對(duì)置活塞二沖程柴油機(jī)雙噴油器碰撞噴霧試驗(yàn)研究

劉宇航， 趙振峰， 張付軍， 謝釗毅, 魯怡， 崔華盛

(1.北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院， 北京 100081； 2.廣州汽車集團(tuán)股份有限公司 汽車工程研究院， 廣東 廣州 511434)

對(duì)置活塞二沖程柴油機(jī)雙噴油器碰撞噴霧試驗(yàn)研究

劉宇航1， 趙振峰1， 張付軍1， 謝釗毅2, 魯怡1， 崔華盛1

(1.北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院， 北京 100081； 2.廣州汽車集團(tuán)股份有限公司 汽車工程研究院， 廣東 廣州 511434)

為了獲得良好的混合氣，保證燃燒室形狀、噴霧特性及缸內(nèi)氣體流動(dòng)之間有良好的匹配，針對(duì)對(duì)置活塞二沖程柴油機(jī)燃燒室的噴霧特性，使用紋影法結(jié)合圖像處理技術(shù)分析了噴油器布置方案、噴射壓力、定容彈彈體壓力和噴油持續(xù)期對(duì)油束貫穿距離及噴霧空間擴(kuò)散率的影響。研究結(jié)果表明：在噴射壓力75 MPa、彈體壓力2 MPa、噴油持續(xù)期1.5 ms的工況下，雙噴油器布置方案與單噴油器布置方案相比，空間擴(kuò)散率更高，更有利于燃油的霧化；噴射壓力的提高有利于燃油在空間的擴(kuò)散，但近壁區(qū)內(nèi)分布的燃油會(huì)隨著噴射壓力的提高而增加，造成“濕壁”現(xiàn)象；彈體壓力過(guò)小會(huì)使油霧在壁面附近形成濃混合氣區(qū)域，過(guò)大的彈體壓力又會(huì)使燃油更多集中在中心區(qū)域；隨著噴油持續(xù)期的增加，油束貫穿距離和空間擴(kuò)散率的增加越來(lái)越不明顯。

動(dòng)力機(jī)械工程； 碰撞噴霧； 紋影法； 雙噴油器; 試驗(yàn)研究

0 引言

對(duì)置活塞二沖程柴油機(jī)具有高功率密度[1]、高指示熱效率[2]等特點(diǎn)，在軍用車輛[3-4]、輔助動(dòng)力裝置[5-6]及輕型載重車輛方面具有廣泛的應(yīng)用。與傳統(tǒng)柴油機(jī)不同，對(duì)置活塞二沖程柴油機(jī)噴油器只能布置在氣缸側(cè)面，并且缸內(nèi)的渦流作用較強(qiáng)而滾流作用較弱，因此，人們希望將燃油更多地分布在渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)以達(dá)到更好的油氣匹配?？紤]到折疊曲柄式本身的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，過(guò)去在布置噴油器時(shí)多采用單噴油器結(jié)構(gòu)，其中以Sulzer Brothers ZG系列和Armstrong Whitworth Swing Beam系列為典型[7]。Sulzer Brothers ZG采用雙噴孔設(shè)計(jì)，噴孔直徑0.25 mm，兩個(gè)噴孔的夾角為85°. Armstrong Whitworth Swing Beam采用單噴孔設(shè)計(jì)，噴孔直徑為0.28 mm，噴孔方向與缸套切面平行且與豎直方向呈10°夾角。隨著噴霧組織問(wèn)題研究的深入，Wahlin等[8]發(fā)現(xiàn)通過(guò)組織噴霧碰撞可以使貫穿距離縮短，并促進(jìn)其擴(kuò)散得到一個(gè)更均勻混合的噴霧。Gwon等[9]通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，組織噴霧碰撞是增強(qiáng)霧化蒸發(fā)的一個(gè)有效可行的途徑。

