張美娟, 宋睿智， 居鈺生， 王磊磊

( 1. 無錫職業(yè)技術(shù)學(xué)院， 江蘇 無錫 214121； 2. 中國一汽無錫油泵油嘴研究所， 江蘇 無錫 214063；3. 江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

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空化對(duì)GDI噴嘴內(nèi)部流動(dòng)及噴霧特性的影響

張美娟1，2, 宋睿智2， 居鈺生2， 王磊磊3

( 1. 無錫職業(yè)技術(shù)學(xué)院， 江蘇 無錫 214121； 2. 中國一汽無錫油泵油嘴研究所， 江蘇 無錫 214063；3. 江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

采用兩相流非線性空化模型和Huh-Gosman噴霧模型對(duì)GDI多孔噴油器噴嘴內(nèi)部流動(dòng)和噴霧特性進(jìn)行模擬。通過流量及噴霧試驗(yàn)對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行了驗(yàn)證，研究了噴嘴內(nèi)空化現(xiàn)象對(duì)流動(dòng)及噴霧特性的影響，并從抑制空化、提升流量的角度研究了噴嘴內(nèi)部流動(dòng)空化的影響因素及規(guī)律。研究結(jié)果顯示：高壓汽油在噴嘴內(nèi)的流動(dòng)存在明顯的空化現(xiàn)象，空化導(dǎo)致的有效流通面積減小是噴嘴流量減小的原因。針閥升程增加，噴嘴流量先增加較快，后趨于平緩。噴孔的不均勻分布導(dǎo)致各噴孔內(nèi)的空化狀況不同，進(jìn)而產(chǎn)生流量差異?？栈饔靡彩沟脟婌F射流在噴孔出口截面的流動(dòng)參數(shù)產(chǎn)生差異，影響噴霧的落點(diǎn)分布和噴霧形態(tài)。通過優(yōu)化噴孔k系數(shù)和噴孔入口圓角半徑可顯著提高噴孔流量。

缸內(nèi)直噴； 噴油器； 空化； 流動(dòng)分布； 噴霧特性

近幾十年來，受能源日益枯竭、油價(jià)不斷上漲、全球變暖及二氧化碳排放激增的困擾，在滿足排放法規(guī)的前提下改善發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性變得越來越緊迫。汽油缸內(nèi)直噴(GDI)技術(shù)因其節(jié)油、環(huán)保而成為研究熱點(diǎn)，也代表了汽油機(jī)的發(fā)展方向[1-3]。

對(duì)于缸內(nèi)直噴汽油機(jī)，為了形成分層梯度較高的混合氣，提高燃油經(jīng)濟(jì)性，燃油必須在壓縮行程后期噴入燃燒室。高的噴射壓力和小的噴嘴流通斷面是保證噴入燃燒室的燃油快速形成混合氣的重要條件[4]。目前，GDI發(fā)動(dòng)機(jī)多采用高壓電控多孔噴油器，最高噴射壓力可達(dá)20 MPa。理論和試驗(yàn)研究均表明在高的噴射壓力下噴嘴內(nèi)容易出現(xiàn)空化現(xiàn)象，如Nouri J.M.等人[5]利用同步高速相機(jī)對(duì)放大的GDI 6孔噴油器內(nèi)部流動(dòng)進(jìn)行觀測，研究發(fā)現(xiàn)噴孔內(nèi)部流動(dòng)存在空化現(xiàn)象。

由于對(duì)汽油直噴噴嘴內(nèi)部流動(dòng)的空化形成規(guī)律及機(jī)理的研究尚不完善，國內(nèi)外研究人員對(duì)汽油直噴噴嘴的燃油流動(dòng)和噴霧進(jìn)行了大量研究，但針對(duì)噴孔內(nèi)部流動(dòng)空化對(duì)流動(dòng)及噴霧特性的影響卻較少涉及。Sudhakar Das等人[6]使用Fluent軟件對(duì)GDI噴油器噴嘴內(nèi)部流動(dòng)和噴霧過程進(jìn)行數(shù)值模擬，只針對(duì)針閥全開時(shí)進(jìn)行單相流穩(wěn)態(tài)模擬計(jì)算，沒

