背壓對氣液針栓單元噴霧分布特性的影響

李子光，成鵬，李清廉，白曉，曹鵬進

國防科技大學 空天科學學院 高超聲速沖壓發動機技術重點實驗室，長沙 410073

針栓式噴注器因具有結構簡單、固有燃燒穩定性和可深度變推力等特點，在液體火箭發動機領域得到了廣泛的應用，例如美國阿波羅登月艙下 降 級 發 動 機［1］（Lunar Module Descent En?gine， LMDE）和中國落月探火著陸器的下降級發動機均采用針栓式噴注器［2-5］。與針栓式噴注器的廣泛應用相比，人們對針栓式噴注器噴霧燃燒特性的認識仍然有限。自19 世紀50 年代以來，針栓式噴注器的設計和使用嚴重依賴于工程經驗。為了揭示針栓式噴注器破碎霧化的基本機理，明晰其噴霧空間分布特征和霧化特性，美國、韓國、中國等國家的相關研究機構已經對針栓式噴注器的霧化過程和噴霧特性進行了大量的研究，尤其是針栓式噴注器的噴霧分布特性。Lee 等［6］通過實驗研究了徑向縫型氣液針栓式噴注器在不同環縫厚度下的噴霧模式。張彬［7］和王凱［8］等分別對徑向孔型氣液針栓單元和液液針栓單元的一次破碎過程進行了數值仿真研究，闡明了針栓單元在大氣環境下的噴霧形態和噴霧場結構。Fang 等［9］通過實驗研究了主要結構參數對徑向縫型氣液針栓式噴注器噴霧錐角的影響。Son［10-12］和Zhou［13］等針對徑向縫型氣液針栓式噴注器提出了預測噴霧錐角的經驗公式。Cheng等［14-15］通過理論分析，針對液液針栓式噴注器提出了精度較高的噴霧錐角預測模型。張波濤等［16-18］基于冷態實驗和理論分析，提出了徑向孔型氣液針栓單元的噴霧錐角經驗公式和節流條件下的噴霧錐角模型。由此可見，當前對于針栓式噴注器噴霧分布特性的研究主要集中在噴霧形態和噴霧錐角隨結構和工況參數的變化方面，并建立了多種預測噴霧錐角的理論或者半經驗模型。

雖然當前已對針栓式噴注器噴霧分布特性進行了大量的研究，但是基本局限在大氣環境下。由于環境氣體的密度差異，液體火箭發動機工作時燃燒室內的高壓環境會導致噴霧分布與在大氣環境下的噴霧分布存在很大差別。許多研究人員通過實驗研究了背壓對各類液體火箭發動機噴嘴噴霧特性的影響。曹智程［19］設計了內徑為280 mm 的反壓艙，在0.8 MPa 背壓環境中對氣液同軸直流離心噴嘴進行了霧化實驗，結果表明：反壓艙能夠提供模擬液體火箭發動機燃燒室的壓力環境。Lee 等［20］采用液氮和氮氣在背壓為2.98～9.88 bar（1 bar=100 kPa）條件下開展了徑向縫型氣液針栓式噴注器的霧化實驗，并考慮推進劑密度變化修正了先前提出的噴霧錐角模型。Bai 等［21］在反壓艙中開展了液體中心式氣液同軸離心式噴嘴的冷態霧化實驗，研究了背壓對自激振蕩的影響規律。Wang 等［22］觀察到了離心式噴嘴在背壓升高時噴霧錐的收縮現象。Kim 等［23］研究了背壓對離心式噴嘴噴霧錐角和破碎長度的影響，發現液膜破碎前噴霧錐角基本不變而破碎后噴霧錐角變化較大。此外，De Corso 等［24］研究了不同背壓下柴油噴嘴的霧化特性，觀測到破碎后的噴霧錐在內外壓差的作用下收縮。由此可見，背壓對不同類型噴嘴的噴霧特性影響顯著，原因在于背壓的變化會直接改變環境密度，環境密度的變化既影響氣態推進劑的噴注狀態，又改變液態推進劑受到的氣動力作用大小，最終改變了推進劑的破碎霧化過程及其形成的噴霧分布。因此，為了進一步明晰氣液針栓式噴注器的噴霧分布特性，還需要在背壓環境下開展大量研究。

