GDI发动机中不同燃料射流特性的试验研究*

刘国栋，任桂周，赵子杰，张景宇，李雁飞

（1.烟台大学机电汽车工程学院，烟台 264005；2.清华大学，汽车安全与节能国家重点实验室，北京 100084）

前言

缸内直喷（GDI）汽油机作为汽油车发动机的主流，具有能够灵活控制混合气的形成并更精确控制空燃比等优点［1］。在直喷汽油机中，由于燃油温度高和进气压力低，闪沸频繁发生［2］。然而在当前主流多孔式喷油器下，喷雾形貌会受到喷孔结构以及环境条件等的影响而发生改变，即多个油束汇聚到一起，形成单个油束的坍塌现象［2-3］，这会改变燃烧室内的燃油分布并带来负面影响，例如燃油撞壁［4-7］，它是碳烟形成［8］和超级爆震［9］的主要来源之一。同时，排放法规的日益严苛对喷雾以及混合气质量提出更高的要求。为此，需要对GDI 喷油器的喷雾形貌进行深入研究。

因此，近年来学者对喷雾坍塌的机理以及影响因素进行了大量研究［10-12］。Heldmann等［13］研究证明喷雾坍塌是由于油束间的相互作用所导致。Mojtabi等［14］研究发现过热度与喷孔夹角是影响喷雾坍塌的两个关键因素。Aori等［15］研究发现喷孔呈闭环时以及喷孔数量越多时喷雾坍塌现象越明显。Aleiferis等［16］研究发现随着过热度的增加，单个射流径向膨胀程度增强，喷雾坍塌加剧。而喷雾坍塌的机理尚未达成共识，Guo等［17-18］研究表明欠膨胀是导致喷雾坍塌的主要原因之一，Li 等［19］研究发现喷雾坍塌由冷凝所导致，Xu 等［20］认为油束间的液滴碰撞导致了喷雾坍塌。尽管喷雾坍塌机理尚未达成共识，普遍认为喷雾坍塌与单个射流的行为密切相关。

可见，闪沸喷雾坍塌与单射流行为密切相关，并且在不同燃料之间存在差异。为此，本文选用了由一款商用五孔GDI喷油器改造而成的单孔喷油器进行研究。为了进一步揭示不同燃料之间射流径向膨胀的影响因素，在定容弹内研究了正己烷、异辛烷在不同油温和不同背压下的射流行为，并对射流径向膨胀的关键控制参数进行了相关性分析。

1 试验系统与图像处理

1.1 试验系统

图1 为试验装置示意图。试验在一定容弹内完成，GDI 多孔喷油器安装于定容弹顶部，石英视窗左右对称布置，高速相机和LED 光源分别固定在定容弹左右两侧。喷油器通过带有高压油腔的压台固定，油腔周围均匀布置加热棒和热电偶，通过PID 控制，可实现对油温实时的测量和控制。喷油器油压由高压氮气驱动的气液增压泵控制。背压用高压氮气和离心真空泵进行控制，并通过 O-mega 高精度数字压力表对背压实时监控，高压气源还同时用于每轮试验后定容弹内的清洁扫气。试验所用相机为Photron SAX2高速相机，拍摄速率为20 000 fps，图片分辨率为1024×1024。

图1 试验系统示意图

采用非对称布置的 5 孔喷油器，喷孔直径为0.18 mm，长径比为0.93。在10 MPa 喷射压力下油束的落点如图2 所示，本次选用的喷孔为1 号孔，其他的喷孔使用工业修补剂将其堵住。

图2 喷油器油束落点图

1.2 试验工况

本文的试验工况如表1 所示。喷射的压力为10 MPa，环境温度为室温，背景气体为空气，喷射脉宽为2 ms，背压为0.2～1 bar。

表1 液体燃料试验工况

本次试验喷射介质选用了液体燃料正己烷、异辛烷。其中，正己烷的闪沸喷雾行为与汽油类似，异辛烷作为汽油的主要成分。对于液体燃料正己烷、异辛烷，油温选取范围为30～130 ℃，试验工况覆盖了GDI发动机的常用工况。

