不同噴射工況下的GDI噴霧模擬標定研究

秦征驍， 許敏， 尹鵬

(上海交通大學機械與動力工程學院汽車電子控制技術國家工程實驗室， 上海 200240)

不同噴射工況下的GDI噴霧模擬標定研究

秦征驍， 許敏， 尹鵬

(上海交通大學機械與動力工程學院汽車電子控制技術國家工程實驗室， 上海 200240)

準確模擬噴霧是提高缸內模擬準確性的關鍵，為了使模擬噴霧與試驗噴霧更加一致，需要根據試驗噴霧貫穿距及粒徑對模擬噴霧進行標定。使用AVL FIRE軟件建立定容彈及噴霧數值模型，對處于不同噴射工況(噴射壓力、環境壓力、油溫)下的噴霧進行數值模擬，根據試驗噴霧的貫穿距及噴嘴下方30 mm平面處SMD對模擬噴霧進行標定，并對不同噴射工況的標定參數選擇進行探討。結果表明：為了同時滿足貫穿距和粒徑的標定要求，需要根據工況參數對標定參數進行調整；對于本研究中的GDI噴油器，噴射壓力10 MPa時使用KH-RT模型的模擬結果與試驗值匹配較好，5 MPa時使用Huh-Gosman模型匹配更好；在噴射壓力、環境壓力和環境溫度相同的條件下，高油溫和低油溫工況可以用同一套參數滿足標定要求。

燃油噴霧； 標定； 數學模型

對于GDI發動機來說，準確模擬噴霧是模擬缸內油氣混合的關鍵。目前已有多種模擬噴霧場的方法，其中離散液滴模型(DDM)由于其計算量小的特點，在工程上應用比較廣泛。但是DDM方法的主要缺點是模擬結果依賴于模型的選擇及模型參數的設置，應用不同的模型或參數，霧化質量和形態都可能有很大區別。因此需要根據噴霧試驗的結果來對模擬結果進行修正，即噴霧標定[1]。破碎過程對于噴霧發展起著至關重要的作用，所以破碎模型是主要的標定模型。

已經有許多研究者應用DDM方法來模擬噴霧：一是在已知噴嘴內部結構的情況下，先進行孔內計算獲得出口處流體的速度及湍流信息，然后以此作為輸入計算孔外噴霧[2-3]；二是直接將噴嘴出口液體設置成團塊或粒徑大小為某種分布的液滴群[4-9]。目前的有關噴霧模擬的文獻主要集中于對新的噴霧模型的評估，開發新的噴霧模擬方法，以及應用數值模擬方法對噴霧現象或缸內油氣混合現象進行研究等等，較少對噴霧標定過程進行探討。事實上噴霧的標定過程會對噴霧模擬的準確性有非常重要的影響。耿超等使用Converge軟件研究了KH-RT模型參數以及網格劃分方法對噴霧模擬準確性的影響。邵利民等對高壓共軌柴油噴霧進行了試驗以及數值模擬，研究了KH-RT模型中的參數C2，C4在不同工況下的變化，發現C2對貫穿距影響較強且與環境壓力密切相關，C4對貫穿距影響較弱。M. Costa等利用自動優化軟件ModeFrontier，以試驗與仿真貫穿距之間的誤差為目標，對不同噴射壓力及噴油脈寬下的噴霧模擬參數進行標定，并應用這些標定參數進行發動機性能計算。

本研究針對一款GDI發動機的噴油器，在不同噴射工況下進行噴霧定容彈試驗及數值模擬，探究了不同噴射工況下的(包括噴射壓力、環境壓力、油溫)噴霧模擬標定過程。

1 噴霧試驗

本研究中使用的是GDI 6孔噴油器，噴油器下方50 mm處的落點見圖1，為對稱分布，1，6孔孔徑為0.2 mm，2，5孔孔徑為0.21 mm，3，4孔孔徑為0.19 mm。噴霧試驗及模擬中使用的燃油均為正庚烷。

