喷嘴特性论文

喷嘴特性论文（共7篇）

喷嘴特性论文 篇1

0前言

随着柴油机排放法规的日益严格及人们对其燃油经济性要求的日益提高, 喷油器已成为当今柴油机最为关键的部件之一[1]。在喷油压力逐步提高及喷孔尺寸逐渐缩小的背景下, 喷孔几何对燃油喷射、雾化及燃烧的影响研究, 已受到国内外学者的高度重视[2~6]。

表征喷孔锥度且是喷孔主要几何参数之一的k系数, 可用如下方程进行定义[5,6]:

式中, Di为喷孔入口直径, Do为喷孔出口直径, L为喷孔长度。

对于锥形喷孔喷嘴, 尤其是渐缩形喷孔喷嘴 (k>0) , 国内外已进行了大量的试验及模拟研究, 但上述研究主要集中在渐缩形喷孔喷嘴内的空化效应、燃油的喷射及雾化、柴油机的燃烧及排放等方面[1,7,8,9,10,11]。尽管喷孔几何参数对其内部的流动特性具有重要影响, 进而直接影响到燃油的喷射、雾化、蒸发、混合及燃烧, 但对于渐缩形喷孔喷嘴, 还鲜有人在喷孔几何对渐缩型喷孔喷嘴流动特性的影响方面进行过系统研究。

基于此, 我们利用已经试验验证的混合多相流空穴模型, 进行了渐缩型喷孔喷嘴内三维气液两相流数值模拟, 详细研究了喷孔几何参数对其内部流动特性的影响规律, 并与圆柱形喷孔喷嘴进行了对比分析, 为渐缩形喷孔喷嘴的设计改进提供理论依据。

1 喷嘴内空穴流动模型

采用前期研究渐缩形喷孔及渐扩形喷孔内空穴流动特性时建立并经试验验证的混合多相流空穴模型[5,6], 进行喷孔几何参数对渐缩形喷孔喷嘴流动特性的影响研究。

数学模型的建立、求解及试验验证过程详见文献[5, 6]。

我们以表1所示, 喷嘴为基础 (均为有压力室四孔均布喷嘴) , 分别单独改变喷孔入口直径Di (喷孔出口直径Do基于喷孔入口直径Di和k系数确定) 、喷孔倾角γ及喷孔入口圆角半径r, 详细研究了上述参数的变化对渐缩形喷孔喷嘴内流动特性的影响规律, 并与进行相同变化的SAC型喷嘴进行了对比分析。基于喷油器各孔均布的特点, 我们选取如图1所示的1/4喷嘴为研究对象, 并对喷孔及入口导圆部位进行加密处理。

2 计算结果对比分析

2.1 喷孔直径的影响

图2所示为喷油压力50 MPa、喷油背压3MPa (以下若未特殊说明, 均采用此边界条件) , 不同喷孔入口直径时, k系数为0.7的渐缩形喷孔喷嘴 (简记KN型喷嘴) 和圆柱形喷孔喷嘴 (简记SAC型喷嘴) 内空穴分布的对比 (气相体积分数用α表示) , 图3所示为喷孔出口平均流速、质量流量和流量系数对比。

从图2知, 不管是KN型喷嘴还是SAC型喷嘴, 在一定范围内, 随着喷孔直径的增加, 喷孔内的空化效应均是逐渐增强的, 这可从空穴层的长度和厚度明显看出, 且KN型喷嘴内空化效应随喷孔直径增加而强化的程度还明显强于SAC型喷嘴。同时, 从图2还可看出, 在相同喷孔直径下, SAC型喷嘴内的空化效应均是强于KN型喷嘴的, 这和前期的研究结果是一致的——渐缩形喷孔对其内部的空化效应具有抑制作用[6]。

从图3可以看出, 在一定范围内, 随着喷孔直径的增加, 不管是KN型喷嘴还是SAC型喷嘴, 喷孔的出口平均流速、流量系数及质量流量均是逐渐增加的。从图3还可看出, 在相同喷孔直径下, 对于喷孔出口平均流速和流量系数, KN型喷嘴的均是大于SAC型喷嘴的;但对于喷孔的质量流量, SAC型喷嘴的却是大于KN型喷嘴的。这是因为:KN型喷嘴的喷孔出口平均流速虽较SAC型喷嘴高, 随喷孔直径的增加分别高2.42%, 1.63%和3.10%;但KN型喷嘴的喷孔出口几何截面却是较SAC型喷嘴低的, 随喷孔直径的增加分别较SAC型喷嘴低6.88%, 5.52%和4.61%;即:喷孔出口几何截面对质量流量的影响要大于喷孔出口平均流速对质量流量的影响。因此, 在任一喷孔入口直径下, SAC型喷嘴的质量流量均是大于KN型喷嘴的。

2.2 喷孔倾角的影响

图4所示为不同喷孔倾角 (喷孔轴线与针阀轴线的夹角) 时KN型喷嘴和SAC型喷嘴内空穴分布的对比, 图5所示为喷孔出口平均流速、流量系数和质量流量的对比。

从图4可以看出, 随着喷孔倾角的增加, 不管是KN型喷嘴还是SAC型喷嘴, 其内部的空化效应均是逐渐增强的, 该现象在空穴层的厚度方面表现尤为明显。同时, 在一定范围内, 随着喷孔倾角的增加, 喷孔内的空穴层还有向喷孔中心及其与壁面相脱离的位置还有向喷孔上游移动的倾向。另外, 对于相同的喷孔倾角, KN型喷嘴内的空化效应也是弱于SAC型喷嘴的。

从图5可以看出, 在一定范围内, 随着喷孔倾角的增加, KN型喷嘴和SAC型喷嘴的喷孔出口平均流速、流量系数和质量流量均是逐渐降低的。同时, 与喷孔直径对上述参数的影响规律相一致, 任一相同喷孔倾角下, KN型喷嘴的喷孔出口平均流速和流量系数也均是高于SAC型喷嘴的, KN型喷嘴的质量流量也都是低于SAC型喷嘴的。从图5还可看出, 不管是喷孔出口平均流速、流量系数还是质量流量, KN型喷嘴对于喷孔倾角的敏感性均要弱于SAC型喷嘴。

