基于鼓泡-引射耦合的柴油初次霧化

董新宇，方振昌，李佳奇，唐新程，呂 釗，喬信起，孫春華

基于鼓泡-引射耦合的柴油初次霧化

董新宇1，方振昌1，李佳奇1，唐新程1，呂 釗1，喬信起1，孫春華2

(1.上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200240；2.中國船舶集團(tuán)有限公司第七一一研究所，上海 201203)

針對(duì)斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)小負(fù)荷燃油霧化不良問題，提出了基于鼓泡-引射耦合的霧化方式．基于VOF(Volume of Fluid)仿真研究了鼓泡噴嘴內(nèi)氣液流態(tài)，并依據(jù)時(shí)間線性穩(wěn)定性分析，對(duì)射流液膜失穩(wěn)和破碎進(jìn)行數(shù)學(xué)描述，建立了鼓泡-引射耦合下的初次霧化模型．分析了氣液質(zhì)量比GL(gas-liquid mass ratio)、負(fù)荷對(duì)初次霧化的影響，并與傳統(tǒng)霧化方式比較．結(jié)果表明：增大GL會(huì)促進(jìn)射流失穩(wěn)、減小液滴粒徑．相較于傳統(tǒng)霧化方式，鼓泡-引射耦合下小負(fù)荷索特平均直徑SMD減小約62%，霧化質(zhì)量顯著提高．

鼓泡-引射耦合；初次霧化；射流失穩(wěn)；氣液質(zhì)量比；索特平均直徑

斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)是一種外燃閉式活塞發(fā)動(dòng)機(jī)，因 其工作平穩(wěn)可靠、燃料適應(yīng)性好被廣泛用于熱電聯(lián) 供[1]、工程車輛、農(nóng)業(yè)生產(chǎn)[2-3]等領(lǐng)域．燃油霧化質(zhì)量與熱效率、污染物排放密切相關(guān)，對(duì)斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)具有重要影響[4-6]．與柴油機(jī)相比，斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)無復(fù)雜的高壓共軌噴油系統(tǒng)，依賴壓力渦流-廢氣引射再循環(huán)進(jìn)行燃油霧化．

目前，很多學(xué)者對(duì)斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)噴霧特性進(jìn)行了研究．藺鋒等[7]研究了噴油壓力對(duì)斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)噴霧的影響，發(fā)現(xiàn)隨噴油壓力減小，噴霧錐角亦減?。甖hang等[8]研究了斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)霧化對(duì)燃燒的影響，發(fā)現(xiàn)小負(fù)荷時(shí)因噴油壓力低，燃油霧化差，燃燒效率顯著降低．袁雄[9]通過數(shù)值仿真研究了負(fù)荷對(duì)斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)噴霧的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)負(fù)荷減小時(shí)，液滴粒徑增大，霧化效果變差．Paul等[10]基于廢氣引射再循環(huán)技術(shù)，研究了斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)低品質(zhì)油的燃燒，發(fā)現(xiàn)當(dāng)引射氣體不足時(shí)，霧化質(zhì)量變差、燃燒效率降低．葉擁擁等[11]仿真計(jì)算了斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)燃油霧化及燃燒過程，發(fā)現(xiàn)再循環(huán)廢氣與氧氣比達(dá)到11.5時(shí)燃燒性能得到極大提升，但這種大比例再循環(huán)廢氣的引入在實(shí)際中很難實(shí)現(xiàn)．

斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)通過改變?nèi)加唾|(zhì)量流量來調(diào)節(jié)負(fù)荷，從而適應(yīng)工況的變化．實(shí)際上，斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)噴油壓力與燃油質(zhì)量流量(負(fù)荷)近似線性相關(guān)，一般不超過10MPa．在引射器結(jié)構(gòu)確定后，引射氣體流量取決于純氧流量，而純氧流量隨燃油質(zhì)量流量(負(fù)荷)變化．故引射氣體流量同噴油壓力一樣，亦取決于負(fù)荷．通過上述文獻(xiàn)可以發(fā)現(xiàn)，在小負(fù)荷工況下，因所需燃油質(zhì)量流量小，噴油壓力低，引射氣體流量小，造成霧化不充分、熱效率降低.因此，本文提出了基于鼓泡-引射耦合的霧化方式，即將空氣鼓入噴嘴與燃油混合，噴射的燃油在其內(nèi)層鼓泡氣體和外層引射氣體的共同作用下完成霧化．

1 鼓泡-引射耦合作用的噴霧系統(tǒng)

圖1給出了斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)簡圖[9]，其中包括燃燒室、壓力渦流噴嘴、引射器、旋流室、加熱管．純氧進(jìn)入引射器后產(chǎn)生的負(fù)壓將部分燃燒廢氣吸入，二者摻混形成氧體積分?jǐn)?shù)大約為21%的引射氣體，構(gòu)造“人造空氣”環(huán)境以提升燃燒穩(wěn)定性[9，12]，同時(shí)引射氣體的氣動(dòng)作用促進(jìn)了燃油霧化．

本文設(shè)計(jì)的鼓泡-引射耦合作用下的噴霧系統(tǒng)如圖2所示，主要包括穩(wěn)壓腔、鼓泡噴嘴、引射器．將空氣鼓入燃油，二者充分混合后，從鼓泡噴嘴噴出帶有一定錐角的空心液膜．液膜與引射氣體(純氧+再循環(huán)廢氣)在旋流室內(nèi)發(fā)生撞擊、摻混．隨后，射流液膜在內(nèi)層鼓泡氣體和外層引射氣體的共同作用下破碎霧化．

鼓泡噴嘴內(nèi)氣液流態(tài)直接決定了噴嘴出口處含氣率的變化，而出口含氣率會(huì)直接影響到射流液膜厚度和表面波增長率，進(jìn)而影響到初次霧化的質(zhì)量，故本文通過噴嘴出口含氣率建立鼓泡噴嘴和外部引射噴霧場的聯(lián)系．針對(duì)鼓泡噴嘴，基于VOF(Volume of Fluid)方法仿真研究了鼓泡噴嘴內(nèi)氣液行為，獲得噴嘴內(nèi)氣液流態(tài)、出口含氣率隨氣液質(zhì)量比GL(gas-liquid mass ratio)和負(fù)荷的變化規(guī)律，利用FFT對(duì)出口含氣率進(jìn)行頻率分析以研究其脈動(dòng)特性．其中，GL為鼓泡氣體與燃油質(zhì)量流量之比，可通過改變鼓泡氣體入口速度進(jìn)行調(diào)節(jié)．針對(duì)外部引射噴霧場，基于時(shí)間線性穩(wěn)定性分析，對(duì)燃油射流液膜失穩(wěn)和破碎過程進(jìn)行數(shù)學(xué)描述，以噴嘴出口含氣率作為初始參數(shù)，建立鼓泡-引射耦合作用下的初次霧化模型．分析了鼓泡-引射耦合下GL和負(fù)荷對(duì)初次霧化的影響，并與傳統(tǒng)霧化方式比較．

圖2 鼓泡-引射耦合作用的噴霧系統(tǒng)

2 鼓泡噴嘴內(nèi)氣液流態(tài)仿真研究

鼓泡噴嘴內(nèi)氣液流態(tài)直接決定了出口區(qū)域流動(dòng)參數(shù)的變化，與外部引射噴霧場的霧化效果密切相關(guān)[13]．由于氣液兩相結(jié)構(gòu)復(fù)雜，很難通過實(shí)驗(yàn)方法研究不同氣液流態(tài)的變化．本文基于VOF方法仿真模擬了鼓泡噴嘴內(nèi)氣液兩相流行為，獲得不同工況下噴嘴內(nèi)氣液流態(tài)、出口含氣率(出口氣相體積分?jǐn)?shù))．

