劉　闖，金仁瀚，劉　勇，龔　勛

（南京航空航天大學(xué)江蘇省航空動力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京210016）

單液滴破碎流動機(jī)理試驗(yàn)研究

劉闖，金仁瀚，劉勇，龔勛

（南京航空航天大學(xué)江蘇省航空動力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京210016）

為了研究單液滴破碎內(nèi)部流動機(jī)理，采用高速攝像機(jī)對不同流場分布中的液滴變形、破碎過程進(jìn)行了捕獲?；谠囼?yàn)中獲得的現(xiàn)象，分析了液滴環(huán)境流場結(jié)構(gòu)對液滴變形、破碎過程的影響，對液滴破碎流動機(jī)理進(jìn)行了相關(guān)驗(yàn)證，并對其做了進(jìn)一步完善。研究結(jié)果表明：氣流的作用強(qiáng)度及液滴內(nèi)、外部液體的流動特性決定了液滴不同破碎模式的發(fā)生；在氣流作用下，在液滴的外部，液體沿氣流方向的前、后駐點(diǎn)向垂直于氣流方向的中心截面極點(diǎn)處運(yùn)動；而在液滴的內(nèi)部，為了克服液滴沿氣流方向被壓縮、沿垂直于氣流方向伸展，在阻礙液滴變形內(nèi)力的作用下，液體沿垂直于氣流方向的上、下2極點(diǎn)向液滴中心位置處運(yùn)動，使得液滴仍然保持球形。

液滴破碎；燃油霧化；流動機(jī)理；燃燒室；航空發(fā)動機(jī)

0　引言

液滴的變形、破碎是航空發(fā)動機(jī)燃燒室燃油霧化所必須經(jīng)歷的過程。液滴破碎有效的增加了氣/液間接觸面積，并且強(qiáng)化了氣/液間的傳熱傳質(zhì)。因此，單液滴的2次破碎機(jī)理具有極高的研究價(jià)值。

文獻(xiàn)［1-2］通過直接數(shù)值模擬的方法對液滴的袋狀破碎過程進(jìn)行了研究，指出液滴附近氣流的分離作用使得沿氣流方向前、后駐點(diǎn)的壓力分布不同，從而生成了袋狀結(jié)構(gòu)的液膜；文獻(xiàn)［3］認(rèn)為袋狀液膜破碎產(chǎn)生的液絲是沿氣流方向，所以毛細(xì)不穩(wěn)定不是造成袋狀液膜破碎的主要原因；文獻(xiàn)［4］認(rèn)為氣流中的擾動或流體中含有的小顆粒使得袋狀液膜發(fā)生破碎。

對于液滴剪切破碎機(jī)理的認(rèn)識存在2種相互對立的觀點(diǎn)，分別為氣流剪剝離方式［5］液膜被稀釋吹離。多模式破碎機(jī)理：氣流的動力學(xué)因素與剪切因素都對液滴破碎過程起重要作用時(shí)，液滴發(fā)生多模式破碎；氣流的氣動力因素導(dǎo)致液滴多模式破碎的發(fā)生。液膜稀釋破碎機(jī)理又可分為瑞麗-泰勒不穩(wěn)定破碎/氣動曳力理論和液滴流動理論［11］。

文獻(xiàn)［13-15］以瑞麗-泰勒不穩(wěn)定破碎/氣動曳力理論為基礎(chǔ)對液滴變形、破碎的過程展開了研究，取得了較好結(jié)果，但該理論中仍然存在著2點(diǎn)不足：在較低We下，液滴表面觀察不到明顯的不穩(wěn)定表面波；不穩(wěn)定波的波長對液滴破碎模式并沒有起到相應(yīng)的控制作用。目前對液滴流動的理論研究較少，需要進(jìn)行深入的液滴流動的數(shù)值仿真與試驗(yàn)研究［16，17］。

本文運(yùn)用高速攝像機(jī)對不同氣流分布中單液滴的變形、破碎過程進(jìn)行了捕獲，并結(jié)合油霧場圖像分析軟件［18］，分析氣流分布對液滴變形、破碎過程的影響，以此對液滴流動機(jī)理展開進(jìn)一步研究。

