朱敏思， 熊銳， 杜錫濤， 曾繁武

(廣東工業(yè)大學(xué)機電工程學(xué)院， 廣東 廣州 510006)

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車用直噴汽油機噴霧特性研究

朱敏思， 熊銳， 杜錫濤， 曾繁武

(廣東工業(yè)大學(xué)機電工程學(xué)院， 廣東 廣州 510006)

利用高速攝影在定容彈內(nèi)對缸內(nèi)直噴汽油機多孔噴油器進行噴霧特性試驗研究，揭示了直噴高速液體射流的噴霧特性(貫穿距、噴霧錐角)與無量綱數(shù)(韋伯?dāng)?shù)、雷諾數(shù)及氣液密度比)之間的關(guān)系。結(jié)果表明，韋伯?dāng)?shù)和氣液密度比對噴霧宏觀特性有顯著的影響，雷諾數(shù)對噴霧特性的影響不明顯。

噴霧特性； 韋伯?dāng)?shù)； 雷諾數(shù)； 氣液密度比

缸內(nèi)直噴汽油機(GDI)相比于傳統(tǒng)的進氣道噴射汽油機具有燃油經(jīng)濟性好、污染物排放低等方面的優(yōu)勢，隨著國家排放法規(guī)不斷升級以及政府對車企平均燃油消耗量的限制，缸內(nèi)直噴汽油機逐漸得到關(guān)注和使用。燃油噴霧特性是決定缸內(nèi)直噴汽油機燃燒和排放優(yōu)劣的關(guān)鍵因素之一，同時發(fā)動機燃燒室形狀設(shè)計與噴霧貫穿距和噴霧錐角匹配對于燃燒系統(tǒng)的開發(fā)也是必須考慮的因素。因此，研究噴霧特性對發(fā)動機燃燒優(yōu)化有著至關(guān)重要的作用。近年來，國內(nèi)外學(xué)者對直噴汽油機的噴霧特性進行了大量的研究。一般而言，直噴汽油機燃油噴射時，取決于不同的環(huán)境與運轉(zhuǎn)工況，燃油溫度為-10～100 ℃，環(huán)境壓力在20 kPa～0.5 MPa或者更高[1]，基于此燃油溫度及環(huán)境壓力范圍，對應(yīng)于不同的燃料，直噴火花點火發(fā)動機多孔噴霧主要表現(xiàn)為高速液體射流噴霧[2]。

對于高速液體射流破碎，已有的研究大多基于光學(xué)定容噴霧試驗，用特定的汽油或柴油等燃料，得到描述控制參數(shù)(如噴射壓力、燃油溫度、環(huán)境壓力等)與噴霧特性(貫穿距、噴霧錐角等)的關(guān)系[3-5]。然而這些研究直接建立噴霧控制參數(shù)與噴霧特性之間的關(guān)系式大多較為復(fù)雜，且控制參數(shù)與噴霧特性只能從現(xiàn)象學(xué)上分析，無法反映物理機理，只適用于特定的燃料系統(tǒng)和噴油系統(tǒng)，通用性一般。曾緯[6]用物理方法基于液體射流受力用噴霧圖像分析無量綱數(shù)與噴霧特性的關(guān)系。本研究通過分析液體射流分裂與霧化過程中受到的慣性力、黏性力、表面張力和氣動力相對大小，用表征這4個力相對大小的無量綱數(shù)——韋伯?dāng)?shù)、雷諾數(shù)及氣液密度比結(jié)合試驗數(shù)據(jù)來分析液體射流破碎噴霧特性。

1 液體射流破碎機理

為了揭示不同熱力學(xué)條件下液體射流的霧化機理，須從噴霧控制參數(shù)入手，分析控制參數(shù)與控制作用力之間的關(guān)系，然后用表征控制作用力相對大小的無量綱數(shù)——韋伯?dāng)?shù)、雷諾數(shù)及氣液密度比來分析液體射流破碎噴霧特性。具體分析過程見圖1。

圖1 液體射流破碎機理分析過程

1.1 控制作用力與控制參數(shù)之間的關(guān)系

1.1.1 慣性力

慣性力是由液體相對于環(huán)境氣體具有較大的質(zhì)量和速度引起的。噴射壓力直接決定了射流的運動速度，從而影響到慣性力。噴孔的幾何結(jié)構(gòu)(噴孔直徑、噴孔長徑比)主要影響射流的初始流動狀態(tài)，從而影響到慣性力。

1.1.2 黏性力

黏性力是由液體的黏度對其形變的阻礙引起。燃油溫度、種類和屬性將極大地影響到黏性力。液體的黏度系數(shù)通常隨溫度的升高而減小，不同的液體燃料具有不同的黏度系數(shù)，而流體的黏性對噴嘴內(nèi)部流動的影響是十分復(fù)雜的。

