-
液体雾化应用广泛，如能源化工、医学诊断、农业灌溉和航空航天等领域[1-3]。液体射流的破裂过程对于液体雾化十分重要，是液体雾化的基础，其过程受到诸多因素的影响，包括喷嘴结构、液体速度及湍流度、表面张力和黏度等[4-6]。
Rayleigh[7]和Weber等[8]对液体射流的破裂过程采用了线性不稳定性理论进行分析，Lefebvre[9]将射流破裂模式划分为层流区，过渡区和湍流区。大量研究人员对液体射流破裂过程展开了深入研究[10-13]。 Arai[14]研究了利用表面波理论分析液体层流射流，发现层流的表面波包含多种波形，在层流射流中，会出现不规则的破裂现象。Salvador[15]利用数值模拟分析了在湍流条件下入口边界条件对速度场和近端雾化的影响，发现喷嘴内部流动对雾化十分重要。
喷嘴结构对射流破裂过程存在着显著影响[16-17]。李建昌等[18]利用fluent对柱形、扇形、锥形和混合型喷嘴的真空喷射雾化性能进行了模拟，发现扇形喷嘴易形成空化，喷嘴出口湍动能大，有助于初次雾化过程。Etzold[19]研究了小长径比喷嘴的液体射流破裂长度，修正了射流稳定性曲线，并提出射流破裂长度与液体射流周围气体边界层的性质有关。Chen等[20]对锥形和直段的两种喷嘴，进行了液体射流表面结构的分析，提出两种喷嘴的表面波主波长均随韦伯数呈指数减小，随流道距离线性增大。
液体旋流的破裂过程也是雾化研究的重点[21-23]之一，Decent等[24]研究发现液体旋流破裂长度与切向旋转速度呈非单调关系，且随黏度变化趋势不同。Shikhmurzaev等[25]建立了离心力作用下液体旋流的动力学模型。离心式喷嘴用途广泛，其破裂特性和雾化性能也受到广泛关注[26-28]。
本文在前人基础上重点研究了喷嘴内螺纹结构对液体射流流动过程的影响，发现螺纹结构可增强大射流表面粗糙度不稳定性并对射流产生了切向旋转速度，对液体射流产生了较强的扰动，影响液体射流的破裂过程，特别是在较高雷诺数下，螺纹结构能有效的缩短射流破裂长度，促进液体的快速雾化。
-
实验流程如图1所示，通过泵将水槽中的水输送至喷嘴中形成液体射流，喷嘴出口处直段内壁带有螺纹结构。液体射流的破裂过程采用高速摄像仪（型号FASTCAM APX-RS，Photron公司）拍摄，图片使用开源软件ImageJ软件分析处理。实验所用到的喷嘴结构如图2所示，D表示喷嘴内径，a为螺纹深度，本实验共使用5种不同直径的光滑和螺纹喷嘴，分别编号为喷嘴1~11，喷嘴的尺寸数据如表1所示
图 1 (a) 实验装置示意图；(b) 螺纹结构示意图
Figure 1. Sketch of experimental facilities and setup; (b) Schematic diagram of thread structure
No. D/mm a/mm X 1 4.00 0 0 2 4.00 0.40 0.10 3 4.80 0 0 4 4.80 0.45 0.09 5 7.50 0 0 6 7.50 0.10 0.01 7 7.50 0.75 0.10 8 8.75 0 0 9 8.75 1.00 0.11 10 10.80 0 0 11 10.80 1.25 0.12 表 1 实验喷嘴尺寸
Table 1. Size of experimental nozzle
雷诺数表征流体流动时的惯性力和黏性力之比，本文中表达式为
式中
${\rho _{\rm{l}}}$ 为液体密度，${u_{\rm{l}}}$ 为液体速度，实验中液体速度${u_{\rm{l}}}$ 范围为0.05~3.84 m/s，$\mu $ 为液体黏度，实验中Re范围为500~22 600。韦伯数代表惯性力和表面张力之比，表达式为
式中
${\rho _{\rm{g}}}$ 为气体密度，$\sigma $ 为表面张力系数，实验中We范围为0.000 3~1.2。为了表征螺纹结构的影响，定义量纲为一螺纹深度为螺纹深度与喷嘴内径之比，表达式为
-
首先使用高速摄像机观察了光滑内壁与螺纹结构内壁的喷嘴所产生的射流表面形态。实验获得的喷嘴8、9射流表面情况如图3所示，喷嘴的内径均为D=8.75 mm。在Re=900时，射流表面光滑，流动稳定，两种喷嘴的射流情况基本一致；当Re=5 400时，内壁带有螺纹结构喷嘴所产生的射流与光滑喷嘴相比，射流表面波动出现差异；当Re=22 600时，此时喷嘴产生的射流位于湍流区间，两种喷嘴的射流表面均有波动，其中具有螺纹结构的喷嘴9射流不稳定性更为显著。
