喷射参数对扇形喷嘴雾化特性的影响

蒋小平，王帅，陈建华，季静，朱朝佳，朱兴业

（1. 江苏大学国家水泵及系统工程技术研究中心，江苏 镇江 212013；2. 南京农业大学国家信息农业工程技术中心，江苏 南京 210095； 3. 无锡海升高压泵有限公司，江苏 无锡 214174）

随着现代农业的快速发展，无人机喷药已成为主流的植保作业方式之一，喷嘴作为其关键部件严重影响着植保作业的效果[1-4].

植保喷嘴的雾化特性主要体现在喷雾速度、液滴直径、液滴数量等方面.近年来，在喷嘴性能与雾化特性等方面，国内外相关学者已做了大量的研究与试验工作.李瑞敏等[5]通过试验的方法，分析了扇形喷嘴关键结构对喷嘴雾化特性的影响，为喷头的设计与选型提供了一定的依据.JING等[6]、 ZAREMBA等[7]主要研究了液滴尺寸和液滴平均速度等喷嘴的雾化特性.聂涛等[8]研究了喷射压力对雾化特性的影响，结果表明，液滴的索特平均直径随着喷射压力的升高而减小，液滴在喷嘴轴向上的速度随着喷射压力的升高而增大.此外，喷嘴的雾化特性也受喷雾环境压力、喷嘴类型等其他因素的影响[9-12].

除了结构设计参数，喷射压力与喷雾高度等作业控制参数也是影响扇形喷嘴雾化特性的主要因素.上述对于扇形喷嘴的研究主要集中于利用试验方法从设计参数角度研究雾化特性.文中尝试基于泰勒相似破碎模型（TAB）与Eulerian-Lagrangian耦合算法，实现扇形喷嘴破碎与雾化过程气液两相流的非定常数值模拟，通过系统研究喷射压力与喷雾高度对液滴粒径、液滴速度、离散相模型（DPM）质量浓度、液滴数量通量等的影响规律，为进一步研究打下相应基础.

1 模型构建

1.1 物理模型

图1、表1分别为扇形喷嘴的结构图与参数表，其中过心距与相对切深的关系[2]如式（1）所示，喷孔直径2.5 mm,切槽角30°，相对切深为0.7 mm.外部计算域为一个直径400 mm、高100 mm的圆柱.由于扇形喷嘴出口处有V型凹槽，无法与圆柱形外流场直接形成面接触，因此需要在扇形喷嘴与外部流场之间加入过渡流场，过渡流场为等腰三棱柱.

（1）

式中：Hr为相对切深；H为切槽深度；h为孔边距；R为曲率半径；D为喷孔直径；e为过心矩.

采用ICEM CFD中结构网格划分方法，得到如图2所示的网格图.同时对网格进行无关性验证，如表2所示.以液滴直径DSM为参考，将喷射压力设置为0.3 MPa，共设计了5种网格方案，n为网格数.其中方案五误差θ只有0.06%，可认为至此已保持不变，考虑到计算的效率和精确性，采用方案四为文中的计算网格，网格数为556 147.网格无关性成立.

表1 扇形喷嘴参数表

表2 网格无关性分析

1.2 模型控制方程

扇形喷嘴的雾化过程是一个气-液两相流的耦合作用过程，符合Lagrangian离散相模型要求计算模型有连续相湍流模型与离散相模型.

1） 连续相模型

（2）

（3）

式中：ρ为流体密度；u为流体相速度；t为时间，x为方向；i,j,k分别为三维坐标单位向量；μ为流体动力黏度；δij为单位张量；p为流体压强.

Realizablek-ε模型及湍动能和耗散率方程为

Gb-ρε-Ym，

（4）

（5）

2） 离散相模型

对于低韦伯数的射流雾化可以采用TAB液滴破碎模型，TAB模型是计算液滴破碎的经典方法.

1.3 边界条件及数值格式

在Fluent中采用扇形喷嘴模型.初始状态下计算域内充满静止的空气，圆柱上表面计算域压力入口边界，四周采用压力出口escape边界，圆柱底部压力出口采用trap边界捕捉与统计液滴，选择Rea-lizablek-ε湍流模型，采用couple算法，压力及动量采用二阶迎风格式.液滴在运动过程中主要受到空气曳力、压力梯度、重力以及惯性力的作用，而对于扇形喷嘴模型的这个雾化过程，液滴的重力以及曳力影响最大，因此计算时考虑重力的影响并采用动态曳力模型.由于此模型属于低韦伯数的雾化，因此破碎模型选取TAB破碎模型，液滴轨迹采用随机漫步模型.模拟计算开始前利用Reports中的Sample模块进行液滴统计用于粒径、速度等后处理.

2 数值模拟结果与分析

2.1 喷射压力与喷雾高度对雾化液滴速度的影响

扇形喷嘴的雾化一般包括3个阶段，分别为液膜、液膜破碎以及液滴[13].喷雾的具体形状主要决定于不同速度下的液滴碰撞.图3为不同喷射压力下的雾化效果示意图，图中t为时间.从图中可以看出，0.5 MPa喷射压力下液滴在有限的计算域内停留的时间比在其他压力下停留的时间短一些，并且破碎的程度比在其他压力下更彻底.图4为不同喷射压力下100 mm采集面的液滴速度累计分布曲线图,图中u为液滴速度，ηc为累计液滴数占比.由图可知，0.5 MPa下液滴整体的速度比在其他喷射压力下的速度高.当喷射压力较高时，喷嘴出口处液膜空气相对速度较大，空气液膜的剪切作用会愈加强烈，导致液膜变得很薄，液滴的平均速度也将变大，液滴在有限计算域内的停留时间就越短.

