雙燃料噴射器油-氣瞬時質(zhì)量流率同場測量方法

周談慶，楊晰宇，王曉艷, ，魏代君，董 全

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

隨著愈發(fā)嚴苛的排放法規(guī)的提出，缸內(nèi)高壓直噴柴油/天然氣發(fā)動機由于其清潔性與等效于柴油機的動力性成為研究熱點[1]．類似于直噴式柴油機，缸內(nèi)高壓直噴柴油/天然氣發(fā)動機的燃燒模式為擴散燃燒[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、質(zhì)量流率及噴射量對發(fā)動機燃燒過程(包括先導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]揭示了低負荷工況下，通過改變噴氣正時及兩次噴氣的噴氣量比例可有效提高發(fā)動機熱效率．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，實現(xiàn)對雙燃料噴射器引燃油及天然氣兩相燃料瞬時質(zhì)量流率的同場測量，對全面地研究缸內(nèi)高壓直噴柴油/天然氣發(fā)動機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)動機受缸徑限制，無法采取單支柴油噴射器和單支天然氣噴射器獨立噴射方式，其獨有的柴油/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]．對于雙燃料噴射器來說，柴油既作為燃料又作為液力驅動介質(zhì)，噴射器內(nèi)由引燃燃料噴射所引發(fā)的復雜的壓力波動極有可能對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)部復雜的氣動-液壓-電磁多物理場耦合驅動結構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試方法來實現(xiàn)雙燃料噴射器油-氣瞬時質(zhì)量流率的準確測量．

目前，對于燃料噴射器瞬態(tài)質(zhì)量流量的測試方法大都集中于液體燃料的測量[11-13]，僅有少部分學者對氣體燃料的瞬態(tài)質(zhì)量流率的測試方法進行研究．Faghani等[14]通過測試高壓氣體脈沖射流的沖擊力獲取，實現(xiàn)了高壓直噴天然氣發(fā)動機(HPDI)氣體射流出口動量的測試．Kevin 等[15]發(fā)現(xiàn)可以用氣體的動量流曲線描繪質(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，由于噴霧的動量損失無法實現(xiàn)循環(huán)噴氣量的精確測量．Dong 等[16]基于容積法實現(xiàn)了噴氣規(guī)律曲線的測量，但是這種方法雖然可以精確地獲取循環(huán)噴氣量而測試信號信噪比較低，且無法實現(xiàn)兩相燃料的同時測量．國內(nèi)外學者對雙燃料噴射器的噴射特性進行了數(shù)值模擬研究[17]，然而對于雙燃料同心雙軸針噴射器兩相燃料同場測試方法的研究鮮見報道．

為此，筆者提出了一種缸內(nèi)高壓直噴柴油/天然氣發(fā)動機雙燃料噴射器油-氣瞬態(tài)質(zhì)量流率的測試方法．針對燃氣射流動量與噴氣規(guī)律對應關系不確定的問題，創(chuàng)新性地提出了平行測試方法，同時測量噴氣規(guī)律型線和單次噴氣量以得到高信噪比燃氣噴射規(guī)律．基于動量法實現(xiàn)了對雙燃料噴射器的引燃柴油及天然氣瞬時質(zhì)量流率的同場測量，并對所提出測試方法的精確性進行驗證．該測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)動機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 測試原理

基于動量法對雙燃料噴射器的柴油質(zhì)量流率進行測量．由于氣體高壓射流在噴嘴處會發(fā)生明顯的膨脹現(xiàn)象，并且氣體射流的慣量較小，造成動量損失，使得動量法只能測得噴氣規(guī)律的形狀而不能測出準確數(shù)值，故采用動量法與容積法平行測量的方法獲取燃氣瞬時質(zhì)量流率．

1.1 柴油質(zhì)量流率測試方法

通過沖擊力測試燃油的質(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：

同時根據(jù)假設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)，可以推得測試力信號與噴射器噴油規(guī)律的數(shù)學關系式為

式中：F油為油力傳感器所測力信號值；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)時間；vt為燃油到達擋板時的速度大小；v0為燃油在噴孔出口處的速度大??；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)量流率測試方法

由于氣體射流在沖擊傳感器表面之前會發(fā)生明顯的動量損失，則對式(1)進行修正得式(7).

