高 雅，黃魏迪，李理光，吳志軍

(1.同濟大學 汽車學院，上海 201804；2.日本產業(yè)技術綜合研究所 能源與環(huán)境部門，日本 筑波市 3058564)

內燃機中的燃油噴射霧化與燃油在噴油嘴內部的流動特性以及噴油嘴噴孔出口附近的液核破碎過程密切相關.由于噴油嘴金屬外殼的存在，可見光測量技術無法對燃油在噴油嘴內部的流動過程進行直接觀察測量.目前相關的試驗主要采用透明的、比例放大的非實際噴油嘴開展研究工作[1-2].在非實際噴油嘴研究的過程中，噴射壓力、噴油嘴材料的表面特性與實際噴油嘴存在顯著差異.非實際噴油嘴試驗所獲得的結果是否可以直接應用到實際噴油嘴當中目前仍然存在疑問.此外，采用非實際噴油嘴進行研究時，通常是將針閥的位置固定，分析固定針閥開度下噴油嘴內流的特性規(guī)律[3].這并不能準確地反映針閥運動的動態(tài)過程對于內流特性的影響.上述的不足與可動式針閥機構設計復雜、高壓密封難度大等技術難題有關.

另一方面，在噴油嘴噴孔出口附近的液核破碎過程中，大部分質量的燃油集中在液核上.在液核的周圍同時存在數量龐大、但質量較小的離散的液滴群.利用可見光觀測手段對液核破碎進行觀測時，入射光線會被液核周圍的液滴群散射、吸收.導致可見光測量只能觀察到液滴群的外圍輪廓，而無法對液滴群內部的液核進行成像.目前，可見光測量手段主要適用于噴霧下流區(qū)域，即燃油液核破碎充分完成后液滴群霧化特性的研究[4].受此影響，學界尚未充分掌握液核破碎的機理，需要新的、有效的試驗測量技術手段來解開這一長久以來的謎題.

近年來，同步輻射X射線技術成為了研究射流液核破碎現象的一種重要技術手段.與可見光相比，X射線波長短，不會被噴霧液滴群所散射；同時，同步輻射X射線提供的高能量和高亮度，可以保證高時間/空間分辨率，有利于對液核破碎這種小尺度、高瞬態(tài)的流動現象開展研究.基于該測試技術，目前已經開展了不少研究工作[5-6].然而利用同步輻射X射線測量技術，對實際噴油嘴的內流特性的研究還鮮見報道.特別是在結合針閥運動狀態(tài)下的內流特性與液核破碎過程的同場測量試驗方面，仍未看到相關的研究文獻.

筆者利用同步輻射X射線測量技術，在美國阿貢國家實驗室先進光子源(APS)的7ID-B線站開展了針閥運動狀態(tài)下直噴汽油機真實噴油嘴的內流流動與射流液核破碎特性同場測量試驗.研究過程中，首先在多個X射線光源參數條件下進行了圖像拍攝，通過對拍攝圖像的對比確定了最優(yōu)的拍攝技術方案.在此基礎上，進一步開展了試驗測量與研究，并深入分析針閥運動、噴射壓力以及噴孔結構對噴油嘴內流與射流液核破碎的影響，并進一步討論了噴油嘴內流與射流液核破碎的關聯(lián).該研究可以為射流液核破碎機理研究提供重要的試驗數據支持.

1 研究方法及試驗裝置

首先，將簡要地介紹同步輻射X射線試驗測量的基本原理以及所使用的試驗測量系統(tǒng).

1.1 研究方法

電子在同步輻射電子儲存環(huán)內運動的過程中，當其運動方向發(fā)生偏轉時就會沿運動的切線方向發(fā)射X射線.X射線經由光束線站的聚焦、調整以后進入試驗線站.研究人員可以在試驗線站內利用X射線進行相關的試驗測量.

