低压双流体雾化的液滴与流场特性分析
时间：2023-06-16 08:15:04 来源：雅意学习网 本文已影响 人 
武 浩，章振宇，张付军
(北京理工大学 机械与车辆学院，北京 100081)
液体射流和喷雾的雾化在活塞式内燃机、航空发动机、火箭发动机及工业锅炉等燃烧系统中应用非常广泛[1].对于燃烧系统，良好雾化的喷雾可以提供大量细小的液滴，从而增加液滴与环境空气的接触面积，促进传热与蒸发，加快混合气的形成，并有利于实现稳定的燃烧[2].
实际应用中，根据参与雾化的介质种类可以将其分为单流体雾化与双流体雾化[3].单流体雾化主要通过高压油泵对液体建立足够高的压力，再通过喷嘴将高压液体释放到低压环境中，液体在压力差作用下产生高速射流并实现雾化.双流体雾化(气动雾化)通常不需建立较高的液体压力，而是将低速液体释放到具有较高流速的气流中.在气/液相对流速的作用下，实现液体快速雾化.在内燃机的应用方面，单流体雾化主要由尽可能大的喷射压力来改善雾化[4].更高的喷射压力对改善雾化及降低污染物排放具有促进效果.然而，随着喷油压力的进一步提高，单纯通过提高压力来改善燃油雾化效果的代价较高[5].对于未来的内燃机燃油供给系统而言，低压双流体雾化方式为进一步改善燃油雾化提供了一个新的技术途径.
根据雾化气体的消耗量和气流速度，可将双流体雾化分为气爆雾化(air-blast atomization)和气助雾化(air-assisted atomization).气爆雾化由于较高的雾化气体消耗而常被应用于航空发动机和航天推进系统.而气助雾化可用于在较低的喷射压力下，以相对更低的雾化气体消耗来显著改善射流雾化效果，因而更适用于车用内燃机.通常将高速雾化气体与液态燃料的接触和混合发生在喷射器内部的雾化方式称为内混合式双流体雾化[6].该雾化过程通常涉及各种复杂的物理过程，且这些过程也会相互作用和彼此影响，如开尔文-亥姆霍兹(Kelvin-Helmholtz)不稳定性、瑞利-泰勒(Rayleigh-Taylor)不稳定性及液体与高速气体之间的其他复杂相互作用等[7].Lefebvre[8]指出，内混式双流体雾化的雾化效果通常取决于喷射器的结构形式、液体性质、气/液质量、流量比及内部流动结构等.出口处的两相射流流动形式及喷雾的液滴尺寸在很大程度上受到混合工质的气/液质量比的影响[9].Lasheras 等[10]对于气/液两相射流的研究表明，由于高度湍流态气流的存在，液体射流破碎可能会同时发生在喷嘴出口端和喷雾远端流场.
在应用方面，内混合双流体雾化早期被应用于二冲程活塞发动机，并用于降低混合气短路以及改善燃油经济性与排放[11].Cathcart 等[12]和Boretti 等[13]较早地针对该雾化系统的基本喷雾特性及其在二冲程和四冲程发动机上的实际应用开展试验，结果表明：在喷射压力为0.65 MPa 下，该喷射方式可将液滴直径降低至10µm.且以煤油作为燃料的二冲程发动机在使用该喷射系统时可以维持在以汽油为燃料时输出功率的85%.王思奇等[14]研究发现，喷嘴流道内的气体流动状态会随着油、气混合腔内压力与喷嘴出口环境压力比值的改变而发生变化，且当压比达到6.5时会产生超声速射流.Gao 等[15]首次观察了空气辅助喷雾在闪沸条件下的喷雾规律，并针对不同因素诱导的闪沸喷雾机理进行解释.随后，Wu 等[16]观察到内混合双流体喷雾头部形成的明显涡环结构，并对不同喷射控制参数下的喷雾宏观和微观特性展开试验，总结了涡环与喷雾坍塌对喷雾的影响.
