趙洪雪，靜大亮，丁海春，帥石金，龐昌樂

（1.交通運輸部公路科學研究院，北京 100088； 2.清華大學，汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室，北京 100084；3.中國航空發(fā)動機研究院，北京 101300； 4.中國農業(yè)大學工學院，北京 100083）

前言

由于GDI發(fā)動機比傳統(tǒng)汽油機具有更高的燃燒效率，目前在世界范圍內被廣泛應用［1-2］，盡管GDI發(fā)動機具有高效節(jié)油等優(yōu)點，但是由于其噴油器安裝在氣缸內導致的混合氣不均勻而引起的排放問題備受關注。GDI發(fā)動機缸內的混合氣的均勻程度對其燃燒效率、污染物排放水平有著至關重要的影響［3］。大量研究表明由于GDI汽油機中噴霧碰壁產生油膜及缸內混合氣不均勻導致了碳煙的大量生成［4-9］。隨著歐六排放法規(guī)對顆粒物數(shù)量及質量的嚴格限制，對噴霧系統(tǒng)的優(yōu)化以減少碳煙的生成必不可少。且噴霧碰壁導致潤滑油稀釋增大了活塞與氣缸的摩擦損耗從而降低發(fā)動機的使用壽命［10］。因此，燃油噴射控制的重要性尤為突出，在GDI發(fā)動機的開發(fā)過程中從壁面引導、空氣引導到最新一代的噴霧引導系統(tǒng)都存在著一定的噴霧碰壁現(xiàn)象［11］。新一代GDI發(fā)動機中，常見的噴油器為多噴孔非對稱緊湊布置，油束間夾角較小，此種布置形式使噴霧過程更加復雜化，油束間相互作用開始引起廣泛關注，有學者通過大量的試驗研究發(fā)現(xiàn)在較高的環(huán)境壓力下GDI噴油器的噴霧油束會發(fā)生形變及閃極沸騰現(xiàn)象［12-15］。近年來大量學者對GDI發(fā)動機多孔噴油器噴油壓力展開了研究［16-18］，發(fā)現(xiàn)提高噴油壓力對噴霧貫穿距、質量流率、霧化質量均有一定的提高，但高噴射壓力對SMD影響的測試結果結論不一［17-18］。同時，研究發(fā)現(xiàn)目前噴油壓力多采用15～20MPa，且30MPa的噴油壓力系統(tǒng)將會被應用到發(fā)動機中［19］。

GDI多孔噴油器在高背壓下的噴霧形變已引起相關學者的高度重視，但仍然缺乏系統(tǒng)的研究工作。為此，本文中選用一5孔噴油器，利用三維模擬手段對該噴油器在不同噴射壓力和環(huán)境背壓下的噴霧形變機理進行了較為詳細的解析。研究結果有助于深入理解噴霧過程，同時為改善發(fā)動機燃燒系統(tǒng)提供理論與試驗依據(jù)。

1 試驗

1.1 試驗裝置

噴霧特性試驗在定容彈試驗平臺中進行，試驗裝置如圖1所示。定容彈的設計壓力為6.0MPa。試驗中環(huán)境背壓由高壓氮氣提供。定容彈視窗材料為石英，有效直徑為105mm，厚度為55mm。LED燈從一側視窗打光照亮定容彈內部，燃油噴射過程由布置在另一側視窗處的高速相機捕捉。試驗用高速相機為Photron SA X2，該相機的最大拍攝速度可達1 000 000幀／s。為了防止多次噴霧產生的大量油滴懸浮于定容彈內干擾測量，定容彈內的氣體以緩慢的速度連續(xù)流動，將噴霧產生的油滴及時帶出定容彈。

圖1 高速攝影及微觀噴霧特性試驗臺架示意圖

試驗用定容彈專為相位多普勒粒子分析儀（phase doppler particle analyzer，PDPA）測量設計。定容彈側面開有兩個夾角為110°的視窗，在此夾角下PDPA測得的信號具有最高的信噪比，PDPA系統(tǒng)由Dantec公司引進，所用激光器為Coherent公司的Innova 70C氬離子激光器。激光發(fā)出后經布拉格單元，分為波長514.5和488nm的4束激光，用于測量噴霧中油滴的二維速度和粒徑。發(fā)射探頭和接收探頭置于移動精度為0.1mm的三維坐標架上，以實現(xiàn)信號的快速自動采集。測量時發(fā)射探頭與接收探頭分別垂直于定容彈上的兩個視窗。

