柴油機(jī)燃燒室匹配參數(shù)對(duì)撞壁噴霧特性的影響

郝 靖 何邦全 金 超

天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津，300072

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柴油機(jī)燃燒室匹配參數(shù)對(duì)撞壁噴霧特性的影響

郝 靖 何邦全 金 超

天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津，300072

利用高速紋影攝像技術(shù)，研究了噴油器噴孔角度、噴孔與活塞頂面間的撞壁距離、燃燒室縮口半徑和凸臺(tái)夾角對(duì)柴油撞擊燃燒室壁面后噴霧特性的影響。研究結(jié)果表明，試驗(yàn)條件下適宜的噴孔角度為75°，增大噴孔角度可以促進(jìn)噴霧撞壁后的油氣混合，但是噴孔角度過大會(huì)增加油束撞擊氣缸蓋和氣缸套的風(fēng)險(xiǎn);適宜的撞壁距離為4.2 mm，即壓縮上止點(diǎn)前15°CA(CA指曲軸轉(zhuǎn)角),較小的撞壁距離會(huì)促進(jìn)噴霧液滴在凹坑區(qū)域的碰撞與黏結(jié)，而較大的撞壁距離不利于燃燒室中心區(qū)域的空氣利用;此外，適當(dāng)增大縮口半徑可以促進(jìn)燃油與空氣的混合，減小燃燒室壁面的燃油濕壁面積;改變凸臺(tái)夾角可以控制撞壁后噴霧在燃燒室中心區(qū)域的擴(kuò)散速度。

柴油機(jī); 燃燒室; 噴霧; 撞壁; 可視化

0 引言

隨著高壓共軌技術(shù)的發(fā)展，輕型車用柴油機(jī)的噴油壓力逐漸提升至160MPa甚至更高，導(dǎo)致缸內(nèi)不可避免地發(fā)生燃油與燃燒室壁面的碰撞，壁面附近的燃油由于無法卷吸足夠的空氣容易形成過濃混合氣，從而影響缸內(nèi)燃燒的穩(wěn)定性，導(dǎo)致HC和CO排放增加[1-3]，因此，研究燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)撞壁噴霧特性的影響是優(yōu)化輕型柴油機(jī)燃燒室形狀并提高整機(jī)工作性能的重要環(huán)節(jié)之一。

目前，已有學(xué)者利用數(shù)值模擬開展了大量研究。JUTTUTU等[4]采用Fire三維仿真軟件建立了敞口型、直口型和縮口型柴油機(jī)燃燒室模型，模擬數(shù)據(jù)表明縮口型燃燒室有利于形成強(qiáng)烈的渦流，可有效促進(jìn)燃油與空氣的混合。STYRON等[5]進(jìn)一步搭建了不同縮口形狀的燃燒室模型，計(jì)算結(jié)果顯示，加設(shè)倒角的縮口型燃燒室由于燃油能夠均勻地分布到凹坑外部空間，其混合氣分布更加均勻。KERCHGENS等[6]利用多區(qū)模型模擬了不同縮口半徑的燃燒室形狀對(duì)噴霧碰撞壁面過程的影響，結(jié)果表明適中縮口半徑的燃燒室更利于噴霧形成強(qiáng)烈的渦旋運(yùn)動(dòng)，進(jìn)而改善混合氣的燃燒，有效減少CO排放。SHI等[7]使用Kiva模擬軟件對(duì)燃燒室形狀和噴油正時(shí)進(jìn)行了綜合優(yōu)化，結(jié)果顯示較大直徑的淺盤型燃燒室可以明顯降低碳煙排放并提高整機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性。此外，其他學(xué)者還進(jìn)行了燃油撞壁的相關(guān)試驗(yàn)。AKOP等[8]設(shè)計(jì)了可以自由調(diào)整傾斜角度和豎直高度的平板儀，通過陰影法拍攝油束撞擊處于不同位置的平板后的擴(kuò)散過程，圖像分析表明合適的噴霧撞壁位置可以促進(jìn)壁面燃油的均勻分布。劉宇等[9]仿照輕型柴油機(jī)活塞燃燒室形狀設(shè)計(jì)了可用于光學(xué)測(cè)試的燃燒室組件，采用陰影法成像對(duì)比了自由噴霧和撞壁噴霧的擴(kuò)散過程，結(jié)果顯示撞壁后的噴霧擴(kuò)散程度明顯增強(qiáng)。楊立平等[10]通過優(yōu)化燃燒室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)并進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架測(cè)試，發(fā)現(xiàn)改變活塞頭部突起形狀和位置可以提高缸內(nèi)平均湍動(dòng)能，改善混合氣的形成質(zhì)量并加快整機(jī)燃燒過程。

