高宏力, 張付軍,2, 王蘇飛, 武浩, 周磊, 趙振峰, 劉波瀾

(1.北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院， 北京 100081； 2.北京理工大學(xué) 深圳研究院， 廣東 深圳 518057；3.哈爾濱工業(yè)大學(xué)(深圳) 機(jī)電工程與自動化學(xué)院， 廣東 深圳 518055)

0 引言

最近幾十年來，汽油一直作為航空活塞發(fā)動機(jī)的主要燃料[1]，但由于汽油閃點(diǎn)低、揮發(fā)性強(qiáng)，常溫下遇明火容易發(fā)生爆炸，給燃料存儲、運(yùn)輸和使用帶來很大的挑戰(zhàn)[2]，對燃料安全性要求較高的國防領(lǐng)域，迫切需要安全性更高的替代燃料[3]。相比于汽油，航空煤油作為航空活塞發(fā)動機(jī)的重要燃料，其閃點(diǎn)高且不易揮發(fā)，安全性能好，但由于其黏性大、蒸發(fā)性差、火焰?zhèn)鞑ニ俣容^慢[4]，導(dǎo)致發(fā)動機(jī)冷啟動困難，火花塞容易淹缸和積碳，排放性差。同時航空煤油較難點(diǎn)燃，最低點(diǎn)火能量與燃油霧化粒徑的4.5次方呈正比[5]。因此，航空煤油霧化粒徑越小，所需點(diǎn)火能量越低，蒸發(fā)速率和氣缸內(nèi)混合氣的形成速率越快，火焰?zhèn)鞑ニ俣仍酱蟆４送?，航空煤油的辛烷值很低，只?5～46，容易產(chǎn)生爆震燃燒，嚴(yán)重影響發(fā)動機(jī)的正常工作和使用壽命，并制約發(fā)動機(jī)的最大輸出功，而且由于蒸發(fā)性差導(dǎo)致其燃燒后期產(chǎn)生爆震時的混合氣數(shù)量大、危害更嚴(yán)重。對于點(diǎn)燃式航空活塞發(fā)動機(jī)，燃油的霧化特性對發(fā)動機(jī)燃燒和排放有至關(guān)重要的影響，航空煤油的噴射霧化是其在點(diǎn)燃式活塞發(fā)動機(jī)上應(yīng)用的前提。

空氣輔助噴射技術(shù)的原理是，利用高壓壓縮空氣離開噴嘴時的超聲速氣動力克服燃油表面張力來促進(jìn)液滴破碎，使其在相對較低的噴油壓力下獲得較小的噴霧粒徑[6]。同時空氣輔助噴射的霧化質(zhì)量對燃料種類不敏感，因此可以廣泛應(yīng)用于對燃料存儲、使用安全要求高的場所。另外，空氣輔助噴射系統(tǒng)功耗小，遠(yuǎn)低于高壓共軌系統(tǒng)。但是，由于空氣輔助噴射系統(tǒng)噴油壓力低，對實(shí)際發(fā)動機(jī)缸內(nèi)環(huán)境比較敏感，過高的缸內(nèi)壓力將影響噴霧的霧化質(zhì)量。因此，空氣輔助噴射系統(tǒng)多應(yīng)用于小型二沖程航空發(fā)動機(jī)。不少學(xué)者針對空氣輔助噴射系統(tǒng)的噴霧特性、噴射時刻和持續(xù)期性進(jìn)行了研究。白洪林等[7]研究了噴氣脈寬對噴霧特性的影響規(guī)律，指出增加空氣噴射量可以改善燃油的霧化效果，明顯降低噴霧的索特平均值(SMD)，對貫穿距的影響很小。Li等[8]和Gaynor等[9]研究了空氣輔助噴射正時和噴射持續(xù)期對發(fā)動機(jī)混合氣的形成、性能和排放的影響。

本文對空氣輔助噴霧特性進(jìn)行研究，利用高速相機(jī)和相位多普勒粒子分析儀(PDPA)[10-14]，在定容彈[15]內(nèi)研究不同噴射條件下的煤油噴霧特性。分析定容彈彈體(環(huán)境)壓力、定容彈內(nèi)(環(huán)境)溫度和控制參數(shù)(噴油脈寬、噴氣脈寬)對噴霧寬度、貫穿距、空間擴(kuò)散面積和SMD的影響規(guī)律，以期為空氣輔助噴射系統(tǒng)的設(shè)計(jì)、應(yīng)用推廣提供理論參考依據(jù)。

