齊正達(dá),韓 愷, ,倪兆靜
(1.北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院,北京 100081;2.北京理工大學(xué) 重慶創(chuàng)新中心,重慶 401120)
隨著排放法規(guī)的日趨嚴(yán)格,柴油車的污染問(wèn)題也越來(lái)越突出,開(kāi)發(fā)柴油機(jī)的清潔代用燃料具有重要意義.目前,國(guó)際上公認(rèn)最有前途的內(nèi)燃機(jī)清潔代用燃料是醇類燃料,主要指甲醇、乙醇等,它們都具有使用、儲(chǔ)存和運(yùn)輸方便的特點(diǎn),且來(lái)源豐富,在生產(chǎn)價(jià)格等方面具有很大的競(jìng)爭(zhēng)優(yōu)勢(shì)[1].在柴油中添加甲醇制成的乳化油在燃燒室內(nèi)會(huì)發(fā)生微爆現(xiàn)象.乳化油液滴的微爆現(xiàn)象類似于液柱的“閃沸”,其發(fā)生過(guò)程伴隨氣泡的產(chǎn)生與破滅,具有提升燃油經(jīng)濟(jì)性、改善發(fā)動(dòng)機(jī)排放的應(yīng)用潛力.液滴各組分之間的沸點(diǎn)差異性是微爆的直接原因,乳化油和互溶燃油在高溫環(huán)境下都存在微爆現(xiàn)象,但兩種液滴的微觀結(jié)構(gòu)差異會(huì)導(dǎo)致不同的微觀過(guò)程[2].深入研究乳化油和互溶燃油的微爆特性有助于揭示發(fā)生微爆的微觀機(jī)理,實(shí)現(xiàn)柴油機(jī)缸內(nèi)液滴微爆過(guò)程的可控.
近年來(lái),研究者們用多種方法研究了不同條件下的乳化油微爆特征.Ismael 等[3]試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),在較高的噴射壓力下,噴霧中發(fā)生噴氣和微爆的液滴數(shù)量變少.Tanaka 等[4]通過(guò)熱平板的方法研究了不同參數(shù)下乳化油的微爆,并擬合出了微爆速率隨乳化油溫度和水含量的公式.Antonov 等[5]試驗(yàn)證明,黏度和表面張力會(huì)影響液滴破碎的時(shí)間,這是因?yàn)榭扇冀M分的黏度和表面張力越大,液滴發(fā)生破碎所需要的氣泡能量就越多.Mura 等[6]研究發(fā)現(xiàn),隨著分散相水滴索特平均直徑的減小,破碎發(fā)生時(shí)的液滴溫度也就越高.Califano 等[7]采用掛滴法在單液滴燃燒室內(nèi)研究了乳化油的微爆,通過(guò)改變表面活性劑的種類、水的體積分?jǐn)?shù)和分散相水滴的直徑大小等影響乳化油穩(wěn)定性的參數(shù),證明了乳化油的穩(wěn)定性與微爆發(fā)生頻率有關(guān).Suzuki 等[2]利用亞甲藍(lán)染色劑給乳化油中的水組分染色,發(fā)現(xiàn)隨著乳化油中分散水相的直徑增大,分散水相的聚合速率和微爆的發(fā)生頻率都在增大.目前對(duì)微爆的試驗(yàn)方法絕大多數(shù)為掛滴法和熱板法.但掛滴法和熱平板法試驗(yàn)裝置會(huì)影響液滴的形狀,促進(jìn)非均相成核,改變液滴內(nèi)氣泡生成和成長(zhǎng)過(guò)程;掛絲對(duì)液滴內(nèi)傳熱的影響也不可忽略[8].因此,這兩種方法均會(huì)導(dǎo)致液滴微爆試驗(yàn)結(jié)果發(fā)生偏差.