2.3 喷孔入口圆角半径的影响

图6所示为喷油压力60 MPa、喷油背压3MPa不同喷孔入口圆角半径时KN型喷嘴和SAC型喷嘴内空穴分布的对比, 图7所示为喷孔出口平均流速、流量系数和质量流量的对比。

从图6可以看出, 不管是KN型喷嘴还是SAC型喷嘴, 随着喷孔入口圆角半径的增加, 喷孔内的空化效应均是逐渐减弱的, 这可从空穴层的长度和厚度明显看出。同时, 不管是KN型喷嘴还是SAC型喷嘴, 在一定的喷孔入口圆角半径范围内, 随着喷孔入口圆角半径的增加, 喷孔内的空化效应大幅减弱;但当喷孔入口圆角半径增加到一定程度后, 喷孔入口圆角半径对喷孔内空化效应的影响逐渐减弱。另外, 在同一喷孔入口圆角半径下, KN型喷嘴内的空化效应仍然是弱于SAC型喷嘴的。

从图7可以看出, 随着喷孔入口圆角半径的增加, 不管是KN型喷嘴还是SAC型喷嘴, 喷孔出口的平均流速、流量系数及喷孔质量流量均是逐渐增加的。同时, 与喷孔直径对喷孔出口平均流速和流量系数的影响相类似, 在相同的喷孔入口圆角半径下, KN型喷嘴的喷孔出口平均流速和流量系数也都是高于SAC型喷嘴的, 喷孔质量流量也都是低于SAC型喷嘴的;与喷孔入口圆角半径对喷嘴内空化效应的影响相一致, 在一定范围内, 随着喷孔入口圆角半径的增加, 喷孔的出口平均流速、流量系数及质量流量均明显增加, 但当喷孔入口圆角半径大到一定程度后, 上述参数随喷孔入口圆角半径增加而增加的幅度逐渐降低。另外, 从图7 (c) 还可看出, 喷孔入口圆角半径对喷孔质量流量的影响, KN型喷嘴的是弱于SAC型喷嘴的, 这主要是由喷孔入口圆角半径对两种喷嘴喷孔入口处节流损失的影响及影响程度的差异引起的。

3 结论

a.随着喷孔直径的增加, 渐缩形喷孔喷嘴内的空化效应逐渐增强, 喷孔出口平均流速、流量系数及质量流量均逐渐提高。

b.随着喷孔倾角的增加, 渐缩形喷孔喷嘴内的空化效应也是逐渐增强的, 但喷孔出口平均流速、流量系数及质量流量均是逐渐降低的。

c.随着喷孔入口圆角半径的增加, 渐缩形喷孔喷嘴内的空化效应逐渐减弱, 但喷孔出口平均流速、流量系数及质量流量均逐渐提高。

d.在相同条件下, 对于具有相同喷孔入口直径的渐缩形喷孔喷嘴和圆柱形喷孔喷嘴, 渐缩形喷孔喷嘴内的空化效应要弱于圆柱形喷孔喷嘴, 喷孔出口平均流速和流量系数要高于圆柱形喷孔喷嘴, 喷嘴质量流量要低于圆柱形喷孔喷嘴。

参考文献

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某型喷嘴雾化特性实验研究 篇2

关键词：单路压力雾化喷嘴,低压,雾化特性,启动

喷嘴是航空发动机燃烧室的重要组成部件,燃料的雾化过程就是依靠喷嘴来完成[1],喷嘴性能的好坏将对燃烧室的燃烧过程有着重要的影响,将直接影响发动机的点火速度、启动速度和稳定性、温度分布以及排气污染等各个方面的性能[2]。以往的工作多集中讨论研究发动机工作点的喷嘴雾化特性对发动机性能的影响,对于在发动机启动阶段喷嘴的雾化特性对发动机性能的影响研究很少[3,4,5,6]。

该文选取某型涡喷发动机燃油喷嘴作为研究对象,此喷嘴为单路压力雾化喷嘴,通过实验测试此喷嘴的在低压阶段的各项参数性能并分析其雾化特性,讨论喷嘴雾化特性对发动机启动阶段性能的影响以及为以后发动机的改进提供实验数据支撑。

1 喷嘴喷雾雾化特性分析实验

1.1 实验对象

实验采用某型涡喷发动机的燃烧室喷油环的其中一个喷嘴作为实验研究对象。此喷油环有12个喷嘴,每个喷嘴彼此均为规格相同的单路压力雾化喷嘴,喷油环为整体不可拆卸式结构,因此制作11个堵塞并封住其中11个喷嘴,留取距供油口最远的1个喷嘴作为实验研究对象(如图1所示),通过改变进油端供油压力,来测量喷嘴的流量、喷雾雾化锥角、粒子速度以及雾化颗粒度(SMD值)特性,并进行分析。

1.2 实验设备

该文研究工具采用了喷嘴喷雾综合实验系统,该系统采用计算机数据采集系统,核心部件为激光粒度仪利用激光多普勒技术,研究喷嘴喷雾工作特性,可以对喷嘴流量、喷雾雾化锥角、雾化粒子速度和雾化颗粒度等多个参数进行实验研究。喷嘴喷雾综合实验系统由实验台架、激光粒度仪、燃油供给系统、实验计量系统、控制台、计算机数据采集和数据处理显示系统,喷嘴喷雾实验测试系统的原理图可见图2所示。

实验所使用的激光粒度仪采用颗粒的激光多谱勒效应进行高速非接触式测量,其优点包括:在每一个测量点都可以对系统进行自动设置和操作,并具有强健简洁的光路系统设计;没有复杂难用的光纤光路;能基于不同的喷流环境对采样体进行自动优化选择;可以通过对坐标架实现自动控制从而达到对喷流流场的整体测量;远程多用户数据操作和系统控制;内置数据交换软件包。

1.3 实验工况的选择

该实验是要选取该发动机在启动阶段为研究工况,对燃油喷嘴在低压阶段进行基本特性的测量与研究分析,获取其低压阶段的喷雾特性,分析喷嘴对发动机启动性能的影响。因此对该燃油喷嘴设定若干个供油压力,以测量其流量,雾化锥角,雾化粒子速度和SMD值(D32)等参数的变化规律。实验选取0.5 MPa,0.6 MPa,0.7 MPa,0.8 MPa,0.9 MPa,1.0 MPa和1.1 MPa等几个压力点进行测量。因为该实验仅测试喷嘴的雾化特性,不涉及点火,而根据以往的经验采用水和煤油作为介质对喷嘴的雾化特性影响不大,基于安全性考虑,因此在实验过程中采用水作为工作介质[7]。

