間歇式空氣輔助噴霧的時變特性研究

武 浩 ，章振宇 ，張付軍，回 越，高宏力

(1. 北京理工大學 機械與車輛學院，北京 100081；2. 北京理工大學 長三角研究院，浙江 嘉興 314011；3. 北京航天時代飛鴻技術有限公司，北京 100094)

憑借著結構緊湊、技術成熟、可靠性高、升功率高、成本低且易于維護保養(yǎng)等優(yōu)點，航空重油活塞發(fā)動機在軍用和民用長航程、中低空無人機動力系統(tǒng)方面具有廣泛的應用和發(fā)展前景[1-2]．液體燃料的噴霧和霧化是實現發(fā)動機缸內燃料充分且高效燃燒的關鍵步驟[3]．在燃燒系統(tǒng)中，更小的燃油液滴可以實現更高的熱釋放率、更寬的燃燒范圍和更低的污染物排放[4-5]．根據參與霧化的流體種類可以將其分成單流體霧化和雙流體霧化[6]．單流體霧化通常需對霧化的液體建立盡可能高的壓力，并配合孔式或圓環(huán)式的噴嘴結構，以實現高速射流和快速霧化[7-8]．雙流體霧化通常采用額外的流體介質(多為空氣)，并通過強加的空氣動力學作用來輔助液體實現快速高效霧化[9]．作為一種內混合雙流體霧化方式，空氣輔助噴射憑借壓縮空氣在噴嘴出口處形成的高速射流和瞬態(tài)膨脹效應[10]，可以在較低的噴射壓力(不超過1.0MPa)下實現相對較高質量的霧化效果．此外，這種霧化方式對霧化液體的物理屬性表現出顯著的不敏感性[11]．因此，在改善以航空煤油為代表的高黏度重油燃料霧化方面具有突出的技術優(yōu)勢和應用潛力．

在活塞發(fā)動機中，燃油系統(tǒng)通常需要采用脈沖式噴油器，以間歇式的工作方式在特定時刻向缸內噴射一定量的燃油．因此，采用電磁控制實現的間歇式空氣輔助噴射系統(tǒng)將在滿足航空重油活塞發(fā)動機運行需求的同時，為發(fā)動機油、氣混合與燃燒提供較高質量的燃油霧化效果．當前，間歇式噴霧的主要實現方式是通過電磁力驅動噴油器內部針閥以實現噴嘴開啟和關閉的快速切換[12-13]．連續(xù)式噴霧在運行條件固定時，可以形成穩(wěn)定的噴霧．穩(wěn)定噴霧的空間幾何結構、液滴的空間分布以及液滴的尺寸與速度等特性不隨時間發(fā)生變化；而間歇式噴霧的持續(xù)時間通常不超過10ms，具有顯著的瞬態(tài)特征．

在間歇式噴霧的研究方面，董全等[14]對壓電晶體控制的外開軸針式噴油器的噴霧場內粒子速度與直徑進行廣泛的試驗測量，并且對噴油過程和噴油結束后的噴霧粒子速度與直徑進行對比．李雁飛等[15]對于汽油直噴(GDI)噴霧的冷態(tài)工況和閃沸條件下的宏觀形態(tài)以及微觀液滴進行了較為廣泛的測量，并對閃沸工況下噴霧的特性及影響因素做出深入闡述．Feng等[16]基于圖像粒子測量法對柴油噴霧的稀釋區(qū)液滴速度和直徑進行測量，根據噴霧的發(fā)展過程區(qū)分出不同的噴霧階段，并對比了時變條件下液滴速度與直徑的分布規(guī)律和均值特征．

在有關空氣輔助噴霧的研究中，白洪林等[17]研究表明，增加空氣噴射量可以改善燃油的霧化效果．王思奇等[10]將空氣輔助噴霧應用于航空重油的霧化，并通過仿真研究分析了氣相壓比對于實際霧化效果的影響．高宏力等[18]對航空煤油的空氣輔助噴霧展開試驗，基于背光成像技術對多參數下的噴霧外部宏觀特性展開測量與定量分析．Wu等[19]對比了閃沸與非閃沸條件下空氣輔助噴霧的外部宏觀特性與噴霧微觀液滴的分布規(guī)律，并采用示蹤粒子法對噴霧中的氣流速度進行表征．在此基礎上，進一步對空氣輔助噴霧場內的液滴動力學進行分析表明，液滴破碎與碰撞融合的均衡位置非常接近噴嘴出口[20]．

