标准异辛烷、正戊烷、汽油、乙醇和正丁醇在热燃油条件下从多孔喷油器喷出时的喷雾发展的分析 - 图文

标准异辛烷、正戊烷、汽油、乙醇和正丁醇在热燃油条件下从多孔喷油器喷出

时的喷雾发展的分析

摘要：从燃油雾化、通过选择喷孔的数量及分布角度可以达到燃料选择的灵活性这两方面来说，高压多孔喷油器的缸内直喷火花点燃式发动机具有很多的优点。现存代表发动机各种燃料喷油温度的数据很少，特别是在早期注入策略低负荷条件下（也会由于燃料在注射时的瞬间沸腾而导致相变）。预测燃料库的挑战就会更加复杂，这个燃料库有一个生物燃料组件，这个组件满足了燃油灵活性的要求。生物组件的物理和化学性质，比如各种类型的醇类，可以很明显的区分于汽油，直接同液态碳氢化合物相比，生物组件的研究就显得重要了。这篇文章呈现了一份通过光学方法（高速成像和液滴大小）调查研究燃料性质、温度、压力对喷雾形状发展影响的结果。为了模拟不满载和节流阀完全开放时的早期均匀喷射策略，使用汽油、异辛烷、正戊烷、乙醇和正丁醇分别在喷油器温度分别为20、50、90、120℃和背压为0.5、1.0bar时进行了实验。在180℃、0.3bar时也进行了一些实验。为了理解组件挥发性的高低对多组分汽油喷雾雾化的影响，同时也使用了相位多普勒和激光衍射技术分别测量了汽油、标准异辛烷、正戊烷的液滴尺寸。实验中获得了燃料的沸点和蒸馏曲线、饱和蒸气压力和泡点，以及密度、粘度和表面张力，并且，在分析中考虑了雷诺数、韦伯数、Oh数。 关键词：直喷发动机 燃油雾化 碳氢化合物 醇 闪沸 一、 引言

1.1缸内直喷火花点燃式发动机喷射系统

DISI发动机与进气道喷油式内燃机相比有一些突出的优点，比如更精确的燃料计量和在燃料经济效益方面巨大的潜力。其他一些优点，如更大的负荷冷却潜力，从而可以有更高的压缩比，提高了热效率。然而，通过过去10年的实践看来，要实现所有这些优点比预期的明显要困难的多。主要原因是一些缸内直喷系统性能的不完善，以及发动机标定策略的应用，而这些策略并没有实现制造商承诺的在功率、燃油经济性和排放水平的提升。比如，第一代侧喷式系统依赖于快速平稳移动的活塞来实现“分层进气”，但是却被活塞上的“池火”现象困扰，这是由于燃料在点燃前没有时间完全蒸发，因此而产生了超过允许水平的微粒排放和未燃尽的碳氢化合物[1]。最新设计的高压多孔喷油器旨在解决这些问题，它与火花塞近距离布置。该种喷油器通过若干个喷孔提供准确的喷雾方向，这些喷孔的位置喷射燃料的方向可以根据需要设计（比如，朝向火花塞或任何其他汽缸内感兴趣的区域），也可以由何时喷油，如何喷油来灵活的设计，也即独立于活塞位置的设计[2-4]。

大部分最近发布的工作都集中关注喷嘴的几何形状，与针对这种燃烧系统的特定的实验的特点及分析。喷油器的喷嘴和活塞设计的几何差异的敏感度和不同的工作条件下的DISI燃烧系统和其特定的混合物制备要求值得特别注意，并且这些是继续在这一领域的研究的推动力。例如，DISI喷射器安装在发动机头部，在这个地方，喷油器内部的燃料和外部的喷雾都经历了较大的温度和压力的变化。更具体的说，DISI喷射器必须在气缸内压力低的条件下喷射燃料，通常从0.2bar（低负载的均质混合气的形成与早期喷射策略）到5bar（发动机分层工作条件下的延迟喷射策略），或者甚至在增压的工作条件下。除此之外，燃料温度可能从0 ℃以下的冷启动工况变化到喷油器顶端超过150℃的高负载触发工况。尽管这种工作机制有很显著的现象，但是对于DISI发动机，很少有实验结果用来说明多孔喷油器的这种影响。例如，发动机在完全预热低负荷的工作环境下，燃料在喷射后会快速破坏性蒸发，这样，燃料可能“闪沸”，这是由于在低于大气压力的发动机气缸中，燃料的沸腾温度降低了。这种现象加快了蒸发的速率，但是这也导致了“喷雾崩溃”，即将喷雾束吸在一起，聚集在喷油器头部的下方，破坏了事先设计好的喷射方向。 1.2火花点燃式发动机的替代燃料

全世界对化石燃料使用的关注正在引起对生物衍生燃料需求的增长，因此，燃烧系统工

程师在预测燃料库方面挑战将更加复杂，为了加强可持续发展和减少CO2排放量，燃料库将会包括一个重要的生物衍生组件，这些都显示了燃料多元化的迫切需求。理解了这种新型生物组件对基本发动机工作过程的影响，比如喷雾的组织就是这些挑战的一项重要组成部分，尤其对于对燃料性质很敏感的DISI发动机。

这样的组件主要由葡萄糖和纤维素（可以产生醇）的发酵物产生，具有较高活化能的醇会导致辛烷值增加，因此可以更好抵抗发动机爆震，也就可以允许有更高的压缩比和更高的热效率。除此之外，醇的更高的汽化潜热会有负载冷却的效果，就可以增加负载密集度和进一步提高热力学效率。

目前，在许多国家（比如英国）汽油中已经加入了5%的生物乙醇（E5）或者比如德国之类的国家已经达到10%，并且和现在的燃烧系统相兼容，但是它的应用将会受到CO2排放的限制。因此，市场上要求更高乙醇比例（E85或者E100）的呼声促使了增加燃料中乙醇的含量。然而，在冷启动时，由于燃料缺乏波动，高含量乙醇的混合问题可能出现。此外，乙醇的化学性质和碳氢化合物有很大区别，首先乙醇是水溶性的，在燃料配比是时需要有严格的流程；其次，汽车上的所有组件或者材料并不是必然和乙醇相兼容。乙醇的体积能量密度也低于汽油，这会给发动机标定带来更大的挑战，特别是在控制喷油器脉冲宽度方面。其他烷基醇也被提出作为可能的汽油生物组件，而且最近的研究也聚焦在基本的燃烧性质上。一个典型的例子就是丁醇[5]，丁醇更长的碳链使得它相对非极性，并且更少的与水相混。丁醇同样也有能量容量，而且在汽化潜热方面与汽油更加相似，但是另外一方面，与其他典型的燃料相比丁醇具有更大的表面张力和沸点，这表明他们有不同的雾化和缸内预混合过程。丁醇在商业生产上也落后于乙醇，至于其他醇类，可以注意到丙醇的需求和成本是由它作为有机溶剂决定的，而且目前它还没有被考虑作为一种未来燃料。尽管如此，最近一些研究已经开始涉及丙醇及其同分异构体的基本燃烧性质[6,7]。 1.3当前的研究成果

由于多孔喷油器可以在气缸内可以将燃料喷向专门的区域而获得浓混合物，当燃料被用于真正的发动机而不是那些在设计和优化阶段用于检测的喷射器的时候，懂得是否需要严格的标准是重要的。

特别的说，目前对液体输运性质（比如表面张力、粘度、密度、沸点、蒸汽压力）对于

整体喷雾发展的影响以及DISI发动机喷油器宽的喷雾前沿如何影响这些输运性质的理解还有限。各种不同燃料尤其是生物衍生燃料在极端压力及温度时的闪沸与喷雾形成之间的相互作用也只有很少的实验结果。因此，这项工作的主要目的就是利用新设计的多孔喷射器来探究这种影响。具体来说，目前一些论文做了一些喷雾形成的图像及喷雾性质的量化方面的工作，比如喷雾穿透深度和速度以及喷雾锥角。实验是使用5种不同的燃料（即一种标准的商业级汽油（RON95、标准异辛烷、戊烷、标准异辛烷、乙醇和丁醇）在一个不活动的容器中进行的，实验的压力范围从大气压力到低于大气压力，喷油器温度从20-180℃.尝试将多组分汽油的喷雾形成与低中度挥发性的组分正丙烷和标准异辛烷联系在一起来说明液滴尺寸。这项工作被认为对形成一个全面喷雾发展数据的数据库具有重要贡献，这些数据对培养我们关于现实中发动机的喷雾雾化的基本机理的知识是很重要的。这样一个数据库对于喷雾模型设计者来说也是有用的，因为根据第一原理模拟喷雾破碎机理是很有挑战性的；仅仅适用性有限的模型目前存在于高燃料温度和低燃气压力的情况，这种情况下喷雾名义模型的显著改变可以发生。这个探究也做了这样一个尝试，将从喷雾理论得到的无量纲数和一个实用喷射系统的测量和观察数据联系在一起，这个喷射系统的喷嘴有最新设计的几何形状，使用多种不同的燃料。就目前所知道的最新消息，目前文献中没有其他主要的光学研究成果讨论所有那些燃料从一个有一系列工作环境的多孔喷射器喷出时喷雾的形成。 2.实验装置及步骤 2.1.喷油器

