內(nèi)燃機(jī)燃油噴霧撞壁研究進(jìn)展綜述*

陳貝凌董文輝 馬天宇豐 雷耿 超 劉海峰 堯命發(fā)

（1-天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 天津 300072 2-中國石化銷售有限公司山東石油分公司）

引言

內(nèi)燃機(jī)作為交通運(yùn)輸和工程機(jī)械的主要?jiǎng)恿υ疵磕晗娜?0%以上的石油資源，內(nèi)燃機(jī)燃燒產(chǎn)生的氮氧化物（NOx）、未燃碳?xì)洌║HC）、一氧化碳（CO）以及顆粒物（PM）等排放物也是大氣污染的主要來源之一，同時(shí)內(nèi)燃機(jī)燃燒產(chǎn)生的二氧化碳（CO2）排放量約占全球總排放量的25%[1-2]。因此，內(nèi)燃機(jī)節(jié)能減排的研究意義重大。

先進(jìn)燃燒技術(shù)是提高內(nèi)燃機(jī)熱效率、降低污染物排放的核心。內(nèi)燃機(jī)燃燒是受限空間內(nèi)的復(fù)雜湍流燃燒過程，這就決定了內(nèi)燃機(jī)燃油噴射過程、燃燒火焰發(fā)展及污染物生成演化歷程一定會(huì)與燃燒室有限空間內(nèi)的壁面發(fā)生作用，進(jìn)而影響內(nèi)燃機(jī)綜合性能。一方面，受氣缸尺寸限制，直噴燃油和燃燒火焰撞擊到壁面的情況無法避免。對(duì)于氣道噴射汽油機(jī)，較低的壁面溫度對(duì)湍流預(yù)混火焰具有很強(qiáng)的淬熄作用，導(dǎo)致近壁面區(qū)域生成大量HC和CO。對(duì)于缸內(nèi)直噴汽油機(jī)或柴油機(jī)，燃油撞壁后形成的壁面油膜使近壁面區(qū)域混合氣濃度增大，同時(shí)壁面附近較低的溫度不利于油膜蒸發(fā)混合，導(dǎo)致近壁面區(qū)域生成大量的碳煙、UHC和CO。相關(guān)研究均發(fā)現(xiàn)燃油撞壁是汽油機(jī)產(chǎn)生碳煙排放的重要來源，而且隨撞壁燃油質(zhì)量增大，碳煙排放明顯升高[3-7]。另一方面，內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)包含復(fù)雜的湍流運(yùn)動(dòng)，近壁面區(qū)域存在速度梯度很大的湍流邊界層，近壁面區(qū)域的湍流運(yùn)動(dòng)對(duì)壁面油膜的混合燃燒過程及污染物的遷移歷程具有重要影響。Miles等人2007年在光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)上應(yīng)用PIV、LIF及激光誘導(dǎo)熾光（LII）首次研究了低溫燃燒條件下缸內(nèi)大尺度湍流對(duì)未完全燃燒產(chǎn)物和碳煙二維分布的影響規(guī)律，結(jié)果表明在循環(huán)后期（上止點(diǎn)后25°CA），活塞上方形成一個(gè)相對(duì)穩(wěn)定的環(huán)形漩渦，阻止了燃燒室內(nèi)流體向擠氣區(qū)的運(yùn)動(dòng)，而且未完全燃燒產(chǎn)物與碳煙被該漩渦包圍，阻礙了與周圍流體的混合過程，從而使擠氣區(qū)生成較多UHC和CO[8-9]。由此可見，內(nèi)燃機(jī)近壁面區(qū)域是一個(gè)存在很大當(dāng)量比濃度梯度、溫度梯度及流場速度梯度的特殊區(qū)域，是提高內(nèi)燃機(jī)熱效率，減少未完全燃燒產(chǎn)物生成的重要區(qū)域。

近年來，均質(zhì)壓燃（HCCI）、預(yù)混充量壓燃（PCCI）及低溫燃燒（LTC）等新型燃燒模式在實(shí)現(xiàn)內(nèi)燃機(jī)高效清潔燃燒方面展現(xiàn)出巨大潛力，成為國際內(nèi)燃機(jī)燃燒研究的前沿和熱點(diǎn)課題[10-12]。這些新型燃燒方式的共同特征是通過先進(jìn)燃油噴射策略和大比例廢氣再循環(huán)（EGR）實(shí)現(xiàn)內(nèi)燃機(jī)可控預(yù)混低溫燃燒過程。提前噴油是實(shí)現(xiàn)燃油與空氣充分預(yù)混合的關(guān)鍵技術(shù)之一，然而較早噴油時(shí)刻下缸內(nèi)環(huán)境壓力和溫度低，燃油貫穿距較大，而活塞又距離上止點(diǎn)位置較遠(yuǎn)，導(dǎo)致燃油直接噴射到氣缸套上，產(chǎn)生撞壁現(xiàn)象。綜上所述燃油撞壁在發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒中是一個(gè)極難避免的問題，發(fā)動(dòng)機(jī)撞壁的研究對(duì)于改善熱效率，降低燃燒污染物排放具有重要的意義。因此本文對(duì)內(nèi)燃機(jī)近壁面區(qū)域的噴霧燃燒特性開展了相關(guān)綜述。

圖1 不同工質(zhì)的2 mm液滴以2.17 m/s撞擊壁面結(jié)果[14]

1 燃油撞壁實(shí)驗(yàn)研究

1.1 液滴撞壁實(shí)驗(yàn)研究

燃油撞壁的相關(guān)研究一般針對(duì)的都是整體噴霧，然而在燃油噴霧撞壁過程中液滴會(huì)沖擊表面形態(tài)時(shí)刻變化的動(dòng)態(tài)液膜，這在液滴撞擊壁面的機(jī)理研究無法得到闡明，從而導(dǎo)致整體噴霧撞壁結(jié)果的偏差。而單液滴撞擊壁面的研究可以控制所沖擊壁面的狀態(tài)，更有利于得到液滴撞擊壁面時(shí)的運(yùn)動(dòng)特性及液滴與壁面相互作用的機(jī)理。液滴與壁面碰撞的研究是柴油機(jī)噴霧撞壁研究的基礎(chǔ)，對(duì)于液滴撞壁的運(yùn)動(dòng)特性及與撞壁壁面的相互作用的相關(guān)研究能夠引申和完善柴油機(jī)燃油噴霧撞壁的機(jī)理。

