劉國棟，任桂周，趙子杰，張景宇，李雁飛

（1.煙臺大學機電汽車工程學院，煙臺 264005；2.清華大學，汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室，北京 100084）

前言

缸內(nèi)直噴（GDI）汽油機作為汽油車發(fā)動機的主流，具有能夠靈活控制混合氣的形成并更精確控制空燃比等優(yōu)點［1］。在直噴汽油機中，由于燃油溫度高和進氣壓力低，閃沸頻繁發(fā)生［2］。然而在當前主流多孔式噴油器下，噴霧形貌會受到噴孔結構以及環(huán)境條件等的影響而發(fā)生改變，即多個油束匯聚到一起，形成單個油束的坍塌現(xiàn)象［2-3］，這會改變?nèi)紵覂?nèi)的燃油分布并帶來負面影響，例如燃油撞壁［4-7］，它是碳煙形成［8］和超級爆震［9］的主要來源之一。同時，排放法規(guī)的日益嚴苛對噴霧以及混合氣質(zhì)量提出更高的要求。為此，需要對GDI 噴油器的噴霧形貌進行深入研究。

因此，近年來學者對噴霧坍塌的機理以及影響因素進行了大量研究［10-12］。Heldmann等［13］研究證明噴霧坍塌是由于油束間的相互作用所導致。Mojtabi等［14］研究發(fā)現(xiàn)過熱度與噴孔夾角是影響噴霧坍塌的兩個關鍵因素。Aori等［15］研究發(fā)現(xiàn)噴孔呈閉環(huán)時以及噴孔數(shù)量越多時噴霧坍塌現(xiàn)象越明顯。Aleiferis等［16］研究發(fā)現(xiàn)隨著過熱度的增加，單個射流徑向膨脹程度增強，噴霧坍塌加劇。而噴霧坍塌的機理尚未達成共識，Guo等［17-18］研究表明欠膨脹是導致噴霧坍塌的主要原因之一，Li 等［19］研究發(fā)現(xiàn)噴霧坍塌由冷凝所導致，Xu 等［20］認為油束間的液滴碰撞導致了噴霧坍塌。盡管噴霧坍塌機理尚未達成共識，普遍認為噴霧坍塌與單個射流的行為密切相關。

可見，閃沸噴霧坍塌與單射流行為密切相關，并且在不同燃料之間存在差異。為此，本文選用了由一款商用五孔GDI噴油器改造而成的單孔噴油器進行研究。為了進一步揭示不同燃料之間射流徑向膨脹的影響因素，在定容彈內(nèi)研究了正己烷、異辛烷在不同油溫和不同背壓下的射流行為，并對射流徑向膨脹的關鍵控制參數(shù)進行了相關性分析。

1 試驗系統(tǒng)與圖像處理

1.1 試驗系統(tǒng)

圖1 為試驗裝置示意圖。試驗在一定容彈內(nèi)完成，GDI 多孔噴油器安裝于定容彈頂部，石英視窗左右對稱布置，高速相機和LED 光源分別固定在定容彈左右兩側(cè)。噴油器通過帶有高壓油腔的壓臺固定，油腔周圍均勻布置加熱棒和熱電偶，通過PID 控制，可實現(xiàn)對油溫實時的測量和控制。噴油器油壓由高壓氮氣驅(qū)動的氣液增壓泵控制。背壓用高壓氮氣和離心真空泵進行控制，并通過 O-mega 高精度數(shù)字壓力表對背壓實時監(jiān)控，高壓氣源還同時用于每輪試驗后定容彈內(nèi)的清潔掃氣。試驗所用相機為Photron SAX2高速相機，拍攝速率為20 000 fps，圖片分辨率為1024×1024。

圖1 試驗系統(tǒng)示意圖

采用非對稱布置的 5 孔噴油器，噴孔直徑為0.18 mm，長徑比為0.93。在10 MPa 噴射壓力下油束的落點如圖2 所示，本次選用的噴孔為1 號孔，其他的噴孔使用工業(yè)修補劑將其堵住。

圖2 噴油器油束落點圖

1.2 試驗工況

本文的試驗工況如表1 所示。噴射的壓力為10 MPa，環(huán)境溫度為室溫，背景氣體為空氣，噴射脈寬為2 ms，背壓為0.2～1 bar。

表1 液體燃料試驗工況

本次試驗噴射介質(zhì)選用了液體燃料正己烷、異辛烷。其中，正己烷的閃沸噴霧行為與汽油類似，異辛烷作為汽油的主要成分。對于液體燃料正己烷、異辛烷，油溫選取范圍為30～130 ℃，試驗工況覆蓋了GDI發(fā)動機的常用工況。

1.3 圖像處理

采用 Matlab 程序?qū)婌F原始圖像進行處理。圖像處理過程如圖3 所示。通過選擇合適的閾值對原始圖像進行一系列處理，最終求解出合適的結果。原始圖像見圖3（a），圖3（b）為減掉背景圖并增強對比度后的圖像，圖3（c）為對上一過程進行二值化處理后的圖像，圖3（d）為提取二值化后的圖像輪廓。噴霧寬度定義為位于噴嘴下方某一軸向距離處噴霧輪廓的最左端至最右端的水平距離。貫穿距定義為噴嘴出口至噴霧最遠前鋒面之間的軸向距離。每個試驗條件下重復 10 次試驗，采用平均值來保證結果的可靠性。

