汽油高压直喷喷油器喷雾特性研究

第1章绪论1.1研究背景及意义我国经济快速发展，人民生活水平不断提高，汽车保有量呈快速增长趋势。据公安部统计数据显示，截至2021年底，全国机动车保有量达到3.95亿辆，其中汽车保有量3.02亿辆，新能源汽车保有量约为784万辆。新能源汽车在整体汽车市场中的占比仍然处于较低水平。综合多家权威机构对未来汽车产业的发展趋势预测，在可预见的较长时间内，内燃机在传统燃油车以及混合动力系统中仍将占有重要地位。美国能源信息署（EIA）在其2021年《年度能源展望》报告中表示，预计到2050年，传统燃油车（包含纯汽油车和油电混合、插电式混动等多种动力组合的汽车）在乘用车市场上的销量占比仍会超过75%，短期之内由于消耗化石燃料所带来的能源与环保问题依旧不可避免。图1-1各类动力乘用车销量预测我国能源安全形势日益严峻，2021年石油对外依存度已经上升到72%，内燃动力装置是主要的化石能源消耗设备，其运行加重了资源供给紧张程度，而且造成了明显的环境风险，化石燃料在燃烧时会释放出大量的一氧化碳，氮氧化物，颗粒物等有害物质，这些污染物的积累排放容易引发光化学烟雾，雾霾之类的复合污染状况，其产生的二氧化碳还是造成温室效应严重化的主要原因，成为全球气候改变的关键推动力。在此背景下，各国纷纷制定更加严格的汽车尾气排放标准来减少污染，积极向低碳化发展。我国也在2020年联合国大会第75届会议上正式提出“双碳”目标，即力争2030年前实现碳达峰、2060年前实现碳中和。开展车用发动机高效清洁燃烧技术研究具有重要的战略意义和现实需求。近些年来，汽油直喷（GasolineDirectInjection，GDI）发动机渐渐成为乘用车领域的主要技术路线，如图1-2所示，同传统的进气道喷射系统相比，GDI技术有着更多种的喷射模式可供选择，而且大大加强了对燃烧室内部油气混合以及燃烧过程的精确控制能力，因为它的雾化时间比较短，所以喷雾特性对于发动机性能和排放表现有着决定性的影响，针对这个问题，业界一直努力地通过提升燃油喷射压力来改善雾化质量，不过这样做也导致燃油喷射系统制造成本大幅度上升。图1-2进气道喷射与缸内直喷近些年很多研究者努力探究改良喷雾雾化效果的新办法，闪急沸腾（flashboiling，简称闪沸）由于有着明显的相变特性和液滴打碎能力，被当作一种很有潜力的加强雾化的方式，闪沸就是液体在环境压力小于自身当前饱和蒸气压的时候发生的剧烈汽化现象，从图1-3可以看出，随着闪沸效应越来越强，射流的雾化形式从常规过冷液体依靠外界气动力推动的机械打碎方式，慢慢变成过热液体利用内部闪沸作用实现的自打碎形式，很直观地表现出闪沸对于改善喷雾雾化品质的优势。图1-3不同热力学状态下射流雾化形貌当下被广泛使用的多孔高压直喷系统当中，闪沸喷射技术有着一些潜在的毛病，其中因油束彼此作用而造成的喷雾坍塌现象（SprayCollapse）是主要的技术难点，如图1-4所示，这种状况出现的时候，喷雾的形态就会发生很大的改变，原本沿着喷孔轴线分散开来的油束会聚合甚至融合成一股射流，这样就破坏了燃油在燃烧室内预定的空间分布特性，从而影响到油气混合的质量，坍塌之后的喷雾贯穿距离也许会增多，这就加大了燃油撞上燃烧室壁面的可能性，而且也许会致使发动机燃烧效率下降，排放特性变差。图1-4多孔喷雾坍塌发生前后形貌差异“双碳”战略目标带动之下，氢气，氨气之类低碳甚至零碳的燃料，由于具备明显的减碳能力，所以被当作可替换传统化石能源的不错选项，将来也许会在新型发动机技术方面占据重要地位，这些燃料往往有着很强的挥发性，而且饱和蒸气压偏低，在发动机实际工作时容易产生更加频繁的闪沸喷射以及喷雾坍塌情况，从而给燃烧特性剖析和应用安全考察带来新的难题与探寻方向。要让闪沸雾化技术的潜力得到发挥，就务必妥善处理喷雾坍塌造成的不良影响，这项研究会在已有成果的基础上，针对多孔闪沸喷雾坍塌现象展开深入剖析，从而加深对该问题的认识，给多孔高压直喷系统的设计改良给予理论支撑，在这个大背景下，本文先回顾了闪沸射流的研究状况以及多孔喷雾油束间相互作用的特性，然后确定了具体的研究方向，还要对一些概念加以界定，喷雾坍塌属于多孔喷雾里油束间相互作用的一种体现，它的出现是因为油束之间存在较强的耦合作用而产生的结果，二者有着明显的因果联系。1.2高压直喷闪沸射流基础研究现状本章主要对闪沸现象的基础研究现状进行综述，包括闪沸现象喷射过程的热力学机理、雾化破碎特性及典型射流形态等。1.2.1闪沸喷射热力学途径如图1-5所示是纯物质气液两相系统的压力-比容（P-V）关系图，根据热力学性质可以将此图分为三个区域：（1）稳定区（stableregion），包括过冷液体（subcooledliquid）和过热蒸气（superheatedvapor），在该区域内物质处于单相并且热力学状态稳定；（2）亚稳区（metastableregion），由过热液体（superheatedliquid）和过冷蒸气（subcooledvapor）组成，在此区域内物质在外力的作用下能够越过能量势垒发生相变并进入稳定状态；（3）不稳定区（unstableregion），位于亚稳态的过热液体和过冷蒸气之间，由于其不具备足够的稳定性，任何微小的扰动都可能引发相分离。饱和曲线(saturationcurve)用于分隔稳定区域和亚稳定区域，旋节线(spinodalcurve)，也就是过热或者过冷极限曲线，用来分隔亚稳定区域和不稳定区域，在现实环境里，液体在达到过热极限或者气体到达过冷极限之前，常常由于外界的干扰产生相变现象。图1-5纯净物气液两相P-V图高压直喷发动机实际运行时，缸内热力学环境存在明显复杂性，采用早喷射策略来达成均质混合气燃烧，缸内绝对压力也许会落到0.2bar之下，而执行晚喷射策略以做到分层燃烧目的时，缸内压力又有可能升到超出5.0bar的程度，喷油器内部燃油温度变动幅度大，发动机冷启动的时候甚至低到零度以下。在高负荷工况下，温度大于150℃时，直喷燃料有着特别的喷射行为，除了液态喷射的特性之外，当燃油被送入气缸，环境压力小于燃油的饱和蒸气压时，过热燃油会产生闪沸现象，按照大陆集团的实验数据，在新欧洲驾驶循环（NEDC）和实际行驶排放测试（RDE）中，分别有超过99%和95%的缸内直喷过程伴随着闪沸现象的发生。图1-6显示了液体喷射以及闪沸喷射这两种模式的热力学演变过程，在液体喷射期间，其热力学轨迹体现为“A→B”，燃料从较高初始压力（A点）被注入系统之后，会急速降低压力至环境背压水平（B点），在这个时间段内，燃料一直处在单一液相区域当中，并没有出现相态改变，最后产生纯液相雾化流体，但是闪沸喷射的热力学路径则显示成“C→F”，“C”代表的是燃油在高压条件下喷出时的状态；“D”表示喷出后压力迅速下降到当前油温所对应的饱和蒸汽压水平，这个阶段同样没有相态变化；接着再进一步减压至“E”，燃料就会进入亚稳区而处于过热液体状态；然后降到环境压力水平（也就是“F”点），由于超过临界过热度界限，过热液体开始剧烈蒸发并且伴随着放热现象，直到达到新的平衡状态，最终形成包含气相成分的两相混合型闪沸喷雾。图1-6液体喷射与闪沸喷射热力学途径液体燃料的过热状态可以通过过热度这个重要指标来进行量化，它对于闪沸喷雾特性有着重要影响，一般情况下，液体在特定条件下具有较高过热度时，其闪沸潜能就较强，它的量化方法大致分为两类，一种是燃料温度Tfuel同对应环境背压下饱和温度Tsat之间的温差ΔTSD；另一种是燃料当前温度所对应的饱和蒸汽压Psat同实际环境背压Pamb的比值Rp。本文采用Rp作为过热度的主要量化变量。1.2.2闪沸射流雾化破碎过程过热燃料在不稳定区域内发生的闪沸喷射雾化破碎过程非常复杂，其过程中包含剧烈的汽化行为，而且会经历气泡成核、气泡扩展以及气泡破裂等阶段，具体情形可参照图1-7。