噴霧液滴碰撞壁按壁面特性可分為干壁面和濕壁面2種情況。已有研究表明，典型小型直噴柴油機(jī)工作時(shí)，噴霧液滴撞擊壁面的粒徑大多在5 μm～100 μm之間，撞擊速度一般低于20 m/s。液滴沖擊常溫干壁面呈現(xiàn)出不同的形態(tài)[13]，當(dāng)液滴速度較小時(shí)，液滴撞壁后接觸線幾乎滯止，液滴呈“黏附”狀態(tài)（stick）。從Randy等人結(jié)果可看出（如圖1所示）。

當(dāng)撞擊速度小于2.17 m/s時(shí)，幾種工質(zhì)液滴撞壁只有一個(gè)擴(kuò)散過程。撞擊速度決定了液滴撞壁后的擴(kuò)展半徑，而工質(zhì)的表面張力決定了液滴撞擊后邊緣厚度的大小[14-16]。隨著碰撞速度的增加，液滴撞壁會(huì)依次呈現(xiàn)出不同形態(tài)。同樣在文獻(xiàn)[14]的研究中，可以發(fā)現(xiàn)較高的撞壁速度和表面張力是加劇液滴撞壁飛濺的主要原因。總的來說，液滴撞擊干壁面的運(yùn)動(dòng)不僅取決于液滴自身的特性，如液滴大小、表面張力、粘度和密度等，而且還與壁面的性質(zhì)有關(guān)，如壁面的形狀、粗糙度、溫度和潤濕能力等。

對(duì)于液滴撞壁的研究早在20世紀(jì)60年代已經(jīng)開始[17]，由于液滴沖擊動(dòng)能較高，液滴在壁面上的運(yùn)動(dòng)時(shí)間非常短，為毫秒級(jí)甚至微秒級(jí)。所以早期實(shí)驗(yàn)研究為了增加碰壁現(xiàn)象的持續(xù)時(shí)間，常采用高粘度液體[18]。近年來隨著相關(guān)技術(shù)的發(fā)展，針對(duì)液滴撞壁的相關(guān)研究也逐漸增加。Levin[19]等通過實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，液滴撞擊干壁面受到壁面粗糙度的影響，降低粗糙度能夠減少液滴飛濺現(xiàn)象。同樣的結(jié)論也在Range[20]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果得到。而Rioboo[16，21]通過改變液滴的初始速度，對(duì)于液滴撞擊壁面的現(xiàn)象進(jìn)行了總結(jié)，隨著液滴碰撞速度的增加，液滴撞壁分別呈現(xiàn)鋪展粘附、鋪展分離、皇冠飛濺、回縮分離、局部回彈、完全回彈等不同現(xiàn)象。在撞壁過程中發(fā)現(xiàn)壁面粗糙度對(duì)于液滴撞擊壁面產(chǎn)生重要作用，當(dāng)壁面相對(duì)粗糙度Ra/Ro＞2.5 E-3（Ra為壁面粗糙度，Ro為液滴半徑），液滴容易飛濺和破碎。但總的來說無量綱參數(shù)We（韋伯?dāng)?shù)），Re（雷諾數(shù)），Oh（Ohnersoge數(shù)）和 K（破碎無量綱數(shù)）等由于不能描述壁面的粗糙度和潤濕能力，因此單純依靠這些參數(shù)或者其組合不能正確地判斷液滴撞擊干壁面后的運(yùn)動(dòng)形態(tài)，但是這些無量綱參數(shù)對(duì)液滴撞擊壁面后的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)有著重要的影響，其影響規(guī)律如表1所示。

相對(duì)于干壁面主要受到壁面參數(shù)的影響，濕壁面由于存在一層薄膜，薄膜對(duì)于液滴撞壁后的形態(tài)變化產(chǎn)生影響，壁面油膜使得液滴撞壁后的飛濺量增加。如果薄膜厚度足夠，則壁面對(duì)于液滴碰壁的影響可以忽略[22]。液滴撞擊濕壁面時(shí)，液滴中的速度急劇地從縱向轉(zhuǎn)變?yōu)闄M向，液滴的運(yùn)動(dòng)與壁面油膜直接形成了一個(gè)非連續(xù)的運(yùn)動(dòng)梯度，使得在流體前緣生成“皇冠”形狀的聚集體，如圖2所示[23]。相對(duì)于在干壁面中液滴粘度增加促進(jìn)了撞壁后飛濺量，在撞擊濕壁面時(shí)，由于液膜本身促進(jìn)了撞壁后液滴前端的運(yùn)動(dòng)梯度的形成，低粘度和表面張力的液滴反而能夠生成更多的飛濺液滴[14]。當(dāng)液滴撞擊壁面速度較小時(shí)（韋伯?dāng)?shù)We＜40），液滴與壁面的相互作用相對(duì)較弱，慣性力和表面張力將起主要作用，液滴撞擊濕潤壁面后的運(yùn)動(dòng)呈類似于甜甜圈逐漸拉長的形狀[24-25]。而在液滴撞擊壁面速度較大時(shí)（We＞40），由于速度較快的液滴與速度較慢的壁面層液體相互作用，在液滴與壁面液體層接觸的頸部位置應(yīng)該存在一定的射流[22]。

表1 液滴撞壁運(yùn)動(dòng)狀態(tài)隨著碰撞參數(shù)增加后的影響[21]

圖2 液滴撞擊濕壁面后隨時(shí)間發(fā)展結(jié)果[14]

綜上所述，針對(duì)液滴撞壁的研究主要觀測液滴撞壁后出現(xiàn)的運(yùn)動(dòng)形態(tài)，在干壁面中無量綱參數(shù)We，Re，Oh和K等對(duì)液滴撞擊干壁面后的運(yùn)動(dòng)形態(tài)具有重要影響；在濕壁面中，根據(jù)撞壁速度的大小主要有鋪展和破碎飛濺兩種形式。然而無論是干壁面或濕壁面，現(xiàn)有研究都是針對(duì)于現(xiàn)象的描述，觀測尺度較大，對(duì)于微小尺度（50 μm以下）的液滴撞擊壁面的現(xiàn)象，目前還很難通過實(shí)驗(yàn)方法精確地獲得相關(guān)數(shù)據(jù)。實(shí)驗(yàn)研究方法和相關(guān)技術(shù)還有待進(jìn)一步發(fā)展。