1 空氣輔助噴射系統(tǒng)的工作原理

空氣輔助噴射系統(tǒng)主要由高壓氣源、氣壓調(diào)節(jié)閥、油箱、油泵、油壓表、油氣調(diào)節(jié)閥、油嘴、氣嘴和電子控制單元(ECU)等組成，如圖1所示。油嘴和氣嘴按一定時序獨(dú)立控制，控制時序如圖2所示。由圖1和圖2可見，在噴油脈寬內(nèi)，燃油從油嘴噴入預(yù)混腔，與高壓空氣進(jìn)行混合，完成燃油初次破碎；經(jīng)過一定時間(油氣間隔)，油氣初步混合完成；氣嘴開啟，高壓氣體的超聲速氣動力以及燃油表面的拉伸力克服液滴表面張力，促使液滴發(fā)生二次破碎，高壓空氣與破碎的液滴一并噴出。高壓空氣在膨脹過程中促使液滴加速，從而使燃油充分霧化。

2 試驗(yàn)裝置與測試方法

圖3所示為基于PDPA和高速攝影的噴霧特性測試試驗(yàn)臺，主要由發(fā)射器、接收器、PDPA處理器、空氣輔助噴油器、定容彈、高速相機(jī)、光源、信號發(fā)生器和真空泵等組成。

本文的定容彈容腔(環(huán)境)壓力均采用絕對壓力。在定容彈兩側(cè)分別布置進(jìn)氣口和排氣口，定容彈容腔壓力由安裝在排氣口上的真空泵和進(jìn)氣口上的壓力調(diào)節(jié)閥共同作用實(shí)現(xiàn)，同時使用壓力表對定容彈內(nèi)壓力實(shí)時監(jiān)測，保持壓力恒定。定容彈內(nèi)的壓力用來模擬發(fā)動機(jī)實(shí)際工作過程中的缸內(nèi)壓力，由于空氣輔助噴油器的噴油壓力較低，發(fā)動機(jī)實(shí)際噴油過程發(fā)生在缸內(nèi)壓力0.1～0.3 MPa的掃氣過程內(nèi)。為了模擬噴油時刻缸內(nèi)實(shí)際工作溫度，使用工業(yè)電阻絲和溫度傳感器對定容彈進(jìn)行加熱和監(jiān)測。

PDPA由丹麥Dantec公司生產(chǎn)，所用激光器為美國Coherent公司生產(chǎn)的Innova 70C氬離子激光器。激光發(fā)出后經(jīng)過布拉格單元，分為3種不同波長(476.5 nm、488.0 nm和514.5 nm)共6束激光，交匯為一點(diǎn)、形成測量體，其中波長為514.5 nm的兩束激光用于測量液滴直徑。噴霧液滴經(jīng)過測量體時散射的光信號由接收器內(nèi)光電倍增管接收并轉(zhuǎn)換為電信號，發(fā)送至PDPA信號處理器，由此計(jì)算出液滴的粒徑等信息。PDPA的測量位置位于噴嘴中軸線距離噴嘴30 mm處，如圖4(a)所示。為了保證PDPA測試結(jié)果的精確度，設(shè)定噴油頻率保持為1 Hz，每個測試工況捕獲100 000個液滴。另外，為了防止多次噴霧產(chǎn)生的大量油滴懸浮于定容彈中干擾測量，使用真空泵將上一次噴霧產(chǎn)生的油滴及時掃出。由于真空泵引起的空氣流速(3 m/s)遠(yuǎn)低于噴霧過程中油滴的運(yùn)動速度，真空泵的使用不會影響噴霧過程，由此獲得液滴粒徑場分布。粒徑SMD計(jì)算公式如(1)式：

(1)

式中：Di為第i個液滴的直徑。

試驗(yàn)采用日本Photron公司生產(chǎn)的Fastcam SA4高速相機(jī)，拍攝頻率選擇10 000幀/s，分辨率選擇512像素×512像素，LED燈于定容彈一側(cè)視窗射入強(qiáng)光、照亮噴霧，噴霧發(fā)展過程由布置在另一側(cè)視窗處的高速相機(jī)捕捉。試驗(yàn)中，高速相機(jī)、LED燈、PDPA發(fā)射與接收器均與定容彈視窗垂直布置。PDPA、相機(jī)、噴油器以及供油系統(tǒng)的控制與同步通過ECU和信號發(fā)生器實(shí)現(xiàn)。

