基于鼓泡-引射耦合的柴油初次霧化

董新宇，方振昌，李佳奇，唐新程，呂 釗，喬信起，孫春華

基于鼓泡-引射耦合的柴油初次霧化

董新宇1，方振昌1，李佳奇1，唐新程1，呂 釗1，喬信起1，孫春華2

(1.上海交通大學機械與動力工程學院，上海 200240；2.中國船舶集團有限公司第七一一研究所，上海 201203)

針對斯特林發動機小負荷燃油霧化不良問題，提出了基于鼓泡-引射耦合的霧化方式．基于VOF(Volume of Fluid)仿真研究了鼓泡噴嘴內氣液流態，并依據時間線性穩定性分析，對射流液膜失穩和破碎進行數學描述，建立了鼓泡-引射耦合下的初次霧化模型．分析了氣液質量比GL(gas-liquid mass ratio)、負荷對初次霧化的影響，并與傳統霧化方式比較．結果表明：增大GL會促進射流失穩、減小液滴粒徑．相較于傳統霧化方式，鼓泡-引射耦合下小負荷索特平均直徑SMD減小約62%，霧化質量顯著提高．

鼓泡-引射耦合；初次霧化；射流失穩；氣液質量比；索特平均直徑

斯特林發動機是一種外燃閉式活塞發動機，因 其工作平穩可靠、燃料適應性好被廣泛用于熱電聯 供[1]、工程車輛、農業生產[2-3]等領域．燃油霧化質量與熱效率、污染物排放密切相關，對斯特林發動機具有重要影響[4-6]．與柴油機相比，斯特林發動機無復雜的高壓共軌噴油系統，依賴壓力渦流-廢氣引射再循環進行燃油霧化．

目前，很多學者對斯特林發動機噴霧特性進行了研究．藺鋒等[7]研究了噴油壓力對斯特林發動機噴霧的影響，發現隨噴油壓力減小，噴霧錐角亦減?。甖hang等[8]研究了斯特林發動機霧化對燃燒的影響，發現小負荷時因噴油壓力低，燃油霧化差，燃燒效率顯著降低．袁雄[9]通過數值仿真研究了負荷對斯特林發動機噴霧的影響，發現當負荷減小時，液滴粒徑增大，霧化效果變差．Paul等[10]基于廢氣引射再循環技術，研究了斯特林發動機低品質油的燃燒，發現當引射氣體不足時，霧化質量變差、燃燒效率降低．葉擁擁等[11]仿真計算了斯特林發動機燃油霧化及燃燒過程，發現再循環廢氣與氧氣比達到11.5時燃燒性能得到極大提升，但這種大比例再循環廢氣的引入在實際中很難實現．

斯特林發動機通過改變燃油質量流量來調節負荷，從而適應工況的變化．實際上，斯特林發動機噴油壓力與燃油質量流量(負荷)近似線性相關，一般不超過10MPa．在引射器結構確定后，引射氣體流量取決于純氧流量，而純氧流量隨燃油質量流量(負荷)變化．故引射氣體流量同噴油壓力一樣，亦取決于負荷．通過上述文獻可以發現，在小負荷工況下，因所需燃油質量流量小，噴油壓力低，引射氣體流量小，造成霧化不充分、熱效率降低.因此，本文提出了基于鼓泡-引射耦合的霧化方式，即將空氣鼓入噴嘴與燃油混合，噴射的燃油在其內層鼓泡氣體和外層引射氣體的共同作用下完成霧化．

1 鼓泡-引射耦合作用的噴霧系統

圖1給出了斯特林發動機燃燒室結構簡圖[9]，其中包括燃燒室、壓力渦流噴嘴、引射器、旋流室、加熱管．純氧進入引射器后產生的負壓將部分燃燒廢氣吸入，二者摻混形成氧體積分數大約為21%的引射氣體，構造“人造空氣”環境以提升燃燒穩定性[9，12]，同時引射氣體的氣動作用促進了燃油霧化．

