自激振荡脉冲喷嘴空化效应及其射流形态的数值分析

汪朝晖 胡亚男 饶长健 邓晓刚

1.武汉科技大学机械自动化学院，武汉，4300812.重庆科技学院机械与动力工程学院，重庆，401331



自激振荡脉冲喷嘴空化效应及其射流形态的数值分析

汪朝晖1胡亚男1饶长健1邓晓刚2

1.武汉科技大学机械自动化学院，武汉，4300812.重庆科技学院机械与动力工程学院，重庆，401331

基于自激振荡脉冲喷嘴空化效应和多相流模型，建立了自激振荡脉冲射流空化模型。依据自激振荡腔室结构及其几何参数建立了腔室轴对称物理模型，计算得到了振荡周期100 ms内自激振荡脉冲射流的空化泡破碎、腔室内两相分布、湍动能分布和速度分布等结果。研究表明：在1.02～2.37 ms时，空化泡半径减小，气泡开始径向运动形成泡面加速射流;在2.69～4.67 ms时，空化泡面压力达到极限破碎值时气泡开始破碎；在自激振荡周期前25 ms，主射流与空气接触边界面形成较强湍动能，自激振荡腔室中心漩涡区逐渐变大，外流场连续射流被割断成多股状射流，射流在喷射轴线附近速度达到并稳定在30～40 m/s；在振荡周期的40～90 ms，腔室内中心空化气囊形成并开始阻挡主射流运动，喷嘴出口流道出现大面积空化区域，湍动能最大区域集中在下喷嘴出口下游；在振荡后期，随着主射流与空气相互作用及射流贯穿距离增加，主射流速度逐渐趋于稳定且扩散作用减弱。

自激振荡脉冲喷嘴；空化效应；射流形态；空化泡；雾化

0 引言

空化是液流系统中由于局部压力低于临界值而诱发液体内部空泡的产生、发展和溃灭的过程，高速射流在进入狭窄的喷嘴内部时往往伴随着复杂的湍流运动和介质密度的变化，极易形成空化[1-2]。研究表明：当空化泡破碎时，泡面微射流瞬间可达到高速、高压和高温的状态。当喷嘴内部出现空化现象时，有效利用其空化特性可使流体雾化效果显著增强;但由于实验中无法清楚地观察空化射流形成及其喷雾形态，尤其是对空化射流的喷射流体结构和外部流场分布研究仍然存在盲区，因此利用数值计算手段研究空化效应及其射流形态具有重要意义。

空化效应的形成机理极其复杂，空化泡的产生、溃灭以及射流不稳定性是影响空化射流形态的重要因素。SUH等[3]将喷油嘴简化成扩大的透明二维矩形空壳结构，研究喷孔在不同几何结构下空穴流动对喷雾的影响，以及空穴的发展过程，探究了空化泡对空化射流雾化的影响。ALEHOSSEIN等[4]和QIN等[5]通过求解Rayleigh-Plesset方程模拟了空化射流中空化泡的生成、溃灭的变化过程，得出空化泡影响空化射流形成的结论。姚立明等[6]为研究空化喷嘴产生的空泡射流在不同深度环境下的影响因素，研究了不同环境下空泡的差异，并总结了空泡内气相体积分数和速度的变化规律。CHEN等[7]利用数值模拟手段，证实了空化射流对钢铁腐蚀的主要原因在于空化泡溃灭时产生的高强度冲击波和瞬间的高温。刘琦等[8]分析了喷孔内部气液两相流场的三维流态以及空化流动特性，发现随着喷孔直径增大，燃油高速区域扩大，空化效应增强。

