袁列杰， 秦静， 裴毅强， 任源， 王志东， 刘威

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

为满足日益严格的油耗排放法规，以缸内直喷技术为主导的汽油缸内直喷(gasoline direct injection,GDI)汽油机不断向着小型强化方向发展。由于燃料在缸内与空气混合的时间有限，缸内容易出现局部混合气过浓，从而产生大量颗粒物等大气污染物。研究表明，燃料以高于其临界温度和压力的超临界形式喷入汽油缸内直喷发动机气缸内，将进一步改善燃料与空气的混合，降低颗粒污染物排放，最终实现燃料更高效清洁的燃烧[1-2]。

在内燃机领域，国内外学者研究超临界燃油喷射相对较晚，且最初是研究燃油喷射压力对发动机性能的影响[3-4]。但是，实际发动机性能受制于燃油喷射压力的限值和压力影响的局限，很难再取得新的突破。对此，很多学者开始研究燃油温度对喷雾混合的影响。Chen等[5]设计了一种新型的加热式汽油缸内直喷喷油器，探究了燃油温度对汽油、异辛烷等燃油喷雾宏观结构的变化；Wu等[6]则研究了不同温度下正戊烷在单孔、多孔、单槽喷油器下的喷射特性，说明了燃油状态及喷油器喷孔结构对喷射特性的影响；同时，张淼等[7]也基于常温常压环境条件，研究了不同燃油温度下汽油燃料亚/超临界喷雾特性。显然，不仅是燃油喷射压力温度，环境的温度、压力也对燃油喷射特性有显著影响。为此，不少学者探究了非常温常压环境下燃油的喷射特性。如Wensing等[8]将正庚烷、正十二烷及正十六烷燃料喷入高于其临界温度压力的环境中，发现燃油气化会直接过渡到气液两相边界消失的超临界阶段，不经过蒸发过程；Crua等[9]则借助于高速可视化系统进一步论证了燃油在高于其临界温度压力环境下喷雾过渡到扩散混合气所需要时间取决于环境气体的压力温度以及燃料的特性。

至今，尚未有学者基于特定环境来研究汽油不同温度对射流宏观特性的影响。对此，本文选取GDI汽油机常用工况2 000 r·min-1BMEP=0.2 MPa(BMEP为平均有效压力)，基于上止点前30 ℃A(曲轴转角)左右时缸内气体温度压力环境，研究了高温环境下汽油燃料不同燃油温度的射流特性。

1 试验系统和方法

1.1 试验装置及工况条件

试验系统如图1所示，主要包括定容燃烧弹、燃油供给系统、温度、压力控制系统、同步触发控制单元和图像采集系统。

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

试验参数如表1所示。试验中通过套在喷油器头部的加热装置对燃油进行加热，并利用二次仪表对加热圈的电压进行闭环调节，实现了燃油温度的控制。其中，对燃油温度测量标定则是通过伸入到喷油器头部内的热电偶间接测量喷油器壁面温度来完成。燃油的喷射压力是通过囊式蓄能器获得，压强可调范围为0～31.5 MPa；考虑到单孔和5孔结构对贯穿距影响，设置单孔和5孔喷射压强分别为8.3、10.2 MPa时，相同燃油温度条件下单孔和5孔的贯穿距最为接近。定容燃烧弹内环境温度通过炉瓦中镶嵌的电热炉丝来加热，环境压力则靠通入压缩氮气来获得。

表1 试验参数Table 1 Experimental specifications

1.2 纹影测试系统

为了更好观测气液两相的存在，保证测量精度，试验采用了“Z”型反射式平行光纹影测试系统。射流图像的拍摄采用的是Photron公司生产的Fastcam SA5高速摄像机，分辨率为576×576像素，拍摄的帧率为10 000帧/s，光源采用功率为100 W的卤素灯，纹影光路如图2所示。

图2 纹影光路示意Fig.2 Schlieren optical path diagram

1.3 图像处理及参数定义

利用Matlab软件设定适当的灰度阈值，对拍摄图像进行去背景、转化成灰度图及二值化处理分析。如图3所示，为了量化分析射流宏观发展，定义贯穿距为射流轴线方向前锋面顶端与喷孔之间最大距离；射流宽度d为垂直射流轴线方向上穿过流体的最大连线距离；射流锥角为等腰三角形顶角，由喷孔出口以下50%贯穿距L的射流图像面积等效所得，有别于传统计算的锥角θ方法[10-11]。根据Matlab软件程序处理后的射流轮廓边界计算得到射流的正向投影面积S及轮廓周长C。

