秦 靜 ，郭瑞濤 ，裴毅強，李 翔，張 丹，王 琨，許 貝，劉 懿，王晨晰

(1. 天津大學(xué)內(nèi)燃機研究所，天津 300072；2. 天津大學(xué)內(nèi)燃機燃燒學(xué)國家重點實驗室，天津 300072)

缸內(nèi)直噴汽油(gasoline direct injection，GDI)發(fā)動機將燃油直接噴入氣缸，燃料的霧化、蒸發(fā)吸熱作用可使進氣得到冷卻，從而使發(fā)動機功率提高，在動力性和經(jīng)濟性方面比進氣道噴射(port fuel injection，PFI)發(fā)動機表現(xiàn)出更大的優(yōu)勢和潛力．因此，GDI發(fā)動機已經(jīng)成為汽油機的研究熱點[1-4]．

為滿足更嚴(yán)格的顆粒物排放法規(guī)，GDI發(fā)動機采用較高的燃油噴射壓力，以獲得更小粒徑的液滴，從而使缸內(nèi)混合氣更加均勻，減少顆粒物生成[4-6]．但是，噴油壓力的提高會使噴霧貫穿距增加，而較長的噴霧貫穿距易造成噴霧撞擊活塞頂或缸套，出現(xiàn)濕壁現(xiàn)象，使缸內(nèi)局部混合氣過濃，導(dǎo)致發(fā)動機碳氫排放和顆粒物排放迅速升高，而且會稀釋缸套壁面的機油，使其黏度下降，潤滑性降低[4,7]．

國內(nèi)外對于噴霧撞壁現(xiàn)象進行了大量的試驗研究，但主要以單液滴撞壁展開[8-10]．常用噴霧撞壁模型及半經(jīng)驗公式均由單液滴撞壁試驗的數(shù)據(jù)總結(jié)得出，且所用燃料種類單一[11-12]．然而在實際GDI噴霧中液滴密度很高，液滴間相互作用非常劇烈，因此需要對噴霧油束的撞壁特性進行試驗研究；另一方面，由于不同燃料之間存在物性差異，某一種燃料不能代替其他燃料，所以有必要對多種常用燃料進行試驗研究．因此需要進行多燃料 GDI噴油器噴霧撞壁試驗來提供更多的數(shù)據(jù)，對現(xiàn)有經(jīng)驗公式及模型進行驗證及修改．

本文運用相位多普勒(phase Doppler anemometry，PDA)系統(tǒng)，對汽油、乙醇、甲醇、異辛烷和甲苯參比燃料(toluene reference fuels，TRF)5種燃料自由噴霧的粒徑粒速以及噴霧撞壁前后的粒徑、粒速進行了試驗研究．對本次試驗所得的數(shù)據(jù)進行分析，并將分析結(jié)果與Stanton[11]和Mundo等[9,12]模型的結(jié)果進行對比，為模型下一步的修改和完善奠定基礎(chǔ)、指明方向，也為認(rèn)識不同燃料噴霧撞壁特性提供了一定的理論指導(dǎo)．

1 試驗系統(tǒng)及試驗方法

1.1 噴油器和試驗環(huán)境參數(shù)

試驗用噴油器是由6孔GDI噴油器改造而成的單孔噴油器．噴油器改造前后，噴孔總面積的減小會影響噴霧出口速度，進而影響噴霧貫穿距[13]．目前GDI發(fā)動機噴射壓力最大值通常約為 15,MPa．通過對比，改造后噴油器在 7,MPa噴射壓力條件下與改造前噴油器15,MPa噴射壓力下的其中單一油束的貫穿距、噴霧錐角基本吻合[4]．因此，本文噴油壓力定為 7,MPa，噴油脈寬定為 3,ms，試驗在 293,K、0.1,MPa的常溫、常壓環(huán)境條件下進行．

1.2 試驗燃料的選取

本次試驗中用到的燃料包括常用的單組分燃料和多組分燃料．單組分燃料包括甲醇、乙醇、異辛烷，多組分燃料包括汽油和 TRF．其中 TRF是由正庚烷、異辛烷和甲苯按照 20%,、20%,、60%,的比例調(diào)配而成[14]．表 1列出了本次試驗所用燃料在 293,K、0.1,MPa的常溫、常壓環(huán)境條件下的物理屬性．由表1可知，TRF和醇類燃料的密度和表面張力較高，乙醇燃料的運動黏度是其他燃料的2倍以上．

