乙醚摻混對汽油噴霧發展和蒸發特性影響研究

姚曉新, 尤冠文, 羅坤, 童尚慶, 湯成龍

(1. 西安交通大學能源與動力工程學院, 710049, 西安; 2. 中國重型汽車集團有限公司, 250100, 濟南)

提高發動機熱效率、降低油耗對改善我國總體能源利用率,降低CO2排放,實現“2030年前碳達峰、2060年前碳中和”的國家戰略意義重大[1]。

近年來,學者們提出的眾多新型燃燒方式如均質充量壓燃[2-3](HCCI),預混充量壓燃[4-5](PCCI),活性控制壓燃[6-7](RCCI)等都可以在部分工況下提高發動機的熱效率與降低排放[8],但均無法兼顧熱效率與排放,保證全工況穩定運行?；谝陨先紵夹g,Kalghatgi等[9-10]對比柴油飽和蒸氣壓較低,液體黏度和表面張力較大導致噴霧霧化性能變差,難以快速形成較好的均質混合氣,而汽油揮發性好,易于形成均質混合氣,滯燃期長于柴油,能夠為缸內充量預混提供較為充足時間的特性,提出了汽油部分預混合燃燒(PPCI)的概念,所提柴油機上直接壓燃汽油燃料(GCI)的燃燒方式是PPCI燃燒技術的一種變體,并通過實驗表明GCI可以很大程度上降低燃燒過程中NOx和Soot的排放,實現清潔燃燒。之后,國際上以Johansson等[11-13]為代表以及國內以蘇萬華等[14-15]為代表的眾多研究者開展了部分預混合燃燒方式的臺架實驗、激光診斷和數值模擬的深入研究,結果表明:類似汽油的燃料可以增加GCI發動機中燃料-空氣混合時間,并產生部分預混合的可燃混合物,從而同時減少了PM和NOx的排放,保持了較高的燃油經濟性。但是,以上研究表明,壓燃式發動機局限于中、高負荷條件下,一般的GCI發動機尚不能在中低負荷工況下穩定運轉。

針對這一問題,Pastor等[16]通過研究表明,汽油的十六烷值低會導致發動機冷啟動困難和高轉速下難以著火。Khaled等[17]通過對GCI替代燃料的模擬和需求分析得出,在較低溫度與負荷下,GCI發動機正常工作需要活性更高的燃料。Putrasari等[18]通過將高活性摻混燃料引入發動機證明活性燃料可以擴大發動機的運行條件。Wang等[19]研究了燃料活性對GCI發動機燃燒與排放特性的影響,得出使用較高CN的燃料能夠對GCI發動機燃燒階段進行更精確的控制,并且在動力性和排放方面有更好的表現。

二乙醚(DEE)[20]是一種活性極高的生物燃料,因化學活性強,揮發性好、黏度低、表面張力小等優點,所以有望改善GCI發動機冷啟動性能的潛力燃料。大多數學者對于DEE摻混燃料的研究集中在燃燒和排放性能,而不是詳細的缸內噴霧和霧化過程,Rakopoulos等[21-23]研究了DEE/柴油摻混燃料的燃燒和排放特性,研究表明摻混燃料的最高燃燒溫度降低,NOx與PM的排放與純柴油相比顯著減少,燃燒效率提高。關于噴霧的研究大多在集中在DEE/柴油摻混,Zhan等[24]將DEE添加到生物柴油中的實驗表明,DEE可以降低摻混燃料噴霧的索特平均直徑,并在室溫下促進燃料霧化的過程。只有少部分學者研究DEE/汽油摻混的霧化特性,Zhan等[25]在可視化實驗中證明,在亞臨界條件下,DEE摻混可以增加摻混燃料的噴霧貫穿距離與噴霧錐角,有利于解決GCI發動機冷啟動困難的問題。這些工作可知,DEE作為燃料添加劑可以改善發動機冷啟動性能并提高點火可靠性,但是實驗條件比較繁瑣,實驗工況并不完全符合實際的GCI發動機運行工況,對具體提高GCI發動機冷啟動性能的關鍵性因素未說明清楚。

