可控?zé)岱諊袊婌F的霧化特性和粒徑分布

張 青， 秦秋實， 鄧 俊， 吳志軍

(同濟大學(xué) 汽車學(xué)院，上海 201804)

能源短缺、環(huán)境污染以及不斷升級的排放法規(guī)，使得燃油效率的提高和污染物的控制成為當(dāng)前燃燒領(lǐng)域的重要課題.在內(nèi)燃機領(lǐng)域，傳統(tǒng)壓燃式(CI)、直噴點燃式(DISI)、均質(zhì)壓燃發(fā)動機(HCCI)以及燃?xì)廨啓C的燃燒效率提高的相關(guān)研究，得到了廣泛的關(guān)注.相對于進氣道噴射的點燃發(fā)動機，這些發(fā)動機具有燃油經(jīng)濟性高，溫室氣體排放少，未燃碳?xì)渖缮賉1-2]等優(yōu)點.

噴霧的霧化和蒸發(fā)過程對燃料的燃燒和污染物的生成有著至關(guān)重要的影響.對于直噴式發(fā)動機，噴霧碰壁會導(dǎo)致顆粒物數(shù)量、氮氧化物(NOx)、未燃碳?xì)?UHC)等排放的大量增加[3-4]，必須盡量避免.噴霧的貫穿距、錐角、液滴尺寸、蒸發(fā)速率等參數(shù)也影響著燃燒的效率以及NOx等污染物的生成[5-7]，這就要求對噴霧的霧化蒸發(fā)以及混合氣的形成有更深入詳細(xì)的理解.

噴霧霧化蒸發(fā)過程以及混合氣形成過程的基礎(chǔ)研究，對燃油供給系統(tǒng)和汽缸結(jié)構(gòu)設(shè)計以及數(shù)值模擬的可靠性驗證有著重要的指導(dǎo)意義.基于這個原因，專家學(xué)者對噴霧霧化蒸發(fā)過程及混合氣形成的課題進行了大量試驗，包括噴嘴內(nèi)部結(jié)構(gòu)對噴霧影響的研究[8]、定容彈中的噴霧和霧化過程[9]、光學(xué)發(fā)動機上的噴霧及其對發(fā)動機性能的影響[10]等等.

湍流射流火焰是發(fā)動機中常見的一種湍流燃燒形式，而湍流和化學(xué)反應(yīng)動力的強相互作用是研究湍流射流燃料自燃和火焰穩(wěn)定的難點.可控?zé)岱諊紵鞯玫搅送牧鲾U散燃燒國際學(xué)術(shù)組織TNF(Turbulent non-premixed flames) Workshop的肯定并列入標(biāo)準(zhǔn)燃燒器系列，不同于其他燃燒裝置，熱氛圍中的噴霧有以下特點：①處于雷諾數(shù)4 000～11 000的湍流協(xié)流環(huán)境中;②不存在實際發(fā)動機中的復(fù)雜回流機制，噴霧火焰的穩(wěn)定性與熱產(chǎn)物回流無關(guān)，簡化了現(xiàn)有燃燒模型的邊界條件[11];③環(huán)境溫度調(diào)節(jié)范圍廣，包括室溫、400～1 500 K之間連續(xù)調(diào)節(jié).

本試驗基于可控活化熱氛圍燃燒器提供的穩(wěn)定均勻的溫度場及其特有的對復(fù)雜回流過程的解耦，對柴油噴霧在不同協(xié)流溫度氛圍中的噴霧宏觀參數(shù)、粒徑軸向和徑向分布進行了基礎(chǔ)研究，為研究噴霧霧化蒸發(fā)過程以及混合氣的形成提供了數(shù)據(jù)支撐，為液體燃料湍流起升火焰中物理混合過程提供信息，同時也是研究液體燃料自燃和湍流起升火焰穩(wěn)定性的基礎(chǔ)[12-14]，能夠指導(dǎo)實際車用發(fā)動機和燃?xì)廨啓C的研發(fā).

