壁面横向燃油喷射依靠浮力增强射流的穿透深度,是一种简单高效的油气混合方式[2].当燃油横向喷射进入超声速主流,在射流前面诱导生成一束弓形激波,造成上游附面层分离,并在下游诱导形成回流区,使油气在亚声速条件下进行混合.虽然煤油在超声速气流中的雾化研究已经取得很大进展,但对扩散范围、穿透深度、液滴直径等具体雾化参数还缺乏进一步的研究[3, 4].照相和阴影/纹影等光学手段和数值模拟方法是现有研究煤油超燃的主要手段,但受精度制约,很难获得煤油雾化的定量信息[5, 6, 7, 8].平面激光诱导荧光(PLIF)技术广泛应用于燃烧流场小分子自由基诊断方面,但在超燃雾化方面目前还较少使用[9].国内关于超声速气流中雾化特性的研究大多数是利用水代替煤油,而水和煤油在物性参数方面存在较大的差异,所以雾化掺混特性会存在一定差别.利用壁面喷射机理,在超声速横向射流中结合纹影法和PLIF技术的优势,获得可视化结果,分析喷射压力和射流介质对雾化掺混的影响.
1 实验设备和条件在煤油超燃冷态雾化实验台上对喷孔直径为0.5 mm、喷射角为90°的情况下,横向射流的雾化掺特性进行了研究,实验条件如表 1所示.模拟冲压发动机燃烧室内部流场,研究横向射流在燃烧室内的液柱形态和表面波破碎过程.由于液体燃料雾化现象具有较强的尺度效应,与喷嘴结构、来流Ma和动压比等参数关系较大.为了消除尺度效应对煤油喷射雾化现象的影响,实验段采用和实际单模块超燃发动机基本相同的截面尺寸、喷口直径和喷射参数.实验中来流温度和速度要低于实际发动机工况,但是高温高速气流更有利于射流雾化,所以实验结果对实际发动机设计具有重要的参考意义.所以在几何尺寸和喷射压力相同情况下,实际冲压发动机中煤油雾化效果会优于该实验结果.液体燃料在燃烧之前经历雾化、掺混和蒸发等过程,因此研究冷态流场中的射流雾化掺混现象,对了解煤油雾化本质有实际意义.
表 1 实验条件Table 1 Experimental conditions
| 实验条件 | 材料 | |
| 水 | RP-3 | |
| ρj/(kg·m-3) | 998 | 780 |
| μj/(104kg·m·s-1) | 10.03 | 24 |
| σj/(kN·m-1) | 71.94 | 26.32 |
| d/mm | 0.5 | 0.5 |
| Vj/(m·s-1) | 29.6 | 33.5 |
| Va/(m·s-1) | 694.4 | 694.4 |
| Ma | 2.0 | 2.0 |
| q | 1~3.3 | 1~3.3 |
| We/104 | 1.9~6.0 | 5.3~16.2 |
| Rea/105 | 1.102 85 | 1.102 85 |
| Wej/104 | 1.4~4.5 | 0.5~1.7 |
| Oh/10-2 | 2.7~8.5 | 23.0~70.5 |
| 注:ρj—射流密度;μj—射流黏度;σj—射流表面张力;d—喷孔直径;Vj—射流速度;Va—空气速度;q—动压比;We—韦伯数;Rea—空气雷诺数;Rej—射流雷诺数;Oh—奥内佐格数. | ||
表选项
直连式风洞系统示意图如图 1所示,气流流出喷管后达到实验所需的速度(Ma=2.0),在实验段安装实验模块,进行相应的实验研究.
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| 图 1 直连式风洞系统示意图Fig. 1 Schematic of directly-connected wind tunnel system |
| 图选项 |
图 2为超声速喷管和实验段结构简图.本实验中为了减小由于装配误差引起的杂乱波系对流场带来的影响,喷管和实验段的上下两个壁面均采用一体化加工.实验段横截面尺寸为30 mm(高)×80 mm(宽),为了消除边界层增长带来的影响,上下壁面分别向外扩张0.5°.实验模块安装在下侧面板上距喷管出口23 mm处.
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| 图 2 超声速喷管和实验段示意图[7]Fig. 2 Schematic of supersonic nozzle and experimental channel[7] |
| 图选项 |
图 3为喷油系统示意图,控制减压阀,利用高压氮气驱动油罐中的煤油(水),经油管和接头进入油槽,由实验模块的喷孔产生射流.油槽空间为31 mm×24 mm×5 mm,可以防止驱动压力波动引起的射流流量不连续.
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| 图 3 喷油系统示意图Fig. 3 Schematic of fuel injection system |
| 图选项 |
2 测量方法2.1 纹 影 法纹影法是研究液体雾化掺混特性最常用的光学方法,可得到流场的波系结构,定性了解射流穿透深度和诱导产生的弓形激波强度.纹影法较阴影法更加灵敏,在空气动力学和燃烧、爆炸等问题的实验研究中有广泛的应用.图 4为纹影光路系统示意图.