與連續(xù)式噴霧不同，間歇式噴霧需依靠噴嘴“開啟-保持-關閉”的連續(xù)且周期性執(zhí)行，因而噴霧也同樣存在“初始-發(fā)展-消散”的非定常演變過程[16]．由此推斷間歇式空氣輔助噴霧隨著噴射時間的發(fā)展可能存在一定的霧化特性差異，然而當前針對該部分的研究仍不夠充分．筆者以間歇式空氣輔助噴霧為主要研究對象，采用高速攝影技術對噴霧形態(tài)進行拍攝，并量化得到的噴霧宏觀特性隨時間的演變規(guī)律．此外，采用相位多普勒粒子分析儀(PDPA)對不同噴射參數下的噴霧液滴進行測量，并主要對比分析了時變條件下的噴霧液滴統(tǒng)計學特性，噴霧場內的氣相流動特性以及氣、液相間的滑移速度．

1 試驗裝置與數據處理

1.1 噴射系統(tǒng)與測試燃料

圖1為空氣輔助噴射系統(tǒng)示意．其中噴射的空氣由壓縮氣源提供．氣體的壓力由調壓器內的左側壓差閥(參考壓力為環(huán)境壓力)穩(wěn)定在0.7MPa．經過低壓油泵加壓的燃油由調壓器的右側壓差閥(參考壓力為氣體壓力)穩(wěn)定在0.8MPa．氣體壓力和燃油壓力均采用高精度數顯壓力表YK-100(測量誤差范圍為±0.2%)進行讀?。?/p>

圖1 空氣輔助噴射系統(tǒng)Fig.1 Air-assisted injection system

穩(wěn)壓后的氣路與連接塊內部連通，并充滿噴油器出口以下空間以及氣嘴內腔，從而形成高壓環(huán)境．系統(tǒng)工作時，單孔式噴油器首先將燃油釋放到高壓環(huán)境中；隨后氣嘴將混合的空氣燃油混合流體噴出形成雙流體噴霧．噴油嘴和氣嘴均由電磁驅動，并以脈沖形式工作，驅動電磁閥開啟的電流波形配置以及開關時序均由ECU進行精確調控[21]．

氣嘴的幾何結構如圖2所示．總體上看，氣嘴主要包括磁軛、線圈、針閥、殼體、彈簧及分流器．作為主要的運動件，針閥頭部為半球形，與外殼的頭部形成圓環(huán)狀流道．針閥的上部套筒(與針閥焊接后成為一個整體)由磁性材料制成并在通電線圈建立的磁場中易受電磁力從而推動針閥運動，即向圖示左側運動．彈簧會在磁場消失后作用于針閥歸位，即向圖示右側運動．工作間隙決定了針閥的最大位移，也直接決定了噴嘴的開啟截面．燃油通過分流器的中間通孔進入氣嘴而氣體主要通過分流器與外殼形成的兩側空間進入氣嘴，如圖中箭頭所示．氣嘴機械組件的三維透視如圖2b所示．

圖2 氣嘴截面和三維透視Fig.2 Cross-sectional view and three-dimensional perspective view of the air injector

試驗所用燃油為正十二烷(C12H26)，其標況下的燃料密度、運動黏度和表面張力分別為748kg/m3、1.36×10-3kg/(m·s)和0.0255kg/s2．

1.2 PDPA設置

圖3a為相位多普勒粒子分析測試系統(tǒng)，其主要由PDPA、噴油系統(tǒng)、定容彈、控制與采集系統(tǒng)組成．PDPA是一種單點式的光學測量手段，可以實現液滴速度與尺寸的同步測量．由氬離子激光器發(fā)射的激光(波長為514.5nm)通過光導纖維傳至發(fā)射器，穿過透鏡和容彈的石英視窗后在容彈內形成一個橢球形測量體．光信號接收器軸線與測量體位于同一水平平面，并與發(fā)射器的軸線呈110°，以有效捕捉一階散射信號[22]．測量體的空間位置由位移系統(tǒng)進行調節(jié)，其移動精度可達0.1mm．噴射系統(tǒng)的驅動信號以及PDPA的觸發(fā)信號均由ECU輸出，以保證多次試驗的時序統(tǒng)一．在固定的工況條件下，需要重復進行多次測量以保證液滴采樣率，計算得到的特性參數的最大相對誤差數值不超過5%．試驗時，定容彈內的環(huán)境壓力和溫度分別為0.1MPa和20℃．相同工況的液滴采樣數量不低于10000，液滴的非球形容忍度設置為5%．

