多次噴射下壓力波動對噴嘴內流及近場噴霧影響試驗研究*

魏云鵬，范立云，張瀚文，禮 博，顧遠琪，冷先銀

（1.哈爾濱工程大學動力與能源工程學院，哈爾濱 150001；2.江蘇大學能源研究院，鎮江 212013）

前言

為滿足日益嚴格的排放法規和低碳化的發展需求，共軌系統往往采用高的噴射壓力和靈活可控的多次噴射策略，以保證燃油的高壓供給和精準控制，從而滿足燃燒和排放需求［1］。而高壓共軌系統作為非線性復雜系統，工作過程中伴隨著機械運動、壓力波動和針閥瞬態運動，成為了多物理場耦合的復雜系統［2］。其中高壓燃油壓力和流量變化傳遞是連接整個系統的媒介，其波動特性直接影響了系統的噴嘴內流動特性和噴射穩定性［3-5］。為了分析這一影響，當前的研究者們深入研究了空化形式、空化形成機理、燃油壓力和噴射策略對噴嘴內流及近場噴霧的影響。

噴射過程中，針閥抬起和關閉會改變噴嘴處流道結構，也會形成不同空化流動。Jia和仇滔等［6-7］研究發現：噴嘴內空化發展過程包括無空化期、局部空化發展期和超空化期。何志霞等［8-9］研究發現：針閥瞬態運動過程中，閥座區域發生氣蝕現象，在進氣孔處觀察到自由空化現象，并形成不同的空化形式。郭根苗等［10］觀察到兩種類型的“線空化”現象，發現“線空化”現象的發生與噴射針閥的位置、噴射壓力、壓力室的形狀有密切關系。Chen 等［11］對比分析了圓柱形孔噴嘴和錐形孔噴嘴中瞬態空化流動及噴霧特性，發現對噴霧錐角的增大有較大貢獻的是線空化而不是幾何空化。針對空化形成機理研究，Cheng和Guan 等［12-13］利用渦量輸運方程分析了空化對渦旋的影響，發現拉伸項主導了渦量的演化過程，渦旋伸展項是線空化形成和發展的主要因素。

同時空化及渦流的產生不可避免地引起噴嘴入口處的壓力波動，但當前研究主要集中于噴射壓力及背壓的影響。仇滔和Prasetya 等［14-15］分析了不同噴射壓力、背壓對噴嘴內空化流動的影響。Desantes等［16］研究發現：空化氣泡形成的射流會隨著壓降條件的增強而增強。Wang 等［17］發現噴嘴孔內氣穴含量和液體質量流量分別與噴嘴入口壓力變化率和壓力變化水平密切相關。Kim 等［18］發現由于壓力波引起的壓降導致孔口喉部的流體分離和孔口出口上方出現渦流。Cao 等［19］探討了壓力脈動和氣穴現象之間的對應關系，發現線空化發生時峰值壓力高于幾何空化發生時峰值壓力。

由此可知，噴嘴內壓力波動及空化渦旋現象顯著影響了噴霧的形成過程。特別是，多次噴射策略下，考慮到針閥瞬態運動和噴射間壓力波動的影響，導致其流動及噴霧特性更為復雜。對此，Manin 和Sykes 等［20-21］研究發現：多次噴射下每次噴射結束期間，針閥會限制燃料的內部流動，從而降低出現噴霧的慣性。Liu 等［22］研究發現：當采用分流噴射策略時，由于流量的穩定轉變和節流效應，空化效果明顯提高。Wang等［23］發現多次噴射下，噴嘴內初始條件和噴射壓力會通過影響燃料與氣泡相互作用的強度，影響噴霧尖端的形態和破碎過程。通過上述研究可以發現，多次噴射過程中，存在壓力波動和針閥瞬態運動等多因素的耦合作用，影響了多次噴射間的穩定性，增加了精準控制的難度。而當前針對壓力波動和空化形成間關系研究尚不清晰，導致噴射過程近場噴霧的影響機理不清。

對此，本文采用真實尺寸可視化錐形噴嘴進行噴射試驗，利用高速攝影技術，獲得壓力室及噴孔內線空化以及近場噴霧特性。同時采用高壓傳感器測量得到噴嘴入口壓力波動數據。從時域角度分析不同共軌壓力下，壓力波動與空化流動特性間因果關系，以及對近場噴霧的影響，為基于壓力波動高低頻識別的高壓噴嘴內部燃油流動和空化特性預測方法提供理論支撐。

