李孟涵， 宮婷婷， 李貫， 張海濤， 李國祥

(1. 山東大學能源與動力工程學院， 山東 濟南 250061； 2. 龍口龍泵燃油噴射有限公司， 山東 煙臺 265701)

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多孔引燃柴油噴射器瞬態(tài)柴油初始噴霧過程模擬計算

李孟涵1， 宮婷婷1， 李貫2， 張海濤2， 李國祥1

(1. 山東大學能源與動力工程學院， 山東 濟南 250061； 2. 龍口龍泵燃油噴射有限公司， 山東 煙臺 265701)

采用模擬計算的方法對多孔引燃柴油噴射器瞬態(tài)柴油初始噴霧過程進行了研究，并利用紋影試驗結(jié)果對計算模型進行了驗證。研究結(jié)果表明，KHRT模型對多孔引燃柴油噴射器柴油初始噴霧的貫穿距和噴霧形狀的預測與試驗結(jié)果均較為吻合；柴油初始噴霧貫穿距隨背壓升高而減小，隨環(huán)境溫度的升高而增大；索特平均直徑隨背壓的升高而降低，隨環(huán)境溫度的升高而增加；噴霧錐角隨背壓的升高而增大，隨環(huán)境溫度的升高而減?。灰虼吮硥狠^小，環(huán)境溫度較低時柴油的引燃可靠性較高。

柴油； 燃油霧化； 貫穿距； 索特平均直徑

隨著排放法規(guī)的日益嚴格和能源問題的日益突出，微量柴油引燃氣體發(fā)動機成為國內(nèi)外研究的熱點。普通柴油噴油孔直徑大，當引燃量少時，噴射時間短、貫穿度低、引燃可靠性差。為了提高天然氣替代率和燃燒速度，通常采用減小噴嘴直徑的方法，改善引燃效果。

對于以柴油為引燃源的多燃料發(fā)動機，柴油的霧化情況直接影響到發(fā)動機的燃燒效率和排放水平。目前針對于柴油噴霧的研究有兩種方式：第一種是以基本的流體和熱力學理論為基礎(chǔ)，結(jié)合三維流體計算軟件，對噴霧過程進行的仿真模擬計算[1]；另一種是以光學試驗為基礎(chǔ)，采用先進的高速攝影和圖像處理技術(shù)，實時記錄噴霧過程[2-3]。

目前，對柴油噴霧的研究主要集中于純柴油機所用噴油器的噴射特性[4-8]，對于噴孔直徑較小、噴射脈寬較短、噴油量較小的多孔引燃柴油噴射器噴射特性的研究比較有限，并且由于柴油噴霧的初始階段噴束結(jié)構(gòu)緊密，液滴與環(huán)境氣體的相互作用更為強烈，模擬的難度較大，一直是噴霧仿真計算的研究重點。本研究將三維模擬計算與光學紋影技術(shù)相結(jié)合，針對多孔引燃柴油噴射器瞬態(tài)柴油初始階段噴霧過程的模擬計算方法進行了探索，并研究了不同背壓、環(huán)境溫度對該型柴油初始階段噴霧的影響。

1 試驗裝置及試驗方案

1.1 試驗裝置

噴霧紋影試驗裝置見圖1，主要包括定容裝置、光源、高速攝影機及柴油供給裝置。試驗用噴油器為九孔噴油器，噴孔直徑為0.125 mm；定容裝置中充滿高壓氮氣，氮氣的壓力通過氮氣管路上的壓力調(diào)節(jié)裝置進行控制；高速攝像機圖像分辨率為1 280×1 024，最短曝光時間為5 μs；柴油泵為柴油軌提供一定壓力的柴油，柴油的壓力可以根據(jù)需要調(diào)節(jié)。

1.2 試驗方案

試驗中定容裝置內(nèi)氮氣的壓力設(shè)置為4 MPa，定容裝置內(nèi)的溫度穩(wěn)定在20 ℃，柴油的噴射壓力設(shè)置為30 MPa，噴射脈寬為1.0 ms，此噴射壓力多用于以柴油為引燃源的直噴天然氣發(fā)動機。重點研究柴油噴霧在初始階段(0～0.4 ms)的發(fā)展狀況，在0～0.4 ms內(nèi)每隔0.05 ms用高速攝像機記錄柴油噴霧瞬態(tài)紋影圖像，同一時刻記錄10次，并對所得圖像進行平均化處理分析。

2 柴油噴霧模擬

2.1 模型選擇

湍流模型選擇κ-ε模型，柴油噴霧的湍流擴散子模型采用O’Rourke模型，柴油噴霧的液滴相互作用子模型選擇Nordin模型，噴霧的蒸發(fā)子模型選擇多組分模型。液滴破碎霧化模型對于柴油噴霧模擬至關(guān)重要，因此，采用3種常用破碎霧化模型對柴油噴射進行模擬，并根據(jù)試驗數(shù)據(jù)選取模擬準確性較高的模型。

