周談慶，楊晰宇，王曉艷, ，魏代君，董 全

(1. 哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001；2. 濰柴動(dòng)力股份有限公司，山東 濰坊 261041)

隨著愈發(fā)嚴(yán)苛的排放法規(guī)的提出，缸內(nèi)高壓直噴柴油/天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)由于其清潔性與等效于柴油機(jī)的動(dòng)力性成為研究熱點(diǎn)[1]．類似于直噴式柴油機(jī)，缸內(nèi)高壓直噴柴油/天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒模式為擴(kuò)散燃燒[2]．目前的研究中充分證明了氣相及液相的瞬態(tài)質(zhì)量流率均是影響缸內(nèi)燃燒過程以及后續(xù)的排放水平的重要因素[3]．引燃油的噴射正時(shí)、質(zhì)量流率及噴射量對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程(包括先導(dǎo)柴油和天然氣的燃燒階段)及排放性能有明顯的影響[4]．天然氣作為主燃料，其燃料噴射特性決定了缸內(nèi)的燃燒過程[5]．Felayati 等[6]揭示了低負(fù)荷工況下，通過改變噴氣正時(shí)及兩次噴氣的噴氣量比例可有效提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率．Faghani 等[7]發(fā)現(xiàn)天然氣主后噴射策略可以通過減少主噴階段的噴氣量來顯著降低PM 的排放．因此，作為燃料供給系統(tǒng)終端執(zhí)行器，實(shí)現(xiàn)對(duì)雙燃料噴射器引燃油及天然氣兩相燃料瞬時(shí)質(zhì)量流率的同場(chǎng)測(cè)量，對(duì)全面地研究缸內(nèi)高壓直噴柴油/天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒及排放特性有著重大意義．

然而，小型缸內(nèi)直噴柴油/天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)受缸徑限制，無法采取單支柴油噴射器和單支天然氣噴射器獨(dú)立噴射方式，其獨(dú)有的柴油/天然氣兩相燃料高壓耦合式噴射過程為其燃料噴射系統(tǒng)提出了新的挑戰(zhàn)[8-10]．對(duì)于雙燃料噴射器來說，柴油既作為燃料又作為液力驅(qū)動(dòng)介質(zhì)，噴射器內(nèi)由引燃燃料噴射所引發(fā)的復(fù)雜的壓力波動(dòng)極有可能對(duì)氣相燃料的噴射壓力、噴油持續(xù)期等噴射特性產(chǎn)生影響．雙燃料噴射器內(nèi)部復(fù)雜的氣動(dòng)-液壓-電磁多物理場(chǎng)耦合驅(qū)動(dòng)結(jié)構(gòu)使得噴射器面臨工作特性不確定的瓶頸性問題，因而亟需一種有效的測(cè)試方法來實(shí)現(xiàn)雙燃料噴射器油-氣瞬時(shí)質(zhì)量流率的準(zhǔn)確測(cè)量．

目前，對(duì)于燃料噴射器瞬態(tài)質(zhì)量流量的測(cè)試方法大都集中于液體燃料的測(cè)量[11-13]，僅有少部分學(xué)者對(duì)氣體燃料的瞬態(tài)質(zhì)量流率的測(cè)試方法進(jìn)行研究．Faghani等[14]通過測(cè)試高壓氣體脈沖射流的沖擊力獲取，實(shí)現(xiàn)了高壓直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)(HPDI)氣體射流出口動(dòng)量的測(cè)試．Kevin 等[15]發(fā)現(xiàn)可以用氣體的動(dòng)量流曲線描繪質(zhì)量流率曲線，但是需要已知單次噴射循環(huán)的噴氣量．因此，動(dòng)量法雖然可以高信噪比地描繪出噴氣規(guī)律型線，由于噴霧的動(dòng)量損失無法實(shí)現(xiàn)循環(huán)噴氣量的精確測(cè)量．Dong 等[16]基于容積法實(shí)現(xiàn)了噴氣規(guī)律曲線的測(cè)量，但是這種方法雖然可以精確地獲取循環(huán)噴氣量而測(cè)試信號(hào)信噪比較低，且無法實(shí)現(xiàn)兩相燃料的同時(shí)測(cè)量．國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)雙燃料噴射器的噴射特性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究[17]，然而對(duì)于雙燃料同心雙軸針噴射器兩相燃料同場(chǎng)測(cè)試方法的研究鮮見報(bào)道．