有關(guān)互溶燃油的微爆研究多集中于對(duì)其微爆宏觀規(guī)律的分析.Botero 等[9]利用飛滴式的試驗(yàn)裝置研究發(fā)現(xiàn),當(dāng)柴油分別和生物柴油、乙醇等比例混合時(shí),液滴破碎發(fā)生最早且程度最劇烈.Hoxie 等[10]利用掛滴法研究發(fā)現(xiàn),在兩者等比例混合時(shí),液滴破碎的時(shí)刻最早且微爆程度最劇烈.Avulapati 等[11]利用掛滴法試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),當(dāng)乙醇體積分?jǐn)?shù)為10%~40%時(shí)發(fā)生微爆現(xiàn)象,并觀察到次級(jí)液滴再次發(fā)生破碎.互溶燃油和乳化油微觀結(jié)構(gòu)的不同會(huì)導(dǎo)致不同的微爆現(xiàn)象,但鮮見(jiàn)文獻(xiàn)報(bào)道.
為了排除試驗(yàn)裝置對(duì)液滴微爆過(guò)程的影響,更準(zhǔn)確研究乳化油的微爆過(guò)程及規(guī)律,筆者建立了飛滴式單液滴試驗(yàn)裝置,選用了沸點(diǎn)差異性較大的甲醇和柴油以一定的比例配制成乳化油,并選用與甲醇沸點(diǎn)接近的正己烷與柴油配制成互溶燃油,以探究燃料的互溶性對(duì)微爆過(guò)程的影響.在此基礎(chǔ)上,研究了高溫環(huán)境條件下甲醇-柴油乳化油液滴的微爆規(guī)律.
圖1 為飛滴式單液滴試驗(yàn)裝置示意.該裝置包括液滴生成系統(tǒng)(信號(hào)驅(qū)動(dòng)電源、液滴噴射器)、高溫?zé)嵩?高溫彈體、溫控儀和高壓氮?dú)獾?及圖像采集系統(tǒng)(高速相機(jī)、光源等).試驗(yàn)操作是:調(diào)節(jié)信號(hào)驅(qū)動(dòng)電源輸出矩形波電壓信號(hào)的電壓幅值和頻率,使液滴噴射器達(dá)到持續(xù)穩(wěn)定噴射液滴的狀態(tài).將高速相機(jī)固定在某一拍攝點(diǎn),計(jì)算機(jī)控制高速相機(jī)以與液滴噴射器噴射液滴相同的頻率進(jìn)行拍攝.液滴從噴口自由下落到高速相機(jī)拍攝點(diǎn)需要一定時(shí)間,因而拍攝時(shí)刻應(yīng)晚于液滴噴射器噴射液滴的時(shí)刻.調(diào)整這一延遲時(shí)間,直至高速相機(jī)拍攝到該點(diǎn)的液滴.不同拍攝點(diǎn)處的延遲時(shí)間之差即為液滴經(jīng)過(guò)兩點(diǎn)所需的時(shí)間.改變拍攝點(diǎn)的豎直位置,記錄完整的液滴微爆歷程.高溫彈體采用耐高溫的陶瓷纖維材料制成,多根加熱爐絲沿著豎直方向均勻嵌入在高溫彈體內(nèi)壁,溫度通過(guò)溫控儀進(jìn)行調(diào)節(jié),調(diào)節(jié)精度為±5 K,所能提供的最高溫度為1 273 K.惰性環(huán)境由高壓氮?dú)馓峁?
圖1 高溫飛滴法試驗(yàn)裝置示意Fig.1 Schematic diagram of experimental device for high temperature free falling drop method
為驗(yàn)證高溫彈體內(nèi)在豎直方向溫度分布的均勻性,利用熱電偶測(cè)量高溫彈體內(nèi)豎直方向溫度變化.以環(huán)境溫度為1 123 K 為例,將噴射器出口設(shè)為起點(diǎn),沿豎直方向的300 mm 范圍內(nèi)進(jìn)行溫度測(cè)量,測(cè)量點(diǎn)間距為20 mm,熱電偶傳感器的測(cè)溫誤差為±1 K.圖2 為高溫彈體內(nèi)豎直方向的溫度分布.由于高溫彈體頂部需滴入液滴留有開(kāi)口散熱量較大,導(dǎo)致頂部溫度僅為1 085 K,略低于目標(biāo)溫度,但最大誤差僅為4.5%.除此位置以外,溫度場(chǎng)在豎直方向具有良好的均勻性.
