梁興雨，王詩(shī)文，王 昆，張洪升，鄭志偉，李 暢

(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)

內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)燃燒過(guò)程中，火焰與燃燒室壁面相互作用幾乎無(wú)法避免.該火焰-壁面作用過(guò)程通常為瞬態(tài)過(guò)程，對(duì)燃燒室內(nèi)火焰的傳播、發(fā)展以及發(fā)動(dòng)機(jī)做功過(guò)程影響顯著.內(nèi)燃機(jī)工作過(guò)程中活塞頂岸的潤(rùn)滑油隨著活塞高速運(yùn)動(dòng)，或因活塞環(huán)間隙與氣缸內(nèi)的壓力差進(jìn)入燃燒室，附著于缸套表面上并參與燃燒，使火焰-壁面作用過(guò)程更加復(fù)雜[1].此外，現(xiàn)代內(nèi)燃機(jī)廣泛采用的早噴、二次噴射等[2-3]先進(jìn)噴射策略使燃燒室燃油濕壁成為一種普遍現(xiàn)象.總而言之，燃燒室潤(rùn)滑油/燃油造成的濕壁現(xiàn)象對(duì)火焰-內(nèi)燃機(jī)壁面相互作用的影響不容忽視.

焰-壁相互作用是復(fù)雜的物理化學(xué)過(guò)程，可直接導(dǎo)致缸內(nèi)火焰淬熄[4].火焰與壁面間通過(guò)熱傳導(dǎo)和熱輻射形式的熱量損失是影響淬熄過(guò)程或改變淬熄距離的主要因素.壁面條件(包括壁面材料和壁面幾何參數(shù))以及燃燒條件(包括壓力、火焰拉伸和近壁區(qū)域氣體動(dòng)力學(xué)參數(shù))等均會(huì)影響火焰撞壁過(guò)程的熱損失，進(jìn)而影響火焰淬熄[5].火焰前鋒面溫度在與冷壁面相互作用過(guò)程中急劇降低，導(dǎo)致燃燒鏈?zhǔn)交瘜W(xué)反應(yīng)顯著減慢甚至停滯，進(jìn)而使火焰無(wú)法持續(xù)[6].Najim等[7]通過(guò)研究彎曲通道內(nèi)的預(yù)混火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程發(fā)現(xiàn)火焰在與壁面相互作用過(guò)程中的熱損失使火焰面積降低造成火焰淬熄.Yenerdag 等[8]基于直接數(shù)值模擬(DNS)研究發(fā)現(xiàn)火焰淬熄距離與壁面溫度相關(guān)，壁面熱通量的峰值是影響淬熄距離的關(guān)鍵因素.H?ber等[9]對(duì)預(yù)混火焰與不同材質(zhì)、種類和厚度的熱障涂層相互作用過(guò)程進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明熱障涂層使壁面溫度提高從而降低火焰淬熄距離.

火焰中的活性自由基在與壁面接觸的過(guò)程中湮滅，也可能導(dǎo)致維持燃燒的鏈?zhǔn)椒磻?yīng)速率減緩或中斷，并造成火焰淬熄[10].因此，燃燒過(guò)程中間產(chǎn)物對(duì)分析火焰-壁面相互作用具有重要意義.楊仲卿等[11]基于近壁區(qū)域火焰羥基自由基(OH·)分布特性分析了壁面材料、氣體流速、壁面間距等物理參數(shù)對(duì)預(yù)混火焰?zhèn)缺诖阆ǖ挠绊?Popp 等[12]通過(guò)數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)，火焰中活性自由基濃度在表面催化重整反應(yīng)過(guò)程中顯著降低，說(shuō)明OH·分布特性可用于表征火焰淬熄距離.Li 等[13]進(jìn)而基于平面激光誘導(dǎo)熒光(PLIF)技術(shù)測(cè)量了甲烷火焰?zhèn)缺诖阆ㄟ^(guò)程中OH·、CH2O(甲醛)、CO 等中間產(chǎn)物的分布特性.

