燃油噴射壓力對缸內直噴汽油機噴霧特性的影響

錢丁超，段加全，劉耀東，王振喜，陳海娥，宮艷峰

(中國第一汽車集團公司研發總院，吉林 長春 130011)

缸內直噴技術由于在降低燃油消耗和控制排放物方面具有很大的潛力，被廣泛應用于汽油發動機[1-2]。無論是氣流引導還是噴霧引導的缸內直噴發動機，其燃油噴射過程都是混合氣形成的重要組成部分，決定了缸內混合氣的形成質量與分布，從而進一步影響燃燒過程的組織[3-4]。

圍繞汽油直噴發動機的燃油噴射過程，國內外學者和工程人員已經開展了大量研究工作。N. Mitroglou等[5]使用激光多普勒(Phase Doppler Anemometry，PDA)技術在高壓定容彈內對多種結構形式的多孔缸內直噴噴油器的貫穿距、液滴速度和粒徑分布等噴霧特性進行了研究。結果表明，定容彈背壓對油滴直徑有顯著的影響，隨著背壓的增大，油束貫穿距變小，油滴直徑變大；當燃油噴射壓力從8 MPa提高到12 MPa，再提高到20 MPa時，噴霧液滴速度變大，液滴直徑減小。Graham Wigley[6]等采用LDA/PDA和圖像分析方法對某旋流噴油器噴孔附近區域的噴霧流場進行了研究，燃油噴射壓力為5 MPa，噴油持續期為0.85 ms。結果表明，在不同的時間段燃油噴霧展現出不同的特性，0.58 ms后噴霧錐角開始形成，0.98 ms后噴霧各測量方向的速度達到最大值，1.4 ms后噴霧開始坍縮，1.5 ms后噴霧開始從噴嘴分離。范錢旺等[7]采用高速陰影攝像技術和計算流體動力學(Computational Fluid Dynamics,CFD)技術研究了撞壁距離與撞壁角度對撞壁噴霧索特平均直徑(Sauter Mean Diameter，SMD)、壁面油膜厚度以及壁面油膜面積的影響。結果表明，撞壁距離與撞壁角度對撞壁噴霧影響顯著，存在最佳的撞壁距離與撞壁角度。陳海娥[8]等通過模擬計算的方法對某缸內直噴汽油機進行噴霧標定，并研究了噴霧錐角、噴孔布置對混合氣均勻性的影響。結果表明，調整噴霧錐角與噴孔布置可以使直噴汽油機缸內混合氣分布更加均勻，減少HC排放與循環間扭矩變動。

目前，市場上量產直噴汽油機的最大燃油噴射壓力大多在20 MPa以下[9]，針對直噴發動機噴霧的研究也大多采用20 MPa以下的噴射壓力。而隨著發動機技術的更新，燃油噴射壓力有不斷提高的發展趨勢[10-11]，因此有必要對更高噴射壓力下的噴霧特性與缸內混合氣形成情況，以及噴射壓力提高帶來的影響變化進行研究。本研究采用計算流體動力學的方法，建立了定容燃燒彈內的自由噴霧模型和發動機缸內冷態燃油噴射模型，對不同噴射壓力下的噴霧特性以及缸內噴霧發展、混合氣形成過程進行了研究。該研究結果可以為汽油直噴發動機的燃燒系統設計提供理論依據。

1 研究方法與數值計算模型

1.1 研究方法

本研究基于計算流體力學軟件STAR-CD，分別建立了定容彈和發動機缸內冷態流動下的兩種燃油噴射過程模型。定容彈數值計算模型的模擬環境和邊界條件與噴霧特性測試相同，可用于噴霧模型的驗證，且在定容彈內不存在活塞壓縮和進排氣造成的湍流運動、溫度和壓力的變化，適于進行噴霧過程基礎特性的研究。發動機缸內燃油噴射過程的數值計算模型根據一維CFD軟件的計算結果來設置邊界條件和初始條件，以獲得實際發動機運行時混合氣形成過程的相關參數。

