空化對GDI噴嘴內部流動及噴霧特性的影響

張美娟, 宋睿智， 居鈺生， 王磊磊

( 1. 無錫職業技術學院， 江蘇 無錫 214121； 2. 中國一汽無錫油泵油嘴研究所， 江蘇 無錫 214063；3. 江蘇大學汽車與交通工程學院， 江蘇 鎮江 212013)

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空化對GDI噴嘴內部流動及噴霧特性的影響

張美娟1，2, 宋睿智2， 居鈺生2， 王磊磊3

( 1. 無錫職業技術學院， 江蘇 無錫 214121； 2. 中國一汽無錫油泵油嘴研究所， 江蘇 無錫 214063；3. 江蘇大學汽車與交通工程學院， 江蘇 鎮江 212013)

采用兩相流非線性空化模型和Huh-Gosman噴霧模型對GDI多孔噴油器噴嘴內部流動和噴霧特性進行模擬。通過流量及噴霧試驗對計算模型進行了驗證，研究了噴嘴內空化現象對流動及噴霧特性的影響，并從抑制空化、提升流量的角度研究了噴嘴內部流動空化的影響因素及規律。研究結果顯示：高壓汽油在噴嘴內的流動存在明顯的空化現象，空化導致的有效流通面積減小是噴嘴流量減小的原因。針閥升程增加，噴嘴流量先增加較快，后趨于平緩。噴孔的不均勻分布導致各噴孔內的空化狀況不同，進而產生流量差異。空化作用也使得噴霧射流在噴孔出口截面的流動參數產生差異，影響噴霧的落點分布和噴霧形態。通過優化噴孔k系數和噴孔入口圓角半徑可顯著提高噴孔流量。

缸內直噴； 噴油器； 空化； 流動分布； 噴霧特性

近幾十年來，受能源日益枯竭、油價不斷上漲、全球變暖及二氧化碳排放激增的困擾，在滿足排放法規的前提下改善發動機的燃油經濟性變得越來越緊迫。汽油缸內直噴(GDI)技術因其節油、環保而成為研究熱點，也代表了汽油機的發展方向[1-3]。

對于缸內直噴汽油機，為了形成分層梯度較高的混合氣，提高燃油經濟性，燃油必須在壓縮行程后期噴入燃燒室。高的噴射壓力和小的噴嘴流通斷面是保證噴入燃燒室的燃油快速形成混合氣的重要條件[4]。目前，GDI發動機多采用高壓電控多孔噴油器，最高噴射壓力可達20 MPa。理論和試驗研究均表明在高的噴射壓力下噴嘴內容易出現空化現象，如Nouri J.M.等人[5]利用同步高速相機對放大的GDI 6孔噴油器內部流動進行觀測，研究發現噴孔內部流動存在空化現象。

由于對汽油直噴噴嘴內部流動的空化形成規律及機理的研究尚不完善，國內外研究人員對汽油直噴噴嘴的燃油流動和噴霧進行了大量研究，但針對噴孔內部流動空化對流動及噴霧特性的影響卻較少涉及。Sudhakar Das等人[6]使用Fluent軟件對GDI噴油器噴嘴內部流動和噴霧過程進行數值模擬，只針對針閥全開時進行單相流穩態模擬計算，沒

有考慮空化對流量的影響，計算的流量比試驗值偏大。Bizhan Berrui等人[7]采用VOF-LES和標準RANS方法模擬了GDI噴油器內部流動和噴霧過程，但是沒有考慮針閥運動以及空化模型。為此，本研究采用兩相流非線性空化模型和Huh-Gosman[8]噴霧模型對GDI多孔噴油器噴嘴內部流動和噴霧特性進行模擬。通過噴嘴流量和噴霧試驗對計算模型進行驗證，研究了噴孔內部流動產生的空化現象對噴嘴流量和噴霧特性的影響，并從提高噴嘴流量系數的角度出發，研究了噴孔內部流動空化的影響因素及規律。

1 模型的建立

1.1 內部流動計算網格和邊界條件

針對內孔孔徑為0.190 mm的6孔噴油器建立噴嘴內部流動計算模型，各孔位置分布及計算網格見圖1，網格總數為62萬個。動網格劃分需要的針閥升程曲線通過LTC025激光位移測試儀測取。計算選擇兩相流非線性空化模型以及標準κ-ε湍流模型。入口和出口均采用壓力邊界條件，計算流體為正庚烷。

