王葭澤, 賈和坤, 俞升浩, 周澤原

(江蘇大學 汽車與交通工程學院, 江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

區(qū)別于進氣道噴射汽油機，缸內直噴汽油機在缸內直接噴射汽油，通過壁面或者氣流引導生成可燃混合氣.缸內直噴汽油機壓縮比較高，展現(xiàn)出良好的動力性和經濟性[1]，但是會導致顆粒物排放量增大.為改善顆粒物排放，需要不斷提高噴射壓力，因而噴霧撞擊活塞頂部及氣缸壁的現(xiàn)象幾乎難以避免.而汽油機缸徑較小，會加劇這種現(xiàn)象的產生[2].因此，針對缸內直噴汽油機噴霧撞壁過程的研究具有重要的意義.

針對缸內直噴汽油機撞壁特性，國內外學者進行了諸多有益的探索.王艷華等[3]對不同噴射壓力下缸內直噴汽油機(GDI)噴霧撞壁特性進行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)提高噴射壓力有助于增加噴霧液滴的動量，提高了噴霧卷吸高度，促進了鋪展半徑的增大.錢丁超等[4]使用Converge軟件對缸內直噴汽油機的噴霧特性進行了數(shù)值仿真，發(fā)現(xiàn)噴射壓力的升高能夠導致相同噴油時刻下噴霧貫穿距離增大，噴霧撞壁時間提前. ZHOU Z. F.等[5]研究了噴射溫度對噴霧撞壁傳熱的影響，發(fā)現(xiàn)提高燃油噴射溫度有助于改善噴霧的霧化效果，減少活塞表面油膜的質量.LUO H. L.等[6]對汽油條件下撞擊噴霧的微觀特性進行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)提高噴射壓力有助于改善小液滴分布.許貝等[7]運用激光誘導熒光法，定量分析了缸內直噴汽油機單孔噴油器噴霧撞壁的二維油膜特性，發(fā)現(xiàn)提高噴射壓力有助于降低燃油附壁率.

康燦等[8]、裴娜等[9]研究發(fā)現(xiàn)噴孔結構會影響下游霧化效果.YU S.H.等[10]研究發(fā)現(xiàn)橢圓噴孔可以有效減小噴霧貫穿距離，增加空氣夾帶率，并改善燃油霧化效果.以橢圓噴孔為代表的非圓形噴孔已經引起業(yè)界研究人員的廣泛關注.M. R. MORAD等[11]分別使用圓形噴孔和橢圓噴孔，對低速來流條件下射流破碎特性進行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)橢圓射流貫穿距離小于圓形射流. D. WAGER等[12]對柴油機橢圓和圓形噴孔的燃燒和排放特性進行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)在一定的負荷下，橢圓孔可以顯著改善燃料消耗與氮氧化物的平衡.G. AMINI等[13]研究了不同形狀噴孔液體射流的不穩(wěn)定性，發(fā)現(xiàn)橢圓射流的破碎長度明顯小于圓形射流.可見，橢圓噴孔的使用可以降低噴霧貫穿距離，具有抑制噴霧撞壁的潛力.前人的研究多集中于橢圓噴孔的內流特性和宏觀噴霧特性，而關于GDI橢圓噴霧撞壁特性的研究尚鮮見報道.

噴孔內部流動特性會對下游的燃油噴霧特性產生重要影響，而傳統(tǒng)離散液滴法(discrete droplet methods，DDM)模型只能針對燃油噴射階段進行模擬，難以實現(xiàn)對非圓形噴孔射流的仿真模擬.Converge軟件提供了一種有效實現(xiàn)噴孔內流耦合拉格朗日噴霧的計算方法，即流體體積-噴霧單向耦合(VOF-spray one way coupling)方法[14-15].該方法先針對噴孔內部進行內流計算，輸出一個包含噴孔出口處速度、湍動能和質量流量等出流參數(shù)信息的文件，再將內流計算輸出文件作為下游噴霧計算邊界條件，從而為噴霧計算提供更為準確的初始條件.