使用了一种多孔喷油器，这个喷油器设计垂直安装在DISI发动机火花塞的附近，这个喷油器有6个喷孔，这些喷孔与垂直轴成不同的角度进行非对称布置。图一从两个不同视角展示了喷油器示意图和喷雾束，喷雾束1和6与垂直轴成58.5°，并且沿火花塞两边布置，即一个在发动机的进气侧，一个在排气侧。更多的关于喷油器几何形状、喷孔角度、在不工作以及工作的DISI发动机中喷雾的形成的细节可以在当前作者先前的研究中查找到[3、4、8-10]。 2.2.燃料

研究了五种燃料：RON95、乙醇、正丁醇、标准异辛烷、正戊烷。在图2中是汽油的蒸馏曲线以及单组份燃料的沸点。

一种商业级的欧洲汽油包含有几种碳氢化合物，一般含有大约35-40% C5或者更低（含有氧化合物）以及相当的C6-C8与残留的C9-C10的碳链。标准异辛烷是汽油的单一组分时，在大气压力下汽油的沸点为99℃，而正戊烷是汽油的单一组分时，在36.1℃就沸腾了。大气压力下，乙醇78.4℃时沸腾，正丁醇117℃时沸腾。这里应该注意，与其他燃料直接相比，选择正丁醇（1-Butanol）替代异丁醇（iso-Butanol用来研究是因为一些有关这种燃料层流燃烧速度的数据的存在有助于发动机燃烧数据的相似分析[11-13]。然而，目前也在研究异丁醇，并且结果将在最近的出版物上探讨（一些丁醇的同分异构体层流燃烧速度的数据最近也已经出版刊出了）。最后，在目前研究的分析中考虑了汽油的一种沸点在144℃更重的组分邻二甲苯（并且与其他二甲苯的同分异构体相比，辛烷值与汽油有更接近），图2中也包括了这种组分，以及在随后的不同情况下帮助结果的讨论，但并没有包括在实验模型中，因为它的性质使得它对闪沸现象很敏感。因此，这种组分仅仅起着区分汽油的热物理性质的作用，在讨论汽油作为一种多组分燃料时是有用的。

在表一中总结这些燃料的一些常用性质。

图3是这些燃料的蒸发压力曲线。

这些单组份碳氢化合物与醇的蒸汽压力曲线是根据在有效温度范围获得的统计结果计算得到的。汽油的蒸汽压力是在实验中利用ASTM D5190在Shell Global Solution（UK），Ltd.Bubble点获得的，露点压力也是在各种温度下计算得到的，这些图3中也有，计算使用的是一个基于UNIFAC系数法的Redlich-Kwong状态方程，因为每种气体是通过气体色相仪来识别的。泡沫点指的是压力，当压力低于此压力是，泡沫就会在给定的温度下形成。同样，露点指的也是压力，当低于此压力时，液体在给定温度下是蒸汽状态。当压力上升超过露点时，在这个温度下液滴就会形成。很显然，当燃料是单组份时，泡沫点和露点压力是相等的。泡沫点很可能是指这样一种情况，在这种情况下轻馏分开始迅速从燃油喷雾中逸出，然而，露点可能是这样一种情况，表明液滴中重馏分最后蒸发完。但是，值得注意的是，泡沫点和露点是基于平衡的概念，并且在像喷射这样的瞬态过程中，热量和质量的输运使得图像复杂化。不过，它们对发动机中的喷雾的蒸发是至关重要的，而且根据已获得的喷雾数据进行交叉分析既有趣又重要。、 2.3.定容弹

所有燃料的喷雾都是在一个压力容器中进行的[9,10].它的八角形的形状和它的六个光学窗口使得能同时进行多技术显示，比如可以通过背照明或侧照明成像，而且使用了同轴和离轴技术来测量液滴尺寸和速度（相位多普勒和莫尔文）。容器内气体压力（即喷油器背压）是由一个安装在盖子室的压力传感器来监测的。实验全过程容器内气体的温度是由一个K型热电偶监测的，该热电偶安装在盖子室的有效区内，该区靠近喷油器表面。压力容器的底部有一个阀门，使得液体和燃料的蒸汽可以排出，而且可以将真空泵与这个阀门相连在压力容器中制造一个低于大气压力的环境。

喷油器被安装在压力容器上盖中部一个专门设计的安装位置，一个带式加热器被粘贴在喷油器上用来加热喷油器，替代原来安装在DISI发动机头部的加热器。热电偶传感器为温度控制器提供反馈信号，温度控制器将温度调节到每个实验所要求的值。被测量的温度是喷油器自身的温度，这是因为这是利用可用的设备获得燃料温度的最好的布置。这样，每次系统被加热到一个特定的温度并且维持这个温度恒定不变一个小时，在分析喷雾图像之前就可使得喷油器所有挂载质量吸收足够的热量达到均匀的温度分布。因此，在这篇论文中，喷油器的温度就可以等价的看作是热电偶的温度，即，喷油器的温度近似于喷油器顶端的温度。 2.4.实验条件

燃油喷射压力是由一个工作压力为150bar的柱塞泵提供的，靠近喷油嘴，有一个泄流阀，一个压力表，一个安全阀。为了模拟安装在发动机中的喷油器的工作环境，喷油器分别被加热到20℃,50℃,90℃和120℃。发动机的缸内燃气压力使用真空度来表示（操作环境为不完全负载时早期喷油策略时为0.5bar绝对压力）。实验也在大气压力下进行（通常1.0bar）。所有情况下喷雾的持续时间为1.5ms的脉宽，相机拍摄的持续时间为2.5ms，这是为了获得初期、稳定态、喷雾结束以及喷雾后期的喷雾性质。由于喷嘴被压力室窗口遮拦，只有在喷射进行1.0ms后（1.0msASIO,即在触发脉冲的上升沿之后发送到的喷射器驱动器单元的时间）才有可能测量到喷雾渗透。喷雾脉冲开始的时间（SOI）到在喷嘴处看见燃料的平均驱动延迟应该为300微秒，文献[8]中已经详细量化了。 2.5.喷雾可视化步骤

为了充分利用成像装置，喷油器与垂直方向成19°安装。将帧速率设在9000帧每秒记录喷雾图像，相当于对一个工作在1500rpm的发动机每°CA会有一张喷雾图像。在这样的帧速率下这个相机的最高分辨率为640x480。快门时间设置为1毫秒。Multiblitz Variolite 500通过一个半透明的有机玻璃薄片使用背光进行照明，持续时间为4ms。图片是喷雾的阴影图，因此通过这个技术仅仅能获得液相的图像。由于采用背光法以及喷油器几何形状的影响，每个喷雾束的影响都是由两个喷雾束重叠的结果（从图一中z-y平面看）。为了获得喷雾时的

几个“冻”图像，相机的快门速度设置为1/50000s。高速摄像机、闪光灯、电磁阀的触发是由AVL327发动机提供的一个计时单元提供的。平均背景图像是从200次喷射实验中获得的。为了说明运行中照明的差别，图像序列中各个时段的背景图像都会被替代。每一个校正后的图像都是基于平均背景像素的阀值，最后留下的是一个二进制图像。旋转图像使喷雾束与竖直轴排成一列，并且找出每对喷雾束的羽尖。为了计算羽对的长度，从羽尖到喷嘴的距离被放大。为了确定自动化过程的最优阀值，基于不同的阀值水平，对喷雾贯穿进行了详细的灵敏度分析，而且在计算数值时的不确定性低于4%[16]。