图1-7闪沸破碎雾化过程闪沸现象起始阶段成核，最先由吉布斯（Gibbs）于1878年在探究亚稳态过热液体时提出并阐述，之后学术界针对气泡成核机理展开大量深入研究REF_Ref26038\r\h[1]。按照已有理论架构，成核过程被分成均质成核和异质成核两种类型，前者指纯过热液体内部分子通过克服表面张力自发产生稳定气泡核的情况，后者由于杂质存在或者界面特性差别，在局部区域促使成核作用发生，包含壁面引导、颗粒协助以及表面联系等多种成核形式REF_Ref26071\r\h[2]。实际液体中总是存在杂质，这就使异质成核需要的吉布斯自由能比均质成核低一些，由于异质成核速率与液体中的杂质浓度或者流道壁面的粗糙程度密切相关，所以高过热度条件下，单纯依靠异质成核或许很难完全释放过剩能量，当过热度Rp比较低的时候，异质成核常常占主导地位，可是随着过热度Rp逐渐变大到较高水平，均质成核就会慢慢变成主要的成核途径REF_Ref26097\r\h[3]。成核阶段结束以后，气泡尺寸超过临界值并且内外压力差达到可以抗衡表面张力的程度时，气泡就会进入持续增长的阶段，最初生长主要是受到惯性作用的影响，随着体积变大，周围的过热液体因汽化而慢慢降温，这时相界面处的热传递状况—也就是热效应的效果愈发明显，进而成为控制气泡后续扩展的主要力量来源。在表面张力与外界扰动的影响下，气泡不断的膨胀之后必然破裂消散，此时产生的微爆使得液态燃料被分解为细小的雾滴，这样就极大改善了闪沸喷雾的整体雾化效果，可以参考图1-8。图1-8闪沸射流中气泡爆炸引发的破碎1.2.3闪沸射流形貌及雾化特性自1962年Brown等人首次提出以来，闪沸效应由于其独特的汽化机理以及气泡破裂造成的高效雾化特性，一直受到学者们的高度关注。学者们利用各种光学测量手段和数值模拟方法，对闪沸效应的核心特性进行了系统研究，主要针对闪沸喷雾的宏观形态变化和雾化行为规律进行了研究REF_Ref26133\r\h[4]。20世纪90年代，Reitz等REF_Ref26159\r\h[5]学者采用高速摄像技术对闪沸条件下水喷雾的宏观形态展开研究，其研究显示，在闪沸状态下，喷雾锥角明显增大。近年来，对于闪沸喷雾形貌的基础研究仍在持续展开。上海交通大学Li团队针对正戊烷单孔射流展开了研究，他们考察了诸如油温Tf、背压Pa等众多边界条件的影响，通过实验得出结论，随着油温上升或者背压下降（燃料过热度Rp增大），射流近场宽度变得更大，而且径向膨胀现象也更为显著REF_Ref26185\r\h[6]。清华大学Guo等人选择正己烷作为研究对象，就单孔射流形态特性展开分析，他们认为，传统的无量纲数Rp在评估喷嘴出口处射流径向膨胀方面存在不足之处，进而又去探究多变量参数与射流宽度的关系REF_Ref26218\r\h[7]。研究显示，射流的径向膨胀受气泡成核速度的影响不大，却同相变化学势以及周围环境背压有着紧密联系，有学者称这种情况可能源于闪沸两相流已经达到了喷嘴内部的充分发展状态，所以出口处射流的宽度更多取决于燃料的汽化速度（也就是相变化学势）和周围环境的阻力（比如背压），早期气泡成核所起的作用就被削弱了不少。研究还体现出，单孔闪沸射流的膨胀进程和多孔闪沸喷雾的坍塌趋向之间存有正相关关系，多孔闪沸喷雾坍塌的详细原理会在后面的部分加以剖析，这一节则重点关注排除油束间相互作用干扰之后单孔闪沸射流自身的基本特点。图1-9不同油温/背压边界条件下单孔射流宏观形貌研究人员不仅着眼于热力学边界条件，也探究了喷孔几何结构如何影响单孔闪沸射流的形态，希望给工程应用中喷孔的设计改良给予理论支持，Wu等就长径比（喷孔长度与直径之比）不同情况下闪沸射流宽度开展研究，得出结论：当长径比较大也就是喷孔结构较长时，射流出口处的径向扩张效果更为明显，这是由于燃料在喷嘴内部产生气泡的时间比较长REF_Ref26309\r\h[8]。Guo等在短长径比单孔喷油器实验中发现外部闪沸现象——射流从喷嘴出口出来一段距离之后开始膨胀，而且在图1-10中清晰地体现了这一点REF_Ref26332\r\h[9]。研究者猜测这可能与长径比较小相关，长径比较小会使得喷嘴内壁面成核和气泡形成的时间变短，当雾化射流从喷嘴脱离时，闪沸刚开始的成核还没有完成，这样就导致离开喷嘴不会立刻发生剧烈膨胀，这种看法和Wu等人得出的结果是一致的，外部闪沸效应某种程度上讲可以减小近喷嘴处过早膨胀带来的油束相互作用影响，因此也被看作是遏制多孔喷雾坍塌的一种策略。图1-10单孔射流外部闪沸形貌关于闪沸喷雾微观层面，大量学者对其雾化特性即破碎质量展开了量化研究在闪沸喷雾的微观研究范围之内，学术界大多关注其雾化特性以及破碎质量的量化评估，1994年，Park等学者在常压环境下通过实验表明，在两种不同长径比的喷孔结构中，喷雾液滴的索特平均直径（SMD,SauterMeanDiameter）均随过热度的上升而递减，这一现象符合学界预期，进而证实了闪沸雾化机制的合理性REF_Ref26385\r\h[10]。近些年，Witlox等研究者全面归纳了喷雾破碎模式随过热度变化的规律，并以图表形式清晰地展现了各个阶段的特征REF_Ref26404\r\h[11]，研究显示，当喷雾处于过冷或者低过热度状态时，雾化过程主要受机械破碎机制支配，燃料过热度对SMD的影响较小，随着过热度慢慢增大，喷雾渐渐转变为以闪沸破碎为主导的模式，这时SMD大幅下降，而在高过热度条件下，雾化完全依靠闪沸破碎机制，其效果变得比较稳定，SMD的变化也不再明显。进一步研究显示，机械破碎与闪沸破碎协同作用进入过渡阶段时，液滴平均直径（SMD）随着过热度升高而显著下降，但两种破碎方式的叠加效应使液滴粒径分布变得不均匀，在高过热度条件下，系统逐步转变为完全闪沸破碎模式，此时液滴粒径分布的均一性得到了改善REF_Ref26440\r\h[12]。上述针对闪沸喷雾雾化性能展开的研究成果，较为深刻地揭示了闪沸技术在改善喷雾雾化质量方面所具备的明显潜力与突出优势，这种突破性的研究成果给有关领域研究人员把该技术应用到实际发动机系统当中给予了重要的理论依据与现实推动作用，有益于进一步改进燃油雾化效率并加强混合气体的形成水平。图1-11随过热度升高不同破碎模式下喷雾SMD变化1.3油束间相互作用研究现状高压直喷发动机领域内，多孔喷油器凭借其燃油方向可控性及适配不同燃烧室几何结构的设计特点，在工程应用上颇受青睐，研究显示，多孔喷油器处于闪沸状态时，油束之间相互干扰容易引发喷雾坍塌现象，该现象会显著改变燃料空间分布特性，从而对发动机运行效率产生明显影响，基于此，近些年来不少学者针对多孔喷雾闪沸坍塌效应以及其内部作用机理进行了深入细致的研究与探讨。1.3.1高压直喷多孔喷雾坍塌现象Zeng等人对正己烷、本研究通过实验研究甲醇与乙醇的多孔闪沸喷雾特性，图1-12为不同燃油温度和环境背压下乙醇喷雾的宏观形态，从图中可以看出随着燃油温度的升高或环境背压的降低（过热度Rp增大），油束开始相互融合直至形成一个油束REF_Ref26496\r\h[13]。经过进一步的研究发现在不同过热度下，多孔闪沸喷雾的行为存在很大的差异，如图1-13所示：随着过热度的增加（即Pa/Ps的减小），喷雾中各油束之间的距离（sprayplumedistance）逐渐减小，当Rp=3.33（Pa/Ps=0.3）时，喷雾完全坍塌；喷雾的贯穿距离（spraypenetration）在喷雾完全坍塌前随过热度的增加而逐渐减小，而在喷雾完全坍塌后喷雾的贯穿距离则随过热度的增加而逐渐增加。研究者把Rp=3.33当作多孔闪沸喷雾彻底崩塌的临界过热度门槛，这个看法得到一些后面学者实验数据的支撑，由于油束相互作用明显被喷孔排布所制约，这个数值在各个喷油器之间的适用性便遭受一定质疑和挑战。