李?翔，裴毅強(qiáng)，秦?靜, 2，王同金，趙樂文，詹樟松，鄭建軍，陳堂明

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壁溫和機(jī)油油膜對(duì)噴霧撞壁后發(fā)展的影響

李?翔1，裴毅強(qiáng)1，秦?靜1, 2，王同金1，趙樂文1，詹樟松3，鄭建軍3，陳堂明3

(1. 天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2. 天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)研究所，天津 300072；3. 重慶長(zhǎng)安汽車股份有限公司動(dòng)力研究院，重慶 401120)

為研究壁面溫度和機(jī)油油膜對(duì)缸內(nèi)直噴汽油(GDI)發(fā)動(dòng)機(jī)噴霧撞壁后發(fā)展的影響，運(yùn)用陰影法成像系統(tǒng)和相位多普勒激光測(cè)試系統(tǒng)(PDA)對(duì)噴霧撞壁后反彈高度、擴(kuò)散距離以及特征點(diǎn)的粒徑粒速做了試驗(yàn)研究．結(jié)果表明：壁溫的升高或機(jī)油油膜的存在對(duì)噴霧撞壁后反彈和擴(kuò)散起明顯的促進(jìn)作用．但是，當(dāng)壁面達(dá)到萊頓弗羅斯特效應(yīng)溫度后，撞壁噴霧的反彈高度和擴(kuò)散距離又開始減?。跍氐纳呋驒C(jī)油油膜的存在，都會(huì)使噴霧軸線測(cè)點(diǎn)處法向速度向上的液滴比例增加，且噴霧邊緣測(cè)點(diǎn)處液滴的切向平均速度明顯增大．壁溫的升高使噴霧撞壁后液滴的粒徑分布向更小粒徑的方向偏移，液滴粒徑的算術(shù)平均值減小，但100,mm以上“超大液滴”的出現(xiàn)使軸線測(cè)點(diǎn)處液滴的索特平均直徑增大．機(jī)油油膜的存在使噴霧撞壁后液滴粒徑的算術(shù)平均值減小，但索特平均直徑增大．

缸內(nèi)直噴汽油發(fā)動(dòng)機(jī)；噴霧撞壁；壁面溫度；機(jī)油油膜

缸內(nèi)直噴汽油(gasoline direct injection，GDI)發(fā)動(dòng)機(jī)將燃油直接噴入氣缸，燃料的霧化、蒸發(fā)吸熱作用可使進(jìn)氣得到冷卻，從而使發(fā)動(dòng)機(jī)功率提高，在動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性方面比進(jìn)氣燃油式噴射(port fuel injection，PFI)發(fā)動(dòng)機(jī)表現(xiàn)出更大的優(yōu)勢(shì)和潛力．目前，GDI發(fā)動(dòng)機(jī)已經(jīng)成為汽油機(jī)的研究熱點(diǎn)[1-3]．

為滿足更嚴(yán)格的顆粒物排放法規(guī)，GDI發(fā)動(dòng)機(jī)采用較高的燃油噴射壓力，以獲得更小粒徑的液滴，從而使缸內(nèi)混合氣更加均勻，減少顆粒物生成[4-5]．但是，提高噴油壓力會(huì)增加噴霧貫穿距，受制于缸徑尺寸、噴油定時(shí)等因素，較長(zhǎng)的噴霧貫穿距易造成噴霧撞擊缸套或活塞頂?shù)默F(xiàn)象，這會(huì)使缸內(nèi)局部混合氣過濃，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)顆粒物和碳?xì)渑欧叛杆偕?，而且?huì)加劇缸套壁面的機(jī)油稀釋，使機(jī)油黏度下降，潤(rùn)滑性降低[6]．

國(guó)內(nèi)外對(duì)于GDI發(fā)動(dòng)機(jī)噴霧撞壁進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究，但主要集中在噴射策略、撞壁距離及撞壁角度對(duì)噴霧撞壁的影響方面[7-9]．

不同的壁面條件對(duì)于噴霧撞壁后的發(fā)展有較大影響，關(guān)于壁面溫度和機(jī)油油膜對(duì)噴霧撞壁影響的研究較少．尤其缺乏以壁溫或機(jī)油油膜作為單一變量，進(jìn)行其對(duì)撞壁噴霧后結(jié)構(gòu)發(fā)展和液滴粒徑粒速分布的影響規(guī)律的詳細(xì)試驗(yàn)研究．