1.4 实验的主要内容

对该喷嘴在低压阶段下的基本数据进行分析,给出该型喷嘴低压阶段工作的基本特性。分析随着实验中供油压力的改变喷嘴流量随之变化的规律,拟合出该喷嘴的压力流量特性曲线,观察雾化锥角角度变化,测试雾化粒子的运动速度,并通过直方图和实验数据分析喷嘴雾化颗粒度(SMD值)的变化规律,为研究该型喷嘴雾化特性提供可靠准确的实验依据。

2 实验结果及分析

2.1 压力与流量关系分析

在实验过程中,随实验压力的改变测出喷嘴流量的具体数据,拟合出喷嘴的压力-喷嘴流量特性曲线如图3所示。

从图3可以看出随着实验压力的增大,喷嘴流量也随之增大,通过数据拟合出的曲线基本呈线性关系,上述结果表明在发动机启动阶段随着供油压力的增加,喷嘴流量的增加明显,可以满足发动机各个阶段对供油量的需求。

2.2 喷雾雾化锥角分析

通过实验观察,在实验所取的压力范围内喷雾雾化锥角变化不大,锥角角度始终保持在一定的角度范围内,如图4所示,由此可以看出随着实验压力的改变,此喷嘴的雾化形状保持相对稳定,变化不大,比较有利于燃烧室的稳定燃烧。

2.3 喷雾雾化粒子速度分析

表1列出了通过实验所测得的喷嘴雾化粒子的平均速度,分析数据可以看出喷雾粒子的平均速度比较低,粒子速度只有1~2 m/s,需要合理设计空气旋流器提高了雾化粒子的运动速度,避免在发动机启动过程中由于燃料粒子速度较慢而在燃烧室壁面上产生积碳。

2.4 喷雾化颗粒度分析

喷嘴的喷雾雾化粒度大小直接影响点火能量、燃烧效率、污染物排放和出口温度等各种技术指标。雾化颗粒度实验的工作内容主要是测量喷嘴在各压力工况下喷雾的SMD值,通过实测各压力下的SMD值可以分析该喷嘴的工作特点以及对发动机工作特性的影响。

通过图5雾化颗粒度分布直方图可以看出,各压力下直方图形状比较相似,随着压力的升高,直方图的最高点的位置逐渐向SMD直径小的方向移动,可以得出在实验所取压力范围内,压力的增加可以明显减小喷嘴雾化的颗粒度。由表2的具体数据可以看出,随着供油压力的不断增加,SMD值呈现出减小的趋势,由0.5 MPa的82.7μm减小到1.1 MPa的61.5μm。因此这一结果可以表明此喷嘴在低压供油阶段,SMD值随压力的增高而减小,压力增加可以明显降低喷嘴雾化的SMD值,雾化粒子的颗粒度在实验所取的压力阶段总体呈减小的趋势,但是总体雾化粒子还是处于较粗的水平,因此在发动机点火过程中会需要增加一定的点火能量。

3 结论

(1)实验过程中喷嘴流量和喷雾雾化锥角满足了发动机燃烧室启动阶段点火时的要求。随着启动阶段供油压力的升高,喷嘴流量不断地增加,喷雾粒子分布基本均匀。

(2)实验过程中喷雾粒子速度平均速度较慢,有必要设计合理的空气旋流器,增加粒子的运动速度,既可以避免在燃烧室壁面上积碳的形成。

(3)实验过程中雾化颗粒度处于较粗水平,在此喷嘴发动机的启动阶段,发动机点火时需要较大的点火能量。

参考文献

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新型内混式气水雾化喷嘴特性研究 篇3

1 物理模型

喷雾装置结构示意图如图1所示, 压缩空气经空气流道进入喷嘴, 在喷嘴内部与水进行混合, 发生强烈的能量交换和动量交换, 将液态水雾化, 当到达扇形喷口处时, 水已经被压缩空气雾化成液滴, 在扇形喷口处, 气液混合物被挤压成扁平的扇形状高速喷出, 完成喷雾过程。气水混合物流道直径为10mm, 扇形喷口宽度为0.6mm。

2 数值计算及结果分析

2.1 网格划分及边界条件

在图1所示喷嘴尺寸基础上, 利用Gambit建立喷嘴三维模型, 计算区域选择喷嘴气-水混合部分及喷嘴下游60×40×80mm的长方体区域为喷雾区域, 由于喷嘴尺寸与喷雾区尺寸相差很大, 对喷嘴采用局部网格加密, 选用cooper网格划分方案, 单元元素为Hex/Wedge, 喷雾区域选用Tgrid网格划分方案, 单元元素为Tet/Hybrid, 共划分1701152个网格;喷嘴出入口边界条件设为速度边界, 喷嘴出口设为压力出口边界, 湍流强度按按下式计算:

本文采用Eulerian-Lagrangian耦合模型分析喷嘴雾化过程, 首先采用欧拉连续介质模型分析空气在稳态条件下经过扇形喷嘴流动状态, 然后采用Lagrangian离散介质模型进行耦合计算, 得到喷嘴的雾化场。计算过程中, 离散相介质水设为恒定值0.002kg/s, 通过改变连续相介质空气的流量 (Qa=6m3/h、8m3/h、10m3/h) 分析喷雾粒径的变化情况, 确定最佳最水比, 计算时间步长设为5μs。