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| 图 4 纹影光路系统示意图Fig. 4 Schematic of schlieren system |
| 图选项 |
2.2 PLIF法PLIF技术具有很高的时间和空间分辨率,能够有效捕捉射流边界,冻结表面波.在图 5中,激光自顶部观察窗进入实验段,ICCD垂直侧面观察窗,获得沿流向截面上的煤油荧光分布.由于煤油发射谱范围较宽,采用高通滤光片,即波长大于300 nm全透、波长小于300 nm截断.煤油自身受激荧光信号较强,所以采用煤油自身作为示踪剂.通过捕捉煤油自身荧光分布,可以研究煤油在超声速流中的雾化掺混特性.
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| 图 5 PLIF光路系统示意图Fig. 5 Schematic of PLIF light path system |
| 图选项 |
3 数理分析射流雾化掺混特性受到射流深度和表面波结构影响,而射流穿透深度和表面波结构受高速主流和射流的驱动压力共同作用.为了耦合这两方面的影响,同时考虑主流和射流驱动力对射流雾化掺混的影响,分别定义惯性速度Vi和射流速度Vj来表征两者的参考速度[10].
式中:P*a为高速主流总压;P*j为驱动射流的氮气总压;P0为实验段静压;ρj为射流密度;Maa为高速主流马赫数;k为空气比热比.
对参考速度进行矢量分解:
式中:α为参考射流角度;Vx为参考速度在x方向分量;Vy为参考速度在y方向分量;V为参考速度.
无量纲化处理:
式中:Ix为参考速度在x方向分量的无量纲数;Iy为参考速度在y方向分量的无量纲数;I为参考速度的无量纲数;Va为主流速度;ρa为主流密度.可见,影响射流和主流掺混的主要由θ、q和ρaρj决定,实验条件下：
由于高速主流的流动状态不变,则Ix和Iy可以
分别表征沿流向和展向的穿透深度.在θ一定时,射流深度由q和ρaρj决定.α表征射流前端诱导产生的弓形激波角度,激波强度可以由I表征.由式(14)可以看出,主流动压一定情况下,燃油驱动压力增加,q增大,穿透深度弓形激波强度增加.驱动压力一致,射流介质改变时,密度较小的介质射流速度较大,引起射流穿透深度更大,激波强度更强.
4 实验结果分析4.1 弓形激波和穿透深度燃烧室内高速气流的压缩效应使得流场变得极其复杂,增大了横向射流的实验研究难度.图 6是一个典型的超声速横向射流简图,射流进入高速主流之后,改变了原有的流场,在射流之前形成一束弓形激波,引起边界层分离,并在下游诱导形成回流区,使油气在亚音速条件下混合,所以激波角度和强度对射流雾化掺混作用有重要影响.
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| 图 6 超声速横向射流示意图Fig. 6 Schematic of liquid jet in supersonic cross flow |
| 图选项 |
对不同实验压力下射流诱导形成的弓形激波进行了研究,图 7为纹影法测量结果,流场中存在着由装配误差引起的杂乱波系,实验研究表明,这些杂乱波系强度远小于射流产生的弓形激波强度,不会对流场产生显著影响.具体的相关参数如表 2所示.按照实验条件建立如图 8所示的直角坐标系,超声速气流从左向右沿 x 轴方向流出,射流从实验段底部壁面由喷嘴喷出,诱导产生的弓形激波清晰可见.其中虚线框所包围区域颜色较深,可以看做燃油雾化区域;其余部分颜色较浅,为空气所在区域.按照该方法对实验数据进行整合处理,最终结果如图 9所示.
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| 图 7 测量结果的纹影图Fig. 7 Schlieren images from all the cases |
| 图选项 |
表 2 纹影法和PLIF测试算例Table 2 Schlieren method and PLIF test cases
| 情况 | 材料 | 测量结果 | ||||
| P*/MPa | q | Rej/104 | We/104 | Oh/10-2 | ||
| 1 | 水 | 0.5 | 1 | 1.47 | 1.97 | 0.53 |
| 2 | 煤油 | 0.5 | 1 | 0.54 | 5.39 | 2.37 |
| 3 | 水 | 1.0 | 2.146 | 2.94 | 3.95 | 1.06 |
| 4 | 煤油 | 1.0 | 2.146 | 1.09 | 10.79 | 4.74 |
| 5 | 水 | 1.5 | 3.293 | 4.41 | 5.92 | 1.59 |
| 6 | 煤油 | 1.5 | 3.293 | 1.63 | 16.18 | 7.11 |
表选项
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| 图 8 纹影图和数据采集方式Fig. 8 Schlieren image and data extraction method |
| 图选项 |
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| 图 9 弓形激波和油气交界面数据图Fig. 9 Data graphs of bow shock surface and fuel/air interface |
| 图选项 |
射流介质不变时,随着q增加,弓形激波强度和穿透深度增加,射流柱轮廓逐渐清晰,特别是在q=3.293时,可以看到清晰的射流柱轮廓.这是因为q的变化由射流驱动压力的改变引起,所以穿透深度的增加是由于更高的射流初始动量.穿透深度增加,则射流和高速主流接触面积增大,在交界面由气动压力分布造成的气动力对射流柱的剥落作用加剧,促进了液滴破碎和雾化.同时对来流的阻碍作用增强,引起诱导激波强度增强,则诱导激波前后的回流区面积增加,相对掺混区域增加,有利于液滴和主流之间进行充分的掺混.所以,穿透深度和激波强度决定了射流的雾化掺混程度.
