音圈電機噴油器的噴霧特性試驗

武 浩，章振宇，張付軍，高宏力

(1. 北京理工大學 機械與車輛學院，北京 100081；2. 北京航天時代飛鴻技術有限公司，北京 100094)

近年來，無人機(UAV)憑借成本低、操作靈活以及可重復使用等優(yōu)點，在軍用和民用領域都取得了廣泛應用[1]．在動力系統(tǒng)方面，活塞式內燃機具有結構可靠、功/重比高、制造成本低以及維護方便等特點，因而更滿足中、低空無人機的動力需求，并已逐漸成為當前無人機應用的主流動力和研究熱點[2]．

汽油缸內直噴(GDI)是提高發(fā)動機性能的關鍵技術之一．采用GDI發(fā)動機可以精確地控制噴射正時、靈活切換燃燒模式、提高發(fā)動機的壓縮比、改善排放及燃油經(jīng)濟性[3]．傳統(tǒng)的缸內直噴技術通過建立較高的噴射壓力來實現(xiàn)更好的燃油霧化效果，從而增大燃油小液滴與空氣的接觸面積，促進燃油的蒸發(fā)以及可燃混合氣的形成．然而，過高的噴射壓力帶來的高射流動能也可能導致噴霧撞壁，進而造成缸內油氣混合不均勻、燃燒不充分、機油稀釋及排放惡劣等問 題[4-5]．此外，研究發(fā)現(xiàn)[6]，隨著噴射壓力的進一步增加，其對改善噴霧特性的效果逐漸減弱．目前，GDI已經(jīng)在車用動力系統(tǒng)方面取得廣泛應用，但在無人機動力系統(tǒng)特別是小排量、高功率密度動力系統(tǒng)方面，傳統(tǒng)GDI的結構和控制均較為復雜，很難滿足實際要求．

音圈電機(VCM)噴油器是一種噴油壓力在其內部建立，且噴油壓力在噴射過程中不斷變化的噴油器，可以實現(xiàn)不依賴于外部高壓油泵和油軌的高壓噴射，簡化燃油系統(tǒng)，在無人機動力方面有較大的應用潛力．VCM噴油器源于FICHT公司早期開發(fā)的全電控自增壓直噴系統(tǒng)，HC排放可以降低80%～90%，而燃油經(jīng)濟性可以提高25%～35%[7]．隨后，BRP公司通過將噴射系統(tǒng)內部的螺線管升級為音圈電機而開發(fā)出全新的E-TEC(evinrude-technology)噴射系統(tǒng)，提高了噴射壓力，滿足了更高的發(fā)動機轉速和排放要求[8]．Strauss等[9-10]對燃燒室結構和缸內氣流組織進行優(yōu)化，并與E-TEC系統(tǒng)結合后發(fā)現(xiàn)發(fā)動機排放可以進一步降低50%．Winkler等[11]對比了在相同發(fā)動機上采用音圈電機噴油器和普通低壓噴射系統(tǒng)的發(fā)動機性能差異，結果表明：采用音圈電機噴油器可以實現(xiàn)發(fā)動機部分負荷下的更高性能．Gao等[12-13]針對音圈電機的電磁特性開展了研究，發(fā)現(xiàn)音圈電機噴油器的電磁力會受到多重因素的影響．

音圈電機噴油器采用軸針式噴嘴．不同于傳統(tǒng)GDI孔式噴嘴產(chǎn)生的柱狀射流，軸針式噴嘴通過環(huán)形流道形成空心錐狀液膜[14]．在固定的流量下，空心錐狀液膜具有更大的氣/液接觸面積．噴霧表面更容易受到空氣的作用力，有助于噴霧二次霧化[15]．此外，這種空心錐狀液膜在發(fā)展過程中通常會在較大的空間范圍內擴展．由于小型活塞式發(fā)動機的尺寸較小，單缸排量有限，缸徑和活塞行程相對也較小．因而小型活塞式發(fā)動機采用缸內直噴技術更容易出現(xiàn)噴霧撞壁，并進一步影響混合氣的均勻性、燃燒穩(wěn)定性和排放[16]．對于小型航空活塞發(fā)動機，有效避免噴霧撞壁對發(fā)動機功率的穩(wěn)定、持續(xù)且高效輸出至關重要．綜上可知，對音圈電機噴油器外部宏觀噴霧特性的研究將為燃燒室的設計和噴油器與火花塞的合理布置提供重要參考．