1.2 受限空間內(nèi)燃油撞壁后混合過程及燃燒特征實(shí)驗(yàn)研究

圖3 不同壁面溫度下撞壁噴霧火焰自發(fā)光圖像[36]

前文描述的液滴撞壁研究是針對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)噴霧撞壁現(xiàn)象的基礎(chǔ)，然而在實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)上由于環(huán)境溫度、壓力、噴油壓力及壁面狀況等多種參數(shù)的變化，單個(gè)液滴撞壁的結(jié)果無法全面反映出實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)中燃油撞壁噴霧的情況，因此針對(duì)實(shí)際燃油撞壁過程的實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)于探究燃油撞壁機(jī)理具有重要意義。

國內(nèi)外針對(duì)內(nèi)燃機(jī)近壁面區(qū)域的噴霧混合、燃燒過程以及污染物生成演化歷程開展了一系列研究工作。Arai等人[26-29]在定容燃燒彈內(nèi)非蒸發(fā)狀態(tài)下，應(yīng)用高速攝影研究了不同條件下柴油噴霧撞壁后油束發(fā)展及粘附壁面上的燃油質(zhì)量變化規(guī)律，結(jié)果表明噴射壓力、環(huán)境壓力、韋伯?dāng)?shù)和撞壁距離的增大都會(huì)導(dǎo)致壁面粘附油膜質(zhì)量的降低。Nishida等人[30-31]在定容燃燒彈內(nèi)將粒子成像測速（PIV）與激光誘導(dǎo)熒光（LIF）聯(lián)用，發(fā)現(xiàn)燃油與壁面碰撞后產(chǎn)生的壁噴旋渦（wall-jet vortex）提升了噴霧下游空氣卷吸速度；提高噴射壓力到300 MPa可有效增強(qiáng)噴霧周圍環(huán)境氣體流動(dòng)和漩渦強(qiáng)度，改善噴霧的湍流混合過程，但與自由噴霧相比，高噴射壓力對(duì)撞壁噴霧的環(huán)境氣體流動(dòng)改善作用變小。Katsura等人[32]通過激光消光法對(duì)柴油噴霧垂直撞擊平板進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)通過改變撞擊距離和環(huán)境密度，在壁面射流中，越靠近壁面，液滴密度越大；相同時(shí)刻，邊緣區(qū)域的液滴密度隨著環(huán)境密度的增加，撞壁距離的減小以及噴油壓力的減小而增加。同時(shí)作者提出了壁面射流貫穿距離和高度的經(jīng)驗(yàn)公式。Gao等人[33]和Wang等人[34]在定容燃燒彈上利用高速攝像、OH自由基化學(xué)發(fā)光和雙色法等研究了柴油噴霧撞壁后火焰結(jié)構(gòu)高度、長度、面積等結(jié)構(gòu)參數(shù)和碳煙生成特性，結(jié)果表明把噴油壓力從100 MPa提高到300 MPa，或是噴孔直徑從0.16 mm降到0.08 mm，均可降低撞壁燃油在近壁面區(qū)域的碳煙生成；與自由噴霧燃燒相比，油束撞壁后碳煙生成量更高，但采用小噴孔直徑時(shí)，撞壁燃油碳煙生成與自由噴霧碳煙相比差異較小。Park和Lee[35]總結(jié)了燃油噴霧撞壁中主要參數(shù)對(duì)于撞壁噴霧宏觀和霧化特性的影響：提高噴射壓力，減小噴嘴到壁面的距離，或者減小壁面的傾斜角都能導(dǎo)致碰撞噴霧的徑向貫穿更長。隨著環(huán)境壓力的增加，壁面貫穿距則減小。而壁面溫度對(duì)徑向貫穿的影響相較其他的參數(shù)可以忽略不計(jì)；碰壁引起的二次霧化導(dǎo)致撞擊噴霧的霧化特性比自由噴霧更好；噴霧撞擊在垂直平板上具有最小的索特平均直徑（SMD）。作者在定容燃燒彈上針對(duì)不同壁面溫度對(duì)撞壁噴霧火焰結(jié)構(gòu)和燃燒特性的影響進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究（如圖3所示）。結(jié)果表明，壁面溫度對(duì)火焰燃燒狀態(tài)影響很大，隨壁面溫度升高，火焰自發(fā)光亮度增大，滯燃期減小[36]。

對(duì)于汽油機(jī)而言，缸內(nèi)直噴（GDI）技術(shù)廣泛應(yīng)用使燃油也出現(xiàn)撞擊到壁面的問題，已成為滿足歐VI等嚴(yán)格排放法規(guī)的主要瓶頸之一。國內(nèi)外相關(guān)研究均發(fā)現(xiàn)燃油撞壁是汽油機(jī)產(chǎn)生碳煙排放的重要來源，而且隨撞壁燃油質(zhì)量增大，碳煙排放明顯升高[3-7]。Stratmann等人[3]在定容燃燒彈上使用相位多普勒測速儀（PDA）對(duì)0.2～1 mm近壁面區(qū)域的汽油油滴尺寸和速度進(jìn)行測量，撞壁后油束頭部的液滴平均直徑更大，這可能是撞壁噴霧前端形成壁噴漩渦將小直徑液滴帶離壁面。李理光等人[4-5]在定容燃燒彈上安裝真實(shí)活塞，研究直噴汽油機(jī)撞壁噴霧特性，結(jié)果表明提高噴射壓力可以改善燃油撞壁后的霧化；撞壁距離與撞壁角度對(duì)撞壁噴霧的索特平均直徑有重要影響。Hemdal等人[37]針對(duì)汽油機(jī)直噴分層燃燒的OH自由基和碳煙分布進(jìn)行可視化測量，發(fā)現(xiàn)碳煙排放主要是燃油在噴射時(shí)撞擊到火花塞上，導(dǎo)致持續(xù)的油束火焰（jet flame）引起的。事實(shí)上，即使在氣道噴射狀態(tài)下，燃料撞壁后仍會(huì)在氣門附近形成油膜沉積，進(jìn)而產(chǎn)生局部過濃區(qū)，導(dǎo)致UHC和碳煙生成[38-40]。Wyszynski[41]在2014年出版的汽車工程百科全書里總結(jié)表明，氣道噴射汽油機(jī)的壁面淬熄距離在0.04～0.4 mm，而對(duì)于狹縫等余隙區(qū)域存在兩個(gè)壁面時(shí)，淬熄距離是單壁面的5倍，達(dá)到0.2～2 mm，近壁面低溫導(dǎo)致火焰的淬熄是UHC和CO的主要排放來源之一。