目前空化射流形态研究主要关注空化模型及其算法的改进。XIE等[9]建立了一种简化虚拟流体模型模拟空化射流中气泡的爆炸现象，而用另外等熵单流体空化模型描述和捕捉非定常的空化射流形态，在模拟空化射流冲击自由壁面中得到较好的计算结果。WANG等[10]结合拉格朗日计算方法和欧拉计算方法的优点，提出了混合计算模型，对变化剧烈的空化区域使用欧拉模型进行计算，而对于相对稳定的刚性壁面等位置通过拉格朗日网格进行计算，提高了空化模型模拟精度。曾宇杰等[11]利用两相流的数值计算模拟血液的两相流动，得到血管壁面压力、壁面剪切应力、血液流速等血流动力学参数，弥补了单相流模型的不足。王维军等[12]采用改进后的空化模型和湍流模型，对离心泵内部空化流动进行分析，提出了空化初生的判定准则，系统划定了离心泵的空化区域。上述计算表明：有效的空化模型及其改进算法有助于空化射流的数值模拟研究。

根据Helmholtz空腔模型而设计的自激振荡腔室能够产生较强的脉冲射流，其脉冲作用由封闭的振荡腔内上喷嘴出口处形成的自由剪切射流与下喷嘴碰撞壁反馈产生的压力扰动波相互作用形成[13-15]。本文基于自激振荡脉冲喷嘴空化效应和多相流模型，建立自激振荡脉冲射流空化模型和腔室轴对称物理模型，计算得到自激振荡脉冲射流空化泡破碎、腔室内两相分布、湍动能分布和速度分布等结果。

1 数学模型

1.1 控制方程

自激振荡脉冲射流空化效应产生机理如图1所示。高速射流中的离散涡在自激振荡腔室内的剪切层中被选择性放大，形成大尺度涡旋结构，进而形成沿腔室轴线对称分布的空化气囊。该气囊对喷嘴入口来流产生周期性的能量聚集与释放，使连续射流转变为脉冲射流，并使射流具有压力波动和一定的空化效应；同时，自激振荡腔室内存在着的大尺度漩涡以及脉冲压力振荡效应，将导致自激振荡腔室内漩涡空化和振荡空化的形成，从而加强喷嘴的空化效果。为研究空化效应下的自激振荡脉冲射流形态，对空化泡破碎、自激振荡脉冲腔室内场及外场进行数值分析。由于计算模型中空化泡破碎涉及空化泡、液体和空气两相作用，喷嘴内流场计算涉及空化现象，喷嘴外流场计算则涉及空气和射流的相互作用，故整个射流形态计算模型采用多相流模型同空化模型进行计算。

图1 自激振荡脉冲空化效应Fig.1 The cavitation effect of self-excited oscillation pulse

根据多相流计算模型，建立混合相的连续性方程和动量方程[16]：

(1)

(2)

式中，t为时间；u为速度；σ为表面张力系数；ρ为混合密度；k为界面曲率；p为压力；τ为黏性切应力；n为指向表面S的法向单位矢量；δ(x)为Dirac函数。

各相的体积分数满足

(∂αi/∂t)+(uαi)=0i=l,g,v

(3)

αl+αg+αv=1

(4)

ρ=αlρl+αgρg+αvρv

(5)

μ=αlμl+αgμg+αvμv

(6)

式中，αi为体积分数；αl为液相体积分数；αg为蒸汽相体积分数；αv为空气相体积分数;ρl为液相密度；ρg为蒸汽相密度；ρv为空气相密度;μ为混合相黏度；μl为液相黏度；μg为蒸汽相黏度；μv为空气相黏度。

式(2)中的界面曲率k可根据所求解的液相体积分数αl估算，即

k=(αl/|αl|)

(7)

1.2 空化模型

射流空化形成涉及相变传质过程，质量传输是建立空化模型所要考虑的关键问题。空化传质模型建立并不是独立的，空化模型将作为平衡方程的一部分用来描述蒸汽的产生与破碎。当流场内部压力低于饱和蒸汽压时产生蒸汽，平衡方程的其他部分解决流动和射流问题。本文采用Zwart-Gerber-Belamri空化传质模型[17]，模型假设液体中所有的气泡具有相同的初始尺寸，采用单位体积内气泡的数目计算传质效率：

(8)

式中，n为单位体积内气泡数目；RB为气泡直径；pv为气泡内压力。

忽略Rayleigh-Plesset方程中的二阶导数项、黏性项以及表面张力项可得

(9)

