亚/超临界汽油多孔射流形态塌陷的研究

秦 静 ，袁列杰 ，裴毅强，任 源，王志东，刘 威

(1. 天津大学内燃机研究所，天津 300072；2. 天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

研究表明，GDI发动机在部分运行工况下缸内喷雾普遍存在闪急沸腾的现象[1].通过提高燃油喷射温度，利用过热燃油的闪急沸腾微爆效应，可显著减小喷雾液滴索特平均直径(SMD)，并且改善燃油的雾化[2].但是，燃油过热达到一定程度时，喷雾可能发生剧烈闪急沸腾的“坍缩”现象[3]，致使喷雾锥角减小、贯穿距增加，从而导致燃油的撞壁.撞壁燃油所形成的附壁油膜是造成发动机燃烧不完全，排出大量碳氢化合物的原因之一；并且，油束碰壁后附着在缸壁或者活塞表面容易形成“湿壁”，会增加碳烟的排放[4].

同时，GDI发动机缸内的燃油喷雾大多经历液滴破碎蒸发过程[5]，而不断提高发动机转速也限制了燃油与空气的混合.为了得到更加均匀的混合气，实现发动机高效清洁的燃烧，许多学者开始探索超临界燃油喷射.研究发现，燃料以超临界流体的形式喷入GDI发动机缸内将不再经历液滴破碎蒸发的过程，有助于改善缸内混合气的形成，降低颗粒污染物的排放[6-7].在 GDI发动机的高喷射压力下，将汽油加热至临界温度以上，可达到其超临界态；而在此过程中，提高汽油温度必然使得燃油过热，亚/超临界汽油射流是否存在坍缩汇聚现象则需要有相应试验和理论来进一步解释说明.

至今，已有学者基于不同温度和压力环境条件，探究了喷油器喷孔结构参数、燃油温度(临界温度以下)对喷雾坍缩的影响.Nishida等[8-9]基于定容弹内高温高压的环境条件，研究了组孔的结构参数对喷雾特性的影响，表明相邻油束重叠所导致的喷雾贯穿距增大和喷雾锥角减小是喷雾坍缩的关键特征.而 van Romunde等[10]对多种燃料的闪急沸腾特性进行了对比分析，认为燃油蒸汽向喷雾场的低压核区运动，会将喷雾拉向中心并合成一束，导致坍缩现象的发生.Aleiferis等[11]进一步研究发现，随着燃油过热度的增加，喷雾低压核区的卷吸作用使得环境气体流动增强，会使油束偏离原来的方向并朝着喷雾中心汇聚.Gele等[3]研究也表明在闪急沸腾条件下，多孔喷雾油束间的相互作用和喷雾内外部围成的封闭“环状”区域是形成喷射轴线低压核区，诱发喷雾坍缩的原因.Guo等[12]则在不同的环境压力条件下定义了两种多孔汽油喷雾塌缩的模型，将射流诱导的近场喷雾坍塌归因于射流-空气相互作用，闪急沸腾条件下远场冷凝引起的喷雾坍塌归因于温度的显著下降和由此产生的蒸汽冷凝作用.

目前，尚鲜见学者针对 GDI发动机常用工况2000r/min、BMEP＝0.2MPa(BMEP为平均有效压力)，以上止点前 30°,CA 时缸内气体温度压力状态(0.35MPa，350℃)为环境条件来研究亚/超临界汽油多孔射流的塌陷现象.基于此，本文对比研究了该环境下亚/超临界态汽油多孔和单孔及异辛烷多孔射流的宏观特性，在认清汽油多孔射流形态变化规律的前提下，为扩展 GDI汽油机喷射工况及环境条件提供基础的试验数据和理论指导.

1 试验系统和方法

1.1 试验设备及工况条件

试验系统如图 1所示，其中包括定容燃烧弹、温度、压力控制系统、燃油供给系统、同步触发控制单元和图像采集系统等主要装置系统.