以上分析顯示，由于火焰-壁面相互作用過(guò)程的復(fù)雜性，當(dāng)前對(duì)該過(guò)程的實(shí)驗(yàn)與模擬研究主要集中在穩(wěn)態(tài)火焰和無(wú)油膜干壁的相互作用，也存在少量穩(wěn)態(tài)火焰-濕壁作用的研究；而瞬態(tài)火焰-濕壁相互作用的研究則非常少，且均是基于數(shù)值模擬方法[14-16].因此，目前缺乏瞬態(tài)火焰-壁面油膜相互作用這一更接近發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際條件的實(shí)驗(yàn)研究.針對(duì)以上問(wèn)題，本研究自主設(shè)計(jì)了瞬態(tài)火焰撞壁可視化實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，通過(guò)安裝在本生燈上方的快門(mén)擋板機(jī)構(gòu)生成瞬態(tài)火焰，研究不同壁面高度以及不同厚度/種類的壁面油膜條件下的火焰-壁面相互作用過(guò)程.采用高速紋影技術(shù)采集撞壁火焰形貌變化過(guò)程，基于ICCD 拍攝撞壁火焰OH·化學(xué)發(fā)光情況，探討壁面油膜對(duì)撞壁火焰燃燒強(qiáng)度的影響.

1 實(shí)驗(yàn)裝置與方法

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

圖1 為本研究自主設(shè)計(jì)、搭建的瞬態(tài)火焰撞壁可視化研究系統(tǒng)簡(jiǎn)圖，主要包括4 個(gè)模塊：燃料供給、本生燈燃燒器、成像模塊和同步控制.本生燈底座設(shè)置空氣進(jìn)氣口，實(shí)現(xiàn)甲烷和空氣部分預(yù)混；本生燈上方設(shè)置徑向開(kāi)合快門(mén)擋板機(jī)構(gòu)的不銹鋼支架，上方安裝不銹鋼材質(zhì)的方形板作為撞壁板，快門(mén)機(jī)構(gòu)距離撞壁板的高度Hw通過(guò)升降臺(tái)自由調(diào)節(jié).為了降低壁面溫度變化造成的不確定性，本研究控制壁面溫度恒定，通過(guò)循環(huán)冷卻水泵保持壁面溫度為303 K.根據(jù)前人研究結(jié)果[17]，火焰溫度和OH 發(fā)光強(qiáng)度均隨壁面溫度增加而線性增加.當(dāng)壁面溫度低于393 K 時(shí)，火焰溫度和OH 發(fā)光強(qiáng)度規(guī)律無(wú)明顯差異；同時(shí)，數(shù)值模擬研究結(jié)果[12]也證明壁面溫度低于400 K 時(shí)，火焰撞壁過(guò)程中的壁面熱通量沒(méi)有差別.本研究的壁面溫度條件在以上文獻(xiàn)研究的范圍內(nèi).結(jié)合以上研究結(jié)果，現(xiàn)有的結(jié)論可適用于初始壁面溫度低于400 K 的條件.

圖1 瞬態(tài)火焰與油膜壁面作用可視化實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意Fig.1 Schematic of experimental visualization system for the transient flame-film wall interaction

為生成瞬態(tài)射流火焰，采用OLYMPUS BH-2 型數(shù)字顯微鏡的鏡頭快門(mén)機(jī)構(gòu)作為本生燈火焰的快門(mén)擋板，其內(nèi)置的微型電機(jī)驅(qū)動(dòng)快門(mén)葉片實(shí)現(xiàn)快速?gòu)较蜷_(kāi)合，控制精度為1 ms 以內(nèi).同步控制系統(tǒng)基于STM32 單片機(jī)和Labview 上位機(jī)同步觸發(fā)快門(mén)擋板機(jī)構(gòu)和相機(jī).實(shí)驗(yàn)過(guò)程快門(mén)擋板持續(xù)開(kāi)啟150 ms，甲烷射流火焰通過(guò)擋板機(jī)構(gòu)中心通孔向上貫穿，與壁面相互作用.通過(guò)DG535 延時(shí)觸發(fā)器在火焰與壁面相互作用時(shí)刻延時(shí)觸發(fā)ICCD 相機(jī).