1.1.3 表面張力

表面張力是由液體和氣體的界面效應(yīng)引起。噴霧使連續(xù)的液體破碎成為細(xì)小的液滴，液滴的穩(wěn)定取決于液體的表面張力，它阻止液滴表面的變形，霧化所需要的最小能量就等于表面張力系數(shù)乘以液體表面積的增加量。對于大多數(shù)置于空氣中的液體，其表面張力系數(shù)要隨溫度的升高而減小。燃油溫度、種類和屬性將極大地影響到表面張力。

1.1.4 氣動力

氣動力是指液體燃料與空氣作相對運動時作用在液體燃料上的力。由于氣體的可壓縮性較大，改變氣體壓力來控制環(huán)境氣體密度，并最終影響射流破碎過程中受到的氣動力。環(huán)境壓力越高，射流在高速運動過程中受到的氣動力就越大，液體的形變就越劇烈，最終導(dǎo)致連續(xù)液柱的存在時間較短。

1.2 無量綱數(shù)與控制作用力的關(guān)系

1.2.1 雷諾數(shù)

雷諾數(shù)是慣性力和黏性力的比值，代表的是慣性力與黏性力的相對作用。雷諾數(shù)的計算公式為

(1)

式中：ρL為液體燃料的密度；d為噴油器噴孔直徑；v為燃料射流出口速度；vL為液體燃料黏度。

燃料射流出口速度v用伯努利方程進行計算：

(2)

式中：CD為噴孔流量系數(shù)；Δp為燃料噴射壓力與環(huán)境壓力之差。

CD應(yīng)用Asihmin經(jīng)驗方程[7]計算：

(3)

式中：L為噴孔長度；D為噴孔直徑。

1.2.2 韋伯?dāng)?shù)

韋伯?dāng)?shù)是慣性力和表面張力的比值，代表的是慣性力與表面張力的相對作用。韋伯?dāng)?shù)的計算公式為

(4)

式中：σ為液體表面張力。

1.2.3 氣液密度比

氣液密度比為環(huán)境氣體密度與液體燃料密度的比值。氣液密度比Ra=ρa/ρL代表氣動力的大小。ρa為環(huán)境氣體密度。

1.3 噴霧特性與無量綱數(shù)的關(guān)系

先進行噴霧試驗，從試驗結(jié)果分析噴霧特性與無量綱數(shù)之間的關(guān)系。本次噴霧試驗在高溫高壓定容彈系統(tǒng)內(nèi)進行。定容彈本體滿足10～100kPa的真空壓力試驗需求，其最大使用壓力為6MPa，最高使用溫度為800K；定容彈油路系統(tǒng)能提供的燃油壓力為0.4 ～20MPa；燃油溫度能在-20～90 ℃內(nèi)調(diào)節(jié)。試驗設(shè)備布置見圖2 。

1—定容彈；2—高速相機；3—操作臺；4—燃油溫度控制裝置；5—噴油器；6—高壓蓄油穩(wěn)壓容器；7—高壓氮氣瓶；8—進氣系統(tǒng)；9—白光源；10—排氣系統(tǒng)圖2 試驗設(shè)備布置示意

試驗使用的噴嘴為一款6孔直噴噴油器，其噴孔直徑為160μm，噴孔長度為250μm。為了擴大無量綱數(shù)范圍以及消除單一燃料對試驗結(jié)果的影響，試驗中使用了3種液體燃料，分別為92號汽油、乙醇(分析醇)和異辛烷。噴霧試驗前先測量3種燃料在不同溫度下(以5 ℃為間隔，測量范圍為10～60 ℃)的密度、黏度及表面張力。密度測量儀采用阿基米德原理與現(xiàn)代電子技術(shù)結(jié)合；燃料黏度通過應(yīng)用烏氏黏度計獲得；表面張力使用氣泡壓力法張力儀測量。在噴孔尖端距離噴孔出口1mm處鉆一個小孔，深度距離噴孔流道小于0.5mm，將熱電偶粘在孔內(nèi)。由于熱電偶距離噴孔流道很近，可認(rèn)為此溫度測量值為噴射流體的溫度。

