喷雾特性起步较晚，伊吉明等[13]利用高速摄像和PDPA技术，开展了不同工况下的对撞式射流破碎模式及破碎速度场、粒度场分布规律的联合测量；贾卫东等[14-15]运用PDPA测试系统对风幕式喷杆喷雾气液两相流场以及静电作用下雾滴的沉积性能进行了试验；王锐等[16]利用PDPA开展了不同压力下的双流体喷嘴喷雾试验，对两相喷雾动力学进行了系统的研究。

从目前的文献资料分析，国内外对双流体喷雾特性的研究主要集中在喷雾介质、喷雾参数以及荷电喷雾等方面，关于双流体喷嘴关键结构对喷雾粒子特性影响的研究较少。而阀芯结构是双流体喷嘴的核心部件之一，了解其对喷雾粒子特性的影响，对提升喷雾效果具有重要意义。因此，笔者借助先进的PDPA测试系统，开展了不同阀芯结构下双流体喷雾雾滴粒径、轴向速度以及数目的试验研究，为双流体喷嘴的理论研究和实际应用提供指导。

1 试验装置及方法

1.1 试验装置

本文通过自主搭建的一套基于PDPA的开放式喷雾试验装置，对双流体喷雾流场进行测量，试验装置主要由PDPA测量系统和双流体喷雾系统组成，所采用的PDPA测量系统为丹麦Dantec公司生产。图1为开放式喷雾试验装置原理图。

图1 喷雾试验装置原理图Fig.1 Principle diagram of spray experimental bench

PDPA测量系统由氩离子激光器、分光器、发射探头、接收探头、光电转换器、处理器、计算机和三维位移系统等组成。其中，激光器为6 W的水冷氩离子激光器，激光器发出的激光经过分光器后分成三种不同波长(绿光514.5 nm、蓝光488.0 nm、紫光476.5 nm)的6束激光从发射探头(直径112 mm、焦距310 mm)射出；接收探头采用直径112 mm、焦距500 mm的HiDense探头，发射探头与接收探头轴线间的夹角设定为73°，处理器的型号为BSA P80，其他技术参数如表1所示。

表1 喷雾试验装置的主要技术参数

双流体喷雾系统由水泵、空气压缩机、储水箱、减压阀、蓄能器、流量计、压力表、双流体雾化喷嘴等组成。利用空气压缩机和水泵向系统提供动力，通过减压阀控制管路中的压力，由流量计、压力表对管路中的工况参数进行监测，双流体雾化喷嘴与水气分配固定座连接，气体管路和水管路分别连接水气分配固定座的两侧，使压缩空气和水进入喷嘴。喷雾试验装置如图2所示。

图2 喷雾试验装置Fig.2 Experimental equipment of spray

1.2 试验方法

试验时首先调节好所需工况参数，然后开启水泵和空气压缩机，双流体喷嘴开始喷雾，同时开始计时，待5 s后喷雾流场稳定，开启数据采集系统，系统自动记录采集数据并进行处理。为确保测量数据的精度，每一个测点均连续采集三次并取平均值。试验设定采集有效时间为30 s，试验中的环境温度为常温，相对湿度范围为60%～65%。

试验主要以双流体喷嘴内的阀芯结构为对象，研究不同阀芯结构对双流体喷雾粒子特性(雾滴粒径、雾滴轴向速度以及雾滴数目等)的影响，阀芯结构如图3所示。其中，喉口直径d1和出口直径d2是阀芯结构的重要参数，对阀芯内部流场具有重大影响[17-19]，本文在原始阀芯结构(d1=1.5 mm，d2=3.5 mm)的基础上，采用了5种不同结构参数的阀芯进行对比研究，具体结构参数如表2所示。

(a)几何结构示意图 (b) 实物图图3 阀芯结构Fig.3 Structure of spool

表2 阀芯结构几何参数

2 试验结果与分析

2.1 阀芯结构对双流体喷雾粒径的影响

2.1.1 雾滴粒径轴向分布特性

轴向分布特性能反映雾滴在前进过程中的变化情况，对研究雾滴空间动态变化具有重要意义，不同阀芯结构对雾滴粒径轴向分布的影响如图4所示。其中，轴向距离s表示沿喷嘴中心轴线方向上的测点距离喷嘴出口的长度，轴向距离范围为50～500 mm，每个测点的间隔为50 mm。雾滴粒径主要包括雾滴的索特平均直径(Sauter mean diameter，SMD)dSMD和算术平均直径(arithmetic mean diameter，AMD)dAMD，对应的喷雾气压为0.5 MPa、水压为0.15 MPa。

