吳正人，石祎煒，彭子春，楊小娜，劉梅

煙包新材料與數(shù)字化

雙介質(zhì)噴嘴霧化特性數(shù)值模擬研究

吳正人1，石祎煒1，彭子春1，楊小娜2，劉梅3

（1.華北電力大學(xué) 河北省低碳高效發(fā)電技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 保定 071003；2.河北白沙煙草有限責(zé)任公司保定卷煙廠，河北 保定 071000；3.華北電力大學(xué) 經(jīng)濟(jì)管理系，河北 保定 071003）

雙介質(zhì)噴嘴霧化效果直接影響煙卷加料工藝的進(jìn)一步提升，通過對(duì)霧化過程進(jìn)行數(shù)值模擬，方便對(duì)霧化特性進(jìn)行透徹的分析，提升霧化效果。采用數(shù)值模擬方法構(gòu)建兩相流連續(xù)相流場(chǎng)與DPM離散態(tài)雙向耦合的數(shù)值模型，研究蒸汽壓力、液體流量以及雙介質(zhì)噴嘴結(jié)構(gòu)對(duì)噴嘴霧化特性的影響。適當(dāng)增加蒸汽壓力，可以在不影響最大流速、顆粒粒徑均勻度及顆粒中值粒徑的情況下，減小霧化擴(kuò)散角，小幅度地增加噴射距離，霧化細(xì)度變好，進(jìn)而提高霧化效果。隨著有機(jī)液流量的增加，霧化擴(kuò)散角增大，噴射距離增加，霧化粒徑均勻度變好，從而使霧化效果變好。液體路通流面積越大噴霧的貫穿距離越小，氣路通流面積越大噴霧的霧化擴(kuò)散角度越大。若需要得到較好的霧化效果，需要保證較小的蒸汽路通流面積，與此同時(shí)液路側(cè)保持正常開度。適當(dāng)?shù)靥岣哂袡C(jī)液流量或者蒸汽壓力，以及采用較小蒸汽路通流面積，同時(shí)液路側(cè)保持正常開度的結(jié)構(gòu)，有利于提高料液噴灑的均勻性，減少了料液的浪費(fèi)，提高了煙絲制備的工藝水平。

雙介質(zhì)噴嘴；索特平均直徑；霧化擴(kuò)散角；顆粒均勻度；通流面積

目前，很多行業(yè)對(duì)霧化質(zhì)量的要求越來越高，而結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理且運(yùn)行參數(shù)適當(dāng)?shù)碾p介質(zhì)霧化噴嘴的霧化質(zhì)量非常好，因此在生產(chǎn)中對(duì)雙介質(zhì)霧化噴嘴的需求不斷加大。在煙草行業(yè)中，加料工藝對(duì)生產(chǎn)高質(zhì)量的卷煙產(chǎn)品有著顯著的影響，因此加料工藝在煙草行業(yè)中占有重要的地位。由于霧化質(zhì)量會(huì)影響加料、加香的精度和有效利用率，因此煙草行業(yè)對(duì)霧化質(zhì)量的要求逐漸變高，雙介質(zhì)噴嘴霧得到廣泛應(yīng)用和推廣。目前，加料工藝中主要采用雙介質(zhì)噴嘴對(duì)料液進(jìn)行霧化，并以一定角度噴射至滾筒內(nèi)旋轉(zhuǎn)拋撒的煙葉上，完成料液與煙葉的混合加料。通常是基于經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行噴嘴霧化的調(diào)整與控制來實(shí)現(xiàn)加料，而非通過了解加料過程中的霧化情況進(jìn)行分析，這使加料工藝的調(diào)控存在了一定局限性，阻礙了卷煙工藝的進(jìn)一步提升[1-2]。

王萍萍等[3]采用歐拉-拉格朗日耦合模型對(duì)雙介質(zhì)霧化噴嘴進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。蔣仲安等[4]研究了雙介質(zhì)噴嘴的霧化特性的影響因素。Chen等[5]研究了不同霧化芯的新型雙介質(zhì)噴嘴的液滴直徑和粒徑分布。關(guān)玉明等[6]通過數(shù)值模擬研究了雙介質(zhì)霧化噴嘴的霧化特性，并以聚氨酯膠和空氣為介質(zhì)。付文鋒[7]通過構(gòu)建離散相模型，開展不同工況下的噴嘴霧化數(shù)值模擬計(jì)算，研究不同蒸汽入口壓力與不同針閥開度對(duì)噴嘴霧化特性的影響。

Ferreira等[8]發(fā)現(xiàn)對(duì)混合室內(nèi)的氣體和液體進(jìn)行充分的混合有助于噴霧的霧化。Lorenzetto等[9]研究表明液體黏度增加，霧化效果變差，對(duì)于黏度較小的液體，氣液相對(duì)速度越大，液滴粒徑越小。Jones等[10]對(duì)雙介質(zhì)噴嘴進(jìn)行了離散相模擬，并與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了模擬的準(zhǔn)確性，得到了速度、液滴粒徑的變化規(guī)律。Satapathy等[11]設(shè)計(jì)了不同結(jié)構(gòu)的噴嘴模型，分別探究了霧化場(chǎng)中液滴粒徑的分布，并得到了最佳氣液比。