式中：F氣為氣力傳感器所測力信號值；為擊打在擋板上的燃氣質(zhì)量流率；k 為氣體射流動量損失系數(shù)．k 受環(huán)境溫度、壓力的影響較大，通過經(jīng)驗公式對其求解難度極大，對于氣體射流來說，類比式(6)可得式(8).

力信號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)的噴氣量對噴氣規(guī)律型線進行的標定．為此，筆者提出一種平行測試的方法，通過采集測試容腔內(nèi)的壓力變化獲取循環(huán)噴氣量，如圖1 所示．

圖1 動量法及噴氣規(guī)律型線與噴氣量平行測試裝置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．單次噴射所對應的壓力變化可得出單次噴氣量，結合力信號曲線的形狀可得出對應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、后壓力的變化計算出容腔內(nèi)部氣體體積的變化，并根據(jù)式(11)計算出循環(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．由于測試氣體采用高純度的氮氣，因而 a ＝0.137(J·m3)/mol2；b＝3.86×10-5m3/mol[19]．結合式(8)，噴氣規(guī)律可以利用式(12)獲?。?/p>

根據(jù)氮氣和甲烷質(zhì)量流率的換算關系[19]，甲烷的噴氣規(guī)律可以采用式(13)計算，關于氣體噴射的數(shù)據(jù)均已換算成甲烷．

2 測試裝置及測試方法介紹

2.1 噴射器結構

采用的噴射器為同心雙軸針結構，可以實現(xiàn)柴油和天然氣的獨立噴射，如圖3 所示．

圖3 雙燃料電控噴射器結構示意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動的液壓流體．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動，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)部軸針的運動，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氣的氣/液壓力耦合共同作用．

噴嘴布置結構如圖4 所示．選取其中一對氣孔和油孔進行引燃柴油和主燃料天然氣的瞬態(tài)質(zhì)量流率同場測試．

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 測試系統(tǒng)

測試系統(tǒng)的機械結構如圖5 所示，測試系統(tǒng)設備如表1 所示．為確保試驗臺與實際發(fā)動機的燃料系統(tǒng)相同，直接采用氮氣作為高壓氣源，采用實際發(fā)動機的燃料系統(tǒng)結構．高壓氣源將氣體接入氣壓控制裝置中，為避免燃氣泄露進燃油，該裝置根據(jù)當前燃油壓力快速調(diào)節(jié)燃氣壓力，以保證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試條件．

表1 測試系統(tǒng)主要設備Tab.1 Parameters of main equipment of test bench

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

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

測試系統(tǒng)的電氣組成用于管理測試循環(huán)的時序，并進行數(shù)據(jù)運算，如圖6 所示．其主要包括電荷放大器模塊、下位機和上位機．由于噴射器的噴射過程具有瞬時性，采用壓電式傳感器以保證動態(tài)范圍足夠大，能夠覆蓋噴射沖擊產(chǎn)生的大范圍信號變化．電荷放大器模塊用于各個傳感器信號的電荷-電壓轉換．下位機模塊包括高速數(shù)據(jù)采集模塊和單片機控制模塊，用于實現(xiàn)數(shù)據(jù)的快速模數(shù)轉換與測試時序控制．數(shù)據(jù)采集的頻率為250 kHz．上位機與下位機進行通訊并進行數(shù)據(jù)分析與保存．

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

2.3 不確定度分析

試驗中的不確定度和測量誤差會由于環(huán)境、儀器、其狀態(tài)和校準等各種因素而暴露出來．因此，進行不確定度分析以證明試驗結果的準確性是很重要的．不確定度為