有考慮空化對(duì)流量的影響，計(jì)算的流量比試驗(yàn)值偏大。Bizhan Berrui等人[7]采用VOF-LES和標(biāo)準(zhǔn)RANS方法模擬了GDI噴油器內(nèi)部流動(dòng)和噴霧過程，但是沒有考慮針閥運(yùn)動(dòng)以及空化模型。為此，本研究采用兩相流非線性空化模型和Huh-Gosman[8]噴霧模型對(duì)GDI多孔噴油器噴嘴內(nèi)部流動(dòng)和噴霧特性進(jìn)行模擬。通過噴嘴流量和噴霧試驗(yàn)對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行驗(yàn)證，研究了噴孔內(nèi)部流動(dòng)產(chǎn)生的空化現(xiàn)象對(duì)噴嘴流量和噴霧特性的影響，并從提高噴嘴流量系數(shù)的角度出發(fā)，研究了噴孔內(nèi)部流動(dòng)空化的影響因素及規(guī)律。

1 模型的建立

1.1 內(nèi)部流動(dòng)計(jì)算網(wǎng)格和邊界條件

針對(duì)內(nèi)孔孔徑為0.190 mm的6孔噴油器建立噴嘴內(nèi)部流動(dòng)計(jì)算模型，各孔位置分布及計(jì)算網(wǎng)格見圖1，網(wǎng)格總數(shù)為62萬個(gè)。動(dòng)網(wǎng)格劃分需要的針閥升程曲線通過LTC025激光位移測試儀測取。計(jì)算選擇兩相流非線性空化模型以及標(biāo)準(zhǔn)κ-ε湍流模型。入口和出口均采用壓力邊界條件，計(jì)算流體為正庚烷。

1.2 噴霧計(jì)算網(wǎng)格和邊界條件

噴霧模擬在定容彈中進(jìn)行，定容彈是直徑80 mm，高度120 mm的圓柱體。網(wǎng)格總數(shù)為66.3萬，對(duì)噴油器噴孔周圍網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)化，最小網(wǎng)格尺寸為0.5 mm×0.5 mm×0.5 mm(見圖2)。噴油脈寬1.5 ms，噴霧計(jì)算持續(xù)時(shí)間1.6 ms，計(jì)算步長0.02 ms。將噴嘴內(nèi)部流動(dòng)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(dòng)能等)作為噴霧數(shù)值模擬的邊界條件。

1.3 噴霧計(jì)算模型

噴霧初次破碎選用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(dòng)和氣動(dòng)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彈中的自由噴霧，因此不考慮液滴的碰壁。

2 模型的驗(yàn)證

利用moehwald GDI燃油噴射系統(tǒng)綜合性能試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行噴嘴流量和噴霧計(jì)算模型的試驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)燃油介質(zhì)為正庚烷。該試驗(yàn)臺(tái)噴嘴流量測試采用Siemens質(zhì)量流量計(jì)，噴油壓力由安裝在高壓油軌上的電子調(diào)壓閥調(diào)節(jié)，噴霧形態(tài)使用CCD相機(jī)拍攝。

2.1 噴嘴內(nèi)部流動(dòng)計(jì)算模型的驗(yàn)證

對(duì)不同噴油壓力下噴嘴流量進(jìn)行測試，并與模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。圖3示出了噴油器質(zhì)量流量計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果的比較，由圖3可知，在噴油壓力為4 MPa時(shí)計(jì)算結(jié)果明顯低于試驗(yàn)值，相對(duì)誤差最大為3.6%，在其他噴油壓力下計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)吻合較好，相對(duì)誤差基本在3%以內(nèi)。

在噴嘴流量測試的基礎(chǔ)上，分別測試了6孔噴嘴的各噴孔流量，并與模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。圖4示出了噴油壓力10 MPa時(shí)各噴孔流量統(tǒng)計(jì)結(jié)果比較。由圖中可知，各噴孔計(jì)算所得質(zhì)量流量與試驗(yàn)測得流量略有偏差，但計(jì)算誤差均在5%以內(nèi)。由以上試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)果可知，噴嘴內(nèi)部流動(dòng)計(jì)算模型基本滿足要求。

