姚春德 侯亞幫 賈麗冬，2 劉軍恒 魏立江

1.天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點實驗室，天津，300072 2.洛陽理工學(xué)院，洛陽，471023

0 引言

當(dāng)前，石油能源安全已經(jīng)構(gòu)成經(jīng)濟(jì)發(fā)展的重要瓶頸［1］，清潔替代燃料的研究已成為發(fā)動機(jī)研究的一個主要方面。燃料乙醇在柴油機(jī)上的應(yīng)用由來已久，大量研究表明［2－7］，在柴油機(jī)進(jìn)氣管中噴射乙醇在不降低原機(jī)動力性和經(jīng)濟(jì)性的基礎(chǔ)上，能夠大幅度降低發(fā)動機(jī)的NOx和微粒（PM）的排放，加裝氧化催化轉(zhuǎn)化器后，HC和CO得到了大幅度降低，微粒（PM）也進(jìn)一步減少。

在增壓中冷柴油機(jī)進(jìn)氣管噴射乙醇的試驗中發(fā)現(xiàn)，進(jìn)氣管的壓力對進(jìn)氣管乙醇的噴射產(chǎn)生了較大影響，尤其在大負(fù)荷工況下進(jìn)氣管壓力對乙醇噴射影響更大，此時控制單元即使下達(dá)乙醇噴射指令，乙醇噴射量也難以提升。增壓柴油機(jī)在100%負(fù)荷時進(jìn)氣管進(jìn)氣平均壓力范圍一般為0.236～0.322MPa，在25%負(fù)荷時進(jìn)氣平均壓力范圍為0.123～0.185MPa［8］。之前大部分研究都集中在進(jìn)氣管預(yù)混乙醇的柴油／乙醇組合燃燒對柴油機(jī)動力性、經(jīng)濟(jì)性和排放特性影響方面，而對乙醇在進(jìn)氣管環(huán)境中的噴射特性研究甚少，因此有必要深入研究乙醇在進(jìn)氣管內(nèi)的圓柱射流特性，以便完善進(jìn)氣管預(yù)混乙醇的柴油機(jī)柴油／乙醇雙燃料燃燒理論，更好地為乙醇在柴油機(jī)上的廣泛應(yīng)用提供理論基礎(chǔ)。本文采用定容彈模擬增壓中冷柴油機(jī)的進(jìn)氣管環(huán)境，利用PIV（particle image velocimetry）測試系統(tǒng)開展了乙醇圓柱射流霧化特性的研究，研究包括不同容彈背壓、溫度下的乙醇圓柱射流發(fā)展過程以及圓柱射流特性，得到不同背壓、溫度下乙醇圓柱射流貫穿距離、射流錐角的變化規(guī)律。

1 試驗裝置和試驗方法

試驗裝置如圖1所示，包括噴霧容彈系統(tǒng)、電控乙醇噴射系統(tǒng)和PIV激光測試系統(tǒng)三部分。

噴霧容彈公稱直徑為150mm，可視部分直徑為150mm。噴霧容彈的結(jié)構(gòu)如圖2所示。噴霧容彈筒體呈T字形，有3個石英玻璃窗口，其中兩個窗口在一條軸線上，第3個窗口布置在前面兩個窗口軸線的垂直平分線上，形成窗口在同一軸線和窗口相互垂直的兩條光路，試驗時可以根據(jù)需要選用合適的光路。噴霧容彈的工作壓力1.0MPa，使用直徑3mm的金屬管從高壓氮氣瓶中取氣，經(jīng)過進(jìn)氣閥調(diào)節(jié)氮氣流量，通過容彈上的壓力表進(jìn)行觀測并決定進(jìn)氣閥是否關(guān)閉。噴霧容彈的最高工作溫度為100℃，容彈周邊的加熱帶對其進(jìn)行加熱，并使用溫度控制儀表進(jìn)行恒溫控制。