图 3 光滑喷嘴8（左）和螺纹喷嘴9（右）射流对比
Figure 3. Jet images of smooth nozzle(left) and screw structure nozzle(right)
为了定量表征喷嘴内壁螺纹结构对射流流动状态的影响，测量液体射流直径D1的变化情况，如图3(b)所示，射流直径D1测量位置距喷嘴出口长度8.75 mm。对所得的射流直径进行量纲为一化D1/D后，其与采样时间的关系如图4所示。
图 4 ul=2.31 m/s (Re=22 600)直径脉动与采样时间关系图
Figure 4. Diagram of diameter pulsation and sampling time(ul=2.31 m/s)
测量结果显示：喷嘴8直径脉动的标准差为0.014，喷嘴9直径脉动的标准差为0.022。通过图4可以看出，螺纹喷嘴9产生的射流脉动更剧烈，喷嘴内部螺纹结构对射流产生了较强的扰动。进一步测量喷嘴8、9在Re=22 600工况下，波动频率采用Lu等[29]的方法，对实验图片的边缘检测法测量射流气液界面边缘点处的灰度值数据，实验图片数量为每个工况采样3 000张，对3 000张图片的灰度值数据进行傅里叶分析计算，得到的傅里叶变换后的能谱图如图5所示。
图 5 ul=2.31 m/s (Re=22 600)的喷嘴液体射流直径脉动能谱图
Figure 5. Energy spectra of nozzle liquid jet diameter pulsation (ul=2.31 m/s)
从能谱图中看出，在ul=2.31 m/s时，光滑喷嘴液柱边缘灰度值的变化情况与螺纹喷嘴边缘处该点的灰度值变化存在着差异。经过傅里叶变换后可以看出，由于流动情况位于湍流区，射流湍动较大，故两种喷嘴边缘灰度值能谱图可见峰数量均较多，但从图5中可以看出对比光滑喷嘴，螺纹喷嘴灰度变化情况更为剧烈，由于螺纹结构对射流产生了较大的扰动，故能谱图上特征峰数量要多于光滑喷嘴。
-
本文重点研究了喷嘴内螺纹结构对射流破裂长度的影响，如图6所示，破裂发生在个珠状结构间，破裂长度为破裂位置至喷嘴出口处的距离，定义为Lb。实验使用高速摄像机记录了5种不同直径的光滑和螺纹喷嘴的射流破裂过程。
图 6 液体射流破裂长度示意图
Figure 6. Breakup length of liquid jet
图7为光滑和螺纹喷嘴破裂长度随雷诺数Re的变化趋势图，图中Lb表示射流的破裂长度，其中包含了拟合公式的趋势线。从图7中可以看出，不同直径的喷嘴，其破裂长度随雷诺数的变化趋势是统一的，破裂长度先增大后减小，位于湍流区时破裂长度再次增大。喷嘴内壁螺纹结构的影响主要是减小了射流的破裂长度，在雷诺数Re<1 600时，螺纹结构对射流破裂长度的影响很小；随着雷诺数的增加，液体射流破裂长度随着雷诺数的增加先增加后减小，喷嘴螺纹结构影响显著，其射流破裂长度明显小于光滑喷嘴，从图7(a)和(b)中可以看出，这种影响在直径小于5 mm的喷嘴中尤为显著；在Re>7 000时，液体射流破裂长度随着雷诺数的增加而增加，喷嘴螺纹结构促进了射流的破裂。
图 7 不同喷嘴射流破裂长度随Re变化趋势图(拟合曲线来自公式8、10、11)
Figure 7. Trend diagram of different nozzle jet breakup length changing with Re(fitting curve from formula 8, 10, 11)
图7(c)采用了直径为7.50 mm的三种喷嘴，其对应螺纹的X分别为0、0.01和0.10，对比相同直径下不同X值喷嘴的破裂长度情况可以发现，在Re<1 600的情况下，三种喷嘴的破裂长度较为一致；在1 600<Re<7 000时，X=0.01的喷嘴破裂长度与光滑喷嘴接近，而X=0.10的喷嘴破裂长度显著减小；在Re>7 000时，三种喷嘴的破裂长度均随着雷诺数的增加而增加，在较高雷诺数下，X=0.01和X=0.10的喷嘴破裂长度接近，带有螺纹结构的喷嘴的破裂长度仍小于光滑喷嘴。