噴霧仿真是對噴霧實驗手段的一個重要補充,與實驗技術相輔相成。目前的噴霧數值模擬多數針對PCCI、PPCI發動機燃燒或者DEE/柴油的摻混,鮮有對GCI發動機DEE/汽油摻混燃料的噴霧與蒸發特性的研究。Jia等[26]采用全周期計算流體動力學(CFD)研究了PCCI發動機的燃燒特性,Ibron等[27]使用多種模型研究了PPCI發動機的燃燒過程。Balaji等[28]通過KIVA-4 CFD程序計算了DEE和柴油的噴霧特性,研究發現,由于黏度降低,DEE燃料具有更好的霧化特性。了解高活性燃料的霧化特征對于開發GCI技術非常重要,但在目前的研究中,DEE摻混汽油噴霧的二次破碎等邊界條件控制方面缺乏較為精準的表征方式,蒸發模型不準確,模型精度不足,預測效果較差。

本文采用可視化實驗和數值模擬結合的方法研究了DEE/汽油摻混燃料在不同工況下的噴霧及蒸發特性,重點分析了在不同DEE摻混比例下環境溫度、噴射壓力等參數對多孔噴油器噴霧及蒸發特性的影響,為DEE/汽油摻混燃料在GCI發動機中的應用提供理論依據。

1 實驗及模擬方法

1.1 噴霧實驗系統及方法

實驗部分首先采用高速紋影成像手段,以記錄噴霧宏觀形態發展過程。實驗裝置由定容燃燒彈、燃料供給與噴射系統、成像系統和信號同步系統等組成,如圖1所示。定容燃燒彈裝有石英玻璃視窗,通過充入氮氣對容彈內環境壓力進行調節,在容彈內布置有加熱棒與測溫熱電偶,對容彈內環境溫度進行調控,以模擬真實發動機缸內高溫高壓環境。燃料供給與噴射系統使用手動液壓泵建立燃油壓力,并由安裝在容彈側面的電控噴油器進行燃油噴射。成像系統采用平行光紋影光路法,并使用高速相機進行拍攝,采樣率為20 000幀/s,曝光時間為40 μs,圖像分辨率為512×480。信號同步系統將噴油控制信號和高速相機觸發信號進行同步。此外,利用直徑為0.66 mm的銅絲懸掛液滴,在定容燃燒彈內采用掛滴法對汽油、DEE及其摻混燃料開展液滴蒸發特性的實驗測試,探索在較低溫度下DEE摻混對燃料蒸發的作用,即通過細小銅絲將不同DEE比例的摻混燃料放置于定容燃燒彈中,對比其蒸發速率。

圖1 噴霧宏觀特性實驗裝置

噴霧落點分布實驗用于獲得噴霧徑向截面上的液相燃料體積分數分布情況,實驗系統如圖2所示,采用532 nm高能脈沖激光配合高速相機拍攝噴霧的落點分布圖像。激光脈沖時間為4 ns,激光能量為200 mJ,激光通過片光生成器轉化為厚度小于1 mm的垂直片光,布置在距離噴嘴30 mm處,在噴霧過程中依照設定延時進行觸發,片光穿過噴霧發生散射,隨后被布置在噴油器對側的電荷耦合器件(CCD)相機所記錄,圖像分辨率為2 456×2 048。

圖2 噴霧落點分布實驗裝置

噴霧實驗使用了一款商用六孔噴油器,在實驗與模擬前,對噴油器各噴孔位置、孔徑和各噴孔流量等進行測量,便于數值模擬模型匹配。表1列出了噴油器各個噴嘴的基本參數標定結果,其中各個噴嘴的流量分配是基于該噴油器在使用汽油、噴射壓力15 MPa、噴油脈寬1.5 ms工況下的總噴射量(約為19.65 mg),在誤差允許范圍內通過噴霧落點分布實驗中噴霧液相體積分數分布預估得到,其他工況下的各噴嘴流量分配則按照對應百分比進行換算。