為此，筆者首先利用Converge軟件建立內流模型，并進行驗證，研究圓形噴孔和橢圓噴孔的流通特性.其次，基于定容彈測試系統(tǒng)，通過陰影法獲取室溫下GDI橢圓噴孔的撞壁特性圖像，利用試驗數(shù)據對噴霧撞壁模型進行驗證.最后，在不同噴射壓力下，針對圓形噴霧和橢圓噴霧的撞壁發(fā)生時刻、撞壁速度、撞壁噴霧鋪展半徑和卷吸高度的變化規(guī)律進行數(shù)值分析和對比.

1 數(shù)值模型的建立與驗證

1.1 內流模型的建立與驗證

在Converge軟件中建立了內流模型，使用均質弛豫空化模型(homogenous relaxation model，HRM)[16]對液相和氣相間的質量和動能交換進行了描述.HRM模型是基于熱力平衡原理的一種空化模型，采用以下方程描述質量傳遞速率的變化：

(1)

θG=θ0α-0.57φ-1.76，

(2)

液相的時間尺度θL計算公式為

θL=Fθ0α-0.54φ-1.76

，

(3)

式中：F為時間尺度系數(shù),Converge軟件中F=5 000，系數(shù)θ0=3.84×10-7;α為空化率;φ為進行量綱一處理的壓降比，其計算公式為

(4)

式中：pc為臨界壓力；psat為靜壓.

利用文獻[17]試驗結果，建立節(jié)流閥三維模型，如圖1所示. 利用Converge軟件建立節(jié)流閥內流模型，仿真燃料為柴油.柴油和異辛烷的理化特性參數(shù)如表1所示.

圖1 節(jié)流閥三維模型(單位： μm)

表1 柴油和異辛烷的理化特性參數(shù)

仿真模擬的壓力條件設置與試驗相同，噴射壓力為10 MPa.仿真模擬中，通過改變出口壓力實現(xiàn)進出口壓力差的變化.圖2為試驗和仿真模擬的出口質量流量-進出口壓力差關系曲線.圖3為試驗和仿真模擬空化形態(tài)結果對比，其中空化強度用柴油氣相體積分數(shù)表示，Δp為進出口壓力差.

圖2 出口質量流量-進出口壓力差關系曲線

圖3 試驗與仿真模擬的空化形態(tài)結果對比

從圖2、3可以看出，試驗結果與仿真模擬結果較為吻合，驗證了內流模型的準確性.

1.2 橢圓噴孔模型的建立及燃料性質定義

圖4、5分別為GDI單孔橢圓噴孔的三維結構模型和計算域網格結構示意圖.圖4中，模擬計算時考慮了針閥的運動.針閥全開時,針閥與針閥座之間的間隙為50 μm，針閥開啟時段為0～90 μs，噴油脈寬為1 000 μs，針閥關閉時段為 1 000～1 100 μs，模擬計算時長為1.1 ms.圖5中，考慮到噴孔內部存在強湍流、強流速的現(xiàn)象，針對噴孔內部進行了流體速度和氣相體積分數(shù)的自適應網格加密(adaptive mesh refinement)，并對噴孔內部壁面進行了三級固定加密，在保證計算準確度的同時，有效降低了計算的工作量.

圖4 GDI橢圓噴孔三維結構模型

圖5 GDI橢圓噴孔模型計算域網格結構示意圖

使用圓形噴孔和兩個不同長短軸比的橢圓噴孔進行內流仿真研究，基于等出口面積原則，對3個噴孔進行設計. GDI噴孔具體參數(shù)如表2所示.由表2可知，橢圓噴孔周長較長，表明橢圓噴霧與圓形噴霧相比擁有較大的噴霧表面積.

表2 噴孔結構參數(shù)

利用飛秒激光加工技術進行了橢圓噴孔E2的加工，并通過焊接技術裝配在噴油器上，GDI噴油器實物圖如圖6所示. 在計算中，選取異辛烷作為燃料，其主要理化特性參數(shù)見表1.圖7為噴射壓力為9.0 MPa，環(huán)境壓力為0.5 MPa時，橢圓噴孔出口質量流量與基礎網格長度關系曲線.