无因次射流破裂长度分区如图8所示，在Re<1 600时，螺纹喷嘴与光滑喷嘴的射流破裂长度一致。湍流边界层的结构可以表示为沿固壁表面有黏性底层，经过渡层，成为速度以对数律分布的湍流层，黏性底层在最靠近壁面的一个极薄层内，脉动速度很低，黏性剪切应力起主要作用[30]。在射流圆管流动过程中，螺纹结构可视为粗糙峰结构，在Re较小时，边界层的黏性底层厚度较大，以至于其完全覆盖喷嘴螺纹结构，螺纹峰的结构不破坏黏性底层，螺纹的存在对流动基本上没有影响，水流就象在光滑的壁面上流动一样，即水力光滑壁面；随着Re的增加，底层厚度逐渐减小，螺纹结构伸出底层，诱发流体不稳定性，加剧了流体脉动，即成为了水力粗糙壁面，此时X较大的喷嘴螺纹峰伸出黏性底层形成水力粗糙壁面，而X较小的喷嘴螺纹峰仍埋在黏性底层中形成水力光滑壁面，图7(c)的实验结果表明了这一点，X=0.01的喷嘴其破裂长度与光滑喷嘴接近；Re很大的情况下，黏性底层非常薄，螺纹峰的高度远超过黏性底层的厚度，峰的存在导致了绕流，形成了完全粗糙壁面，导致射流破裂长度的减小。
图 8 量纲为一射流破裂长度分区
Figure 8. Dimensionless jet fracture length partition
从图8中可以看出，射流破裂长度分布在过渡区即1 600<Re<7 000时，数据分布较为离散，这是由于当1 600<Re<7 000时，射流处于过渡区，边界层厚度逐渐减小，但射流本身没有发展成完全的湍流[31]，过渡区是层流向湍流的转变区，其流型很不稳定，受各种因素的影响波动很大，所以数值比较离散，这是流体流动的特性，此时螺纹结构对破裂长度的影响较大，规律较为复杂。
图9所示为螺纹喷嘴9在Re=7 000前后的射流状态实验照片对比。从图9中可以看出，在1 600<Re<7 000时，射流表面较为光滑，边界层的黏性底层较厚；当Re>7 000时，对比过渡区射流的状态可以看出，射流表面不稳定性增大，射流逐渐发展成完全的湍流，螺纹结构对射流破裂长度的影响出现较强的规律性。
图 9 螺纹喷嘴9 Re=7 000前后工况射流对比图
Figure 9. The screw nozzle jet images with different Re(nearby 7 000)
通过对实验结果进行分析研究，对螺纹喷嘴射流破列长度进行预测。由于气液界面的扰动对射流破裂长度存在较大影响，定义射流气液界面的小扰动增长关系式为
式中
$\omega $ 为不稳定波增长率，${\delta _0}$ 为初始扰动振幅。定义液体射流破裂长度Lb和破裂时间t的关系为
当Re较小时，破裂长度受表面张力引起的不稳定波影响，定义表面张力引起的不稳定波增长率关系式为[7]
根据上述定义，所以破裂长度关系式为
对实验结果进行拟合后，得到Re<1 600时的液体射流无因次破裂长度为
经测算，拟合值与实验测量值的相关系数为0.98。
随着Re的增加，螺纹结构逐渐对射流产生较大影响，强化了液体表面扰动。同时不稳定波增长率也受到速度等参数的影响，定义低黏流体的不稳定波增长率关系式为[8]
式中
$\xi \propto kD$ ，k为波数。所以，射流破裂长度随着Re的增加先增加后减小。对实验结果拟合，得到1 600<Re<7 000时的液体射流量纲为-破裂长度为
经测算，拟合值与实验测量值的相关系数为0.76。
当液体速度增加，Re非常大时，射流进入湍流区，不稳定波除了受表面张力影响外，还受到气液界面剪切不稳定性的影响[32]。结合实验结果，Re>7 000时的液体射流量纲为-破裂长度为
拟合值与实验测量值的相关系数为0.91。拟合趋势线标注在图7中，可以看出拟合结果与实验结果相关性较好。
-
(1)不同Re数下，喷嘴内螺纹结构对液体表面扰动的影响不同。在Re较小时，内螺纹对射流的影响较小，射流较稳定；随着Re的增大，内螺纹结构对射流产生了扰动，这种扰动随着Re的增大而增大。
(2)根据实验的结果将内螺纹结构对射流破裂长度的影响按Re大小分为三个区间，分别为层流区Re<1 600，过渡区1 600<Re<7 000和湍流区Re>7 000。当Re<1 600时，液体射流破裂长度随着雷诺数的增加而增加，喷嘴螺纹结构对液体射流破裂长度的影响较小，表达式为
在1 600<Re<7 000区间时，液体射流破裂长度随着雷诺数的增加先增加后减小，喷嘴螺纹结构影响显著，其液体射流破裂长度小于光滑喷嘴，表达式为
当Re>7 000时，液体射流破裂长度随着雷诺数的增加而增加，喷嘴螺纹结构继续促进液体射流破裂长度的减小，表达式为
同时，实验结果表明，喷嘴螺纹结构对小直径喷嘴（D<5 mm）的影响更显著。
喷嘴内螺纹结构对射流破裂长度的影响
Effects of Nozzle Screw Structure on Breakup Length of Jet
-