本文設計的鼓泡-引射耦合作用下的噴霧系統如圖2所示，主要包括穩壓腔、鼓泡噴嘴、引射器．將空氣鼓入燃油，二者充分混合后，從鼓泡噴嘴噴出帶有一定錐角的空心液膜．液膜與引射氣體(純氧+再循環廢氣)在旋流室內發生撞擊、摻混．隨后，射流液膜在內層鼓泡氣體和外層引射氣體的共同作用下破碎霧化．

鼓泡噴嘴內氣液流態直接決定了噴嘴出口處含氣率的變化，而出口含氣率會直接影響到射流液膜厚度和表面波增長率，進而影響到初次霧化的質量，故本文通過噴嘴出口含氣率建立鼓泡噴嘴和外部引射噴霧場的聯系．針對鼓泡噴嘴，基于VOF(Volume of Fluid)方法仿真研究了鼓泡噴嘴內氣液行為，獲得噴嘴內氣液流態、出口含氣率隨氣液質量比GL(gas-liquid mass ratio)和負荷的變化規律，利用FFT對出口含氣率進行頻率分析以研究其脈動特性．其中，GL為鼓泡氣體與燃油質量流量之比，可通過改變鼓泡氣體入口速度進行調節．針對外部引射噴霧場，基于時間線性穩定性分析，對燃油射流液膜失穩和破碎過程進行數學描述，以噴嘴出口含氣率作為初始參數，建立鼓泡-引射耦合作用下的初次霧化模型．分析了鼓泡-引射耦合下GL和負荷對初次霧化的影響，并與傳統霧化方式比較．

圖2 鼓泡-引射耦合作用的噴霧系統

2 鼓泡噴嘴內氣液流態仿真研究

鼓泡噴嘴內氣液流態直接決定了出口區域流動參數的變化，與外部引射噴霧場的霧化效果密切相關[13]．由于氣液兩相結構復雜，很難通過實驗方法研究不同氣液流態的變化．本文基于VOF方法仿真模擬了鼓泡噴嘴內氣液兩相流行為，獲得不同工況下噴嘴內氣液流態、出口含氣率(出口氣相體積分數)．

2.1 幾何模型

鼓泡噴嘴混合室內氣液流態整體較為穩定，在噴嘴出口區域由于結構和壓力的突變，氣液流態變化劇烈，對外部引射噴霧場影響很大．故本文在保證噴嘴出口流場不受影響、核心邊界保留的情況下，將部分上游混合室和噴嘴出口區域作為計算域．圖3為鼓泡噴嘴的幾何模型，混合室直徑n為5mm、長度n為10mm，上游氣相入口直徑g為1mm．噴嘴出口直徑e為0.34mm，長度e為1mm．

圖3 鼓泡噴嘴幾何模型

2.2 控制方程

VOF是兩相界面的線性插值方法，通過追蹤兩相交界面，獲取不溶流體在特定流域的體積分布，且具有計算精度高、應用范圍廣等優勢[14-15]．本文采用VOF和PLIC(piecewise linear interface calculation)方法對氣液相界面進行追蹤和重構，并基于CSF(con-tinuous surface force)模型和控制方程計算鼓泡噴嘴內的氣液流態，獲得控制方程如下[16-18]：

連續性方程

動量方程

能量方程

2.3 邊界條件及網格無關性驗證

以空氣、柴油作為氣、液相，柴油理化性質如表1所示．上游混合室氣液入口為速度入口，具體取值取決于工況；出口為壓力出口，取值為2.0MPa(燃燒室背壓)，溫度為室溫300K；采用無滑移壁面邊界條件．選用標準-湍流模型，壓力速度耦合采用SIMPLE算法．在離散處理中，體積分數選擇Geo-Reconstruct，壓力選擇PRESTO，動量、能量、湍動能和湍流耗散率方程使用二階迎風格式離散．

