不同環(huán)境條件下向外開口的空心錐形柴油噴霧特性研究

0 前言

在過去幾年中，柴油發(fā)動機技術已經(jīng)通過電子發(fā)動機控制、增加噴射壓力、創(chuàng)新噴射技術和改進充量技術的發(fā)展得到了顯著改善。直噴(DI)柴油發(fā)動機的噴射系統(tǒng)在滿足低污染物排放和高發(fā)動機效率方面具有重要作用。噴孔的幾何形狀[1-3]是影響燃料噴霧特性、空氣-燃料混合及由此形成的燃燒和污染物的噴射系統(tǒng)參數(shù)之一。特別是定義柴油噴油器霧化能力的主要物理過程與特征化噴嘴流動的穴蝕和湍流條件相關。噴孔直徑、水力研磨、錐度或入口孔半徑等設計參數(shù)對內部液力流動都有直接影響，可以在高性能和排放之間進行更好的權衡?；谶@個原因，深入了解噴油器幾何形狀如何影響新出現(xiàn)的噴霧是一項必不可少的任務。

替代傳統(tǒng)多孔噴嘴(MHN)的噴霧概念可以認為是1種增加噴射壓力的解決方案，以確保活塞碗中的高速和快速空氣-燃料混合，最終目標是提高燃料效率和減少發(fā)動機排放[4-5]。在這種情況下，空心錐形噴嘴(HCN)噴油器理論上可以成為滿足這些目標的有效解決方案。其基本思想是通過使用360°噴射區(qū)域來增加徑向燃料分布。壓力渦流和向內開口空心錐形噴油器具有相對較寬的噴霧角度和精細霧化，通常用于汽油直噴(GDI)和汽油壓縮點火(GCI)發(fā)動機[6-7]。GCI發(fā)動機通常在低溫燃燒(LTC)條件下運行，具有達到類似柴油機熱效率的潛力，同時顯著減少了發(fā)動機排出的氮氧化物(NOx)和炭煙，在過去十年中受到越來越多的關注[8-10]。最近，通過壓電執(zhí)行器可以精確控制噴射，向外開口的壓電噴油器作為高效的空心錐形噴油器正在普及。壓電式噴油器具有更大的線性工作流量范圍、更高的靜態(tài)流量、快速多脈沖產(chǎn)生緊密間隔的多次噴射的能力，可以精確地噴射非常小的油量，具有可變針閥升程的潛力，而且其外開式提升閥設計能更有效地抵抗污垢。此外，由壓電噴油器產(chǎn)生的噴射通常能更好地霧化、更少地穿透，產(chǎn)生更緊湊的混合物云團。相對于電磁操作的多孔噴油器，壓電式噴油器具有優(yōu)異的發(fā)動機燃燒穩(wěn)健性、燃料經(jīng)濟性、排放和控制等諸多益處。過去不同研究者分析了這種噴油器的噴霧，但主要集中在GDI噴油器類型的研究上。本文旨在研究高噴射壓力下這些噴霧類型的形態(tài)和穩(wěn)定性，這是典型的柴油機應用方式，試驗結果可用于研究噴油器行為和發(fā)動機的性能，以評估實際應用中柴油壓燃或GCI燃燒系統(tǒng)的潛力。

本研究在蒸發(fā)和非蒸發(fā)條件下及在恒定容積容器中進行原型高壓空心錐形柴油噴油器的分析。使用組合的米氏散射和紋影光學技術在大范圍的環(huán)境條件下研究噴霧結構和燃料蒸發(fā)過程的變化。環(huán)境和噴射條件的影響反應了關于燃料穿透和蒸發(fā)的基本情況。測量了液體和氣相在垂直和水平方向上隨時間變化的最大伸長率。此外，該數(shù)據(jù)集將有助于評估先進的計算流體動力學(CFD)數(shù)值模型。

1 材料與方法

噴射過程的試驗特征是在蒸發(fā)和非蒸發(fā)條件下進行，將燃料噴入高壓恒定容積容器中，在和發(fā)動機類似的氣體密度下測量空間和時間上的噴霧模式。試驗在80.0 MPa和120.0 MPa的噴射壓力(Pinj)、環(huán)境密度(ρgas)14.8 kg/m3，以及2個環(huán)境溫度(Tamb)分別為298 K和560 K的狀態(tài)下進行。設定了3個加電時間(Tinj)0.3 ms、0.7 ms和1.25 ms，以模擬不同的發(fā)動機條件。六氟化硫(SF6)用于得到不同環(huán)境溫度0.25 MPa (298 K時)和0.47 MPa(560 K時)的所需空氣密度。 每種噴射條件下，進行5個連續(xù)模擬以評估噴霧擴散過程。

