幂律流体旋流射流的喷雾特性实验

采用高速摄影技术和三维相位多普勒分析技术,测量了幂律流体旋流射流的破碎形貌、液滴速度和粒径分布,获得了其破碎特征及规律.结果表明,幂律流体旋流射流随喷射压力增加可以划分为3种射流模式,即带旋转的圆柱射流模式、液线液滴共存模式和充分发展模式.黏性越大的流体,要达到同样的射流模式所需要的喷射压力也越大.液滴的轴向速度w、径向速度u和索特平均直径(SMD)在径向各位置呈中心小两侧大的分布规律,切向速度v接近于零.三维速度在轴向各位置随z的增加均有不同程度的减小,SMD也有减小的趋势.不同压力对轴向速度w的影响更为明显,且更多地影响了液滴的二次破碎.     

基于DPM的旋芯喷嘴的雾化特性

基于离散相模型(DPM)对旋芯喷嘴雾化特性进行了数值计算,本模型中液滴破碎采用泰勒相似破碎模型(TAB).利用文本采样追踪手段记录雾化颗粒特性参数分布规律,分析喷雾压力和初始喷射角对雾化特性参数的影响.研究表明:细水雾颗粒轨迹呈非正规的中空圆锥状雾炬,雾滴颗粒主要分布在雾炬外围,在雾炬中心处几乎没有.雾滴颗粒的轴向速度随着喷雾轴向距离的增大呈降低趋势;雾滴直径随着喷雾轴向距离的增大呈先减小后缓慢增大的趋势.喷雾压力越大,喷雾方向同一截面位置的雾滴直径越小;初始喷射角越大,喷雾方向同一截面位置的雾滴直径越小,但这是以缩短喷雾射程为代价的.     

喷嘴结构对液体喷射破碎粒径影响的实验研究

为研究喷嘴结构对液体喷射破碎粒径的影响规律,通过阴影追踪法测得在不同喷嘴结构条件下液体喷射破碎液滴粒径分布。结果表明:喷嘴直径越大、收缩角度越平缓、破碎液滴索特平均直径(SMD)越大;喷嘴长径比增大会使得纯净水的液滴SMD增大;但对于甘油溶液,则会使得其液滴SMD减小;同时,喷嘴出口倒角会比无倒角时破碎液滴SMD增大,比较还发现45°倒角比倒圆角时破碎液滴SMD稍大。     

结构参数对离心喷嘴出口液膜厚度的影响

应用基于VOF的界面跟踪方法和realizable k-ε湍流模型分析了喷嘴出口结构参数对出口液膜厚度的影响规律,并将数值结果和试验数据进行对比,证实了模型的可靠性.结果表明:在喷嘴出口处液膜以环状形式分布,中间有一空心气锥,空心气锥半径越大,液膜越薄,并且随着流量的增大,液膜的破碎长度减小;喷嘴出口扩散角越大,喷嘴出口处液膜越薄,液膜破碎长度越短;喷嘴出口直径越大,液膜破碎长度越长,但液膜厚度不稳定;喷嘴出口直管段越长,液膜破碎长度越短,但对液膜在喷嘴出口后期发展的影响不是很大.     

液体泄漏破碎行为数值模拟

液体泄漏破碎行为研究对核反应堆安全分析具有重要意义,泄漏破碎形成的粒径尺寸分布是影响燃烧速率的重要因素.利用计算流体力学程序FLUENT对液体泄漏破碎进行三维模拟计算,与相关实验结果对比表明:液体流动轨迹、液滴索特尔平均直径(sauter mean diameter,SMD)与实验吻合较好,验证了流体体积法-离散颗粒法(volume of fluid-discrete particle model,VOF-DPM)模型模拟液体泄漏破碎行为的适用性.在此基础上分析了不同工质及不同流速对液体破碎行为的影响.研究表明,在液体喷射速度和管道破口直径相同的情况下,工质表面张力越大,破碎形成液滴尺寸越小;随着液体喷射流速增大,所得粒径平均直径减小;液体破碎粒径沿径向方向分布较为对称,液滴在喷射中心区域粒径较小轴向方向靠近破口处粒径较大.     