采用的反射式紋影儀基于Photron FASTCAM SA1.1 高速相機(jī)采集紋影圖像，有效通光口徑300 mm，圖像鑒別率大于40 線對(duì)/mm，包含光源、光圈、反射鏡、凹面鏡和刀口.高速相機(jī)在幀頻參數(shù)10 000 幅/s 下的圖像分辨率為768×768.基于Andor DH734 型ICCD 相機(jī)采集撞壁火焰中OH·分布情況.ICCD 相機(jī)的圖像的分辨率為1 024×1 024，門(mén)寬5 ms，采用增益倍數(shù)150、焦距105 mm 的紫外增強(qiáng)鏡頭.為消除火焰中碳煙和PAH 發(fā)光的干擾，搭配波段為310 nm 的帶通濾光片采集火焰OH·發(fā)光.

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

甲烷(純度99.99%)流速由氣體質(zhì)量流量控制器(Alicat MFC KM2324)精確控制.試驗(yàn)邊界條件參數(shù)如表1 所示.本生燈火焰最大浮起高度接近30 mm，為消除火焰不穩(wěn)定性影響，保證形成穩(wěn)定的撞壁火焰，撞壁板距離快門(mén)擋板機(jī)構(gòu)的距離 Hw設(shè)置為10 mm、15 mm、20 mm.為研究壁面油膜對(duì)火焰-壁面作用的影響，在壁面上均勻涂布不同厚度的油膜進(jìn)行試驗(yàn)，考慮到發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的實(shí)際工況，設(shè)置潤(rùn)滑油膜厚度為0.01 mm、0.02 mm、0.03 mm.此外，為研究不同理化性質(zhì)的油膜對(duì)撞壁火焰的影響，基于厚度為0.01 mm 的柴油油膜進(jìn)行對(duì)比研究.本研究中，與不同厚度的油膜相關(guān)的實(shí)驗(yàn)主要關(guān)注壁面油膜體積對(duì)火焰撞壁過(guò)程的宏觀影響，采用壁面油膜的厚度作為壁面油膜體積的一個(gè)指示參數(shù)；壁面面積S 與油膜厚度h 的乘積即為油膜的體積V.根據(jù)液膜表面積S 和體積V 的對(duì)應(yīng)關(guān)系，采用注射器在壁面油膜板上注射厚度h 所對(duì)應(yīng)體積的潤(rùn)滑油，并通過(guò)滾針將油膜進(jìn)一步鋪展均勻.為驗(yàn)證油膜涂布的均勻性，采用Infralytic Oilsensor NG2 型油膜測(cè)厚儀校驗(yàn)平整處理后的壁面油膜厚度，該儀器基于Lambert-Beer 原理(即平行單色光穿透金屬表面的液膜時(shí)，液膜的吸光強(qiáng)度與其厚度成正比)計(jì)算油膜厚度.通過(guò)該儀器測(cè)量壁面任意20 個(gè)點(diǎn)的油膜厚度；同時(shí)為確保試驗(yàn)的重復(fù)性，進(jìn)行多組操作和測(cè)試，選取油膜涂布較好的油膜板進(jìn)行試驗(yàn)(部分測(cè)量結(jié)果如圖2 所示).

表1 試驗(yàn)邊界條件Tab.1 Boundary conditions in experiment

由圖2 可見(jiàn)，不同測(cè)量點(diǎn)的油膜厚度(符號(hào)所示)存在隨機(jī)誤差，但其均值接近設(shè)定值(實(shí)線、虛線所示)，且多次重復(fù)試驗(yàn)中的油膜平均厚度值基本無(wú)差異.

圖2 不同油膜厚度下，油膜涂布均勻性檢測(cè)結(jié)果Fig.2 Test results of film coating uniformity under different film thicknesses

根據(jù)弗勞德數(shù)(Fr)，本生燈射流擴(kuò)散火焰可分為浮力驅(qū)動(dòng)型和動(dòng)量驅(qū)動(dòng)型火焰，其中弗勞德數(shù)在10-4～10 區(qū)間內(nèi)的射流擴(kuò)散火焰為浮力驅(qū)動(dòng)型層流射流火焰[18].

式中：u 為射流速度，m/s；g 為重力加速度，m/s2；d*為噴口特征尺寸，m.根據(jù)式(1)，本研究中的射流火焰弗勞德數(shù)為0.46，屬于浮力驅(qū)動(dòng)型射流火焰.