燃燒室匹配參數(shù)對(duì)噴霧發(fā)展過程影響的CFD模擬仿真容易受到計(jì)算模型準(zhǔn)確性的限制，而利用可視化方法的研究工作局限在油束撞擊平板或碰撞單一燃燒室組件后的噴霧發(fā)展過程。為了進(jìn)一步直觀獲得不同燃燒室撞壁條件下的噴霧擴(kuò)散形態(tài)，本文設(shè)計(jì)了位置可調(diào)的燃燒室組件，并在定容彈內(nèi)利用高速紋影攝像技術(shù)測(cè)試了單孔柴油噴油器噴霧撞壁后的發(fā)展過程，以揭示噴油器噴孔角度、油束的撞壁距離、燃燒室縮口半徑和凸臺(tái)夾角對(duì)柴油撞壁噴霧特性的影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)裝置和方法

柴油噴霧撞壁可視化測(cè)試系統(tǒng)如圖1所示。測(cè)試系統(tǒng)主要包括定容彈、電磁閥式單孔柴油噴油器、燃燒室組件、高壓共軌柴油供給系統(tǒng)、紋影光學(xué)系統(tǒng)、Photron Fastcam SA5型高速攝像機(jī)、噴油器噴油與攝像機(jī)拍攝同步觸發(fā)控制電路以及定容彈內(nèi)環(huán)境背壓調(diào)節(jié)系統(tǒng)等。其中，單孔柴油噴油器的噴孔位于噴嘴軸心，噴孔直徑為0.16 mm，噴孔深度為0.96 mm。燃燒室組件參考常柴股份有限公司生產(chǎn)的增壓式中冷四沖程柴油機(jī)活塞進(jìn)行設(shè)計(jì)。該款直列四缸發(fā)動(dòng)機(jī)的缸徑為90 mm，沖程為105 mm，排量為2.5 L。為便于光路通過，以活塞軸心的垂直切面尺寸為基準(zhǔn)，將燃燒室加工成具有曲面結(jié)構(gòu)的矩形模塊，如圖2中活塞形狀所示，活塞半徑Rc=45 mm，燃燒室凹坑半徑Rp=6 mm，倒角傾斜度γ=25°，縮口半徑Rr和凸臺(tái)角度β設(shè)置見表1。此外，矩形模塊的厚度限定為8 mm，其對(duì)中心油束撞壁后的擴(kuò)散運(yùn)動(dòng)影響很小[8]。

圖1 柴油噴霧撞壁可視化測(cè)試系統(tǒng)簡(jiǎn)圖Fig.1 Diagram of test bench for the spray images

(a)燃燒室形狀尺寸和結(jié)構(gòu)參數(shù)定義

(b)撞壁后的噴霧特征評(píng)價(jià)參數(shù)定義圖2 燃燒室形狀、結(jié)構(gòu)參數(shù)和特征參數(shù)示意圖Fig.2 Combustion chamber shape, feature parameters and characteristic parameters

表1 燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)

調(diào)節(jié)燃燒室組件在定容彈內(nèi)與噴油器的相對(duì)位置，可以模擬不同的噴孔角度和噴油時(shí)刻。在圖2a中，噴孔角度α定義為噴孔軸心線與活塞中心線的夾角；為便于描述不同噴油時(shí)刻的活塞位置，定義噴嘴頭部與活塞頂面的垂直距離為撞壁距離L。此外，通過更換不同縮口半徑和凸臺(tái)夾角的燃燒室組件可以研究燃燒室形狀尺寸對(duì)撞壁后噴霧特性的影響。