X射線穿過測試樣品的過程中，其入射能量會被樣品吸收，形成吸收襯度.吸收襯度與X射線所透過樣品的質量相關.基于X射線吸收襯度開展燃油射流霧化特性研究時，可以通過吸收襯度計算出燃油噴霧的濃度分布[7]；但是燃油噴霧的直徑通常只有幾個毫米至幾十個毫米，而X射線能量高、穿透性強，這使得X射線透過燃油噴霧后的能量衰減程度較弱.實際試驗過程中，需要進行上百次的重復測量，并將結果進行累計疊加以后才能獲得較好的圖像信噪比.因此，上述方法不適用于射流噴霧動態(tài)過程的觀察研究.

除吸收襯度以外，X射線在穿過測試樣品的過程中其相位改變也會發(fā)生改變，形成相位襯度，簡稱相襯.有研究表明[8]，對于密度較輕的物質，X射線透過樣品后相位襯度的差異較吸收襯度高出約3個數量級.此外，隨著X射線能量的增大，X射線透過樣品后的相位襯度與吸收襯度會逐漸減小，但是相位襯度減小的幅度較吸收襯度低[8].再次，相位襯度通常會在不同介質的界面上取得最大值.因此，相位襯度適用于開展高瞬態(tài)、多相流狀態(tài)的射流液核破碎過程觀察研究.

1.2 試驗裝置

研究中所有試驗均在美國阿貢國家實驗室先進光子源的7ID-B線站進行.其主要光學參數參見文獻[5].在7ID-B線站搭建的噴霧測量系統(tǒng)如圖1所示，主要包括X射線成像拍攝系統(tǒng)、信號同步控制系統(tǒng)、燃料加壓系統(tǒng)和噴霧容彈.

圖1 基于同步輻射X射線相稱成像的噴油嘴內流測量系統(tǒng)Fig.1 In-nozzle flow measurement using synchrotron X-ray

同步輻射X射線能量高、單位面積功率大及脈沖頻率高，需要使用機械閘門將X射線進入成像系統(tǒng)的時長減小，通常減至10ms左右，以此控制成像器件的熱負荷，防止燒壞.燃油加壓采用HASKEL公司出品的M-71型氣體加壓泵.該泵的出口端燃油最高壓力可以達到60.7MPa.在光路上添加特殊的光學晶體-閃爍晶體，以此先將X射線相位襯度轉變?yōu)榭梢姽獾膹姸炔町?高速攝影機與閃爍晶體通常成90°布置，兩者之間安裝一面45°反射鏡.這種設置方式可以減少圖像中的噪點以及防止X射線直接入射高速攝影機的光學鏡頭，造成損害.

噴霧容彈為長方形結構，容彈長邊的兩側安裝觀察用視窗與視窗體.X射線在空氣的傳播過程中會被空氣吸收而發(fā)生亮度衰減，為了減少X射線的亮度衰減，光路沿程安裝鋁管并抽取真空.同時，所有管路的視窗以及噴霧容彈的視窗均采用Kapton膜作為窗口材料.Kapton膜是一種聚酰亞胺的薄膜材料，具有非常低的X射線吸收系數，有利于減少X射線亮度的衰減，提高拍攝圖像的質量；但是Kapton膜的耐壓與耐熱性遠低于傳統(tǒng)噴霧容彈的石英玻璃或藍寶石玻璃視窗.研究中噴霧容彈的Kapton膜視窗的實際尺寸為12×30mm，其設計最高工作壓力為2MPa(表壓力).

1.3 試驗條件

研究中所使用的噴油器為直噴汽油機用的電磁閥式噴油器.噴油嘴為特制3孔鋁制噴油嘴(試驗定制用).與鋼制材料相比，鋁制材料的X射線能量透過率更高，可以保證更多的光子透過噴油嘴金屬外殼，有利于提高拍攝圖像的質量.鋁制噴油嘴噴孔內流特性與鋼制噴油嘴(實際產品用)基本相同.該判斷的理由是噴孔內流特性主要受噴孔結構、流動狀態(tài)以及噴孔材料的影響.首先，鋁制噴油嘴加工完全參照鋼制噴油嘴進行，兩者結構與尺寸一致.其次，鋁制噴油嘴組裝鋼制針閥以及鋼制噴油器部件后工作性能可靠，內流狀態(tài)始終穩(wěn)定，模擬了鋼制噴油嘴實際工作狀態(tài)下的內流過程.再次，噴孔內流屬于高雷諾數湍流，其特性會受材料表面粗糙度的影響.鋁合金材料與鋼制材料具有近似的表面粗糙度、表面能特性.綜上措施及分析，可以判斷鋁制噴油嘴與鋼制噴油嘴的噴孔內流特性基本一致.

