王磊磊，杜家益，袁銀男，宋睿智，耿文娟，袁亞飛

（1.江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013；2.南通大學(xué)機(jī)械與工程學(xué)院，江蘇 南通 226019；3.一汽無錫油泵油嘴研究所，江蘇 無錫 214063）

汽油機(jī)采用缸內(nèi)直噴技術(shù)（GDI），具有較高的動力性、經(jīng)濟(jì)性以及動態(tài)響應(yīng)特性。目前，缸內(nèi)直噴汽油機(jī)多采用高壓電控多孔噴油器，由于汽油黏度小，對噴油器幾乎沒有潤滑作用，因此噴油壓力一般不超過20MPa。發(fā)動機(jī)在高轉(zhuǎn)速和高負(fù)荷時，為了有充足的時間形成均質(zhì)混合氣，燃油在進(jìn)氣沖程初期噴入，較均勻地分布在燃燒室。在噴射過程中要避免油束與壁面的碰撞。在部分負(fù)荷時，為了形成分層梯度較高的混合氣，提高燃油經(jīng)濟(jì)性，燃油在壓縮后期噴入燃燒室。并且為了在噴注中心和邊緣之間的區(qū)域形成有利于火花塞點(diǎn)火的可燃混合氣，需要噴油過程與點(diǎn)火過程在較短時間密切配合。如何在各種工況下精確地控制燃油噴霧過程是汽油機(jī)缸內(nèi)直噴技術(shù)的關(guān)鍵［1－2］。

國外對GDI多孔噴油器噴霧特性有較多研究，Zigan等［3］利用Mie散射和相位多普勒測速（PDA）技術(shù)，采用物理特性類似汽油的液體（正己烷、正庚烷、正癸烷以及三者的混液）對12孔GDI噴油器噴霧特性進(jìn)行了研究，分析了不同特性的燃油在不同背壓和環(huán)境溫度下的噴霧結(jié)構(gòu)的變化。Aleiferis等［4］使用汽油、異辛烷、正戊烷、乙醇和正丁醇對不同燃油溫度下的GDI多孔噴油器噴霧特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究，主要考慮了各種燃料在不同溫度下噴霧貫穿距離、噴霧錐角、液滴粒徑和速度的變化規(guī)律。

王艷華等人［5］對J.M.Nouri［6］所采用的放大29倍的GDI 6孔噴油器進(jìn)行數(shù)值模擬，研究發(fā)現(xiàn)采用兩相流非線性空穴模型模擬的空穴分布結(jié)果與同步高速相機(jī)觀測的試驗(yàn)結(jié)果吻合。本研究使用兩相流非線性空穴模型對GDI噴油嘴內(nèi)部流動進(jìn)行數(shù)值模擬。將噴孔出口的計(jì)算結(jié)果作為噴霧邊界條件，采用 Huh－Gosman［7］噴霧模型在定容室中對噴油器噴霧特性進(jìn)行數(shù)值模擬。通過噴霧試驗(yàn)對計(jì)算模型進(jìn)行驗(yàn)證，分析了噴油壓力和噴射背壓對噴霧特性的影響。

1 GDI噴嘴內(nèi)部流動計(jì)算

1.1 內(nèi)部流動計(jì)算網(wǎng)格和邊界條件

模擬采用孔徑為0.19mm的6孔噴油器，計(jì)算網(wǎng)格見圖1，網(wǎng)格總數(shù)為62萬個。動網(wǎng)格劃分需要的針閥升程曲線由LTC 025－2激光位移測試儀測?。ㄒ妶D2）。計(jì)算選擇兩相流非線性空穴模型以及標(biāo)準(zhǔn)κ－ε湍流模型。入口和出口均采用壓力作為邊界條件，計(jì)算流體采用與汽油物性參數(shù)接近的正庚烷。