图1-12不同油温/背压边界条件下多孔喷雾形貌图1-13不同过热度下多孔喷雾行为特性除上述1.现有文献显示，喷孔结构不但明显影响单孔闪沸射流的形态特征，而且也许会进一步改变多孔喷雾油束之间的相互作用特性，部分研究重点考察了喷孔布局对油束之间交互机制的影响机制，特别关注孔间距和孔夹角这两大关键变量的作用情况，Ario等REF_Ref26545\r\h[14]通过实验发觉，喷孔数目增多并呈环形排列时，喷雾坍塌效应越发突出，Chang等REF_Ref26571\r\h[15]把两种不同孔间距的闪沸喷雾系统加以比较之后表明，在较小孔间距情况下，多孔喷雾表现出更为剧烈的坍塌现象。Mojtabi等发现随着喷孔夹角的增加，喷雾坍塌程度逐渐减弱，并通过示意图来证明REF_Ref26620\r\h[16]。Jiang等后续研究发现喷雾在较大喷雾锥角喷油器中时喷雾的抗坍塌能力较强REF_Ref26643\r\h[17]。根据以上分析可知，在喷孔间距和夹角较小的紧凑布局下，多孔闪沸喷雾的坍塌强度明显增大，主要原因是由于油束间距变小导致相互作用力增强，使得多孔喷雾的坍缩现象更为明显。图1-14不同喷雾锥角喷油器下喷雾坍塌差异（油温60℃）除了闪沸喷雾坍塌之外，还有部分学者观察到紧凑型多孔布置的非闪沸喷雾也会有类似的坍塌现象，Nishida等REF_Ref26695\r\h[18]对双孔非闪沸喷雾在不同孔间夹角条件下的气液分布情况进行研究，结果表明：随着孔间夹角逐步变小，油束开始汇聚，最终导致喷雾坍塌。Sphicas等进一步探讨了非闪沸多孔喷雾在环境温度及背景气体密度变化情况下的动态演变规律，研究显示：环境温度上升会加大喷雾坍塌的趋势；而当背景气体密度由3.5kg/m³升至9.0kg/m³时，喷雾坍塌现象明显加剧，具体可参考图1-15REF_Ref26734\r\h[19]。Sphicas等人在进行实验设计时，并没有针对环境气体种类作出特别的调整，因此气体密度的增大直接体现在了背压水平的上升上，从已有研究数据可以看出，在其他的研究当中同样也存在着非闪沸喷雾塌缩强度随背压升高而显著增大的现象REF_Ref26763\r\h[20]。据研究显示，在闪沸和非闪沸工况下，背压对于喷雾坍塌或者油束相互作用的影响存在差别，在闪沸条件下，随着背压下降（过热度提高），喷雾的坍塌情况开始加强；但是在非闪沸情况下，坍塌效应却出现减小的趋势，这体现出，在这两种热力学环境之中也许存在着不一样的坍塌行为特性以及油束交互的机理。图1-15不同背景气密度下非闪沸多孔喷雾时序发展（油温90℃）1.3.2油束间相互作用机理要想进一步了解多孔喷雾坍塌现象背后的本质，国外国内的学者们把关注点放在了油束之间的相互影响上，并针对其开展了一系列研究工作，通过文献资料查阅得知，不管是非闪沸情况还是闪沸情形都会有坍塌现象发生，但它们所呈现出来的特点存在很大差异，文章后面将会针对这两种不同工况之下的相互作用原理做出总结和阐述。在非闪沸情况下，Sphicas等人的研究是将喷雾形态与流场数据相结合，发现多孔喷雾坍塌主要是由于射流卷吸，如图1-16所示，在高速流动情况下，射流会卷吸周围的气体，射流间距较大时，外部的气体可以很快补充到射流中，保持压力平衡；射流间距较小时，气体交换较慢，喷雾中心无法及时获得气体的补充，导致喷雾中心出现低压区，喷雾就会向内收缩，导致喷雾坍塌。这种由于射流卷吸导致低压区，进而导致喷雾坍塌的理论成为目前解释非闪沸情况下喷雾坍塌现象的主要理论，被学术界广泛接受。在闪沸效应占优的环境下，学术界对油束间相互作用机制没有达成共识。2013年，上海交通大学Zhang等人发现多孔结构中闪沸喷雾坍塌主要是由于闪沸射流膨胀特性和“闭环”腔体内部低压环境（如图1-17(a)所示REF_Ref26989\r\h[21]）。其研究结果表明，在高速流动状态下，闪沸射流会卷吸周围气体，随着过热度增加，射流逐渐膨胀，多个射流逐步融合形成封闭式“闭环”结构。这种特殊的形态阻碍了喷雾区域内外气体的交换，导致喷雾内部出现局部低压区，进而引起多孔喷雾整体坍塌。在后续的研究中，也有不少学者对于多孔闪沸喷雾坍塌现象的观点与Zhang等人具有较高的相似度。2022年，Kapusta等学者试图通过该现象来解释低喷射压力下多孔闪沸喷雾的坍塌特性，如图1-17(b)所示。研究发现，喷雾坍塌过程中，其中心处燃料运动速度较快，从而对周围的液滴产生较强的卷吸作用，这使得喷雾的坍塌更加严重REF_Ref27028\r\h[22]。图1-16射流卷吸诱导非闪沸坍塌(a)随过热度升高闭环结构形成并在其内部形成低压区(b)喷雾中心速度的增加进一步增强卷吸图1-17“闭环”结构诱导闪沸坍塌从图1-17中可以看出，高速射流卷吸引产生的物理机制并没有发生实质性变化，这与图1-16所示的非闪沸条件下作用机理是一致的，这也证明了部分学者的观点，即在非闪沸状态下油束间的相互作用机理也可以用来解释闪沸喷雾现象。近期，学界针对闪沸喷雾中油束间相互作用机制的研究有了新突破，上海交通大学Xu团队REF_Ref27070\r\h[23]想要更好地探究油束间的作用机理，于是用自己研发的双孔喷油器做了很多实验研究，实验显示，随着过热度变大，两个主要油束中间就会出现一种新的“次级油束”（secondaryplume），就像图1-18那样，研究人员认为，这种特殊的结构也许就是造成闪沸喷雾形态改变的主要原因，仔细分析之后发现，由于闪沸射流造成的径向膨胀，喷嘴出口处会引发油滴之间的非弹性碰撞以及动量交换。此过程里，液滴的径向动量渐渐抵消，但轴向动量被保留下来，促使出口处总动量重新分配，从而促成了次级油束的生成，随着过热度提升，闪沸射流的膨胀效应愈加明显，参与碰撞与动量交换的液滴数目急剧增多，新生油束渐渐变得更密实，动量也持续增大，在卷吸效应的影响下，高动量油束周围区域形成低压区，吸引未参与碰撞的临近液滴朝向它，致使喷雾形态产生塌缩情况。图1-18液滴碰撞诱导闪沸坍塌初级油束间液滴碰撞形成的次级油束对整体破碎机制产生着明显的影响，这在之前有关多孔闪沸喷雾底面形态的研究中得到了证实，一些学者将这种现象称为“间隙流”（interstitialstream），为了避免引起混淆，本文之后都将用此术语来描述相关结构，除了Xu等所提到的液滴碰撞效应之外，Li等还发现闪沸射流重叠区域存在蒸汽冷凝的情况，并推测由此产生的新油束可能是造成原有破碎模式改变的关键因素之一。学者Guo等人提出过热态闪沸射流在喷嘴出口一般呈现欠膨胀状态，由于射流间的相互挤压形成间隙流，目前关于间隙流生成机制尚无统一结论。清华大学Li和Guo团队对油束间相互作用机理进行了相关研究REF_Ref27113\r\h[24]。2017年，该团队对比分析了闪沸和非闪沸多孔喷雾的坍塌特性，发现非闪沸喷雾收缩主要发生在近场区，而闪沸喷雾在出口处膨胀，在下游区收缩。他们认为背压降低导致射流卷吸引引起的坍塌强度减弱，但是该理论无法解释大部分低背压下的闪沸坍塌现象，所以推测闪沸时存在更复杂的交互作用。研究者利用热力学计算数据和前期喷雾冷凝实验结果综合表明，闪沸现象导致喷雾坍塌的主要原因是蒸汽冷凝引起内部压力降低。要想去除浓密液滴给油束相互作用观察带来的干扰，研究者利用计算流体力学（ComputationalFluidDynamics,CFD）仿真办法来剖析喷雾情况，并且给出了新想法，研究显示，闪沸喷雾坍缩源自射流欠膨胀机制，从图1-19的模拟结果来看，当燃料过热度增大的时候，喷孔里会出现激烈的相变，造成喷嘴出口处的压力比周围环境背压高很多，这样一来，闪沸射流就表现出欠膨胀特征，在喷嘴近场区域，处于欠膨胀状态的两相流能够加快到超声速并产生激波（shockwave）REF_Ref27149\r\h[25]，对于多孔喷雾来讲，伴随过热度上升，激波之间的互动效果变强，由此引发次级胞格（secondarycell），这个过程明显地改变了喷嘴出口的压力分配形式，最后使得坍缩现象出现。