研究缸內(nèi)噴油過(guò)程的裝置主要有可視單缸試驗(yàn)機(jī)、快速壓縮膨脹機(jī)和定容彈[10-11]。噴霧外形及結(jié)構(gòu)測(cè)試技術(shù)主要包括直接攝影法、陰影法[12]、紋影法[13]和平面激光米氏散射法。其中：定容彈的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、試驗(yàn)成本較低、可靠性較高；紋影法可以顯示流場(chǎng)密度梯度的變化，可以較細(xì)致地定性顯示高速流場(chǎng)。

因此，在本文的研究中，對(duì)置活塞柴油機(jī)采用雙噴油器90°布置，且噴油霧束在氣缸中心處發(fā)生碰撞，以達(dá)到更良好的混合氣。在常溫條件下，利用紋影法在定容彈中進(jìn)行試驗(yàn)，分別研究噴油器布置位置、噴射壓力、定容彈彈體壓力和噴油持續(xù)期對(duì)油束貫穿距離及噴霧空間擴(kuò)散率的影響。

1 研究對(duì)象

本文研究的折疊曲柄式對(duì)置活塞二沖程柴油機(jī)具有結(jié)構(gòu)緊湊度高、自平衡性好等優(yōu)點(diǎn)。圖1所示為折疊曲柄式對(duì)置活塞二沖程柴油機(jī)總體布置及燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖。兩噴油器都布置在缸套側(cè)壁面并呈90°分布。噴油器布置且噴孔結(jié)構(gòu)示意圖如圖2和圖3所示。兩個(gè)噴油器分別用A和B表示，其中噴油器的A1、A2、B1、B2噴孔直徑為0.2 mm，噴油器的A3、B3噴孔直徑為0.1 mm. 噴油器B與噴油器A的噴孔結(jié)構(gòu)相同。由于A3和B3噴孔的直徑很小，燃油噴出油孔很快霧化，油束碰撞現(xiàn)象不明顯，只采用A1、A2、B1和B2噴孔進(jìn)行研究。

圖1 折疊曲柄式對(duì)置二沖程柴油機(jī)及燃燒室結(jié)構(gòu) 示意圖Fig.1 Schematic diagram of opposed-piston folded-cranktrain two-stroke diesel engine and combustor structure

圖2 對(duì)置活塞二沖程柴油機(jī)噴孔布置與噴油方向 參數(shù)示意圖Fig.2 Nozzle arrangement and injection direction parameters

圖3 噴油器噴孔結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Structural diagram of injector holes

2 試驗(yàn)系統(tǒng)開發(fā)

試驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖如圖4所示。高壓氮?dú)馄繉⒌獨(dú)獬淙攵ㄈ輳椫校M缸內(nèi)的高壓環(huán)境。兩個(gè)噴油器呈90°布置，通過(guò)高壓油泵將油噴入定容彈內(nèi)。試驗(yàn)中首先利用單次噴射儀標(biāo)定噴油器的流量特性，得到用于后續(xù)試驗(yàn)的軌壓和噴射脈寬等控制參數(shù)，再進(jìn)行試驗(yàn)研究。彈體內(nèi)腔長(zhǎng)寬高均為100 mm，彈體兩側(cè)的凹槽中布置光學(xué)石英玻璃以觀察霧束形態(tài)。壓力表和壓力傳感器用于檢測(cè)彈體內(nèi)的壓力。選取德國(guó)Bosch公司產(chǎn)CP1H3型高壓共軌系統(tǒng)作為試驗(yàn)供油系統(tǒng)。試驗(yàn)采用日本Photron公司產(chǎn)Fastcam SA4高速攝影機(jī)，拍攝頻率選擇10 000幀/s，分辨率選擇512像素×512像素。

圖4 噴霧可視化測(cè)試系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Structure diagram of spray visualization test system