式中，pB为气泡内的压力；pf为非凝结气体的部分压力。

将式(9)代入式(8)，可得由体积分数表示的传质效率

(10)

最终气泡蒸发与凝结的传质效率表达形式为

(11)

(12)

式中，αnuc为气核体积分数；Ce为蒸发常数相；Cc为凝结常数相。

2 物理模型

2.1 腔室结构及计算参数

基于自激振荡脉冲效应的喷嘴腔室几何模型如图2所示。喷嘴结构及其主要计算参数为[1,18]：上喷嘴入口流道长度l1=30 mm；下喷嘴出口流道长度l2=30 mm；上喷嘴入口流道直径d1=8 mm；下喷嘴出口流道直径d2=15 mm；自激振荡脉冲腔室直径D=100 mm；自激振荡脉冲腔室长度L=60 mm；下喷嘴碰撞壁夹角α=120°。

图2 自激振荡脉冲腔室结构Fig.2 The chamber structure of self-oscillating pulse

由于需要考虑外流场空气对射流的影响，故喷嘴外部构造的轴对称计算域几何模型如图3所示。计算过程中发现：当外流场设置的空气域模型是喷嘴腔室直径的3倍之后，继续增大计算区域，计算的结果基本不发生变化；同时，计算区域增大，计算量也会增大，也没有实际计算意义。由此设置外流场计算域几何模型的空气域尺寸为喷嘴腔室直径的3倍。

图3 外流场计算域几何模型Fig.3 The geometry model and computational domain of the outflow field

2.2 有限元求解

本文采用GAMBIT软件对计算区域进行网格划分，并使用FLUENT软件对网格计算域进行求解。由于自激振荡腔室结构尺寸与外部空气域相差悬殊，故本文在划分网格时首先采用线网格划分，然后再进行面网格划分，这样可以保证自激振荡腔室内部以及靠近喷嘴出口处的网格密度较大，而远离该区域的网格密度较小。网格划分及计算区域边界条件如图4所示，其中入口1为液体压力入口，参数设置为1 101 325 Pa；入口2为空气压力入口，参数设置为101 325 Pa；压力出口参数设置为101 325 Pa。

图4 网格划分及计算区域边界条件Fig.4 The gird division and the boundary condition of computational domain

在计算过程中，对流体流动状态及相关计算模型进行如下设置：液体介质选用常温状态下的水，密度为1000 kg/m3，动力黏度为10-3N·s/m；气体介质选用常温状态下的空气，密度为1.225 kg/m3，动力黏度为1.79×10-5N·s/m；液体饱和蒸汽压设置为3540 Pa；流体流动状态采用层流模型；计算过程采用瞬态模型；湍流模型选用可实现的k-ε模型。

3 计算结果与分析

3.1 空化泡破碎

由于自激振荡脉冲喷嘴出口空化区域内的压力较外界大气压力小，因此空化泡由喷嘴出口进入大气环境时，空化泡外壁压力增大，在空化泡内部，相同温度条件下的饱和蒸汽压力和气体组分压力保持恒定。随着自激振荡脉冲射流空化泡半径的不断增大，对于某一确定初始半径的空化泡，存在着最大空化泡极限破碎半径，当空化泡半径达到极限值时空化泡破碎。单个空化泡在自由液面附近的破碎过程如图5所示。可以看出，在1.02～2.37 ms时，空化泡开始溃灭，其半径开始急速减小，空化气囊开始径向运动，并且液体被带动向内挤压，形成一个泡面的加速射流。在2.69～4.67 ms时，空化气囊加速径向运动，挤压射流的压力开始急速增大，当挤压压力达到空化泡极限破碎值时，空化泡从泡面最上端开始破碎，并且液体从空化泡面喷射。由于空化泡溃灭伴随着能量释放，因此在空化泡破碎过程中液体的湍动能增大。空化泡溃灭对自由液面附近的液体产生了破碎效果，因而当空化射流中出现大面积的空化泡溃灭时，喷射射流将会出现更加明显的雾化效果。

