浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2022, 56(6): 1191-1198 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2022.06.017

能源与机械工程

液滴撞击加热亲水管壁后的反弹和中心射流

王开珉,, 张玉杰, 康培森, 刘宏升, 刘晓华,

大连理工大学 能源与动力学院，海洋能源利用与节能教育部重点实验室，辽宁 大连 116024

Droplet rebound and central jet after impacting hydrophilic tubular surface

WANG Kai-min,, ZHANG Yu-jie, KANG Pei-sen, LIU Hong-sheng, LIU Xiao-hua,

School of Energy and Power Engineering, Key Laboratory of Ocean Energy Utilization and Energy Conservation of Ministry of Education, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China

通讯作者: 刘晓华，女，教授. orcid.org/0000-0002-9602-5610. E-mail: lxh723@dlut.edu.cn

收稿日期: 2021-08-1  

基金资助: 辽宁省中央引导地方科技发展专项项目（2021JH6/10500150）；国家自然科学基金资助项目（51476017，51576029）

Received: 2021-08-1  

Fund supported: 辽宁省中央引导地方科技发展专项项目（2021JH6/10500150）；国家自然科学基金资助项目（51476017，51576029）

作者简介 About authors

王开珉（1994—），男，博士生，从事液滴撞击过程研究.orcid.org/0000-0002-1753-3116.E-mail：kmwang_9410@mail.dlut.edu.cn , E-mail：kmwang_9410@mail.dlut.edu.cn

摘要

采用高速摄像机拍摄水滴撞击加热亲水管壁的动态过程，研究在不同撞击速度（韦伯数）和壁面温度下，液滴撞击后出现的液膜反弹和中心射流现象. 不同于液滴撞击常温亲水管壁，液滴撞击加热亲水管壁后会反弹. 在曲率比（液滴直径与管外壁直径的比值）为0.15，撞击速度为0.47~1.40 m/s，壁面温度为20~305 ℃的条件下，观测到“回缩−反弹”“铺展−反弹”和“破碎−反弹”3种反弹形式，总结其发生条件. 壁面温度是决定液滴撞击后能否发生反弹的关键因素，壁面温度和韦伯数均对“破碎−反弹”的产生有显著影响. 从重力、惯性力和气化反作用力角度分析产生快速“铺展−反弹”现象的原因. 分析中心射流形成原因，发现增加壁面温度和韦伯数有利于不完全中心射流的形成.

关键词： 液滴撞击 ; 加热管壁 ; 撞击速度 ; 中心射流 ; 液膜反弹

Abstract

The dynamic characteristics of water droplet impacting a hydrophilic tubular surface were recorded by a high-speed camera, the droplet rebound and central jet were studied under different impact velocities (Weber number) and surface temperatures. The droplet can rebound after impacting a heated hydrophilic tubular surface, while not for a hydrophilic tubular surface of room temperature. The curvature ratio (the ratio of droplet diameter to tube outer diameter) was 0.15, impact velocity ranged from 0.47 to 1.40 m/s, and the surface temperature ranged from 20 to 305 ℃, three rebound forms were observed: “retraction-rebound” “spread-rebound” and “splash-rebound”, the formation conditions of which were summarized. The surface temperature determines whether droplet can rebound or not, it, as well as Weber number can influence the formation of “splash-rebound” significantly. The formation of a fast “spread-rebound” was analyzed from the gravity, inertial force, and gasification reaction force. The formation of central jet was analyzed, the increase in the surface temperature and Weber number were beneficial to the occurrence of the incomplete central jet.