1.2 試驗

噴油器噴油壓力分別采用5，10，15和20MPa，環(huán)境背壓分別為 0.1，0.5和 1MPa；噴油脈寬為1.5ms；相機拍攝速度為 25 000fps，快門速度為1／160000s，相機分辨率640×768像素。每個工況重復5次試驗。噴霧特性試驗條件見表1。

PDPA測量位置如圖2所示，沿目標油束以10mm為間距測量5-9個空間位置的測量點。測量時，目標油束與激光入射方向垂直，保證能夠準確測量目標截面上油滴的X方向和Y方向的速度分量。

本研究使用的CFD模型需要基于試驗中油束落點位置確定油霧的噴射方向，試驗用噴油器為5孔噴油器，圖3所示為5束油束落點位置及編號。

表1 噴霧特性試驗條件

圖2 測量位置空間點

在噴霧試驗中，高速攝影和PDPA主要針對1號油束的噴霧貫穿距、噴霧油滴SMD等噴霧特性進行了詳細研究。

2 模擬計算

2.1 建模

采用CONVERGE內置前處理模塊，建立直徑為100mm、高度為105mm的圓柱形定容彈CAD模型，如圖4所示。采用CONVERGE自適應網格進行網格劃分，如圖5所示，基礎網格尺度設定為2mm，并基于流動速度梯度加密23，基于溫度梯度加密23。模型中環(huán)境溫度為293K，與試驗一致。

2.2 模擬驗證

2.2.1 噴霧貫穿距驗證

在模擬計算得到的5束油束中，選取試驗中對應標記的1號油束進行詳細驗證。

圖4 定容彈CAD網格

圖5 CONVERGE自適應網格與加密

本研究中模型的選擇如表2所示，噴霧破碎模型采用KH-RT模型。KH模型［20］基于柱狀液體射流不穩(wěn)定理論計算破碎過程，由于液滴在運動過程中與周圍氣體的相互作用，在液滴表面產生Wave波，該波在達到一定條件后會引起液滴表面的破碎。KH模型中決定液滴破碎的3個關鍵參數(shù)分別為破碎時間tbu、破碎后產生新液滴的半徑rnew和破碎速率 d r／d t。RT模型［21］基于 RAYLEIGH-TAYLOR不穩(wěn)定波計算破碎過程，由于液滴加速度的變化而引起液滴整體形狀的變化，在達到一定條件后會引起整個粒子的破碎。RT模型的關鍵參數(shù)包括破碎后的液滴粒徑dnew和破碎時間trt。KH-RT模型將KH模型與RT模型結合，并引入了液柱長度的定義，在破碎長度Lb以內使用KH模型計算初次破碎，在Lb以外RT模型與KH模型一起參與二次破碎的計算。

表2 噴霧模型選擇

在噴霧驗證過程中主要模型里對噴霧破碎影響較大的關鍵參數(shù)進行驗證，其中KH模型中的參數(shù)B0為破碎粒徑系數(shù)，其值的大小直接影響破碎后子液滴的粒徑大小rnew；B1為破碎特征時間系數(shù)，影響液體的破碎時間tbu和破碎速度，與噴霧貫穿距直接相關。在RT模型中C0破碎特征時間系數(shù)與破碎時間trt相關聯(lián)，控制破碎時間；C1為破碎粒徑系數(shù)，與破碎后粒徑的直徑大小dnew相關。經過大量的模擬與試驗的對標驗證，得到一組適用于本文的參數(shù)設置，如表3所示。

表3 破碎模型參數(shù)

