顏杰，張衛(wèi)正，殷勇，何旭，蘇帥，靳爽，許鍇

（1.北京理工大學 機械車輛學院，北京 100081；2.東風商用車有限公司，湖北，武漢 430056；3.中國航天空氣動力技術(shù)研究院，北京 100074）

柴油機以其優(yōu)良的熱效率、動力性及耐久性[1]，已經(jīng)成為我國主要的陸基動力裝置平臺.“碳達峰、碳中和”技術(shù)路線的實施[2]給柴油機產(chǎn)業(yè)帶來了全新的挑戰(zhàn)，國內(nèi)外學者積極致力于研究高強化柴油機[3].高強化柴油機中通常采用較高的噴油壓力[4]，這將導致噴油貫穿距增加，大量燃油被噴射到活塞壁面上，燃油附著在燃燒室壁面上，容易造成后續(xù)的不完全燃燒，燒蝕活塞表面的同時也使碳煙大幅度增加.隨著高強化柴油機功率密度的增加，涂層隔熱技術(shù)的應(yīng)用，活塞承受的熱負荷越來越高[5]，燃燒室壁面溫度急劇上升.因此有必要對高溫壁面燃油噴霧撞擊特性開展研究.

過去10 年，人們主要通過單個液滴來研究撞壁機理[6?9].但在實際發(fā)動機中，燃油撞壁是由大量的液滴組成液滴群，包含粘附、反彈、破碎和破碎反彈等現(xiàn)象，單個液滴無法反映缸內(nèi)真實的撞壁過程.因此近年來許多學者開始著眼研究燃油噴霧撞壁機理.NISHIDA 等[10]結(jié)合粒子成像測試和激光誘導熒光技術(shù)，研究發(fā)現(xiàn)燃油撞壁后產(chǎn)生的近壁漩渦可有效改善噴霧混合過程.于晗正男等[11]在定容燃燒彈里對不同噴射策略下的正丁醇/柴油混合燃料進行試驗，評估各參數(shù)對鋪展半徑和卷吸高度的影響.KATSURA 等[12]通過消光法給出了環(huán)境密度下撞壁射流鋪展半徑和卷吸高度隨噴射時間的經(jīng)驗公式.BEHRAD 等[13]基于歐拉?拉格朗日準則提出了新的噴霧撞壁模型用來預測鋪展半徑和卷吸高度，并驗證其誤差可降到11%左右.但上述的噴霧撞壁研究都是基于噴油壓力、撞壁距離和環(huán)境密度等，沒有考慮壁面溫度影響.在實際柴油機工作運行時，由于缸內(nèi)復雜的湍流運動，壁面溫度是影響噴霧霧化和蒸發(fā)不可忽視的一個因素.CONTINO 等[14]使用紅外熱像儀研究異辛烷撞擊加熱薄箔片，結(jié)果表明壁面溫度對噴霧撞壁后壁面溫度分布和燃油蒸發(fā)率有顯著影響.杜巍等[15]利用AVL FIRE 軟件建立噴霧撞壁模型，研究不同壁溫下氣相、液相和液膜隨時間變化的質(zhì)量分布規(guī)律.劉海峰等[16]通過LIF 技術(shù)研究正十二烷在冷壁面下的氣液兩相分布，結(jié)果表明隨著壁溫的降低，近壁面的高濃度區(qū)域增大.張衛(wèi)正等[17]在撞壁板上安裝瞬態(tài)熱電偶研究噴霧撞壁的傳熱模式，發(fā)現(xiàn)壁面熱流密度隨壁面初始溫度的升高先增大后減小.

上述壁面溫度的研究大都是針對表征燃料的定性分析，且設(shè)置的壁面溫度低于燃料沸點.壁面溫度可以直接影響壁面油膜生成、發(fā)展及后續(xù)蒸發(fā)過程，保持較高的壁面溫度可以避免“池火”現(xiàn)象，并加快碳煙的二次氧化從而達到減少發(fā)動機的碳煙排放的目的[18].因此，有必要針對高溫壁面開展柴油噴霧撞壁特性研究.

本研究利用背光法在流動式定容燃燒彈上開展高壁面溫度下柴油噴霧撞壁可視化試驗研究，分析不同工況下撞壁油束形態(tài)的變化，獲得鋪展半徑和卷吸高度隨時間變化的規(guī)律，探究噴霧撞壁機理，擬合鋪展半徑和卷吸高度在不同高溫壁面下的經(jīng)驗公式.本工作可對噴霧撞壁模型的建立提供數(shù)據(jù)支持，并對燃燒系統(tǒng)設(shè)計和噴射控制策略制定提供參考依據(jù).