1.3 數(shù)字圖像處理方法

基于背景更新與差分預(yù)處理過(guò)程和OTSU 自適應(yīng)閾值算法[19]，本研究開(kāi)發(fā)了基于MATLAB 的圖像分割處理程序?qū)y影圖片進(jìn)行批量處理，以便定量分析火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程的形貌參數(shù)，見(jiàn)圖3.為去除背景對(duì)形貌參數(shù)定量測(cè)量過(guò)程的干擾，對(duì)原始圖像進(jìn)行輪廓分割操作.首先對(duì)原始圖像進(jìn)行剪裁和灰度化處理(圖3(b)).

圖3 紋影圖像分割處理過(guò)程Fig.3 Segmentation process of schlieren image

為去除紋影圖像中背景光源的干擾，提高閾值分割的效果，基于圖像灰度化處理結(jié)果對(duì)灰度圖像進(jìn)行差分預(yù)處理.數(shù)字圖像由像素矩陣組成，像素空間中的每個(gè)坐標(biāo)的像素值對(duì)應(yīng)該坐標(biāo)的局部亮度.本研究選取過(guò)程開(kāi)始前的無(wú)火焰的圖像作為背景，將實(shí)時(shí)輸入的場(chǎng)景圖像與預(yù)先選定的背景圖像中像素值相同的坐標(biāo)點(diǎn)定義為背景像素，并將原始圖像中對(duì)應(yīng)坐標(biāo)的像素值置零.

為改進(jìn)背景圖像隨著環(huán)境不斷變化的缺陷，本研究在現(xiàn)有背景差分算法的基礎(chǔ)上基于像素灰度直方圖對(duì)背景圖像進(jìn)行更新建模.如果差分圖像坐標(biāo)為(x，y)的像素的灰度值D(x，y)大于設(shè)定的閾值T，則背景圖像對(duì)應(yīng)坐標(biāo)像素B(x，y)的灰度值保持不變，否則基于前后相鄰兩幀圖像的灰度值 Pi(x，y)和Pi?1(x，y)以速度v 對(duì)背景圖像B(x，y)像素進(jìn)行更新，即

背景差分運(yùn)算結(jié)果如圖3(c)所示，為基于差分圖像提取火焰的反應(yīng)區(qū)域輪廓，對(duì)圖像進(jìn)行閾值分割處理.其原理是將圖像所有像素按照像素值的大小分為前景區(qū)域和背景區(qū)域兩部分.前景與背景區(qū)域像素值的最大類間方差δ(t)取最大值所對(duì)應(yīng)的變量t值為二值化分割閾值：

式中：w0為前景區(qū)域像素概率分布；g0為前景區(qū)域灰度均值；w1為背景區(qū)域像素概率分布；g1為背景區(qū)域灰度均值；為圖像的整體灰度均值.

火焰反應(yīng)區(qū)二值化分割結(jié)果如圖3(d)所示.最后，為驗(yàn)證該方法的可靠性，基于Canny 算子提取圖3(d)中的火焰反應(yīng)區(qū)輪廓并在原始圖像上進(jìn)行標(biāo)記.如圖3(e)所示，所提取的火焰反應(yīng)區(qū)輪廓與原圖中實(shí)際的火焰輪廓吻合良好，說(shuō)明該圖像處理方法可以滿足火焰形貌特征定量測(cè)量的要求.

2 結(jié)果與討論

2.1 火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程

基于高速紋影法分析火焰-壁面相互作用過(guò)程中火焰形貌的發(fā)展過(guò)程.為定量測(cè)量撞壁火焰形貌參數(shù)，對(duì)紋影圖像中火焰輪廓進(jìn)行閾值分割.圖4 和圖5 分別為甲烷瞬態(tài)射流火焰與干濕壁面相互作用過(guò)程的紋影圖像和閾值分割處理圖像.火焰前鋒面經(jīng)閾值分割處理后更清晰，可追蹤度極大提升，同時(shí)可促進(jìn)對(duì)火焰-壁面相互作用的定量分析.