圖4 不同噴油時(shí)刻噴霧撞擊位置模擬結(jié)果及不同噴油時(shí)刻排放特性曲線[42]

由于燃燒室和缸套表面溫度粗糙度等邊界條件差異，以及較早噴射時(shí)刻下缸內(nèi)的物理?xiàng)l件差異，不同的早噴方式造成的濕壁和近壁燃燒過程有所不同。如圖4所示。

由圖4可以看出由于不同噴油時(shí)刻燃油撞壁位置不同，使得燃油撞壁后噴霧在近壁面區(qū)域形成不同程度的濃區(qū)，這正是導(dǎo)致污染物排放隨著燃油噴射時(shí)刻變化的主要原因之一。另外在燃油撞壁后，壁面高粘度的機(jī)油油膜可能會(huì)影響燃油撞壁后的噴霧發(fā)展結(jié)構(gòu)，噴射可能導(dǎo)致缸套壁面機(jī)油的直接飛濺，同時(shí)撞壁燃油與壁面機(jī)油混合后一起蒸發(fā)，改變近壁面區(qū)域混合氣成分，進(jìn)而影響燃燒和污染物生成過程。上述燃油早噴策略下的弊端成為限制新型燃燒方式發(fā)展的瓶頸之一。為了減少早噴策略下燃油撞壁的發(fā)生，國內(nèi)外研究人員先后嘗試了不同的控制策略。Fang等人[43]在高速直噴柴油機(jī)上通過直接成像觀測到窄角噴油器（70°）相對(duì)傳統(tǒng)噴油器（150°）可減少撞擊缸套的燃油量，但窄角噴油器使大量燃油在燃燒室底部堆積形成池火（poor fire），造成碳煙排放升高。Boot等人[44]和Kim等人[42]研究發(fā)現(xiàn)，采用外部未冷卻EGR提高進(jìn)氣溫度和兩次噴射可減少撞擊到氣缸套上的燃油量，進(jìn)而降低碳煙排放。Kiplimo等人[45]發(fā)現(xiàn)通過引入EGR延長預(yù)混合時(shí)間，使壁面沉積燃油更好地與周圍空氣混合來減少碳煙排放。Kim等人[46]和Serras-Pereira等人[47]研究發(fā)現(xiàn)改變?nèi)剂咸匦?，如使用低沸點(diǎn)含氧燃料，可以改善空間霧化質(zhì)量，減少撞壁燃油量。作者對(duì)上止點(diǎn)前（BTDC）70°CA到上止點(diǎn)后5°CA不同噴油時(shí)刻下的燃燒和排放研究表明（見圖4），隨著噴油時(shí)刻提前滯燃期延長，碳煙排放卻呈先增大后減小的趨勢，碳煙峰值出現(xiàn)在55°CA BTDC；而UHC和CO排放則從30°CA BTDC開始，隨著噴油進(jìn)一步提前而增大，并導(dǎo)致燃燒效率降低。通過提高冷卻水溫度、進(jìn)氣溫度和噴射壓力等手段，碳煙峰值排放不會(huì)降低，而通過高EGR率結(jié)合高進(jìn)氣壓力可一定程度上降低碳煙排放[48]。

1.3 近壁面區(qū)域流動(dòng)特性對(duì)噴霧混合及燃燒影響研究

對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)燃油撞壁噴霧混合、燃燒的研究主要集中于燃油噴霧撞壁參數(shù)，發(fā)動(dòng)機(jī)環(huán)境條件以及后續(xù)燃燒污染物的相關(guān)方向，然而在發(fā)動(dòng)機(jī)中由于內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)包含復(fù)雜的湍流運(yùn)動(dòng)，近壁面區(qū)域存在速度梯度很大的湍流邊界層，而且內(nèi)燃機(jī)邊界層外圍流體壓力、溫度和速度不斷變化，增加了邊界層研究復(fù)雜性。已有研究對(duì)穩(wěn)態(tài)流動(dòng)下的邊界層結(jié)構(gòu)和特性開展較多，但針對(duì)內(nèi)燃機(jī)近壁面非穩(wěn)態(tài)邊界層的流動(dòng)特性對(duì)噴霧混合、燃燒和排放影響機(jī)理研究較少。Foster等人[49]通過單點(diǎn)測量發(fā)現(xiàn)，在低渦流比下內(nèi)燃機(jī)邊界層厚度為700～1 000 μm，而高渦流比下為200 μm。Sick等人[50-51]在新近研究中應(yīng)用微觀PIV對(duì)直噴汽油機(jī)距缸蓋壁面45 μm處二維流場進(jìn)行測量，獲得了亞毫米尺度的漩渦結(jié)構(gòu)和速度梯度，并發(fā)現(xiàn)邊界層厚度為700 μm。同時(shí)Sick等人總結(jié)表明現(xiàn)有近壁面模型無法捕捉內(nèi)燃機(jī)近壁區(qū)域溫度、壓力和流場速度的瞬變現(xiàn)象，缺少試驗(yàn)數(shù)據(jù)支持是限制模型發(fā)展關(guān)鍵因素。上述試驗(yàn)研究只是對(duì)近壁面附近流場的單獨(dú)測量，并未研究流場結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒過程及污染物空間分布的影響規(guī)律。Sick等人[52]2007年在直噴汽油光學(xué)發(fā)動(dòng)機(jī)上首次研究了同一循環(huán)內(nèi)的缸內(nèi)流場、噴霧和燃燒過程，結(jié)果表明噴霧結(jié)束后，在噴射產(chǎn)生的空氣卷吸和缸內(nèi)滾流運(yùn)動(dòng)共同作用下，在上止點(diǎn)前34°CA時(shí)火花塞附近氣流運(yùn)動(dòng)增強(qiáng)，氣流方向指向火花塞電極。上述研究并未揭示近壁面區(qū)域流動(dòng)特性對(duì)燃燒和排放的影響規(guī)律。事實(shí)上，先前研究表明內(nèi)燃機(jī)缸套的機(jī)油油膜厚度在10μm以下[53]，而燃油形成的油膜與發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行工況有關(guān)，通常在十幾至上百微米不等[54-55]，同時(shí)燃油沉積在機(jī)油中的濃度也與發(fā)動(dòng)機(jī)工況相關(guān)，如冷啟動(dòng)下機(jī)油油膜中有一半燃油，而熱機(jī)狀態(tài)下可降低到四分之一[56]。由此可見，燃油或機(jī)油-燃油混合物的油膜處于內(nèi)燃機(jī)湍流邊界層內(nèi)，油膜的燃燒火焰是受混合速率控制的擴(kuò)散火焰；因此邊界層內(nèi)微尺度湍流對(duì)近壁面區(qū)域油膜的霧化、蒸發(fā)以及后續(xù)燃燒的影響機(jī)理有待揭示，相應(yīng)的近壁面邊界層模型有待發(fā)展，相關(guān)的研究在國內(nèi)外尚未見報(bào)道，因此在此方面需要加強(qiáng)相關(guān)的深入研究。

