直噴噴嘴系統深入開發的評價方法

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0 前言

直接噴射系統中噴油器的深入開發是汽車零部件供應商目前正在進行的工作。降低油耗、提升性能，以及進一步限制有害物質排放是開發工作的主要目標。為了滿足未來的排放法規，需要理解發動機從燃油噴射開始直到有害物質生成的整個反應鏈。在前期研究中介紹了噴嘴幾何形狀對碳煙表現的影響潛力，尤其是顆粒數(PN)。除了幾何特性，也介紹了多種噴霧測試技術，這些技術有助于理解出現在現代直接噴射點燃(DISI)式發動機上的物理現象。另外，對噴嘴前端濕壁的近場成像技術在前期的前端濕壁研究中進行了詳細的討論。基于前期論文的研究和前端濕壁可能發生在噴射期間和噴射后的結論，本文重點介紹了更多的降低前端濕壁從而減少噴嘴前端的碳煙沉積物的重要特性。采用3種測試技術闡明噴射期間和噴射后的流動現象，以此來更進一步完善從噴射到前端碳煙生產的整個反應鏈。

1 測試技術

除了發動機和汽車的性能與有害物質關系的排放試驗，噴油器布局的流體機械特性可以單獨地進行部分測試。通常在光學噴霧室利用米氏(Mie)散射或者陰影成像技術研究噴霧。部分情況下使用類發動機工況獲得一種特定噴油器布局噴射質量的額外信息。本文中使用的第一種測試技術是陰影成像技術。采用1個快速的發光二極管(LED)矩陣(6×5 in*為了符合原著本意，本文仍沿用原著中的非法定單位——編注。)與帶有高光接口的噴霧室和1個高速攝像機(Photron Fastcam SA-Z)集成。由于LED矩陣巨大，噴霧被噴霧室的背面均勻照亮(圖1)。

圖1 采用噴霧室和陰影成像技術實現噴霧特性宏觀可見的原理圖

噴霧室中包含液絲和液滴噴霧區域的每個點都及時地在CCD芯片上生成對應的暗區。噴霧特性與時間和空間有關。本文中只使用標準邊界條件(pback=1 個大氣壓，psys=20 MPa)來獲得布局，以便使用深入的測試技術研究。本文使用高速攝像機的主要優點是記錄一系列圖像時，減少了每次噴射的測試時間。

第二種測試技術是高速紋影技術。這種技術再次用到噴霧室和快速LED矩陣。光的一部分被光學透鏡收集并在小孔上進行聚焦。在更下游端，光束被校準到能照亮噴嘴前端近場的尺寸。光束在噴霧室中以不同的折射率被部分折射。噴霧室中大部分均質折射率的變化主要是由燃油噴霧或溫度梯度引起的。如此一來，一部分光被紋影切斷光柵(刀片)所折射和阻擋(圖2)。 剩下的光被高速攝像機記錄下來。陰影成像技術只能描繪液體燃油噴霧特性的差異，而紋影成像技術可以解決在折射率上表現出的微小差異，甚至稀釋噴霧蒸發階段也能被記錄。本文分析了噴射后的噴霧特性，出現在噴嘴和噴孔死點體積的液態燃油在針閥已經關閉時以蒸氣釋放。這種特性隨著不同的噴嘴布局和邊界條件存在著差異。

圖2 噴射后測試噴嘴附近蒸氣釋放的高速紋影技術裝置

相比于噴霧的簡單檢測，獲得噴嘴內部流動信息是1項極具挑戰性的工作，因為閥體是金屬的，不能使用光學方法看到其內部。然而，可以通過其他方法獲得噴嘴內部流動信息。使用透明噴嘴是一種可行的方法，這種方法在研究和開發中經常用到。另外一種方法是通過計算流體動力學(CFD)進行仿真。還有一種可以在不同條件下測試噴嘴流量用于評價噴嘴布局可靠性的方法，被稱為液壓變化分析(HDA)技術(圖3)。

圖3 采用包含回油閥的HDA裝置和測試技術原理圖

這種技術基于噴油器流量，隨著背壓的變化而變化。這種裝置包含1個充滿正庚烷的定容器。噴射燃油與定容器中的燃油相同。噴射時定容器內的燃油壓力增大。壓力增大的多少取決于所用測試液體的壓縮率。壓縮率、密度和溫度對測試結果會產生負面影響，但是測試聲速可以解決這個問題。隨著介質方程可以被忽略，允許使用不同的測試燃油。

為了對比實際質量流量特性和無損流量特性，與壓力有關的實際流量與基于伯努利定律的流量趨勢進行了對比，見式(1)。

(1)