1.2 空穴對噴嘴流量的影響

在噴油壓力10MPa、噴射背壓0.1MPa及溫度293K條件下，采用兩相流非線性空化模型計(jì)算出針閥全開時噴嘴平均流量為11.48g／s。通過EMI21單次噴射儀測量的噴嘴流量為11.12g／s，誤差僅為3.2%。圖3示出噴嘴表面以及噴孔出口截面空穴分布，從圖中可以看出空穴在噴孔轉(zhuǎn)角處產(chǎn)生，逐步發(fā)展，擴(kuò)展到噴孔出口。這是由于噴孔轉(zhuǎn)角處流動發(fā)生分離，加上孔口的收縮，使得流通截面積減小，流速增加，靜壓低于飽和蒸氣壓產(chǎn)生氣泡，出現(xiàn)空穴?？昭ú粌H使得噴孔流量減小，而且影響了噴孔出口速度和湍動能，最終影響噴霧特性。

2 GDI噴嘴噴霧特性計(jì)算

2.1 噴霧計(jì)算網(wǎng)格和邊界條件

噴霧模擬在定容室中進(jìn)行，定容室是直徑為80mm，高度為120mm的圓柱體。網(wǎng)格總數(shù)66.3萬，對噴油器噴孔周圍網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)化，最小網(wǎng)格0.5mm×0.5mm×0.5mm（見圖4）。噴油脈寬1.5ms，噴霧計(jì)算持續(xù)時間1.6ms，計(jì)算步長0.02ms。將噴嘴內(nèi)部流動噴孔出口截面計(jì)算結(jié)果（如噴孔出口速度、噴油規(guī)律、空穴、湍動能等）作為噴霧數(shù)值模擬的邊界條件。

2.2 噴霧計(jì)算模型

噴霧初次破碎模型選用Blob Injection模型，二次破碎采用Huh－Gosman模型，該模型認(rèn)為射流內(nèi)部的湍流擾動和氣動力是導(dǎo)致液體分裂霧化的原因。液滴蒸發(fā)采用Dukowicz模型，油滴相互作用采用Schmidt模型，湍流擴(kuò)散采用Enable模型。由于噴霧計(jì)算模擬的是燃油在定容室中的自由噴霧，因此不考慮液滴的碰壁。

2.3 噴霧計(jì)算模型驗(yàn)證

噴霧試驗(yàn)在GI3000噴霧試驗(yàn)臺架上進(jìn)行，試驗(yàn)用液為正庚烷。測試系統(tǒng)裝置見圖5，由安裝在高壓油軌上的電子調(diào)壓閥調(diào)節(jié)噴油壓力，采用專用的ECU控制噴油脈寬，通過高壓氮?dú)馄拷M向定容室內(nèi)加壓的方法來調(diào)整定容室背壓，使用CCD相機(jī)對噴霧過程進(jìn)行拍攝。噴霧錐角定義為噴孔下方5mm和15mm兩處的水平線與整個噴霧圖像最外側(cè)油束外廓線的兩組交點(diǎn)構(gòu)成的連線之間的夾角（見圖6）。貫穿距離定義為噴油器到噴霧外部輪廓邊緣的最大垂直距離。

圖7示出噴油壓力10MPa、噴射背壓0.5MPa、環(huán)境溫度293K下噴霧貫穿距離的模擬與試驗(yàn)結(jié)果，模擬值略大于試驗(yàn)值，但最大誤差小于5%。圖8示出噴霧形態(tài)模擬與試驗(yàn)結(jié)果對比，從圖中可以看出，在噴霧發(fā)展過程中，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在外形上比較接近。圖9示出了噴霧錐角模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比，從圖中可以看出模擬與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 噴油壓力對噴霧特性的影響

保持噴射背壓0.5MPa和環(huán)境溫度293K不變，分別對噴油壓力為5MPa，10MPa，15MPa下的噴嘴內(nèi)部流動和噴霧特性進(jìn)行數(shù)值模擬。圖10示出1.4ms時噴孔出口截面空穴分布，從圖中可以看出，隨著噴油壓力的增加，噴孔出口的空穴強(qiáng)度緩慢增加。圖11示出1.4ms時噴孔出口截面速度分布，從圖中可以看出，隨著噴油壓力提高，噴孔出口的速度明顯增加。圖12示出噴油壓力對噴霧貫穿距離的影響，噴孔兩端壓力差加大，噴霧液滴的初速度增加，噴霧的貫穿距離也隨之增加。圖13示出噴油壓力對SMD（索特平均直徑）的影響，噴射開始時，油束整體的粒徑較大。隨著噴霧過程的發(fā)展，較大的液滴破碎成為小液滴，粒徑逐漸減小，曲線趨于平緩。提高噴油壓力，噴孔出口的湍動能增加，有利于液滴的初次破碎，并且燃油與空氣的相對速度增大，增強(qiáng)了氣動破碎，因此SMD減小。