2.2 计算结果分析

图2分别为喷嘴孔径为x=3 0 m m处液体颗粒浓度图, 可以看出, 喷嘴孔径为0.6 m m时, 喷雾断面上气体流速随气水比增加而增加, 而液滴浓度上分布在喷雾断面±1 0 m m范围内, 压缩空气流量为6 m3/h和8 m 3/h时, 液滴在x=3 0 m m的断面上密度分布基本相同, 压缩空气流量为10 m 3/h时, 液滴密度在在x=3 0 m m的断面上发生突变, 增大将近3倍, 这说明喷嘴出口孔径为0.6 m m时, 压缩空气量超过8m3/h时喷雾粒径将发生突变。喷嘴出口孔径0.6 m m, 改变气水比时的液滴粒径变化情况, 如图所示, 空气量为6m3/h时, 喷雾粒径主要分布在10μm~60μm, 其中30μm~50μm占50%左右, 50μm~60μm占1 5%左右, 空气量为8m 3/h时, 喷雾粒径主要分布在10μm~60μm, 其中3 0μm~50μm占5 5%左右, 空气量为1 0 m3/h时, 喷雾粒径主要分布在10μm~60μm, 其中10μm~50μm占8 5%左右, 1 0μm~5 0μm液滴高达4 0%, 喷雾粒径急剧减小。如图3所示, 喷嘴出口孔径为0.6 m m, 压缩空气量超过8 m 3/h时, 液滴粒径减小, 由于喷嘴出速度增大, 导致压缩空气流量为1 0 m 3/h时, X=3 0 m m处液滴密度急剧增大, 说明喷嘴出口孔径为0.6 m m时, 压缩空气量最佳值为8 m 3/h。

3 结语

(1) 距离喷嘴出口30mm处液体颗粒基本被气流束缚在扇形方向±20mm的范围内, 颗粒浓度和速度分布呈“双峰型”分布, 最大值出现在“扇形”喷雾区域的边缘处。 (2) 距离喷嘴出口30mm处平面上液体颗粒粒径的概率密度分布函数呈偏正态分布, 绝大部分液体颗粒直径在40μm~60μm, 峰值约为65μm, 雾化效果良好。 (3) 喷嘴孔径为0.6mm时, 压缩空气量为Qa=6m3/h、8m3/h和10m3/h时, 液滴粒径存在极大值, 即存在最佳气水比。

摘要：为满足研究蒸发冷却需要, 本文运用数值计算方法, 研究一种适合蒸发冷却的内混式扇形空气雾化喷嘴特性, 分析其在非稳态条件下喷嘴外部浓度分布以及颗粒粒径分布, 获得最佳气水比。

关键词：液体雾化,扇形,速度分布,颗粒粒径分布

参考文献

[1]龚景松, 傅维镳.一种新型喷嘴的提出及其流量特性的研究[J].工程热物理学报, 2005, 26 (3) :507～510.

喷嘴特性论文 篇4

目前对喷雾冷却技术的研究,多集中在平面和微结构表面。如Isachenko[1]曾对垂直平板在单相区喷雾冷却的换热特性进行过研究,而Karwa[2]则研究了水平平板在低流量下喷雾冷却的换热特性。Eric A. Silk[3—6]通过大量实验,对方肋、塔肋、直肋、多微孔等微结构表面进行了全面地对比研究,随后Johnathan S. Coursey等人[7]又继续深入,研究了加热面温度同柱肋结构深度的影响。而对圆柱形表面研究的较少,并且研究的内容也存在较大的差异。S. S. Yoon等人[8]对静止的圆柱体进行喷雾,研究了壁面温度对撞击壁面后雾滴的分布和速度的影响。Re DA I. Elghnam[9]则研究了高温圆柱体在空气中静止和转动时周围空气的温度场、流场。Masoumeh Jafari[10]通过实验和模拟,对滚动的圆柱形罐头进行喷雾冷却,获得了内热物料的冷却过程和温度的变化规律。

本文主要是对喷雾冷却旋转圆筒在单相区中的换热特性进行研究。通过研究外壁温度分布和物料的热流密度变化规律,为实际应用提供指导。

1 实验系统

本实验系统主要由三部分组成: 喷雾系统、加热系统和测量系统。喷雾系统如图1 所示,水桶内装有自来水,实验前放置室内3 h,以令水温与室温持平。实验时,通过微型调压阀调节喷雾的压力以控制喷雾流量。冷却水在冷却圆筒后,滴入圆筒下方的水箱,并最终流入废水桶。

圆筒结构如图2 所示,材质为304 不锈钢,外表面未珩磨,规格 219 mm × 5 mm,轴长105 mm。圆筒两端通过不锈钢直杆与轴承相接,直杆一端空心,用于贯穿导线,另一端与马达连接,带动圆筒旋转。

加热系统: 圆筒内热物料采用弧形高温陶瓷电加热板进行恒温模拟,加热板外有不锈钢表皮保护,与圆筒内壁的有效接触面积为174 × 100 mm2。工作时,加热板温度由温控箱进行控制。温控箱首先利用热电偶采集加热板温度,然后通过继电器对加热板电源进行通断控制,最高温度可达到1000 ℃ 左右。为减少加热板非接触面的散热,在加热板上方铺设有保温棉。在圆筒旋转时,加热板在筒内做一定范围的往复运动,约15°左右,如图3( a) 所示。

测量系统包含温度测量系统和电功率测量系统。实验采用Raytek激光测温仪进行温度采集,实验前利用热电偶进行标定。采集点分布如图3 所示: 圆周上共设立8 个采集位置,两两间隔45°。每处采集点的温度为沿圆筒轴向3 点温度的平均值,见图3( b) 。电功率测量是在加热板电路中串联电流表。工作时,系统采用220 V标准电压,通过能量守恒,可以计算得到系统换热功率。

实验采用实心锥型低压精细雾化喷嘴,如图4( a) 所示。喷嘴口径0. 3 mm,雾化粒径约50 μm,喷雾全角为45° 左右,喷雾效果见图4 ( b) 。根据Mudaward等人[11,12]的研究,喷雾冷却时,当喷雾高度刚好覆盖或内切换热面时,换热效果最佳,本实验的喷雾高度皆选在喷雾面刚好内切圆筒轴长,喷雾效果如图4( b) 所示。实验环境为标准大气压,温度在20°左右。

2 实验结果与分析

2. 1 物料温度对换热的影响

保持喷雾压力,高度以及转速一定,改变物料的温度,详细参数见表1。工况稳定后,温度延时在10℃ 以内,实验忽略温度延迟的影响。

图5 为未进行喷雾时,圆筒的温度分布曲线图。可以看出,无论物料温度高低,筒外壁平均温度( 8个点的平均值) 都远低于物料的温度,约为30% 左右,这可能是由于物料与圆筒接触面或圆筒自身热阻较大有关,导致热量无法有效传出。此时的散热方式主要以筒壁处的空气对流和系统热辐射为主。随着加热板温度的提高,外壁平均温度显著升高,且在低温时,筒壁温度分布均匀,高温时,均匀性变差,这是由于高温时加热板的传热量增大,而同时空气对流及热辐射的散热强度也增大,导致温差增大。