(a)0.1 ms (b)1.02 ms

(c)2.37 ms (d)2.69 ms

(e)3.49 ms (f)4.67 ms图5 单个空化泡在自由液面附近的破碎过程Fig.5 The broken process of the single cavitation bubble near the free liquid surface

3.2 两相分布

根据伯努利方程计算得到喷嘴入口射流流速为44.76 m/s，据此计算得到的自激振荡脉冲腔室频率大约为11 Hz，因此本文的自激振荡脉冲腔室振荡周期为100 ms。下面分析在此一个振荡周期内不同时刻的两相分布。振荡周期内不同时刻的液态水相、蒸汽相和空气相分布如图6所示。

(a)1 ms (b)5 ms (c)7.5 ms (d)10 ms (e)25 ms

(f)40 ms (g)55 ms (h)90 ms (i)100 ms 图6 振荡周期内不同时刻的两相分布Fig.6 The two-phase distribution at the different moments in the oscillation period

由图6可看出，1～10 ms为自激振荡腔室内空化气囊的形成和生长过程。空化最初出现在腔室内的分离区，伴随着射流逐渐向下喷嘴运动，分离区内的空化泡也随之运动并不断生长。当空化泡到达下喷嘴碰撞壁后，受阻的空化泡开始沿碰撞壁壁面反向运动。在25 ms时，空化泡反向运动停止，在该位置空化泡持续生长，此时的射流未被阻断，液相体积分数在出流管道内达到最大。到40 ms时，空化气囊与主射流相互作用，这种作用在腔室内表现为气液相的混合，在腔室外表现为射流形态的改变。在40～100 ms阶段可以看到，外流场的主射流逐渐变窄，两侧的液相体积分数开始减小并逐渐趋近于0。主射流逐渐被截断，空化泡与下喷嘴碰撞壁碰撞后开始反方向运动直至腔室固定位置后停止运动，空化泡达到体积最大值。此时，主射流被中心空化气囊所阻挡，形成了射流间断，此过程持续至空化射流振荡周期结束。此阶段，出流管道内的液相体积分数变化最为复杂，它既有空气的卷吸效应，又有空化气囊在管道内的破碎。可以看出：腔室内空化气囊对射流形态产生的影响主要表现在喷雾形态的变化,主射流液柱与空气交界面出现不规则锯齿状，造成连续射流被割断成多股状射流，加剧了空化射流的扰动和不稳定性，进而促进射流雾化的产生。

3.3 湍动能分布

一个振荡周期内不同时刻的湍动能分布如图7所示。在5 ms时，腔室内部空化气囊在靠近下喷嘴位置，由于空化气囊与下喷嘴碰撞壁发生了相互作用，因而在该区域出现较强的湍动能,主射流刚进入外流场时引起了空气场扰动，所以即使在射流未穿透区域也依然可以看到比较强烈的湍动能；在10 ms时，同样可以看到，在腔室内由于空化气囊逐渐向两侧壁面移动并在边角区域内与壁面相互作用,使得该区域内的湍动能有所增强,在外流场中，主射流与空气相互作用，在其接触的边界面形成较强湍动能，这说明该区域内空气与液柱发生了较为强烈的动量交换；在25 ms时，主射流已经完全贯穿外流场，完整的射流形态形成，此时，在主射流与空气交界面上的湍动能继续增强，更有利于较好射流雾化效果的形成；在40 ms时，中心空化气囊已经完全形成并开始阻挡主射流运动，由于气囊未与腔室壁面发生相互作用，所以腔室内空化区域的湍动能较弱，同时由于主射流被阻挡，喷嘴靠近出口处的湍动能较强，而外流场湍动能开始逐渐减弱，即说明在该时刻雾化效果较强的区域集中在喷嘴出口附近；在90 ms时，腔室内空化气囊很大程度上阻挡了主射流运动，同时自激振荡喷嘴出口流道内也开始出现了大面积的空化区域，湍动能最强区域集中在下喷嘴出口下游，此时相应的雾化效果也在该区域内最强。