試驗(yàn)時(shí)，首先調(diào)節(jié)燃燒室組件的位置，再向定容彈內(nèi)通入高壓氮?dú)鈱h(huán)境壓力增至4.0 MPa(定容彈內(nèi)沒有額外氣流運(yùn)動(dòng))，同時(shí)啟動(dòng)高壓油泵將噴油壓力增至到160 MPa，可以模擬無進(jìn)氣渦流的輕型柴油機(jī)在中小負(fù)荷下壓縮沖程后期的缸內(nèi)噴油狀態(tài)。由上位機(jī)將噴油器噴油脈寬設(shè)置為1.0 ms(對(duì)應(yīng)柴油機(jī)中等負(fù)荷時(shí)的主噴脈寬)，并發(fā)出同步的噴油信號(hào)和高速攝像機(jī)拍攝信號(hào)，噴油信號(hào)經(jīng)由驅(qū)動(dòng)電路控制噴油器開啟。為了兼顧圖像的分辨率和拍攝頻率，高速攝像機(jī)的拍攝頻率設(shè)置為每秒20 000 幀，每幅圖像的像素點(diǎn)為704×520像素，相鄰兩幅拍攝圖像的間隔時(shí)間為0.05 ms。對(duì)每一個(gè)試驗(yàn)點(diǎn)進(jìn)行10次重復(fù)拍攝，可以減小單次噴油過程中噴霧圖像的隨機(jī)誤差。試驗(yàn)過程中定容彈內(nèi)的環(huán)境溫度和燃燒室的壁面溫度均恒定為室溫25 ℃。由于柴油噴霧在273～473 K環(huán)境溫度下的宏觀特性變化很小[11]，并且壁面溫度對(duì)柴油噴霧的影響與環(huán)境溫度相似[12]，因此，可以近似模擬輕型柴油機(jī)在冷啟動(dòng)和小負(fù)荷工況下的缸內(nèi)噴油狀態(tài)。

油束碰撞燃燒室壁面后，噴霧沿壁面分別向活塞頂部和燃燒室凸臺(tái)擴(kuò)散。為了表征撞壁噴霧與氣缸套壁面、氣缸蓋底面和噴霧自由射流區(qū)域的相互作用，在圖2b中對(duì)特征評(píng)價(jià)參數(shù)進(jìn)行定義。當(dāng)撞壁噴霧向活塞頂部運(yùn)動(dòng)時(shí)，定義左側(cè)擴(kuò)散高度H1為噴霧與活塞頂面的最大垂直距離(規(guī)定噴霧在活塞頂面以下時(shí)，H1取負(fù)值)，左側(cè)擴(kuò)散半徑R1為噴霧與活塞中心的最大水平距離；當(dāng)撞壁噴霧向燃燒室凸臺(tái)運(yùn)動(dòng)時(shí)，定義右側(cè)擴(kuò)散高度H2為噴霧與凹坑曲面底部的最大垂直距離，右側(cè)擴(kuò)散半徑R2為噴霧與活塞中心的最小水平距離[13]。此外，為了評(píng)價(jià)撞壁后噴霧擴(kuò)散邊界與環(huán)境空氣和燃燒室壁面的接觸程度，定義氣液相接觸面長(zhǎng)度L1為噴霧與空氣的邊界輪廓周長(zhǎng)，固液相接觸面長(zhǎng)度L2為噴霧與壁面的邊界輪廓周長(zhǎng)。利用自編的MATLAB圖像處理程序，對(duì)相同試驗(yàn)條件下同一時(shí)刻的10張噴霧圖像進(jìn)行平均，再對(duì)平均后的每張噴霧圖像進(jìn)行邊緣特征提取，計(jì)算噴霧在發(fā)展過程中不同時(shí)刻下的特征評(píng)價(jià)參數(shù)。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 燃燒室與噴油器相對(duì)位置對(duì)撞壁后噴霧特性的影響

在燃燒室縮口半徑為30 mm、凸臺(tái)夾角為120°情況下，通過調(diào)節(jié)燃燒室和噴油器的相對(duì)位置，研究不同噴孔角度和撞壁距離下噴霧撞壁后的發(fā)展過程。

