腔體長度對三角形入口突擴(kuò)腔體射流流場的影響

贠 英， 陳冬林， 米建春， 鄧 濤， 成 珊

（1．長沙理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，長沙410076；2．北京大學(xué) 湍流與復(fù)雜系統(tǒng)國家重點實驗室，北京100871）

自激振蕩射流是指流體從一個相對較小的噴嘴射入特定的突擴(kuò)腔體發(fā)生的整體低頻振蕩現(xiàn)象，這種射流已開始應(yīng)用于國外的工業(yè)燃燒器．帶自激振蕩射流的燃燒器作為氣體燃燒器與傳統(tǒng)燃燒器相比，可降低40%～60%的NOx排放量，節(jié)約5%～10%的燃料量，從而減少5%～10%的CO2排放量［1－3］．

射流的振蕩可由多種方式產(chǎn)生，其中之一是機械激勵．機械激勵可通過旋轉(zhuǎn)、往復(fù)運動、搖擺等方式實現(xiàn)［4－7］，機械激勵式射流能增加近場區(qū)的衰減和擴(kuò)散，但它對機械裝置的維修要求較高，并且在惡劣工業(yè)環(huán)境中的耐用年限較短．音頻共振也可以激勵射流產(chǎn)生振蕩，但一般來說，音頻共振僅能激勵射流的剪切層，且噪聲很大［8］．自激旋進(jìn)射流（fluidic precessing jet）是流體流經(jīng)一個兩端都有圓形孔板的腔體時根據(jù)空氣動力學(xué)原理而產(chǎn)生射流的振蕩，它無需外力，且結(jié)構(gòu)簡單，比以上2種形式的射流在實際操作中都簡單，并且已成功在高溫環(huán)境中使用，如水泥窯爐、氧化鋁窯爐和氧化鋅窯爐等［9－11］．自激旋進(jìn)射流流動非常不穩(wěn)定，使得射流近場區(qū)的傳播和衰減比簡單射流快，且這種射流的壓降非常大，從而促使人們?nèi)ふ乙环N低壓損、無運動部件的新型射流裝置．

自激振蕩射流正是在上述背景下提出來的［12－13］，其腔體入口形狀通常是長方形、三角形、橢圓形或其他非圓形，其中入口形狀為等邊三角形的自激振蕩射流產(chǎn)生的振蕩最強烈［14］．Lee［12］給出三角形自激振蕩射流的擴(kuò)散角隨腔體長度變化的曲線，但對于各腔體長度下的射流流動特性仍缺乏研究．筆者采用粒子圖像測速（PIV）技術(shù)對不同腔體長度的三角形入口突擴(kuò)腔體噴嘴出口段的流場進(jìn)行了測量，并運用專業(yè)的數(shù)據(jù)處理軟件Tecplot對噴嘴出口段的平均速度場、脈動速度場及湍動能場進(jìn)行了處理，得出腔體長度對出口射流流動特性的影響，為三角形自激振蕩射流的工業(yè)應(yīng)用提供了理論依據(jù)．

1 實驗裝置

1．1 三角形入口突擴(kuò)腔體噴嘴

圖1為三角形入口突擴(kuò)腔體噴嘴的示意圖．腔體的內(nèi)徑D＝33mm，三角形入口采用45°倒角突擴(kuò)的形式，三角形的邊長為16mm，在處理實驗數(shù)據(jù)時均采用水力直徑De進(jìn)行計算，本次實驗中噴嘴入口水力直徑 De（＝2（Aπ－1）1／2）為11．88mm．該噴嘴的腔體入口膨脹率為D／De＝2．78，腔體長度L可調(diào)，選取L為35mm、45mm、55mm、65mm和80mm 5種長度進(jìn)行分析研究．每種長度對應(yīng)的長徑比見表1．

1．2 PIV實驗系統(tǒng)