筆者以音圈電機噴油器為研究對象，對比不同環(huán)境壓力、燃油溫度及噴射脈寬下的噴霧外部宏觀特性．主要特性參數(shù)包括噴霧貫穿距離、噴霧寬度、噴霧擴散面積比和穩(wěn)定液膜表面積，并對不同噴霧形態(tài)的產(chǎn)生機理進行分析，以期為改善發(fā)動機燃燒與性能提供參考．

1 試驗裝置與圖像處理方法

1.1 試驗系統(tǒng)與測試條件

圖1為試驗系統(tǒng)示意．噴霧過程在密閉的定容燃燒彈內進行．定容燃燒彈的兩側設有光學通道，并分別安裝可視范圍直徑為90mm的石英視窗．壓縮空氣瓶和真空泵分別通過氣閥連通至定容燃燒彈內部，以改變定容燃燒彈內壓力并掃凈廢氣．音圈電機噴油器通過適配體安裝在定容燃燒彈頂部．燃油通過低壓油泵(0.3MPa)泵入燃油加熱器，并被加熱到合適溫度．溫度控制器采集加熱器出口的燃油溫度并實現(xiàn)對油溫加熱的閉環(huán)控制．采用功率為1200W的鏑燈從一側視窗照亮噴霧，在另一側采用高速相機(Phantom V7.3)對噴霧圖像進行捕捉和記錄．曝光時間為50μs，拍攝頻率為10000幀/s，分辨率為512×512像素．采用專用的電子控制單元(ECU)輸出噴油器的驅動信號以及相機的同步觸發(fā)信號．上位機可以對ECU的控制程序進行實時修改，以調整輸出信號，存儲機可存儲不同工況下高速相機拍攝的噴霧 圖像．

圖1 試驗系統(tǒng)示意 Fig.1 Schematic of experimental system

圖2為VCM噴油器的結構[17]．燃油通過進油口流入噴油器后分成兩部分，一部分通過單向球閥進入柱塞腔，另一部分流經(jīng)音圈電機并對線圈進行冷卻．音圈電機由永磁體、導磁體、磁軛、電磁線圈以及線圈保持架組成．驅動信號通過改變流過電磁線圈的驅動電流以改變通電線圈受到的安培力．當線圈中通入正向電流時，線圈在磁場中受到的安培力通過保持架作用在柱塞上．柱塞內部安裝一個單向小球閥．在柱塞開始豎直向下運動初期，球閥由于柱塞腔內燃油的擠壓呈開啟狀態(tài)，柱塞腔內的燃油得以通過小球閥流入VCM腔．此時，由于液力對柱塞運動的阻力較小，柱塞得以快速運動．隨著柱塞的進一步運動，球閥壓縮彈簧后會堵住燃油流入VCM腔的入口．此后，柱塞對柱塞腔的燃油開始壓縮，并迅速建立燃油壓力[17]．當燃油壓力升高到超過蓄壓腔單向閥的開啟壓力時，燃油進入蓄壓腔．此時柱塞繼續(xù)壓縮燃油，燃油壓力繼續(xù)增加，當達到針閥的開啟壓力時，針閥開啟實現(xiàn)噴油．針閥的頭部為圓錐狀，并與閥座形成環(huán)形流通截面，以保證初始噴射的燃油形成空心錐狀液膜．

圖2 音圈電機噴油器結構示意 Fig.2 Schematic of structure of voice coil motor injector

VCM噴油器通過快速運動的柱塞沖擊并擠壓有限體積的燃油，從而迅速建立較高的噴射壓力．Strauss等[9-10]指出，實際噴油壓力是由建立壓力的柱塞運動與釋放壓力的噴嘴共同決定的．不同于傳統(tǒng)GDI和高壓共軌所采用的近似穩(wěn)壓噴射辦法，VCM在噴射過程的實際噴射壓力呈先迅速增加而后逐漸降低的變化趨勢．Gao等[12-13]研究發(fā)現(xiàn)，在VCM物理結構不變的前提下，實際的噴油壓力主要受電磁能量轉換的影響．作為影響電磁能量轉換的關鍵因素之一，勵磁電流在達到磁飽和之前所產(chǎn)生的實際電磁力隨著電流強度的增加而線性增加．單向驅動音圈電機時，不同驅動電壓下流過音圈電機的勵磁電流如圖3所示．電流大小滿足