為了定量分析空氣輔助噴射時的噴霧形態(tài)，引入噴霧寬度、噴霧貫穿距和噴霧擴(kuò)散面積等參數(shù)。其中，噴霧寬度是指噴霧垂直方向最左側(cè)到最右側(cè)的距離，噴霧貫穿距是指從噴嘴到噴霧最遠(yuǎn)端的距離，噴霧擴(kuò)散面積是指噴霧在空間總的分布面積(縱截面)，如圖4(b)所示。為了保證結(jié)果的可重復(fù)性，在每個試驗(yàn)條件下進(jìn)行5次重復(fù)測試，并使用平均值，以確定噴霧寬度、貫穿距和擴(kuò)散面積。

通過MATLAB編程軟件對噴霧圖像進(jìn)行二值化處理，灰度閾值為70%，計(jì)算噴霧寬度、貫穿距和擴(kuò)散面積的像素點(diǎn)，利用高速相機(jī)預(yù)先標(biāo)定的實(shí)際距離與像素?cái)?shù)的對應(yīng)關(guān)系，得到噴霧參數(shù)對應(yīng)的實(shí)際值。

本文測試條件如表1所示，試驗(yàn)采用RP-3航空煤油，其特性如表2所示。

3 噴霧形態(tài)的試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 環(huán)境壓力對噴霧形態(tài)的影響

發(fā)動機(jī)在工作過程中缸內(nèi)壓力不斷變化，在曲軸轉(zhuǎn)角為120～-60 °CA之間缸內(nèi)壓力小于0.3 MPa，過高的缸內(nèi)壓力會影響噴霧的發(fā)展，因此需要研究環(huán)境壓力對噴霧形態(tài)的影響。保持噴油壓力0.8 MPa、噴油脈寬5.5 ms、油氣間隔0.5 ms、噴氣脈寬2.5 ms和環(huán)境溫度300 K，獲取燃油啟噴后0.5 ms、1.5 ms和2.5 ms共3個時刻的噴霧形態(tài)圖像如表3所示。表3的結(jié)果表明：隨著環(huán)境壓力的提高，噴霧縱向延伸能力減弱，橫向擴(kuò)張能力增強(qiáng)；噴霧寬度隨著環(huán)境壓力的升高而變寬(見圖5)；噴霧沿噴孔方向貫穿的動量被大幅度削弱，貫穿距變小(見圖6)，噴霧的擴(kuò)散面積也呈現(xiàn)明顯減小的趨勢(見圖7)。這是因?yàn)殡S著背壓的升高，噴嘴前后壓差變小，壓縮空氣氣動力減小，噴霧發(fā)展被限制，貫穿動能減小，速度降低，從而致使噴霧寬度變寬，貫穿距變小，擴(kuò)散面積也明顯減小。

表2 RP-3航空煤油燃料屬性

3.2 環(huán)境溫度對噴霧形態(tài)的影響

在航空煤油發(fā)動機(jī)冷啟動過程中需要對發(fā)動機(jī)進(jìn)行預(yù)熱，因此需要研究環(huán)境溫度對噴霧形態(tài)的影響。保持噴油壓力0.8 MPa、噴油脈寬5.5 ms、油氣間隔0.5 ms、噴氣脈寬2.5 ms和定容彈內(nèi)壓力0.1 MPa，獲取環(huán)境溫度分別為300 K、400 K和500 K時燃油啟噴后0.5 ms、1.5 ms和2.5 ms共3個時刻的噴霧形態(tài)，如表4所示。表4的結(jié)果表明：隨著環(huán)境溫度的升高，噴霧寬度減小(見圖8)、貫穿距減小(見圖9)、擴(kuò)散面積也隨之減小(見圖10)。這是因?yàn)榄h(huán)境溫度增加，使液滴表面張力減小，液滴吸熱增加，促進(jìn)液滴汽化。在距離噴嘴軸向距離小于15 mm處，噴霧的寬度沒有明顯變化，主要是因?yàn)閯倗娙攵ㄈ輳椀娜加蜏囟容^低，沒有來得及吸熱；另外，由于噴霧剛噴出時的氣體動量較大，使噴霧沿噴孔方向發(fā)展。當(dāng)軸向距離超過15 mm時噴霧開始大量汽化，特別是噴霧兩側(cè)邊緣區(qū)蒸發(fā)汽化明顯，使噴霧寬度隨著環(huán)境溫度的增加而減??；隨著環(huán)境溫度的提高，噴霧前端和周圍空氣的接觸面積增大，滴液蒸發(fā)速度變快，由大液滴轉(zhuǎn)變?yōu)樾∫旱危瑢?dǎo)致自身動量減弱，噴霧貫穿速度降低，貫穿距也相應(yīng)減小，進(jìn)而噴霧整體擴(kuò)散面積也相應(yīng)減小。