圖1 乙醇圓柱射流試驗裝置示意圖

圖2 噴霧容彈結(jié)構(gòu)圖

電控乙醇噴射系統(tǒng)使用自制的單片機(jī)進(jìn)行控制，下達(dá)指令給噴嘴驅(qū)動器來決定噴油器是否開始工作。乙醇噴射器固定在噴霧容彈上部，噴射壓力由限壓閥控制，限壓閥能夠保證醇軌內(nèi)部壓力與容彈內(nèi)壓力始終有0.35MPa的壓差。電控乙醇噴射系統(tǒng)使用的是博世單孔噴油器。

PIV系統(tǒng)采用DANTEC公司的TR－PIV，由激光器、CCD相機(jī)和PIV主機(jī)及處理軟件組成。PIV系統(tǒng)的主要參數(shù)見表1。測量系統(tǒng)觸發(fā)激光器產(chǎn)生激光，通過光學(xué)組鏡產(chǎn)生出平面激光照亮噴霧，同時由CCD相機(jī)記錄下照片，保存在計算機(jī)中。噴嘴、激光和相機(jī)的觸發(fā)時間由可控定時單元（PTU）控制，從而實現(xiàn)同步。

表1 PIV系統(tǒng)參數(shù)表

2 試驗內(nèi)容

乙醇圓柱噴射射流特性試驗?zāi)M增壓中冷柴油機(jī)進(jìn)氣道噴射乙醇的情況。具體測試點見表2。

表2 乙醇圓柱射流試驗的測試點

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 容彈背壓、容彈溫度和噴射脈寬對乙醇圓柱射流發(fā)展過程的影響

試驗獲得了各個測試點的乙醇圓柱噴射射流圖像，對射流的發(fā)展過程和幾何形態(tài)進(jìn)行了對比分析。圖3所示為容彈背壓對乙醇圓柱射流過程的影響，其容彈溫度為20℃，噴射脈寬為4ms，容彈背壓依次為0、0.1MPa和0.3MPa。由圖3可知，容彈背壓為0時乙醇圓柱射流前鋒以較大的速度向前發(fā)展，圓柱射流核心區(qū)在0.5～1.0ms之間的某個時刻發(fā)生斷裂，射流前鋒和邊緣發(fā)生破碎形成液滴。隨著背壓的升高，乙醇圓柱射流前鋒運動速度變慢，射流核心區(qū)發(fā)生斷裂的時刻推遲，射流邊緣與周圍氣體之間的相互作用增強(qiáng)，動量交換增大，卷吸作用加強(qiáng)，整體來看隨著背壓的升高，乙醇圓柱射流的霧化破碎過程變得劇烈。

圖4所示為容彈溫度對乙醇圓柱射流過程的影響，其中容彈背壓為0.3MPa，噴射脈寬為4ms，容彈溫度分別為20℃和60℃。由圖4可知，容彈溫度由20℃變成60℃時，由于介質(zhì)氣體密度減小，對乙醇圓柱射流前鋒運動的阻力減小，此時射流前鋒運動比20℃略有增加，60℃下的乙醇射流邊緣蒸發(fā)加劇，蒸發(fā)使液滴直徑變小，有利于乙醇霧化。圖5所示為噴射脈寬對乙醇圓柱射流過程的影響，其中容彈背壓為0.1MPa，容彈溫度為60℃，噴射脈寬依次為4ms、8ms和12ms。由圖5可知，不同噴射脈寬下乙醇圓柱射流形狀差別不大，然而，隨著脈寬的增大，可以看出乙醇圓柱射流出口處較大速度的射流“追趕”碰撞破碎霧化的射流前鋒，從而形成大直徑的液滴，使乙醇霧化破碎變得困難。因此在進(jìn)氣管噴射乙醇，噴醇量一定時，可以通過較小脈寬多次噴射來加快乙醇的霧化。