2.1 幾何模型

鼓泡噴嘴混合室內(nèi)氣液流態(tài)整體較為穩(wěn)定，在噴嘴出口區(qū)域由于結(jié)構(gòu)和壓力的突變，氣液流態(tài)變化劇烈，對(duì)外部引射噴霧場影響很大．故本文在保證噴嘴出口流場不受影響、核心邊界保留的情況下，將部分上游混合室和噴嘴出口區(qū)域作為計(jì)算域．圖3為鼓泡噴嘴的幾何模型，混合室直徑n為5mm、長度n為10mm，上游氣相入口直徑g為1mm．噴嘴出口直徑e為0.34mm，長度e為1mm．

圖3 鼓泡噴嘴幾何模型

2.2 控制方程

VOF是兩相界面的線性插值方法，通過追蹤兩相交界面，獲取不溶流體在特定流域的體積分布，且具有計(jì)算精度高、應(yīng)用范圍廣等優(yōu)勢[14-15]．本文采用VOF和PLIC(piecewise linear interface calculation)方法對(duì)氣液相界面進(jìn)行追蹤和重構(gòu)，并基于CSF(con-tinuous surface force)模型和控制方程計(jì)算鼓泡噴嘴內(nèi)的氣液流態(tài)，獲得控制方程如下[16-18]：

連續(xù)性方程

動(dòng)量方程

能量方程

2.3 邊界條件及網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

以空氣、柴油作為氣、液相，柴油理化性質(zhì)如表1所示．上游混合室氣液入口為速度入口，具體取值取決于工況；出口為壓力出口，取值為2.0MPa(燃燒室背壓)，溫度為室溫300K；采用無滑移壁面邊界條件．選用標(biāo)準(zhǔn)-湍流模型，壓力速度耦合采用SIMPLE算法．在離散處理中，體積分?jǐn)?shù)選擇Geo-Reconstruct，壓力選擇PRESTO，動(dòng)量、能量、湍動(dòng)能和湍流耗散率方程使用二階迎風(fēng)格式離散．

表1 柴油理化性質(zhì)

Tab.1 Physico-chemical properties of diesel fuel

圖4 出口含氣率和氣液速度隨網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)的變化

3 基于射流穩(wěn)定性的初次霧化模型

3.1 基本假設(shè)

圖5 斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)射流液膜示意

3.2 射流液膜失穩(wěn)

因燃油霧化的時(shí)間尺度遠(yuǎn)小于傳熱過程，故 忽略能量方程[22]．柱坐標(biāo)下的連續(xù)性方程和動(dòng)量方程為

對(duì)方程(9)進(jìn)行擾動(dòng)線性化處理，得到的擾動(dòng)控制方程如下

對(duì)于射流液膜

對(duì)于內(nèi)層鼓泡氣體

對(duì)于外層引射氣體

式中：為氣液密度比；l,o為無量綱速度；l,o為無量綱旋流強(qiáng)度；為液膜內(nèi)外層直徑比．

依據(jù)簡正模態(tài)法，擾動(dòng)壓力和速度可表示成式(14)：

斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)在內(nèi)外氣液界面處存在運(yùn)動(dòng)學(xué)邊界條件和動(dòng)力學(xué)邊界條件．

運(yùn)動(dòng)學(xué)邊界條件為

動(dòng)力學(xué)邊界條件為

將射流擾動(dòng)控制方程的解析解代入邊界條件，得到如公式(17)的齊次線性方程組，該方程組系數(shù)矩陣行列式等于0對(duì)應(yīng)的方程為色散方程．通過求解色散方程可獲得擾動(dòng)增長率與波數(shù)的關(guān)系，其中擾動(dòng)增長率和波數(shù)越大，說明射流越易失穩(wěn)．最大擾動(dòng)增長率rmax與射流破碎長度相關(guān)，rd與平均液滴直徑相關(guān)．由于色散方程很難獲得解析解，故本文利用Wolfram Mathematica程序依據(jù)弦截法對(duì)色散方程進(jìn)行迭代求解．