3孔鋁制噴油嘴有一個垂直的噴孔以及兩個傾斜的噴孔.兩個傾斜噴孔的結構完全相同.3個噴孔間的夾角為120°，呈空間對稱分布.采用3孔結構噴油嘴有利于試驗測量與觀察，同時與多孔噴油嘴的內流狀態(tài)保持基本一致.所有噴孔都采用沉孔式結構設計，即分為噴孔與沉孔兩階段.該設計在直噴汽油機噴油嘴中比較常見.其目的主要是減小噴孔的長徑比，以實現更加迅速的射流破碎霧化.噴油嘴結構如圖2所示.圖中：β為噴孔傾角，即噴孔軸線與垂直方向的夾角；Dh和Dc分別表示噴孔直徑與沉孔直徑；lh和lc分別代表噴孔長度與沉孔長度.噴孔與沉孔結構的具體參數見表1.由于試驗中X射線入射方向與位置固定不變，需要旋轉噴霧容彈，使得擬測量的噴孔截面與X射線入射方向垂直，然后再進行拍攝測量.

表1 噴油嘴噴孔的結構參數Tab.1 Nozzle geometry specifications

圖2 噴油嘴噴孔結構示意Fig.2 Schematic diagram of the nozzle configuration

試驗中，燃油噴射壓力為8、15和20MPa，屬于直噴汽油機常見的噴射壓力范圍.每個試驗點重復進行5次采樣.環(huán)境氣體為氮氣，保持常溫、常壓不變，噴射脈寬固定為2ms，高速攝影機的拍攝速率為67889幀/s，圖像分辨率為512×512像素，單個像素尺寸約為2.54μm.以正庚烷為試驗燃料，通常也作為替代燃料來研究汽油機的早燃和爆震特性.此外，正庚烷與汽油具有相近的黏度與表面張力特性.綜上考慮，研究以正庚烷作為汽油的替代燃料開展了試驗測量.試驗主要參數見表2.

表2 試驗參數Tab.2 Experiment specifications

2 試驗結果

2.1 X射線光源參數對成像結果的影響

為了觀察金屬噴油嘴噴孔的內流特性，X射線需要透過噴油嘴的金屬外殼對其內部進行成像.這一過程中，X射線的能量與亮度會被噴油嘴金屬外殼吸收，使得相機接收到的光子數量不足，引起成像失敗.針對這一問題，首先可以延長相機快門的開啟時間，而噴孔內流形態(tài)在噴油過程中會不斷發(fā)生變化.過長的曝光時間容易引起動態(tài)模糊現象發(fā)生，從而無法準確辨析內流的瞬時形態(tài).因此，試驗過程中必須考慮在短快門開啟時間條件下，增加X射線的能量及亮度，以實現有效成像.但是X射線能量以及亮度越高，其產生的熱負荷越高，對成像元器件的損害越大.同時X射線透過測試樣品后所產生的相位襯度與X射線能量的平方呈反比，即X射線的能量越高，其所能提供的相位襯度會顯著下降.綜上所述，在正式的試驗測量之前，需要對X射線光源進行優(yōu)化選擇，從而獲得最佳的拍攝圖像質量.

研究中，在4種X射線光源參數條件下開展了噴油嘴噴孔內流的圖像拍攝，具體參數見表3.其中，插入件間隙是X射線光源相關的控制參數之一，插入件間隙越小，其磁場強度越強，所獲得的X射線中高能量部分的比例越高.電子束團是指存儲環(huán)內的電子數以及束團模式，束團數越大，其包含的電子數量越多，其產生的X射線亮度越高；但電子束團間存在約50ns的時間間隔.采用雙束團或多束團的模式進行拍攝時，相當于在同一張照片上進行了多次曝光.