试验参数如表 1所示.在喷油器头部套有加热圈，利用二次仪表对加热圈的电压进行闭环调节，从而实现了燃油的加热和温度的控制.其中，测量燃油温度则是利用伸入到喷油器内部的热电偶间接测量其壁面温度来实现.试验中通过囊式蓄能器获得燃油的喷射压力，其可调范围为 0～31.5MPa，且研究中暂不考虑汽油单孔和多孔喷油器在相同喷射压力10.2MPa下的喷油量差异对射流形态变化趋势的影响.定容燃烧弹中的炉瓦内镶嵌了电热炉丝，用以加热环境气体；而环境气体的压力则靠通入压缩氮气来获得.异辛烷的自燃温度为 417℃，汽油的自燃温度在 415～530℃，因此设置定容燃烧弹内环境温度为350℃，可避免燃油的自燃.

图1 试验系统示意Fig.1 Schematic diagram of testing system

表1 试验参数Tab.1 Experimental specifications

1.2 纹影测试系统

试验中采用了“Z”型反射式平行光纹影测试系统，可以更好地观测射流气液两相的存在，保证测量精度.利用Photron公司生产的Fastcam SA5高速摄像机对射流图像进行拍摄，其分辨率为 576像素×576像素，拍摄的帧率为 10000帧/s，光源采用功率为100W的卤素灯.纹影光路如图2所示.

图2 纹影光路示意Fig.2 Schematic diagram of schlieren optical path

1.3 图像处理及参数定义

在 MATLAB软件程序中，设定适当的灰度阈值，对拍摄图像进行去背景、转化成灰度图以及二值化处理分析.图 3是射流参数定义，为了量化分析该环境条件下的射流发展，定义贯穿距为喷孔到射流轴线方向前锋面之间的最大垂直距离；射流宽度为射流轴线垂直方向上穿过流体的最大连线距离；参考文献[13]，定义射流锥角为等腰三角形的顶角，由喷孔出口以下 50%贯穿距的射流投影面积等效所得，可将射流边缘凸起气团的影响考虑在内，有别于文献[14-15]中定义的锥角算法.

图3 射流参数的定义Fig.3 Definition of jet parameters

汽油为多种烃类化合物组成的混合物，其临界温度和压力不能直接测得.在查阅资料得到汽油的体积平均沸点、蒸馏数据以及汽油密度后，代入文献[16]中所述关联式计算，最终可得汽油的临界温度tg_c为 278℃，临界压力 pg_c为 3.7MPa；相反，由于异辛烷为单质燃料，查阅资料[17]获得其临界温度 ti_c为 270.8℃，临界压力 pi_c为 2.568MPa.同时，参考文献[18-19]，定义燃油温度 tfuel在 220～260℃时为亚临界态，280～320℃时为超临界态.

1.4 试验的可重复性

燃油单次喷射受偶然因素作用较大，可能影响定义参数的准确性，现将每个燃油温度点重复 3次试验，提取喷射中期1.5ms ASOI(after star of injection)图像参数，图 4所示为亚/超临界汽油多孔射流 3次重复试验的参数试验值.

通过对3次重复试验进行参数提取处理，发现每次试验的贯穿距、锥角、射流宽度随燃油温度有相似的变化规律，且3次重复试验值与其平均值的标准差均在1.5以内.从上述计算结果可知试验的重复性较好，为保证试验的准确性，对上述定义参数求取平均值.汽油单孔射流及异辛烷多孔射流试验同样具有较好的重复性，此处不再赘述.

图4 亚/超临界汽油多孔射流重复试验(1.5 ms ASOI)Fig.4 Repetitive test of sub/supercritical gasoline multihole jets(1.5 ms ASOI)

2 汽油多孔射流形态发展

图 5所示为亚/超临界汽油多孔射流形态发展过程.从图 5可以看出，在喷射 1.5msASOI和 2.0ms ASOI时刻，燃油温度从亚临界态 220℃升高至超临界态 320℃时，射流边缘不规则凸起气团逐渐消失，整个轮廓逐渐变得光滑规则，沿射流轴线方向具有很好的对称性.同时，随着燃油温度的升高，轴线方向的油束从完整的射流面上剥离，呈现出明显的中心塌陷特征；而其在轴线方向的延伸导致了前锋面凸起，且凸起随着燃油温度升高愈加显著.射流前锋面的凸起使得其轴向发展距离随着燃油温度的升高有所增加，而射流的径向宽度在亚临界态时先减小，在超临界态时略有增加.