Keywords： droplet impact ; heated tubular surface ; impact velocity ; central jet ; droplet rebound

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本文引用格式

王开珉, 张玉杰, 康培森, 刘宏升, 刘晓华. 液滴撞击加热亲水管壁后的反弹和中心射流. 浙江大学学报(工学版)[J], 2022, 56(6): 1191-1198 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2022.06.017

WANG Kai-min, ZHANG Yu-jie, KANG Pei-sen, LIU Hong-sheng, LIU Xiao-hua. Droplet rebound and central jet after impacting hydrophilic tubular surface. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2022, 56(6): 1191-1198 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2022.06.017

液滴撞击壁面后液膜一般会经历铺展、回缩、反弹、破碎、飞溅等动态过程[1]. 随着撞击速度增大，液膜铺展更充分，最大铺展因子增大[2]. 对于液滴加热壁面，有相同的结论[3-4]；当撞击速度超过定值，会出现液膜边缘[5]、中心破碎[6-8]情况，最大铺展因子可能会降低. 液滴撞击常温亲水性壁面一般不会出现液膜反弹，而在较低撞击速度时撞击超疏水壁面，液滴会在撞击后产生液膜反弹，随着撞击速度增大，撞击过程中液膜形成液指并发生液膜破碎[9]. 撞击速度的改变还会影响液滴撞击后气泡的夹带[10]、液膜初始铺展形态[1]、弹射液滴形式和大小[11-12]等.

液滴撞击后的形态受到液体性质[13]、壁面润湿性[14]、有无液膜[15]、壁面温度等影响. 壁面温度不仅影响液滴撞击壁面后的动态特性，还影响传热特性. Black等[16]进行液滴撞击加热抛光铝平面的实验，给出液滴撞击机理图，认为反弹和带有二次雾化反弹产生的边界是Leidenfrost温度. 液滴撞击常温亲水壁面一般不会出现反弹，但当壁面温度高于Leidenfrost温度时，形成的稳定蒸气膜会减少液膜与壁面的摩擦，产生有利于液膜反弹的条件[16]；随着壁面温度继续升高，液膜由“回缩−反弹”转变为“铺展−反弹”[17]，发生雾化反弹现象，这种反弹可以减少液膜在壁面的驻留时间[18]. 液滴撞击壁面温度为384 ℃的平面，水滴暴沸，醇类液滴发生完全反弹，氯化钠溶液产生中心射流[19]，结果表明液滴的性质对液滴撞击后的动态特性有极大的影响. 对液滴撞击高温壁面的研究主要集中在液滴撞击平面的工况，液滴撞击管壁时，铺展不对称且存在曲率[20]影响着液膜的动态特性. 壁面曲率还会影响Leidenfrost温度，孙炎俊等[21]研究水滴撞击高温不锈钢凸、凹曲面的过程发现，水滴在凹面的Leidenfrost点比在凸面的更低，这是凹面对铺展的抑制作用造成的. 宋锋毅等[22]采用耦合水平集−流体体积（coupled level set and volume of fluid，CLSVOF）方法模拟液滴撞击加热圆柱面的过程；在所研究的温度下，壁面温度对液滴的蒸发影响不大，同时撞击速度越大[3]，壁面越亲水，液滴蒸发越快. 也有学者认为液滴蒸发时间与壁面温度有关，与撞击速度关系不大[23]. Mitra等[4]进行液滴撞击加热黄铜球面的实验，并结合数值模拟研究韦伯数We对液滴撞击过程的影响. 结果表明，在不同壁面温度下，随着We增加，液膜最大铺展因子均增加[24]，且液膜更容易发生破碎. 在膜态沸腾状态，液滴低速撞击铜球表面后的动态接触角为120°~160°，动态接触角受接触线速度、壁面温度和液滴大小等参数的影响相对较小[25].

针对液滴撞击不同温度的曲面的研究相对较少，尚未形成系统的理论基础和完善的理论体系. 在工程应用中，液滴撞击曲面的现象较多，尤其是撞击管壁，其中液滴的接触反弹、中心射流情况会影响液滴和壁面间的物质和能量交换，适当提高壁面温度或选择合适撞击速度，可以有效减少液滴与壁面之间的接触；反之，可以增加液滴与壁面的接触，提高过程中传热传质效果[13]. 此外，控制液滴飞溅和射流过程，将有助于提高喷涂质量.

