低速橫流作用下液體射流初次破碎實驗

蘭天，孔令真，陳家慶，王奎升

（1北京石油化工學院機械工程學院，北京102617；2北京化工大學機電工程學院，北京100029；3深水油氣管線關鍵技術與裝備北京市重點實驗室，北京102617）

橫向運動氣流中液體射流霧化技術在能源化工等領域有著廣泛應用，如煤氣化中管式文丘里除塵洗滌器[1]，天然氣脫水中新型管式氣液霧化接觸器[2]等。這些應用主要依據管道中氣液同向并流的相互作用，從而產生良好的氣液霧化混合效果。液體射流注入橫向運動氣流中經歷彎曲、變形和斷裂等過程，這一過程稱為液體射流初次破碎[3]。在氣液兩相的相互作用下，初次破碎產生的大尺度液塊繼續(xù)破碎形成微小液滴，此為液體射流二次破碎過程。射流初次破碎狀態(tài)關系到霧化液滴群的液滴數量、粒徑尺寸和空間分布，直接影響氣液霧化混合結構的設計。因此，國內外學者對于橫向運動氣流中的液體射流初次破碎機理進行了大量實驗和理論研究[4-5]。

Wu 等[6-7]較早地實驗分析了不同工況下液體射流破碎狀態(tài)，提出基于液氣動量通量比q和氣體韋伯數Weg的破碎模式經驗圖。認為高速橫流條件下液體射流破碎主要存在兩種破碎模式，即柱狀破碎（column breakup）和表面破碎，并且給出了柱狀破碎和表面破碎的邊界曲線Weg=103.1-lgq/0.81。Vich 和Ledoux[8]研究了低速橫流條件（橫向運動氣流速度為5～45m/s）的射流破碎模式，提出基于氣體韋伯數Weg和液體韋伯數Wej的破碎模式經驗圖。與Wu 等研究的高速橫流作用下液體射流破碎狀態(tài)不同，他們認為低速橫流條件液體射流破碎模式可劃分為無橫流作用破碎、拱形破碎（arcade breakup）和袋式破碎（bag breakup）。Tambe等[9]、Lee等[10-11]、Bolszo 等[12]在Wu 等實驗的基礎上，進一步論證了基于q和Weg的破碎模式經驗圖的適用性，認為Weg是確定破碎模式最為有效的量綱為1 參數。Birouk等[13-14]實驗觀察認為，低速橫流條件下存在柱狀破碎和袋式破碎兩種破碎模式，并且給出了這兩種模式的過渡范圍，即Weg=3～9 和Wej=149～939。李國能等[15]研究了射流中心軌跡和剪切層渦卷對射流穿透深度的影響，認為隨著氣液速度比率的增加，其射流穿透深度迅速增大。王雄輝等[16-17]研究了液體射流破碎機理，發(fā)現(xiàn)液體射流表面不穩(wěn)定波是引起破碎的主要因素，而且表面波波長隨氣體韋伯數Weg的對數增加而線性減小。對袋式破碎中袋環(huán)的產生與脫落進一步研究得出，袋環(huán)的破碎長度與液體射流速度無關，只與氣體韋伯數Weg有關。Xiao等[18]采用LES/CLSVOF 方法對亞聲速橫流條件下射流一次破碎進行了仿真研究，認為射流表面波的增長主要由R-T 不穩(wěn)定性決定，射流的初始不穩(wěn)定主要由液體的湍流特性引起。劉日超等[19]數值模擬研究了亞聲速橫向氣流中液體射流柱的變形、彎曲及其破碎過程，發(fā)現(xiàn)背風面上會出現(xiàn)大量細小液滴，這是由于迎風面上的液體向背風面方向擠壓剪切，并最終脫落造成的。

總的來看，雖然近年來國內外學者對液體射流注入橫向運動氣流中射流破碎模式的討論和射流穿透軌跡的擬合開展了詳細研究，但更多集中于亞聲速或超聲速橫流條件下。對于能源化工等領域經常面對的工業(yè)管道內橫向運動氣流而言，其橫向氣流速度ug＜45m/s，氣動力對于液體射流柱的破碎影響較弱，在此低速橫流作用下表現(xiàn)出來的射流初次破碎狀態(tài)與亞聲速或超聲速橫流條件下存在明顯差異。所以，需要針對低速橫流條件下液體射流初次破碎狀態(tài)模式特征和軌跡特征進一步研究，為氣液霧化混合結構設計以及后續(xù)數值模擬模型的選擇提供參考。因此，本文采用高速攝像儀拍攝不同工況下的液體射流動態(tài)破碎圖，通過MATLAB 編程對所得到的圖像進行處理，分析低速橫流作用下液體射流初次破碎模式特征和射流穿透軌跡特征。