圖6 GDI噴油器實物圖

圖7 噴孔出口質量流量-基礎網格長度關系曲線

由圖7可知：隨著基礎網格長度的增大，噴孔出口質量流量開始變化不大，之后逐漸減小，計算精度也隨之降低；當基礎網格長度小于72 μm時，出口質量流量穩(wěn)定在1.55 g·s-1左右.綜合考慮計算成本和模擬精度，最終選擇計算域基礎網格長度為72 μm.

1.3 GDI噴霧撞壁模型的建立與驗證

對噴霧撞壁過程進行模擬時，主要涉及湍流模型、液滴破碎模型、液滴/壁面相互作用模型等子模型的選擇.噴霧子模型的選擇如表3所示.

表3 噴霧子模型的選擇

在定容彈噴霧撞壁可視化平臺上，基于陰影法開展了GDI橢圓噴霧撞壁試驗，試驗燃料為汽油.圖8為試驗平臺示意圖.使用高速數(shù)碼攝像機(Photron FASTCAM SA3)和高能光纖光源，獲取GDI橢圓噴孔E2主軸面和次軸面宏觀噴霧撞壁圖像.相機拍攝頻率為1×104幀·s-1，曝光時間為1×10-5s，拍攝分辨率為512像素×256像素.利用Matlab軟件對噴霧圖像進行了去背景和二值化處理，并對噴霧撞壁后的鋪展半徑(radius width)和卷吸高度(height width)進行了定義，如圖9所示.表4為試驗和仿真工況的具體參數(shù)設置.

圖8 試驗平臺示意圖

圖9 噴霧圖像處理及參數(shù)定義

表4 試驗和仿真工況參數(shù)設置

在不同噴射壓力下比較圓形噴霧和橢圓噴霧的撞壁特性，利用試驗數(shù)據對撞壁數(shù)值模型的準確性進行了驗證，驗證選用的試驗工況為噴射壓力為9.0 MPa，環(huán)境壓力為0.5 MPa. 圖10為GDI橢圓噴孔E2噴霧撞壁試驗結果與仿真結果對比.由圖10可知，橢圓噴霧撞壁后長軸面鋪展半徑近似于短軸面，這是因為橢圓噴霧在下游的橫截面呈現(xiàn)出近圓形分布的特征，此外仿真結果和試驗結果在噴霧形態(tài)上均較為吻合.

圖10 橢圓噴霧試驗照片與仿真模擬圖的對比

選取噴霧撞壁前的噴霧貫穿距離以及撞壁后的卷吸高度和鋪展半徑為研究對象，對噴霧撞壁模型進行檢驗.噴霧貫穿距離、鋪展半徑和卷吸高度隨噴油時間變化的關系曲線如圖11所示. 由圖11可知，3個變量的試驗值和模擬值均呈現(xiàn)出良好的一致性，證明了噴霧撞壁模型的準確性.

圖11 噴霧貫穿距離、鋪展半徑和卷吸高度隨噴油時間變化的關系曲線

2 結果與討論

2.1 噴孔形狀對空化特性和流通特性的影響

圖12為噴射壓力為9.0 MPa，環(huán)境壓力為0.5 MPa下，圓形和橢圓噴孔內部空化三維形態(tài)分布及不同軸向位置截面空化分布圖，其中空化區(qū)域用異辛烷的氣相體積分數(shù)表示，紅色區(qū)域為空化發(fā)生劇烈的區(qū)域.

圖12 噴孔內部及不同軸向位置截面空化分布

由圖12可知：圓形噴孔內部的空化均勻分布在噴孔內部壁面上；橢圓噴孔內部空化呈非軸對稱性分布；E1入口處空化沿壁面分布，隨著空化的發(fā)展，短軸方向的空化消失；E2空化分布在短軸面上，長軸方向上未發(fā)生空化現(xiàn)象；與圓形噴孔相比，橢圓噴孔的空化強度較低，這表明橢圓噴孔可以有效抑制空化的產生.

圖13為不同類型噴孔的質量流量-噴射壓力關系曲線.