3.3 射流液膜破碎

射流液膜破碎過程示意如圖6所示，在噴嘴出口處燃油形成空心液膜，在擾動(dòng)的作用下失穩(wěn)破碎成液帶．隨著液帶向下流動(dòng)，進(jìn)一步破碎形成液滴．其中，b為液膜破碎長度，L為液帶直徑，為液膜厚度，由噴嘴出口含氣率決定，D(SMD)為初次霧化平均液滴直徑．

圖6 射流液膜破碎示意

射流液膜破碎長度b、液帶直徑L、初次霧化平均液滴直徑D(SMD)可分別通過公式(18)～(21)求得[23-24]．假設(shè)初次霧化后的液滴粒徑服從Rosin-Rammlar分布[25]，如公式(22)所示．

其中：為射流液膜速度；ln(b/0)為經(jīng)驗(yàn)參數(shù)，一般取為12；為噴嘴出口含氣率，由第2節(jié)仿真得到；inj為噴嘴出口直徑；rmax、rd可由求解射流液膜失穩(wěn)中的色散方程獲得；d為粒徑不大于的液滴累積質(zhì)量分?jǐn)?shù)；為分布寬度系數(shù)，越小，液滴粒徑分布范圍越寬．

4 研究工況

為研究鼓泡-引射耦合下的射流失穩(wěn)特性和初次霧化粒徑分布，設(shè)置研究工況如表2所示．其中，燃油質(zhì)量流量6kg/h、8kg/h、16kg/h分別代表小、中、大負(fù)荷，引射比為燃燒室內(nèi)再循環(huán)廢氣與純氧質(zhì)量流量之比，代表了氣體引射的程度．引射比越大，再循環(huán)廢氣質(zhì)量流量越大，氣體引射程度越強(qiáng)．

表2 鼓泡-引射耦合的初次霧化研究工況

Tab.2 Conditions on primary atomization of bubble-ejection coupling

5 結(jié)果分析

5.1 鼓泡-引射耦合霧化方式

5.1.1 氣液質(zhì)量比對(duì)初次霧化的影響

為研究鼓泡-引射耦合霧化方式中氣液質(zhì)量比對(duì)初次霧化的影響，保持燃油質(zhì)量流量＝6kg/h和引射比＝4，氣液比GL從0.8%變至4.0%，如工況為1～4．圖7給出了不同GL下噴嘴內(nèi)氣液流態(tài)隨時(shí)間的變化．其中，藍(lán)色部分代表柴油、紅色部分代表空氣．可以看出，在噴嘴混合室內(nèi)氣液流態(tài)的發(fā)展較為穩(wěn)定，氣相分布在混合室中心，液相附著在壁面，氣液界面清晰且形狀規(guī)則．但在出口區(qū)域，由于此處噴嘴結(jié)構(gòu)、壓力的突變，擾動(dòng)增強(qiáng)，氣液界面模糊且形狀復(fù)雜，難以形成穩(wěn)定的液膜．噴嘴內(nèi)氣相體積占比與GL近似呈正相關(guān)，且GL越大，氣液流態(tài)發(fā)展更加穩(wěn)定．

圖7 不同氣液質(zhì)量比下噴嘴內(nèi)氣液流態(tài)隨時(shí)間的變化

（a）時(shí)間

（b）頻率

圖8 不同氣液質(zhì)量比下出口含氣率的變化

Fig.8 Variation of gas void fraction at the outlet under different RGL

當(dāng)GL＝0.8%時(shí)，液相動(dòng)量占據(jù)主導(dǎo)地位(＝0.025)，噴嘴出口區(qū)域主相為液相；當(dāng)GL＝4.0%時(shí)，氣相動(dòng)量占據(jù)主導(dǎo)地位(＝0.64)，噴嘴出口處氣體為主流相．這兩種狀態(tài)下噴嘴出口處主相較為單一，含氣率變化基本穩(wěn)定，脈動(dòng)程度較小．而GL＝1.6%時(shí)，氣液動(dòng)量相當(dāng)(＝0.10)，主流相在氣、液之間交替切換，使得含氣率劇烈脈動(dòng)．