1　試驗(yàn)裝置及測量方法

1.1試驗(yàn)系統(tǒng)

連續(xù)氣流中液滴變形破碎過程試驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示。從圖中可見，冷態(tài)空氣由1臺螺桿式空氣壓縮機(jī)提供，氣流經(jīng)整流進(jìn)入進(jìn)口截面為4 cm×4 cm的矩形管道中。液滴從測量段上方的液滴輸入管道進(jìn)入測量區(qū)域內(nèi)，液滴進(jìn)入方向與氣流的方向分為垂直（圖1（a））與平行（圖1（b））2種，在氣流的作用下液滴發(fā)生了變形與破碎過程。

圖1　連續(xù)氣流中液滴變形破碎過程試驗(yàn)系統(tǒng)

1.2液滴保護(hù)套管頭部結(jié)構(gòu)

設(shè)計(jì)了3種矩形管道內(nèi)液滴變形、破碎過程的試驗(yàn)方案，產(chǎn)生了3種不同的流場分布。方案1采用氣流方向與液滴運(yùn)動方向垂直的橫向均勻氣流的試驗(yàn)裝置，該裝置所產(chǎn)生的流場對變形過程中的液滴不起垂直于氣流方向的擠壓作用；方案2如圖2（a）所示，為2面開口的豎直液滴保護(hù)套管結(jié)構(gòu)（外徑為1 cm），該結(jié)構(gòu)下的流場分布可在液滴的變形過程中，在前、后2面對液滴產(chǎn)生垂直于氣流方向的擠壓作用；方案3如圖2（b）所示，為4面開口的豎直液滴保護(hù)套管結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)下的流場分布可在液滴的變形過程中，在4面對液滴產(chǎn)生垂直于氣流方向的擠壓作用，其擠壓作用要強(qiáng)于方案2的。

圖2　液滴保護(hù)管結(jié)構(gòu)

2　不同試驗(yàn)方案數(shù)值計(jì)算流場分布

方案2、3中液滴保護(hù)管附近的流場區(qū)域比較狹小，試驗(yàn)測量較為困難，所以主要通過對簡單流場計(jì)算準(zhǔn)確度較高的CFD計(jì)算軟件（Fluent）分別對2種試驗(yàn)方案的流場進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算，從而獲得2種方案液滴保護(hù)套管附近流場分布情況。

觀察組患者的滿意度為97.43%，生活質(zhì)量為（98.41±1.30）分，與對照組比較，差異具有統(tǒng)計(jì)學(xué)意義（P＜0.05），見表2。

方案2通過數(shù)值計(jì)算獲得的氣流速度分布流線如圖3所示。圖中截面為氣流擠壓作用最強(qiáng)的中心截面，其中X、Z方向與主流Y方向垂直。從圖中可見，氣流擠壓區(qū)域沿豎直方向逐漸向液滴保護(hù)管中部發(fā)展，2股擠壓氣流在液滴保護(hù)管出口附近匯合。在液滴保護(hù)管中心位置處存在較小的回流區(qū)。在進(jìn)口氣流速度為30 m/s時(shí)，在對液滴產(chǎn)生擠壓作用的區(qū)域中，沿X方向擠壓速度為4～6 m/s，而該截面處沿Z方向的擠壓速度約為0。

圖3　方案2 X方向氣流速度分布流線

方案2數(shù)值計(jì)算獲得的豎直氣流速度沿氣流方向的速度分布流線如圖4所示。圖中截面為氣流擠壓作用最弱的中心截面。從圖中可見，在該截面處氣流沿垂直于Y方向的分速度約為0，因此與圖3所在截面相比，該截面處氣流的擠壓作用可以忽略不計(jì)。