試驗(yàn)內(nèi)容是通過(guò)在定容彈內(nèi)充入一定量的氮?dú)鈦?lái)模擬活塞運(yùn)動(dòng)到上止點(diǎn)附近缸內(nèi)的情況。發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)噴霧期間的缸內(nèi)壓力一般能達(dá)到6～10 MPa，缸內(nèi)溫度一般在400～500 ℃，將活塞運(yùn)動(dòng)到上止點(diǎn)的過(guò)程等效為絕熱壓縮過(guò)程，經(jīng)折算，在常溫條件和定容彈內(nèi)2 MPa左右的壓力下，其氣體密度與發(fā)動(dòng)機(jī)活塞上止點(diǎn)附近的空氣密度較接近。雖然定容彈無(wú)法模擬缸內(nèi)的氣體流動(dòng)情況，且方形定容彈形狀與氣缸所形成的圓形區(qū)域有一定差距，但本文的目的主要在于定性觀察雙噴油器碰撞噴霧后混合氣形成的結(jié)構(gòu)形態(tài)，以此對(duì)對(duì)置活塞發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)給予一定的指導(dǎo)和幫助。

3 試驗(yàn)參數(shù)定義

3.1 空間區(qū)域劃分

定義對(duì)置活塞二沖程柴油機(jī)直徑為D，將成像平面內(nèi)的空間劃分為3個(gè)區(qū)域，如圖5所示。中心區(qū)內(nèi)(R<0.1D)氣流運(yùn)動(dòng)角速度較低，對(duì)噴霧的蒸發(fā)霧化不利；渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)域(0.1D≤R<0.4D)內(nèi)渦流運(yùn)動(dòng)較強(qiáng)，空氣對(duì)燃油噴霧的剪切卷吸作用最明顯，因此渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)內(nèi)分布的燃油液滴比例越大，噴霧的霧化效果越好；由于氣缸截面是一個(gè)圓形，燃燒室中最靠近缸套壁面的部分稱為近壁區(qū)(0.4D≤R≤0.5D)，在噴霧發(fā)展后期貫穿到該區(qū)域的燃油液滴極易在渦流的作用下被甩到缸套壁面上，因此近壁區(qū)內(nèi)分布的燃油液滴比例越小，缸內(nèi)的濕壁現(xiàn)象越不明顯。

圖5 噴霧的空間分布區(qū)域劃分Fig.5 Division of spray spatial distribution

3.2 噴霧貫穿距離

如圖6所示，規(guī)定噴霧碰撞后，碰撞距離Si與噴霧前端到碰撞點(diǎn)之間距離Zt之和，為兩束碰撞噴霧的貫穿距離[9]。

圖6 碰撞噴霧的貫穿距離Fig.6 Penetration distance of impinging spray

3.3 空間擴(kuò)散率

空間擴(kuò)散率的計(jì)算流程如圖7所示。將試驗(yàn)圖片轉(zhuǎn)換成為灰度圖片，定義灰度值在101～255的區(qū)間內(nèi)為純氣體區(qū)域，0～100區(qū)間為混合氣區(qū)域。空間擴(kuò)散率的計(jì)算如(1)式所示：

(1)

式中：n0～100為灰度值區(qū)間為0～100的像素點(diǎn)個(gè)數(shù)；na為近壁區(qū)、渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)及中心區(qū)的像素點(diǎn)個(gè)數(shù)總和。

圖7 空間擴(kuò)散率計(jì)算流程圖Fig.7 Calculating flowchart of spatial diffusion rate

4 試驗(yàn)誤差估計(jì)

試驗(yàn)過(guò)程中會(huì)出現(xiàn)成象誤差和圖片處理誤差。為了減小成象誤差[14]，選用焦距為1.5 m的凹面鏡，使成像平面上的光線近似為平行光線。由于噴油器的各油孔方向與拍攝平面存在一定的角度，真實(shí)貫穿長(zhǎng)度為

Lr=Lp/cosθ，

(2)

式中：Lr為霧束真實(shí)長(zhǎng)度；Lp為霧束測(cè)量長(zhǎng)度；θ為霧束中心線與垂線的夾角。

選取試驗(yàn)噴霧圖片進(jìn)行處理，得出處于不同灰度范圍內(nèi)的灰度圖片等高線圖(見(jiàn)圖8)，灰度值越小、越接近黑色(表示混合氣越濃)，灰度值越大、越接近白色(表示混合氣越稀)。由圖8可以看出，噴霧邊緣主要集中在灰度值100左右的范圍內(nèi)，因此選取100為混合氣與純空氣之間的分界線。統(tǒng)計(jì)灰度值在100±5和100±10內(nèi)的像素點(diǎn)個(gè)數(shù)分別為779和4 165個(gè)。由于圖片總像素為512×512，在100灰度值上下偏離10灰度值的相對(duì)誤差為1.58%，上下偏離5灰度值的相對(duì)誤差為0.20%.