图5 亚/超临界汽油多孔射流形态发展Fig.5 Morphological development of sub/supercritical gasoline multi-hole jets

如图 6所示，在相同的喷油压力下，受环境温度及压力的影响，亚/超临界汽油多孔射流呈现出中心塌陷和前锋面凸起的形态特征，异于常见的“枝状”喷雾和“坍缩”形态.图 7所示机理则可用来解释亚/超临界汽油多孔射流塌陷产生的原因，即汽油温度的升高使得燃油处于过热状态，射流在闪急沸腾条件下，伴随着多孔射流相邻油束间的干涉重叠及汽油中不同沸点烃类成分的蒸发气化，射流液相区向中心轴线方向移动，致使轴线方向高密度流体的贯穿能力增强，促进了射流中心高速低压核区的形成；而低压核区产生强烈的气流卷吸作用，最终导致了射流中心的塌陷.但在目前的研究中，尚未有详细和明确的理论来论述亚/超临界汽油射流形态的变化.

图6 汽油多孔射流形态差异Fig.6 Morphological differences of gasoline multi-hole jet

图7 汽油多孔射流塌陷机理Fig.7 Mechanisms of multi-hole gasoline jet collapse

将汽油多孔射流与汽油单孔射流、异辛烷多孔射流分别进行宏观特性参数的量化对比分析，有助于认识亚/超临界汽油多孔射流油束间的干涉作用和汽油中多组分蒸发气化时沸点差异所带来的影响，为诠释亚/超临界汽油多孔射流形态的变化特征提供理论依据.

3 汽油单孔射流

3.1 射流形态发展

图 8展示了亚/超临界汽油单孔射流形态随燃油温度的变化情况.燃油温度从亚临界态220℃升高至超临界态 320℃时，射流温度逐渐接近环境气体温度，射流轮廓呈现出常见的球棒形结构.当燃油处于亚临界态时，射流的轴向贯穿距离随燃油温度升高而减小，而径向宽度逐渐增大.超临界燃油射流的轴向贯穿距离随燃油温度升高不断增加，且射流呈现出细长形态，径向宽度明显减小.

图8 亚/超临界汽油单孔射流形态变化Fig.8 Morphological development of sub/supercritical gasoline single-hole jets

3.2 射流宏观特性参数对比分析

如图 9所示，在 1.5ms ASOI时刻，燃油温度由亚临界态220℃升高至超临界态320℃，汽油多孔射流的贯穿距线性增加了 11.60%.在亚临界态 220℃时，贯穿距从 48.53mm 逐渐减小至 260℃时的46.17mm；但在超临界态时，单孔射流的贯穿距随汽油温度升高而不断增加，320℃时达到最大值52.20mm.其主要原因是，在亚临界态时，燃油温度升高使得射流气化加快，受空气的阻力增强；同时射流液相区流体的惯性力减小，均使得单孔射流贯穿距减小；而亚临界多孔射流相邻油束间的干涉重叠，使得重叠区内流体的密度增大，中心油束向下贯穿的动量显著增加，导致贯穿距的变化呈现与单孔相反的上升趋势.继续升高燃油温度至超临界态，燃油的过热程度变大，射流受闪急沸腾作用增强，单孔射流坍缩和多孔射流塌陷促进了中心液核区轴向速度的增长，射流的贯穿距均随之增加.