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圖3 圖像處理過程

2 試驗結果與分析

2.1 油溫與背壓對射流形貌的影響

圖4 為正己烷、異辛烷在背壓為0.2 bar 下不同油溫工況時的射流宏觀形貌。可以發(fā)現(xiàn)，環(huán)境背壓為0.2 bar 時，正己烷在油溫從30 升至130 ℃時均處于過熱狀態(tài)，異辛烷在油溫高于70 ℃時處于過熱狀態(tài)。正己烷在油溫低于70 ℃時，由于過熱度程度較低，閃沸程度較弱，射流在近噴口附近未發(fā)生明顯的膨脹，射流形貌呈現(xiàn)為錐形。正己烷與異辛烷在油溫高于70 ℃時，射流在近噴口附近發(fā)生明顯的膨脹，這是由于氣泡的微爆效應所導致，并且在遠場發(fā)生了較為明顯的收縮現(xiàn)象。隨著油溫升高，射流在近噴口附近的膨脹程度逐漸增強。

圖4 不同油溫下的射流形貌

圖5 為正己烷、異辛烷在0.2 bar 背壓下射流寬度隨油溫變化規(guī)律。對于兩種燃料，當油溫低于70 ℃時，射流閃沸程度較低，射流寬度沿著軸線方向線性增加。當油溫高于70 ℃時，射流寬度沿軸線的發(fā)展呈現(xiàn)為兩個階段：在第一階段，射流寬度在噴油器出口附近急劇增加，沿軸線發(fā)展的過程中斜率逐漸減?。辉诘诙A段，射流寬度沿著軸線平穩(wěn)發(fā)展。隨油溫升高，射流寬度逐漸增加。射流在近噴嘴出口附近的徑向膨脹是由于氣液兩相流中氣泡破裂所引起的。因此，在較高的燃油溫度下，由于汽化速率較高，導致射流徑向膨脹增強。此外，在射流發(fā)展的第一階段，射流寬度沿軸線發(fā)展的斜率逐漸減小，這一現(xiàn)象強烈地表明在噴嘴出口附近存在一個低壓區(qū)。低壓區(qū)的形成可能是由于快速膨脹過程中氣體速度的增加導致局部的靜壓降低。

圖5 不同燃油溫度下的射流寬度

圖6 為正己烷、異辛烷在油溫為130 ℃時，不同背壓工況下的射流宏觀形貌。正己烷與異辛烷燃料，在背壓低于1 bar 時燃料處于過熱狀態(tài)。當背壓低于0.8 bar 時，射流在近噴口附近發(fā)生明顯的膨脹，當背壓高于0.8 bar 時，射流形貌呈現(xiàn)為錐形。隨著背壓的升高，射流在近噴口附近的形貌從倒扣的碗型朝著錐形過渡。對于異辛烷燃料在射流隨背壓的變化過程中可以看到與正己烷類似的趨勢。

圖6 不同環(huán)境背壓下的射流形貌（Tfuel=130 ℃）

圖7 為正己烷、異辛烷隨背壓變化的射流寬度。對于正己烷和異辛烷燃料，在130 ℃油溫下，射流寬度的增長呈現(xiàn)出兩個階段。當軸線距離小于6 mm時，射流寬度沿著軸線快速增長，但其增長的速度逐漸減小，表明在噴嘴附近存在低壓區(qū)；當軸向距離大于6 mm 時，射流寬度沿著軸線線性增加。隨著背壓的升高，射流膨脹的程度逐漸減弱，油束在近噴口附近的形貌逐漸從倒扣的碗型朝著錐形轉(zhuǎn)變。這可能是由兩種原因所導致：一方面，背壓的升高，背景氣體的密度增加，射流膨脹阻力增加；另一方面，隨著背壓的升高，過熱度減少，導致射流的相變速率變緩。

圖7 不同環(huán)境背壓下的射流寬度

2.2 射流徑向膨脹的影響因素

為了進一步解釋燃油溫度與環(huán)境背壓對射流徑向膨脹的影響，本節(jié)分析了射流徑向膨脹的影響因素。

在以前的一些研究中，過熱度Rp（ps/pa）用于預測閃沸射流的徑向膨脹程度。然而，最高噴射溫度僅為85 ℃，遠低于真正GDI 發(fā)動機的溫度。在本研究中，最高燃油溫度為130 ℃。距離噴嘴出口5d0和20d0處的射流寬度與Rp之間的關系如圖8 所示，其中d0是噴孔直徑。從圖中可以看出在相近Rp下，異辛烷的寬度明顯高于正己烷，并且對于相同燃料的射流寬度存在較為明顯差異。