式中：iL為勵磁電流；Us為驅動電壓；RL為線圈電阻；τ為時間常數(shù)，τ=L/RL，L為線圈電感．由圖3可以看出，通電時間為1.84ms時，勵磁電流已經(jīng)達到飽和電流maxi的90%．在2.00ms以后，不同電壓下的線圈電流都已接近飽和．飽和電流的大小為imax=Us/RL．

圖3 VCM單向驅動電流 Fig.3 VCM unidirectional drive current

表1為試驗條件．筆者在Us=40V 、噴射脈寬為2.0ms工況條件下研究音圈電機噴油器的噴霧特性．可知，噴霧的液膜形態(tài)相對穩(wěn)定．隨后，將驅動電壓升至60V，噴霧液膜在更靠近噴嘴端處就已經(jīng)發(fā)生明顯破碎．在噴油器結構參數(shù)都不變的前提下，單純改變驅動電壓值，可認為僅存在一個自變量，即驅動電壓，且噴射壓力可視為因變量，并與驅動電壓一一對應．試驗時保持驅動電壓不變，同時忽略噴射脈寬的變化對驅動壓力的影響，并將噴射脈寬視為單一變量．試驗選用異辛烷作為測試燃料，其相關物理性質如表2所示．

表1 試驗條件 Tab.1 Test conditions

表2 40℃條件下異辛烷的物理性質 Tab.2 Main physical characteristics of isooctane at 40℃

1.2 圖像處理方法

筆者重點關注VCM噴油器的外部宏觀噴霧特性．為了表征噴霧在橫向和縱向的發(fā)展規(guī)律、噴霧的空間擴散能力及液膜外表面的氣/液接觸面積，選定的噴霧特性參數(shù)包括噴霧貫穿距離、噴霧寬度、噴霧擴散面積比及穩(wěn)定液膜表面積．采用Matlab程序對相同工況下的連續(xù)圖像進行批處理．其中的關鍵處理步驟包括圖像去背景、RGB—灰度圖轉換、對比度調整、圖像二值化和邊緣檢測，如圖4所示．噴霧貫穿距離為噴霧頭部距離噴嘴出口的軸向距離，噴霧寬度為噴霧軸線下方距離噴嘴不同位置處的噴霧左右邊緣距離．噴霧擴散面積比為二值化噴霧圖像中的白色像素(像素值為0，代表噴霧區(qū)域)數(shù)量與整體像素數(shù)量(噴霧圖像被統(tǒng)一裁剪為420×380像素)的比值．噴霧液膜表面積為噴霧外側的穩(wěn)定錐狀液膜與空氣的接觸面積．在計算時，采用邊緣檢測算法識別錐狀液膜的外邊緣，依次計算不同軸向位置的液膜邊緣等效圓直徑以及單像素高度下的側面積，再沿穩(wěn)定液膜的豎直軸向距離積分得到錐狀液膜總側面積．

圖4 噴霧圖像后處理過程 Fig.4 Spray image processing procedure

Wu等[18]研究發(fā)現(xiàn)，圖像二值化的閾值選取對計算得到的噴霧特性會存在影響．當閾值選取的越小，噴霧可被識別的區(qū)域越大，噴霧寬度和面積也隨之變大．在圖像的處理過程中，筆者根據(jù)Otsu[19]算法(最大類間方差法)計算得出的圖像全局閾值對噴霧圖像進行二值化處理．筆者選取的Otsu閾值為0.1，并根據(jù)該閾值與255的乘積作為實際像素劃分閾值對得到的噴霧灰度圖像進行二值化處理[19]，以保證程序可以對各測試條件下的噴霧圖像進行較好地識別與輪廓提?。甒u等[20]研究發(fā)現(xiàn)，上述算法對多次試驗數(shù)據(jù)的處理結果最大誤差不超過6%，可以認為該圖像處理方法的誤差基本滿足工程需求．

2 結果與分析

2.1 環(huán)境壓力對噴霧的影響

在噴射脈寬為2.0ms、音圈電機的驅動電壓為40V和燃油溫度為50℃時，不同環(huán)境壓力下噴霧隨時間的形態(tài)演變如圖5所示．

圖5 不同環(huán)境壓力下的噴霧形態(tài)演變 Fig.5 Evolutionof the spray morphology images under different ambient pressure