趙乾鵬等[12]采用雙介質(zhì)霧化噴嘴進(jìn)行高原、高空及地面工況下氣動(dòng)霧化場(chǎng)的數(shù)值研究。吳正人等[13]為了研究在不同噴霧壓力下噴嘴組的霧化特性利用FLUENT軟件分別模擬了在不同噴霧壓力下噴嘴組的霧化情況。Mlkvik等[14]使用了4種類型的雙介質(zhì)噴嘴對(duì)黏性液體進(jìn)行噴霧實(shí)驗(yàn)，重點(diǎn)比較了液氣流量、噴霧穩(wěn)定性、液滴大小。Lilan等[15]建立了液滴粒徑分布的實(shí)驗(yàn)平均數(shù)學(xué)模型，通過數(shù)值模擬研究了噴嘴霧化場(chǎng)中液滴的粒徑分布。Yu等[16]在分析了雙介質(zhì)噴嘴霧化機(jī)理的基礎(chǔ)上，進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，考慮了噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)霧化特性的影響。 Wang等[17-18]探究了不同出口直徑噴嘴的噴霧性能和除塵效率。Li等[19]對(duì)雙介質(zhì)霧化噴嘴抑塵裝置進(jìn)行了研究，以獲得雙介質(zhì)霧化噴嘴抑塵裝置的合理安裝角度。通過數(shù)值模擬深入研究了噴嘴安裝角度對(duì)空氣輔助噴霧抑塵裝置霧化性能的影響。

李依瀟[20]提到數(shù)值模擬方法可以突破搭建實(shí)驗(yàn)臺(tái)成本太高、部分參數(shù)測(cè)量不便、難度大、耗費(fèi)時(shí)間長等實(shí)驗(yàn)條件的限制，因此運(yùn)用數(shù)值模擬對(duì)雙介質(zhì)噴嘴霧化特性的研究更加貼合實(shí)際、更準(zhǔn)確，數(shù)據(jù)處理也變的更加完善。

綜上所述，在現(xiàn)有的研究中針對(duì)雙介質(zhì)噴嘴霧化特性的研究，尤其是霧化后液滴的分布規(guī)律與粒徑等特性的分析尚不透徹，這阻礙了煙卷加料工藝的進(jìn)一步提升。因此，有必要針對(duì)雙介質(zhì)噴嘴霧化特性的影響因素進(jìn)行研究。文中采用數(shù)值模擬方法，研究蒸汽壓力、液體流量以及噴嘴結(jié)構(gòu)對(duì)噴嘴霧化特性的影響，并得出規(guī)律性的結(jié)論。

1 數(shù)值方法

1.1 控制方程

質(zhì)量守恒方程：

式中：為連續(xù)相密度，kg/m3；為速度，m/s。

動(dòng)量守恒方程：

式中：為流體動(dòng)力黏度，Pa?s；為單位張量。

組分運(yùn)輸方程：

式中：ρ為連續(xù)相組分的密度，kg/m3；s為混合氣體的密度，kg/m3；為連續(xù)相組分?jǐn)U散系數(shù)；Y為連續(xù)相組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

1.2 網(wǎng)格劃分及邊界條件

噴嘴出口位于圓筒形計(jì)算域入口平面軸線位置，噴嘴后的計(jì)算域長度設(shè)定為2 m。利用SpaceClaim3D建模軟件對(duì)噴嘴進(jìn)行建模，為簡(jiǎn)化模型，只保留噴嘴內(nèi)流動(dòng)的主要結(jié)構(gòu)，去除不影響內(nèi)部流場(chǎng)的螺母、螺紋等幾何結(jié)構(gòu)，并利用該軟件保留流場(chǎng)計(jì)算模擬區(qū)域。

利用Fluent Meshing采用多面體網(wǎng)格對(duì)噴嘴與圓筒形計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。首先設(shè)置全局最小網(wǎng)格尺寸為0.206 69 mm，最大網(wǎng)格尺寸為35 mm，網(wǎng)格增長率為1.08。然后采用Fluent軟件對(duì)雙介質(zhì)噴嘴霧化效果進(jìn)行數(shù)值研究，噴嘴幾何模型及網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖1所示。

圖1 噴嘴幾何模型及網(wǎng)格劃分結(jié)果

在有機(jī)液入口、蒸汽入口和圓筒型計(jì)算域四周出口分別采用流量入口、壓力入口及靜壓出口邊界條件。為提高連續(xù)性方程的收斂性，仿真中采用SIMPLE算法，湍流模型選擇Realizable k-ε湍流模型，液滴破碎和聚合選擇TAB破碎模型，液滴尺寸分布選取Rosin-Rammler分布函數(shù)，液滴追蹤采用隨機(jī)追蹤模型，入射模型采用空氣輔助霧化器模型。由于存在多種介質(zhì)，因此在計(jì)算中調(diào)用組分輸運(yùn)模型。本文設(shè)定的工質(zhì)分別為水蒸氣和有機(jī)液（密度為1 060kg/m3、黏度為2.415mPa?s、表面張力為30.701mN/m）。