1 試驗裝置和方法

1.1 試驗裝置

本文在高壓共軌噴油試驗臺基礎上進行噴嘴可視化試驗改進，使其同時實現壓力波動測量和噴嘴內流及近場噴霧可視化測試。系統結構示意圖如圖1 所示［10-11］，主要包括供給系統、噴射系統和測試系統。供給系統主要由油箱、輸油泵、濾清器、雙柱塞高壓油泵、共軌管、高壓油管和電磁閥控制式噴油器等液壓模塊組成?？刂葡到y通過控制油泵入口處的燃油計量閥開度，控制高壓油泵供油量，從而進行軌壓穩定調控。通過控制電控噴油器的電磁閥開閉，控制控制腔內泄壓和建壓過程，進而調控噴油器噴油過程。本文的試驗工作是在噴嘴內流及近場噴霧可視化試驗臺上，基于高速攝像機、顯微鏡頭等組成的光路系統對噴嘴內部及近場噴霧區成像，在計算機上通過數據處理獲得透明噴嘴頭內的空化流動和下游相應的噴霧形態，同時噴嘴入口壓力波動由Kistler4067高壓傳感器測量。

圖1 可視化裝置示意圖［10］

1.2 真實尺寸光學噴嘴尖端加工和壓力傳感器布置

圖2 為真實尺寸噴嘴可視化結構加工示意圖，核心是對原噴嘴與透明噴嘴的處理、替換與密封。加工過程中，為準確測試噴嘴內燃油流動過程，同時保障噴油器的密封特性，將針閥閥座密封面以下噴嘴切除，如圖2（a）所示。采用金剛石磨片將噴嘴頭部磨掉，圖2（b）和圖2（c）即為高壓共軌噴油器噴嘴頭部切除前后的對比。然后根據所磨掉噴嘴結構進行可視化噴嘴加工，選擇有機玻璃作為透明噴嘴材料，并采用鉆床對透明噴嘴進行粗加工和精加工，如圖2（e）所示。同時在針閥體上加工測試孔，將高壓傳感器工裝在測試孔處，如圖2（f）所示。最后將加工好的透明噴嘴與去掉原噴嘴的共軌噴油器進行裝配，并通過夾具固定以保證其擁有良好的密封性能。本次試驗所用的相機為高速數碼相機（Photron SAZ），加載QM-1 長工作距離顯微鏡頭，拍攝速率為100 000 fps，圖片分辨率為280 × 640。噴嘴結構示意圖如圖2（g）所示，其中噴孔入口直徑0.36 mm、噴孔出口直徑0.24 mm、噴孔傾角110°、壓力室入口直徑1 mm、噴孔長度2 mm。本文選用雙漸縮噴孔、對稱噴嘴結構，以分析雙噴孔間及噴孔內部的空化特性。

圖2 真實尺寸可視化噴嘴加工示意圖

2 典型的圖像和后處理方法

本文中采用背光法測試原理，獲取噴嘴內的流動空化特性。利用光線照射下，液態柴油、氣態柴油、大氣和可視化噴嘴材料之間的折射率不同，來劃分不同區域。圖3 為拍攝得到的可視化噴嘴內流及近場噴霧分區示意圖，可得到當前時刻噴嘴內燃油兩相分布及近場噴霧情況。圖3 中由于噴嘴內外光學的折射差異，導致噴孔中心和噴霧中心存在一定偏差［24］。同時噴嘴外邊緣平面與相機鏡頭的平行度和噴孔出口截面的平滑度對偏差產生影響［10］。

圖3 背光法下空化流動典型圖像

通過對可視化噴嘴測試數據進行圖像后處理［24-25］，得到流動噴霧特性曲線。圖4（a）為噴霧錐角的后處理過程，對噴霧計算域和無噴霧圖像進行相減得到絕對差異值，進行灰度增加和二值圖像轉換處理。經曲線擬合，得到噴霧邊界斜率，通過卷積公式，可計算得出噴霧錐角θ。圖4（b）所示為噴孔內的渦線空化水平后處理過程，將圖像旋轉處理后，選取矩形噴孔截面作為噴孔渦線空化的計算域，與無空化的數據圖像去差值后，進行二值圖像處理。隨后，識別圖中空化部位的像素點面積與噴孔面積取比值，得到噴孔內線空化水平。圖4（c）所示為壓力室內的線空化后處理過程，同樣選取計算域，進行灰度加強和二值圖像轉換處理，得到壓力室內線空化水平，反映線空化在壓力室內發展程度。