表1 各噴嘴基本參數

實驗工況如表2所示,實驗的噴油壓力為10、15、20 MPa,環境背壓設定為0.1、0.5、1.5、2.0 MPa,噴油脈寬為1.5、2.0 ms,噴油結束后噴霧處于自由發展狀態,燃油溫度保持為293 K,定容彈內的環境溫度為293、349 K。

表2 噴霧實驗工況

實驗選用汽油(95#)、乙醚兩種純質燃料以及3種摻混燃料DEE10、DEE30和DEE50,摻混燃料由兩種純質燃料按照一定的體積比例均勻混合得到,其名稱中的數字代表DEE的體積百分比。表3列舉了各個燃料的主要物性參數,其中摻混燃料表面張力用JYW-200B自動界面張力儀測定,示值相對誤差不大于±0.2%,動力黏度由NDJ-1型旋轉式黏度計測定,測量誤差在±5%以內,各物性參數均在室溫(25℃)條件下測定。

表3 燃料種類及物性參數

在密度、黏度、表面張力等主要影響冷態噴霧特性的物性參數上,5種燃料比較接近。而在飽和蒸汽壓、沸點、臨界溫度等與蒸發態噴霧特性相關的物性參數上,DEE與汽油之間存在較為明顯的差異,DEE的飽和蒸汽壓高、沸點低,說明在相同的蒸發態環境條件下,DEE的蒸發過程將更加劇烈。

1.2 數值模擬方法

使用商業軟件AVL-Fire建立模型,并進行數值模擬計算。噴霧模擬的子模型包括初次破碎模型、二次破碎模型、液滴碰撞模型及液滴蒸發模型等。在冷態噴霧的數值模擬中,主要的標定模型為噴霧的二次破碎模型,而噴霧在二次破碎過程中主要受周圍環境氣體的卷吸作用。模擬選取Huh-Gosman破碎模型,具體計算模型選取如表4所示。

表4 計算模型

Huh-Gosman破碎模型認為射流在噴嘴內部的湍流流動和噴霧與環境氣體的氣動作用導致噴霧霧化破碎,湍流流動的脈動作用由湍流長度Lt和時間尺度τt表征,計算式為

(1)

τt=C6+C0td

(2)

式中:C5、C6分別為初始湍流長度、初始時間尺度;C0=0.92為常數;td為液滴的存在時間。

液滴破碎長度尺度LA與湍流長度Lt呈線性關系,破碎時間尺度τA是氣動時間尺度τw與湍流時間尺度τt的線性組合

LA=C1Lt

(3)

τA=C3τt+C4τw

(4)

式中:C1為比例因子;C3、C4為模型主要調整參數,分別反應湍流作用、氣動力作用在液滴破碎過程的主導作用。

本次模擬主要探究DEE/汽油摻混燃料在多孔噴油器的蒸發特性,多孔蒸發態噴霧即在冷態噴霧模擬的基礎上加入了蒸發模型,蒸發模型為Dukowicz模型,模型做了如下假設:噴霧液滴為球對稱形狀;液滴表面是準靜態的,即液滴表面的物性是均勻的;液滴溫度沿液滴直徑方向均勻;在液滴表面上氣液熱平衡。

假定液滴表面溫度均勻,由能量方程可推導出液滴溫度的變化率

(5)

式中:md為液滴質量;cpd為液滴比熱容;Td為液滴的設定溫度;L為汽化潛熱。

(6)

式中:α為對流傳熱系數;As為液滴表面積;T∞為環境溫度。

Dukowicz模型中液滴質量流量可表示為

(7)