圖4 甲烷瞬態(tài)火焰與干/濕壁面相互作用過(guò)程中火焰形貌變化的紋影圖像Fig.4 Schlieren images of flame morphology development during the methane transient flame-dry/wet wall interaction

圖5 紋影圖像(基于圖4)的閾值分割Fig.5 Threshold segmentation of schlieren images(shown in Fig.4)

火焰在快門(mén)擋板機(jī)構(gòu)開(kāi)啟后以半球形的形貌沿垂直壁面方向發(fā)展，火焰半徑在火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程中逐漸增大.根據(jù)壁面高度的不同，火焰在30～50 ms 后與壁面接觸，受壁面擠壓抑制半球形火焰前鋒面曲率降低，火焰以撞壁點(diǎn)為中心沿水平壁面方向伸展傳播的同時(shí)垂直壁面鋪展.可以發(fā)現(xiàn)與壁面接觸后火焰反應(yīng)區(qū)厚度減小并發(fā)生局部淬熄，80～100 ms 后近壁區(qū)域火焰形貌發(fā)展為矩形形態(tài).100 ms 后根部火焰出現(xiàn)分層現(xiàn)象，火焰根部繼續(xù)垂直壁面向下發(fā)展并逐漸熄滅，火焰根部邊界上方形成新的火焰鋒面，根部火焰形貌變得更加無(wú)序和紊亂.130 ms 后，火焰形貌基本不再發(fā)生改變.不同壁面高度條件下的火焰均在80～100 ms 后停止徑向伸展的過(guò)程，火焰徑向伸展半徑達(dá)到最大值.

根據(jù)理想火焰羽流模型[20]，本生燈射流擴(kuò)散火焰燃燒過(guò)程與火焰卷吸密切相關(guān).卷吸過(guò)程受熱浮力主導(dǎo)的熱對(duì)流控制.由于火焰半徑和比表面積隨火焰的傳播過(guò)程增大，導(dǎo)致火焰熱耗散增強(qiáng).撞壁后火焰羽流溫度降低，抑制了熱對(duì)流過(guò)程，進(jìn)而影響了燃燒化學(xué)反應(yīng)，從而抑制了撞壁火焰形貌發(fā)展過(guò)程.擴(kuò)散火焰的燃料-空氣混合過(guò)程中，密度較低的燃燒產(chǎn)物和密度較高的未燃?xì)怏w形成熱對(duì)流.火焰羽流區(qū)壓力差對(duì)撞壁火焰根部燃燒反應(yīng)存在促進(jìn)作用，根部火焰不斷形成的新的火焰邊界，促進(jìn)了火焰沿垂直壁面方向的鋪展過(guò)程.由圖3 和圖4 可以發(fā)現(xiàn)，不同撞壁高度和壁面油膜條件下撞壁火焰前鋒面的發(fā)展趨勢(shì)呈現(xiàn)出高度一致性.動(dòng)量驅(qū)動(dòng)的射流擴(kuò)散火焰撞壁過(guò)程可以分為4 個(gè)階段：①半球形火焰定速傳播階段；②撞壁火焰徑向伸展階段；③火焰垂直壁面鋪展階段；④撞壁火焰淬熄階段.

由圖4 和圖5 可見(jiàn)，干、濕壁面條件下的火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程較為類似.相同壁面高度條件下，壁面油膜對(duì)火焰前鋒面?zhèn)鞑ニ俣群突鹧孀脖跁r(shí)刻無(wú)顯著影響，但對(duì)半球形火焰?zhèn)鞑ルA段的火焰伸展直徑影響顯著.相較干壁條件，壁面油膜降低了撞壁火焰鋪展厚度，隨著壁面高度的增加，油膜對(duì)垂直壁面鋪展階段火焰厚度的影響增強(qiáng).

2.2 撞壁火焰羥基自由基(OH·)分布特性

羥基自由基(OH·)是燃燒反應(yīng)過(guò)程的重要中間產(chǎn)物，主要分布于火焰前鋒面和產(chǎn)物生成區(qū)域.根據(jù)燃燒化學(xué)反應(yīng)原理，OH·的產(chǎn)生主要源自支撐火焰發(fā)展的分支反應(yīng)(H·＋O2?OH·＋O·)和各類鏈?zhǔn)椒磻?yīng)，因而OH·的分布特性可以表征火焰燃燒程度[11].本研究基于ICCD 相機(jī)拍攝的火焰OH·發(fā)光表征撞壁過(guò)程中火焰OH·的分布，進(jìn)而分析火焰-壁面相互作用過(guò)程中火焰燃燒強(qiáng)度的變化情況.