摘要: 使用高速相机研究了喷嘴螺纹结构对液体射流破裂的影响。实验采用5种不同直径(4.00、4.80、7.50、8.75、10.80 mm)的喷嘴，螺纹深度范围0.40~1.25 mm，液体射流雷诺数范围500~22 600。在实验范围内结果显示：当雷诺数小于1 600时，液体射流破裂长度随着雷诺数的增加而增加，喷嘴螺纹结构对液体射流破裂长度的影响较小；随着雷诺数的增加，液体射流破裂长度随着雷诺数的增加先增加后减小，喷嘴螺纹结构影响显著，其液体射流破裂长度小于光滑喷嘴；当雷诺数大于7 000时，液体射流破裂长度随着雷诺数的增加而增加，喷嘴螺纹结构继续促进液体射流破裂长度的减小；同时，实验结果还表明喷嘴螺纹结构对小直径喷嘴（直径小于5 mm）的影响更显著。最后，以量纲为-螺纹深度、雷诺数和韦伯数等参数建立了液体射流破裂长度预测关系式。Abstract: The effects of nozzle screw structure on liquid jet breakup were investigated with a high-speed camera. Five nozzles with different diameters (4.00, 4.80, 7.50, 8.75 and 10.80 mm) were used in the experiment. The thread depth range was 0.40—1.25 mm, the liquid jet Reynolds number was within the scope of 500—22 600, and the Weber number was within the scope of 0.000 3~1.2. The experimental results show the screw structure has a strong disturbance to the jet and promotes the breakup of jet. By comparing the jet breakup length under different exprerimental conditions, it can be obtained that increasing Reynolds number leads to the decrease of breakup length when the Reynolds number is less than 1 600. The structure of nozzle screw has little influence on the fracture length of liquid jet. The breakup length of liquid jet increases first and then decreases with the Reynolds numbers raised. In this condition, the influence of screw structure of nozzle is significant, the breakup length is shorter than the smooth one. When the Reynolds number is in the 7 000 range above, the breakup length of liquid jet rises with the increase of Reynolds number and the screw structure of nozzle continues to promote the decrease of the fracture length of liquid jet. The experimental results show that the influence of nozzle screw structure on small diameter nozzle (diameter less than 5 mm) is more significant than the larger nozzle. By using dimensionless thread depth, Reynolds number and Weber number, the relationship for predicting the rupture length of liquid jet was established.