表3 X射線成像拍攝條件參數Tab.3 Imaging parameters using X-ray

利用模擬計算軟件Spectra[9]，可以計算出表3中4種參數條件下X射線能量與亮度的分布譜線，結果如圖3所示.計算結果表明，相同能量下X射線的亮度從條件1至條件4逐漸降低，即光子數逐漸減少.雙電子束團下的X射線亮度略高于單束團下的X射線亮度.采用25mm插入件間隙時，X射線中高能部分(大于40keV)的亮度迅速衰減.

圖3 不同拍攝模式下X射線能量與亮度譜Fig.3 X-ray energy-brilliance spectrum at various imaging parameters

圖4為不同拍攝條件下所獲得的噴油嘴噴孔1的內流圖像.該組試驗所采用的噴射壓力為15MPa.圖片取自噴油持續(xù)時刻為1ms時，即射流穩(wěn)定以后的內流圖像.此外，圖片已經過了除背景、調整對比度等圖像預處理操作，以此提高內流觀察清晰度.

圖4 X射線成像拍攝條件參數對結果的影響Fig.4 Effect of X-ray imaging parameters on results

從圖4可以清楚地觀察到噴油嘴內部的針閥、壓力室、噴孔以及沉孔的結構；同時，圖片中展現了燃油在噴孔與沉孔內部以及沉孔出口附近的燃油流動的瞬時輪廓.經對比，筆者認為拍攝條件3下的噴孔內流圖像質量最佳.原因是：首先，由圖3可知，相比于拍攝條件4，條件3下X射線的亮度更高.高亮度保證了充分的成像曝光.其次，相比于拍攝條件1，條件3的X射線中高能量部分比例有所降低，有利于增強相位襯度.再次，相比于拍攝條件2，條件3采用單束團曝光，束團脈寬只有0.15ns.假設射流速度為200m/s，則在單束團曝光時間內，射流位移為0.03μm.該位移值遠遠小于圖像上單個像素的尺寸值，即2.54μm，可以完全消除動態(tài)模糊的影響，獲得準靜止的內流流動狀態(tài)圖像.綜上可知，條件3的情況下圖像質量最優(yōu).

2.2 針閥運動的測量結果

通過高速攝影機拍攝獲得噴油過程中噴油嘴內部的連續(xù)圖像，可以計算針閥運動規(guī)律，計算方法如圖5所示.其中：x1為移動后坐標；x0為針閥在軸向上初始坐標；z0為在徑向上初始坐標；z1為移動后徑向坐標.首先，在噴油開始前的圖像中任意選取一張圖片，在該圖片上設置查詢域，并截取圖像.查詢域應包括針閥的部分，它代表了針閥靜止時的位置.其次，在針閥移動后的圖像中設定一個掃描域，掃描域尺寸大于查詢域且包含針閥可能位移的范圍.然后，在掃描域范圍內截取與查詢域尺寸相同的部分圖像作為匹配域.計算匹配域與查詢域內圖像灰度值矩陣的協(xié)方差，獲得兩者之間的相關性系數.不斷地移動匹配域的位置，并重復上述計算，當匹配域與查詢域內圖像完全一致時，相關性系數達到最大值，即確定了該時刻下針閥所在位置.最后，根據匹配域位置的坐標信息計算針閥軸向位移及徑向偏移等，詳細說明參見文獻[10—11].

圖5 針閥開度計算方法Fig.5 Method of needle-lift calculation

針閥運動規(guī)律測量結果如圖6所示.針閥在起升過程中存在明顯的超調，這與針閥上方未設置針閥限位裝置有關.當電磁閥通電以后，銜鐵帶動針閥抬升直至銜鐵限位裝置的位置.此時，針閥在慣性作用下繼續(xù)上升，發(fā)生超調.之后，針閥在其上方回位彈簧的作用下減速并回落，直至再次接觸銜鐵，然后維持位置不變.

圖6 針閥開度隨時間變化的結果Fig.6 Needle motion vs.time

不同噴射壓力下，針閥起升以及關閉階段的針閥升程曲線完全一致.這一過程中，針閥運動主要受電磁閥力作用的影響，與噴油器的燃油壓力無關.針閥完全開啟后，燃油噴射進入穩(wěn)態(tài)階段，此時針閥的起升高度隨著噴射壓力的增加略微升高.這一現象可能與燃油壓力提高改變了銜鐵與銜鐵限位裝置的接觸有關.在以往的試驗中發(fā)現銜鐵與其限位裝置的接觸并不充分.燃油壓力的提高會改善兩者之間的接觸，使其變得更緊密，略微提升銜鐵的開啟高度，進而帶動針閥開度增加.