靠近喷嘴附近的高倍放大的喷雾图像是用同样的闪光灯和相机获得的，但是有INFINITY公司的一个Model K2 / SC系列长途显微镜系统。为了能够获得刚从喷嘴喷出的射流的图像以及随后的喷雾发展情况，高速相机的帧速率被提到了50kHz，每个时间帧有20微妙。为了使影像图能够获得足够的光强，影像整合期（快门速度）应超过每幅图片的持续时间，即20微妙。由于相机的固定处理能力，提高帧速率使得它的分辨率降到了256x128像素。此外，一些实验中在靠近喷嘴附近采用高强度激光照明。来自Nd:YAG Laser (New Wave Pegasus)的光源穿过一个光栅形成一个垂直光片，这个光片与喷雾束1在一列上。对这些图像来说，为了提供一个与快门开启有相同频率和时间的光脉冲，激光与相机是同步的。相机是在帧速率为50kHz的条件下工作的，这样，当喷雾穿过激光片的时候就可以获得初始喷雾以及喷雾结束时的图像。由于喷雾束的角投影和光片位置的固定，在光片前的液体喷雾遮住被照亮的喷雾束之前，只可能显示喷嘴孔处喷雾的一小部分。 2.6.液滴大小

喷雾的液滴大小是有一个TSI Phase Doppler Anemometry系统测得的。这个设备搭建的很好，使用原则可以在文献[17]找到。这个系统由一个与TSI分光器相耦合的Coherent Innova 70C Argon-Ion激光器和声光调节器组成。发射机和接收机都有250mm的光学焦距，前向散射角设置为40°，液滴的测量处在喷油器头部沿中心轴向下25mm处。测量是在喷雾束2的中部进行的，这是离相机最近的主要喷雾束。为了补偿在高温/低压时喷雾总体形状的改变，从而要确保同一轴半径处的液滴在所有条件下都要测量，PDA测量区域的选择要考虑各个实验条件，要与由图像记录的喷雾束的聚集程度相一致；即使是在所有实验条件中，喷雾液滴的测量位置也要保持在喷嘴向下25mm处，且只能在水平面内调节（即喷雾的足迹）。所有实验环境下，液滴大小的测量要在200次喷射以上。每次测量时采集样本的数目为每毫秒25个样本，这样每个实验条件下喷射期间，就会得到7500多个有效的液滴尺寸和速度值。在先前发表的作品中考虑过燃料折射指数的温度依赖性，比如文献[18,19]。

一系列的实验也可以通过激光衍射和使用装有300mm长镜头的马尔文液滴筛选器进行，这个镜头有超过36个元素（日志间隔）的探测器。这两种滴施胶技术工作原理不同，并且用来测定喷雾的不同性质；激光衍射系统测量沿喷雾柱的液滴尺寸（空间平均），PDA系统是一个固定的点测量（占时解决）。就其本身而言，这些测量值并不直接等价；不同的因素影响每一个测量值，在文献[20]中有详细的探讨。这将在结论部分详细讨论。莫尔文系统沿着喷嘴出口以下30mm处的一条线对齐测量，即PDA探头体垂直位置下游5mm处，这是由于光学设备的几何限制，且将在结论部分更深入的处理这些差别。

在激光衍射液滴施胶中，为了开展测量以及通过喷雾束能获得足够的透明度，喷雾束需要被分离开。喷雾分离是使用喷雾分离器实现的。为了保持喷嘴中内部流动在所有条件下都一样，喷雾分离器安装在喷嘴的下方。在一系列实验条件下，先前喷雾发展的图像已经显示出靠近的喷雾束（图一中2,3和4,5）在喷雾破碎时有最大的聚集度，导致喷雾束聚集成一束浓的喷雾束。虽然这些喷雾束有极大的变化，但是用来测量液滴大小的喷雾束3被认为是独立的一个，而且喷雾分离器的设计使得仅仅只有3可以在喷雾发展形成时可以穿过，包括喷雾破碎过程。

在测量燃料喷雾液滴之前，安装了一个设备来实现Malvern Spraytec系统和TSI PDA系统对喷雾测量的同时进行。一个油漆喷雾器装满了水，且保持开启状态来提供连续的液滴喷射。用PDA系统来测量喷雾中部的液滴，且SMD等于29微米，而莫尔文系统测得的SMD等于25微米，即误差低于14%。考虑到莫尔文系统也会测量“薄雾”中的完好的液滴，这两个系统测量值得误差还在预期的范围内；进一步的实验验证是使用PDA系统测量水喷雾器外围液滴尺寸。

3.结论及讨论 3.1.喷雾的形成 3.1.1.总体特征

图4和图5展示了乙醇和丁醇在777毫秒ASOI时的喷雾图像，分别来说，20-120℃的喷油器温度，1.0和0.5bar的燃气压力。在标称背景压力环境（20℃,1.0bar），醇类展现出明显相似的宏观喷雾形式。这与标称环境下汽油和标准异辛烷的喷雾形式相似。然而，随着压力下降，两种醇的喷雾形式是有区别的，主要是因为他们沸点的不同。更准确地说，喷油温度120℃,0.5bar压力时，丁醇的标准喷雾形式仍然保持不变，但是由于“闪沸”，乙醇的喷雾形式已经“崩溃”。为了更直接地比较和理解，图6展示了所有条件下所有燃料在777毫秒AOSI时的喷雾形式。对于乙醇来说，观察到喷雾发展与汽油相似，这是由于在120℃,0.5bar时观察到“喷雾崩溃”。然而，仔细观察发现，同等条件下乙醇的喷雾束比汽油有更加清晰、明确的喷雾边界。在这个方面，低温时乙醇的喷雾束与标准异辛烷更加相似。相比较而言，在整个一系列实验条件下，丁醇的喷雾行为与标准异辛烷更加相似。丁醇以及标准异辛烷在120℃,0.5bar的实验环境下并没有观察到“喷雾崩溃”，这个从丁醇的高沸点温度推测得到。但是，当温度上升到90℃时，丁醇的雾化程度比标准异辛烷要差一些，这很可能与丁醇的高粘度及表面张力有关，这两者都会阻碍“破碎”。尽管如此，在120℃,0.5bar时，丁醇的喷雾在某种程度上发生汇聚现象，这显示了沸点阀值已经超过了给定燃气条件。 3.1.2.喷雾贯穿距

总捕获时间间隔内，所有实验用的燃料在20℃，1.0bar的基准环境条件下有相似的喷雾贯穿距，正如图7中所示。气体压力的降低将减小液体喷雾所受到的阻力，因此在每个捕获图像的时间间隔内测得的喷雾贯穿距是增加的，这种影响可以通过比较图8（0.5bar）和图7（1.0bar）得到，比较还会发现这种影响在大约600毫秒ASOI后尤其的明显。这段时间间隔后，压力降低一半到0.5bar时，喷雾贯穿距增加了约10%，虽然喷油器温度为常数，对于不同的燃料来说气体压力减少的影响有一点区别。在这段时间之前，较高的喷雾惯性掩盖了阻力的影响。

在给定气体压力下，没有喷雾崩溃时，增加温度看起来对穿距的影响很小。这种结论可以从图9和图7的对比中发现，90℃时比20℃时喷雾贯穿距就稍长了一点。这是因为温度升高导致液体粘度的降低，减少了液体在喷嘴中的阻力，从而增加了液体的出口速度。一个同样合理的解释是喷雾的蒸发导致了喷雾贯穿距的增加，这表现为使得喷雾头部“朦胧化”，从而使得测量得到的喷雾贯穿距增加，正如图6中适当工作环境下的喷雾束那样。 对于一个喷油器温度为90℃，气压力为0.5bar的情况，图6中的整体喷雾图像表明喷雾形式与大部分燃料的标称大气形式相当的相似，除了正戊烷例外，因为正戊烷在这个条件下已经“崩溃”。这在图10中已经量化处理，在这幅图中，除了正戊烷外，所有其他的燃料都有相似的喷雾贯穿距。在喷油器温度120℃,1.0bar时，在图11中可以观察到喷雾贯穿距更小的增长，因为在这个温度下没有崩溃的燃料喷雾。从标准异辛烷的喷雾可以看出，随着燃料温度的升高喷雾贯穿距的增加是最小的，这是因为温度超过标准异辛烷的量并不能够促进可测量的喷雾的蒸发物。

甚至在1.0bar气压力下，喷油器温度为120℃时，正戊烷的喷雾就已经完全崩溃，正如图6中所显示的，与其他燃料的喷雾相比，这主要表现在喷雾贯穿距的大幅减小，没有崩溃的燃料喷雾是由于喷雾头部很高的液体蒸发速率，减小了可测量的喷雾贯穿距离（喷嘴到喷雾束头部的距离）。