圖6所示為環(huán)境背壓為0.1MPa時，試驗與模擬分別采用5，15和20MPa噴油壓力得到的噴霧貫穿距離隨時間的變化，其中試驗值標注了多次試驗結果的誤差帶。隨著噴油壓力增加，同一時刻噴霧貫穿距呈增大趨勢，且噴油壓力為15和20MPa工況時模擬值與試驗值吻合程度更高。

圖6 0.1MPa背壓下不同噴油壓力噴霧貫穿距離

圖7 所示為噴油壓力為20MPa時，試驗與模擬分別采用0.1，0.5和1MPa環(huán)境背壓得到的噴霧貫穿距離隨時間的變化，其中試驗值標注了多次試驗結果的誤差帶。隨環(huán)境背壓增加，同一時刻噴霧貫穿距呈現(xiàn)減小趨勢，尤其在發(fā)出噴射信號300μs后更為顯著。3種背壓條件下，模擬計算得到的噴霧貫穿距均能與試驗值較好地吻合，對于高背壓工況，在50μs時刻前后，雖然模擬值略低于試驗值并超出了試驗誤差帶，但仍在模擬計算可接受的誤差范圍內。試驗中各工況噴射延遲期（從噴射信號發(fā)出至油束射出噴孔的時間差）均為200μs左右，模擬計算中已經對這一延遲時間進行了補償。

圖7 20MPa噴油壓力下不同環(huán)境背壓噴霧貫穿距離

2.2.2 噴霧油滴SMD標定

噴霧油滴SMD標定通過對距離噴孔下游20，30和40mm位置噴霧油滴索特平均直徑（SMD）的試驗值和模擬計算值的對比分析進行。其中，試驗值為1號油束PDPA試驗數(shù)據(jù)相應位置的平均值，模擬計算值為1號油束模擬計算結果相應位置截平面內油滴的平均值。

圖8（a）所示為環(huán)境背壓0.1MPa，噴油壓力分為5，15和20MPa時不同位置油滴SMD模擬計算與試驗結果對比。圖中SMD的試驗值為相應位置1號油束PDPA試驗測得數(shù)據(jù)的平均值，模擬值為相應位置截平面內1號油束液滴的平均值。隨噴油壓力增加，各個測量位置油滴SMD逐漸減小，且距離噴嘴越遠，油滴SMD的降幅越大。噴油壓力較高時，隨著噴油壓力的增加，油滴SMD的降幅減弱。對比模擬計算結果與試驗結果可知，模擬計算能很好地預測上述變化，且在絕大部分測量點均與試驗值較好吻合。

圖8（b）所示為噴油壓力為20MPa，環(huán)境背壓分別為0.1，0.5和1MPa時不同位置噴霧油滴SMD模擬計算與試驗結果對比。從圖中可知，環(huán)境背壓為0.1MPa時，油滴SMD隨著參考位置向噴霧下游移動而變化不大；0.5和1MPa較高的環(huán)境背壓條件下，油滴SMD值呈現(xiàn)出先升高后降低的趨勢。對比模擬計算結果與試驗結果可知，模擬計算能很好地預測上述變化，且與試驗值能較好地吻合。

圖8 不同噴油壓力及環(huán)境背壓下SMD的標定

圖9 所示為噴射壓力為20MPa，不同環(huán)境背壓條件下模擬所得到的容彈內噴霧未蒸發(fā)的燃油質量及霧化粒子數(shù)量。從圖中可知，高背壓下燃油的蒸發(fā)質量少于低背壓環(huán)境下燃油的蒸發(fā)質量。高背壓下的燃油粒子的數(shù)量小于0.1MPa環(huán)境壓力下的粒子數(shù)量，且蒸發(fā)量小，說明在高背壓下燃油粒子的粒徑更大，與上述SMD的在高背壓下較大結果一致。

綜上所述，提高噴射壓力可以得到更小的噴霧SMD，實現(xiàn)更好的噴霧霧化效果。SMD升高主要是由于具有較大動量的大噴霧油滴運動到更遠的位置，隨著背壓的增大，環(huán)境氣體對噴霧的影響逐漸變大，較高的背壓導致環(huán)境氣體的密度增大，進而對噴霧油滴的阻力增大，大顆粒在與環(huán)境氣體的相互作用下進一步破碎成較小液滴，而較小的油滴在運動過程中由于受到氣體阻力很難達到遠端。從而呈現(xiàn)出SMD先升高后降低的趨勢。且在高背壓下不利于燃油粒子迅速蒸發(fā)。