2.1.1WAVE標準模型

液體表面初始擾動的增長與擾動的波長以及所噴射燃料和環(huán)境流體的物理和動力學參數(shù)有關(guān)[9]?；诰€化穩(wěn)定性理論和擾動波分析的WAVE模型包含兩種破碎方式，即針對于高速流體的破碎方式以及低速雷諾破碎方式。對于高速流體破碎方式，破碎液滴的尺寸與增長最快或最不穩(wěn)定的擾動波的波長相同，而對于低速雷諾破碎方式，破碎產(chǎn)生的液滴尺寸要大于原始液滴尺寸，這種破碎方式不適用于高壓噴射。WAVE模型原始液滴半徑的衰減率為

(1)

(2)

rstable=C1·Λ，

(3)

(4)

(5)

T=Oh·Weg0.5。

(6)

式中：r為原始液滴半徑；rstable為破碎液滴半徑；τa為模型的破碎時間；Λ為增長率最快的不穩(wěn)定波波長；Ω為不穩(wěn)定波的增長率；ρg為氣體密度；σ為液體表面張力；Oh為奧內(nèi)佐格數(shù);Weg為氣體韋伯數(shù)。

2.1.2KH-RT模型

在KH-RT模型中KH不穩(wěn)定波和RT擾動在液滴破碎過程中始終處于競爭狀態(tài)。在高速和高環(huán)境密度的工況下，KH表面波對液滴破碎過程起主導作用，而液滴快速減速時會導致表面波在液滴滯止點的增長，這時RT擾動的作用不可忽略。KH不穩(wěn)定波用Wave模型來表述，RT擾動可用增長率最大的不穩(wěn)定波的頻率Ωt及其波數(shù)Kt來表述：

(7)

(8)

式中：gt為傳播方向的減速度；ρl為液體的密度；ρc為連續(xù)相的密度；τt為RT擾動的破碎時間；Λt為RT擾動波的波長；C1，C2為常數(shù)。

2.1.3FIPA模型

在FIPA模型中，初次和二次破碎采用不同的計算方式。初次破碎采用基于液體表面擾動的WAVE模型進行計算，二次破碎采用Pilch和Erdman提出的經(jīng)驗公式計算，該模型將液滴的破碎時間作為液滴破碎計算的基本參數(shù)，模型中定義的液滴破碎時間為

(9)

式中:τbu為量綱1非黏性流體的破碎時間；ρl為液體密度；ρg為氣體密度；d為液滴直徑；Vr為氣體和液體的相對速度。

圖2示出采用不同液滴破碎模型時模擬柴油噴霧貫穿距與試驗測量貫穿距的對比。圖3示出采用不同液滴破碎模型時所得到0～0.4 ms柴油噴霧的發(fā)展過程與紋影試驗結(jié)果的對比，時間間隔為0.10 ms。

由圖2可知，KH-RT與WAVE破碎霧化模型對柴油初始噴霧貫穿距的預測值與試驗值均有較好的吻合度，而FIPA模型在0.10～0.20 ms之間對貫穿距的預測值偏小，在0.20～0.35 ms之間對貫穿距的預測值偏大。由圖3中各破碎模型與試驗紋影圖像對比可知，KH-RT模型對柴油初始噴霧形狀模擬的準確性較高，WAVE模型對于徑向破碎的預測不足，因此采用KH-RT模型對柴油初始噴霧的液滴破碎霧化過程進行模擬分析。需要指出的是，KH-RT模型雖然對多孔引燃柴油噴射器瞬態(tài)柴油初始噴霧的貫穿距和基本外部形態(tài)有較好的預測準確性，但對索特平均粒徑具體尺寸的預測精確度有一定的誤差。因此，本研究對索特平均粒徑的預測僅限于定性研究，即僅僅反應索特平均粒徑的變化趨勢，而難以實現(xiàn)對索特平均粒徑真實尺寸的準確預測。

2.2 背壓對柴油初始噴霧的影響

保持環(huán)境溫度為293 K不變，計算不同背壓下柴油噴霧的發(fā)展過程。圖4示出不同背壓下柴油噴霧貫穿距的模擬結(jié)果，圖5示出不同背壓下柴油噴霧索特平均直徑的模擬結(jié)果。由圖4可見，背壓提高后，環(huán)境氣體密度也相應提高，環(huán)境氣體對柴油噴霧的阻滯作用增加，柴油噴霧的動能衰減加快，噴霧貫穿距隨背壓的升高而縮短[10]。噴射時間在0～0.10 ms時，不同背壓下噴霧貫穿距差距較小，這是因為在此階段噴霧的運動主要受噴孔幾何尺寸以及燃油本身性質(zhì)的影響，受環(huán)境氣體的影響較小，噴射時間越長，柴油噴霧貫穿距越長，受到周圍環(huán)境氣體的阻力越大，不同背壓下柴油噴霧貫穿距的差距越明顯。背壓在4～7 MPa之間時，背壓對柴油噴霧貫穿距的影響較大，背壓大于7 MPa后，空氣密度的變化幅度減小，背壓對柴油噴霧貫穿距的影響減弱。由圖5可見，索特平均直徑隨噴射時刻的推遲而變小，且背壓越高，氣液交界面上的擾動越劇烈，促進了液滴的破碎，索特平均直徑越?。?.25 ms以后，各背壓下的柴油噴霧索特平均直徑變化較小。