在图6中可以看出，在120℃、0.5bar时燃料（汽油）增加的蒸发量可以很明显地影响喷雾的发展，正戊烷也显示出完全的喷雾崩溃。在这个实验条件下，用来实验的燃料在喷雾贯穿距方面有很大的区别，就如图12中显示的那样。那些在这种情况下出现喷雾崩溃的燃料有相似的喷雾贯穿距曲线。标准异辛烷和丁醇（单组份有最高的沸点）有最少的喷雾崩溃，因此有最大的喷雾贯穿率。120℃时，正戊烷的喷雾贯穿距比乙醇的喷雾贯穿距稍微长一点，由于正戊烷的极限蒸发率，这种情况下液滴直径会减少（将会在后面讨论），从而将液滴阻力减少到这样一个程度，在这种程度时，喷雾头部将会穿过喷雾的蒸发部分，这将导致“喷雾崩溃”的喷雾束的贯穿距的显著的增加。

概括来说，对于所有燃料，燃料温度的升高最初会导致喷雾贯穿距的增加，这是由于降低流动的阻力/摩擦力，并且有可能在喷雾束的头部增加燃料的雾化。然而，继续升高温度一旦超过一个关键的汽化率，将导致喷雾长度的减少，而且足够高的汽化率将会产生视觉上消失的喷雾前沿。可能的原因是这些相互矛盾的观察结果趋势一致，在最新的论文上发表有对立的观点。例如，在燃油压力为110bar和气体压力为2.5bar时，zhao等人使用Indolene（一种标准的汽油燃料）检测一个多孔喷油器（结构隐蔽）。文献 [21]中,在20℃时，沿喷油器轴向在1.0ms ASOI时测量了喷雾贯穿距，并记录了测量值52mm，随着温度从50℃上升到90℃，喷雾贯穿距会逐渐减少。这表明尽管气体压力更高，与低温情况相比，提高温度时喷雾油束头部燃料的蒸发率比喷雾贯穿率要大。在更低气体压力1.0bar，Zhao等人在文献[21]中的测量结果显示，随着温度从20℃升高到90℃，喷雾贯穿距从58mm增加到63mm。这表明，在给定的气体压力下，蒸发对减小液滴直径的影响，并且因此阻力比液体的汽化阻力要更大，这很可能是因为Indolene的低挥发性和高挥发性组分蒸发性质的区别。

将当前一些论文中对乙醇和丁醇的喷雾分析与对碳氢化合物燃料的喷雾分析相比较会发现，乙醇和汽油有一致相似的喷雾贯穿距，丁醇和正戊烷有一致相似的喷雾贯穿距。从图11和12的图片中可以很明显的看出上述这些规律，在最高喷油器温度时，在这个条件下，观察到高挥发性燃料与低挥发性燃料的喷雾区别最大。但是，甚至在温度较低的条件下，这些燃料的组合也有一致的趋势，这在随后的部分将会就喷雾贯穿距做更深入的分析。 3.1.3.喷雾羽流速度

对于所有燃料，喷雾头部的速度是根据喷雾贯穿距的测量结果，采用中心差分法计算得到的，结果在图13-15中。图13是汽油在标称环境下的结果，在444微妙ASOI时观察到一个初始加速度，这是由于喷嘴出口处燃料压力的突变，随后会有一个阻滞现象，这是由于空气阻力和燃料蒸发的影响。总体来说，在这种情况下，对于所有燃料测量结果表明有相似的喷雾头部速度，但是对于乙醇和丁醇来说初始速度稍微小一点。分别说来，这些含氧燃料的粘度是其他试验用的燃料的2-6倍，而且他们初始速度较小可能是因为喷嘴内部阻力的增加。在观察醇类燃料从喷油器喷出时有延迟，这种延迟现象在缸内被一些目前的研究者观察到[22]，因此，这是一种一致的效应。在这种背压条件下，丁醇和乙醇的喷雾持续加速，且相比于其他燃料，在后续测量阶段速度会增加。对于相同的粒径来说，意味着密度更大的含氧燃料比碳氢化合物有更大的动量，因此空气阻力在减小液滴速度方面影响更小。

图14中示出了在120℃,、1.0bar气压力时测得的喷雾速度，从喷雾图像中可以看出，只有低沸点的正戊烷出现了完全喷雾崩溃的现象。相同压力条件下，在120℃时测得的初始喷雾速度比20℃时要大，这是由于随着温度升高粘度会降低，除了正戊烷，这是因为正戊烷快速的蒸发速率，所以测得的喷雾贯穿距较短。对图16的汽油来说，在1.0bar时，温度上升

到90℃时，喷雾初始速度会有一点点增加，这是由于喷油嘴中液体粘度的降低。这种情况下喷雾的整体图像没有显示出喷雾崩溃的现象。90℃时，压力减小到0.5bar时在所有测量的时间间隔内会出现测量得到的速度的增加，这是由于压力减小会减小阻力。在1.0bar时进一步提升喷油器的温度，正如图16中显示的，初始喷雾蒸发率与0.5bar、90℃时的相当，这是由于喷雾蒸发率减小了液滴尺寸，从而导致阻力的影响就明显了。但是，由于喷雾头部燃料蒸发的影响，出现了喷雾前段速度迅速减小，缩短了这些间隔时间内测量的贯穿距。

在汽油标称喷雾崩溃的条件下（120℃、0.5bar），在这个背压条件下，测量到初始速度会增加，这是由于气体压力的减小，增加了喷雾推动力，尽管喷嘴同时也减少了气体阻力（图15）。由于液体燃料蒸发的影响，在最高初始速度之后将会出现加速度的迅速减小。图14中没有崩溃的燃料喷雾与图15中没有崩溃的喷雾有相似的图案，但是由于更高的气体压力喷雾速度会减小。更具体点的说，在图17中，与较低温度条件相比，在120℃、0.5bar时，喷雾头部速度进一步增加证明标准异辛烷的喷雾崩溃较少，然而在后期观察到在这种条件下与其他条件下相比，速度减小的速率会更大，在后面的时间段里由于液体有足够的后喷射时间，但由于蒸发率的影响，会导致喷雾头部贯穿率显著降低。在这种情况下，乙醇、汽油、丁醇以及标准异辛烷的速度分布再一次明显相似。在这个条件下，标准异辛烷和丁醇的喷雾都没有崩溃，与那些崩溃的燃料喷雾相比，标准异辛烷与丁醇喷雾头部的速度显著增加，这说明蒸发在减少喷雾长度方面是由影响的，从而对喷雾前段速度也是有影响的。图14中，120℃、1.0bar的条件下，丁醇的喷雾速度图与标准异辛烷的喷雾速度图基本一致，乙醇的初始喷雾贯穿率比汽油的略微低一点，并且同样也注意到，1.0bar时，在较低温度下，乙醇喷雾速度维持的时间要比其他燃料长。液体燃料的蒸发率是决定喷雾贯穿速度的关键因素。喷雾崩溃的条件与较大的蒸发率以及喷雾头部速度较大的减小率有关。 3.1.4.喷雾锥角

在燃料的直接比较时，喷雾轮廓的角度是对喷雾束聚集程度的定量的描述。这个外部喷雾锥角与发动机的工作有重要的关联，这是由于它表明了喷雾的位置以及湿足迹，因此没有完全燃烧的碳氢化合物的排放与缸内边界有关。然而，喷雾锥角与湿足迹之间的关系并不是那么显而易见。如喷雾的约定俗成，喷雾锥角减小，喷雾湿足迹就更窄。但是，有时喷雾的中心线会缩短，喷雾的膨胀会导致喷雾锥角的增加。由于喷雾的崩溃，有时每个单独的喷雾油束在喷嘴处会膨胀，但从侧边进行拍摄照片时，喷雾角会被喷雾对的最左边和右边遮住，看起来喷雾锥角实际上是减小的。就与发动机工作的关系来说，整体喷雾锥角比单个喷雾的锥角更重要，这是由于它示出了液体喷雾的外部轮廓，因此就可以知道燃烧室中浓燃料/空气的区域。

此外，尽管这是喷雾聚集度常用的测量方法，但是对于测量喷雾锥角的位置没有定义。靠近喷嘴的成抛物线形膨胀的喷雾形状可能导致角度测量值的显著差异，甚至对于同样的喷雾，对于不同的测量位置测量结果也会不一样。文献21中探究了对于一种典型的压力涡流喷淋，测量锥角位置的不同对锥角测量值的影响，并且基本上得出结论，最适位置完全依赖喷雾形式和每个探究者的偏好和要求。从这方面来说，在对比不同来源的锥角数值时需要格外的细心。在比较整体喷雾锥角时，对多孔喷油器来说，另一个值得考虑的是，单个油束喷雾的喷孔直径以及喷油器头部的喷孔的间距和位置。最后，做一个单个油束锥角的比较，尽管这些对于多孔喷嘴来说是难以测量的，这是因为喷嘴喷出的不止一个油束，且油束安排的很靠近，就如这项工作选用的喷油器一样。