1．2．1 PIV技術(shù)原理

PIV技術(shù)是一種可以無擾動測量整個流場的瞬時速度場測量技術(shù)，其基本原理如下：在流場中散播示蹤粒子，利用脈沖激光片光源照射所測流場區(qū)域，通過連續(xù)2次或多次曝光，粒子的圖像被記錄在CCD相機上，攝取該區(qū)域粒子圖像的幀序列，并記錄相鄰2幀圖像序列之間的時間間隔，進(jìn)行圖像相關(guān)分析，識別示蹤粒子圖像的位移，從而得到流體的速度場［15］．

圖1 三角形入口突擴(kuò)腔體噴嘴（單位：mm）Fig．1 Nozzle of sudden expansion chamber with triangular inlet（unit：mm）

表1 不同噴嘴腔體長度下的幾何尺寸Tab．1 Geometries of the nozzle with different chamber lengths

1．2．2 PIV裝置

圖2為該實驗的噴嘴及PIV裝置示意圖．其中PIV裝置由以下幾部分組成：

（1）直接反映流場流動情況的示蹤粒子．本實驗中PIV示蹤粒子使用小橄欖油顆粒，平均直徑約為1μm，由Laskin噴嘴粒子發(fā)生器產(chǎn)生．這種示蹤粒子具有良好的跟隨性且滿足當(dāng)前的速度測量范圍．在實驗過程中，從發(fā)生器產(chǎn)生的橄欖油粒子被分成2部分，一部分用來植入射流流體，另一部分植入周圍空氣，形成“協(xié)同流”，該“協(xié)同流”是由一根盤繞在垂直管周圍的塑料管提供的．這些塑料管在垂直向上的方向開有小洞，小洞向上的氣流速度很?。ǎ?%Ue）．這種“協(xié)同流”的動量保持在一個小到基本可以忽略的值，因此其對射流的影響很?。?/p>

（2）成像系統(tǒng)．這部分主要由激光片光源、透鏡及照相機組成．本實驗中PIV系統(tǒng)使用的激光器是Quantel Brilliant Twins雙脈沖Nd：YAG（即脈沖銥－銣?zhǔn)袷す馄鳎}沖頻率為10Hz，激光輸出波長為λ＝534nm，激光能量為250MJ，激光通過一組透鏡形成約為1mm厚的片光源．實驗中使用的相機是具有雙曝光功能的分辨率為1008×1008像素的MegaPlus ES1．0CCD相機．

（3）圖像處理系統(tǒng)．用于完成從2次曝光的粒子圖像中提取速度場．圖像處理系統(tǒng)又包括控制器、圖像采集卡及開發(fā)的軟件程序．

圖2 噴嘴和PIV系統(tǒng)示意圖Fig．2 Schematic diagram of the nozzle and PIV system

2 實驗內(nèi)容

對膨脹率D／De為2．78、腔體長徑比L／D分別為1．06、1．36、1．67、1．97及2．42的三角形入口突擴(kuò)腔體噴嘴在0＜x＜17De（x為腔體出口到下游的軸向距離）區(qū)域內(nèi)出口射流的平均速度場、脈動速度場和湍動能進(jìn)行測量與分析．其中腔體入口雷諾數(shù)Re均為72 000．由于測量條件的限制，對0mm＜x＜100mm和100mm＜x＜200mm 2個區(qū)域分別進(jìn)行測量．PIV裝置直接測出的是瞬時速度矢量，平均速度、脈動速度及湍動能均是經(jīng)過Tecplot軟件進(jìn)行后處理得到的．在本實驗研究中，對于入口為等邊三角形、膨脹率D／De為2．78的突擴(kuò)腔體噴嘴，射流發(fā)生自激振蕩的判據(jù)為α≥12°（α為噴嘴出口射流平均速度場的擴(kuò)散角）．