1. 实验系统和参数

液滴撞击加热管壁的实验系统如图1所示，主要由计算机、液滴发生装置、壁面加热及温度控制系统和高速摄像系统组成. 计算机主要控制高速摄像机和推注器的启停. 液滴发生装置由高精度自动推注器、针头、滑台（FUYU FSL，± 0.05 mm）和载物台组成，通过改变载物台的高度控制液滴的撞击速度；通过计算机控制的推注器速度和改变针头的直径控制生成液滴的大小. 壁面加热及温度控制系统主要由内置加热棒(BST-S2，220 V/300 W)的铜管、热电偶（WRNK-191型，I级）和温度控制器（REX-C100，± 0.5%FS）组成. 高速摄像系统包括高速摄像机（PHOTRON-FASTCAM Nova S9）、微距镜头（NIKON Micro 105 mm，f/2.8）、光源（氙灯，350 W）以及光扩散器. 实验采用背光法，在光源和管壁间设置灯光扩散器. 通过FPV4（Photron FASTCAM Viewer 4）软件完成高速摄像机拍摄和记录液滴的撞击过程，拍摄速率设定为5 000帧/s.

图 1

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图 1   液滴撞击加热管壁的实验系统示意图

Fig.1   Schematic of experimental setup for droplet impacting heated tubular surface


铜管壁面用砂纸打磨后进行抛光处理，并用去离子水、无水乙醇清洗，再用超声波清洗机清洗，于烘干箱内烘干. 实验采用亲水壁面，实验流体为去离子水，壁面静态接触角约为46°.

所有工况均重复实验5次，液滴撞击管壁的物理模型如图2所示. 定义液滴撞击管壁瞬间为撞击初始时刻，即t = 0 ms，对应的初始撞击速度为v0；d为液滴铺展直径；D为管壁外径. 在图像处理过程中，以实验所用铜管外直径（22.0 ± 0.10 mm）作为标定物标定测量数据. 在液滴下落过程中，液滴受针头和空气阻力以及自身重力的影响，不能保持球形而是近似于椭球形下落，因此计算液滴当量直径来表征液滴初始直径d0，分别测量液滴水平直径Dh和竖直直径Dv.

图 2

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图 2   液滴撞击管壁过程的物理模型

Fig.2   Physical schematic diagram of droplet impacting tubular surface


$ {d_0} = {\left( {{D_h}^2 \times {D_v}} \right)^{\frac{1}{3}}} , $

$ {v_0} = \dfrac{{\Delta h}}{{\Delta t}} + \dfrac{1}{2}g\Delta t , $

$ We = \rho {d_0}{v_0}^2/\sigma . $

式中：Δt为未发生撞击前的2张照片中液滴的间隔时间；Δh为对应的间隔距离；g为重力加速度，g=9.80 m/s2；ρ为液滴密度，ρ=998.0 kg/m3；σ为液滴表面张力系数，σ=0.0727 N/m. 由式（1）计算所得的d0=3.20 ± 0.10 mm. 考虑到空气阻力对撞击速度v0的影响[26]，尤其是在高温壁面情况下，上升热气流对撞击速度的影响[16]，由式（2）计算得到v0∈[0.47, 1.40] m/s，式（3）计算得到We∈[9.7, 86.1]，研究的壁面温度θW∈[20, 305] ℃.

2. 结果与讨论

2.1. 液膜反弹

如图3所示为在不同v0下，液滴撞击加热管壁的动态过程，其中θW=260 ℃，v0∈[0.47, 1.40] m/s. 水滴撞击常温亲水性壁面时会出现铺展、回缩、震荡现象，随着撞击速度增大，还会出现液膜破碎、飞溅，但不会反弹[1]. 一般来说，随着壁面的润湿性变差，液膜撞击后才可能出现部分反弹和完全反弹[14]. 本实验发现随着θw升高，即使液滴撞击亲水性管壁，也会出现反弹现象，图3中所有工况（θw=260 ℃）都出现反弹现象. 有学者将液滴撞击亲水加热壁面后发生反弹归因于蒸气膜的存在，认为蒸气膜使液膜与壁面的摩擦减少，液膜有更多的剩余能量可以克服重力发生反弹[16]. 也有学者认为是液滴撞击在加热壁面上，由于温度较高，气泡产生的速率变大，导致蒸气膜内部形成较大压差引起液膜形变，使液膜的表面能增加，当这部分多出的表面能足以克服液滴的重力作用时液膜就会反弹离开壁面[4]. 在本实验中，观察到液膜反弹发生的最低壁面温度为155 ℃，远低于水−铜工况下的Leidenfrost温度，不能稳定形成蒸气膜，因此上述2种解释均有局限性. 液膜蒸发一直存在，施明恒[27]引入气化反作用力概念，指出在热边界层中，由于液膜上下不同的蒸发速度而产生将液滴推离表面的力，即在撞击区域形成气化反作用力，给液膜施加了向上的力，促进液膜的反弹. 气化反作用力一直存在，一旦其能克服液膜重力和向下的惯性力，液膜就会反弹. 因此即使没有蒸气膜的存在，也可能产生液膜反弹现象.

