R134a闪蒸喷雾过程中喷管内流动形态对喷雾特性的影响

王新升，陈斌



R134a闪蒸喷雾过程中喷管内流动形态对喷雾特性的影响

王新升，陈斌

（西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室，陕西西安 710049）

闪蒸喷雾过程中喷管内流动状态对喷雾形态及雾化效果具有重要的影响。为了观察喷管内流动状态及其对应的喷雾形态，使用高速相机对不同喷射压力条件下制冷剂R134a在石英玻璃直喷管中的流动状态及喷雾形态进行可视化研究，同时分析不同喷射压力条件下喷雾半径的动态变化情况。研究发现，喷管内的气化可以促进喷管出口处喷雾半径的迅速扩大，但同时限制了喷雾半径在喷雾过程中的进一步发展。喷管内流动状态在一定喷射压力下具有极强的不稳定性，在喷管内形成均匀的泡状流有利于形成均匀、稳定的喷雾形态。

闪蒸喷雾；可视化；管内流动；喷雾形态；气液两相流；成核；相变

引 言

当处于高压环境的液体通过喷管释放到低于其自身饱和蒸气压的环境时，液体由于处于非平衡过热状态而发生剧烈气化，同时伴随爆炸性的破碎、雾化，即所谓闪蒸雾化现象[1]。自20世纪60年代Brown和York[2]开始对闪蒸喷雾进行研究以来，闪蒸喷雾引起了诸多学者的兴趣，并以其优越性在内燃机[3]、皮肤激光手术中的冷却保护[4-5]等诸多领域得到了广泛应用。

Oza等[6-7]将高过热度条件下喷雾过程中液体在喷管出口处迅速扩大的现象归因于液体在喷管内气化产生的气泡在喷管出口处的破碎影响，并且根据气化产生位置的不同将闪蒸喷雾分为内部闪蒸和外部闪蒸。但随后Reitz[8]在过热水的闪蒸喷雾实验中发现喷管出口处的中央区域始终存在未破碎的液柱，因此对Oza等的观点提出了质疑。Vieira等[9]在异辛烷的闪蒸喷雾中同样发现了喷管出口处液柱的存在。但总体而言，喷管出口处未破碎液柱的长度随液体过热度增大而减小[3]。Lin等[10]在不同过热度下CO2闪蒸喷雾形态的研究中发现，随过热度增加喷雾形态经历了由射流到锥形再到碗状喷雾的过程，并将这一过程归因于喷管内气泡的形核、成长以及破碎的不同，然而他们并未对喷管内流动状态进行具体的研究。最近，Zhang等[11]借助高速相机对二维喷管闪蒸喷雾过程进行了可视化研究，同样发现过热度对喷雾特性有着决定性的影响，并发现了随过热变化喷管内气泡形成的不同。Ju等[12-13]以及周致富等[14]对膨胀腔喷嘴R134a闪蒸喷雾的可视化研究再次表明了喷管内流动状态对喷雾特性具有很大影响。

目前对闪蒸喷雾喷管内流动状态及其对喷雾特性影响的研究主要集中在以水[8,15]或燃油[6-7,9,11,16]为介质的闪蒸喷雾。Ju及其团队[12-13]和周致富等[14]在R134a闪蒸喷雾可视化方面开展的工作主要侧重于对膨胀腔内流型的可视化研究，而关于R134a等制冷剂在毛细直喷管闪蒸喷雾过程中的喷管内流动形态及喷雾形态的系统研究工作鲜有报道。深入研究制冷剂闪蒸喷雾过程中喷管内流动形态及其对喷雾特性的影响，对指导制冷剂喷雾冷却的应用具有重要意义。

为了探究制冷剂R134a在直喷管闪蒸喷雾过程中喷管内流动特性及其对喷雾特性的影响，本工作使用高速相机对制冷剂R134a在透明喷管内的流动及对应的喷雾形态进行可视化研究，对比分析不同喷射压力下喷管内流动状态的改变以及由此引发的喷雾形态的不同。

1 实验装置及方法

本工作搭建的闪蒸喷雾实验系统如图1所示，制冷剂R134a（Dupont, USA）存储在稳压罐中，经由软管连接至电磁阀（ZC51-8B-6.3，盾铭，中国），其中安装有压力传感器（0～5 MPa, 0.1级，MIK-300，米科，中国）的稳压罐内压力由氮气和泄压阀调节。为观察喷雾特性，实验利用高速相机（Fastcam SA-Z, Photron,日本），采用背光法分别对喷管内流动状态及喷雾场进行可视化拍摄，其中喷雾场拍摄采用的帧率为75000 fts，喷管内拍摄帧率为100000 fts。实验过程中通过控制喷射压力实现对喷管内流动状态的调节，以便研究喷管内不同流动状态对喷雾形态的影响。喷雾的外界环境为大气环境，环境温度29℃，相应的饱和蒸气压为0.75 MPa。实验过程对喷射压力在0.77～1.5 MPa之间的多组工况进行了可视化研究，选取具有典型特征的4组压力（0.77 MPa、0.8 MPa、0.9 MPa和1.50MPa）进行分析。喷雾过程表明在电磁阀触发20 ms以后喷管内及喷雾场的变化特性便基本一致，因此实验采用的喷雾时间为3 s，用于分析的图像为2.5～2.6 s拍摄的图像。

