齊正達，韓 愷, ，倪兆靜

(1.北京理工大學 機械與車輛學院，北京 100081；2.北京理工大學 重慶創(chuàng)新中心，重慶 401120)

隨著排放法規(guī)的日趨嚴格，柴油車的污染問題也越來越突出，開發(fā)柴油機的清潔代用燃料具有重要意義.目前，國際上公認最有前途的內燃機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、儲存和運輸方便的特點，且來源豐富，在生產價格等方面具有很大的競爭優(yōu)勢[1].在柴油中添加甲醇制成的乳化油在燃燒室內會發(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)生過程伴隨氣泡的產生與破滅，具有提升燃油經濟性、改善發(fā)動機排放的應用潛力.液滴各組分之間的沸點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構差異會導致不同的微觀過程[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)生微爆的微觀機理，實現(xiàn)柴油機缸內液滴微爆過程的可控.

近年來，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]試驗證明，黏度和表面張力會影響液滴破碎的時間，這是因為可燃組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研究了乳化油的微爆，通過改變表面活性劑的種類、水的體積分數(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.Suzuki 等[2]利用亞甲藍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.目前對微爆的試驗方法絕大多數(shù)為掛滴法和熱板法.但掛滴法和熱平板法試驗裝置會影響液滴的形狀，促進非均相成核，改變液滴內氣泡生成和成長過程；掛絲對液滴內傳熱的影響也不可忽略[8].因此，這兩種方法均會導致液滴微爆試驗結果發(fā)生偏差.

有關互溶燃油的微爆研究多集中于對其微爆宏觀規(guī)律的分析.Botero 等[9]利用飛滴式的試驗裝置研究發(fā)現(xiàn)，當柴油分別和生物柴油、乙醇等比例混合時，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，液滴破碎的時刻最早且微爆程度最劇烈.Avulapati 等[11]利用掛滴法試驗發(fā)現(xiàn)，當乙醇體積分數(shù)為10%～40%時發(fā)生微爆現(xiàn)象，并觀察到次級液滴再次發(fā)生破碎.互溶燃油和乳化油微觀結構的不同會導致不同的微爆現(xiàn)象，但鮮見文獻報道.

為了排除試驗裝置對液滴微爆過程的影響，更準確研究乳化油的微爆過程及規(guī)律，筆者建立了飛滴式單液滴試驗裝置，選用了沸點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微爆過程的影響.在此基礎上，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.

1 試驗裝置與燃料特性

1.1 試驗裝置

圖1 為飛滴式單液滴試驗裝置示意.該裝置包括液滴生成系統(tǒng)(信號驅動電源、液滴噴射器)、高溫熱源(高溫彈體、溫控儀和高壓氮氣等)及圖像采集系統(tǒng)(高速相機、光源等).試驗操作是：調節(jié)信號驅動電源輸出矩形波電壓信號的電壓幅值和頻率，使液滴噴射器達到持續(xù)穩(wěn)定噴射液滴的狀態(tài).將高速相機固定在某一拍攝點，計算機控制高速相機以與液滴噴射器噴射液滴相同的頻率進行拍攝.液滴從噴口自由下落到高速相機拍攝點需要一定時間，因而拍攝時刻應晚于液滴噴射器噴射液滴的時刻.調整這一延遲時間，直至高速相機拍攝到該點的液滴.不同拍攝點處的延遲時間之差即為液滴經過兩點所需的時間.改變拍攝點的豎直位置，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壁，溫度通過溫控儀進行調節(jié)，調節(jié)精度為±5 K，所能提供的最高溫度為1 273 K.惰性環(huán)境由高壓氮氣提供.

圖1 高溫飛滴法試驗裝置示意Fig.1 Schematic diagram of experimental device for high temperature free falling drop method

為驗證高溫彈體內在豎直方向溫度分布的均勻性，利用熱電偶測量高溫彈體內豎直方向溫度變化.以環(huán)境溫度為1 123 K 為例，將噴射器出口設為起點，沿豎直方向的300 mm 范圍內進行溫度測量，測量點間距為20 mm，熱電偶傳感器的測溫誤差為±1 K.圖2 為高溫彈體內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口散熱量較大，導致頂部溫度僅為1 085 K，略低于目標溫度，但最大誤差僅為4.5%.除此位置以外，溫度場在豎直方向具有良好的均勻性.