本文中提出的相對質量流量，其與cD、A和ρD無關，是將絕對質量流量轉化到pHDA=0.6 MPa時的絕對質量流量，見式(2)。

(2)

為了有高的統計可靠性，對于每個測試點重復測試50次。HDA裝置使用另外1個噴油器作為回油閥。如此一來，雖然測試時間大約為噴射持續期的兩倍，大量的單獨測試可以在接受的測試時間內實現。噴射持續期設定為3 ms。壓力pHDA和psys都為靜態壓力，這是研究前預定義的。

1.1 噴射和噴嘴設計的物理背景

影響噴射量的主要因素有：(1)系統壓力；(2)實際背壓；(3)噴嘴布局；(4)噴油器損失；(5)噴射持續期包括開啟和關閉持續期。

使用HDA方法時，每次噴射的質量流量和總的噴射量都可以進行測試。本文的初步研究調查了不同的評價方法以獲得平均流量，這是噴嘴對比所必需的。圖4示出了1個典型的噴射曲線，其結合了不同的平均化過程以確定某個指定工況點的質量流量。第一個(手動)是在壓力波動處于最小水平后進行平均。圖中的數據表明這是近似真實的質量流量，然而，手動平均的過程只采用了較短的時間片斷。第二個(簡單平均)是相對簡單的方法，只使用HDA電子技術評價裝置測試的開啟和關閉信號作為邊界。質量流量通過總噴射量劃分到開啟和關閉信號之間的時間段計算(圖4中紅色虛線之間部分的積分)。盡管對較短的噴射持續期內流量略有低估，但是更傾向于采用簡單的時間平均評估方法。其中，噴油器類型相同，所有展示的測試結果保持恒定偏差。此外，采用3 ms的較長噴射持續期。開啟和關閉的持續期(兩者都為0.2～0.4 ms)與恒定的噴油時期相比是較短的。所有的布局都基于相同的動態功能，從而有相同的開啟和關閉特性。接下來只深入分析平均質量流量。另外，絕對平均質量流量是被轉化到pHDA=0.6 MPa時測試的質量流量，見式(3)。

(3)

如此一來，得到了測試的相對質量流量和計算的相對質量流量(式(2))的對比。盡管在短的噴射持續期內流量和噴射量略有低估，但是更傾向于采用簡單的時間平均評估方法。

圖4 某個指定布局和背壓下的單個質量流量測試的兩種不同評價方法的對比

與背壓有關的質量流量包含了噴嘴布局的空化趨勢有關的信息。為了展示這一影響，圖5示出了不同背壓和恒定噴孔直徑下定性的與空化有關的流量特性分類。噴孔直徑恒定，具有較高初始液態燃油體積分數(較低的背壓)的噴嘴有較高的質量流量。在理想的裝置中類似于伯努利定律的質量流量顯示了無損的表現。圖中暗示的基于伯努利方程的無損流量與無空化但有損耗流量之間的微小差異，表明了由于質量流量的絕對量的縮放效應帶來的流量損耗(如在噴油器中的損耗)。

圖5 不同背壓和恒定噴孔直徑下定性的與空化有關的流量特性分類示意圖

質量流量通常取決于液態燃油體積分數。然而，不同布局的液態燃油體積分數的差異通過不同的噴孔直徑彌補，使文中所有的布局在環境背壓下都獲得恒定的名義質量流量。

流量特性取決于背壓可以分為3個不同的區域進行解釋。在區域1中“期望的特性”趨勢依據自然規律與空化控制噴射特性對應(圖5)。如果各自噴射到液態中則更精確地稱為流動，噴霧表現出基于永久空化的自由射流。因此，背壓的適度增加不會導致流量的減少。與基于伯努利定律的流動相比，有損耗的無空化流動會表現出微小的偏差。區域2示出了局部和臨時出現的空化特性特性。背壓越高，流量越小。區域3代表了空化隨著背壓的進一步提高也得到進一步抑制。因此，實際期望的特性也逐漸表現出與有損耗的無空化相同的趨勢。對于更高的背壓，穩態壓力則高于蒸發壓力。最后，燃油系統壓力等于背壓，從而測不到流量。

一般來說，實際流量和基于伯努利定律的理論流量之間的差異提供了預測噴嘴噴孔空化趨勢的潛力，然而，典型的流量都適應于環境背壓。因此，典型環境背壓下空化程度較低的布局需要較小的噴孔直徑。本文中研究的所有噴嘴布局在環境壓力下的流量都保持為恒定。與圖5中的模型概念示意圖相比，對于所有的布局，3種流動類型的質量流量通過調整噴孔直徑在最小背壓(1個標準大氣壓)下達到相同的質量流量。