圖8 灰度值等高線圖Fig.8 Contour map of gray value

5 試驗(yàn)結(jié)果分析

5.1 不同噴油器布置方案的影響

由于對(duì)置活塞二沖程柴油機(jī)的特殊結(jié)構(gòu)，噴油器可以在缸套上周向布置，為了研究噴油器布置位置的影響，在相同噴射壓力(pi=75 MPa)和彈體壓力(pa=2 MPa)且單噴油器與雙噴油器總噴油量相同的情況下，采用單噴油器、雙噴油器90°布置的噴霧形狀對(duì)比，如表1所示。啟噴后5 ms兩個(gè)噴油器由A2、B2噴孔所噴油束在定容彈中心干涉碰撞，隨后油霧向另一側(cè)的對(duì)角線方向發(fā)展。

如圖9所示，對(duì)于不同的噴油器布置方案，在噴射前期對(duì)油束的貫穿距離影響不明顯。當(dāng)兩噴油器呈90°方向布置時(shí)，油束1、2發(fā)生相互碰撞，燃油液滴在碰撞區(qū)域不斷產(chǎn)生聚合、分離現(xiàn)象，兩束油束的沖擊能量因?yàn)橄嗷ヅ鲎驳窒杂兴p，貫穿距離在碰撞之后相比于單噴油器方案呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。

表1 不同噴油器布置方案的噴霧形狀對(duì)比

Tab.1 Comparison of spray shapes of different injection schemes

圖9 不同噴油器布置方案A1、A2噴孔貫穿距離Fig.9 Spray penetration distances of A1 and A2 of different injection schemes

如圖10(a)所示，雙噴油器的空間擴(kuò)散率比單噴油器方案高。這是因?yàn)閱螄娪推鞯牟贾梅桨甘褂挽F沿某一方向自由發(fā)展，而向其他方向發(fā)展有限，使油霧分布不均，因此其空間擴(kuò)散率也低于雙噴油器方案。如圖10(b)～圖10(d)所示，不同布置方案在中心區(qū)的空間擴(kuò)散率沒(méi)有明顯區(qū)別。在渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)，雙噴油器比單噴油器的空間擴(kuò)散率高，更有利于柴油與缸內(nèi)氣流的混合。近壁區(qū)內(nèi)雙噴油器比單噴油器的空間擴(kuò)散率高，這是因?yàn)閱螄娪推鞯挠挽F主要分布在近壁區(qū)下部，而在其他區(qū)域分布較少；雙噴油器由于油束的碰撞而使油霧在近壁區(qū)內(nèi)較均勻分布，從而近壁區(qū)的空間擴(kuò)散率較單噴油器更高。

圖10 不同噴油器布置方案噴霧空間擴(kuò)散率對(duì)比Fig.10 Comparison of spray spatial diffusion rates at different injection positions

5.2 不同噴射壓力的影響

柴油機(jī)在低負(fù)荷工作的情況下，對(duì)應(yīng)較小的燃油噴射壓力。相反，在高負(fù)荷工況下，對(duì)應(yīng)較高的噴射壓力。保持噴油持續(xù)期(ti=1.5 ms)和彈體壓力(pa=2 MPa)不變，對(duì)置活塞柴油機(jī)在空載、50%負(fù)荷和75%負(fù)荷工況下分別對(duì)應(yīng)50 MPa、75 MPa和100 MPa噴油壓力。試驗(yàn)所得噴霧形狀對(duì)比如表2所示。兩個(gè)噴油器由A2、B2噴孔所噴的油束2在燃燒彈中心碰撞后共同向另一側(cè)對(duì)角線方向運(yùn)動(dòng)的油量增加，過(guò)濃的混合氣分布的區(qū)域相應(yīng)增大。