表1 柴油理化性質

Tab.1 Physico-chemical properties of diesel fuel

圖4 出口含氣率和氣液速度隨網格節點數的變化

3 基于射流穩定性的初次霧化模型

3.1 基本假設

圖5 斯特林發動機射流液膜示意

3.2 射流液膜失穩

因燃油霧化的時間尺度遠小于傳熱過程，故 忽略能量方程[22]．柱坐標下的連續性方程和動量方程為

對方程(9)進行擾動線性化處理，得到的擾動控制方程如下

對于射流液膜

對于內層鼓泡氣體

對于外層引射氣體

式中：為氣液密度比；l,o為無量綱速度；l,o為無量綱旋流強度；為液膜內外層直徑比．

依據簡正模態法，擾動壓力和速度可表示成式(14)：

斯特林發動機在內外氣液界面處存在運動學邊界條件和動力學邊界條件．

運動學邊界條件為

動力學邊界條件為

將射流擾動控制方程的解析解代入邊界條件，得到如公式(17)的齊次線性方程組，該方程組系數矩陣行列式等于0對應的方程為色散方程．通過求解色散方程可獲得擾動增長率與波數的關系，其中擾動增長率和波數越大，說明射流越易失穩．最大擾動增長率rmax與射流破碎長度相關，rd與平均液滴直徑相關．由于色散方程很難獲得解析解，故本文利用Wolfram Mathematica程序依據弦截法對色散方程進行迭代求解．

3.3 射流液膜破碎

射流液膜破碎過程示意如圖6所示，在噴嘴出口處燃油形成空心液膜，在擾動的作用下失穩破碎成液帶．隨著液帶向下流動，進一步破碎形成液滴．其中，b為液膜破碎長度，L為液帶直徑，為液膜厚度，由噴嘴出口含氣率決定，D(SMD)為初次霧化平均液滴直徑．

圖6 射流液膜破碎示意

射流液膜破碎長度b、液帶直徑L、初次霧化平均液滴直徑D(SMD)可分別通過公式(18)～(21)求得[23-24]．假設初次霧化后的液滴粒徑服從Rosin-Rammlar分布[25]，如公式(22)所示．

其中：為射流液膜速度；ln(b/0)為經驗參數，一般取為12；為噴嘴出口含氣率，由第2節仿真得到；inj為噴嘴出口直徑；rmax、rd可由求解射流液膜失穩中的色散方程獲得；d為粒徑不大于的液滴累積質量分數；為分布寬度系數，越小，液滴粒徑分布范圍越寬．

4 研究工況

為研究鼓泡-引射耦合下的射流失穩特性和初次霧化粒徑分布，設置研究工況如表2所示．其中，燃油質量流量6kg/h、8kg/h、16kg/h分別代表小、中、大負荷，引射比為燃燒室內再循環廢氣與純氧質量流量之比，代表了氣體引射的程度．引射比越大，再循環廢氣質量流量越大，氣體引射程度越強．

表2 鼓泡-引射耦合的初次霧化研究工況

Tab.2 Conditions on primary atomization of bubble-ejection coupling

5 結果分析

5.1 鼓泡-引射耦合霧化方式

5.1.1 氣液質量比對初次霧化的影響

為研究鼓泡-引射耦合霧化方式中氣液質量比對初次霧化的影響，保持燃油質量流量＝6kg/h和引射比＝4，氣液比GL從0.8%變至4.0%，如工況為1～4．圖7給出了不同GL下噴嘴內氣液流態隨時間的變化．其中，藍色部分代表柴油、紅色部分代表空氣．可以看出，在噴嘴混合室內氣液流態的發展較為穩定，氣相分布在混合室中心，液相附著在壁面，氣液界面清晰且形狀規則．但在出口區域，由于此處噴嘴結構、壓力的突變，擾動增強，氣液界面模糊且形狀復雜，難以形成穩定的液膜．噴嘴內氣相體積占比與GL近似呈正相關，且GL越大，氣液流態發展更加穩定．