笔者对低压双流体喷雾展开试验，采用背光成像技术对喷雾宏观形态进行可视化研究以获得不同参数条件下的喷雾宏观特性.采用相位多普勒粒子分析仪(PDPA)对喷雾液滴的速度和直径进行测量.在此基础上，对喷雾液滴的微观统计学特性进行分析.为了获取气/液混合射流中的气相速度，采用示踪液滴对当地气流速度进行表征，并对该方法进行了验证.根据得到的喷雾流场流动特性进一步分析了离散液滴的破碎可能性.
1.1 喷雾测量装置
图1 为试验系统示意.试验用定容燃烧弹包括用于喷雾可视化研究的高压定容燃烧弹及专门用于相位多普勒测试的定容燃烧弹.定容燃烧弹顶部均设计有适配体底座，通过可拆卸的适配体可实现与不同喷射系统的灵活装配.用于喷雾可视化测试的高压定容燃烧弹设计有直通式的光路通道，并在通道两侧开有石英视窗(可视范围直径为90 mm).采用功率为1 200 W 的高色温镝灯从一侧视窗照亮喷雾，在另一侧视窗采用高速相机(Phantom v7.3)对喷雾图像进行拍摄和记录.曝光时间为50µs，拍摄频率为10 000 帧/s，图像分辨率为512 像素×512 像素.
图1 试验系统原理示意Fig.1 Schematic of experimental system
采用PDPA 测量液滴的速度与直径.测试定容燃烧弹的视窗夹角为110°，以保证最佳信噪比.在测试中，氩离子激光器产生的激光通过布拉格单元被分成不同波长的激光束，不同波长的激光束可用于测量不同方向的液滴速度.通过发射器头部焦距为310 mm的透镜将分光后的激光束汇聚到一点，形成PDPA 测量体.试验中，测量体的位置被固定在喷嘴正下方40 mm 处.采用自开发的电子控制单元(ECU)在输出喷油器驱动信号的同时，输出用于高速相机和PDPA 的同步触发信号.计算机用于存储不同测试条件下高速相机拍摄的喷雾图像及PDPA 处理器的输出结果.定容燃烧弹压力和温度分别设置为101 kPa和25 ℃.
图2 为喷射系统，主要包括燃油喷嘴、连接块以及空气喷嘴.燃油喷嘴采用喷孔直径为0.3 mm 的单孔低压喷油器；
空气喷嘴采用轴针式喷嘴，且该喷嘴的环形出口结构在开启状态下的最小出口间隙为0.2 mm.燃油喷嘴和空气喷嘴通过连接块同轴安装，燃油喷嘴的出口和空气喷嘴的入口处形成一定空间的混合腔，并充满了恒定压力的压缩空气.在试验中，燃油压力为800 kPa，压缩空气的供给压力恒为700 kPa，油、气保持恒为100 kPa 的压力差.为了保证试验不受到残余喷雾的影响，喷射频率不高于0.1 Hz.为了保证相关计算所需的物性参数，笔者采用正辛烷作为测试燃料.
图2 喷油系统示意Fig.2 Schematic of injection system
图3 为ECU 输出的控制信号时序和油、气喷射质量.图3a 中，驱动信号的控制程序设定为：从t＝0时刻到燃油喷嘴驱动信号的oT 上升沿之间的时长为0.5 ms，后续驱动信号依次根据脉宽大小确定上升沿或下降沿时刻.燃油喷嘴和空气喷嘴都是低阻抗型，并都采用Peak-Hold 电流波形进行驱动.控制器输出的喷嘴控制信号主要包括oT 与fT (aT )两段.其中oT为驱动电流的峰值段.该段电流迅速上升并保持在峰值水平(2.4 A)以快速打开喷嘴.随后的fT (aT )为驱动电流的保持段.该段电流相比于峰值段降低至1.4 A 并保持在该水平，主要用于维持喷嘴的开启状态以及避免过高电流损坏喷嘴内部的电磁线圈.试验中，笔者设置oT 为1.5 ms、iT 为0.5 ms，以保证混合腔内油、气之间的一定程度预混合.不同的fT 和aT 分别用于改变单次喷射工质中的油、气质量.