1.2 噴霧計算網格和邊界條件

噴霧模擬在定容彈中進行，定容彈是直徑80 mm，高度120 mm的圓柱體。網格總數為66.3萬，對噴油器噴孔周圍網格進行了細化，最小網格尺寸為0.5 mm×0.5 mm×0.5 mm(見圖2)。噴油脈寬1.5 ms，噴霧計算持續時間1.6 ms，計算步長0.02 ms。將噴嘴內部流動噴孔出口截面計算結果(如噴孔出口速度、噴油規律、空穴、湍動能等)作為噴霧數值模擬的邊界條件。

1.3 噴霧計算模型

噴霧初次破碎選用Blob Injection模型，二次破碎采用Huh-Gosman模型，該模型認為射流內部的湍流擾動和氣動力是導致液體分裂霧化的原因。液滴蒸發采用Dukowicz模型，油滴相互作用采用Schmidt模型，湍流擴散采用Enable模型，由于噴霧計算模擬的是燃油在定容彈中的自由噴霧，因此不考慮液滴的碰壁。

2 模型的驗證

利用moehwald GDI燃油噴射系統綜合性能試驗臺進行噴嘴流量和噴霧計算模型的試驗驗證，試驗燃油介質為正庚烷。該試驗臺噴嘴流量測試采用Siemens質量流量計，噴油壓力由安裝在高壓油軌上的電子調壓閥調節，噴霧形態使用CCD相機拍攝。

2.1 噴嘴內部流動計算模型的驗證

對不同噴油壓力下噴嘴流量進行測試，并與模型計算結果進行比較。圖3示出了噴油器質量流量計算值與試驗結果的比較，由圖3可知，在噴油壓力為4 MPa時計算結果明顯低于試驗值，相對誤差最大為3.6%，在其他噴油壓力下計算結果與試驗吻合較好，相對誤差基本在3%以內。

在噴嘴流量測試的基礎上，分別測試了6孔噴嘴的各噴孔流量，并與模擬計算結果進行比較。圖4示出了噴油壓力10 MPa時各噴孔流量統計結果比較。由圖中可知，各噴孔計算所得質量流量與試驗測得流量略有偏差，但計算誤差均在5%以內。由以上試驗驗證結果可知，噴嘴內部流動計算模型基本滿足要求。

2.2 噴霧計算模型驗證

本研究噴霧錐角定義為噴孔下方5 mm和15 mm兩處的水平線與整個噴霧圖像最外側油束外廓線的兩組交點構成的連線之間的夾角(見圖5)。為方便數據處理，噴霧貫穿距離定義為噴油器噴嘴頭部到噴霧外部輪廓邊緣的最大垂直距離。

圖6示出了噴油壓力10 MPa、噴射背壓0.5 MPa、環境溫度20 ℃下噴霧貫穿距離的模擬與試驗結果，模擬值略大于試驗值，但最大誤差小于5%。圖7示出了噴霧形態及錐角模擬結果與試驗結果對比，從圖中可以看出模擬與試驗結果吻合較好。

3 計算結果分析

3.1 噴孔內部流動空化對噴油規律和噴嘴流量的影響

為了反映空穴對噴嘴流量的影響，進行了單相流模型與兩相流模型對比模擬計算(兩者邊界條件相同)。圖8示出了模擬計算的噴油規律曲線，對曲線進行積分運算得到單相流單次噴油量為20.0 mg，與試驗值相比誤差約為28%。而采用兩相流計算的單次噴油量為16.2 mg，誤差僅為3.6%。空穴作用使噴孔內產生了大量氣泡，導致噴孔有效流通截面積減小，流量減小。

選取噴嘴模型進行兩相流數值模擬，僅改變噴油器針閥升程，其他條件不變。圖9示出了不同針閥升程下流量的變化規律。從圖中可以看出流量隨針閥升程增加而增大。針閥升程小于0.15 mm時，隨著針閥升程的增大，流量增加幅度較大。針閥升程超過0.15 mm后，曲線趨于平緩，流量增加幅度減小。

圖10示出了不同針閥升程下的噴孔氣相體積分數分布。從圖中可以看出，空化區域隨針閥升程增加而減小。針閥升程小于0.15 mm時，隨著針閥升程的增大，空化區域減小幅度較大。針閥升程超過0.15 mm后，空化區域減小的幅度明顯變緩。在噴油器設計時，選取流量系數隨針閥升程變化平緩階段的最大針閥升程，可以減小噴孔流量對針閥升程的敏感性。