2.1.1 不同噴孔角度的對(duì)比分析

圖3給出了當(dāng)油束的撞擊位置保持恒定時(shí)，不同噴孔角度下噴霧撞壁后的發(fā)展過程圖像，圖中ASOI為噴油后時(shí)刻，幾何實(shí)線為燃燒室表面輪廓。撞擊位置以噴孔角度為75°和撞壁距離為4.2 mm(即噴油時(shí)刻為壓縮沖程上止點(diǎn)前15°CA，CA為曲軸轉(zhuǎn)角)時(shí)的噴霧撞壁點(diǎn)為基準(zhǔn)。

由圖3可見，在噴油后0.6 ms，不同噴孔角度下的柴油噴霧均與燃燒室壁面發(fā)生碰撞，一部分噴霧沿燃燒室縮口處倒角向活塞頂部擴(kuò)散，另一部分噴霧沿燃燒室凹坑曲面運(yùn)動(dòng)，到達(dá)凹坑底部后沿燃燒室凸臺(tái)向活塞中心擴(kuò)散。在噴油后1.0 ms，隨著噴孔角度的減小，撞壁后向活塞頂部發(fā)展的噴霧擴(kuò)散輪廓變小。這是因?yàn)閲婌F在撞壁位置處沿活塞頂面的分速度(箭頭v1方向)減弱，引起較多的柴油向燃燒室凹坑區(qū)域聚集。當(dāng)噴孔角度為70°時(shí)，撞壁噴霧與自由射流噴霧出現(xiàn)重疊(圖3圓圈a處)，燃油液滴間的碰撞與黏結(jié)將會(huì)阻礙噴霧沿凸臺(tái)傾斜平面的擴(kuò)散。在噴油后1.4 ms，不同噴孔角度下均出現(xiàn)了噴霧重疊區(qū)域。當(dāng)噴孔角度減小時(shí)，自由射流噴霧與撞壁后的噴霧干涉范圍更大，容易形成局部過濃混合氣。

α(°)ASOI0.6msASOI1.0msASOI1.4ms707580

圖3 不同噴孔角度下撞壁后的噴霧發(fā)展過程

Fig.3 Impinging processes of spray for different injector included angle

圖4所示為不同噴孔角度對(duì)撞壁后噴霧特征參數(shù)的影響。由圖4a可見，當(dāng)噴孔角度一定時(shí)，H1和R1的變化趨勢(shì)相似，其增長(zhǎng)速度均隨時(shí)間逐漸變緩，這與噴霧和空氣間的傳質(zhì)作用引起油束動(dòng)能的降低有關(guān)。隨著噴孔角度的減小，噴油后相同時(shí)刻下的H1和R1均變小。沿活塞頂部運(yùn)動(dòng)的噴霧粒子減少引起的擴(kuò)散速度降低是其主要原因。當(dāng)噴孔角度由80°減小至75°時(shí)，H1和R1的變化量均小于噴孔角度由75°減小至70°時(shí)的變化量。這說明隨著噴孔角度的減小，噴孔角度對(duì)噴霧沿燃燒室壁面分布的影響變大。在噴油后1.1 ms，當(dāng)噴孔角度為70°時(shí)H1和R1分別較噴孔角度為75°時(shí)減小了22.8%和4.5%。由此可知，減小噴孔角度可以削弱撞壁后噴霧撞擊氣缸蓋底面和氣缸套壁面的傾向。

(a)撞壁后的噴霧擴(kuò)散高度和擴(kuò)散半徑

(b)撞壁后的噴霧接觸面長(zhǎng)度

圖4 噴孔角度對(duì)撞壁后噴霧特征參數(shù)的影響
Fig.4 Effect of injection included angle on the spray characteristics after impingement

