甲烷瞬态火焰与壁面油膜相互作用的实验观测

2021-08-24梁兴雨王诗文张洪升郑志伟

燃烧科学与技术 2021年4期

梁兴雨，王诗文，王昆，张洪升，郑志伟，李畅

(天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

内燃机缸内燃烧过程中，火焰与燃烧室壁面相互作用几乎无法避免.该火焰-壁面作用过程通常为瞬态过程，对燃烧室内火焰的传播、发展以及发动机做功过程影响显著.内燃机工作过程中活塞顶岸的润滑油随着活塞高速运动，或因活塞环间隙与气缸内的压力差进入燃烧室，附着于缸套表面上并参与燃烧，使火焰-壁面作用过程更加复杂[1].此外，现代内燃机广泛采用的早喷、二次喷射等[2-3]先进喷射策略使燃烧室燃油湿壁成为一种普遍现象.总而言之，燃烧室润滑油/燃油造成的湿壁现象对火焰-内燃机壁面相互作用的影响不容忽视.

焰-壁相互作用是复杂的物理化学过程，可直接导致缸内火焰淬熄[4].火焰与壁面间通过热传导和热辐射形式的热量损失是影响淬熄过程或改变淬熄距离的主要因素.壁面条件(包括壁面材料和壁面几何参数)以及燃烧条件(包括压力、火焰拉伸和近壁区域气体动力学参数)等均会影响火焰撞壁过程的热损失，进而影响火焰淬熄[5].火焰前锋面温度在与冷壁面相互作用过程中急剧降低，导致燃烧链式化学反应显著减慢甚至停滞，进而使火焰无法持续[6].Najim等[7]通过研究弯曲通道内的预混火焰传播过程发现火焰在与壁面相互作用过程中的热损失使火焰面积降低造成火焰淬熄.Yenerdag 等[8]基于直接数值模拟(DNS)研究发现火焰淬熄距离与壁面温度相关，壁面热通量的峰值是影响淬熄距离的关键因素.Häber等[9]对预混火焰与不同材质、种类和厚度的热障涂层相互作用过程进行了实验研究，结果表明热障涂层使壁面温度提高从而降低火焰淬熄距离.

火焰中的活性自由基在与壁面接触的过程中湮灭，也可能导致维持燃烧的链式反应速率减缓或中断，并造成火焰淬熄[10].因此，燃烧过程中间产物对分析火焰-壁面相互作用具有重要意义.杨仲卿等[11]基于近壁区域火焰羟基自由基(OH·)分布特性分析了壁面材料、气体流速、壁面间距等物理参数对预混火焰侧壁淬熄的影响.Popp 等[12]通过数值模拟研究发现，火焰中活性自由基浓度在表面催化重整反应过程中显著降低，说明OH·分布特性可用于表征火焰淬熄距离.Li 等[13]进而基于平面激光诱导荧光(PLIF)技术测量了甲烷火焰侧壁淬熄过程中OH·、CH2O(甲醛)、CO 等中间产物的分布特性.

以上分析显示，由于火焰-壁面相互作用过程的复杂性，当前对该过程的实验与模拟研究主要集中在稳态火焰和无油膜干壁的相互作用，也存在少量稳态火焰-湿壁作用的研究；而瞬态火焰-湿壁相互作用的研究则非常少，且均是基于数值模拟方法[14-16].因此，目前缺乏瞬态火焰-壁面油膜相互作用这一更接近发动机实际条件的实验研究.针对以上问题，本研究自主设计了瞬态火焰撞壁可视化实验系统，通过安装在本生灯上方的快门挡板机构生成瞬态火焰，研究不同壁面高度以及不同厚度/种类的壁面油膜条件下的火焰-壁面相互作用过程.采用高速纹影技术采集撞壁火焰形貌变化过程，基于ICCD 拍摄撞壁火焰OH·化学发光情况，探讨壁面油膜对撞壁火焰燃烧强度的影响.