可知，當環(huán)境壓力≤100kPa時，噴霧的形態(tài)呈規(guī)則圓錐狀．隨著環(huán)境壓力從20kPa逐漸增加到100kPa，相同噴射時刻的噴霧顏色逐漸加深，與Wang等[21]針對軸針式GDI噴油器空心錐狀噴霧試驗現(xiàn)象相同．這是由于更高的環(huán)境壓力下，液膜中靠近氣/液界面液體會在空氣拖拽力的作用下脫離連續(xù)液膜，形成離散液滴并懸浮在噴霧周圍，對光線產(chǎn)生吸收與折射所導致的．當環(huán)境壓力高于100kPa時，更高的環(huán)境壓力會產(chǎn)生更高的環(huán)境空氣密度，噴霧發(fā)展過程將受到更大的空氣阻力．在高密度空氣作用 下，噴霧的主體受到擠壓而失去圓錐狀，噴霧頭部逐漸向四周擴散而出現(xiàn)大尺度的對稱漩渦(CRV)[22]． 圖6為不同環(huán)境壓力下的噴霧貫穿距離、噴霧寬度、噴霧擴散面積比和穩(wěn)定液膜表面積．圖6a中，在 環(huán)境壓力分別為20、60和100kPa的工況條件下，相同噴射時刻的噴霧貫穿距離隨著環(huán)境壓力的增加而減小，但是這3種工況下的噴霧貫穿距離差別很?。@是因為相同條件下，噴霧的形態(tài)較為接近．較低的環(huán)境壓力下，空氣對于噴霧的阻力較?。敪h(huán)境壓力為300kPa和500kPa時，噴霧貫穿距離明顯低于環(huán)境壓力為20、60和100kPa的工況條件．高環(huán)境壓力下噴霧受到了較強的空氣阻力．

圖6b中，當環(huán)境壓力≤100kPa時，噴霧的寬度沿著噴嘴下的軸向距離近似呈線性分布．在60kPa和100kPa條件下，可以看到在噴霧中部出現(xiàn)凸起，這是由于逐漸增大的空氣拖拽力導致噴霧表面的液滴發(fā)生脫離．當環(huán)境壓力為300kPa和500kPa時，噴霧寬度在靠近噴嘴端低于其他工況，而在遠離噴嘴處出現(xiàn)急劇增加．說明高環(huán)境壓力下，噴霧周側產(chǎn)生的對稱漩渦可以明顯增大噴霧在橫向的擴散，同時減小噴霧在縱向的噴霧貫穿距離．

圖6c中，相同時刻下，環(huán)境壓力為20、60以及100kPa下的噴霧擴散面積比差異很?。S著噴射時間的增加，均呈先增加后不變再略有減小的趨勢．這是因為環(huán)境壓力≤100kPa時，環(huán)境空氣的阻力較小，噴霧的貫穿速度較快，噴霧在1.5ms左右就到達視窗底部(圖6a)．此后，由于視窗內噴霧保持穩(wěn)定的錐狀形態(tài)，其噴霧面積在1.5～2.0ms內基本保持不變．在2.0ms以后，噴嘴關閉，噴油停止，噴霧面積開始逐漸降低．在環(huán)境壓力為300kPa和500kPa下，高密度空氣阻力導致噴霧的發(fā)展過程緩慢，噴霧擴散面積隨著噴射時間增大呈持續(xù)增加的趨勢．在2.2ms之前，高壓、高密度環(huán)境空氣對噴霧形態(tài)的壓縮導致噴霧的擴散面積小于低環(huán)境壓力條件．在2.2ms之后，由于高環(huán)境壓力下的噴霧外側大尺度對稱旋渦的充分發(fā)展，其噴霧擴散面積繼續(xù)增加，同時，由于低環(huán)境壓力的擴散面積下降，兩種因素的共同作用導致高環(huán)境壓力下的噴霧擴散面積在2.2ms之后反超了低環(huán)境壓力條件下的噴霧擴散面積．