本文運(yùn)用陰影法成像測(cè)試及PDA粒速粒徑測(cè)試相結(jié)合的手段，對(duì)293,K、333,K、373,K和473,K壁溫的干壁面及存在機(jī)油油膜的293,K濕壁面進(jìn)行了試驗(yàn)研究，為充分認(rèn)識(shí)壁溫和機(jī)油油膜對(duì)GDI噴油器噴霧撞壁后的宏觀結(jié)構(gòu)發(fā)展、特征點(diǎn)粒速粒徑分布提供了有價(jià)值的信息和指導(dǎo)，為解決缸內(nèi)燃油撞壁導(dǎo)致的排放問題也提供了一定的理論參考．

1?試驗(yàn)系統(tǒng)及試驗(yàn)方法

1.1?噴油器和試驗(yàn)環(huán)境參數(shù)

為了在陰影法光學(xué)試驗(yàn)中得到更清晰的單束噴霧輪廓圖像，試驗(yàn)中用工業(yè)修補(bǔ)劑將一個(gè)6孔GDI噴油器的其中5孔密封，改造為單孔噴油器．

提高噴射壓力會(huì)導(dǎo)致貫穿距的增加，目前GDI發(fā)動(dòng)機(jī)噴射壓力最大值通常約15,MPa．噴油器改造前后，噴孔總面積的減小會(huì)影響噴霧出口速度，進(jìn)而影響噴霧貫穿距[10]．通過對(duì)比，改造后噴油器在7,MPa噴射壓力條件下與改造前噴油器15,MPa噴射壓力下其中單一油束的貫穿距、噴霧錐角基本吻合．

因此，本文噴油壓力定為7,MPa，噴油脈寬定為2.5,ms，試驗(yàn)在293,K、0.1,MPa的常溫常壓環(huán)境條件下進(jìn)行．按照SAE J2715標(biāo)準(zhǔn)[11]，試驗(yàn)燃料為正庚烷，并將其溫度控制在(294±2)K．為接近缸壁或活塞頂?shù)牟馁|(zhì)，試驗(yàn)選取表面粗糙度為0.4的可加熱鋁合金平板作為噴霧撞壁壁面，壁溫控制精度為±2,K．

1.2?陰影法光學(xué)試驗(yàn)系統(tǒng)

噴霧撞壁后宏觀結(jié)構(gòu)獲得以陰影法原理為基礎(chǔ)，可得到清晰的噴霧液相信息．如圖1所示，試驗(yàn)用高速相機(jī)是Photron Fastcam SA1.1型相機(jī)，拍攝頻率選取10,000幀/s，分辨率為768×768像素．用Matlab軟件對(duì)圖片進(jìn)行后處理，得到反彈高度與擴(kuò)散距離，如圖2所示．

圖1?陰影法光學(xué)試驗(yàn)系統(tǒng)示意

圖2?反彈高度和擴(kuò)散距離示意

1.3?PDA試驗(yàn)系統(tǒng)

圖3為PDA粒徑粒速測(cè)試系統(tǒng)示意．試驗(yàn)過程中，476.5,nm、488.0,nm及514.5,nm 3種波長(zhǎng)的激光由發(fā)射器照向噴霧，噴霧液滴將激光折射，接收器吸收折射光信號(hào)并記錄液滴的粒速粒徑信息．對(duì)于每個(gè)試驗(yàn)工況，每進(jìn)行一次噴霧后，就對(duì)壁面條件進(jìn)行復(fù)原，以消除噴霧附壁油膜對(duì)壁面的影響，保持每次噴霧時(shí)壁面條件的一致性．

圖3?PDA試驗(yàn)系統(tǒng)示意

為減少試驗(yàn)的誤差，每個(gè)工況采集20,000個(gè)以上的液滴．對(duì)采集數(shù)據(jù)結(jié)果進(jìn)行后處理，得到該工況下測(cè)試點(diǎn)液滴的粒速粒徑分布、索特平均直徑(32)與粒徑的算術(shù)平均值(10)．試驗(yàn)中將100,μm以上的液滴定義為“超大液滴”，因其粒徑遠(yuǎn)大于普通液滴，它的出現(xiàn)會(huì)造成該測(cè)點(diǎn)32的數(shù)值明顯提高．