为了实现目前这项工作的目的，喷嘴下部的两个位置被选择来决定喷雾整体锥角，实现不同燃料的比较。一个靠近喷嘴的位置被定在喷嘴头部垂直向下2mm处，这是为了避免喷嘴出口附近喷雾发展的影响；第二个测量位置选在第一个位置垂直向下10mm处。在各种实验条件下，有这两个位置确定的喷雾锥角在喷雾发展完全时是一个常数，这里的结果是从在777

毫秒ASOI时刻拍摄的照片中测量得到的（图18）。在20℃、1.0bar时，所有燃料都表现出相似的锥角。在这个条件下，这些燃料的喷雾锥角的微小区别很可能是因为液体燃料喷雾油束边界的蒸发。在边界处，标准异辛烷比汽油蒸发要少，从而会出现较小的锥角。相反的，与汽油相比，正戊烷外围喷雾的高蒸发率（这个地方成像仪器不能够检测到）同样也起着缩窄喷雾锥角的作用。

这个图表又表明乙醇和汽油喷雾聚集度的相似性，由于这两种燃料的喷雾锥角随燃料温度的增加会明显的减小。但是，汽油中包含有低沸点、高挥发性的组分，这点由汽油的喷雾锥角比单组分乙醇的喷雾锥角减小的多可以看出，对比之下，丁醇在90℃的图像显示，喷雾锥角仅仅有一点点的增加（相似的锥角可以从标准异辛烷20℃、0.5bar时看到），而且丁醇在更高温度/更低压力时，喷雾锥角没有减小到小于标称条件时的喷雾锥角。事实是，丁醇比标准异辛烷有更高的沸点温度，又一次增强了蒸发率对喷雾聚集程度的影响。 3.1.5.喷雾发展与燃料性质的关系

在给定压力下，燃料温度和沸腾温度的差成为过热度。对多组分燃料来说，一些燃料的过热会出现在燃料中，尽管初始汽化驱动力是挥发性最差的组分的过热的程度。这看起来会影响汽化的迅捷，正如高温、低压条件下整体喷雾形式的区别所显示的那样。被测燃料在120℃、0.5bar时崩溃的相关联的趋势可能直接与燃料蒸汽压力和泡点有关（图3中）。泡点是绝对背压，在这个压力条件下，液体会在规定的温度下沸腾，在泡点处时，增加环境压力会增加液体表面的力，从而会抑制沸腾和泡的形成。在120℃温度时，比较燃料泡点温度时会发现，正戊烷的沸腾压力最高，表明所有燃料中正戊烷是最容易沸腾的（这就是说要阻止泡的形成需要最大的环境压力），这点由升高温度后喷雾崩溃的程度可以说明。根据图3中的燃料泡点，可以观察到，当压力容器内气体压力在或者低于1/10燃料的泡点压力时（在给定燃料温度）会发生喷雾崩溃。例如，在120℃、0.5bar容器压力时，观察到汽油喷雾崩溃，这个压力大约是汽油在120℃、4.5bar时泡点压力的1/10。在这项工作的温度和气压设备的分辨率内，这个趋势出现在所有提出的燃料中，包括那些靠近过度值的，就如汽油在90℃、0.5bar气压时的情况。

所所有燃料喷雾崩溃的趋势与它们的蒸汽压力有关，随着喷油器温度升高到180℃、气体压力下降到0.3bar，就会达到泡点。这个极端的条件也包括在探究的范围内，探究在更高时驱使喷雾聚集的驱动力是否会保持不变，以及当超过过热度阀值时燃料的瞬时闪沸是否会出现。图19是标准异辛烷的喷雾图像，在120℃没有完全崩溃，但在这个条件下完全崩溃，表明那重要的崩溃阀值已经被超载了。在这些实验条件下，压力容器内气压力低于标准异辛烷蒸汽压力的1/10，显示了这些燃料趋向的一致，丁醇也有相同的趋势。

在这篇论文中喷雾形式和泡点之间的关系没有广泛的讨论，在一个确定了的关系中寻求验证漩涡喷雾压力的计算模型，ven de Wege和Hochgreb[23,24]注意到泡点计算表明了过热度20℃对带来闪沸是足够的，这对漩涡喷雾来说足以改变喷雾形式。对于这些，喷雾崩溃被认为是由燃料汽化产生的，汽化燃料被吸到喷雾束之间很小区域的低压核心处，对于喷雾的检测，当被吸到喷雾核心的汽化燃料的动量足够大到能够克服相对低的燃料半径动量时，就导致了喷雾脱离，且将它们吸在一起，喷雾崩溃就产生了。正因为如此，漩涡压力喷雾的喷雾机制与多孔喷雾可能不同，从而漩涡压力喷雾发展对过热度的敏感度比多孔喷雾的发展要更高。Wigey等人的工作[25],使用了漩涡压力喷雾器，同样也注意到短链、单组份碳氢化合物以及由其是正戊烷，在模拟汽油挥发性方面比标准异辛烷要更好。

喷油器的喷雾性质同样也依赖于湍流的水平，湍流由喷嘴出口处上游的内部流所产生的。湍流的影响可以用Re数来定性描述，Re=pud/v，p、u分别代表流体的密度和动力粘度，d是喷孔的直径，u是喷嘴中流体的流动速度。

目前一些作品中使用的喷油器流量是在150bar的连续工作压力测量的。为了获得每个喷嘴的流量，需将总量除以喷孔数。射流速度等于喷嘴中质量流量除以燃油密度与喷嘴孔横截面积的乘积（内径0.2mm用来计算的）；计算得到的速度是110m/s，这与在考虑喷雾破碎和相关动量的影响时，从喷雾图像中获得的喷雾头部速度值是一致的，图20中所有单组份燃料的Re数值都是通过实验得到的；液体的密度、粘度是从液体饱和曲线图上由变化的温度来确定的。在20-90℃（293K-353K）温度范围内时，计算得到的Re值在4000-160000，丙醇在20℃

2

时Re数是最小的。考虑到Re数与Ud成比例，而U与d成反比例，那么如果用喷嘴的外径0.5mm替代0.2mm来计算，在每个温度下Re数将会比现在的值小2.5倍，表明了丁醇在较低温度时是

20.5

层流状态。图21和图22是Weber数和Ohesorge数的计算结果，We=pud/e，Oh=We/Re，分别来说，对于单组份且在实验温度20-120℃（293K-393K）取速度为110m/s，长度的大小是喷嘴内径0.2mm。Oh数的结果表明，对所有燃料在较热条件下，Oh数会逐渐趋向于同一数值约

-3

为5x10，这说明了喷雾在这种崩溃条件下的相似性，而We数则呈现出发散的趋势。Ohnesorge表[26]在图23中表示了出来，用Reitz和Bracco模型[27]定义破碎机里。有趣的是正戊烷在整个计算温度范围内，7-120℃（280-393K），雾化机理都很好。汽油的重组分邻二甲苯也在这种雾化机理中，且仅仅在7℃时进入二阶诱导机理中。乙醇也在这雾化机理中，且在7℃时正通过二阶诱导雾化机理，与邻二甲苯相似。丁醇在温度高于60℃（333K）时在雾化机理中，与乙醇在20℃时相似，但是在大约7-10℃时，穿过界限进入二阶诱导雾化区域。这行为清楚地显示了影响发动机冷启动条件。 3.2.近喷嘴成像

为了更好地观察破碎机里，这种机理导致了喷雾包络线的差别（例如，喷雾束的聚合和崩溃），将喷嘴附近区域图像放大，探究喷雾破碎。在前面提过，喷油器喷嘴是阶梯式的设计，较小的孔口直径，这形成了燃油流动路径，孔口是嵌入式安装的。小孔0.2mm与大孔0.5mm相通，大孔是从喷嘴表面看到的那个。正因如此，喷油器头部的燃油成像，实际上是小孔末端喷射位置处向下0.5mm处的图像，因此由于它们第一次被拍摄到的位置上游的影响，喷雾束可能已经开始破碎。喷雾的背光影像图被用来描述初次雾化期间“第一燃油位置”，稳定状态的喷射过程，以及喷雾结束时近喷雾区域的喷雾形式。初始喷雾发展时的喷雾束贯穿约为1.0mm每帧（20微妙），与头部50m/s的速度相仿，即，从整体喷雾图中测得的喷雾头部速度相一致。喷雾头部第一次燃油喷雾的形状在所有实验条件下看起来非常相似。在那些条件