1 試驗部分

圖1為試驗系統(tǒng)的示意圖以及裝置的空間布局.整個系統(tǒng)主要包括燃料噴射和控制系統(tǒng)、可控?zé)岱諊紵?、高速攝像機以及激光衍射粒度儀等裝置.噴嘴由接有高壓氮氣瓶的蓄能器提供壓力，使用電磁閥進行控制，噴入燃燒器中央.協(xié)流溫度場由可控?zé)岱諊紵鳟a(chǎn)生，噴霧的宏觀參數(shù)主要通過高速攝像機進行記錄，噴霧的粒徑分布通過激光衍射粒度儀進行分析.

圖1 試驗系統(tǒng)的全局示意圖

試驗所用燃料為國Ⅴ標(biāo)準(zhǔn)0#柴油.表1為試驗工況的基本參數(shù)，其中協(xié)流空氣流量保持不變，協(xié)流溫度與協(xié)流速度按順序一一對應(yīng).

表1 試驗工況的基本參數(shù)

1.1 可控?zé)岱諊紵?/h3>

圖2為可控?zé)岱諊紵鞯慕Y(jié)構(gòu)示意圖.通過調(diào)節(jié)協(xié)流預(yù)混合氣中氫氣及空氣流量，該系統(tǒng)可以提供室溫、400～1 500 K范圍內(nèi)的均勻穩(wěn)定溫度場，可以方便地研究燃料在此溫度范圍內(nèi)的霧化蒸發(fā)特性、自燃過程和火焰的穩(wěn)定性[15-16].協(xié)流中空氣流量通過渦街流量計進行測量，協(xié)流中的氫氣流量通過玻璃轉(zhuǎn)子流量計進行測量和控制，協(xié)流溫度通過熱電偶進行測量.由上述測量設(shè)備獲得的數(shù)據(jù)精度分別為：空氣流量±1%，氫氣流量±1.5%， 協(xié)流溫度±2.5 K.協(xié)流成分和熱電偶的熱輻射修正方法可見文獻[12,16].

圖2 可控?zé)岱諊紵鹘Y(jié)構(gòu)示意圖

1.2 高速攝像機及圖像處理

試驗中采用美國VRI公司的Phantom V7.3系列高速攝像機對噴霧瞬間影像進行記錄.選取的拍攝速率為2 000幀·s-1，曝光時間為495 μs，圖片像素為256×600像素，每個工況下記錄2組試驗數(shù)據(jù).噴霧的貫穿距離、發(fā)展速度、錐角、半徑等宏觀參數(shù)信息，通過MATLAB編制的程序進行處理.該程序?qū)D片的三原色信息轉(zhuǎn)化成灰度值，并使用灰度閾值5(最大值為255)來界定噴霧區(qū)域并轉(zhuǎn)化成二值圖像，使用bwareaopen函數(shù)刪除二值圖像中面積小于10的對象來過濾干擾.

1.3 激光衍射粒度儀

試驗中采用Malvern Spraytec型號的激光衍射粒度儀對噴霧的粒徑分布進行測量.該設(shè)備進行粒度測量的基本原理是夫朗和費衍射理論(Fraunhofer theory).圖3為激光衍射粒度儀的光路示意圖.He-Ne激光發(fā)射器發(fā)射波長為632.8 nm，最大功率為4 nW.傅立葉透鏡焦距有300 mm和700 mm兩種，本試驗選用300 mm焦距.接收器包括36個對數(shù)分布的接收元件.基于這套系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)布置，散射探測器能夠測量不同散射角的光強.粒子尺寸的分布通過下式得到：

系統(tǒng)通過散射信號S(θi)和傳遞函數(shù)Ci,j計算離散粒子尺寸分布V(dj).傳遞函數(shù)由粒子和系統(tǒng)的光學(xué)性質(zhì)決定.本試驗中，設(shè)備對NIST(美國國家標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)研究院)可追蹤乳膠標(biāo)準(zhǔn)粒子的精度和可重復(fù)性協(xié)方差在±1%以內(nèi)，選用的數(shù)據(jù)捕捉頻率為100 Hz，觸發(fā)器閾值為95%激光穿透率，每個試驗點重復(fù)測量2次.