圖2 高溫彈體內(nèi)豎直方向的溫度分布Fig.2 Temperature distribution in the vertical direction of the high temperature bomb
選用Photron Fastcam SA4 型高速攝像機(jī)配合Pentax7528 型鏡頭,以8 000 幅/s 拍攝燃油液滴的微爆過(guò)程,其最大分辨率為1 024×1 024.試驗(yàn)所采用的液滴的初始直徑分別為192、284 和373 μm .液滴噴射器產(chǎn)生液滴的穩(wěn)定性良好.經(jīng)測(cè)試,產(chǎn)生液滴直徑的最大誤差不超過(guò)1%.液滴噴射器處于某一頻率的噴射狀態(tài)時(shí),通過(guò)同步觸發(fā)方式,利用高速相機(jī)對(duì)不同豎直位置上的液滴圖像進(jìn)行采集,在每個(gè)拍攝點(diǎn)采集50 個(gè)液滴的圖像,記錄該點(diǎn)處的液滴在豎直方向上的位置并計(jì)算平均誤差.圖3 為液滴在豎直位置上的平均誤差.在試驗(yàn)所使用的觀察范圍(79~330 mm)內(nèi),液滴豎直位置的平均誤差不超過(guò)0.6 mm,遠(yuǎn)小于相機(jī)的視野范圍(6 mm×6 mm),既滿足了圖像采集的需求,又可配合較低的觸發(fā)頻率,排除相鄰液滴間的相互干擾.因此,試驗(yàn)采用的飛滴法裝置有良好穩(wěn)定性.
圖3 液滴豎直位置平均誤差Fig.3 Drop vertical position average error
氣泡生成前的蒸發(fā)階段時(shí)間較長(zhǎng),下落的距離遠(yuǎn),需要上、下移動(dòng)高速相機(jī)拍攝不同豎直位置的液滴圖像,即該階段記錄的是不同液滴的圖像;氣泡成長(zhǎng)至液滴破碎的時(shí)間極短,高速相機(jī)在某一固定位置便可完整拍攝某一液滴的氣泡成長(zhǎng)過(guò)程.
以甲醇-柴油液滴在1 120 K、常壓下的微爆過(guò)程為例對(duì)特征參數(shù)進(jìn)行表征,其歸一化直徑平方隨歸一化時(shí)間的變化曲線如圖4 所示.膨脹階段呈線性階段和減速階段兩段分布,線性膨脹階段的斜率為膨脹速率K.取液滴膨脹階段結(jié)束和開(kāi)始時(shí)刻對(duì)應(yīng)的直徑平方 y2、y1,其 y2/y1比值為膨脹比β.膨脹階段結(jié)束時(shí)刻即為破碎時(shí)刻 Tb.
圖4 膨脹速率K、膨脹比β 和破碎時(shí)刻Tb 的參數(shù)定義Fig.4 Parameter definition of expansion rate K,expansion rate β and breakup time Tb
選用柴油和甲醇配制乳化油,油酸作乳化劑,磁力攪拌器高速攪拌1 h 后靜止72 h 未出現(xiàn)分層現(xiàn)象,即認(rèn)為形成了穩(wěn)定的乳化油.選用正己烷與柴油配成互溶燃油,3 種油品在常壓下的物理性質(zhì)見(jiàn)表1.
表1 試驗(yàn)所用3種油品在常壓下的物理性質(zhì)Tab.1 Physical properties of oils used in the experiment
參考乳化劑含量對(duì)微爆結(jié)果影響的相關(guān)研究,選取油酸的體積分?jǐn)?shù)為2%,油酸對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響可以忽略[12].甲醇、柴油和油酸分別以體積比為10∶88∶2、20∶78∶2、30∶68∶2 和40∶58∶2 混合,配制成甲醇體積分?jǐn)?shù)為10%、20%、30%和40%的乳化油,簡(jiǎn)稱為M10、M20、M30 和M40.將正己烷、柴油和油酸以體積比30∶68∶2 混合,配制成正己烷體積分?jǐn)?shù)為30%的互溶燃油,簡(jiǎn)稱為H30.