多次测量得出的油、气单次喷射质量范围和均值如图3b 所示.根据测量得到的燃油和空气单次喷射质量均值结果可以计算实际喷射的油、气质量比为Rm，有 Rm=mf/ma，其中 mf和 ma分别为固定喷射参数下燃油和空气的单次平均喷射质量.通过保持恒定的空气喷嘴的开启时长( Ta＝1.0 ms)，依次增加燃油喷嘴的开启时长( Tf为1.0、2.0、4.0 和6.0 ms)来调整 Rm.根据图3b 所示的油、气喷射质量与喷嘴开启时长之间的线性关系可实现对油、气比的有效控制，得到 Rm为0.61、0.90、1.46 和2.05 共4 组对比工况.此外，ECU 输出的相机与PDPA 触发信号为一个5 V脉冲信号，触发时刻与空气喷嘴的开启时刻同步.
图3 控制信号时序和油、气喷射质量Fig.3 Control signal timing and fuel/gas injection quality
1.2 数据处理与误差分析
试验通过对高速相机拍摄的原始喷雾图像进行处理，以得到时变的喷雾宏观形态演变过程，采用Matlab 程序对图像进行处理，得到喷雾贯穿距离(STP)和喷雾径向宽度(SRW).喷雾贯穿距离表征了喷雾发展过程中喷雾的头部距离喷嘴出口的最大直线距离；
而喷雾径向宽度表征了喷雾下方不同位置处的喷雾左侧边缘与右侧边缘之间的距离.程序内容包括图像去背景、对比度调整、像素值过滤和图像二值化及通道转换等[17].将RGB 图像转换成灰度图像后，以图像的像素值作为索引值将灰度图像转变成伪彩色图像，从而对喷雾区域进行直观展示.
表1 喷雾特性参数的最大误差Tab.1 Maximum error of spray characteristic parameters
2.1 喷雾的宏观形态
图4 Rm 为0.90时喷雾形态的宏观演变Fig.4 Time-resolved macroscopic evolution of spray morphology with Rm of 0.90
50 mm)的形态相对稳定，而喷雾远端(L＞50 mm)的液滴更倾向出现局部浓度集中.因而为了降低由于气流多变产生的随机试验误差，在采用PDPA 测量液滴微观特性时，选择距离喷嘴轴线下40 mm 处作为测量体位置.
2.2 喷雾的宏观特性
对恒定喷气量(Ta＝1.0 ms)、不同Rm下的喷雾图像进行处理，得到的喷雾外部宏观特性如图5 所示.
图5a 中，随着Rm的降低，相同喷射时刻的STP逐渐增加.这是由于较小的Rm下，喷射的油、气混合工质中液相占比相对较少，离散液滴对高速气流动能产生的黏性耗散有限[16].而且相对少量的液滴会由于气/液之间的动量转换更易从高速气流获得充足的动能，进而产生更大的喷雾贯穿距离.
图5b 中，统一选择t＝2.0 ms 的喷雾原始图像进行处理，从而获得喷雾接近充分发展后的沿着喷雾中心线不同位置L 的喷雾径向宽度.在不同Rm条件下，SRW 在L＜20 mm 范围内没有明显差别，且都呈逐渐膨胀趋势，这部分的喷雾形态主要由喷嘴的出口几何结构决定.当L＞20 mm 时，SRW 的区别逐渐明显.在Rm为0.61、0.90 和1.46 条件下，喷雾下游的SRW 变化较为剧烈并呈相对明显的忽高忽低特征.而当Rm增加到2.05 时，喷雾宽度的变化趋势更加稳健，且最大喷雾宽度明显大于其他3 组Rm工况，表明燃油量的增加有助于保持喷雾形态的稳定以及喷雾的横向扩展.
作为对比，选择恒定喷油量条件(Tf＝4.0 ms)下逐渐增加喷气量(Ta为0.5、1.0、2.0 和3.0 ms)，进而同样实现改变油、气质量比的目的.所得的喷雾贯穿距离和喷雾宽度如图5c 和图5d 所示.可以发现，STP 和SRW 随Rm的变化趋势与上述分析一致.表明无论是改变喷油量还是喷气量，对不同Rm条件下的喷雾特性的影响规律基本一致.因而在试验中采用恒定喷气脉宽调整喷油脉宽的方法改变Rm.