圖3 PDPA測試系統(tǒng)和控制信號Fig.3 PDPA measurement system and control signal

截取單次控制信號時序如圖3b所示．其中，To為峰值電流的驅動段，用于噴嘴的快速開啟；而Tf和Ta分別為油嘴和氣嘴的驅動電流保持段，以保持噴嘴處于開啟狀態(tài)．Ti為油嘴關閉與氣嘴打開之間的噴射間隔．PDPA的觸發(fā)信號被設置為與氣嘴驅動信號同步．觸發(fā)開始后，PDPA處于工作狀態(tài)并準備記錄經過測量體的液滴信息．氣嘴打開以后，噴霧需要一段時間Ta才會抵達測量體．采樣循環(huán)由PDPA的采集系統(tǒng)自動設置，并且將觸發(fā)后的時間序列按照固定時長(ΔbT＝0.5ms)劃分成一系列時間格子并編號．基于這些時間格子內捕捉的液滴信息可以進行時變微觀特性對比．試驗工況設置如表1所示．其中在恒定噴氣脈寬條件下改變噴油脈寬的大小所得到的量綱為1參數統(tǒng)一采用油、氣噴射脈寬比Δf-a來表示；而恒定噴油脈寬條件下改變噴氣脈寬的大小所得到的量綱為1參數統(tǒng)一采用氣、油噴射脈寬比Δa-f來表示，即

表1 試驗工況設置Tab.1 Setup of test conditions

1.3 液滴直徑與速度聯合概率密度分布函數

不同于此前研究[19-20]中對液滴直徑與速度的分布進行單獨的統(tǒng)計計算，采用液滴直徑-速度聯合概率密度函數(JPDF)對單一工況下捕捉的液滴信息進行綜合評估[23]．當液滴經過PDPA測量體時，液滴速度u和直徑D以及經過的時刻t被準確記錄．直徑分布為、速度分布為的液滴，其聯合概率密度函數表示液滴直徑分布在dD范圍，且滿足液滴的瞬時速度分布在du范圍的概率，因此有公式[24]為

在對采樣數據進行離散化時，dD的取值為1.0μm，而du取值為2.0m/s．

對噴霧液滴數據進行處理時，首先基于時間序列可以獲得液滴速度分布與直徑分布，進而得到液滴速度隨直徑變化的分布．最后將液滴按照其對應的JPDF數值大小進行劃分并著色，得到可以直觀展示液滴尺寸與速度的聯合概率密度分布．

1.4 氣流速度的表征

在氣、液兩相射流研究中，通常采用小尺寸液滴(D＜5μm)的速度來表征氣相流動速度．這種方法建立在小液滴自身的動力學時間尺度遠小于其對于外部流動的響應時間尺度的前提下[25]．在研究中，筆者篩選直徑小于5μm的液滴作為示蹤粒子，并計算其速度的平方平均值來表征測量體所處位置的氣流速度ug為

式中：ui表示第i個示蹤液滴的速度．上述采用示蹤粒子表征氣流速度的方法在前人的研究[20,25-26]中被廣泛采用，并被認為是間接獲取連續(xù)相流動速度的有效手段，關于該方法的驗證參見文獻[19].

在改變噴油脈寬和噴氣脈寬時，PDPA的采樣位置被固定在噴霧軸線Z＝40mm處．主要關注的噴霧特性參數包括液滴直徑與速度JPDF、液滴的索特平均直徑(SMD)與平均速度um、氣體流動速度ug以及氣、液之間的平均滑移速度uslip，即