图9 汽油多孔和单孔射流贯穿距对比(1.5 ms ASOI)Fig.9 Comparison of penetration of multi-hole and single-hole gasoline jets(1.5 ms ASOI)

从图 10中可知，汽油多孔射流的锥角随燃油温度的变化也异于单孔射流.在喷射 1.5ms ASOI时刻，燃油温度由亚临界态220℃升高至超临界态320℃，多孔射流锥角线性减小了 12.14%.单孔射流锥角在亚临界态时随着燃油温度升高而增加，在260℃时达到 36.24°；而其在超临界态时，射流锥角随着燃油温度升高而减小，320℃时达到最小值 25.03°.造成上述差异的原因是，汽油处于亚临界态时，射流锥角的变化受闪急沸腾微爆效应的影响，射流径向发展速度变快，射流锥角呈现上升的变化趋势.而多孔射流锥角变化相反则是因为相邻油束间出现了重叠区域，重叠区内油束的相互干涉促进了射流轮廓的内缩.在超临界态时，越过燃油临界点温度 278℃后，射流的闪急沸腾微爆效应减弱，使得多孔和单孔射流锥角有一定程度地减小.

图10 汽油多孔和单孔射流锥角对比(1.5 ms ASOI)Fig.10 Comparison of cone angle of multi-hole and singlehole gasoline jets(1.5 ms ASOI)

汽油多孔射流宽度和单孔射流宽度在亚/超临界态时的变化如图 11所示.在燃油处于亚临界态时，多孔射流宽度随燃油温度升高而减小，在260℃时存在最小宽度 47.08mm；在超临界态时，多孔射流宽度随着燃油温度升高而增加.单孔射流宽度在燃油温度由亚临界态220℃升高至超临界态320℃时，变化趋势与多孔射流截然相反，在260℃时达到最大宽度22.78 mm.汽油多孔和单孔射流宽度变化不同的主要原因在于相邻油束间的干涉重叠.在燃油处于亚临界态时，油束间干涉重叠使得射流轮廓向内收缩，射流宽度减小；虽然燃油闪急沸腾微爆效应增加了射流径向发展速度，但前者的影响远远大于后者.而当燃油达到超临界态时，油束间干涉重叠也间接促进了多孔射流中心的塌陷，导致两侧的油束受中心塌陷的外挤，使得射流整体轮廓略有变宽，多孔射流宽度逐渐增加.

图11 汽油多孔和单孔射流宽度对比(1.5 ms ASOI)Fig.11 Comparison of width of multi-hole and single-hole gasoline jets(1.5 ms ASOI)

汽油温度从亚临界态升高至超临界态的过程中，在对多孔和单孔射流的贯穿距、锥角及射流宽度进行量化分析时可以看出，多孔射流相邻油束间的干涉重叠是上述宏观特性参数在燃油亚临界态时表现与单孔射流相反的原因之一.超临界汽油单孔射流的贯穿距随着燃油温度升高而增加，射流锥角和宽度随着燃油温度升高而减小；这些宏观特性参数表明，超临界汽油单孔射流亦发生了与喷雾“坍缩”汇聚类似的现象，仅因其为单束喷雾，发生“坍缩”的宏观形态特征并不明显.而超临界汽油多孔射流中心发生了塌陷，致使中心两侧油束受挤压和外扩，亦与常见的“坍缩”形态表现不同.

4 异辛烷多孔射流

4.1 射流形态发展

图 12为亚/超临界异辛烷多孔射流随燃油温度的形态变化.随着燃油温度的升高，异辛烷从亚临界态过渡到超临界态，射流轮廓边缘上的凸起气团逐渐变小直至消失，而在射流前锋面上呈现出圆钝的形态特征，且其轴线方向上有凸起气团生成和消失的转变，射流的贯穿距离略有增加.在射流径向方向上，随着燃油温度的升高，射流外形轮廓规则地内缩，使得射流宽度不断减小.与汽油多孔射流不同的是，异辛烷多孔射流的轴向凸起略小甚至难以分辨，且射流中心并未出现明显的塌陷.