使用的噴油器采用向外開口的軸針式噴嘴，能產(chǎn)生類似于在一些GDI噴油器中產(chǎn)生的空心錐形噴霧。該原型的主要特點在于：使用壓電執(zhí)行器直接驅動針閥，動態(tài)行為質量高，快速精確控制噴射，最大噴射壓力(Pinj)160.0 MPa，并能夠以高流速和極低的針閥升程(30 μm)運行。針閥座直徑3.5 mm，錐角約145°，最大針閥升程30 μm。針閥升程的變化將導致噴嘴出口區(qū)域的改變。針閥升程可以通過激活噴油器壓電晶體堆疊的電荷或加電持續(xù)時間來控制。選擇正庚烷(C7H16)作為單組分流體燃料，確?；旌衔锶紵^程中實現(xiàn)的化學特性和熱力學轉變的完整性和獨特性，并確保物質的可追溯性。

2 光學設置和圖像處理程序

對于多相流體，例如燃料噴霧包含液相和氣相，都對特征圖像有影響。這使得在沒有綜合測量的情況下無法明確區(qū)分氣相和液相。通過選擇2種光學技術，即紋影和米氏散射來研究噴霧，沿著相同視線的圖像采集允許米氏散射圖像覆蓋在紋影圖像上，從而能標記相位邊界。利用高速米氏散射成像來觀察液相，同時使用相應的紋影來顯現(xiàn)氣相。根據(jù)傳統(tǒng)的Z形折疊配置，使用2個15°離軸拋物面鏡(直徑101.6 mm，母焦距508 mm)實現(xiàn)紋影設置。使用高速C-Mos相機(Photron FASTCAM SA4)以45 000 f/s的速率獲取圖像，圖像窗口為384×192像素。相機配備90 mm的物鏡，焦距為1∶2.8，空間分辨率為4.5像素/mm。

液相的輪廓是通過對圖像的最佳濾波來分割噴霧的散射圖像而獲得的，依賴于傳統(tǒng)方法并結合基于Otsu算法的加權累積應用的原始閾值程序。通過利用圖像的一些傳統(tǒng)濾波和操作來明顯加強由蒸汽密度梯度引起的強度紋理，獲得了紋影圖像的分割，以獲得噴霧氣相的輪廓。該方法允許從背景中辨別噴霧的整個噴霧氣相。關于紋影圖像，從獲取的圖像開始，進行背景的減法和除法以去除噪聲，從而保證均勻的背景。假設演化特征時間快于背景(靜態(tài)減法)，則使用第一個捕獲圖像(無噴霧)作為背景圖像。該除法確保了噴霧強度的進一步增加。最后，伽馬(γ=0.6，拉伸圖像)和高斯濾波器(σ=1，平滑)是手動操作的，以突出處理中的圖像。二值化，即邊界，是通過應用于后一圖像的Otsu算法獲得的。通過類似于先前所示的程序檢測液相。背景減法和濾波器是應用于圖像的唯一操作，實現(xiàn)了一種全新的閾值定義算法。假設伽瑪濾波器的值幾乎是單一的(0.9)，而設置高斯One(Gauss one)與紋影處理相同。接下來，應用“加權累積閾值”以突出相對于背景的液體部分。獲得相對于對應幀“i-th”加權的閾值的累積和。將平均值設定為閾值，以檢測序列的每個圖像的液相。最后，將(來自米氏散射圖像的)液相和(來自紋影圖像的)氣相的擴散燃料的輪廓形狀疊加到原始圖像上。圖1顯示了在蒸發(fā)條件下的原始噴霧圖像，左側為米氏散射，右側為紋影，而相應的圖像與重疊輪廓疊加在第二個噴霧中。噴霧圖像顯示來自噴嘴的完整液體核心被由混合到液體韌帶的燃料蒸汽和精細霧化的液滴組成的區(qū)域圍繞。在MATLAB平臺中開發(fā)了內部算法，通過表征液相和氣相發(fā)展的主要宏觀參數(shù)來處理圖像：軸向(a)和徑向(r)穿透與從噴射開始的時間分別作為垂直和水平方向的最大伸長率(圖1)。

圖1 使用液體輪廓(左側的米氏散射)和蒸汽(右側的紋影)相的輪廓圖像處理

3 結果與討論

3.1 噴射率測量

噴射率(ROI)測量的博世計量器通過測量由噴射燃料產(chǎn)生的壓力波，獲得噴射速率形狀。噴射燃料質量的總量由博世管中的壓力信號導出，并且通過設備的幾何參數(shù)和流體的化學-物理性質與噴射率成正比。圖2中示出了在30.0 MPa、80.0 MPa和120.0 MPa的噴射壓力下，通電噴射時間為1.25 ms的正庚烷燃料的ROI曲線。