采用單液滴蒸發(fā)模型計(jì)算蒸發(fā)階段的液滴溫度變化,獲取氣泡生成時(shí)刻的液滴溫度,以對(duì)比不同條件下氣泡生成時(shí)低沸點(diǎn)組分的過(guò)熱度.模型引用文獻(xiàn)[13]中的計(jì)算式,構(gòu)建了多組分液滴蒸發(fā)的有效擴(kuò)散模型.該模型基于假定:(1)由于氣相的熱擴(kuò)散率遠(yuǎn)大于液相,假定液滴周圍的氣相處于準(zhǔn)穩(wěn)態(tài);(2)環(huán)境氣體混合物不溶于液相,因而僅存在一個(gè)方向上的擴(kuò)散,即Stefan 流動(dòng);(3)液滴表面的氣相和液相均處于熱力學(xué)平衡狀態(tài);(4)液滴為球?qū)ΨQ,將液滴蒸發(fā)過(guò)程簡(jiǎn)化為一維瞬態(tài)問(wèn)題;(5)忽略液滴熱輻射的熱量.
液滴的蒸發(fā)速率為
式中:i 為組分;n 為組分?jǐn)?shù);rs為液滴半徑;Sh 為舍伍德數(shù);BM,i為組分Spalding 傳質(zhì)數(shù);下標(biāo)g 表示燃料蒸氣和空氣組成的混合氣.
對(duì)流液相加熱量可由式(2)計(jì)算.
式中:BT,i為組分Spalding 傳熱數(shù);Li為各組分汽化潛熱;cpi,v為各組分的氣相定壓比熱;T∞為環(huán)境溫度;sT 為液滴表面溫度.燃料蒸氣和空氣組成的混合氣的物性參數(shù)(氣相密度ρg、質(zhì)量擴(kuò)散系數(shù)Dg)采用1/3 混合定律來(lái)計(jì)算.液相的溫度和濃度采用有效導(dǎo)熱擴(kuò)散模型為
式中:Tl為液相溫度;Yl為液相質(zhì)量分?jǐn)?shù);下標(biāo)l 表示液相;keff為有效導(dǎo)熱率;Deff為有效擴(kuò)散率.
為了考慮液滴內(nèi)部環(huán)流的影響,在原有的導(dǎo)熱率 kl、擴(kuò)散系數(shù)Dl的基礎(chǔ)上乘以修正系數(shù)χk、χD,修正系數(shù)大小分別取決于液相普朗特?cái)?shù)Pr、雷諾數(shù)Re 與施密特?cái)?shù)Sc 的乘積.
初始條件和邊界條件包括:(1)初始的液滴溫度和各組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)均一;(2)液滴中心的溫度梯度和質(zhì)量分?jǐn)?shù)梯度為0;(3)液滴表面的溫度梯度和質(zhì)量分?jǐn)?shù)梯度均一.該模型的計(jì)算流程是:采用有效導(dǎo)熱擴(kuò)散模型計(jì)算液滴液相溫度和組分濃度,通過(guò)活度系數(shù)修正的Raoult 定律計(jì)算液相周圍氣相中各燃料組分的濃度,進(jìn)而計(jì)算液滴的蒸發(fā)量和換熱量,得到蒸發(fā)過(guò)程中液滴粒徑隨時(shí)間的變化過(guò)程及溫度變化.
選用的飛滴式試驗(yàn)方法無(wú)法直接對(duì)液滴的溫度進(jìn)行測(cè)量,難以直接驗(yàn)證液滴的溫度變化過(guò)程.考慮到溫度變化的計(jì)算是蒸發(fā)量計(jì)算的前提,通過(guò)驗(yàn)證液滴粒徑的變化,可間接驗(yàn)證該蒸發(fā)模型計(jì)算的液滴溫度變化也適用于研究.選用甲苯、正癸烷、正十二烷、正十四烷、正十六烷和正十八烷6 種組分作為柴油的替代燃料,分別計(jì)算1 123 K、常壓下,初始直徑為284μm 的M30、H30 液滴蒸發(fā)階段的歸一化直徑平方,并與蒸發(fā)階段的試驗(yàn)值對(duì)比,結(jié)果見(jiàn)圖5.液滴蒸發(fā)階段歸一化直徑平方的仿真值與試驗(yàn)值相符合,說(shuō)明該蒸發(fā)模型適用于研究,因而該蒸發(fā)模型中對(duì)液滴溫度的計(jì)算也是有效的.