1.4?噴霧測(cè)量特征點(diǎn)的選取

如圖4所示，壁面位于噴孔正下方33,mm，且與噴霧中軸線垂直．在壁面正上方5,mm(即噴孔正下方28,mm)所在的平面選取PDA試驗(yàn)特征測(cè)點(diǎn)和．點(diǎn)位于該平面與噴霧軸線相交處，從點(diǎn)沿平面水平向右8,mm選取點(diǎn)．點(diǎn)可直觀反映垂直壁面的噴霧軸線上近壁面處的液滴粒徑、粒速分布情況．點(diǎn)可直觀反映靠近噴霧邊緣近壁面處的液滴粒徑和粒速分布情況．

圖4?噴霧測(cè)量特征點(diǎn)A、B示意

2?試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1?壁面溫度和機(jī)油油膜對(duì)噴霧撞壁后宏觀結(jié)構(gòu)發(fā)展的影響

為盡可能排除測(cè)量誤差的影響，對(duì)每個(gè)工況點(diǎn)重復(fù)進(jìn)行20次拍攝，并求平均值，下文圖5～圖8中用“I”的上、下沿分別表示該點(diǎn)在20次重復(fù)拍攝中數(shù)據(jù)的最大值和最小值．

壁面溫度對(duì)噴霧撞壁后液滴的反彈高度及擴(kuò)散距離有明顯的影響．如圖5所示，在壁溫293,K、333,K、373,K條件下，噴霧反彈高度均在3.2,ms ASOI(噴油后時(shí)刻)達(dá)到最大值，分別為15.4,mm、22.8,mm和26.1,mm．之后，隨著液滴的氣化蒸發(fā)、環(huán)境氣體的阻力，噴霧高度開始緩慢下降．如圖6所示，噴霧擴(kuò)散距離最大值由壁溫293,K時(shí)的43.3,mm增加到373,K時(shí)的63.4,mm，增大了46.42%,．噴霧撞擊壁面后，一部分液滴會(huì)發(fā)生反彈、破碎．在低于正庚烷沸點(diǎn)371.5,K的溫度范圍內(nèi)，壁溫升高使液滴與壁面之間的熱交換增強(qiáng)，液滴蒸發(fā)速率明顯加快[12]，蒸發(fā)產(chǎn)生向上的動(dòng)力使液滴反彈能量增加．另外，壁面附近空氣受熱后流動(dòng)性的增加也會(huì)加劇液滴的破碎趨勢(shì)，更小質(zhì)量的液滴在相同的動(dòng)能作用下更易反彈和擴(kuò)散．綜合上述作用，隨壁溫從293,K升高到373,K，撞壁噴霧的反彈高度和擴(kuò)散距離明顯增大．

燃料的萊頓弗羅斯特效應(yīng)溫度L(K)與該燃料的沸點(diǎn)溫度B(K)的關(guān)系[12]為

???TL＝1.06(TB－273)＋325(1)

將常壓下正庚烷的沸點(diǎn)371.5,K代入式(1)，得到其萊頓弗羅斯特效應(yīng)溫度為429.41,K．

因此，在473,K壁溫條件下，噴霧前端鋒面與壁面首先接觸的液滴會(huì)發(fā)生萊頓弗羅斯特效應(yīng)，從而迅速沸騰形成蒸汽層浮于壁面表層，使其余大部分噴霧液滴避免了與高溫壁面直接接觸，液滴與壁面的熱交換作用減弱，蒸發(fā)速率減緩，反彈及擴(kuò)散的初始動(dòng)能大幅降低；而且，壁溫的進(jìn)一步升高使得撞壁液滴蒸發(fā)氣化的比例提高，削弱了液相噴霧的反彈擴(kuò)散趨勢(shì)．綜上，壁溫升高到473,K后，噴霧撞壁后的反彈高度和擴(kuò)散距離有所減小，其最大值比壁溫373,K時(shí)分別減小了24.07%,和18.89%,，且反彈高度最大值的出現(xiàn)時(shí)刻提前至2.8,ms ASOI．