1.3 图像处理

采用 Matlab 程序对喷雾原始图像进行处理。图像处理过程如图3 所示。通过选择合适的阈值对原始图像进行一系列处理，最终求解出合适的结果。原始图像见图3（a），图3（b）为减掉背景图并增强对比度后的图像，图3（c）为对上一过程进行二值化处理后的图像，图3（d）为提取二值化后的图像轮廓。喷雾宽度定义为位于喷嘴下方某一轴向距离处喷雾轮廓的最左端至最右端的水平距离。贯穿距定义为喷嘴出口至喷雾最远前锋面之间的轴向距离。每个试验条件下重复 10 次试验，采用平均值来保证结果的可靠性。

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图3 图像处理过程

2 试验结果与分析

2.1 油温与背压对射流形貌的影响

图4 为正己烷、异辛烷在背压为0.2 bar 下不同油温工况时的射流宏观形貌。可以发现，环境背压为0.2 bar 时，正己烷在油温从30 升至130 ℃时均处于过热状态，异辛烷在油温高于70 ℃时处于过热状态。正己烷在油温低于70 ℃时，由于过热度程度较低，闪沸程度较弱，射流在近喷口附近未发生明显的膨胀，射流形貌呈现为锥形。正己烷与异辛烷在油温高于70 ℃时，射流在近喷口附近发生明显的膨胀，这是由于气泡的微爆效应所导致，并且在远场发生了较为明显的收缩现象。随着油温升高，射流在近喷口附近的膨胀程度逐渐增强。

图4 不同油温下的射流形貌

图5 为正己烷、异辛烷在0.2 bar 背压下射流宽度随油温变化规律。对于两种燃料，当油温低于70 ℃时，射流闪沸程度较低，射流宽度沿着轴线方向线性增加。当油温高于70 ℃时，射流宽度沿轴线的发展呈现为两个阶段：在第一阶段，射流宽度在喷油器出口附近急剧增加，沿轴线发展的过程中斜率逐渐减小；在第二阶段，射流宽度沿着轴线平稳发展。随油温升高，射流宽度逐渐增加。射流在近喷嘴出口附近的径向膨胀是由于气液两相流中气泡破裂所引起的。因此，在较高的燃油温度下，由于汽化速率较高，导致射流径向膨胀增强。此外，在射流发展的第一阶段，射流宽度沿轴线发展的斜率逐渐减小，这一现象强烈地表明在喷嘴出口附近存在一个低压区。低压区的形成可能是由于快速膨胀过程中气体速度的增加导致局部的静压降低。

图5 不同燃油温度下的射流宽度

图6 为正己烷、异辛烷在油温为130 ℃时，不同背压工况下的射流宏观形貌。正己烷与异辛烷燃料，在背压低于1 bar 时燃料处于过热状态。当背压低于0.8 bar 时，射流在近喷口附近发生明显的膨胀，当背压高于0.8 bar 时，射流形貌呈现为锥形。随着背压的升高，射流在近喷口附近的形貌从倒扣的碗型朝着锥形过渡。对于异辛烷燃料在射流随背压的变化过程中可以看到与正己烷类似的趋势。

图6 不同环境背压下的射流形貌（Tfuel=130 ℃）

图7 为正己烷、异辛烷随背压变化的射流宽度。对于正己烷和异辛烷燃料，在130 ℃油温下，射流宽度的增长呈现出两个阶段。当轴线距离小于6 mm时，射流宽度沿着轴线快速增长，但其增长的速度逐渐减小，表明在喷嘴附近存在低压区；当轴向距离大于6 mm 时，射流宽度沿着轴线线性增加。随着背压的升高，射流膨胀的程度逐渐减弱，油束在近喷口附近的形貌逐渐从倒扣的碗型朝着锥形转变。这可能是由两种原因所导致：一方面，背压的升高，背景气体的密度增加，射流膨胀阻力增加；另一方面，随着背压的升高，过热度减少，导致射流的相变速率变缓。

图7 不同环境背压下的射流宽度

2.2 射流径向膨胀的影响因素

为了进一步解释燃油温度与环境背压对射流径向膨胀的影响，本节分析了射流径向膨胀的影响因素。

在以前的一些研究中，过热度Rp（ps/pa）用于预测闪沸射流的径向膨胀程度。然而，最高喷射温度仅为85 ℃，远低于真正GDI 发动机的温度。在本研究中，最高燃油温度为130 ℃。距离喷嘴出口5d0和20d0处的射流宽度与Rp之间的关系如图8 所示，其中d0是喷孔直径。从图中可以看出在相近Rp下，异辛烷的宽度明显高于正己烷，并且对于相同燃料的射流宽度存在较为明显差异。