图5 喷雾外部扩散特性Fig.5 Spray external diffusion characteristics
2.3 液滴轴向速度分布
对通过PDPA测量体的所有采样液滴的轴向速度进行统计计算，得到液滴速度的概率密度函数(PDF)及累计分布函数(CDF)，如图6 所示.图6a 中，对于Rm＝0.61 和Rm＝0.90 工况，液滴速度分布的范围更大，总体上液滴速度分布更加均衡(表现为液滴在一定速度范围内均有分布，PDF 平缓变化).但随着Rm的增加，液滴分散的均衡性逐渐降低，液滴速度的分布朝着单一性(表现为液滴较为集中的分布在某一速度上下，PDF 突增突降)过渡.当Rm大于1.46 时，液滴速度分布都较为集中.
图6 液滴速度分布Fig.6 Distribution of droplet velocity
液滴速度主要受到雾化效果和气/液之间的动量传递的影响.Zaremba 等[6]研究发现，液相的破碎结果很大程度上受到实际射流工质中气/液质量比的影响.在相同条件下，气/液质量比越高，射流工质中用于辅助液体雾化的气体占比越大，导致液相破碎的效果更好.对于低压双流体喷射系统，低压燃油首先经由喷油器喷入混合腔内的高压气态环境中.在短暂的气/液预混合过程中，液体的射流动能将被高压空气耗散[16].在随后的气嘴开启过程中，混有一定量燃油的高压空气在内、外压差的作用下形成高速气流.离散在混合腔内的燃油在高速气流的夹带下从气嘴出口喷出并形成最终的气/液双流体喷雾.Lasheras 等[10]指出，气/液两相射流的动能主要集中在气相工质中，液相的动能主要来自于气/液之间的动量传递.当混合工质中的气相比例较大而液相比例较小时，气相需要传递给液相的动能相对较小，因而气相损失的动能相对较小，混合物射流速度较高.具有更高射流速度的气相倾向于保证相对少量的液体实现充分的雾化，因而雾化形成的小液滴尺度可以更小，进一步因气/液动量传递导致液滴速度更高.
由上述分析得知，采样液滴速度分布同时受液滴的雾化程度及气/液之间的动量传递影响.同时，Wu等[19]研究发现，喷雾中的液滴尺度越小，越是倾向于跟随气流运动而具备较大的运动速度.因此，液滴的尺度对液滴速度的大小起主导作用.从液滴速度分布的PDF 可以发现，当Rm从0.61 逐渐增加到1.46 时，由于气/液混合射流中气相比例的逐渐降低导致液相的破碎受到一定程度的抑制，进而导致喷雾中的小尺度液滴比例降低.小液滴数量的降低会导致可能出现的液滴高速度分布范围减小，而峰值逐渐增加，呈一种逐渐增强的单分散特征.图6a 中，较高速(大于90 m/s)的液滴数量逐渐减小.当Rm从1.46 增加到2.05 时，喷油量的进一步增加会造成液滴数量的增加，同时，由于辅助雾化的气相比例降低也会进一步抑制液相破碎，从而形成更多大尺度液滴.这些大尺度液滴将会扩展液滴速度分布的低速区域(30～50 m/s).由此，Rm为2.05 的工况下液滴速度分布PDF 的单分散特征有所减弱，造成其PDF 的峰值相比于Rm为1.46 的工况出现一定程度的降低.
基于广泛采样样本的液滴速度分布规律非常接近正态分布[19].笔者同样基于充分液滴采样结果所获得的液滴速度分布规律可以发现，不同Rm条件下的液滴速度PDF 同样近似为正态分布.正态分布可用于简化实际分布规律为 N(μ，σ2) .其中μ为分布的平均值，同时也对应于分布曲线峰值对应的横坐标值，可以用来近似表征采样变量的算术平均值.由图6a可知，随着Rm的降低，液滴平均速度逐渐增加.图6b 为液滴轴线速度的累计分布函数.由于Rm＝0.61和Rm＝0.90 工况的液滴速度分布较为均衡，在CDF上的变化呈更加平缓的趋势.而随着Rm的增加，液滴速度逐渐过渡到更明显的单分散特性，导致CDF的变化趋势也随之表现出陡增的特点.