q不变,改变射流介质,弓形激波和穿透深度同样出现了较大的位置差异.在q一定的前提下,由于RP-3密度较小,射流速度较大,对来流阻碍作用更强,诱导产生的激波束强度相应增大.
可见,影响激波束强度的因素除了q之外,射流速度也是一重要因素.在实际掺混过程中,可通过增加动压比来提高穿透深度和激波强度,促进激波上游边界层的加速分离,加剧回流区内油气的掺混.
4.2 表面波波形态图 10为基于散射原理颗粒直径测量技术测得的平板射流液滴直径沿流向分布(喷射压力1.0 MPa).由图 10可知,射流在距喷孔5 mm处即完全雾化.射流与来流的相互作用加剧了射流边界处表面波的不稳定性,增加了液滴碰撞几率,导致迎风面的液滴直径分布波动相对较大[8].所以在高速来流作用下,横向射流的雾化强度与交界面表面波扰动有很大关系.图 11为利用PLIF技术测量获得的可视化结果,用来研究相关参数对表面波破碎的影响.
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| 图 10 索泰尔平均直径(SMD)沿流向分布Fig. 10 Sauter mean diameter (SMD) along flow distribution |
| 图选项 |
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| 图 11 测量结果的PLIF图像Fig. 11 PLIF images from all the cases |
| 图选项 |
在超声速气流中,液滴破碎主要受到气动力、液体表面张力和黏性力的综合作用.定义雷诺数Re、韦伯数We和奥尼索格数Oh[11, 12]分别为
式中:d为喷嘴直径;σj射流液体表面张力;μj为射流黏度.
We表示作用在液滴表面的气动压力分布造成的气动力和表面张力之比.实验条件下,We远大于液滴变式破碎的临界韦伯数(We=350),属于突变式破碎.液滴表面承受更大的动压和变形,出现低频大振幅的不稳定波(Rayleigh-Taylor,R-T波),使液滴破碎成尺寸较大的碎块和条带,并在其边缘进一步产生高频小振幅的K-H不稳定波,使大尺度的碎块和条带破碎成大量细化的液滴[13, 14].图 12为不同射流介质条件下表面波分布,表面张力不变,射流速度增加时,We增大,表面波振幅变大,使波的不稳定性增强,促进表面波破碎;表面张力减小,射流速度增加时(情况1和情况4),We数增大,射流与来流的相互作用更加剧烈,加剧了掺混雾化过程,破碎距离逐渐减小.图 13为不同动压比情况下表面波分布,在射流速度不变,表面张力减小时,We增大,则表面波受到的切应力增加,表面波外形沿来流方向变得更加齐整.
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| 图 12 不同射流介质条件下表面波分布Fig. 12 Data graphs of surface wave classified by liquid jet |
| 图选项 |
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| 图 13 不同动压比情况下表面波分布Fig. 13 Data graphs of surface wave classified by q |
| 图选项 |
图 14为表面波方差分布图,基本符合之前的分析,但也存在一些差异.如按照之前的分析,情况2和情况6的方差应该分别大于情况1和情况5,但在图 14中却出现了相反的结果.从PLIF结果可以看出,情况2中表面存在大量细微的羽状波系,在数据提取过程中,细微的羽状波很难捕捉;并且其后部已经很难捕捉到射流影像图,说明情况2中的表面波不稳定性更强,雾化掺混过程更加剧烈.同理,情况6中煤油荧光较强区域远小于情况5,但其表面波却非常复杂,说明交界面的相互作用更加剧烈.
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| 图 14 表面波方差直方图Fig. 14 Surface wave variancehistogram |
| 图选项 |
射流介质不变时,随着Oh增加,表面波振幅增加,这一结论可以从图 13和图 14看出.
5 结 论利用PLIF技术和纹影法对超声速横向射流的穿透深度和波系结构进行了实验研究,并对影响雾化掺混特性的主要因素进行了数理分析.结果表明:
1) 用PLIF方法测量射流在超声速气流中的雾化流场,可以捕捉到清晰的表面波.
2) 在动压比q=1~3.3范围内,所建立的数理方程能够定性分析实验中的射流雾化掺混现象.
3) 在高速主流动压一定的情况下,穿透深度和弓形激波强度随着q和射流速度增加而增加.
4) 表面张力和黏度对射流掺混雾化过程有影响.
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