表1 亞聲速橫向條件下液體射流擬合公式

1 實驗裝置與測量方法

1.1 實驗裝置

如圖1 所示，所采用的實驗裝置系專門搭建，用于研究液體射流注入橫向運動氣流中的射流霧化機理。氣源由空壓機以及與之相連的高壓氣罐提供，氣罐最高儲氣壓力為0.6MPa，采用溫壓補償一體渦街氣體流量計（VAFTP-050-DC1-213-1.0-P1.6）測量通過的氣體流量，通過小孔整流器使氣流在沿射流方向趨于均勻。液源采用儲液罐中的超純水，實驗時將氣瓶的壓縮空氣通入儲液罐的氣相空間，通過氣壓擠壓方式產生穩(wěn)定流動的液體流，再從射流口注入橫向運動氣流中，采用微小量液體流量計（GICAR112）測量通過的液體流量。實驗觀測采用LED 光源，利用三點布光原則提供高速攝像儀所需要的光照強度，高速攝像儀（IDT Motion Studio）幀率固定在6000幀/秒，從中選擇記錄2000幀作為分析圖像。

實驗觀測段的結構如圖2所示，有機玻璃方管內部尺寸為50mm×50mm、長800mm。噴嘴安裝在距離圖示位置的中線上，并與方管內壁平齊。實驗采用的射流口如圖3 所示，射流口孔徑dj分別為0.5mm 和1mm，長徑比L/dj=4。實驗中參考坐標系以噴嘴中心為原點，氣流方向為x軸方向，液體射流方向為y軸方向。

1.2 實驗工況參數

實驗在常溫常壓下進行，工況參數如表2 所示，橫向運動氣流速度為平均速度ug=Qg/Ag，其中Qg為測得的氣體流量；Ag為方管的橫截面積。射流速度也為平均速度uj=Qj/Aj，其中Qj為測得的液體流量；Aj為液體管路的橫截面積。

1.3 圖像處理方法

圖1 橫向射流測試實驗平臺

圖2 觀測段結構

圖3 射流口結構

表2 實驗工況參數

對于高速攝像儀拍攝的每一工況下射流破碎動態(tài)圖，從采集到的2000 張連續(xù)幀圖像中初步篩選100張作為圖像處理的原始彩色圖像。由于圖像采集過程中存在光照不均勻、圖像雜點較多和射流邊界不清晰等問題，導致射流結構幾何參數的獲得存在很大難度，所以需要對采集到的原始圖像進行圖像后處理。一般而言，圖像后處理包括圖像預處理、圖像閾值分割、邊緣輪廓檢測等過程[27]。本文首先是圖像預處理即直方圖均衡化，目的是去除雜點，并對射流柱邊緣、輪廓等進行強調或尖銳化，以獲得更為理想的目標圖像[28]。其次進行圖像分割，就是將圖像中具有特殊涵義的不同區(qū)域分開。采用一種用于灰度圖像的圖像分割方法，即利用最佳直方圖熵法（KSW 熵法）及傳統(tǒng)遺傳算法，實現(xiàn)灰度圖像的自適應二閾值分割。該方法利用最佳直方圖熵法找到兩個理想閾值，再結合傳統(tǒng)遺傳算法對區(qū)域進行搜索，如果某一區(qū)域像素低于該閾值，就認為是圖像背景，否則認為是射流區(qū)域的一部分。然后，對閾值分割后的圖像進行邊緣輪廓檢測，結合Sobel 算子對邊緣輪廓進行分析提取，對處理后的100張圖像先平均后取點的方式得到射流柱外輪廓軌跡參數。最后，編寫MATLAB 非線性回歸程序，擬合得到不同工況下的射流穿透軌跡公式，用于之后研究液體射流軌跡特性[29]。

2 結果及分析

液體射流注入橫向運動氣流中經歷復雜的相互作用，射流柱從發(fā)生彎曲、變形的初次破碎，到破裂、霧化的二次破碎，最終形成較為穩(wěn)定的霧化液滴群分布于來流氣相中。本文利用高速攝像實驗觀測分析液氣動量通量比q、液體韋伯數Wej等量綱為1參數，對低速橫流作用下液體射流初次破碎模式特征及穿透軌跡特征的影響。