3.2 噴孔內部流動空化對孔間流量差異的影響

由圖4各噴孔流量數值模擬與試驗結果可以看出，噴嘴的各噴孔間存在明顯的流量差異。由于各噴孔在噴嘴上布置的位置存在差異，故對不同噴孔的內部流動進行了計算。以圖4中在噴嘴對稱軸上分布的1號孔和4號孔為例，對噴孔位置導致的流動差異進行分析。圖11示出了孔1和孔4截面氣相體積分數分布。從圖中可以看出，1號噴孔和4號噴孔的空化區域都主要集中在噴孔左側，且1號噴孔的空化區域明顯大于4號噴孔，這也是1號噴孔流量小于4號噴孔的原因。此外，在圖11中不同的噴射時刻，無論空化強度還是分布區域，1號噴孔均大于4號噴孔。這是由于噴孔的位置不同所致，4號噴孔軸線與噴油器軸線夾角較小，為5.2°，遠小于1號孔的30°。同時由于所有噴孔軸線的交點并不在噴嘴軸線上，而是采用偏置方式，使得4號噴孔右側傾角較大，拐角處速度變化較小，流動較為順暢，產生的空化區很小并且沒有擴展到下游。而左側傾角較小，壓力室底部燃油在拐角處速度變化較大，產生空化并且擴展到噴孔出口，形成超空穴流動。

3.3 噴孔內部流動空化對噴霧特性的影響

對噴油壓力10 MPa、噴射背壓0.5 MPa、環境溫度20 ℃下噴霧后0.14 ms的噴霧落點和噴霧液滴速度場進行研究。

圖12示出了距離噴嘴50 mm處的定容彈橫截面燃油密度分布。圖中帶有十字的黑色圓圈表示各噴孔軸線與距噴嘴50 mm處圓形截面的交點。從圖中可以看出各個孔的噴霧中心點都向內側偏移，部分原因是噴霧空氣動力效應和重力場的相互作用，更為主要的原因是由于噴孔內的空化作用使得噴霧射流在噴孔出口截面的流動參數產生差異。

圖13示出了噴霧液滴的速度場分布。從圖中可以看出油束中心的速度最大，頂端油束的速度方向向四周散開，油束的兩側均出現了明顯的空氣卷吸作用。強烈的卷吸作用加強了油束兩側的空氣運動，有利于液滴的霧化與蒸發。

3.4 噴孔內部流動空化的影響因素

3.4.1 入口圓角半徑的影響

定義噴孔入口圓角半徑比為r/D(D為噴孔直徑，保持不變)。圖14示出了噴孔縱截面和噴孔出口Ⅰ-Ⅰ截面的空穴分布情況。

從圖中可以看出，無入口圓角的噴孔兩側均出現空化現象，隨著半徑比增大，靠近壓力室底部一側的區域空化消失。隨著半徑比增大，噴孔壁面的空化層厚度明顯減小，噴孔出口截面的空化區域大幅減小，特別是噴孔中心位置的空化強度削弱，這是因為燃油在噴孔入口轉角處的流動更加順暢，拐角處的速度變化較小，低壓區域建立困難，空化不易發生。

圖15示出了半徑比對流量系數的影響。從圖中可以看出，隨著半徑比的增大，噴孔流量系數逐漸提高，半徑比為0.25時相較于無入口圓角流量系數提高了27.4%，這是由于噴孔入口圓角增加，空化區域減小，燃油流道的截面積增加使得噴孔流量大幅度提高。

3.4.2 噴孔k系數的影響

定義k系數為k=(D1-D2)/10，其中D1為噴孔入口直徑，D2為噴孔出口直徑。圖16示出了不同k系數下噴孔縱截面和噴孔出口Ⅰ-Ⅰ截面的空穴分布。k=0時噴孔兩側均出現空化現象，隨著k系數的增大，靠近壓力室底部一側的區域空化消失。從圖中可以看出，隨著k系數增大，噴孔入口處壁面的空化層厚度變化不明顯，噴孔出口處壁面的空化區域減小，噴孔出口截面處的空化強度大幅削弱，這樣可以使噴孔出口流速更加均勻，有利于噴霧的對稱性。