2 燃油撞壁理論研究

2.1 液滴撞壁理論研究

在對(duì)于液滴撞壁的模擬研究中，液滴撞壁被歸類于牛頓液滴在不相容連續(xù)相中運(yùn)動(dòng)變形的問題，具有復(fù)雜的邊界條件。對(duì)于液滴撞壁問題的相關(guān)模擬主要采用相界面追蹤技術(shù)來模擬液滴撞壁的過程。相界面追蹤技術(shù)主要有PIC（Particle In Cell）法，MAC（Marker And Cell）法，VOF（Volume of Fluid）法，Level-set法和 CLSVOF（Couple Level-set and Volume of Fluid）法。

對(duì)于液滴撞擊干壁面運(yùn)動(dòng)進(jìn)行研究中，利用數(shù)值模擬方法對(duì)液滴撞擊干壁面運(yùn)動(dòng)進(jìn)行研究時(shí)主要要解決兩個(gè)問題：一是精確地對(duì)氣液兩相流動(dòng)相界面進(jìn)行追蹤，二是正確地處理壁面與液滴之間復(fù)雜的固液相互作用。早期撞擊干壁面的相關(guān)研究由于計(jì)算能力的不足，無法能夠精確地追蹤液滴撞壁后兩相交界面。如Harlow和Shannon[57]通過采用MAC方法求解Navier-Stokes方程，對(duì)液滴撞擊干壁面的運(yùn)動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。忽略了表面張力和粘性力的作用，因此該方法僅僅適用于液滴撞擊壁面運(yùn)動(dòng)初期的模擬。隋濤等[58]采用VOF模型建立了單個(gè)液滴碰撞固體平面動(dòng)力學(xué)模型，但沒有考慮液滴與壁面間的傳熱。后期隨著計(jì)算方法的發(fā)展，Tsurutani和Watanabe等人[59-60]改進(jìn)了Harlow和Shannon的研究方法，模擬時(shí)考慮了表面張力和粘性力的作用，從而擴(kuò)展了液滴撞擊干壁面鋪展過程的計(jì)算。Liu等人[61]使用VOF方法對(duì)液滴撞擊干壁面問題進(jìn)行了模擬研究，在對(duì)單個(gè)液滴撞擊干壁面鋪展過程運(yùn)動(dòng)特性研究的基礎(chǔ)上，對(duì)兩個(gè)液滴撞擊壁面后鋪展過程中兩個(gè)液滴之間的相互作用進(jìn)行了研究。

對(duì)于液滴撞擊濕壁面的研究中，由于液膜厚度一般大于粗糙度幅值，所以在模擬過程中一般忽略壁面對(duì)于整個(gè)撞擊過程中的影響，只考慮氣液兩相流動(dòng)相界面的追蹤。Weiss和Yarin[62]針對(duì)液滴以較高的速度撞擊濕壁面進(jìn)行了研究，結(jié)果表明在液滴撞擊壁面后液滴呈現(xiàn)為“皇冠”狀且向徑向流動(dòng)。在Davidson研究中[24]，“皇冠”形液體形成時(shí)間約為0.01s，但是如果壁面液體層為無粘性液體時(shí)，計(jì)算過程中由于產(chǎn)生了虛擬粘度，模擬結(jié)果沒有出現(xiàn)液滴破碎飛濺現(xiàn)象。Fullana[63]等人對(duì)“皇冠”形液體的自由邊緣的流體運(yùn)動(dòng)進(jìn)行了研究，結(jié)果表明“皇冠”形液體自由邊緣表面張力的不穩(wěn)定是液滴撞擊濕潤壁面后破碎飛濺產(chǎn)生小液滴的直接原因。

總的來說，目前對(duì)于撞壁模擬仍然存在許多問題尚未解決，在干壁面中，現(xiàn)有研究得到壁面的潤濕性能對(duì)液滴撞擊壁面的運(yùn)動(dòng)具有重要的影響，可以用壁面的潤濕性能反映干壁面對(duì)液滴運(yùn)動(dòng)的作用和影響，然而存在應(yīng)力奇點(diǎn)問題仍是目前液滴撞壁模型迫切需要解決的問題。在濕壁面中，沒有考慮液體壁面層厚度情況。另外，液滴撞擊壁面破碎飛濺的機(jī)理尚不明確，相關(guān)研究需要進(jìn)一步發(fā)展。

圖5 液滴撞壁框架圖[64]