本研究首先建立定容彈內冷態自由噴霧模型，利用噴霧特性測試對噴霧仿真模型進行校核與模型有效性驗證。通過噴霧特性測試獲得噴油器流量特性、貫穿距、噴霧圖像、粒徑分布等宏觀和微觀特性，以此作為噴霧模型標定的初始條件和參照。進行噴霧數值模擬時建立與試驗環境條件相同的定容彈模型，將仿真結果與測試數據對比，反復調整噴霧相關模型設置，直至模擬所得噴霧的基本特征與測試結果接近，其誤差在可接受范圍內時即認為此時噴霧模型參數設置可以最為準確地模擬實際噴霧。隨后基于經過驗證的噴霧模型，在定容彈內無噴霧撞壁的條件下仿真分析噴油壓力對噴霧形態、貫穿距和索特平均直徑等宏觀和微觀參數的影響。最后考慮發動機實際運行工況，結合噴霧模型和缸內流動仿真，研究無點火情況下的燃油噴射和混合氣形成動態過程。

1.2 數值計算模型

在模擬自由噴霧時，使用的定容彈模型幾何尺寸和實際噴霧特性試驗所用定容彈相近，并作適當簡化，簡化后模型見圖1a。為兼顧計算精度與計算速度，更便于缸內計算，噴霧區域采用1 mm網格尺寸，其余區域采用2 mm網格尺寸。定容彈頂面定義為絕熱邊界，定容彈側面和底面定義為壓力邊界，定容彈內初始壓力為0.1 MPa，空氣溫度為293 K，燃料溫度為296 K。在進行缸內流動噴霧模擬時，使用某2.0 L缸內直噴發動機來進行研究，其網格模型見圖1b。使用GT-Power軟件的計算結果來設定壁面溫度,進排氣的流量、溫度和壓力等邊界條件和初始條件。為了減小進氣量的計算誤差，進氣道入口采用質量流量動態邊界，排氣道出口采用壓力動態邊界。進排氣道的動態邊界見圖2。

在進行CFD仿真時需要合理地選擇模型及其相關設置參數。選擇κ-ε/RNG模型模擬湍流流動，選擇拉格朗日多項流模型處理氣液兩相計算問題，其中初次破碎子模型使用Hiroyasu模型， 二次破碎子模型使用Schneider-obermeier模型，液滴撞壁子模型采用Bai模型。

圖1 計算網格模型

圖2 模擬計算動態邊界

2 噴霧模型標定與驗證

2.1 噴霧特性評價參數

本研究使用噴霧錐角、噴霧貫穿距、索特平均直徑這3個參數來定量地評價噴霧特性。

在油束形狀相對穩定后，獲取某時刻噴霧圖像，將噴霧輪廓單側上距離出油點垂直距離5 mm和10 mm的點進行連線，兩側輪廓連線的夾角即定義為該視圖下的噴霧錐角。由于該多孔噴油器油束并非中心對稱布置形式，故對兩個角度視圖的噴霧錐角進行測量(見圖3)。噴霧貫穿距定義為噴霧輪廓在噴油器軸線方向最遠處與噴油器出油點間的垂直距離，圖4中z即為噴霧貫穿距。

圖3 噴霧錐角參數定義

圖4 貫穿距參數定義

索特平均直徑(SMD)用以量化地分析燃油霧化程度，其物理意義是油滴群總體積與總表面積的比值，表達式如下[12]：

(1)

式中：Ddi為油滴群中第i個油滴的直徑；Ni為直徑為Ddi的油滴數。

2.2 噴霧模型標定結果

本研究使用15 MPa噴射壓力下的噴霧特性測試試驗獲取的自由噴霧形態發展圖像、噴霧貫穿距隨時間的變化以及距離出油點30 mm平面處的SMD數值對噴霧模型設置進行校核。由于定容彈視窗在噴霧發展方向的長度為50 mm，在噴油過程后期，油束前端超出了視窗范圍，因此僅對噴油開始后0.8 ms內的噴油過程進行校核。

考慮到噴油器打開過程存在機械延遲，將噴油器出油時刻定為0時刻，噴霧時刻以ASOF(After start of fuel)表示。取0.8 ms ASOF時刻的噴霧圖像測量噴霧錐角，該時刻下試驗噴霧圖像和仿真所得噴霧形態分別如圖5a和圖5b所示，噴霧錐角數值如表1所示。經對比可見，仿真所得噴霧各個油束的發展情況以及噴霧的外形輪廓都與實際圖像較為接近，且如實地模擬出了單個油束中間油滴密集、外圍油滴分布稀疏的分布規律。