如圖6 所示，壁面高度顯著影響OH·的生成過(guò)程.撞壁火焰OH·發(fā)光強(qiáng)度隨壁面高度增加呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì).Hw＝10 mm 條件下的火焰羽流受壁面擠壓抑制嚴(yán)重，燃料未充分反應(yīng)即與壁面接觸并發(fā)生淬熄，使撞壁火焰燃燒強(qiáng)度下降.壁面對(duì)火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程的抑制作用隨著壁面高度增加而減小，Hw＝15 mm 條件下火焰OH·發(fā)光的高亮度區(qū)域面積增大，火焰熱釋放速率和反應(yīng)區(qū)域火焰溫度隨著火焰浮起高度的增加而增加，未燃濃混合氣與空氣的充分混合促進(jìn)了鏈?zhǔn)椒磻?yīng)過(guò)程中OH·的生成.隨著壁面高度的進(jìn)一步增加，Hw＝20 mm 條件下的撞壁火焰OH·發(fā)光強(qiáng)度顯著降低，火焰徑向伸展直徑下降，火焰形貌趨向自由火焰的形貌.此時(shí)壁面高度接近自由火焰的最大浮起高度，未燃混合氣在火焰前鋒面與壁面接觸前已充分反應(yīng)，因此撞壁時(shí)刻的火焰燃燒強(qiáng)度降低，OH·濃度較Hw＝15 mm 條件下降.

圖6 不同壁面高度時(shí)瞬態(tài)火焰與干/濕壁面相互作用過(guò)程中火焰羥基自由基發(fā)光強(qiáng)度變化Fig.6 OH radicals’ luminescence during transient flamedry/wet wall interaction at different wall heights

燃燒反應(yīng)區(qū)域的OH·濃度對(duì)燃燒鏈?zhǔn)椒磻?yīng)過(guò)程至關(guān)重要.實(shí)驗(yàn)和模擬研究[21-22]顯示，OH·化學(xué)發(fā)光強(qiáng)度的峰值出現(xiàn)在反應(yīng)區(qū)溫度最高的區(qū)域.擴(kuò)散燃燒火焰的高溫區(qū)域(1 600 K 以上)通常出現(xiàn)在火焰外緣.該區(qū)域的氧濃度較高，火焰當(dāng)量比接近或略高于1，燃燒反應(yīng)充分[21].近壁區(qū)域火焰由于與冷壁面間的熱傳導(dǎo)和熱輻射過(guò)程造成火焰前鋒面的熱損失，燃燒化學(xué)反應(yīng)過(guò)程受到抑制，區(qū)域火焰溫度較低，OH·發(fā)光強(qiáng)度下降.相同壁面高度，干壁條件下的OH·的發(fā)光強(qiáng)度更高，說(shuō)明干壁條件下火焰燃燒強(qiáng)度更高，火焰高溫區(qū)域面積增大.

根據(jù)火焰-油膜相互作用的物理化學(xué)模型[14]，油膜蒸氣在近壁區(qū)域形成濃反應(yīng)區(qū)，使擴(kuò)散火焰羽流區(qū)域的未燃混合氣的當(dāng)量比增大.在Hw＝10 mm 的條件下，燃燒化學(xué)反應(yīng)過(guò)程受到抑制.由于壁面高度較低的情況下火焰溫度較低[17]，火焰與壁面油膜的熱通量下降，油膜蒸發(fā)過(guò)程減弱，對(duì)混合氣當(dāng)量比的影響降低.因此干、濕壁面條件火焰OH·發(fā)光情況相似.隨著壁面高度的增加，壁面對(duì)燃?xì)饣旌虾腿紵^(guò)程的影響降低，混合氣燃燒放熱增加，油膜蒸發(fā)增強(qiáng)，因此 Hw＝15 mm 濕壁條件下的撞壁火焰OH·發(fā)光強(qiáng)度整體下降.隨著壁面高度的進(jìn)一步增加，Hw＝20 mm 條件下火焰撞壁時(shí)刻混合氣變得稀薄，而油膜蒸氣使稀燃混合氣的當(dāng)量比增大并接近化學(xué)計(jì)量當(dāng)量比，因此濕壁條件下近壁區(qū)域的火焰燃燒強(qiáng)度增加，近壁區(qū)域火焰OH·發(fā)光強(qiáng)度增強(qiáng).