1.1 白光測試

白光測試可以獲得噴霧從噴射開始到噴射后期的噴霧圖像，對圖像處理可以得到噴霧的貫穿距、錐角和輪廓信息。白光測試的設備系統見圖2。6 孔GDI噴油器安裝在壓力容器的頂部，可以通過高壓氮氣瓶和真空泵來調節容器內部的壓力，并且燃油溫度與環境溫度也是可控的。CCD相機和瞬態白光燈通過容器側壁上的石英玻璃來捕捉噴霧圖像，PTU實現對整個試驗過程的控制。

圖1 噴油器50 mm下方落點分布

圖2 白光測試設備

1.2 PDI測試

PDI測試可以獲得噴霧的粒徑分布，從而可以計算索特直徑。PDI測試系統見圖3。噴油器安裝在壓力容器頂端， 噴射壓力、容器內部壓力、容器溫度和環境溫度的控制與白光測試時一致。PDI 激光發射器發射的4束相干光從容器一側光窗穿過并定位至測試空間位置點，PDI 信號接收器則從與入射光呈 150°夾角的另一側光窗接收光信號。通過三坐標滑臺可同時移動激光發射器和信號接收器，測試不同空間位置點的粒徑。測試過程中采用多通道信號發生器來控制激光發射器、信號接收器和噴油器的同步。

1.3 工況點

為了使噴霧測試結果更加符合實際應用，按照相應的GDI發動機在不同狀態下噴油時刻的工況來選取工況點，并能夠體現不同噴射壓力、環境壓力和燃油溫度下的噴霧變化。工況點選擇見表1。

圖3 PDI測試設備

序號噴射壓力/MPa背壓/kPa燃油溫度/℃環境溫度/℃110402530210100253031025025304102507530551002530

2 噴霧模擬

本研究使用AVL Fire進行噴霧模擬，噴嘴出口液滴設為Rosin-Rammler分布，模擬過程涉及的模型有液滴破碎模型(KH-RT,Huh-Gosman)、液滴碰撞模型(Schmidt-O’Rouke)、液滴蒸發模型(Dukowicz)、液滴湍流擴散模型(O’Rouke)。其中破碎模型是主要的標定模型。

2.1 網格設置

采用Fire軟件的Topology工具建立六面體網格，根據試驗獲得的噴霧大小范圍確定定容彈網格為直徑80 mm，高度120 mm的圓柱體。

圖4 定容彈網格

DDM方法的求解特點決定了其具有一定的網格依賴性。該方法將液滴和空氣分別作為離散相和連續相進行處理，通過對兩相交替求解實現噴霧的模擬。在這一過程中，網格需要足夠小來保證氣相求解的準確性，同時網格又不能太小，因為如果網格小于離散液滴大小則會影響液相求解。綜合考慮計算成本及精度，選擇網格大小為1 mm，并在后續進行缸內計算時采用同樣大小網格進行計算，保證定容彈內噴霧與缸內噴霧模擬的一致性。圖4為定容彈網格示意圖。

2.2 Rosin-Rammler分布

由于出口處的噴霧破碎現象非常復雜，并且液滴密度較高，采用一般的光學手段不能很好地觀察到噴嘴出口處的破碎現象。為了簡化問題，一般假設液滴按照一定分布從噴嘴噴出，比較常用的是Rosin-Rammler分布，其公式如下：

(1)

式中：r為液滴粒徑；F為粒徑小于r的液滴在所有液滴中所占的體積百分比，其值為0～1；參數a是與粒徑分布SMD有關的量，而q代表分布的寬度。圖5示出分布參數a與q取值不同時的分布變化。參數a越大，則大粒徑液滴在所有液滴中的占比越大；參數q越大，整個分布中的液滴粒徑越集中，偏大和偏小的液滴在所有液滴中的占比均較小。通過以上分析，能夠獲得分布參數變化對出口液滴分布的影響規律，但是分布規律對于噴霧貫穿距和SMD的影響還需要通過參數敏感度分析來建立。