由图4可知，随着轴向距离的增大，SMD、AMD均表现出逐渐变大后趋于平缓的趋势，出现这一现象的主要原因是，随着喷雾距离的增大，雾滴在运动过程中同时发生着传热、传质现象，雾滴之间的碰撞合并、凝聚导致了SMD、AMD的增大，表现出粒径增大的现象。轴向距离在0～150 mm范围内时，SMD、AMD变化规律与此轴向距离范围外的变化规律不统一，其原因主要是，在靠近喷嘴附近，两相流场湍流极其剧烈，此轴向距离内雾滴的雾化现象占主导地位，雾滴主要以破碎、分裂为主，而与此同时发生的传热、传质现象的影响较弱。而轴向距离在300 mm之后，雾滴之间的传热、传质现象达到了一个相对稳定的状态，此时SMD、AMD变化缓慢，故表现出趋于平缓的趋势。

(a)索特平均直径分布特性

(b)算术平均直径分布特性图4 不同阀芯结构下雾滴粒径轴向分布特性Fig.4 Axial distribution of droplet diameter at different spool structure

分别对出口直径为3.5mm，喉口直径为1.2mm、1.5mm、1.8mm的1、2、3号阀芯结构以及喉口直径为1.5mm，出口直径为2.5mm、3.5mm、4.5mm的4、2、5号阀芯结构进行对比分析。由图4中的1、2、3号阀芯结构可知，出口直径一定(d2=3.5 mm)时，随着喉口直径的增大(d1为1.2mm、1.5mm、1.8 mm)，SMD、AMD均呈增大趋势；同时分析5、2、4号阀芯结构可知，喉口直径一定(d1=1.5 mm)时，随着出口直径的减小(d2为4.5mm、3.5mm、2.5 mm)，SMD、AMD均呈减小趋势。另外，在图4a中，2、5号阀芯结构的SMD在轴向距离150～300 mm处出现了交叉，其原因是此区域雾化较剧烈，容易引起测量数据波动，但整体趋势并未受到影响。d1或d2的减小均引起SMD、AMD的减小，表明在此范围内，喉口直径或出口直径的减小，均有利于喷雾效果的提升。这是因为喉口直径和出口直径与气流通道直接相关，当喷雾的气体流量一定时，直径的减小引起了阀芯结构内部气流速度的增大，双流体的动能得到了提高，有利于雾滴的破碎以及喷雾效果的提升。图4中还出现了相同阀芯结构(1、2、3、4号阀芯)的SMD和AMD之间差距较大的现象，此现象主要是由于雾滴的粒径分布范围较广，AMD随着大粒径雾滴的增多变化不大，但SMD会随着大粒径雾滴的增多而明显增大[20]，轴向距离在0～150 mm时，AMD呈较大幅度的减小，表明此时的雾化作用剧烈，大雾滴大量地破碎、分裂成小雾滴，进一步说明此区域为雾化作用的核心发生区。4号阀芯结构的SMD与AMD之间的差距最小，由此可知此阀芯结构较其他阀芯结构所产生的雾滴粒径分布更均匀，喷雾效果更好。

2.1.2 雾滴粒径随气液压力比变化规律

不同阀芯结构下气液压力比n对雾滴粒径的影响如图5所示，其中气液压力比指气压与水压的比值，气压变化范围为0.2～0.6 MPa，水压变化范围为0～0.3 MPa，取轴向距离400 mm为测试截面。

(a)索特平均直径变化规律

(b)算术平均直径变化规律图5 不同阀芯结构下气液压力比对雾滴粒径的影响Fig.5 Effect of air-water pressure ratio on droplet diameter at different spool structure