圖4 后處理方法

3 結果與討論

本文試驗所處的工況為共軌壓力分別為50、60和70 MPa 下，預噴脈寬為400 μs，預主噴射間隔為1 000 μs，主噴脈寬為2 000 μs，主后噴射間隔為3 000 μs 和后噴脈寬為400 μs。研究3 次噴射過程中噴霧錐角、噴孔渦線空化水平、壓力室渦線空化水平和噴嘴入口壓力波動變化趨勢，測試結果如圖5～圖11所示。

圖5 預噴過程后處理云圖

圖6 預主噴射間隔后處理云圖

圖7 主噴過程后處理云圖

圖8 主后噴射間隔后處理云圖

圖9 后噴過程后處理云圖

圖10 噴射壓力對內流和近場噴霧影響后處理曲線

圖11 不同噴射壓力下流動噴霧特性對比分析曲線

圖10和圖11為3次噴射過程中，關鍵時刻后處理數據曲線圖。分析過程中，將整個噴射過程劃分VII個階段：I階段噴射未開始，系統整體處于穩定狀態；II 階段為預噴過程；III 階段為預主噴射的間隔；IV階段為主噴開始，針閥上升并到達最大升程；V階段針閥由最大升程開始下降，噴射結束；VI 階段為主后噴射間隔；VII階段為后噴過程。

3.1 噴射壓力對內流和近場噴霧影響云圖分析

通過試驗測試結果可知，I 階段噴射未開始，噴嘴內存在不同水平的殘余氣泡。II 階段為預噴過程，如圖5 所示。可以看出小脈寬（400 μs）下，液力伺服作用導致的不穩定性。不同共軌壓力下，噴嘴內流及噴霧水平區別明顯。50 MPa 共軌壓力下，預噴過程沒有燃油噴射。原因在于，由于噴射壓力較低，在較短的控制脈寬下，沒有達到針閥開啟受力差。噴射過程受到電磁機液耦合作用，針閥的開啟受到針閥上下端所受液壓力和彈簧力的綜合影響。當共軌壓力較低時，控制腔內泄壓速度慢，導致在小脈寬下，控制腔內壓力未達到針閥抬起閾值。而在60 和70 MPa 共軌壓力下，針閥能夠開啟，形成不同的噴霧錐角形式。主要與針閥處節流效應有關，當針閥開啟充分時，節流效應較弱，高速燃油沖擊導致氣泡破碎，充滿噴嘴，噴霧錐角快速發展。然后隨著針閥關閉，噴霧逐漸消散。當針閥開啟程度較低時，受針閥節流，燃油供給不足，流速較低。壓力室內的殘余氣泡始終保持獨立，未被沖擊破碎，噴嘴內空化特性以及噴霧形態均未進一步發展。

III 階段為預主噴射間隔，噴嘴邊界由可變開口端轉為閉口端，如圖6 所示。在噴射間隔，噴霧水平逐漸趨于穩定，噴嘴內氣泡水平也較為穩定，直到下次噴射開始。同時預噴結束時刻的噴嘴內氣泡狀態，直接影響了主噴開始時刻的初始流場。

IV 階段主噴開始，如圖7所示。針閥開啟，噴嘴內的燃油擠壓氣泡向噴孔外噴出。對比不同共軌壓力下云圖可知，噴射初期針閥開啟速度會影響噴嘴內空泡分布和近場噴霧的形成。50 MPa 共軌壓力下，針閥開啟速度較小，壓力室內殘余氣泡隨著燃油推動由噴孔噴出。噴霧沿軸向發展，呈柱狀分布，錐角較小，未進一步擴展。