1 实验装置与方法

1.1 实验装置

图1 为本研究自主设计、搭建的瞬态火焰撞壁可视化研究系统简图，主要包括4 个模块：燃料供给、本生灯燃烧器、成像模块和同步控制.本生灯底座设置空气进气口，实现甲烷和空气部分预混；本生灯上方设置径向开合快门挡板机构的不锈钢支架，上方安装不锈钢材质的方形板作为撞壁板，快门机构距离撞壁板的高度Hw通过升降台自由调节.为了降低壁面温度变化造成的不确定性，本研究控制壁面温度恒定，通过循环冷却水泵保持壁面温度为303 K.根据前人研究结果[17]，火焰温度和OH 发光强度均随壁面温度增加而线性增加.当壁面温度低于393 K 时，火焰温度和OH 发光强度规律无明显差异；同时，数值模拟研究结果[12]也证明壁面温度低于400 K 时，火焰撞壁过程中的壁面热通量没有差别.本研究的壁面温度条件在以上文献研究的范围内.结合以上研究结果，现有的结论可适用于初始壁面温度低于400 K 的条件.

图1 瞬态火焰与油膜壁面作用可视化实验系统示意Fig.1 Schematic of experimental visualization system for the transient flame-film wall interaction

为生成瞬态射流火焰，采用OLYMPUS BH-2 型数字显微镜的镜头快门机构作为本生灯火焰的快门挡板，其内置的微型电机驱动快门叶片实现快速径向开合，控制精度为1 ms 以内.同步控制系统基于STM32 单片机和Labview 上位机同步触发快门挡板机构和相机.实验过程快门挡板持续开启150 ms，甲烷射流火焰通过挡板机构中心通孔向上贯穿，与壁面相互作用.通过DG535 延时触发器在火焰与壁面相互作用时刻延时触发ICCD 相机.

采用的反射式纹影仪基于Photron FASTCAM SA1.1 高速相机采集纹影图像，有效通光口径300 mm，图像鉴别率大于40 线对/mm，包含光源、光圈、反射镜、凹面镜和刀口.高速相机在帧频参数10 000 幅/s 下的图像分辨率为768×768.基于Andor DH734 型ICCD 相机采集撞壁火焰中OH·分布情况.ICCD 相机的图像的分辨率为1 024×1 024，门宽5 ms，采用增益倍数150、焦距105 mm 的紫外增强镜头.为消除火焰中碳烟和PAH 发光的干扰，搭配波段为310 nm 的带通滤光片采集火焰OH·发光.

1.2 实验方法

甲烷(纯度99.99%)流速由气体质量流量控制器(Alicat MFC KM2324)精确控制.试验边界条件参数如表1 所示.本生灯火焰最大浮起高度接近30 mm，为消除火焰不稳定性影响，保证形成稳定的撞壁火焰，撞壁板距离快门挡板机构的距离 Hw设置为10 mm、15 mm、20 mm.为研究壁面油膜对火焰-壁面作用的影响，在壁面上均匀涂布不同厚度的油膜进行试验，考虑到发动机燃烧室的实际工况，设置润滑油膜厚度为0.01 mm、0.02 mm、0.03 mm.此外，为研究不同理化性质的油膜对撞壁火焰的影响，基于厚度为0.01 mm 的柴油油膜进行对比研究.本研究中，与不同厚度的油膜相关的实验主要关注壁面油膜体积对火焰撞壁过程的宏观影响，采用壁面油膜的厚度作为壁面油膜体积的一个指示参数；壁面面积S 与油膜厚度h 的乘积即为油膜的体积V.根据液膜表面积S 和体积V 的对应关系，采用注射器在壁面油膜板上注射厚度h 所对应体积的润滑油，并通过滚针将油膜进一步铺展均匀.为验证油膜涂布的均匀性，采用Infralytic Oilsensor NG2 型油膜测厚仪校验平整处理后的壁面油膜厚度，该仪器基于Lambert-Beer 原理(即平行单色光穿透金属表面的液膜时，液膜的吸光强度与其厚度成正比)计算油膜厚度.通过该仪器测量壁面任意20 个点的油膜厚度；同时为确保试验的重复性，进行多组操作和测试，选取油膜涂布较好的油膜板进行试验(部分测量结果如图2 所示).