表3 不同環(huán)境壓力時的噴霧形態(tài)對比

Tab.3 Comparison of spray morphologies at different ambient pressures

表4 不同環(huán)境溫度時的噴霧形態(tài)對比

Tab.4 Comparison of spray morphologies at different ambient temperatures

3.3 噴油脈寬對噴霧形態(tài)的影響

發(fā)動機(jī)的循環(huán)油量是由噴油脈寬決定的，節(jié)氣門的開度越大，要求的循環(huán)油量越大，節(jié)氣門開度分別為25%、50%和100%時對應(yīng)的噴油脈寬分別為3.5 ms、5.5 ms和7.5 ms. 為了研究循環(huán)油量對噴霧形態(tài)的影響規(guī)律，保持噴油壓力0.8 MPa、環(huán)境壓力0.1 MPa、油氣間隔0.5 ms、噴氣脈寬2.5 ms和環(huán)境溫度300 K，獲取燃油啟噴后0.5 ms、1.5 ms和2.5 ms共3個時刻的噴霧圖像，如表5所示。表5的結(jié)果表明；噴油壓力不變時，循環(huán)油量隨噴油脈寬的增加而增加，同時噴霧寬度增加(見圖11)、噴霧貫穿距減小(見圖12)、擴(kuò)散面積略微增加(見圖13)。這是因?yàn)樵谙嗤瑖姎饷}寬下，高壓壓縮空氣攜帶的燃油量增加，總體氣動力削弱，油束的動能減小，導(dǎo)致油束沿噴孔方向貫穿的能力減弱，噴霧液滴的縱向動量減小，橫向動量增加，從而使噴霧寬度增加，噴霧貫穿距減小。3種不同噴油脈寬在擴(kuò)散面積方面的主要差別出現(xiàn)在噴霧發(fā)展的中后期(1.0 ms以后)，噴霧的擴(kuò)散面積隨著噴油脈寬的增加而增加。特別地，在啟噴后1.5 ms和2.5 ms時刻噴油脈寬為7.5 ms時，在噴霧前端出現(xiàn)明顯的擴(kuò)張膨脹，主要是因?yàn)閲娪兔}寬增大后噴油量隨之增加，意味著噴霧場中燃油的濃度較高、壓縮空氣量相對較少，壓縮空氣對液滴表面的攜帶、破碎作用減弱。同時由于噴霧場中的燃油濃度高、液滴相對更密集，使液滴的運(yùn)動減緩，尤其是噴霧前端，變寬的噴霧與定容彈內(nèi)空氣的相互作用增強(qiáng)。

