CN115186570B - 一种低成本超声速液体射流喷注雾化数值仿真方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开一种低成本超声速液体射流喷注雾化数值仿真方法，包括如下步骤：建立连续液柱模型，将连接液柱模型添加至ICEM软件中并划分网格，得到连续液柱网格；在连续液柱网格的液柱终止截面、被风侧面上分别添加液柱破碎初始液滴与剪切破碎初始液滴；基于添加液柱破碎初始液滴与剪切破碎初始液滴的连续液柱模型进行超声速液体射流雾化仿真，并基于仿真结果实现对下游液滴空间分布、粒径信息的快速预测。本发明应用于数值模拟领域，可对超声速燃烧室中液体射流在不问位置处的粒径信息实现快速预测，不仅合理的回避了较为复杂且成本较高的一次破碎过程，还解决了当前一次破碎、二次破碎难以链接计算的问题，有效地节省了人力物力成本。

Description

一种低成本超声速液体射流喷注雾化数值仿真方法

技术领域

本发明涉及数值仿真技术领域，具体是一种低成本超声速液体射流喷注雾化数值仿真方法。

背景技术

超燃冲压发动机主要工作在较高的飞行马赫数下,它往往需要与涡轮发动机或火箭发动机进行组合从而实现飞行器的零速起飞，当将飞行器加速到一定的马赫数后，冲压发动机进气道达到自启动条件，超燃冲压发动机开始点火工作。超燃冲压发动机工作的接力马赫数在Ma4～Ma5之间，此时燃烧室的来流总温不高，常用的液体燃料(如煤油)经过再生冷却通道后吸热不多，仍然以液态形式喷入燃烧室。同时，燃烧室内空气来流速度快，燃料的驻留时间短，与氢燃料相比，液态煤油燃料点火前需要额外的燃料破碎、雾化和蒸发过程。同时复杂的化学反应机理使得反应速率降低，因此，在超声速气流中实现液态煤油燃料可靠的点火、火焰稳定和高效燃烧更加困难。

液态煤油的喷注雾化过程实质是复杂流场下的跨尺度两相流过程。液态煤油燃料射流首先经历一次破碎变成大液滴，然后二次破碎成尺度更小的液雾、在高焓气流中逐渐蒸发成为气态，随后与来流空气发生掺混和燃烧。其中的一次破碎阶段和二次破碎阶段直接影响了液态煤油在超燃冲压发动机燃烧室中雾化特性。要探究液态煤油在超燃冲压发动机燃烧室中雾化特性，就需要对燃烧室中的液滴粒径进行精准测量。现阶段关于超声速气流中液体射流雾化特性的研究强烈依赖于PDA(相位多普勒粒子分析仪)光学实验系统，PDA具有测量精度高的优势，但实验次数较高、测量效率较低，完成喷雾场的液滴测量需要耗费大量的空气，且受限于超声速流场的复杂性和因壁面积水产生折射等因素，同时PDA在超声速凹腔燃烧室中的液滴测量效果欠佳。数值仿真同样可以获得液滴在燃烧室中的液滴信息，但现有的数值仿真方法对于液体射流破碎过程的求解相对独立，传统方法计算成本较高，且不能较好的兼顾射流一次、二次破碎过程。

发明内容

针对上述现有技术中的不足，本发明提供一种低成本超声速液体射流喷注雾化数值仿真方法，在保持低成本的同时，能够快速预测液滴特性的两相流数值仿真。

为实现上述目的，本发明提供一种低成本超声速液体射流喷注雾化数值仿真方法，包括如下步骤：

建立射流一次破碎的连续液柱模型，将连接液柱模型添加至ICEM软件中并划分网格，得到连续液柱网格；

在连续液柱网格的液柱终止截面、被风侧面上分别添加液柱破碎初始液滴与剪切破碎初始液滴，模拟射流二次破碎；

基于添加液柱破碎初始液滴与剪切破碎初始液滴的连续液柱模型进行超声速液体射流雾化仿真，并基于仿真结果实现对下游液滴空间分布、粒径信息的快速预测。

在其中一个实施例，所述液柱破碎初始液滴的数量与所述液柱终止截面上网格的数量相同且一一对应，所述液柱破碎初始液滴位于所述液柱终止截面上对应网格的中心位置。

在其中一个实施例，所述液柱破碎初始液滴的直径为：

d_c＝2r_c

m_c＝N_c×ρ_L×V_c

式中，d_c为液柱破碎初始液滴的直径，r_c为液柱破碎初始液滴的半径，m_c为液柱破碎质量流量，N_c为液柱破碎初始液滴的数量，V_c为液柱破碎初始液滴的体积，ρ_L为射流液体密度。