表1 試驗用燃料的物理屬性Tab.1 Physical properties of the applied fuel

1.3 PDA試驗系統(tǒng)

圖 1所示為 PDA粒徑粒速測試系統(tǒng)．該 PDA系統(tǒng)來自于Dantec Dynamics公司，包括氬離子激光器、分光器、PDA發(fā)射器、PDA接收器、信號處理器、頻率為180,MHz的BSA P80多普勒信號分析儀和三維運動軌道系統(tǒng)．測量位置由步進電機控制的三維運動軌道系統(tǒng)調(diào)節(jié)，移動距離可精確到0.1,mm．用氮氣罐和囊式蓄能器來控制和穩(wěn)定噴射壓力．

圖1 PDA系統(tǒng)示意Fig.1 Schematic diagram of PDA system

試驗過程中，氬離子激光器將激光束射入分光器，分光器將其分離成 2束波長為 514.5,nm的綠光和2束波長為488,nm的藍光，分別用來測量液滴的縱向速度和橫向速度，再由激光發(fā)射探頭將4束激光聚焦在一點，構(gòu)成測量體．噴霧中液滴經(jīng)過測量體時，激光會發(fā)生散射，接收探頭將捕獲到的散射光信號傳送至 PDA處理器．處理器對信號進行篩選加工，進而計算出所捕捉到液滴的粒徑和粒速．對于噴霧撞壁試驗，噴射頻率設(shè)定為 0.25,Hz．每進行一次噴霧撞壁后，對壁面條件進行復(fù)原，以消除附壁油膜對后續(xù)噴霧撞壁過程的影響，保持每次噴霧撞壁時壁面條件的一致性[4]．

為減少試驗誤差，每個工況采集 20,000個以上的液滴．對采集數(shù)據(jù)結(jié)果進行后處理，得到該工況下測試點液滴的粒徑、粒速分布、索特平均直徑(Sauter mean diameter，SMD)與算術(shù)平均直徑(arithmetic mean diameter，AMD)[4]．其中SMD和AMD的計算公式為

式中：Di為液滴直徑；ni為相同直徑的液滴個數(shù)；N為液滴總個數(shù)．

1.4 噴霧測量特征點的選取

試驗中選取表面粗糙度為 0.4的鋁合金平板為噴霧撞壁壁面．鋁合金平板位于噴孔正下方 52,mm處，且與噴霧中軸線垂直．在壁面正上方 5,mm(即噴孔正下方 47,mm)所在的平面選取 PDA試驗測量特征點[4]．選取噴霧中軸線與測量平面的交點為徑向坐標(biāo)原點．各個測量點與噴霧中軸線的垂直距離由下角標(biāo)標(biāo)注說明，例如x4代表距離噴霧中軸線4,mm處的測量點，如圖 2所示．本文中，定義y方向和 x方向分別為正法向(U)和正切向(V)．

圖2 測量點示意Fig.2 Schematic diagram of measurement points

2 試驗結(jié)果與分析

本次噴霧撞壁試驗中，帶有正法線方向速度的液滴被定義為入射液滴，負(fù)法線方向速度的液滴被定義為反彈液滴．

2.1 粒徑和粒速的分析

圖3、圖4所示分別為不同燃料自由噴霧和噴霧撞壁前后粒徑、粒速的對比．

對比分析圖 3(a)中不同燃料自由噴霧的粒徑發(fā)現(xiàn)，在 x0處，甲醇、乙醇、TRF的 AMD 分別為14.0,μm、10.5,μm 和 11.5,μm，而汽油的 AMD 僅為9.0,μm，即甲醇、乙醇、TRF自由噴霧的AMD均大于汽油的．這是因為在自由噴霧過程中，噴霧油束的發(fā)展和液滴的霧化占據(jù)主導(dǎo)地位．研究表明[15-16]，在同樣的噴射條件下，這個過程取決于燃料的物理屬性，例如密度、表面張力、黏度和蒸氣壓等．從表 1中可以看到，甲醇、乙醇、TRF的黏度和密度高．由伯努利方程可知，隨著密度的增大，噴射速度減?。虼嗽诔跏家旱未笮∠嗤那疤嵯拢剂系拿芏仍酱?，速度越小，由Re=UD/ν(U是液滴法向入射速度；D是液滴直徑；ν是運動黏度)得知對應(yīng)的雷諾數(shù)越小，也即湍流度越小，從而對液滴破碎過程的影響減弱，出現(xiàn)較大的液滴．