2.2 燃油撞壁模擬研究

目前內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)噴霧過程的模擬大多基于歐拉-拉格朗日方法，其對(duì)氣相采用歐拉方法劃分網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算，對(duì)液相采用拉格朗日方法以離散液滴形式追蹤，這兩種方法的結(jié)合能夠以較小的計(jì)算成本得到較高的兩相計(jì)算精度，這種方法對(duì)液相的離散化處理也使得液相計(jì)算必然依賴于經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?。目前的噴霧碰壁模型大多以單液滴碰壁試驗(yàn)為基礎(chǔ)，通過對(duì)液滴碰壁的行為模式加以邏輯劃分，對(duì)不同模式之間的判別條件加以量化，從而得到液滴碰壁的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?。圖5總結(jié)了不同壁面條件和液滴沖擊條件下噴霧液滴撞壁結(jié)果，豐富的液滴沖擊圖譜是保證不同噴霧條件下最大程度還原撞壁過程的必要條件。該圖將壁面分為干濕不同壁面并分別將壁面邊界條件和液滴沖擊狀態(tài)通過無量綱數(shù)量化，從而作為不同液滴沖擊結(jié)果的劃分參考。所有的邊界結(jié)果均通過總結(jié)單液滴實(shí)驗(yàn)結(jié)果得到。其中液滴行為模式的劃分：Naber和Reitz等人[64]首先提出的模型將其劃分為粘附-反彈-壁噴3種模式，Lee等人[65]在研究了液滴碰撞高溫壁面后加入了液滴沸騰破碎模式，O'Rourke和Amsden等人[66]在研究了液滴碰撞濕壁面后加入了鋪展-飛濺模式，Bai和Gosman等人[13]在前人實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)上提出一個(gè)更詳細(xì)的包含7種行為模式的綜合模型。針對(duì)判別條件的量化：Naber和Reitz等人以韋伯?dāng)?shù)（We）We=80作為反彈-壁噴的判別條件，O'Rourke和Amsden等人加入對(duì)雷諾數(shù)（Re）的考慮以K=We0.5*Re0.25作為鋪展-飛濺的判別標(biāo)準(zhǔn)，Mundo等人[67]考慮 Oh 數(shù)（Ohnesorge）以 K=Oh*Re1.25=57.7作為沉積-飛濺的判別標(biāo)準(zhǔn)，Bai和Gosman等人考慮La數(shù)（Laplace）則以Wec=A*La-0.18作為粘附-飛濺的邊界，其中A是一個(gè)與壁面粗糙度有關(guān)的常數(shù)。以上這些文獻(xiàn)都從不同方面研究了液滴碰壁的過程，提出了適用于不同應(yīng)用范圍的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?。由于?nèi)燃機(jī)缸內(nèi)存在如下特定條件：一是隨曲軸轉(zhuǎn)角劇烈變化的背景壓力和環(huán)境溫度；二是不同表面溫度和包含有機(jī)油和燃油液膜等情況的壁面；三是不同粗糙度和幾何形狀的壁面，這些特定條件使發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)的噴霧碰壁過程更復(fù)雜和特殊，可能是模擬結(jié)果與試驗(yàn)測量一致性較差的原因。作者在針對(duì)不同壁面溫度對(duì)燃油撞壁的影響對(duì)撞壁模型進(jìn)行了一定的修正，模擬結(jié)果相對(duì)比Naber and Reitz的模型（如圖6所示）在預(yù)測撞壁的橫向貫穿距以及撞壁后反彈的高度上更加與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相符合[68]。優(yōu)化后的模型可以較好地反映噴霧撞壁后的形態(tài)發(fā)展。

進(jìn)一步應(yīng)用KIVA平臺(tái)開展數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)燃油碰撞到燃燒室內(nèi)或是活塞頂面等干表面時(shí)，模擬結(jié)果可以很好反映缸內(nèi)燃燒和排放特性；但當(dāng)燃油撞擊到缸套濕表面后，模擬結(jié)果與試驗(yàn)測量的燃燒和排放特性相距甚遠(yuǎn)。對(duì)撞壁過程建模并在定容燃燒彈計(jì)算模擬中發(fā)現(xiàn)，壁面溫度直接影響近壁面液膜生成、發(fā)展以及后續(xù)蒸發(fā)過程，從而對(duì)近壁面混合氣的形成起到了關(guān)鍵作用。保持較高的壁面溫度不易形成“池火”現(xiàn)象，同時(shí)可加速碳煙的氧化過程，這在發(fā)動(dòng)機(jī)膨脹沖程中將直接影響碳煙排放。因此，改進(jìn)發(fā)展撞壁模型，更好地再現(xiàn)碰壁之后附壁油膜的質(zhì)量、面積、燃油分布以及碰壁后二次液滴的數(shù)目和粒徑顯得尤為重要。

圖6 燃油撞壁后實(shí)驗(yàn)以及模擬結(jié)果圖像[64]

3 結(jié)論

本文針對(duì)燃油撞壁研究進(jìn)行了綜述，主要闡述了液滴撞壁的相關(guān)實(shí)驗(yàn)和模擬研究，以及燃油噴霧撞壁的實(shí)驗(yàn)和模擬研究。通過對(duì)比可以得到以下研究進(jìn)展以及未來發(fā)展方向：

1）對(duì)于液滴撞壁的試驗(yàn)研究，在干壁面中液滴撞壁后主要出現(xiàn)的運(yùn)動(dòng)形態(tài)受到無量綱參數(shù)We，Re，Oh和K等影響；在濕壁面中，根據(jù)撞壁速度的大小主要有鋪展和破碎飛濺兩種形式，其運(yùn)動(dòng)形態(tài)主要與撞壁速度有關(guān)。然而針對(duì)液滴撞壁的試驗(yàn)研究都停留在現(xiàn)象觀測上，對(duì)于小尺度上燃油撞壁研究較為缺乏。

2）對(duì)于液滴撞壁的模擬研究中，在干壁面中，現(xiàn)有研究得到壁面的潤濕性能對(duì)液滴撞擊壁面的運(yùn)動(dòng)具有重要影響。在濕壁面中，目前針對(duì)液滴撞擊濕潤壁面發(fā)生破碎飛濺的機(jī)理仍不明確，液滴撞擊濕潤壁面產(chǎn)生破碎飛濺現(xiàn)象的原因仍有待進(jìn)一步探究。

3）對(duì)比燃油撞壁實(shí)驗(yàn)研究，噴霧主要受到噴射壓力、環(huán)境壓力、韋伯?dāng)?shù)和撞壁距離的影響。然而目前研究只是較為宏觀地研究實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象，在近壁面區(qū)域較小的微觀尺度，如近壁面處的渦流、近壁面小尺度的速度或溫度梯度變化研究都較為缺乏。

4）目前針對(duì)燃油噴霧撞壁的相關(guān)模擬研究主要針對(duì)干壁面的模擬，而針對(duì)早噴噴射到缸套表面，包含有機(jī)油油膜的濕壁條件后近壁面區(qū)域混合氣形成過程、燃燒反應(yīng)機(jī)理及污染物演化歷程的研究有待深入，相應(yīng)的撞壁模型有待發(fā)展。

1 I.E.Agency.Key world energy statistics 2011[J].International Energy Agency，2015，volume 2011：3

2 I.E.Agency.CO2emissions from fuel combustion 1971-2003-2005 edition[J].2005

3 J.Stratmann，D.Martin，P.Unterlechner，et al.Near-wall characteristics of an impinging gasoline spray at increased ambient pressure and wall temperature[J].Atomization&Sprays，2009，19：997-1012