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

汽油为多种烃类组成的混合物，其临界压力和温度不能直接测出。首先通过查阅资料得到汽油的蒸馏数据，据此得到汽油的体积平均沸点以及汽油比重，然后代入文献[12]所述关联式中计算修正，如表2所示，最终确定汽油的临界压力Pc为3.7 MPa,临界温度Tc为278 ℃。同时，参考文献[7]定义,并对燃油的亚临界态进行细分，设定燃油温度Tf在188～244 ℃时为其低亚临界阶段，244～278 ℃时为其亚临界阶段，278 ℃以上时为其超临界阶段。

表2 汽油燃料的临界点Table 2 Supercritical point of gasoline

1.4 分割阈值及重复性试验对参数的影响

研究中，将每个燃油温度点Tf进行3次重复试验，利用图像处理程序提取射流宏观参数，并对定义参数求取平均值，以单孔射流贯穿距L为例，不同分割阈值对结果的影响如图4(a)所示，3次重复试验结果如图4(b)所示。

图4 分割阈值和重复实验对单孔射流贯穿距的影响Fig.4 Influence of segmentation threshold and repeated experiments on single-hole jets’ penetration

此外，由于燃油在喷射初期发展不稳定及喷射后期干扰因素较多，不便于研究上述定义参数，所以后续单孔和5孔射流的流量化分析均以喷射中期1.5 ms ASOI (after start of injection)时刻展开，后面不再赘述。

2 单孔射流分析

2.1 射流形态发展

单孔射流形态发展如图5所示。燃油从低亚临界态转变到亚临界态时，对比射流明暗亮度，可以发现燃油离开喷孔初期，在喷射轴线方向中上游段有射流暗区，表明射流存在高密度液相流体；而在射流边缘与环境介质接触的地方为燃油气化区域，射流明亮且亮度与环境气体一致。随着燃油温度升高，射流与环境介质的密度差减小，其所受重力与环境气体阻力逐渐平衡，射流前进轨迹弯曲逐渐消失。受内部湍流及周围环境介质的扰动，射流边缘存在凸起气团，且射流初期形成的凸起气团并不稳定。在喷射后期及喷油结束时，射流惯性力减小，对运动轨迹约束减小，射流表面结构变得异常不规则和随机。进一步升高燃油温度，燃油达到其超临界态，射流温度逐渐接近环境气体温度，2种介质之间相互作用减弱，使得射流边缘凸起气团减少。同时，在燃油温度达到其临界温度后，继续升高燃油温度，初期射流轮廓呈现出常见的“球棒形”结构，且相比于低亚临界和亚临界态射流轮廓，超临界态射流边缘更加光滑规则。

图5 单孔射流形态发展Fig.5 Development of single-hole jets′ structure

2.2 燃油温度对射流特性影响

如图6所示，在整个喷油期间，随着喷射的进行，单孔汽油射流的贯穿距L逐渐增加，射流的贯穿距变化具有较好的单调性和连续性。在喷射初期，不同燃油温度下的射流贯穿距变化随机，而在喷射中期能够形成稳定的发展，表明时刻t为1.5 ms ASOI处的射流状态可表征射流发展的特点。

图6 射流贯穿距时序变化(ASOI)Fig.6 Changes of jets′ penetration over time (ASOI)

如图7所示，在燃油低亚临界阶段，受射流内部湍流、惯性力及与高温环境作用的综合影响，贯穿距的大小基本保持不变。继续升高燃油温度，燃料处于亚临界态时，燃油过热，闪急沸腾微爆效应明显[13]，使得射流径向扩散速度增加，轴向运动动量减小，且射流液相区惯性力随其温度升高而减小，均使得贯穿距减小。贯穿距在燃油温度达到临界温度278 ℃时有最小值45.44 mm，超过临界温度后，燃油剧烈闪急沸腾，射流气化量和流动动能增加，促进了射流内部湍流扩散进程，使贯穿距有突增的拐点，从44.43 mm骤增至51.58 mm，继续升高燃油温度，射流离开喷孔后基本气化，射流贯穿距变化很小。

图7 射流贯穿距和射流宽度(1.5 ms ASOI)Fig.7 Penetration and width of jets (1.5 ms ASOI)

在低亚临态和亚临界态时，燃油过热，闪急沸腾微爆效应使得射流径向扩散速度增加；同时，射流受内部湍流扰动及与环境介质发生热量和动量交换的相互作用，且后者的影响更加显著，使得射流边缘出现了凸起气团，导致射流轮廓发展不规则，射流宽度在17.78～21.68 mm范围内波动变化。继续升高燃油温度至超临界态，燃油气化比例增加且分布更加均匀，微爆效应减弱，射流宽度有减小的倾向；在燃油温度达到315 ℃后，射流轮廓略微内缩，射流宽度从19.94 mm逐渐减小至15.91 mm。