總的來說，現有研究雖獲得了許多關于針栓式噴注器噴霧分布特性的成果，但目前鮮有關于背壓對針栓式噴注器噴霧分布特性影響的研究。背壓對氣液針栓式噴注器噴霧分布特性的影響尚不明確，同時在針栓式噴注器噴霧特性的綜述報道［25-26］中也指出亟需開展背壓對針栓式噴注器噴霧特性影響的研究。為了探究背壓對氣液針栓式噴注器噴霧分布特性的影響，本文以徑向孔型氣液針栓單元為研究對象，在不同背壓環境下開展了冷態霧化實驗，結合圖像處理研究了背壓對噴霧形態和噴霧空間分布的影響，為氣液針栓式噴注器的設計和工況選取提供了參考。

1 實驗方法

1.1 實驗對象與實驗系統

本研究所采用的氣液針栓單元由中心液體通道和外側氣體通道部件組成，兩者共同形成矩形氣膜噴注通道，針栓單元的結構如圖1（a）所示，徑向噴孔和軸向氣膜結構示意如圖1（b）和圖1（c）所示。該針栓單元由軸對稱氣液針栓式噴注器簡化設計而來，在保持氣膜厚度、噴孔尺寸、跳過距離不變的前提下，將環形氣膜簡化為平面氣膜，設計了具有3 個徑向噴孔的氣液針栓單元。針栓單元的主要結構尺寸如表1 所示。

表1 針栓單元結構參數Table 1 Structure parameters of pintle injector element

圖1 針栓單元結構示意圖Fig.1 Structure diagram of pintle injector element

常流式反壓霧化實驗系統由工質供應系統、反壓罐本體、反壓氣源供應系統、視窗除霧氣源供應系統、排氣排水系統、中央控制系統（未示出）等組成，系統工作原理如圖2 所示，反壓罐本體如圖3 所示。工質供應系統為擠壓式供應系統，采用高壓氮氣作為增壓介質，采用過濾水和干燥空氣代替液氧和氣甲烷作為模擬工質。反壓罐外形為球形，內部最大直徑500 mm，能夠提供的背壓范圍為絕對壓力0.1～6.0 MPa。反壓罐上安裝有定制的K 型熱電偶和KQ-SPB105 型壓力變送器，可分別對反壓罐內的溫度和壓力進行實時監測，溫度量程和精度分別為0～1 000 K、0.5%F.S.，壓力量程和精度分別為0～10 MPa、0.5%F.S.。此外，中央控制系統根據傳感器監測數據控制進排氣管路上的電動球閥開度以實時調節背壓壓力，從而保證實驗時背壓穩定。測控系統由溫度傳感器、壓力傳感器、渦輪流量計和測控機柜組成，可以測量工質流量、環境背壓、噴前壓力、環境溫度等信息。相比傳統的矩形或圓柱形反壓艙，所搭建的反壓霧化實驗系統光學可測角度更多，常流式進排氣系統與中央控制系統配合提供的背壓環境更為穩定。

圖2 常流式反壓霧化實驗系統圖Fig.2 Diagram of normal flow backpressure atomization experimental system

圖3 反壓罐本體Fig.3 Anti-pressure tank body

1.2 實驗工況

依托常流式反壓霧化實驗系統建立了3 種不同 的 穩 定 背 壓 環 境（0.5 MPa、1.0 MPa 和1.5 MPa），環境溫度為常溫（298 K），通過改變氣液質量流量，在每種背壓環境下開展了6 個不同局部動量比（Local Momentum Ratio，LMR） 工況下的冷態霧化實驗，LMR 的定義為