下，对从整体喷雾形成观察到的喷雾聚集和崩溃来说，这也是一种很普遍的情况。明确地说，每一对喷雾束都有它们之间的一个间隙明显的地区分开，包括图像右手边的很靠近的喷雾束的四重叠。在高温条件，与高背压条件下相比，喷雾在喷嘴出口处更加宽，这说明了喷雾束在喷射位置和喷嘴表面之间有变宽和膨胀现象。然而，喷雾束的混合在这个阶段任何实验条件下还不是很明显。第二帧，在上一帧后20微妙，对于汽油没有崩溃的喷雾条件来说，依旧很清楚地可以区分开喷雾束对（图24中第一行。但是，在喷油器温度120℃，气压力0.5bar时，在喷雾开始后相同的时间间隔，图片右手边靠近的喷雾已经开始混在一起了，且单独的喷雾束现在更难分辨（图24的中间一行），这预示了瞬态喷雾过程期间喷雾崩溃的开始。正如可以预期的，在喷嘴附近稳定阶段的喷雾可以看出整体喷雾。在一个类似的反映整体喷雾形式的时间间隔里，标准异辛烷的喷雾表现出一些聚集的趋向，但是与汽油明显地变宽相比，标准异辛烷喷雾束变宽的程度小一点，且标准异辛烷单个的喷雾束头部仍可以根据喷雾容易地区分开（图25）。

有趣地是，喷雾束宽度增加最大是在较高压力和最高喷油器温度的条件，即使如此，这个条件也没有导致和低压时有同样的喷雾聚集度。对于一些崩溃的情形，单个喷雾的头部仍可以区分开，尽管喷雾聚集的轨迹很明显（例如，图26中正戊烷在90℃、0.5bar时的情况）。

在第四行，在喷嘴孔进口处枢轴的节流作用减少了喷雾束交互作用的程度，因此喷雾束分离对所有条件来说都很明显。喷雾流量减小，因此喷雾速度和破碎能量将被看到导致大液滴的形成。液滴尺寸和较低的破碎率对雾化和混合不利，因此影响发动机排出未燃碳氢化合物的排放量。

图24-26中图像左手边的喷雾束（即1）也是通过激光脉冲照明获得的，从喷嘴处捕获初始喷雾，在800微妙ASOI时捕获稳定状态的喷射过程，最后在2000微秒ASOI时捕获喷射结束的图像，图27中是汽油和标准异辛烷的图像。与背光技术相比，这些图片使得喷雾前沿与锥表面更加清晰可见。在标称环境条件（20℃、1.0bar）时的汽油的初始喷雾在喷雾前沿以及前沿周围有可以清楚可见的液体韧带和液滴。这些特征在标准异辛烷标称条件下的喷雾，图像中也是明显的。稳定阶段的喷雾束有一个可以很好区分的边界，且单个油束的特征可以从边界和喷雾束表面描述出。同样，喷射结束时的图像中出现了许多较大的液滴，这与喷雾结束时针阀的关闭导致破碎能量减小有关。这些特征的清晰可见说明它们处于一个稳定的状态，这状态与20微秒的图像整合时间有关，因此，在这段时间内，这些条件下，汽化或者其他机制的影响给喷雾带来的不稳定是微小的。

在120℃、0.5bar时，汽化水平的增加是明显的，对于图27中汽油来说，喷雾边界和前沿不再清晰可见，且白色液体与周围黑色背景之间像元元素逐渐减少。喷雾从喷嘴出来时的膨胀和喷雾右边的黑色阴影表明了一个初始喷雾的“固体式”的圆柱型的形状。在初始喷雾和稳定状态喷雾图像中，靠近喷雾束可以在这些图像中看到，这是由于喷雾不断地变宽。在喷雾结束时，大液滴在朦胧的雾中很明显的悬浮着，很可能是由于喷雾外围中一些小的液滴，它们的形式是由于喷雾流出喷嘴时喷雾的蒸发。这些总体的观察结果也与标准异辛烷的近喷嘴喷雾有关，虽然这些燃料较高的沸点温度范围由它们的近喷嘴行为可以反映出。标准异辛烷的喷雾以及周围有许多较大的喷雾液滴，这与汽油较大的破碎阻力有关。

甚至使用初始喷雾的高速成像，自发和完整的汽化在任何气压和温度条件下都不会被观察到。具体的说，为了促使喷雾头部膨胀，一段有限的时间需要来使汽化率增加到足够的程度。事实上，直到“第一燃油”后20微秒，完整发展的喷雾性质才在喷油器头部看到，这看起来即使在最极端的汽化率下，对液体和周围气体平衡条件下的发展来说，20微秒的时间也是一个决定性的因素，这导致了外部喷雾破碎长度的存在。

燃料的内部热能和气态物质的内部热能的不平衡就是燃油内过热程度的呈现。在喷油器流动路径中，液体的压力使得燃油中可以保持有较大的过热度。因此，当“闪沸”现象发生

1.0bar时，将气压力降到0.5bar获得了最大的相关系数0.24.

通过比较喷雾贯穿成像与液滴尺寸，发现以图像为基础的测量结果基本上检测的是最快和最大的液滴，这些液滴在喷雾中形成了浓厚的喷雾前沿。实际上，图17中喷雾头部速度曲线粗略地符合由相位多普勒技术测得的最大速度范围。

考虑到图21中的We是基于喷嘴直径计算所得的，以及喷嘴中液体流动速度（200微米，110m/s），使用比喷嘴直径小一个数量级的液滴平均直径（图30）以及使用喷嘴中的速度的一半，即55m/s（图36），那么We数将会比图21中的数值低2个数量级。 4.总结与结论

这篇论文研讨了汽油、标准异辛烷、乙醇、正丁醇从一个多孔喷油器喷出时的雾化机理。实验中考虑了一系列温度和气压力，且应用了高速喷雾成像和液滴尺寸测量技术。量化处理了一系列参数，包括喷雾贯穿距、锥角、液滴尺寸和速度。为了尽可能清楚地概括观察效果，本研究的结论如下： 4.1.一般观察

1、在20℃、1.0bar时，所有的醇都表现出有相似的宏观喷雾形式，且喷雾形式与汽油及标准异辛烷的喷雾也很相似。但是，在120℃、0.5bar时，乙醇的喷雾已经崩溃，而丁醇却依然保持完好。

2、对于乙醇来说，观察到喷雾发展与汽油是相似的，这是由于“喷雾崩溃”在120℃、0.5bar时完成。但是，更细致地观察发现乙醇的喷雾束比汽油的喷雾束有更加明确的边界；在那方面来说，乙醇的喷雾在低温时与标准异辛烷更加相似。

3、在一系列的实验条件下，丁醇的宏观喷雾轮廓与标准异辛烷相似。但是，当温度上升到90℃时，丁醇的喷雾没有标准异辛烷的充分，这很可能是由于丁醇的高粘度及表面张力。丁醇和标准异辛烷在120℃、0.5bar时没有观察到完全崩溃，但是丁醇的雾化程度比在90℃时的要高。 4、近喷嘴的高倍放大成像表明，“第一”燃油的喷雾形状在所有条件下是基本相似的。在没有崩溃的条件下，和预期的一样，在20微秒后的图像中仍可以清楚地区分喷雾束对，但标准异辛烷与汽油相比，喷雾及周边有许多更大的液滴。在高温条件下，喷嘴出口处喷雾比20℃时要更宽，但是喷雾的混合不是很明显。

5、在120℃、0.5bar条件下，“第一燃油”后20微秒，汽油的喷雾束已经开始混合，这就表明了瞬态喷射过程中喷雾崩溃的开始。在其他喷雾崩溃条件下，虽然喷雾包络线的汇聚是明显的，例如，90℃、0.5bar时的正戊烷喷雾，但是，单个喷雾束的头部仍可以分辨开。完全崩溃的喷雾的性质直到“第一燃油”出现后20微秒才在喷嘴出口处显示出来，这个事实说明，即使在最极端的蒸发率下，那样一个时间对于液体燃油和周围气体之间达到平衡是一个决定性因素。即使在完全崩溃的条件下，喷雾束末端的分离仍是很明显的，这是由于喷嘴进口处枢轴的节流作用减小了喷雾束相互作用的程度。 6、20℃、1.0bar条件下汽油和标准异辛烷的初始喷雾发展显示出喷雾前沿及周围的清晰可分的液体韧带和液滴。喷雾尾流中也有许多较大的液滴；这些液滴的尺寸和低破碎率可能对汽化和混合产生负面影响，因此会增加发动机的碳氢化合物排放量。 4.2.喷雾贯穿距 1、在1.0bar、20℃时，所有燃料在喷射期间都有相似的喷雾贯穿距；对于大部分燃料，当气压力减半到0.5bar时，喷雾贯穿距增加了约10%。在给定压力的条件下，没有喷雾崩溃时，升高温度对喷雾贯穿距的影响较小；喷雾贯穿距比90℃、1.0bar条件下长了约10%。这很可能是由于喷嘴内流阻力的减小以及喷雾头部的“膨胀”增强了雾化。