試驗中通過改變?nèi)剂系臏囟取娚鋲毫铜h(huán)境背壓達(dá)到所需的無量綱數(shù)要求，其中燃料溫度的變化會同時改變?nèi)剂系拿芏?、黏度、表面張力。試驗開始前用標(biāo)定尺固定在容彈內(nèi)拍照進行標(biāo)定，為后處理做好準(zhǔn)備。先進行雷諾數(shù)、韋伯?dāng)?shù)、氣液密度比3個無量綱數(shù)相近時的噴霧試驗。然后通過改變1個無量綱數(shù)并保持另外2個無量綱數(shù)不變，分別進行變雷諾數(shù)、變韋伯?dāng)?shù)、變氣液密度比噴霧試驗。試驗前預(yù)噴500次，試驗中拍攝記錄噴霧50次，每次噴霧拍攝的曝光步長為0.5ms。圖3示出了不同的噴射條件下，無量綱數(shù)相近時汽油、異辛烷、乙醇在噴油開始后1.5ms時刻噴霧形態(tài)。圖4示出了雷諾數(shù)不同時的噴霧形態(tài)。圖5示出了韋伯?dāng)?shù)不同時的噴霧形態(tài)。

圖3 無量綱數(shù)相近時噴霧圖像對比

圖4 雷諾數(shù)不同時噴霧圖像對比

圖5 韋伯?dāng)?shù)不同時噴霧圖像對比

因液體的密度變化幅度小，要想大幅度地變動氣液密度比須改變氣體的密度。氣體密度跟溫度和壓力有關(guān)，溫度變動的幅度小且加熱氣體難度相對較大，因此采用調(diào)節(jié)氣體壓力的方式改變氣液密度比。氣體的壓力變化涉及氣體在真空狀態(tài)、標(biāo)準(zhǔn)大氣壓、高于標(biāo)準(zhǔn)大氣壓3種狀態(tài)。在這3種狀態(tài)下，氣體有不同的物理特性，為了更清楚地了解液體在3種狀態(tài)下的噴霧形態(tài)，排除燃料性質(zhì)對試驗的影響，僅使用汽油進行變氣液密度比試驗。在噴油開始后1.5ms時刻的噴霧形態(tài)見圖6。

圖6 不同氣液密度比下的噴霧情況

2 試驗結(jié)果分析

對每個工況噴油開始后1.5ms時刻噴霧圖像用DaVis軟件進行后處理：先對每個工況50個循環(huán)的1.5ms時刻噴霧圖像平均化，再對平均化的噴霧輪廓和背景進行反色處理以凸顯噴霧形態(tài)，最后基于SAE—J2715標(biāo)準(zhǔn)[8]對每張圖片進行相同的灰度調(diào)節(jié)算出噴霧錐角和貫穿距。表1至表4分別示出不同無量綱數(shù)時的噴霧錐角和貫穿距對比。

表1 無量綱數(shù)相近時噴霧錐角和貫穿距對比

表1的試驗結(jié)果表明，不同燃料在不同的噴射控制條件、相近的無量綱數(shù)下，可以得到相似的噴霧形態(tài)，說明液體射流的分裂與霧化是液體受到慣性力、黏性力、表面張力和氣動力的共同作用的結(jié)果。4個力的相對大小決定液體破碎的形態(tài)和機理，用表征4個力相對大小的雷諾數(shù)、韋伯?dāng)?shù)和氣液密度比能完整且準(zhǔn)確地描述高速液體射流噴霧的宏觀形態(tài)。慣性力和氣動力是射流破碎和霧化的促進力量，它們能將連續(xù)的流體撕裂、破碎成為液帶和液滴；而黏性力和表面張力則對液體射流的形變具有阻礙作用，阻礙射流破碎和霧化，使射流恢復(fù)到初始形狀。

表2 雷諾數(shù)不同時噴霧錐角和貫穿距對比

表2的試驗數(shù)據(jù)表明韋伯?dāng)?shù)和氣液密度比恒定，改變雷諾數(shù)的大小對噴霧的形態(tài)無明顯的影響。在試驗工況的雷諾數(shù)范圍內(nèi)，慣性力克服黏性力的作用并不是影響射流特性的主要因素。

表3 韋伯?dāng)?shù)不同時噴霧錐角和貫穿距對比

表3的試驗數(shù)據(jù)表明雷諾數(shù)和氣液密度比恒定,改變韋伯?dāng)?shù)的大小將明顯改變噴霧的結(jié)構(gòu)。隨著韋伯?dāng)?shù)的增大，噴霧的貫穿距顯著變大，這說明慣性力克服表面張力的作用是決定射流特性的主要因素之一。韋伯?dāng)?shù)增大表明慣性力克服表面張力的作用增強，這將使得噴霧獲得的動量明顯增大，導(dǎo)致一個較大的噴霧貫穿距。韋伯?dāng)?shù)的增大對噴霧的錐角并沒有顯著的影響，說明慣性力在克服表面張力的過程中，連續(xù)液體射流破碎成離散液滴的能力有限。