圖2 噴射壓力30.0 MPa、80.0 MPa和120.0 MPa時的噴射率曲線(通電時間1.25 ms)

3個壓力的曲線趨勢在其持續(xù)時間內是相似的。相對于其他2個條件，最低噴射壓力(30 MPa)曲線在第一時刻期間燃料流出速度較慢。此外，在每種條件下，在噴射開始后約0.15～0.20 ms可觀察到第一相對噴射率峰值。這種效應可能與針閥開起期間的非漸進提升有關，也可能與在達到準穩(wěn)態(tài)之前的流速脈動效應有關。未來關于噴油器內部流動的建模和模擬的研究可以允許對這種行為進行更詳細的分析。噴射率持續(xù)增加至針閥在約0.4 ms達到其最大升程，此后達到準穩(wěn)定值。不同的高臺水平來自不同的噴射壓力，3條曲線在關閉時間的差異可忽略不計。對于所有噴射壓力，相應的實際噴射持續(xù)時間約為1.30 ms。在噴射壓力分別為30.0 MPa和120.0 MPa時，噴射總質量在每行程54.4～88.0 mm3時表現(xiàn)出良好的比例關系。在噴射結束時，由于博世管中的流體動力學效應，傾倒振蕩被記錄下來。

在表1中，報告了所有調查條件下噴射燃料的總量。對于每行程7.0～88.0 mm3的一系列噴射燃料質量，噴射系統(tǒng)表現(xiàn)出穩(wěn)定且重復的行為。觀察到隨著噴射壓力和噴射時間的增加，噴射量有增加的趨勢。

表1 不同噴油壓力和噴油時間下的噴油量

3.2 整體噴霧特性

更改了噴射壓力、通電持續(xù)時間和環(huán)境溫度，以分析和比較每個執(zhí)行變量對噴嘴出口流量的具體影響。非蒸發(fā)(Tamb298 K)和蒸發(fā)條件(Tamb560 K)下將顯示液相和氣相發(fā)展的主要特征描述。

通過紋影和米氏散射光學技術分析非蒸發(fā)條件下的液相。 2種技術捕獲的噴霧形態(tài)看起來非常相似，因此在本研究中只選擇非蒸發(fā)溫度下通過米氏散射對液相的分析。圖3中示出了一般噴霧形狀和噴霧結構的演變，在非蒸發(fā)條件下噴射壓力為80.0 MPa時，噴射開始后不同時間液體噴霧的米氏散射圖像。

圖3 蒸發(fā)溫度298 K、噴射壓力80.0 MPa時的液體噴霧演變

從早期的噴霧圖像可以看出，新出現(xiàn)的環(huán)形液體噴射流相當規(guī)則，噴射前沿處在軸向方向上達到準相等的穿透。之后，觀察到燃料的輕微不均勻分布(在左側更多穿透)，可能是由于噴油器板的不規(guī)則提升導致噴嘴出口面積不均勻。因此，在全針閥升程時，在一側觀察到更顯著的燃料流動現(xiàn)象，噴油器噴嘴到噴射前沿的垂直方向上的最大距離作為軸向穿透，反之亦然。在徑向方向上，從早期時刻開始的整個噴射事件中，噴霧在兩側以準對稱模式發(fā)展。在兩側測量了徑向演變，并計算在每個噴射時間的5次重復的平均值。

從該視圖采集的圖像顯示了在恒定容積容器后壁前后方向的噴霧擴散云的敏感影響。 正如試驗結果所描述的，HCN噴霧這種典型的反向流動來自不同的同期效應。首先，來自外部區(qū)域的強烈氣流進入錐形噴霧，產(chǎn)生具有環(huán)形渦流的再循環(huán)區(qū)域。此外，針閥升程本身的液壓動態(tài)特性，加上空氣夾帶進入噴霧，在軸針和閥座之間的間隙中形成氣泡和氣穴，其位置取決于噴霧徑向或切向哪個方向更有利。穴蝕現(xiàn)象可能是氣囊的原因，而不是針閥密封區(qū)域周圍的連續(xù)蒸汽膜，HCN噴霧試驗可視化證明了這一點。

圖4 噴射持續(xù)時間對軸向和徑向液體穿透的影響(噴射壓力80.0 MPa)