式中：j表示第j個采樣液滴；um為液滴平均速度，表示所有采樣液滴的動量總和等于假設所有采樣液滴均為um時計算得到的液滴動量之和；為捕獲液滴的算術平均速度．

2 研究結果與分析

2.1 噴霧形態(tài)與宏觀特性

噴霧的宏觀形態(tài)隨噴射時間的變化采用高速相機進行拍攝得到．將高速相機(Phantom v7.3)的拍攝速率設置為10000 幅/s，得到的圖像分辨率大小為512×512 像素．相同工況下對多次噴射得到的噴霧圖像進行捕捉，圖4為選取的一組噴霧宏觀圖像隨時間的演變過程．較小的油、氣噴射脈寬比有助于加快噴霧在軸向的發(fā)展，而不利于噴霧在徑向的擴散．隨著油、氣噴射脈寬比的增加，噴霧的徑向擴散增強而軸向貫穿逐漸減弱．

圖4 噴霧形態(tài)演變Fig.4 Spray morphology evolution

基于Matlab的圖像批處理程序對多次噴射的噴霧原始圖像進行后處理，可得到噴霧貫穿距和噴霧投影面積，如圖5所示．發(fā)現油、氣噴射脈寬比的增加會顯著降低相同時刻噴霧的軸向貫穿距，而容彈的可視范圍極限為77mm，噴霧軸向貫穿距達到該值表明此時噴霧形態(tài)已經到達容彈視窗底部．

圖5 噴霧宏觀特性Fig.5 Spray macro characteristics

噴霧投影面積大小隨噴射時間的變化結果表明，當噴射時間小于3ms時，不同油、氣噴射脈寬比下的噴霧投影面積差異較小．這是因為雖然較大的油、氣噴射脈寬比得到的噴霧軸向貫穿距較小，但此時噴霧的徑向擴散較為明顯，由此彌補了噴霧軸向擴散的不足．當噴射時間大于3ms時，Δf-a＝8對應的噴霧投影面積的遞增趨勢明顯大于其他油、氣噴射脈寬比條件．這是因為噴霧到達容彈視窗底部后，噴霧軸向擴散對噴霧投影面積的影響已經達到極限．此時噴霧的徑向擴散將對噴霧投影面積起主導作用．

2.2 油、氣噴射脈寬比的影響

圖6 為不同油、氣噴射脈寬比下液滴尺寸-速度JPDF隨著采樣時間的變化．隨著Δf-a從1逐漸增加到4，液滴直徑的分布范圍逐漸從0～25μm增加到0～40μm；而液滴速度的分布范圍則從0～150m/s逐漸降低至0～100m/s．隨著Δf-a的進一步增加，液滴直徑的分布范圍不會出現明顯改變，而液滴速度的范圍會進一步降低至0～60m/s．

圖6 時變液滴尺寸-速度JPDFsFig.6 Time-resolved droplet size-velocity JPDFs

上述數據趨勢對于不同采樣間隔(時間格子)都基本相同，表明噴油持續(xù)時間的降低會導致實際用于噴射的油、氣混合工質中的燃油含量降低．在相同的氣嘴開始時長下，產生的噴霧中液體的體積分數較?。藭r，氣體射流不易受到工質中液體的影響從而形成高速射流；同時，液體在高速氣流作用下所受到的較強空氣動力學作用力會極大促進霧化，進而產生更小尺寸的液滴．而上述效果會隨著噴油量的增加而逐漸減弱，并主要表現在大尺寸液滴的出現以及液滴速度的降低．液滴速度與直徑的JPDF基本上呈現較為明顯的單峰分布規(guī)律，即JPDF的峰值出現在u-D分布的單一區(qū)域．從結果上看，JPDF均分布在0＜D＜10μm且不受Δf-a的影響．從觸發(fā)時間的角度出發(fā)，可以發(fā)現對于Δf-a＝1工況來說，液滴直徑的分布范圍隨著觸發(fā)時間會稍有增加，而液滴速度范圍會明顯降低．對于Δf-a≥4的工況，液滴直徑和速度的分布總體上不受觸發(fā)時間的影響．這是因為較低的噴油持續(xù)脈寬及其本質上產生的較低噴油量會導致噴霧過程在較短的時間內完成；而較大的噴油持續(xù)時間會顯著延長噴霧過程．因此，在選定的時間格子內均可以捕捉到以穩(wěn)定速度和尺度運動的液滴．