在其中一个实施例，各所述液柱破碎初始液滴的喷注速度与液体射流速度相同，喷注方向为所述液柱终止截面的法向。

在其中一个实施例，在所述连续液柱网格的被风侧面上，位于所述被风侧面中间位置的两列网格上均布置有剪切破碎初始液滴，所述剪切破碎初始液滴位于所述被风侧面上对应网格的中心位置。

在其中一个实施例，所述剪切破碎初始液滴的直径为：

d_s＝2r_s

m_s＝N_s×ρ_L×V_s

式中，d_s为剪切破碎初始液滴的直径，r_s为剪切破碎初始液滴的半径，m_s为剪切破碎质量流量，N_s为剪切破碎初始液滴的数量，V_s为剪切破碎初始液滴的体积，ρ_L为射流液体密度。

在其中一个实施例，各所述剪切破碎初始液滴具有沿x轴与y轴方向的速度，其中，x轴方向为气体流动方向，y轴方向为射流喷注方向；

所述剪切破碎初始液滴的速度为：

u_p/u_L＝u_p/[(ρ_G/ρ_L)^1/2u_∞]＝4.82

w_p/u_j＝0.75

式中，u_p为剪切破碎初始液滴沿x轴的方向，w_p为剪切破碎初始液滴沿y轴的方向，ρ_G为气体密度，ρ_L为射流液体密度，u_∞为气流速度，u_j为液体射流速度。

本发明提供的一种低成本超声速液体射流喷注雾化数值仿真方法，基于连续液柱模型的“实体”与液柱破碎初始液滴、剪切破碎初始液滴的“粒子”，进行低成本的“实体-粒子”耦合数值仿真，可对超声速燃烧室中液体射流在不问位置处的粒径信息实现快速预测，不仅合理的回避了较为复杂且成本较高的一次破碎过程，还解决了当前一次破碎、二次破碎难以链接计算的问题，能够快速预测液滴特性的两相流数值仿真，节省人力物力成本。

附图说明

为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例或现有技术描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图示出的结构获得其他的附图。

图1为本发明实施例中的数值仿真方法流程图；

图2为本发明实施例中的连续液柱横截面变形示意图；

图3为本发明实施例中的液体微元的受力分析示意图；

图4为本发明实施例中的连续液柱结构的示意图，其中：(a)为侧视图，(b)为正视图；

图5为本发明实施例中的粒子喷嘴示意图；

图6为本发明实施例中的计算网格及边界条件示意图；

图7为本发明实施例中的中心对称面、连续液柱处网格示意图；

图8为本发明实施例中的中心对称面速度云图与流线示意图；

图9为本发明实施例中的采用两相大涡模拟计算得到的中心平面上液滴速度矢量与气相流线的分布示意图；

图10为本发明实施例中的实验拍摄到的拉丝现象示意图；

图11为本发明实施例中的数值模拟喷雾穿透深度与实验结果比较，其中：(a)为Case1工况下的示意图，(b)为Case4工况下的示意图；

图12为本发明实施例中的Case1工况下喷嘴下游x/d＝5,15,25截面流线及液滴分布示意图，其中：(a)为x/d＝5时的示意图，(b)为x/d＝15时的示意图，(c)为x/d＝25时的示意图；

图13为本发明实施例中Case4工况下喷嘴下游x/d＝5,15,25截面流线及液滴分布示意图，其中：(a)为x/d＝5时的示意图，(b)为x/d＝15时的示意图，(c)为x/d＝25时的示意图；

图14为本发明实施例中的中心截面液滴的SMD分布示意图；

图15为本发明实施例中的中心截面液滴的流向速度分布示意图；

图16为本发明实施例中的横截面上对应的喷雾分数示意图；

图17为本发明实施例中的展向截面仿真和实验之间的喷雾边界对比示意图，其中：(a)为d＝0.5mm时的对比示意图，(b)为d＝1.0mm时的对比示意图。

本发明目的的实现、功能特点及优点将结合实施例，参照附图做进一步说明。

具体实施方式

下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅是本发明的一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