圖5?壁面溫度對(duì)噴霧撞壁后反彈高度的影響

圖6?壁面溫度對(duì)噴霧撞壁后擴(kuò)散距離的影響

發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流體潤(rùn)滑的典型機(jī)油油膜厚度通常約為1～100,μm[13]．因此，試驗(yàn)中，濕壁面的機(jī)油油膜厚度定為60,μm．通過用微量天平測(cè)出平板涂機(jī)油前后的質(zhì)量差值Δ，用Δ除以壁面表面積得出油膜厚度．同時(shí)考慮本試驗(yàn)中壁面粗糙度a為0.4，遠(yuǎn)小于Δ/，故實(shí)際油膜厚度為

???h＝Δm/S＋Ra≈Δm/S(2)

如圖7和圖8所示，機(jī)油油膜對(duì)噴霧撞壁后反彈和擴(kuò)散起明顯的促進(jìn)作用．噴霧反彈高度最大值從15.4,mm增至27.0,mm，增大了75.32%,，而擴(kuò)散距離最大值從38.1,mm增至51.5,mm，增大了35.17%,．如圖9[14]所示，噴霧單個(gè)液滴撞擊機(jī)油油膜后，將攤開擴(kuò)散形成“皇冠狀”的腔體，腔體邊緣破碎后形成小液滴，其中夾帶著一部分機(jī)油．這數(shù)量巨大的具有反彈和擴(kuò)散方向初始動(dòng)能的小液滴，使得噴霧反彈和擴(kuò)散的趨勢(shì)明顯增強(qiáng)．

圖7?機(jī)油油膜對(duì)噴霧撞壁后反彈高度的影響

圖8?機(jī)油油膜對(duì)噴霧撞壁后擴(kuò)散距離的影響

2.2?壁面溫度和機(jī)油油膜對(duì)噴霧特征點(diǎn)速度的影響

圖10～圖13展示了壁面溫度和機(jī)油油膜對(duì)點(diǎn)液滴法向速度分布及點(diǎn)液滴切向平均速度的影響．圖10和圖12中設(shè)垂直向下速度方向?yàn)檎?，向上為?fù)．圖11和圖13中設(shè)平行向右速度方向?yàn)檎?，向左為?fù)．

圖9?“皇冠狀”腔體及破碎飛濺

圖10壁面溫度對(duì)點(diǎn)A處液滴法向速度概率分布的影響 Fig.10Effect of wall temperature on the normal velocity distribution of point A droplets

圖11?壁面溫度對(duì)點(diǎn)B處液滴切向平均速度的影響

由圖10可知，在293,K、333,K、373,K、473,K壁面條件下，點(diǎn)液滴法向速度方向向上所占的比例分別為3.5%,、16.8%,、53.2%,和58.8%,，即隨壁溫的升高，速度方向向上的液滴比例明顯增加．

壁溫升高至373,K和473,K時(shí)，速度分布曲線呈現(xiàn)單峰狀態(tài)，峰值粒速在-5～0,m/s之間．這是由于較高的壁溫加劇了液滴撞壁后的破碎反彈趨勢(shì)，產(chǎn)生更多向上反彈的小液滴．液滴反彈至壁面上方5,mm測(cè)點(diǎn)的過程中，伴隨著氣化揮發(fā)，且需要克服空氣阻力和自身重力，到達(dá)測(cè)點(diǎn)時(shí)的動(dòng)能已急劇減少，所以其向上速度接近0,m/s．

在293,K與333,K壁溫條件時(shí)，點(diǎn)液滴粒速呈雙峰分布，向下速度較大(大于30,m/s)的粒徑所占比例分別高達(dá)69.2%,和50.5%,．

由圖11可知，點(diǎn)的切向平均速度隨壁溫升高而增大．但是，從373,K升高到473,K，速度僅增加了0.5,m/s．液滴切向速度的小幅增加有助于噴霧擴(kuò)散距離的增大，但難以抵消萊頓弗羅斯特效應(yīng)和液滴高溫氣化對(duì)液滴擴(kuò)散距離的抑制作用．所以，相比于壁溫373,K條件，壁溫473,K時(shí)噴霧撞壁后擴(kuò)散距離明顯減小，如圖6所示．