2.2 噴霧計(jì)算模型驗(yàn)證

本研究噴霧錐角定義為噴孔下方5 mm和15 mm兩處的水平線與整個(gè)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5)。為方便數(shù)據(jù)處理，噴霧貫穿距離定義為噴油器噴嘴頭部到噴霧外部輪廓邊緣的最大垂直距離。

圖6示出了噴油壓力10 MPa、噴射背壓0.5 MPa、環(huán)境溫度20 ℃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7示出了噴霧形態(tài)及錐角模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)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)果分析

3.1 噴孔內(nèi)部流動(dòng)空化對(duì)噴油規(guī)律和噴嘴流量的影響

為了反映空穴對(duì)噴嘴流量的影響，進(jìn)行了單相流模型與兩相流模型對(duì)比模擬計(jì)算(兩者邊界條件相同)。圖8示出了模擬計(jì)算的噴油規(guī)律曲線，對(duì)曲線進(jìn)行積分運(yùn)算得到單相流單次噴油量為20.0 mg，與試驗(yàn)值相比誤差約為28%。而采用兩相流計(jì)算的單次噴油量為16.2 mg，誤差僅為3.6%?？昭ㄗ饔檬箛娍變?nèi)產(chǎn)生了大量氣泡，導(dǎo)致噴孔有效流通截面積減小，流量減小。

選取噴嘴模型進(jìn)行兩相流數(shù)值模擬，僅改變噴油器針閥升程，其他條件不變。圖9示出了不同針閥升程下流量的變化規(guī)律。從圖中可以看出流量隨針閥升程增加而增大。針閥升程小于0.15 mm時(shí)，隨著針閥升程的增大，流量增加幅度較大。針閥升程超過0.15 mm后，曲線趨于平緩，流量增加幅度減小。

圖10示出了不同針閥升程下的噴孔氣相體積分?jǐn)?shù)分布。從圖中可以看出，空化區(qū)域隨針閥升程增加而減小。針閥升程小于0.15 mm時(shí)，隨著針閥升程的增大，空化區(qū)域減小幅度較大。針閥升程超過0.15 mm后，空化區(qū)域減小的幅度明顯變緩。在噴油器設(shè)計(jì)時(shí)，選取流量系數(shù)隨針閥升程變化平緩階段的最大針閥升程，可以減小噴孔流量對(duì)針閥升程的敏感性。

3.2 噴孔內(nèi)部流動(dòng)空化對(duì)孔間流量差異的影響

由圖4各噴孔流量數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果可以看出，噴嘴的各噴孔間存在明顯的流量差異。由于各噴孔在噴嘴上布置的位置存在差異，故對(duì)不同噴孔的內(nèi)部流動(dòng)進(jìn)行了計(jì)算。以圖4中在噴嘴對(duì)稱軸上分布的1號(hào)孔和4號(hào)孔為例，對(duì)噴孔位置導(dǎo)致的流動(dòng)差異進(jìn)行分析。圖11示出了孔1和孔4截面氣相體積分?jǐn)?shù)分布。從圖中可以看出，1號(hào)噴孔和4號(hào)噴孔的空化區(qū)域都主要集中在噴孔左側(cè)，且1號(hào)噴孔的空化區(qū)域明顯大于4號(hào)噴孔，這也是1號(hào)噴孔流量小于4號(hào)噴孔的原因。此外，在圖11中不同的噴射時(shí)刻，無論空化強(qiáng)度還是分布區(qū)域，1號(hào)噴孔均大于4號(hào)噴孔。這是由于噴孔的位置不同所致，4號(hào)噴孔軸線與噴油器軸線夾角較小，為5.2°，遠(yuǎn)小于1號(hào)孔的30°。同時(shí)由于所有噴孔軸線的交點(diǎn)并不在噴嘴軸線上，而是采用偏置方式，使得4號(hào)噴孔右側(cè)傾角較大，拐角處速度變化較小，流動(dòng)較為順暢，產(chǎn)生的空化區(qū)很小并且沒有擴(kuò)展到下游。而左側(cè)傾角較小，壓力室底部燃油在拐角處速度變化較大，產(chǎn)生空化并且擴(kuò)展到噴孔出口，形成超空穴流動(dòng)。