需要说明，本发明实施例中所有方向性指示(诸如上、下、左、右、前、后……)仅用于解释在某一特定姿态(如附图所示)下各部件之间的相对位置关系、运动情况等，如果该特定姿态发生改变时，则该方向性指示也相应地随之改变。

在本发明的描述中，“多个”的含义是至少两个，例如两个，三个等，除非另有明确具体的限定。对于本领域的普通技术人员而言，可以根据具体情况理解上述术语在本发明中的具体含义。

另外，本发明各个实施例之间的技术方案可以相互结合，但是必须是以本领域普通技术人员能够实现为基础，当技术方案的结合出现相互矛盾或无法实现时应当认为这种技术方案的结合不存在，也不在本发明要求的保护范围之内。

如图1所示为本实施例公开的一种低成本超声速液体射流喷注雾化数值仿真方法，其主要包括如下步骤：

建立射流一次破碎的连续液柱模型，将连接液柱模型添加至ICEM软件中并划分网格，得到连续液柱网格；

在连续液柱网格的液柱终止截面、被风侧面上分别添加液柱破碎初始液滴与剪切破碎初始液滴，模拟射流二次破碎；

在Fluent软件中，基于添加液柱破碎初始液滴与剪切破碎初始液滴的连续液柱模型进行超声速液体射流雾化仿真，并基于仿真结果实现对下游液滴空间分布、粒径信息的快速预测。

在射流一次破碎的连续液柱模型的构建过程中，进行以下四点假设：

1、忽略连续液柱表面的非定常特征，着重考虑连续液柱的定常特征，液柱表面光滑，射流轨迹为光滑曲线；

2、简化实际情况下射流柱在横向气流作用下的非轴对称空间变形过程，认为射流横截面发生轴对称变形且横截面形状由圆连续的变为椭圆；

3、射流横截面气动阻力系数的计算简化为二维椭圆液滴气动阻力系数的计算；

4、将液柱前方的弓形激波简化为一道激波角已知的斜激波，波后马赫数按照斜激波波后马赫数进行计算，从而获取液柱迎风面上不同高度位置的气流速度。

射流连续液柱的空间结构可以近似为弯管，液柱在喷注方向的投影可以近似认为是二维椭圆，即图2所示。自液体流出喷嘴至射流一次破碎结束，该方向上的投影形状由与喷嘴出口直径等大的圆形连续变形为椭圆形。其中，椭圆长轴为2a，短轴为2b，短长轴之比为e(e＝b/a)。随着液体的流出，椭圆的长轴不断变长，短轴不断变短。

液体射流喷入超声速横流后，受气动力、表面张力和粘性力的共同作用发生雾化破碎。为清晰的描述液体射流柱的受力情况，提取液体射流柱中一段微元薄片进行受力分析，其中微元薄片厚度为h。微元的变形主要受粘性力F_v、表面张力F_s、外界压力F_p的联合作用，通过计算这三种力的线性项，最终在图2中的x₂方向上建立了力平衡方程，为：

F_p+F_v+F_s＝m_eleξ" (1)

式中，m_ele为半微元微元质量，即m_ele＝0.5ρ_jπabh，ξ为半微元质心到液滴微元中心的距离，ξ的初值为4r₀/3π(圆形)，变形过程中为4a/3π(椭圆形)。

采用半微元的质心运动来间接表示液体微元的运动，并通过将每单位厚度微元的能量耗散除以2ξ以获取粘性力，因此粘性力F_v的表达式为：

式中，μ_j为液体粘性，r_eq为与瞬时椭圆横截面面积相等的等效圆的圆直径，r_eq的值为(a+b)^0.5，由于椭圆横截面长轴长度与短轴长度的变化远大于r_eq，故认为r_eq是常数。

半微元表面张力F_s的表达式为：

式中，σ为液体表面张力系数，A为液体微元侧面的表面积，为：

A＝h×[4(a+b)-2(4-π)ab/H] (4)

式中，H的表达式为：

H＝[(a^m+b^m)/2]^1/m (5)

式中，m的值取0.825，将式(4)、(5)带入式(3)，得到半液体微元的表面张力F_s的表达式为：

式中，c、d均为常数，为：

c＝2r²(4-π)(a^m-1-r^2ma^-m-1) (7)

外部压力做的功为：

式中，A_p为压力作用面积(A_p＝b×h)，p为横流气体的总压，为：

式中，u_rel为横流气体相对于液体微元的相对速度，为：

u_rel＝u_gcos(θ) (11)