2.3 內流特性的觀測結果

2.3.1 內流特性隨時間/針閥升程變化規(guī)律

圖7a～圖7f展示噴油壓力為15MPa、噴孔1及其沉孔內的燃油流動狀態(tài)隨時間變化規(guī)律.圖7a所示隨著針閥的開啟，在噴孔內右側觀察到了氣/液相分離的界面，即噴孔內形成空穴.此時空穴的尾部并不十分清晰，空穴會在噴孔出口附近重新著壁.燃油離開噴孔進入沉孔以后急劇擴張，幾乎覆蓋整個沉孔出口見圖7b，在沉孔內右側出口位置上觀察到燃油撞壁現象發(fā)生.需要說明的是，圖7a～圖7b中氣/液相分離的界面不明顯的原因可能與低針閥開度下，噴孔內流湍流強度高，空穴形態(tài)不穩(wěn)定有關.在目前所采用的視線法成像設置下，當空穴形態(tài)不穩(wěn)定，在噴孔內具有復雜的扭曲變形結構時，部分出射光會相互疊加，從而影響了空化氣/液相界面的分辨度.

圖7 不同噴射壓力條件下噴孔1中內流隨時間的變化Fig.7 Internal flow vs.time at various injection pressures

隨著針閥開度進一步增加，噴孔內右側的氣/液相分離界面從噴孔入口延伸至噴孔出口，且氣/液相分離界面十分清晰，預示穩(wěn)定的內流狀態(tài)，如圖7c～圖7d所示.上述特征表明噴孔內形成了挑射液流，簡稱挑流[12].有研究[13]證明，在短噴嘴(長徑比為2)中，由微小氣泡組成的初始空穴可以到達噴孔出口附近，即使低流速條件下噴孔內也能形成挑流而不是空穴.該分析可以解釋噴孔1(長徑比為2)內快速形成挑流的原因.此外，研究中觀察發(fā)現，燃油噴射進入穩(wěn)定階段后，噴孔內流以及射流狀態(tài)基本保持穩(wěn)定.文獻[14]指出，當噴孔內形成挑流時，燃油流經噴孔所受的阻力和初始擾動減小，會導致射流張角變小，穩(wěn)定性變好.

在噴油結束階段，隨著針閥下降，噴孔內的挑流會逐漸失去穩(wěn)定，如圖7e所示.挑流在噴孔出口位置附近重新著壁.此時射流在沉孔內會顯著地擴張.圖7f所示當針閥完全關閉時，高壓共軌端的燃油來流被切斷，射流流量迅速減小，直至完全中止.

圖7g給出了不同噴射壓力下噴孔出口位置上挑流寬度隨時間的變化規(guī)律.結果表明：當噴射壓力從8MPa提高至15MPa時，噴孔出口位置上的挑流寬度略微減小.15MPa與20MPa噴射壓力下的挑流寬度幾乎一致.文獻[14]認為，提高噴射壓力可以逐漸增加噴孔內空穴的長度，直至形成挑流；但研究發(fā)現當采用短噴孔(長徑比為2)時，噴孔結構對內流的影響非常顯著，并快速趨于飽和.即使較低的噴射壓力(8MPa)也可以在噴孔內迅速地形成挑流，通過增加噴射壓力的方式并不能顯著地改變噴孔內流特性.

圖8給出了噴射壓力為15MPa噴孔1內挑流寬度隨針閥開度的變化規(guī)律.從圖7中可以觀察發(fā)現，當針閥部分開啟時，挑流寬度在多次重復試驗中存在顯著的波動，測量結果方差較大.該現象表明，噴孔內挑流狀態(tài)在低針閥開度時較不穩(wěn)定.這一不穩(wěn)定狀態(tài)持續(xù)至針閥開度到達40μm左右.在此之后，挑流寬度趨于穩(wěn)定，多次重復試驗中，結果方差較小.即使在針閥起升超調的過程中，挑流寬度也基本保持不變，結果方差較小.上述結果表明，當針閥開度超過40μm以后，內流進入了穩(wěn)定階段，不再隨針閥開度變化而變化.