此外，當(dāng)噴孔角度一定時(shí)，在噴霧沿燃燒室凹坑曲面運(yùn)動(dòng)的前期，H2逐漸減小，噴油后0.65 ms時(shí)噴霧到達(dá)凹坑底部，H2出現(xiàn)最小值，之后隨著噴霧向燃燒室中心的發(fā)展，H2逐漸增大。而對(duì)于R2，在噴霧沿凹坑曲面運(yùn)動(dòng)的前期，由于縮口與凹坑過渡曲面形狀的限制，R2變化不大，當(dāng)噴霧頭部進(jìn)入凹坑曲面后，R2開始近似呈線性減小，這說明在凸臺(tái)傾斜平面擴(kuò)散的噴霧沿活塞頂面平行方向的水平分速度恒定。隨著噴孔角度的減小，相同時(shí)刻下的H2增大。在噴油后1.1 ms，噴孔角度為70°時(shí)的H2比噴孔角度為75°時(shí)增大了5.9%。更多噴霧向燃燒室中心運(yùn)動(dòng)引起油束擴(kuò)散動(dòng)能的增大，使得沿凸臺(tái)傾斜平面的噴霧翻卷作用增強(qiáng)，導(dǎo)致噴霧趨于運(yùn)動(dòng)至凸臺(tái)上方空間，從而促進(jìn)H2的增大。同時(shí)，噴霧的翻卷削弱了其沿凸臺(tái)壁面的發(fā)展，使得相同時(shí)刻下的R2基本一致。ZHU等[14]的研究也證實(shí)了這一現(xiàn)象。

在圖4b中，隨著噴孔角度的減小，相同時(shí)刻下的L1和L2均變小。其中，L1的減小表明擴(kuò)散過程中燃油與空氣的混合能力下降，而L2的減小表明柴油沿燃燒室壁面的擴(kuò)散范圍減小，可能使較多的燃油吸附在燃燒室壁面未能參與油氣混合。由此可知，對(duì)于特定的燃燒室結(jié)構(gòu)，當(dāng)油束的撞壁位置一定時(shí)，較大的噴孔角度有利于促進(jìn)噴霧的擴(kuò)散。試驗(yàn)條件下噴孔角度宜選取為75°，過大的噴孔角度將會(huì)增大油束撞擊氣缸蓋和氣缸套的風(fēng)險(xiǎn)。

2.1.2 不同撞壁距離的對(duì)比分析

根據(jù)前述結(jié)論，將噴油器噴孔角度設(shè)定為75°，進(jìn)一步研究當(dāng)噴孔與活塞頂面間的撞壁距離分別為2.5 m、4.2 mm和10.7 mm(即噴油時(shí)刻分別為壓縮沖程上止點(diǎn)前7°CA、15°CA和30°CA)時(shí),撞壁后噴霧發(fā)展過程。不同撞壁距離下的噴霧撞壁位置分別位于燃燒室縮口倒角切面、縮口曲面和縮口與凹坑過渡曲面。圖5給出了不同撞壁距離下撞壁后的噴霧發(fā)展過程圖像。

L(mm)ASOI0.5msASOI0.8msASOI1.1ms2.54.210.7

圖5 不同撞壁距離下撞壁后的噴霧發(fā)展過程

Fig.5 Impinging processes of spray in different impinging distance

由圖5可以發(fā)現(xiàn)，在噴油后0.5 ms，撞壁距離的差異改變了噴孔與燃燒室壁面撞擊點(diǎn)間的相對(duì)距離，使得噴霧撞壁發(fā)生時(shí)刻出現(xiàn)差異。在噴油后0.8 ms，隨著撞壁距離的增大，噴霧向活塞頂部運(yùn)動(dòng)的擴(kuò)散輪廓變大。這是因?yàn)樵龃笞脖诰嚯x使得噴霧撞擊點(diǎn)向活塞頂部移動(dòng)，促使絕大部分噴霧沿縮口倒角向活塞頂部擴(kuò)散；同時(shí)，縮口曲面阻礙作用的減弱使得油束運(yùn)動(dòng)方向改變，引起動(dòng)量損失。此外，當(dāng)撞壁距離為2.5 mm時(shí)，燃油在凹坑區(qū)域的擴(kuò)散空間明顯減小，噴霧液滴出現(xiàn)明顯的重疊現(xiàn)象(圖5圓圈b處)。在噴油后1.1 ms，當(dāng)撞壁距離為10.7 mm時(shí)，向活塞邊沿運(yùn)動(dòng)的噴霧已經(jīng)逼近可視窗口邊界(圖5圓圈c處)，而向凹坑曲面運(yùn)動(dòng)的噴霧仍舊未能發(fā)展到凹坑底部。這主要是因?yàn)樽脖诰嚯x的增大導(dǎo)致僅有少數(shù)噴霧沿縮口倒角曲面向凹坑區(qū)域擴(kuò)散，從而引起噴霧動(dòng)能驟降。