式中，u_g为射流柱前方实际横流速度，θ为偏转角，表示横流方向与液体微元的夹角。

将式(10)、(11)带入式(9)，外界压力F_p的表达式为：

将式(2)、(6)、(12)代入式(1)后，得到了液体射流柱横截面形变方程为：

式中C₁、C₂、C₃、C₄的表达式为：

参考图3，由牛顿第二定律可知，液体微元受气动力、剪切力的联合作用，图3中F_aero为气动力，F₁为液体微元与下方微元间的剪切力，F₂为液体微元与上方微元间的剪切力。

液体微元所受气动力F_aero为：

式中，A＝2a×h，将式(11)代入式(18)，得到：

F_aero＝C_Dahρ_g[u_gcos(θ)]² (19)

液体射流沿射流轨迹方向速度保持恒定不变并且始终等于初始液体射流速度，因此，液体微元在x与y方向上的运动学方程如下：

u_x＝u_jsin(θ) (20)

u_y＝u_jcos(θ) (21)

对于完整的液体微元，由牛顿第二定律可知：

m_elex”＝F_aerocos(θ)-(F₁-F₂)cos(θ) (22)

将式(20)对时间进行微分后带入式(22)后，获得了求解θ的一阶微分方程，为：

式中，F_shear表示的是上下相邻液体微元作用于所分析微元的剪切力合力，其表达式如下：

F_shear＝F₁-F₂＝πabμ_ju_jκsin(dθ)/dθ＝πabμ_ju_jκ (24)

式中，κ为射流轨迹的当地曲率，为：

将式(21)对时间进行微分后带入式(25)，当地曲率的表达式变为：

射流轨迹是通过计算微元质心运动轨迹后间接获得的，射流轨迹与微元质心运动轨迹的关系为：

X_up＝r₀+X_cm-bcos(θ) (27)

Z_up＝Z_cm+bsin(θ) (28)

式中X_cm、Z_cm为液体微元质心运动轨迹对应的x方向坐标与z方向坐标。

基于上述推导，采用MATLAB软件计算了液体射流轨迹和横截面变形，采用四阶龙格-库塔方法求解式(13)、(20)、(21)、(23)，时间步长为10^-6s。其中，式(13)用于求解连续液柱横截面形状(a,b)；式(20)、(21)用于求解液体微元质心运动轨迹；式(23)用于求解偏转角。在分别得到给定给定气液调节下连续液柱横截面形变、倾斜角、液柱上边界的坐标随时间变化情况的曲线后，以这些曲线进行约束，在SolidWorks中放样生成图4所示的连续液柱模型实体，从而实现一次破碎的简化计算。

基于建立的连续液柱模型，针对任一给定工况(气/液输入参数)即可确定唯一液柱形状，在仿真过程中，液柱破碎发生在连续液柱的终止截面，剪切破碎发生在被风侧面，且沿液柱高度方向均有分布。因此可以将二次破碎等效为在连续液柱的终止截面与被风侧面上分别布置若干的液柱破碎喷嘴与剪切破碎喷嘴，即将连续液柱网格的液柱终止截面(椭圆截面)处作为液柱破碎喷注位置，在该椭圆截面均匀布置液柱破碎初始液滴来模拟液柱破碎后的二次破碎；将液柱被风面作为剪切破碎喷注位置，在被风面自下而上均匀布置剪切破碎初始液滴来模拟剪切破碎后的二次破碎，即图5所示。

本实施例中还对液柱破碎初始液滴与剪切破碎初始液滴的流量、液滴数量、速度与速度方向分别进行设置，进而真实的还原液体射流实际发生的二次破碎，同时合理的回避较为复杂且成本较高的一次破碎过程。具体地：

液柱破碎初始液滴的数量与液柱终止截面上网格的数量相同且一一对应，液柱破碎初始液滴位于液柱终止截面上对应网格的中心位置。各液柱破碎初始液滴的喷注速度与液体射流速度相同，喷注方向为液柱终止截面的法向。液柱破碎初始液滴的直径计算过程为：

d_c＝2r_c

m_c＝N_c×ρ_L×V_c

式中，d_c为液柱破碎初始液滴的直径，r_c为液柱破碎初始液滴的半径，m_c为液柱破碎质量流量，N_c为液柱破碎初始液滴的数量，V_c为液柱破碎初始液滴的体积，ρ_L为射流液体密度，其中，液柱破碎质量流量即为连续液柱模型构建过程中的质量损失；

