《Fluids》：Characterizing the Internal Flow Behavior of Spray Pulsating Operation in Internal-Mixing Y-Jet Atomizers
内混式Y型雾化喷嘴内部流动行为与喷雾脉动操作表征
引言
重油加工在能源生产系统中具有重要地位，特别是在发电厂、燃烧过程和流体催化裂化（FCC）装置中。在这些应用中，油以喷雾形式分散，以增加比表面积，从而增强传热和传质现象。例如，在FCC装置中，原油在反应器内分散，随后通过催化裂化转化为有价值的石化产品，如航空燃料、柴油、汽油和碳氢化合物。因此，理解和改进油品雾化对燃料生产具有重要的环境和经济意义。
重油类别包括一系列高粘度燃料，如渣油和石脑油，这些燃料难以有效雾化，需要专门设计的喷嘴用于工业过程。在这方面，已采用特定策略来促进这些粘性液体的分散，例如油品预热和使用分散介质（通常是压缩空气或过热蒸汽）辅助雾化。
在双流体雾化器中使用辅助气体与单流体雾化器相比具有优势，例如在较低操作压力下实现粘性液体的高效雾化。通过优化喷嘴几何形状和调整操作条件，可以进一步改善雾化效果，即减小液滴尺寸。这些措施有助于达到可接受的气体排放水平和确保装置正常运行。
工业发电厂中典型的雾化器包括T型和Y型喷嘴。它们被归类为内混式喷嘴，特别适用于高操作负荷下雾化粘性液体，因为它们使用高速气流并在喷嘴腔内促进强烈的气液混合。与其它双流体雾化器（如泡状雾化器）相比，这种设计因其几何结构简单、维护方便廉价且不易因重油与蒸汽接触形成焦炭而堵塞，而更适用于流体催化裂化装置。
在内混式喷嘴中，与压力雾化或冲击雾化相比，剪切驱动的雾化是主要的破碎机制。高速气流与相对缓慢移动的液体表面相互作用，诱发开尔文-亥姆霍兹不稳定性，形成表面波，这些波从主体液体上脱离，产生液丝，进而形成初始液滴。
这两种喷嘴设计的一个关键区别在于气体和液体注入端口之间的冲击角度。在T型喷嘴中，液体垂直于中心气流（成90°角）进入，而在Y型喷嘴中，流体入口以较小的角度汇合。当气体流入混合室时，它对液流施加额外的剪切力，将其推向喷嘴出口，并促进液体破碎。
液体穿透混合室及其与气流的相互作用由液气动量比（Φ）控制，该参数定义为方程（1）。Φ的大小代表了液体注入力相对于气流的相对大小。这个参数对于喷雾不同区域的局部液体分布具有决定性作用，例如使用分布测量仪测量的情况。这种喷雾特性直接影响液滴尺寸和速度的空间分布。液体质量通量较低的区域通常由于气体和液体之间的速度差诱导进一步的液体破碎而呈现较小的液滴尺寸。
实验压力采集
本节介绍的实验方法描述了如何从混合室内部采集压力。结果用于验证后续章节中介绍的数值模拟。实验装置和操作条件的详细描述见参考文献，本文仅提供有关喷嘴结构和压力传感器位置的相关信息。
用于FCC反应器中蒸汽辅助油雾化的典型雾化器布局如图所示。它采用中心喷枪用于气体流动，本研究中的内径为35毫米，而液体流经环形截面，外径为90毫米，直至到达雾化器尖端的Y型喷嘴，如图中红色虚线圆圈所突出显示。
内混式Y型喷嘴设计包括两个相距180°的液体入口端口，如图所示。进入混合室后，两股液流相互冲击，并受到来自上方的高速中心气流的进一步破碎。喷嘴几何形状的特征包括液气冲击角α = 72°，混合室长度Lm= 34.3毫米，开口角β = 10°，导致出口直径Dm= 15.2毫米。气体供应通道在喉部的最小直径为DG= 3.6毫米，液体通道的最小直径为DL= 5.5毫米。