采用離散態(tài)數(shù)值模型對(duì)噴嘴出口液滴的初次霧化與二次霧化過程進(jìn)行建模與計(jì)算，在原先的基礎(chǔ)上開啟DPM模型，設(shè)定粒子時(shí)間步長為0.000 1，時(shí)間步數(shù)為10。射流源設(shè)置為空氣輔助旋流噴射器，射流粒子數(shù)為50，粒子類型設(shè)置為Droplet，將混合材質(zhì)定義為粒子工質(zhì)，給定料液流量為0.037 5 kg/s，射流孔內(nèi)直徑為3 mm、外直徑為5 mm，射流角度選取46°。由于蒸汽介質(zhì)與有機(jī)液的相對(duì)速度對(duì)射流影響較為明顯，因此計(jì)算采用相對(duì)速度為100 m/s。

1.3 模型無關(guān)性和準(zhǔn)確性驗(yàn)證

為了保證網(wǎng)格質(zhì)量以及計(jì)算效率，分別使用網(wǎng)格數(shù)約為100萬、150萬、200萬、230萬、500萬的計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。最終選取整體網(wǎng)格數(shù)約230萬，網(wǎng)格平均扭曲度為0.15，如表1所示。

表1 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

Tab.1 Mesh agnostic validation

本實(shí)驗(yàn)將噴嘴調(diào)節(jié)為結(jié)構(gòu)2的狀態(tài)，有機(jī)液流量為0.037 5 kg/s，改變蒸汽壓力（100、200、250、350、450 kPa），觀察霧化場(chǎng)中霧化擴(kuò)散角的變化，并與模擬結(jié)果進(jìn)行分析對(duì)比。霧化擴(kuò)散角是霧化效果的一個(gè)重要特征，它指霧化噴嘴射出來的噴霧流場(chǎng)兩邊邊界的夾角。在霧化場(chǎng)穩(wěn)定后，采用高速攝像機(jī)連續(xù)拍攝5s，取其中明亮清晰的照片。

圖2為蒸汽壓力在100 kPa下的霧化效果圖與模擬效果圖進(jìn)行對(duì)比。從圖2中可以看出，實(shí)驗(yàn)霧化圖與模擬霧化圖的霧化擴(kuò)散角幾乎一致。從表2、圖3中看出模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較接近，誤差均在10%以內(nèi)。隨著蒸汽壓力的增加，霧化擴(kuò)散角逐漸減小。與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比顯示，實(shí)驗(yàn)與模擬得到的變換規(guī)律保持一致，驗(yàn)證了數(shù)學(xué)模型的可靠性。

表2 數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Tab.2 Comparison between numerical simulation and experimental results

圖2 蒸汽壓力100 kPa下實(shí)驗(yàn)與模擬對(duì)比

圖3 蒸汽數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

2 雙介質(zhì)噴嘴霧化特性的分析

2.1 不同蒸汽壓力對(duì)雙介質(zhì)噴嘴霧化特性的影響分析

結(jié)合實(shí)際工藝設(shè)置了5種蒸汽壓力，研究蒸汽壓力的改變對(duì)流場(chǎng)產(chǎn)生的影響，并且采用離散態(tài)DPM模型對(duì)不同壓力的霧化過程進(jìn)行分析。蒸汽壓力分別設(shè)置為100、200、250、350、450 kPa，有機(jī)液流量保持為0.037 5kg/m。為了看到不同壓力下流場(chǎng)速度及液體質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布的差異，對(duì)噴嘴出口處進(jìn)行取樣。圖4為噴嘴外流場(chǎng)出口平面=0取樣點(diǎn)示意圖。

圖4 噴嘴外流場(chǎng)關(guān)鍵位置取樣點(diǎn)

圖5展示了不同壓力下噴嘴出口關(guān)鍵位置采樣點(diǎn)速度分布對(duì)比。在噴嘴出口方向上，開始速度有一個(gè)小幅度的增加，然后回落，在0.002 m處速度迅速增加，在0.01 m左右處達(dá)到最大，然后逐漸降低趨于平穩(wěn)；在出口方向上的速度變化不大。隨著蒸汽壓力的增大，霧化擴(kuò)散角略微變小。這是因?yàn)閲娮斓恼羝鞯廊肷浣禽^小，隨著蒸汽壓力增大，液體流量不變，氣液相對(duì)速度變大，高速的蒸汽作用在液體上的剪切應(yīng)力隨之增加，使得霧化場(chǎng)更加集中，導(dǎo)致霧化擴(kuò)散角略微變小。

圖5 不同壓力下噴嘴出口處采樣點(diǎn)的速度大小

圖6展示了不同壓力下噴嘴出口關(guān)鍵位置采樣點(diǎn)上液體質(zhì)量分?jǐn)?shù)的對(duì)比。圖6a中，沿噴嘴出口軸向方向液體質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸降低，最后趨于平穩(wěn)。從圖6b中噴嘴出口方向液體質(zhì)量分?jǐn)?shù)可以看出，隨著蒸汽壓力的增大，霧化擴(kuò)散角逐漸變小，但改變的程度不大。