由图8可知，在低亚临界阶段，燃油温度从188 ℃升高到244 ℃时，射流锥角θ大小受燃油闪急沸腾微爆效应影响，射流锥角整体呈现增加的变化趋势，且燃油温度从227 ℃升高到244 ℃时，射流锥角增加了19%。继续升高燃油温度至260 ℃，燃油处于亚临界态时，射流闪急沸腾微爆效应增强，使得其锥角增幅明显，达到最大值36.24°。燃油从亚临界态向超临界态转变时，越过燃油临界点温度278 ℃后，微爆效应减弱则使得射流锥角有一定程度的减小。

图8 射流锥角的变化(1.5 ms ASOI)Fig.8 Changes of jets′ cone angle (1.5 ms ASOI)

图9(a)为射流投影面积S。在低亚临界阶段，燃油温度从188 ℃升高到244 ℃，燃油分子的热运动及射流内部湍流加剧，有助于燃油的气化扩散，射流投影面积从456.37 mm2增加到504.79 mm2。继续升高燃油温度至278 ℃，受高温环境热交换、动量交换等影响，射流扩散发展并不稳定，且在燃油温度260 ℃时达到最大值524.93 mm2。当燃油温度超过其临界点温度278 ℃时，燃油处于超临界阶段，剧烈闪急沸腾会造成射流内部剧烈的气体扰动，射流轮廓变化显著，使得整个射流气化扩散的面积呈现动态变化。

射流轮廓周长C受射流贯穿距及环境气动阻力作用的影响，并随着燃油温度的升高而不断变化，如图9(b)所示。在低亚临界阶段，燃油温度从188 ℃升高到205 ℃，射流轮廓周长从150.6 mm增加到174 mm，增幅为15.6%；但是温度超过205 ℃时，由于贯穿距减小，射流轮廓周长明显减小。在亚临界阶段，纵使射流扩散面积不断增加，但贯穿距减小及射流轮廓边缘凸起气团的减少明显，最终也使得射流轮廓周长减小，在278 ℃时达到最小值140.55 mm。在超临界阶段，燃油温度逐渐接近环境温度，射流与高温环境相互作用减弱，燃油分子热运动使得射流轮廓变得光滑，凸起的气团边缘减少，轮廓周长整体上呈现减小的趋势。

图9 射流全局参数的变化(1.5 ms ASOI)Fig.9 Changes of jets′ global parameters (1.5 ms ASOI)

3 多孔射流分析

3.1 射流形态发展

从图10中可以看出，不同燃油温度下，射流形态随着喷射进行而不断发展变化。在低亚临界阶段，燃油温度从188 ℃增加到244 ℃，射流外形没有明显变化；燃油温度从244 ℃升高到278 ℃时，射流沿着喷射轴线及其垂直方向扩散，前锋面有略微的凸起；继续升高燃油温度，燃油处于超临界态时，射流宽度整体变大，前锋面凸起显著，射流扩散在燃油温度300 ℃时达到最大的轴向距离。燃油温度达到278 ℃后，不同于单孔射流，多孔射流在喷射中心轴线两侧发生了塌陷，且随着燃油温度的增加，塌陷愈发明显；在燃油温度到300 ℃后，整个射流形状由“扇形”凹陷成“伞形”，喷射中心轴线方向前端出现凸起，并且同时在中心两侧规则地凹陷。随着燃油温度进一步升高，多孔喷射轴线中心两侧的塌陷逐渐消失，射流“伞形”形状随之不见，射流边缘的不规则团状凸起气团逐渐消失，轮廓变得清晰规则。

图10 5孔射流形态发展Fig.10 Development of 5-hole jet structure

3.2 燃油温度对射流影响

图11为不同燃油温度下射流贯穿距随时间的变化。在喷射初期的0.5 ms ASOI内，射流发展不稳定，其贯穿距L变化没有规律；随着时间的发展，喷射逐渐达到相对稳定，射流在喷射中期1.5 ms ASOI附近随燃油温度变化呈现稳定的规律性。在整个喷射期内，射流贯穿距变化连续且单调。

图11 射流贯穿距时序变化(ASOI)Fig.11 Changes of jets′ penetration over time (ASOI)

如图12所示，燃料温度从188 ℃升高至278 ℃时，贯穿距呈现增大的趋势，在300 ℃时达到最大值52.74 mm，继续升高燃油温度至345 ℃时，射流贯穿距整体上减小。其原因是：随着燃油温度的升高，汽油中低沸点的烃类物质逐渐气化，高沸点的烃类物质尚未达到其沸点温度，射流液相区受闪急沸腾作用及相邻油束间干涉重叠的影响，导致射流轴线中心形成高速低压区，产生强烈的气流卷吸作用，使得射流中心产生塌缩现象[14-15]，且塌陷对射流影响大于其与高温环境的气体阻力作用，最终贯穿距增大。在超临界阶段，燃油温度高于其临界温度后，高温使气相区分布均匀，致使射流中心流体速度高于两侧的程度越来越小，前锋面中心凸起变小，贯穿距略微减小。