2、在20℃、1.0bar条件下，测得的初始喷雾速度（在444微秒ASOI之前）是相似的，一般在80-90m/s的范围内，而乙醇和丁醇的速度稍微低一点。但是，在后续的测量间隔内速

度在增加。可以相信的是醇类醇类比碳氢化合物的密度更大，导致了给定液滴尺寸时液滴有更大的动量，因此减少了阻力对液滴速度的影响。

3、在120℃、1.0bar时，对于没有崩溃的喷雾可以观察到喷雾贯穿距会有所增加。标准异辛烷喷雾贯穿距随温度升高二增加的量是最小的。正戊烷在120℃，即使在1.0bar时也已经完全崩溃了。这由与没有崩溃的喷雾的 贯穿距的减小可以看出，喷雾头部速度约为70m/s，而其他燃油的约为90-100m/s。

4、在120℃、0.5bar条件下，观察到不同燃油的喷雾贯穿距有很大的差别（约20%）。对于崩溃了的喷雾，观察到它们有相似的贯穿距曲线，而正戊烷的贯穿距曲线比乙醇要高一点。这主要是由于正戊烷的高汽化率以及液滴尺寸的减小将阻力降低到一定程度，在这个程度时，贯穿率很可能超过了喷雾束头部的汽化率。乙醇和汽油，以及丁醇和标准异辛烷，它们之间速度的相似性是明显的。没有崩溃了的标准异辛烷和丁醇的喷雾比崩溃了的燃油喷雾油较大的速度。尽管在后续时间段里观察到速度更大的减小速率（液体有足够的时间汽化，导致贯穿率显著地降低），但是，对于标准异辛烷来说，与低温下相比，喷雾头部速度（约110m/s）有了一定的增加，这种现象可以证明上述的结论。乙醇与其他燃料相比能够维持较长时间的喷雾速度。 4.3.喷雾锥角

1、在20℃、1.0bar条件下所有燃料有相似的锥角，一般在95-100°。任何小的变化都很可能是由于喷雾束边界的雾化及汽化，比如标准异辛烷比汽油雾化的少，就会有稍小一点的锥角（即可获得的“乌云”状喷雾较少）。相反，与汽油相比，正戊烷较高的汽化率就会带来较小的锥角。

2、乙醇和汽油喷雾都表明，随着喷油器温度增加，锥角会明显地减小。与乙醇相比，汽油的锥角减小的更多，这可以说明汽油中高挥发性组分的影响。相比之下，丁醇锥角的改变就比较小。在120℃、0.5bar时，测得的汽油和正戊烷的锥角最小（分别为80°、70°），而丁醇的锥角约为85°.标准异辛烷锥角的变化介于汽油和乙醇之间。 4.4.燃油特性与无量纲数

1、关于饱和蒸汽压和泡点，观察到当气压力在或者低于10%给定温度下的燃油泡点或者饱和蒸汽压，崩溃就崩溃了。当温度高达180℃，压力低达0.3bar时，相同的实验步骤下，所有燃料的这种趋势都将保持着。

2、在7-180℃区间内，所有燃料的Re数都在4000-160000内，而丁醇的Re数最低，这就表明了在冷燃油条件下层流/湍流转变的条件。对于在崩溃条件的所有燃料，Oh数将聚集程

-3

度用5x10这个数值来描述，与We数（区分燃油的无量纲数）相比，在表示喷雾行为方面Oh数具有很好的代表性。对Oh数图的研究发现，正戊烷在7-120℃范围内总有较好的雾化机理。汽油的重组分邻二甲苯也在第一雾化机理中，它仅仅在最低温度条件下70℃（280K）时才进入第二雾化机理。乙醇也在第一雾化机理中，且与邻二甲苯进入第二雾化机理相似。丁醇在高于60℃时处在第一雾化机理中，与丁醇在高于20℃时进入第一雾化机理相似，但是在7-10℃时它直接穿过第二雾化机理。 4.5.液滴尺寸和速度

1、对于所有碳氢化合物，在20℃、1.0bar条件下，相位多普勒测量结果表明它们的液滴尺寸有相似的趋势。相对较大的液滴在喷雾前沿处测得，在喷雾尾流中液滴尺寸是减小的。汽油在20℃、1.0bar时的初始整体平均液滴尺寸约为15微米，且在喷射过程中观察到减小到约为11微米；但是获得的单个液滴的尺寸大到30微米，小到2微米。正戊烷喷雾前沿的液滴比汽油和标准异辛烷的（约13微米）要小。与其他燃料的中期液滴尺寸（约10微米）相比，正戊烷的中期平均液滴尺寸要稍微小一点，这可能是正戊烷的高挥发性和低粘度的结果。 2、SMD说明了汽油、标准异辛烷、正戊烷之间的决定性区别。在20℃时，所有燃油的

SMD值约为15-17微米。对于汽油和正戊烷来说，稳定地增加喷油器温度会减小SMD值。相比较之下，标准异辛烷的SMD随温度的升高变化很小，直到达到120℃。SMD值在120℃及超过0.5bar时的迅速减小说明，一旦标准异辛烷的沸点被超过，破碎率及汽化率已经显著增加。在20℃、50℃两个较低温度时，这个观察结论对正戊烷同样是有效的；但是，这样一种突然的下降在正戊烷中并没有观察到，这是由于在温度梯度的改变上缺少确定性，因此，需要更深入的研究。

3、当SMD低于12微米时初始喷雾束出现收敛。这说明这样一个尺寸会导致沿喷雾束轨迹液滴动量减小到一定程度，当减小到这个程度时，液滴就会被吸到喷雾区域的中央，且这种迁移的效果表现为将喷雾束聚集成一种“崩溃”的形式，破碎率的任何增加却都将加速喷雾束沿中心轴的崩溃以及进一步提高汽化率。

4、分析标准异辛烷的速度发现：在起初600微秒ASOI内，速度分布在40-60m/s内，且平均速度约为50m/s。从700微秒ASOI开始的稳定喷雾阶段的液滴的速度分布在10-90m/s，而平均速度比50m/s要大一点。总的来说，由于0.5bar时阻力较小，所以0.5bar时液滴平均速度比1.0bar时液滴平均速度要大；在500-700微秒ASOI时间段里测得的液滴速度高达120m/s。在1.0bar时，将温度由20℃升高到120℃增大了液滴速度。初始喷雾后，速度的范围也增加了，单个液滴的速度超过了120m/s，而整个喷射期间的平均速度约为60m/s。在120℃、0.5bar时，温度的影响更加重要，与1.0bar时的平均初始值相似，但是在整个喷射过程中有更多液滴的速度超过了130m/s。

5、使用PDA测得的最大速度与由图像计算的喷雾前沿速度是相当的。液滴尺寸与液滴速度之间的联系是很弱的，尤其是在20℃时，1.0bar与0.5bar条件下的相关系数都是0.14。在1.0bar时，将温度升高到120℃,可以得到稍大一点的相关系数0.19。在120℃时，将气压力降低为0.5bar会得到最大的相关系数0.24。

这项工作主要集中于醇类和含有不同混合比例生物成分的汽油的喷雾成像与液滴尺寸。根据经验模型发展衡量燃油性质的SMD模型也是主要兴趣之一。 参考文献

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时，汽化就会将热量从液体中带走，从而冷却了液体，这反过来有抑制了闪沸，从而产生了平衡。因此，可以这样说，过热度对喷雾来说在两方面是很重要的。首先，过热度影响喷雾开始迅速汽化所需要的时间，因此，过热度是推动系统走向平衡的“热力学驱动力”的衡量。其次，过热度影响沸腾过程期间产生的蒸汽的量，对多组分燃油来说，燃油中会有一个过热度范围，虽然初始汽化的驱动力是挥发性最低的组分的过热度，且可以再次说，当压力容器中气体压力在给定的燃油温度下等于或低于燃油泡点或汽化压力的10%，那么过热度就足以导致喷雾崩溃。 3.3.液滴尺寸

3.3.1.相位多普勒粒径测量

图28中示出了喷雾液滴检测和测量的特性；这幅图表是指汽油在20℃、1.0bar的条件下。当初始喷雾穿过检测区域时，检测了大量的液滴。但是，由于喷射的主要部分的高液体密度，检测率在喷射期间减小了。在喷雾结束时，检测液滴的数目再次增加，这是由于针阀关闭导致了液体体积流率的减小（2000-3000微秒ASOI）。最后，在喷雾结束后，检测了喷雾尾部的许多液滴。

