李西鋒，賈和坤，徐斌

(江蘇大學(xué)汽車(chē)與交通工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

最新的國(guó)六排放法規(guī)不僅限制了HC、NOx及顆粒物等污染物的排放，而且對(duì)顆粒物數(shù)目有了嚴(yán)格的限制。缸內(nèi)直噴汽油機(jī)以低油耗和低污染物排放等優(yōu)勢(shì)逐漸成為未來(lái)車(chē)用發(fā)動(dòng)機(jī)的主流之一。然而，缸內(nèi)直噴汽油機(jī)相比傳統(tǒng)的進(jìn)氣道噴射汽油機(jī)，它的顆粒物等污染物排放增多，混合氣局部過(guò)濃是產(chǎn)生顆粒物的主要因素之一。為了解決這一問(wèn)題，提高油氣混合質(zhì)量成為關(guān)鍵，而噴射壓力和噴油器結(jié)構(gòu)又是提高噴霧質(zhì)量和油氣混合均勻程度的重要因素[1-2]。

噴孔出口處空泡潰滅會(huì)產(chǎn)生高溫、高壓的微射流，影響燃油的初次霧化[3-4]。針對(duì)噴射壓力和GDI噴孔幾何結(jié)構(gòu)對(duì)空化及噴霧特性影響，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究。程強(qiáng)等[5]采用數(shù)值模擬的方式研究了噴射壓力10 MPa下不同噴孔參數(shù)對(duì)空化及噴霧特性的影響；M. A. Shost等[6]利用大渦模擬方法研究了GDI噴孔結(jié)構(gòu)對(duì)噴霧一次破碎的影響；Sanghoon Lee等[7]采用PDPA系統(tǒng)研究了不同噴射壓力下的液滴粒徑分布，發(fā)現(xiàn)當(dāng)噴射壓力達(dá)到20 MPa時(shí)，噴射壓力進(jìn)一步升高對(duì)液滴的索特平均直徑影響不大。

提高噴射壓力有利于減少顆粒物的排放[8-9]，噴油器結(jié)構(gòu)也對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的排放性能有一定影響。從當(dāng)前的文獻(xiàn)中可以看出，所研究的GDI噴射壓力基本低于30 MPa，而對(duì)超高噴射壓力下噴嘴結(jié)構(gòu)對(duì)空化及噴霧特性影響研究較少。為了使內(nèi)燃機(jī)排放達(dá)到日益嚴(yán)格的排放法規(guī)要求，實(shí)現(xiàn)高效清潔燃燒，超高壓噴射及噴嘴結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究具有較高的實(shí)用價(jià)值。

由于噴孔直徑極小，采用試驗(yàn)捕捉噴孔內(nèi)空化及噴霧微小結(jié)構(gòu)比較困難，且與模擬相比獲得的信息較少，因此本研究用商業(yè)軟件Converge對(duì)GDI噴孔的空化和噴霧特性進(jìn)行研究。由于大渦模擬計(jì)算耗費(fèi)適中且計(jì)算真實(shí)性高，為了使仿真達(dá)到較高的精度，因此采用大渦湍流模型(LES)獲取噴霧的SMD、速度等特性。

1 幾何模型及噴孔結(jié)構(gòu)參數(shù)定義

圖1示出一種五孔對(duì)稱(chēng)布置的GDI噴油器計(jì)算模型，包括球閥、壓力室、階梯孔內(nèi)外孔等。本研究保持球閥，壓力室等基本結(jié)構(gòu)不變，僅改變階梯孔內(nèi)孔截面形狀，采用的噴孔截面形狀包括漸擴(kuò)形、漸縮形、變截面雙曲線形以及變截面橢圓形，噴孔截面示意見(jiàn)圖2，所有的噴孔參數(shù)見(jiàn)表1。

圖1 噴嘴內(nèi)流計(jì)算區(qū)域及噴孔布置

圖2 不同階梯孔內(nèi)孔截面示意

表1 噴孔基本結(jié)構(gòu)參數(shù)

用K系數(shù)表征噴孔錐度大小，噴孔K系數(shù)的定義為[10]