數值模擬工況如表5所示。實際定容彈比較復雜,在不影響結果的情況下對實際模型進行簡化,模擬定容彈中噴霧的霧化、蒸發過程。簡化定容彈模型如圖3所示,將定容彈簡化為圓柱體,幾何模型為直徑100 mm、高120 mm的圓柱,圓柱表面邊界為固體無滑移壁面,噴嘴尺寸及分布根據表1中多孔噴油器標定結果設定。網格結構采用三維六面體結構化網格,并在圓柱的中心處進行加密,保證噴霧計算結果的準確性,噴嘴定位于圓柱頂面中心處。

表5 數值模擬工況

圖3 模型簡化及網格劃分

仿真的網格數分別劃分為9萬、30萬、45萬和60萬,對比參考文獻 [24]給出的噴霧貫穿距離數據,對仿真模型進行網格無關性驗證。工況設定為噴射壓力100 MPa、環境壓力2 MPa。不同網格數量下噴霧的貫穿距離的比較如圖4所示。由圖4可以看出:當網格數量為9萬、30萬時,網格質量粗糙,噴霧的貫穿距離嚴重偏離實驗測量值;網格為45萬時,實驗與模擬的數據吻合較好;網格進一步加密,增加到60萬網格時,噴霧的貫穿距變化在誤差允許的范圍之內。為節約計算資源與減少時間成本,本次數據模擬的網格數選為45萬。

圖4 定容彈網格無關性驗證

1.3 數值模擬驗證

為驗證模型的可靠性,將模擬結果中噴霧的貫穿距離、宏觀發展形態、落點分布等與實驗結果進行對比分析。不同工況下實驗與模擬噴霧貫穿距離如圖5所示。圖5(a)為環境背壓0.5 MPa、環境溫度293 K時,不同噴射壓力下的汽油噴霧貫穿距離實驗與模擬結果對照圖,可知噴霧向前運動的過程先急后緩,而噴射壓力的增加使噴霧初始動能增大,從而獲得了更遠的貫穿距離;圖5(b)為噴射壓力10 MPa、環境溫度293 K時,不同背壓下的汽油噴霧貫穿距離實驗與模擬結果對照圖,可知環境背壓的增大伴隨著環境氣體密度的增大,噴霧向前發展所受的阻力加劇,從而導致噴霧貫穿距離縮短。

(a)噴霧貫穿距離隨噴射壓力變化

對比實驗與模擬結果,發現除低背壓下的模擬結果略高于實驗結果外,其余工況的模擬結果與實驗結果均吻合良好。通過擬合優度確定系數R2可以表征實驗和模擬結果的擬合程度,即

(5)

計算得出,除背壓為0.1 MPa時吻合度較差外,其余工況下實驗與模擬的數據吻合較好,擬合優度確定系數R2均大于0.99,表明模型具有一定的可信度。低背壓下的模型預測偏差可能歸咎于環境氣體與噴霧主體之間相對較弱的相互作用,導致噴霧子模型的預測結果出現偏差,但此時的工況偏離GCI發動機的常見工作區間,故而可以不予考慮。

選取噴射壓力10 MPa、環境壓力0.5 MPa工況,進一步對比了汽油噴霧實驗圖像與模擬結果。環境溫度為293 K時,不同時刻下噴霧宏觀形態實驗與模擬結果對比圖如圖6所示,可知模型對噴霧宏觀形態結構發展過程的計算結果與實驗圖像具有較高的吻合度。