图 3

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图 3   不同初始撞击速度下液滴撞击加热管壁的动态过程（θW = 260 ℃）

Fig.3   Dynamic characteristics of droplet impacting heated hydrophilic tubular surface with different initial impingement velocities (θW = 260 ℃ )


从图3（b）的12.6、14.2 ms，图3（c）的11.4、14.2 ms，图3（d）的9.0、11.0 ms和图3（e）的10.4 ms均可以看出，液滴撞击管壁后的反弹多数从液膜中部开始，这与液滴撞击平面时从液膜两侧开始不同. 在液滴撞击平面的过程中，液膜会经历“向下−水平−向上”的重新定向运动[28]；对于曲面，液膜经历“向下−斜下−向上”的过程，当边缘液膜开始脱离壁面时，中部液膜仍然持续向斜下运动，阻碍了液膜边缘的反弹. 液滴撞击曲面后，液膜在周向的铺展被促进，轴向的铺展被抑制[10,20]，更多的液体斜向下，流向周向上的液膜边缘，这在一定程度上阻碍了液膜边缘部分的反弹. 图3（a）中，液滴撞击管壁后，液膜没有在铺展和回缩过程中反弹，而是在达到最大铺展（8.0 ms）后逐渐回缩成团状，当气化反作用力和残余动能驱动的向上的力足以克服其重力时完全反弹.

如图4所示，统计在不同We、θW下，液滴撞击亲水管壁后是否出现反弹. 当We=9.7、31.0, θW≥170 ℃时，出现液膜反弹；当We=47.5、67.6、86.1，θW≥155 ℃时，出现液膜反弹. 根据液膜反弹后的特征将反弹的形式归纳为3类：“回缩−反弹”（反弹时液膜已回缩成团块状）、“铺展−反弹”（反弹时液膜无明显回缩）以及“破碎−反弹”（反弹时液膜已破碎）. 可以看出，θW是决定液滴撞击亲水性壁面后液膜能否反弹的关键因素，也即在其他条件一定时，存在液膜反弹临界壁面温度θcr-b，只有当θW达到θcr-b，液膜才会反弹. We增加可能会降低液膜反弹的临界壁面温度，在本研究中，其影响不显著. θW、We的改变均对反弹形式有显著影响. 当We=9.7，θW∈[170, 305] ℃时为“回缩−反弹”，原因是在液膜铺展、反弹过程中，惯性力不足以克服表面张力使得液膜破碎.We=31.0、47.5时，随着θW的增加，出现“铺展−反弹”和“破碎−反弹”. 进一步增大We，“破碎−反弹”范围变大，无“铺展−反弹”，且能够在较低的θW下产生“破碎−反弹”. 能否发生“破碎−反弹”受We、θW的影响都很大，当We大于一定值时，随着θW的升高才会出现“破碎−反弹”，也即存在液膜破碎临界韦伯数Wecr-s，本实验条件下，Wecr-s∈(9.7, 31.0). 随着We的增加，“破碎−反弹”发生对应的θW降低，也即We的增加能够降低发生“破碎−反弹”的临界壁面温度θcr-s.