1 試驗系統(tǒng)及方法

1.1 試驗系統(tǒng)

柴油噴霧撞壁特征測試系統(tǒng)如圖1 所示，該試驗系統(tǒng)主要由高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)、流動式定容燃燒彈系統(tǒng)、高速攝影系統(tǒng)和同步控制系統(tǒng)等4 部分組成.與其他類型的容彈相比，流動容彈內(nèi)氣體連續(xù)更換，可提高試驗效率，而且其熱力環(huán)境更穩(wěn)定[19].流動容彈相對的兩側(cè)各安裝了一塊石英玻璃視窗，最大可承受6 MPa 壓力.定容彈內(nèi)部安裝鈦合金撞壁平板，采用四個功率為150 W 的加熱管對平板進行加熱，并通過熱電偶配合島通SHIMAX 溫控儀對壁面溫度實現(xiàn)精準閉環(huán)控制，誤差不超過±0.1 °C.高速攝影系統(tǒng)使用的是Photron 公司的FASTCAM SAZ 高速攝像機，在本試驗中設(shè)置的分辨率為640×360，拍攝速度為21 000 fps.使用的光源是HYXYJ 鏑燈，功率1 200 W.

圖1 噴霧撞壁測試系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of spray impingement system

1.2 試驗工況設(shè)置

試驗主要參數(shù)如表1 所示.根據(jù)原型機的參數(shù)，撞擊壁面距離噴嘴40 mm.壁面溫度的選取根據(jù)柴油機實際運行情況，參照文獻[20]對鈦合金活塞溫度場的計算，選取壁面溫度400 K～600 K.每個工況點進行10 次重復試驗后再平均處理，以減小試驗誤差.

表1 試驗工況Tab.1 Test conditions

1.3 噴霧撞壁特征參數(shù)

柴油噴霧與鈦合金平板相撞后油束形態(tài)會發(fā)生變化，在橫向空間內(nèi)鋪展形成一定寬度（2×鋪展半徑，2Rw），在縱向空間內(nèi)反彈形成一定高度（卷吸高度，Hw).Rw和Hw是評價柴油碰壁特征的兩個重要參數(shù)[21]，如圖2 所示，可以直觀反映噴霧撞壁后的附壁燃油體積大小與空氣的卷吸程度.

圖2 柴油噴霧撞壁特征參數(shù)Fig.2 Diesel spray wall impact characteristic parameters

1.4 圖像處理

圖像處理流程如圖3 所示.利用MATLAB 對高速攝像機拍攝得到的原始圖像進行二值化處理和偽色彩處理.首先為了準確得到RW和HW數(shù)值，對減去背景后的圖像進行二值化處理，去除噪點后計算RW和HW.其次，為了有效觀察噴霧撞壁過程中的特征，對去除背景后的圖像先濾波再進行偽色彩輸出，偽色彩圖像可以將色標中的顏色與圖像中的灰度值一一對應(yīng).偽色彩圖更能清楚反映撞壁后的噴霧分布情況.

圖3 圖像處理流程Fig.3 Image processing flow

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 噴油壓力對撞壁形態(tài)特征的影響

表2 為壁面溫度500 K、背景壓力1.0 MPa 下不同噴油壓力噴霧撞壁圖像.選取的圖像是開始噴油后時刻（after start of injection，ASOI）0.2 ms、0.7 ms、1.2 ms和1.7 ms.隨著噴油壓力的增加，撞壁時刻發(fā)生提前.撞壁后，噴霧在橫向空間發(fā)展的時候會變尖變薄，縱向空間液滴濃度下降，與環(huán)境氣體發(fā)生了卷吸混合作用.同時，尖端區(qū)域在向外鋪展時，表面受到背景氣體的摩擦，動量方向發(fā)生改變，噴霧頭部向上卷起，形成一個漩渦（圖中紅色標記部分）.噴油壓力越大，漩渦出現(xiàn)時刻越早.漩渦的出現(xiàn)對撞壁噴霧發(fā)展影響重大，加強周圍氣體流動，改善噴霧湍流混合過程[10,22].