表5 不同噴油脈寬下噴霧形態(tài)對比

Tab.5 Comparison of spray morphologies under different fuel injection durations

3.4 噴氣脈寬對噴霧形態(tài)的影響

為保證預(yù)混腔內(nèi)的燃油全部被高壓空氣攜帶噴入氣缸，噴氣脈寬不能過小，同時由于二沖程發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速要求較高，需要在一定時間內(nèi)噴出足夠的可燃混合氣。另外，發(fā)動機(jī)在高負(fù)荷(噴油脈寬較長)情況下，為了保持良好的霧化效果，需要增加噴氣脈寬。當(dāng)節(jié)氣門開度低于50%、高于50%且低于75%以及高于75%時所對應(yīng)的噴氣脈寬分別為2.5 ms、3.5 ms和4.5 ms，因此需要研究噴氣脈寬對噴霧形態(tài)的影響規(guī)律。保持噴油壓力0.8 MPa、噴油脈寬5.5 ms、油氣間隔0.5 ms、定容彈內(nèi)壓力0.1 MPa和定容彈內(nèi)溫度300 K，獲取噴氣脈寬分別為2.5 ms、3.5 ms和4.5 ms時燃油啟噴后0.5 ms、1.5 ms和2.5 ms共3個時刻的噴霧圖像，如表6所示。表6的結(jié)果表明：隨著噴氣脈寬的增加，噴霧寬度減小(見圖14)、貫穿距增加(見圖15)、擴(kuò)散面積先增加后減小(見圖16)。這是因?yàn)殡S著噴氣脈寬的增加，噴入氣缸的高壓空氣量增加，高壓空氣動能增加，液滴與壓縮空氣的相互作用時間增長，促使液滴加速運(yùn)動，使噴霧沿噴孔方向發(fā)展，致使噴霧寬度減小、貫穿距增加。在噴霧擴(kuò)散面積方面，在噴霧啟噴1.5 ms前的初期階段，噴氣脈寬對噴霧擴(kuò)散面積的影響甚微，在1.5 ms后，噴氣脈寬從2.5 ms增加到3.5 ms，噴霧擴(kuò)散面積有所下降，主要原因是噴氣脈寬的增加導(dǎo)致噴霧膨脹破碎的能力增加，液滴的蒸發(fā)速度加快，噴霧邊緣區(qū)域粒徑較小、容易汽化。當(dāng)噴氣脈寬持續(xù)增加到4.5 ms時，噴霧擴(kuò)散面積在噴霧啟噴的1.5～2.5 ms大于噴氣脈寬為3.5 ms時的工況(見圖16)。主要原因是噴氣脈寬增加后噴霧的貫穿速度增加，導(dǎo)致噴霧的擴(kuò)散面積有所增加，有利于噴霧加速運(yùn)動，并且噴霧場內(nèi)燃油液滴相對更稀疏，降低了其相互碰撞而融合成大液滴的概率，加強(qiáng)了燃油的霧化效果。

表6 不同噴氣脈寬下噴霧形態(tài)對比

Tab.6 Comparison of spray morphologies under different air injection durations

由此可見，與傳統(tǒng)柴油機(jī)缸內(nèi)直噴相比，空氣輔助噴射系統(tǒng)噴油壓力較低，噴霧形態(tài)容易受到環(huán)境壓力的影響。另外，航空煤油的黏度、沸點(diǎn)和表面張力明顯低于柴油，其蒸發(fā)性和混合氣的形成優(yōu)于柴油。但是由于航空煤油的十六烷值較低、自燃點(diǎn)高于柴油，其著火性能較差、燃燒滯燃期較長。通過合理的參數(shù)匹配和適當(dāng)?shù)卦黾訃姎饷}寬，保證空氣輔助噴射系統(tǒng)在較低的缸內(nèi)環(huán)境下完成噴射，可以有效地縮短燃燒滯燃期。同時采用火花塞點(diǎn)燃式技術(shù)可以有效地提高發(fā)動機(jī)的冷啟動性能和續(xù)航能力。