圖12?機(jī)油油膜對(duì)點(diǎn)A處液滴法向速度的影響

圖13?機(jī)油油膜對(duì)點(diǎn)B處液滴切向平均速度的影響

由圖12和圖13可知，293,K干壁面、濕壁面條件下，點(diǎn)液滴法向速度方向向上的比例分別為3.5%,、10.5%,．對(duì)于點(diǎn)，293,K濕壁面比干壁面的切向平均速度大0.5,m/s．這是因?yàn)閲婌F撞擊濕壁面機(jī)油油膜后，形成“皇冠狀”腔體，腔體邊緣破碎形成數(shù)量巨大的小液滴，使經(jīng)過點(diǎn)、分別具有垂直向上、水平向右速度的液滴數(shù)量明顯增多．

2.3?壁面溫度和機(jī)油油膜對(duì)噴霧特征點(diǎn)粒徑的影響

由圖14～圖17可知，隨著壁溫的升高，點(diǎn)液滴的粒徑分布向更小粒徑方向整體偏移，5,μm以下粒徑液滴的比例大幅增加，且2,μm 左右粒徑的峰值明顯上升．這是由于壁溫升高加劇了液滴撞壁后的破碎反彈趨勢(shì)，產(chǎn)生更多反彈向上的小液滴．在發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中，小粒徑液滴比例的增加有利于提升缸內(nèi)油氣混合的均勻性，減少顆粒物的生成．

圖14?在293,K壁溫下點(diǎn)A處液滴的粒徑分布

圖15?在333,K壁溫下點(diǎn)A處液滴的粒徑分布

圖16?在373,K壁溫下點(diǎn)A處液滴的粒徑分布

圖17?在473,K壁溫下點(diǎn)A處液滴的粒徑分布

然而，由圖14～圖17可知，100,μm以上“超大液滴”的比例隨壁溫上升出現(xiàn)了逐步增長(zhǎng)的現(xiàn)象．“超大液滴”的增加一方面是因?yàn)殡S壁溫上升，反彈小液滴數(shù)量增加使無規(guī)則運(yùn)動(dòng)造成彼此的碰撞合并現(xiàn)象增加，另一方面是因?yàn)檩S線處的噴霧濃度較高，入射方向的液滴較密集，反彈小液滴的增多會(huì)增加其與入射方向液滴發(fā)生碰撞合并的概率．在發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中，“超大液滴”的出現(xiàn)易造成局部混合氣濃度過高，會(huì)促進(jìn)碳煙的生成，對(duì)降低發(fā)動(dòng)機(jī)顆粒物排放是不利的．

因此，在圖18中，小液滴數(shù)量比例的增加使10隨壁溫升高而逐步減小，從7.0,μm下降至3.2,μm，減小了54.29%,．但是，隨壁溫升高，“超大液滴”的明顯增加導(dǎo)致32從33.6,μm上升至 43.9,μm，增大了30.95%,．

圖18?壁溫對(duì)點(diǎn)A處液滴的D32和D10的影響

由圖19～圖22可知，隨壁溫升高，液滴撞壁后的破碎反彈趨勢(shì)加劇，產(chǎn)生更多反彈小液滴，點(diǎn)液滴粒徑分布向更小粒徑的方向整體偏移，2,μm左右粒徑的峰值明顯上升．

然而，點(diǎn)與噴霧軸線點(diǎn)明顯不同的是，點(diǎn)的“超大液滴”比例隨壁溫上升而逐步減少．這是因?yàn)辄c(diǎn)位于靠近噴霧油束邊緣的近壁面位置，噴霧撞壁后液滴的初始動(dòng)能小于噴霧軸線點(diǎn)處，液滴撞壁后的反彈破碎趨勢(shì)減弱．因此，在壁溫293,K和333,K條件下，噴霧撞壁后存在少量未充分破碎的較大反彈液滴．壁溫升高至373,K和473,K后，噴霧撞壁后的破碎現(xiàn)象加強(qiáng)，但噴霧邊緣處反彈液滴的數(shù)量濃度明顯少于噴霧軸線點(diǎn)處，液滴發(fā)生碰撞合并的概率較低，難以形成“超大液滴”．

圖19?在293,K壁溫下點(diǎn)B處液滴的粒徑分布

圖20?在333,K壁溫下點(diǎn)B處液滴的粒徑分布

圖21?在373,K壁溫下點(diǎn)B處液滴的粒徑分布

圖22?在473,K壁溫下點(diǎn)B處液滴的粒徑分布

因此，在圖23中，10和32都隨壁溫的升高而呈現(xiàn)逐步減小的趨勢(shì)．由圖24、圖25分別與圖14、圖19的對(duì)比可知，壁面存在機(jī)油油膜的條件下，點(diǎn)、的粒徑分布均向更小粒徑的方向偏移，2,μm左右小粒徑液滴的比例明顯增加．因此，圖26和圖27中顯示出濕壁面條件下，點(diǎn)、的10的數(shù)值比干壁面條件下分別減小了12.35%,和6.93%.