表2 不同噴射壓力時(shí)的噴霧形狀對(duì)比

Tab.2 Comparison of spray shapes at different injection pressures

如圖11所示為不同噴射壓力時(shí)噴孔A1和A2的噴霧貫穿距離。由圖11可見(jiàn)，隨著噴射壓力的增加，油束的貫穿距離隨之增加。油束2由于碰撞的原因，貫穿距離比油束1短。在2 ms時(shí)刻，當(dāng)噴射壓力為50 MPa、75 MPa和100 MPa時(shí)，油束1的貫穿距離為63 mm、72 mm和87 mm；油束2的貫穿距離為63 mm、66 mm和70 mm.

圖11 不同噴射壓力下A1、A2噴孔貫穿距離Fig.11 Spray penetration distances of A1 and A2 at different injection pressures

如圖12(a)所示，保持噴油持續(xù)期與彈體壓力不變，噴射壓力提高后，整體擴(kuò)散率增加，但是幅度逐漸減小。如圖12(b)～圖12(d)所示，噴射壓力對(duì)中心區(qū)的噴霧分布基本沒(méi)有影響，當(dāng)噴射壓力較低時(shí)，油束的貫穿能力不足，導(dǎo)致渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)及近壁區(qū)內(nèi)的噴霧分布較少；隨著噴射壓力的提高，渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)及近壁區(qū)內(nèi)的燃油液滴分布增加，但過(guò)大的噴油壓力并不能有效地增加渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)內(nèi)的燃油噴霧分布，卻使近壁區(qū)內(nèi)的燃油噴霧明顯增加，造成“濕壁”現(xiàn)象。

圖12 不同噴射壓力下的空間擴(kuò)散率對(duì)比Fig.12 Comparison of spray spatial diffusion rates at different injection pressures

5.3 不同彈體壓力的影響

柴油機(jī)的增壓已經(jīng)相當(dāng)普遍，當(dāng)具有不同的增壓壓力時(shí)，活塞運(yùn)動(dòng)到上止點(diǎn)附近時(shí)的密度也不盡相同，因此需要研究噴射背壓對(duì)噴霧形態(tài)的影響。對(duì)置活塞柴油機(jī)有效壓縮比為13，當(dāng)保持進(jìn)氣溫度為80 ℃，增壓壓力分別為0.093 MPa、0.18 MPa和0.27 MPa時(shí)，按照密度相似的原則，在常溫(25 ℃)下所對(duì)應(yīng)的彈體內(nèi)背壓選取約為1 MPa、2 MPa和3 MPa.

保持噴射壓力(pi=70 MPa)和噴油持續(xù)期(ti=1.5 ms)相同的情況下，研究不同彈體壓力對(duì)油束發(fā)展的影響，獲得的霧束圖像如表3所示。由表3可見(jiàn)，隨著彈體壓力的提高，油霧分布的面積呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。在5 ms時(shí)刻，當(dāng)彈體壓力為1 MPa時(shí)，油霧呈T形分布且碰壁現(xiàn)象明顯；當(dāng)彈體壓力為3 MPa時(shí)，油霧呈三角形分布，碰壁現(xiàn)象不明顯。

如圖13所示，隨著彈體壓力的增加，油束貫穿距離整體呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。啟噴后2 ms時(shí)刻，當(dāng)彈體壓力從1 MPa增加到2 MPa時(shí)，油束1和油束2的貫穿距離分別縮短了25.3%和22.2%；當(dāng)彈體壓力從2 MPa增加到3 MPa時(shí)，油束1和油束2的貫穿距離分別縮短了15.0%和5.0%.