表4 氣液密度比不同時噴霧錐角和貫穿距對比

表4的數(shù)據(jù)表明，當(dāng)氣液密度比發(fā)生變化，噴霧形態(tài)將發(fā)生顯著的變化，噴霧貫穿距隨氣液密度比的增大而減小，噴霧錐角隨氣液密度比的增大先減小后增大，當(dāng)氣液密度比為0.001 6時(環(huán)境壓力為100kPa)出現(xiàn)一個最小值。氣動力的增強，使得噴霧的動量明顯減小，導(dǎo)致噴霧貫穿距離減小。在高環(huán)境壓力狀態(tài)及真空狀態(tài)時，氣液密度比對噴霧錐角的影響存在區(qū)別，表明在這兩種狀態(tài)時，噴霧霧化所涉及到的機理存在區(qū)別。當(dāng)環(huán)境壓力高于100kPa(即標(biāo)準(zhǔn)大氣壓力)時，噴霧及環(huán)境空氣的相互作用是決定卷吸氣流強度的主要原因，因此射流破碎的過程受到氣動力影響。在高氣液密度比時，存在一個較強的噴霧與環(huán)境空氣的相互作用，使得燃油分布變廣進而噴霧錐角增大。當(dāng)環(huán)境壓力小于100kPa，即屬于部分真空狀態(tài)時，隨著環(huán)境壓力的降低，噴霧與環(huán)境空氣的相對作用由于空氣密度的降低而被削弱，因此，氣動力對噴霧的影響減弱，使其不再是影響噴霧霧化的主要因素。此時，由于液體表面各部分不規(guī)則的速度波動使得液體本身的湍動逐漸成為影響射流破碎的主要因素之一。當(dāng)壓力不斷降低時，速度波動逐漸增強，環(huán)境空氣的密度逐漸減弱，使得噴霧的分布再次變廣。

3 結(jié)論

a) 缸內(nèi)直噴汽油機噴霧特性(噴霧錐角、貫穿距)與無量綱數(shù)(雷諾數(shù)、韋伯?dāng)?shù)、氣液密度比)之間有緊密的聯(lián)系，用無量綱數(shù)可以較準(zhǔn)確地分析噴霧特性;

b) 無量綱數(shù)相近時，噴霧錐角和貫穿距相近；韋伯?dāng)?shù)和氣液密度比相近時，噴霧錐角和貫穿距不隨雷諾數(shù)的變化而變化;

c) 雷諾數(shù)和氣液密度比相近時，貫穿距隨韋伯?dāng)?shù)的增大而增大，噴霧錐角和韋伯?dāng)?shù)的依存性不明顯;

d) 韋伯?dāng)?shù)和雷諾數(shù)相近時，貫穿距隨氣液密度比的增大而減??；噴霧錐角隨氣液密度比的增大先減小后增大，在標(biāo)準(zhǔn)大氣壓時噴霧錐角最小。

[1]AleiferisPG，Serras-PereiraJ，RomundeZV，etal．Mechanismsofsprayformationandcombustionfromamulti-holeinjectorwithE85andgasoline[J].Combust．Flame，2010,157:735-756．

[2]ZengW，XuM，ZhangG，etal．Atomizationandvaporizationforflash-boilingmulti-holesprayswithalcoholfuels[J].Fuel，2011,95:287-297．

[3]DumouchelC．Ontheexperimentalinvestigationonprimaryatomizationofliquidstreams[J]．ExperimentsinFluids,2008，45：371-422．

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[編輯： 姜曉博]

Spray Characteristics of Vehicle Gasoline Direct Injection Engine

ZHU Minsi, XIONG Rui, DU Xitao, ZENG Fanwu

(School of Electromechanical Engineering, Guangdong University of Technology， Guangzhou 510006， China)

A constant volume container and high-speed photographic technology were utilized to study the spray characteristics of multi-hole injector for gasoline direct injection engine in order to reveal the relationship between spray characteristics such as spray penetration and spray cone angle of high speed liquid jet flow and dimensionless coefficients such as Weber number, Reynolds number and air-to-liquid density ratio. The results show that Weber number and gas-liquid density ratio have a significant impact on the macroscopic characteristics of spray. The influence of Reynolds number on spray characteristics is unobvious.

spray characteristics; Weber number; Reynolds number; air-to-liquid density ratio

2017-03-22；

2017-04-28

廣東省科技廳省部產(chǎn)學(xué)研結(jié)合基金項目(2013B090400002)

朱敏思(1991—)，男，碩士，主要研究方向為發(fā)動機子系統(tǒng)試驗；15521188128@163.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2017.03.007

TK413.8

B

1001-2222(2017)03-0038-04