图8 中的结果表明径向射流膨胀的程度不能简单地用Rp表示。因此，应考虑更多因素以便更准确地分析射流宽度。如上所述，射流的径向膨胀是由两相流中传质传热引起的，并受到环境气体的限制。因此，与蒸发速率和环境阻力相关的因素可能很关键。由于成核在气化初始阶段起主导作用，因此首先研究了径向射流膨胀与成核速率之间的相关性。成核率表示为

图8 不同燃料在5d0与20d0处射流宽度与过热度的关系

式中：σ表示表面张力；ΔG*表示成核过程中须克服的吉布斯自由能；m表示分子质量；kB表示玻尔兹曼常数。

Oza 等人的研究表明，对于内部闪沸射流，气化的初始阶段主要是由均质成核所决定，均质成核过程中须克服的吉布斯自由能可表示为

式中vl表示液相分子的体积。

根据本研究中测试的工况范围，由式（1）指数项的变化对成核速率的影响更为明显，因此，指数X被用来作为衡量成核速率的指标：

图9 显示了射流在距离喷油器出口附近5d0和20d0处的宽度与衡量成核速率的指标X之间的关系，为了更好地表示成核速率与射流宽度的关系，X-0.5用来反映成核速率的快慢。根据式（3）可知，X-0.5的数值越大，成核速率越快。结合上文所述，环境阻力限制了射流的径向膨胀，因此可得到控制参数。

图9 不同燃料在5d0与20d0处射流宽度与X-0.5·的关系

前文所述，喷嘴出口的流态决定了闪沸射流的径向膨胀程度，而喷嘴出口的流态与两相流的气化速率密切相关。为了表示喷嘴出口两相流的气化速率，将引出相变化学势Δμ进行讨论。相变化学势是描述相变平衡的基本物理量，类似于温度（描述热平衡）和压力（描述力平衡）。对于气液两相系统，Δμ可以表示为［27］

式中μl和μg分别表示液相和气相的化学势能。当Δμ=0 时达到相变平衡，当Δμ＞0 时，将会发生从液相到气相转换的相变，反之，将会发生从气相到液相转换的相变。

闪沸喷射过程可以假设为等温过程，在闪沸阶段的热力学途径可以用化学势-压力图来表示，如图10 所示。在喷射之前，液体燃料处于状态A。当燃料喷出以后，燃料所处的压力从喷射压力降低至环境背压。当压力下降过程中达到饱和压力点B 时，气相和液相之间的化学势能差为零，达到相平衡。随着压力的进一步降低，液相的化学势高于气相，液体燃料变成过热状态。因此，燃料从过热液体到蒸发而发生相变，这是由化学势能差Δμ所决定。在化学势Δμ的驱动下，相变从液相朝着气相自发进行。

图10 闪沸阶段化学势-压力图

假设闪沸喷射过程属于绝热过程，根据麦克斯韦关系式，化学势的压力系数可以表示为

式中v表示比容。对于液相和理想气相的比容可以分别表示为

式中：NA为阿伏伽德罗常数；R为气体常数。结合式（4）～式（7），可以得到相变化学势的表达式：

将相变化学势Δμ与环境阻力相结合可以得到控制参数，随该控制参数变化的射流宽度如图11 所示。从图中可以看出，在相近控制参数下，射流宽度具有较小的波动。在距离喷油器出口5d0处，R2为0.954，表明射流宽度与具有较好的相关性。随着喷雾的发展，距离喷油器出口20d0处，R2为0.905，此时射流宽度与控制参数的相关性有所降低，这是由于射流受到气体波动的影响所致。

图11 不同燃料在5d0与20d0处射流宽度与Δ μ·的关系

3 结论

（1）闪沸条件下，射流在近喷口附近发生剧烈膨胀，这是由于气泡的微爆效应所致。对于正己烷、异辛烷燃料，随着油温升高，气泡微爆效应增强，在近喷口附近宽度增加。

（3）在不同燃料之间过热度与射流宽度的相关性较差，表明过热度不能完全作为衡量射流径向膨胀的关键控制参数。

（3）成核速率与射流宽度的相关性在0.84 以下，相关性较差，表明相变在喷嘴内已经基本完成，在喷嘴出口附近成核速率不能作为衡量射流径向膨胀的控制参数。

（4）相变化学势与环境背压所组成的新的参数与射流宽度的相关性达到0.9 以上，具有较好的相关性，表明相变化学势与环境阻力是影响射流径向膨胀的两个关键因素。