袁志遠，崔明利，李雪松，王森

(上海交通大學智能汽車研究所，上海 200240)

缸內(nèi)直噴發(fā)動機在乘用車上有著廣泛的應用，此類發(fā)動機中燃油通過噴油器直接噴入發(fā)動機缸內(nèi)，油氣混合的過程需要在較短的時間內(nèi)迅速完成，以便獲得較高的燃燒效率及較低的排放[1]。研究機構(gòu)和工業(yè)界常用兩種方法實現(xiàn)燃油的快速霧化和燃燒。一種是通過較高的噴射壓力加大燃油和空氣之間的相互作用力，進一步提高噴霧的破碎和蒸發(fā)效率。因為這種方式具有較高的可靠性，被工業(yè)界廣泛應用在直噴發(fā)動機中[2-3]。有研究表明，適當?shù)靥岣呷加蛧娚鋲毫?，有助于提升燃油的蒸發(fā)效率，同時降低排放。除此之外，研究者們發(fā)現(xiàn)通過提升燃油溫度或者降低缸內(nèi)壓力，燃油在噴射之后油溫高于環(huán)境壓力對應的沸點，處于熱力學不平衡狀態(tài)，將迅速地氣化回歸熱力學平衡態(tài)，即實現(xiàn)閃沸。閃沸噴霧的應用，可以使噴霧在較低的噴射壓力下實現(xiàn)快速的霧化和蒸發(fā)[4-5]。

目前，關(guān)于閃沸噴霧的研究主要集中在多孔噴油器中[6-8]。閃沸工況下，多孔噴油器燃油噴霧油束之間的交叉干涉現(xiàn)象被稱為“坍塌”。通過對閃沸工況下噴霧坍塌的廣泛研究，研究者發(fā)現(xiàn)適當?shù)膰婌F坍塌有利于噴霧的蒸發(fā)和霧化效率的提升。然而，關(guān)于單孔噴油器閃沸噴霧的噴霧特征及其破碎機理的研究卻是有限的。除此之外，噴射壓力對閃沸噴霧破碎影響的機理研究也較為有限。本研究以單孔直噴噴油器的自由噴霧為研究對象，進行了過熱度及噴射壓力對閃沸噴霧形態(tài)及破碎的影響研究。

1 試驗方法及測試工況

如圖1所示，本研究基于背光法完成了遠場噴霧形態(tài)的高速成像試驗。背光試驗的光源采用了高強度的氙燈(Newport,300 W)，并在光源的前端設(shè)置了濾光片，保證光源均勻分布。噴霧圖像的采集采用了頻率為10 kHz的高速相機(Phantom V1210)。

整個試驗過程在高溫高壓定容彈中完成，試驗工況如表1所示。本試驗中容彈環(huán)境壓力可控制在1 kPa～8 MPa，壓力由真空泵和高壓氮氣源協(xié)同控制，容彈環(huán)境溫度通過電加熱和熱電偶反饋實現(xiàn)。測試中采用沸點較低的正戊烷作為試驗單質(zhì)油品進行基礎(chǔ)研究，保證噴霧可以在較低的試驗油溫下實現(xiàn)閃沸。試驗油溫選定為20，40，60 ℃，這3個溫度分別代表了正戊烷的冷態(tài)、過渡態(tài)和過熱態(tài)，能夠較好地完成對不同過熱階段的噴霧形態(tài)的研究。噴射系統(tǒng)中使用特制的噴油器適配工裝，能夠通過水浴噴油器對燃油進行精確溫度控制。燃油噴射壓力選定為20，40，55 MPa，高壓測試燃油由氣動液壓泵產(chǎn)生，通過控制氣源壓力能夠準確調(diào)節(jié)油壓，經(jīng)高壓油軌后供應噴油器進行測試。背壓選定為20，60，100 kPa，由真空泵和高壓氮氣源進行調(diào)節(jié)。容彈內(nèi)的環(huán)境溫度設(shè)置為室溫，即25 ℃。本試驗所采用的噴油器為開孔垂直向下的單孔噴油器，噴油器的流道長度為800 μm，流道直徑為143 μm，對應的長徑比為5.6。本研究中沿用環(huán)境壓力與燃油在對應工況下的飽和蒸汽壓之比(pa/ps)作為衡量過熱度的參數(shù)[9]，較低的pa/ps值表示噴霧擁有較高的過熱度。如表2所示，用此方法計算可得，本研究中正戊烷的過熱度變化范圍為0.09～1.75，涵蓋了冷態(tài)、過渡態(tài)、過熱態(tài)的噴霧。