相比之下，當共軌壓力為60 和70 MPa 時，針閥開啟速度提升明顯，針閥及座面處形成較高流通面積，噴霧錐角發展較快，形成錐形噴霧。隨著針閥繼續上升直到最大升程0.24 mm，噴嘴內存在明顯線空化形成過程，噴霧錐角進一步增加，噴嘴內氣泡逐漸消散。針閥上升過程中，節流位置由針閥與閥座處轉移到噴孔處，壓力室內出現明顯的線空化，并向兩側噴孔延伸，形成孔-孔間線空化（3 450 μs）。然而在50 MPa 共軌壓力下，針閥始終處于小升程狀態，最大升程為0.06 mm，整個主噴過程，僅在壓力室內壁形成穩定的幾何誘導空化。通過對比第5 排云圖可知，不同壓力下，由于節流效應的不同，影響了噴嘴內空化形式，也影響噴霧水平。

V 階段針閥開始下降直到關閉，在此過程中依然存在節流位置改變和空化形式轉變。隨著針閥下降，針閥與閥座節流效果不斷增強。60和70 MPa共軌壓力下，當針閥下降到一定程度（0.08 mm），噴嘴再次處于針閥與閥座節流狀態。壓力室內孔-孔間線空化轉化為強水平的噴孔-針閥間線空化，噴霧錐角明顯提升，同時沿著針閥與閥座流通區域產生幾何誘導空化。在50 MPa 共軌壓力下，依舊沒有線空化形成，由此說明，線空化的形成需要必要的幾何流域，其強度和穩定性也受到針閥運動的影響。隨后針閥密封，噴射關閉，噴嘴內流逐漸穩定，并且近場噴霧逐漸潰散。在此過程中，噴嘴處邊界條件由開口端變為閉口端，導致噴嘴內產生低壓區域，引起外界空氣的倒吸?？諝獾刮蛶缀握T導空化的作用，導致氣泡充滿整個噴嘴，并趨于穩定。

VI 階段為主后噴射間隔，如圖8 所示。與預主噴射相比，主后噴射過程中，前次主噴的噴射結束時刻噴嘴內云圖較為一致。針閥高速落座，使噴嘴內存在空氣倒吸。氣泡快速充滿噴嘴，并在噴射間隔保持。主后噴射需要設置較高的噴射間隔，以保證后續噴射的穩定。

VII階段為后噴過程，后噴過程噴射前噴嘴內殘余氣泡水平較為一致，如圖9 所示。因此，針閥位移和開啟速度改變導致的針閥及閥座處節流效應的變化，成為了影響后噴過程噴霧形成的主要因素。50 MPa 共軌壓力下，依舊沒有噴射過程產生，原因與預噴過程相似，針閥上下端受力差未達到針閥開啟閾值。60和70 MPa共軌壓力下，后噴過程的噴霧形式有所區別，分別呈蘑菇型和柱形噴霧，這與開啟速度和殘余氣泡有關。當后噴開始，燃油迅速補充噴孔，擠壓出噴孔內部空泡，后噴過程中針閥也主要處于小升程區域。同時，噴霧團有明顯的空泡析出、破碎。整個后噴過程噴嘴內始終保持較高水平的氣泡。

3.2 噴射壓力對內流和近場噴霧影響后處理分析

為了進一步分析不同共軌壓力下，噴射過程中流動噴霧特性與壓力波動間的時序關系，經過后處理得到圖10 所示的噴孔內空化、噴霧錐角曲線圖和噴嘴入口壓力波動曲線圖?？梢园l現：在60 和70 MPa 共軌壓力下，主噴過程形成了較完整的單次噴射過程，噴射持續期分別為2 790 和2 670 μs。噴射前期，針閥抬起，氣泡由噴孔噴出，空化水平逐漸減少，噴霧錐角迅速發展。噴射中期，噴霧錐角繼續增加，在35°～56°范圍內波動，此時線空化逐漸形成，噴孔內空化水平在0.03～0.36 范圍內，呈高頻波動。噴射后期，針閥下降、重新密封閥座，噴霧錐角逐漸減少。噴嘴內幾何誘導空化形成和空氣倒吸導致噴孔內氣泡數激增，后趨于穩定。相比之下，在50 MPa 共軌壓力下，整體噴射呈現小油量工況特性，有效噴射持續期為1 680 μs。噴霧錐角最大值為37°（3 120 μs）。噴嘴內主要存在幾何誘導空化，噴射后期依然存在空氣倒吸現象。針閥開啟，隨即關閉，沒有維持過程。可以發現不同軌壓下，設置相同的控制脈寬，也會由于液力延遲導致實際的針閥位移和噴射有效持續期不同，從而也影響了噴霧錐角的發展趨勢。