圖6所示為不同撞壁距離對(duì)撞壁后噴霧特征參數(shù)的影響。由圖6a可見，隨著撞壁距離的增大，噴油后相同時(shí)刻的H1和R1均增大。在噴油后1.0 ms，撞壁距離為10.7 mm時(shí)的H1較撞壁距離為4.2 mm時(shí)增大了25.8%。這是由于活塞頂部擴(kuò)散空間的增加以及更多的噴霧向活塞頂部運(yùn)動(dòng)促進(jìn)了油束在活塞頂面的油氣混合過程。當(dāng)撞壁距離為10.7 mm時(shí)，R1在噴油后0.9 ms增大至45.01 mm?？梢?，對(duì)于較小缸徑(≤90 mm)的輕型柴油機(jī)，噴油時(shí)刻提前會(huì)促使噴霧撞擊氣缸套壁面現(xiàn)象的發(fā)生，從而加快缸內(nèi)潤(rùn)滑油膜的稀釋，進(jìn)而可能影響柴油機(jī)的冷啟動(dòng)性能。此外，由于向凹坑運(yùn)動(dòng)的噴霧頭部在噴油后1.0 ms仍未發(fā)展到凹坑底部，H2一直緩慢減小，而R2也維持在凹坑曲面距離附近，這不利于燃燒室中央?yún)^(qū)域環(huán)境空氣的充分利用。

(a)撞壁后的噴霧擴(kuò)散高度和擴(kuò)散半徑

(b)撞壁后的噴霧接觸面長(zhǎng)度

圖6 撞壁距離對(duì)撞壁后噴霧特征參數(shù)的影響
Fig.6 Effect of impinging distance on the spray characteristics after impingement

在圖6b中，隨著撞壁距離的增大，相同時(shí)刻下的L1變大，而L2則變小。撞壁距離的增大延長(zhǎng)了噴霧撞壁前與空氣間的作用時(shí)間，使得更多的燃油參與霧化和蒸發(fā)，引起L1的增大。同時(shí)，霧化燃油量的增加引起燃燒室壁面黏附油膜厚度的減小，促使更多的噴霧液滴與燃燒室壁面直接作用并發(fā)生碰撞和反彈，削減了燃油在燃燒室壁面的附著面積[14]，導(dǎo)致L2減小。燃燒室中央?yún)^(qū)域的過少燃油擴(kuò)散將會(huì)影響混合氣濃度的均勻分布，進(jìn)而惡化缸內(nèi)燃燒的穩(wěn)定性。此外，在撞壁距離為2.5 mm時(shí)的L2一直小于撞壁距離為4.2 mm時(shí)的L2，L1和L2的共同減小說明過于推遲的噴油時(shí)刻不利于撞壁后的燃油霧化，因此，在試驗(yàn)條件下，對(duì)于特定的燃燒室結(jié)構(gòu)，當(dāng)噴油器噴孔角度一定時(shí)，撞壁距離適宜維持在4.2 mm(即噴油時(shí)刻為壓縮沖程上止點(diǎn)前15°CA)左右。

2.2 燃燒室尺寸對(duì)撞壁后噴霧特性的影響

基于燃燒室與噴油器相對(duì)位置的分析結(jié)果，在噴油器噴孔角度為75°、撞壁距離為4.2 mm時(shí)，選用不同縮口半徑和凸臺(tái)夾角的燃燒室組件，研究燃燒室尺寸對(duì)撞壁后噴霧形態(tài)的影響。

2.2.1 不同縮口半徑的對(duì)比分析

當(dāng)凸臺(tái)夾角為120°時(shí)，對(duì)不同縮口半徑Rr下噴油后0.6 ms的噴霧輪廓進(jìn)行疊加，如圖7所示，可以更加直觀地對(duì)比縮口半徑對(duì)噴霧形態(tài)的影響。

圖7 不同縮口半徑下撞壁后噴霧輪廓疊加圖Fig.7 Spray contours after the impingement on the chambers with different reentrant radius