圖4　方案2豎直氣流速度沿氣流方向分布流線

方案2數(shù)值計(jì)算獲得的豎直氣流速度沿氣流方向的速度分布流線如圖5所示。圖中截面為氣流擠壓作用最強(qiáng)的中心截面。從圖中可見，進(jìn)口氣流速度為30 m/s時(shí)，在液滴保護(hù)管附近區(qū)域的任何位置，沿Y方向的主流速度都遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于沿X、Z方向的氣流速度。因此，在液滴所經(jīng)過的區(qū)域中，受到沿Y方向氣流的作用都遠(yuǎn)遠(yuǎn)的大于其他方向氣流的作用。

圖5　方案2豎直氣流速度沿氣流方向分布流線

從圖3～5中可見，在試驗(yàn)方案2中，液滴在保護(hù)套管的作用下可以順利的進(jìn)入到測量區(qū)域，在保護(hù)套管出口附近，氣流對液體沿垂直液滴運(yùn)動方向上的擠壓作用主要沿X方向。液滴雖然受到氣流沿垂直其運(yùn)動方向上的擠壓作用，但在液滴保護(hù)管附近區(qū)域的任何位置，沿Y方向的主流速度都遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于沿X、Z方向的氣流速度，因此在液滴經(jīng)過的區(qū)域中，沿Y方向氣流的擠壓作用都遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他方向的。達(dá)到了試驗(yàn)方案2的設(shè)計(jì)要求，即液滴在豎直氣流作用下發(fā)生變形，同時(shí)在氣流作用下降低了液體沿垂直液滴運(yùn)動方向的流動速度。

方案3通過數(shù)值計(jì)算獲得的Z、X方向氣流速度沿豎直方向的速度分布流線分別如圖6、7所示。圖中截面為氣流擠壓作用最強(qiáng)的中心截面。從圖中可見，流場結(jié)構(gòu)的變化趨勢與方案2的相似，但其在擠壓作用區(qū)域內(nèi)沿水平方向的氣流分速度整體較大，氣流沿水平方向擠壓作用比方案2的強(qiáng)。

圖6　方案3 Z方向氣流速度分布流線

圖7　方案3 X方向氣流速度分布流線

方案3通過數(shù)值計(jì)算獲得的豎直氣流速度沿氣流方向的速度分布流線如圖8所示。從圖中可見，進(jìn)口氣流速度為30 m/s時(shí)，在液滴保護(hù)管附近區(qū)域的任何位置，沿Y方向的主流速度都遠(yuǎn)遠(yuǎn)的大于沿X、 Z方向的氣流速度。因此，在液滴所經(jīng)過的區(qū)域中，受到沿Y方向氣流的作用與方案2的相似，都遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他方向氣流的作用。

圖8　方案3豎直氣流速度沿氣流方向分布流線

從圖6～8中可見，在試驗(yàn)方案3中，在保護(hù)套管出口附近，氣流對液體沿垂直液滴運(yùn)動方向上沿X、Z方向具有相同的擠壓作用。液滴雖然受到氣流沿垂直其運(yùn)動方向上的擠壓作用，但在液滴保護(hù)管附近區(qū)域的任何位置，沿Y方向的主流速度都遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于沿X、Z方向的氣流速度，因此在液滴經(jīng)過區(qū)域中，Y方向氣流的作用都遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他方向的。達(dá)到了試驗(yàn)方案3的設(shè)計(jì)要求，即液滴在豎直氣流作用下發(fā)生變形，在氣流擠壓作用下降低了液體沿垂直液滴運(yùn)動方向的流動速度，且氣流對液體沿垂直于液滴運(yùn)動方向的擠壓作用要強(qiáng)于方案2的。

由上述數(shù)值計(jì)算流場分布可知，在不同試驗(yàn)方案中，液滴沿垂直其運(yùn)動方向上液體流動速度不同導(dǎo)致了液滴不同破碎形態(tài)的發(fā)生。