2.1 射流初次破碎模式特征

圖4 鼓包破碎模式（Wej=162.11，q=113.49，dj=1mm）

低速橫流條件下液體射流初次破碎模式的命名是基于Ledoux 等[5,30]的研究所得。圖4 為典型的鼓包破碎（bump breakup）模式特征，液體射流注入橫向運動氣流中，在靠近射流口區(qū)域存在一段距離穩(wěn)定的射流柱，其迎風面和背風面均未出現(xiàn)明顯的表面波動，只是射流柱沿氣流方向發(fā)生彎曲[6]。如圖4(a)所示，在遠離射流口區(qū)域，較長的射流柱暴露在橫向氣流中，并且相比于靠近射流口區(qū)域而言其彎曲程度增大，橫向氣流同射流柱接觸面積變大，這使得射流柱迎風面和背風面出現(xiàn)明顯的表面擾動。究其原因，液體以一定速度射流注入橫向運動氣流中，氣體動壓力在射流柱迎風面形成高壓區(qū)，而背風面形成低壓區(qū)，內外壓差作用下使射流柱表面形成不穩(wěn)定且非對稱的初始表面擾動波，這種初始表面擾動波使其射流柱表面出現(xiàn)規(guī)律不同的波峰和波谷，并且沿著氣流方向增長發(fā)展，這種射流表面擾動波的增長主要是R-T 不穩(wěn)定性導致的。波峰和波谷的相交產生造成射流柱不穩(wěn)定波動，從而表現(xiàn)出明顯的鼓包，如圖4(b)所示；鼓包產生后不會立即從主體上斷裂，而是通過較薄的液線連接，如圖4(c)所示；最終難以維系而斷裂脫落形成大液滴，如圖4(d)所示。在氣液流動工況較低的情況下，這種鼓包的產生和脫落是該模式下最明顯的特征，因此稱該破碎狀態(tài)為鼓包破碎。

閩臺方言合唱音樂的和聲進行，常融入二度音、七度疊字音程等。在整體音響上比較協(xié)和，而平行四度也是閩南音樂的典型的特點，平行四度在傳統(tǒng)和聲里是不提倡的，而閩南音樂卻常見平行四度這一特征。在閩南語合唱歌曲中, 為了在合唱中使和聲保持一致，有時會應用大量相同節(jié)奏和聲織體，如《情》《阮的希望攏在我心》就是比較典型的歌曲，分別采用了四部聲、二部聲合唱，合唱中的和聲非常的整齊。曲式方面，常以中國傳統(tǒng)音樂的多段式為主。近現(xiàn)代作品中也常見回旋曲式、三段五段曲式等。如《臺灣好風光》即為典型的回旋曲式，四句式樂段結構,使得句式結構顯得非常突出，具有鮮明的聲樂藝術特征。

圖5 為典型的液體射流袋式破碎。如圖5(a)所示，液體射流注入橫向運動氣流中，靠近射流口區(qū)域與鼓包破碎一樣存在一段距離穩(wěn)定的射流柱，沿氣流方向彎曲變形，只是射流柱穩(wěn)定距離相比于鼓包破碎而言更短。如圖5(b)所示，在遠離射流口區(qū)域，射流柱迎風面和背風面同時出現(xiàn)劇烈的表面波動，其破碎特征同鼓包破碎截然不同。這是因為在初始擾動波產生后，射流柱迎風面和背風面不穩(wěn)定程度較為劇烈，射流柱背風面在劇烈表面擾動波的作用下變形向反氣流方向凹陷，在內外表面協(xié)同作用下產生薄膜狀U形的袋環(huán)[16,31]。如圖5(c)所示，由于袋環(huán)在從射流柱脫落瞬間存在炸裂現(xiàn)象，使得射流柱背風面出現(xiàn)比噴口直徑更小的衛(wèi)星液滴。從圖5中可以看出，袋環(huán)的產生和脫落是該模式下最主要的特征。袋式破碎相對于鼓包破碎而言，液體射流初次破碎產生的液滴數量更多，在同等光照強度下，液體射流區(qū)域面積明顯增大，這對于隨后二次破碎以及最終形成穩(wěn)定的霧化場而言具有積極作用。