式中：Din和Dout分別為噴孔入口和出口直徑；L為噴孔長(zhǎng)度。

對(duì)于變截面噴孔，需要定義變截面擴(kuò)張或收縮截面大小Km以及位置Xm，其定義為[11]

式中：Dm為擴(kuò)張或收縮截面直徑；Lm為噴孔入口離擴(kuò)張或收縮截面的距離。

2 仿真計(jì)算

2.1 網(wǎng)格劃分策略

Converge軟件有獨(dú)特的六面體自適應(yīng)網(wǎng)格加密技術(shù)，可以根據(jù)需要對(duì)精度要求高的區(qū)域進(jìn)行加密，不僅保證了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，而且減少了計(jì)算時(shí)間。圖3示出噴孔附近區(qū)域及噴霧計(jì)算區(qū)域的網(wǎng)格結(jié)構(gòu)。從中可以看出，為了使計(jì)算精度達(dá)到最高，噴孔壁面網(wǎng)格固定加密三層，噴霧計(jì)算域基本網(wǎng)格尺寸為2 mm，根據(jù)噴霧速度進(jìn)行自適應(yīng)加密，加密4級(jí)，最小網(wǎng)格尺度為0.125 mm。對(duì)計(jì)算結(jié)果影響不大的區(qū)域，網(wǎng)格尺寸仍然保持基本網(wǎng)格尺寸不變，有利于減小計(jì)算耗費(fèi)。

圖3 噴孔附近區(qū)域和噴霧計(jì)算域網(wǎng)格結(jié)構(gòu)

2.2 數(shù)學(xué)模型建立及驗(yàn)證

2.2.1數(shù)學(xué)模型

燃油在噴孔內(nèi)部高速流動(dòng)會(huì)形成低壓區(qū)，當(dāng)壓力低于燃油的飽和蒸氣壓時(shí)在噴孔的入口和壁面處會(huì)形成空泡，在Converge軟件中用均質(zhì)松弛模型HRM(Homogenous Relaxation Model)預(yù)測(cè)兩相流[12]，HRM通過(guò)Yoshizawa and Horiuti[13]提出的方程進(jìn)行描述：

時(shí)間尺度θ計(jì)算方程：

θ=θ0α-0.54φ-1.76。

式中：系數(shù)θ0是定值3.87e-7，量綱1壓力比φ由以下公式計(jì)算：

式中：pc是臨界壓力；psat是靜壓。

噴霧與空氣的相互作用較復(fù)雜，不僅受?chē)娍壮隹谔幙张菁巴牧鲾_動(dòng)的影響，而且受到空氣動(dòng)力干擾，因此，選用KH-ACT-RT模型[14]考慮空化、湍動(dòng)能及氣動(dòng)力干擾等對(duì)噴霧的初次破碎以及二次破碎影響，并采用NTC collision模型考慮液滴之間的碰撞。為了提高噴霧計(jì)算精度，用大渦模擬LES(Large Eddy Simulation)湍流模型預(yù)測(cè)噴霧形態(tài)及噴霧特性的變化。

2.2.2模型的驗(yàn)證

采用Winklhofer等[15]的試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)計(jì)算噴嘴內(nèi)流的數(shù)學(xué)模型進(jìn)行驗(yàn)證。根據(jù)Winklhofer的試驗(yàn)條件建立二維幾何模型，仿真邊界條件和試驗(yàn)相同：噴射壓力為10 MPa，背壓為2～8 MPa，溫度為常溫。圖4a示出了噴孔內(nèi)部空化形態(tài)仿真與試驗(yàn)對(duì)比，圖4b示出了質(zhì)量流量仿真值和試驗(yàn)值隨壓差的變化。從圖4中可以看出，仿真得出的噴孔空化形態(tài)及質(zhì)量流量與試驗(yàn)比較一致，證明了空化模型的準(zhǔn)確性。