3　試驗(yàn)結(jié)果及分析

表1　試驗(yàn)工況（Oh＜0.1）

3.1橫向氣流對液滴變形破碎過程的影響

在We=20時(shí)，d=2.6 mm液滴變形破碎過程如圖9所示。從圖中可見，液滴在橫向氣流作用下發(fā)生了典型的袋狀變形與破碎過程，在橫向氣流的作用下，液滴首先由球形變成了薄盤形（如圖9中的a～c所示）；在薄盤形中部，液體沿氣流方向變薄，形成了黏附于邊緣液環(huán)，且沿氣流方向不斷生長的袋狀液膜（如圖9中的d所示）；袋狀液膜不斷變薄，在沿氣流方向運(yùn)動速度最快的中心位置處，液膜首先破碎，生成了大量小尺寸液滴（如圖9中的e所示）；液膜破碎后，沿垂直氣流方向液環(huán)持續(xù)擴(kuò)展，直至在液環(huán)中液體較薄的位置發(fā)生斷裂，生成數(shù)量較少且尺寸相對較大的液滴（如圖9中的f所示）。

圖9　We=20，d=2.6 mm液滴變形破碎過程

在We=30時(shí)，d=2.6 mm液滴變形破碎過程如圖10所示。從圖中可見，液滴在橫向氣流作用下發(fā)生了袋狀/蕊心破碎，該破碎模式屬于多模式破碎的第1階段，即類似于袋狀破碎的多模式破碎。液滴首先由球形變成了薄盤形（如圖10中的a～c所示）；薄盤形液滴進(jìn)一步變形，形成了1個(gè)袋狀液膜（如圖10中的d所示），但在其中心位置處形成了尺寸相對較大的液核（如圖10中的e所示）；液膜首先破碎，生成了大量小尺寸液滴（如圖10中的e所示）；液膜破碎后，中部的液柱與邊緣處的液環(huán)分別沿氣流方向與垂直氣流方向持續(xù)擴(kuò)展，直至在液柱、液環(huán)中液體較薄的位置發(fā)生斷裂，生成數(shù)量較少且尺寸相對較大的液滴，破碎后生成的子液滴空間分布類似于傘形結(jié)構(gòu)（如圖10中的f所示）。因此，根據(jù)幾何形態(tài)學(xué)，又可將其稱為傘形破碎。

圖10　We=30，d=2.6 mm液滴變形破碎過程

在We=35時(shí)，d=2.6 mm液滴變形破碎過程如圖11所示。從圖中可見，在薄盤形上、下部，液體沿氣流方向的厚度明顯小于其中部，但其上、下部液體厚度明顯不對稱，下部液體較薄區(qū)域沿垂直氣流方向上的長度相對較長（如圖11中的b所示）。在氣流的作用下，在薄盤形下部生成了袋狀液膜（如圖11中的c所示），而在上部產(chǎn)生了液核（如圖11中的d所示）。破碎后生成的子液滴空間分布類似于勺形結(jié)構(gòu)（如圖11中的e所示），因此，根據(jù)幾何形態(tài)學(xué)，可將其稱為勺形破碎。

圖11　We=35，d=2.6 mm液滴變形破碎過程

在We=50時(shí)，d=2.6 mm液滴變形破碎過程如圖12所示。從圖中可見，液滴先發(fā)生了類似于剪切破碎的多模式破碎，該破碎模式屬于多模式破碎的第2階段。在薄盤形上、下部，液體沿氣流方向的厚度，明顯小于其中部（如圖12中的a～c所示）；在薄盤形下部邊緣附近的較小區(qū)域內(nèi)，首先生成了非袋狀結(jié)構(gòu)的液膜，其后迅速破碎（如圖12中的d所示）；在薄盤形大部分區(qū)域，在厚度較薄位置處生成的液膜破碎產(chǎn)生了大量的小尺寸液滴（如圖12中的e所示）。在該破碎過程中，液膜首次發(fā)生破碎的區(qū)域在薄盤形的邊緣，該破碎方式與液滴的剪切破碎模式相似。但在薄盤形液滴破碎的過程中，液膜生成與破碎的過程并不是由邊緣向中心方向逐次發(fā)生，且在破碎完成后，液滴中部并沒有明顯尺寸較大的液核生成，因此，該破碎過程被稱之為類似于剪切破碎的多模式破碎。