2.4 液滴直径分布
图7 为不同Rm条件下的液滴直径分布.图7a中，当Rm较小时，液滴直径的分布表现出更明显的单分散特性，即液滴直径单一地分散在较小的尺度范围(0～5 μm)内.随着Rm的增加，液滴直径更加趋向于均匀分布.这一趋势与液滴轴向速度恰好相反.
同时，从液滴直径的PDF 可以看到，Rm的增加会导致较大直径的液滴出现，这也会进一步增加喷雾的索特平均直径(SMD).对比液滴直径的算数均值可以发现，液滴直径PDF 峰值对应的液滴直径在不同Rm条件下较为接近.图7b 中，同样看到与图6b相反的趋势，即随着Rm的增加，液滴直径的CDF 增长趋势逐渐变缓.当Rm大于1.46 时，继续增加Rm对液滴的直径分布影响并不明显.
图7 液滴直径分布Fig.7 Distribution of droplet diameter
2.5 液滴微观特性的均值表征
图8 为液滴速度与直径的均值结果.可知，D90和D32随着Rm的增加呈单调增加的趋势，而Vm呈单调递减的趋势，这均与前文的分析结果相符合.此外，可以发现D90随着Rm的增加先增加而后逐渐稳定在40 μm 范围，可以推测该喷射系统可以实现的最大液滴直径在40 μm 的量级，Wu 等[19]指出这一结果很可能是由喷嘴的出口几何结构所决定的.
图8 液滴平均直径、速度与最大直径特性Fig.8 Characterization of average diameter，velocity，and maximum diameter of droplets
表2 为单流体与双流体喷射方式的雾化水平试验结果对比.其中双流体喷雾主要以笔者关注的低压空气辅助喷射(AAI)为例.采用传统的高压单流体喷射方式，其在较高的喷射压力下所取得的喷雾液滴索特平均直径在20µm 以上，而在一些闪沸工况下可以实现SMD 低于20µm 的雾化效果.对于双流体喷射，特别是低压空气辅助喷射，其在喷射压力低于1.0 MPa 下就可以实现小于20µm 的雾化效果.因而认为低压双流体喷射在改善燃油雾化效果方面具有明显的技术优势和应用潜力.
表2 单流体与双流体喷射方式的雾化水平对比Tab.2 Comparison of atomization level between single-fluid and twin-fluid injection method
2.6 流场特性分析
基于双流体雾化的喷雾宏观特性及PDPA 测量得到的液滴微观特性，可以对喷雾场的流动特性做进一步分析.首先，采用直径范围为0～5µm 的液滴作为示踪粒子，计算所有示踪粒子轴向速度的均方根(RMS)，并将其视为喷雾场内的当地气相射流速度，进一步计算所有液滴的斯托克斯数St.根据得到的示踪液滴St 对该分析方法进行验证.
St 是表征处于流体中的粒子(或液滴)与周围流体运动耦合程度的量纲为1 参数，St 越小说明液滴越倾向于随环境气流运动.St 的具体定义为粒子(或液滴)的特征时间与流过障碍物的特征时间之比[18]，在气/液两相流中，有
式中：dτ为液滴的响应时间；
lρ和gμ分别为液体密度和空气的动力黏度；
d 为液滴直径.根据Ferrand等[28]的研究，在高速气/液混合射流流动中，湍流时间尺度可通过大涡尺度与脉动速度的均方根的比值来确定(式(3)).tτ为湍流时间尺度，大涡尺度 L1/2采用喷雾场的半宽度来表征.此外，Manish 等[29]研究发现，大涡尺度 L1/2可以采用喷雾中心线两侧液滴平均速度等于喷雾中心线处液滴平均速度一半的两个位置的水平距离来表征.Wu 等[19]研究表明，采用Manish等[29]计算方法得出的大涡尺度与Ferrand 等[28]提出的半宽度非常接近.因而笔者采用喷雾半宽度来表征大涡尺度.根据PDPA 测量得到的所有液滴筛选出直径小于5µm 的液滴作为示踪液滴，首先计算所有示踪液滴的轴向速度平均值，有
表3 为不同Rm条件下喷雾场内的气流湍流特性.计算所有采样液滴的St 分布，并选取工况Rm＝0.90 和Rm＝2.05 展示，如图9 所示.