圖23?壁溫對(duì)點(diǎn)B處的D32和D10的影響

圖24?在293,K濕壁條件下點(diǎn)A處的粒徑分布

圖25?在293,K濕壁條件下點(diǎn)B處的粒徑分布

圖26?機(jī)油油膜對(duì)點(diǎn)A處的D32和D10的影響

圖27?機(jī)油油膜對(duì)點(diǎn)B處的D32和D10的影響

相比于293,K干壁面，噴霧撞擊機(jī)油油膜濕壁面后的反彈飛濺液滴中會(huì)夾帶著一部分粒徑較大的機(jī)油油滴，造成點(diǎn)、處的100,μm以上“超大液滴”的比例有所增加．這就導(dǎo)致了圖26和圖27中濕壁面條件下，點(diǎn)、的32數(shù)值比干壁面分別增大了18.71%,和4.37%,．

3?結(jié)?論

(1) 相比于常溫壁面，在熱壁面條件下，撞壁噴霧的反彈高度和擴(kuò)散距離明顯增大．但是，當(dāng)壁溫達(dá)到473,K，撞壁噴霧的反彈高度和擴(kuò)散距離又開始減小，這與壁面產(chǎn)生萊頓弗羅斯特效應(yīng)和液滴高溫氣化有關(guān)．機(jī)油油膜的存在使噴霧撞壁后反彈高度和擴(kuò)散距離明顯增加．

(2) 壁溫的升高或者機(jī)油油膜的存在，都會(huì)使噴霧軸線測(cè)點(diǎn)處法向速度向上的液滴比例增加，且噴霧邊緣測(cè)點(diǎn)處的液滴切向平均速度明顯增大．

(3) 壁溫的升高使噴霧撞壁后液滴的粒徑分布向更小粒徑的方向偏移，液滴粒徑的算術(shù)平均值減?。?，“超大液滴”的出現(xiàn)使噴霧撞壁后軸線測(cè)點(diǎn)處液滴的索特平均直徑增大．

(4) 機(jī)油油膜的存在使噴霧撞壁后液滴粒徑的算術(shù)平均值減小，但飛濺的機(jī)油使“超大液滴”比例增加，造成噴霧撞壁后液滴的索特平均直徑增大．

［1］ Chen L F，Stone R，Richardson D. Effect of the valve timing and the coolant temperature on particulate emissions from a gasoline direct injection engine fuelled with gasoline and with a gasoline-ethanol blend[J].：，2012，226(10)：1419-1430.

［2］ Park C，Kim S，Kim H，et al. Stratified lean combustion characteristics of a spray-guided combustion system in a gasoline direct injection engine[J].，2012，41(1)：401-407.

［3］ 馬?驍，何?旭，王建昕，等. 用激光誘導(dǎo)熒光法測(cè)量GDI發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)混合氣體分布[J]. 內(nèi)燃機(jī)工程，2010，31(4)：1-5.

Ma Xiao，He Xu，Wang Jianxin，et al. In-cylinder mixture distribution measurement in a GDI engine using laser-introduced fluorescence[J].，2010，31(4)：1-5(in Chinese).

［4］ Sabathil D，Koenigstein A，Schaffner P，et al. The influence of DISI engine operating parameters on particle number emissions[C]//. Detroit，USA，2011：2011-01-0143.

［5］ He X，Ratcliff M A，Zigler B T. Effects of gasoline direct injection engine operating parameters on particle number emissions[J].，2012，26(4)：2014-2027.

［6］ Kapus P，Ogris M，Hollerer P. Measures to reduce particulate emissions from gasoline DI engines[C]//. Detroit，USA，2011：2011-01-1219.