圖7展示了不同蒸汽壓力在不同軸向位置索特平均直徑的變化趨勢(shì)。在液體流量不變的情況下，隨著蒸汽壓力的增加，作用在液體液束上的氣動(dòng)力增大，液滴之間的破碎、撞擊更劇烈，霧化后顆粒索特平均直徑逐漸變小，霧化細(xì)度變好。液體流量保持不變，在相同蒸汽壓力下，沿噴嘴出口軸向正方向0.2～0.6 m，液滴顆粒的索特平均直徑有所增加。

圖8為壓力在200、350 kPa時(shí)液滴顆粒粒徑分布直方圖。不同蒸汽壓力下霧化顆粒粒徑主要分布在0.5～1.7 μm，其中蒸汽壓力為200 kPa時(shí)，霧化顆粒粒徑分布在0.5～1.7 μm的占比最高，為78.01%，相對(duì)來說分布最為集中。隨著蒸汽壓力的改變，顆粒的中值粒徑變化不大，在0.92～0.98 μm，其中蒸汽壓力為350 kPa時(shí)顆粒中值粒徑最小。

圖6 不同壓力下噴嘴出口處采樣點(diǎn)的液體質(zhì)量分?jǐn)?shù)

圖7 不同蒸汽壓力下液滴索特平均直徑趨勢(shì)

圖8 不同蒸汽壓力液滴顆粒粒徑分布

2.2 不同有機(jī)液流量下對(duì)雙介質(zhì)噴嘴霧化特性的影響分析

結(jié)合實(shí)際工藝設(shè)置了5種有機(jī)液流量，研究有機(jī)液流量的改變對(duì)其流場(chǎng)產(chǎn)生的影響，并且采用離散態(tài)DPM模型對(duì)不同流量下的霧化過程進(jìn)行分析。有機(jī)液流量分別設(shè)置為0.01、0.02、0.037 5、0.04、0.05kg/s，蒸汽壓力保持200 kPa。

為了更清晰地展示隨著液體流量的不同給速度場(chǎng)帶來的改變，同上小節(jié)一樣對(duì)噴嘴出口處軸向與徑向方向進(jìn)行取樣。圖9展示了不同有機(jī)液流量下噴嘴出口處采樣點(diǎn)速度分布對(duì)比，在噴嘴出口處，沿方向不同有機(jī)液流量達(dá)到最高速度的位置會(huì)有所不同。隨著有機(jī)液流量的增加，達(dá)到最高速度的位置更加偏向噴嘴出口外側(cè)，并且最大速度會(huì)有明顯提升。在噴嘴出口方向上，流速在中心位置達(dá)到最高，沿徑向兩側(cè)流速逐漸減小。

圖10為不同流量下噴嘴出口處采樣點(diǎn)的液體質(zhì)量分?jǐn)?shù)對(duì)比。圖10中沿噴嘴出口軸向方向液體質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸降低，最后趨于平穩(wěn)。方向上液體組分變化規(guī)律可以清晰地看出，隨著有機(jī)液流量的增大，霧化擴(kuò)散角變大。

圖9 不同流量下噴嘴出口處采樣點(diǎn)的速度大小

圖11為不同有機(jī)液流量下不同軸向位置索特平均直徑的變化趨勢(shì)。在有機(jī)液流量達(dá)到0.037 5 kg/s時(shí)，索特平均直徑達(dá)到最小。此時(shí)，隨著流量的增加或減少，索特平均直徑都有著不同幅度的增加。這是由于當(dāng)流量減小時(shí)，液路通流面積不變，液體流速降低，前后壓差減小，空氣阻力減少，液滴的破碎情況減少，導(dǎo)致索特平均直徑增大。當(dāng)流量增大時(shí)，液路通流面積不變，液體流速過大，導(dǎo)致高速的蒸汽不能與液體充分混合，對(duì)有機(jī)液的霧化不充分，導(dǎo)致索特平均直徑增大。所以對(duì)于該雙介質(zhì)噴嘴，有機(jī)液流量應(yīng)保持在0.037 5 kg/s左右。流量過小，霧化細(xì)度不好；流量過大，霧化細(xì)度同樣不佳，而且還可能造成有機(jī)液的浪費(fèi)。

圖12是有機(jī)液流量為0.01、0.02、0.037 5 kg/s時(shí)液滴顆粒粒徑分布直方圖。從圖12可知，有機(jī)液流量的改變對(duì)整個(gè)霧化場(chǎng)中顆粒粒徑分布的集中度有較大影響，其中有機(jī)液流量為0.01 kg/s時(shí)，液滴顆粒粒徑范圍為1～11 μm，粒徑分布范圍較大。有機(jī)液流量增加為0.02 kg/s時(shí)，粒徑范圍為0.5～6.5 μm，霧化粒徑集中度有較大改善。當(dāng)有機(jī)液流量增加到0.037 5 kg/s時(shí)，粒徑分布范圍為0.25 ～2.75 μm，粒徑分布相對(duì)較為集中。