4 Q.Fan，J.Deng，Z.Hu，et al.An experimental study on spray characteristics after impingement on a piston surface through an asymmetrical multi-hole injector of a direct-injection spark ignition gasoline engine[J].Proc.Inst.Mech.Eng.Part D J.，2012，226：399-409

5 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

6 V.L.Jacobs.Numerical investigation of the combustion characteristics and wall impingement with dependence on splitinjection strategies from a gasoline direct-injection spark ignition engine[J].Proc.Inst.Mech.Eng.Part D J.，2013，227：1518-1535

7 王艷華，李波，李云清，等.直噴汽油機(jī)噴霧撞壁特性試驗(yàn)與模擬[J].江蘇大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2011，32（4）：410-415

8 P.C.Miles，R.Collin，L.Hildingsson，et al.Combined measurements of flow structure，partially oxidized fuel，and soot in a high-speed，direct-injection diesel engine[J].Proc.Combust.Inst.，2007，31：2963-2970

9 P.C.Miles，L.Hildingsson，A.Hultqvist.The influence of fuel injection and heat release on bulk flow structures in a directinjection，swirl-supported diesel engine[J].Experiments in Fluids，2007，43：273-283

10 X.Lu，D.Han，Z.Huang.Fuel design and management for the control of advanced compression-ignition combustion modes[J].Prog.Energy Combust.Sci.，2011，37：741-783

11 M.Yao，Z.Zheng，H.Liu.Progress and recent trends in homogeneous charge compression ignition（HCCI）engines[J].Prog.Energy Combust.Sci.，2009，35：398-437

12 M.P.B.Musculus，P.C.Miles，L.M.Pickett.Conceptual models for partially premixed low-temperature diesel combustion[J].Prog.Energy Combust.Sci.，2013，39：246-283

13 C.Bai，A.D.Gosman.Development of methodology for spray impingement simulation[J].Sae Transactions，1995，950283

14 R.L.V.Wal，G.M.Berger，S.D.Mozes.Droplets splashing upon films of the same fluid of various depths[J].Experiments in Fluids，2006，40：33-52

15 T.Mao，D.C.S.Kuhn，H.Tran.Spread and rebound of liquid droplets upon impact on flat surfaces[J].Aiche Journal，1997，43：2169-2179

16 R.Rioboo，M.Marengo，C.Tropea.Time evolution of liquid drop impact onto solid，dry surfaces[J].Experiments in Fluids，2002，33：112-124

17 A.M.Worthington，K.G.Irwin.A study of splashes[J].Supplementary Chapter，1963

18 A.M.Worthington.On the forms assumed by drops of liquids falling vertically on a horizontal plate[J].Proceedings of the Royal Society of London，1876，25：261-272

19 Z.Levin，P.V.Hobbs.Splashing of water drops on solid and wetted surfaces：Hydrodynamics and charge separation[J].Philosophical Transactions of the Royal Society of London，1971，269：555-585

20 R.Kai，F(xiàn).Feuillebois.Influence of surface roughness on liquid drop impact[J].Journal of Colloid&Interface Science，1998，203：16-30

21 R.Rioboo，M.Marengo，C.Tropea.Outcomes from a drop impact on solid surfaces[J].Atomization&Sprays，2001，11：155-166

22 A.L.Yarin，D.A.Weiss.Impact of drops on solid surfaces：self-similar capillary waves，and splashing as a new type of kinematic discontinuity[J].Journal of Fluid Mechanics，1995，283：141-173

23 G.Liang，I.Mudawar.Review of mass and momentum interactions during drop impact on a liquid film [J].International Journal of Heat&Mass Transfer，2016，101：577-599

24 M.R.Davidson.Spreading of an inviscid drop impacting on a liquid film[J].Chem.Eng.Sci.，2002，57：3639-3647

25 A.L.Biance，C.Clanet，D.Quéré.First steps in the spreading of a liquid droplet[J].Physical Review E Statistical Nonlinear&Soft Matter Physics，2004，69：016301

26 M.Z.Akop，Y.Zama，T.Furuhata，et al.Experimental investigations on adhered fuel and impinging diesel spray normal to a wall[J].Atomization&Sprays，2013，23：211-231

27 M.Z.Akop，Y.Zama，T.Furuhata，et al.Characteristics of adhesion of diesel fuel on impingement disk wall.Part 1：EFFECT of Impingement area and inclination angle of disk[J].Atomization&Sprays，2013，23：725-744

28 M.Z.Akop，Y.Zama，T.Furuhata，et al.Characteristics of adhesion diesel fuel onan impingement disk wall part 2：Droplet Weber number and adhered fuel mass[J].Atomization&Sprays，2014，24：651-671

29 M.Z.Akop，Y.Zama，T.Furuhata，et al.Characteristics of adhesion diesel fuel on an impingement disk wall_Part 3：Ambient pressure effect[J].Atomization&Sprays，2014，24：625-650

30 S.Moon，Y.Matsumoto，K.Nishida，et al.Gas entrainment characteristics of diesel spray injected by a group-hole nozzle[J].Fuel，2010，89：3287-3299.

31 J.Zhu，K.Nishida，T.Uemura.Experimental study on flow fields of fuel droplets and ambient gas of diesel spray-free spray and flat-wall impinging spray[J].Atomization&Sprays，2014，24：599-623

32 N.Katsura，M.Saito，J.Senda，et al.Characteristics of a diesel spray impinging on a flat wall：2nd report[J].Nihon Kikai Gakkai Ronbunshu B Hen/transactions of the Japan Society of Mechanical Engineers Part B，1989，54：2252-2259

33 J.Gao，S.Moon，Y.Zhang，et al.Flame structure of wall-impinging diesel fuel sprays injected by group-hole nozzles[J].Combust.Flame，2009，156：1263-1277

34 X.Wang，Z.Huang，W.Zhang，et al.Effects of ultra-high injection pressure and micro-hole nozzle on flame structure and soot formation of impinging diesel spray[J].Appl.Energy，2011，88：1620-1628

35 S.W.Park，S.L.Chang.Macroscopic and microscopic characteristics of a fuel spray impinged on the wall[J].Experiments in Fluids，2004，37：745-762

36 L.Feng，H.L.B.Chen，M.Yao，Chao Geng.Combustion characteristics of wall-impinging diesel fuel spray under different wall temperatures[J].SAE International Powertrains，F(xiàn)uels&Lubricants Meeting，2017，2017-01-2251