圖2 高溫彈體內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 型高速攝像機配合Pentax7528 型鏡頭，以8 000 幅/s 拍攝燃油液滴的微爆過程，其最大分辨率為1 024×1 024.試驗所采用的液滴的初始直徑分別為192、284 和373 μm .液滴噴射器產生液滴的穩(wěn)定性良好.經測試，產生液滴直徑的最大誤差不超過1%.液滴噴射器處于某一頻率的噴射狀態(tài)時，通過同步觸發(fā)方式，利用高速相機對不同豎直位置上的液滴圖像進行采集，在每個拍攝點采集50 個液滴的圖像，記錄該點處的液滴在豎直方向上的位置并計算平均誤差.圖3 為液滴在豎直位置上的平均誤差.在試驗所使用的觀察范圍(79～330 mm)內，液滴豎直位置的平均誤差不超過0.6 mm，遠小于相機的視野范圍(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)階段時間較長，下落的距離遠，需要上、下移動高速相機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；氣泡成長至液滴破碎的時間極短，高速相機在某一固定位置便可完整拍攝某一液滴的氣泡成長過程.

1.2 參數(shù)定義

以甲醇-柴油液滴在1 120 K、常壓下的微爆過程為例對特征參數(shù)進行表征，其歸一化直徑平方隨歸一化時間的變化曲線如圖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.取液滴膨脹階段結束和開始時刻對應的直徑平方 y2、y1，其 y2/y1比值為膨脹比β.膨脹階段結束時刻即為破碎時刻 Tb.

圖4 膨脹速率K、膨脹比β 和破碎時刻Tb 的參數(shù)定義Fig.4 Parameter definition of expansion rate K，expansion rate β and breakup time Tb

1.3 燃料特性

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見表1.

表1 試驗所用3種油品在常壓下的物理性質Tab.1 Physical properties of oils used in the experiment

參考乳化劑含量對微爆結果影響的相關研究，選取油酸的體積分數(shù)為2%，油酸對試驗結果的影響可以忽略[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，配制成甲醇體積分數(shù)為10%、20%、30%和40%的乳化油，簡稱為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數(shù)為30%的互溶燃油，簡稱為H30.

2 液滴溫度數(shù)值計算模型驗證

采用單液滴蒸發(fā)模型計算蒸發(fā)階段的液滴溫度變化，獲取氣泡生成時刻的液滴溫度，以對比不同條件下氣泡生成時低沸點組分的過熱度.模型引用文獻[13]中的計算式，構建了多組分液滴蒸發(fā)的有效擴散模型.該模型基于假定：(1)由于氣相的熱擴散率遠大于液相，假定液滴周圍的氣相處于準穩(wěn)態(tài)；(2)環(huán)境氣體混合物不溶于液相，因而僅存在一個方向上的擴散，即Stefan 流動；(3)液滴表面的氣相和液相均處于熱力學平衡狀態(tài)；(4)液滴為球對稱，將液滴蒸發(fā)過程簡化為一維瞬態(tài)問題；(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 為組分數(shù)；rs為液滴半徑；Sh 為舍伍德數(shù)；BM,i為組分Spalding 傳質數(shù)；下標g 表示燃料蒸氣和空氣組成的混合氣.

對流液相加熱量可由式(2)計算.

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、質量擴散系數(shù)Dg)采用1/3 混合定律來計算.液相的溫度和濃度采用有效導熱擴散模型為

式中：Tl為液相溫度；Yl為液相質量分數(shù)；下標l 表示液相；keff為有效導熱率；Deff為有效擴散率.

為了考慮液滴內部環(huán)流的影響，在原有的導熱率 kl、擴散系數(shù)Dl的基礎上乘以修正系數(shù)χk、χD，修正系數(shù)大小分別取決于液相普朗特數(shù)Pr、雷諾數(shù)Re 與施密特數(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量分數(shù)均一；(2)液滴中心的溫度梯度和質量分數(shù)梯度為0；(3)液滴表面的溫度梯度和質量分數(shù)梯度均一.該模型的計算流程是：采用有效導熱擴散模型計算液滴液相溫度和組分濃度，通過活度系數(shù)修正的Raoult 定律計算液相周圍氣相中各燃料組分的濃度，進而計算液滴的蒸發(fā)量和換熱量，得到蒸發(fā)過程中液滴粒徑隨時間的變化過程及溫度變化.