圖5 0.8 ms ASOF時刻噴霧形態

噴霧錐角α1/(°)α2/(°)試驗值57.941.9仿真值61.440.7

15 MPa噴射壓力下油束貫穿距隨時間的變化規律見圖6。由圖可見，隨著燃油噴射過程的進行，油束貫穿距呈迅速增大的趨勢，噴射初期仿真所得貫穿距略高于試驗值，但在后期與試驗值逐漸趨于一致，說明標定后的噴霧模型仿真所得的貫穿距與試驗值基本吻合。對噴油持續期內距離出油點30 mm處的SMD數值取平均值，將仿真結果和噴霧特性測試結果進行對比，仿真值為17.6 μm，試驗值為17.0 μm，誤差為3.5%，兩者較為接近。

圖6 油束貫穿距對比

通過以上分析可以看出，仿真結果的噴霧形態、噴霧貫穿距和SMD這些參數與噴霧特性測試實測結果較為接近，說明此噴霧數值計算模型可以模擬實際燃油噴射過程。

3 仿真結果與分析

3.1 燃油噴射壓力對自由噴霧特性的影響

為了研究燃油噴射壓力對噴霧特性的影響，分別模擬了定容彈內燃油噴射壓力為5 MPa，15 MPa，25 MPa和35 MPa的燃油噴射過程，噴油持續期均為3 ms。

圖7示出了燃油噴射壓力對噴霧貫穿距的影響。由圖可見，噴油壓力越大，相同時刻下的噴霧貫穿距越大，這是由于噴油壓力越高，從各個噴孔流出燃油的初始速度越大，噴霧的動量也越大，有利于噴霧的快速發展。當燃油噴射壓力從5 MPa增加到25 MPa時，同一時刻下的貫穿距增加較為明顯，而當噴油壓力繼續增加到35 MPa時貫穿距增加幅度變小。這是由于噴射壓力繼續增大時，環境氣體對噴霧的阻力也大大增加，抵消了一部分噴油壓力增高帶來的作用。

圖7 噴射壓力對自由噴霧貫穿距的影響

圖8示出不同燃油噴射壓力下油束SMD隨時間的變化。由圖可見，噴油壓力越高，噴霧的索特平均直徑越小，這是由于噴油壓力越高，初始的噴射速度就越高，油滴與空氣間的相對速度越大，液滴與周圍氣體的相互作用越劇烈，促進了液滴破碎。這說明較高的噴射壓力可以促進燃油液滴的霧化破碎。圖9示出不同噴射壓力下離噴孔出口30 mm平面處SMD隨時間的變化，噴油持續一段時間后SMD趨于穩定，這是由于此時噴霧貫穿距已遠大于30 mm，靠近出油孔附近的噴霧已發展到較為穩定的階段，主要是噴霧末端還在繼續發展。

圖8 噴射壓力對油束整體索特平均直徑的影響

圖9 噴射壓力對出油點30 mm處索特平均直徑的影響

圖10示出噴霧遠端速度。由圖可見，噴油初始階段的噴霧遠端速度較大，隨后逐漸降低，這是由于燃油液滴在缸內受到空氣阻力的作用，遠端噴霧的動量逐漸降低。噴油壓力越高，初始階段噴霧遠端速度越大，速度下降幅度也越大，說明射流和空氣間的相互作用更加劇烈。

圖10 噴射壓力對噴霧遠端發展速度的影響

3.2 燃油噴射壓力對發動機混合氣形成的影響

選擇某型號2.0 L四缸缸內直噴汽油機作為仿真研究平臺，對其1 500 r/min、全負荷工況下的缸內燃油噴射過程進行研究，燃油噴射壓力仍分別為5 MPa，15 MPa，25 MPa和35 MPa，并以相同工況下無噴油的冷態流動仿真結果作為對照。以壓縮上止點為0°，計算從270°開始，到760°結束，噴油時刻為420°。