图 4

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图 4   不同韦伯数、壁面温度下的液膜反弹

Fig.4   Liquid rebound under different Weber number and heated tubular surface temperature


2.2. 快速“铺展−反弹”

在铺展反弹中，观测到快速“铺展−反弹”现象，即在铺展初期突然出现的反弹，发生时间极短，会造成铺展直径骤减. 如图5所示为We=31.0时，不同θW下液滴撞击加热管壁的动态过程. θW=155 ℃时，液滴撞击产生铺展和回缩，并沉积在管壁上，随后被加热出现形变（58.2 ms）. 当θW=170 ℃时，液滴在铺展过程中，液膜底部的气化开始变得剧烈，液膜表面变得不规则（9.0 ms），在回缩过程中出现剧烈形变（17.0 ms），最终完全反弹（38.8 ms）. 当θW=200 ℃时，液膜“铺展−反弹”（11.0 ms），并在完全反弹后出现液膜破碎（22.8 ms）. 当θW=215 ℃时，出现快速“铺展−反弹”（1.0~1.6 ms），即液膜铺展到0.8 ms后，突然开始反弹. 反弹过程中，液膜向四周发展（1.0~1.2 ms），1.6 ms时液膜完全反弹离开管壁，随后液膜在空中继续向四周发展，形成薄液膜（3.8 ms），液膜中心部分率先落回管壁（6.0 ms），此后液膜回缩（8.0 ms），最终以不规则块状再次反弹（17.8 ms）. 这种快速“铺展−反弹”现象仅在θW=215、230 ℃时观测到，但在θW=230 ℃时该现象减弱，且发生反弹时间推延. 当θW=245 ℃时，快速“铺展−反弹”现象消失，液膜在8.6 ms开始“铺展−反弹”，最终回缩成团块状落回管壁（25.6 ms）. 当θW≥275 ℃时，撞击初期发生暴沸现象[19]（2.2 ms），密集的蒸气流动引发细小液滴的快速垂直喷雾，由于液膜崩解和液膜边缘破碎形成许多较大的液滴[29-31]，最终液膜“破碎−反弹”（5.6 ms）.

图 5

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图 5   不同壁面温度下液滴撞击加热管壁的动态过程（We = 31.0）

Fig.5   Dynamic characteristics of droplet impacting heated hydrophilic tubular surface with different heated tubular surface temperature (We = 31.0)


快速“铺展−反弹”只出现在θW=215、230 ℃工况下，该现象产生的原因是瞬间气化反作用力大于液膜重力和向下惯性力，让液膜能快速反弹离开壁面. 瞬时气化压力不能过大，过大会造成液膜暴沸. 当θW较低时，撞击初期气化反作用力不足以克服液膜重力作用和向下惯性力，不会发生快速“铺展−反弹”，如图5（b）、（c）所示. 当θW较高时（超过245 ℃），液滴撞击后液膜底部可以逐渐形成不稳定的气膜，气膜的存在一方面会阻碍局部传热，另一方面对撞机壁面过程起缓冲作用，使得液膜反弹延后，因此无法形成快速的“铺展−反弹”. 继续升高θW，暴沸现象产生，如图5（f）中2.2 ms时，液膜被穿透，产生大量小液滴. 暴沸过程中，蒸气的动能转化为小液滴的动能和表面能，蒸气动能减小，气化反作用力减弱，不足以再使液膜发生快速反弹.

2.3. 中心射流

从图3（e）可以看出，当θW=260 ℃，v0=1.40 m/s时，在铺展过程中液膜中心顶部出现凸起液膜，随后出现中心射流现象. 如图6所示为对应工况下撞击过程的放大图. 可以看出，液滴撞击壁面后，液膜底部中心有剧烈形变（0.6 ms），并在0.8 ms时液膜底部中心形成凸起，随后液膜顶部出现凸起（1.0 ms），最终形成中心射流（1.2~3.4 ms）. 除了气化反作用力会给液膜施加向上的力外，液滴撞击壁面后会在液膜底部卷吸部分气体，形成封闭区域，高温壁面持续加热使得该区域局部压强增大，气体动能随之加强，使得液膜底部发生剧烈形变. v0增加有利于射流的形成，一方面v0的增加会加速液膜铺展并卷吸气体，缩短形成封闭区域的时间，在液膜内部更快形成高压区；另一方面，v0的增加使液膜快速向四周铺展，液膜中心处快速变薄，当封闭区域压力足以克服液膜中心的惯性力和重力时，推动液膜中心部分向上运动，形成中心射流，当表面张力不足以保持射流液柱完整时，射流液柱发生断裂（3.4 ms）. 如图7所示，当v0=1.24 m/s时，观测到不完全的中心射流，即只形成短液柱状凸起，这是由于液膜底部压力相对较低，不足以使得短液柱状凸起发展成完全的中心射流.