［7］ Gold M，Stokes J，Morgan R，et al. Air-fuel mixing in a homogeneous charge DI gasoline engin[C]//. Detroit，USA，2001：2001-01-0968.

［8］ 范錢旺，高?雅，董戰(zhàn)力，等. 非對(duì)稱多孔噴油器撞壁噴霧特性的試驗(yàn)與模擬[J]. 內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2012，30(1)：35-41.

Fan Qianwang，Gao Ya，Dong Zhanli，et al. Experiment and simulation on impinging spray characteristics of an asymmetrical multi-hole injector[J].，2012，30(1)：35-41(in Chinese).

［9］ 李相超，張玉銀，許?敏，等. 直噴汽油機(jī)缸內(nèi)噴霧濕壁問題研究[J]. 內(nèi)燃機(jī)工程，2012，33(5)：17-23.

Li Xiangchao，Zhang Yuyin，Xu Min，et al. Investigation on wall wetting for GDI engine[J].，2012，33(5)：17-23(in Chinese).

［10］ 高?劍，蔣德明，廖世勇，等. 缸內(nèi)直噴汽油機(jī)高壓渦旋噴油器的油束模型[J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2003，37(9)：898-902.

Gao Jian，Jiang Deming，Liao Shiyong，et al. Spray model of high pressure swirl injector in the gasoline direct injection engines[J].，2003，37(9)：898-902(in Chinese).

［11］ Hung D，Hamngtom D L，Gandhi A H，et al. Gasoline fuel injector spray measurement and characterization—A new SAE J2715 recommended practice[C]//. Detroit，USA，2008：2008-01-1068.

［12］ Mills A A，F(xiàn)ry J D. Rate of evaporation of hydrocarbons from a hot surface：Nukiyama and Leidenfrost temperatures[J].，1982，3：152-154.

［13］ 武?彬. 汽油機(jī)低摩擦系統(tǒng)優(yōu)化及其對(duì)節(jié)能影響研究[D]. 長(zhǎng)春：吉林大學(xué)汽車工程學(xué)院，2013.

Wu Bin. Study on Low Friction System Optimization of Gasoline Engine and Its Effects on Energy-Saving[D]. Changchun：College of Auto Engineering，Jilin University，2013(in Chinese).

［14］ Cossali G E，Coghe A，Marengo M. The impact of a single drop on a wetted solid surface[J].，1997，22：463-472.

(責(zé)任編輯：孫立華)

Effects of Wall Temperature and Oil Film on the Process of a Gasoline Spray After Wall Impingement

Li Xiang1，Pei Yiqiang1，Qin Jing1, 2，Wang Tongjin1，Zhao Lewen1，Zhan Zhangsong3，Zheng Jianjun3，Chen Tangming3

(1．State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2．Internal Combustion Engine Research Institute，Tianjin University，Tianjin 300072，China；3．Powertrain Engineering R&D Center，Chongqing Chang’an Automobile Limited Company，Chongqing 401120，China)

The aim of this experimental research is to study the effects of wall temperature and oil film on the process of a gasoline spray after wall impingement．The research focuses on the spray rebound height，diffusion distance，droplet size and velocity distribution after wall impingement using shadow photographic method and phase Doppler analyzer(PDA)．The results show that the wall temperature or oil film plays a significant role in raising the spray rebound height and diffusion distance．But when the wall temperature is above the Leidenfrost temperature，the rebound height and diffusion distance begin to decrease．The normal and tangential velocities of droplet increases with the rise of wall temperature or the existence of oil film．As the wall temperature increases，the drop size distribution is towards smaller diameters and the average diameter of droplets decreases．Nonetheless，due to “huge droplet” whose diameter is bigger than 100,μm，the normal direction droplets’ Sauter mean diameter increases．The oil film has an influence on the droplet distribution，with the droplets’ average diameter decreasing while their Sauter mean diameter increasing.

gasoline direct injection(GDI)engine；spray impingement；wall temperature；oil film

10.11784/tdxbz201512065

TK411

A

0493-2137(2016)11-1195-08

2015-12-18；

2016-04-06.

國(guó)家科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(2014BAG10B01).

李?翔（1988—??），男，博士研究生，qilongzhu007@hotmail.com.

裴毅強(qiáng)，peiyq@tju.edu.cn.