图9 液滴的St 测量范围分布Fig.9 Measured range of spray droplet St
每个圆点代表一个采样液滴，圆点颜色代表了该液滴的St 所处量级范围.可知，对于粒径范围为0～5 μm 的液滴，其St 基本分布在0.1 以下，因而可以认为示踪粒子的示踪精度误差小于1%[19].
对不同St 量级采用不同颜色进行区分.其中相邻两种颜色的分界线代表了不同St 量级的界线位置(St＝10-3、10-2、10-1、100和101).由式(1)～式(3)可知，液滴的St 可表示为
由表3 可知，随着Rm的增加，ur和 L1/2分别呈逐渐降低和逐渐增加的趋势.根据式(7)可知，dc随Rm的增加而增加.数据结果表现为液滴St 的分布边界值随Rm的增加而逐渐向右偏移.
表3 喷雾场内气流湍流特性Tab.3 Turbulence characteristics of air-flow in spray field
采用d＝5 μm 的液滴计算其St(表3)，可见其最大值为0.153(Rm＝0.61).采用0～5 μm 液滴的算数平均值验证得出其St 最大值为0.036(Rm＝0.61)，验证了上述方法的可行性.因而认为0～5 μm 的液滴可以几乎紧密跟随气流运动，这些液滴的速度也基本上表征了当地气流的流速.笔者通过计算0～5 μm的液滴速度RMS 来表征当地气流速度Vg(表3)，可以发现，随着Rm的增加，Vg从最高值80.67 m/s 逐渐降至53.17 m/s.喷雾场中该位置的气流雷诺数为
Reg基本处于104～105量级范围，可以认为喷雾场内的气相流动呈高度湍流的特征.Lasheras 等[10]指出，暴露于高速气相流动中的液滴存在两种破碎的可能，即剪切破碎(shear breakup)和湍流破碎(turbulent breakup).当液滴与气流之间存在相对速度时，计算出的液滴剪切韦伯数Wse 可以用来表征液滴外部空气动力学变形力与液滴的表面张力之比.当韦伯数超过某一临界值时，外部空气作用力的作用效果足以克服液滴的表面张力，此时液滴会发生剪切破碎，有
式中：σ为液滴表面张力；
gρ为液滴周围空气密度；
D 为液滴直径；
Ul和Ug分别为液滴速度和周围气流速度.试验工况下的最大液滴韦伯数为1.269，最小为0.024(表3)，液滴We 远小于剪切破碎的临界韦伯数(Wecrit＝10)[10]，可知这种双流体破碎方式产生的喷雾中液滴的尺寸已经非常小，因而很难出现由于空气动力学作用产生的液滴剪切破碎.此外，液滴可能会由于其直径范围内的速度波动引起的动压力超过表面张力的束缚而发生湍流破碎[10].因而Lasheras 等[10]定义了液滴湍流韦伯数Wte ，并指出当液滴的湍流韦伯数超过某一临界数值时，液滴会发生湍流破碎，有
Lasheras 等[10]研究发现，当气相流动雷诺数的量级大于104时，液滴会发生明显湍流破碎.基于示踪液滴计算得到的气相流动雷诺数均大于50 000，可以推断该气/液双流体喷雾内部同样存在液滴发生湍流破碎的可能性.
(1) 从喷雾的宏观形态可以发现，喷雾下游相比于上游更加不稳定，喷雾中心线位置液滴浓度相对集中而喷雾外边缘的液滴浓度较低；
随着油、气质量比Rm的增加，液滴的贯穿距离逐渐降低，而喷雾形态更趋于稳定；
较低的Rm下，喷雾下游的喷雾径向宽度波动明显.
(2) 随着Rm的增加，液滴速度趋向于单分散的特点，而液滴直径趋向于均匀分散的特性；
不同Rm下，液滴的最大直径总是接近于40 μm，不同Rm条件下的液滴D32均处于10～20 μm 范围.
(3) 0～5 μm 的液滴可以作为示踪粒子来表征喷雾场内的气相流动速度；
在此条件下，计算得到气流速度随着Rm的增加而逐渐降低，但是流场的雷诺数基本处于104～105量级，并呈高度湍流状态，液滴存在着发生湍流破碎的可能性.