图6 为喷雾时,圆筒温度的分布状况。由于圆筒表面被液膜覆盖,此时的散热方式主要为外壁的喷雾冷却( 包括液膜对流) ,内壁的空气对流以及系统热辐射。同未喷雾时一样,随着加热板温度升高,外壁平均温度亦显著升高,并且均匀性也变差,此时外壁的平均温度约为物料温度的11% 左右。喷雾时A点到C点温度逐渐升高,C点到D点温度降低,这是由于A点为喷雾直接作用区,外壁面温度低,但由于作用时间短,内壁面温度仍然较高,B、C点处内壁对外壁的导热量大于散热量,所以温度有所回升,但到D点处时,导热量小于散热量,温度开始下降。

2. 2 圆筒转速对换热的影响

保持喷雾压力、高度,物料温度不变,改变圆筒转速,具体参数见表2。

图7 为未喷雾时,筒外壁的温度分布曲线。可见,随转速的提高,圆筒高低温差逐渐减小,温度分布趋向均匀,但外壁的平均温度变化不大,在211 ℃左右。

图8 为喷雾时的温度分布图。转速对整个壁面的温度分布影响较大,转速越大,温度分布越均匀,但外壁的平均温度也基本保持一致,在74 ℃ 左右。图中D点温度较C点温度在转速低时高,而转速高时低,这是因为D点附近存在热源,当转速较慢时,导热较散热占有优势,温度升高,但随着转速增加,热量不能及时传递,温度降低。

2. 3 喷雾流量对换热的影响

保持喷雾高度、圆筒转速、物料温度不变,通过改变喷雾压力来改变喷雾流量。见表3。

图9 为喷雾时筒壁温度随喷雾流量变化的分布图。可以发现,喷雾流量对壁温影响较大,随喷雾流量增大,圆筒外表面平均温度整体呈下降趋势,且下降幅度逐渐的减小。而随着流量的增大,外筒壁温度最低点由D点转到A点,这是由于喷雾作用区的换热强度增大引起。

3 换热量的计算

对于系统的换热量,根据能量守恒,采用输入的电功率进行计算。工作时,加热板的电压恒定U =220 V,电流由电流表读取I,通过记录加热与停止加热的时间,得加热板的电功率为

式中,ton为加热板通电时间,toff为加热板断电时间。

工况稳定时,加热板的热流量与电功率相等。

则加热板的平均热流密度为

式中,Ap为加热板的有效接触面积。

结合实验数据,得到不同参数下物料的热流密度曲线,如图10 所示。图10( a) 为不同加热板温度下,空气冷却( 未喷雾时) 与喷雾冷却的对比。可以看出,无论是喷雾冷却还是空气冷却,加热板的热流密度随加热板温度升高而显著增长,但增长的幅度也随温度的升高而减弱。如喷雾时,物料温度由400 ℃ 升到500 ℃ ,热流密度增长40. 5% ; 而由600℃ 升到700 ℃ 时,热流密度增长34. 5% ; 虽然喷雾时热流密度要高于空气冷却,但总体差距较小,这也是由于筒内或筒体材质热阻较大,热量未能充分传到壁面所致,这表明热量从物料传到筒壁的效率会严重制约冷却机的换热性能。此外温度越高,喷雾冷却较空气冷却的优势越明显。图10( b) 为不同转速下,空气冷却与喷雾冷却的对比。随着转速的提高,空气冷却和喷雾冷却的换热能力都略有提高,但整体影响较小,转速提高1 r·min- 1,热流密度提高不到1% 。图10( c) 为不同喷雾流量下加热板的热流密度。随着流量的增大,热流密度逐渐增大,但增大程度逐渐减小,考虑到消耗的冷却水量,喷雾流量存在一个最优值。

4 结论

( 1) 圆筒冷却机的换热过程按时间顺序可以分成三步: 热量从物料传到筒内壁,从筒内壁传到筒外壁,最后由筒外壁与外界换热,其中前两步严重制约系统的换热性能。

( 2) 随物料温度升高,外壁平均温度显著增长,喷雾的换热效果也会显著增强。未喷雾时外壁的平均温度约为物料温度的30% 左右,喷雾时为11% 左右。温度越高,外壁温度分布的均匀性越差,喷雾的换热优势越突出。

( 3) 圆筒的转速对筒壁温度分布会产生一定的影响。提高转速,物料的热流密度会有所增长,但整体影响不大,平均提升1 r/min时,热流密度提高不到1% 。提高转速也有利于改善筒外壁温度分布的均匀性。

( 4) 提高喷雾流量会提高物料的热流密度,但提高的幅度会逐渐地减小,从冷却水利用效率的角度,喷雾流量存在一个最优值。

参考文献

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喷嘴特性论文 篇5

柴油机燃油系统改装成电控共轨系统后,燃油喷射压力相对于传统“泵-管-嘴”燃油系统成倍提高。 高喷射压力下,喷雾的贯穿距增大,喷雾碰壁现象比较严重,一般通过减小喷孔直径并增加喷孔数来克服这一问题。但随着喷孔数的增多,喷雾之间易相互干扰,且喷雾作用范围仍比较有限,燃烧室空间利用不充分[1,2,3]。针对这些问题,设计了一种喷孔上下两层交错布置的喷油嘴,该喷嘴可以使喷雾在燃烧室内分布更均匀。对所设计的双层交错布置多孔喷嘴与传统喷嘴的喷射特性进行了仿真与试验研究, 分析了双层交错布置多孔喷嘴结构参数对喷油规律及喷嘴内流场的影响,为柴油机高效低排放燃烧提供前期仿真和试验数据支持。

1双层交错布置喷嘴简介

图1为所设计的双层交错布置多孔喷嘴头部放大图。双层交错布置多孔喷嘴有上下两层喷孔,且上下两层喷孔交错布置。喷孔上下两层布置可以使喷雾在轴向分布更均匀,喷孔交错布置可以使喷雾在周向分布更均匀[4]。