关于内部混合过程的重要细节可以从内部压力信号中得出。为此，喷嘴有一个中心内部压力监测点（pm），如图中绿色标记所示，位于z/DG= 0.375处。该压力传感器能够以333 Hz的采集频率测量混合室中心线的静压。该点与气体入口端口对齐并直接位于其下游。其位置特意设置在冲击前区域，该区域以单相气流为主。这使得能够确定实验中在最小面积区域是否达到壅塞气体流动条件。此外，气体和液体注入压力（pG和 pL）分别从注入雾化器之前的压力传感器获得。
本工作中，实验使用水和空气作为工作流体。压缩空气在室温（21 ± 2 °C）下供应，其流量使用具有0-650 kg/h操作范围和1%不确定度的流量计测量。在所有实验中，空气注入保持恒定，绝对压力为7巴，这是在到达喷嘴之前使用具有0至11巴范围和0.01巴精度的压力传感器测量的。水由离心泵供应，操作条件使用流量计和压力传感器测量。通过改变液体质量流量而气体注入保持恒定来获得不同的操作条件。
数值方法
数值模拟旨在探索内部混合室内气相和液相相互作用促进的混合状态。由于制造喷嘴（如金属）时使用不透明材料，在实际设施中进行这种表征具有挑战性。模拟代表并与使用水作为液体的空气辅助雾化实验进行比较。在前处理阶段，使用软件将喷嘴空腔的几何形状离散化为控制体积。用于表示流体入口和混合室的数值网格草图包括一个矩形几何形状，如图所示。
前处理阶段包括设置边界条件和确定数值模型求解策略，该策略使用软件中的有限体积法执行。
Y型雾化器内部多相流的数值建模假设连续介质假设、液相不可压缩流动、气体可压缩流动且无化学反应。气相和液相不相互渗透，它们之间的流动界面使用VOF（流体体积）方法进行跟踪。
使用VOF方法符合这项工作的主要目标，即表示喷嘴内的整体喷雾行为并表征喷嘴空腔内液流和气流之间的相互作用。喷嘴空腔中的初级破碎和液滴形成需要非常精细的网格或其他数值方法，如LES或自适应网格细化，这些方法计算成本更高。在这项工作中，使用高阶界面重构（几何重构方案）来表示界面，并专注于喷嘴内的气液相互作用。
因此，多相流可以由质量守恒方程（方程（2））和线性动量守恒方程（方程（3））表示。其中v是速度矢量，ρ是流体密度，p是静压，g是重力矢量，μeff是有效粘度，定义为分子粘度（μ）和湍流粘度（μT）之和，根据方程（4）。
表面张力F使用连续表面力（CSF）模型进行建模。在VOF模型中，流体共享相同的输运方程，并且由于它们不相互渗透，在每个控制体积中，相体积分数之和等于1，如方程（5）所示，其中fv,q是组分q的体积分数。fv,q等于0表示控制体积为空，fv,q等于1表示控制体积充满第q种组分，而0 < fv,q< 1表示控制体积包含第q种组分与一个或多个其他组分的界面。
fv,q的连续性方程表示没有源项和质量传递的体积分数的时间和空间演化，根据方程（6），其中ρq是第q相的密度，vq是第q相的速度矢量。
方程（2）–（4）中的密度和分子粘度使用混合规则定义，考虑每个控制体积中的相体积分数。对于两相系统，如本研究由索引1和2表示的情况，并且已知相2的体积分数，ρ和μ分别由方程（7）和（8）给出。体积分数连续性方程的求解允许跟踪两相之间的界面。
湍流建模依赖于Boussinesq假设，该假设假设Navier-Stokes方程中的雷诺张量是应变率的线性函数，湍流粘度作为系数。本工作中提出的数值研究使用剪切应力传输（SST）k-ω模型计算湍流粘度。该模型基于k-ε和k-ω混合，用于描述宽雷诺数范围内边界层内部和外部的湍流流体流动。该模型假设涡粘性假说，并将湍流粘度视为有效粘度，如方程（4）所示。这是比LES或DNS等更昂贵方法更合理的选择，符合这项工作的主要目标。