由图5可知，随着气液压力比n的增大，SMD总体上呈现先增大后减小的趋势，且当n为5～7时，SMD的下降幅度增大，n为7～8时，SMD下降幅度减缓，SMD值趋于稳定。AMD随着气液压力比的增大总体呈现减小趋势，当n为0～1时，AMD下降幅度较大，这与SMD的变化规律相反，由前面分析可知，AMD对大粒径雾滴的变化并不敏感，而SMD能较好地反映大粒径雾滴的变化情况，此现象表明当气液压力比较小时，其值的增大对小雾滴的破碎具有积极作用，而对大雾滴的破碎影响较小。随着气液压力比的进一步增大，SMD开始显著减小，尤其是当n≥5后，SMD和AMD的减小幅度均变大，此现象表明较大的气液压力比对大雾滴和小雾滴的破碎均具有积极作用，尤其是对大雾滴的破碎效果更加明显。当n达到7以上时，SMD和AMD变化缓慢，表明此条件下，气液压力比的增大对破碎的影响较弱，对喷雾效果的提升不明显。

在不同气液压力比下，分别对1、2、3号阀芯结构以及4、2、5号阀芯结构进行对比分析。当出口直径一定时，随着喉口直径的增大，SMD、AMD均呈增大趋势；当喉口直径一定时，随着出口直径的减小，SMD、AMD均呈减小的趋势，此规律与2.1.1节所述的规律类似，表明在此气液压力比的范围内，喉口直径或出口直径的减小，均有利于喷雾效果的提升。同时图5也体现出了相同阀芯结构(1～5号阀芯)的SMD和AMD之间差距较大；而当n>7时，4号阀芯结构的SMD与AMD之间的差距最小，表明此阀芯结构在n>7时具有良好的雾化性能，所产生的雾滴粒径分布更均匀，喷雾效果更好。

2.2 阀芯结构对双流体喷雾轴向速度的影响

2.2.1 雾滴速度轴向分布特性

不同阀芯结构对雾滴轴向速度分布的影响如图6所示，对应的喷雾气压为0.5 MPa、水压为0.15 MPa。其中，定义雾滴轴向的平均平方脉动速度为雾滴的轴向湍流脉动速度，其表达式为[21]

(1)

(a)轴向速度

(b)湍流脉动速度图6 不同阀芯结构下雾滴速度轴向分布特性Fig.6 Axial distribution of droplet velocity at different spool structure

由图6可知，随着轴向距离的增大，雾滴的轴向速度以及湍流脉动速度均表现出了明显减小的趋势。由图6a可知，自喷嘴出口到轴向距离350mm的范围内，雾滴的轴向速度迅速衰减，其中1号阀芯结构衰减最快，5号阀芯结构衰减最慢，轴向速度分别衰减56.4%、32.1%，而当轴向距离大于350mm时，雾滴的速度趋于稳定。雾滴运动过程中，其能量的损耗由多方面造成，包括与空气的摩擦、雾滴的碰撞、破碎、黏滞以及湍流的扰动等，这些因素均对雾滴的速度有较大影响，当其达到一个相对稳定的动态平衡时，雾滴的速度便趋于稳定。结合上节分析可知，在轴向距离350mm后，SMD、AMD也趋于稳定，因此可以认为雾化阶段主要发生在轴向距离350mm之前，在此距离时，雾滴已基本完成了破碎过程。分析图6b可知，距离喷嘴越近，其湍流脉动速度越大，也即喷雾波动越大，随着轴向距离的增大，湍流脉动速度逐渐减小。结合轴向速度分析可知，雾滴速度越大，其湍流脉动速度也越大，两者变化趋势较一致，当轴向速度逐渐减小至基本不变时，湍流脉动速度的变化也趋于稳定，此现象也再一次验证了雾滴已完成了破碎过程。

由图6还可以看出，单一变量时，随着出口直径、喉口直径的增大，雾滴的轴向速度和湍流脉动速度均呈减小趋势，其中，在靠近喷嘴附近(轴向距离小于150mm)，轴向速度和湍流脉动速度最大的是1号阀芯结构，最小的是5号阀芯结构；而在远离喷嘴区域(轴向距离大于350mm)，轴向速度和湍流脉动速度最大的是4号阀芯结构，最小的是3号阀芯结构，在1～5号阀芯结构中，5号的湍流脉动速度最低，表明其喷雾的速度稳定性较其他结构好。

2.2.2 雾滴速度随气液压力比变化规律

不同阀芯结构下气液压力比n对雾滴速度的影响如图7所示，其中气压变化范围为0.2～0.6 MPa、水压变化范围为0～0.3 MPa，取轴向距离400 mm为测试截面。