圖6d中，在計算具有對稱旋渦的噴霧液膜表面積時，忽略了噴霧頭部的對稱旋渦結構，且只考慮了近似錐狀的噴霧主體．在噴射環(huán)境壓力≤100kPa時，由于液膜均呈標準錐狀形態(tài)，計算得到液膜表面積基本一致．當噴射時間超過2.0ms以后，由于噴嘴的關閉導致液膜表面積開始逐漸減?。敪h(huán)境壓力為300kPa和500kPa時，錐狀液膜主體受到高壓環(huán)境氣體的壓縮而向內塌陷，失去錐狀結構，相應的液膜表面積也隨之減?。?/p>

圖6 不同環(huán)境壓力下的噴霧貫穿距離、噴霧寬度、噴霧擴散面積比和穩(wěn)定液膜表面積 Fig.6 Spray axial penetration length，spatial-resolved width，dispersion area ratio，and stable liquid film surface area under different ambient pressure

2.2 燃油溫度對噴霧特性的影響

在噴射脈寬為2.0ms、環(huán)境壓力為40kPa和100kPa下，筆者選擇燃油溫度為30、50和70℃進行對比．圖7為不同燃油溫度下的噴霧貫穿距離、噴霧寬度和噴霧擴散面積比．

圖7a中，所有工況下的噴霧貫穿距離隨噴射時間的增加都呈近似線性增加．而且當環(huán)境壓力相同時，不同燃油溫度下的噴霧貫穿距離差異不明顯．

圖7b中，相同環(huán)境壓力下的噴霧寬度差異較?。煌加蜏囟认碌膰婌F中部寬度的凸起程度較為接近，說明不同燃油溫度下噴霧中部由于空氣拖拽力導致的液滴脫落現(xiàn)象也較為接近．

圖7 不同燃油溫度和環(huán)境壓力下的噴霧貫穿距離、噴霧寬度和噴霧擴散面積比 Fig.7 Spray axial penetration length，spatial-resolved width，and dispersion area ratio under different fuel temperature and ambient pressure

圖7c中，噴霧擴散面積比的變化呈先增大后不變再略減小的趨勢，與上文結果相同．且相同環(huán)境壓力、不同燃油溫度的噴霧擴散面積比差異較?。C上可知，對于采用軸針式噴嘴產(chǎn)生的空心錐狀噴霧，一定范圍內的燃油溫度對噴霧宏觀特性的影響效果不明顯．

2.3 噴射脈寬對噴霧特性的影響

由2.1節(jié)的試驗可知，當驅動音圈電機噴油器的電壓為40V時，所形成的錐狀液膜在試驗可視范圍內保持穩(wěn)定且連續(xù)的錐狀結構．為了對比其在更高噴射壓力下的噴霧特性，將VCM的驅動電壓升高到60V，并設置不同的噴射持續(xù)期．圖8為不同噴射脈寬下的噴霧形態(tài)變化．

圖8 不同噴射脈寬下的噴霧形態(tài)演變 Fig.8 Evolutionof the spray morphology images under different injection duration

相比于驅動電壓為40V，提高的噴射壓力會導致噴霧在近口端依舊保持相應的空心錐狀，而在遠離噴嘴的噴霧下游，可以看到液膜迅速失穩(wěn)、坍塌和破碎．這主要是由更高的噴射壓力下噴霧液膜的不穩(wěn)定性導致的，類似的試驗結果與Rhim等[23]針對不同噴射壓力的噴霧破碎長度(breakup length)的結果一致．其中噴射脈寬為1.5ms下，噴油量相對較小，而隨著噴射脈寬的增加，噴油量逐漸增加．對于噴射脈寬大于3.0ms的工況，在噴霧后期(tinj＝1.7ms以后)噴霧形態(tài)變化較?。梢钥闯?，當噴射脈寬從3.0ms增加到5.0ms，噴霧末端的破碎狀態(tài)較為一致．而噴射脈寬為1.5、2.0及3.0ms工況下，噴霧的形態(tài)差異較明顯．

