空化对GDI喷嘴内部流动及喷雾特性的影响

张美娟, 宋睿智， 居钰生， 王磊磊

( 1. 无锡职业技术学院， 江苏 无锡 214121； 2. 中国一汽无锡油泵油嘴研究所， 江苏 无锡 214063；3. 江苏大学汽车与交通工程学院， 江苏 镇江 212013)



空化对GDI喷嘴内部流动及喷雾特性的影响

张美娟1，2, 宋睿智2， 居钰生2， 王磊磊3

( 1. 无锡职业技术学院， 江苏 无锡 214121； 2. 中国一汽无锡油泵油嘴研究所， 江苏 无锡 214063；3. 江苏大学汽车与交通工程学院， 江苏 镇江 212013)

采用两相流非线性空化模型和Huh-Gosman喷雾模型对GDI多孔喷油器喷嘴内部流动和喷雾特性进行模拟。通过流量及喷雾试验对计算模型进行了验证，研究了喷嘴内空化现象对流动及喷雾特性的影响，并从抑制空化、提升流量的角度研究了喷嘴内部流动空化的影响因素及规律。研究结果显示：高压汽油在喷嘴内的流动存在明显的空化现象，空化导致的有效流通面积减小是喷嘴流量减小的原因。针阀升程增加，喷嘴流量先增加较快，后趋于平缓。喷孔的不均匀分布导致各喷孔内的空化状况不同，进而产生流量差异。空化作用也使得喷雾射流在喷孔出口截面的流动参数产生差异，影响喷雾的落点分布和喷雾形态。通过优化喷孔k系数和喷孔入口圆角半径可显著提高喷孔流量。

缸内直喷； 喷油器； 空化； 流动分布； 喷雾特性

近几十年来，受能源日益枯竭、油价不断上涨、全球变暖及二氧化碳排放激增的困扰，在满足排放法规的前提下改善发动机的燃油经济性变得越来越紧迫。汽油缸内直喷(GDI)技术因其节油、环保而成为研究热点，也代表了汽油机的发展方向[1-3]。

对于缸内直喷汽油机，为了形成分层梯度较高的混合气，提高燃油经济性，燃油必须在压缩行程后期喷入燃烧室。高的喷射压力和小的喷嘴流通断面是保证喷入燃烧室的燃油快速形成混合气的重要条件[4]。目前，GDI发动机多采用高压电控多孔喷油器，最高喷射压力可达20 MPa。理论和试验研究均表明在高的喷射压力下喷嘴内容易出现空化现象，如Nouri J.M.等人[5]利用同步高速相机对放大的GDI 6孔喷油器内部流动进行观测，研究发现喷孔内部流动存在空化现象。

由于对汽油直喷喷嘴内部流动的空化形成规律及机理的研究尚不完善，国内外研究人员对汽油直喷喷嘴的燃油流动和喷雾进行了大量研究，但针对喷孔内部流动空化对流动及喷雾特性的影响却较少涉及。Sudhakar Das等人[6]使用Fluent软件对GDI喷油器喷嘴内部流动和喷雾过程进行数值模拟，只针对针阀全开时进行单相流稳态模拟计算，没

有考虑空化对流量的影响，计算的流量比试验值偏大。Bizhan Berrui等人[7]采用VOF-LES和标准RANS方法模拟了GDI喷油器内部流动和喷雾过程，但是没有考虑针阀运动以及空化模型。为此，本研究采用两相流非线性空化模型和Huh-Gosman[8]喷雾模型对GDI多孔喷油器喷嘴内部流动和喷雾特性进行模拟。通过喷嘴流量和喷雾试验对计算模型进行验证，研究了喷孔内部流动产生的空化现象对喷嘴流量和喷雾特性的影响，并从提高喷嘴流量系数的角度出发，研究了喷孔内部流动空化的影响因素及规律。

1 模型的建立

1.1 内部流动计算网格和边界条件

针对内孔孔径为0.190 mm的6孔喷油器建立喷嘴内部流动计算模型，各孔位置分布及计算网格见图1，网格总数为62万个。动网格划分需要的针阀升程曲线通过LTC025激光位移测试仪测取。计算选择两相流非线性空化模型以及标准κ-ε湍流模型。入口和出口均采用压力边界条件，计算流体为正庚烷。

1.2 喷雾计算网格和边界条件

喷雾模拟在定容弹中进行，定容弹是直径80 mm，高度120 mm的圆柱体。网格总数为66.3万，对喷油器喷孔周围网格进行了细化，最小网格尺寸为0.5 mm×0.5 mm×0.5 mm(见图2)。喷油脉宽1.5 ms，喷雾计算持续时间1.6 ms，计算步长0.02 ms。将喷嘴内部流动喷孔出口截面计算结果(如喷孔出口速度、喷油规律、空穴、湍动能等)作为喷雾数值模拟的边界条件。