圖5示出了恒定燃油壓力、不同背壓下的不同流量表現。為了對比不同布局的空化趨勢，與圖5中的示意圖特性相比，圖6展示了相對函數。文中每個布局的實際流量特性和相對伯努利函數之間的差異用相對空化數(rel.CN)表示。rel.CN描述的是上述函數之間的區域。

這種方法的優點是對于所有布局圖，圖5中期望的特性并不經常出現，這是因為單個噴孔的傾角不同。每種單個噴孔的自由射流特性末段不同，測試的空化依賴代表所有噴孔。對比rel.CN值的方法在重復性方面具有較好的可靠性。為了評價測試rel.CN的精確性，對于相同的噴油器在相同的條件下進行重復測試。如圖6所示，測試系列1和系列2之間的絕對差異值Δrel.CN=1.6。這對于平均值rel.CN=39.9的相對偏差是±2%。

除了其他效果外，空化趨勢(用空化數rel.CN量化表達)可能有其重要性，因為空化趨勢會影響噴孔內的質量和速度分布。噴孔出口的這些動量分布可能影響初次破碎，從而部分影響更下游的宏觀噴霧特性。除了噴霧特性，假設動量分布可能影響前端濕壁，因為速度徑向分量可能在預孔出口碰壁。本文中的模型概念是當噴霧油束太低，更高的燃油體積分數可能在燃燒過程中和燃燒過程后繼續留在噴嘴前端，最后形成碳煙沉積。因此，假如動量分布太廣，噴霧可能以不理想的方式碰到前端，以至于預孔周邊的濕壁面積相當大(圖7)。這種影響會隨著邊界條件的不同而不同，尤其是對閃急沸騰邊界條件時的影響特別大。然而，前端濕壁的影響未被完全理解且正在被研究。一種應對嚴重前端濕壁的補救方法是改變預孔設計以影響噴霧的動量分布。

圖7 基本噴嘴設計的一般流動趨勢及噴嘴近場噴霧特性示意圖

通過幾何迭代可以使空氣卷吸趨于穩定。假設前端的液絲和液滴會再次進入噴霧區域，這樣可以減輕濕壁效應。在這種情況下，噴孔和預噴孔兩者共同影響混合物的生成。除了噴孔和預噴孔幾何形狀，噴嘴和噴油器的幾何特性也會影響前端濕壁和噴霧特性。作為降低PN及控制噴霧特性可能性的一種方法，本文試圖改變空化趨勢。使用rel.CN對比不同的噴嘴布局，之后部分噴嘴布局用于PN排放特性的研究。本文只展示了降低PN和控制噴霧特性可能性的一小部分，同時幾何特性和熱力學的相互作用可能進一步影響碳煙特性。接下來改變噴孔錐角及噴孔長度。為了實現這些幾何形狀，按照圖8更改了閥座。本文中使用的短和長的噴孔都帶有預噴孔。最大噴孔長度通過取消預噴孔來實現，不同的噴孔錐角也相應地進行了改變。

圖8 使用的噴孔和預噴孔布局幾何形狀

2 討論

為了達到更低的PN值，前端濕壁和噴霧特性都需要予以考慮。在陰影成像技術預選的布局中，提取了需要進一步優化的布局。

2.1 宏觀噴霧特性

為了在噴嘴前端獲得低的前端濕壁和穩定的卷吸，在使用的標準質量流量、環境條件下改變了噴孔長度和預噴孔直徑。本文展示的4種不同噴嘴幾何形狀的模型只是整個設計迭代過程的一小部分，設計迭代的目的是獲得最優的噴霧特性和發動機性能。通過對比表明，在環境壓力和溫度下4種模型的噴霧已經表現出了非常大的不同。對于某個指定發動機的基本設計主要對噴霧貫穿距離進行了優化(圖9)。然而，PN的優化步驟不應當影響噴霧質量。如此一來，使用的布局需要表現出足夠好的噴霧特性。圖9示出了4種不同噴嘴布局的宏觀噴霧特性。每個布局單次噴射的25張圖片中的中間圖片以倒置的插圖展示。噴射電控開始的時間點保持恒定，所有布局的質量流量也保持恒定。這些布局的質量總量相同，分布卻大不相同。

圖9 4種不同噴嘴布局在恒定噴射開始時間點的單次噴射時的中間圖片

對于基本設計噴霧前端和外圍噴霧油束區域出現一定的稀釋，較窄和極窄的預噴孔型式噴油器出現的噴霧油束非常纖細和密集。簡單地減小預噴孔直徑可能會帶來更纖細的油束(圖9)。對于單個圖像這些差異也是有效的。