圖5 M30和H30液滴蒸發(fā)過(guò)程仿真值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.5 Comparison of simulated and experimental values of M30 and H30 droplets evaporation process
圖6 示出溫度為1 120 K、壓力為0.1 MPa 時(shí)初始直徑為284μm 的柴油、M30 和H30 液滴微爆歷程(以進(jìn)入高溫環(huán)境為0 時(shí)刻).柴油液滴迅速蒸發(fā)耗盡,沒(méi)有發(fā)生微爆,生存時(shí)間為115 ms.M30 和H30液滴均發(fā)生微爆,生存時(shí)間分別為 27.2 ms 和61.0 ms.微爆的發(fā)生大大加快了液滴的消耗,M30 和H30 液滴的微爆歷程可分為單純蒸發(fā)階段、膨脹階段(此階段伴隨著氣泡膨脹和融合過(guò)程)和破碎蒸發(fā)階段.由液滴破碎對(duì)應(yīng)的時(shí)刻結(jié)合液滴溫度的數(shù)值計(jì)算式(1)~(4)可得到M30 和H30 液滴的溫度分別為450 K 和501 K,即破碎時(shí)甲醇和正己烷的過(guò)熱度分別為112.5 K 和160.0 K.
圖6 柴油、M30和H30液滴微爆歷程Fig.6 Diesel,M30 and H30 droplet evaporation and breakup
圖7 為M30 和H30 液滴的氣泡演化過(guò)程(以氣泡生成為0 時(shí)刻).兩種液滴在破碎前均有氣泡的生成和成長(zhǎng)現(xiàn)象.圖7b 中A、B 和C 氣泡相繼生成并成長(zhǎng),C 氣泡還與周圍氣泡融合成D 氣泡.隨著氣泡不斷成長(zhǎng),油膜厚度變薄,致使液滴大部分呈現(xiàn)半透明狀,且透明度逐漸增強(qiáng).氣泡之間相互擠壓變形,導(dǎo)致油膜褶皺變形.圖7a 中未觀察到氣泡的融合過(guò)程,且透明度較低.
圖7 M30和H30液滴的氣泡演化過(guò)程Fig.7 Bubble evolution process of M30 and H30 droplets
M30 和H30 液滴微爆特性對(duì)比見(jiàn)表2.圖8 對(duì)比了M30 和H30 液滴微爆過(guò)程歸一化直徑平方隨歸一化時(shí)間的變化.H30 液滴的膨脹速率小于M30 液滴,但膨脹比大于M30 液滴,破碎時(shí)刻也比M30 液滴晚得多.油膜的黏度和表面張力越大,氣泡成長(zhǎng)過(guò)程中所受到的阻力越大,膨脹速率就越低.由表1 可知在試驗(yàn)所涉及的溫度范圍內(nèi),甲醇的動(dòng)力黏度和表面張力系數(shù)均大于正己烷,但M30 液滴的膨脹速率反而大于H30 液滴的膨脹速率.這主要是由于乳化油和互溶燃油微觀結(jié)構(gòu)不同,乳化油內(nèi)存在分散相小液滴,并在較低溫度時(shí)發(fā)生聚合,當(dāng)溫度達(dá)到一定的過(guò)熱度后,聚合后的甲醇分散相和柴油間的界面效應(yīng)促進(jìn)了成核及氣泡成長(zhǎng)[14];在互溶燃油液滴中沒(méi)有分散相和聚合過(guò)程,成核及氣泡成長(zhǎng)過(guò)程較慢.圖6的H30 液滴直到59.9 ms 時(shí)才生成氣泡,比M30 液滴晚得多,因而H30 液滴的破碎時(shí)刻也晚得多.氣泡成長(zhǎng)越快,油膜越不穩(wěn)定,越容易破碎[15].因此,M30 液滴的氣泡成長(zhǎng)過(guò)程結(jié)束更快,膨脹比小于H30.