圖5 分布參數a和q取值不同時的分布變化

2.3 KH-RT破碎模型

破碎模型是噴霧模擬中的重要一環，模型及其參數的選擇會對噴霧模擬有重要影響。在KH-RT模型中，氣體與液滴之間的氣動作用形成的KH波的不穩定性增長決定初次破碎過程；空氣阻力引起高速運動油滴發生變形，形成另一種不穩定波——RT波，在RT波的作用下液滴發生二次破碎。

KH波：破碎子液滴的大小由表面不穩定波的最大增長率決定。母液滴的半徑變化率為

(2)

(3)

式中：τa為液滴破碎時間；系數C2用來修正特征破碎時間；rstable是生成的子液滴半徑，其與不穩定波的最大波長Λ成比例：

(4)

比例參數C1常取值為0.61，計算中較少調整。波長Λ以及增長率Ω依賴于液滴所處位置的流體屬性，表達式如下：

(5)

(6)

RT波：RT 不穩定波的振幅大于變形油滴的厚度時，液滴即將發生分裂，破碎受ΛRT和ΩRT控制，其表達式如下：

(7)

(8)

(9)

式中：KRT為波數，gt為油滴運動方向的加速度，C4為模型可調參數。

在KH-RT模型中，用來修正破碎KH波破碎時間的參數C2為主要標定參數。C2增大時，液滴破碎時間減小，從而使得相同時間內破碎程度增加，破碎后的液滴直徑變小，在宏觀上則表現為貫穿距減小，30 mm處的SMD減小。

2.4 Huh-Gosman破碎模型

Huh-Gosman模型的基本思想：射流內部的湍流擾動和氣體的慣性力是導致液體分裂霧化的動因，即假設噴霧的破碎是由噴嘴射流的湍流擾動和氣動力引起的，而這種湍流擾動可以用湍流長度尺度Lt和時間尺度τt來描述，這兩個尺度的定義如下：

(10)

(11)

(12)

(13)

破碎長度尺度LA可以由湍流長度尺度Lt計算得來，破碎時間尺度τA則通過湍流以及空氣動力時間尺度的組合得來，其中空氣動力時間尺度C4是主要標定參數。C4減小時，造成破碎時間尺度τA減小，從而相同時間內破碎程度增加，從宏觀上表現為貫穿距減小，30 mm平面處SMD減小。

(14)

(15)

3 噴霧標定

噴霧是液滴破碎和碰撞的綜合過程，雖然數值模擬中使用到的模型均是依靠物理模型推導得到的，但是其中依然有許多需要根據試驗數據調整的參數，如果沒有標定的過程，模擬結果難以體現實際噴霧的情況。由于KH-RT模型是比較常用的模型，因此先選擇該模型對選定的工況點進行噴霧模擬。將模擬噴霧的貫穿距與噴嘴下方30 mm平面處的SMD值(以下簡稱SMD)同試驗值進行對比，調整模擬參數置使試驗值和模擬值有較好的一致性。

3.1 參數敏感度分析

速度范圍可以由伯努利方程得到，但是由于流量系數Cd無法測量，因此出口速度也作為標定量，在方程計算的范圍內進行調整。

(16)

對標定過程涉及的參數進行敏感度分析，包括出口速度、Rosin-Rammler分布參數a和q、KH-RT模型參數C2。圖6示出出口速度對模擬噴霧貫穿距和SMD的影響。由圖6可看出，噴射前期液滴比較密集，此時液滴運動主要受初始速度影響，因而可以看到在噴射初期，噴霧出口速度越大，其貫穿距也越大；但是進入噴射后期，速度大的液滴受到的空氣阻力和破碎強度也越大，因而出口速度越大的液滴，其SMD越小。