2双层交错布置多孔喷嘴喷油规律试验

2.1喷油规律测试原理

本试验采用定 容积法 (Zeuch法)测量喷油 规律。Zeuch法具有操作简单、精度高、稳定性好等优点。其测量原理是:在容积为v的容器内,喷入 Δv的燃油,则液体的压力升高 Δp如式(1)所示。

式中,E为液体体积模量。当燃油密度ρ和时间t已知时,喷油速率可按式(2)计算。

式中,Qm为燃油质量。据此,将压力变化量 Δp进行微分,即可求出喷油速率。式(2)中,即为喷油速率。

2.2喷油规律测试系统

喷油规律测试系统台架示意图如图2所示。喷油规律测试台架如图3所示。高压泵由调速电机带动,将燃油增压后输送至共轨腔;共轨腔上装有压力传感器,实时测量轨腔压力并反馈给ECU,由ECU发送指令给高 压泵的压 力控制阀 控制轨腔 压力; ECU还通过控制喷油器电磁阀控制燃油喷射;喷射的燃油冲击EFS测试仪的运动活塞,使其克服复位弹簧力和背压而向下运动,对应的位移即反映瞬时油量的大小,并由数据采集系统采集存储。

2.3喷油规律测试方案

为了研究不同喷嘴结构的双层交错布置多孔喷嘴对喷油器喷射特性的影响,设计了三套双层交错布置多孔喷嘴方案和一种单层布置多孔喷嘴方案, 如表1所示。

3喷嘴内流场多相流数学模型及网格划分

3.1喷嘴内流场数学模型

用CFD商业软件FIREV8.5进行双层交错布置多孔喷嘴内部的三维瞬时气穴流动计算,软件中多相流模型基于欧拉-欧拉方法,包含均质模型、多相流模型和流体体积(VOF)自由面法三个模型,精度依次提高。均质模型对各相流体的守恒方程分别求解,使用统一的动量方程;VOF法与均质模型相似,其流体体积方程求解精度较高;多相流模型对各相的动量方程和守恒方程分别求解[5,6]。本文选用多相流模型进行求解。

多相流模型的控制方程包括质量守恒方程、动量守恒方程和能量守恒方程。多相流中的界面模型是将基本控制方程进行总体均值处理获得的,是控制方程对具体问题的描述形式,用于计算两相界面上质量、动量和能量交换。质量交换采用非线性空穴模型;动量交换采用两相流模型;能量交换采用Ranz-Marshall热交换模型;选用k-ξ-f湍流模型模拟喷孔内流场及缸内多维流动现象。

3.2双层交错布置多孔喷嘴内流场网格划分

网格质量的好坏直 接影响解 析的敛散 性和结果的精度。计算喷油器内流场时,各参数变化较大的区域集中在喷孔处,因此为保 证网格数 量、疏密及边界合理,将针阀和针阀 体之间的 区域、喷孔内流通区域分 开进行网 格划分,再用connect命令进行连接。

针阀和针阀体之间区域的网格划分,采用半自动网格 生成。 首先自动 选取截面;然后用interpolation手动对网格进行处理,使网格的划分均匀合理;再应用FAME中的旋转rotate生成体网 格。喷孔处采用Hybrid Assistant自动生成 网格, 根据喷嘴的流动特点,对喷孔入口附近区域及壁面的网格进行加密处理,最大体网格尺寸小于10-5m。 双层交错布置多孔喷嘴计算网格如图4所示。压力边界与实际喷射时压力相同。

4试验结果及仿真分析

4.1双层交错布置多孔喷嘴与传统单层喷嘴喷油规律对比

喷油控制脉宽2ms、喷射压力120MPa时,几何流通面积基本相同的双层交错布置多孔喷嘴与单层喷嘴喷油规律对比如图5所示。由图5可知:双层交错布置多孔喷嘴的喷油速率峰值比单层喷嘴的略大;双层交错布置多孔喷嘴的喷油速率上升沿和喷油速率下降沿几乎与单层喷嘴的重合,实际喷油持续期趋于一 致。由此可知 相同燃油 喷射量的 情况下,双层交错布置多孔喷嘴的喷油持续期较短。

4.2喷孔直径对双层交错布置多孔喷嘴喷油规律的影响

喷油控制脉宽2ms、喷射压力120MPa时,不同喷孔直径的双层交错布置多孔喷嘴喷油规律试验值如图6所示。由图5和图6可知,与单层喷嘴和孔径小的双层交错布置多孔喷嘴相比,孔径大的双层交错布置多孔喷嘴的喷油速率峰值较大,且在整个喷油过程中喷油速率较大。由此可知相同燃油喷射量的情况下,孔径大的双层交错布置多孔喷嘴的喷油持续期较短。

4.3下层喷射夹角对双层交错布置多孔喷嘴喷油规律的影响

方案2与方案4孔数孔径均相同而下层喷孔喷射夹角不同,其喷油规律曲线试验值对比如图7所示。从图7中可以看出,随着双层交错布置喷孔油嘴下层喷孔夹角的增加,规律变化不大。

4.4双层交错布置多孔喷嘴与传统单层喷嘴内流场分析

方案1的传统单层喷嘴与方案2的双层交错布置多孔喷嘴喷孔的几何流通面积几乎相同,但双层交错布置多孔喷嘴在相同喷射压力和脉宽下的喷油速率峰值更大,对两种喷嘴的内流场进行建模分析以探究其原因。

双层交错布置多孔喷嘴与单层喷嘴内及喷孔中心截面的压 力分布、速度分布 和气相体 积分布如 图8~图13所示。从速度场可以看出:单层喷嘴喷孔上下游的速度场变化较大,速度分布梯度不均匀; 而双层交错布置多孔喷嘴的速度场分布比较均匀, 流速均较高。从气相体积分布图中可以看出:喷射初期单层喷孔和双层交错布置多孔喷嘴下层喷孔没有出现气穴现象,双层交错布置多孔喷嘴的上层喷孔出现了气穴现象,分析其原因为初期单层喷嘴的流通面积比双层交错布置多孔喷嘴大,所以其初期喷射速率较大;喷射中期时单层喷孔和双层交错布置多孔喷嘴上层喷孔出现了气穴现象,而下层喷孔未出现气穴现象,分析其原因为中期双层交错布置多孔喷嘴喷孔的实际流通面积比单层喷嘴方案大, 所以在喷射中期以后,双层交错布置多孔喷嘴的喷油速率峰值比单层喷嘴大。