由圖7可見，隨著縮口半徑的增大，撞壁后噴霧沿燃燒室壁面的擴(kuò)散輪廓明顯變小。增大縮口半徑使得噴孔與噴霧撞壁點(diǎn)間的距離變大，延長(zhǎng)了撞壁前燃油在周圍氣體中的傳質(zhì)作用時(shí)間，引起撞壁時(shí)油束動(dòng)能的下降，導(dǎo)致噴油后相同時(shí)刻下的噴霧發(fā)展緩慢?？s口半徑為27 mm時(shí)噴霧沿活塞頂部平面和凹坑曲面的擴(kuò)散距離均最大，這說明較小的縮口半徑有利于噴射初期的燃油擴(kuò)散。

為了分析噴霧特征參數(shù)之間的相互影響，圖8給出了噴油后相同時(shí)刻下的特征參數(shù)對(duì)應(yīng)關(guān)系，圖中直線為利用最小二乘法擬合特征參數(shù)離散點(diǎn)得到。由圖8a可以看出，對(duì)于相同的H1，隨著縮口半徑的增大，R1不斷增大。雖然增大縮口半徑使得撞壁時(shí)刻的油束動(dòng)能下降，導(dǎo)致向活塞頂部運(yùn)動(dòng)的噴霧擴(kuò)散速度降低，但是其自由噴霧沿活塞頂面方向的擴(kuò)散距離增大更為顯著，彌補(bǔ)了撞壁后噴霧的運(yùn)動(dòng)衰減，最終導(dǎo)致R1增大。對(duì)于向燃燒室中心擴(kuò)散的噴霧，H2存在一個(gè)最小值，這與噴霧在凹坑曲面發(fā)生運(yùn)動(dòng)方向的改變有關(guān)，而R2隨著噴霧不斷靠近活塞中心一直減小。隨著縮口半徑的增大，R2不斷增大，表明較大縮口半徑的燃燒室內(nèi)燃油更加集中在外側(cè)區(qū)域，在缸內(nèi)渦流比一定的條件下，燃油更加容易與空氣發(fā)生混合。

圖8b中，在相同的L1下，隨著縮口半徑的增大,L2不斷減小;增大縮口半徑使得噴霧沿燃燒室壁面的擴(kuò)散速度降低，從而引起L2的發(fā)展緩慢；

(a)撞壁后的噴霧擴(kuò)散高度和擴(kuò)散半徑

(b)撞壁后的噴霧接觸面長(zhǎng)度

圖8 縮口半徑對(duì)撞壁后噴霧特征參數(shù)的影響
Fig.8 Effect of chamber reentrant radius on the spray characteristics after impingement

同時(shí)，增大縮口半徑使得噴霧在活塞頂部的運(yùn)動(dòng)距離增大，更大的擴(kuò)散空間引起噴霧與環(huán)境氣體接觸面即L1的增大；此外，當(dāng)縮口半徑為33 mm時(shí)，擬合直線的斜率更大，這說明燃油在凹坑區(qū)域的發(fā)展更加迅速。由此可知，適當(dāng)增大縮口半徑可以促進(jìn)噴霧與空氣的混合，并能有效減小燃燒室內(nèi)的燃油濕壁面積，有助于減小整機(jī)碳煙排放。

2.2.2 不同凸臺(tái)夾角的對(duì)比分析

當(dāng)縮口半徑為30 mm時(shí)，拍攝了凸臺(tái)夾角β分別為120°和145°時(shí)的撞壁后噴霧擴(kuò)散過程。圖9為噴油后1.1 ms時(shí)的噴霧輪廓疊加圖?？梢钥闯觯煌古_(tái)夾角下向活塞頂部運(yùn)動(dòng)的噴霧擴(kuò)散輪廓基本一致，這說明凸臺(tái)夾角的改變對(duì)活塞頂部噴霧發(fā)展影響較小。對(duì)于向燃燒室中心運(yùn)動(dòng)的噴霧，當(dāng)凸臺(tái)夾角為145°時(shí)，撞壁后的噴霧擴(kuò)散距離更大。凸臺(tái)夾角的增大使得噴霧沿凹坑向燃燒室凸臺(tái)運(yùn)動(dòng)時(shí)的動(dòng)能損失減少，從而引起噴霧沿燃燒室凸臺(tái)傾斜切面的擴(kuò)散速度增大。

圖9 不同凸臺(tái)夾角下撞壁后噴霧輪廓疊加圖Fig.9 Spray contours after the impingement on the chambers with different convexity angle