图12 亚/超临界异辛烷多孔射流形态变化Fig.12 Morphological development of sub/supercritical isooctane multi-hole jets

4.2 射流宏观特性参数对比分析

如图 13所示，燃油温度由亚临界态 220℃升高至超临界态 320℃时，在喷射 1.5ms ASOI时刻，汽油多孔射流的贯穿距由 45.68mm线性增加到50.98mm，增幅为 11.60%；异辛烷的贯穿距从42.97mm线性增加到45.93mm，增幅为6.89%，但增加幅度明显小于汽油.可以看出，多孔射流液相区受闪急沸腾作用及相邻油束间的干涉影响，使得其中心流体速度增加，贯穿距有所增加.但是，汽油为多烃类化合物组成的混合物，其中低沸点的烃类物质随燃油温度升高逐渐蒸发气化，高沸点的烃类物质尚未达到其沸点温度，使得汽油射流的液相区受闪急沸腾作用程度强于单质异辛烷燃料[20]，使汽油射流轴线中心形成了高速低压核区，而核区内油束贯穿能力的增强，最终导致贯穿距增加明显.

从图14可知，在1.5ms ASOI时刻，燃油温度由亚临界态220℃升高至超临界态320℃时，多孔汽油和异辛烷的射流锥角均逐渐变小，且汽油射流锥角减小幅度 12.14%，大于异辛烷射流锥角减小幅度(9.98%).其原因是，燃油过热程度随其温度升高而增加，闪急沸腾的存在使得多孔射流油束间的干涉重叠影响增大，射流锥角有所减小.与异辛烷不同的是，汽油射流中液相成分向轴线中心移动形成了高速低压核区，而核区内气流的卷吸作用使得流体外缘气相区向内收缩靠近，射流的锥角进一步减小，且这种减小趋势在汽油处于超临界态时更加显著.

图13 汽油和异辛烷多孔射流贯穿距对比(1.5 ms ASOI)Fig.13 Comparison of penetration of gasoline and isooctane multi-hole jets(1.5 ms ASOI)

5 结 论

图14 汽油和异辛烷多孔射流锥角对比(1.5 ms ASOI)Fig.14 Comparison of cone angle of gasoline and isooctane multi-hole jets(1.5 ms ASOI)

图 15为亚/超临界态汽油和异辛烷多孔射流宽度的变化.燃油在亚临界态时，多孔汽油和异辛烷射流宽度随燃油温度升高而减小，在260℃时射流宽度分别为 47.08mm 和 44.21mm；在超临界态时，汽油射流宽度随着燃油温度升高而增加，而异辛烷射流宽度变化趋势与汽油截然相反.其主要原因是，燃油在亚临界态时，射流相邻油束间的干涉重叠使得射流宽度变小，且随着燃油温度升高减小更加明显；在超临界态时，汽油多孔射流的中心塌陷致使其两侧的油束受排挤而外扩，其影响大于油束的干涉重叠，使得射流宽度呈增加趋势.

图15 汽油和异辛烷多孔射流宽度对比(1.5 ms ASOI)Fig.15 Comparison of width of gasoline and isooctane multi-hole jets(1.5 ms ASOI)

燃油温度从亚临界态升高至超临界态的过程中，汽油和异辛烷多孔射流贯穿距、锥角的变化一致，而射流宽度变化不同.可以看出，汽油中多烃类组分蒸发气化的沸点差异是其宏观形态在燃油处于亚/超临界态时与异辛烷表现不同的原因之一；在燃油过热的条件下，汽油中不同烃类物质的沸点差异促进了闪急沸腾的发生，使得射流液相区向轴线中心转移形成了低压核区，而低压核区中的气流卷吸作用最终造成了射流中心的塌陷.

(1) 汽油温度从亚临界态升高至超临界态时，多孔射流中心塌陷和前锋面凸起愈发明显，异于常见的枝状喷雾和剧烈闪沸条件下的坍缩喷雾.

(2) 亚临界汽油单孔射流的贯穿距、锥角及宽度的变化趋势异于汽油多孔射流，表明相邻油束间的干涉重叠影响着汽油多孔射流的形态结构，且促进了超临界汽油多孔射流中心的塌陷.

(3) 汽油中多组分物蒸发气化的沸点差异有助于射流低压核区的形成，而低压核区内的气流卷吸作用导致了汽油多孔射流中心的塌陷，使亚/超临界汽油和异辛烷的多孔射流形态差别显著.

(4) 燃油过热闪沸时，射流中相邻油束间的干涉重叠及低压核区内的气流卷吸是导致亚/超临界汽油多孔射流前锋面凸起和中心塌陷的原因.