(a)轴向速度

(b)湍流脉动速度图7 不同阀芯结构下气液压力比对雾滴速度的影响Fig.7 Effect of air-water pressure ratio on droplet velocity at different spool structure

由图7a可知，雾滴的轴向速度随着气液压力比的增大而减小，当n小于1.5时，下降幅度较慢；当n处在1.5～6范围内时，下降幅度变快；而当n大于6时，雾滴的轴向速度变化缓慢而趋于稳定。由图7b可看出，气液压力比对雾滴湍流脉动速度的影响并不大，随着气液压力比的增大，湍流脉动速度呈现出了较小的波动，总体变化较小，此现象表明雾滴湍流脉动速度受气液压力比的影响并不大，但轴向速度却受到显著影响。

出口直径与喉口直径对雾滴轴向速度的影响与前述类似，同样表现出了随着出口直径、喉口直径的增大，雾滴轴向速度减小的现象。其中轴向速度下降幅度最大和最小的分别为5号结构和4号结构，其降幅分别为47.0%和27.9%；湍流脉动速度最大和最小的分别为1号结构和5号结构，5号结构的湍流脉动速度平均值较1号结构小51.9%。在1～5号阀芯结构中，5号结构的速度稳定性最好，1号结构的速度稳定性最差。

2.3 阀芯结构对双流体喷雾雾滴数目的影响

2.3.1 雾滴数目轴向分布特性

不同阀芯结构对雾滴数目轴向分布的影响如图8所示，试验中所采用的喷雾气压和水压分别为0.5 MPa、0.15 MPa，雾滴数目为采样时间内通过采样点的雾滴颗粒个数。

图8 不同阀芯结构下雾滴数目轴向分布特性Fig.8 Axial distribution of droplet numbers at different spool structure

由图8可知，雾滴数目随着轴向距离的增大，表现出先增大后减小最后趋于稳定的变化规律，当轴向距离在0～150 mm范围内时，雾滴数目大幅增加，表明此范围为雾化的重要发生区，雾滴不断地破碎、分裂成更小的雾滴导致雾滴数目增大，此现象与上文分析雾滴轴向分布特性所得出的结论相吻合。当轴向距离在150～350 mm范围内时，雾滴数目出现了大幅的减少，而上文分析雾滴粒径轴向分布特性时，在此轴向距离范围内，SMD、AMD随着轴向距离的增大而增大。其原因是雾滴在运动过程中同时发生着传热、传质现象，雾滴之间的碰撞合并、凝聚导致了SMD、AMD的增大，也正是由于此原因导致了雾滴数目的大幅度减小，而在350 mm之后，雾滴之间的传热、传质现象达到了一个较稳定的状态，此时雾滴数目变化缓慢而趋于稳定。图8所反映出的现象与图4反映出的现象相吻合，也验证了试验数据的准确性以及分析的合理性。

2.3.2 雾滴数目随气液压力比变化规律

气液压力比n对雾滴数目的影响如图9所示，其中气压变化范围为0.2～0.6 MPa、水压变化范围为0～0.3 MPa，取轴向距离400 mm为测试截面。

图9 不同阀芯结构下气液压力比对雾滴数目的影响Fig.9 Effect of air-water pressure ratio on droplet numbers at different spool structure

由图9可知，气液压力比对雾滴数目有显著的影响，随着气液压力比的增大，雾滴数目呈现出明显减小的趋势。当n在1～6区间内时，雾滴的数目出现了大幅度的下降，其中下降幅度最大的为4号阀芯结构，降幅高达88.2%；而n在0～1以及6～8区间内时，雾滴数目较稳定。在所研究的整个气液压力比范围内，以3号阀芯结构的雾滴数目最为稳定，变化幅度最大为31.7%；而4号结构的雾滴数目虽然在较小气液压力比下能达到8000个以上，但整个区间内的变化幅度过大，表明气液压力比的变化对3号阀芯结构的雾滴数目影响较小而对4号结构的影响较大。虽然较高的气液压力比对减小雾滴粒径具有积极作用，但同时也会导致雾滴数目减小，因此，在考虑喷雾效果的时候需要综合两者进行分析以确定合适的气液压力比。