式中：ml、mf分別為液體質量流量和氣體質量流量；vl、vf分別為液體噴注速度和氣體噴注速度；n為噴孔數量；W為噴孔寬度；L為氣膜寬度。

在不同背壓環境下，LMR 的變化范圍基本一致，實驗時的實際背壓與目標背壓最大誤差為4%，具體工況參數如表2 所示。

表2 實驗工況參數Table 2 Test condition parameters

1.3 背景光成像系統與圖像處理方法

實驗采用背景光成像系統來獲取氣液針栓單元的瞬態噴霧圖像，該系統主要由高速攝影相機、背景光源和計算機組成，如圖2 所示。本研究中所用的背景光源為LED 面光源，可以生成均勻的背景光。高速攝影相機為Photron FSATCAM SA-X2，與Nikon ED 200 mm 定焦鏡頭配合使用。拍攝噴霧時，所采用的幀頻為20 000 f/s，曝光時間為1/100 000 s，圖像分辨率為1 024 pixel×672 pixel。

為了準確并定量地對氣液針栓單元的噴霧結構進行分析，需要對圖像進行相應的處理，例如劃分噴霧和背景部分，提取噴霧邊界、噴霧半錐角等信息。為了使噴霧結構更加清晰，采用以下流程對噴霧圖像進行處理和特征提?。簽V波去噪、物景分割、統一背景、提取輪廓。首先對圖像進行均值濾波，在盡可能保留圖像原始信息的同時弱化噪聲，濾波后的圖像如圖4（a）所示。然后采用一種自適應閾值確定方法（Otsu 方法）對圖像進行分割，該方法適用于噴霧與背景的對比度存在差異的圖像，可對噴霧部分實現較為精準的分割，圖像灰度直方圖及自適應閾值如圖4（b）所示。接著，將分割出的背景區域（不包含針栓頭）統一成純白色，即將背景區域的灰度值賦予飽和灰度值1，而噴霧部分則保持原狀，不做處理，結果如圖4（c）所示。為了使噴霧與背景的界限更加明顯，在統一背景的基礎上對圖像進行二值化，將噴霧部分的灰度值設置為0 即可，二值圖像如圖4（d）所示。

圖4 噴霧圖像處理過程Fig.4 Spray image processing process

最后，采用Sobel 算法對二值圖像進行邊緣檢測，提取噴霧輪廓，提取得到單張圖像的噴霧輪廓如圖5（a）所示。將提取得到的噴霧輪廓與原始噴霧圖像進行疊加，如圖5（b）所示，可見噴霧與提取的輪廓對應關系較好。在此基礎上，對提取得到的1 000 張瞬態噴霧輪廓進行平均處理，獲得時均噴霧輪廓，如圖5（c）所示。采用時均噴霧輪廓的最外側輪廓作為射流迎風面邊界輪廓線。噴霧半錐角的提取參考文獻［14］，將時均射流迎風面邊界輪廓中心與氣膜流向的夾角作為噴霧半錐角，如圖5（d）所示。此外，為了對比大氣環境與背壓環境下的噴霧結構，采用灰度拉伸的方法［27］實現了噴霧結構的顯化處理。對噴霧圖像的處理主要采用開源軟件ImageJ完成。

圖5 噴霧輪廓提取Fig.5 Spray contour extraction

2 結果與討論

2.1 氣液針栓單元噴霧形態

為便于描述氣液針栓單元的噴霧形態，在此將氣膜的流動方向記為x方向，將徑向射流的流動方向記為y方向，如圖6（a）所示。徑向射流在氣膜的作用下向x方向彎曲，伴隨著連續射流的破碎霧化，形成扇形噴霧場。氣液針栓單元形成的噴霧場具有3 個比較明顯的特征：① 噴霧場中心液霧濃密，噴霧場兩側液霧稀疏，中心液霧濃密區域與兩側液霧稀疏區域之間存在液霧濃密相間的過渡區域；② 在噴霧場下游，過渡區域以內的液霧向噴霧場中心收縮，噴霧邊界存在明顯的“折轉”特征；③ 背壓環境下形成的噴霧扇內部充實、液霧濃密，噴霧場整體較為連續。