基于分布規(guī)律可進一步計算得到液滴平均速度以及平均直徑．圖7a為不同Δf-a工況下液滴的索特平均直徑隨著采樣時間的變化．在Ta后的最初3個時間格子內，不同Δf-a下的SMD差別最大，且SMD隨著Δf-a的增加而增大．隨著采樣時間的增大，不同Δf-a間液滴SMD的差異逐漸減小．此結果表明，噴油持續(xù)時間對于霧化效果的影響主要體現在噴霧頭部，也就是噴霧在抵達測量體后的最初3個時間格子(時間格子1～3)內．

圖7 不同油、氣噴射脈寬比下SMD和液滴平均速度Fig.7 SMD and droplet meanvelocity under different Δf -a cases

圖7b為基于采樣液滴動量總量一致得到的液滴平均速度．在噴霧液滴的采樣時間內，um隨著Δf-a的增加呈單調遞減的趨勢，表明噴油脈寬與噴霧中燃油含量的正相關性會最終對霧化液滴的平均速度產生消極影響．由于該空氣輔助噴射系統(tǒng)的燃油優(yōu)先噴射原則，實際噴霧中的液滴動能主要來源于氣體射流以及氣、液間的動量交換[21]．噴油量的增加會使單位質量的液滴所能獲得的動量降低，因而造成液滴um的降低．同時，由于Δf-a導致的um差異在不同采樣時間內呈現非單調的變化，這是由于Δf-a為1和2工況下噴霧過程較明顯的時變脈動所導致．

圖8 a為不同油、氣噴射脈寬比下的氣流速度．可以發(fā)現ug會隨著Δf-a的增加而顯著降低；而隨著Δf-a的增加，氣流速度隨時間的變化會依次經歷遞減、恒定以及遞增的變化趨勢．其中，Δf-a為1和2時的氣流速度隨時間的遞減趨勢最明顯，Δf-a為4工況次之；Δf-a為6及8的氣流速度幾乎不依賴于采樣時間；當油、氣噴射脈寬比繼續(xù)增加至10時，氣流速度隨時間開始呈遞增趨勢．

圖8 不同油、氣噴射脈寬比下氣流速度和平均滑移速度Fig.8 Local gas velocity and mean slip velocity under different Δf-a cases

圖8b為不同油、氣噴射脈寬比下氣、液相間平均滑移速度．該參數可用來表征氣相和液相之間的相對速度；Δf-a為1和2時的滑移速度為正值，表明液滴平均速度大于周圍氣流速度．而Δf-a為4和6時的滑移速度基本接近0．隨著Δf-a的進一步增加，滑移速度變?yōu)樨撝担雎詴r變下的數據變化，不同Δf-a下的相間平均滑移速度不依賴于采樣時間．

2.3 氣、油噴射脈寬比的影響

圖9 為不同氣、油噴射脈寬比下的時變液滴尺寸-速度JPDF．氣、油噴射脈寬比對液滴直徑的分布范圍沒有明顯的影響．不同Δa-f下，不同采樣時間內捕獲的液滴直徑基本分布在0～40μm；而速度范圍隨著Δa-f的增加可見少量的增加．

圖9 時變液滴尺寸-速度JPDFsFig.9 Time-resolved droplet size-velocity JPDFs

從JPDF的峰值來看，不同Δa-f及采樣時間下液滴尺寸-速度聯合分布依然表現出單峰特征．從時變角度的對比可知，Δa-f≤0.125時，時間格子6采集的液滴數量明顯減少，這是由于氣嘴的關閉導致；而當Δa-f＞0.125時，液滴速度及分布范圍的峰值位置隨著噴射時間先降低(時間格子1～2)而后又逐漸增加(時間格子3～6)．這表明在相同噴油脈寬條件下，噴氣脈寬的進一步增加導致噴霧后期的液滴被加速．這是因為在噴霧后期，大量的燃油集中在噴霧頭部并已經經過PDPA的測量體；而噴霧后期經過測量體的燃油含量相對較低，而氣嘴依然保持開啟狀態(tài)，更多的壓縮空氣被噴射．由此導致充足氣體射流很容易對噴霧尾部的液滴產生進一步加速作用．