圖10 不同流量下噴嘴出口處采樣點(diǎn)的液體質(zhì)量分?jǐn)?shù)

圖11 不同有機(jī)液流量下液滴索特平均直徑變化趨勢(shì)

圖12 不同有機(jī)液流量下液滴顆粒粒徑分布

2.3 不同結(jié)構(gòu)對(duì)雙介質(zhì)噴嘴霧化特性的影響分析

噴嘴結(jié)構(gòu)的變化對(duì)霧化特性影響巨大。為了研究不同結(jié)構(gòu)時(shí)的霧化特性，以針閥和中心管移動(dòng)到噴嘴出口為起點(diǎn)，按照針閥及中心管的位置不同，確定了5種噴嘴結(jié)構(gòu)，分別稱為結(jié)構(gòu)1（針閥向左移動(dòng)4 mm，中心管向左移動(dòng)1.5 mm）、結(jié)構(gòu)2、結(jié)構(gòu)3、結(jié)構(gòu)4、結(jié)構(gòu)5，如表3和圖13所示（蒸汽壓力為200 kPa、有機(jī)液流量為0.037 5 kg/s）。按液體通流面積升序排序：結(jié)構(gòu)1<結(jié)構(gòu)3<結(jié)構(gòu)5<結(jié)構(gòu)2<結(jié)構(gòu)4；按蒸汽通流面積升序排序：結(jié)構(gòu)1<結(jié)構(gòu)2<結(jié)構(gòu)3<結(jié)構(gòu)5<結(jié)構(gòu)4。最后開啟DPM模型，探究液體顆粒在流場(chǎng)的運(yùn)動(dòng)情況。

表3 噴嘴結(jié)構(gòu)

Tab.3 Nozzle structure

圖13 結(jié)構(gòu)模型

之后分別對(duì)5種結(jié)構(gòu)重新簡(jiǎn)化模型、抽取流道、畫網(wǎng)格、進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，最終確定網(wǎng)格數(shù)量在230萬左右。

圖14展示了不同結(jié)構(gòu)下噴嘴出口與方向上采樣點(diǎn)速度大小的對(duì)比。從噴嘴出口方向采樣點(diǎn)速度大小對(duì)比中可以看出，有機(jī)液噴霧沿軸向擴(kuò)散貫穿的能力排序從小到大為結(jié)構(gòu)4、結(jié)構(gòu)5、結(jié)構(gòu)3、結(jié)構(gòu)2、結(jié)構(gòu)1，該規(guī)律正好與液體路通流面積的變化規(guī)律基本吻合。僅有結(jié)構(gòu)2的規(guī)律有所區(qū)別。因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)2的蒸汽流道通流面積相對(duì)較小，液體受到的高速氣流影響較大，所以貫穿距離較長。總的來說液體路通流面積越大，液體噴霧沿軸向擴(kuò)散貫穿能力越弱，噴射距離越短。從噴嘴出口方向采樣點(diǎn)速度大小對(duì)比中可以得到雙介質(zhì)噴嘴霧化擴(kuò)散角從大到小排序?yàn)榻Y(jié)構(gòu)4、結(jié)構(gòu)5、結(jié)構(gòu)3、結(jié)構(gòu)2、結(jié)構(gòu)1。該變化規(guī)律與氣體路通流面積的變化規(guī)律相吻合，即氣路通流面積越大，雙介質(zhì)噴嘴的霧化擴(kuò)散角越大。

圖14 不同結(jié)構(gòu)下噴嘴出口處采樣點(diǎn)的速度大小

圖15為不同結(jié)構(gòu)下噴嘴出口處采樣點(diǎn)的液體質(zhì)量分?jǐn)?shù)。有機(jī)液在噴嘴出口方向上的分布體現(xiàn)出了噴嘴沿出口軸向方向的擴(kuò)散貫穿能力，規(guī)律與速度流場(chǎng)相吻合。有機(jī)液組分在噴嘴出口方向上的變化，間接反應(yīng)了有機(jī)液霧化擴(kuò)散角的變化。對(duì)比連續(xù)相流場(chǎng)速度分布，擴(kuò)散角的變化規(guī)律趨于一致。有機(jī)液噴霧沿軸向擴(kuò)散貫穿的能力從小到大排序?yàn)榻Y(jié)構(gòu)4、結(jié)構(gòu)5、結(jié)構(gòu)3、結(jié)構(gòu)2、結(jié)構(gòu)1。霧化擴(kuò)散角從大到小排序?yàn)榻Y(jié)構(gòu)4、結(jié)構(gòu)5、結(jié)構(gòu)3、結(jié)構(gòu)2、結(jié)構(gòu)1。因此噴霧沿軸向擴(kuò)散貫穿能力的大小主要受液體路通流面積的影響，液體通流面積越大其貫穿距離相應(yīng)減小。噴嘴的霧化擴(kuò)散角主要受氣路通流面積的影響，通流面積越大，霧化擴(kuò)散角度越大。

圖15 不同結(jié)構(gòu)下噴嘴出口處采樣點(diǎn)的液體質(zhì)量分?jǐn)?shù)