3.3 噴孔內(nèi)部流動(dòng)空化對(duì)噴霧特性的影響

對(duì)噴油壓力10 MPa、噴射背壓0.5 MPa、環(huán)境溫度20 ℃下噴霧后0.14 ms的噴霧落點(diǎn)和噴霧液滴速度場進(jìn)行研究。

圖12示出了距離噴嘴50 mm處的定容彈橫截面燃油密度分布。圖中帶有十字的黑色圓圈表示各噴孔軸線與距噴嘴50 mm處圓形截面的交點(diǎn)。從圖中可以看出各個(gè)孔的噴霧中心點(diǎn)都向內(nèi)側(cè)偏移，部分原因是噴霧空氣動(dòng)力效應(yīng)和重力場的相互作用，更為主要的原因是由于噴孔內(nèi)的空化作用使得噴霧射流在噴孔出口截面的流動(dòng)參數(shù)產(chǎn)生差異。

圖13示出了噴霧液滴的速度場分布。從圖中可以看出油束中心的速度最大，頂端油束的速度方向向四周散開，油束的兩側(cè)均出現(xiàn)了明顯的空氣卷吸作用。強(qiáng)烈的卷吸作用加強(qiáng)了油束兩側(cè)的空氣運(yùn)動(dòng)，有利于液滴的霧化與蒸發(fā)。

3.4 噴孔內(nèi)部流動(dòng)空化的影響因素

3.4.1 入口圓角半徑的影響

定義噴孔入口圓角半徑比為r/D(D為噴孔直徑，保持不變)。圖14示出了噴孔縱截面和噴孔出口Ⅰ-Ⅰ截面的空穴分布情況。

從圖中可以看出，無入口圓角的噴孔兩側(cè)均出現(xiàn)空化現(xiàn)象，隨著半徑比增大，靠近壓力室底部一側(cè)的區(qū)域空化消失。隨著半徑比增大，噴孔壁面的空化層厚度明顯減小，噴孔出口截面的空化區(qū)域大幅減小，特別是噴孔中心位置的空化強(qiáng)度削弱，這是因?yàn)槿加驮趪娍兹肟谵D(zhuǎn)角處的流動(dòng)更加順暢，拐角處的速度變化較小，低壓區(qū)域建立困難，空化不易發(fā)生。

圖15示出了半徑比對(duì)流量系數(shù)的影響。從圖中可以看出，隨著半徑比的增大，噴孔流量系數(shù)逐漸提高，半徑比為0.25時(shí)相較于無入口圓角流量系數(shù)提高了27.4%，這是由于噴孔入口圓角增加，空化區(qū)域減小，燃油流道的截面積增加使得噴孔流量大幅度提高。

3.4.2 噴孔k系數(shù)的影響

定義k系數(shù)為k=(D1-D2)/10，其中D1為噴孔入口直徑，D2為噴孔出口直徑。圖16示出了不同k系數(shù)下噴孔縱截面和噴孔出口Ⅰ-Ⅰ截面的空穴分布。k=0時(shí)噴孔兩側(cè)均出現(xiàn)空化現(xiàn)象，隨著k系數(shù)的增大，靠近壓力室底部一側(cè)的區(qū)域空化消失。從圖中可以看出，隨著k系數(shù)增大，噴孔入口處壁面的空化層厚度變化不明顯，噴孔出口處壁面的空化區(qū)域減小，噴孔出口截面處的空化強(qiáng)度大幅削弱，這樣可以使噴孔出口流速更加均勻，有利于噴霧的對(duì)稱性。

圖17示出了k系數(shù)對(duì)流量系數(shù)的影響。從圖中可以看出，隨著k系數(shù)的增大噴孔流量系數(shù)幾乎呈線性增加。當(dāng)k系數(shù)增大到2.5時(shí)，流量系數(shù)比k為0時(shí)提高了近35.8%。這是由于k系數(shù)增大，噴孔入口處的有效截面積增加，燃油流動(dòng)更為順暢，噴孔出口處的空化區(qū)域明顯減小。