3 結果與討論

3.1 噴霧宏觀形態(tài)

圖9 容彈內噴霧蒸發(fā)及粒子數(shù)量

（1）噴射壓力的影響

圖10所示為環(huán)境背壓為0.1MPa，噴油壓力分別為5，10，15和20MPa工況下噴霧宏觀形態(tài)隨時間的變化。噴油壓力的增大提高了燃料的出口速度，因此隨噴油壓力增大，同一時刻對應的噴霧貫穿距增加。噴油壓力增大還導致瞬時噴射率增加，使單位時間內噴出的燃料增多，噴霧的霧化效果也會提升，油滴的粒徑減小而數(shù)量上升，因此隨噴油壓力增大，噴霧中液滴的濃度增大。另外，試驗中噴霧亮度的增強也表明噴霧中液滴的濃度增大。

（2）環(huán)境背壓的影響

圖11所示為噴油壓力為20MPa，環(huán)境背壓分別為0.1，0.5和1MPa工況下噴霧宏觀形態(tài)隨時間的變化。背壓升高使空氣密度增加，導致噴霧受到的阻力增加，延緩噴霧進程，因此，隨環(huán)境背壓升高，同一時刻噴霧貫穿距和噴霧面積均顯著降低。

圖10 不同噴油壓力下噴霧的宏觀形態(tài)隨時間的變化（背壓0.1MPa）

圖11 不同背壓下噴霧的宏觀形態(tài)隨時間的變化（噴油壓力20MPa）

當背壓較低時（0.1MPa），各油束間存在較為明顯的分界。當背壓較高時（0.5和1MPa），在噴油過程初期（0.60ms以前），各油束之間的邊界較明顯；在噴油過程后期（0.60ms以后），各油束之間不存在明顯的邊界。導致以上現(xiàn)象的原因是，背壓的增大導致噴霧內外的壓差增大，使得油束向內側偏移，使各油束之間的距離減小，同時隨著背壓的增加，空氣卷吸作用較強，在噴霧的外側形成了一團較濃的液滴群。

3.2 噴霧橫斷面壓力及速度場分布

（1）噴射壓力的影響

圖12所示為環(huán)境背壓為0.1MPa，噴油壓力分別為5，10，15和20MPa工況下距噴孔下端20mm位置處橫斷面氣流運動及環(huán)境壓力隨時間的變化。箭頭表示截面切向速度場的方向。從圖中可以看出，噴油壓力較低時，容彈內的氣流流動及壓力梯度均較??；隨噴油壓力增加，油束對容彈內氣流的影響增大，油束區(qū)域有明顯的壓降，氣流運動及撞擊也較為劇烈，隨著時間推移油束受到氣流的沖擊也較為明顯。噴霧初期油束形態(tài)在橫截面上的分布基本一致，這是由于噴霧初期油束尚未破碎完全，油束形態(tài)主要取決于出口速度，受環(huán)境氣體的影響較??；而在噴霧發(fā)展的第2階段，油束大部分已經破碎成液滴，環(huán)境氣體對液滴的運動產生阻力，且隨著噴油壓力增大，油束對環(huán)境氣體的沖擊和擾動也更大，噴霧貫穿距受其影響較大，此時油束形態(tài)在橫截面上的分布差異較大。

圖12 不同噴射壓力下噴嘴下端20mm處壓力及速度場分布（0.1MPa背壓）

（2）環(huán)境背壓的影響

圖13所示為噴油壓力為20MPa，環(huán)境背壓分別為0.1，0.5和1MPa工況下距噴孔下端20mm位置處橫截面缸內壓力及氣流運動隨時間的變化。從圖中明顯可以看出高環(huán)境背壓下油束較難貫穿。隨著環(huán)境背壓增加，油束在距噴孔20mm位置處的落點向中心聚攏，且環(huán)境背壓為1MPa時，油束在壓力的作用下隨時間的進展相互融合。