圖7 不同氣液質量比下噴嘴內氣液流態隨時間的變化

（a）時間

（b）頻率

圖8 不同氣液質量比下出口含氣率的變化

Fig.8 Variation of gas void fraction at the outlet under different RGL

當GL＝0.8%時，液相動量占據主導地位(＝0.025)，噴嘴出口區域主相為液相；當GL＝4.0%時，氣相動量占據主導地位(＝0.64)，噴嘴出口處氣體為主流相．這兩種狀態下噴嘴出口處主相較為單一，含氣率變化基本穩定，脈動程度較?。鳪L＝1.6%時，氣液動量相當(＝0.10)，主流相在氣、液之間交替切換，使得含氣率劇烈脈動．

圖9為不同氣液質量比GL下擾動增長率隨波數的變化．可以看出，隨著GL增大，最大擾動增長率rmax及其對應的支配波數rd迅速增大．說明GL對射流液膜失穩起促進作用．當GL增大時，出口含氣率增大，氣液相互擾動增強，氣體可給予液體更多的能量，射流失穩能力提高．

圖9 不同氣液質量比的擾動增長率隨波數的變化

圖10為不同氣液質量比GL下的初次霧化液滴粒徑質量分數及累積質量分數．GL＝0.8%時，粒徑范圍較寬，主要分布在10～220mm；當GL增大至1.6%時，粒徑范圍變為3～220mm，液滴質量分布峰值變大，向小顆粒方向移動，索特平均直徑減小了約28.4%，由于此時出口含氣率脈動更為劇烈，相應的液膜厚度也劇烈變化，使得產生的粒徑范圍變寬；當GL進一步增大到2.4%，索特平均直徑相較于GL＝1.6%僅減小8.2%，質量分布峰值略微左移，變化幅度較?。@是因為，當GL增大時，噴嘴出口含氣率增加，射流液膜厚度隨之減小，小粒徑液滴增多．此外，當GL增至1.6%后，索特平均直徑、粒徑范圍的變化不再明顯．此時，若再繼續增大GL，會造成鼓泡氣體的浪費，降低噴嘴的經濟性．

5.1.2 負荷對初次霧化的影響

根據上述分析，當GL增至1.6%后，初次霧化液滴粒徑的變化已不再明顯．為減少鼓泡氣體的浪費，本文保持引射比＝4，GL＝1.6%不變，研究鼓泡-引射耦合下負荷的影響，如工況2、5、6．燃油質量流量6kg/h、8kg/h、16kg/h分別代表小、中、大負荷．圖11給出了不同負荷下噴嘴內氣液流態隨時間的變化．其中，藍色部分代表柴油、紅色部分代表空氣．在GL＝1.6%時，噴嘴內氣相體積所占比例隨負荷增大而減?。斬摵蓽p小時，噴油壓力降低，氣相膨脹率增大，氣相體積隨之增大．

（a）質量分數

（b）累積質量分數

圖10 不同氣液質量比下的初次霧化液滴粒徑分布

Fig.10 Droplets size distribution of primary atomization under differentGL

圖11 不同負荷下噴嘴內氣液流態隨時間的變化

（a）時間

（b）頻率

圖12 不同負荷下噴嘴出口含氣率的變化

Fig.12 Variation of gas void fraction at the outlet under different loads

圖13為不同負荷下擾動增長率隨波數的變化．可以看出，隨著負荷增大，最大擾動增長率rmax及其對應的支配波數rd增大，說明增大負荷可以促進射流失穩．這是因為燃油噴射壓力隨負荷增大，燃油從噴嘴高速噴出，l增大，液相慣性力凸顯，氣液相互作用增強，從而加速了液膜失穩和破碎．