噴射脈寬為1.5ms工況下，噴霧過程持續(xù)時間較短．噴射時間為1.4ms以后可以看到噴霧過程接近結束，噴霧過早地失去射流動能，而更容易受到空 氣阻力的擾動．在噴射時間為1.1～1.4ms內，噴霧下游出現(xiàn)明顯坍塌，而在噴射脈寬為2.0ms的工況下，較為明顯的坍塌主要出現(xiàn)在1.7ms．其他工況條件下，噴霧末端坍塌現(xiàn)象并不明顯，而噴霧末端破碎現(xiàn)象更加明顯，持續(xù)的噴射過程導致噴霧維持一個較為穩(wěn)定的破碎過程．在噴霧的下游可以看到大量破碎的液滴形成的云狀噴霧．因而相同條件下，較低的噴射脈寬很大程度上更容易出現(xiàn)噴霧坍塌現(xiàn)象，而較大的噴射脈寬更容易形成穩(wěn)定的破碎過程．

圖9為不同噴射脈寬下的噴霧貫穿距離、噴霧擴散面積比和穩(wěn)定液膜表面積．圖9a中，不同的噴射脈寬下，噴霧在超出視窗邊界之前，其噴霧貫穿距離差異較?。S著噴射時間的增加，噴霧貫穿距離均呈現(xiàn)近似線性增加的趨勢．當噴射脈寬為1.5ms時，噴射的持續(xù)期最短，實際噴射的燃油量也最小．噴霧還沒有充分發(fā)展成穩(wěn)定形態(tài)時，由噴射壓力建立起來的射流動能便已經(jīng)中斷，此時(大約1.1ms)噴霧很快失去保持其形態(tài)穩(wěn)定的能力而發(fā)生向內坍塌．由于噴霧的迅速失穩(wěn)、向內坍塌，導致噴霧前端更集中地沿著噴霧中心線發(fā)展．而其他噴射脈寬條件下，噴霧基本沿著偏離噴霧中心線的傾斜軌跡發(fā)展，因而在噴霧貫穿距離上稍滯后于噴射脈寬為1.5ms時．

圖9b中，在噴射時間為1.2ms以前，不同噴射脈寬下的噴霧擴散面積比差異不明顯．而在噴射開始1.2ms以后，噴射脈寬為1.5ms條件下，噴霧的擴散面積比相比于其他工況開始減小，這主要是由于噴射脈寬較低時噴油量相對較小，噴射過程很快結束導致的．對比其他4個工況可知，其噴霧擴散面積比隨噴射時間的變化趨勢幾乎一致．在噴射時間為2.0ms以后，噴霧均維持在一個較為穩(wěn)定的擴散面積比．

圖9c中，在噴射脈寬為1.5ms時，液膜的表面積大小在噴射結束以后開始逐漸降低．這是由于噴嘴的關閉導致射流動能的消失，液膜失去繼續(xù)發(fā)展的能力而迅速失穩(wěn)坍塌，液膜表面積迅速降低．噴射脈寬為2.0ms的工況下，液膜表面積的突變點也因此位于2.0ms左右的噴射時刻．

圖9 不同噴射脈寬下的噴霧貫穿距離、噴霧擴散面積比和穩(wěn)定液膜表面積 Fig.9 Spray axial penetration length，dispersion area ratio，and stable liquid film surface area under different injection duration

2.4 噴霧形態(tài)分析

由于VCM噴油器在不同工況條件下產(chǎn)生的空心錐狀噴霧形態(tài)可能會存在明顯差別．在較低的環(huán)境壓力下，噴霧會維持正常的空心錐狀噴霧，而在較高的環(huán)境壓力下，大尺度的對稱漩渦在噴霧下游出現(xiàn)．此外，當提高音圈電機的驅動電壓時，噴射壓力的提高會導致噴霧下游出現(xiàn)噴霧坍塌．3種特殊形態(tài)的噴霧模型如圖10所示．

圖10a為較低環(huán)境壓力下出現(xiàn)的空心錐狀噴霧．在這種形態(tài)的噴霧中，由于環(huán)境壓力在100kPa以下，較低的環(huán)境空氣密度對射流噴霧產(chǎn)生的阻力效果較小．噴霧的結構在很大程度上取決于噴嘴的幾何結構．由于VCM噴油器的噴嘴采用了軸針式結構，噴嘴內流道為錐形環(huán)狀．射流在出口處以環(huán)狀液體薄膜形式噴出．在VCM所產(chǎn)生的較高噴射壓力作用下，射流的初速度較高．在噴霧的表面可以看到沿著射流方向排布的細絲狀結構(流線結構)，這種結構在高壓軸針式噴嘴所產(chǎn)生的空心錐狀噴霧中十分普遍，其產(chǎn)生的原因是由于高速射流在出口處誘導產(chǎn)生的強氣流運動導致出口處液膜的厚度變得不均勻，同時，在液體本身表面張力的作用下，液膜厚度的不均勻性會進一步提高[24]．Befrui等[25]認為這種流線結構的產(chǎn)生是流體動力學不穩(wěn)定造成的，而且在較高的雷諾數(shù)和韋伯數(shù)條件下，流線結構的產(chǎn)生已經(jīng)超越了Kelvin-Helmholz破碎機理．