圖6為液體射流拱形破碎模式，在靠近射流口區(qū)域與上述兩種破碎模式相同，均存在一段距離穩(wěn)定的射流柱，且射流柱沿氣流方向彎曲。在遠離射流口區(qū)域，隨著氣速的增加，射流破碎出現(xiàn)不同于其他兩種破碎模式的特征，即如圖6(b)所示，射流柱整體不穩(wěn)定程度增加，使得暴露在橫向運動氣流中的射流柱迎風面和背風面出現(xiàn)多處明顯波動。如圖6(c)所示，隨著射流柱表面波動的發(fā)展，射流柱失去沿射流方向穿透的能力而形成多處褶皺。多個液柱褶皺之間通過較薄的液線連接，沿氣流方向拉長，如圖6(d)所示，直至難以維系而撕裂形成微小液滴。由于射流柱整體結構呈現(xiàn)拱形波動，可以稱作該破碎模式為拱形破碎[8]。相比于鼓包破碎和袋式破碎兩種破碎模式而言，拱形破碎模式的劇烈程度介于兩者模式之間[5]。

圖5 袋式破碎模式（Wej=334.99，q=26.86，dj=1mm）

圖6 拱形破碎模式（Wej=245.76，q=84.66，dj=1mm）

在橫向運動氣流中，液體射流破碎主要是氣動力、液體黏性力和表面張力之間相互作用的結果。氣動力促進射流柱迎風面和背風面不穩(wěn)定表面擾動波增長，液體黏性力對液體不穩(wěn)定表面擾動波的增長起阻尼作用，而表面張力趨向于將液體沿不穩(wěn)定表面擾動波的波峰波谷方向聚集。R-H 不穩(wěn)定性是橫向運動氣流中液體射流破碎的主要破碎機制，不同氣液工況下R-H 不穩(wěn)定性程度不同，宏觀表現(xiàn)出鼓包破碎、拱形破碎及袋式破碎三種破碎模式特征[11,32]。上述圖4、圖6均反映的是液體射流柱在較低液體韋伯數Wej（Wej＜334）下的破碎模式特征，即鼓包破碎和拱形破碎兩種模式特征。在該氣液工況范圍內，橫向運動氣流氣動力影響較弱，液體射流柱迎風面和背風面出現(xiàn)的不穩(wěn)定表面波很難使射流柱表面撕裂形成微小液滴，而是表現(xiàn)出射流柱整體變形，并沿氣流方向拉長撕裂，因此也有學者將這一階段的鼓包破碎和拱形破碎統(tǒng)稱為柱狀破碎[8,14]。

2.2 射流破碎模式劃分

液體射流柱暴露在橫向運動氣流中，射流初次破碎會經歷彎曲、變形和斷裂等過程。本文通過分析高速攝像儀拍攝的不同工況下的射流破碎動態(tài)圖，結合2.1 節(jié)對典型射流破碎模式的特征分析，發(fā)現(xiàn)在低速橫流條件下，不同工況下液體射流初次破碎狀態(tài)會發(fā)生變化，總結得到了基于q 和Wej的液體射流破碎模式圖，如圖7所示。圖7表明，低速橫流作用下液體射流破碎存在柱狀破碎和袋式破碎兩種模式，其中柱狀破碎又可細分為鼓包破碎和拱形破碎。在較高的Wej和1/q下，袋式破碎起主導作用，反之在較低的Wej和1/q下，柱狀破碎起主導作用。射流破碎柱狀破碎和袋式破碎之間具有明顯的過渡邊界，如圖7中實線所示，即Wej=101.68+lgq/1.47。從圖7中可以看出，在過渡邊界周圍存在不同破碎模式交叉的情況，這說明直觀上而言，破碎模式特征的轉變并非一蹴而就，而是存在部分區(qū)域的過渡。在較低的Wej和1/q 下，柱狀破碎模式可以根據不同的氣液工況進一步劃分為鼓包破碎和拱形破碎，存在如圖7 中點劃線所示的過渡邊界，即Wej=100.42+lgq/0.99。