對比分析圖 3(a)和(b)發(fā)現(xiàn)，5種燃料自由噴霧液滴的粒徑主要分布在 8～14,μm 的區(qū)間范圍，而入射液滴的粒徑主要分布在 12～20,μm 的區(qū)間范圍，即入射液滴的粒徑大于自由噴霧液滴的粒徑．原因在于入射液滴在向下運動的過程中，會與壁面反彈的反彈液滴發(fā)生碰撞，產(chǎn)生聚合和合并，使得入射液滴粒徑增加．

對比分析圖 3(b)和(c)可知，5種燃料的噴霧在撞壁后，反彈液滴的粒徑主要分布在 7,～12,μm的區(qū)間范圍，小于入射液滴的粒徑．分析其原因：噴霧撞壁時，存在飛濺和二次破碎過程，在該過程中，一個液滴破碎成多個小液滴，使得反彈液滴粒徑變小．

對比分析圖 4(a)和(b)發(fā)現(xiàn)，自由噴霧中外測點(x4、x8)液滴的法向速度均大于 20,m/s；而入射液滴的法向速度在15,m/s左右，小于前者．這是因為在入射過程中，入射液滴會與反彈液滴發(fā)生碰撞和合并等相互作用，使得入射液滴的法向運動受阻，其法向速度變小．

由圖4(c)可知，5種燃料反彈液滴的法向速度均較小，分布在 0～5,m/s的速度區(qū)間范圍．分析其原因：一方面是由于在撞壁過程中有較大的能量損失，導(dǎo)致撞壁后液滴的能量減??；另一方面是法向速度轉(zhuǎn)變?yōu)榍邢蛩俣龋狗ㄏ蛩俣茸冃。瑫r可知，不同燃料之間法向速度的差別變?。蚩赡苁牵簢婌F撞壁后液滴所具有的能量越大，其速度越大；而撞壁前具有較大能量的液滴，在撞壁過程中損失的能量也較多，導(dǎo)致不同燃料液滴的能量差距變小，使法向速度差別變?。?/p>

由圖 4(a)和(b)可知，在噴霧油束邊緣處，所有燃料的自由噴霧液滴和入射液滴的切向速度均增大．然而，反彈液滴的切向速度并沒有出現(xiàn)明顯的變化趨勢．

由圖5可知，在外側(cè)的測量點x12和x14處，不同燃料下均觀察到了帶有負(fù)切向速度的入射液滴的存在，其數(shù)量甚至多于正切向入射液滴．原因是在這里形成了附壁渦流，如圖 5所示．一些入射液滴開始沿著 x軸負(fù)向運動，由于仍然有正法向速度，這些液滴將會再次和壁面發(fā)生碰撞等相互作用．與此同時，一些反彈液滴也會被渦流卷吸進去，進而也開始沿著 x軸負(fù)向運動，這種現(xiàn)象在x14點處尤為明顯．

圖3 不同燃料下液滴粒徑的對比Fig.3 Comparison of droplets’ size with different fuels

圖4 不同燃料下液滴速度對比Fig.4 Comparison of droplets’ velocity with different fuels

圖5 附壁渦流Fig.5 Wall-jet vortex

2.2 破碎過程分析

本文采用Mundo模型中采用的描述撞壁準(zhǔn)則和過渡條件的無量綱數(shù)K[11]，其計算公式為

式中：ρ是液體密度；σ是表面張力．

由前文分析可知：不同燃料的噴霧在撞壁后，均出現(xiàn)破碎，反彈液滴粒徑變小．但是不同燃料的破碎效果有所差異．為了研究不同燃料的噴霧在撞壁后的破碎效果，在 K大于 57.7的條件下，Mundo提出了描述反彈液滴粒徑與入射液滴粒徑相互關(guān)系的經(jīng)驗公式[12]，即

式中：Dref是反彈液滴的粒徑；Din是入射液滴的粒徑．

根據(jù)式(4)，可以得到反彈液滴的粒徑與入射液滴粒徑的比值分布，如圖 6所示．由圖 6可知，5種燃料中 K值較低的入射液滴均對應(yīng)較大的比值，說明此時液滴的破碎效果不好；而入射液滴的K值較大時比值較小，說明破碎效果較好．對比 5種燃料發(fā)現(xiàn)，乙醇和異辛烷燃料的更多液滴具有較高的 K值，從而使這兩種燃料的噴霧在撞壁后有較好的破碎效果．

圖6 Mundo模型反彈液滴直徑與入射液滴直徑的比值分布Fig.6 Ratio distribution between reflected droplets’ diameter and incident droplets’ diameter in the model of Mundo