圖9為不同氣液質(zhì)量比GL下擾動(dòng)增長率隨波數(shù)的變化．可以看出，隨著GL增大，最大擾動(dòng)增長率rmax及其對(duì)應(yīng)的支配波數(shù)rd迅速增大．說明GL對(duì)射流液膜失穩(wěn)起促進(jìn)作用．當(dāng)GL增大時(shí)，出口含氣率增大，氣液相互擾動(dòng)增強(qiáng)，氣體可給予液體更多的能量，射流失穩(wěn)能力提高．

圖9 不同氣液質(zhì)量比的擾動(dòng)增長率隨波數(shù)的變化

圖10為不同氣液質(zhì)量比GL下的初次霧化液滴粒徑質(zhì)量分?jǐn)?shù)及累積質(zhì)量分?jǐn)?shù)．GL＝0.8%時(shí)，粒徑范圍較寬，主要分布在10～220mm；當(dāng)GL增大至1.6%時(shí)，粒徑范圍變?yōu)?～220mm，液滴質(zhì)量分布峰值變大，向小顆粒方向移動(dòng)，索特平均直徑減小了約28.4%，由于此時(shí)出口含氣率脈動(dòng)更為劇烈，相應(yīng)的液膜厚度也劇烈變化，使得產(chǎn)生的粒徑范圍變寬；當(dāng)GL進(jìn)一步增大到2.4%，索特平均直徑相較于GL＝1.6%僅減小8.2%，質(zhì)量分布峰值略微左移，變化幅度較小．這是因?yàn)?，?dāng)GL增大時(shí)，噴嘴出口含氣率增加，射流液膜厚度隨之減小，小粒徑液滴增多．此外，當(dāng)GL增至1.6%后，索特平均直徑、粒徑范圍的變化不再明顯．此時(shí)，若再繼續(xù)增大GL，會(huì)造成鼓泡氣體的浪費(fèi)，降低噴嘴的經(jīng)濟(jì)性．

5.1.2 負(fù)荷對(duì)初次霧化的影響

根據(jù)上述分析，當(dāng)GL增至1.6%后，初次霧化液滴粒徑的變化已不再明顯．為減少鼓泡氣體的浪費(fèi)，本文保持引射比＝4，GL＝1.6%不變，研究鼓泡-引射耦合下負(fù)荷的影響，如工況2、5、6．燃油質(zhì)量流量6kg/h、8kg/h、16kg/h分別代表小、中、大負(fù)荷．圖11給出了不同負(fù)荷下噴嘴內(nèi)氣液流態(tài)隨時(shí)間的變化．其中，藍(lán)色部分代表柴油、紅色部分代表空氣．在GL＝1.6%時(shí)，噴嘴內(nèi)氣相體積所占比例隨負(fù)荷增大而減?。?dāng)負(fù)荷減小時(shí)，噴油壓力降低，氣相膨脹率增大，氣相體積隨之增大．

（a）質(zhì)量分?jǐn)?shù)

（b）累積質(zhì)量分?jǐn)?shù)