圖1 背光法試驗原理示意

表1 試驗工況及噴嘴尺寸參數(shù)

表2 不同工況對應的燃油過熱度

2 結(jié)果及討論

2.1 過熱度及噴射壓力對噴霧形態(tài)的影響

圖2示出了噴射壓力為20 MPa，且噴射燃油的質(zhì)量均為0.8 mg時，噴霧在冷態(tài)、過渡態(tài)及過熱態(tài)下的宏觀噴霧特征及近場噴霧特征。由圖2可以看出，隨著過熱度的增加，噴霧形態(tài)有著顯著的變化，貫穿距明顯減小，噴霧寬度明顯增加。其原因在于隨著過熱度的增加，噴霧的蒸發(fā)效率升高，引起了噴霧油束的擴張，在同等質(zhì)量流量的情況下，對應噴霧的貫穿距縮短。

圖2 過熱度對噴霧宏觀形態(tài)的影響

圖3示出冷態(tài)噴霧在不同噴射壓力下的宏觀噴霧形態(tài)和近場噴霧。隨著噴射壓力的增加，噴霧的貫穿距有所下降，噴霧頭部的破碎和霧化效果增強。其原因在于，隨著噴射壓力的增加，噴霧的流速增加，進而增強了噴霧和空氣之間的相互作用力，較強的空氣作用力引起了更好的噴霧破碎效果。

圖3 噴射壓力對噴霧宏觀形態(tài)的影響 (噴射質(zhì)量均為0.8 mg，pa/ps=1.75)

對比圖2和圖3的可知，燃油過熱度和噴射壓力對噴霧的影響結(jié)果有著較為明顯的區(qū)別，過熱度對噴霧形態(tài)及噴霧霧化的影響更加明顯。

為了進一步對比兩種因素對噴霧形態(tài)的影響，分別計算了油壓20 MPa、不同過熱度下的噴霧貫穿距和pa/ps=1.75、不同油壓下冷態(tài)噴霧的貫穿距，結(jié)果見圖4。由圖可以看出，隨著過熱度的增加，噴霧的貫穿距下降更為明顯。特別在燃油噴射質(zhì)量為0.8 mg時，pa/ps為0.09的工況比pa/ps為1.75的工況貫穿距下降了37%。相較而言，當燃油噴射壓力從20 MPa升高到55 MPa時，噴霧貫穿距僅下降了5%。

圖4 噴霧貫穿距曲線

除此之外，定量計算了噴嘴下方不同位置處噴霧的寬度，研究過熱度及噴射壓力對噴霧寬度的影響。圖5a示出燃油壓力為20 MPa時，過熱度對噴霧寬度的影響；圖5b示出pa/ps為1.75時，噴射壓力對噴霧寬度的影響。結(jié)果表明：過熱度對噴霧寬度的影響較為明顯。當pa/ps從1.75改變到0.09時，噴嘴下方20 mm處噴霧寬度增加了150%以上。相較而言，當噴霧噴射壓力從20 MPa增加到55 MPa時，噴嘴下方20 mm處噴霧寬度僅增加了16%。此外，相比于冷態(tài)噴霧，閃沸噴霧的油束寬度在噴嘴出口處迅速增大，之后油束寬度的增速和冷態(tài)噴霧保持一致。這說明閃沸對噴霧形態(tài)的影響是一個快速劇烈的過程，主導了噴霧近場的形態(tài)，在噴霧遠場，噴霧的形態(tài)則繼續(xù)由噴霧與空氣之間的相互作用來決定。