1.3 喷雾计算模型

喷雾初次破碎选用Blob Injection模型，二次破碎采用Huh-Gosman模型，该模型认为射流内部的湍流扰动和气动力是导致液体分裂雾化的原因。液滴蒸发采用Dukowicz模型，油滴相互作用采用Schmidt模型，湍流扩散采用Enable模型，由于喷雾计算模拟的是燃油在定容弹中的自由喷雾，因此不考虑液滴的碰壁。

2 模型的验证

利用moehwald GDI燃油喷射系统综合性能试验台进行喷嘴流量和喷雾计算模型的试验验证，试验燃油介质为正庚烷。该试验台喷嘴流量测试采用Siemens质量流量计，喷油压力由安装在高压油轨上的电子调压阀调节，喷雾形态使用CCD相机拍摄。

2.1 喷嘴内部流动计算模型的验证

对不同喷油压力下喷嘴流量进行测试，并与模型计算结果进行比较。图3示出了喷油器质量流量计算值与试验结果的比较，由图3可知，在喷油压力为4 MPa时计算结果明显低于试验值，相对误差最大为3.6%，在其他喷油压力下计算结果与试验吻合较好，相对误差基本在3%以内。

在喷嘴流量测试的基础上，分别测试了6孔喷嘴的各喷孔流量，并与模拟计算结果进行比较。图4示出了喷油压力10 MPa时各喷孔流量统计结果比较。由图中可知，各喷孔计算所得质量流量与试验测得流量略有偏差，但计算误差均在5%以内。由以上试验验证结果可知，喷嘴内部流动计算模型基本满足要求。

2.2 喷雾计算模型验证

本研究喷雾锥角定义为喷孔下方5 mm和15 mm两处的水平线与整个喷雾图像最外侧油束外廓线的两组交点构成的连线之间的夹角(见图5)。为方便数据处理，喷雾贯穿距离定义为喷油器喷嘴头部到喷雾外部轮廓边缘的最大垂直距离。

图6示出了喷油压力10 MPa、喷射背压0.5 MPa、环境温度20 ℃下喷雾贯穿距离的模拟与试验结果，模拟值略大于试验值，但最大误差小于5%。图7示出了喷雾形态及锥角模拟结果与试验结果对比，从图中可以看出模拟与试验结果吻合较好。

3 计算结果分析

3.1 喷孔内部流动空化对喷油规律和喷嘴流量的影响

为了反映空穴对喷嘴流量的影响，进行了单相流模型与两相流模型对比模拟计算(两者边界条件相同)。图8示出了模拟计算的喷油规律曲线，对曲线进行积分运算得到单相流单次喷油量为20.0 mg，与试验值相比误差约为28%。而采用两相流计算的单次喷油量为16.2 mg，误差仅为3.6%。空穴作用使喷孔内产生了大量气泡，导致喷孔有效流通截面积减小，流量减小。

选取喷嘴模型进行两相流数值模拟，仅改变喷油器针阀升程，其他条件不变。图9示出了不同针阀升程下流量的变化规律。从图中可以看出流量随针阀升程增加而增大。针阀升程小于0.15 mm时，随着针阀升程的增大，流量增加幅度较大。针阀升程超过0.15 mm后，曲线趋于平缓，流量增加幅度减小。

图10示出了不同针阀升程下的喷孔气相体积分数分布。从图中可以看出，空化区域随针阀升程增加而减小。针阀升程小于0.15 mm时，随着针阀升程的增大，空化区域减小幅度较大。针阀升程超过0.15 mm后，空化区域减小的幅度明显变缓。在喷油器设计时，选取流量系数随针阀升程变化平缓阶段的最大针阀升程，可以减小喷孔流量对针阀升程的敏感性。

3.2 喷孔内部流动空化对孔间流量差异的影响

由图4各喷孔流量数值模拟与试验结果可以看出，喷嘴的各喷孔间存在明显的流量差异。由于各喷孔在喷嘴上布置的位置存在差异，故对不同喷孔的内部流动进行了计算。以图4中在喷嘴对称轴上分布的1号孔和4号孔为例，对喷孔位置导致的流动差异进行分析。图11示出了孔1和孔4截面气相体积分数分布。从图中可以看出，1号喷孔和4号喷孔的空化区域都主要集中在喷孔左侧，且1号喷孔的空化区域明显大于4号喷孔，这也是1号喷孔流量小于4号喷孔的原因。此外，在图11中不同的喷射时刻，无论空化强度还是分布区域，1号喷孔均大于4号喷孔。这是由于喷孔的位置不同所致，4号喷孔轴线与喷油器轴线夹角较小，为5.2°，远小于1号孔的30°。同时由于所有喷孔轴线的交点并不在喷嘴轴线上，而是采用偏置方式，使得4号喷孔右侧倾角较大，拐角处速度变化较小，流动较为顺畅，产生的空化区很小并且没有扩展到下游。而左侧倾角较小，压力室底部燃油在拐角处速度变化较大，产生空化并且扩展到喷孔出口，形成超空穴流动。

