高壓噴射GDI噴孔幾何結構對噴孔內流及噴霧特性的影響

李西鋒，賈和坤，徐斌

(江蘇大學汽車與交通工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

最新的國六排放法規(guī)不僅限制了HC、NOx及顆粒物等污染物的排放，而且對顆粒物數(shù)目有了嚴格的限制。缸內直噴汽油機以低油耗和低污染物排放等優(yōu)勢逐漸成為未來車用發(fā)動機的主流之一。然而，缸內直噴汽油機相比傳統(tǒng)的進氣道噴射汽油機，它的顆粒物等污染物排放增多，混合氣局部過濃是產生顆粒物的主要因素之一。為了解決這一問題，提高油氣混合質量成為關鍵，而噴射壓力和噴油器結構又是提高噴霧質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產生高溫、高壓的微射流，影響燃油的初次霧化[3-4]。針對噴射壓力和GDI噴孔幾何結構對空化及噴霧特性影響，國內外學者進行了大量的研究。程強等[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噴孔結構對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)當噴射壓力達到20 MPa時，噴射壓力進一步升高對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]，噴油器結構也對發(fā)動機的排放性能有一定影響。從當前的文獻中可以看出，所研究的GDI噴射壓力基本低于30 MPa，而對超高噴射壓力下噴嘴結構對空化及噴霧特性影響研究較少。為了使內燃機排放達到日益嚴格的排放法規(guī)要求，實現(xiàn)高效清潔燃燒，超高壓噴射及噴嘴結構優(yōu)化研究具有較高的實用價值。

由于噴孔直徑極小，采用試驗捕捉噴孔內空化及噴霧微小結構比較困難，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GDI噴孔的空化和噴霧特性進行研究。由于大渦模擬計算耗費適中且計算真實性高，為了使仿真達到較高的精度，因此采用大渦湍流模型(LES)獲取噴霧的SMD、速度等特性。

1 幾何模型及噴孔結構參數(shù)定義

圖1示出一種五孔對稱布置的GDI噴油器計算模型，包括球閥、壓力室、階梯孔內外孔等。本研究保持球閥，壓力室等基本結構不變，僅改變階梯孔內孔截面形狀，采用的噴孔截面形狀包括漸擴形、漸縮形、變截面雙曲線形以及變截面橢圓形，噴孔截面示意見圖2，所有的噴孔參數(shù)見表1。

圖1 噴嘴內流計算區(qū)域及噴孔布置

圖2 不同階梯孔內孔截面示意

表1 噴孔基本結構參數(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為噴孔長度。

對于變截面噴孔，需要定義變截面擴張或收縮截面大小Km以及位置Xm，其定義為[11]

式中：Dm為擴張或收縮截面直徑；Lm為噴孔入口離擴張或收縮截面的距離。

2 仿真計算

2.1 網格劃分策略

Converge軟件有獨特的六面體自適應網格加密技術，可以根據需要對精度要求高的區(qū)域進行加密，不僅保證了計算結果的準確性，而且減少了計算時間。圖3示出噴孔附近區(qū)域及噴霧計算區(qū)域的網格結構。從中可以看出，為了使計算精度達到最高，噴孔壁面網格固定加密三層，噴霧計算域基本網格尺寸為2 mm，根據噴霧速度進行自適應加密，加密4級，最小網格尺度為0.125 mm。對計算結果影響不大的區(qū)域，網格尺寸仍然保持基本網格尺寸不變，有利于減小計算耗費。

圖3 噴孔附近區(qū)域和噴霧計算域網格結構

2.2 數(shù)學模型建立及驗證

2.2.1數(shù)學模型

燃油在噴孔內部高速流動會形成低壓區(qū)，當壓力低于燃油的飽和蒸氣壓時在噴孔的入口和壁面處會形成空泡，在Converge軟件中用均質松弛模型HRM(Homogenous Relaxation Model)預測兩相流[12]，HRM通過Yoshizawa and Horiuti[13]提出的方程進行描述：

時間尺度θ計算方程：

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雜，不僅受噴孔出口處空泡及湍流擾動的影響，而且受到空氣動力干擾，因此，選用KH-ACT-RT模型[14]考慮空化、湍動能及氣動力干擾等對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。為了提高噴霧計算精度，用大渦模擬LES(Large Eddy Simulation)湍流模型預測噴霧形態(tài)及噴霧特性的變化。

2.2.2模型的驗證

采用Winklhofer等[15]的試驗數(shù)據對計算噴嘴內流的數(shù)學模型進行驗證。根據Winklhofer的試驗條件建立二維幾何模型，仿真邊界條件和試驗相同：噴射壓力為10 MPa，背壓為2～8 MPa，溫度為常溫。圖4a示出了噴孔內部空化形態(tài)仿真與試驗對比，圖4b示出了質量流量仿真值和試驗值隨壓差的變化。從圖4中可以看出，仿真得出的噴孔空化形態(tài)及質量流量與試驗比較一致，證明了空化模型的準確性。