表3 不同彈體壓力時(shí)的噴霧形狀對(duì)比

Tab.3 Comparison of spray shapes at different constant volume bomb pressures

圖13 不同彈體壓力A1、A2噴孔貫穿距離Fig.13 Spray penetration distances of A1 and A2 at different constant volume bomb pressures

如圖14(a)所示，提高彈體壓力會(huì)使油霧的整體空間擴(kuò)散率降低。彈體壓力為1 MPa時(shí)的整體空間擴(kuò)散率在4 ms之前高于2 MPa情況，之后又被趕超。這是因?yàn)閺楏w壓力較低，噴霧的貫穿距離增加，噴霧的空間分布增加，從而使燃油噴霧的空間擴(kuò)散率增加。但隨著噴霧的進(jìn)一步擴(kuò)散發(fā)展，過(guò)強(qiáng)的貫穿動(dòng)能使油霧集中分布在對(duì)側(cè)對(duì)角線方向的壁面附近，形成混合氣濃區(qū)，導(dǎo)致其空間擴(kuò)散率急劇降低。如圖14(b)和圖14(c)所示，彈體壓力的提高會(huì)使定容彈中心區(qū)空間擴(kuò)散率到達(dá)最大值的時(shí)刻有一定滯后。渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)內(nèi)的空間擴(kuò)散率呈先增大、后減小的趨勢(shì)。當(dāng)彈體壓力為1 MPa時(shí)，曲線下降的主要原因是由于燃油運(yùn)動(dòng)出渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)；當(dāng)彈體壓力為3 MPa時(shí)，曲線下降的主要原因則是燃油的破碎霧化；當(dāng)彈體壓力為2 MPa時(shí)，運(yùn)動(dòng)進(jìn)渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)的燃油量與破碎霧化的燃油量基本保持一致，曲線保持持平。如圖14(d)所示，當(dāng)彈體壓力過(guò)低時(shí)，燃油噴霧迅速抵達(dá)近壁區(qū)并聚集在該區(qū)域內(nèi)，不利于燃油噴霧的進(jìn)一步霧化。因此，在當(dāng)下的試驗(yàn)條件下選取2 MPa較合適。

圖14 不同彈體壓力下的空間擴(kuò)散率對(duì)比Fig.14 Comparison of spatial diffusion rates at different constant volume bomb pressures

5.4 不同噴油持續(xù)期的影響

針對(duì)增壓壓力為0.18 MPa的進(jìn)氣狀態(tài), 保持彈體壓力pa=2 MPa. 為了研究循環(huán)油量的影響，保持噴射壓力(pi=75 MPa)不變，燃油噴射時(shí)間ti分別為0.5 ms、1.5 ms和2.5 ms(對(duì)應(yīng)循環(huán)油量分別為20 mg、30 mg和35 mg)條件下觀察油束的發(fā)展情況。高速攝像獲得的噴霧發(fā)展圖像如表4所示。壓差不變時(shí)，噴油持續(xù)期增加使噴油量增加、噴入彈體內(nèi)的燃油增加、油束的動(dòng)能增加，導(dǎo)致燃油的空間擴(kuò)散率增加。

表4 不同噴油持續(xù)期時(shí)的噴霧形狀對(duì)比

Tab.4 Comparison of spray shapes at different injection duration

如圖15所示，當(dāng)噴油持續(xù)期增加時(shí)，噴油量隨之增加。噴油持續(xù)期的增加會(huì)使貫穿距離增加，但增幅越來(lái)越小。如圖16(a)所示，隨著噴油持續(xù)期的增加，噴霧的整體空間擴(kuò)散率明顯增加，但繼續(xù)增加噴油持續(xù)期對(duì)噴霧空間擴(kuò)散率的增加并沒(méi)有幫助。由圖16(b)～圖16(d)可以看出，當(dāng)噴油持續(xù)期ti=0.5 ms時(shí)，噴霧基本分布在渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)空間，中心區(qū)及近壁區(qū)分布較少；當(dāng)ti為1.5 ms和2.5 ms時(shí)，中心區(qū)和近壁區(qū)的空間擴(kuò)散率區(qū)別不是很明顯，但是ti=1.5 ms時(shí)在渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)的空間擴(kuò)散率高于2.5 ms. 這是因?yàn)檩^長(zhǎng)時(shí)間的噴油持續(xù)期使油霧更多地被推送到壁面，使得渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)的空間擴(kuò)散率有所下降。