圖17示出了k系數對流量系數的影響。從圖中可以看出，隨著k系數的增大噴孔流量系數幾乎呈線性增加。當k系數增大到2.5時，流量系數比k為0時提高了近35.8%。這是由于k系數增大，噴孔入口處的有效截面積增加，燃油流動更為順暢，噴孔出口處的空化區域明顯減小。

4 結論

a) 兩相流非線性空化模型和Huh-Gosman噴霧模型計算結果可較為準確地反映汽油在噴嘴內的流動及噴霧過程；

b) 高壓汽油在噴嘴內的流動存在明顯的空化現象，空化導致的有效流通面積減小是噴嘴流量減小的原因；隨著噴油器針閥升程的增加，噴孔流量先增加較快，后趨于平緩；

c) 噴孔在噴嘴上布置位置不同，空穴發生的區域和強度也不同，進而產生明顯的噴孔流量差異；

d) 噴孔內的空化作用使得噴霧射流在噴孔出口截面的流動參數產生差異，進而影響噴霧的落點分布和噴霧形態；

e) 優化噴孔結構參數，可顯著改善噴孔內的流動，噴孔入口圓角半徑和k系數增大，噴孔內空化流動減弱，噴孔流量系數增大。

[1] Zhao F,Lai M C，Harrington D L.Automotive spark-ignition direct-injection gasoline engines [J].Progress in Energy and Combustion Science,1999,25(5):437-562.

[2] Spicher U,Reissing J,Kech J M,et al.Gasoline direct injection (GDI) engines-development potentialities [C].SAE Paper 1999-01-2938.

[3] Mike Fry,Jason King,Carl White.A comparison of gasoline direct injection systems and discussion of development techniques [C].SAE Paper 1999-01-0171.

[4] R. 巴斯懷森.汽油機直噴技術[M].宋進桂，李棟，于京諾，等，譯.北京：機械工業出版社，2011.

[5] Nouri J M,Mitroglou N,Yan Y,et al. Internal flow and cavitation in a multi-hole injector for gasoline direct-injection engines[C].SAE Paper 2007-01-1405.

[6] Sudhakar Das,Shi lng Chang,John Kirwan.Spray pattern recognition for multi-hole gasoline direct injectors using CFD modeling[C].SAE Paper 2009-01-1488.

[7] Bizhan Berfrui，Giovanni Corbine，D’Onofrio M，et al.GDI multi-hole injector internal flow and spray analysis[C].SAE Paper 2011-01-1211.

[8] Huh K Y，Gosman A D.A phenomenological model of diesel spray atomization[C]//Proceedings of the international conference on multiphase flows.[S.l.]:[s.n.],1991:24-27.

[編輯： 姜曉博]

Effects of Cavitation on Internal Flow and Spray Characteristics in GDI Nozzle

ZHANG Meijuan1，2， SONG Ruizhi2， JU Yusheng2, WANG Leilei3

(1. Wuxi Institute of Technology, Wuxi 214121， China;
2. FAW Wuxi Fuel Injection Equipment Research Institute, Wuxi 214063, China;
3. School of Automobile and Traffic Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, China)

The internal flow and spray characteristics of GDI multi-hole nozzle were simulated with the two-phase non-linear cavitation flow model and Huh-Gosman spray model and the numerical calculation models were verified by flow and spray characteristics test. The effects of cavitation flow within nozzle on internal flow and spray characteristics were investigated. Moreover, the influencing factors and law of cavitation flow were revealed from the view of restraining cavitation and improving flow. The results show that it is the high-pressure gasoline within nozzle that leads to the cavitation phenomenon, and the effective flow area decreases caused by the cavitation is the reason why the flow rate of nozzle deceases. With the increase of the needle lift, the flow rate of nozzle increases rapidly and then becomes stable gradually. The asymmetry distribution of nozzle holes leads to different cavitation states in each hole and even different flow rates. The cavitation also causes difference in injection flow parameters in nozzle exit section, which changes the falling point and pattern of spray. By optimizing k coefficient and the fillet radius of nozzle inlet, the flow rate of nozzle improves remarkably.

in-cylinder direct injection; injector; cavitation; flow distribution; spray characteristic

2015-05-27；

2015-11-13

江蘇省高等職業院校國內高級訪問工程師(FG123)

張美娟(1977—)，女，講師，碩士，主要研究方向為汽油機缸內直噴燃油噴射系統；zhangmj@wxit.edu.cn。

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.06.016

TK413.8

B

1001-2222(2015)06-0079-06