圖3 激光衍射測量系統(tǒng)示意圖

2 結(jié)果與討論

2.1 噴霧貫穿距

圖4為協(xié)流溫度為300、573和673 K下柴油噴霧形態(tài)隨時間的發(fā)展.本文以40 ms后噴霧作為穩(wěn)定狀態(tài).整體上，可以明顯發(fā)現(xiàn)隨著協(xié)流溫度的升高，噴射后的相同時間內(nèi)噴霧寬度變小.

圖5為柴油噴霧在不同協(xié)流溫度下的貫穿距隨時間變化的曲線.可以看到，噴霧呈現(xiàn)出兩階段的變化，在2.5 ms附近有明顯的轉(zhuǎn)折點.在該時間點前后，不同協(xié)流溫度工況下的噴霧貫穿速度分別受蒸發(fā)和氣相介質(zhì)密度決定.在噴霧的第一階段(大約t<2.5 ms)，協(xié)流溫度越高，相同時間內(nèi)噴霧的貫穿距越小，即噴霧速度較慢.在這個階段，噴嘴針閥處于開啟過程中，噴嘴流量較小，因此，受到高協(xié)流溫度帶來的蒸發(fā)影響較大，噴霧鋒尖上的液滴被蒸發(fā)消失后，表現(xiàn)為前后兩幀圖片噴霧前鋒面差距的縮小，即貫穿距離減小.2.5 ms時，協(xié)流溫度為673 K時的噴霧貫穿距離僅有300 K情況下的一半.在噴霧的第二階段(t≥2.5 ms)，不同協(xié)流溫度對應(yīng)的噴霧貫穿距離的差距減小，協(xié)流溫度為523 K的曲線甚至超過了協(xié)流溫度300 K的情況，即協(xié)流溫度越高的噴霧貫穿速度越大.在這個階段，針閥全開，噴嘴流量較大，噴霧前鋒面一方面受蒸發(fā)的影響減小，另一方面，高協(xié)流溫度使得噴霧穿越的氣體介質(zhì)的密度減小，氣相阻力減小，噴霧速度較大.協(xié)流溫度為623 K和673 K的噴霧曲線由于初始階段落后太多，最終還是落后于室溫下的噴霧曲線.

圖4 柴油噴霧形態(tài)隨噴射時間的發(fā)展

圖5 噴霧貫穿距隨時間的變化

2.2 噴霧錐角

圖6為不同協(xié)流溫度下噴霧錐角的對比.錐角取噴霧穩(wěn)定后的40張圖片的平均值.在噴霧軸向高度較低時，噴霧寬度過細(xì)，以此來計算噴霧錐角容易引起誤差，因此只使用噴霧高度大于40 mm的噴霧區(qū)域來計算噴霧錐角.柴油噴霧的錐角隨協(xié)流溫度的變化，表現(xiàn)出兩階段的變化規(guī)律.在協(xié)流溫度為室溫300 K時，柴油噴霧為11.03°，隨著協(xié)流溫度提高，噴霧錐角明顯增大，當(dāng)協(xié)流溫度523 K時，達到最大的12.15°.此后，隨著協(xié)流溫度的提高，噴霧錐角減小，直至673 K時的8.76°.相對于室溫的情況，協(xié)流溫度為523 K時柴油的黏度降低，促進了噴霧破碎、霧化過程，因此協(xié)流燃燒情況下的噴霧錐角明顯高于室溫下的情況.隨著協(xié)流溫度的進一步提高，霧化改善帶來的噴霧外圍的小液滴在高溫下迅速蒸發(fā)，造成了錐角的減小.表2為本試驗使用的柴油燃料的餾程表[17].隨著協(xié)流溫度提高至573 K，已超過50%餾出溫度，高溫使得噴霧場外圍的小尺寸液滴迅速蒸發(fā)[18]，因此隨協(xié)流溫度的進一步提高，噴霧錐角逐漸減小.關(guān)于這個推論，可以從下面的粒徑分布測量中得到驗證.