為考察油膜對(duì)撞壁火焰燃燒過(guò)程的影響機(jī)理，基于不同厚度和種類的油膜進(jìn)行了對(duì)比研究.圖7 所示為不同壁面油膜條件下焰壁作用過(guò)程中火焰OH·分布.圖中，Vf=1.0 L/min，Hw=15 mm 干壁條件下撞壁火焰的OH·發(fā)光強(qiáng)度最高，隨著潤(rùn)滑油膜厚度的增加，撞壁火焰OH·發(fā)光強(qiáng)度減弱.在厚度為0.01 mm 和0.02 mm 的潤(rùn)滑油膜條件下，壁面附近存在OH·高濃度分布區(qū)域.0.01 mm 柴油油膜條件下火焰的OH·發(fā)光強(qiáng)度較相同厚度的潤(rùn)滑油膜條件顯著降低，且該條件下的火焰 OH·發(fā)光強(qiáng)度與0.03 mm 潤(rùn)滑油膜條件相近.隨著油膜厚度增加，油膜蒸發(fā)過(guò)程對(duì)近壁區(qū)域火焰當(dāng)量比的影響增大.相比之下，柴油油膜對(duì)近壁區(qū)域燃燒過(guò)程的影響較潤(rùn)滑油膜更為明顯.因?yàn)椴裼陀湍し悬c(diǎn)較低，導(dǎo)致油膜蒸發(fā)過(guò)程生成的濃燃區(qū)域厚度增加，火焰燃燒強(qiáng)度減弱.

圖7 不同壁面油膜厚度時(shí)瞬態(tài)火焰與濕壁面相互作用過(guò)程中火焰羥基自由基發(fā)光強(qiáng)度變化Fig.7 OH radicals’ luminescence during transient flamewet wall interaction at different wall fuel film thicknesses

2.3 撞壁火焰形貌特征

針對(duì)不同壁面條件下的撞壁火焰形貌參數(shù)進(jìn)行了定量研究.為定量表征焰壁作用過(guò)程中的火焰形貌特征，將平行于壁面方向火焰反應(yīng)區(qū)的最大寬度La定義為火焰徑向伸展直徑，如圖8 所示.

圖8 火焰徑向伸展直徑La示意Fig.8 Schematic of flame radial spreading diameter La

圖9 為不同壁面高度條件下火焰與干/濕壁面相互作用過(guò)程中，火焰伸展直徑La隨時(shí)間的變化規(guī)律.干/濕壁面條件下La的變化趨勢(shì)一致：半球形火焰定速傳播階段的火焰伸展直徑變化率隨時(shí)間呈線性關(guān)系；撞壁火焰徑向伸展階段La的變化率隨火焰發(fā)展先增加后減小.火焰垂直壁面鋪展階段La變化率隨時(shí)間下降，撞壁火焰淬熄階段的La趨近于零并不再變化.干濕壁面條件下La的變化率均隨壁面高度Hw升高而降低，但相同壁面高度條件下，濕壁條件La較干壁條件降低.在Hw較低的條件下，火焰前鋒羽流因受壁面擠壓抑制，火焰前鋒面曲率增加，造成火焰伸展直徑顯著增大.相比于干壁面，壁面油膜會(huì)使撞壁火焰的徑向伸展過(guò)程受到抑制.相同壁面高度條件下，濕壁面的火焰最大伸展直徑較干壁面降低.