3.2.1對缸內噴霧特性的影響

在相同工況下每缸每工作循環的燃油噴射量相同，噴油壓力越高，燃油噴射速率就越大，相應的噴油持續期就越短。燃油噴射量隨曲軸轉角的變化見圖11。當燃油噴入氣缸后明顯受到缸內湍流運動的影響，呈現出與定容彈內自由噴霧不同的形態。圖12示出不同噴油壓力下的燃油噴射過程，燃油噴入氣缸后貫穿距持續增大，噴霧前端液滴隨著滾流運動迅速擴散。當噴油壓力較小時，缸內噴霧如圖12a和圖12b所示，由于進氣沖程活塞下行，且油束貫穿距增長速度較慢，油束液核部分沒有直接與活塞和缸壁發生撞壁，燃油主要隨著缸內氣流運動順時針擴散，運動到氣缸底部后再擴散到進氣側的缸壁。當噴油壓力較大時，燃油撞壁現象更明顯(見圖12c和圖12d)，油束前端分別由于氣流運動朝進氣側活塞頂面擴散、由于燃油撞壁反彈而朝排氣側缸壁擴散。

圖11 不同噴射壓力下的燃油噴射量

圖12 不同噴射壓力下的燃油噴射過程

缸內燃油撞壁情況見圖13和圖14。其中，圖13b和圖14b分別為圖13a和圖14a的局部放大圖。由3.1節研究可知，燃油噴射壓力越大，相同時刻下的燃油貫穿距也越大，因此在缸內燃油噴射過程中燃油著壁時刻也越早，缸壁和活塞頂面的燃油撞壁量峰值相位也越靠前。由圖13可見，隨著噴油壓力的增大，缸壁燃油撞壁量峰值呈先減小后增大的變化趨勢，由于氣流運動與噴油持續期配合較好，15 MPa時缸壁撞壁燃油質量最小。由圖14可見，隨著噴油壓力的增大，活塞頂面的燃油撞壁量隨之顯著增大。結合圖12所示的缸內噴油過程來分析原因，主要是由于較大的噴油壓力使得油束貫穿距變大，燃油更容易接觸到缸壁和活塞頂面，從而附著到壁面上形成油膜。在較大噴射壓力下，燃油液滴撞壁是不可避免的，但可以通過多次噴射的控制策略或調整噴油時刻來減少附壁油膜的生成，通過合理組織氣流運動來促進油氣混合。

圖13 噴射壓力對缸壁燃油撞壁質量的影響

圖14 噴射壓力對活塞燃油撞壁質量的影響

缸內燃油的索特平均直徑見圖15。剛開始噴油時SMD迅速變小，隨后緩慢減小。這是由于在燃油噴射過程中大的燃油液滴不斷破碎成更小的燃油液滴，小的燃油液滴不斷地吸熱蒸發，因此在燃油噴射持續期內油束SMD的減小幅度沒有噴油初期明顯，在噴油過程結束后缸內殘留少量粒徑較大的液滴，因此SMD的數值較大。燃油噴射壓力越大，油束的索特平均直徑越小。這是由于燃油噴射壓力越大，燃油噴射速度就越大，油束與缸內氣體的相互作用就越強烈，促進了油滴的破碎。當噴油壓力從5 MPa提高到15 MPa時，SMD明顯降低，燃油壓力繼續升高時SMD也在降低，但降低幅度在變小。如圖16所示，燃油蒸發量在燃油噴射初期上升較快，隨后逐漸變緩，當噴油持續期結束后又迅速上升。這是由于直徑越小的油滴面容比越大，有利于吸熱蒸發，因此噴射壓力越大，燃油蒸發速度也越快，留給燃油蒸氣與空氣進行混合的時間也越充分。由圖15和圖16可以看出，燃油噴射壓力越高，燃油霧化程度越好，燃油蒸發速度也越快。