图12 射流贯穿距和射流宽度(1.5 ms ASOI)Fig.12 Penetration and width of jets (1.5 ms ASOI)

燃油处于低亚临界态时，射流宽度从47.21 mm增加至51.45 mm。其主要原因是，燃油温度升高，其闪急沸腾微爆效应增强[16]，对射流宽度影响显著，使得射流宽度增加。燃油在亚临界态244 ℃时，多孔射流油束之间的干涉重叠开始明显，射流宽度短暂减小；在亚临界阶段，射流中心塌陷的挤压作用开始显现，使得260 ℃时射流宽度有上升的突变，而两者的综合作用，使得射流宽度在亚临界区起伏变化。继续提高燃油温度至超临界态，射流中心塌陷的挤压作用明显，射流宽度在增加一定程度后保持基本稳定。

通过与单孔射流对比，可以发现多孔射流塌陷现象对贯穿距的影响远超过惯性力及环境气体阻力，且对射流宽度的作用明显。随着燃油温度的升高，燃油过热时闪急沸腾微爆效应，一方面促进了射流径向的发展，限制了贯穿距的增加；另一方面也成

为多孔射流塌陷的原因之一，增加了射流宽度，也增加了贯穿距。

从图13中可知，燃油在低亚临界态时，射流锥角θ的变化不大，均在100°以上。燃油温度升高至亚临界态时，轻微闪急沸腾微爆效应使得射流锥角有变大的趋势；同时，多孔射流受相邻油束间的干扰及射流液相中心高速低压流动的卷吸作用影响，射流外缘气相区向内收缩靠近，且后者的影响更为显著，导致射流锥角明显降低，在278 ℃时射流锥角减小到94.23°。继续升高燃油温度，当其超过临界点温度278 ℃后，喷射类似于气体射流，射流液相区的高速低压流动影响逐渐变小，射流锥角减小的趋势变缓，直至330 ℃后射流锥角的大小基本保持不变。

图13 射流锥角的变化(1.5 ms ASOI)Fig.13 Changes of jets′ cone angle (1.5 ms ASOI)

如图14(a)所示，燃油在低亚临界态时，受内部湍流及周围高温环境气动阻力的作用，射流表面轮廓复杂且随机，射流的投影面积S变化没有规律。在亚临界阶段，随着燃油温度升高，燃油分子间热运动加剧，射流气相区不断扩大，使得整个燃油扩散面积增大。在温度达到300 ℃后，射流与高温环境介质的温差逐渐变小，与环境介质进行热交换、动量交换的能力不断减弱，使得射流扩散面积增加的趋势略有减小；燃油温度在345 ℃时，射流扩散面积达到最大值2 112.17 mm2。

图14 射流全局参数的变化(1.5 ms ASOI)Fig.14 Changes of jets′ global parameters (1.5 ms ASOI)

在燃油低亚临界、亚临界阶段，由于燃油分子热运动、射流内部湍流及与高温环境的综合作用是动态变化的，射流的轮廓周长C并不随着扩散面积和燃油温度同步单调变化，如图14(b)所示。燃油在达到超临界温度300 ℃之后，继续升高温度至330 ℃，射流与环境介质的相互作用减弱，边缘轮廓变得光滑，射流与环境的有效接触周长变短，射流轮廓周长明显下降。进一步提高温度至345 ℃，射流轮廓周长基本不变，保持在258 mm左右，表明此时以燃油分子热运动为主导的扩散作用对射流轮廓周长影响不大。

对比图9、图14的射流全局参数，可以看出多孔射流投影面积和轮廓周长的影响因素及变化与单孔射流一样。受内部湍流、高温环境的影响，射流轮廓随燃油温度变化而变化；而超临界状态下以燃油分子热运动为主导的扩散作用使得单孔和多孔射流轮廓逐渐光滑，射流投影面积和轮廓周长的变化减小。

4 结论

1)单孔、多孔射流的贯穿距、射流宽度均受其惯性力、内部湍流及与高温环境气体作用的影响。在燃油亚临界态和超临界态时，多孔射流还受闪急沸腾的作用及相邻油束之间的干扰，导致射流中心发生塌陷，使得多孔射流贯穿距、射流宽度发展趋势异于单孔射流。

2)提高燃油温度至不同的临界状态，对射流锥角的影响存在差异。在亚临界阶段时，燃油闪急沸腾微爆效应使得射流锥角有增加的趋势；在超临界阶段时，射流内缩，致使射流锥角明显减小。

由于试验缺乏射流中燃油粒径、粒速的测量，一些宏观现象的解释尚未有必要的数据支撑，缺乏公认的理论来阐述，所以后续的试验将围绕超临界射流粒径、粒速等微观特性参数测量展开，以及进行不同环境条件下的超临界射流特性研究，从而更加全面的认识超临界射流的特性，进一步完善理论分析。