37 S.Hemdal，M.Andersson，P.Dahlander，et al.In-cylinder soot imaging and emissions of stratified combustion in a spark-ignited spray-guided direct-injection gasoline engine[J].Int.J.Engine Res.，2011，12：549-563

38 M.R.O.Pan?o，A.L.N.Moreira，D.F.G.Dur?o.Effect of a cross-flow on spray impingement with port fuel injection systems for HCCI engines[J].Fuel，2013，106：249-257

39 S.S.Merola，B.M.Vaglieco.Optical investigations of fuel deposition burning in ported fuel injection（PFI）spark-ignition（SI）engine[J].Energy，2009，34：2108-2115

40 Z.Zheng，C.Liu，X.Zhang.Numerical study of effects of reformed exhaust gas recirculation（REGR）on dimethyl ether HCCI combustion[J].Int.J.Hydrogen Energy，2014，39：8106-8117

41 M.L.Wyszynski.UHC and CO formation and models[M].//David Crolla，Encyclopedia of Automotive Engineering.John Wiley&Sons Ltd.2014

42 M.Y.Kim，S.L.Chang.Effect of a narrow fuel spray angle and a dual injection configuration on the improvement of exhaust emissions in a HCCI diesel engine[J].Fuel，2007，86：2871-2880

43 T.Fang，R.E.Coverdill，C.F.F.Lee，et al.Smokeless combustion within a small-bore HSDI diesel engine using a narrow angle injector[J].Radiation Protection Dosimetry，2007，161：433-436

44 C.Luijten，L.Somers，U.Egüz，et al.Uncooled EGR as a means of limiting wall-wetting under early direct injection conditions[J].SAE Paper 2009-01-0665

45 R.Kiplimo，E.Tomita，N.Kawahara，et al.Effects of spray impingement，injection parameters，and EGR on the combustion and emission characteristics of a PCCI diesel engine[J].Appl.Therm.Eng.，2012，37：165-175

46 K.Kim，D.Kim，Y.Jung，et al.Spray and combustion characteristics of gasoline and diesel in a direct injection compression ignition engine[J].Fuel，2013，109：616-626

47 J.Serras-Pereira，P.G.Aleiferis，H.L.Walmsley，et al.Heat flux characteristics of spray wall impingement with ethanol，butanol，iso-octane，gasoline and E10 fuels[J].International Journal of Heat&Fluid Flow，2013，44：662-683

48 H.Liu，S.Ma，Z.Zhang，et al.Study of the control strategies on soot reduction under early-injection conditions on a diesel engine[J].Fuel，2015，139：472-481

49 D.E.Foster，P.O.Witze.Velocity measurements in the wall boundary layer of a spark-ignited research engine[J].Sae Technical Papers，1987，872105

50 A.Y.Alharbi，V.Sick.Investigation of boundary layers in internal combustion engines using a hybrid algorithm of high speed micro-PIV and PTV[J].Experiments in Fluids，2010，49：949-959

51 C.Jainski，L.Lu，A.Dreizler，et al.High-speed micro particle image velocimetry studies of boundary-layer flows in a directinjection engine[J].Int.J.Engine Res.，2013，14：247-259

52 C.Fajardo，V.Sick.Flow field assessment in a fired sprayguided spark-ignition direct-injection engine based on UV particle image velocimetry with sub crank angle resolution[J].Proc.Combust.Inst.，2006，31：3023-3031

53 J.Dearlove，W.K.Cheng.Simultaneous piston ring friction and oil film thickness measurements in a reciprocating test rig[J].SAE International Fall Fuels and Lubricants Meeting and Exhibition，1995，952470

54陸霄露，鄧康耀.采用激光誘導(dǎo)熒光法測量油膜厚度的研究[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2008，26（1）：92-95

55 M.Alonso，P.J.Kay，P.J.Bowen，et al.A laser induced fluorescence technique for quantifying transient liquid fuel films utilising total internal reflection[J].Experiments in Fluids，2010，48：133-142

56 J.E.Parks，J.S.Armfield，T.E.Barber，et al.In Situ measurement of fuel in the cylinder wall oil film of a combustion engine by LIF spectroscopy[J].Applied Spectroscopy，1998，52：112-118

57 F.H.Harlow，J.P.Shannon.The splash of a liquid drop[J].Journal of Applied Physics，1967，38：3855-3866

58隋濤，蔣亮，汪家道，等.液滴碰撞固體壁面的鋪展特征研究[J].潤滑與密封，2011，36（7）：9-13

59 K.Turutani，M.Yao，J.Senda，et al.Numerical analysis of the deformation process of a droplet impinging upon a surface[J].Nihon Kikai Gakkai Ronbunshu B Hen/transactions of the Japan Society of Mechanical Engineers Part B，2008，55：814-819

60 T.Watanabe，I.Kuribayashi，T.Honda，et al.Deformation and solidification of a droplet on a cold substrate[J].Chem.Eng.Sci.，1992，47：3059-3065

61 H.Liu，E.J.Lavernia，R.H.Rangel.Numerical simulation of substrate impact and freezing of droplets in plasma spray pro-cesses[J].Journal of Physics D Applied Physics，1993，26：1900

62 D.A.Weiss.Single drop impact onto liquid films：Neck distortion，jetting，tiny bubble entrainment，and crown formation[J].Journal of Fluid Mechanics，1999，385：229-254

63 J.M.Fullana，S.Zaleski.Stability of a growing end rim in a liquid sheet of uniform thickness[J].Physics of Fluids，1999，11：952-954

64 J.D.Naber，R.D.Reitz.Modeling engine spray/wall impingement[J].SAE Transactions，1988，880107

65 S.H.Lee，S.R.Hong.Modeling of diesel spray impingement on a flat wall[J].Ksme International Journal，2000，14：796-806

66 P.J.O'Rourke，A.A.Amsden.A spray/wall interaction submodel for the KIVA-3 wall film model[J].SAE Paper 2000-01-0271

67 C.Mundo，C.Tropea，M.Sommerfeld.Numerical and experimental investigation of spray characteristics in the vicinity of a rigid Wall[J].IL Nuovo Cimento C，1980，3：80-86

68 T.Ma，L.Feng，H.Wang，et al.A numerical study of spray/wall impingement based on droplet impact phenomenon[J].International Journal of Heat&Mass Transfer，2017，112：401-412