選用的飛滴式試驗方法無法直接對液滴的溫度進行測量，難以直接驗證液滴的溫度變化過程.考慮到溫度變化的計算是蒸發(fā)量計算的前提，通過驗證液滴粒徑的變化，可間接驗證該蒸發(fā)模型計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)階段的試驗值對比，結果見圖5.液滴蒸發(fā)階段歸一化直徑平方的仿真值與試驗值相符合，說明該蒸發(fā)模型適用于研究，因而該蒸發(fā)模型中對液滴溫度的計算也是有效的.

圖5 M30和H30液滴蒸發(fā)過程仿真值與試驗值對比Fig.5 Comparison of simulated and experimental values of M30 and H30 droplets evaporation process

3 結果與討論

3.1 高溫環(huán)境下燃油液滴的微爆過程

圖6 示出溫度為1 120 K、壓力為0.1 MPa 時初始直徑為284μm 的柴油、M30 和H30 液滴微爆歷程(以進入高溫環(huán)境為0 時刻).柴油液滴迅速蒸發(fā)耗盡，沒有發(fā)生微爆，生存時間為115 ms.M30 和H30液滴均發(fā)生微爆，生存時間分別為 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程)和破碎蒸發(fā)階段.由液滴破碎對應的時刻結合液滴溫度的數(shù)值計算式(1)～(4)可得到M30 和H30 液滴的溫度分別為450 K 和501 K，即破碎時甲醇和正己烷的過熱度分別為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 液滴的氣泡演化過程(以氣泡生成為0 時刻).兩種液滴在破碎前均有氣泡的生成和成長現(xiàn)象.圖7b 中A、B 和C 氣泡相繼生成并成長，C 氣泡還與周圍氣泡融合成D 氣泡.隨著氣泡不斷成長，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.氣泡之間相互擠壓變形，導致油膜褶皺變形.圖7a 中未觀察到氣泡的融合過程，且透明度較低.

圖7 M30和H30液滴的氣泡演化過程Fig.7 Bubble evolution process of M30 and H30 droplets

M30 和H30 液滴微爆特性對比見表2.圖8 對比了M30 和H30 液滴微爆過程歸一化直徑平方隨歸一化時間的變化.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，氣泡成長過程中所受到的阻力越大，膨脹速率就越低.由表1 可知在試驗所涉及的溫度范圍內，甲醇的動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構不同，乳化油內存在分散相小液滴，并在較低溫度時發(fā)生聚合，當溫度達到一定的過熱度后，聚合后的甲醇分散相和柴油間的界面效應促進了成核及氣泡成長[14]；在互溶燃油液滴中沒有分散相和聚合過程，成核及氣泡成長過程較慢.圖6的H30 液滴直到59.9 ms 時才生成氣泡，比M30 液滴晚得多，因而H30 液滴的破碎時刻也晚得多.氣泡成長越快，油膜越不穩(wěn)定，越容易破碎[15].因此，M30 液滴的氣泡成長過程結束更快，膨脹比小于H30.