3 結(jié)果及分析

3．1 平均速度

3．1．1 平均速度場

圖3給出了腔體長徑比L／D 分別為1．06、1．36、1．67、1．97及2．42，腔體入口為等邊三角形的突擴(kuò)腔體噴嘴射流出口段過軸心線的xy平面的無量綱平均速度場．坐標(biāo)原點0在腔體出口平面與腔體軸心線的交點，x軸沿腔體軸心線的位置指向射流出口方向，y軸方向與等邊三角形的一邊垂直（圖1）．圖3中長度尺寸均通過水力直徑De進(jìn)行無量綱化處理，平均速度均通過流場中的最大速度Um進(jìn)行無量綱化處理．圖3中所表示的流場的范圍為－4≤y／De＜2，0．2＜x／De＜17．

圖3 不同腔體長度下三角形入口突擴(kuò)腔體噴嘴出口射流無量綱平均速度場云圖Fig．3 Dimensionless mean velocity contours of jets following the sudden expansion chamber at different chamber lengths

從圖3可以看出，當(dāng)L／D＝1．06時，射流的擴(kuò)散角較小，僅為5°，且在8＜x／De＜17的范圍內(nèi)射流略微向y軸負(fù)方向偏斜，這是由腔體內(nèi)卷吸進(jìn)來的外界流體對射流的影響造成的；而當(dāng)L／D＝1．36時，射流的擴(kuò)散角比L／D＝1．06時稍大，為10°，此時射流從腔體出口到測量范圍的末端都發(fā)生較大程度的偏斜，且射流穩(wěn)定偏斜于y軸的負(fù)方向；L／D＝1．67、L／D＝1．97和L／D＝2．42三種情況下射流的擴(kuò)散較為類似，射流的擴(kuò)散角與前2種情況下比起來明顯增大，均為12°，且射流的勢核區(qū)（圖中白色部分代表的區(qū)域）寬度也明顯增加，此時射流發(fā)生自激振蕩，該結(jié)論從這3種噴嘴的瞬時速度場更容易得出．射流發(fā)生振蕩時，其湍流混合強度增加．L／D＝1．67時射流勢核區(qū)并不在軸心線處，而是在偏向y軸負(fù)方向的一側(cè)．由圖3可知，y軸負(fù)方向的擴(kuò)散均比正方向的擴(kuò)散強烈，這是因為y軸正方向的擴(kuò)散由于等邊三角形各邊的阻擋而受到了限制．從圖3推斷，對于入口為等邊三角形、膨脹率D／De為2．78的突擴(kuò)腔體噴嘴，噴嘴出口射流平均速度場的擴(kuò)散角α≥12°時射流發(fā)生自激振蕩．

3．1．2 平均速度衰減

圖4為不同腔體長度下三角形入口突擴(kuò)腔體噴嘴射流的軸心線速度衰減圖，Uc表示射流軸心線上的平均速度．由圖4可以看出，L／D＝1．36時沿軸心線的無量綱平均速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于其他4種情況下的無量綱平均速度，這是由于射流發(fā)生了偏斜，此時的軸心線速度并不是射流中心線上的速度．當(dāng)L／D＝1．06時射流軸心線的速度在x／De＝8處衰減突然增加，這是由于此時射流發(fā)生略微偏斜，同樣軸心線速度并不是射流中心線上的速度，這與圖3（a）吻合．L／D＝1．67時的初始段射流速度衰減比L／D＝1．97和L／D＝2．42時快，這是由于該腔體長度下射流核心段發(fā)生了偏斜造成的．腔體長徑比L／D＝1．97與L／D＝2．42時的射流速度衰減在射流的初始段基本一致，但L／D＝2．42的噴嘴在8＜x／De＜17范圍內(nèi)射流衰減得更快．

圖4 不同腔體長度下三角形入口突擴(kuò)腔體噴嘴出口射流平均速度衰減圖Fig．4 Mean velocity decay of jets following the sudden expansion chamber at different chamber lengths