圖6 噴霧發展形態實驗和模擬結果對比

環境溫度為293 K時,數值模擬下不同時刻下噴霧落點分布對比圖如圖7所示,圖像顏色的深淺在一定程度上反映出此處的噴霧液相燃料體積分數,各個油束截面圖像顏色深淺不一反映出各個噴孔流量的不均勻性。由圖7可以看出,實驗和模擬的噴霧落點分布位置、大小吻合較好。其中2號、4號噴霧束在1.95 ms時由于流量較小,發展速度較慢,還未到達焦平面,之后又因為視窗大小限制,不能準確觀察這兩束噴霧的落點分布,但在模擬的結果圖中可以清楚看出這兩股噴霧的落點分布,并且在噴霧穿過片光面后,散射信號受到多次散射的影響,獲得的圖像質量有所下降,油束落點位置與邊界不清楚,而模擬結果能夠更加清楚地反映各個油束的落點位置、大小、邊界等信息。這說明該模型所獲得的模擬結果可以在一定程度上對實驗進行補充,解決一些由于實驗條件限制而導致的數據不足、工況不全等問題。

圖7 噴霧落點分布實驗和模擬結果對比

2 結果與討論

2.1 噴霧宏觀特性

環境背壓0.5 MPa、噴射壓力10 MPa、環境溫度349 K條件下,3種燃料(汽油、DEE、DEE50)的噴霧宏觀發展過程圖如圖8所示。在該條件下,燃料噴霧發展伴隨著較為明顯的蒸發過程,噴霧主體中的液相燃料(深色區域)被一層蒸汽相燃料(透明亮色區域)所包裹,并且隨著噴霧向前發展與霧化破碎程度的加強,噴霧中液相燃料與環境氣體之間的傳熱過程不斷加強,液相燃料受熱蒸發形成蒸汽相燃料,噴霧邊緣的蒸汽相燃料層逐漸增厚。DEE沸點較低,故蒸發時間點更早,蒸發程度也最為明顯。

圖8 不同燃料噴霧發展形態實驗對比

3種燃料噴霧貫穿距離隨時間的變化情況如圖9所示。由圖9可以看出:噴霧貫穿距離隨著DEE比例的增加呈現逐漸增加的趨勢;在噴霧發展前期(tasoi<0.5 ms)的貫穿距離基本相差不大,三者最大相差僅10%;在噴霧發展后期(tasoi>1.0 ms),純汽油與DEE的噴霧貫穿距離相差較多,最大相差近20%;汽油和DEE50在不同時刻相差基本都不多,基本在5%左右。

圖9 3種燃料的噴霧貫穿距離隨時間變化

根據SAE J2715[33]標準定義宏觀噴霧錐角可知,隨著DEE摻混比例的增加,噴霧液滴由于黏性的降低而更加容易破碎,且DEE添加促進燃料的蒸發過程,噴霧邊緣蒸汽層加厚,噴霧錐角也隨之增大,在不同時刻噴霧錐角如表6所示。

表6 不同燃料噴霧錐角隨時間的變化

由表6可以看出:摻混燃料的噴霧錐角在開始時基本相同(相差不多于5%),隨著時間的增加,噴霧錐角由于氣液作用而逐漸增大,由于物性的不同,三者增大的速率不同,DEE燃料在計時結束時與汽油相差較多(增加了約10%);DEE50相較于純汽油在不同時刻平均約增加了約4%,改善噴霧錐角效果并不是特別明顯。

汽油在噴射壓力10 MPa、環境背壓0.5 MPa、環境溫度293 K時模擬噴霧在不同截面位置處噴霧流場的流線與落點分布圖如圖10所示,圖中的曲線表示周圍的環境氣體的流線。

圖10 不同截面模擬噴霧流場流線與落點分布

由圖10中可以看出,噴霧的發展可分為3個階段:當tasoi<0.7 ms時,此時噴霧的前端還未到達噴嘴下方30 mm處截面(Z=-30 mm),沒有落點分布;當0.7 ms≤tasoi<2.0 ms,6號噴孔油束率先到達Z=-30 mm截面位置,并且隨著時間的發展,6個噴孔的油束依次穿過截面;當tasoi≥2.0 ms時,隨著時間推進,各個油束的落點處的液相噴霧截面面積逐漸增大,液相體積分數分布呈現先低后高再降低的發展趨勢。從Y=0 mm截面圖中可以看出,在油束周圍有漩渦產生,并且隨時間的發展,油束附近的流場線更加密集,表明噴霧主體與周圍環境氣體之間存在逐漸增強的卷吸作用。6號噴孔的油束由于發展較快,首先到達截面位置,并且相對于其他油束,其周圍的流場線分布更為密集,與周圍的環境氣體之間的相互作用較強烈。