圖4 空化形態(tài)與質(zhì)量流量的仿真與試驗(yàn)對(duì)比

為了驗(yàn)證噴霧模型的準(zhǔn)確性，搭建噴霧試驗(yàn)臺(tái)架(見(jiàn)圖5)。氮?dú)馄枯敵龅牡獨(dú)怛?qū)動(dòng)氣液增壓泵運(yùn)轉(zhuǎn)，使燃油從低壓升高到設(shè)定壓力20 MPa，另一個(gè)氮?dú)馄繛槎ㄈ輳椞峁┍硥海敬卧囼?yàn)背壓為0.5 MPa，環(huán)境溫度和燃油溫度均為常溫25 ℃。高強(qiáng)度LED燈為試驗(yàn)持續(xù)提供背影光，計(jì)算器通過(guò)同步控制噴油器及高速攝像機(jī)來(lái)獲取不同噴射時(shí)刻下的噴霧宏觀數(shù)據(jù)。圖6示出不同燃油噴射時(shí)刻下仿真與試驗(yàn)噴霧形態(tài)對(duì)比，仿真得出的噴霧形態(tài)和試驗(yàn)幾乎一致。從圖7中可以看出，與試驗(yàn)相比，仿真計(jì)算出的噴霧貫穿距略長(zhǎng)，噴霧錐角略小，仿真與試驗(yàn)獲得的噴霧貫穿距及噴霧錐角最大偏差分別為4.52%及4.16%，它們之間的偏差在合理的范圍之內(nèi)。綜上，可以認(rèn)為所建立的空化及噴霧模型比較準(zhǔn)確，能夠滿(mǎn)足計(jì)算要求。

1—油箱； 2—?dú)庖涸鰤罕茫?3—單向閥； 4—氮?dú)馄浚?—GDI噴油器； 6—LED燈； 7—定容彈；8—高速相機(jī)； 9—計(jì)算機(jī)。圖5 噴霧試驗(yàn)臺(tái)架示意

圖6 噴霧形態(tài)的仿真與試驗(yàn)對(duì)比

圖7 噴霧貫穿距與噴霧錐角的仿真值與試驗(yàn)值對(duì)比

2.3 計(jì)算方案

本研究設(shè)計(jì)了3個(gè)計(jì)算方案。方案1：階梯形噴孔內(nèi)孔為圓柱形，噴孔直徑為0.18 mm,噴射壓力為10，20，30，40，50 MPa,背壓為0.5 MPa。

方案2：噴射壓力為50 MPa，背壓為0.5 MPa，選用4種階梯孔內(nèi)孔截面形狀，分別為漸縮形、漸擴(kuò)形、變截面雙曲線及變截面橢圓形(見(jiàn)圖2)。

在方案1和方案2中除了能得到噴孔內(nèi)部空泡分布、速度分布及流量系數(shù)等基本內(nèi)流特性之外，還會(huì)獲得Vof_map文件，在該文件中包含了階梯孔內(nèi)孔與外孔交界面處湍動(dòng)能、速度及截面收縮系數(shù)Ca等參數(shù)，用于計(jì)算噴嘴下游的噴霧特性。

方案3：將方案1和2的階梯孔內(nèi)孔出口參數(shù)作為噴霧計(jì)算的初始條件，然后計(jì)算出噴霧錐角、貫穿距、SMD及粒徑分布等。

3 結(jié)果與分析

3.1 噴射壓力對(duì)圓柱形噴孔出口流動(dòng)特性的影響

噴孔的出口流動(dòng)特性決定著噴霧霧化質(zhì)量，因此，出口流動(dòng)特性是評(píng)價(jià)噴油器性能的重要指標(biāo)之一。圖8示出不同噴射壓力下各個(gè)噴孔出流特性對(duì)比。從圖中可以看出，隨著噴射壓力的提高，流量系數(shù)逐漸降低，氣相體積分?jǐn)?shù)有增加的趨勢(shì)；當(dāng)噴射壓力超過(guò)30 MPa，氣相體積分?jǐn)?shù)增幅不是很明顯，這是因?yàn)閲娚鋲毫μ岣叩?0 MPa時(shí)噴孔內(nèi)部空化已經(jīng)處于超空化狀態(tài)，進(jìn)一步提高噴射壓力對(duì)氣相體積分?jǐn)?shù)影響不大，但能顯著增加噴孔出口處速度和平均湍動(dòng)能。提高出口湍動(dòng)能可以增強(qiáng)燃油一次破碎，除此之外提高出口速度可以加強(qiáng)燃油與空氣的卷吸作用，加速燃油二次破碎，因此提高噴射壓力能增加燃油霧化程度。