3．2 脈動速度

圖5給出了不同腔體長度下三角形入口突擴(kuò)腔體噴嘴出口射流過軸心線的xy平面上的無量綱脈動速度場分布，其中脈動速度通過Um進(jìn)行無量綱化處理．若用u和v分別代表射流脈動速度的軸向和徑向（圖中指y軸方向）分量，圖5（a）～圖5（e）給出的是各種腔體長度下無量綱化的射流脈動速度軸向分量的絕對值u＇＝（u2）1／2，圖5（f）～圖5（j）給出的是無量綱化的射流脈動速度徑向分量的絕對值v＇＝（v2）1／2．

圖5 不同腔體長度下三角形入口突擴(kuò)腔體噴嘴出口射流無量綱脈動速度場Fig．5 Contours of dimensionless oscillating velocity of jets following the sudden expansion chamber at different chamber lengths

由圖5可以看出，不同腔體長度下射流脈動速度的軸向分量均呈現(xiàn)射流中心線處小、射流中心線兩側(cè)大的趨勢，而徑向分量則呈現(xiàn)射流中心線處大、射流中心線兩側(cè)小的趨勢．在腔體長徑比L／D從1．06增大到1．67的過程中，脈動速度的軸向分量和徑向分量均呈現(xiàn)增大的趨勢，即隨著腔體長度的增加，湍流強度增加．L／D＝1．67、L／D＝1．97與L／D＝2．42三種情況下射流脈動速度的軸向分量和徑向分量的分布及大小較為類似，但L／D＝2．42時腔體出口處脈動速度的軸向分量和徑向分量略小，此時隨著腔體長度的增加，射流的湍流擴(kuò)散有減小的趨勢．

3．3 湍動能

湍動能的定義式為

在計算中，假設(shè)v和w相等，該假設(shè)在射流中心線周圍應(yīng)該是合理的［16］，因而湍動能的計算式簡化為

由式（2）得出的不同腔體長度下三角形入口突擴(kuò)腔體噴嘴出口射流的無量綱湍動能場見圖6，其中湍動能通過U2m進(jìn)行無量綱化處理．

圖6 不同腔體長度下三角形入口突擴(kuò)腔體噴嘴出口射流無量綱湍動能場Fig．6 Contours of dimensionless turbulence kinetic energy of jets following the sudden expansion chamber at different chamber lengths

從圖6可以看出，在腔體長徑比L／D由1．06增大到1．67的過程中，腔體出口段射流的湍動能逐漸增加，說明此時湍流強度也在增強．L／D＝1．36時腔體出口射流y軸負(fù)方向的湍動能遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于正方向的湍動能，這是射流發(fā)生偏斜的直接原因．但L／D由1．67增大到2．42的過程中，湍動能略微減小，但變化不大，在此腔體長徑比范圍內(nèi)噴嘴發(fā)生自激振蕩，且在該范圍內(nèi)改變腔體長度對射流振蕩的發(fā)生不會產(chǎn)生影響．

4 結(jié) 論

（1）對于腔體入口為等邊三角形、膨脹率D／De為2．78的突擴(kuò)腔體噴嘴，隨著腔體長度的增加，在噴嘴射流發(fā)生自激振蕩前，經(jīng)歷了自由射流和穩(wěn)定偏斜2個階段．

（2）當(dāng)腔體長徑比L／D較小時，腔體長度對射流基本無影響，此時射流類似自由射流；當(dāng)1．06≤L／D≤1．36時，射流發(fā)生偏斜；當(dāng)1．67≤L／D≤2．42時，射流發(fā)生自激振蕩，在實際工業(yè)應(yīng)用中要選取此范圍的腔體長度才能達(dá)到自激振蕩的效果．

（3）當(dāng)L／D＝2．42時，射流腔體出口處的脈動速度分量及湍動能均比L／D＝1．67和L／D＝1．97時要小，推測隨著腔體長度的繼續(xù)增加，射流的湍流擴(kuò)散有降低的趨勢．