圖6示出不同背壓下0.4 ms時柴油噴霧外部形態(tài)，圖7示出不同背壓下0.4 ms時柴油噴霧y截面速度云圖。由圖6可見，背壓越高，柴油噴霧的長度越短，柴油噴霧向徑向發(fā)展的趨勢增大，噴霧錐角越大；雖然液滴的索特直徑有一定程度的降低，但噴霧的貫穿距減小幅度較大，噴霧過于集中于噴嘴附近，柴油的霧化質(zhì)量降低。由圖7可見，背壓增大時，噴霧最高速度略有降低，噴霧中心高速區(qū)的面積也相應降低，噴霧的空間分布狀態(tài)惡化。

2.3 環(huán)境溫度對柴油初始噴霧影響

保持背壓為4MPa不變，計算不同環(huán)境溫度下柴油噴霧的發(fā)展過程。圖8示出不同環(huán)境溫度下柴油噴霧的貫穿距，圖9示出不同環(huán)境溫度下柴油噴霧的索特平均直徑。由圖8可知，環(huán)境溫度越高，定容裝置中氣體的密度越小，環(huán)境氣體對柴油噴霧的阻滯作用越小，且柴油的蒸發(fā)加快，噴霧貫穿距隨之升高。環(huán)境溫度在300～600K范圍內(nèi)時，環(huán)境溫度對柴油初始噴霧的影響較大，環(huán)境溫度高于600K時，液滴蒸發(fā)速度的趨勢減緩，噴霧貫穿距受環(huán)境溫度的影響相對較小。由圖9可知，環(huán)境溫度升高時，

由于氣體密度減小，氣體和液體之間的相互作用減弱，柴油噴霧的索特平均直徑降低的速率減慢。當溫度高于400K時，由于液滴與環(huán)境氣體之間的剪切應力降低，液滴碰撞聚合的傾向增大，索特平均直徑在0.15ms之后出現(xiàn)波動。

由圖10可見，環(huán)境溫度提高時柴油噴霧向徑向發(fā)展的趨勢減弱，噴霧錐角減??；同時因為溫度提高時環(huán)境密度有所降低，液滴破碎減慢,噴霧根部越發(fā)緊密，液滴平均粒徑變大；雖然柴油噴霧頭部的液滴霧化改善，但噴霧頭部渦流運動強，柴油濃度較大，并非柴油噴霧的引燃位置，因此隨環(huán)境溫度的升高，柴油噴霧整體霧化質(zhì)量降低，引燃難度增大。

由圖11可見，溫度升高后，柴油噴霧軸向發(fā)展的空氣阻力減小，液滴動能耗散速率降低，柴油噴霧最高速度略有升高，柴油噴霧中心高速區(qū)面積增大。說明隨溫度的升高，整個噴霧的動能耗散降低，雖然噴霧的貫穿距增大，但是脫離柴油主噴霧的液滴較少，不利于可燃混合氣的快速形成和之后柴油的引燃。

3 結(jié)論

a) 通過與紋影試驗結(jié)果對比可知，KH-RT液滴破碎模型對多孔柴油初始噴霧的模擬準確度較高；

b) 柴油初始噴霧貫穿距和索特平均直徑隨背壓的升高而降低，噴霧錐角隨背壓的升高而增大，因此背壓的增加不利于多孔柴油噴霧在初始階段的發(fā)展；

c) 環(huán)境溫度升高后，柴油初始噴霧貫穿距增大，噴霧錐角減小，但柴油初始噴霧的索特平均直徑也同時增大，總體霧化質(zhì)量變差，不利于柴油噴霧后續(xù)的引燃過程。

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[編輯： 潘麗麗]

Numerical Simulation of Diesel Transient Initial Spray for Multi-hole Pilot Diesel Injector

LI Menghan1, GONG Tingting1, LI Guan2, ZHANG Haitao2， LI Guoxiang1

(1. Department of Energy and Power Engineering, Shandong University, Ji’nan 250061, China；2. Longbeng Fuel Injection Co.， Ltd., Yantai 265701, China)

The spray transient characteristics of multi-hole pilot diesel injector were studied by numerical simulation and the computational model was verified with schlieren visualization method. The results indicated that the predicted spray penetration and spray shape of KHRT model were in good agreement with the experimental results. The penetration of initial diesel spray and Sauter mean diameter decreased with the increase of back pressure and increased with the rise of ambient temperature and the trend of spray cone angle were opposite. Accordingly, the ignition reliability of diesel was high under the low back pressure and ambient temperature.

diesel; fuel spray; penetration; Sauter mean diameter

2015-02-09；

2015-04-09

國家高技術(shù)船舶科研項目(2060303)

李孟涵(1990—)，博士，主要從事天然氣發(fā)動機燃燒過程研究；sdulmh@163.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.04.010

TK421.43

B

1001-2222(2015)04-0049-05