圖3 容彈背壓對乙醇圓柱射流過程的影響（容彈溫度20℃，噴射脈寬4ms）

圖4 溫度對乙醇圓柱射流過程的影響（容彈背壓0.3MPa，噴射脈寬4ms）

3.2 容彈背壓、容彈溫度和噴射脈寬對乙醇圓柱射流貫穿距離的影響

圖6、圖7所示分別為容彈背壓、N2密度對乙醇圓柱射流貫穿距離的影響。其工況為：容彈溫度為60℃，噴射脈寬為8ms，容彈背壓分別為0、0.05MPa、0.1MPa、0.2MPa和0.3MPa。由圖6可知，在噴射開始后的0.5～2.5ms內(nèi)，圓柱射流貫穿距離隨著時間的增加而增大，增長速度逐漸變小，而非線性增長。隨著容彈背壓升高，同時刻的貫穿距離變小。這是因為容彈背壓升高，容彈內(nèi)氣體密度增大，對圓柱射流的阻力增大，導(dǎo)致射流速度降低。文獻(xiàn)［9－10］總結(jié)的貫穿距離經(jīng)驗公式表明，噴射貫穿距離S與噴射壓力和容彈內(nèi)部壓力之差Δp正相關(guān)，與介質(zhì)密度ρa(bǔ)反相關(guān)。容彈背壓升高，Δp減小，介質(zhì)密度ρa(bǔ)增大，故噴射貫穿距離S減小。S的表達(dá)式如下：

圖5 噴射脈寬對乙醇圓柱射流過程的影響（容彈背壓0.1MPa，容彈溫度60℃）

式中，c為速度系數(shù)；ρl為液體燃料密度；t為噴射時間；tb為分裂時間；α為系數(shù)，與噴孔長度及噴孔入口倒圓半徑有關(guān)；D為噴孔直徑。

圖6 背壓對乙醇圓柱射流貫穿距離的影響（容彈溫度60℃，噴射脈寬8ms）

圖8所示為容彈溫度對乙醇圓噴射射流的影響。其工況為：容彈背壓為0和0.3MPa，噴射脈寬為4ms，容彈溫度分別為20℃和60℃。由圖8可知，當(dāng)容彈溫度由20℃變?yōu)?0℃時，容彈背壓為0和0.3MPa的乙醇圓柱射流貫穿距離都增大。在乙醇噴射后的相同時刻，可以看出貫穿距離從高到低的工況依次為容彈背壓0、容彈溫度60℃，容彈背壓0、容彈溫度20℃，容彈背壓0.3MPa、容彈溫度60℃，容彈背壓0、容彈溫度60℃。這可能是因為容彈背壓、容彈溫度的變化引起乙醇和介質(zhì)N2運動黏度發(fā)生變化造成的。圖9所示為容彈背壓、容彈溫度對N2、乙醇運動黏度的影響。其中N2、乙醇的運動黏度分別用μ1、μ2表示，乙醇與N2的運動黏度比用β表示。由圖9可知，μ1隨著容彈背壓的升高逐漸變小，μ2隨著容彈背壓的升高沒有明顯變化。當(dāng)容彈溫度由20℃變?yōu)?0℃時，相同容彈背壓下的μ1顯著變大，μ2顯著變小，也就是說N2與乙醇的運動黏度隨著容彈溫度升高而產(chǎn)生相反方向的變化。同容彈溫度下乙醇與N2的運動黏度比β隨著容彈背壓的升高逐漸增大，與貫穿距離隨著容彈背壓升高逐漸減小正好相反。通過比較20℃和60℃兩個容彈溫度下的β曲線，可以發(fā)現(xiàn)β從低到高的工況依次為容彈背壓0、容彈溫度60℃，容彈背壓0、容彈溫度20℃，容彈背壓0.3MPa、容彈溫度60℃，容彈背壓0、容彈溫度60℃；與這些工況下的貫穿距離變化趨勢相反。作出如下猜測：貫穿距離的變化與燃料和介質(zhì)氣體的運動黏度比β的變化有著密切聯(lián)系，基本呈現(xiàn)相反的發(fā)展趨勢。