圖4 空化形態(tài)與質量流量的仿真與試驗對比

為了驗證噴霧模型的準確性，搭建噴霧試驗臺架(見圖5)。氮氣瓶輸出的氮氣驅動氣液增壓泵運轉，使燃油從低壓升高到設定壓力20 MPa，另一個氮氣瓶為定容彈提供背壓，本次試驗背壓為0.5 MPa，環(huán)境溫度和燃油溫度均為常溫25 ℃。高強度LED燈為試驗持續(xù)提供背影光，計算器通過同步控制噴油器及高速攝像機來獲取不同噴射時刻下的噴霧宏觀數(shù)據。圖6示出不同燃油噴射時刻下仿真與試驗噴霧形態(tài)對比，仿真得出的噴霧形態(tài)和試驗幾乎一致。從圖7中可以看出，與試驗相比，仿真計算出的噴霧貫穿距略長，噴霧錐角略小，仿真與試驗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。綜上，可以認為所建立的空化及噴霧模型比較準確，能夠滿足計算要求。

1—油箱； 2—氣液增壓泵； 3—單向閥； 4—氮氣瓶；5—GDI噴油器； 6—LED燈； 7—定容彈；8—高速相機； 9—計算機。圖5 噴霧試驗臺架示意

圖6 噴霧形態(tài)的仿真與試驗對比

圖7 噴霧貫穿距與噴霧錐角的仿真值與試驗值對比

2.3 計算方案

本研究設計了3個計算方案。方案1：階梯形噴孔內孔為圓柱形，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種階梯孔內孔截面形狀，分別為漸縮形、漸擴形、變截面雙曲線及變截面橢圓形(見圖2)。

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

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

3 結果與分析

3.1 噴射壓力對圓柱形噴孔出口流動特性的影響

噴孔的出口流動特性決定著噴霧霧化質量，因此，出口流動特性是評價噴油器性能的重要指標之一。圖8示出不同噴射壓力下各個噴孔出流特性對比。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，氣相體積分數(shù)有增加的趨勢；當噴射壓力超過30 MPa，氣相體積分數(shù)增幅不是很明顯，這是因為噴射壓力提高到30 MPa時噴孔內部空化已經處于超空化狀態(tài)，進一步提高噴射壓力對氣相體積分數(shù)影響不大，但能顯著增加噴孔出口處速度和平均湍動能。提高出口湍動能可以增強燃油一次破碎，除此之外提高出口速度可以加強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，這是因為在噴霧發(fā)展過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。當噴射壓力從10 MPa增加到30 MPa時，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條件下遠離噴孔出口處，噴霧速度曲線劇烈波動并快速下降。在超高噴射壓力下噴霧和周圍空氣進行著劇烈的動量和能量交換，燃油強烈破碎促使噴霧速度快速減小，這是在高噴射壓力下進一步提高噴射壓力時噴霧貫穿距變化不明顯的主要原因。除此之外，當噴射壓力從10 MPa提高到30 MPa時，噴孔出口處平均速度增幅較大(見圖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能較大，燃油表面擾動更加劇烈，這也是在高噴射壓力下提高噴射壓力時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，噴射壓力升高，SMD減小，噴射壓力從10 MPa增加到30 MPa時SMD下降幅度較大，從30 MPa增加到50 MPa時SMD有所減小，但減小程度較小。噴射壓力達到30 MPa以后小粒徑液滴占絕大部分，由于小液滴不易破碎，所以當噴射壓力提高到50 MPa時全局SMD減小并不明顯。然而提高噴射壓力會使小粒徑液滴數(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，當噴射壓力達到50 MPa時粒徑分布曲線較窄，粒徑分布的峰值出現(xiàn)在5～7 μm的范圍之內。從以上分析可以得出結論：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 幾何特征對噴孔出口流動特性的影響

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形噴孔的氣相體積分數(shù)較大，漸縮形噴孔出口處幾乎沒有空泡產生。一般來說，氣相體積分數(shù)越大，噴孔的流量系數(shù)越小，但對于變截面雙曲線形噴孔，其噴孔收縮截面太小(見圖2c)，阻礙了燃油在噴孔內部流動，因此其噴孔流量系數(shù)相對于變截面橢圓形噴孔較小。從圖11b可以看出，漸擴形噴孔出口湍動能比漸縮形噴孔大許多，但其噴孔出口速度略小，主要是因為漸擴形噴孔出口處有許多空泡，而漸擴形噴孔幾乎無空泡，空泡潰滅加劇燃油擾動，故漸擴形噴孔出口處湍動能較大。還發(fā)現(xiàn)變截面雙曲線形噴孔出口處湍動能和速度均比較高，根據伯努力原理，當噴孔截面收縮時流體速度會增加，變截面雙曲線形噴孔的截面先逐漸縮小后逐漸擴大，而且噴孔內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能增加。

圖11 在噴射壓力為50 MPa條件下不同結構噴孔出流特性

3.4 幾何特征對噴霧特性的影響

圖12a示出噴射壓力為50 MPa下不同噴孔的液滴SMD對比。從圖中可以看出，在相同噴射時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，這是因為變截面雙曲線噴孔出口處的湍動能和速度最大，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能和平均速度都較小。漸擴形噴孔出口處空泡破碎能增強燃油初次破碎，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量的提高。

圖12 在噴射壓力為50 MPa下，不同結構噴孔的液滴SMD和液滴直徑分布情況

4 結論

a) 提高噴射壓力有利于噴孔出口處湍動能和平均速度增加，然而當噴射壓力提高到30 MPa以后SMD和貫穿距增加不明顯，但會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能和速度最大，但氣相體積分數(shù)和流量系數(shù)比變截面橢圓形??；

c) 在相同噴射時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。