圖6 噴霧場組成Fig.6 Composition of spray field

2.1.1 噴霧場分區

根據噴霧的濃密分布，將氣液針栓單元的噴霧場劃分為噴霧核心區、噴霧邊界區和稀疏噴霧區3 個區域，如圖6（b）所示。

為了定量描述噴霧分布的濃密程度，在x=10d，20d，30d（d為徑向噴孔的水力直徑）位置處沿y方向跨越噴霧場提取了當地的圖像灰度線，灰度線位置與其對應灰度值分布如圖7（a）所示。在此以x=30d位置處的灰度線為例，明確了噴霧場分區與圖像灰度的對應關系，如圖7（b）所示?；叶戎滴挥? 附近的區域對應著噴霧核心區，該區域噴霧最為濃密。x=10d，20d，30d位置處噴霧核心區的寬度分別為9.2d、11.5d和10.7d。噴霧核心區沿y方向的分布表明：在噴霧向下游發展過程中，噴霧核心區范圍先擴大，隨后有所收縮。噴霧核心區兩側灰度值快速變化（噴霧左側灰度值快速下降、噴霧右側灰度值快速上升）的區域對應著噴霧邊界區，灰度值的快速變化與當地液霧濃密程度的變化相對應，灰度值下降表示該范圍內的噴霧呈現出從稀疏液霧到濃密液霧的變化。在x=10d，20d，30d位置處，噴霧場左側邊界區的寬度分別為4.6d、7.7d和12.3d，右側邊界區的寬度分別為3.8d、5.4d和9.2d，噴霧兩側的邊界區寬度均隨x方向距離的增大而增大。從噴霧邊界區向外，可以發現x=10d，20d，30d灰度線上的圖像灰度值存在上下波動，灰度值的上下波動表明該區域噴霧稀疏，分布不均勻，對應著邊界區兩側的稀疏噴霧區。相比噴霧右側灰度值的波動幅度，噴霧左側灰度值的波動幅度較小，這是由于噴霧右側為迎風側，射流與氣膜相互作用強，破碎霧化更為劇烈。同時在噴霧迎風側距離噴嘴越遠的位置，稀疏噴霧區的圖像灰度值越小，液霧相對濃密。這是因為近噴嘴區域徑向射流仍為連續液柱，尚未完成一次破碎，因而近噴嘴區域液霧較為稀疏；在噴霧向下游運動時伴隨著一次破碎和二次霧化的發生，射流霧化程度不斷完善，所以離噴嘴較遠位置的液霧相對稠密。

圖7 噴霧場不同軸向位置噴霧濃密分布示意圖Fig.7 Schematic diagram of spray density distribution in different axial positions of spray field