2.2 噴霧微觀特性

噴射壓力為15 MPa、環境背壓為0.5 MPa、環境溫度為349 K、噴油開啟后1.5 ms時,5種燃料的全場索特平均直徑D32、平均直徑D10如圖11所示。由圖11可以看出,汽油的全場D32和D10最大,而隨著DEE摻混比例增加,燃料黏度與表面張力逐漸降低,噴霧中液滴的破碎傾向增大,故噴霧整體液滴粒徑逐漸減小,但由于汽油和DEE的密度、黏度和表面張力等霧化相關物性在數值上比較接近,因此平均粒徑減小的幅度有限。

圖11 不同燃料全場D32和D10的對比

噴射壓力15 MPa、環境背壓0.5 MPa、噴油開啟后1.5 ms時,汽油噴霧在不同環境溫度下的全場D32和D10變化情況如圖12所示。由圖12可以看出,隨著環境溫度增加,噴霧液滴的粒徑略有增大。環境背壓固定的條件下,提高環境溫度伴隨著環境密度降低,造成噴霧中液滴破碎傾向降低,同時小液滴蒸發速度加快,導致噴霧場中的大液滴存在的比例提高,噴霧全程平均粒徑略有增大。

圖12 汽油在不同環境溫度下全場D32和D10

在距離噴嘴下方30 mm處,徑向位置為5 mm和20 mm處設定兩個監測點A、B,探究監測點內噴霧液滴的粒徑大小。噴射壓力15 MPa、環境背壓0.5 MPa、環境溫度349 K、噴油開啟后1.5 ms時,3種燃料(汽油、DEE50、DEE)在監測點處的累計體積分布曲線和概率密度分布曲線如圖13所示。

(a)粒徑監測點A、B位置示意圖

圖13(b)、(c)為監測點A處的粒徑分布曲線,粒徑主要集中在20～40 μm之間,并且隨著DEE摻混比例的增加,粒徑分布曲線有向左移動的趨勢,且概率密度峰值略有增大的趨勢,表明在監測點范圍內統計的噴霧液滴中,小液滴占比提高,平均的粒徑減小,進一步證明摻混DEE有助于噴霧液滴的破碎;圖13(d)、(e)為監測點B處的粒徑分布曲線,能夠得到出類似的結論。此外,縱向比較兩個監測點內統計得到的粒徑分布,如圖13(b)、(d),發現在監測點B內液滴粒徑分布更加趨向于較大的液滴。結合整個流場的運動情況對這一結果加以分析,圖13(e)給出了Z=-30 mm處截面的流場線分布圖,此時A點周圍流場線分布密集程度相對B點更高,說明A點周圍環境氣體存在較為劇烈的卷吸現象,噴霧主體與周圍氣體之間的相互作用相對較強,液滴破碎趨勢加大,因此A點統計得到的粒徑分布更加趨向于較小的液滴。

進一步統計得到不同燃料噴霧在A、B兩點處的SMD變化情況,如圖14所示。由圖14可以看出,隨著DEE摻混比例的增加,在A、B兩個觀測點的噴霧局部SMD均會減小;A監測點距離噴霧主體更近,液滴與周圍的氣體相互作用更強,更容易破碎,破碎后的粒徑更小。

圖14 不同燃料在A、B兩監測點處的D32

2.3 噴霧蒸發特性

圖15展示了3種燃料(汽油、DEE、DEE50)在環境壓力為0.1 MPa、環境溫度為349 K時,利用直徑為0.66 mm的銅線進行掛滴法,得到的液滴形態變化圖,液滴初始粒徑約為1.7 mm。