圖16為不同噴嘴結(jié)構(gòu)下不同軸向位置索特平均直徑的變化趨勢(shì)。結(jié)構(gòu)2下的索特平均直徑最小，即霧化細(xì)度最小，霧化效果出色。結(jié)構(gòu)4下的索特平均直徑最大，即霧化細(xì)度最大，霧化效果最差。在蒸汽壓力和液體流量不變的情況下，要想通過改變噴嘴結(jié)構(gòu)達(dá)到較好的霧化細(xì)度。需保證噴嘴具有較小的蒸汽路通流面積，這樣可以使蒸汽達(dá)到更高的流速，更好地作用在液體上，擁有更好的霧化效果。同時(shí)液路側(cè)需保持正常開度，液路側(cè)開度過小則會(huì)使針閥過于突出，無法使氣液充分混合，從而使霧化細(xì)度較大，霧化效果變差。

圖17為結(jié)構(gòu)2、4下液滴顆粒粒徑分布直方圖。從圖17中可以看出，雙介質(zhì)噴嘴結(jié)構(gòu)的改變使霧化場(chǎng)中顆粒粒徑分布范圍發(fā)生變化。在結(jié)構(gòu)2下霧化場(chǎng)中顆粒粒徑多數(shù)都在0.5～1.75 μm，其顆粒粒徑范圍最小，霧化顆粒粒徑分布最集中。這是由于此結(jié)構(gòu)下蒸汽流道通流面積較小，蒸汽流速較大，同時(shí)液相流道的通流面積正常，針閥沒有特別突出，不會(huì)影響到氣液混合，蒸汽能夠更好地作用在有機(jī)液上，讓霧化顆粒粒徑分布更加集中。在結(jié)構(gòu)4下霧化場(chǎng)中顆粒粒徑多數(shù)在0.25～4.25 μm，其顆粒粒徑范圍最大，霧化顆粒粒徑分布最分散。這是因?yàn)榇私Y(jié)構(gòu)下氣液相流道通流面積均較大，蒸汽和有機(jī)液流速都較小，使得混合不均勻，導(dǎo)致霧化顆粒粒徑分布更加分散。

圖16 不同結(jié)構(gòu)下液滴索特平均直徑趨勢(shì)

圖17 不同結(jié)構(gòu)下液滴顆粒粒徑分布

隨著雙介質(zhì)碰嘴結(jié)構(gòu)的改變，霧化場(chǎng)中顆粒中值粒徑有較明顯的改變，其變化范圍為0.93～1.49 μm。其中在結(jié)構(gòu)2中的霧化顆粒中值粒徑最小值為0.93 μm，在結(jié)構(gòu)4中的霧化顆粒中值粒徑最大值為1.49 μm。

3 結(jié)語

本文以雙介質(zhì)噴嘴為對(duì)象建立了雙介質(zhì)噴嘴數(shù)值模型，通過數(shù)值計(jì)算研究了蒸汽壓力、液體流量、結(jié)構(gòu)變化對(duì)其霧化特性影響，并對(duì)其產(chǎn)生的機(jī)理進(jìn)行分析，得出結(jié)論如下：

1）適當(dāng)增加蒸汽壓力，可以使霧化效果變好。隨著蒸汽壓力的增加，液滴受蒸汽的作用力加大，霧化擴(kuò)散角減小，霧化液滴的噴射更加集中，可以提高霧化液滴噴射在煙葉表面的均勻性，減少液滴的擴(kuò)散，噴射距離略微增加；液滴顆粒的索特平均直徑整體上呈現(xiàn)出逐漸變小的趨勢(shì)，霧化細(xì)度變好，更容易使得液滴被煙葉表面接觸吸收，噴灑效果會(huì)更好。因此適當(dāng)?shù)靥岣哒羝麎毫τ欣谔岣吡弦簢姙⒌木鶆蛐?，同時(shí)可以使煙葉更好地吸收霧化液滴，提高煙絲制備的工藝水平。

2）有機(jī)液流量保持在0.037 5 kg/s左右，可以使霧化效果最好。在有機(jī)液流量為0.037 5 kg/s時(shí)，液滴的索特平均直徑達(dá)到最小，為0.65 μm。不論機(jī)液流量增加或者減少，霧化液滴的索特平均直徑都會(huì)增加，并且此時(shí)霧化顆粒的粒徑分布范圍為0.25～2.75 μm，霧化粒徑分布相對(duì)集中。有機(jī)液流量過小達(dá)不到霧化細(xì)度的要求，有機(jī)液流量過大不僅霧化細(xì)度不佳，而且還有可能造成有機(jī)液的浪費(fèi)。因此，將料液流量保持在0.037 5 kg/s左右，可以使加料工藝達(dá)到較好的霧化效果，并且在一定程度上減少料液的浪費(fèi)。