圖4顯示了在80.0 MPa的噴射壓力下噴射持續(xù)時間對軸向(頂部)和徑向(底部)液體穿透的影響。測量采集遠遠超過有效噴射持續(xù)時間，以便即使在噴油器關閉后也能跟隨噴霧發(fā)展。通過傳播分析，考慮到循環(huán)間的誤差，因此在連續(xù)5次噴射中取平均值。每一次采集時間都報告相應的誤差線。第一個有用的測量是噴射開始后(ASOI)22.2 μs的采集圖像。軸向和徑向輪廓在所有調查持續(xù)期隨時間準線性增長?？梢宰R別噴霧傳播中的不同階段：在液體分解期間恒定速度的初始線性傳播，之后是液滴的平方根狀減速。擴散邊緣趨勢主要是噴射壓力、環(huán)境密度和噴出區(qū)域的函數(shù)，與加電時間無關。圖4中的曲線說明了不同噴射持續(xù)時間對噴霧演變在公共重疊輪廓區(qū)域的影響可忽略不計。事實上，噴射的最長持續(xù)時間只是最短噴射的延伸。在噴射結束后，噴霧減慢了進化，達到穩(wěn)定值。同時如輪廓圖所示，在軸向和徑向上，噴霧隨噴射持續(xù)時間有很好的放大特性，這是所有噴射系統(tǒng)具有良好穩(wěn)定性的特征。

在先前研究中，考慮到相同的噴射條件，僅對效果進行分析，對HCN(與當前類型非常相似)和MHN噴射器的噴霧性能進行了數(shù)值比較。由不同的噴油器配置引起，在相同的噴射率下，最明顯的差異在于HCN原型產(chǎn)生的噴霧的最低徑向穿透。這可歸因于HCN中的噴出面積增加，是MHN的3倍，液滴直徑和噴射速度同時降低，導致噴射動量減小。

在非蒸發(fā)條件下研究了燃料噴射壓力對空心錐形噴霧形態(tài)的影響。圖5示出了噴射壓力80.0 MPa (左)和120.0 MPa(右)，通電時間為0.7 ms時，不同ASOI時間的2種米氏散射噴霧序列。噴射燃料量從每行程41.0 mm3增加到45.6 mm3(表1)，與噴射壓力的增長有關，導致水平和垂直方向上的液體穿透更大。因此，當增加噴射的燃料量時，噴霧看起來更密集和更亮(右側)。最后，當改變噴射壓力時，沒有觀察到噴霧整體形態(tài)的顯著影響。觀察到Pinj120.0 MPa噴霧的重復性和穩(wěn)定性，表明HCN噴油器能產(chǎn)生高壓空心錐形噴霧。

圖5 噴射壓力80.0 MPa(左)和120.0 MPa(右)時的液體噴霧順序

圖6描繪了不同噴射壓力下液體軸向和徑向穿透趨勢，噴霧隨著噴射壓力從80.0 MPa增加到120.0 MPa，在2個方向上的增量。這些輪廓僅在早期階段重疊，之后最大的燃料動量在兩側產(chǎn)生強烈的噴霧演變。盡管噴油器的幾何形狀與傳統(tǒng)的柴油多孔噴嘴完全不同，但是穿透曲線的形狀表明，物理過程似乎與破壞液體核心的主要和次要分裂機制非常相似，即從噴嘴噴出，變成細絲、氣泡液滴和飛沫。

圖6 不同噴射壓力下的液體軸向和徑向穿透

通過將環(huán)境溫度提高到560 K，遠遠超過正庚烷沸點(371.4 K)來研究蒸發(fā)條件。 位于加壓容器內的J型熱電偶可以精確測量環(huán)境溫度，偏差在設定值的±5 K的范圍內。

圖7展示了在不同ASOI時間的蒸發(fā)噴霧序列，其源自米氏散射(左)和紋影(右)光學技術。在噴射壓力80.0 MPa、持續(xù)噴射時間1.25 ms時，得到的燃料噴射量為每行程82.9 mm3(表1)。對于每一列，環(huán)境溫度的影響可以根據(jù)米氏散射圖像的液相及紋影的液體和蒸氣來評估。

圖7 蒸發(fā)條件下的噴霧順序、液體和蒸汽檢測

環(huán)境溫度的增加對液體、大量分散的液滴及氣相都有影響。圖7中的紋影噴霧圖像顯示了液體的致密核心(緊鄰噴嘴的暗部分)和在液體周圍的混合區(qū)域，包括細絲、精細霧化的液滴和氣相。由于更強的液滴霧化，氣相開始在外部噴霧邊緣處發(fā)展，然后隨著時間的推移越來越多地生長。噴霧在空間和時間上的演變顯示了這種噴嘴構造的能力，即均勻地和周向地分布，產(chǎn)生精細霧化的噴霧，有助于改善燃料和空氣的混合水平。