2.4 喷雾粒子特性综合对比分析

通过上述分析可知，阀芯结构的变化对双流体喷雾粒子特性有重大影响，对比不同阀芯结构喷雾的粒径、轴向速度、雾滴数目发现，4号阀芯结构的综合粒子特性较好。由于气液压力比n大于7时，雾滴的粒径、轴向速度、数目均处于稳定状态，故以n为7、轴向距离为400 mm的测试截面为例，对2号和4号阀芯结构的喷雾粒子特性进行综合对比分析，结果如表3所示。

表3 粒子特性综合对比

由表3可知，与2号阀芯结构相比，4号阀芯结构喷雾的雾滴数目更多、雾滴速度更大，同时雾滴粒径更小且更均匀。雾滴数目和雾滴轴向速度分别增加了82.43%和22.31%，SMD和AMD分别减小了52.18%和21.47%，粒子综合特性得到了大幅提升。

3 结论

(1)随着轴向距离的增大，SMD、AMD呈现先增大后趋于平缓的趋势，雾滴的轴向速度以及湍流脉动速度均呈减小趋势，雾滴数目呈现先增大后减小最后趋于稳定的趋势。

(2)随着气液压力比的增大，SMD呈先增大后减小的趋势，AMD、轴向速度以及雾滴数目呈减小趋势，而湍流脉动速度所受影响较小。

(3)喉口直径、出口直径的减小有利于SMD、AMD的减小以及雾滴轴向速度的增大，喷雾效果得以提升，但同时导致了湍流脉动速度增大，速度稳定性变差。

(4)在所研究的阀芯结构中，当喉口直径为1.5 mm、出口直径为2.5 mm时，阀芯结构综合粒子特性最好，与原始阀芯结构相比，雾滴数目和雾滴轴向速度分别增加了82.43%和22.31%，SMD和AMD分别减小了52.18%和21.47%，综合喷雾效果得到了大幅提升。

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(编辑 苏卫国)

Effects of Spool Structure on Droplet Characteristics of Two-fluid Spray

YANG Chao1,2CHEN Bo1JIANG Wanlu1GAO Dianrong1

1.College of Mechanical Engineering,Yanshan University,Qinhuangdao,Hebei,066004 2.Qinhuangdao Capital Starlight Environmental Technology Co.,Ltd.,Qinhuangdao,Hebei,066004

In order to study the effects of spool structure on droplet characteristics of two-fluid spray and improve the spray effects, the droplet diameters, droplet axial velocities and droplet numbers of two-fluid spray under different spool structures were measured with phase Doppler particle analyzer(PDPA). According to the test results, the droplet characteristics were analyzed and discussed systematically. The test results indicate that spool structures have a great influence on droplet characteristics. With the axial distance increase, the Sauter mean diameter(SMD) and the arithmetic mean diameter(AMD) of droplet increase first and then remain constant, the droplet axial velocity and turbulent fluctuation velocity decrease, the droplet numbers increase first and then decrease. With the air-water pressure ratio increase, SMD increases first and then decreases, but AMD, droplet axial velocity and droplet numbers decrease. Moreover, the decrease of throat diameter and outlet diameter of spool structure are benefit for improving the spray effectiveness, but it is disadvantage to the stability of speed. It has a good spray effectiveness when the throat diametera is as 1.5 mm and the spool outlet diameter is as 2.5 mm. Compared with the original spool structure， the droplet numbers and droplet axial velocity increase by 82.43% and 22.31%, the SMD and AMD decrease by 52.18% and 21.47% respectively, the comprehensive spray effectiveness has a great improvement.

two-fluid spray； phase Doppler particle analyzer； spool structure； droplet diameter； turbulent fluctuation velocity

2016-08-31

国家自然科学基金资助项目(51375421,51475405)；国家重点研发计划资助项目(2016YFC0206000)；河北省研究生创新项目(2016SJBS008)

TH136；S491DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2017.06.005

杨 超，男，1980年生。燕山大学机械工程学院博士研究生。主要研究方向为流体传动与控制。陈 波，男，1990年生。燕山大学机械工程学院博士研究生。E-mail:flygo230@163.com。姜万录(通信作者)，男，1964年生。燕山大学机械工程学院教授、博士研究生导师。E-mail: wljiang@ysu.edu.cn。高殿荣，男，1962年生。燕山大学机械工程学院教授、博士研究生导师。