在连续液柱网格的被风侧面上，位于被风侧面中间位置的两列网格上均布置有剪切破碎初始液滴，剪切破碎初始液滴位于被风侧面上对应网格的中心位置。剪切破碎初始液滴的直径计算过程为：

d_s＝2r_s

m_s＝N_s×ρ_L×V_s

式中，d_s为剪切破碎初始液滴的直径，r_s为剪切破碎初始液滴的半径，m_s为剪切破碎质量流量，N_s为剪切破碎初始液滴的数量，V_s为剪切破碎初始液滴的体积，ρ_L为射流液体密度，ρ_L为射流液体密度，其中，剪切破碎质量流量即为射流总流量减去液柱破碎质量流量；

各剪切破碎初始液滴具有沿x轴与y轴方向的速度，其中，x轴方向为气体流动方向，y轴方向为射流喷注方向，剪切破碎初始液滴的速度为：

u_p/u_L＝u_p/[(ρ_G/ρ_L)^1/2u_∞]＝4.82

w_p/u_j＝0.75

式中，u_p为剪切破碎初始液滴沿x轴的方向，w_p为剪切破碎初始液滴沿y轴的方向，ρ_G为气体密度，ρ_L为射流液体密度，u_∞为气流速度，u_j为液体射流速度。

下面结合具体的示例对本发明作出进一步的说明。

参考图6为计算网格，本示例采用ICEM软件划分三维结构化网格，对壁面、连续液柱处进行局部加密，壁面第一层网格高度为10^-6m，网格总量145W。计算域尺寸与实验相同，为(200mm×50mm×40mm)，直径为1.0mm的液体喷嘴位于底壁面，取液体喷嘴圆心位置为笛卡尔坐标系原点，气体入口位于喷嘴上游50mm处，给定马赫2.0压力远场边界条件，气体出口位于喷嘴下游150mm处，给定超声速出口边界条件，其余面均给定无滑移绝热壁面条件；关于DPM模型边界条件的设定，除气体出口设定为粒子逃逸边界外，其余面均为粒子反射边界。图7表示的是中心对称面和连续液柱处的网格。当气液两相达到统计稳定后，计算域中累计追踪液滴总数约为24W。

本实施例中采用图5所示的对称喷嘴布置方式，以基准工况为例，将液体射流总流量(核算喷注压降计算得到)分为液柱破碎质量流量与剪切破碎质量流量两部分，流量比为4:1。在连续液柱终止截面布置液柱破碎液体喷嘴(即液柱破碎初始液滴)，喷嘴形状为圆形，设置液柱破碎初始液滴直径相同，直径大小为100μm，喷注方向沿椭圆截面法线方向向上，喷注速度通过核算椭圆截面面积和液柱破碎流量确定。在连续液柱背风面表面依次布置22对关于z轴对称的剪切破碎液体喷嘴(即剪切破碎初始液滴)，喷嘴形状为圆形，液滴直径等于喷嘴直径，设置剪切破碎液滴服从线性分布，液滴直径沿y轴正方向逐渐增大，其中，最小液滴直径10μm，最大液滴直径100μm，速度设置与前文相同。

本发明中实体-粒子耦合计算的核心思想是通过理论计算，获取简化后的光滑液柱实体，并以此代替实际雾化破碎时复杂不规则的粗糙液柱，回避求解难度较大、成本高昂的液体射流一次破碎过程，通过给定合理的二次破碎初始液滴分布，结合DPM模型，实现液体射流一次破碎、二次破碎的同时计算，大大的提高了超声速液体射流雾化计算效率，可对喷雾下游液滴雾化特性进行低成本的快速预测。表1为仿真工况中液相参数，其中Case4为基准工况。

表1液相参数

图8为基准工况下实体-粒子耦合计算结果，同时给出了中心对称面的速度云图及流线。从连续液柱局部放大图中可以看到，由于连续液柱实体对超声速气流的阻碍作用，液柱迎风面前方形成了壁面回流区，近壁面气流受液柱阻碍后在液柱两侧发生扰流，最终在展向截面形成马蹄涡结构，远离壁面的气流受阻碍沿液柱迎风面流动。