表2 M30和H30液滴微爆特征對(duì)比Tab.2 Micro-explosion characteristics of M30 and H30
圖8 兩種液滴微爆過(guò)程歸一化直徑平方隨時(shí)間的變化Fig.8 Variation of normalized diameter squared over time
3.2.1 甲醇體積分?jǐn)?shù)對(duì)乳化油液滴微爆特性的影響
圖9 為1 120 K、常壓下甲醇體積分?jǐn)?shù)對(duì)乳化油液滴微爆特性的影響規(guī)律.隨著甲醇體積分?jǐn)?shù)的增加,乳化油液滴的破碎時(shí)刻先提前后推遲,在甲醇體積分?jǐn)?shù)為30%時(shí)達(dá)到最小值;最大膨脹比先增大后減小,在甲醇體積分?jǐn)?shù)為30%時(shí)達(dá)到最大值.在Zeng等[15]的仿真結(jié)果中也有相似結(jié)論.這是由于隨著甲醇體積分?jǐn)?shù)的增加,一方面當(dāng)液滴達(dá)到甲醇成核所需的過(guò)熱度時(shí),參與核汽化的甲醇體積分?jǐn)?shù)增加,進(jìn)而加快積聚成核的速率,從而有利于破碎時(shí)刻的提前;另一方面甲醇沸點(diǎn)低、汽化潛熱大,降低液滴的升溫速率,會(huì)推遲破碎時(shí)刻.當(dāng)甲醇體積分?jǐn)?shù)低于30%時(shí),甲醇加快成核速率的作用占主導(dǎo)地位,因而破碎時(shí)刻隨著甲醇體積分?jǐn)?shù)的增大而提前;當(dāng)甲醇體積分?jǐn)?shù)高于30%時(shí),甲醇降低液滴升溫速率的作用占主導(dǎo)地位,因而破碎時(shí)刻隨著甲醇體積分?jǐn)?shù)的增大而推遲.
圖9 不同甲醇體積分?jǐn)?shù)下的破碎時(shí)刻及膨脹比Fig.9 Breakup time and expansion ratio under different methanol contents
圖10 為不同甲醇體積分?jǐn)?shù)和液滴初始直徑下的膨脹速率.試驗(yàn)條件為1 120 K、常壓及不同初始直徑為192、284 和373 μm,甲醇體積分?jǐn)?shù)越高,液滴的膨脹速率越快.這是由于甲醇體積分?jǐn)?shù)越高,在氣泡生成后的蒸發(fā)速率越快,產(chǎn)生更多的氣體推動(dòng)氣泡成長(zhǎng).對(duì)比3 條曲線可以發(fā)現(xiàn),液滴初始直徑越大,液滴的膨脹速率越慢.這一規(guī)律主要是因?yàn)殡S著液滴初始直徑的增大,液滴膨脹階段中氣泡所受阻力會(huì)顯著增大,膨脹速率因而降低.
圖10 不同甲醇體積分?jǐn)?shù)和初始直徑下的膨脹速率Fig.10 Expansion rate under different methanol contents and initial diameters
3.2.2 初始直徑對(duì)乳化油微爆特性的影響
選取3 組甲醇-柴油乳化油液滴的初始直徑分別為192、284 和373μm,甲醇的體積分?jǐn)?shù)都是30%.圖11 為不同液滴初始直徑下微爆特征參數(shù)的變化規(guī)律.隨著液滴直徑的增大,破碎時(shí)刻逐漸推遲,膨脹比逐漸減小.液滴初始直徑越大,在單純蒸發(fā)階段的升溫速率也越慢,達(dá)到甲醇成核所需要的過(guò)熱度的時(shí)間越長(zhǎng),因而液滴破碎時(shí)刻越晚;液滴初始直徑越大,維持氣泡的膨脹所需的蒸氣能量總量就越多,但氣泡生成時(shí)的溫度越來(lái)越低,分別為468、450 和440 K,氣泡內(nèi)無(wú)法積累足夠的蒸氣能量.因此,膨脹比越來(lái)越小;而破碎時(shí)刻的推遲和膨脹比的減小直接導(dǎo)致了膨脹速率變慢.