為此，筆者提出了一種缸內(nèi)高壓直噴柴油/天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)雙燃料噴射器油-氣瞬態(tài)質(zhì)量流率的測(cè)試方法．針對(duì)燃?xì)馍淞鲃?dòng)量與噴氣規(guī)律對(duì)應(yīng)關(guān)系不確定的問題，創(chuàng)新性地提出了平行測(cè)試方法，同時(shí)測(cè)量噴氣規(guī)律型線和單次噴氣量以得到高信噪比燃?xì)鈬娚湟?guī)律．基于動(dòng)量法實(shí)現(xiàn)了對(duì)雙燃料噴射器的引燃柴油及天然氣瞬時(shí)質(zhì)量流率的同場(chǎng)測(cè)量，并對(duì)所提出測(cè)試方法的精確性進(jìn)行驗(yàn)證．該測(cè)試方法為研究同心雙軸針雙燃料噴射器內(nèi)部氣-液壓力波動(dòng)規(guī)律提供了新的途徑，為缸內(nèi)高壓直噴柴油/天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的噴射過程及燃燒過程的精確控制提供了數(shù)據(jù)支撐．

1 測(cè)試原理

基于動(dòng)量法對(duì)雙燃料噴射器的柴油質(zhì)量流率進(jìn)行測(cè)量．由于氣體高壓射流在噴嘴處會(huì)發(fā)生明顯的膨脹現(xiàn)象，并且氣體射流的慣量較小，造成動(dòng)量損失，使得動(dòng)量法只能測(cè)得噴氣規(guī)律的形狀而不能測(cè)出準(zhǔn)確數(shù)值，故采用動(dòng)量法與容積法平行測(cè)量的方法獲取燃?xì)馑矔r(shí)質(zhì)量流率．

1.1 柴油質(zhì)量流率測(cè)試方法

通過沖擊力測(cè)試燃油的質(zhì)量流率是獲取噴油規(guī)律的有效方法[18]．由動(dòng)量定理可知：

在噴孔和擋板之間的燃油噴霧有質(zhì)量守恒，即

聯(lián)立可得：

同時(shí)根據(jù)假設(shè)可知噴孔處燃油速度和擋板處燃油速度相等，即

聯(lián)合式(3)～(5)，可以推得測(cè)試力信號(hào)與噴射器噴油規(guī)律的數(shù)學(xué)關(guān)系式為

式中：F油為油力傳感器所測(cè)力信號(hào)值；m˙油為擊打在擋板上的燃油質(zhì)量流率；t 為沖擊力持續(xù)時(shí)間；vt為燃油到達(dá)擋板時(shí)的速度大??；v0為燃油在噴孔出口處的速度大小；ρ 為燃油密度；A0為噴孔面積；n 為噴孔數(shù)．

1.2 天然氣質(zhì)量流率測(cè)試方法

由于氣體射流在沖擊傳感器表面之前會(huì)發(fā)生明顯的動(dòng)量損失，則對(duì)式(1)進(jìn)行修正得式(7).

式中：F氣為氣力傳感器所測(cè)力信號(hào)值；為擊打在擋板上的燃?xì)赓|(zhì)量流率；k 為氣體射流動(dòng)量損失系數(shù)．k 受環(huán)境溫度、壓力的影響較大，通過經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)其求解難度極大，對(duì)于氣體射流來說，類比式(6)可得式(8).

力信號(hào)可以高信噪比地描繪噴氣規(guī)律曲線的形狀，而無法定量描繪噴氣速率．若要獲取精確的噴氣規(guī)律數(shù)據(jù)，需獲得該循環(huán)的噴氣量對(duì)噴氣規(guī)律型線進(jìn)行的標(biāo)定．為此，筆者提出一種平行測(cè)試的方法，通過采集測(cè)試容腔內(nèi)的壓力變化獲取循環(huán)噴氣量，如圖1 所示．

圖1 動(dòng)量法及噴氣規(guī)律型線與噴氣量平行測(cè)試裝置Fig.1 Momentum test system and mechanism for parallel test of gas injection profile and gas injection volume