極窄的階梯孔的范例模型展示了幾何形狀的限制，同時燃油質量沒有大范圍擴散。如此一來，在這種情況下燃油動量分布太緊湊，可能形成碰壁并可能產生不理想的濕壁。折中的方式是利用窄預噴孔來改善前端濕壁帶來的PN排放，但又不能太纖細，以避免活塞和缸套的濕壁。然而，就噴霧破碎和高度霧化來講，一種優化的深且窄的設計(幾何迭代)達到了類似的強化噴霧質量，從而在不同的邊界條件下潛在的快速氣化和有效地生成混合物。這和描述的階梯孔幾何形狀的限制相反。這些考慮只適用于合理布局的預選以便使用空化趨勢進行實際對比。

展示布局的噴霧特性取決于發動機或燃燒室的熱力學邊界條件，燃油壓力和油束/氣體和油束/油束相互影響。然而，噴嘴內部流動也會影響宏觀噴霧。布局中的大部分都表現出了可以接受的噴霧特性(基于深且窄布局)，對這些布局的內部流動特性進行分析。

2.2 噴孔錐角對空化趨勢的影響

空化趨勢首先對比測試的是3種不同噴孔錐角，在參考條件下使用相同的質量流量。然而，基于相對伯努利函數流動，3種布局的實際直徑是不同的(圖10)。

圖10 對于不同噴孔錐角下相對流量—背壓的對比

很明顯，噴孔錐角影響空化趨勢，即與低收斂和圓柱形噴孔相比，高度收斂的噴孔錐角更能抑制空化。表1更進一步表明了在相對空化數方面的差異。在此對比中使用的所有布局中相對空化數不同主要是因為噴油器損失。假設當噴孔進口直徑稍微變大，噴嘴內的流動更容易改變方向。原因之一可能是噴嘴附壁液體分離的限制(噴孔入口處)變小。在這種情況下，噴孔長度的更大部分可能會引導液體流向噴孔出口。

表1 不帶預孔噴嘴布局的不同錐角的對比

2.3 噴孔長度對空化趨勢的影響

第二種幾何形狀的對比是噴孔長度。對3種不同噴嘴噴孔長度進行試驗，本文的研究中最長的噴孔設計成不帶預噴孔，這允許了噴孔長度可以達到非常長。

圖11 帶預孔和不帶預孔不同噴嘴布局的對比

對比中，噴孔的基本布局稍微收斂但保持恒定。通過對比發現，短的噴孔具有最高的空化趨勢，其次是長度居中的噴孔。最長噴孔表現了最小的相對空化數(表2)。因此，在空化趨勢方面噴孔長度也起著重要作用，增加噴孔長度相對空化數的偏差近似合理。因此，噴孔長度的增加簡化了燃油方向改變的情況。對于收斂噴孔，初次破碎的開始似乎是受到長度抑制的。

表2 帶預孔和不帶預孔不同噴嘴布局的對比

由圖12所示，空化影響因素差異非常大。總體上可以認為通過加長噴孔能夠簡單地獲得較小的相對空化數。然而，研究發現兩種包絡函數的重疊超過50%。因此，也可能通過短噴孔布局獲得低空化噴射。表3展示了更短和更長噴孔各自的最小和最大相對空化數。

圖12 大量帶預噴孔和不帶預噴孔布局的相對流量特性與相對伯努利函數特性的對比

表3 大量布局帶預孔和不帶預孔的噴孔布局的對比

對于長和短噴孔都能夠很有效地抑制空化。噴孔長度和錐角只是眾多影響空化趨勢幾何特性中的其中兩個因素。空化趨勢只是評價影響發動機碳煙特性的方法之一。基于所有熱力學表現和發動機幾何形狀，由于空化引導噴射通常帶來有效的初次破碎，這種效應也會導致不理想的PN特性。

2.4 定性PN值和空化趨勢的對比

如圖13所示，空化趨勢與PN值也有關。圖中一部分噴嘴布局的相對空化數與內部研發發動機的PN值進行對比。平均負荷掃描中PN值用數字表示，平均有效制動壓力(BMEP)從0.5～1.5 MPa，其中1代表低PN值(<1×105/cm3)，10代表最大PN值(>2×106/cm3)，這可以從沒有優化的布局中找到。發動機運行在轉速2 000 r/min，按照前期的研究對噴油器運行初始結焦程序。