圖6 噴霧錐角隨協(xié)流溫度的變化

鎦程溫度值/K初餾點39810%餾出溫度44450%餾出溫度54890%餾出溫度617終餾點645

2.3 粒徑分布

圖7是協(xié)流溫度為300 K時，中軸線上z=100 mm位置處Dv50、Dv90、D43和D32參數(shù)在觸發(fā)器觸發(fā)后隨時間的變化.其中Dv50和Dv90代表累積體積分?jǐn)?shù)為50%和90%時對應(yīng)的液滴直徑，D43和D32分別表示德布魯克平均直徑(De Brouckere mean diameter)和索特平均直徑(Sauter mean diameter, SMD).可以發(fā)現(xiàn)，觸發(fā)器剛觸發(fā)時，噴霧處于發(fā)展階段，各粒徑參數(shù)都隨時間的變化而減小.當(dāng)t≥0.05 s時，各粒徑參數(shù)隨時間的變化很小，可以認(rèn)為已形成穩(wěn)態(tài)噴霧.表3顯示了0.10～0.19 s內(nèi)粒徑的標(biāo)準(zhǔn)差，Dv90的變化幅度相對于其他3個參數(shù)要更大一些，但標(biāo)準(zhǔn)差也僅有1.22 μm.表中數(shù)據(jù)表明，使用該設(shè)備對穩(wěn)態(tài)噴霧過程中的粒徑分布進行測量時有很好的一致性和穩(wěn)定性.

圖7 粒徑參數(shù)隨時間的變化

粒徑參數(shù)Dv50Dv90D43D32標(biāo)準(zhǔn)差/μm0.2961.2200.4660.202

試驗中，在噴霧中軸線上，從噴嘴口起，記錄高度為20、40、60、80、100、120 mm處的粒徑分布.在軸向高度為120 mm時，記錄徑向距離0、2、4、6、8、10、12、14、16 mm處的粒徑分布.

圖8為協(xié)流溫度為300 K時中軸線上的D32、Dv50、Dv90及相對跨度系數(shù)ε軸向分布圖.ε表征粒徑的一致程度，由下式得到：ε=(Dv90-Dv10)/Dv50.所有數(shù)據(jù)均為觸發(fā)器開啟后0.10～0.19 s內(nèi)的粒徑平均值.

圖8 軸向噴霧粒徑分布及相對跨度系數(shù)

Fig.8Axialdistributionofdropletsizeandrelativespanfactor

從整體上看，不同軸向高度上的各粒徑評價參數(shù)呈現(xiàn)各自的變化特點.Dv50隨軸向高度的增加，略有上升.D32僅在20～60 mm段有明顯上升，此后變化不大，都在15～18 μm之間.在室溫下，柴油的飽和蒸汽壓很小，蒸發(fā)過程進行的很慢，在本文研究的時間尺度下，蒸發(fā)對該溫度下粒徑變化影響應(yīng)當(dāng)可以忽略.當(dāng)軸向高度較低(靠近噴嘴出口處)時，液滴粒徑不一致度很大，大小液滴同時存在，當(dāng)軸向高度增加時，小顆粒的初始動量較小，受到氣相阻力作用，趨向于向徑向偏移，大顆粒則留在中軸線上.這就導(dǎo)致在軸向高度較高時，Dv50會變大.相對跨度系數(shù)ε的變化規(guī)律也驗證了這個結(jié)論，ε隨著軸向高度的增加而迅速減小，表明近噴嘴口處液滴尺寸不均勻，而遠離噴嘴口位置的液滴群粒徑分布更為一致.Dv90通常表征大尺寸液滴的情況，而大尺寸燃油液滴對內(nèi)燃機中碳煙和未燃碳?xì)涞任廴疚锏呐欧庞绊懞艽?圖中顯示，Dv90在50～70 μm之間，從軸向高度20 mm升高到40 mm的過程中，Dv90就下降了17%.這表明近噴嘴口的局部燃燒較為不充分，是碳煙和未燃碳?xì)涞任廴疚锏闹饕蓞^(qū)域.圖8中相同工況點的2次噴霧粒徑數(shù)據(jù)，差距極小，可知本試驗噴霧過程和測量裝置性能的穩(wěn)定性.