圖8 不同噴射壓力下噴孔出流特性

3.2 噴射壓力對(duì)圓柱形噴孔噴霧特性的影響

圖9a示出不同噴射壓力下噴霧貫穿距變化規(guī)律。從圖中可以看出，在各種噴射壓力下噴霧貫穿距均服從先快速增加后趨于平緩的趨勢(shì)，這是因?yàn)樵趪婌F發(fā)展過(guò)程中燃油表面夾帶更多的空氣，促使燃油加速破碎并且使噴霧速度快速減小。當(dāng)噴射壓力從10 MPa增加到30 MPa時(shí)，噴霧貫穿距增加了30%，然而，噴射壓力從30 MPa提高到50 MPa，噴霧貫穿距僅增加了10%左右。圖9b示出不同噴射壓力下，在噴射時(shí)刻0.5 ms處燃油速度沿噴孔軸線變化規(guī)律?？梢钥闯鰢娚鋲毫?0 MPa時(shí)噴霧速度曲線比較平穩(wěn)，然而，在噴射壓力30 MPa和50 MPa條件下遠(yuǎn)離噴孔出口處，噴霧速度曲線劇烈波動(dòng)并快速下降。在超高噴射壓力下噴霧和周?chē)諝膺M(jìn)行著劇烈的動(dòng)量和能量交換，燃油強(qiáng)烈破碎促使噴霧速度快速減小，這是在高噴射壓力下進(jìn)一步提高噴射壓力時(shí)噴霧貫穿距變化不明顯的主要原因。除此之外，當(dāng)噴射壓力從10 MPa提高到30 MPa時(shí)，噴孔出口處平均速度增幅較大(見(jiàn)圖8)，促使貫穿距顯著增加。然而噴射壓力在30 MPa和50 MPa下噴孔出口處平均流速增幅較小，而且噴孔出口處湍動(dòng)能較大，燃油表面擾動(dòng)更加劇烈，這也是在高噴射壓力下提高噴射壓力時(shí)噴霧貫穿距增加不明顯的原因之一。

圖9 在不同噴射壓力下的噴霧特性參數(shù)

從圖10a可見(jiàn)，噴射壓力升高，SMD減小，噴射壓力從10 MPa增加到30 MPa時(shí)SMD下降幅度較大，從30 MPa增加到50 MPa時(shí)SMD有所減小，但減小程度較小。噴射壓力達(dá)到30 MPa以后小粒徑液滴占絕大部分，由于小液滴不易破碎，所以當(dāng)噴射壓力提高到50 MPa時(shí)全局SMD減小并不明顯。然而提高噴射壓力會(huì)使小粒徑液滴數(shù)目占比增加。圖10b示出在距離噴嘴出口30 mm處截面上各個(gè)噴射壓力下粒子直徑概率分布情況。從圖中可以看出，各種噴射壓力下液滴直徑均服從兩邊低中間高的分布規(guī)律，在10 MPa噴射壓力下粒徑分布曲線較平緩，當(dāng)噴射壓力達(dá)到50 MPa時(shí)粒徑分布曲線較窄，粒徑分布的峰值出現(xiàn)在5～7 μm的范圍之內(nèi)。從以上分析可以得出結(jié)論：提高噴射壓力可以提高小液滴數(shù)量，從而加快液滴蒸發(fā)，有利于提高油氣混合質(zhì)量。