图9为现有技术采用两相大涡模拟计算得到的中心截面液滴速度矢量和气相流线结果，由于其计算中忽略了液体射流一次破碎过程，并将喷嘴出口的连续液柱结构通过大液滴进行代替，因此气流直接穿透了液滴群，这一点与实际物理过程存在不符。然而，在本发明的计算中，通过在壁面建立合理的连续液柱三维实体，较为真实的还原了近喷嘴位置实际的气液流动状态，气流进过连续液柱之后发生三维绕流。其中，一部分沿液柱迎面图向上流动，一部分沿液柱迎风面向液柱两侧运动。通常情况下，液柱两侧的液滴会受到迎风面扰流气流的气液剪切作用，从液柱两侧大量的发生剥离，即剪切破碎过程。由于本发明建模过程中将液体射流一次破碎过程分为实体、粒子两部分相对独立的进行考虑，因此实体和粒子之间并没有真实的“父子”关系，但通过设置合理的剪切破碎喷嘴，计算结果仍较好的模拟了液柱背风面液滴斜向下的“拉丝”现象，即图10所示。

图11表示了本示例数值模拟结果和实验结果的穿透深度。图中离散点表示数值模拟液滴的瞬态分布，实线代表PDA实验提取获得的穿透深度。从图10中可以看出，在近喷嘴区域尤其是连续液柱位置，计算结果与实验结果吻合较好，随着流向距离的增大，计算结果较实验结果逐渐偏小。

图12表示的是Case1工况下喷嘴下游各展向截面流线和液滴分布情况。从图11中可以看出，喷雾中心的液滴速度明显低于喷雾外围，这是由于喷雾外围的气流速度更高，气流对液滴的加速作用更加明显，而喷雾中心处的气流速度明显低于喷雾外围，加上连续液柱对气流的扰流作用，液滴获得气流的加速作用较小，因此速度更低。液滴主要分布于喷雾中心更高的位置，近壁面的液滴分布较少。随着流向距离的增大，液滴在y、z两个方向上的分布范围逐渐扩大，整体呈现“上宽下窄”的特征，形成这一分布特征的主要原因是液柱破碎位置“喷嘴”流量较大，其液滴更容易维持其初始的分布形态，因此呈现“上宽”特征；而剪切破碎位置“喷嘴”由于其流量较低，且并未设置展向初始速度，因此其液滴较难维持其初始的分布形态，液柱两侧剪切液滴在z方向上的运动被迅速终止并向液柱中心面运动，因此呈现“下窄”特征。从图12中可以看出，在x/d＝5截面处，连续液柱背风区已经形成了一对特征明显的反转涡对，随着流向距离的增大，这一反转涡对的尺寸逐渐扩大，在x/d＝25截面处，该涡对在z方向上的长度已经达到了在x/d＝5截面处涡对长度的6倍，在y方向上的长度也已经达到了在x/d＝5截面处涡对长度的1.5倍。

图13表示的是Case4工况下喷嘴下游各展向截面流线和液滴分布情况。从图12中可以看出，Case4工况下，液滴的空间分布仍然呈现“上宽下窄”的特征，由于该工况下连续液柱更长，剪切破碎“喷嘴”分布范围更广，因此液滴在底壁面附近分布较少。同时，Case4工况下连续液柱背风区反转涡对的位置要明显高于Case1工况，随着流向距离的增大，该涡对依旧表现出逐渐扩大的趋势。

图14比较了中心截面液滴的SMD(索特平均直径)。从整体趋势上看，采用实体-粒子耦合数值计算方法获取的SMD结果与实验结果吻合较好，计算结果还原了实验结果中的S形分布。随着y/d位置的升高(由壁面至喷雾中心)，液滴SMD经历了先增大后减小的过程。这一特征与曾夜明所公开的论文中实验结果较为一致，近壁面区域液滴雾化效果较差，而喷雾中心区域液滴雾化效果整体更好。另一方面，喷嘴直径对液滴SMD分布存在一定影响。两种喷嘴直径下的液滴SMD分布均呈S形，喷嘴直径较小的工况，液滴的SMD整体偏小。

图15比较了中心截面液滴的流向速度。从整体趋势上看，采用实体-粒子耦合数值计算方法获取的液滴流向速度结果与实验结果吻合较好，但流向速度的绝对值存在一定误差。对于固定的x/d位置，液滴流向速度在喷雾上边缘较高，在近壁面区域较低，中心截面液滴的流向速度分布与中心截面气流流向速度分布较为相似。喷嘴直径对于液滴的流向速度存在一定影响。在绝大多数y/d位置,喷嘴直径越小，液滴的流向速度更小。