圖9為協(xié)流溫度300 K、軸向高度h=120 mm處，各粒徑參數(shù)和相對跨度系數(shù)的徑向分布圖.D32、Dv50、Dv90都隨著徑向距離的增大而減小，其中Dv90的變化幅度最大.可以認(rèn)為，徑向距離較大處的液滴的粒徑整體相對更小.ε也隨著徑向距離的增大而減小，這表明液滴粒徑分布在徑向距離較大時更為一致.對于h=120 mm的液滴，從噴嘴口到圖中各徑向坐標(biāo)的距離s幾乎相同(r=0,s=120 mm;r=16 mm,s=121.1 mm)，因此相同粒徑和初始動量的液滴，到達不同徑向位置后的結(jié)果幾乎相同.而在實際噴霧中，尺寸較大的液滴，通常有更高的初始動量，不容易由于氣阻等原因發(fā)生偏移.這事實上就表明了，不同徑向位置的粒徑差異，是氣流阻力對液滴大小“篩選”的結(jié)果.前期的起升火焰研究[13,19]顯示，液體燃料起升火焰的穩(wěn)定駐點并不在中軸線上，偏離中軸線的空間位置更容易發(fā)生自燃.圖9顯示的小尺寸液滴分布在偏離中軸線的規(guī)律，能夠有力地解釋該現(xiàn)象.

圖10為軸向高度h=100 mm、r=0時粒徑參數(shù)和相對跨度系數(shù)隨協(xié)流溫度的變化.隨著協(xié)流溫度的提高，噴霧液滴的D32、Dv50、Dv90均增大，其中D32從300 K對應(yīng)的15 μm大幅度提高到673 K對應(yīng)的24 μm.顯然，在其他條件不變的情況下，更高的協(xié)流溫度一方面使得液滴與協(xié)流的溫差變大，另一方面對應(yīng)更快的協(xié)流速度(見表1)，使得液滴表面的對流傳熱系數(shù)增大，兩者共同作用導(dǎo)致了噴霧液滴蒸發(fā)速率的提高.因此，每個獨立的液滴直徑都將會減小(或直接消失).在高協(xié)流溫度下，小尺寸的液滴會迅速蒸發(fā)，對液滴群的整體貢獻反而隨著協(xié)流溫度的升高而降低，而大尺寸液滴的直徑隨協(xié)流溫度的上升僅略有減小.也就是說，協(xié)流溫度的上升導(dǎo)致了液滴平均直徑的上升和蒸發(fā)過程的加快兩個結(jié)果.此外，對比協(xié)流300 K和523 K的數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)各粒徑參數(shù)的變化不大，即蒸發(fā)過程并沒有發(fā)生明顯變化.雖然試驗所用柴油的10%餾出溫度僅為444 K，但是當(dāng)協(xié)流溫度為523 K時，在100 mm的軸向高度內(nèi)，柴油噴霧的整體溫度還是遠低于協(xié)流溫度的.

圖9 徑向噴霧粒徑分布及相對跨度系數(shù)

圖10 粒徑參數(shù)及相對跨度系數(shù)隨協(xié)流溫度的變化

3 結(jié)論

(1) 試驗中不同協(xié)流溫度對應(yīng)的噴霧貫穿距呈現(xiàn)出兩階段的變化，在第一階段，協(xié)流溫度的升高使得蒸發(fā)速率加快，導(dǎo)致噴霧貫穿速度較??；在第二階段，協(xié)流溫度的升高使得氣相介質(zhì)密度減小，導(dǎo)致噴霧貫穿速度較大.

(2) 噴霧的錐角隨著協(xié)流溫度的升高，呈現(xiàn)出先增大后減小的規(guī)律.主要由于柴油噴霧破碎霧化程度和液滴蒸發(fā)程度隨協(xié)流溫度的提高而發(fā)生改變.

(3) 噴霧中軸線上，索特平均直徑處于10～20 μm之間，隨軸向高度升高而略有增加，粒徑的一致性明顯提高.近噴嘴口，Dv90較大，容易導(dǎo)致碳煙和未燃碳?xì)涞任廴疚?

(4) 噴霧各粒徑參數(shù)隨徑向距離的增大而減小，且粒度一致性提高，這是氣流阻力對液滴大小“篩選”的結(jié)果.

(5) 在協(xié)流溫度從300 K上升至673 K的過程中，D32從15 μm上升到24 μm，粒徑一致性提高，蒸發(fā)使得尺寸液滴大量消失.

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