图1-19欠膨胀诱导闪沸坍塌此前，Lacey等REF_Ref27191\r\h[26]研究者通过热力学分析显示，高过热度闪沸射流也许会陷入欠膨胀状态，后来，Poursadegh等同一团队学者借助纹影技术，在临近临界区以及超临界条件下察觉到，多孔高压直喷装置释放的丙烷喷雾之中存在欠膨胀激波现象，参照图1-20，该项研究并未深入探究欠膨胀激波相互作用同喷雾坍缩之间的联系机理，不过，该实验数据部分印证了欠膨胀状况也许会导致喷雾坍塌的推测REF_Ref27214\r\h[27]。图1-20多孔丙烷喷雾中的激波结构在多孔闪沸喷雾的实验研究中，鲜少有研究者探究典型高压直喷发动机工况下的汽油类燃料（燃油温度在环境温度到150℃之间，背压在0.2~5.0bar之间）在高过热度条件下的欠膨胀现象。从已有研究成果来看，关于多孔闪沸喷雾中油束之间相互作用的机理并没有达成一致的理论共识，有些研究者想要把非闪沸条件下依靠射流卷吸理论的油束作用机制应用到闪沸喷雾当中，不过第1.3.1节对不同热力学环境下喷雾坍塌行为的文献综述表明，两种情况下喷雾坍塌的特性存在明显差别，这大概意味着它们对应的坍塌模式和机理并不相同，因为多孔喷雾近喷口处有着能量释放强烈，液滴分布密集的特征，在实验观测期间射流之间的视线遮挡现象非常严重地妨碍了对多孔闪沸喷雾坍塌过程的直接捕捉，这种技术上的难题在很大程度上制约了该领域研究的速度和深度。部分研究者试图通过缩减喷孔数目，并选用定制化双孔喷油器展开试验探寻，不过此办法由于与实际工况有所差异，无法全面体现出多孔高压直喷喷油器的实际应用情形，它在燃烧系统交互作用机理研究方面的适用性存在争议。有学者用CFD数值模拟技术来剖析射流坍缩现象，但是依靠欠膨胀假设所做出的模拟结果缺少实验数据支撑，其可靠程度有待进一步检验和评判。

第2章试验系统及图像处理2.1试验系统简介本研究搭建的单缸光学发动机测控系统包含诸多重要组件，高精度光学发动机、AVLPUMA动态瞬态测功机、AVL515进气模拟增压系统、AVL577油水温控装置、ScienlabDICU喷油管理模块及其时序控制单元等等均被包含其中，光学发动机是内燃机光学诊断技术的关键工具之一，它可以全程监测发动机运行周期中的诸多重要阶段，比如进气过程、燃油雾化及混合状况、燃烧进程等等。借助多种非侵入式、拥有较高时空分辨率与精准度的光学测量手段，此平台可对缸内气体流动特性、燃油喷射速度场分布情况、液滴尺寸变化规律、燃料混合比空间分布状况、火焰传播轨迹及燃烧室内高温气体区域分布情况以及污染物产生机理展开深入剖析，表2-1给出了所用光学发动机的技术参数信息。本研究选择Kistler6054BR型号的压力传感器来进行缸内压力的测量，而曲轴转角则由AVL365C编码器来获取。通过AVLIndicom数据采集系统同时记录下燃烧过程的示功图以及定时控制信号，其采样分辨率为0.5°CA，在每一个试验工况下连续采集50个循环的数据样本，并且采用算术平均的方法来处理所采集到的结果，从而有效地减小随机误差的影响。本研究要达成燃油压力精准控制，设计出一套工作压力达到35MPa的高压汽油供给系统，这个系统具备不错的精度和快速响应能力，完全可以满足实验需求，为了保证喷雾图像采集准确无误，实验采用高速摄像设备，并且配合光学高速成像技术，为提升拍摄效果，系统装备了由八组高亮度频闪灯形成的光源矩阵，这些频闪灯围绕熔融石英缸套放置，通过时序控制模块，在喷雾的关键时段加以点亮，从而减小光源对燃烧室内部成像质量的干扰，实验所用的高速相机型号是PhotronHighSpeedStarZ系列，其最高帧率可达到20000fps，完全符合实验设计的技术标准。图2-1显示了本研究中采用的单缸机实验台架系统，此系统包含多种传感器及控制模块，用以保证实验过程能够顺利开展，表2-1详尽列出了实验发动机的主要参数，其中包含了机型，冲程这类基础信息，从而给整个系统运作赋予了必要的参照依据。图2-1试验装置示意图表2-1 发动机的主要参数参数数值型式单缸、四冲程缸径/mm83冲程/mm92喷油方式缸内直喷高压供油系统/MPa352.1.1定容弹系统定容弹属于密闭定容装置，可以准确把控环境温度与压力，它的主要作用是支撑并执行关键试验操作，定容弹作为实验系统的重点部分，所有重要流程都在它里面进行（见图2-2），本文所用的定容弹为正方体结构，边长180mm，在中心部位设置了一个边长120mm的小型正方形内腔，用来放置待检测的样品，为了达到可视化观察的目的，设备两侧对称安装了两块可拆卸的石英可视窗，每块可视窗由厚25mm、外径110mm的高透光率石英玻璃制成，有效可视直径大约为98mm，这样既保证了喷雾过程能够清楚看见，又方便定期清理或者替换石英玻璃，从而保证长时间使用依然可靠。该定容弹可承受的最高工作压力达到2MPa，为达成参数调节目的，其侧方设置有进气口，排气阀以及相应的压力传感器，温度传感器等辅助部件，这些器件共同发挥作用，从而做到对内部气氛状况实施准确把控并及时观测。本次研究把氮气当作背景气体，先用离心真空泵把容弹中的空气抽到近似真空状态，再向其中灌入高压氮气，之后用精密压力计一直追踪背压数值，以此来完成既定工况的设定，每次做完实验以后，都会采用安捷伦公司制造的AgilentDS102离心真空泵执行容弹内部的排气操作，目的在于清除残存废气给后面的检测带来影响。本研究使用的压力监测系统是由OMEGA公司提供的两个型号的传感器组成，一个型号是OMEGADPG409-015A用于负压的测量，另一个型号是OMEGADPG409-500A用于正压的测量，这两个传感器被安装在容弹上，从而实时监测腔体内环境压力的动态变化（如图2-3所示），为了简化实验设计，集中讨论主要问题，本研究没有采用主动的温控措施，让容弹内部保持在室温条件。图2-2定容弹图2-3压力传感器实物图喷油器被安装在定容弹的顶部，利用专门的压台来进行精准定位，这个压台通过螺栓固定到基座上，压台和基座都是用铝合金材料经过精密加工制作而成的（如图2-4所示），为了符合实验的要求，在压台上设置了四根100W的加热棒以及一支K型热电偶，通过对加热装置的调节来保证燃油在进入喷油器之前达到预定的温度，同时在基座部分也设置了四个同样的加热棒以及一支K型热电偶，以此来维持整个系统中燃油的温度处于一个相对稳定的水平，并且通过高精度温控仪（误差±1℃）对油温进行精确的闭环控制。由于喷油器、热电偶和加热棒之间的距离小于10mm，而铝合金又具有很好的导热性，所以可以合理地推测出热电偶所测量出来的温度值能够很好地反映燃油实际的工作温度状态。图2-4燃油加热系统2.1.2燃油喷射系统燃油喷射系统主要包括高压油路、喷油器以及电子控制单元（ECU），其中高压油路包括储油装置、氮气驱动增压设备、液体加压泵及其相关连接管路，储油装置的承压能力可达到20MPa，其密闭结构通过装有过滤元件的管道与气液增压泵相联结，增压泵采用高纯度氮气作为动力来源，通过吸入燃油并调控输入氮气流量以达成输出压力的精准把控，进而产生目标油压值，而且借助设置于增压泵出口处的压力传感器随时监测当前油压状况，增压泵的输出端直接对接喷油器入口，给予其必要的喷射驱动力，另外还附加一套安全阀装置用以紧急泄压，详细结构布局可参照图2-5所示的示意图。图2-5气液增压泵实物图本研究选取德尔福公司所研制的5孔高压直喷喷油器为实验样本，其喷孔为非对称布置形式，单孔直径为0.18mm，长径比高达0.93，图2-6(a)为该喷油器喷孔构造以及测试过程中拍摄方位，当喷射压力为10MPa，环境条件为标准常温（20℃，表压0.1MPa）时，油束落点分布如图2-6(b)所示，其中图2-6(a)与(b)中油束编号相对应，便于分析。