表1 试验边界条件Tab.1 Boundary conditions in experiment

由图2 可见，不同测量点的油膜厚度(符号所示)存在随机误差，但其均值接近设定值(实线、虚线所示)，且多次重复试验中的油膜平均厚度值基本无差异.

图2 不同油膜厚度下，油膜涂布均匀性检测结果Fig.2 Test results of film coating uniformity under different film thicknesses

根据弗劳德数(Fr)，本生灯射流扩散火焰可分为浮力驱动型和动量驱动型火焰，其中弗劳德数在10-4～10 区间内的射流扩散火焰为浮力驱动型层流射流火焰[18].

式中：u 为射流速度，m/s；g 为重力加速度，m/s2；d*为喷口特征尺寸，m.根据式(1)，本研究中的射流火焰弗劳德数为0.46，属于浮力驱动型射流火焰.

1.3 数字图像处理方法

基于背景更新与差分预处理过程和OTSU 自适应阈值算法[19]，本研究开发了基于MATLAB 的图像分割处理程序对纹影图片进行批量处理，以便定量分析火焰传播过程的形貌参数，见图3.为去除背景对形貌参数定量测量过程的干扰，对原始图像进行轮廓分割操作.首先对原始图像进行剪裁和灰度化处理(图3(b)).

图3 纹影图像分割处理过程Fig.3 Segmentation process of schlieren image

为去除纹影图像中背景光源的干扰，提高阈值分割的效果，基于图像灰度化处理结果对灰度图像进行差分预处理.数字图像由像素矩阵组成，像素空间中的每个坐标的像素值对应该坐标的局部亮度.本研究选取过程开始前的无火焰的图像作为背景，将实时输入的场景图像与预先选定的背景图像中像素值相同的坐标点定义为背景像素，并将原始图像中对应坐标的像素值置零.

为改进背景图像随着环境不断变化的缺陷，本研究在现有背景差分算法的基础上基于像素灰度直方图对背景图像进行更新建模.如果差分图像坐标为(x，y)的像素的灰度值D(x，y)大于设定的阈值T，则背景图像对应坐标像素B(x，y)的灰度值保持不变，否则基于前后相邻两帧图像的灰度值 Pi(x，y)和Pi−1(x，y)以速度v 对背景图像B(x，y)像素进行更新，即

背景差分运算结果如图3(c)所示，为基于差分图像提取火焰的反应区域轮廓，对图像进行阈值分割处理.其原理是将图像所有像素按照像素值的大小分为前景区域和背景区域两部分.前景与背景区域像素值的最大类间方差δ(t)取最大值所对应的变量t值为二值化分割阈值：

式中：w0为前景区域像素概率分布；g0为前景区域灰度均值；w1为背景区域像素概率分布；g1为背景区域灰度均值；为图像的整体灰度均值.

火焰反应区二值化分割结果如图3(d)所示.最后，为验证该方法的可靠性，基于Canny 算子提取图3(d)中的火焰反应区轮廓并在原始图像上进行标记.如图3(e)所示，所提取的火焰反应区轮廓与原图中实际的火焰轮廓吻合良好，说明该图像处理方法可以满足火焰形貌特征定量测量的要求.

2 结果与讨论

2.1 火焰传播过程

基于高速纹影法分析火焰-壁面相互作用过程中火焰形貌的发展过程.为定量测量撞壁火焰形貌参数，对纹影图像中火焰轮廓进行阈值分割.图4 和图5 分别为甲烷瞬态射流火焰与干湿壁面相互作用过程的纹影图像和阈值分割处理图像.火焰前锋面经阈值分割处理后更清晰，可追踪度极大提升，同时可促进对火焰-壁面相互作用的定量分析.