圖10 不同噴射壓力下液滴SMD和粒徑分布情況

3.3 幾何特征對(duì)噴孔出口流動(dòng)特性的影響

圖11示出了在噴射壓力為50 MPa條件下不同噴孔出流特性變化情況。從圖11a可以看出漸縮形噴孔的流量系數(shù)最大，漸擴(kuò)形噴孔最小，變截面橢圓形噴孔的流量系數(shù)比變截面雙曲線形噴孔大15.22%左右。除此之外，還發(fā)現(xiàn)在噴孔出口處變截面橢圓形和漸擴(kuò)形噴孔的氣相體積分?jǐn)?shù)較大，漸縮形噴孔出口處幾乎沒(méi)有空泡產(chǎn)生。一般來(lái)說(shuō)，氣相體積分?jǐn)?shù)越大，噴孔的流量系數(shù)越小，但對(duì)于變截面雙曲線形噴孔，其噴孔收縮截面太小(見(jiàn)圖2c)，阻礙了燃油在噴孔內(nèi)部流動(dòng)，因此其噴孔流量系數(shù)相對(duì)于變截面橢圓形噴孔較小。從圖11b可以看出，漸擴(kuò)形噴孔出口湍動(dòng)能比漸縮形噴孔大許多，但其噴孔出口速度略小，主要是因?yàn)闈u擴(kuò)形噴孔出口處有許多空泡，而漸擴(kuò)形噴孔幾乎無(wú)空泡，空泡潰滅加劇燃油擾動(dòng)，故漸擴(kuò)形噴孔出口處湍動(dòng)能較大。還發(fā)現(xiàn)變截面雙曲線形噴孔出口處湍動(dòng)能和速度均比較高，根據(jù)伯努力原理，當(dāng)噴孔截面收縮時(shí)流體速度會(huì)增加，變截面雙曲線形噴孔的截面先逐漸縮小后逐漸擴(kuò)大，而且噴孔內(nèi)部空泡多集中在噴孔出口處附近，大量空泡使噴孔有效直徑減小，因此噴孔出口速度相對(duì)其他噴孔比較大，同樣噴孔出口處附近大量空泡潰滅促使燃油的湍動(dòng)能增加。

圖11 在噴射壓力為50 MPa條件下不同結(jié)構(gòu)噴孔出流特性

3.4 幾何特征對(duì)噴霧特性的影響

圖12a示出噴射壓力為50 MPa下不同噴孔的液滴SMD對(duì)比。從圖中可以看出，在相同噴射時(shí)刻變截面雙曲線噴孔的SMD最小，而變截面橢圓形噴孔的SMD最大，這是因?yàn)樽兘孛骐p曲線噴孔出口處的湍動(dòng)能和速度最大，有利于燃油的一次和二次破碎，而變截面橢圓形噴孔的湍動(dòng)能和平均速度都較小。漸擴(kuò)形噴孔出口處空泡破碎能增強(qiáng)燃油初次破碎，然而較弱的出口流速不利于燃油二次破碎，因此漸擴(kuò)形噴孔與漸縮形噴孔相比，在噴霧初始階段SMD較小，在噴霧噴射后期其SMD較大。圖12b示出不同噴孔的噴霧粒徑頻率分布。從圖中可以看出，變截面雙曲線形噴孔的噴霧粒徑峰值集中在6 μm左右，而變截面橢圓形噴孔粒徑峰值集中在13 μm左右，漸擴(kuò)形和漸縮形噴孔粒徑集中在8～10 μm之間。較小的粒徑有利于燃油蒸發(fā)，變截面雙曲線噴孔的小液滴占比最多，因此變截面雙曲線噴孔有利于噴霧質(zhì)量的提高。

圖12 在噴射壓力為50 MPa下，不同結(jié)構(gòu)噴孔的液滴SMD和液滴直徑分布情況

4 結(jié)論

a) 提高噴射壓力有利于噴孔出口處湍動(dòng)能和平均速度增加，然而當(dāng)噴射壓力提高到30 MPa以后SMD和貫穿距增加不明顯，但會(huì)顯著增加小粒徑液滴占比；

b) 在相同噴射壓力下變截面雙曲線噴孔的湍動(dòng)能和速度最大，但氣相體積分?jǐn)?shù)和流量系數(shù)比變截面橢圓形??；

c) 在相同噴射時(shí)刻變截面雙曲線噴孔的SMD最低，小液滴占比最多，有利于混合氣形成，漸擴(kuò)形噴孔有利于噴霧初次破碎，不利于二次破碎，而漸縮形噴孔與其相反。