旋流压力式喷嘴低压喷淋特性

以自来水为喷淋介质,对旋流压力式喷嘴低压喷淋特性进行试验研究.分析喷嘴流量和喷孔直径对喷淋角、液滴Sauter平均直径(SMD)的影响规律,研究旋流压力式喷嘴喷淋液滴尺寸分布、喷淋介质径向通量分布及喷淋周相均匀度.结果表明,喷嘴流量越大,喷淋角越大,液滴尺寸越小;喷孔直径增加,喷淋角和液滴尺寸均增大.低压喷淋液滴SMD集中在250～550μm之间,属于大颗粒,得出计算液滴SMD的关联式.喷淋通量在中心最大,喷嘴流量增大,边缘区喷淋通量逐渐增加,介质喷淋周相均匀性较好.实验结果可以为旋流压力式喷嘴,以及惰性粒子流化床干燥器的设计和改进,提供实验依据.     

直接空冷凝汽器干式吹扫系统的喷嘴流场特性

针对干式吹扫系统压缩空气从喷嘴射入到凝汽器翅片时,其速度减小影响吹扫效果的问题,运用射流动力学和计算流体力学理论对喷嘴外流场进行模拟,分析喷嘴结构和喷嘴到翅片的距离(靶距)对喷嘴射流能力的影响。研究结果表明:在相同靶距和工作压力下,与圆柱长度30 mm、直径为1.6 mm的喷嘴相比,圆柱长度为25 mm、直径为1.8 mm的喷嘴射程更长,速度更高,射流能力更强;在相同条件下,与单孔喷嘴相比,双孔喷嘴的射程更长,射流面积更大,喷嘴射流能力更强。靶距越大,翅片入口的空气速度越小,射流面积则先增大后减小;为满足较高的吹扫效果,当喷嘴入口压力为0.65 MPa时,选取收缩角为40?,圆柱长度为25 mm,圆柱直径为1.8 mm的喷嘴结构,采用双孔布置,最佳靶距为40 mm。     

压力旋流喷嘴雾化特性的实验研究

通过激光粒度分析仪和高速摄像机对压力旋流喷嘴的雾化特性进行了实验研究,分析了不同喷雾压力及喷嘴孔径对雾粒索特尔平均直径(SMD)、雾粒运动速度和雾化角的影响。研究表明:雾粒SMD及雾化角不仅随喷雾压力的增大而减小,也随喷嘴孔径的减小而减小,同时,雾粒SMD在雾场轴向方向先增大后减小,最后趋于稳定;雾粒轴向运动速度不仅随着喷雾压力的增大而增大,也随喷嘴孔径及距离的增大而减小。     

不同级配破碎煤岩体分形特性试验研究

研究不同级配下的破碎煤岩分形特性及压实破坏前后煤岩分布分形维数变化规律。利用自制破碎煤岩压实装置,结合DDL600电子万能试验机和计算机采集系统等,对不同级配下破碎煤岩进行压实特性试验研究,分析了不同级配与轴向应力对破碎煤岩压实后粒度分布的影响规律,建立了破碎煤岩分形维数D与轴向应力的关系。结果表明:Talbol幂指数越大,粒度分布分形维数越小,分形维数随轴向应力增大而增大,且各级配下的分形维数逐渐趋于稳定;在同一载荷下,随着Talbol幂指数的大,分形维数逐渐减小且孔隙结构趋于稳定。     

真空喷射射流流场的Fluent模拟分析

为了对真空射流流场进行研究,应用Fluent软件并基于VOF(volume of fluid)方法、k-ε标准湍模型及PISO算法,对不同喷口直径及入射压力的直射式锥型流道喷嘴的射流流场速度和湍流运动分布进行了数值模拟分析.结果表明:1)入口压力相同,喷嘴直径越大,射流与周围介质间的速度梯度越大,可促进射流的扩散和液滴破碎后的尺寸均匀分布;2)喷嘴直径一定,入口压力在10~15 MPa内,射流湍流强度分布达到最佳状态,射流流场较好;3)如果不考虑材料的溶解性,相对于三氯甲烷和四氯化碳,丙酮作为溶剂时的液体喷射雾化效果较好,适于制备质量较好的高分子薄膜.     