圖9 不同壁面高度時(shí)火焰與干/濕壁面相互作用過(guò)程中火焰徑向伸展直徑變化Fig.9 Variation of flame spreading diameter during flame-dry/wet wall interaction at different wall heights

為進(jìn)一步研究壁面油膜對(duì)撞壁火焰形貌的影響機(jī)理，在Hw＝15 mm 的條件下基于厚度為0.01 mm、0.02 mm、0.03 mm 的潤(rùn)滑油油膜和0.01 mm 的柴油油膜對(duì)撞壁火焰伸展直徑進(jìn)行對(duì)比研究.如圖10 所示，不同壁面油膜條件下火焰伸展直徑La變化曲線表現(xiàn)出相同的規(guī)律，干壁條件下半球形火焰定速傳播階段與撞壁火焰徑向伸展階段的La顯著高于壁面油膜存在的條件，La隨潤(rùn)滑油膜厚度增加呈先增大后減小的趨勢(shì)，撞壁火焰徑向伸展階段后期潤(rùn)滑油膜對(duì)火焰的影響開(kāi)始降低.沸點(diǎn)較低的柴油油膜對(duì)La變化率的影響顯著低于相同厚度的潤(rùn)滑油膜.壁面油膜蒸發(fā)吸熱過(guò)程使火焰前鋒面溫度降低，熱對(duì)流減弱，此外油膜蒸發(fā)形成的濃混合氣使近壁區(qū)域未燃?xì)怏w當(dāng)量比增大.

圖10 不同壁面油膜厚度時(shí)火焰與干、濕壁面相互作用過(guò)程中徑向伸展直徑的變化Fig.10 Variation of flame spreading diameter during flame-wet wall interaction with different wall fuel film thicknesses

在火焰遠(yuǎn)離壁面的半球形火焰定速傳播階段，火焰尚未與壁面直接接觸，油膜蒸發(fā)過(guò)程造成的火焰前鋒面熱損失影響有限.該階段濕壁條件下的La與干壁條件存在的明顯差異說(shuō)明油膜蒸發(fā)過(guò)程的生成的蒸氣參與了燃燒化學(xué)反應(yīng)，油膜蒸氣對(duì)混合氣當(dāng)量比的改變是壁面油膜對(duì)撞壁火焰伸展過(guò)程的主要影響因素.油膜蒸氣飽和后，阻礙油膜的繼續(xù)蒸發(fā)，而蒸發(fā)溫度較低的柴油油膜更易于發(fā)生相變，因此柴油油膜蒸氣對(duì)近壁區(qū)域火焰當(dāng)量比的影響較潤(rùn)滑油膜增大.結(jié)合以上對(duì)撞壁火焰燃燒強(qiáng)度的研究，油膜對(duì)燃燒時(shí)當(dāng)量比的改變是壁面油膜對(duì)撞壁火焰的主要影響機(jī)理，而火焰與油膜相互作用過(guò)程中熱損失對(duì)燃燒的影響有限.

3 結(jié)論

基于自主設(shè)計(jì)搭建的可視化實(shí)驗(yàn)裝置，在壁面溫度為303 K 的低溫壁面和弗勞德數(shù)為0.46 的浮力驅(qū)動(dòng)型層流射流火焰條件下，考察了壁面油膜對(duì)甲烷射流擴(kuò)散火焰-壁面相互作用的影響.

(1) 對(duì)于浮力驅(qū)動(dòng)的射流擴(kuò)散火焰，撞壁火焰的傳播和發(fā)展受熱浮力主導(dǎo)的熱對(duì)流控制.不同壁面高度和壁面油膜條件下，撞壁火焰形貌的發(fā)展趨勢(shì)相同.

(2) 壁面高度對(duì)火焰形貌發(fā)展影響較大，該作用條件，撞壁火焰發(fā)展過(guò)程可分為4 個(gè)階段，即球形火焰定速傳播階段、撞壁火焰徑向伸展階段、火焰垂直壁面鋪展階段和火焰淬熄階段.

(3) 隨著壁面高度增加，撞壁火焰中OH·濃度呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì).濕壁條件下，火焰整體OH·發(fā)光強(qiáng)度降低，但隨著壁面高度接近火焰最大高度，濕壁條件下火焰前鋒面區(qū)域OH·發(fā)光強(qiáng)度較干壁條件增加.

(4) 與干壁相比，濕壁條件下撞壁火焰沿壁面徑向伸展過(guò)程受到抑制，火焰前鋒面的熱損失以及油膜蒸氣對(duì)未燃混合氣當(dāng)量比的影響均會(huì)影響火焰淬熄過(guò)程，其中對(duì)燃燒化學(xué)反應(yīng)的改變是其對(duì)撞壁火焰燃燒強(qiáng)度的主要影響因素.