圖7 N2密度對乙醇圓柱射流貫穿距離的影響（容彈溫度60℃，噴射脈寬8ms）

圖8 容彈溫度對乙醇圓噴射射流貫穿距離的影響（噴射脈寬4ms）

圖9 容彈背壓、容彈溫度對N2、乙醇運動黏度的影響

圖10所示為噴射脈寬對乙醇圓柱射流貫穿距離的影響。其工況為：容彈背壓0.05MPa，容彈溫度60℃，噴射脈寬分別為4ms、8ms、12ms、16ms。由圖10可知，隨著噴射脈寬的增大，相同容彈背壓、相同容彈溫度下的乙醇圓噴射射流貫穿距離略有增大，貫穿距離最大差距僅約為7.0mm，其發(fā)生在乙醇圓柱射流后2.0ms時刻。這可能是因為相同容彈背壓相同溫度下N2和乙醇的運動黏度都沒有發(fā)生變化，乙醇與N2的運動黏度比β也沒有發(fā)生變化，所以乙醇射流貫穿距離變化不大。同時由于大脈寬下乙醇圓柱射流出口速度一直較大，較大速度的射流“追趕”碰撞射流前鋒，所以大脈寬下射流貫穿距離略有增大。

圖10 噴射脈寬對乙醇圓柱射流貫穿距離的影響（容彈背壓0.05MPa，容彈溫度60℃）

3.3 容彈背壓、容彈溫度和噴射脈寬對乙醇射流錐角的影響

噴霧錐角采用Seung給出的定義，即噴嘴與噴霧兩端邊界最寬處所形成的角度為噴霧錐角，如圖11所示。圖12所示為容彈背壓、容彈溫度和噴射脈寬對乙醇噴射后1.0ms時刻射流錐角的影響。其工況為：容彈溫度20℃和60℃，噴射脈寬4ms和8ms，容彈背壓依次為0、0.05MPa、 0.1MPa、0.2MPa 和 0.3MPa。由圖12可知，乙醇射流錐角隨著容彈背壓的升高而增大。同容彈溫度、同容彈背壓下噴射脈寬由4ms變?yōu)?ms時，乙醇射流錐角基本略有增大。容彈溫度由20℃變?yōu)?0℃時，乙醇射流錐角在0～0.05MPa時明顯變大，在0.2～0.3MPa時略微增大，這是由于乙醇噴射進(jìn)60℃的介質(zhì)N2中吸收N2的熱量，乙醇蒸發(fā)明顯。隨著容彈背壓升高，兩種容彈溫度對射流錐角的影響差別變小。

圖11 噴霧錐角的定義

圖12 容彈背壓、容彈溫度和噴射脈寬對乙醇噴霧錐角的影響（乙醇噴射后1.0ms）

4 結(jié)論

（1）容彈背壓對乙醇射流特性影響明顯。容彈背壓從0逐漸升高到0.3MPa，介質(zhì)N2密度逐漸增大，乙醇圓柱射流的阻力增大，射流貫穿距離逐漸減小，減小速度逐漸變慢，射流錐角逐漸增大，增大速度也逐漸變慢。

（2）環(huán)境溫度升高有利于乙醇蒸發(fā)破碎。容彈溫度由20℃變?yōu)?0℃時，乙醇運動黏度μ2變小，μ2與介質(zhì)N2運動黏度μ1的比值β減小，乙醇圓柱射流發(fā)展阻力減小，射流貫穿距離增大；溫度升高，乙醇圓柱射流過程中，蒸發(fā)加快，射流錐角增大。

（3）噴射脈寬的改變對乙醇圓柱射流貫穿距離和射流錐角的影響不明顯，然而相同噴射速率下，脈寬越大，霧化越困難。故在柴油機(jī)進(jìn)氣道噴射乙醇，較小脈寬的噴射更有利于乙醇霧化。

［1］姚春德.甲醇在柴油機(jī)上應(yīng)用的技術(shù)進(jìn)展［J］.中外能源，2009（14）：38－44.Yao Chunde.Technical Development of Methanol Applied to CI Engines［J］.Energy in Domestic and Oversea，2009（14）：38－44.