圖13 不同背壓下噴嘴下端20mm處壓力及速度場分布（20MPa噴射壓力）

圖14 所示為噴油壓力為20MPa，環(huán)境背壓為1MPa時的速度場及油束聚攏現(xiàn)象，可以較清晰地看出其發(fā)展趨勢，進一步驗證了較高的環(huán)境背壓會引起噴霧的形變。

圖14 噴射壓力20MPa、環(huán)境背壓1MPa噴嘴下端20mm處壓力、速度場壓力線和噴霧形變

3.3 高背壓作用下的噴霧形態(tài)解析

圖15 所示為噴油壓力為20MPa，環(huán)境背壓分別為0.1和1MPa工況下油束1和油束3縱切面壓力場和速度場隨時間的變化，為了較清晰觀察速度場的變化情況，將油束3隱藏?？梢钥闯?，環(huán)境背壓為0.1MPa時，油束外邊緣有一定的空氣卷吸作用，但效果不明顯；且油束1與油束3之間的相互作用較小。環(huán)境背壓為1MPa時，油束外邊緣明顯受到較強的空氣卷吸作用，油束末端外邊緣處分布較多的小液滴。

圖15 噴油壓力20MPa、不同環(huán)境背壓下噴霧的形變及速度場分布

圖16 為噴油壓力為20MPa，環(huán)境背壓分別為0.1和1MPa工況下鄰近的油束1與油束5縱切面上油束形態(tài)及周圍速度場隨時間的變化?？梢钥闯鲈诘捅硥?.1MPa時，油束變形較小，基本保持貫穿距不斷增加的態(tài)勢，油束兩側氣體存在一定的卷吸作用，但對噴霧的形態(tài)影響較小；由速度場的分布情況可以看出臨近的兩束油之間也有一定的空氣卷吸作用。在高背壓1MPa時，兩束油間距明顯縮小，油束的變形較大，靠近油束尖端位置的兩側卷吸作用強烈，使油束中的液滴隨氣流向上運動至接近噴油器軸線位置。由壓力場的分布情況可以看出，油束外部壓力高于油束內部壓力，且噴油壓力越高引起的氣流擾動越大，油束內外的壓差越明顯，導致油束外部向內擠壓油束，兩油束之間夾角變小從而出現(xiàn)噴霧形變現(xiàn)象。在氣流的卷吸及噴霧形變的共同作用下使得油束之間界限模糊相互融合。

圖16 20MPa噴射壓力下噴嘴下端20mm兩油束間的速度場分布

4 結論

本文中旨在通過數(shù)值模擬方法研究不同環(huán)境背壓對缸內直噴汽油機噴霧形態(tài)的影響，首先建立了噴霧定容彈三維CFD模型，并通過高速攝影以及PDPA光學試驗驗證了模型的準確性，進而研究了不同環(huán)境背壓對缸內直噴汽油機噴霧形態(tài)的影響，研究結論如下。

（1）對于多孔GDI發(fā)動機，環(huán)境背壓可引起明顯的噴霧形變，油束向噴油器軸線方向偏轉，并隨著時間推移而發(fā)生匯聚進而產生油束形變，油滴在噴霧前端產生顯著的卷吸回旋，油束與油束之間產生交互而不再獨立。同時高背壓下的噴霧貫穿距減小，噴霧前端因卷吸作用而變寬，后端由于油束的中心偏轉而使錐角變小。

（2）噴霧形變產生的主要原因是由于噴霧區(qū)域內外壓力差及噴霧前峰面卷吸的共同作用。高背壓條件下噴霧區(qū)域產生明顯的低壓區(qū)，油束外圍氣體轉為向內部低壓區(qū)運動，進而將原本沿油束軸線運動的噴霧向內壓縮，同時噴霧外圍區(qū)域的卷吸回旋明顯更強。

（3）隨著噴射壓力與背壓的升高，油束形變現(xiàn)象明顯。由于油束向噴霧中心偏轉，噴霧內側液滴在碰撞聚合的作用下使得液滴粒徑變大。