表2 M30和H30液滴微爆特征對比Tab.2 Micro-explosion characteristics of M30 and H30

圖8 兩種液滴微爆過程歸一化直徑平方隨時間的變化Fig.8 Variation of normalized diameter squared over time

3.2 乳化油的微爆規(guī)律

3.2.1 甲醇體積分數(shù)對乳化油液滴微爆特性的影響

圖9 為1 120 K、常壓下甲醇體積分數(shù)對乳化油液滴微爆特性的影響規(guī)律.隨著甲醇體積分數(shù)的增加，乳化油液滴的破碎時刻先提前后推遲，在甲醇體積分數(shù)為30%時達到最小值；最大膨脹比先增大后減小，在甲醇體積分數(shù)為30%時達到最大值.在Zeng等[15]的仿真結果中也有相似結論.這是由于隨著甲醇體積分數(shù)的增加，一方面當液滴達到甲醇成核所需的過熱度時，參與核汽化的甲醇體積分數(shù)增加，進而加快積聚成核的速率，從而有利于破碎時刻的提前；另一方面甲醇沸點低、汽化潛熱大，降低液滴的升溫速率，會推遲破碎時刻.當甲醇體積分數(shù)低于30%時，甲醇加快成核速率的作用占主導地位，因而破碎時刻隨著甲醇體積分數(shù)的增大而提前；當甲醇體積分數(shù)高于30%時，甲醇降低液滴升溫速率的作用占主導地位，因而破碎時刻隨著甲醇體積分數(shù)的增大而推遲.

圖9 不同甲醇體積分數(shù)下的破碎時刻及膨脹比Fig.9 Breakup time and expansion ratio under different methanol contents

圖10 為不同甲醇體積分數(shù)和液滴初始直徑下的膨脹速率.試驗條件為1 120 K、常壓及不同初始直徑為192、284 和373 μm，甲醇體積分數(shù)越高，液滴的膨脹速率越快.這是由于甲醇體積分數(shù)越高，在氣泡生成后的蒸發(fā)速率越快，產生更多的氣體推動氣泡成長.對比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)律主要是因為隨著液滴初始直徑的增大，液滴膨脹階段中氣泡所受阻力會顯著增大，膨脹速率因而降低.

圖10 不同甲醇體積分數(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，甲醇的體積分數(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，達到甲醇成核所需要的過熱度的時間越長，因而液滴破碎時刻越晚；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，但氣泡生成時的溫度越來越低，分別為468、450 和440 K，氣泡內無法積累足夠的蒸氣能量.因此，膨脹比越來越小；而破碎時刻的推遲和膨脹比的減小直接導致了膨脹速率變慢.

圖11 不同初始直徑下的破碎時刻和膨脹比Fig.11 Breakup time and expansion ratio under different initial diameters

3.3 整體微爆和局部微爆

圖12 為1 120 K、常壓下M30 與H30 液滴的兩種微爆過程，根據程度不同分為整體微爆和局部微爆.在相同的條件下，液滴內部各個徑向位置的成核速率基本相同[16]，因而汽化的低沸點組分可能在液滴的各個位置積聚成核，即氣泡的生成位置具有隨機性.當氣泡的生成位置在液滴中心或者接近液滴中心時，氣泡膨脹后會形成均勻的油膜，破碎后形成許多細碎的小液滴，即發(fā)生“整體微爆”；當氣泡的生成位置偏離液滴中心時，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，得到了相似的結果.

圖12 M30和H30液滴整體微爆和局部微爆過程Fig.12 M30 and H30 entire micro-explosion and partial micro-explosion

圖13 對比了M30 液滴兩類微爆過程中液滴歸一化直徑平方隨歸一化時間的變化.兩類微爆過程在單純蒸發(fā)階段的曲線基本重合，且膨脹階段開始時的液滴直徑近似相等.表3 對比了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，兩者的破碎時刻近似相同.

表3 M30液滴整體微爆和局部微爆特征對比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間的變化Fig.13 Variation of normalized diameter squared of M30 droplet over time

4 結論

(1) 在試驗中甲醇-柴油液滴和正己烷-柴油液滴均會發(fā)生微爆，其發(fā)生大大縮短了液滴的生存時間，促進了液滴的消耗；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-柴油液滴微觀結構的差異是兩種液滴不同微爆過程的主要原因；兩種液滴的微爆過程都伴隨氣泡的成長，但正己烷-柴油液滴中可觀察到氣泡的融合過程；甲醇-柴油液滴中聚合的分散相能夠促進成核及氣泡成長，因而其膨脹速率更快，破碎時刻更早，正己烷-柴油液滴的膨脹比更大；隨著甲醇體積分數(shù)的增加，甲醇-柴油液滴的膨脹速率加快，破碎時刻先提前后推遲，膨脹比先增大后減小；甲醇體積分數(shù)為30%時，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，這兩類微爆過程的破碎時刻近似相同，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.