-
Key words:
- breakup length /
- screw structure /
- thread depth /
- liquid jet /
- nozzle
-
图 1 (a) 实验装置示意图；(b) 螺纹结构示意图
Figure 1. Sketch of experimental facilities and setup; (b) Schematic diagram of thread structure
图 3 光滑喷嘴8（左）和螺纹喷嘴9（右）射流对比
Figure 3. Jet images of smooth nozzle(left) and screw structure nozzle(right)
图 4 ul=2.31 m/s (Re=22 600)直径脉动与采样时间关系图
Figure 4. Diagram of diameter pulsation and sampling time(ul=2.31 m/s)
图 5 ul=2.31 m/s (Re=22 600)的喷嘴液体射流直径脉动能谱图
Figure 5. Energy spectra of nozzle liquid jet diameter pulsation (ul=2.31 m/s)
图 7 不同喷嘴射流破裂长度随Re变化趋势图(拟合曲线来自公式8、10、11)
Figure 7. Trend diagram of different nozzle jet breakup length changing with Re(fitting curve from formula 8, 10, 11)
图 9 螺纹喷嘴9 Re=7 000前后工况射流对比图
Figure 9. The screw nozzle jet images with different Re(nearby 7 000)
表 1 实验喷嘴尺寸
Table 1. Size of experimental nozzle
No. D/mm a/mm X 1 4.00 0 0 2 4.00 0.40 0.10 3 4.80 0 0 4 4.80 0.45 0.09 5 7.50 0 0 6 7.50 0.10 0.01 7 7.50 0.75 0.10 8 8.75 0 0 9 8.75 1.00 0.11 10 10.80 0 0 11 10.80 1.25 0.12 
下载: 导出CSV
-
[1] LASHERAS J C, HOPFINGER E J. Liquid jet instability and atomization in a coaxial gas stream[J]. Annual Review of Fluid Mechanics, 1998, 32(1): 275-308. [2] DESHPANDE S S, GURJAR S R, TRUJILLO M F. A computational study of an atomizing liquid sheet[J]. Physics of Fluids, 2015, 27(8): 082018. [3] KANG Z, LI Q, CHENG P, et al. Effects of self-pulsation on the spray characteristics of gas–liquid swirl coaxial injector[J]. Acta Astronautica, 2016, 127: 249-259. doi: 10.1016/j.actaastro.2016.05.038 [4] 吴炬晖, 章文斌, 赵辉, 等. 表面活性剂对二次雾化袋状破裂特性的影响[J]. 华东理工大学学报(自然科学版), 2016, 42(3): 329-334.
[5] MITCHELL B R, KLEWICKI J C, KORKOLIS Y P, et al. Normal impact force of Rayleigh jets[J]. Physical Review Fluids, 2019, 4(11): 113603. doi: 10.1103/PhysRevFluids.4.113603 [6] KOURMATZIS A, MASRI A R. Air-assisted atomization of liquid jets in varying levels of turbulence[J]. Journal of Fluid Mechanics, 2014, 764: 95-132. [7] RAYLEIGH L. On the instability of jets[J]. Proceedings of the London Mathematical Society, 1878, 10(1): 4-13. [8] WEBER C. Zum zerfall eines flüssigkeitsstrahles[J]. Zeitschrift fur Angewandte Mathematik und Mechanik, 1931, 11: 136-141. [9] LEFEBVRE A H. Atomization and Sprays[M]. New York City, Hemisphere Pub, Corp, 1988. [10] BIROUK M, LEKIC N J A, SPRAYS. Liquid jet breakup in quiescent atmosphere: A review[J]. Atomization and Spray, 2009, 19(6): 501-528. doi: 10.1615/AtomizSpr.v19.i6.20 [11] 赵志伟, 苏永升. 不同出口角度扩压器的内部流动及离心压缩机级性能数值研究[J]. 华东理工大学学报(自然科学版), 2017, 43(2): 266-272.
[12] 吴兆伟, 施浙杭, 赵辉, 等. 表面张力变化对含气泡液体射流破裂的影响[J]. 化工学报, 2020, DOI: 10.11949/0438-1157.20200824.
[13] VAN HOEVE W, GEKLE S, SNOEIJER J H, et al. Breakup of diminutive Rayleigh jets[J]. Physics of Fluids, 2010, 22(12): 122003. doi: 10.1063/1.3524533 [14] ARAI M, AMAGAI K. Surface wave transition before breakup on a laminar liquid jet[J]. Internationl Journal of Heat and Fluid Flow, 1999, 20(5): 507-512. doi: 10.1016/S0142-727X(99)00039-9 [15] SALVADOR F J, RUIZ S, CRIALESI-ESPOSITO M, et al. Analysis on the effects of turbulent inflow conditions on spray primary atomization in the near-field by direct numerical simulation[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2018, 102: 49-63. doi: 10.1016/j.ijmultiphaseflow.2018.01.019 [16] 石仲璟, 王学生, 陈琴珠. 乙氧基化反应喷嘴雾化和反应性能[J]. 华东理工大学学报(自然科学版), 2017, 43(2): 273-279.