圖2 為噴氣規(guī)律型線與背壓變化．單次噴射所對(duì)應(yīng)的壓力變化可得出單次噴氣量，結(jié)合力信號(hào)曲線的形狀可得出對(duì)應(yīng)單次噴氣量的噴氣規(guī)律曲線．

圖2 噴氣規(guī)律型線與背壓變化曲線Fig.2 Gas injection pattern and variation of back pressure

利用范德瓦爾斯方程可以精確獲取循環(huán)噴氣量，如式(9)所示．

式中：p 為容腔內(nèi)氣體壓力；V0為氣體體積；a、b 為范德瓦爾斯常量；R 為氣體常數(shù)；T 為溫度．

將式(9)按降冪展開可得：

可以通過噴氣前、后壓力的變化計(jì)算出容腔內(nèi)部氣體體積的變化，并根據(jù)式(11)計(jì)算出循環(huán)噴氣量mcyc的大小．

式中：M 為氣體摩爾質(zhì)量；V 為測(cè)試容腔體積；V01為噴氣前容腔氣體體積；V02為噴氣后氣體體積．由于測(cè)試氣體采用高純度的氮?dú)猓蚨?a ＝0.137(J·m3)/mol2；b＝3.86×10-5m3/mol[19]．結(jié)合式(8)，噴氣規(guī)律可以利用式(12)獲?。?/p>

根據(jù)氮?dú)夂图淄橘|(zhì)量流率的換算關(guān)系[19]，甲烷的噴氣規(guī)律可以采用式(13)計(jì)算，關(guān)于氣體噴射的數(shù)據(jù)均已換算成甲烷．

2 測(cè)試裝置及測(cè)試方法介紹

2.1 噴射器結(jié)構(gòu)

采用的噴射器為同心雙軸針結(jié)構(gòu)，可以實(shí)現(xiàn)柴油和天然氣的獨(dú)立噴射，如圖3 所示．

圖3 雙燃料電控噴射器結(jié)構(gòu)示意Fig.3 Structure of dual fuel electronically controlled injector

柴油不僅作為噴射器的引燃油，也作為噴射器中控制針閥運(yùn)動(dòng)的液壓流體．天然氣電磁閥通過控制外部軸針控制室的開、閉來控制外部軸針的運(yùn)動(dòng)，從而控制噴氣過程；柴油電磁閥通過控制內(nèi)部軸針控制室的開、閉來控制內(nèi)部軸針的運(yùn)動(dòng)，從而控制噴油過程．外部針閥的開啟受到電磁線圈的電磁力以及燃油燃?xì)獾臍?液壓力耦合共同作用．

噴嘴布置結(jié)構(gòu)如圖4 所示．選取其中一對(duì)氣孔和油孔進(jìn)行引燃柴油和主燃料天然氣的瞬態(tài)質(zhì)量流率同場(chǎng)測(cè)試．

圖4 噴射器氣孔和油孔的分布Fig.4 Distribution of gas holes and diesel holes in injectors

2.2 測(cè)試系統(tǒng)

測(cè)試系統(tǒng)的機(jī)械結(jié)構(gòu)如圖5 所示，測(cè)試系統(tǒng)設(shè)備如表1 所示．為確保試驗(yàn)臺(tái)與實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)的燃料系統(tǒng)相同，直接采用氮?dú)庾鳛楦邏簹庠?，采用?shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)的燃料系統(tǒng)結(jié)構(gòu)．高壓氣源將氣體接入氣壓控制裝置中，為避免燃?xì)庑孤哆M(jìn)燃油，該裝置根據(jù)當(dāng)前燃油壓力快速調(diào)節(jié)燃?xì)鈮毫Γ员ＷC氣軌壓力低于油軌壓力1 MPa．因此，可以通過調(diào)節(jié)燃油壓力實(shí)現(xiàn)油-氣壓力的雙向調(diào)節(jié)，噴氣壓力總比噴油壓力低1 MPa，以噴氣壓力大小不同來區(qū)分不同燃料噴射壓力的測(cè)試條件．