如图2所示，本研究采用的喷管主要由安装螺栓和石英喷管两部分组成。为了便于观察喷管入口处的流动状况，石英喷管分为入口大直径段和喷管段，其中入口部分内径6 mm，直喷管部分长度60 mm，内径1.45 mm，直管段石英喷管壁厚0.73 mm。

2 实验结果及分析

2.1 喷管内流动可视化

当喷射压力为0.77 MPa时，由于接近该温度下的饱和蒸气压，制冷剂在进入毛细喷管前已经发生气化。如图3所示，随着气化的进行，进入喷管内的气泡逐渐在喷管内形成均匀的泡状流（流动方向由左至右）。为了进一步分析该工况下喷管入口处气泡的演变过程，对喷管入口处的流动状态进行可视化拍摄，喷雾过程中某一时间段内毛细喷管入口处气泡的变化过程如图4所示（每张照片间隔时间40 μs）。入口处流速为6.5 m·s-1，相应的Reynolds数=60556，基于最大气泡直径的Weber数=3706。从图中可以看到喷管入口前形成的尺寸较大的气泡在进入喷管后迅速破碎，结合图3不难得知大气泡破碎形成的均匀小气泡促进了喷管内均匀泡状流的形成。破碎形成的气泡在喷管中的尺寸是由湍流惯性力和气泡的表面张力共同决定的。

湍流惯性力i由单位体积的能量耗散率v决定[17]

其中为流体密度，为气泡直径，c为正比例常数。

表面张力s的表达式为

s=d(2)

其中为表面张力系数。

定义Weber数为

Weber数是控制气泡尺寸的一关键参数，由式(3)可获得气泡直径为

式(4)由Hinze[18]提出。

能量耗散率v由式(5)求得[17]

将式(5)代入式(4)，可得

Reynolds数的公式

由式(7)可得，当制冷剂由内径较大的管道进入直径较小的喷管时，管道直径的减小以及Reynolds数的增大导致了大气泡的不稳定及破碎。

如图5所示，当喷射压力增加到0.8 MPa时，喷管内的气化呈现出极不稳定的状态，喷管入口呈现出无规律的间断性形核及气化发展。当喷管入口处没有气泡进入时，气核仅在靠近喷管出口处的管壁形成，并在喷管出口处形成比较均匀的泡状流。当喷管入口处有气泡生成时，气泡的部分破碎形成了众多相对比较稳定的气核，并进一步发展为充满整个喷管的泡状流。相比于0.77 MPa而言，在0.8 MPa的喷射压力下喷管入口处进入的气泡尺寸较小，而且具有不规律的间断性，发展成为充满整个喷管的泡状流的时间也有所推迟。

随着喷射压力的进一步增大，制冷剂在进入喷管前将不再产生气化现象。图6和图7分别示出了喷射压力为0.9 MPa和1.5 MPa时喷管内的流动状态。在0.9～1.5 MPa范围内，制冷剂均在喷管出口附近形成明显的非均质成核，而且在喷管出口处未能在整个喷管截面上形成均匀的泡状流。但相比而言，0.9 MPa时喷管内壁的非均质成核表现出更多的随机性和不均匀性，即表现为：在某一时刻形核集中在喷管内壁的某一侧，而在另一时刻又相对均匀地分布在整个环状喷管内壁上。这与喷管内壁粗糙度的不均性有关。这种现象随压力提高逐渐消失。在喷雾压力为1.5 MPa时，喷管内的气化形核相对比较均匀地分布在整个环状喷管内壁上。

2.2 喷雾特性

为研究不同管内流动状态对喷雾形态的影响，利用高速相机对相应喷射压力下的喷雾形态进行了拍摄。实验中发现，当喷管内流动状态相对比较稳定时，相应的喷雾锥角也比较稳定。图8和图9分别展示了喷射压力为0.77 MPa和1.5 MPa时的喷雾形态，喷雾沿喷管轴线比较对称且在整个喷雾过程中喷雾形态波动不大。对比0.77 MPa和1.5 MPa下的喷雾形态可以发现，在喷射压力较低时，喷雾半径的扩张仅发生在距离喷管出口处较近的一小段距离内，之后由于对空气的卷吸作用喷雾半径不再进一步扩大；而在喷射压力较大时，喷雾半径在可视范围内一直扩大。结合相应喷射压力下喷管内的流动状态不难分析造成上述现象的原因：在0.77 MPa喷射压力下，喷管内形成了均匀的泡状流，使得制冷剂在离开喷管前已完成初次雾化；而在1.5 MPa喷射压力下，喷管内未能形成均匀的泡状流，在喷管出口的中央区域制冷剂依旧保持液相状态，因此并未在喷管内完成初次雾化，从而使喷出的制冷剂有了更长距离的破碎和喷雾半径扩张过程。