图2-6喷孔布置及喷油器油束落点示意图本研究主要针对单孔高压直喷喷油器的雾化特性，需要对原5孔喷油器进行改造，用耐高温金属修补材料将另外四个喷孔封堵起来，只保留2号喷孔，这样就能在不影响喷油器整体性能的情况下，得到一个符合实验需求的单孔高压直喷喷油器装置。图2-7为封堵后的喷油器喷嘴外观形貌。图2-7单孔喷油器喷嘴实物图发动机燃油喷射过程依靠电子控制单元（ECU）来精确操控喷油器，本系统所采用的ECU是由常州易控公司研发的可编程控制器，通过在电脑上安装这款ECU的专属配套软件，操作人员就能针对喷油器的关键参数展开细致调节，涉及驱动电压，驱动电流，喷油脉宽以及喷油频率等方面，进而实现对高速相机触发时间的精确把控。2.1.3高速摄影系统本研究计划使用高速摄像技术对高压直喷喷油器的喷雾动态过程实施连续拍摄，从而全面记录并分析喷射形态的演变情况，本次实验采用的高速摄影系统大致由高速相机、高亮度LED光源、专用光学镜头以及信号触发单元等重要部分组成，高速相机选用的是Photron公司制造的FASTCAMSA-Z型号设备，见图2-8所示，此设备在1024×1024像素分辨率下能够达到最高20,000帧/秒的采集速度，空间分辨率为每个像素对应82微米，实验期间，高速相机通过网络接口同电脑相联接，并凭借Photron'sFastcamViewer(PFV)这款配套软件开展远程参数设定及操作控制，还要把发动机电控单元（ECU）同高速摄像系统执行物理连接，以此达成两者之间的精确时间同步触发效果。实验采用150瓦功率LED灯作为背向照明光源，精确校准LED光源与子弹发射点及相机镜头三点同轴直线，以获得喷雾形态的高清成像效果，选用尼康105毫米焦距微距镜头作为拍摄镜头，在拍摄时根据背光强弱调节相机对焦和光圈参数，获取高质量图像数据。图2-8高速相机实物图2.2图像处理及喷雾参数定义2.2.1喷雾图像处理本研究重点在于高压直喷喷油器的喷雾形态特征诊断，要达到准确处理大量喷雾图像数据的目的，进而获取喷雾宽度、贯穿距离等关键参数，这就需要一种能够高效批量处理的软件工具，MATLAB是一款功能强大的数值计算和编程平台，它的图像处理工具箱是根据数字图像分析理论来搭建的，而且支持用脚本语言编写定制化的程序，可以按照实际需求调整算法的细节部分，正是由于这些特性，使得MATLAB成为实现喷雾图像批处理的理想选择，本文利用MATLAB设计自定义的图像处理流程，对原始喷雾影像执行自动化操作以提取目标几何特征参数，其具体技术路线可参照图2-9，设定阈值为0.1。图2-9(a)是采用高速直拍技术所获得的初始喷雾图像，经过背景去除和对比度增强处理之后，如图2-9(b)所示，可以得到喷雾的整体轮廓分布；再经过二值化处理后得到图2-9(c)；最后通过边缘检测算法提取喷雾轮廓线，为后续喷雾特征参数的定量分析提供基础，如图2-9(d)所示。在此基础上，通过对轮廓间像素点数量进行统计，结合比例尺校准规则，实现对喷雾实际空间距离的精确测量。图2-9图像处理过程2.2.2喷雾参数定义本研究着眼于闪沸喷雾的可视化分析，通过量化喷雾宽度、贯穿距离等关键参数来探究其本质特性，处于闪沸状态时，液滴内部气泡迅速成长直至爆裂，造成油束明显膨胀，尤其在喷嘴附近区域更为显著，凭借这种情形，喷雾宽度可以很好地体现不同实验条件下闪沸喷雾的行为特性，而且在多变背压工况之下，喷雾形态表现出差异化的改变轨迹，贯穿距离属于描述喷雾对背压反应的重要指标之一，能够全面体现喷雾分布范围随外界压力变化的情况。本文中定义了喷雾宽度、贯穿距离这两个参数，并且画出相关的示意图来描述（如下图2-10所示），喷雾宽度指的是沿着轴向某一个位置轮廓线左右边界之间的最大水平跨度，贯穿距离是指从喷孔中心到油束末端最远点的垂直投影长度。图2-10喷雾参数定义示意图2.3试验方案介绍光学测量技术以激光诱导荧光原理为基础，利用高速摄像装置获取气缸内部燃油喷雾过程中的图像数据，由于具有良好的空间分辨能力，由此得到的截面图像能够准确体现燃油撞击缸壁之后的分布情况，从而进一步探究喷雾锥角对整体喷射行为的影响机理，喷雾锥角指的是由喷雾质心处90%灰度质量分数等值线所围成的圆周同喷嘴轴线所形成的轴对称圆锥夹角。实验设计了三个喷雾锥角差异方案，具体示意图如下；图2-11喷雾锥角方案编号平均喷雾贯穿距Penetration@1.5ms(mm)喷雾角(M1)喷雾偏斜角(M2)喷雾角(M3)喷雾偏斜角(M4)方案1NO.157.6956.050.8751.9722.23NO.257.2657.260.1149.0321.76方案2NO.153.6858.290.1945.2629.53NO.251.8558.870.6242.8027.38方案3NO.152.1152.032.0653.5431.43NO.250.5454.201.2554.0629.59表2-1 三种方案的喷雾角

图2-12方案一图2-13方案二图2-14方案三根据图2-12、4.3、4.4的实验数据，本研究分别建立了三个不同的实验方案，并进行了单次喷射和三次喷射两种模式的对比试验，在发动机外特性工况（转速设定为1500rpm）下，主要研究喷雾演化过程，该试验设置了SOI扫描区间为-340°到-240°的三种不同方案；在起燃工况（转速设定为1200rpm）下，主要研究喷雾形成机理以及燃烧性能特性，该试验设置了SOI扫描区间为-150°到-90°的三种不同方案；在高转速中等负荷条件下（即2000rpm、2bar工况），为了更好地研究喷雾动态特性以及燃烧表现，该试验设置了SOI扫描区间为-290°到-240°的三种不同方案。2.4喷油器测试标准要想保证实验结果具备可重复性，此项研究选取在燃烧过程启动之后的第50个循环才开始收集数据，这时的燃烧已经渐渐趋于稳定，可以更好地体现出真实的燃烧特性。在光学图像处理阶段，采取如图2-11所显示的技术路线，通过把接连15个周期的图像实施叠加平均处理，进而获取到稳定的均值趋向线，此方式利用计算15次循环里各个像素点的标准差值，以此来明确拓展区域的界限，这样就能有效地规避因单次测量波动而产生的随机偏差，大幅优化数据的可靠程度与代表意义，后面的分析当中，这项研究着重就一些典型的部分负荷运转情况以及催化剂起燃状况开展深入探究，全面表现不同工况之下燃烧性能同燃油喷射形式之间存在的本质联系以及相互影响关系。图2-11燃烧循环图像图2-15燃烧循环图像2.5本章小结本章详细阐述了高压直喷汽油机喷雾特性研究搭建的实验系统，包括定容弹装置、燃油供给及喷射子系统、高速摄影部分，定容弹可以准确模拟出发动机燃烧室里特定的热力条件，燃油供给和喷射子系统用来供应高压油源，并对喷射过程实施精确控制，高速摄像设备能够抓取喷雾动态演变进程当中的瞬间图像信息。拿到喷雾图像之后，要开展一连串规范化的图像处理流程，涵盖图像预处理，阈值分割，形态学操作等环节，从而达成对喷雾区域的精确提取，并且完成核心指标的量化工作，此次研究重点放在喷雾锥角，贯穿距离，多油束间距这些参数上，这些指标可以定量地描述喷雾的形貌特征，雾化情况以及油束之间相互影响的特性。要全方位评价高压直喷汽油机的喷雾行为特点，就要制定一套包含众多工况和边界条件的试验计划，着重关注发动机转速，负荷大小，喷射压力以及背压这些重要参数，而且，还要创建起详尽而又严苛的喷油器性能检测标准体系，从而保证试验数据准确可靠。建立起科学且严谨的试验体系、加强图像处理技术的完备程度并精心设计出周全的试验方案，这些都是开展高压直喷喷雾特性研究不可或缺的基础性工作，本章的工作既为之后的实验及数据的分析提供了理论上的支撑也给予了实践上的支持，而且更为进一步地探究喷雾演化的规律以及其内在机理提供了重要的技术支持和方向性的指引。