表2 不同噴油壓力下的噴霧撞壁偽色彩圖Tab.2 False color diagram of spray impingement under different injection pressures

圖4 為不同噴油壓力對噴霧撞壁形態(tài)特征的影響.撞壁初期，噴霧動量充足，鋪展半徑和卷吸高度迅速上升；到達撞壁中期，噴霧動量耗散過多，鋪展半徑和卷吸高度增長緩慢.噴油壓力越大，鋪展半徑和卷吸高度越大.在噴油時刻1.2 ms 時，對比噴油壓力40 MPa 的鋪展半徑和卷吸高度，80 MPa 時的鋪展半徑和卷吸高度分別提升了39.6%和60.0%，120 MPa 時的鋪展半徑和卷吸高度分別提升了61.3%和106.7%.因此，提高噴油壓力對鋪展半徑和卷吸高度的增大有著非常明顯的促進作用，但隨著噴油壓力的增大，促進作用逐漸減弱.

結(jié)合表2 不同噴油壓力下出現(xiàn)的壁面漩渦時刻不同，以噴油壓力40 MPa 為例，在圖4(a)中可以發(fā)現(xiàn)鋪展半徑在1.7 ms 漩渦出現(xiàn)時刻處突然增加，圖4(b)中卷吸高度同樣出現(xiàn)了類似的現(xiàn)象（圖中小圖為紅色虛線部分的放大圖）.進一步佐證了漩渦對撞壁噴霧的發(fā)展有著重要影響.

2.2 背景壓力對撞壁形態(tài)特征的影響

表3 為壁面溫度500 K,噴油壓力80 MPa 下不同背景壓力下噴霧撞壁圖像.隨著背景壓力的增加，油束受到約束，撞壁時刻延遲.背壓越大，近壁面單位體積內(nèi)燃油液滴濃度越高.這是因為背壓越大，環(huán)境密度越大，燃油撞擊速度變慢，動量下降，對液滴的作用力減弱，噴霧液滴破碎受阻.同時發(fā)現(xiàn)在1.7 ms處背壓為0.5 MPa 的撞壁油束已經(jīng)超出玻璃視窗，這是因為背壓越小，受到的環(huán)境約束越小，動量耗散小，撞壁油束向外鋪展的速度越快，在1.7 ms 時就超出玻璃視窗范圍.

表3 不同背景壓力下的噴霧撞壁偽色彩圖Tab.3 False color diagram of spray impingement under different background pressures

圖5 為不同背景壓力對噴霧撞壁形態(tài)特征的影響.背壓越大，撞壁噴霧的發(fā)展緩慢，鋪展半徑和卷吸高度都在下降.在噴油時刻1.2 ms 時，對比背景壓力0.5 MPa 的鋪展半徑和卷吸高度，1.0 MPa 時的鋪展半徑和卷吸高度分別下降了13.0%和4.0%.由此可見背壓的變化對鋪展半徑的影響超過對卷吸高度的影響，噴霧動量在徑向的耗散超過軸向的耗散.

圖5 背景壓力對撞壁形態(tài)特征的影響Fig.5 Influence of background pressure on spray impingement characteristics

圖5(a)中背壓2.0 MPa 在撞壁初始時刻的鋪展半徑比背壓1.0 MPa 撞壁初始時刻的鋪展半徑大（圖中紅色標記部分）.結(jié)合表3 中的0.7 ms 時刻，發(fā)現(xiàn)在高背壓情況下，油束在自由噴霧階段受到的約束較大，油束向外發(fā)展速度較慢，燃油液滴變得更密集，噴霧錐角更大，導致背壓2.0 MPa 的油束撞擊到壁面初始時的鋪展半徑也更大.

2.3 壁面溫度對撞壁形態(tài)特征的影響

表4 為噴油壓力80 MPa，背景壓力1.0 MPa 下不同壁面溫度噴霧撞壁圖像.當壁面溫度從400 K 上升到600 K 時，撞壁噴霧圖像基本相似.近壁面液滴濃度梯度隨壁面溫度的增大而變化明顯.這是因為撞壁油束在向上反彈的同時吸收來自壁面的熱量加速汽化，壁面溫度越高，熱量越大，霧化越充分，從而形成較為明顯的濃度梯度.壁面溫度越高，漩渦出現(xiàn)時刻越早，400 K 時在1.7 ms，600 K 時在0.7 ms 出現(xiàn)了漩渦雛形（圖中紅色標記部分）.