表1显示了标准模拟配置。模拟将空气表示为遵循理想定律的可压缩气相。它在气体入口边界条件处以7巴的绝对压力注入，对应于空气辅助实验。水是液相，其入口根据评估条件设置为恒定速度大小。在域出口指定了规定压力等于0 Pa的出口边界条件。所有壁面均表征为无滑移条件。使用自适应时间步长（1 × 10?7s < Δt < 1 × 10?3s）。模拟使用软件进行处理，而后处理在软件中完成。
尽管VOF通常用于不可压缩或弱可压缩问题，但气体流动，特别是在气体入口端口之后，具有可压缩效应。在这一点上，考虑将气体建模为可压缩流体并在本工作中启用能量方程是很重要的，如表1所示。
与网格单元大小相关的数值解不确定性使用GCI（网格收敛指数）方法进行量化。为了评估混合室内的液体高度和沿喷嘴长度靠近内壁的腔室压力作为局部变量，已经生成了三种不同精细度的网格。液体高度的GCI沿喷嘴长度低于3.5%，而静压的GCI通常低于10%。因此，具有大约85,000个单元的中间网格用于进一步的内部流动模拟研究。这是确保模拟准确性的关键步骤。网格的GCI方法的更详细分析见附录A。
结果与讨论
与实验数据的比较
模拟在表示喷嘴空腔内压力方面的性能进行了分析。图中，实线表示在不同GLR下，各自整个模拟周期（每个GLR中为0.04~0.05秒）内混合室平均静压的轴向分布。阴影区域对应于压力时间波动。三角形标记表示在相应实验条件下在压力采集点实验获得的内部腔室静压。在该图中，误差线也表示测量信号的时间波动。
与脉动液体喷射相关的间歇过程导致显著的压力信号波动。GLR = 0.024的条件代表了实验中非常高的动量比Φ的操作，其特点是pm的显著波动。该条件可以通过模拟充分表示，在冲击前位置，实验获得的平均静压为1.35巴，数值模拟获得为1.38巴。
将GLR增加到0.034会导致内部混合室压力降低，这在实验和模拟中均观察到。在数值模拟中，压力降低更为显著，因为它对气体流动可用空间的限制较小。因此，在这种条件下，数值模拟中液体比实验中更强烈地被压向内部腔室壁。这种行为可以通过对真实喷嘴的内部流动进行成像来验证，但这超出了本工作的范围。动量比Φ的减小导致液体穿透喷嘴空腔的程度降低，并对气体进入混合室时的膨胀施加较弱的限制。
降低GLR时获得的较高压力pm导致更强烈的压力波动，这会影响空气和水流，如图所示在GLR = 0.024（Φ ? 1.47）时。在图a中，空气压力读取左纵坐标轴，而液体和混合室压力读取右纵坐标轴。
压力波动在图中以不同的时间尺度发生，主要变化在毫秒量级。然而，在非常低的GLR下实验的一个显著特征在6到9秒之间观察到，此时压力大幅下降至约0.8巴。同时，液体压力略有下降，而气体压力增加。这种低GLR下雾化器的性能在不同Y型喷嘴的实验中被一致观察到，并归因于液体动量相对于气体动量更大。
根据Barbieri等人（2023年）的研究，在这些情况下，液体注入混合室会暂时阻碍气体流动。一旦气体克服这种约束，它会强力将液体团从混合室中排出，导致更频繁的气泡破裂和液体韧带和液滴的脱离。在这些条件下，特别是在更低的GLR下，间歇性喷嘴操作和脉动喷雾形成变得更加剧烈，导致不稳定的性能。
实验混合室压力信号的短时间间隔（Δt = 35毫秒），如图a中箭头所示，与模拟获得的腔室压力信号在图中进行比较。数值数据表示为从模拟开始时的绿色虚线，而实验数据是连续的绿线。图中数值数据在16.7毫秒到19.3毫秒之间的空白对应于模拟期间未采集数据的时期。