表1 測(cè)試系統(tǒng)主要設(shè)備Tab.1 Parameters of main equipment of test bench

圖5 測(cè)試系統(tǒng)示意Fig.5 Schematic diagram of test system

兩只相對(duì)布置的力傳感器分別用于測(cè)試圖4 中的氣孔和油孔的燃料噴射規(guī)律．測(cè)試容腔上的背壓傳感器和溫度傳感器用于循環(huán)噴氣量的計(jì)算，燃料噴射背壓設(shè)置為常壓．

測(cè)試系統(tǒng)的電氣組成用于管理測(cè)試循環(huán)的時(shí)序，并進(jìn)行數(shù)據(jù)運(yùn)算，如圖6 所示．其主要包括電荷放大器模塊、下位機(jī)和上位機(jī)．由于噴射器的噴射過程具有瞬時(shí)性，采用壓電式傳感器以保證動(dòng)態(tài)范圍足夠大，能夠覆蓋噴射沖擊產(chǎn)生的大范圍信號(hào)變化．電荷放大器模塊用于各個(gè)傳感器信號(hào)的電荷-電壓轉(zhuǎn)換．下位機(jī)模塊包括高速數(shù)據(jù)采集模塊和單片機(jī)控制模塊，用于實(shí)現(xiàn)數(shù)據(jù)的快速模數(shù)轉(zhuǎn)換與測(cè)試時(shí)序控制．?dāng)?shù)據(jù)采集的頻率為250 kHz．上位機(jī)與下位機(jī)進(jìn)行通訊并進(jìn)行數(shù)據(jù)分析與保存．

圖6 測(cè)試系統(tǒng)的電氣組成Fig.6 Electronics of the measurement system

2.3 不確定度分析

試驗(yàn)中的不確定度和測(cè)量誤差會(huì)由于環(huán)境、儀器、其狀態(tài)和校準(zhǔn)等各種因素而暴露出來．因此，進(jìn)行不確定度分析以證明試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性是很重要的．不確定度為

式中：R 為n 個(gè)獨(dú)立測(cè)量參數(shù)xi的函數(shù)；ΔR 為測(cè)量結(jié)果的不確定度值；Δxi為同一自變量的不確定性．

對(duì)不同噴氣壓力下的油-氣瞬時(shí)質(zhì)量流率進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試，記錄并分析5 組讀數(shù)，以驗(yàn)證其重復(fù)性．雙燃料噴射器油-氣瞬時(shí)質(zhì)量流率測(cè)量的直接測(cè)量值為油力F油、氣力F氣、容腔背壓pb和容腔溫度T．利用公式(14)計(jì)算了測(cè)量值的不確定度，F(xiàn)油、F氣、pb和T不確定度分別為±0.5%、±0.8%、±0.5%和±0.2%，總不確定度為±2.0%．

3 測(cè)試精度驗(yàn)證

3.1 噴氣量精度驗(yàn)證

對(duì)于噴射器的氣體燃料流量特性，目前最常用的測(cè)試方法是利用質(zhì)量流量計(jì)測(cè)試噴射器在一段時(shí)間內(nèi)的總噴氣量，通過該時(shí)間內(nèi)的總噴射次數(shù)計(jì)算單次噴氣量．雖然這種方法是最為直接的測(cè)試方法，具有很高的噴氣量測(cè)試精度，但是對(duì)于缸內(nèi)高壓直噴柴油/天然氣噴射器來說，這種方法遠(yuǎn)遠(yuǎn)滿足不了研究人員對(duì)瞬時(shí)質(zhì)量流率的測(cè)試需求．采用科氏質(zhì)量流量計(jì)的測(cè)試結(jié)果作為對(duì)照，以驗(yàn)證測(cè)試系統(tǒng)噴氣量的精度，如圖7 所示．

圖7 精度驗(yàn)證試驗(yàn)裝置Fig.7 Test device for accuracy verification

在噴氣壓力為32 MPa、噴氣脈寬為1～3 ms 下進(jìn)行多次試驗(yàn)求取平均值，結(jié)果如圖8 所示．兩種方法所獲取的噴氣量差異性在5%以內(nèi)．因此，認(rèn)為筆者所提出測(cè)試方法的精度較高，滿足工程實(shí)際需求．