圖8 在80.0 MPa的噴射壓力下環(huán)境溫度對液體軸向和徑向穿透的影響

關于液相，可以在圖8的液體噴射穿透圖中，針對軸向和徑向方向估計蒸發(fā)速率。圖8描繪了在80.0 MPa的噴射壓力下，液體從室溫到560 K隨環(huán)境溫度的變化趨勢。軸向傳播的輪廓重疊至約0.2 ms，表明在早期階段蒸發(fā)過程的影響可忽略不計。之后，在最高溫度下，液體的穿透比室溫的要長。這種意外行為的原因可以在圖9中解釋，液體噴霧在蒸發(fā)條件(圖9(a))和非蒸發(fā)條件(圖9(b))之間的比較。如前所述，在室溫下，液體噴霧前端以準均勻的方式隨時間發(fā)展(圖9(b))，反之亦然。蒸發(fā)過程的效果促使液體噴霧向中間塌陷，中間燃料濃度比周邊密度小，隨之噴霧錐角得以收縮。因此，在噴霧的兩側形成了2個更有穿透力的波瓣。在噴射過程結束時，相對于中心部分，側面的穿透越來越多地增加。該最大值被認為是軸向穿透，當蒸發(fā)條件發(fā)生時，其垂直方向上的液體噴霧傳播比室溫時更長。由于在氣化過程，液體空心錐形噴霧的收縮在徑向方向上強烈減少。在蒸發(fā)條件和非蒸發(fā)條件下，液體輪廓之間的發(fā)散趨勢是液體燃料在水平方向上蒸發(fā)的結果，該蒸發(fā)隨著時間的推移越來越多。

圖9 蒸發(fā)和非蒸發(fā)的液體噴霧形態(tài)

圖10展示了環(huán)境密度為14.8 kg/m，軸向和徑向噴射壓力為80.0 MPa時，液體和蒸氣穿透輪廓隨時間的變化。米氏散射與代表液體和蒸氣的紋影圖像，在兩相共存條件下，僅代表由燃料完全蒸發(fā)形成的蒸氣。在早期，紋影穿透曲線與米氏散射曲線匹配，表明在液體周圍沒有檢測到蒸氣。之后，穿透曲線開始彼此相異。該偏差表明，除了2個方向上的液相之外還存在氣相。值得注意的是，在沒有互補的米氏散射圖像的情況下，該結論無法單從紋影得到，紋影在未分化模式中包含液相和氣相。從噴射開始的稍后時間起，蒸氣輪廓比液體輪廓向前移動更快，液體和蒸氣徑向曲線在很長時間內都有輕微的飽和趨勢。

圖10 蒸發(fā)條件下軸向和徑向的穿透輪廓

4 結論

通過使用米氏散射和紋影技術的成像方法，研究了寬廣范圍噴射和不同環(huán)境條件下外開式壓電噴射器的宏觀行為。與傳統(tǒng)的用于汽油的空心錐形噴油器相比，該外開式壓電噴射器能在更高噴射壓力條件下，在加熱恒定容積的加壓容器中進行正庚烷的噴射。在蒸發(fā)和非蒸發(fā)條件下產(chǎn)生高壓空心錐形噴霧，可以評估整體噴霧形態(tài)以及液相和氣相的演變。

組合光學技術非常適合捕獲燃料的各種熱力學特性，并且對控制參數(shù)(環(huán)境溫度和噴射條件)很敏感。 盡管噴油器的幾何形狀與傳統(tǒng)的柴油多孔噴嘴完全不同，但是穿透曲線的形狀表明，物理過程似乎非常類似于主次分裂機理，即將噴嘴噴出的液體核心分解成細絲、氣泡液滴和飛沫。

直接驅動壓電系統(tǒng)能夠精確控制針閥提升。HCN針閥提升能產(chǎn)生非常小的初始液滴尺寸，從而提供精細且周向分布的霧化噴霧，有助于改進空氣-燃料混合水平。采用HCN噴嘴原型，利用其較高的初始蒸發(fā)速率和良好混合水平的特性，可以作為汽油直噴壓縮點火(GDICI)發(fā)動機和預混壓燃(PCCI)發(fā)動機的改進方案。所采用的原型噴油器的關鍵是在相同噴射條件下，相對于傳統(tǒng)多孔噴油器，由于徑向穿透明顯減少，因而整體噴油器的穿透似乎有所減少。應通過進一步研究深入分析這種影響，以評估是否可以適當控制噴霧穿透和霧化水平。獲得的數(shù)據(jù)可用于驗證先進的CFD數(shù)值模型。