圖12　We=50，d=2.6 mm液滴變形破碎過程

在We=20時(shí)，d=2.6 mm液滴變形破碎過程如圖13所示。從圖中可見，在豎直擠壓氣流作用下，液滴并沒有發(fā)生如圖9所示的袋狀破碎過程，而只發(fā)生了變形過程。由于在保護(hù)管出口附近處，液滴已經(jīng)進(jìn)入到氣流擠壓區(qū)域，在X、Z方向受到了氣流擠壓作用（沿X方向相對較強(qiáng)），液體由中心位置向邊緣流動速度相對于橫向氣流要小。因此，氣流沿X、Z方向?qū)σ后w的擠壓作用，一方面增加了薄盤形中液體沿豎直方向的厚度（如圖9中的c、圖13中的b所示）；另一方面也增加了球形液滴轉(zhuǎn)變成薄盤形所需的時(shí)間。當(dāng)氣流對液滴的作用力不足以克服表面張力、黏性阻力作用使得液滴繼續(xù)變薄時(shí)，在阻力的作用下，逐漸向球形液滴轉(zhuǎn)變（如圖13中的c、d所示）。液滴由薄盤形向球形轉(zhuǎn)變的過程中，液體的表面張力逐漸減小，因此，當(dāng)液滴表面積減小到某一值時(shí)，氣動力又足以使得液滴由球形向薄盤形轉(zhuǎn)變（如圖13中的e所示）。隨著液滴表面積的增加，液體表面張力增大，液滴又由薄盤形向球形轉(zhuǎn)變（如圖13中的f所示）。

圖13　We=20，d=2.6 mm液滴變形破碎過程

在We=20時(shí)，d=2.6 mm液滴變形破碎過程如圖14所示。從圖中可見，液滴并未發(fā)生如圖12所示的多模式破碎過程，而是發(fā)生了袋狀破碎。隨著氣流速度的增加，一方面液滴的變形速率增加；另一方面也增強(qiáng)了擠壓區(qū)域中氣流對液體沿水平方向的擠壓作用，降低了液滴在該區(qū)域中液體由中心位置向邊緣流動的速度，減小了薄盤形液滴邊緣處與其他區(qū)域液體在豎直方向上的厚度差異。因此，無法在薄盤形液滴邊緣處首先產(chǎn)生液膜。在高速氣流的作用下，液膜沿氣流方向運(yùn)動速度快速增大，液體內(nèi)部用于克服液膜變形的弛豫時(shí)間則迅速減小，當(dāng)袋狀液膜自身變形量不足以克服因氣動力引起的變形量，液膜將被沿氣流方向吹破，發(fā)生袋狀破碎（如圖14中的d～f所示）。

圖14　We=60，d=2.6 mm液滴變形破碎過程

3.3方案3氣流對液滴變形破碎過程的影響

在We=20時(shí)，d=2.6 mm液滴變形過程如圖15所示。從圖中可見，與圖13相似，液滴也只發(fā)生了變形過程。由獲得的流場分布可知，在保護(hù)管4面開口結(jié)構(gòu)下，氣流在X、Z方向上對液體的綜合擠壓強(qiáng)度要強(qiáng)于2面開口的，因此，液滴出現(xiàn)了由豎直方向壓縮轉(zhuǎn)變?yōu)樗椒较驂嚎s（如圖15中的b、c所示）。在豎直方向上壓縮力遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于水平擠壓力的狀態(tài)下，要使得液滴由豎直壓縮轉(zhuǎn)變?yōu)樗綁嚎s，液滴由球形轉(zhuǎn)變?yōu)楸∏蛐蔚倪^程中，在表面張力、液體黏性力使液體收縮成球形力的作用下，液滴內(nèi)部液體必然存在由薄盤形邊緣處向球心中部運(yùn)動的速度。

當(dāng)液滴轉(zhuǎn)變?yōu)樗綁嚎s的薄球形時(shí)，液滴在豎直氣流、液滴內(nèi)力的共同作用下，又轉(zhuǎn)變成豎直壓縮（如圖15中的d、e所示）。