淹没条件下长圆喷嘴流场数值模拟

为了提高径向水平井扩孔效率,将长圆喷嘴引入磨料射流扩孔技术,建立射流流场的流动控制方程,结合Realizable k-ε模型对方程组进行求解,并将结果与锥形喷嘴射流结果进行对比.结果表明:长圆喷嘴射流具有一定的扩散性,且短轴剖面上的扩散角比长轴剖面上大;喷嘴内射流速度及出口速度随长宽比增大而减小,随出口直径增加而增加;在喷嘴入口速度和出口直径相同的情况下,长圆喷嘴出口速度小于锥形喷嘴;无因次喷距大于11.3时,长圆喷嘴外射流轴线速度大于锥形喷嘴的;射流出口断面宽度随喷距增大而增大,在相同条件下长圆喷嘴扩孔宽度大于锥形喷嘴,且射流具有自模性;数值计算结果与磨料射流扩孔试验结果基本吻合.     

淹没条件下长圆喷嘴流场数值模拟

为了提高径向水平井扩孔效率,将长圆喷嘴引入磨料射流扩孔技术,建立射流流场的流动控制方程,结合Real-izable k-ε模型对方程组进行求解,并将结果与锥形喷嘴射流结果进行对比。结果表明:长圆喷嘴射流具有一定的扩散性,且短轴剖面上的扩散角比长轴剖面上大;喷嘴内射流速度及出口速度随长宽比增大而减小,随出口直径增加而增加;在喷嘴入口速度和出口直径相同的情况下,长圆喷嘴出口速度小于锥形喷嘴;无因次喷距大于11.3时,长圆喷嘴外射流轴线速度大于锥形喷嘴的;射流出口断面宽度随喷距增大而增大,在相同条件下长圆喷嘴扩孔宽度大于锥形喷嘴,且射流具有自模性;数值计算结果与磨料射流扩孔试验结果基本吻合。     

旋转射流流线分析及旋流强度的计算

为了研究旋转射流的流动特性以及喷嘴和叶轮的几何形状对旋转流体旋流强度的影响,对旋转射流的流动及旋流强度进行了理论分析及计算。结果表明,在理想情况下,旋转射流的流线为一条对数螺旋线。为了使水力损失最小,导向叶轮的外形应与其流线相一致,旋流强度的大小取决于喷嘴的各个参数及叶轮的几何形状。同时利用五孔探针对不同旋流强度的喷嘴进行了轴向速度、切向速度的实测试验。试验结果表明,在旋转射流的主体段,轴向速度剖面呈现出“Ｍ”形分布特点,切向速度剖面呈现“Ｎ”形分布特点。旋流强度越大,旋转射流轴向速度越小,切向速度越大。旋转射流的能量随旋流强度的增加,衰减加快,射程变短。     

撞击式射流破碎特性的实验研究

基于自行搭建的撞击式射流系统,采用高速摄影技术,研究了对称射流撞击和非对称撞击射流液膜的破碎特性.分析研究了射流撞击夹角及喷嘴内径对射流撞击破碎的破碎模式和破碎特征(破碎长度、液膜长度、液膜宽度、液膜长宽比)的影响规律.对比研究了3种不同流体——水、甘油、卡波姆凝胶(非牛顿流体)的破碎特性.在实验的韦伯数范围内,喷射模式可分为3种破碎模式,即封闭液膜模式、开边界模式、液线液滴模式;破碎长度随韦伯数的增大,呈先增大后减小的趋势;减小撞击夹角可以减小液膜的长宽比,喷嘴内径的大小不会改变液膜长宽比的值;与对称撞击相比,非对称撞击更能加剧液膜的破碎.     

环境温度对转炉顶吹氧枪射流特性的影响

联合标准的k-ω湍流模型和雷诺平均的N-S方程,建立了转炉多喷孔氧枪超音速射流可压缩、非等温过程的三维CFD模型,模型的有效性通过实验进行了验证.考察了温度对气体分子黏度的影响,研究了不同温度场下射流动力学特性.结果表明:环境温度对射流速度、密度及温度分布有较大影响,环境温度越高,射流密度越小,速度衰减越慢,速度越大,并且射流径向扩张越厉害;温度越低,射流越易于聚并.随着射流的轴向流动,温度场对射流动压的影响逐渐减小,即射流对熔池的冲击力受环境温度影响减弱,但冲击面积随温度的提高而增大.     