同样，上述现象出现在极不稳定的0.8 MPa喷射压力下。当制冷剂在喷管出口前形成了均匀的泡状流时，相应的喷雾形态近似对称且喷雾半径扩张段较短（图10中16）；而当喷管出口一侧有一段液弹喷出时，相应一侧的喷雾表现出极大的波动性且喷雾半径扩张段变大（图10中5～12）。单侧液弹喷出造成一侧喷雾半径变大的现象在喷射压力为0.9 MPa时尤为明显。在2.1节中已经提到该喷射压力下喷管出口附近的气泡形核主要表现为单侧的非均质形核和环状均匀的非均质成核，相应的喷雾形态分别如图11(a)、(b)所示。

由于实验获得的喷雾形态有较大的差异，例如图8与图9所示的两种不同的扩张喷雾形态及图11(a)所示的喷雾形态左右不对称等，在对喷雾形态进行定量描述的过程中选取距喷嘴15 mm处以喷雾轴线为分界线的左右两侧各自的喷雾半径1、2作为表征参数。为了能够获得不同压力下喷雾形态的关系及波动情况，对不同喷雾压力下高速摄像获得的40 ms内所有连续喷雾图像的喷雾半径1、2进行了测量。不同喷射压力下喷雾半径滤波后的动态变化过程如图12(a)所示。整体而言，喷雾半径随喷射压力增大而增大。但正如图11(a)所示的喷雾情况，在0.9 MPa下喷管内在出口附近存在仅单侧气化的情况，使得没有发生气化一侧液柱离开喷嘴后形成了超过1.5 MPa喷射压力下的喷雾半径。这一现象进一步说明了在实验条件下喷管内气化对喷雾形态进一步扩张的限制作用。

一般认为，在闪蒸喷雾中喷雾锥角随过热度增大而增大，而且存在一个最大值[19-20]。闪蒸喷雾带来的较大的喷雾锥角通常归结于喷管内产生的可压缩气液两相流，尤其是其中的气泡在喷管出口处迅速膨胀破碎造成了喷雾锥角的增大，而且这一过程在一定范围内随过热度增大而增强。关于闪蒸喷雾锥角随过热度增大存在最大值的问题，Park和Lee[20]认为随过热度增大喷雾场对空气的卷吸作用将逐渐占主导作用，而Lin等[10]通过对比质量流量的变化认为临界过热度的存在主要是由于质量流量的降低造成的。本实验中，在图11(a)所展现的喷雾图像中，喷管出口没有发生气化侧液体的质量流量无疑要大于发生气化的一侧，由此带来较大的喷雾半径现象，这与Lin等的观点一致。对内部闪蒸模型持怀疑态度的Vieira[9]正是将喷雾雾化过程的加速过程归因于亚稳态液滴内部的迅速气化破碎。由此可见，喷管的气化现象可以促进喷管出口处喷雾锥角的迅速扩大，但却对喷雾半径的进一步发展有所抑制。

从图12(a)可以更直观地看出不同压力下喷雾半径的波动情况，如前所述，当喷射压力为0.77 MPa时喷雾形态最为稳定，而在0.8 MPa和0.9 MPa时喷雾形态波动比较严重，尤其0.9 MPa喷射压力下喷雾形态波动最为剧烈，当压力增大到1.5 MPa时喷雾形态回归稳定。图12(b)给出了不同压力下左右喷雾半径之比随时间的动态变化，可以看出喷射压力为0.77 MPa时喷雾形态相对最为匀称和稳定。

3 结 论

使用高速相机对闪蒸喷雾过程中喷管内流动状态及对应的喷雾形态进行了可视化研究，发现喷管内流动状态对喷雾形态具有重大影响。在较低的喷射压力下，喷管入口前形成的大气泡在进入喷管后的破碎过程有助于在喷管内形成均匀的泡状流，从而发展为稳定雾化形态。随着喷射压力的增加，喷雾形态不再稳定，表现为空间上的不均匀和时间上的剧烈波动。喷射压力继续增大时，喷管内气化程度进一步降低，喷雾半径的扩张距离大大增大，呈现锥形喷雾形态。

闪蒸喷雾过程中，尽管喷管的气化可以促进喷雾介质在喷管出口处的迅速扩张，但介质在喷出后没有大的液核发生再次破碎，会在一定程度上限制喷雾半径的进一步扩大，喷管内气液两相的流动状态是控制喷雾形态的关键。

符 号 说 明

D——喷管直径，m d——气泡直径，m Fi——湍流惯性力，N Fs——表面张力，N gc——比例常数 m——质量流量，kg·s-1 Re——Reynolds数 v——速度，m·s-1 We——Weber数 εv——能量耗散率 μ——动力黏度，Pa·s n——运动黏度，m2·s-1 ρ——密度，kg·m-3 σ——表面张力系数，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

国家自然科学基金重点项目（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。

联系人：陈斌。第一作者：王新升（1993—），男，硕士研究生。