圖8 兩種方法的噴氣量對(duì)比Fig.8 Comparison of gas injection volume between two methods

3.2 燃料噴射特征時(shí)刻精度驗(yàn)證

為了精確地獲取噴射器噴油與噴氣的開始及結(jié)束時(shí)刻，采用高速攝影技術(shù)對(duì)噴射器噴油過程的液相進(jìn)行直拍，并且采用紋影法[20-22]對(duì)噴射器的噴氣過程進(jìn)行拍攝，裝置及測(cè)試時(shí)序如圖9 所示．

圖9 高速攝影系統(tǒng)與時(shí)序Fig.9 High speed photography system and timing

上位機(jī)同時(shí)對(duì)噴射控制器及CCD 相機(jī)發(fā)出指令，使得噴射器的驅(qū)動(dòng)電流起始時(shí)刻與兩臺(tái)CCD 相機(jī)的拍攝開始時(shí)刻同步．CCD 1 拍攝到油束噴出的時(shí)刻為噴射器的噴油起始時(shí)刻，拍攝到油束消失的時(shí)刻為噴油結(jié)束時(shí)刻．同樣，CCD 2 拍攝到有氣體噴出的時(shí)刻為噴射器的噴氣起始時(shí)刻，拍攝到氣體停止噴射時(shí)刻為噴氣結(jié)束時(shí)刻．

試驗(yàn)工況選取噴氣壓力為28 MPa，噴油脈寬為0.8 ms，間隔為1 ms，噴氣脈寬為1.5 ms，兩臺(tái)相機(jī)拍攝幀率均為40 000 幅/s．拍攝結(jié)果如圖10 所示．

與此同時(shí)，在此工況下用動(dòng)量法測(cè)試的燃料質(zhì)量流率的曲線如圖11 所示．根據(jù)噴油規(guī)律和噴氣規(guī)律上的零點(diǎn)，可得出噴油開始時(shí)刻t1、噴油結(jié)束時(shí)刻t2、噴氣開始時(shí)刻t3及噴油結(jié)束時(shí)刻t4．

圖11 動(dòng)量法特征時(shí)刻識(shí)別Fig.11 Characteristic time identified by momentum method

表2 所示相較于高速攝影所得到的噴油和噴氣的開始與結(jié)束時(shí)刻，采用動(dòng)量法進(jìn)行測(cè)量時(shí)，噴射器噴油開始時(shí)刻誤差為0.097 ms，噴油結(jié)束時(shí)刻誤差為0.113 s，噴射器噴氣開始時(shí)刻誤差為0.074 ms，噴氣結(jié)束時(shí)刻誤差為0.091 ms．噴油及噴氣起始時(shí)刻與噴油及噴氣結(jié)束時(shí)刻的測(cè)試誤差不超過0.113 ms，證明使用動(dòng)量法測(cè)試噴油及噴氣的開始與結(jié)束特征時(shí)刻的精度較高．

表2 兩種方法特征時(shí)刻識(shí)別結(jié)果對(duì)比Tab.2 Comparison of identification results of characteristic time between the two methods ms

3.3 燃料噴射一致性驗(yàn)證

相同工況下多次重復(fù)噴射的燃料噴射特性一致性是衡量噴射器工作狀態(tài)和測(cè)試系統(tǒng)穩(wěn)定性的重要指標(biāo)．噴射器內(nèi)部燃?xì)馊加偷膹?fù)雜壓力波動(dòng)以及測(cè)試平臺(tái)的震動(dòng)與電磁噪聲的不規(guī)則干擾是影響燃料噴射規(guī)律及噴射量一致性的重要因素．

因此，為探究這些因素對(duì)多次測(cè)試燃料噴射特性一致性的影響，對(duì)每個(gè)工況點(diǎn)重復(fù)測(cè)試30 次．圖12示出噴油壓力為29 MPa、噴氣壓力為28 MPa、噴油脈寬為0.8 ms、間隔為0.8 ms 及噴氣脈寬為1.5 ms工況下的噴油量和噴氣量數(shù)據(jù)．

圖12 噴油量和噴氣量一致性Fig.12 Consistency of diesel injection mass and natural gas injection mass