圖13 定性PN(1代表低，10代表高)和空化趨勢(相對空化數)的對比

將基本設計與4種不同布局進行對比，5種布局提前用HDA進行測試。這些展示的布局表現出了相對空化數和PN特性之間合理的相關性。由于相對空化數的比例與PN定性數值相匹配，方案1布局表現了非常好的相關性。該優化步驟可以歸于較低的空化趨勢。對于方案2的布局，其布局的PN值小于基本設計布局，相對空化數卻非常高。形成這種效果的原因可以歸于新評價技術只適用于相似的多孔布局。噴嘴內部流動差異越大，這種技術就越不能用于布局之間的決策。方案3和方案4表現出了很好的相關性，對于方案4，PN略微地高估了相對空化數。

從圖13可以看出，最低的定性PN值大概為2，最低的PN結果沒有展示，因為本研究中只提取了整個影響幾何特性中的一部分進行了描述。對于現代直接噴射點燃式發動機，除了空化趨勢，更多的特性需要予以考慮以達到低的噴嘴前端沉積，從而達到低的PN值。最優的布局取決于各自的發動機和其熱力學特性。為了達到低的PN值，噴油器和噴嘴需要根據各自的發動機進行調整以獲得最好的性能(表4)。

表4 用于發動機PN排放和HDA空化趨勢

2.5 優化的噴嘴布局噴射結束后噴嘴前端氣化的對比

圖14展示了空化趨勢和噴霧特性之間的最后交叉對比。為此使用最初展示的紋影技術裝置來分析噴射結束后的噴嘴近場氣化“潰滅”。除了在前期的研究中展示的長焦顯微測試技術，紋影技術是另外一種分析前端濕壁的技術。噴嘴前端殘留的燃油量取決于等相噴射的濕壁程度、噴嘴關閉時的濕壁和主噴霧的剩余動量，這就使主噴霧會夾帶燃油氣尾。

圖14 高空化趨勢布局(a)和低相對空化數布局(b)的對比

當其離開噴嘴前端時，所有低空化趨勢的噴嘴布局表現了比較大的紋影氣化射流。這在噴射結束時更加明顯。發現氣化射流在尺寸和分布，尤其是長度方面展示了相似的特性。低空化布局展示了比較纖細的氣化油束。高空化布局展示了氣化油束比較短的破碎長度，同時高空化布局似乎沒有導向性。更短的氣化油束看起來是小范圍的，這可能再次產生較好的PN特性，其取決于發動機的氣流運動和熱力學。同時，為了研究噴嘴前端濕壁的氣化“潰滅”原理，研究人員與相關物理學家進行了下一階段的合作。

3 結語

本文展示了噴油器噴嘴的設計與迭代過程。這些布局是對PN優化過程的提取。本文展示了兩種光學噴霧測試技術，即陰影成像技術和紋影成像技術。這兩種技術都能在傳遞噴霧特性方面顯示噴嘴特性差異方面的信息。在初選布局時使用陰影成像技術，相對于光學測試，展示了HDA技術，其作為液壓噴霧測試的可能性，可以獲得相應噴嘴內部流動特性。為了獲得這種內部流動信息，開發了一種新的評價流程并進行了詳細的展示。引進了1個分類數(相對空化數)來增強不同噴嘴布局的可比性。

用空化趨勢對6種不同噴嘴布局進行了評價。為此特別研究了不同噴孔長度、噴孔錐角代表的噴孔形狀。研究表明，噴孔長度越長，空化趨勢越低，對于噴孔錐角也有同樣的趨勢。高度收斂噴孔的噴嘴展示了低的空化趨勢，因而有高的噴孔填充度。另外利用空化數分析了5種布局，并使用相同噴油器布局對比了PN值，研究了相關性。然而，5種布局中有種布局顯示了相反的結果。這種特性的反常可能源于噴嘴設計，因為相比于剩下的其他布局，不同布局采用了不同的內部流動幾何形狀。因此，空化趨勢方法只能用于相似布局之間的相對比較。

采用紋影成像方法用來描述噴射結束后的氣化“潰滅”，以此來完善內部流動時空化特性差異。紋影技術可見的氣化產生于噴油孔，以及噴嘴孔和預噴孔的死角。低空化趨勢的布局具有小的氣化射流破碎長度相比于較高空化噴嘴的快速潰滅的微觀油束較長的共性。但這種特性需要在后續研究中詳細觀察。

最后，本文中發現的流動特性只能區別相似的噴嘴布局，因為噴嘴和噴油器的很多幾何特性都影響噴霧和前端濕壁特性。因此，對于未來高效直接噴射點燃式發動機，要改變噴嘴布局來適應不同的發動機以獲得相對較高的動力性能。