式中：R 為n 個獨立測量參數(shù)xi的函數(shù)；ΔR 為測量結果的不確定度值；Δxi為同一自變量的不確定性．

對不同噴氣壓力下的油-氣瞬時質(zhì)量流率進行試驗測試，記錄并分析5 組讀數(shù)，以驗證其重復性．雙燃料噴射器油-氣瞬時質(zhì)量流率測量的直接測量值為油力F油、氣力F氣、容腔背壓pb和容腔溫度T．利用公式(14)計算了測量值的不確定度，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 測試精度驗證

3.1 噴氣量精度驗證

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

圖7 精度驗證試驗裝置Fig.7 Test device for accuracy verification

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

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

3.2 燃料噴射特征時刻精度驗證

為了精確地獲取噴射器噴油與噴氣的開始及結束時刻，采用高速攝影技術對噴射器噴油過程的液相進行直拍，并且采用紋影法[20-22]對噴射器的噴氣過程進行拍攝，裝置及測試時序如圖9 所示．

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

上位機同時對噴射控制器及CCD 相機發(fā)出指令，使得噴射器的驅動電流起始時刻與兩臺CCD 相機的拍攝開始時刻同步．CCD 1 拍攝到油束噴出的時刻為噴射器的噴油起始時刻，拍攝到油束消失的時刻為噴油結束時刻．同樣，CCD 2 拍攝到有氣體噴出的時刻為噴射器的噴氣起始時刻，拍攝到氣體停止噴射時刻為噴氣結束時刻．

試驗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，兩臺相機拍攝幀率均為40 000 幅/s．拍攝結果如圖10 所示．

與此同時，在此工況下用動量法測試的燃料質(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，可得出噴油開始時刻t1、噴油結束時刻t2、噴氣開始時刻t3及噴油結束時刻t4．

圖11 動量法特征時刻識別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束時刻，采用動量法進行測量時，噴射器噴油開始時刻誤差為0.097 ms，噴油結束時刻誤差為0.113 s，噴射器噴氣開始時刻誤差為0.074 ms，噴氣結束時刻誤差為0.091 ms．噴油及噴氣起始時刻與噴油及噴氣結束時刻的測試誤差不超過0.113 ms，證明使用動量法測試噴油及噴氣的開始與結束特征時刻的精度較高．

表2 兩種方法特征時刻識別結果對比Tab.2 Comparison of identification results of characteristic time between the two methods ms

3.3 燃料噴射一致性驗證

相同工況下多次重復噴射的燃料噴射特性一致性是衡量噴射器工作狀態(tài)和測試系統(tǒng)穩(wěn)定性的重要指標．噴射器內(nèi)部燃氣燃油的復雜壓力波動以及測試平臺的震動與電磁噪聲的不規(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，為探究這些因素對多次測試燃料噴射特性一致性的影響，對每個工況點重復測試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

為進一步衡量試驗裝置的準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)對其離散程度進行分析，根據(jù)差異性系數(shù)σ的定義[9]為

式中：D 為標準差；E 為均值；q 為燃料噴射量．將差異性系數(shù)定義為波動率，在該工況下噴油量及噴氣量的波動率分別為1.4%和2.9%，測試結果一致性較好．

4 結果及討論

4.1 燃料噴射特征時刻定義

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

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

圖13 燃料噴射開啟和結束時段Fig.13 Opening and closing time of fuel injection

4.2 雙燃料瞬時質(zhì)量流率同場測試結果

為充分覆蓋發(fā)動機噴射器的工作范圍，選取如表3 所示的工況點進行雙燃料噴射器油-氣瞬時質(zhì)量流率同場測試．

表3 油-氣噴射試驗工況點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，實線部分為相同工況下對應的燃氣質(zhì)量流率．可以看出，筆者所提出的測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有著很好的一致性，當噴氣壓力降到15 MPa 左右時，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．當燃油噴射壓力較高時，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，導致針閥運動不穩(wěn)定，從而導致針閥過早關閉，降低噴油規(guī)律一致性．