3）雙介質(zhì)噴嘴結(jié)構(gòu)對(duì)霧化特性影響巨大。液體路通流面積越大，噴霧的貫穿距離越?。粴饴吠髅娣e越大，噴霧的霧化擴(kuò)散角度越大。若需要得到較好的霧化細(xì)度，達(dá)到較好的霧化效果，需保證噴嘴具有較小的蒸汽路通流面積，這樣可以使得蒸汽達(dá)到更高的流速，使其擁有更好的霧化效果。與此同時(shí)液路側(cè)需保持正常開度，開度過小則會(huì)使針閥過度突出，影響了氣液混合，無法實(shí)現(xiàn)充分混合引射，從而導(dǎo)致霧化細(xì)度較大，霧化效果變差。因此，對(duì)于煙草滾筒內(nèi)部較遠(yuǎn)的煙葉墻，采用液體路通流面積和氣路流通截面積較小的噴嘴結(jié)構(gòu)，有利于料液噴灑的均勻性以及貫穿距離，反之亦然。

[1] 劉偉華, 吳啟東, 楊小娜, 等. 氣液雙介質(zhì)噴嘴霧化特性的影響因素研究[J]. 包裝工程, 2022, 43(17): 224-231.

LIU Wei-hua, WU Qi-dong, YANG Xiao-na, et al. Study on Influencing Factors of Atomization Characteristics of Gas-Liquid Dual-Medium Nozzle[J]. Packaging Engineering, 2022, 43(17): 224-231.

[2] 王宇, 李曉, 張明建, 等. 煙草加料過程中雙流體噴嘴霧化粒徑的分布特性[J]. 煙草科技, 2018, 51(3): 78-86.

WANG Yu, LI Xiao, ZHANG Ming-jian, et al. Distribution Characteristics of Particle Size of Tobacco Casing Atomized by Two-Fluid Nozzle[J]. Tobacco Science & Technology, 2018, 51(3): 78-86.

[3] 王萍萍, 沈凱, 張振東. 外混式噴嘴霧化特性計(jì)算機(jī)模擬及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證[J]. 軟件導(dǎo)刊, 2021, 20(6): 130-135.

WANG Ping-ping, SHEN Kai, ZHANG Zhen-dong. Computer Simulation and Experimental Research on the Atomization Characteristics of an External Mixing Air-Blast Nozzle[J]. Software Guide, 2021, 20(6): 130-135.

[4] 蔣仲安, 許峰, 王亞朋, 等. 空氣霧化噴嘴霧化機(jī)理及影響因素實(shí)驗(yàn)分析[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2019, 50(10): 2360-2367.

JIANG Zhong-an, XU Feng, WANG Ya-peng, et al. Experimental Analysis of Atomization Mechanism and Influencing Factors of Air Atomizing Nozzle[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2019, 50(10): 2360-2367.

[5] CHEN B, GAO D, LI Y, et al. Investigation of The Droplet Characteristics and Size Distribution During the Collaborative Atomization Process of a Twin-Fluid Nozzle[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2020, 107(3): 1625-1639.

[6] 關(guān)玉明, 韓永靜, 黃思碩, 等. 空氣霧化噴嘴對(duì)膠霧化效果的模擬研究[J]. 機(jī)械設(shè)計(jì)與制造, 2022, 372(2): 86-90.

GUAN Yu-ming, HAN Yong-jing, HUANG Si-shuo, et al. Simulation Study on the Effect of Air Atomizing Nozzle on Glue Atomization[J]. Machinery Design & Manufacture, 2022, 372(2): 86-90.

[7] 付文鋒, 許龍, 吳啟東等. 可調(diào)節(jié)雙介質(zhì)外混式噴嘴霧化特性的數(shù)值模擬[J]. 濟(jì)南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2023, 37(1): 102-107.

FU Wen-feng, XU Long, WU Qi-dong, et al. Numerical Simulation on Atomization Characteristics of Adjustable Dual-medium External Mixing Nozzles[J]. Journal of University of Jinan (Science and Technology), 2023, 37(1): 102-107.

[8] FERREIRA G, GARCIA J A, BARRERAS F, et al. Design Optimization of Twin-fluid Atomizers with an Internal Mixing Chamber for Heavy Fuel Oils[J]. Fuel Processing Technology, 2009, 90(2): 270-278.

[9] LORENZETTO G E, LEFEBVRE A H. Measurements of Drop Size on a Plain-Jet Airblast Atomizer[J]. AIAA Journal, 1977, 15(7): 1006-1010.

[10] JONES W P, LETTIERI C. Large Eddy Simulation of Spray Atomization with Stochastic Modeling of Breakup[J]. Physics of Fluids, 2010, 22(11): 115106.

[11] SATAPATHY M R, SOVANI S D, SOJKA P E, et al. The Effect of Ambient Density on the Performance of an Effervescent Atomizer Operating in the MPa Injection Pressure Range[C]// Proceeding of the Technical Meeting the Control Section of the Combustion Institut, 1998.

[12] 趙乾鵬, 楊金虎, 劉存喜, 等. 多級(jí)旋流空氣霧化噴嘴高空氣動(dòng)霧化場(chǎng)的數(shù)值研究[J]. 航空動(dòng)力學(xué)報(bào), 2021, 36(12): 2555-2567.

ZHAO Qian-peng, YANG Jin-hu, LIU Cun-xi, et al. Numerical Investigation of High Altitude Aerodynamic and Spray Fields for Multi-Swirl Airblast Atomizer[J]. Journal of Aerospace Power, 2021, 36(12): 2555-2567.