圖15 掛滴法測不同燃料液滴蒸發過程

由圖15可以看出:3種燃料開始時均可以穩定掛著在銅絲上,純汽油在10 s內沒有明顯變化;DEE/汽油摻混燃料10 s時有明顯的蒸發現象,在蒸發開始階段(t<4 s)蒸發速率要遠大于之后的(t>4 s)蒸發速率;DEE在6 s時已經完全蒸發。3種液滴的初始尺寸基本相同,可以看出,在349 K環境溫度下DEE的蒸發速率要遠大于純汽油與DEE/汽油摻混燃料,DEE/汽油摻混燃料的蒸發速率遠大于純汽油,說明摻混的比例對于摻混燃料的蒸發有顯著影響。

不同環境溫度條件下,噴油壓力為10 MPa汽油噴霧蒸發速率隨時間變化數值模擬結果如圖16所示,可知:在同一溫度下,隨著時間的發展,燃料的蒸發速率先增加后減小;溫度對于汽油蒸發速率的影響顯著,溫度越高,最大蒸發速率越大。

圖16 汽油蒸發速率隨溫度變化

模擬工況下噴射壓力15 MPa、環境背壓0.5 MPa、環境溫度分別為349 、466 K時,DEE摻混比例的增加對燃料蒸發質量的影響如圖17所示。由圖17可以看出,DEE的蒸發率最高,隨著DEE摻混到汽油中比例的增加,摻混燃料的蒸發率呈增大的趨勢,這是由于DEE的沸點較低,在高溫環境中蒸發較快。隨著溫度的增加,摻混燃料的蒸發量增多,當tasoi<2.0 ms時,溫度和蒸發量為正相關,當tasoi>2.0 ms時,溫度和蒸發量兩者基本成線性關系。

(a)349 K時不同燃料蒸發質量

由圖17中曲線的斜率變化可以看出5種摻混燃料蒸發速率快慢,并獲得對應工況下各種燃料的蒸發速率對比情況,如圖18所示。

圖18 466 K時蒸發速率隨時間變化

由圖18可以看出,汽油燃料的蒸發呈現越來越快的趨勢,摻混DEE后,由于摻混燃料中DEE蒸發遠大于汽油,先一步完全蒸發,摻混燃料的蒸發速率逐漸增加,基本在同一時間蒸發速率達到最大值,之后隨著DEE含量的減少,蒸發速率逐漸減慢,最終各摻混燃料的蒸發速率基本與汽油相同,此即DEE/汽油摻混燃料的蒸發過程。

3 結 論

本文通過實驗和模擬相結合的方法,探究了DEE不同摻混比例對噴油器噴油霧化特性的影響,可得如下結論。

(1)Huh-Gosman破碎模型配合Dukowicz蒸發模型,可以較為精確地擬合實驗噴油器的噴霧特性。在GCI發動機正常工況下模擬與實驗的擬合優度系數R2>0.99,標定后的模型能夠對DEE/汽油摻混燃料應用于GCI發動機噴霧以及蒸發特性進行較為準確的預測。

(2)隨著DEE摻混比例的增加,摻混燃料噴霧的邊緣蒸汽層加厚,導致噴霧錐角增加以及噴霧發展后期噴霧貫穿距離增加;全場粒徑隨著DEE摻混比例的增加而減小;總體來看,DEE的摻混一定程度上促進了汽油噴霧的發展與霧化破碎,對冷啟動工況下缸內霧化和可燃混合氣形成有幫助。

(3)DEE的蒸發率遠高于汽油,摻混燃料的蒸發速率呈現先增加后減少的趨勢,DEE/汽油不同比例摻混,但基本相同時刻達到最大蒸發速率,之后摻混燃料蒸發速率減小,最終與純汽油的蒸發速率基本相同。摻混燃料通過提高前期蒸發速率來提高GCI發動機的冷啟動特性。