圖10 不同氣液質(zhì)量比下的初次霧化液滴粒徑分布

Fig.10 Droplets size distribution of primary atomization under differentGL

圖11 不同負(fù)荷下噴嘴內(nèi)氣液流態(tài)隨時(shí)間的變化

（a）時(shí)間

（b）頻率

圖12 不同負(fù)荷下噴嘴出口含氣率的變化

Fig.12 Variation of gas void fraction at the outlet under different loads

圖13為不同負(fù)荷下擾動(dòng)增長率隨波數(shù)的變化．可以看出，隨著負(fù)荷增大，最大擾動(dòng)增長率rmax及其對(duì)應(yīng)的支配波數(shù)rd增大，說明增大負(fù)荷可以促進(jìn)射流失穩(wěn)．這是因?yàn)槿加蛧娚鋲毫﹄S負(fù)荷增大，燃油從噴嘴高速噴出，l增大，液相慣性力凸顯，氣液相互作用增強(qiáng)，從而加速了液膜失穩(wěn)和破碎．

圖14為不同負(fù)荷下初次霧化液滴粒徑質(zhì)量分布及累積質(zhì)量分布．可以看出，初次霧化索特平均直徑均較小，隨負(fù)荷變化不大．在小中負(fù)荷(為6kg/h、8kg/h)時(shí)，初次霧化粒徑質(zhì)量分布曲線較為平緩，粒徑分布范圍較寬，而大負(fù)荷(＝16kg/h)時(shí)的液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)峰值急速增大，粒徑分布范圍變窄．這主要與噴嘴出口含氣率的脈動(dòng)有關(guān)，在小負(fù)荷時(shí)噴嘴出口含氣率脈動(dòng)較為劇烈，液膜厚度隨之變化劇烈，其破碎后形成的液滴粒徑范圍較寬．

圖13 不同負(fù)荷下擾動(dòng)增長率隨波數(shù)的變化

（a）質(zhì)量分?jǐn)?shù)

（b）累積質(zhì)量分?jǐn)?shù)

圖14 不同負(fù)荷下的初次霧化液滴粒徑

Fig.14 Droplets size distribution of primary atomization under different loads

5.2 與傳統(tǒng)霧化方式比較

圖15 鼓泡-引射霧化方式與傳統(tǒng)霧化方式的初次霧化比較

6 結(jié) 論

為解決小負(fù)荷時(shí)燃油霧化不良問題，本文提出了鼓泡-引射耦合的燃油霧化方式．首先，在仿真研究鼓泡嘴內(nèi)氣液流態(tài)的基礎(chǔ)上，建立初次霧化模型．隨后，研究了鼓泡-引射耦合霧化中GL、負(fù)荷對(duì)射流失穩(wěn)和初次霧化液滴粒徑分布的影響，并與傳統(tǒng)霧化方式進(jìn)行了比較．結(jié)論如下：

(1)當(dāng)GL一定時(shí)，負(fù)荷越小，噴油壓力越小，噴嘴出口含氣率越大，脈動(dòng)越強(qiáng)烈．當(dāng)負(fù)荷一定時(shí)，噴嘴出口含氣率與GL正相關(guān)，脈動(dòng)程度隨GL先增大后減?。?/p>

(2)鼓泡-引射耦合霧化方式下，GL增大可加速射流液膜失穩(wěn)，減小初次霧化索特平均直徑．在任意負(fù)荷下均有較小的初次霧化索特平均直徑，且索特平均直徑隨負(fù)荷變化不大．

(3)初次霧化液滴粒徑分布范圍與噴嘴出口含氣率的脈動(dòng)程度有關(guān)，含氣率越劇烈，粒徑分布范圍 越寬．

(4)在鼓泡-引射耦合霧化方式下，內(nèi)層鼓泡氣體的膨脹微爆效應(yīng)和外層引射氣體的旋轉(zhuǎn)剪切效應(yīng)協(xié)同促進(jìn)了射流液膜失穩(wěn)和破碎，可顯著改善小負(fù)荷時(shí)的燃油霧化效果．

［1］ Nilsson H，Gummesson S. Air-independent Stirling engine-powered energy supply system for underwater ap-plications[J].，1988，100(5)：227-239.

［2］ Sutton H I. World Survey of AIP Submarines[EB/OL]. http://www.hisutton.com/World%20survey%20of%20AIP %20submarines.html，2016.