圖13 不同類型噴孔質量流量-噴射壓力關系曲線

由圖13可知，橢圓噴孔的質量流量始終大于圓形噴孔，且橢圓噴孔E2的流通性能要優(yōu)于E1.在噴射壓力為15.0 MPa的條件下，橢圓噴孔E1和E2的質量流量分別比圓形噴孔大2.30%和3.54%.這證明了使用橢圓噴孔可以有效提高噴孔流通性能.這是因為圓形噴孔中的空化強度要強于橢圓噴孔.噴孔中形成的空化會阻礙燃油流動，因此在相同壓力條件下橢圓噴孔的質量流量要大于圓形噴孔，橢圓噴孔可以有效抑制空化的產生.

2.2 噴孔形狀對貫穿距離和尖端速度的影響

圖14為噴射壓力分別為6.0 MPa和9.0 MPa的條件下，圓形和橢圓噴霧發(fā)生撞壁前噴霧貫穿距離-噴油時間關系曲線.由圖14可知，噴射壓力為9.0 MPa的條件下，噴油時間為0.5 ms時噴霧已發(fā)生撞壁，因此只有噴油時間為0.4 ms之前的數(shù)據.

圖14 不同噴射壓力下噴霧發(fā)生撞壁前貫穿距離-噴油時間關系曲線

由圖14還可知，圓形噴霧的貫穿距離始終大于橢圓噴霧. 這是因為隨著噴孔長短軸比的增大，噴孔周長增大，噴霧表面積也隨之增大.橢圓噴孔E2噴霧表面積最大，在噴霧發(fā)展過程中受到的空氣阻力也增大，并抑制了噴霧的發(fā)展，因此E2噴霧的貫穿距離最小.

引入發(fā)生撞壁的噴霧尖端速度來評估噴霧的動量.圖15為不同類型噴孔在撞壁時刻的噴霧尖端速度-噴射壓力關系曲線.由圖15可知：在不同噴射壓力下，圓形噴霧尖端速度始終大于橢圓噴霧；隨著橢圓噴孔長短軸比增加，噴霧尖端速度也隨之減小；隨著噴射壓力的增大，圓形和橢圓噴霧的尖端速度均增大.因此，噴霧尖端速度的變化直觀地解釋了橢圓噴霧貫穿距離小于圓形噴霧的現(xiàn)象.

圖15 不同類型噴孔在撞壁時刻噴霧尖端速度-噴射壓力關系曲線

2.3 噴孔形狀對噴霧撞壁時間的影響

圖16為不同類型噴孔的噴霧撞壁時間-噴射壓力關系曲線.由圖16可知，圓形噴霧發(fā)生撞壁時間始終早于橢圓噴霧，說明使用橢圓噴孔可以推遲撞壁發(fā)生時間.這是因為根據圖14可知圓形噴霧尖端速度要大于橢圓噴霧，因而圓形噴霧到達壁面時間更短.在噴射壓力為6.0 MPa時，不同類型噴孔的噴霧發(fā)生撞壁的時間差距最大，此時E2噴霧發(fā)生撞壁時間較圓形噴霧推遲約0.14 ms，E1發(fā)生撞壁時間較圓形噴霧推遲約0.08 ms.此外，隨著噴射壓力的增加，不同類型噴孔噴霧的尖端速度也隨之增大.由于本研究中撞壁距離保持不變，因此不同噴霧發(fā)生撞壁的時間差距隨噴射壓力的增加而減小.

圖16 不同類型噴孔的噴霧撞壁時間-噴射壓力關系曲線

2.4 噴孔形狀對撞壁噴霧卷吸高度的影響

圖17為不同噴射壓力下撞壁噴霧卷吸高度-噴油時間關系曲線.由圖17可知： 發(fā)生撞壁后，圓形噴霧發(fā)生反彈的時間始終要早于橢圓噴霧；在噴射壓力為6.0 MPa時，圓形噴霧反彈產生卷吸高度比E2提前0.3 ms(見圖17a)；噴油時間相同時，圓形噴霧卷吸高度始終大于橢圓噴霧.這是因為圓形噴霧速度大于橢圓噴霧，噴霧撞壁提前，因而噴霧發(fā)生反彈的時間更早；且圓形噴霧速度大，液滴攜帶的動能更大，促進了噴霧反彈程度，導致圓形噴霧卷吸高度大于橢圓噴霧.