4 SMD的試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 SMD統(tǒng)計(jì)結(jié)果分析

SMD能夠反映噴霧中液滴群的蒸發(fā)速率和化學(xué)反應(yīng)速率[16]，SMD越小表明噴霧油滴越細(xì)，霧化質(zhì)量越好，燃燒越充分，燃油消耗率也越低。在測試過程中，當(dāng)距噴嘴距離小于10 mm時，由于液滴的破碎過程尚未完全完成，液滴在空間中的分布形狀不規(guī)則，根據(jù)PDPA的測量原理，當(dāng)被測液滴球形度較低時無法獲得有效數(shù)據(jù)。另外，由于該區(qū)域液滴密度較高，可能導(dǎo)致一束激光內(nèi)同時捕獲多個油滴，造成信號重疊、導(dǎo)致測試數(shù)據(jù)有偏差。因此選取PDPA的測量位置距離噴嘴30 mm處(見圖4(a))，保持噴油壓力0.8 MPa、噴油脈寬5.5 ms、油氣間隔0.5 ms、噴氣脈寬2.5 ms、環(huán)境壓力0.1 MPa和環(huán)境溫度300 K作為參考測量狀態(tài)，采用控制單一變量法測試不同狀態(tài)的SMD. 圖17(a)顯示了參考狀態(tài)的液滴分布圖，按照液滴分布的時間軸分為3部分，分別為延時區(qū)、有效區(qū)和懸浮區(qū)。從信號觸發(fā)到液滴進(jìn)入測量體的時間稱為延時時間，從液滴進(jìn)入測量體后的2.5 ms(噴氣脈寬)為有效時間區(qū)域，過了有效區(qū)后由于還有大量液滴懸浮在定容彈內(nèi)，這部分液滴也會經(jīng)過測量體，在數(shù)據(jù)處理時應(yīng)該濾掉。圖17(b)顯示了參考狀態(tài)下有效區(qū)域內(nèi)統(tǒng)計(jì)的液滴數(shù)目分布圖，其計(jì)算方法是將2.5 ms測量時段按0.2 ms時間長度劃分，最后1個時段(第2.4～2.5 ms)為1個單獨(dú)的區(qū)間，共13個時間區(qū)間。從圖17中可以看出，在氣嘴剛打開時，前兩個時間區(qū)間液滴累積數(shù)目不斷增加，在3～12個時間區(qū)間趨于穩(wěn)定，最后1個時間區(qū)間由于僅有0.1 ms，液滴數(shù)量也僅有一半左右。圖17(c)顯示了有效區(qū)域內(nèi)不同粒徑下液滴的分布數(shù)，液滴粒徑在7～10 μm的液滴數(shù)目超過了70%，對有效區(qū)域每個時間區(qū)間(0.2 ms)的液滴直徑和液滴數(shù)目進(jìn)行加權(quán)，可以計(jì)算出該有效區(qū)域的SMD.

4.2 不同參數(shù)對SMD的影響

對于單一參數(shù)變量下的液滴SMD，在其他參數(shù)為參考參數(shù)(噴油壓力0.8 MPa、噴油脈寬5.5 ms、油氣間隔0.5 ms、噴氣脈寬2.5 ms、環(huán)境壓力0.1 MPa、環(huán)境溫度300 K)情況下，研究各參數(shù)對SMD的影響規(guī)律。

圖18(a)所示為環(huán)境壓力為0.1～0.3 MPa情況下SMD的變化趨勢。由圖18(a)可見，隨著環(huán)境壓力的提高，噴孔兩側(cè)壓差變小，導(dǎo)致液滴初始速度減小、噴霧動能減小，削弱了壓縮空氣輔助破碎液滴的能力，導(dǎo)致SMD逐漸變大，從0.1 MPa的8.57 μm增加到0.3 MPa的13.98 μm. 由此可見，過高的環(huán)境壓力降低了噴霧霧化質(zhì)量，因此在發(fā)動機(jī)工作過程中應(yīng)該控制好噴油正時，維持空氣輔助噴射壓力與缸壓間的壓差。

圖18(b)所示為環(huán)境溫度對液滴SMD的影響規(guī)律。從圖18(b)中可以看到，隨著環(huán)境溫度的增加，燃油SMD逐漸降低，從300 K的8.57 μm減小到500 K的6.48 μm，減小了24.39%. 由此可見，環(huán)境溫度對燃油液滴破碎蒸發(fā)有重要的影響，主要是因?yàn)榄h(huán)境溫度的上升增加了液滴的吸熱、提高了燃油溫度，使液滴表面張力減小，促進(jìn)液滴膨脹、破碎和汽化，溫度越高，噴霧霧化效果越好。

圖18(c)所示為不同噴油脈寬對SMD的影響規(guī)律。從圖8(c)中可以看出，隨著噴油脈寬的增加，SMD隨之增加，從2 ms的6.55 μm增加到6 ms的9.28 μm. 這是因?yàn)殡S著噴油量的增加，氣體霧化介質(zhì)動能減小，同時減小了燃油液滴與壓縮空氣之間能量的交換，削弱了壓縮空氣膨脹破碎液滴的能力。另外，由于噴霧場中燃油濃度高、液滴分布較密集，液滴更容易相互碰撞結(jié)合，不利于霧化。