［3］ 張武高，陳曉玲，劉濤濤，等. 引射空氣對(duì)壓力旋流噴嘴噴霧特性的影響[J]. 上海交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2013，47(11)：1723-1727.

Zhang Wugao，Chen Xiaoling，Liu Taotao，et al. Effect of ejected air on the spray characteristics of pressure swirl nozzles[J].，2013，47(11)：1723-1727(in Chinese).

［4］ Wang J，Zhai Z J，Jing Y，et al. Influence analysis of building types and climate zones on energetic，economic and environmental performances of BCHP systems[J].，2011，88(9)：3097-3112.

［5］ Cao J. Evaluation of retrofitting gas-fired cooling and heating systems into BCHP using design optimization[J].，2009，37(6)：2368-2374.

［6］ Liu C，Chen D，F(xiàn)eng Y. Post-evaluating of wind power project based on AHP model[C]//2010. Chengdu，China，2010：1-4.

［7］ 藺 鋒，張武高，陳曉玲，等. 斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)壓力渦流噴嘴的噴霧特性試驗(yàn)[J]. 上海交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2013，47(11)：1773-1777.

Lin Feng，Zhang Wugao，Chen Xiaoling，et al. Experimental study of the spray characteristics on the pressure swirl nozzle of a Stirling engine[J].，2013，47(11)：1773-1777(in Chinese).

［8］ Zhang W，Chen X，Gu G，et al. Experimental study of the spray characteristics of USLD，methanol and DME on the swirl nozzle of a Stirling engine[J].，2014，119：1-9.

［9］ 袁 雄. 生物柴油斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)噴霧燃燒數(shù)值模擬研究[D]. 上海：上海交通大學(xué)，2019.

Yuan Xiong. Numerical Simulation of the Spray and Combustion in a Biodiesel Stirling Engine[D]. Shanghai：Shanghai Jiao Tong University，2019(in Chi-nese).

［10］ Paul C J，Engeda A. A stirling engine for use with lower quality fuels [J].，2015，84：152-160.

［11］ 葉擁擁，蘭 健，呂 田，等. 斯特林發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室氧-柴油無焰燃燒的數(shù)值研究[J]. 艦船科學(xué)技術(shù)，2016，38(10)：84-88.

Ye Yongyong，Lan Jian，Lü Tian，et al. Numerical study of oxygen-diesel flameless combustion in a Stirling engine[J].，2016，38(10)：84-88(in Chinese).

［12］ 蘭 健，呂 田，金永星. 煙氣再循環(huán)技術(shù)研究現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢[J]. 節(jié)能，2015(10)：4-9.

Lan Jian，Lü Tian，Jin Yongxing. Research status and development trend of combustion gas recirculation technology[J].，2015(10)：4-9(in Chinese).

［13］ 張淑君. 氣泡動(dòng)力學(xué)特性的三維數(shù)值模擬研究[D]. 南京：河海大學(xué)，2006.

Zhang Shujun. Three-Dimensional Numerical Simulation of Bubble Dynamics[D]. Nanjing：Hehai University，2006(in Chinese).

［14］ 楚顯玉. 氣泡霧化噴嘴內(nèi)部流場及霧化現(xiàn)象的模擬研究[D]. 浙江：中國計(jì)量學(xué)院，2015.

Chu Xianyu. Simulation Study on the Internal Flow Field and Atomization Phenomenon of Effervescent Atom-izer[D]. Zhejiang：China Jiliang University，2015(in Chinese).

［15］ 焦娟娟. 壓力旋流噴嘴內(nèi)外流場數(shù)值計(jì)算及結(jié)構(gòu)分析[D]. 大連：大連理工大學(xué)，2019.

Jiao Juanjuan. Numerical Calculation and Structure Analysis of Internal and External Flow Field of Pressure Swirl Nozzle[D]. Dalian：Dalian University of Tech-nology，2019(in Chinese).