根據(jù)本文試驗數(shù)據(jù)，由圖 3(c)可知，乙醇燃料的反彈液滴的算術(shù)平均直徑(AMD)和索特平均直徑(SMD)均較小，說明乙醇燃料噴霧在撞壁后的破碎效果較好．該結(jié)果與 Mundo模型的結(jié)果具有較好的一致性．然而異辛烷的反彈液滴具有較大的算術(shù)平均直徑(AMD)，甚至其索特平均直徑(SMD)是最大的，說明異辛烷燃料噴霧在撞壁后并沒有出現(xiàn)Mundo的數(shù)學(xué)模型中描述的較好的破碎效果．造成Mundo模型的結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)存在差異的原因是：Mundo模型的數(shù)據(jù)來源于乙醇和水等的單液滴撞壁試驗，缺乏對更多常用燃料的試驗分析，而由于不同燃料之間的物性差異較大，使得該模型在解釋異辛烷等燃料的破碎效果時，與試驗結(jié)果出現(xiàn)偏差．因此，需要更多種類燃料的試驗數(shù)據(jù)，以對 Mundo模型進行修正和完善，使其適用范圍更廣．

2.3 液滴反彈角度分析

Stanton[11]和Mundo等[12]分別對噴霧撞壁后的反彈角度進行了研究，并且分別通過公式描述了反彈液滴反彈角度與對應(yīng)的入射液滴入射角度的關(guān)系．

Stanton通過式(5)描述了反彈液滴反彈角度的大小．

Mundo等同樣也用公式描述了這種角度關(guān)系，不同的是區(qū)分了光滑表面和粗糙表面，公式為

式中：β是噴霧撞壁后的反彈角度；α是噴霧撞壁時的入射角度．

本次試驗中，在 x8點處，大部分液滴在撞壁時的α角度為 10°～45°．由上面的方程式可知，撞壁后大部分液滴的反彈角度將大于65°．

本文對5種燃料在x8、x12、x14點處的法向速度和切向速度進行了處理分析，如圖 7所示．并對 x8、x12、x14點處的反彈角度進行了計算分析，如圖 8所示．由圖 8可知，不同燃料的噴霧碰撞后的反彈角度均在 0°～90°范圍內(nèi)變化．這意味著增大 Stanton和Mundo模型中的反彈角度將會使按模型計算的結(jié)果與試驗結(jié)果更加一致．

圖7 不同燃料入射液滴與反彈液滴的速度分布Fig.7 Velocity distribution of incident droplets and reflected droplets with different fuels

圖8 不同燃料的反彈液滴在不同點處的反彈角度分布Fig.8 Distribution of reflected angles of reflected droplets with different fuels at different points

3 結(jié) 論

本文運用相位多普勒(PDA)系統(tǒng)對汽油、乙醇、甲醇、異辛烷和 TRF 5種燃料的自由噴霧及噴霧撞壁前后的粒徑、粒速進行了測量和對比分析，并將本次得到的試驗結(jié)果與由 Stanton和 Mundo的數(shù)學(xué)模型得出的結(jié)果進行了對比分析．得出了如下主要結(jié)論．

(1) 由于甲醇、乙醇、TRF燃料的密度和表面張力均比汽油的大，使得這3種燃料自由噴霧液滴的速度均小于汽油自由噴霧的液滴速度；而液滴粒徑均大于汽油自由噴霧的液滴粒徑．

(2) 由于入射液滴與反彈液滴之間發(fā)生了聚合和合并，使得入射液滴的粒徑大于自由噴霧的液滴粒徑；而由于噴霧撞壁的破碎作用，使反彈液滴粒徑小于入射液滴粒徑和自由噴霧的液滴粒徑．

(3) 由于受到反彈液滴的阻礙作用，使入射液滴的法向速度小于自由噴霧液滴的法向速度；由于噴霧撞壁過程的能量損失，使反彈液滴的法向速度小于入射液滴的法向速度；同時不同燃料之間反彈液滴的法向速度的差距變?。?/p>

(4) 試驗發(fā)現(xiàn)，同樣具有高 K值和大尺寸液滴的乙醇和異辛烷燃料噴霧中，只有乙醇噴霧在撞壁后出現(xiàn)了較好的破碎效果，異辛烷噴霧撞壁后的破碎效果較差．因此，需要更多的試驗數(shù)據(jù)以對 Mundo的模型做進一步的修改和完善．

(5) 試驗發(fā)現(xiàn)，噴霧撞壁后反彈液滴的反彈角度在 0°～90°的范圍內(nèi)變化，而不是 Stanton和 Mundo的模型中得出的 65°～90°．因此，為使模型結(jié)果與試驗結(jié)果有更好的一致性，應(yīng)增大模型中反彈角度的變化范圍．

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