图4 甲烷瞬态火焰与干/湿壁面相互作用过程中火焰形貌变化的纹影图像Fig.4 Schlieren images of flame morphology development during the methane transient flame-dry/wet wall interaction

图5 纹影图像(基于图4)的阈值分割Fig.5 Threshold segmentation of schlieren images(shown in Fig.4)

火焰在快门挡板机构开启后以半球形的形貌沿垂直壁面方向发展，火焰半径在火焰传播过程中逐渐增大.根据壁面高度的不同，火焰在30～50 ms 后与壁面接触，受壁面挤压抑制半球形火焰前锋面曲率降低，火焰以撞壁点为中心沿水平壁面方向伸展传播的同时垂直壁面铺展.可以发现与壁面接触后火焰反应区厚度减小并发生局部淬熄，80～100 ms 后近壁区域火焰形貌发展为矩形形态.100 ms 后根部火焰出现分层现象，火焰根部继续垂直壁面向下发展并逐渐熄灭，火焰根部边界上方形成新的火焰锋面，根部火焰形貌变得更加无序和紊乱.130 ms 后，火焰形貌基本不再发生改变.不同壁面高度条件下的火焰均在80～100 ms 后停止径向伸展的过程，火焰径向伸展半径达到最大值.

根据理想火焰羽流模型[20]，本生灯射流扩散火焰燃烧过程与火焰卷吸密切相关.卷吸过程受热浮力主导的热对流控制.由于火焰半径和比表面积随火焰的传播过程增大，导致火焰热耗散增强.撞壁后火焰羽流温度降低，抑制了热对流过程，进而影响了燃烧化学反应，从而抑制了撞壁火焰形貌发展过程.扩散火焰的燃料-空气混合过程中，密度较低的燃烧产物和密度较高的未燃气体形成热对流.火焰羽流区压力差对撞壁火焰根部燃烧反应存在促进作用，根部火焰不断形成的新的火焰边界，促进了火焰沿垂直壁面方向的铺展过程.由图3 和图4 可以发现，不同撞壁高度和壁面油膜条件下撞壁火焰前锋面的发展趋势呈现出高度一致性.动量驱动的射流扩散火焰撞壁过程可以分为4 个阶段：①半球形火焰定速传播阶段；②撞壁火焰径向伸展阶段；③火焰垂直壁面铺展阶段；④撞壁火焰淬熄阶段.

由图4 和图5 可见，干、湿壁面条件下的火焰传播过程较为类似.相同壁面高度条件下，壁面油膜对火焰前锋面传播速度和火焰撞壁时刻无显著影响，但对半球形火焰传播阶段的火焰伸展直径影响显著.相较干壁条件，壁面油膜降低了撞壁火焰铺展厚度，随着壁面高度的增加，油膜对垂直壁面铺展阶段火焰厚度的影响增强.

2.2 撞壁火焰羟基自由基(OH·)分布特性

羟基自由基(OH·)是燃烧反应过程的重要中间产物，主要分布于火焰前锋面和产物生成区域.根据燃烧化学反应原理，OH·的产生主要源自支撑火焰发展的分支反应(H·＋O2⇌OH·＋O·)和各类链式反应，因而OH·的分布特性可以表征火焰燃烧程度[11].本研究基于ICCD 相机拍摄的火焰OH·发光表征撞壁过程中火焰OH·的分布，进而分析火焰-壁面相互作用过程中火焰燃烧强度的变化情况.