3.3 喷孔内部流动空化对喷雾特性的影响

对喷油压力10 MPa、喷射背压0.5 MPa、环境温度20 ℃下喷雾后0.14 ms的喷雾落点和喷雾液滴速度场进行研究。

图12示出了距离喷嘴50 mm处的定容弹横截面燃油密度分布。图中带有十字的黑色圆圈表示各喷孔轴线与距喷嘴50 mm处圆形截面的交点。从图中可以看出各个孔的喷雾中心点都向内侧偏移，部分原因是喷雾空气动力效应和重力场的相互作用，更为主要的原因是由于喷孔内的空化作用使得喷雾射流在喷孔出口截面的流动参数产生差异。

图13示出了喷雾液滴的速度场分布。从图中可以看出油束中心的速度最大，顶端油束的速度方向向四周散开，油束的两侧均出现了明显的空气卷吸作用。强烈的卷吸作用加强了油束两侧的空气运动，有利于液滴的雾化与蒸发。

3.4 喷孔内部流动空化的影响因素

3.4.1 入口圆角半径的影响

定义喷孔入口圆角半径比为r/D(D为喷孔直径，保持不变)。图14示出了喷孔纵截面和喷孔出口Ⅰ-Ⅰ截面的空穴分布情况。

从图中可以看出，无入口圆角的喷孔两侧均出现空化现象，随着半径比增大，靠近压力室底部一侧的区域空化消失。随着半径比增大，喷孔壁面的空化层厚度明显减小，喷孔出口截面的空化区域大幅减小，特别是喷孔中心位置的空化强度削弱，这是因为燃油在喷孔入口转角处的流动更加顺畅，拐角处的速度变化较小，低压区域建立困难，空化不易发生。

图15示出了半径比对流量系数的影响。从图中可以看出，随着半径比的增大，喷孔流量系数逐渐提高，半径比为0.25时相较于无入口圆角流量系数提高了27.4%，这是由于喷孔入口圆角增加，空化区域减小，燃油流道的截面积增加使得喷孔流量大幅度提高。

3.4.2 喷孔k系数的影响

定义k系数为k=(D1-D2)/10，其中D1为喷孔入口直径，D2为喷孔出口直径。图16示出了不同k系数下喷孔纵截面和喷孔出口Ⅰ-Ⅰ截面的空穴分布。k=0时喷孔两侧均出现空化现象，随着k系数的增大，靠近压力室底部一侧的区域空化消失。从图中可以看出，随着k系数增大，喷孔入口处壁面的空化层厚度变化不明显，喷孔出口处壁面的空化区域减小，喷孔出口截面处的空化强度大幅削弱，这样可以使喷孔出口流速更加均匀，有利于喷雾的对称性。

图17示出了k系数对流量系数的影响。从图中可以看出，随着k系数的增大喷孔流量系数几乎呈线性增加。当k系数增大到2.5时，流量系数比k为0时提高了近35.8%。这是由于k系数增大，喷孔入口处的有效截面积增加，燃油流动更为顺畅，喷孔出口处的空化区域明显减小。

4 结论

a) 两相流非线性空化模型和Huh-Gosman喷雾模型计算结果可较为准确地反映汽油在喷嘴内的流动及喷雾过程；

b) 高压汽油在喷嘴内的流动存在明显的空化现象，空化导致的有效流通面积减小是喷嘴流量减小的原因；随着喷油器针阀升程的增加，喷孔流量先增加较快，后趋于平缓；

c) 喷孔在喷嘴上布置位置不同，空穴发生的区域和强度也不同，进而产生明显的喷孔流量差异；

d) 喷孔内的空化作用使得喷雾射流在喷孔出口截面的流动参数产生差异，进而影响喷雾的落点分布和喷雾形态；

e) 优化喷孔结构参数，可显著改善喷孔内的流动，喷孔入口圆角半径和k系数增大，喷孔内空化流动减弱，喷孔流量系数增大。

[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. 巴斯怀森.汽油机直喷技术[M].宋进桂，李栋，于京诺，等，译.北京：机械工业出版社，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.

[编辑： 姜晓博]

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

江苏省高等职业院校国内高级访问工程师(FG123)

张美娟(1977—)，女，讲师，硕士，主要研究方向为汽油机缸内直喷燃油喷射系统；zhangmj@wxit.edu.cn。

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.06.016

TK413.8

B

1001-2222(2015)06-0079-06