圖8 在噴射壓力為15MPa時噴孔1中挑流寬度隨針閥開度的變化Fig.8Hydraulic-flip thickness vs.needle liftunder the injection pressure of 15MPa

在針閥關閉的過程中，當針閥開度低于20μm以后，挑流寬度迅速地減小，測量結果再次出現較大的方差.針閥關閉與開啟階段挑流特性不完全一致的原因可能在于針閥關閉過程中，壓力室內的燃油壓力逐漸降低，燃油流動特性的變化存在滯后性所導致.從噴油持續(xù)期的角度看，由于針閥起升與關閉的速度較快，噴孔內的挑流寬度幾乎是瞬時達到最大值并保持不變.上述結果表明，對于采用沉孔結構設計、長徑比較短的直噴汽油機噴油嘴，其內流狀態(tài)會在針閥開啟后迅速達到穩(wěn)定狀態(tài).應通過改變噴孔長徑比的方式來控制噴孔內流狀態(tài)，進而影響射流液核的破碎過程.

2.3.2 內流特性隨噴孔結構變化規(guī)律

圖9對比了噴孔1和噴孔4出口位置上的挑流寬度隨針閥開度的變化規(guī)律.兩者的變化趨勢基本一致，但是噴孔4內的挑流寬度小于噴孔1中的挑流寬度.圖9b～圖9c給出了噴射壓力為15MPa、噴油持續(xù)時刻為1ms時噴孔1和噴孔4內流圖像.噴孔1中的挑流出現在噴孔右側，即靠近噴油嘴壓力室的一側.而在噴孔4中，挑流同樣出現在噴孔內右側，即遠離噴油嘴壓力室的一側.挑流出現位置相對于壓力室位置發(fā)生變化的原因應該與噴孔入口的角度有關.進一步觀察發(fā)現，無論是噴孔1還是噴孔4，挑流均出現在噴孔壁面與針閥座壁面為銳角的一側，簡稱噴孔入口銳角一側.其原因可能在于當燃油從壓力室或者針閥上游進入噴孔時，在噴孔入口銳角一側，燃油流動方向會發(fā)生較大程度的改變，從而容易引起噴孔內挑流的形成.此外，由于噴孔1入口銳角的角度小于噴孔4，即燃油進入噴孔1時的流動方向改變程度要大于進入噴孔4.因此，噴孔1內能會形成更強的氣/液相分離，挑流寬度更大.上述結果表明，改變噴孔的入口角度是改變噴孔內流流動狀態(tài)，進而影響射流液核破碎特性的有效手段之一.

圖9 在噴射壓力為15MPa時噴孔結構對內流挑流寬度的影響Fig.9 Nozzle-hole effect on hydraulic-flip thickness under the injection pressure of 15MPa

2.4 內流特性對射流液核特性的影響

圖10給出了噴射壓力為15MPa時噴油嘴沉孔出口位置上射流邊界隨時間的變化規(guī)律.沉孔出口位置距離噴孔出口0.6mm.噴孔1的射流寬度略大于噴孔4的射流寬度.具體而言，在射流的右側，即噴孔1和4的右側，兩個噴孔的射流邊界位置基本一致.通過觀察圖9b和圖9c可知，噴孔1和4的右側均出現了挑流現象，同時燃油在離開噴孔后迅速分離出小液滴，并與沉孔右側壁面發(fā)生撞壁.燃油撞壁以后沿著沉孔壁面向下傳播，因而噴孔1和4的射流右側邊界基本與沉孔邊界位置保持一致.在噴孔1和4的左側，即遠離噴孔內挑流的一側，射流離開噴孔后會沿徑向張開，但未與沉孔壁面發(fā)生碰撞.噴孔1的射流左側邊界位置大于噴孔4的射流邊界位置.因此，噴孔1的射流寬度大于噴孔4的射流寬度.