第3章高压直喷汽油机喷雾特性实验测试分析及总结3.1高压直喷汽油机喷雾特性测试结果汇总本研究围绕高压直喷汽油机的喷雾特性，挑选三种典型工况展开实验，着重观察燃油壁面撞击现象，因为这种现象明显影响发动机的燃烧效率，排放性能以及运行稳定性，通过对比和分析大量喷射策略所得到的数据，探寻喷雾行为在不同工况下发生的变化规律，从而给高压直喷汽油机喷射系统的改良设计给予理论支撑和实验数据。流量测试是评价喷射方案性能的关键一环，它直接关乎对喷雾特性以及燃油撞击行为的认识，从实验中可以看出，方案1在流量稳定这一块有着明显的优势，这体现出它的喷射系统具备较强的运行可靠度和精准控制能力，这对于遏制燃油壁面碰撞现象，改良燃烧效能并削减排放物生成有着十分重要的意义，稳定的燃油流量可以营造出比较均匀的喷雾结构，从而提升燃油同空气之间的混合品质，为达成高效且清洁的燃烧创造了必要的条件。方案2出现的流量偏小状况，也许暴露了喷射系统在设计或者运行上存在某种限制或者偏差，燃油流量不够就容易造成雾化效果差，分布范围变窄，于是燃油和燃烧室壁面产生意外碰撞，在目标燃烧区域形成局部过浓混合气区域，这种非理想的状况既会减低燃料的能量转换效率，令发动机输出功率下降，又会加快积炭生成速度，增多污染物排放，从而给设备的整体效能以及环境兼容性带来不良影响。方案三的流量一致性远低于其它方案，其流量振荡高达0.33g/s，远远超出行业经验参考值0.1g/s，如此大的流量波动暴露出该设计中的喷射系统在工作期间存在严重的动态不稳定性，这会致使喷雾形态及燃油走向经常改变，造成燃油碰壁现象难以被精确预估并加以掌控，从实际应用层面来讲，剧烈的流量波动会致使燃烧室某处的供油量超出或短缺，从而给燃烧过程的稳定度带来很大干扰，当燃油过多地涌入燃烧室之后，由于油气混合不够彻底，就会形成局部堆积，进而诱发碰壁现象发生；如果供油量不足，则会使混合气体浓度变低，燃烧反应速率与热效率均会降低，这样一来不但会影响发动机的整体效能，而且有可能令排放数值超出法定界限范围。根据表3-1的流量测试数据可知，方案1两次测量的喷油量分别为9.353g/s、9.398g/s，与设计值9.99g/s相比，分别相差-6.38%、-5.93%，变化量仅为0.045g/s，说明方案1流量控制精确，运行稳定。而方案2的喷油量测量值为NO.19.029g/s、NO.29.109g/s，相对偏差为-9.62%、-8.82%，波动范围为0.08g/s，虽然内部流量比较稳定，但是数值远低于设计值，可能是喷射系统存在局部节流现象或者设计参数不合理。方案3的喷油量NO.从实验数据来看，样品1、样品2的质量流量分别为9.409g/s、9.073g/s，相对偏差分别为-5.82%、-9.18%，绝对值差为0.336g/s，较大的数据离散性意味着喷射系统在实际工作时容易受到各种外界因素的干扰，很难保证流量输出的稳定可靠，这会给高压直喷汽油机的运行平稳性以及综合性能表现带来极为负面的影响。根据以上分析，流量测试数据清楚地显示出三种喷射方案在雾化特性上存在明显差别，特别是方案3流量均匀性的问题比较突出，这项研究成果既给进一步探究燃油碰壁效应及其对发动机性能表现的影响给予了关键依据，又明确了喷射系统改良的主要方向，就是通过加强流量的一致性和稳定性来减轻燃油碰壁现象，从而改善高压直喷汽油机的总体运行效率。表3-1流量测试表编号喷油量（汽油g/s；密度0.74g/cc）测量设计偏差方案1NO.19.3539.99-6.38%NO.29.398-5.93%变动量0.045方案2NO.19.029-9.62%NO.29.109-8.82%变动量0.08方案3NO.19.409-5.82%NO.29.073-9.18%变动量0.3363.2不同工况过程分析结果3.2.11500rpm外特性工况过程分析及结果在针对高压直喷汽油机喷雾特性展开系统研究的时候，1500rpm外特性工况下缸内喷雾的演化规律成为关键分析内容，通过比较单次喷射、多次喷射（比如三次喷射）等不同喷射策略，在此特定工况下的喷雾动力学特性及其对发动机燃烧效率和排放性能的潜在影响机制。图3-1单次喷射结果图3-1给出了1500rpm外特性工况下的三次喷射特性，由图可知，在各个方案中整体差异不大，没有明显的燃油撞击壁面的现象，说明在测试工况范围内，单次喷射过程相对稳定，喷雾雾化效果较好。不同喷油器设计对缸壁湿壁效应的影响程度依然存在明显的差别，从图3-1的实验数据可以看出，湿壁效应强度的排序为方案1＞方案2＞方案3，湿壁现象会使燃油过度稀释，导致燃油经济性下降，还会加剧碳氢化合物的排放量，减轻湿壁效应是提升燃油效率和减少污染物排放的重要途径之一，由上述结果可知，在1500rpm外特性工况下，改善喷油器结构以减小湿壁效应具有重要的工程应用价值和研究意义。为了更好的了解喷雾特性，本文对三种喷射方案在1500转/分钟时的外特性进行了分析，图3-2到图3-4分别是三次喷射策略第一次、第二次以及最后一次喷射的喷射结果。图3-2三次喷射方案，第一次喷射的结果如图3-2是三次喷射策略首次喷射的实验结果，在1500rpm外特性工况下，初期喷射过程中没有发现油束撞击缸壁的现象，这是很有研究价值的，它表明燃油雾化射流在复杂的气流环境中具有很好的稳定性，能抵挡外部的干扰，不会发生异常偏移或者接触到缸壁，稳定的喷射特性有利于燃油在燃烧室内形成均匀分布，给油气混合以及高效燃烧奠定基础，而且可以明显削减因油束碰壁造成的排放风险，从而缩减尾气中有害物质的生成数量，提升发动机的环保性能。图3-3三次喷射方案，第二次喷射结果再深入分析三次喷射策略中的第二次喷射效果，参照图3-3，选择1500rpm外特性工况执行试验，结果显示各个方案都没有明显的油束撞到壁面的现象，这个结果体现出在当前的运行环境下，燃油雾化过程保持着很高的稳定性，整个喷射过程中没有明显的大起大落或者局部分布不均匀的情况，表现出喷射系统能够在多次连续喷射操作时保持稳定的雾化形态和精准的喷射轨迹，由此形成出来的均匀油气混合物既促进了燃料与助燃剂之间的高效混合，又大大削减了燃油附着在燃烧室壁面上的可能，进而减小了液态油膜积累的风险，从根本上遏制了由于壁面碰撞而造成的污染物排放问题，保障了发动机可以高效、低污染地完成运行任务。图3-4三次喷射方案的第三次喷射的结果图3-4是三阶段喷射策略下第三次喷射的效果图，在1500rpm外特性工况下，第三次喷射后利用图像分析可知，油束并未产生明显的壁面撞击，这也表明该工况下整体喷射过程比较稳定，燃油雾化表现出良好的连续性以及均匀性，其分散特性未遭受显著干扰，这样的喷射行为对于发动机平稳运行十分关键，因为这能保证多阶段喷射过程中燃油始终依照预定模式注入燃烧室并参与燃烧反应，规避了喷射紊乱引发的壁面碰撞情况，进而维持着发动机性能输出的稳定状态以及排放控制的有效程度。3.2.2催化剂起燃工况过程分析及结果在高压直喷汽油机的研究当中，普遍认为1200rpm下的催化剂起燃工况属于关键实验条件，借助改变燃油喷射正时(SOI,StartofInjection)来细致探究它对于燃油雾化特征以及燃烧流程的作用机理，此次研究创建起以SOI3为中心的扫描工况试验计划，其中涉及到的具体参数有:光学发动机转速保持在1200r/min，负荷控制在1.8barIMEP，喷油器压力设为150bar。第一次喷射正时SOI1设为上止点前280°曲轴角，第二次喷射正时SOI2提前到240°曲轴角，第三次喷射范围设定在上止点前150°到90°曲轴角之间，每次喷射循环中喷油脉宽（IPW，InjectorPulseWidth）保持不变，即IPW1=IPW2=IPW3，以此排除变量干扰，保障数据可靠且一致。基于SOI3扫描工况的首次与二次喷射实验分析结果如图3-5所示。