尽管在模拟开始时静压低于0.4巴，但在5毫秒后，有证据表明在0.8到2.8巴之间存在显著的压力波动。在图中6到9秒之间的实验中也观察到了类似的pm值0.8巴，尽管波动似乎不那么频繁。这种差异可能是由于数据采集频率的不同——模拟中约为12,500 Hz，而实验中为333 Hz。需要更接近的实验和模拟采集频率来捕捉相同的瞬态现象。
通过降低液体流量将GLR增加到0.034会导致更稳定的空气辅助雾化，如图所示。观察到两个主要的波动时间尺度，特别是在液体和混合室压力信号中：一个周期为几秒，另一个更频繁的波动发生在毫秒尺度上。在这种操作条件下，液体对喷嘴空腔内气体膨胀的限制较弱，防止了图中观察到的显著压力下降。
图中相应的数值结果表明压力值低于实验值，冲击前阶段的静压主要在0到1.2巴之间。相比之下，实验数据显示平均压力约为1.18巴。
液体物理性质的变化将直接影响气体破碎液体的方式，因为它们与惯性力和空气动力耦合。较低的表面张力将有助于 destabilize 液体表面，因为液体分子之间的内聚力减小。因此，气体的动能将遇到减少的液体破碎阻力。另一方面，液体粘度的增加将抑制液体不稳定性的增长，因为液体会抵抗内部剪切变形，吸收气体的湍流和空气动力能量。因此，与比水粘度更高的液体相比，预计会产生更大的韧带和更粗糙的喷雾。对此主题的更深入研究需要进一步的数值和实验检验，但这超出了本工作的范围。
压力时间发展的分析
脉动流模式对所有模拟条件下喷嘴空腔内压力时间演化的影响如图所示。随着GLR降低（通过在恒定空气质量流量下增加液体质量流量实现），平均腔室压力和压力波动幅度都增加。
这些波动的频率分析如图所示，揭示了每个频谱中的一个主导峰值，其幅度随着GLR降低而增加。峰值频率也随着GLR降低而降低，如图所示。例如，在GLR = 0.009时，其最高幅度表明在这种条件下压力波动最剧烈。与其他情况相比，其最高频率表明增加液体质量流量促进了更频繁的喷嘴空腔横截面阻塞，导致脉动喷雾流型。
液体体积分数、速度和压力场的表征
通过考虑模拟结果进一步探讨压力振荡及其与内部流动发展的关系。图中的快照时间序列代表了喷嘴空腔内的初始雾化阶段。在这种情况下，48 kg/h的空气流量和2000 kg/h的液体流量同时启动，对应于GLR = 0.024。
图a显示了模拟开始后1到6毫秒内喷嘴空腔内的多相流演化，由液体体积分数表示。由于空气入口压力与腔内大气压之比大于1.89，气体在模拟开始时在喉部发展出壅塞流动条件，如图b速度分布所示。图c中的静压场也证明了壅塞条件典型的压力梯度的发生。
在t = 2毫秒时与气体接触后，液体与其相互作用并改变喷嘴内的压力和速度场，将气体推向混合室中心，如图所示。具有大于气体动量（Φ = 1.47）的液体注入向喷嘴空腔中心推进并部分阻塞气体流动。除了改变速度分布外，液体对喷嘴空腔横截面的阻塞增加了冲击前区域的静压，如图所示在t = 3毫秒时，在这种情况下最终导致液体韧带从液射流脱离。这种行为证明了在Y型喷嘴内部混合室中观察到的典型脉动喷雾流的开始，这无疑影响了喷雾发展以及离开喷嘴后的液滴尺寸和速度。
在这些液体团排出后，冲击区域的压力下降（图c在t = 4毫秒），并且液体膜中出现新的不稳定性，形成向喷嘴中心的液体喷射。这些液体团向喷嘴空腔中部延伸并再次限制气体流动。这个循环随着模拟的进行而重复，如图所示，考虑模拟开始后30 < t < 35毫秒的时间间隔，导致脉动喷雾流。