图5为不同喷雾高度H下液滴速度的累计分布曲线，图中ui为液滴轴向平均速度.由图可知，随着喷雾高度的增大，液滴轴向平均速度的区间密度逐渐向减小的方向移动.

2.2 喷射压力与喷雾高度对雾化液滴粒径的影响

在工程应用中主要采用索特平均直径DSM、液滴体积中值直径DVM、数量中值直径DNM来评价液滴的雾化特性[14].

表3为不同喷射压力下液滴的DSM，DVM和DNM.由表可知液滴的DSM，DVM和DNM均随喷射压力的增大而减小，且当喷射压力为0.3 MPa后液滴DSM减小的趋势变大，这有利于改善在实际作业中的雾化质量，但是在有风状态下也会加大雾滴飘溢的风险.

表3 不同压力下液滴的直径

图6为喷射压力0.3 MPa时不同喷雾高度下的粒径d分布图,图中η为液滴数占比.由图可知，不同喷雾高度下粒径分布类似，大致相对120 μm对称.图7为不同喷射压力下不同喷雾高度H的DSM变化曲线，由图可见，喷雾高度对液滴DSM影响不大.

2.3 喷射压力与喷雾高度对液滴数量通量的影响

液滴数量通量是评价一个雾化过程的重要参数，反映了单位时间在单位面积上所通过的液滴数目，其表达式[15]为

（9）

式中：N为液滴数目；qv为单位时间内喷嘴流量；A为喷雾落到采集面上的面积.

图8为不同喷射压力下采集面的离散相分布云图.由图可知DPM质量浓度以及喷雾的覆盖面积不受喷射压力的影响.由式（9）可得，N的变化与液滴DSM呈三次方关系，与流量成正比.当液滴的DSM发生微弱变化时，由于三次方的关系，会导致液滴数量通量N显著变化，液滴DSM越小，变化越剧烈.由2.2可知，液滴的DSM随着喷射压力的变大而逐渐变小，而喷雾的覆盖面积不受喷射压力的变化而影响，因此液滴的数量通量随着喷射压力的变大逐渐变大.

图9为不同喷雾高度下，DPM的质量分布云图.由图可知，由于研究对象为扇形喷头，采集面的雾滴形状近似于一长变形面，DPM的质量浓度随着喷雾高度的升高而逐渐降低.当喷雾高度增高时，采集面的面积越来越大.滴液数量通量与喷雾覆盖面积成反比，导致DPM质量浓度减小.由式（9）可知，N与喷雾覆盖面积A成反比，而液滴的DSM随喷雾高度的变化可忽略不计，因此液滴数量通量随着喷雾高度的增加而逐渐变小，这与喷射压力对雾化通量的影响原理并不一样.

3 试验验证

试验在江苏大学国家水泵及系统工程技术中心的喷灌大厅进行，利用激光粒度仪与PAQXOS-RODOS软件，分别完成了液滴粒径分布以及DSM等参数的试验验证.

3.1 不同喷射压力下DSM试验值与模拟值对比

图10为不同喷射压力p下喷雾高度为100 mm时DSM试验值与模拟值的对比.由图可知，曲线的变化趋势一致，液滴DSM都是随着喷射压力的变大而逐渐变小.喷射压力为0.13 MPa时，试验的DSM值比模拟DSM值大，随后试验的DSM比模拟DSM小，整个过程二者之间的误差不超过10%.

3.2 不同喷射高度下DSM的试验值与模拟值对比

利用激光粒度仪在试验台上对扇形雾喷嘴进行了液滴DSM粒径试验，DSM的模拟值与试验值对比如图11所示.

由图11可知，5组不同压力p下不同喷雾高度H的试验所测的DSM变化趋势和模拟计算值的变化趋势一致，表明喷雾高度对液滴DSM的大小影响较小，模拟值和试验值在整个过程中对比误差都低于10%.

4 结 论

1） 扇形喷嘴的喷射压力越大，液滴的喷射速度也越大.0.5 MPa喷射压力下液滴在有限计算域内的停留时间要比在其他压力下短，并且破碎程度也更彻底.液滴轴向平均速度随着喷雾高度的变大，区间密度逐渐向减小的方向移动.

2） 液滴的DSM，DVM和DNM均随喷射压力的减小而减小，喷射压力大于0.3 MPa时液滴DSM减小的趋势变大，这有利于改善实际作业的雾化质量，但是有风状态下的雾滴飘移风险也加大.喷雾高度对液滴DSM的影响不大.

3） 不同喷射压力下，DPM质量浓度与喷雾覆盖面积不受喷射压力的影响.由于N的变化与液滴DSM呈三次方关系，与覆盖面积A成反比关系，液滴的数量通量随着喷射压力的变大而逐渐变大.DPM的质量浓度随着喷雾高度的升高而逐渐降低，喷雾的覆盖面积随着喷雾高度的升高而逐渐变大.由于液滴的DSM随喷雾高度的变化可忽略不计，因此液滴数量通量随着喷雾高度的增加而逐渐变小.

4） 不同喷射压力下和不同喷雾高度下，DSM的试验值和模拟值变化趋势一致，整个过程中误差不超过10%.