表4 不同壁面溫度下的噴霧撞壁偽色彩圖Tab.4 False color diagram of spray impingement under different wall temperatures

圖6 為不同壁面溫度對噴霧撞壁形態(tài)特征的影響.撞壁油束的鋪展半徑和卷吸高度隨壁面溫度的升高而增大，但在550 K 時鋪展半徑和卷吸高度突然下降.在噴油時刻1.2 ms 時，相比于壁面溫度500 K的鋪展半徑和卷吸高度，550 K 的鋪展半徑和卷吸高度分別下降了2.7%和4.2%，600 K 的鋪展半徑和卷吸高度分別上升了3.4%和6.2%.當壁面溫度升到550 K時，燃油油束并沒有吸收到更多的熱量進一步霧化破碎，反而減小了鋪展半徑和卷吸高度，代表著油束吸收到的熱量下降，這是由于此時的油束發(fā)生了萊頓弗羅斯特效應(yīng)，其傳熱模式發(fā)生了改變.進一步分析如下：

圖6 壁面溫度對撞壁形態(tài)特征的影響Fig.6 Influence of wall temperature on wall impact characteristics

圖7 所示，可將附壁油膜蒸發(fā)分為4 個模式，分別是Ⅰ膜態(tài)蒸發(fā)（自然對流）、Ⅱ核態(tài)沸騰、Ⅲ過渡沸騰和Ⅳ膜態(tài)沸騰.壁面溫度不同，傳熱模式不同.燃油撞擊高溫壁面存在一個對應(yīng)的萊頓弗羅斯特效應(yīng)溫度點（Leidenfrost temperature），此處燃油與高溫壁面之間的傳熱效率相對較低，燃油蒸發(fā)時間也相對較長.

圖7 不同壁面溫度下傳熱模式的變化Fig.7 Change of heat transfer mode at different wall temperatures

燃料的萊頓弗羅斯特效應(yīng)溫度TL(K)與該燃料的沸點溫度TB(K)的關(guān)系為[23]

-35#號柴油屬于輕柴油，其沸點范圍為450～640 K，將數(shù)值帶入上式，得到理論萊頓弗羅斯特效應(yīng)溫度范圍為513 ～714 K.由于柴油屬于混合物，得到的萊頓弗羅斯特效應(yīng)溫度是一個范圍，存在其上限值TL1和下限值TL2.

壁溫從400 K 上升到500 K 時，撞壁油束與高溫壁面溫差越大，油滴與壁面之間的熱傳導速度越快，傳熱模式經(jīng)歷了膜態(tài)蒸發(fā)和核態(tài)沸騰，油束吸收到的熱量越多，熱流密度增大，蒸發(fā)速率加快[24]，同時隨著柴油溫度的提高，其粘度和表面張力降低，更加容易破碎霧化，從而鋪展半徑和卷吸高度增大.

但當壁面溫度上升到550 K 時，達到了萊頓弗羅斯特溫度下限值TL2，燃油部分物質(zhì)與壁面之間的傳熱方式發(fā)生改變，由過渡沸騰轉(zhuǎn)化為膜態(tài)沸騰，油束前鋒面首先與高溫壁面接觸迅速沸騰形成蒸汽層浮于壁面，阻礙后續(xù)油滴與高溫壁面直接接觸，燃油與壁面的熱交換受到抑制，熱流密度減小，汽化速率下降，不利于柴油液滴的破碎霧化，從而導致撞壁油束的鋪展半徑和卷吸高度下降.

壁面溫度繼續(xù)上升到600 K 時，雖然還在萊頓弗羅斯特效應(yīng)溫度范圍內(nèi)，但已靠近上限值TL1，燃油中大部分物質(zhì)與壁面之間的傳熱模式完全轉(zhuǎn)換成膜態(tài)沸騰，熱流密度不斷增加，燃油吸收到的能量進一步增加，從而鋪展半徑和卷吸高度增加.

2.4 不同影響因素的總結(jié)及機理研究

為了更好地量化和評價不同影響因素對燃油撞壁后近壁區(qū)域形態(tài)的影響，引入綜合影響系數(shù)對鋪展半徑和卷吸高度進行了無量綱處理.綜合影響系數(shù)的計算公式為[11,25?26]：

式中：K為各個工況下的綜合影響系數(shù)；S0為參考工況下Rw和Hw曲線與橫軸時間的積分面積；S1為試驗工況下Rw和Hw曲線與橫軸時間的積分面積.文中選擇噴油壓力80 MPa、背景壓力1.0 MPa、壁面溫度500 K 為參考工況.當K大于100%時，Rw或Hw增加，當K小于100%時，Rw或Hw減少.K越大，說明影響因子對Rw或Hw的影響越大.

圖8 為不同因素對噴霧撞壁形態(tài)特征的綜合影響系數(shù)，有斜線填充的表示參考工況，無斜線填充的表示試驗工況.增大噴油壓力，K逐漸上升.增大背景壓力，K在急劇下降，且背景壓力的變化對Rw的影響超過對HW的.隨著壁面溫度的升高，Rw和HW保持著增大的趨勢，由于萊頓弗羅斯特效應(yīng)在550 K 的時候綜合影響系數(shù)K突然下降.因此3 者結(jié)合，噴油壓力120 MPa、背景壓力0.5 MPa、壁面溫度600 K 的工況對鋪展半徑和卷吸高度的促進作用最強，比參考工況點綜合影響系數(shù)分別增加了32.9%和37.1%.