展向横截面上喷雾的穿透深度和展向拓展宽度是评估超声速气流中液体射流三维混合特性的重要参数。实验中一般采用PDA和激光片光方法获取展向截面的喷雾拓展信息。即图16所示。参考图17，本示例为验证实体-粒子耦合计算方法的有效性，将计算获得的喷雾展向拓展信息与PDA实验结果进行了对比。由于喷雾存在展向横截面上的分布是随时间不断变化的，因此在计算稳定后，提取了连续20个瞬时时刻展向截面的喷雾拓展信息，平均后获得了图中数值计算的喷雾边界。结果表明，在喷雾的上边缘，数值计算结果和PDA实验结果吻合较好，但从喷雾中心对应的纵向高度(d＝0.5mm时，y＝12mm处；d＝1.0mm时y＝22mm处)开始，数值计算结果较实验结果开始出现差异，数值计算的喷雾展向拓展宽度明显小于实验结果，展向截面液滴分布呈现“上宽下窄”的特征，出现这一差异的主要原因是剪切破碎喷嘴缺少展向初始速度从而导致液滴展向拓展不足。

以上所述仅为本发明的优选实施例，并非因此限制本发明的专利范围，凡是在本发明的发明构思下，利用本发明说明书及附图内容所作的等效结构变换，或直接/间接运用在其他相关的技术领域均包括在本发明的专利保护范围内。

Claims (4)

1.一种低成本超声速液体射流喷注雾化数值仿真方法，其特征在于，包括如下步骤：

建立射流一次破碎的连续液柱模型，将连接液柱模型添加至ICEM软件中并划分网格，得到连续液柱网格；

在连续液柱网格的液柱终止截面、被风侧面上分别添加液柱破碎初始液滴与剪切破碎初始液滴，模拟射流二次破碎；

基于添加液柱破碎初始液滴与剪切破碎初始液滴的连续液柱模型进行超声速液体射流雾化仿真，并基于仿真结果实现对下游液滴空间分布、粒径信息的快速预测；

所述液柱破碎初始液滴的数量与所述液柱终止截面上网格的数量相同且一一对应，所述液柱破碎初始液滴位于所述液柱终止截面上对应网格的中心位置；

各所述液柱破碎初始液滴的喷注速度与液体射流速度相同，喷注方向为所述液柱终止截面的法向；

在所述连续液柱网格的被风侧面上，位于所述被风侧面中间位置的两列网格上均布置有剪切破碎初始液滴，所述剪切破碎初始液滴位于所述被风侧面上对应网格的中心位置。

2.根据权利要求1所述的低成本超声速液体射流喷注雾化数值仿真方法，其特征在于，所述液柱破碎初始液滴的直径为：

d_c＝2r_c

m_c＝N_c×ρ_L×V_c

式中，d_c为液柱破碎初始液滴的直径，r_c为液柱破碎初始液滴的半径，m_c为液柱破碎质量流量，N_c为液柱破碎初始液滴的数量，V_c为液柱破碎初始液滴的体积，ρ_L为射流液体密度。

3.根据权利要求1所述的低成本超声速液体射流喷注雾化数值仿真方法，其特征在于，所述剪切破碎初始液滴的直径为：

d_s＝2r_s

m_s＝N_s×ρ_L×V_s

式中，d_s为剪切破碎初始液滴的直径，r_s为剪切破碎初始液滴的半径，m_s为剪切破碎质量流量，N_s为剪切破碎初始液滴的数量，V_s为剪切破碎初始液滴的体积，ρ_L为射流液体密度。

4.根据权利要求1或2或3所述的低成本超声速液体射流喷注雾化数值仿真方法，其特征在于，各所述剪切破碎初始液滴具有沿x轴与y轴方向的速度，其中，x轴方向为气体流动方向，y轴方向为射流喷注方向；

所述剪切破碎初始液滴的速度为：

u_p/u_L＝u_p/[(ρ_G/ρ_L)^1/2u_∞]＝4.82

w_p/u_j＝0.75

式中，u_p为剪切破碎初始液滴沿x轴的方向，w_p为剪切破碎初始液滴沿y轴的方向，ρ_G为气体密度，ρ_L为射流液体密度，u_∞为气流速度，u_j为液体射流速度。

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