喷嘴具体结构如图 1所示，该型离心喷嘴主要由柱塞、复位弹簧以及入口阀芯、阀套、喷嘴、底板、配流座等组成.所有弹簧采用不锈钢材料，其余零部件采用铝或铜制成.喷嘴内部流场沿轴向可依次分为旋流室、收缩腔、喷口段三部分，为便于加工质量保证和研究方便，本文将收缩腔及喷口段集中设计在喷嘴零件上，并采用独立的入口阀芯设计，以便实现对喷嘴入口面积控制.

喷嘴流场几何参数如图 2所示.收缩腔收缩角β、喷口段轴向长度和直径为l_o与d_o，旋流室轴向长度和直径分别是L_S，D_S，在旋流室周向均布两个宽b高h的矩形组合结构的切向入射槽.根据喷嘴几何特性参数的定义^[6]，切向槽入口总面积Σf=nbh，喷嘴的几何特性参数A=πRr_o/nbh.因此，只要更换不同的入口阀芯与喷嘴零件便可得到不同A值，从而得到不同的喷雾性能.

喷嘴各几何参数具体取值见表 1.

试验系统如图 3所示，主要实现对喷嘴外流场喷雾角的测量.水压系统由测试喷头、带RS485输出流量计、脉冲信号输出的压力变送器、压力表、开关阀、安全阀、电动水泵及水箱、过滤器等组成.测量系统采用摄像头与计算机连接，并通过MATLAB软件获取试验图像及进行数据处理^[7-10].

如图 4所示，根据《植物保护机械喷雾设备第1部分喷雾机喷头试验方法》(GB/T20183.1-2006)及《航空喷雾设备喷头性能试验方法》(MH/T1055-2013)的定义，试验需要测定的喷雾角α是在靠近喷头处沿雾流边界所形成的液膜夹角，测量时需先确认喷头内部入射槽开口高度h=3.5 mm，然后调节电机泵流量q_v=1.5 L/min，待喷头形成稳定喷雾后进行测量.

图 5所示是喷嘴的网格模型.整个计算域是由六面体网格装配成的混合结构，网格数量在100万左右.切向入口截面设为入口边界，旋流腔表面设为固壁边界，采用无滑移壁面，喷口及外部流场设为出口边界.

雾化过程为典型的气液两相流动. VOF(volume of fluid)方法适用于气液两相均为质量力有势、不可压缩，且相互间滑移可忽略的流体计算，是目前用来追踪气液两相界面的使用最广泛的数值计算方法^[11-17].本文采用fluent软件的VOF模型，数值模拟喷嘴内外流场，并对离心喷嘴的雾化流场特性和气液两相分布情况进行研究和预测.由于喷嘴内部是带有强旋转的湍流流动，数值计算时采用带旋修正的Realizable k-ε紊流模型比较合适.压力-速度耦合采用SIMPLE算法，对压力项的离散采用PRESTO方法.对于采用湍流模型的高雷诺数湍流流动的近壁区，采用标准壁面函数对边界层进行计算，以改进网格质量和计算准确度.

本例中喷嘴内部初始全为空气，因此设置空气为第一相，水为第二相，计算域初始化液相体积为0.模型入口为速度入口，入口边界上是水，第二相容积比率设为1；模型出口边界采用压力出口，外部为大气环境，第二相回流率设置为0，保证水从出口流出后不会返回计算域参与计算. 20 ℃时水的动力粘度μ_L=0.001 005 Pa·s，空气与水表面张力系数为0.073 5 N/m，设定计算工作流量为q_v=1.5 L/min，流体从配流环经切向入口高速射入旋流室的旋流半径为R=(D_S-b)/2，则用来维持涡核周围恒定的无旋流动、提供涡源的入口处平均速度为

为研究稳定喷雾阶段喷嘴内流场特征，分别取距喷口z=0、收缩段z=-3、旋流室z=-7三处坐标截面的流场进行分析.

分析图 6发现，在全流域内，即使在喷口处，流体的径向速度V_r的值及其变化都很小；在轴心附近，轴向速度取得最大值，且始终高于此处的切向速度，在旋流室部分切向速度占据主导地位.如果忽略粘性效应和径向速度，不考虑轴向拉伸速度V_z，在旋流室和收缩腔上部分流场径向分布具有兰金涡特征^[18-19]，依次可分为近壁区、环流区(势流区)及轴线附近涡核区(强迫涡).