快照还显示液体区域更集中在喷嘴内壁附近，而气体占据喷嘴中心，除非液体团被排出。三维流动模型表明液体韧带不对称地投射到腔室中心，这可能导致交替的液体排出。
将Φ增加到11.51会导致液体对气体流动施加更强烈的限制，如图所示在GLR = 0.009时。该图显示了模拟开始后48 < t < 53毫秒时液体体积分数（图a）、流动速度（图b）和喷嘴内压力（图c）的瞬时快照。由于液体射流动量高于气体，它们比Φ = 1.47时更进一步向喷嘴空腔中心推进，甚至在图中t = 50毫秒时发生撞击。因此，冲击前区域压力显著增加，直到气体克服液体对其流动施加的阻力。当这种情况在t = 52毫秒和t = 53毫秒发生时，液体会向喷嘴出口方向排出，冲击前区域压力降低，压力波沿喷嘴传播。这种压力传播在t = 48毫秒和t = 49毫秒时也很明显，这是由在此之前时间步长排出的液体团引起的。
图中所示的体积分数、流动速度和压力场快照在t = 50毫秒和t = 51毫秒的时刻之间非常相似。这种行为表明整个液体排出机制，包括压力释放和随后的压力积聚，至少在该1毫秒的时间间隔内发生一次。这个过程在图中以更高的时间分辨率进行了研究，该图显示了模拟开始后51.1 ≤ t ≤ 51.6毫秒内每0.1毫秒的瞬时快照。
图中在t = 51毫秒形成的高压区域之后，在t = 51.1毫秒时伴随着液体质量的释放和压力释放，该释放沿喷嘴空腔在t = 51.2毫秒传播。当通道再次为流动清理时，多相混合物，特别是气体，速度增加，尤其是在喷嘴中部。然而，在t = 51.2毫秒时，冲击前区域再次形成喷嘴横截面的收缩，并持续到t = 51.3毫秒。被液体阻塞的气体增加了该喷嘴区域的压力，并且中间喷嘴区域的流动速度显著降低。当气体克服液体施加的阻力时，这最终导致液体排出，在t = 51.4毫秒释放冲击前区域的压力。在较低的GLR条件下，如图和图所示，脉动运动比高GLR条件下更剧烈，并且喷嘴空腔横截面的阻塞，取决于液体动量，对于表征不同的流型至关重要。
结论
使用Y型喷嘴进行液体雾化在石油炼制过程中起着基础性作用。理解这种喷嘴配置的操作对于优化能源使用、提高工艺效率以及通过最小化原材料消耗来减少环境影响至关重要。
实现稳定雾化对于炼油设施的合理设计和确保一致的产品标准至关重要。然而，脉动喷雾的形成对操作条件高度敏感。本研究确定了导致脉动喷雾形成的机制，并阐明了喷嘴混合室内气液相互作用的作用。
当液体射流进入混合室时，它们对气流施加背压。增加液气动量比，即降低气液质量流量比GLR，限制了混合室内气体膨胀的可用空间，并提高了内部压力，导致pm/pG与GLR之间的幂律关系。这种典型的Y型喷嘴操作导致喷嘴空腔内高压，特别是在冲击前区域，这与液体再循环相关，该再循环可能部分阻塞气体流入混合室。当克服由液体射流建立的障碍时，气流促进从喷嘴突然排出液体质量，产生振荡喷雾形成。随着流动在膨胀的喷嘴空腔中发展，压力沿喷嘴空腔降低，直至达到外部的大气压力。此外，在较低的动量比Φ下，液体投射在冲击区域交替脱离，而在高动量比下，流动发展更对称。
数值模型已通过喷嘴内部的实验压力测量进行了验证。压力大小的比较与测量值一致，并且压力信号振荡已被测量和数值捕获，这些振荡与喷嘴内的强烈混合相关。这些振荡发生的频率取决于操作条件，并随着GLR降低而降低。随着动量比Φ增加，观察到更强烈的压力波动。
这些发现强调了为特定工业应用选择适当的GLR值以平衡雾化效率和稳定性的重要性。对多相流动力学的全面研究可以为设计更高效的雾化器提供信息，并指导定义抑制脉动行为同时保持有效雾化的操作窗口。