图3-5方案一一次喷射和二次喷射示意图对方案一初次喷射和二次喷射的结果进行观察分析（如图3-5），在现有的运行状态下没有明显的油束壁面撞击现象，在此工况下气缸内滚流运动起着重要的作用，在压缩行程末段大大增强了湍流强度，使得火焰锋面呈现出复杂的皱褶形态，火焰锋面的扩展提高了燃烧混合物之间的热传递效率，也加快了整体燃烧速率，滚流使燃油射流方向发生了偏移，减少了油束接触缸壁的概率，从而有效地抑制了碰壁现象的发生，这对于保持燃烧稳定性和提高燃烧效率有着重要的意义。当发动机转速为1200rpm且处于催化起燃工况时，在SOI3时刻进行第三次喷射扫描试验，根据该工况下第一次和第二次喷射的试验结果，按照方案二对拍摄的数据进行处理，处理结果如图3-6所示。图3-6方案二一次喷射和二次喷射示意图如图3-6是方案二初次喷射与二次喷射的状态，与方案一不同，方案二没有出现明显的撞壁效应，而且其侧视锥角（M3）也相对较小。喷雾锥角是描述喷雾特征的关键参数，它可以直观地反映出燃油的分布状况，锥角越小，说明喷射出的燃油就越集中，从某种程度上来说，这会减少燃油与气缸壁面以及活塞顶部接触的机会，有效地遏制了碰壁现象的发生，这有利于形成理想的燃烧室内部环境，从而提升燃烧效率，减小由于燃料沉积引发的排放危险。在催化剂起燃转速为1200rpm时，通过SOI3扫描技术采集了第一次喷射和第二次喷射的实验数据。由方案三的实验结果可得，如图3-7所示。图3-7方案三一次喷射和二次喷射示意图方案三的首、二次喷射效果（如图3-7所示），从它的侧视视角来看，喷雾锥角（M3）远超另外两种方案，由于缸内滚流效应，第一次喷射形成的油束出现明显的偏折和弯曲现象，主要集中在进气侧燃烧室内壁面附近的区域，燃油被聚焦到进气区域之后，在滚流涡旋的带动下慢慢向中央燃烧室空间扩散，这种情形对于改善燃烧稳定性和优化点火进程来说非常关键，恰当的喷雾形态有益于油气混合物达到均质化的分布，而且给发动机高效而稳定的热力循环赋予了必要的前提条件。当发动机转速为1200rpm时，此时催化剂处于起燃阶段，通过执行对SOI3扫描（标准偏差检测），得到了第三次喷射的实验数据。按照方案一采集到的图像结果如图3-8所示。图3-8方案一第三次喷射示意图执行第三次喷射扫描的时候，方案一的喷油器喷雾没有明显的壁面撞击特征，可参照图3-8，缸内滚流效应对喷雾形态产生了一定程度的弯曲影响，这种情形在某种程度上减轻了油束碰撞壁面所带来的一些风险，如果燃油喷射期间出现油束碰壁的情况，燃烧室中心部分的油气混合浓度可能会下降，从而削弱点火稳定性和燃烧效率，阻止喷雾过程中油束接触壁面对于保持燃烧过程的顺利运行十分关键，再看方案一的整体燃烧特性，可查阅图3-9，当供油提前角SOI3被推迟到120°CAbTDC之后继续往后推移的时候，燃烧状况出现了恶化的迹象，特别是推迟到90°CAbTDC时刻，在进气侧形成了一大片高温区域。SOI3延迟时间过长，燃烧稳定性会遭受显著的不良影响，燃烧过程偏离最佳工况，燃油喷射时刻的推迟会造成燃料后燃现象加重，燃烧性能因此而劣化，要达成燃油高效燃烧，并保证缸内温度场分布均匀，就务必对喷射正时实施精确把控，防止由于过度延迟所引发的问题，以此来保持燃烧效率和运行平稳性。图3-9方案一第三次喷射的燃烧变化情况图当转速到达1200rpm并且催化剂处在起燃阶段的时候，根据SOI3扫描数据（标准差STDEV），图3-10给出了方案二的燃油喷射特性，从实验得到的结果来看，与方案一相比，方案二表现出更佳的喷射行为，在燃烧过程中，方案二能够很好地调节温度场分布和雾化效果，从而明显改善了燃烧的均匀性和稳定性，这说明，改善喷射正时对改善整体燃烧性能有着非常重要的意义。图3-10方案二第三次喷射时刻示意图方案二燃油喷射特性在图3-10中有所展现，该方案的喷射模式相比于方案一在温度场调控和喷雾行为管理方面表现得更加出色，由此使燃烧过程的均质性和运行的平稳性得到了显著改善，通过观察可以发现，方案二喷油器工作时并没有出现明显的气流撞击现象，依据统计平均值来分析，喷射始点（SOI3）的时间参数变化对于喷雾发展的整体影响不大，喷射后产生的油雾分布比较稀疏，这显示喷射时刻对最终喷雾形态的影响较为有限，从图像记录来看，喷油之后油气混合物大多集中于中心燃烧室范围之内，并没有向四周空间大规模蔓延开来，这种特性有助于燃烧过程的整体效率提升并改善热力学稳定性。这类喷雾调控手段能够有效改善燃烧室内部燃料的空间分布状况，从而为之后发生的化学反应提供更为适宜的条件，通过改良油束的几何形态，一方面大幅度削减燃油同燃烧室壁面相撞的几率，另一方面也对燃烧均匀程度以及反应速率存在积极的影响，恰当地调整喷射时刻，对于完善燃烧过程并优化发动机的综合性能而言有着非常重要的意义。图3-11方案二第三次喷射时刻燃烧情况变化示意图从图3-11可以看出来，方案二的缸内燃烧分布比较均匀，SOI3喷射时刻变化对于燃烧过程的影响很小，无论是提前还是延迟SOI3的喷射，都会对缸内燃烧状态产生相对平缓的影响，并没有出现明显的燃烧质量降低或者变差的情况，这意味着该方案下的燃烧过程具有很强的稳定性和抗干扰能力。反观方案三在第三次喷射的时候，油束还并没有明显地碰壁（见图3-12），随着SOI3喷射时刻的不断推迟，油束碰到活塞顶面的可能性就越来越大。于是我们可以猜测，在合理范围内限制SOI3的延迟，就可以避免油束碰壁的问题发生，这样做的好处就是可以提升燃油雾化的效果以及燃烧效率，还能保证燃烧室中心区域点火条件的稳定性，进而使得发动机正常工作并减少因为燃料沉积而引发的故障风险。图3-12方案三第三次喷射喷雾情况示意图当在1200rpm转速下催化剂达到起燃状态时，通过SOI3参数扫描（标准差分析）得到的燃烧特性如图3-13所示。由图中数据可知，方案三有效的提高了燃烧过程的稳定性，并且提高了燃烧分布的均匀性以及燃烧效率，说明合理的喷射正时对提高燃烧性能，降低运行风险有重要作用。图3-13方案三第三次喷射燃烧情况示意图如图3-13所示，采用方案三时，气缸内燃烧过程具有明显的均匀性及稳定性，SOI3延迟对燃烧的影响不大，这表明在当前工况下，喷射正时的调整对燃烧质量的影响较为温和，无论是方案二还是方案三，喷射时刻的变化都没有对燃烧过程产生显著的干扰，燃烧过程一直保持稳定，方案一的喷射正时敏感性较高，燃烧响应特性也更为强烈，在相同的工况条件下，方案一需要更加精确地控制喷射正时参数，才能对燃烧过程进行有效的管理，维持系统的稳定性，进而保证发动机运行的安全性和可靠性。虽然方案二和方案三在喷射正时调节上具备很强的灵活性，但站在优化发动机性能以及保障运行可靠性这一角度来考量，方案一还是必须对喷射时刻实施准确而严格的把控。不同喷射策略在催化剂起燃特性上的表现差异，给高压直喷汽油机喷射系统改进给予了关键的数据支撑，在实际应用当中，应该结合发动机的性能需求以及工况特点，恰当挑选喷射方案，并细致调节喷射正时参数，从而达成燃烧过程的高效稳定，进一步改善动力输出效率，加强排放控制水平。3.2.32000rpm@2.8bar工况过程分析及结果在高压直喷汽油机研究方面，就2000rpm部分负荷工况的实验分析有着很大的学术意义，本项研究把发动机转速固定在2000rpm，将指示平均有效压力（IMEP）设定为2.8bar，喷射压力设为200bar，而且将燃油喷射正时（SOI）置于290-240°CA曲轴转角闭合点前（CAbTDC），细致地扫描SOI参数，全面探究不同喷射时刻对于燃料雾化特性以及燃烧过程规律的影响机理。在部分负荷工况下，发动机转速为2000转/分钟时，针对方案一采取SOI扫描(STDEV)得到的喷雾特性执行分析，其分析结果呈现在图3-14中；而有关燃烧过程特征的表现可参见图3-15。