圖8 不同因素對撞壁形態(tài)特征影響的綜合影響系數(shù)Fig.8 Contribution index of different factors to the morphological characteristics of spray impingement

3 個因素對鋪展半徑和卷吸高度的綜合影響系數(shù)有較大差異.背景壓力的變化對鋪展半徑的綜合影響系數(shù)最大，噴油壓力次之；噴油壓力的變化對卷吸高度的綜合影響系數(shù)最大.壁面溫度對鋪展半徑和卷吸高度的綜合影響系數(shù)變化不明顯.可知在撞壁形態(tài)中，動量的影響因素最大.對比鋪展半徑和卷吸高度的數(shù)值，發(fā)現(xiàn)鋪展半徑的大小一般比卷吸高度大3 倍，在撞壁時動量方向發(fā)生改變，徑向的動量耗散超過軸向.油束的動量全部來自噴油壓力，噴油壓力越大，動量越大，其在壁面反彈時的鋪展半徑和卷吸高度也就越大.撞壁噴霧在橫向空間發(fā)展的時候再一次受到了來自背景壓力的阻擾，徑向耗散動量增大，所以背景壓力的變化對鋪展半徑的綜合影響系數(shù)最大.對比動量，壁面溫度帶來的熱流密度影響不大，所以壁面溫度的綜合影響系數(shù)看上去變化不大.但萊頓弗羅斯特效應(yīng)的存在是對油膜生成特性有重要影響，所以對于壁面溫度的研究還是急需重視的.

文獻[12]給出了鋪展半徑和卷吸高度隨噴射時間的經(jīng)驗公式，但是只考慮了噴射壓力和背景壓力，沒有考慮壁面溫度的影響.因此文中結(jié)合上述研究根據(jù)壁面溫度的分類擬合了鋪展半徑和卷吸高度的經(jīng)驗公式（適用于撞壁距離40 mm，噴孔直徑0.16 mm等限定條件）：

式中：Rw和Hw分別為鋪展半徑和卷吸高度；tASOI為柴油噴射后時刻；ΔP為噴孔處噴油壓力和背景壓力的壓差；Tw為壁面溫度；ρα為氣缸內(nèi)氣體密度；TL1和TL2分別為萊頓弗羅斯特效應(yīng)溫度的上限值和下限值.

圖9 為部分數(shù)據(jù)的試驗數(shù)值和公式擬合值對比圖.根據(jù)壁面溫度的設(shè)置各選擇一個工況點進行對比，發(fā)現(xiàn)鋪展半徑和卷吸高度的擬合程度較好，能夠正確表述撞壁噴霧發(fā)展的過程，同時強調(diào)萊頓弗萊斯特的作用，為模型建立提供基礎(chǔ).

圖9 部分試驗數(shù)值和擬合值對比圖Fig.9 Comparison of some test values and fitting values

3 結(jié) 論

噴油壓力越大，壁面漩渦出現(xiàn)時刻越早.同時提高噴油壓力，在一定范圍內(nèi)對鋪展半徑和卷吸高度有著非常明顯的促進作用，但隨著噴油壓力的增大，促進作用逐漸減弱.

背景壓力增大，噴油油束受到約束，撞壁時刻延遲.背壓越大，近壁面單位體積內(nèi)燃油液滴濃度越高，鋪展半徑和卷吸高度都在下降，且背壓變化對鋪展半徑的影響程度超過對卷吸高度的.

壁面溫度越高，漩渦出現(xiàn)時刻越早，且近壁面液滴濃度梯度隨壁面溫度的增大而變化明顯.壁面溫度越高，撞壁油束的鋪展半徑和卷吸高度越大，但當壁溫達到550 K 時，撞壁油束與高溫壁面產(chǎn)生萊頓弗羅斯特反應(yīng)，傳熱模式改變，生成的蒸汽層抑制了燃油與高溫的熱交換，從而導致鋪展半徑和卷吸高度在此突降.

引入了綜合影響系數(shù)的概念，發(fā)現(xiàn)背景壓力的變化對鋪展半徑的綜合影響系數(shù)最大，噴油壓力對卷吸高度的綜合影響系數(shù)最大.同時擬合了不同壁面溫度下的鋪展半徑和卷吸高度的經(jīng)驗公式.