圖7 基于q和Wej的低速橫流作用下液體射流破碎模式

從圖7中可以看出，兩個過渡邊界將射流破碎模式圖分為3個區(qū)域，并且在Wej=334、q=100處相交。橫向運動氣流中液體射流破碎受氣液相互作用，射流柱從射流孔噴出后遇到來流氣相發(fā)生彎曲變形。因此，液氣動量通量比q 和液體韋伯數Wej共同決定低速橫流條件下射流破碎模式。在液體韋伯數Wej＜334 時，液體射流破碎狀態(tài)隨著液氣動量通量比q 減?。?/q 增大）從鼓包破碎到拱形破碎，再到較為劇烈的袋式破碎。在液體韋伯數Wej＞334時，液體射流破碎狀態(tài)隨著液氣動量通量比q 減小（1/q 增大）從鼓包破碎到較為劇烈的袋式破碎。這是由于液體射流韋伯數的增大，液氣動量通量比q 增大，1/q 減小，暴露在氣流中的液體射流柱更長，氣液相互接觸面積增大，此時橫流動壓力增加，促進了表面擾動波的增長，使得射流柱迎風面和背風面R-H 不穩(wěn)定性加劇，表現(xiàn)出更為劇烈的射流破碎模式。射流破碎模式圖的總結能夠進一步明確不同工況下的射流破碎形態(tài)，對之后二次破碎等方面研究具有重要的指導意義。

2.3 射流穿透軌跡影響因素

射流穿透軌跡研究是描述橫向射流結構的一個重要方面，對射流穿透軌跡的研究有助于分析確定液體射流破碎空間距離分布[3,5]。液體射流柱在橫流作用下沿射流方向穿透彎曲并隨氣流方向彎曲，具有一定的軌跡特征[33]。為此，本文研究了液氣動量通量比q、液體韋伯數Wej以及不同射流口直徑dj等量綱為1參數對射流穿透軌跡的影響。

固定液體韋伯數Wej，得到液氣動量通量比q變化對液體射流穿透軌跡的影響如圖8所示。結合圖7 給出的破碎模式圖，圖8(a)～(c)分別屬于鼓包破碎模式、拱形破碎模式和袋式破碎模式，這與上述所提各種破碎模式的主要特征相符合。從圖8中可以發(fā)現(xiàn)，隨著液氣動量通量比q的增加，液體射流彎曲程度有著非常明顯的變化。液氣動量通量比q越小，液體射流穿透能力越弱，表現(xiàn)出的射流柱彎曲程度越嚴重，這是由于隨著橫向氣流作用的增強，液體射流柱破碎程度更加劇烈，增強了射流初次破碎的程度，使得液體射流柱失去沿射流方向穿透的能力。

圖8 液氣動量通量比q對射流穿透軌跡的影響

固定液氣動量通量比q，得到液體韋伯數Wej變化對液體射流穿透軌跡的影響如圖9所示。從圖9(a)～(c)所示，射流破碎模式顯然不同，經歷了從拱形破碎到袋式破碎模式的過程。在液氣動量通量比q 一定的情況下，不同液體韋伯數Wej下，射流彎曲的程度雖有變化，但相比于液氣動量通量比q而言影響作用較弱。

不同射流口孔徑對液體射流穿透軌跡的影響如圖10所示。對比可以發(fā)現(xiàn)，在液氣動量通量比q和液體韋伯數Wej近似相等的情況下，射流口孔徑分別為1mm和0.5mm時，射流柱彎曲程度變化很小，這是因為采用量綱為1參數來描述不同工況下射流軌跡特征，而射流孔孔徑只是影響量綱為1參數中的因素。

圖9 液體韋伯數Wej對射流穿透軌跡的影響

圖10 射流口直徑對射流穿透軌跡的影響

大量的實驗發(fā)現(xiàn)，采用液氣動量通量比q和液體韋伯數Wej等量綱為1 參數能夠很好地分析射流破碎穿透軌跡影響因素。不同量綱為1參數對于射流穿透軌跡的影響程度不同，相比于液體韋伯數Wej而言，射流穿透深度對液氣動量通量比q 更為敏感，也就是說，液氣動量通量比q是決定射流穿透深度的重要量綱為1參數。

2.4 射流穿透軌跡公式擬合

液體射流注入橫向運動氣流中，在氣動力、表面張力以及液體黏性力的作用下發(fā)生破碎及霧化，表現(xiàn)出復雜的射流破碎狀態(tài)。Wu 等[6]為了方便建立理論模型，對射流運動進行適當簡化，即假設液體射流是穩(wěn)定的圓柱形射流，流場中射流受到的主要作用力為氣動力，而忽略黏性力、重力對射流穿透軌跡的影響。最終得出預測液體射流穿透軌跡的理論公式如式(1)。

式中，CD為一常數。由于在理論公式推導中進行了一定簡化，導致實際射流穿透軌跡與預測值之間存在偏差，但該理論公式表明，液氣動量通量比q與射流穿透軌跡呈指數關系，對射流穿透軌跡的擬合具有重要意義。