圖7示出分布參數對模擬噴霧的貫穿距和SMD的影響。由圖7可以看出，a參數越大，貫穿距和SMD也越大，這是因為分布參數a越大，出口液滴群中粒徑較大的液滴所占比重也越大，因此，貫穿距和SMD也增大。而參數q影響分布中液滴大小的集中度，從圖7來看，q增大，貫穿距和SMD均增大。

圖6 出口速度對貫穿距與SMD的影響

圖7 分布參數對貫穿距與SMD的影響

圖8示出KH-RT模型參數C2取值不同時對貫穿距和SMD的影響。C2是調整液滴破碎時間的參數，增大C2即增大破碎時間，從而破碎強度會減小，因此貫穿距和SMD都會增大。

通過敏感度分析，建立了標定參數變化與模擬噴霧貫穿距和SMD的變化之間的聯系，為噴霧標定中的參數調整提供指導。由噴霧特性可知，在噴霧發展初期，也就是在破碎長度內，噴霧的發展主要由出口液滴的速度所決定。因此先根據前期的試驗噴霧貫穿距調整初始速度，然后根據30 mm平面處的SMD調整出口的液滴粒徑分布，最后對噴霧破碎模型參數進行調整。圖9示出本研究在對噴霧進行標定時的流程。

圖8 KH-RT模型參數C2對貫穿距與SMD的影響

圖9 噴霧標定參數調整流程

3.2 噴霧標定

圖10至圖12分別示出工況1、2、3經過標定之后的結果，其噴射壓力均為10 MPa，環境壓力分別為40 kPa，100 kPa和250 kPa，環境溫度為30 ℃，油溫為25 ℃。經過噴霧標定，模擬噴霧的貫穿距與SMD同試驗值能夠很好地吻合，但是還需對比噴霧宏觀形態及落點分布進行驗證。以工況2試驗與模擬的噴霧進行驗證，圖13示出試驗(上)與模擬(下)噴霧的宏觀形態對比，圖14示出試驗(右)與模擬(左)的噴霧落點分布對比。經過形態和落點對比，可以認為模擬噴霧與試驗噴霧有比較好的一致性。

圖10 工況1標定后噴霧貫穿距與SMD對比

圖11 工況2標定后噴霧貫穿距與SMD對比

圖12 工況3標定后噴霧貫穿距與SMD對比

圖13 工況2試驗(上)與模擬(下)噴霧的宏觀形態對比

圖14 工況2試驗(右)與模擬(左)噴霧的落點分布對比

對于噴射壓力為10 MPa，環境壓力不同的3個工況，上文建立的噴霧計算模型能夠獲得與試驗結

果吻合較好的模擬結果。但是在模擬噴射壓力為5 MPa的噴霧時，即使對參數進行不同組合的調整，也不能使模擬得到的貫穿距和SMD同試驗值吻合。并且發現模擬噴霧貫穿距總是在噴霧發展后期要大于試驗貫穿距。因此使用Huh-Gosman模型代替KH-RT模型來模擬噴射壓力為5 MPa的噴霧，對Huh-Gosman模型中代表氣動破碎時間尺度的參數C4進行調整，獲得與試驗值比較相符的噴霧結果(見圖15)。工況5的噴霧宏觀形態和落點分布對比見圖16和圖17。