通過對比3 種共軌壓力下的壓力波動曲線可知，預噴或后噴過程開始后，壓力明顯下降。在50 MPa 下，預噴過程和后噴過程即使沒有明顯噴油過程，也存在控制腔內泄壓過程，使壓力下降。主噴過程中，噴射初期，噴嘴入口壓力波動近線形趨勢下降，以低頻波動為主。但在噴射中期，不同的空化形式導致了不同的壓力波動特性。其中在60 和70 MPa 共軌壓力下，受渦流誘導線空化影響產生高頻壓力波動趨勢；在50 MPa 共軌壓力下，噴孔內空化以幾何誘導空化為主，相對穩定，以低頻壓力波動為主。研究發現空化種類和波動特性影響了壓力波動的頻率特性和傳播速度。

3.3 不同噴射壓力下流動噴霧特性對比分析

對比分析了不同共軌壓力下噴射過程中流動噴霧特性，如圖11 所示?？梢园l現在60 和70 MPa 共軌壓力下，主噴過程中的噴霧錐角變化呈現靴形趨勢，主要包括：發展期、轉化期、穩定期和衰減期。在發展期，噴霧錐角呈近線性快速增加，隨后噴孔內空化水平開始下降，仍以幾何誘導空化為主，噴霧錐角維持在中等水平波動。在轉化期，針閥開啟較為充分，線空化逐漸形成，噴霧錐角快速發展到最高水平。穩定期內，噴霧錐角、噴孔內空化水平和壓力均存在高頻波動，穩定期兩端會形成強擾動的針閥-噴孔線空化，使噴霧錐角在兩側形成凸起。衰減期內，針閥下落，噴霧錐角逐漸減少。相比于發展期錐角的增加速度，衰減期錐角的減小速度更緩慢一些，其整體趨勢一定程度影響燃燒性能，可通過燃燒特性需求進行反向設計。預噴及后噴過程壓力室內空化水平較高，以幾何誘導空化為主，曲線較為平滑。噴孔內空化水平穩定性較差，同時小油量下噴霧錐角一致性較差。

通過對比壓力波動曲線可知，燃油噴射會導致噴嘴入口處壓力下降。受到針閥瞬態運動和噴嘴內空化形成的影響，壓力有所波動。隨著針閥下落，壓力水平呈線性增長。預噴和后噴過程中，噴嘴入口處壓力降幅與循環噴油量水平呈正相關，壓力波動轉折點體現了噴射時刻的轉變。噴射間隔時間內，燃油壓力受針閥落座時，引起的水擊現象影響，呈正弦衰減波動趨勢。

4 結論

本文采用真實尺寸錐形噴嘴進行可視化噴射試驗，從噴射時序角度去分析不同共軌壓力下，多頻壓力波動與噴嘴內流動空化特性的因果關系以及對近場噴霧的影響機理。通過可測量的壓力波動來實現噴射過程中難以觀察的流動空化特性的預測，具體結論如下。

（1）不同軌壓對噴嘴內流及近場噴霧特性影響趨勢不同，高軌壓下（60、70 MPa），主噴過程噴霧錐角呈靴型趨勢，由發展期、轉化期、穩定期和衰減期組成，過程中存在噴嘴節流位置的轉變和幾何誘導空化與線空化間形式的轉變。低軌壓下（50 MPa），整體噴射呈現小油量工況特性，噴霧錐角最大值為37°，噴嘴內僅形成幾何誘導空化。

（2）預噴和后噴過程，整體處于小升程節流階段，受壓力波動影響明顯。不同軌壓和脈寬會通過影響針閥最大升程，影響節流效應，從而影響流動噴霧特性。噴射過程中噴嘴入口處壓力降幅與循環噴油量水平呈正相關，壓力波動轉折點體現了噴射時刻的轉變。

（3）壓力波動與空化特性存在因果關系，空化形式的轉變會明顯影響壓力波速和傳遞頻率。其中幾何誘導空化形成時，壓力呈低頻波動；線空化形成時，產生高頻壓力波動趨勢。不同軌壓下的針閥最大升程及有效持續期決定了壓力波動的整體趨勢，同時影響噴霧發展。