圖15　We=20，d=2.6 mm液滴變形過程

在We=30時(shí)，d=2.6 mm液滴變形破碎過程如圖16所示。從圖中可見，液滴發(fā)生與圖9相似的袋狀破碎過程，僅是在液滴的變形過程中出現(xiàn)了1次由豎直壓縮轉(zhuǎn)變成水平壓縮的變化過程。

圖16　We=30，d=2.6 mm液滴變形破碎過程

在We=60時(shí)，d=2.6 mm液滴變形破碎過程如圖17所示。從圖中可見，液滴沿豎直方向，發(fā)生了上、下2個(gè)袋狀破碎。液滴以豎直方向被壓縮的薄盤形，由于為了克服液滴變成薄盤形，內(nèi)部液體形成了具有一定的由邊緣向球心運(yùn)動的速度，在較高的水平方向擠壓外力作用下，液體向中部運(yùn)動的速度迅速增大。因此，在形成水平方向被壓縮的薄盤形液滴時(shí)，液滴中部的液體厚度比上、下2部分液體厚度要薄，如圖17中的c、d所示），而不是水平方向擠壓外力較低時(shí)的普通薄盤形（如圖15中的c、圖16中的c所示）。該變化過程進(jìn)一步說明，液滴在沿氣流方向被壓縮時(shí)，液滴內(nèi)部液體具有由薄盤形邊緣向球心運(yùn)動的特點(diǎn)。

圖17　We=60，d=2.6 mm液滴變形破碎過程

經(jīng)過擠壓區(qū)域形成的啞鈴型液滴，氣流對液滴沿豎直方向的壓縮力主要作用在液塊上。液塊尺寸小于初始液滴直徑的一半，同時(shí)，液塊也具有一定的豎直方向速度，液塊的We＜30。因此，液塊發(fā)生了袋狀破碎（如圖17中的e、f所示）。

4　結(jié)論

通過對不同流場分布結(jié)構(gòu)中液滴發(fā)生的變形、破碎過程進(jìn)行捕獲與分析，驗(yàn)證并完善了液體流動理論。研究表明：在液滴的變形過程中，液滴外部液體由前、后駐點(diǎn)向中部邊緣處運(yùn)動，使得液滴沿氣流方向被壓縮、沿垂直氣流方向被拉伸；而液滴內(nèi)部液體則由薄盤形邊緣向球心運(yùn)動，使得液滴向球形轉(zhuǎn)變；液滴由球形轉(zhuǎn)變?yōu)楸”P形的過程中，液體流動速度影響了液滴的破碎模式。

［1］Han J，Tryggvason G.Secondary breakup of axisymmetric liquid drops（I）：acceleration by a constant body force［J］.Physics of Fluids，1999，11（12）：3650-3667.

［2］Han J，Tryggvason G.Secondary breakup of axisymmetric liquid drops（II）：impulsive acceleration［J］.Physics of Fluids，2001，13（6）：1554-1565.

［3］Hwang S S，Liu Z，Reitz R D.Breakup mechanisms and drag coefficients of high-speed vaporizing liquid drops［J］.Atomization Spray，1996，6（3）：353-376.

［4］Liu Z，Reitz R D.An analysis of the distortion and breakup mechanisms of high speed liquid drops［J］.International Journal of Multiphase Flow，1997，23（4）：631-650.

［5］Ranger A A，Nicholls J A.Aerodynamic shattering of liquid drops［J］. AIAA Journal，1969，7（2）：285-290.

［6］Chou W H，Hsiang L P，F(xiàn)aeth G M.Temporal properties of drop breakup in the shear breakup regime［J］.International Journal of Multiphase Flow，1997，23（4）：651-669.

［7］Igra D，Takayama K.Investigation of aerodynamic atomization spray［J］. Atomization Spray 2001，11（2）：167-185.

［8］Igra D，Ogawa T，Takayama K.A parametric study of water column deformation resulting from shock wave loading［J］.Atomization Spray，2002，12（5-6）：577-591.

［9］Lee C H，Reitz R D.Modeling the effects of gas density on the drop trajectory and breakup size of high-speed liquid drops［J］.Atomization Spray，1999，9（5）：497-517.