圖10b中，當環(huán)境壓力從100kPa逐漸增加到300kPa時，噴霧形態(tài)從錐狀變?yōu)閷ΨQ旋渦狀．為了突出這一轉捩過程，在環(huán)境壓力為100kPa和300kPa之間進一步選取不同環(huán)境壓力下的噴霧形態(tài)，如圖11所示．當環(huán)境壓力為100kPa時，噴霧基本上呈現(xiàn)圓錐狀．隨著環(huán)境壓力的逐漸增大，相同噴射時刻下的噴霧形態(tài)逐漸轉變成對稱旋渦狀．由于液膜-環(huán)境氣體的動量傳遞主要發(fā)生在靠近液膜表面的環(huán)境氣體中，而遠離氣/液界面的環(huán)境空氣基本處于靜滯狀態(tài)．因而從氣/液界面到水平方向的遠端靜滯空氣可以形成逐漸降低的氣流速度梯度．在這一速度梯度的作用下，噴霧周圍的氣流運動易形成對稱旋渦．而環(huán)境壓力的增加會提高噴霧周圍的環(huán)境空氣密度，其對液膜射流動能的消耗也會隨之增加，液-氣之間的動量傳遞也會進一步增加，會形成更加明顯的氣流旋渦[26]．同時，這種對稱漩渦的出現(xiàn)會在噴霧的周圍引起強烈的氣流運動，在氣流本身的夾帶作用下，液體粒子被輸運到噴霧四周，一部分空氣會卷流到噴霧上部并對噴霧主體產(chǎn)生進一步的擠壓[27]．

圖11 錐狀噴霧-大尺度對稱旋渦狀噴霧的轉捩 Fig.11 Transition from hollow-cone spray to large-scale counter-rotating vortex spray

圖10c中，由于提高了驅動音圈電機的電壓，噴油器實際的噴油壓力大于可產(chǎn)生普通空心錐狀噴霧的噴油壓力．噴霧在近口端為連續(xù)的錐狀液膜，而噴霧遠口端出現(xiàn)了明顯的坍塌現(xiàn)象，并伴隨著由于液膜表面不穩(wěn)定性造成的液膜進一步破碎．這一破碎過程在噴霧的下游經(jīng)空氣擾動的作用進一步加強．這一破碎的結果導致噴霧的破碎長度明顯減?。趪婌F的初始階段，空心錐狀噴霧內部靜滯的空氣隨著射流的運動而被推動，使得噴霧內部的壓力低于噴霧外部．而且由于噴射壓力的提高，液膜的射流速度會明顯增加，噴霧的射流動能也隨之增加，噴霧在細微擾動下維持穩(wěn)定形態(tài)的能力也會降低．在這種情況下，空心錐狀噴霧在液膜內、外空氣壓差的作用下產(chǎn)生末端坍塌．

圖10 不同噴霧模型示意 Fig.10 Illustration of different spray models

3 結 論

(1) 在較低的環(huán)境壓力條件下，可以形成穩(wěn)定的空心錐狀噴霧，噴霧的液膜表面可見清晰的流線結構；在高環(huán)境壓力條件下，噴霧頭部產(chǎn)生的大尺度對稱漩渦結構極大地增加了噴霧在空間內的擴散．

(2) 在燃油溫度為30～70℃范圍內，噴霧可以保持正常的空心錐狀噴霧形態(tài)，而噴霧貫穿距離、噴霧寬度及噴霧擴散面積比差異不明顯．

(3) 在提高噴射壓力的條件下，噴霧的破碎長度顯著降低；當噴射脈寬小于2.0ms時，噴霧的下游出現(xiàn)了明顯的噴霧坍塌；而在噴射脈寬大于4.0ms時，相同時刻、不同脈寬下的噴霧形態(tài)差異較?。?/p>