2.1.2 噴霧邊界的“折轉”特征

如圖6（a）所示，由于噴霧邊界區以內的液霧向噴霧場中心收縮，氣液針栓單元在背壓環境下的噴霧邊界存在明顯的“折轉”特征。圖6（a）中圓圈表示噴霧邊界折轉點，虛線和實線分別表示折轉前后的噴霧邊界。對于迎風面邊界而言，徑向射流在氣膜作用下向x方向彎曲后，射流迎風面在針栓單元頭部附近進一步向噴霧中心偏轉，形成噴霧邊界的“折轉”。噴霧迎風面邊界折轉的原因可能是射流在折轉點附近發生柱狀破碎，射流破碎前，射流的彎曲主要取決于氣膜射流撞擊過程，即由LMR 表征的氣膜射流動量交換程度。射流發生柱狀破碎后，部分氣膜穿透射流［7］，破碎形成的液塊和液帶夾帶其內外表面氣體，使得在液塊、液帶及其霧化后的液滴團內外產生壓差，引起噴霧向中心收縮，體現為噴霧邊界的“折轉”現象。Lee 等在文獻［28］中計算了環形射流破碎后的液滴軌跡，發現夾帶的環境氣體會使液滴偏離原始液滴軌跡，向噴霧中心偏轉。夾帶氣體的影響主要由液滴流量、液滴大小和初始速度以及環境氣體密度決定［29］，夾帶氣體產生的空氣動力學效應隨著環境氣體密度的增加而增加，即隨著背壓的增大而增大。文獻［23］中也報道了離心式噴嘴錐形液膜在背壓環境下噴霧收縮的現象。噴霧內側邊界外擴的原因與迎風面邊界不同，從噴孔之間流過的氣膜在針栓頭前方產生剪切層，并向y軸的負方向彎曲，流動情形與后向臺階流動類似［30］。不同的是針栓頭前方是相對開放的空間，沒有后向臺階流動中臺階后的固體壁面限制。由于針栓頭前方氣膜的高速流動，當地壓力相對環境背壓較低，在壓差的作用下，沿y軸正方向將產生從環境向針栓頭前方的流動。這部分氣流運動至剪切層后與其合并向噴霧下游流動。而針栓頭前方主要是射流發生表面破碎形成的液滴，液滴尺寸較小，更容易伴隨氣體流動，剪切層夾帶部分噴霧運動使得針栓頭前方噴霧向外擴張。當噴霧發展到一定流向位置時，不再受針栓頭前方氣體流動的影響，在噴霧內外壓差的作用下向中心收縮。

2.1.3 背壓對噴霧形態的影響

氣液針栓單元在不同背壓條件下的噴霧形態如圖8 所示。圖8 展示了相同LMR（LMR=0.29）條件下，背壓分別為0.1 MPa、1.0 MPa 和1.5 MPa 時的噴霧圖像。原始噴霧圖像如圖8（a）所示，由于人眼對圖像灰度變化的分辨能力有限，因此難以從噴霧圖像對不同背壓下的噴霧進行區分。通過灰度拉伸方法對噴霧圖像進行局部結構顯化處理，將有所差異的局部區域顯示出來，圖8（b）為局部結構顯化后的噴霧圖像，其噴霧結構更加凸顯。在大氣環境下，近噴孔區域的噴霧較為濃密，噴孔下游區域的噴霧較為稀疏，且噴霧迎風面存在間斷，柱狀破碎區域明顯。在背壓環境下，氣液針栓單元形成的噴霧十分濃密，霧化效果較好，噴霧扇內部充實，射流迎風面較為連續，柱狀破碎區域不明顯，并且可以明顯觀察到噴霧迎風面邊界的“折轉”現象。

圖8 背壓與大氣環境下的噴霧形態對比Fig.8 Comparison of spray morphology in backpressure and atmospheric environment

2.2 噴霧分布特性

2.2.1 噴霧半錐角分布規律

對于液體火箭發動機中的噴嘴，噴霧錐角是描述噴霧空間分布最常用的參數之一，可以直觀地體現出噴霧的空間分布范圍，其對液體火箭發動機的燃燒過程有著重要的影響。因此，在描述氣液針栓單元的噴霧空間分布時一般也采用噴霧錐角?；跉庖横標▎卧獑蝹葒娮⑦@一特點，在此使用噴霧半錐角來描述其噴霧的空間分布。不同背壓條件下噴霧半錐角隨LMR 的變化趨勢如圖9 所示，離散點代表不同工況下的噴霧半錐角實驗值。在不同背壓下，噴霧半錐角均隨LMR 的增大而增大，這與在大氣環境下獲得的變化趨勢基本一致。LMR 相同時，噴霧半錐角隨背壓的增大而有所減小。

圖9 噴霧半錐角實驗值與現有公式預測值對比Fig.9 Comparison of experimental values of spray half angle with predicted values using existing formulas