汽油、标准异辛烷、正戊烷的喷雾平均液滴尺寸整理在了图29-31中。这些是在每个条件下，每种燃料所有200次喷射在100微秒时间段里的平均值。在标称背景条件下（20℃、1.0bar），所有燃料在喷雾期间的液滴尺寸有相似的趋势。相对较大的液滴在喷雾头部（前沿）处检测到，在喷雾的剩余物中平均液滴尺寸是减小的。更加具体地说，汽油在20℃、1.0bar时初始平均液滴直径大约是15微米，且看到在整个喷射过程中是减小的，减小到11-12微米左右；但是，测得液滴尺寸大到30微米，小到20微米（图28前面部分）。图30中标准异辛烷初期和中期液滴尺寸平均值与图29中汽油的测量结果是相似的，虽然正戊烷前沿液滴比汽油和标准异辛烷（~14微米）要小一点，但是预示出正戊烷喷雾更加迅速的初期破碎。与其他燃料相比（~10微米），正戊烷的中期液滴平均尺寸同样也小一点，与标准异辛烷和大部分汽油的组分相比，这很可能是由于正戊烷的高挥发性的低粘度的结果。在1.0bar时，将喷油器温度升高到120℃，对汽油来说，将会导致产生更少的大液滴，在喷雾开始时可以检测到，初始平均值减小到了10微米，且中期平均值以9.5微米为中心徘徊。在这个条件下（图6）整体喷雾图像展示了喷雾束的一些聚集，但喷雾形式没有完全崩溃。对于标准异辛烷，在1.0bar时，将喷油器温度升高到120℃，显示出初始平均尺寸减小，虽然没有汽油减小的那么多，对于标准异辛烷（图30），与那些在20℃、1.0bar条件下测得的相比，后期喷雾液滴尺寸是常数，且更小，且与汽油在这个条件下测得的尺寸相近（图29）。对于正戊烷，将温度升高到120℃会导致喷雾崩溃。由于这个高挥发性燃料，正戊烷初始和中期平均液滴尺寸都减小到了8微米可以反映出这个性质。 对于标准异辛烷在120℃时，将气压从1.0bar减小到0.5bar，在整个喷雾期间将会使液滴平均尺寸更加稳定，包括喷雾的前沿处。对于汽油和正戊烷，此时的平均液滴直径比20℃、1.0bar时的液滴尺寸要小，尽管对于标准异辛烷已是最大的尺寸，但是，对于这个条件下没有崩溃的标准异辛烷的喷雾形式来说表明了最低的破碎和汽化率。对于汽油，在120℃时，气压由1.0bar降低到0.5bar使得初始平均液滴尺寸从12微米降低一点到了10微米。对于汽油，气压的减少量引起了喷雾崩溃，且使得喷射过程中测得的液滴直径减小的更多，如图29中说明的那样。在这个崩溃的条件下，初始平均液滴直径约为9微米，中期平均直径约为7微米。 正戊烷的喷雾在120℃、0.5bar时是崩溃最厉害的，如图31中所示，且是实验燃料中平均液滴尺寸最小。汽油喷雾前沿小液滴尺寸与正戊烷前沿小液滴尺寸的相似处可能预示着汽油喷雾初始的快速破碎，这可能是由于汽油中的高挥发性组分导致的，且快速破碎促使这些条件下这些条件下喷雾的破碎。在120℃时，将气压力从1.0bar降到0.5bar，使得前期和中期平均液滴尺寸减小了一点到大约7微米。对于那些喷雾崩溃的情况，对于正戊烷的那两种

喷雾崩溃条件，质量好的数据是在中期喷射期间获得的（且没有后期喷雾液滴），这表明，与其他燃料相比正戊烷的喷雾密度更低，且正戊烷有较高的汽化率）。

图29-31中液滴尺寸的趋势说明了在整体喷雾图中平均液滴尺寸和破碎率的一致性。对于所有的测量结果，随着喷油器温度的升高，液滴尺寸减小了。同样的趋势也在与气压有关的变化中出现，在给定温度下，图中显示出，随着气压力降低液滴尺寸减小了。在下一部分将会比较相位多普勒和激光衍射技术测得的索特平均直径（SMD）。 3.3.2.索特平均直径的比较和分析

使用相位多普勒和激光衍射技术测得的汽油、标准异辛烷、正戊烷各自的索特平均直径被表示在了图32-34中。这里需要重复说的是PDA的结果是在点源中获得的，喷嘴处沿z轴向下25mm处，喷雾束2的中部，而这些图中激光衍射的测量结果跨过了喷雾束3的直径，在喷油器沿z轴向下30mm处。然而，由于这些喷雾束对实验条件的相似反应，以及测量位置的相对性，那么如果考虑了不同技术测得的结果间变化的潜在来源，在这些位置处使用这两种技术获得的趋势的定性比较可以认为是有效的。通过这两种技术获得的测量结果的差异大约在50%。尽管在标定时这两个系统间测得的液滴尺寸的标定误差为14%，但是实际中更大的误差可能是许多因素导致的。误差中的一小部分是由于测量位置离喷嘴头部的位置不同。由于喷雾撞壁的各种模型和液滴的蒸发，沿喷嘴向下液滴平均尺寸逐渐缩小。因此液滴尺寸额减小可以归因于激光衍射法获得尺寸的位置比相位多普勒法获得尺寸的位置要远，且实验表明这个原因对误差的贡献大概在5-10%。测量所选用的喷雾束的不同同样也会导致液滴尺寸测量误差。更具体地说，燃油流过喷嘴内部的几何形状能给燃油的雾化程度带来影响，就如使用透明喷嘴的文献[9、10]中观察到的。因为这个，即使还没有详细地量化处理，也明白这种改变了喷雾束3和3喷孔的角度的内部的差别很可能影响着液滴尺寸的测量偏差。但是，主要考虑的应该是所使用技术的本质区别；PDA是点测量技术，而激光衍射是线测量技术。因此，激光衍射技术沿着光线获得了更多数量的小液滴，这就减小了液滴的平均直径。不过，即使在考虑了这些误差来源之后，用与实验条件模型相关的不同技术测得的液滴尺寸的趋势是高度一致的，且许多观察结果可以用来分析破碎率对喷雾发展的影响。

对于汽油和正戊烷，增加喷油器温度/燃油温度可以看到SMD值稳定的减小。对于图32中的汽油来说，这个稳定的减小量更加靠近喷嘴，而当喷雾崩溃的条件被突破时，液滴尺寸会迅速减小。在最高实验温度120℃被超过之前，图33中标准异辛烷的液滴尺寸随温度增加变化较小，由喷雾图像可以看出，除了在最高实验温度，较低压力时，喷雾束有一些聚集现象，喷雾图像的区别较小，迅速减小的液滴尺寸说明了一旦超过燃油沸点，破碎率或者汽化将增加。这个结果对正戊烷也是有效的，在这图中它的沸点温度36℃（1.0bar）被超过了，在最低的两个测量温度之间，因此当选择的温度梯度变化时没有看到液滴尺寸的迅速减小。 在高温闪沸条件下，这篇论文中没有其他来自DISI多孔喷油器的燃油雾化的主要数据和现在的数据进行对比。但是，使用漩涡压力喷雾器时观察到液滴尺寸和崩溃开始之间的相似的趋势。明确地说，对于那种在喷雾崩溃条件下的喷油器，van der Wege和Hochgreb[23,24]使用一种“多组分燃油产品”在90℃燃油温度时测得SMD大约为16-19微米，测量位置在喷油器头部以下25mm。我们应该想到在气压力增加时，漩涡压力喷雾也会崩溃，除了燃油温度升高的情况，van der Wege和Hochgreb[23,24]记录到SMD的实际值是沿喷油器轴径向距离的函数。虽然这些液滴比这工作中使用的多孔喷油器的液滴要稍微大一点，但是，增加的燃油压力和利用雾化的另一种形式都将会导致他们测得较小的液滴。在[23,24]中发现喷雾崩溃的条件是气体压力0.6bar和喷射压力50bar。 在目前的工作中，当从图32中测得的SMD值降到12微米以下时，右边的喷雾束对出现初始聚集，这种现象使汽油的液滴尺寸测量出现重叠。这说明有一个临界液滴尺寸，在这个尺寸时将会偏离标称喷雾形式。结合前面的喷雾图像，燃油温度的升高或者气压力的下降将会

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