图3-14方案一喷射喷雾情况示意图图3-15方案一喷射燃烧情况示意图方案一的喷雾形态(如图3-14)表现出了较好的分布特性，油束与缸壁的碰撞现象比较轻微，在这种运行状况下，缸内的滚流发挥了重要作用，它对喷雾产生的导向及偏折效果非常明显地削减了油束接触到缸壁的概率，把靠近缸壁的燃油重新引领到燃烧室的中心部位，滚流既保障了燃烧过程的稳定状态，又为燃烧的改良给予了有利条件，所以改善了燃烧的均一程度，并且进一步提升了发动机的总体性能，从图3-15的数据可知，当供油提前角(SOI)达到280°CAAbTDC或者更早的时候，喷射油束就会直接撞上活塞表面，这样就严重扰乱了缸内燃烧的正常发展。SOI分别位于270°CA和260°CAAbTDC时，气缸内部燃烧过程呈现出均匀而稳定的特性，两者之间几乎不存在差别，通过综合分析喷射时刻、温度以及时间的交互影响之后得知，即便对喷射时刻做出短暂时间内微小变动，燃烧状态依旧能维持相对稳定，这表明在某些工况条件下，燃烧过程对于喷射时刻小范围波动具备一定适应性，体现出燃烧系统较为出色的鲁棒性特点。方案二的喷雾结果如图3-17所示图3-17方案二喷雾情况示意图方案二的燃烧结果如图3-18所示图3-18方案二燃烧情况示意图图3-17清楚地显示了方案二的喷雾特性，跟方案一类似，因为缸内滚流效应一直存在，所以这个设计也有效防止了明显的油束撞到缸壁的情况，方案二因为喷雾锥角比较小，所以表现出独特的优点，这个特征明显加强了对油束撞到缸壁或者活塞顶面的抑制效果，通过准确控制油束喷射的方向，减小喷雾锥角大幅减少了油束撞到缸壁或者活塞顶面的几率，改善了燃烧室里燃油分布的均匀性，这种均质化的燃油分布对改进燃烧效率，削减尾气排放有着重要的意义，给高压直喷汽油机性能改良赋予了关键的技术方案之一。由图3-18可见，当供油始点SOI小于280°CA曲轴转角AbTDC时，燃油喷射束撞击活塞顶部将对燃烧过程造成明显影响，若SOI设定于270°CA至240°CAAbTDC区间，则燃烧室内燃烧特性表现得非常一致，压力波动幅度亦不大，这意味着准确协调喷射正时与缸内气流温度分布之间的互动关系，对于改善燃烧均匀性、提高热效率以及减少排放污染有着极为关键的作用。方案三的喷雾结果如图3-19所示图3-19方案三喷雾情况示意图根据图3-19数据分析可知，方案三喷油器喷雾没有明显的壁面撞击特征，缸内滚流对燃油喷射方向有一定的偏转引导作用，这种物理机制在一定程度上降低了油气混合物与气缸壁面接触的可能性，从而减少了燃烧过程中的风险因素，由此可见采用方案三在抑制不良燃烧工况上或能取得良好的效果，不仅能稳定燃烧效率，还能提高发动机安全性。方案三的燃烧结果如图3-20所示图3-21燃烧情况示意图如图3-21所示，当供油始点（SOI）为260°CA下止点（bTDC）之后继续提前时，燃油射流会猛烈地撞击活塞表面，这会对缸内燃烧过程产生不良影响，在SOI位于250°CAbTDC-240°CAbTDC区间时，缸内燃烧呈现出相对稳定的状态，各工况之间的差异有所缩减，由此可以推断出过早的喷油时刻或许会干扰正常的燃烧进程，所以应当防止喷射时刻过于提前，从而保证燃烧稳定并且发动机表现出更好的性能。3.3本章小结此章依靠光学试验台，对各种典型工况下气缸内部燃烧过程的成像特点展开探究，研究选定1500rpm额定转速全负荷，1200rpm冷启动以及2000rpm高负载（2.8bar）这三个工况当作代表状况，全面剖析了不一样喷油策略时燃油喷雾的举动，还有它同缸壁发生联系的情况。实验操作期间，依靠高速成像系统对燃油喷射流程实施精确拍摄，然后运用图像后处理手段获取燃烧阶段的功率曲线以及时序控制信号，就试验装置布置而言，针对熔融石英气缸套外部精确放置八组高亮度频闪灯，凭借时序控制器达成光源同发动机每一个工作循环喷雾过程的同步触发，从而准确捕捉喷雾的特征形态，而且还要避开照明光源给燃烧影像采集带来的干扰。由于石英缸套承受的压力有限，所以实验运行期间的压力参数不能任意选取。本研究针对三种典型工况，依靠精确控制背压，温度等外部环境参数，对每种工况下各50次燃烧循环实施采样剖析，着重探究燃油雾化与缸壁之间的互动状况，总体燃烧特性以及喷油器喷雾的“顶火”现象，研究显示，“顶火”现象出现的几率在不同工况之下存在差别，在外部条件保持不变的情形下，工况的调整会明显改变燃料喷射和燃烧行为，研究显示，三种工况中各种喷油策略的燃烧效果存在较大差异，喷油正时对燃烧过程起着关键作用，准确地改良喷油时刻能够改进燃烧效率，削减不稳定性事件的出现频率，从而改善发动机的运行效能和长期可靠性，上述研究成果给高压直喷汽油机喷雾特性的深入探究赋予了重要的实验根据，也为内燃机燃烧系统的设计改良给予了理论支撑和操作参照。

总结本研究针对高压直喷汽油机喷雾特性展开体系化探究，通过剖析闪沸射流与油束交互机理，搭建起涵盖定容弹系统，燃油喷射单元以及高速摄像装置的实验平台，并且形成起包含图像处理流程以及喷雾参数标准化定义的技术体系，在此基础之上着重对发动机1500rpm外特性工况，催化转化器起燃阶段以及2000rpm@2.8bar条件下的喷雾演变规律和雾化性能特征加以分析。研究结果显示，高压直喷汽油机的喷雾特性表现出繁杂的动态变化规律，这种情况被诸多因素所左右，包含燃料物理性质参数，喷孔几何形状，喷射控制参数以及缸内环境状况等等。处于闪沸效应起主要作用的工作情况下，燃油的热力状态会左右闪沸强度及其雾化水平，当环境压力小于燃油饱和蒸气压时，燃油被喷出之后便会快速挥发并且引发明显的体积膨胀效应，这样就能够形成大量微小而均匀的液滴，极大地优化雾化效果，伴随着闪沸强度不断增大，过量气泡的产生和聚集将会致使液体破裂加剧以及液滴相互合并，这些都会给喷雾品质带来不良后果。闪沸射流具有特定的最优热力学区域，处于这个范围之内便能获取到最好的雾化效果，如果超出或者偏离这个范围，那么就有可能出现雾化质量下滑的情况。高压直喷环境下，油束彼此之间的作用是影响雾化特性的重要因素，因为有高喷射压力和多孔紧密排列，邻近油束常常发生碰撞，融合或者反弹，造成动量下降，液滴聚集，这种交互作用不但会减小喷雾锥角，限制油气混合的效果，而且也许会加强射流的穿透力，促使燃油向更广的区域扩散，其强度由喷孔间隔，喷射压力以及环境介质密度等多种参数共同决定，改良喷油器的几何形状，改善喷射条件的配置，可以明显遏制过强的油束交互作用及其产生的不良后果。高压直喷燃油喷雾表现出明显的非定常特性，在喷射起始阶段，缸内压力较低，燃油容易出现闪蒸现象，形成蘑菇状弥散分布的喷雾前锋，伴随喷射过程的推进，缸内压力迅速提升，闪蒸效应慢慢衰减，喷雾结构逐渐转变为类似于液柱的射流形式，深入探究喷雾形态的时变规律，对改进喷射控制精度并改善燃烧过程有着重要的指导价值。按照前面的研究结论，笔者觉得往后高压直喷汽油机的研发要着重关注这几个方向：继续探究闪沸效应的内部机制以及控制手段，既发挥其雾化提升作用，又防止过度闪沸产生的不良影响；改良喷孔结构设计并完善喷射参数匹配，大幅改进油束相互作用造成的雾化效率下降和壁面油膜堆积现象；创建精准可控的多段喷射系统，灵活调整喷雾形态的时序发展特点，达成喷雾特性与燃烧过程的协同优化。高压直喷汽油机喷雾特性的研究涉及到诸多学科的交叉，重点是要搞清楚燃油本身的物理属性、喷油器喷孔的几何形状、喷射时所采用的参数以及缸内的环境这些因素之间存在着怎样的相互作用关系，想要弄清楚喷雾是如何演变发展的，从而给燃油供应系统的改良规划和操控办法的研发给予科学根据，就需要利用基本理论剖析，试验证明以及数字模拟等手段展开全方位的探究，这样的工作无论是从理论层面还是实际应用角度来说，都能进一步加深人们对于当代汽油机燃烧进程的了解，并且对改善发动机的热效能，削减排出物也有着非常大的意义。

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