為進(jìn)一步衡量試驗(yàn)裝置的準(zhǔn)確性與噴射器噴油量及噴氣量的一致性，采用量綱為1 差異性系數(shù)對(duì)其離散程度進(jìn)行分析，根據(jù)差異性系數(shù)σ的定義[9]為

式中：D 為標(biāo)準(zhǔn)差；E 為均值；q 為燃料噴射量．將差異性系數(shù)定義為波動(dòng)率，在該工況下噴油量及噴氣量的波動(dòng)率分別為1.4%和2.9%，測(cè)試結(jié)果一致性較好．

4 結(jié)果及討論

4.1 燃料噴射特征時(shí)刻定義

由于燃料噴射規(guī)律曲線在起始階段和結(jié)束階段在0 附近存在微小的波動(dòng)，容易對(duì)燃料噴射持續(xù)期的判斷造成影響．因此，選取噴油速率達(dá)到最大值的時(shí)刻，向前檢索至噴油速率第一個(gè)到達(dá)0 值的時(shí)刻，定義該時(shí)刻為噴射器噴油始點(diǎn)．向后檢索到噴油規(guī)律第一個(gè)到達(dá)0 值的時(shí)刻為噴油終點(diǎn)．從噴射起始時(shí)刻向后檢索到第一個(gè)導(dǎo)數(shù)為0 的點(diǎn)為內(nèi)部軸針全開時(shí)刻，從噴油結(jié)束時(shí)刻向前檢索到第一個(gè)導(dǎo)數(shù)為0 的點(diǎn)為內(nèi)部軸針開始關(guān)閉時(shí)刻．

圖13 定義從噴油始點(diǎn)到內(nèi)部軸針全開時(shí)間為噴油開啟時(shí)段to，從內(nèi)部軸針開始關(guān)閉時(shí)刻到噴油終點(diǎn)為噴油關(guān)閉時(shí)段tc．同理，從噴氣始點(diǎn)到外部軸針全開時(shí)間為噴氣開啟時(shí)段to′，從外部軸針開始關(guān)閉時(shí)刻到噴氣終點(diǎn)為噴氣關(guān)閉時(shí)段tc′．

圖13 燃料噴射開啟和結(jié)束時(shí)段Fig.13 Opening and closing time of fuel injection

4.2 雙燃料瞬時(shí)質(zhì)量流率同場(chǎng)測(cè)試結(jié)果

為充分覆蓋發(fā)動(dòng)機(jī)噴射器的工作范圍，選取如表3 所示的工況點(diǎn)進(jìn)行雙燃料噴射器油-氣瞬時(shí)質(zhì)量流率同場(chǎng)測(cè)試．

表3 油-氣噴射試驗(yàn)工況點(diǎn)Tab.3 Test conditions of nature gas injection and diesel injection

燃料質(zhì)量流率曲線如圖14 所示．虛線部分為燃油質(zhì)量流率，實(shí)線部分為相同工況下對(duì)應(yīng)的燃?xì)赓|(zhì)量流率．可以看出，筆者所提出的測(cè)試裝置可以很好地獲取噴射器的燃料質(zhì)量流率．

圖14 不同噴氣脈寬下燃料質(zhì)量流率Fig.14 Fuel injection rates at different gas injection pulses

在燃油質(zhì)量流率方面，同一噴氣壓力下燃油噴射脈寬相同，燃油質(zhì)量流率在噴氣壓力較高時(shí)有著很好的一致性，當(dāng)噴氣壓力降到15 MPa 左右時(shí)，噴油規(guī)律的一致性有所下降，主要表現(xiàn)在噴油持續(xù)期的不一致性．當(dāng)燃油噴射壓力較高時(shí)，針閥底部受到的抬升力較大，使得針閥穩(wěn)定在最大限位處，直到針閥落座，噴油結(jié)束．反之，燃油噴射壓力較低，則針閥底部受到的抬升力較小，在頂部控制腔壓力和針閥自重的壓制下，導(dǎo)致針閥運(yùn)動(dòng)不穩(wěn)定，從而導(dǎo)致針閥過早關(guān)閉，降低噴油規(guī)律一致性．