如图6 所示，壁面高度显著影响OH·的生成过程.撞壁火焰OH·发光强度随壁面高度增加呈现先增加后减小的趋势.Hw＝10 mm 条件下的火焰羽流受壁面挤压抑制严重，燃料未充分反应即与壁面接触并发生淬熄，使撞壁火焰燃烧强度下降.壁面对火焰传播过程的抑制作用随着壁面高度增加而减小，Hw＝15 mm 条件下火焰OH·发光的高亮度区域面积增大，火焰热释放速率和反应区域火焰温度随着火焰浮起高度的增加而增加，未燃浓混合气与空气的充分混合促进了链式反应过程中OH·的生成.随着壁面高度的进一步增加，Hw＝20 mm 条件下的撞壁火焰OH·发光强度显著降低，火焰径向伸展直径下降，火焰形貌趋向自由火焰的形貌.此时壁面高度接近自由火焰的最大浮起高度，未燃混合气在火焰前锋面与壁面接触前已充分反应，因此撞壁时刻的火焰燃烧强度降低，OH·浓度较Hw＝15 mm 条件下降.

图6 不同壁面高度时瞬态火焰与干/湿壁面相互作用过程中火焰羟基自由基发光强度变化Fig.6 OH radicals’ luminescence during transient flamedry/wet wall interaction at different wall heights

燃烧反应区域的OH·浓度对燃烧链式反应过程至关重要.实验和模拟研究[21-22]显示，OH·化学发光强度的峰值出现在反应区温度最高的区域.扩散燃烧火焰的高温区域(1 600 K 以上)通常出现在火焰外缘.该区域的氧浓度较高，火焰当量比接近或略高于1，燃烧反应充分[21].近壁区域火焰由于与冷壁面间的热传导和热辐射过程造成火焰前锋面的热损失，燃烧化学反应过程受到抑制，区域火焰温度较低，OH·发光强度下降.相同壁面高度，干壁条件下的OH·的发光强度更高，说明干壁条件下火焰燃烧强度更高，火焰高温区域面积增大.

根据火焰-油膜相互作用的物理化学模型[14]，油膜蒸气在近壁区域形成浓反应区，使扩散火焰羽流区域的未燃混合气的当量比增大.在Hw＝10 mm 的条件下，燃烧化学反应过程受到抑制.由于壁面高度较低的情况下火焰温度较低[17]，火焰与壁面油膜的热通量下降，油膜蒸发过程减弱，对混合气当量比的影响降低.因此干、湿壁面条件火焰OH·发光情况相似.随着壁面高度的增加，壁面对燃气混合和燃烧过程的影响降低，混合气燃烧放热增加，油膜蒸发增强，因此 Hw＝15 mm 湿壁条件下的撞壁火焰OH·发光强度整体下降.随着壁面高度的进一步增加，Hw＝20 mm 条件下火焰撞壁时刻混合气变得稀薄，而油膜蒸气使稀燃混合气的当量比增大并接近化学计量当量比，因此湿壁条件下近壁区域的火焰燃烧强度增加，近壁区域火焰OH·发光强度增强.

为考察油膜对撞壁火焰燃烧过程的影响机理，基于不同厚度和种类的油膜进行了对比研究.图7 所示为不同壁面油膜条件下焰壁作用过程中火焰OH·分布.图中，Vf=1.0 L/min，Hw=15 mm 干壁条件下撞壁火焰的OH·发光强度最高，随着润滑油膜厚度的增加，撞壁火焰OH·发光强度减弱.在厚度为0.01 mm 和0.02 mm 的润滑油膜条件下，壁面附近存在OH·高浓度分布区域.0.01 mm 柴油油膜条件下火焰的OH·发光强度较相同厚度的润滑油膜条件显著降低，且该条件下的火焰 OH·发光强度与0.03 mm 润滑油膜条件相近.随着油膜厚度增加，油膜蒸发过程对近壁区域火焰当量比的影响增大.相比之下，柴油油膜对近壁区域燃烧过程的影响较润滑油膜更为明显.因为柴油油膜沸点较低，导致油膜蒸发过程生成的浓燃区域厚度增加，火焰燃烧强度减弱.