喷嘴内流场从上游随z轴过渡到下游喷口的过程中，由于径向结构逐渐收缩，轴向速度逐渐增大；流场切向速度逐渐增大，最大值点沿径向靠近轴心，涡核及环流区、近壁区径向尺寸逐渐被压制.在喷口段以及喷口截面，流场径向分布呈强迫涡结构特征，切向速度和轴向速度取得全流域最大值.

分析图 7(a)，(b)发现，在旋流室和收缩段上部，静压P_s从近壁面到轴心的径向压降主要是由于切向速度V_t造成的；近壁区压降主要是由于壁面粘性摩擦力造成的.由于内流场上部流域速度较小，动压P_d较小，所以总压P^*曲线与静压P_s曲线很接近.沿轴线向流场下游移动，动压P_d逐渐升高而静压P_s逐渐下降.在喷口截面，轴心静压P_s取得极值负压，而P_d为全流域最高，且有P_d>|P_s|，所以喷口各处总压P^*仍为正，如图 7(c).

经离心喷嘴形成的旋动射流具有一定的切向速度，在强旋情形下，切向速度产生的轴向逆压梯度足以形成沿轴向的反向流，旋流强度一般用无量纲数旋度S来衡量.根据在喷口截面上模拟值，V_tmax≈11.815 m/s，V_zmax≈24.157 m/s，求得喷口处旋度S=0.324，由此可知，该工况下出口旋流只处于中等旋度^[20].

将液相(水)体积分数为0.5的节点定义为气液交界面，大于50%为液体，小于该值为空气，通过对喷口截面气液两相体积分布云图(图 8)分析发现，由边缘至轴心方向上，液相体积分数由0增大到1，除了在靠近壁面处有少量空气回流外，在中心处并没有气体存在.由速度及压力分布特性可知，由于喷口处轴向速度很大，切向速度产生的负压只能使总压减小，但仍为正压，所以不会因逆压梯度产生空气涡.

喷雾角是反应喷雾性能的一个关键参数.如图 9所示，本文通过数字图像处理方法，提取外流场液相体积分数分布云图和试验图像的轮廓边界直线部分进行拟合并求取喷雾角，并与表 2文献中经验公式^[21-23]计算结果进行对比分析.

文献[21-22]中离心喷嘴平均喷雾角可用喷口平均速度的正切值来表示，其表达式为

将喷口截面数值模拟得到的平均速度代入公式(2)，计算结果与图 9(a)模拟喷雾角相差0.9°，数据吻合性很好，验证了通过图像法预测外流场喷雾角的可行性.

文献[23]中喷雾角计算公式：

公式(3)是Lefebvre在理论推导的基础上结合大量的实验结果通过量纲分析得到，主要考虑了压降与喷嘴几何特性参数.本例中计算结果与图 9(b)试验喷雾角非常接近，表明当喷嘴几何特性参数A < 2.5时采用Lefebvre理论计算喷雾角比较准确^[24]，验证了采用图像法测量喷雾角的准确性.

本文中，数值模拟与试验结果存在较大的偏差，分析原因主要是：受喷头内部运动阀芯泄漏和喷嘴零件表面质量的影响，使得实际测量喷雾角偏小；另外在数值模拟时，简化了入射槽入口处对入射流的阻滞结构，使得模拟结果比试验值大.

为满足植保作业变量喷雾的需求，本文设计了一种变几何特性离心喷嘴，并基于CFD软件的VOF模型对喷嘴内外部流场进行三维全尺寸数值模拟，对喷嘴内部流场特性、空气涡存在条件以及喷雾角预测等进行分析和试验验证，主要结论如下：

1) 通过对喷嘴稳定喷雾时内流场速度及压力特性数值分析发现，流场在旋流室呈近似兰金涡分布，而在喷口段具有明显强迫涡结构.

2) 喷口旋流强度是离心喷嘴内部形成空气涡的重要判据，数值研究表明本算例中喷口旋流强度还不足以产生逆向流，无法形成空气涡.

3) 通过对外流场数值模拟和试验图像的数字处理，实现喷雾角预测和测量，并佐以经验公式计算结果，验证了图像法求取喷雾角的合理性，同时分析了数值模拟与试验结果产生较大偏差的原因，为喷头结构改进和连续变量喷雾施药装置的研究提供新的设计思路.