在 先 前 的 研 究 中，許 多 學 者［10-11，13-16，18，20，31-33］針對不同結構的針栓式噴注器分別提出了噴霧錐角預測模型?？紤]到徑向噴孔與徑向環縫的區別，在此選取了3 種針對徑向孔型針栓式噴注器提出的噴霧半錐角模型對本文實驗工況中的噴霧半錐角進行預測，選取的噴霧半錐角模型如表3 所示。使用這3 種噴霧半錐角模型計算得到的噴霧半錐角預測值與不同背壓條件下的噴霧半錐角實驗值對比如圖9 所示，圖中曲線為噴霧半錐角模型預測值。

圖9 表明基于徑向孔型液液針栓單元的噴霧半錐角理論模型［14］與半經驗模型［33］預測得到的噴霧半錐角在LMR＞0.4 時均比實驗值稍大，并且在LMR＜0.3 時后者的預測值快速下降至0?；趶较蚩仔蜌庖横標▎卧膰婌F半錐角半經驗模型［16］預測得到的噴霧半錐角與實驗值相比則整體偏小。相比之下，Cheng 等［14］提出的噴霧半錐角理論模型預測值與實驗值偏差最小，其余2 個半經驗模型預測偏差相對較大。這是由于半經驗模型包含了表征射流變形程度的變形因子C，其是基于大氣環境中的實驗結果擬合得到的，未考慮背壓變化的影響。因此，使用現有的噴霧半錐角預測模型對氣液針栓單元在背壓環境下的噴霧半錐角進行預測還存在一些困難。

為了較為準確地預測氣液針栓單元在背壓環境下的噴霧半錐角，在Cheng 等［14］推導的理論模型基礎上，引入參數a對噴霧半錐角模型進行修正，得到如式（2）所示的噴霧半錐角半經驗公式。

式中：θ為噴霧半錐角；LMR 為局部動量比；a為參數。

徑向噴孔單獨噴注時的噴射方向與氣膜流向垂直，如圖10 所示，與Cheng 等［14］提出的公式推導基礎相同。根據實驗數據進行擬合獲得參數a的值，在本文研究的工況范圍內，a=0.68 時修正公式計算值與實驗值符合較好；當背壓為1.5 MPa、LMR 為0.65 時，誤差最大為11.7%。修正后的噴霧半錐角公式計算值與實驗值對比如圖11 所示。

圖10 徑向噴孔單獨噴注圖像Fig.10 Image of separate radial-orifice injection

圖11 噴霧半錐角實驗值與修正公式計算值對比Fig.11 Comparison between experimental values of spray half angle and calculated values with modified formula

此外，將本文修正公式計算值與提出以上3 個噴霧半錐角模型的學者獲得的相同LMR 范圍內的實驗數據進行了對比，如圖12 所示。修正公式計算值與其他學者實驗值相容性較好，隨LMR 的變化趨勢一致。但需要說明的是，圖12 顯示的文獻［16］中的噴霧半錐角實驗值相對本文修正公式預測值明顯偏小，原因在于其所采用的徑向噴孔的高寬比（10.00）遠大于本文中徑向噴孔的高寬比（2.86）。文獻［16］也指出在相同LMR 條件下，徑向噴孔高寬比增加，噴霧半錐角減小。因此，本文修正公式預測值與其實驗值之間存在一定偏差。但在實際工程中，徑向噴孔的高寬比一般小于10.00，所以本文修正公式具有一定的應用價值。

圖12 噴霧半錐角修正公式計算值與其他學者實驗值對比Fig.12 Comparison between calculated values of spray half angle by modified formula and experimen?tal values by other scholars