图 6

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图 6   中心射流现象放大图（vo = 1.40 m/s，θW = 260 ℃）

Fig.6   Enlarged view of central jet (v0 = 1.40 m/s, θW = 260 ℃)


图 7

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图 7   不完全的中心射流现象（v0 = 1.24 m/s，θW = 260 ℃）

Fig.7   Incomplete central jet (v0 = 1.24 m/s, θW = 260 ℃ )


如图8所示为不同We、θW下液膜的中心射流情况. 可以看出，We、θW均对中心射流的产生有影响. 在本研究中，存在中心射流临界韦伯数Wecr-j∈(9.7, 31.0)，只有当We＞Wecr-j时，随着θW升高，液滴撞击后才会形成中心射流现象；随着We增大，能够发生不完全中心射流的最低壁面温度降低了，因此在一定程度上，We、θW的增加有利于不完全中心射流的发生. 在本研究的工况下，随着θW的升高，射流高度增加、发生更剧烈的破碎的可能性增大. 但中心射流具体形状具有一定随机性，即使是在相同工况下，重复实验中的射流高度、破碎程度均在一定范围内波动，这与和Cossali等[29]观察到的现象一致.

图 8

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图 8   不同韦伯数、壁面温度下液膜的中心射流情况

Fig.8   Central jet under different weber number and heated tubular surface temperature


3. 结　论

（1）壁面温度是决定液滴撞击亲水性壁面后能否反弹的关键因素. 存在液膜反弹临界壁面温度θcr-b，只有当壁面温度大于θcr-b时，液膜才会反弹. 本研究中，当We=9.7、31.0时, θcr-b∈(155, 170) ℃；We=47.5、67.6、86.1时，θcr-b∈(140, 155) ℃. 说明韦伯数的增大会降低发生液膜反弹的临界壁面温度；是否产生“破碎−反弹”受韦伯数和壁面温度的共同影响，只有当韦伯数大于一定值（本研究工况下，Wecr-s∈(9.7, 31.0)）时，随着壁面温度的升高才会出现“破碎−反弹”现象，且随着韦伯数的升高，能发生“破碎−反弹”的壁面温度降低；液滴撞击加热管壁后，主要先从液膜中部开始反弹.

（2）在“铺展−反弹”中，存在快速“铺展−反弹”现象，蒸汽膜和暴沸现象不利于快速“铺展−反弹”.

（3）中心射流主要由液滴撞击壁面后在固-液界面形成封闭的高压区引起. 本研究中，壁面温度和撞击速度的增加有利于产生不完全中心射流. 随着壁面温度升高，射流达到高度增加、发生更剧烈破碎的可能性增大.

（4）液滴撞击速度和壁面温度是液滴撞击过程的重要影响因素，本文研究了其对液滴撞击后的铺展、反弹以及中心射流过程的影响，为不同的应用场合下选择合适的撞击速度和温度范围提供参考. 液滴撞击过程还受其他因素影响，更加全面、深入了解液膜反弹、中心射流情况，有待开展进一步研究工作（比如盐水浓度、曲率比、壁面润湿性等因素的影响）.

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液滴碰撞不同湿润性表面的行为特征

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DAI Chao, JI Xian-bing, ZHOU Dong-dong, et al

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付清腾, 郭飞, 刘晓华

采用加湿除湿技术处理浓盐水的实验研究

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FU Qing-teng, GUO Fei, LIU Xiao-hua

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梁超, 王宏, 朱恂, 等

液滴撞击不同浸润性壁面动态过程的数值模拟

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液滴低速撞击润湿球面现象观测分析

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液滴撞击加热壁面雾化弹起模式及驻留时间

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液滴冲击加热壁面沸腾现象特征分析

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宋锋毅, 郭亚丽, 王峰, 等

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液滴撞击加热壁面传热实验研究

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