(a)5 ms (b)10 ms

(c)25 ms (d)40 ms

(e)60 ms (f)90 ms 图7 振荡周期内不同时刻的湍动能分布Fig.7 The turbulent kinetic energy distribution at the different time in the oscillation period

3.4 速度分布

一个振荡周期内不同时刻的内流场速度分布如图8所示。1 ms 时，在自激振荡腔室的分离区形成涡结构，空化最先出现在漩涡中心位置，这是由于漩涡中心出现了低压区，一方面低压区内压力达到饱和蒸汽压时部分液体汽化，另一方面低压区的出现使得溶解于水体中的部分气体释放。在10～55 ms时，腔室中心漩涡区开始逐渐变大，直至将近布满整个半腔室；同时，由于腔室壁面进行了重构，故腔室四周边角区域不再出现次生涡。

(a)1 ms (b)10 ms

(c)25 ms (d)55 ms图8 振荡周期内不同时刻的内流场速度分布Fig.8 The velocity distribution of the internal flow field at the different moments in the oscillation period

当射流由喷嘴内部进入空气时，由于高压水射流与外界大气相对速度较大，故两者的速度大小和方向不同造成了气液相的相互作用。一个振荡周期内不同时刻的外流场速度分布如图9所示。在10 ms时，射流刚进入大气环境，该阶段内的气液相相互作用最为明显。高速运动的液柱带动处于静止状态的气体，气体流线开始偏向主射流区，这一阶段内的液柱形状也因受到气体的作用而不稳定。在射流运动过程中，外界气体运动速度开始趋于稳定。在55 ms时，主射流区外的气体流线开始逐渐与主射流贴合。达到90 ms时，主射流与空气的相互作用基本达到稳定状态。

(a)10 ms

(b)55 ms

(c)90 ms图9 振荡周期内不同时刻的外流场速度分布Fig.9 The velocity distribution of the outflow field at the different moments in the oscillation period

一个振荡周期内不同时刻的外流场出口速度分布如图10所示。横轴表示外流场出口边界与轴线的横向距离，纵轴表示边界面上某点的速度大小。在5 ms时，靠近轴线的外流场流体速度最高值达到了近90 m/s，但是该速度并非射流的喷射速度，而是射流在没有达到稳定状态前由主射流而引起的空气湍动能增强的结果。伴随着主射流与空气相互作用逐渐稳定以及射流贯穿距离增加，主射流速度逐渐稳定。10 ms为过渡时刻。随后射流在喷射轴线附近的速度稳定在30～40 m/s。在40 ms后，距轴线约180 mm处,射流速度开始下降并最终趋于0，这说明在一个振荡周期末射流的速度扩散作用减弱，主射流角度减小。

图10 振荡周期内不同时刻的外流场出口速度曲线Fig.10 The outlet velocity curve of the outflow field at the different times in the oscillation period

4 结论

(1)随着自激振荡脉冲射流空化泡溃灭，其半径急速减小，空化气囊开始径向运动，形成泡面加速射流。当挤压射流压力急速增大并达到空化泡极限破碎值时，空化泡从泡面最上端开始破碎。当空化射流中出现大面积的空化泡溃灭时，射流将会出现明显的雾化效果。

(2)空化最初出现在自激振荡腔室的分离区，伴随着射流逐渐向下喷嘴运动，分离区内的空化泡也随之运动并不断生长。当外流场的主射流逐渐变窄时，主射流被截断，空化泡达到体积最大值，使连续射流被割断成多股状射流，加剧了空化射流的扰动和不稳定性。

(3)空化气囊与下喷嘴碰撞壁发生相互作用时，出现较强湍动能。当主射流完全贯穿外流场时，主射流与空气交界面上的湍动能继续增强；在射流振荡周期末，腔室内空化气囊阻挡了主射流运动，且在喷嘴出口流道出现大面积的空化区域，湍动能最大区域集中在下喷嘴出口下游。