2.2.2 噴霧迎風面邊界輪廓線分布規律

在液體橫向射流中通常采用射流穿透深度描述噴霧的空間分布，穿透深度即為射流迎風面邊界［34-36］。與噴霧錐角相比，噴霧迎風面邊界能更為精細地描述氣液針栓單元的噴霧空間分布特征。通過提取時均噴霧輪廓的迎風面邊界，給出了不同背壓、不同LMR 工況對應的噴霧迎風面邊界輪廓線。圖13（a）、圖13（b）和圖13（c）分別是背壓為0.5 MPa、1.0 MPa 和1.5 MPa 環境下氣液針栓單元的噴霧迎風面邊界輪廓線。由圖13 可見，隨著LMR 的增大，噴霧迎風面邊界輪廓線不斷外擴，噴霧在徑向的空間分布范圍擴大，與噴霧半錐角的變化趨勢相同。不同的是，噴霧迎風面邊界輪廓線直觀地展示了噴霧空間分布范圍的變化情況，并較好地體現了射流迎風面的“折轉”特征。在射流“折轉”前，其迎風面邊界輪廓線呈現出不同程度的彎曲；“折轉”后的噴霧迎風面邊界輪廓線向中心收縮，并且“折轉”后的迎風面邊界近似保持為直線，說明“折轉”后的噴霧基本不受氣膜的影響，受自身慣性向下游運動。圖13（d）為不同背壓、相近LMR 工況的噴霧迎風面邊界輪廓線對比圖。圖13（d）表明，LMR相近時，不同背壓環境下的噴霧迎風面邊界發生“折轉”前的邊界輪廓線重合性較好，基本不受背壓變化的影響，說明“折轉”前的射流彎曲主要取決于LMR 的大小，僅由氣膜射流撞擊程度決定。待“折轉”完成后，噴霧迎風面邊界輪廓線隨著背壓的增大向中心收縮，噴霧空間分布范圍減小。原因如2.1 節所述，背壓越大，環境氣體密度越大，噴霧夾帶環境氣體的氣體動力學效應越明顯，引起噴霧向中心收縮。

圖13 不同背壓與局部動量比下噴霧迎風面邊界對比Fig.13 Comparison of windward boundary contours of spray with different backpressure and local momentum ratio

總的來說，氣液針栓單元在背壓環境下的噴霧空間分布范圍與大氣環境相同，仍由LMR 主導，LMR 越大，噴霧空間分布范圍越大。徑向射流未發生柱狀破碎時，噴霧空間分布范圍取決于LMR 的大??；柱狀破碎發生后，噴霧空間分布范圍由LMR 和背壓共同決定，LMR 越大，背壓越低，噴霧空間分布范圍越大。

3 結 論

為了明晰背壓對氣液針栓單元噴霧分布特性的影響，基于常流式反壓霧化實驗系統和背景光成像技術研究了不同背壓和不同LMR 工況下徑向孔型氣液針栓單元的噴霧分布特性。具體結論如下：

1） 氣液針栓單元在背壓環境中的噴霧十分濃密，噴霧扇內部充實。根據噴霧的濃密分布可將噴霧場分為3 個區域：噴霧核心區、噴霧邊界區和稀疏噴霧區。從噴霧核心區至稀疏噴霧區，噴霧由稠密液霧逐漸變為稀疏液霧。

2） 氣液針栓單元在背壓環境中的噴霧邊界存在明顯的“折轉”特征。噴霧迎風面邊界的折轉主要是由于徑向射流發生柱狀破碎后，液塊液帶等夾帶氣體在其內外表面產生壓差作用而導致噴霧向中心收縮引起的。對于噴霧內側邊界，初始噴霧邊界外擴主要受到針栓頭部氣體流動的作用，下游噴霧邊界收縮的原因與迎風面邊界相同。

3） 在背壓環境中，LMR 仍是氣液針栓單元噴霧空間分布范圍的主要影響因素。通過實驗數據獲得了適用于較高背壓環境的徑向孔型氣液針栓單元噴霧半錐角修正公式，在當前工況范圍內，修正系數a取0.68。

4） 相比噴霧半錐角，基于噴霧迎風面邊界輪廓線描述的噴霧空間分布更為精細。由噴霧迎風面邊界輪廓線可知，背壓主要影響“折轉”后的噴霧空間分布。相同LMR 時，背壓越高，噴霧迎風面邊界輪廓線包絡范圍越窄；背壓相同時，LMR 越大，噴霧迎風面邊界輪廓線包絡范圍越寬。

致 謝

感謝張彬在實驗件設計方面所做的工作。