圖10 a表明氣、油噴射脈寬比對于液滴的SMD影響較小，但仍然可以看到SMD隨著Δa-f的增加而減小的趨勢．這說明噴氣脈寬的增加所引起的實際噴霧中氣體含量的增加會適當促進霧化．從采樣時間來看，液滴的SMD隨著噴霧經過測量體的時間會有輕微的升高．而且這一趨勢對于Δa-f≥0.250的工況更加明顯．這說明脈寬增加導致的氣流對液滴產生的加速作用會促進液滴的相互碰撞，進而小液滴趨于合并成更大液滴[20]．基于液滴動量總和一致的平均速度um如圖10b所示．可以看到um與Δa-f之間存在的明顯正相關性，即噴氣脈寬的增加會提高液滴的平均速度．而且該結果在噴霧后期會隨著時間格子的增加而表現的更加明顯．

圖10 不同氣、油噴射脈寬比下SMD和液滴平均速度Fig.10 SMD and droplet mean velocity under different Δa -fcases

圖11 a為不同氣、油噴射脈寬比下氣流速度隨時間的變化．對于工況Δa-f≤0.250，由于氣嘴的過早關閉，氣體速度隨著時間的增加逐漸降低．當Δa-f進一步增大時，由于氣嘴的保持開啟狀態(tài)以及液體含量的降低，可以看到噴霧后期(時間格子3～6)的氣流速度逐漸升高的趨勢逐漸明顯．圖11b為不同氣、油噴射脈寬比下氣、液相間滑移速度隨時間的變化．與Δa-f對于uslip的影響所不同的是，不同氣、油噴射脈寬比下的uslip既受到Δa-f的影響，也隨采樣時間的變化而表現出差異．噴霧頭部的uslip隨著Δa-f的增加而增大，且均小于0．隨著噴霧進一步經過測量體，uslip出現小幅度超調(uslip＞0)，并隨后逐漸降低至0．

圖11 不同氣、油噴射脈寬比下氣流速度和平均滑移速度Fig.11 Local gas velocity and mean slip velocity under different Δa-fcases

2.4 采樣位置的影響

選擇噴霧軸線上的兩個采樣位置，計算時變下的液滴尺寸-速度JPDF，如圖12所示．隨著采樣位置從30mm增加到60mm，時間格子的液滴速度分布范圍從0～120m/s降至0～90m/s．而其他采樣時間間隔內的液滴速度也有同樣的降低趨勢．相同的采樣位置下，液滴速度范圍隨著時間的增加均降低．液滴直徑分布結果表明，不同采樣位置以及采樣時間對于液滴直徑分布范圍影響較小．從液滴尺寸-速度JPDF來看，不同采樣位置同樣呈現明顯的單峰分布特征．

圖12 時變液滴尺寸-速度JPDFsFig.12 Time-resolved droplet size-velocity JPDFs

圖13 為噴霧SMD在空間的分布．其中，Z表示軸向采樣位置，X表示徑向采樣位置．選取兩組油、氣噴射脈寬比工況條件用于數據展示，且只考慮噴霧在一側平面內不同空間位置的SMD分布．由于噴霧形態(tài)總體呈現圓錐狀，在噴霧邊緣以外較大的徑向位置處無法捕捉到有效的液滴信息．因此，只統(tǒng)計并計算噴霧內部核心區(qū)域的液滴直徑．結果表明噴霧靠近噴嘴出口的區(qū)域的液滴SMD較大，并隨著軸向位置的增加而逐漸減?。拷鼑婌F軸線區(qū)域的液滴SMD明顯高于噴霧外側的邊緣區(qū)域．油、氣噴射脈寬比的增加會在一定程度上增大液滴的SMD，這主要是因為噴射工質中液相體積分數的增加會對霧化效果產生一定的抑制作用．

圖13 噴霧SMD分布Fig.13 Spray SMD distribution

圖14為不同采樣位置的液滴SMD與平均速度隨采樣時間的變化．在Z＝60mm的采樣位置，液滴的SMD穩(wěn)定在20μm；而在Z＝30mm時，不同采樣時間間隔內的液滴SMD均低于20μm．這表明在一定范圍內，噴霧在遠離噴嘴位置的液滴平均直徑會大于靠近噴嘴的位置．該現象與此前關于空氣輔助噴霧的霧化特性研究[20]結果相一致．該結果主要由于噴霧場內液滴的碰撞以及較高的液滴融合概率導致．對比不同采樣位置的液滴平均速度可以發(fā)現，靠近噴嘴的位置液滴速度明顯高于遠離噴嘴的位置；而且該速度差異在初始采樣時間間隔內較為明顯，并隨著時間格子的增加而減?。?/p>