5结论

(1)与传统单层喷嘴相比,相同几何流通面积的双层交错布置多孔前期喷油速率较低,但在中后期喷油速率峰值较高。

(2)喷孔直径大的双层交错布置多孔喷嘴喷油速率大于孔径小的双层交错布置多孔喷嘴。

(3)下层喷孔喷射夹角的变化对双层交错布置多孔喷嘴的喷油速率影响不大。

喷嘴特性论文 篇6

流量特性是喷嘴的关键性能之一,而在GB 16669-1996《二氧化碳灭火系统及部件通用技术条件》和GB 25972-2010《气体灭火系统及部件》等标准中,对喷嘴的流量特性都作出了相关规定。喷嘴的流量特性就是描述喷嘴在不同喷射压力P下与质量流量Q的关系。通过数据处理方法将喷嘴在不同压力下的质量流量绘制成一条曲线,该曲线称之为流量特性曲线,即P-Q曲线。

喷嘴的流量系数是喷嘴的关键参数,也是研究喷嘴流量特性的基础。对于一特定结构的喷嘴,其流量系数可用式(1)表示。

undefined (1)

式中:G为流量系数;A为喷嘴的出流孔口面积,m2;Q为灭火剂的质量流量,kg/s;ρ为介质密度,kg/m3;Pn为喷嘴前压力,Pa。

式(1)是通用公式,既适用于不可压缩流体,也适用于可压缩流体。但由于惰性气体灭火系统的气体压力高、喷射速度大,压力、速度、密度、温度等参数随时间变化快等特点,根据目前的实验条件很难通过实验准确测量该系统中喷嘴的流量特性,特别是无法给出喷嘴在可压缩情况下的流量系数。因此,通过数值计算的方法研究喷嘴在高压、高速条件下的流量特性,以辅助实验手段判定产品是否合格是十分必要和及时的,同时对优化喷嘴结构,提高喷嘴流量系数具有积极意义。

1 计算模型的建立

为了真实地反映实际情况,笔者选择了4种不同形状、不同孔口个数、不同孔径的惰性气体灭火系统喷嘴,如图1所示。采用计算流体软件FLUENT对这4种喷嘴射流进行了数值模拟计算。喷嘴具体尺寸见表1。

1.1 网格划分

选择了对称面方法,将实验所用的4种喷嘴射流流场按照其对称结构确定计算域,采用结构化和非结构化混合网格对三维计算域进行划分。喷嘴射流计算域的选取和网格划分,如图2所示。

1.2 边界条件的设置

该计算中边界条件的设置包括入口、出口和壁面边界条件。入口采用压力入口条件,其中入口总压和入口总温由实验近似给出。入口处给定湍流强度5%和水力直径,其中水力直径为管道直径。

流场出口采用压力出口条件,其中出口表压为0,出口总温为300 K,湍流强度5%,水力直径为1 000 mm。

所有壁面采用无滑移固壁。热传导系数为0,即壁面与计算流体无温度差。在计算域的划分中已表示出壁厚,且固壁内部不参与计算,因此壁厚设置为0。

1.3 气体物理性质的设置

选择了IG541惰性气体灭火剂为代表,来研究喷嘴的流量特性。IG541是指氮气(N2)、氩气(Ar)和二氧化碳气体(CO2)以52%、40%和8%的体积比组成的混合惰性气体。由混合气体性质得到IG541气体参数如下:

混合气体密度(标况):ρIG541=1.52 kg/m3,混合气体比热容:Cp ,IG541=816.634 J/(kg·℃),混合气体摩尔质量:MIG541=34.066 96。

混合气体运动粘性系数:由于模拟的问题包括热传导,因此选择了由温度函数定义的三系数Sutherland粘性定律计算流体粘性μ,见式(2)。

undefined (2)

式中:μ为粘性系数,kg/(m·s);μ0为参考值,kg/(m·s);T为静温,K;T0为参考温度,K;S为有效温度,K,被称为Sutherland常数,它是气体所特有的。

对于适当的温度和压力:μ0=1.716×10-5kg/(m·s),T0=273 K,S=111 K。

2 计算结果分析

利用实验数据对数学模型的边界条件进行了设置,计算模型为标准k-ε模型。由于研究对象为实际工程问题,因此计算格式采用具有一阶精度的迎风差分格式,算法为SIMPLE算法。

实际灭火系统喷射是一个喷嘴上游压力由高到低,直至灭火剂喷射完毕的非定常可压缩复杂流动问题。由于研究重点在于可压缩流动中喷嘴的流量特性,因此计算中将问题简化为不同流动状态下的准定常可压缩流动问题。其中按照每种喷嘴入口压力从6 MPa至0,每隔0.25 MPa取一个工况,计算了25个喷射状态下流场的流动情况。比较计算结果,4种喷嘴射流流场速度、温度、密度等参数随着入口压力不同,变化趋势相同。以喷嘴1为例,给出在不同入口压力条件下射流流场的数值计算结果。

图3为喷嘴1在入口压力分别为6、4、2 MPa和0.25 MPa条件下流场对称面的速度等值线图。从图中可以看出,流体流出喷嘴孔口时,速度达到最大值,随着向下游发展速度不断减小。在6 MPa至2 MPa之间的高压条件下,不同喷嘴射流流场在出口下游很近的位置均产生了激波。这主要是由于高压高速流体在经过喷嘴释放到空气后急剧膨胀,形成的膨胀波与下游低速流体之间相遇,交界处形成了激波面。随着管道内压力不断减小,激波逐渐减弱。在0.25 MPa下喷嘴射流流场中已不再有激波产生。此外,通过数值模拟,还可以得到温度、压力、密度等其他流场参数。图4给出了喷嘴1入口中心流线上的流场参数分布。

通过流场数值模拟结果,计算得到了4种喷嘴流量特性曲线,即单位时间流过单位面积的流体质量随压力的变化曲线,如图5所示。由图可以看出,随着压力增大,计算得到的单位面积上流量Q′不断增大,且不同喷嘴的流量特性曲线之间没有明显差别,4种喷嘴的流量特性曲线基本重合,并且所有曲线基本呈线性分布。