图7 不同壁面油膜厚度时瞬态火焰与湿壁面相互作用过程中火焰羟基自由基发光强度变化Fig.7 OH radicals’ luminescence during transient flamewet wall interaction at different wall fuel film thicknesses

2.3 撞壁火焰形貌特征

针对不同壁面条件下的撞壁火焰形貌参数进行了定量研究.为定量表征焰壁作用过程中的火焰形貌特征，将平行于壁面方向火焰反应区的最大宽度La定义为火焰径向伸展直径，如图8 所示.

图8 火焰径向伸展直径La示意Fig.8 Schematic of flame radial spreading diameter La

图9 为不同壁面高度条件下火焰与干/湿壁面相互作用过程中，火焰伸展直径La随时间的变化规律.干/湿壁面条件下La的变化趋势一致：半球形火焰定速传播阶段的火焰伸展直径变化率随时间呈线性关系；撞壁火焰径向伸展阶段La的变化率随火焰发展先增加后减小.火焰垂直壁面铺展阶段La变化率随时间下降，撞壁火焰淬熄阶段的La趋近于零并不再变化.干湿壁面条件下La的变化率均随壁面高度Hw升高而降低，但相同壁面高度条件下，湿壁条件La较干壁条件降低.在Hw较低的条件下，火焰前锋羽流因受壁面挤压抑制，火焰前锋面曲率增加，造成火焰伸展直径显著增大.相比于干壁面，壁面油膜会使撞壁火焰的径向伸展过程受到抑制.相同壁面高度条件下，湿壁面的火焰最大伸展直径较干壁面降低.

图9 不同壁面高度时火焰与干/湿壁面相互作用过程中火焰径向伸展直径变化Fig.9 Variation of flame spreading diameter during flame-dry/wet wall interaction at different wall heights

为进一步研究壁面油膜对撞壁火焰形貌的影响机理，在Hw＝15 mm 的条件下基于厚度为0.01 mm、0.02 mm、0.03 mm 的润滑油油膜和0.01 mm 的柴油油膜对撞壁火焰伸展直径进行对比研究.如图10 所示，不同壁面油膜条件下火焰伸展直径La变化曲线表现出相同的规律，干壁条件下半球形火焰定速传播阶段与撞壁火焰径向伸展阶段的La显著高于壁面油膜存在的条件，La随润滑油膜厚度增加呈先增大后减小的趋势，撞壁火焰径向伸展阶段后期润滑油膜对火焰的影响开始降低.沸点较低的柴油油膜对La变化率的影响显著低于相同厚度的润滑油膜.壁面油膜蒸发吸热过程使火焰前锋面温度降低，热对流减弱，此外油膜蒸发形成的浓混合气使近壁区域未燃气体当量比增大.

图10 不同壁面油膜厚度时火焰与干、湿壁面相互作用过程中径向伸展直径的变化Fig.10 Variation of flame spreading diameter during flame-wet wall interaction with different wall fuel film thicknesses

在火焰远离壁面的半球形火焰定速传播阶段，火焰尚未与壁面直接接触，油膜蒸发过程造成的火焰前锋面热损失影响有限.该阶段湿壁条件下的La与干壁条件存在的明显差异说明油膜蒸发过程的生成的蒸气参与了燃烧化学反应，油膜蒸气对混合气当量比的改变是壁面油膜对撞壁火焰伸展过程的主要影响因素.油膜蒸气饱和后，阻碍油膜的继续蒸发，而蒸发温度较低的柴油油膜更易于发生相变，因此柴油油膜蒸气对近壁区域火焰当量比的影响较润滑油膜增大.结合以上对撞壁火焰燃烧强度的研究，油膜对燃烧时当量比的改变是壁面油膜对撞壁火焰的主要影响机理，而火焰与油膜相互作用过程中热损失对燃烧的影响有限.