圖14 不同采樣位置的時變液滴SMD與平均速度Fig.14 Time-resolved droplet SMD and meanvelocity under different sampling positions

圖15a為氣流速度的差異．不同采樣位置的速度差異主要體現在時間格子1～5內；且靠近噴嘴的位置氣流速度更大．表明相同的工況下，噴霧過程中噴霧軸線上的氣流速度隨著軸線距離的增加而降低．

圖15 不同采樣位置下氣流速度和平均滑移速度Fig.15 Local gas velocity and mean slip velocity under different sampling positions

圖15b為計算相間的滑移速度得到不同采樣位置下的時變結果．從數據趨勢上看，Z＝30mm的uslip小于0，并隨時間逐漸增加；而Z＝60mm的uslip大于0，并隨時間逐漸減?。畬祿M行線性擬合的結果如圖中的直線所示．計算Z＝30mm和Z＝60mm擬合直線的橫截距分別為8.5和5.2．只考慮時間格子小于5的采樣時間范圍，可知Z＝30mm的氣流速度大于液滴平均速度，而Z＝60mm正好相反．

2.5 相間滑移速度分析

Lasheras等[26]在研究中根據相間滑移速度大小對氣、液兩相射流沿著軸線方向進行區(qū)域劃分為液滴加速區(qū)、超調區(qū)及減速區(qū)，如圖16所示．從噴嘴出口開始，uslip先小于0；此時氣相速度大于液相速度，液滴處于被周圍氣流加速的過程．直到在某一位置時，uslip＝0；此時氣、液相間速度達到平衡，但是該平衡難以保持穩(wěn)定．之后，液滴由于運動的慣性造成其速度會瞬間超過氣流速度，導致uslip＞0；此時，超調的液滴會受到周圍氣流的曳力作用．當達到最大值以后，uslip會逐漸減小直至接近0；此時液滴在氣流曳力作用下逐漸減速．

圖16 相間平均滑移速度分析Fig.16 Analysis of interphase mean slip velocity

根據圖15b的結果可知，在所關注的采樣時間范圍內，Z＝30mm的uslip小于0而Z＝60mm的uslip大于0，可以認為uslip＝0對應的 Zuslip=0位于30mm和60mm之間．而對于變噴油脈寬和噴氣脈寬的試驗，選取的測量位置(Z＝40mm)將較為接近 Zuslip=0．根據圖8b所示的不同油、氣噴射脈寬比下平均滑移速度可知，不同Δf-a下的uslip數值僅受Δf-a的影響而不受采樣時間的影響．當Δf-a≈4時，uslip相對穩(wěn)定在0值附近．因此，可以認為當Δf-a＝4時，Zuslip=0≈40mm．當Δf-a小于4時，uslip大于0，說明此時的Zuslip=0小于當前設定的采樣位置Z＝40mm；而Δf-a大于4時，uslip小于0，說明此時 Zuslip=0大于當前設定的采樣位置Z＝40mm．上述結果表明 Zuslip=0隨著Δf-a的增加會向遠離噴嘴的方向移動，如圖16右側所示．

3 結論

采用高速相機和相位多普勒測試技術對間歇式空氣輔助噴霧特性展開了試驗，基于PDPA對間歇式空氣輔助噴霧進行循環(huán)采樣，將得到的時序條件下的數據按照不同的時間格子進行劃分，進而表征間歇式噴霧特性隨時間的變化規(guī)律．主要結論包括：

(1) 較小的油、氣噴射脈寬比有助于加快噴霧在軸向的發(fā)展，而不利于噴霧在徑向的擴散；隨著油、氣噴射脈寬比的增加，噴霧的徑向擴散增強而軸向貫穿逐漸減弱；計算不同噴射參數以及采樣位置的液滴尺寸-速度聯合概率密度函數，結果均表現為明顯的單峰分布特征．

(2) 油、氣噴射脈寬比增加明顯降低液滴速度并增大液滴直徑，而氣、油噴射脈寬比對于噴霧末端的液滴具有明顯的加速作用；油、氣噴射脈寬比主要影響氣、液相間的平均滑移速度大小，表現為油、氣噴射脈寬比的增加導致滑移速度的零點位置向噴霧下游移動；氣、油噴射脈寬比不僅對相間平均滑移速度的數值有影響，而且影響其時變條件下的變化規(guī)律．