为进一步研究喷嘴流量特性,笔者采用数值模拟结果计算得到了不同压力下4种喷嘴的流量系数,如图6所示。从图中可以看出,喷嘴流量系数不随压力的改变而变化,基本保持恒定。进一步验证了喷嘴的流量特性只由喷嘴的结构决定,而与流动状态无关。文中用于计算喷嘴流量系数的式(1)中喷嘴前压力Pn应选用该点绝对压力、而非表压,才可以得到恒定的喷嘴流量系数。将不同压力下计算得到的G进行平均,作为喷嘴的流量系数,表2给出了定量计算结果。从表2中可以看出, 4种喷嘴流量系数均在0.4以上,表明喷嘴实际流量为理论流量的40%以上。由于笔者所使用的喷嘴孔口面积比较接近,因此喷嘴的流量系数G差距较小。

3 结 论

(1)在6 MPa至2 MPa之间的高压条件下,惰性气体灭火系统喷嘴射流流场在出口下游很近的位置均产生了激波。随着管道内压力不断减小,激波逐渐减弱。在0.25 MPa下喷嘴射流流场中已不再有激波产生。

(2)随着入口压力的增大,计算得到的喷嘴出口单位面积的流量Q′不断增大,喷嘴流量特性曲线基本呈线性分布。

(3)第一次给出了惰性气体灭火系统喷嘴流量系数定量结果。所选的4种喷嘴流量系数均在0.4以上。

(4)喷嘴流量系数不随压力的改变而变化,基本保持恒定。进一步验证了喷嘴的流量特性只由喷嘴的结构决定,而与流动状态无关。同时明确了流量系数计算式(1)中喷嘴前压力Pn应选用该点绝对压力。

摘要：利用计算流体力学软件FLUENT分别仿真计算安装4种不同喷嘴的惰性气体灭火系统的高压、高速湍射流流场,获得加装各种喷嘴时射流的速度、温度、压力、密度等流场参数,在此基础上首次计算得到不同压力下喷嘴流量系数,研究了不同喷嘴在可压缩条件下的流量特性。结果表明,喷嘴射流流场在出口下游很近的位置产生了激波,随着管道内压力不断减小,激波逐渐减弱;随着入口压力增大,喷嘴出口单位面积上流量不断增大;喷嘴流量系数不随压力的改变而变化。

关键词：惰性气体灭火系统,喷嘴,流量特性,数值模拟

参考文献

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喷嘴特性论文 篇7

喷嘴是工业炉、锅炉、热动力装置、民用燃烧设备、燃用液体、气体和固体的关键设备, 在许多非燃烧设备如喷雾干燥、表面清理和涂装、钢铁冶金、农业灌溉等也普遍使用喷嘴。而喷嘴喷雾性能的好坏直接影响其产品的质量和整机性能。影响喷嘴雾化性能的因素很多, 如喷嘴的流量特性、喷雾锥角、雾通量、粒子尺寸分布、液滴动量等。本文主要就高压单相细水雾灭火系统的离心式喷嘴的流量对喷嘴雾化特性影响进行了试验研究。

2 离心式喷嘴的结构

根据试验要求, 设计了图1所示的喷嘴样机。该样机由喷嘴体和喷嘴芯组成。工作液体依次通过喷嘴芯, 从切向进入涡流槽, 形成旋转涡流由喷口喷出。独立设计的旋流槽可以根据开槽的倾斜角度、开槽数量和槽的深、宽、高之比的不同来设计不同规格的喷嘴, 有利于试验中更换不同的喷嘴芯观察其喷雾效果和灭火情况, 从而确定其最佳的喷嘴结构。

3 水流量的试验方法及原理图

水流量试验装置如图2所示。细水雾喷头和压力表安装在供水管上, 测量水流量应在3.45~8MPa范围内进行, 每次间隔压力值约为0.8MPa。在一个系列试验中, 压力从零上升到每个试验值;在另一个系列试验中, 压力从额定压力下降到每一个试验值。

1.粗过滤器2.电动机3.高压容积式水泵4.精过滤器5.压力表6.流量计7.电磁/手动换向阀8.安全阀9.溢流阀10.被试细水雾喷头11.封闭试验间

4 喷嘴流量的测量结果及分析

实验中我们从50个样本中随机抽取了3个同样规格的喷嘴, 样件号为17#、51#、29#。按照上述要求分别在不同的压力下测得喷嘴的出口流量, 由此绘制出喷嘴的压力-流量特性曲线见图3。

分析这组曲线可以得到以下结论: (1) 曲线的变化趋势是一致的, 喷嘴流量随着系统喷射压力的增高而随之增大。 (2) 在喷射压力增高的初始阶段即3.45~5.85MPa, 喷嘴流量的增加趋势较明显;喷射压力在5.85~8MPa之间, 喷嘴流量的增加趋势比较平稳。 (3) 曲线变化趋势拟合后符合关系:, 其中qv为喷嘴流量, H为喷嘴进出口后的压力差值。

对5个为17#、51#、29#、14#、37#的样件分别测定出其对应的流量及压力, 由流量与压力的关系式, 作出压力与流量特性系数的关系曲线如图4。

从图4中我们可看出, 当外界压力发生变化时, 这5个喷嘴的流量特性系数基本保持不变, 其流量特性系数值为2.16, 且波动范围不超过±5%。说明喷嘴流量特性系数只与喷嘴本身的结构尺寸有关, 而与输入压力无关。

5 结论

在离心式喷嘴结构设计的基础上, 确定了喷嘴流量的试验方案, 从试验中我们得到喷嘴流量主要与出口压力的平方根成正比, 且喷嘴的流量系数基本上不随外界压力的变化而变化, 只与本身结构有关。试验结果为我们进一步的理论分析提供了实践依据。

摘要：在离心式喷嘴结构设计的基础上, 对该喷嘴流量的雾化性能进行了试验研究, 研究结果表明该喷嘴的流量基本上跟出口压力的平方根成正比, 且喷嘴的流量系数基本上不随外界压力的变化而变化, 只与本身结构有关。试验结果为理论分析提供了实践依据。

关键词：离心式喷嘴,流量,雾化

参考文献

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