［16］ Li B R，Pan L Y，Yang G. Numerical studies of the flow structure in the final discharge orifice of effervescent atomizer[J].，2012，22(3)：259-274.

［17］ 李 楠. 氣泡霧化噴嘴氣液兩相流動(dòng)的數(shù)值模擬研究[D]. 北京：北京交通大學(xué)，2015.

Li Nan. Numerical Simulation of Gas-Liquid Two-Phase Flow in Effervescent Atomizer[D]. Beijing：Beijing Jiaotong University，2015(in Chinese).

［18］ 孫春華. 氣泡霧化噴射中氣液兩相作用及射流噴霧的研究[D]. 北京：北京交通大學(xué)，2017.

Sun Chunhua. Study on Gas-Liquid Two-Phase Interac-tion and Jet Spray in Effervescent Atomization[D]. Bei-jing：Beijing Jiaotong University，2017(in Chinese).

［19］ Shen J，Li X. Instability of an annular viscous liquid jet[J].，1996，114(1-4)：167-183.

［20］ Liao Y，Jeng S M，Jog M A，et al. Advanced sub-model for airblast atomizers[J].，2011，17(2)：411-417.

［21］ Ibrahim E A. Effects of compressibility on the instability of liquid sheets[J].，1997，161(1)：25-44.

［22］ Ibrahim A A，Jog M A. Effect of liquid and air swirl strength and relative rotational direction on the instability of an annular liquid sheet[J].，2006，186(1-4)：113-133.

［23］ Dasgupta D，Nath S，Mukhopadhyay A. Linear and non-linear analysis of breakup of liquid sheets：A re-view[J].，2019，99：59-75.

［24］ Schmidt D P，Nouar I，Senecal P K，et al. Pressure-swirl atomization in the near field[C]//. Warrendale，PA，1999，1999-01-0496.

［25］ Han Z，Parrish S，F(xiàn)arell P V，et al. Modeling atomiza-tion processes of pressure-swirl hollow-cone fuel sprays[J].，1997，7：663-684.

［26］ Song S H，Lee S Y. Study of atomization mechanism of gas/liquid mixtures flowing through Y-jet atomizers[J].，1996，6：193-209.

Primary Atomization of Diesel Based on Bubble-Ejection Coupling

Dong Xinyu1，F(xiàn)ang Zhenchang1，Li Jiaqi1，Tang Xincheng1，Lü Zhao1，Qiao Xinqi1，Sun Chunhua2

(1. School of Mechanical Engineering，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China；2. Shanghai Marine Diesel Engine Research Institute，Shanghai 201023，China)

Aiming at poor atomization under a low load in the Stirling engine，an atomization method based on bubble-ejection coupling was proposed. Based on the VOF(Volume of Fluid)model，the air-liquid flow in the bubbling nozzle was studied numerically. According to temporal stability analysis，the instability and breakup of liquid sheet were mathematically described，and the model of primary atomization under the bubble-ejection coupling was established. The effects ofGL(gas-liquid mass ratio)and load on primary atomization were analyzed and compared with those by the traditional atomization method. The results showed that increasingGLpromotes liquid sheet instability and decreases droplet diameter. Compared with the traditional atomization method，SMD(Sauter mean diameter)at bubble-ejection coupling decreases by about 62%，and the atomization quality is significantly improved.

bubble-ejection coupling；primary atomization；liquid sheet instability；gas-liquid mass ratio；Sauter mean diameter(SMD)

TK11

A

1006-8740(2024)01-0043-10

2023-02-28．

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(52006136，91741122)；國際科技合作專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2017YFE0130800).

董新宇(1998— )，女，碩士研究生，dongxy@sjtu.edu.cn.

喬信起，男，博士，長聘教授，qiaoxinqico@126.com；孫春華，男，博士，助理研究員，sunchunhua@sjtu.edu.cn.

(責(zé)任編輯：梁 霞)