3.2 噴射背壓對噴霧特性的影響

保持噴油壓力10MPa和環(huán)境溫度293K不變，分別對噴射背壓為0.5MPa，1.0MPa，1.5MPa下的噴霧特性進(jìn)行數(shù)值模擬。圖14示出1.4ms時不同噴射背壓下Z＝0截面燃油質(zhì)量濃度分布，從圖中可以看出燃油質(zhì)量濃度高的區(qū)域主要出現(xiàn)在噴孔附近和油束末端。隨著噴射背壓的升高，油束末端的燃油聚集越來越嚴(yán)重。圖15示出噴射背壓對噴霧貫穿距離的影響，從圖中可以看出隨著噴射背壓的升高，噴霧貫穿距離逐漸減小。噴射背壓提高后，介質(zhì)密度增加，油束受到的阻力大大增加，噴霧貫穿距離明顯減小。噴射背壓對SMD的影響較為復(fù)雜（見圖16）。噴射初期，在噴射背壓高的情況下，噴射壓差較小，流量也較小，噴入定容室的燃油較少，且受到的空氣阻力較大，油滴橫向擴(kuò)展的趨勢增加，SMD較小。噴射后期，在噴射背壓高的情況下，雖然噴孔流量較小，但是空氣阻力起到主要作用，使得燃油在較小的空間內(nèi)聚積，與空氣的接觸面積減小，液滴的蒸發(fā)減緩而聚合的傾向增加，因此噴霧后期SMD略有增加。

4 結(jié)論

a）采用Huh－Gosman模型并且引入噴嘴內(nèi)部流動計(jì)算結(jié)果可以較為準(zhǔn)確模擬GDI噴油器的噴霧特性；

b）在均質(zhì)混合工作模式下，由于燃油在進(jìn)氣沖程初期噴入燃燒室，適當(dāng)提高噴油壓力，可以增加貫穿距離，增強(qiáng)燃油與空氣的相互作用，減小SMD，提高燃油的霧化質(zhì)量；

c）在分層混合工作模式下，燃油在壓縮沖程結(jié)束時噴入燃燒室，此時缸內(nèi)壓力較高，尤其是增壓的缸內(nèi)直噴汽油機(jī)，在較高的噴射背壓下，噴霧貫穿距離明顯減小，SMD略有增加。

［1］Zhao F，Lai M C，Harrington D L.Automotive sparkignition direct－injection gasoline engines ［J］.Progress in Energy and Combustion Science，1999，25（5）：437－562.

［2］巴斯懷森R.汽油機(jī)直噴技術(shù)［M］.宋進(jìn)桂，李 棟，譯.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2011.

［3］Zigan L，Schmitz I，Wensing M，et al.Effect of fuel properties on spray breakup and evaporation studied for a multi－h(huán)ole direct injection spark ignition injector［J］.Energy＆Fuels，2010，24（8）：4341－4350.

［4］Aleiferis P G，van Romunde Z R.An analysis of spray development with iso－octane，n－pentane，Gasoline，ethanol and n－butanol from a multi－h(huán)ole injector under hot fuel conditions［J］.Fuel，2012，105：143－168.

［5］王艷華，楊世春，張 良.缸內(nèi)直噴汽油機(jī)噴嘴內(nèi)流動影響參數(shù)分析［J］.江蘇大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2012，33（6）：632－637.

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［7］Huh K Y，Gosman A D.A phenomenological model of diesel spray atomization［J］.Proceedings of the international conference on multiphase flows，1991：24－27.