本文實驗研究中，定義液體射流柱外輪廓為目標輪廓[23]，結合1.3 節(jié)的圖像處理流程，對每個工況下得到的100張連續(xù)幀射流破碎原始彩色圖像進行圖像處理，采用MATLAB 編程對液體射流柱外輪廓進行提取，得到平均射流穿透軌跡數據，并結合液氣動量通量比q、液體韋伯數Wej和雷諾數Rej等量綱為1 參數擬合得出射流穿透軌跡經驗公式。國內外學者通常采用理論公式的變形式作為預測射流穿透軌跡的函數模型，進而來擬合出經驗公式，目前主要有理論公式、指數公式和對數公式3種不同的擬合函數模型。編寫MATLAB 非線性回歸程序對數據進行相關性分析，對比3種不同的擬合函數模型，確定非線性回歸所需的最優(yōu)相關模型，并以此作為最終數據擬合的函數模型。表3 是在q=241.89、Wej=411.77 工況條件下理論公式、指數公式和對數公式非線性擬合的相關系數，通過計算R-sqr 來衡量擬合質量。變量間的關系強度一般用自變量平方和（SSA）及殘差平方和（SSE）占總平方和（SST）比例大小來反映，自變量平方和占總平方和的比例記為R-sqr。從表3 中可以發(fā)現(xiàn)，對數公式具有較高的擬合度R-sqr=0.9957，說明對數公式具有很好的擬合效果。圖11是3種不同擬合函數形式下，在相同x 的位置下，實驗測得y 值與預測y值的對比，由圖11可以看出，基于對數公式擬合能夠更好描述射流穿透軌跡。

圖11 不同類型公式下射流穿透軌跡測量值和計算值ln(y/dj)對比

低速橫流條件下液體射流穿透軌跡的準確預測對射流破碎結構的認識及管式氣液霧化混合吸收器的設計具有重要意義。式(2)是基于上述對數公式模型，結合1.2 節(jié)所述圖像處理流程得到的射流彎曲軌跡經驗公式。

從式(2)中可以發(fā)現(xiàn)，相比于其他量綱為1 參數，液氣動量通量比q的指數為0.44，這說明液氣動量通量比q對射流穿透軌跡而言是主要的量綱為1 參數，這與2.3 節(jié)實驗觀測到的結果相符合，也是眾多學者一致認可的結果[5]。液體韋伯數Wej和雷諾數Rej與射流穿透軌跡呈負指數關系，說明相比于液氣動量通量比q 而言，液體韋伯數Wej和雷諾數Rej對射流穿透軌跡的影響較弱。圖12是部分工況下不同射流口孔徑在相同x的位置下實驗測得y 值與預測y 值的對比，由圖中可以發(fā)現(xiàn)預測值與實驗值具有較好的一致性。

表3 q=241.89、Wej=411.77工況下不同類型公式擬合結果對比

圖12 不同工況下射流穿透軌跡測量值和計算值ln(y/dj)對比

3 結論

本文通過建立射流破碎霧化實驗平臺，采用高速攝像可視化實驗，研究了低速橫流作用下液體射流初次破碎狀態(tài)，并利用MATLAB 編程對所得到的圖像進行處理分析，得出射流破碎幾何參數，最終得到以下結論。

（1）低速橫流作用下液體射流初次破碎主要存在鼓包破碎、拱形破碎和袋式破碎3 種破碎模式，鼓包破碎、拱形破碎又可以統(tǒng)稱柱狀破碎。在較高的Wej和1/q下，袋式破碎起主導作用，反之在較低的Wej和1/q下，柱狀破碎起主導作用。液體射流柱迎風面和背風面不穩(wěn)定表面波動是引起射流柱彎曲、變形和破裂的主要原因。

（2）液氣動量通量比q 和液體韋伯數Wej共同決定低速橫流條件下射流破碎模式。結合大量的實驗分析，得到基于q 和Wej的低速橫流作用下液體射流破碎模式圖，并且得到柱狀破碎和袋式破碎的過渡邊界曲線Wej=101.68+lgq/1.47，柱狀破碎中的鼓包破碎和拱形破碎的過渡邊界曲線Wej=100.42+lgq/0.99。

（3）液氣動量通量比q是影響低速橫流作用下液體射流穿透軌跡的主要量綱為1參數?；谝簹鈩恿客勘萹液體韋伯數Wej和雷諾數Rej等量綱為1參數，得到了對數形式的射流穿透軌跡方程，且擬合公式的預測值與實驗值具有很好的一致性。