圖10 在噴射壓力為15MPa時沉孔出口附近的射流寬度隨時間變化Fig.10Jet width at the counterbore exit vs.timeunder the injection pressure of 15MPa

靠近挑流一側的燃油更容易發(fā)生破碎的原因，可能與挑流內燃油與環(huán)境氣體之間具有較強的相互作用有關.有模擬計算研究[15]指出，噴孔內挑流的一側由于空氣進入噴孔，會加速液核表面的破碎，促進生成離散液滴.離散液滴脫離射流燃油主體以后，進一步沿徑向擴張，與沉孔發(fā)生碰撞.部分燃油與沉孔壁面發(fā)生了碰撞以后的速度、方向和粒徑可能會受到顯著的影響.在發(fā)動機實際工作過程中，上述現象是否會導致排放增加及噴油嘴積炭等問題值得引起注意.可以考慮通過噴孔長徑比以及噴孔入口角度等噴孔結構設計優(yōu)化來改善燃油與沉孔撞壁的問題.

在遠離挑流的一側，由圖9b和圖9c可知，射流邊界完整、連續(xù)且氣/液相邊界清晰.因此，可以認為該側燃油尚未完成射流液核破碎，而主要是在自身內在壓力下向外擴張.具體而言，燃油在噴孔內挑流的作用下被推向噴孔壁面.挑流寬度越大，該作用力越強.燃油離開了噴孔以后，失去了噴孔壁面的約束，會在內在壓力的作用下首先向外方向擴張，或理解為彈性恢復.噴孔內的挑流寬度越寬，燃油被壓縮的程度越高，其離開噴孔后彈性恢復的程度也會越大.這可能是噴孔1的射流左側位置大于噴孔4的射流左側位置的原因.

圖11為射流穩(wěn)態(tài)階段下噴孔內流挑流寬度與射流寬度的對應規(guī)律.射流穩(wěn)態(tài)階段是指噴油持續(xù)時間為1.0～2.0ms之間的內流及射流液核狀態(tài)，結果表明：噴孔內部挑流寬度越寬，射流的寬度越大.對比不同噴射壓力的結果發(fā)現，噴射壓力越高，挑流的寬度反而略微有所降低，同時射流的寬度也隨之略微降低.該現象可能與高噴射壓力下燃油內在壓力增大，部分地克服了挑流的作用力有關.

圖11 射流穩(wěn)態(tài)階段內流挑流寬度與射流寬度的關聯(lián)Fig.11Relationship between hydraulic-flip thickness and jet width during the steady state of injection

3 結 論

利用同步輻射X射線相稱成像測量技術，開展了直噴汽油機實際針閥運動狀態(tài)下噴油嘴內流與射流液核破碎特性的同場觀測試驗，對X射線光源參數以及拍攝技術方案進行了優(yōu)化，分析了針閥運動、噴射壓力及噴孔結構對噴油嘴內流及射流液核破碎特性的影響.所得結論如下：

(1) 金屬噴油嘴內流透視成像質量會受X射線的能量、亮度以及脈沖寬度的影響，當X射線光源的插入件間隙為19mm，并采用單電子束團(脈寬為0.15ns，電子流強為16mA)時，可以獲得最為清晰的噴油嘴內流透視成像結果.

(2) 隨著針閥開度的增加，噴油嘴噴孔內會快速地出現空穴現象；當針閥開度低于40μm時，噴孔內的空穴狀態(tài)并不穩(wěn)定，形態(tài)波動較大；隨著針閥開度進一步增加，噴孔內形成挑流，挑流寬度在整個噴油過程中保持穩(wěn)定.

(3) 噴孔內的挑流會出現在噴孔入口角度為銳角的一側，且噴孔入口角度越小，挑流的寬度越大；噴射壓力提高時，燃油自身的內在壓力增大，挑流寬度反而略微減小.

(4) 挑流的存在會導致與挑流接觸一側的射流更快地發(fā)生破碎，進而引起燃油與沉孔發(fā)生撞壁；挑流寬度增加時，噴孔中燃油受壓縮的程度增加，射流寬度變寬.

致謝：

試驗中，得到了美國阿貢國家實驗室王晉博士的指導與幫助，在此向其表示感謝.