[17] MARMOTTANT P, VILLERMAUX E. On spray formation[J]. Journal of Fluid Mechanics, 2004, 498: 73-111. doi: 10.1017/S0022112003006529 [18] 李建昌, 李宏宇, 陈建, 等. 喷嘴结构对真空喷射雾化性能影响研究[J]. 真空科学与技术学报, 2014, 34(2): 101-105. doi: 10.3969/j.issn.1672-7126.2014.02.01
[19] ETZOLD M, DESWAL A, CHEN L, et al. Break-up length of liquid jets produced by short nozzles[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2018, 99: 397-407. doi: 10.1016/j.ijmultiphaseflow.2017.11.006 [20] GONG C, OU M, JIA W. The effect of nozzle configuration on the evolution of jet surface structure[J]. Results in Physics, 2019, 15: 102572. doi: 10.1016/j.rinp.2019.102572 [21] LI Y, SISOEV G M, SHIKHMURZAEV Y D. On the breakup of spiralling liquid jets[J]. Journal of Fluid Mechanics, 2019, 862: 364-384. doi: 10.1017/jfm.2018.956 [22] UDDIN J, DECENT S P, SIMMONS M J H. Non-linear waves along a rotating non-Newtonian liquid jet[J]. International Journal of Engineering Science, 2008, 46(12): 1253-1265. doi: 10.1016/j.ijengsci.2008.06.016 [23] PĂRĂU E I, DECENT S P, KING A C, et al. Nonlinear travelling waves on a spiralling liquid jet[J]. Wave Motion, 2006, 43(7): 599-618. doi: 10.1016/j.wavemoti.2006.05.004 [24] DECENT S P, KING A C, SIMMONS M J H, et al. The trajectory and stability of a spiralling liquid jet: Viscous theory[J]. Applied Mathematical Modelling, 2009, 33(12): 4283-4302. doi: 10.1016/j.apm.2009.03.011 [25] SHIKHMURZAEV Y D, SISOEV G M. Spiralling liquid jets: Verifiable mathematical framework, trajectories and peristaltic waves[J]. Journal of Fluid Mechanics, 2017, 819: 352-400. doi: 10.1017/jfm.2017.169 [26] REZAYAT S, FARSHCHI M, GHORBANHOSEINI M. Primary breakup dynamics and spray characteristics of a rotary atomizer with radial-axial discharge channels[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2019, 111: 315-338. doi: 10.1016/j.ijmultiphaseflow.2018.10.001 [27] LIU C, LIU F, YANG J, et al. Experimental investigations of spray generated by a pressure swirl atomizer[J]. Journal of the Energy Institute, 2019, 92(2): 210-221. doi: 10.1016/j.joei.2018.01.014 [28] SIKRORIA T, KUSHARI A. Experimental analysis and phenomenological model for liquid jet breakup in swirling flow of air[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2019, 141(9): 091015. doi: 10.1115/1.4044060 [29] LU H, LIU H F, LI W F, et al. Bubble formation in an annular granular jet dispersed by a central air round jet[J]. AIChE Journal, 2013, 59(6): 1882-1893. doi: 10.1002/aic.13974 [30] 戴干策, 陈敏恒. 化工流体力学[M]. 北京: 化学工业出版社, 2005.
[31] HASSLBERGER J, KETTERL S, KLEIN M, et al. Flow topologies in primary atomization of liquid jets: A direct numerical simulation analysis[J]. Journal of Fluid Mechanics, 2018, 859: 819-838. [32] EGGERS J, VILLERMAUX E. Physics of liquid jets[J]. Reports on Progress in Physics, 2008, 71(3): 036601. doi: 10.1088/0034-4885/71/3/036601 -
点击查看大图
图(8)表(1)
计量
- 文章访问数: 26
- HTML全文浏览量: 18
- PDF下载量: 2
- 被引次数: 0