（4）對于入口為等邊三角形、膨脹率D／De為2．78的突擴(kuò)腔體噴嘴，射流發(fā)生自激振蕩的判據(jù)為α≥12°．

［1］米建春，李鵬飛．低NOx自激振蕩射流燃燒器［J］．中國電機工程學(xué)報，2010，30（8）：32－38．MI Jianchun，LI Pengfei．Low NOxself－excited oscillating－jet burners［J］．Proceedings of the CSEE，2010，30（8）：32－38．

［2］NATHAN G J，MI J，ALWAHABI Z T，et al．Impacts of a jet＇s exit flow pattern on mixing and combustion performance［J］．Progress in Energy and Combustion Science，2006，32（5／6）：496－538．

［3］NATHAN G J，LUXTON R E，SMART J P．Reduced NOxemissions and enhanced large scale turbulence from a precessing jet burner［J］．Symposium（International）on Combustion，1992，24（1）：1399－1405．

［4］FREUND J B，MOIN P．Jet mixing enhancement by high－amplitude fluidic actuation［J］．American Institute of Aeronautics and Astronautics Journal，2000，38（10）：1863－1870．

［5］KOUMOUTSAKOS P，F(xiàn)REUND J，PAREKH D．Evolution strategies for automatic opimisation of jet mixing［J］．American Institute of Aeronautics and Astronautics Journal，2001，39（5）：967－969．

［6］SIMMONS J M，LAI J C S，PLATZER M F．Jet excitation by an oscillating vane［J］．American Institute of Aeronautics and Astronautics Journal，1981，19（6）：673－676．

［7］葉純杰，范俊生，潘紅良．傾斜射流對移動平板表面紊動和傳熱特性的影響［J］．動力工程學(xué)報，2012，32（4）：315－320．YE Chunjie，F(xiàn)AN Junsheng，PAN Hongliang．Influence of oblique impinging jet on flow and heat transfer characteristics on surface of a moving flat plate［J］．Journal of Chinese Society of Power Engineering，2012，32（4）：315－320．

［8］RAMAN G，RICE E J．Axisymmetric jet forced by fundamental and subharmonic tones［J］．American Institute of Aeronautics and Astronautics Journal，1991，29（7）：1114－1122．

［9］NATHAN G J，HILL S J，LUXTON R E．An axisymmetric＇fludic＇nozzle to generate jet precession［J］．Journal of Fluid Mechanics，1998，370（1）：347－380．

［10］RAPSON D，STOKES B，HILL S J．Kiln flame shape optimisation using a Gyro－Therm gas burner［J］．World Cement，1995，26（7）：2－5．

［11］MANIAS C G，NATHAN G J．The precessing jet gas burner－a low NOxburner providing process efficiency and product quality improvements［J］．World Cement，1993，4（3）：4－11．

［12］LEE S K，LANSPEARY P V，NATHAN G J，et al．Low kinetic－energy loss oscillating－triangular－jet nozzles［J］．Experimental Thermal and Fluid Science，2003，27（5）：553－561．

［13］ENGLAND G，KALT P，NATHAN G，et al．The effect of density ratio on the near field of a naturally occurring oscillating jet［J］．Experiments in Fluids，2010，48（1）：69－80．

［14］LEE S K．Study of a naturally oscillating triangularjet flow［D］．Australia：The University of Adelaide，2009．

［15］徐玉明，遲衛(wèi)，莫立新．PIV測試技術(shù)及其應(yīng)用［J］．艦船科學(xué)技術(shù)，2007，29（3）：101－105．XU Yuming，CHI Wei，MO Lixin．PIV measurement technique and its application［J］．Ship Science and Technology，2007，29（3）：101－105．

［16］MI J，KALT P，NATHAN G J．On turbulent jets issuing from notched－rectangular and circular orifice plates［J］．Flow，Turbulence and Combustion，2009，84（4）：565－582．