4 結(jié)論

a) 兩相流非線性空化模型和Huh-Gosman噴霧模型計(jì)算結(jié)果可較為準(zhǔn)確地反映汽油在噴嘴內(nèi)的流動(dòng)及噴霧過程；

b) 高壓汽油在噴嘴內(nèi)的流動(dòng)存在明顯的空化現(xiàn)象，空化導(dǎo)致的有效流通面積減小是噴嘴流量減小的原因；隨著噴油器針閥升程的增加，噴孔流量先增加較快，后趨于平緩；

c) 噴孔在噴嘴上布置位置不同，空穴發(fā)生的區(qū)域和強(qiáng)度也不同，進(jìn)而產(chǎn)生明顯的噴孔流量差異；

d) 噴孔內(nèi)的空化作用使得噴霧射流在噴孔出口截面的流動(dòng)參數(shù)產(chǎn)生差異，進(jìn)而影響噴霧的落點(diǎn)分布和噴霧形態(tài)；

e) 優(yōu)化噴孔結(jié)構(gòu)參數(shù)，可顯著改善噴孔內(nèi)的流動(dòng)，噴孔入口圓角半徑和k系數(shù)增大，噴孔內(nèi)空化流動(dòng)減弱，噴孔流量系數(shù)增大。

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

[2] Spicher U,Reissing J,Kech J M,et al.Gasoline direct injection (GDI) engines-development potentialities [C].SAE Paper 1999-01-2938.

[3] Mike Fry,Jason King,Carl White.A comparison of gasoline direct injection systems and discussion of development techniques [C].SAE Paper 1999-01-0171.

[4] R. 巴斯懷森.汽油機(jī)直噴技術(shù)[M].宋進(jìn)桂，李棟，于京諾，等，譯.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2011.

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[8] Huh K Y，Gosman A D.A phenomenological model of diesel spray atomization[C]//Proceedings of the international conference on multiphase flows.[S.l.]:[s.n.],1991:24-27.

[編輯： 姜曉博]

Effects of Cavitation on Internal Flow and Spray Characteristics in GDI Nozzle

ZHANG Meijuan1，2， SONG Ruizhi2， JU Yusheng2, WANG Leilei3

(1. Wuxi Institute of Technology, Wuxi 214121， China;
2. FAW Wuxi Fuel Injection Equipment Research Institute, Wuxi 214063, China;
3. School of Automobile and Traffic Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, China)

The internal flow and spray characteristics of GDI multi-hole nozzle were simulated with the two-phase non-linear cavitation flow model and Huh-Gosman spray model and the numerical calculation models were verified by flow and spray characteristics test. The effects of cavitation flow within nozzle on internal flow and spray characteristics were investigated. Moreover, the influencing factors and law of cavitation flow were revealed from the view of restraining cavitation and improving flow. The results show that it is the high-pressure gasoline within nozzle that leads to the cavitation phenomenon, and the effective flow area decreases caused by the cavitation is the reason why the flow rate of nozzle deceases. With the increase of the needle lift, the flow rate of nozzle increases rapidly and then becomes stable gradually. The asymmetry distribution of nozzle holes leads to different cavitation states in each hole and even different flow rates. The cavitation also causes difference in injection flow parameters in nozzle exit section, which changes the falling point and pattern of spray. By optimizing k coefficient and the fillet radius of nozzle inlet, the flow rate of nozzle improves remarkably.

in-cylinder direct injection; injector; cavitation; flow distribution; spray characteristic

2015-05-27；

2015-11-13

江蘇省高等職業(yè)院校國內(nèi)高級(jí)訪問工程師(FG123)

張美娟(1977—)，女，講師，碩士，主要研究方向?yàn)槠蜋C(jī)缸內(nèi)直噴燃油噴射系統(tǒng)；zhangmj@wxit.edu.cn。

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.06.016

TK413.8

B

1001-2222(2015)06-0079-06