圖8 中的結果表明徑向射流膨脹的程度不能簡單地用Rp表示。因此，應考慮更多因素以便更準確地分析射流寬度。如上所述，射流的徑向膨脹是由兩相流中傳質(zhì)傳熱引起的，并受到環(huán)境氣體的限制。因此，與蒸發(fā)速率和環(huán)境阻力相關的因素可能很關鍵。由于成核在氣化初始階段起主導作用，因此首先研究了徑向射流膨脹與成核速率之間的相關性。成核率表示為

圖8 不同燃料在5d0與20d0處射流寬度與過熱度的關系

式中：σ表示表面張力；ΔG*表示成核過程中須克服的吉布斯自由能；m表示分子質(zhì)量；kB表示玻爾茲曼常數(shù)。

Oza 等人的研究表明，對于內(nèi)部閃沸射流，氣化的初始階段主要是由均質(zhì)成核所決定，均質(zhì)成核過程中須克服的吉布斯自由能可表示為

式中vl表示液相分子的體積。

根據(jù)本研究中測試的工況范圍，由式（1）指數(shù)項的變化對成核速率的影響更為明顯，因此，指數(shù)X被用來作為衡量成核速率的指標：

圖9 顯示了射流在距離噴油器出口附近5d0和20d0處的寬度與衡量成核速率的指標X之間的關系，為了更好地表示成核速率與射流寬度的關系，X-0.5用來反映成核速率的快慢。根據(jù)式（3）可知，X-0.5的數(shù)值越大，成核速率越快。結合上文所述，環(huán)境阻力限制了射流的徑向膨脹，因此可得到控制參數(shù)。

圖9 不同燃料在5d0與20d0處射流寬度與X-0.5·的關系

前文所述，噴嘴出口的流態(tài)決定了閃沸射流的徑向膨脹程度，而噴嘴出口的流態(tài)與兩相流的氣化速率密切相關。為了表示噴嘴出口兩相流的氣化速率，將引出相變化學勢Δμ進行討論。相變化學勢是描述相變平衡的基本物理量，類似于溫度（描述熱平衡）和壓力（描述力平衡）。對于氣液兩相系統(tǒng)，Δμ可以表示為［27］

式中μl和μg分別表示液相和氣相的化學勢能。當Δμ=0 時達到相變平衡，當Δμ＞0 時，將會發(fā)生從液相到氣相轉(zhuǎn)換的相變，反之，將會發(fā)生從氣相到液相轉(zhuǎn)換的相變。

閃沸噴射過程可以假設為等溫過程，在閃沸階段的熱力學途徑可以用化學勢-壓力圖來表示，如圖10 所示。在噴射之前，液體燃料處于狀態(tài)A。當燃料噴出以后，燃料所處的壓力從噴射壓力降低至環(huán)境背壓。當壓力下降過程中達到飽和壓力點B 時，氣相和液相之間的化學勢能差為零，達到相平衡。隨著壓力的進一步降低，液相的化學勢高于氣相，液體燃料變成過熱狀態(tài)。因此，燃料從過熱液體到蒸發(fā)而發(fā)生相變，這是由化學勢能差Δμ所決定。在化學勢Δμ的驅(qū)動下，相變從液相朝著氣相自發(fā)進行。

圖10 閃沸階段化學勢-壓力圖

假設閃沸噴射過程屬于絕熱過程，根據(jù)麥克斯韋關系式，化學勢的壓力系數(shù)可以表示為

式中v表示比容。對于液相和理想氣相的比容可以分別表示為

式中：NA為阿伏伽德羅常數(shù)；R為氣體常數(shù)。結合式（4）～式（7），可以得到相變化學勢的表達式：

將相變化學勢Δμ與環(huán)境阻力相結合可以得到控制參數(shù)，隨該控制參數(shù)變化的射流寬度如圖11 所示。從圖中可以看出，在相近控制參數(shù)下，射流寬度具有較小的波動。在距離噴油器出口5d0處，R2為0.954，表明射流寬度與具有較好的相關性。隨著噴霧的發(fā)展，距離噴油器出口20d0處，R2為0.905，此時射流寬度與控制參數(shù)的相關性有所降低，這是由于射流受到氣體波動的影響所致。

圖11 不同燃料在5d0與20d0處射流寬度與Δ μ·的關系

3 結論

（1）閃沸條件下，射流在近噴口附近發(fā)生劇烈膨脹，這是由于氣泡的微爆效應所致。對于正己烷、異辛烷燃料，隨著油溫升高，氣泡微爆效應增強，在近噴口附近寬度增加。

（3）在不同燃料之間過熱度與射流寬度的相關性較差，表明過熱度不能完全作為衡量射流徑向膨脹的關鍵控制參數(shù)。

（3）成核速率與射流寬度的相關性在0.84 以下，相關性較差，表明相變在噴嘴內(nèi)已經(jīng)基本完成，在噴嘴出口附近成核速率不能作為衡量射流徑向膨脹的控制參數(shù)。

（4）相變化學勢與環(huán)境背壓所組成的新的參數(shù)與射流寬度的相關性達到0.9 以上，具有較好的相關性，表明相變化學勢與環(huán)境阻力是影響射流徑向膨脹的兩個關鍵因素。