［10］Lee C S，Reitz R D.Effect of liquid properties on the breakup mechanism of high-speed liquid drops［J］.Atomization Spray，2001，11（1）：1-19.

［11］Khosla S，Smith C E，Throckmorton R P.Detailed understanding of drop atomization by gas crossflow using the volume of fluid method［C］//ILASS Americas，19th Annual Conference on Liquid Atomization and Spray Systems，Toronto，Canada，2006.

［12］Simmons H C.The correlation of drop-size distributions in fuel nozzle sprays part I：the dropsize/volume-fraction distribution［J］.Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，1977，99（3）：309-314.

［13］Theofanous T G，Li G J，Dinh T N.Aerobreakup in rarefied supersonic gas flows［J］.Journal of Fluids Engineering，2004，126（4）：516-527.

［14］Joseph D D，Belanger J，Beavers G S.Breakup of a liquid drop suddenly exposed to a high-speed airstream［J］.International Journal of Multiphase Flow，1999，25（6）：1263-1303.

［15］Zhao H，Liu H F，Cao X K，et al.Breakup characteristics of liquid drops in bagregime bya continuous and uniformair jet flow［J］.International Journal of Multiphase Flow，2011，37（5）：530-534.

［16］Guildenbecher D R，Lopez-Rivera C，Sojka P E.Secondary atomization［J］.Experiments in Fluids，2009，46（3）：371-402.

［17］金仁瀚，劉勇，朱冬清，等.連續(xù)均勻氣流中單液滴破碎特性試驗(yàn)［J］.推進(jìn)技術(shù)，2016，37（2）：273-280. JIN Renhan，LIU Yong，ZHU Dongqing，et al.Experimental investigations of breakup characteristic of single droplet in continuous uniform airflow［J］.Journal of Propulsion Technology，2016，37（2）：273-280.（in Chinese）

［18］金仁瀚，劉勇，馮志鵬，等.雙旋流燃燒室單頭部油霧特性實(shí)驗(yàn)研究［J］.航空動力學(xué)報(bào)，2014，29（2）：250-258. JIN Renhan，LIU Yong，F(xiàn)EN Zhipeng.Experimental investigations of spray characteristic of single head of dual-swirl cup combustor［J］. Journal of Aerospace Power，2014，29（2）：250-258.（in Chinese）

（編輯：張寶玲）

Experimental Investigation on Flow Mechanism of Single Droplet Deformation and Breakage

LIU Chuang，JIN Ren-han，LIU Yong，GONG Xun
（Jiangsu Province Key Laboratory of Aerospace Power System，Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，Nanjing 210016，China）

In order to study the internal flow mechanism of single droplet breakup，the process of droplet deformation and breakup were obtained by using the high-speed cameras in different distribution of flow field.The influence of the droplet environment flow structure on droplet deformation and breakage process was analyzed based on the phenomena of experiment.The droplet breakup flow mechanism was verified and further perfected.The results show that the intensity of air flow and the flow characteristics of liquid droplet in both external and internal decide the droplet breakage modes.Under the effect of air flow，liquid flow from both forward and rear stationary points to the pole of center section across the flow outside of the droplet，while，inside of the droplet，from both upper and lower poles to the center of the droplet under the internal force against the droplet deformation，so that the droplets were not compressed along the flow and stretched across the flow，which remains the droplet spherical.

droplet breakup；fuel atomization；flow mechanism；combustor；aeroengine

V 231.2

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2016.04.017

2015-11-22

劉闖（1989），男，在讀碩士研究生，研究方向?yàn)楹娇瞻l(fā)動機(jī)程序設(shè)計(jì)和編寫；E-mail：liuchuangsnail@163.com。

引用格式：劉闖，金仁瀚，劉勇，等.單液滴破碎流動機(jī)理試驗(yàn)研究［J］.航空發(fā)動機(jī)，2016，42（4）：87-92.LIUChuang，JINRenhan，LIUYong，etal.Experimental investigationofflowmechanismofsingledropletdeformationandbreakage［J］.Aeroengine，2016，42（4）：87-92.