圖10給出了不同凸臺(tái)夾角β下的撞壁后噴霧特征參數(shù)。在噴油后相同時(shí)刻，不同凸臺(tái)夾角下的H2相近，說明凸臺(tái)夾角對(duì)撞壁后噴霧向燃燒室凸臺(tái)上方運(yùn)動(dòng)的能力影響很小，但是，隨著凸臺(tái)夾角的增大，相同時(shí)刻下的R2變小，這是因?yàn)檩^緩的凹坑與凸臺(tái)過渡曲面使得噴霧沿燃燒室凸臺(tái)切面的水平分速度變大。由此，適當(dāng)增大凸臺(tái)夾角，可以在一定程度上控制燃油在燃燒室中心區(qū)域的擴(kuò)散速度，避免燃油集中現(xiàn)象的發(fā)生。

圖10 凸臺(tái)夾角對(duì)撞壁后噴霧特征參數(shù)的影響Fig.10 Effect of chamber convexity angle on the spray characteristics after impingement

3 結(jié)論

(1)在相同的燃燒室尺寸條件下，當(dāng)油束的撞壁位置一定時(shí)，噴孔角度宜選取為75°。隨著噴孔角度的增大，撞壁后的噴霧擴(kuò)散范圍增大，有利于促進(jìn)油氣混合，但是，過大的噴孔角度會(huì)增大油束撞擊氣缸蓋和氣缸套的風(fēng)險(xiǎn)。

(2)在相同的燃燒室尺寸條件下，當(dāng)噴孔角度一定時(shí)，適宜的撞壁距離為4.2 mm，即噴油時(shí)刻為壓縮沖程上止點(diǎn)前15°CA。較小的撞壁距離將引起更多的噴霧液滴在凹坑區(qū)域發(fā)生壁面碰撞與黏結(jié)，阻礙燃油沿凸臺(tái)的擴(kuò)散，而較大的撞壁距離不利于燃燒室中心區(qū)域空氣的充分利用。

(3)在相同的噴油器噴孔角度和油束撞壁距離條件下，當(dāng)燃燒室凸臺(tái)夾角一定時(shí)，適當(dāng)增大燃燒室縮口半徑，可以促進(jìn)噴霧與空氣的混合，并減小噴霧撞壁后燃燒室壁面的燃油濕壁面積。當(dāng)燃燒室縮口半徑一定時(shí)，改變凸臺(tái)夾角可以控制撞壁后燃油在燃燒室中心區(qū)域的擴(kuò)散速度。

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(編輯 袁興玲)

Effects of Diesel Engine Combustion Chamber Matching Parameters on Wall Impinging Spray Characteristics

HAO Jing HE Bangquan JIN Chao

State Key Laboratory of Engines, Tianjin University, Tianjin, 300072

The effects of different injector nozzle angles, impinging distances between nozzle and piston top surface, the combustion chamber reentrant radius and convexity angles on spray characteristics after diesel impinging on the combustion chamber walls were investigated through schlieren photography with high speed digital camera. The results show that, for the injectors and pistons in experiments, the proper nozzle angle is as 75°. The mixing of fuel and gas after wall impingements may be promoted by increasing nozzle angle, but too large nozzle angle will increase the risk of fuel impinging on cylinder heads and cylinder liners. The proper impinging distance is as 4.2mm (15°CA before top dead center of compression stroke). Smaller impinging distances may prompt spray droplet collision and bounding in the pit area, and larger impinging distances may hinder the reaction of air in the central region of combustion chambers. In addition, moderate increasing the reentrant radius may promote the mixing of fuel and air, and hence reduce wall wetting in the combustion chambers. Suitable changes of the convexity angles may control the spray diffusion velocities in the center zones of combustion chambers after diesel impingements.

diesel engine; combustion chamber; spray; wall impingement; visualization

2016-09-12

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2013CB228403)

TK421.4

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.13.007

郝 靖，男，1991年生。天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室碩士研究生。主要研究方向?yàn)椴裼蜋C(jī)燃燒室內(nèi)燃油霧化過程的可視化研究。E-mail：hj_tju@163.com。何邦全，男，1964年生。天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室副教授、博士。金 超，男，1990年生。天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室碩士研究生。