［2］姚春德，劉軍恒，陽向蘭，等.電控共軌柴油機(jī)應(yīng)用柴油／乙醇組合燃燒的氣體排放及燃料經(jīng)濟(jì)性［J］.內(nèi)燃機(jī)學(xué)報，2011，29（2）：105－111.Yao Chunde，Liu Junheng，Yang Xianglan，et al.Gaseous Emissions and Fuel Economy of Electrically Controlled Diesel Engine with Diesel／ethanol Compound Combustion［J］.Transactions of CSICE（Chinese Society for Internal Combustion Engines），2011，29（2）：105－111.

［3］Andrzej K，Zbigniew P.Dual Fuel Engine Fuelled with Ethanol and Diesel Fuel［J］.Journal of KONES Internal Combustion Engines，2003，10（1）：1－9.

［4］Ajav E A，Sinhg B，Bhattacharya T K.Performance of a Stationary Diesel Engines Using Vaporized Ethanol as Supplementary Fuel［J］.Biomass and Bioenergy，1998，15（6）：493－502.

［5］許滄粟，杜德興.含水乙醇在內(nèi)燃機(jī)的應(yīng)用研究［J］.內(nèi)燃機(jī)工程，2004，25（4）：46－49.Xu Cangxu，Du Dexing.Investigation of Hydrous Ethanol Applied to IC Engines［J］.Engineering of IC Engines，2004，25（4）：46－49.

［6］姚春德，李云強(qiáng)，王銀山，等.進(jìn)氣預(yù)混乙醇對柴油機(jī)碳煙與NOx排放的影響參數(shù)研究［J］.燃燒科學(xué)與技術(shù)，2004，10（6）：529－534.Yao Chunde，Li Yunqiang，Wang Yinshan，et al.Effect of Intake Air Premixed with Ethanol on Soot and NOx Emissions from Diesel Engines［J］.Science and Technology of Combustion，2004，10（6）：529－534.

［7］姚春德，陳緒平，楊建軍，等.柴油／乙醇組合燃燒降低增壓中冷發(fā)動機(jī)排放的研究［J］.內(nèi)燃機(jī)學(xué)報，2009，27（4）：314－320.Yao Chunde，Chen Xuping，Yang Jianjun，et al.Investigation of Reduction of Exhaust Emissions from Turbo－charged Diesel Engines with Diesel／ethanol Compound Combustion［J］.Transactions of CSICE（Chinese Society for Internal Combustion Engines），2009，27（4）：314－320.

［8］杜巍，劉福永，李志杰.增壓柴油機(jī)進(jìn)氣壓力波動規(guī)律的試驗研究［J］.內(nèi)燃機(jī)工程，2008，29（3）：37－40.Du Wei，Liu Fushui，Li Zhijie.Nvestigation of Intake Pressure Fluctuation in Turbo－charged Diesel Engine［J］.Engineering of IC Engines，2008，29（3）：37－40.

［9］Toshimi T，F(xiàn)an Q Y，Takeyyuki K，et al.Numerical Simulation of Evaporation Ignition and Combustion of Transient Spray［J］.Combustion Science and Technology，1991，75：1－12.

［10］鄂亞佳，許敏，曾緯.基于平面激光 MIE散射技術(shù)的乙醇噴霧特性研究［J］.內(nèi)燃機(jī)工程，2011，32（2）：63－67.E Yajia，Xu Min，Zeng Wei.Ethanol Spray Characteristic Research Based on Flat－laser MIE Scatter［J］.Engineering of IC Engines，2011，32（2）：63－67.