圖15 不同噴油持續(xù)期A1、A2噴孔貫穿距離Fig.15 Spray penetration distances of A1 and A2 under different injection duration

圖16 不同噴油持續(xù)期噴霧空間擴(kuò)散率對(duì)比Fig.16 Comparison of spray spatial diffusion rates under different injection duration

6 結(jié)論

1) 在噴射壓力75 MPa、彈體壓力2 MPa、噴油持續(xù)期1.5 ms的情況下，雙噴油器方案較單噴油器方案更有利于燃油的霧化。

2) 在彈體壓力2 MPa和噴射持續(xù)期1.5 ms的情況下，提高噴油壓力并不會(huì)對(duì)中心區(qū)的噴霧分布有明顯影響。渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)的空間擴(kuò)散率會(huì)隨著噴射壓力的提高而有所增加，但是，與此同時(shí)近壁區(qū)的空間擴(kuò)散率也會(huì)增加，造成“濕壁”現(xiàn)象。

3) 在噴射壓力75 MPa和噴油持續(xù)期1.5 ms情況下，彈體壓力選取1 MPa、2 MPa、3 MPa時(shí)，油束1的貫穿距離分別縮短了25.3%和15.0%；油束2的貫穿距離分別縮短了22.2%和5.0%. 試驗(yàn)條件下，雙噴油器布置的彈體壓力選取2 MPa較合適。

4) 在噴射壓力75 MPa和彈體壓力2 MPa情況下，當(dāng)噴油持續(xù)期為0.5 ms時(shí)，油霧主要分布在渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)域，中心區(qū)和近壁區(qū)的分布較少，與噴油持續(xù)期1.5 ms與2.5 ms相比，渦流運(yùn)動(dòng)區(qū)的空間擴(kuò)散率較高。

References)

[1] Redon F, Kalebjian C, Kessler J, et al. Meeting stringent 2025 emissions and fuel efficiency regulations with an opposed-piston, light-duty diesel engine[C]∥SAE 2014 World Congress & Exhibition. Detroit, MI, US: Society of Automotive Engineers, 2014.

[2] Herold R E, Wahl M H, Regner G, et al. Thermodynamic benefits of opposed-piston two-stroke engines[C]∥ Commercial Vehicle Engineering Congress. Rosemont, IL, US: Society of Automotive Engineers, 2011.

[3] Wallace F J, Wright E J. Characteristics of a two-stroke opposed-piston compression-ignition engine operating at high boost[J]. Proceedings of the Institution of Mechani-cal Engineers, 1965, 180(1): 147-189.

[4] 曾望，劉建國(guó).烏克蘭T-84主戰(zhàn)坦克深度分析[J].國(guó)外坦克，2011(11):11-20.

ZENG Wang, LIU Jian-guo. Intensive exploration of Ukraine T-84 main battle tank[J]. Foreign Tank, 2011(11):11-20. (in Chinese)

[5] Hofbauer P. Opposed piston opposed cylinder (OPOC) engine for military ground vehicles[C] ∥SAE 2005 World Congress & Exhibition. Detroit, MI, US: Society of Automotive Engineers, 2005.

[6] Franke M, Huang H, Liu J P, et al. Opposed piston opposed cylinder (opocTM) 450 hp engine: performance development by CAE simulations and testing[C] ∥SAE 2006 World Congress & Exhibition. Detroit, MI, US: Society of Automotive Engineers, 2006.

[7] Pirault J P, Flint M. Opposed piston engines: evolution, use, and future applications[M]. Warrendale, PA,US: SAE International, 2009：179-222.

[8] Wahlin F, Cronhjort A. Impinging diesel sprays[J]. Atomization and Sprays, 2008, 18(2)：97-127.

[9] Ko G H, Ryou H S. Droplet collision processes in an in-ter-spray impingement system[J]. Journal of Aerosol Science, 2005, 36(11): 1300-1321.