圖5 噴霧寬度曲線

2.2 燃油噴射壓力對閃沸噴霧形態(tài)和破碎的影響

圖6示出不同噴射壓力下噴霧的宏觀形態(tài)及近場噴霧結(jié)構(gòu)的對比。從圖中可以看出，隨著噴射壓力的增加，噴霧的貫穿距有所增加，然而噴霧寬度明顯下降。對比圖3的結(jié)果可知，噴射壓力對閃沸噴霧的影響與對冷態(tài)噴霧的影響完全相反。從圖7和圖8可知，當噴射壓力從20 MPa增加到了55 MPa時，噴霧的貫穿距增加了將近15%，噴嘴下方20 mm處的噴霧寬度下降了約35%。Yang等[10]在透明噴嘴中的研究很好地解釋了這一點，Yang指出較高的過熱度導致燃油在噴嘴出口處形成了較多的氣泡，主導了噴霧的初次破碎。較高的燃油壓力主要是對噴霧的二次破碎起到了推動作用，對噴霧的初次破碎甚至有較小的抑制作用。

圖6 噴射壓力對閃沸噴霧形態(tài)的影響 (pa/ps=0.09，噴射燃油質(zhì)量為0.8 mg)

圖7 不同燃油噴射壓力下的噴霧貫穿距(pa/ps=0.09)

圖8 不同燃油噴射壓力下的噴霧寬度(pa/ps=0.09)

噴霧的運動可以分為兩部分：第一部分是軸向的運動，這個方向的運動影響了噴霧貫穿距的增長；第二部分是徑向的運動，這個方向的運動影響了噴霧寬度的增加。軸向的速度主要由噴射壓力主導，隨著噴射壓力的增加，噴霧在噴嘴出口處的軸向速度明顯增加。相較而言，閃沸主導了噴嘴出口處的徑向速度，較高的徑向速度引起了較好的噴霧破碎。

對于冷態(tài)噴霧，初始徑向速度很小。當油壓升高時，燃油噴霧在出口處擁有較高初始速度的同時，也受到了更強的空氣剪切力。因此在噴油質(zhì)量相同的情況下，較高的噴射壓力下燃油貫穿距較短。除此之外，更強的空氣剪切力引起了較多的空氣卷入，進而導致噴霧體積增大，噴霧寬度增加。對于閃沸噴霧，在孔內(nèi)閃沸氣泡的影響下，噴霧擁有了較高的徑向初速度，所以噴霧寬度更寬，同等噴霧質(zhì)量的情況下噴霧貫穿距更小。當噴射壓力增加后，噴霧孔內(nèi)閃沸氣泡的生成受到了抑制，噴霧的徑向初始速度降低，軸向速度增加，所以噴霧貫穿距增加，寬度降低。

3 結(jié)論

a) 增加燃油過熱度，單孔噴油器噴霧寬度顯著增加，噴霧貫穿距明顯縮短；

b) 對于單孔直噴噴油器過熱噴霧，增加噴霧的燃油噴射壓力，噴霧寬度顯著下降，噴霧貫穿距有所增加；對于單孔直噴噴油器冷態(tài)噴霧，增加噴霧的燃油噴射壓力，噴霧的貫穿距減小，噴霧寬度增加不明顯；

c) 通過對過熱噴霧和高壓噴霧不同形態(tài)特征的比較，發(fā)現(xiàn)高壓噴霧的破碎機理與普通噴霧并無太大差異；而過熱噴霧的初次破碎機理則與高壓噴霧完全不同，能夠顯著地增加霧化效率。