(4)射流振荡初期气液相相互作用明显，伴随着主射流与空气相互作用逐渐稳定以及射流贯穿距离增加，主射流速度逐渐趋于稳定。在振荡周期末射流的速度扩散作用减弱，主射流角度减小。

[1] 汪朝晖, 胡亚男, 廖振方, 等. 基于自激振荡脉冲效应的雾化喷嘴出口流道空化特性研究[J] . 机械工程学报,2016,52(14):204-212. WANG Zhaohui, HU Yanan, LIAO Zhenfang, et al. Cavitation Characteristic Study on the Outlet Channel of Automization Nozzle Based on the Self-excited Oscillating Pulse Effects[J]. Journal of Mechanical Engineering,2016,52(14):204-212.

[2] MA R, SLABOCH P E, MORRIS S C. Fluid Mechanics of the Flow-excited Helmholtz Resonator[J]. Journal of Fluid Mechanics,2009,623:1-26.

[3] SUH H K, LEE C S. Effect of Cavitation in Nozzle Orifice on the Diesel Fuel Atomization Characteristics[J]. International Journal of Heat and Fluid Flow,2008,29(4):1001-1009.

[4] ALEHOSSEIN H, QIN Z. Numerical Analysis of Rayleigh-plesset Equation for Cavitating Water Jets[J]. International Journal for Numerical Methods in Engineering,2007,72(7):780-807.

[5] QIN Z, BREMHORST K, ALEHOSSEIN H, et al. Simulation of Cavitation Bubbles in a Convergent-divergent Nozzle Water Jet[J]. Journal of Fluid Mechanics, 2007,573:1-25.

[6] 姚立明, 赵怡, 李大蔚, 等. 不同深度对空化射流形态影响的数值研究[J]. 水动力学研究与进展A辑,2014,A29(6):675-682. YAO Liming, ZHAO Yi, LI Dawei, et al. Numerical Research of the Environmental Influence of Different Depth on the Shape of Cavitation Jet[J]. Chinese Journal of Hydrodynamics,2014,A29(6):675-682.

[7] CHEN H S，LI J，CHEN D，et al. Damages on Steel Surface at the Incubation Stage of the Vibration Cavitation Erosion in Water[J]. Wear,2008,265(5/6):692-698.

[8] 刘琦, 欧阳光耀, 杨昆, 等. 高压喷射条件下非常态燃油喷嘴内部空化流动特性[J]. 农业机械学报,2016,47(6):333-340. LIU Qi, OUYANG Guangyao, YANG Kun, et al. Nozzle Inner Cavitation Flow Characteristics of Non-normal Fuel Based on High Pressure Injection Condition[J]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery,2016,47(6):333-340.

[9] XIE W F, LIU T G, KHOO B C. The Simulation of Cavitating Flows Induced by Underwater Shock and Free Surface Interaction[J]. Applied Numerical Mathematics,2007,57(5):734-745.

[10] WANG G, ZHANG S, YU M, et al. Investigation of the Shock Wave Propagation Characteristics and Cavitation Effects of Underwater Explosion Near Boundaries[J]. Applied Ocean Research,2014,46:40-53.

[11] 曾宇杰, 罗坤, 樊建人, 等. 主动脉夹层血液两相流动数值模拟分析[J]. 工程热物理学报,2016,37(4):780-784. ZENG Yujie, LUO Kun, FAN Jianren, et al. Aortic Dissection Blood Two-phase Flow Numerical Simulation Study[J]. Journal of Engineering Thermophysics,2016,37(4):780-784.

[12] 王维军, 王洋, 刘瑞华, 等. 离心泵空化流动数值计算[J]. 农业机械学报,2014,45(3):37-44. WANG Weijun, WANG Yang, LIU Ruihua, et al. Numerical Calculation of Cavitation Flow in a Centrifugal Pump[J]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery,2014,45(3):37-44.

[13] LIAO Z F, LI J, CHEN D S, et al.Theory and Experimental Study of the Self-excited Oscillation Pulsed Jet Nozzle[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering,2003,16(4):379-383.