圖15 使用KH-RT及HuhGosman模型標定后的噴霧貫穿距與SMD對比

圖16 工況5試驗(上)與模擬(下)噴霧的宏觀形態對比

圖17 工況5試驗(右)與模擬(左)噴霧的落點分布對比

實際噴霧的霧化過程可分為初次霧化和二次霧化，初次霧化是指高壓液體從噴嘴射出后，發生分裂，在靠近噴嘴處形成大小形狀各不相同的液體微團，二次霧化則是指這些液體微團發生再一次霧化形成更小的液滴[10]。而在本研究使用的噴霧模擬方法中，并不區分初次破碎和二次破碎，認為射流以液滴群的形式從噴嘴進入計算域，之后用同一個破碎模型來考慮破碎問題。由圖15可看出，在噴射壓力為5 MPa情況下，使用KH-RT模型的模擬噴霧初期與試驗值吻合，但后期偏差較大，說明在此工況下，模擬噴霧的二次破碎強度不夠，導致噴霧后期的貫穿距要比試驗值更大。文獻[4]在比較不同破碎模型的準確性時也報告了這一現象，并提到二次破碎階段的粒徑與初次破碎階段的粒徑之間的變化不明顯的情況。這進一步說明，在噴霧后期模擬噴霧貫穿距與試驗貫穿距相比偏大是因為在該工況下KH-RT模型在二次破碎階段的破碎強度不夠。如圖16所示，Huh-Gosman模型能夠很好地捕捉到噴射壓力為5 MPa下的初次破碎和二次破碎過程，因而在這一工況下采用Huh-Gosman破碎模型進行噴霧模擬更加合理。

圖18示出工況3,4的試驗貫穿距與SMD。從圖18可以發現，環境溫度與燃油溫度的影響主要在于噴霧后期，噴霧前期的貫穿距主要受噴射壓力及環境壓力的影響?；谶@一現象，沿用工況3(相同

圖18 工況3,4試驗貫穿距與SMD對比結果

噴射壓力、噴射背壓)的破碎模型參數，得到的標定結果見圖19，模擬值與試驗值基本吻合。最后得到不同工況下經過標定的參數(見表2)。

圖19 工況4標定后噴霧貫穿距與SMD對比

工況VaqKH?RTC211502．431215043531506324415063245851485(C4)

其中工況5的破碎模型參數為Huh-Gosman模型中的參數C4，取值為5。在后續進行GDI發動機缸內油氣混合計算時，可以按照發動機所處的工況，選取對應的噴霧標定參數來設置噴霧模塊，提高缸內油氣混合模擬的準確性。

4 結論

a) 為了同時滿足貫穿距和粒徑的標定要求，需要根據工況參數對噴霧模擬設置進行調整，從而獲得在不同工況下噴霧模擬參數的取值，以便在缸內油氣混合計算中應用；

b) 噴射壓力10 MPa時使用KH-RT模型的模擬結果與試驗值匹配較好，5 MPa時使用Huh-Gosman模型模擬結果更好；

c) 在噴射壓力、環境壓力和環境溫度相同的條件下，高油溫和低油溫工況可以用同一套參數滿足標定要求。

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[編輯： 袁曉燕]

GDI Spray Calibration under Different Injection Conditions

QIN Zhengxiao, XU Min, YIN Peng

(School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiao Tong University, National Engineering Laboratory for AutomotiveElectronnic Control Technology, Shanghai 200240, China)

Simulating the in-cylinder spray correctly is the key step to improve the in-cylinder simulation. It is usually necessary to calibrate simulated spray according to measured spray penetration and droplet size in order to achieve the uniformity between the simulated spray and the test spray. The spray simulation under different conditions of injection pressure, ambient pressure and fuel temperature was carried out with the numerical model of constant volume bomb and spray established by AVL FIRE software. The simulated spray was calibrated according to the penetration of test spray and the SMD at the plane of 30 mm below the nozzle and the calibration parameters of different injection conditions were discussed. The results show that spray simulation parameters need to be adjusted under various conditions. The simulation results of KH-RT and Huh-Gosman breakup model are in good agreement with the experimental values when their respective injection pressure is 10 MPa and 5 MPa. Besides, the calibration parameters are little influenced by fuel temperature.

fuel spray; calibration; numerical model

2016-11-13；

2017-03-02

秦征驍(1991—)，男，碩士，主要研究方向為汽油機缸內CFD計算；qzxelven@163.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2017.02.004

TK421.43

B

1001-2222(2017)02-0019-08