圖11 不同初始直徑下的破碎時(shí)刻和膨脹比Fig.11 Breakup time and expansion ratio under different initial diameters
圖12 為1 120 K、常壓下M30 與H30 液滴的兩種微爆過(guò)程,根據(jù)程度不同分為整體微爆和局部微爆.在相同的條件下,液滴內(nèi)部各個(gè)徑向位置的成核速率基本相同[16],因而汽化的低沸點(diǎn)組分可能在液滴的各個(gè)位置積聚成核,即氣泡的生成位置具有隨機(jī)性.當(dāng)氣泡的生成位置在液滴中心或者接近液滴中心時(shí),氣泡膨脹后會(huì)形成均勻的油膜,破碎后形成許多細(xì)碎的小液滴,即發(fā)生“整體微爆”;當(dāng)氣泡的生成位置偏離液滴中心時(shí),氣泡周圍的油膜厚度不均勻,破碎后的霧化效果較差,即發(fā)生“局部微爆”.Shinjo等[17]通過(guò)仿真手段模擬不同氣泡生成位置誘發(fā)的微爆,得到了相似的結(jié)果.
圖12 M30和H30液滴整體微爆和局部微爆過(guò)程Fig.12 M30 and H30 entire micro-explosion and partial micro-explosion
圖13 對(duì)比了M30 液滴兩類微爆過(guò)程中液滴歸一化直徑平方隨歸一化時(shí)間的變化.兩類微爆過(guò)程在單純蒸發(fā)階段的曲線基本重合,且膨脹階段開(kāi)始時(shí)的液滴直徑近似相等.表3 對(duì)比了M30 液滴整體微爆和局部微爆的特征,整體微爆的膨脹速率和膨脹比均大于局部微爆,兩者的破碎時(shí)刻近似相同.
表3 M30液滴整體微爆和局部微爆特征對(duì)比Tab.3 Characteristics of the entire and partial microexplosion of M30 droplet
圖13 M30液滴兩類微爆歸一化直徑平方隨時(shí)間的變化Fig.13 Variation of normalized diameter squared of M30 droplet over time
(1) 在試驗(yàn)中甲醇-柴油液滴和正己烷-柴油液滴均會(huì)發(fā)生微爆,其發(fā)生大大縮短了液滴的生存時(shí)間,促進(jìn)了液滴的消耗;液滴的微爆歷程可分為單純蒸發(fā)階段、膨脹階段和破碎蒸發(fā)階段.
(2) 甲醇-柴油液滴和正己烷-柴油液滴微觀結(jié)構(gòu)的差異是兩種液滴不同微爆過(guò)程的主要原因;兩種液滴的微爆過(guò)程都伴隨氣泡的成長(zhǎng),但正己烷-柴油液滴中可觀察到氣泡的融合過(guò)程;甲醇-柴油液滴中聚合的分散相能夠促進(jìn)成核及氣泡成長(zhǎng),因而其膨脹速率更快,破碎時(shí)刻更早,正己烷-柴油液滴的膨脹比更大;隨著甲醇體積分?jǐn)?shù)的增加,甲醇-柴油液滴的膨脹速率加快,破碎時(shí)刻先提前后推遲,膨脹比先增大后減??;甲醇體積分?jǐn)?shù)為30%時(shí),破碎最早,膨脹比最大;隨著液滴初始直徑的增大,甲醇-柴油液滴的膨脹速率加快,但破碎時(shí)刻推遲,膨脹比減小.
(3) 甲醇-柴油液滴中不同的氣泡生成位置誘發(fā)了整體微爆和局部微爆,這兩類微爆過(guò)程的破碎時(shí)刻近似相同,但整體微爆的膨脹速率和膨脹比都大于局部微爆,因而其霧化效果更好.