圖17 不同噴射壓力下撞壁噴霧卷吸高度-噴油時間關系曲線

隨著噴射壓力的增加，不同噴孔噴霧的卷吸高度差距減小.這是因為隨著噴射壓力增加，噴霧速度均快速提高，在撞壁距離保持不變的前提下，不同噴孔噴霧發(fā)生撞壁的時間差減小.此外，增加噴射壓力，一方面會導致噴霧速度提高，發(fā)生撞壁時刻提前，圓形噴霧和橢圓噴霧發(fā)生反彈的時間均提前；另一方面，增加噴射壓力會導致撞壁噴霧的動能增大，在噴油時間相同時，圓形噴霧和橢圓噴霧的卷吸高度逐漸增大.卷吸高度的增加有利于增大液滴與空氣的接觸面積，改善霧化效果.

2.5 噴孔形狀對撞壁噴霧鋪展半徑的影響

圖18為不同噴射壓力下圓形和橢圓噴霧的鋪展半徑-噴油時間關系曲線，其中橢圓噴霧選取長軸面鋪展半徑作為特征值.

圖18 不同噴射壓力下噴霧鋪展半徑-噴油時間關系曲線

由圖18可知，在噴射初期，橢圓噴霧的鋪展半徑始終小于圓形.這是因為圓形噴霧尖端速度快，噴霧撞壁早于橢圓噴霧，噴霧向外飛濺更早.而且圓形噴霧攜帶的動能大，有助于噴霧液滴向外發(fā)展.噴射壓力為6.0 MPa時，不同形狀噴霧的鋪展半徑相差最大，在噴油時間為1.5 ms時，圓形噴霧鋪展半徑比E1噴霧大10%，比E2噴霧大21%.此外，隨著噴射壓力的增加，不同形狀噴霧鋪展半徑的差距逐漸減小.在噴射壓力為15.0 MPa時，橢圓撞壁噴霧向外鋪展半徑逐漸增大，并接近圓形撞壁噴霧.這是因為一方面在噴射壓力為15.0 MPa時，圓形噴霧到達壁面時間和橢圓噴霧相差較小，降低了在噴油時間早期圓形噴霧先發(fā)生飛濺的影響；另一方面橢圓噴孔噴油量要大于圓形噴孔，較大的噴油量增大了向外飛濺的噴霧質量.此外，提高噴射壓力后，噴霧初始速度增加，撞壁進程提前，噴霧向外飛濺的動能增大，更有利于沿壁面射流的發(fā)展，增大了鋪展半徑，有利于增大燃油與空氣接觸面積，從而改善燃油的蒸發(fā)，改善燃油與空氣的混合效果.

3 結 論

1) 相同噴射壓力條件下，橢圓噴孔異辛烷的質量流量大于圓形噴孔，因而橢圓噴孔E2要優(yōu)于橢圓噴孔E1，橢圓噴孔的使用可以有效改善流通效果.

2) 相同噴射壓力條件下，圓形噴霧撞壁速度始終大于橢圓噴霧，且橢圓噴霧撞壁速度隨著噴孔長短軸比的增大而減小.圓形噴霧發(fā)生撞壁要早于橢圓噴霧，因而使用橢圓噴孔可以推遲撞壁時刻，但是這一差異隨著噴射壓力增加而逐漸減小.

3) 在噴霧撞壁后，圓形噴霧因速度快，攜帶的動能大，在噴油初期較橢圓噴霧更容易發(fā)生飛濺和反彈.圓形噴霧的鋪展半徑和卷吸高度較橢圓噴霧大，且隨著噴射壓力的增加，圓形噴孔與橢圓噴孔之間的噴霧撞壁特性差異不斷減小.隨著噴射壓力的增大，圓形噴霧和橢圓噴霧撞壁后的鋪展半徑和卷吸高度均隨之增大，有助于增加燃油與空氣接觸面積，從而有利于改善燃油蒸發(fā)情況.