圖18(d)所示為不同噴氣脈寬對SMD的影響。從圖18(d)中可以看到，隨著噴氣脈寬的增加，SMD逐漸減小，SMD從噴氣脈寬2.5 ms的8.57 μm減小到4.5 ms的6.90 μm. 這主要是因?yàn)殡S著噴氣脈寬的增加，壓縮空氣霧化介質(zhì)動能相應(yīng)增加，加劇了燃油與壓縮空氣之間的能量傳遞；另一方面，壓縮空氣與燃油液滴的相互作用面積增加，使單個液滴的空氣動力學(xué)力增加，高壓壓縮空氣對燃油的擾動作用增強(qiáng)，促進(jìn)了液滴破碎，有利于噴霧霧化。

綜上所述，相比于采用壓燃技術(shù)的柴油機(jī)，保證SMD在10 μm左右時，需要高壓油泵提供超過100 MPa的供油壓力[17]，從而需要消耗發(fā)動機(jī)本身較大的動力來驅(qū)動高壓油泵工作。而采用空氣輔助噴射技術(shù)時噴油壓力僅為0.8 MPa，即可獲得SMD小于10 μm的液滴。另外，柴油機(jī)的質(zhì)量大，亦極大地制約了航空動力的機(jī)動性和載重能力。

5 整機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證空氣輔助噴射系統(tǒng)的可行性，采用某型水平對置二沖程四缸發(fā)動機(jī)進(jìn)行整機(jī)試驗(yàn)，發(fā)動機(jī)的排量為1.2 L，發(fā)動機(jī)臺架試驗(yàn)原理如圖19所示，包括測功機(jī)、空氣輔助噴射器、燃燒分析儀、數(shù)據(jù)采集以及信號處理器等。發(fā)動機(jī)測試工況為6 000 r/min、節(jié)氣門開度為70%、發(fā)動機(jī)功率為64 kW、循環(huán)油量為40 mg. 燃燒分析儀用于發(fā)動機(jī)性能相關(guān)數(shù)值的采集處理，測試工況下發(fā)動機(jī)的缸壓如圖20所示，峰值缸壓(3.3 MPa)出現(xiàn)在曲軸轉(zhuǎn)角14°CA；發(fā)動機(jī)瞬態(tài)放熱率如圖21所示，峰值瞬態(tài)放熱率為0.04，出現(xiàn)在曲軸轉(zhuǎn)角4.8°CA處。由此可知，在測試工況下發(fā)動機(jī)運(yùn)行平穩(wěn)，從而證明了空氣輔助噴射系統(tǒng)的可行性。

6 結(jié)論

本文以空氣輔助噴射系統(tǒng)為對象，利用高速攝影和PDPA在定容彈內(nèi)研究了環(huán)境壓力、環(huán)境溫度和控制參數(shù)對噴霧特性的影響規(guī)律。得到主要結(jié)論如下：

1) 在噴霧形態(tài)方面：隨著環(huán)境壓力的升高，噴霧速度減緩，當(dāng)環(huán)境壓力升高到0.3 MPa時噴霧前端出現(xiàn)卷吸現(xiàn)象；減小噴油脈寬或增加噴氣脈寬可以促進(jìn)油束沿噴孔方向貫穿的能力，相同噴射時刻下噴霧貫穿距有增加的趨勢；增加環(huán)境溫度可以促進(jìn)滴液蒸發(fā)，特別是噴霧外緣區(qū)域，從而使噴霧的擴(kuò)散面積減?。挥捎跍囟壬呤挂旱慰v向動量減小，導(dǎo)致噴霧的貫穿速度有所減小。

2) 在噴霧SMD方面：隨著環(huán)境壓力的提高，噴霧過程中燃油液滴的初始速度降低，不利于霧化，導(dǎo)致SMD從0.1 MPa的8.57 μm增大到0.3 MPa的13.98 μm，增加了63.1%；升高環(huán)境溫度可以增加壓縮空氣對液滴的擾動、促進(jìn)霧化，SMD從300 K的8.57 μm減小到500 K的6.48 μm，降低了24.39%；對于冷啟動困難的航空煤油發(fā)動機(jī)，增加噴氣脈寬和預(yù)熱可以改善冷啟動；增加高壓空氣噴射量可以促進(jìn)燃油蒸發(fā)，加速液滴破碎，降低液滴相互碰撞融合的可能。對于發(fā)動機(jī)負(fù)荷較大、需求燃油量較高的工況，可以適當(dāng)增加噴氣脈寬提高霧化性能。

3) 發(fā)動機(jī)整機(jī)試驗(yàn)結(jié)果表明，本文的空氣輔助噴射系統(tǒng)是可行的。