[10] Oren D C, Wahiduzzaman S, Ferguson C R. A diesel combustion bomb: proof of concept[C]∥1984 SAE International Fall Fuels and Lubricants Meeting and Exposition. Warrendale, PA,US：Society of Automotive Engineers, 1984.

[11] Xiong S, Xu C. Study on spark-ignition LPG engine by rapid compression-expansion machine to improve engine performance[J]. Transactions of Chinese Society for Internal Combustion Engines, 2002, 20(1): 41-45.

[12] 李翔, 裴毅強(qiáng), 秦靜. 壁溫和機(jī)油油膜對(duì)噴霧撞壁后發(fā)展的影響[J].天津大學(xué)學(xué)報(bào),2016,49(11):1196-1202.

LI Xiang, PEI Yi-qiang, QIN Jing. Effects of wall temperature and oil film on the process of a gasoline spray after wall impingement[J]. Journal of Tianjin University, 2016,49(11):1196-1202.(in Chinese)

[13] 陳征, 黎青青, 徐廣輝. 柴油噴霧貫穿距影響因素灰色關(guān)聯(lián)分析[J]. 江蘇大學(xué)學(xué)報(bào): 自然科學(xué)版, 2017, 38(1): 13-17.

CHEN Zheng, LI Qing-qing, XU Guang-hui. Gray relational analysis for effect factors of diesel spray penetration length[J]. Journal of Jiangsu University: Natural Science Edition, 2017, 38(1): 13-17. (in Chinese)

[14] 趙凱華,鐘錫華. 光學(xué)：上冊(cè)[M]. 北京: 北京大學(xué)出版社, 1984：36-46.

ZHAO Kai-hua, ZHONG Xi-hua. Optics: Volume one[M]. Beijing: Peking University Press, 1984: 36-46. (in Chinese)

ExperimentalStudyofImpingementSprayofDual-fuelInjectorofOpposedPistonTwo-strokeDieselEngine

LIU Yu-hang1, ZHAO Zhen-feng1, ZHANG Fu-jun1, XIE Zhao-yi2, LU Yi1, CUI Hua-sheng1
(1.School of Mechanical Engineering, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081; 2.Automotive Engineering Institute, Guangzhou Automobile Group Co., Ltd., Guangzhou 511434， Guangdong， China)

Due to the special combustion chamber shape and spray mode of opposed piston two-stroke diesel engine, the fuel injection sprays impinge at the center of combustion chamber. The good matching of combustion chamber shape, spray characteristics and in-cylinder gas flow should be assured to obtain desired gas mixture. For the spray characteristics of combustion chamber in opposed piston two-stroke diesel engine, the schlieren method is used to study the influences of fuel injector position, injection pressure, constant volume bomb pressure and injection duration on spray penetration and spray spatial diffusion rate. The results show that, compared with single injector, the dual-fuel injector has higher spatial diffusion rate and is more beneficial to the atomization of fuel in the case of 75 MPa injection pressure, 2 MPa constant volume bomb pressure and 1.5 ms injection duration. The increase in injection pressure is beneficial to the diffusion of fuel in space, but the fuel distributed in near-wall area would be increased. As a result, the emission will be worsen because of “cylinder wall wetting”. Low constant volume bomb pressure causes a rich mixture near the cylinder wall, while high back pressure makes the fuel concentrate in the center of combustion chamber where the flow is weak. With the increase in injection duration, the increase in spray penetration and spatial diffusion rate becomes less noticeable.

power machinery engineering； spray impingement; schlieren method; dual-fuel injector; experimental investigation

2017-02-23

國(guó)家部委基礎(chǔ)研究項(xiàng)目(B2220110005)

劉宇航(1989—)，男，博士研究生。E-mail：yuelengfanhua111@163.com

趙振峰(1974—)，男，教授，博士生導(dǎo)師。E-mail：zhzhf@bit.edu.cn

TK421+.42

A

1000-1093(2017)10-1881-10

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.10.002