风琴管喷嘴外湍流射流流场的数值模拟

用湍流ｘ－ｅ方程模型对风琴管式喷嘴外流场进行数值模拟，得出轴向速度、径向速度的分布规律和衰减规律，为提高清除岩屑效率提供依据。计算结果表明，在喷嘴出口处存在抽吸现象，射流剪切层的边界处具有大尺度的涡流结构。射流剪切层的边界形状为波状，流场中轴心速度和沿径向的轴向速度衰减规律不随雷诺数的变化而变化。随着喷距的增加，沿径向的轴向速度衰减变慢。随着喷嘴出口到井底间距离的增大，射流轴心速度衰减变慢，但其变     

风琴管喷嘴外湍流射流流场的数值模拟

用湍流κ－ε方程模型对风琴管式喷嘴外流场进行数值模拟，得出轴向速度、径向速度的分布规律和衰减规律，为提高清除岩屑效率提供依据．计算结果表明，在喷嘴出口处存在抽吸现象，射流剪切层的边界处具有大尺度的涡流结构．射流剪切层的边界形状为波状，流场中轴心速度和沿径向的轴向速度衰减规律不随雷诺数的变化而变化．随着喷距的增加，沿径向的轴向速度衰减变慢，随着喷嘴出口到井底间距离的增大，射流轴心速度衰减变慢，但其变化幅度不大．     

粒径对破碎岩石力学性质影响模型试验研究

地下开采诱发顶板冒落的破碎岩石力学性质直接影响上覆岩层的移动规律。针对破碎岩石力学性质的研究,往往采用理论分析结合室内试验的方法,而室内试验的结果往往与真实现象之间往往存在尺寸效应,并不能直接应用到生产指导中去。本文采用模型试验的方法,对冒落带破碎岩石进行缩尺,利用自主设计的破碎岩石压实仪进行破碎岩石力学特性试验,得到4种不同粒径下碎石压实试验的应力-应变关系,分析岩石块径、压实应力对碎石压实力学特性的影响。研究结果表明：极限轴向应变随粒径的增大而增大,并且增长速率逐渐减小;岩样粒径越大应变增长率越大,所有岩样变形初期的应变增长率大于后期应变增长率;初始切线/割线模量随粒径的增大而减小,降低速率也逐渐减小,随着轴向应力的增大,割线/切线模量受粒径变化影响越大;轴向加载应力相同时,粒径越大的岩样压实度变化越明显,随着应力的增大,压实度呈对数增长。     

瓦斯隧道压入式通风风管漏风对瓦斯分布的影响

压入式通风风管漏风对瓦斯隧道施工中的瓦斯分布规律影响颇大。本文以何家坡高瓦斯隧道通风为工程背景,采用计算流体动力学软件Fluent模拟了风管漏风工况下的瓦斯隧道通风案例,分析了漏风面积与漏风位置对隧道瓦斯分布的影响规律。研究结果表明:①风管出风口的射流作用导致掌子面靠近风管一侧无瓦斯聚集,而掌子面与出风口之间的涡流作用导致该区域出现大量瓦斯聚集;②风管漏风面积越大,漏风处上游涡流强度和下游射流强度越大,因此上游瓦斯聚集程度与下游瓦斯稀释程度越明显,两者均随着漏风面积的增加呈线性增加;③风管漏风位置越靠近掌子面漏风处上游瓦斯聚集的程度越明显,瓦斯聚集的增量随轴向距离呈指数减小的关系,风管位置越远离掌子面漏风处下游瓦斯的稀释与扩散程度越显著,瓦斯浓度减小的程度随轴向距离呈指数增大的关系。本文研究结果可为瓦斯隧道施工中的瓦斯监测及传感器布置提供一定的理论借鉴。     

幂律流体撞击式射流破碎特征试验

基于自行搭建的撞击式射流系统,采用高速摄影技术研究了非对称条件下幂律流体黏度对撞击式射流破碎特征的影响规律.结果表明:随着幂律流体黏度的增加,射流破碎模式种类增加;除弓形液线模式外,其余模式开始出现的速度与流体黏度成正比;在射流速度v较低时,破碎长度Lbu与流体黏度成反比;两股不同黏度流体撞击时,Lbu随v呈"双峰模式"且在较高v时与流体黏度成正比;相同黏度撞击时,则呈"单峰模式"且在较高v时Lbu最大;喷雾锥角α随v增加而增大,最后趋于的稳定值与流体黏度成反比;v较高时,α与流体黏度成反比.