圖14為不同負荷下初次霧化液滴粒徑質量分布及累積質量分布．可以看出，初次霧化索特平均直徑均較小，隨負荷變化不大．在小中負荷(為6kg/h、8kg/h)時，初次霧化粒徑質量分布曲線較為平緩，粒徑分布范圍較寬，而大負荷(＝16kg/h)時的液滴質量分數峰值急速增大，粒徑分布范圍變窄．這主要與噴嘴出口含氣率的脈動有關，在小負荷時噴嘴出口含氣率脈動較為劇烈，液膜厚度隨之變化劇烈，其破碎后形成的液滴粒徑范圍較寬．

圖13 不同負荷下擾動增長率隨波數的變化

（a）質量分數

（b）累積質量分數

圖14 不同負荷下的初次霧化液滴粒徑

Fig.14 Droplets size distribution of primary atomization under different loads

5.2 與傳統霧化方式比較

圖15 鼓泡-引射霧化方式與傳統霧化方式的初次霧化比較

6 結 論

為解決小負荷時燃油霧化不良問題，本文提出了鼓泡-引射耦合的燃油霧化方式．首先，在仿真研究鼓泡嘴內氣液流態的基礎上，建立初次霧化模型．隨后，研究了鼓泡-引射耦合霧化中GL、負荷對射流失穩和初次霧化液滴粒徑分布的影響，并與傳統霧化方式進行了比較．結論如下：

(1)當GL一定時，負荷越小，噴油壓力越小，噴嘴出口含氣率越大，脈動越強烈．當負荷一定時，噴嘴出口含氣率與GL正相關，脈動程度隨GL先增大后減?。?/p>

(2)鼓泡-引射耦合霧化方式下，GL增大可加速射流液膜失穩，減小初次霧化索特平均直徑．在任意負荷下均有較小的初次霧化索特平均直徑，且索特平均直徑隨負荷變化不大．

(3)初次霧化液滴粒徑分布范圍與噴嘴出口含氣率的脈動程度有關，含氣率越劇烈，粒徑分布范圍 越寬．

(4)在鼓泡-引射耦合霧化方式下，內層鼓泡氣體的膨脹微爆效應和外層引射氣體的旋轉剪切效應協同促進了射流液膜失穩和破碎，可顯著改善小負荷時的燃油霧化效果．

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Primary Atomization of Diesel Based on Bubble-Ejection Coupling

Dong Xinyu1，Fang Zhenchang1，Li Jiaqi1，Tang Xincheng1，Lü Zhao1，Qiao Xinqi1，Sun Chunhua2

(1. School of Mechanical Engineering，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China；2. Shanghai Marine Diesel Engine Research Institute，Shanghai 201023，China)

Aiming at poor atomization under a low load in the Stirling engine，an atomization method based on bubble-ejection coupling was proposed. Based on the VOF(Volume of Fluid)model，the air-liquid flow in the bubbling nozzle was studied numerically. According to temporal stability analysis，the instability and breakup of liquid sheet were mathematically described，and the model of primary atomization under the bubble-ejection coupling was established. The effects ofGL(gas-liquid mass ratio)and load on primary atomization were analyzed and compared with those by the traditional atomization method. The results showed that increasingGLpromotes liquid sheet instability and decreases droplet diameter. Compared with the traditional atomization method，SMD(Sauter mean diameter)at bubble-ejection coupling decreases by about 62%，and the atomization quality is significantly improved.

bubble-ejection coupling；primary atomization；liquid sheet instability；gas-liquid mass ratio；Sauter mean diameter(SMD)

TK11

A

1006-8740(2024)01-0043-10

2023-02-28．

國家自然科學基金資助項目(52006136，91741122)；國際科技合作專項資助項目(2017YFE0130800).

董新宇(1998— )，女，碩士研究生，dongxy@sjtu.edu.cn.

喬信起，男，博士，長聘教授，qiaoxinqico@126.com；孫春華，男，博士，助理研究員，sunchunhua@sjtu.edu.cn.

(責任編輯：梁 霞)