在燃?xì)赓|(zhì)量流率方面，不同噴射脈寬的噴氣規(guī)律曲線在初始階段完全重合，這是由于氣閥本身結(jié)構(gòu)決定的．噴氣壓力相同時(shí)，噴射器內(nèi)部針閥受到上提的力相同，針閥的開啟速度相同．因此，相同噴氣壓力下各條噴氣規(guī)律曲線在開始階段重合．

另外，噴氣脈寬較短時(shí)，噴射內(nèi)部針閥在噴射過程中未到達(dá)最大升程，隨即就開始下落，噴氣規(guī)律曲線呈現(xiàn)三角形趨勢(shì)．隨著噴氣脈寬的增加，三角形噴氣規(guī)律的上升階段和下降階段持續(xù)的時(shí)間均增加，噴氣速率的最大值也隨之增加．當(dāng)噴氣脈寬增加到足夠使針閥到達(dá)最大位置時(shí)，氣體的出口截面積不變，噴氣規(guī)律曲線存在穩(wěn)定噴射階段，噴氣規(guī)律曲線從三角形變?yōu)樘菪?，穩(wěn)定階段的噴氣規(guī)律的波動(dòng)取決于上游噴氣壓力的波動(dòng)．

4.3 噴射壓力對(duì)雙燃料噴射器開啟與關(guān)閉的影響

為了研究噴射壓力對(duì)于同心雙軸針式雙燃料噴射器特性的影響，進(jìn)一步探究?jī)?nèi)部軸針與外部軸針的運(yùn)動(dòng)特性，對(duì)不同噴射壓力下燃料質(zhì)量流率進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖15 所示．提取不同噴氣壓力下噴油與噴氣開啟時(shí)段to、to′和關(guān)閉時(shí)段tc、tc′，如圖16 所示．可以看出，隨著噴氣壓力升高，to與to′減小，tc與tc′增大，噴氣的開啟及關(guān)閉均慢于噴油．

圖15 不同噴氣壓力下燃料質(zhì)量流率Fig.15 Fuel injection rates at different gas injection pressures

圖16 不同噴氣壓力下燃料噴射的開啟與關(guān)閉時(shí)段Fig.16 Opening and closing periods of fuel injection at different gas injection pressures

圖17 不同油-氣間隔的燃?xì)赓|(zhì)量流率Fig.17 Gas injection rate at different diesel-gas injection intervals

軸針主要受到頂部控制室施加的向下壓力、下方壓力室施加的向上推力和軸針本身的重力3 個(gè)力的作用．前兩者在軸針運(yùn)動(dòng)過程中均處于動(dòng)態(tài)變化中，壓力室壓力與噴射壓力一致．

在軸針開啟階段，控制室泄壓速度慢，壓力降低得慢，且當(dāng)燃料從噴射孔噴出后，壓力室的壓力將驟降并逐漸穩(wěn)定在燃料噴射壓力附近，導(dǎo)致推力減小并趨于穩(wěn)定．在關(guān)閉階段，控制室建壓的速度大于其泄壓的速度，向下壓力增加得快，由于回油推力下降得快，軸針受本身向下的重力．隨著噴射壓力增加，推力增加，導(dǎo)致開啟速度增加，關(guān)閉速度降低．

另外，由于外部軸針控制室容積大于內(nèi)部軸針控制室，開啟階段其泄壓速度較慢，外部軸針自重大于內(nèi)部軸針，導(dǎo)致外部軸針開啟時(shí)間更長(zhǎng)．關(guān)閉階段由于外部軸針控制室容積較大，建壓速度慢于內(nèi)部控制室，導(dǎo)致外部軸針關(guān)閉時(shí)間更長(zhǎng)．

4.4 引燃油噴射對(duì)噴氣量的影響

為探究同心雙軸針雙燃料噴射器兩相燃料耦合噴射時(shí)內(nèi)部復(fù)雜的液力變化對(duì)燃?xì)馑矔r(shí)噴射特性的影響，將僅噴氣方式與不同油-氣噴射間隔的雙燃料噴射方式進(jìn)行對(duì)比分析，試驗(yàn)工況如表4 所示．