圖15 噴射壓力對缸內SMD的影響

圖16 噴射壓力對燃油蒸發的影響

3.2.2對缸內流場的影響

通過以上研究可發現，缸內氣流運動會顯著地影響噴霧發展，而同時噴霧運動也使得缸內流場發生了改變。圖17直觀展現了噴霧運動對缸內流動的影響。噴霧過程使得缸內速度場分布、滾流中心都發生了明顯的改變，對于活塞頂面附近的流速影響較為明顯，較高的噴油壓力降低了活塞頂面附壁氣流的流速。圖18和圖19分別示出了噴射壓力對缸內滾流比和湍動能的影響。在燃油噴射過程開始前，各組的滾流比和湍動能曲線是重合的。由圖18可見，冷態流動時缸內滾流比呈雙峰的變化規律，分別在進氣沖程和壓縮沖程出現一個峰值，而進行燃油噴射時滾流比曲線出現了3個峰值，分別在420°，480°和640°附近。噴油過程開始后，滾流比逐漸降低，燃油噴射壓力越大，滾流比降低越明顯，相應地在480°附近滾流比的第2個峰值也越低。但較高的噴射壓力有利于后期缸內滾流比的維持，當滾流比在壓縮沖程開始上升時，噴射壓力越大，滾流比上升幅度也越大，由圖可見35 MPa時第3個峰值的數值雖然是最小的，但較第2個峰值的增長幅度最為明顯。結合圖17分析原因，這主要是由于缸內滾流的中心位置在氣缸中心附近，噴油初期油束運動破壞了滾流運動，且噴油壓力越高，油束發展速度越大，對滾流的影響也越大，所以使得440°左右時的滾流比有所降低。而隨著活塞下行滾流中心也隨之下移，燃油的噴射方向不再與滾流的運動方向干涉，當噴油持續期較長時油束運動反而促進了氣流運動作用，因此在640°附近除噴油壓力35 MPa外的滾流比峰值均高于冷態流動的峰值。由圖19可見，燃油噴射壓力越高，缸內湍動能的增長越明顯，這是由于噴油壓力越高油束的動能就越大，對缸內氣流運動的擾動更加強烈。

圖17 噴射壓力對缸內流速分布的影響

圖18 噴油壓力對滾流比的影響

圖19 噴油壓力對湍動能的影響

3.2.3對混合氣形成的影響

700°時各過量空氣系數下混合氣質量分布百分比見圖20。分析可知燃油噴射壓力增大時，缸內燃空當量比分布范圍基本呈逐漸變小的趨勢，圖20中的曲線也較為瘦高，說明缸內混合氣分布比較均勻。這是由于噴射壓力較高時燃油霧化程度較好，蒸發較快，且噴油持續期短，燃油與空氣混合時間更為充分。但燃油噴射壓力為15 MPa時燃空當量比的分布最為均勻，這可能是由于相對較低的噴射壓力來說，15 MPa的噴射壓力大大促進了燃油的霧化蒸發，提供了較長的混合氣形成時間，而相對于更高的燃油噴射壓力來說，15 MPa時噴油持續期與氣流運動配合較好，壓縮沖程的滾流比和湍動能較高，缸壁燃油撞壁量小，彌補了霧化蒸發速度的劣勢。圖21示出700°時缸內燃空當量比分布云圖。燃油噴射壓力較低時，燃油濃區集中在噴油器附近，有部分晚噴的燃油沒有足夠的時間與空氣充分混合，隨著氣流運動和活塞的擠壓集中到該區域。燃油噴射壓力較高時，燃油主要集中在排氣側壁面，這主要是由于活塞接近上止點后缸內流速逐漸降低，在排氣側形成流動死角，燃油運動到此處后難以擴散?？傮w來說提高燃油噴射壓力有利于燃油與缸內空氣的混合。

圖20 噴射壓力對700°時混合氣質量分數分布的影響

圖21 700°時各噴射壓力下缸內混合氣分布云圖

4 結論

a) 燃油噴射壓力對自由噴霧的噴霧特性有顯著的影響，燃油噴射壓力越大，相同時刻下的燃油貫穿距越大，SMD越小，噴霧遠端速度越大；

b) 發動機缸內冷態噴霧特性和定容彈內自由噴霧特性有所差異，缸內氣流運動有利于油束擴散；噴油壓力越高，燃油撞壁量越大，SMD越小，燃油蒸發速度越快；

c) 噴射壓力越高，噴油開始后滾流比相較于無噴油時下降越大，但湍動能有所增加，燃油噴射速度也使得缸內滾流中心和流速分布有所變化；

d) 燃油噴射壓力較大時噴油持續期較短，燃油霧化蒸發較好，混合氣形成時間長，缸內混合氣分布較為均勻，噴油壓力為15 MPa時混合氣分布最為均勻，說明較好的噴油持續期與氣流運動的配合可以促進燃油與空氣的混合。