在燃氣質(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構決定的．噴氣壓力相同時，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，噴射內(nèi)部針閥在噴射過程中未到達最大升程，隨即就開始下落，噴氣規(guī)律曲線呈現(xiàn)三角形趨勢．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)的時間均增加，噴氣速率的最大值也隨之增加．當噴氣脈寬增加到足夠使針閥到達最大位置時，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)律的波動取決于上游噴氣壓力的波動．

4.3 噴射壓力對雙燃料噴射器開啟與關閉的影響

為了研究噴射壓力對于同心雙軸針式雙燃料噴射器特性的影響，進一步探究內(nèi)部軸針與外部軸針的運動特性，對不同噴射壓力下燃料質(zhì)量流率進行對比，結果如圖15 所示．提取不同噴氣壓力下噴油與噴氣開啟時段to、to′和關閉時段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閉時段Fig.16 Opening and closing periods of fuel injection at different gas injection pressures

圖17 不同油-氣間隔的燃氣質(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 個力的作用．前兩者在軸針運動過程中均處于動態(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，導致推力減小并趨于穩(wěn)定．在關閉階段，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，導致開啟速度增加，關閉速度降低．

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，導致外部軸針開啟時間更長．關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，導致外部軸針關閉時間更長．

4.4 引燃油噴射對噴氣量的影響

為探究同心雙軸針雙燃料噴射器兩相燃料耦合噴射時內(nèi)部復雜的液力變化對燃氣瞬時噴射特性的影響，將僅噴氣方式與不同油-氣噴射間隔的雙燃料噴射方式進行對比分析，試驗工況如表4 所示．

表4 引燃油影響試驗工況點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-氣間隔下的燃氣質(zhì)量流率曲線為例，將其噴油始點與只噴氣情況下的噴油始點重合，如圖 17 所示．柴油噴射過程不影響燃氣質(zhì)量流率的峰值，而對燃氣噴射的開始階段及燃氣噴射持續(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特性，不影響燃氣噴射壓力，又由于較高的噴射壓力必然導致噴孔處產(chǎn)生壅塞效應，燃氣射流以當?shù)芈曀龠M行噴射．油-氣間隔時間對噴氣持續(xù)期產(chǎn)生影響，但二者并不呈線性相關．

為進一步探究引燃油噴射與燃氣噴射時間間隔對燃氣噴射的影響，對不同引燃油噴射脈寬與燃氣噴射脈寬下的燃氣量進行分析，結果如圖18 所示．

圖18 不同油-氣間隔噴氣量波動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，并且波動幅度超過6%，這種噴氣量波動勢必會對發(fā)動機的做功過程產(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)部燃油壓力波動特性密切相關，其影響機理有待進一步研究．

5 結 論

(1) 提出一種雙燃料噴射器兩相燃料瞬態(tài)質(zhì)量流率的測試方法；基于動量法的測試原理實現(xiàn)了兩相燃料的同場測試，針對燃氣射流動量流與噴氣規(guī)律對應關系不確定的問題，創(chuàng)新性地提出了平行測試的方法，實現(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試．

(2) 噴油量與科氏質(zhì)量流量計進行對比誤差不超過5%；使用高速攝影技術對噴射器的噴氣以及噴油的開始時刻與結束時刻的測試進行驗證，結果表明：測試誤差不超過0.113 ms，證明使用動量法測試噴油及噴氣的開始與結束特征時刻的精度較高；對燃料噴射的一致性進行驗證，噴油量及噴氣量的波動率分別為1.4%和2.9%，測試結果一致性較好．

(3) 使用該裝置對雙燃料噴射器瞬時質(zhì)量流率進行同場測試，證明該裝置可以獲取較為理想的燃料噴射規(guī)律曲線；當噴油脈寬、噴射間隔及噴氣壓力相同時，隨著噴氣脈寬的變化，由于噴射器外部軸針的運動特性，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，噴射器的開啟時段減小，關閉時段增加；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，波動幅度較大．