表4 引燃油影響試驗(yàn)工況點(diǎn)Tab.4 Test conditions of pilot-diesel injection effect

取噴油脈寬為0.8 ms、噴氣脈寬為2.0 ms 的不同油-氣間隔下的燃?xì)赓|(zhì)量流率曲線為例，將其噴油始點(diǎn)與只噴氣情況下的噴油始點(diǎn)重合，如圖 17 所示．柴油噴射過程不影響燃?xì)赓|(zhì)量流率的峰值，而對(duì)燃?xì)鈬娚涞拈_始階段及燃?xì)鈬娚涑掷m(xù)期產(chǎn)生較大影響．這是由于柴油的噴射過程僅影響雙燃料噴射器中燃油的壓力波動(dòng)特性，不影響燃?xì)鈬娚鋲毫?，又由于較高的噴射壓力必然導(dǎo)致噴孔處產(chǎn)生壅塞效應(yīng)，燃?xì)馍淞饕援?dāng)?shù)芈曀龠M(jìn)行噴射．油-氣間隔時(shí)間對(duì)噴氣持續(xù)期產(chǎn)生影響，但二者并不呈線性相關(guān)．

為進(jìn)一步探究引燃油噴射與燃?xì)鈬娚鋾r(shí)間間隔對(duì)燃?xì)鈬娚涞挠绊?，?duì)不同引燃油噴射脈寬與燃?xì)鈬娚涿}寬下的燃?xì)饬窟M(jìn)行分析，結(jié)果如圖18 所示．

圖18 不同油-氣間隔噴氣量波動(dòng)Fig.18 Fluctuation of gas injection mass at different diesel-gas injection intervals

雙燃料耦合噴射方式下的噴氣量在僅噴氣下的噴氣量上、下波動(dòng)，并且波動(dòng)幅度超過6%，這種噴氣量波動(dòng)勢(shì)必會(huì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的做功過程產(chǎn)生影響．柴油噴射過程主要通過影響噴氣持續(xù)期來影響噴氣量，而噴氣持續(xù)期的變化與雙燃料噴射器內(nèi)部燃油壓力波動(dòng)特性密切相關(guān)，其影響機(jī)理有待進(jìn)一步研究．

5 結(jié) 論

(1) 提出一種雙燃料噴射器兩相燃料瞬態(tài)質(zhì)量流率的測(cè)試方法；基于動(dòng)量法的測(cè)試原理實(shí)現(xiàn)了兩相燃料的同場(chǎng)測(cè)試，針對(duì)燃?xì)馍淞鲃?dòng)量流與噴氣規(guī)律對(duì)應(yīng)關(guān)系不確定的問題，創(chuàng)新性地提出了平行測(cè)試的方法，實(shí)現(xiàn)了噴氣規(guī)律曲線的高信噪比描繪以及噴氣量的精確測(cè)試．

(2) 噴油量與科氏質(zhì)量流量計(jì)進(jìn)行對(duì)比誤差不超過5%；使用高速攝影技術(shù)對(duì)噴射器的噴氣以及噴油的開始時(shí)刻與結(jié)束時(shí)刻的測(cè)試進(jìn)行驗(yàn)證，結(jié)果表明：測(cè)試誤差不超過0.113 ms，證明使用動(dòng)量法測(cè)試噴油及噴氣的開始與結(jié)束特征時(shí)刻的精度較高；對(duì)燃料噴射的一致性進(jìn)行驗(yàn)證，噴油量及噴氣量的波動(dòng)率分別為1.4%和2.9%，測(cè)試結(jié)果一致性較好．

(3) 使用該裝置對(duì)雙燃料噴射器瞬時(shí)質(zhì)量流率進(jìn)行同場(chǎng)測(cè)試，證明該裝置可以獲取較為理想的燃料噴射規(guī)律曲線；當(dāng)噴油脈寬、噴射間隔及噴氣壓力相同時(shí)，隨著噴氣脈寬的變化，由于噴射器外部軸針的運(yùn)動(dòng)特性，單次噴射噴氣規(guī)律曲線呈現(xiàn)三角形和梯形；隨著噴射壓力增加，噴射器的開啟時(shí)段減小，關(guān)閉時(shí)段增加；引燃油噴射通過影響噴油持續(xù)期影響噴氣量，先油后氣噴射方式下的噴氣量在僅噴氣方式下的噴氣量上、下波動(dòng)，波動(dòng)幅度較大．