[14] SHERVANI-TABAR M T, PARSA S, GHORBANI M. Numerical Study on the Effect of the Cavitation Phenomenon on the Characteristics of Fuel Spray[J]. Mathematical and Computer Modelling,2012,56(5/6):105-117.

[15] LI D, KANG Y, DING X, et al. Effects of Area Discontinuity at Nozzle Inlet on the Characteristics of High Speed Self-excited Oscillation Pulsed Water Jets[J]. Experimental Thermal & Fluid Science,2016,79:254-265.

[16] 王福军. 计算流体力学分析-CFD软件原理与应用[M]. 北京: 清华大学出版社,2005:7-13. WANG Fujun. Computational Fluid Dynamics Analysis: CFD Software Principle and Application[M]. Beijing: Tsinghua University Press,2005:7-13.

[17] ZWART P J, GODIN P Q, PENROSE J, et al. A Two-phase Flow Model for Predicting Cavitation Dynamics[C]// Fifth International Conference on Multiphase Flow. Yokohama,2004:1-11.

[18] 王循明, 焦磊, 王乐勤. 自激脉冲发生机理数值模拟及参数影响分析[J]. 浙江大学学报(工学版),2005,39(9):1450-1454. WANG Xunming, JIAO Lei, WANG Leqin. Numerical Simulation of Self-excited Oscillation Pulsed Jet and Analysis of Parameter’s Influence[J]. Journal of Zhejiang University(Engineering Science),2005,39(9):1450-1454.

(编辑 袁兴玲)

Numerical Analysis of Cavitation Effects of Self-excited Oscillation Pulse Nozzles and Jet Forms

WANG Zhaohui1HU Ya’nan1RAO Changjian1DENG Xiaogang2

1.School of Machinery and Automation, Wuhan University of Science and Technology,Wuhan,430081 2.College of Mechanical and Power Engineering, Chongqing University of Science and Technology, Chongqing, 401331

Based on the cavitation effects of the self-excited oscillation pulsed nozzles and multi-phase flow model, a cavitation model of the self-excited oscillation pulsed jets was established. The axisymmetric physical model of the chamber was built according to the self-excited oscillation chamber structures and its geometric parameters. The breakup of cavitation bubbles, two-phase distributions in the chambers, turbulent kinetic energy distributions and velocity distributions in an oscillation period of 100 ms were obtained by numerical calculations. The results show that: in 1.02-2.37 ms, the radii of cavitation bubbles decrease rapidly and the bubbles begin to do radial motions to form the accelerating jet on the bubbles surface. In 2.69-4.67 ms, the bubbles start to crush when the pressures of cavitation bubble surfaces reach the limit breaking value. In the beginning of 25 ms, the strong turbulent kinetic energy is formed at the contact interface between the main jet and air, and the center vortex area in self-excited oscillation chamber gradually grows up. Continuous jet in the outflow field is cut into the multiple jet and the jet velocity reaches a stable value about 30-40 m/s near the axis of injection. In 40-90 ms, the central cavitation airbag in the chamber has been formed and begins to block the movements of main jet, and the large cavitation area appears in the nozzle’s outlet channel and the maximum turbulent kinetic energy is concentrated in the downstream of the lower nozzle exits. In the later period of oscillation, the velocity of main jet tends to be stable and the diffusion effects are weakened as the main jet interacts with the air and the penetration distances of the jet increase.

self-excited oscillation pulse nozzle; cavitation effect; jet form; cavitation bubble; atomization

2016-08-25

国家自然科学基金资助项目(51405352,51376204)

TP69

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.13.004

汪朝晖，男，1981年生。武汉科技大学机械自动化学院教授、博士研究生导师。主要研究方向为计算流体动力学及其装备设计理论与方法。E-mail：zhwang@wust.edu.cn。胡亚男，男，1991年生。武汉科技大学机械自动化学院硕士研究生。饶长健，男，1993年生。武汉科技大学机械自动化学院硕士研究生。邓晓刚，男，1975年生。重庆科技学院机械与动力工程学院教授。