[13] 吳正人, 周鑫宇, 張亞萌. 噴嘴組在變壓力工況下霧化特性數(shù)值模擬[J]. 電力科學(xué)與工程, 2021, 37(8): 67-72.

WU Zheng-ren, ZHOU Xin-yu, ZHANG Ya-meng. Numerical Simulation of Atomization Characteristics of Nozzle Group under Variable Pressure Condition[J]. Electric Power Science and Engineering, 2021, 37(8): 67-72.

[14] MLKVIK M, ST H-P, SCHUCHMANN H, et al. Twin-fluid Atomization of Viscous Liquids: The Effect of Atomizer Construction on Breakup Process, Spray Stability and Droplet Size[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2015, 77: 19-31.

[15] LILAN H, QIAN J, PAN N. Study on Atomization Particle Size Characteristics of Two-phase Flow Nozzle[J]. Journal of Intelligent and Fuzzy Systems, 2021(7): 1-12.

[16] YU Q L, QIU X Q, YAN G H. Experimental Investigation on Air-assist Atomization Feed Flow Injecting Nozzle for the Angles of the Gas/Liquid Interaction[J]. Petro-chemical Equipment, 2008, 236(1): 21-24.

[17] WANG P, TAN X, LIU R, et al. Influence of Outlet Diameter on Atomization Characteristics and Dust Removal Properties of Internal-mixing Air Atomizing Nozzle[J]. Meitan Xuebao/Journal of the China Coal Society, 2018, 43(10): 2823-2831.

[18] WANG P, SHI Y, ZHANG L, et al. Effect of Structural Parameters on Atomization Characteristics and Dust Reduction Performance of Internal-Mixing Airassisted Atomizer Nozzle[J]. Process Safety and Environmental Protection, 2019, 128: 316-328.

[19] LI H J, WANG J X, WANG P F, et al. Effect of the Installation Angle of Nozzle on the Atomizing Performance of Air-Assisted Spraying Dust Suppression Device[J]. Atmosphere, 2022, 13(4): 520.

[20] 李依瀟, 王生捷. Whipple防護(hù)結(jié)構(gòu)高速區(qū)彈道極限數(shù)值模擬研究[J]. 系統(tǒng)仿真學(xué)報(bào), 2020, 32(9): 1705-1710.

LI Yi-xiao, WANG Sheng-jie. Numerical Research on Ballistic Limit of Whipple Shield in High-Velocity Range[J]. Journal of System Simulation, 2020, 32(9): 1705-1710.

Numerical Simulation of Atomization Characteristics of Dual-medium Nozzle

WUZheng-ren1, SHIYi-wei1,PENGZi-chun1,YANGXiao-na2,LIUMei3

(1. Hebei Province Key Laboratory of Low-carbon High-efficiency Power Generation Technology, North China Electric Power University, Hebei Baoding 071003, China; 2. Baoding Cigarette Factory, Hebei Baisha Tobacco Co., Ltd., Hebei Baoding 071000, China; 3. Department of Economic Management, North China Electric Power University, Hebei Baoding 071003, China)

The atomization effect of the double-medium nozzle directly affects the further improvement of the cigarette feeding process. The work aims to thoroughly analyze the atomization characteristics and improve the atomization effect through the numerical simulation of the atomization process. The numerical simulation method was used to build a two-way coupling numerical model of continuous two-phase flow field and DPM discrete state, and the effects of steam pressure, liquid flow rate and dual-medium nozzle structure on nozzle atomization characteristics were studied. Properly increasing the steam pressure could reduce the atomization diffusion angle, slightly increase the spray distance, improve the atomization fineness, and enhance the atomization effect without affecting the maximum flow rate, particle size uniformity and particle median size. With the increase of the organic liquid flow rate, the atomization diffusion angle increased, the spray distance increased, and the atomization particle size uniformity became better, thus making the atomization effect better. The larger the flow area of the liquid path was, the smaller the penetration distance of the spray was, and the larger the flow area of the gas path was, the larger the atomization diffusion angle of the spray was. If better atomization effect was required, it was necessary to ensure a small flow area of the steam path, and at the same time, the normal opening of the liquid path side was maintained. Properly increasing the flow rate or steam pressure of organic liquid, and adopting a structure with a small flow area of the steam path and a normal opening at the side of the liquid path are conducive to improving the uniformity of the spray of the liquid feed, reducing the waste of the liquid feed, and improving the technological level of cut tobacco preparation.

dual-medium nozzle; Sauter mean diameter; atomization diffusion angle; particle uniformity; flow area

TK221

A

1001-3563(2023)15-0184-10

10.19554/j.cnki.1001-3563.2023.15.024

2023?03?10

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（12172129）

吳正人（1973—），男，博士，副教授，主要研究方向?yàn)榱黧w動(dòng)力學(xué)理論及應(yīng)用。

楊小娜（1979—），女，本科，工程師，主要研究方向?yàn)闊煵萆a(chǎn)工藝研究。

責(zé)任編輯：曾鈺嬋