胡 琰，李國岫，高國席

(北京交通大學 機械與電子控制工程學院，北京 100044)

噴嘴細微幾何結構的改變對于柴油機的燃燒及排放影響顯著且已被公認。近年來高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)的噴射壓力不斷提高，最高已達220 MPa，較高的噴射壓力必然會引起噴嘴內部強烈的節(jié)流作用，引起噴孔流量系數的降低和空穴現象的發(fā)生。但由于噴油嘴內部空間狹小結構復雜，燃油高速流經噴孔時湍流劇烈，因此很難通過實驗測量的方法進行研究。而采用已經比較成熟的三維CFD 數值模擬方法并輔以實驗驗證，能夠很好的解決這一難題，也是目前國內外普遍采用的方法之一［1］。

本文針對某高壓共軌噴油器的小壓力室型噴油嘴，采用可壓縮歐拉多項流和標準的k -ε 湍流模型，研究噴嘴入口壓力、噴孔軸線與針閥軸線夾角、噴孔入口倒圓大小對于噴孔質量流量、噴孔流量系數、噴孔出口截面平均速度和平均湍動能的影響規(guī)律，以及噴孔內部壓力、流速、氣相體積、湍動能的分布情況，以期為噴嘴結構的設計和改進以及燃燒系統(tǒng)的優(yōu)化匹配提供有利依據。

1 噴嘴內部流動數學模型

本文對于噴嘴內部三維流動的計算，采用了歐拉多項流模型，湍流模型采用標準k-ε 模型，同時考慮燃油的黏性和密度變化。在數值模擬中假設:①假設燃油流動中不發(fā)生化學反應;②在整個計算流域中燃油粘度為常數;③密度只是壓力的函數。

1.1 流體運動基本方程

連續(xù)性方程

該方程是質量守恒方程的一般形式，它適用于可壓縮流體和不可壓縮流體。

動量守恒(納維—斯托克斯)方程

其中μ 是燃油分子黏度，反映了體積膨脹的影響。

能量方程

1.2 湍流模型—標準k-ε 模型

考慮到燃油在噴嘴內流動時的壓力較大，因此采用可壓縮的標準k-ε 兩方程模型。湍流動能k 和湍流動能耗散率ε 分別由2 個輸運方程得到:

式中:σk稱為湍流脈動的Prandtl 數表示能量的耗散項;c1、c2為經驗常數。

1.3 無量綱密度隨壓力變化表達式

本模型考慮燃油在噴嘴內流動時的密度變化，采用了D.Dow-son 和G.R.Higginson 提出的無量綱密度ρ 隨壓力p變化的表達式:

式中:ρ 為壓力p 下的密度，kg/m3;ρ0為常壓下的密度，kg/m3。

在具體計算中，采用用戶自定義函數UDF 來定義隨壓力變化的密度［2］。

2 噴嘴物理和網格模型

本文采用三維CAD 軟件Pro/E 建立噴嘴三維實體模型，之后將實體模型導入GAMBIT 中進行網格的劃分，網格采用全六面體，以提高計算精度和效率。

2.1 實體模型

噴嘴模型采用6 孔雙錐面有壓力室噴油嘴，由于噴嘴模型具有幾何對稱性，因此為了減少計算量，建立噴嘴1/6 模型進行計算。

由三維CAD 軟件建立的噴嘴幾何實體模型如圖1 所示，其中為了減少噴嘴出口邊界條件的設置對噴嘴出口處計算結果的影響，將噴嘴出口端向外進行了拓展。

圖1 噴嘴1/6 實體幾何模型

2.2 網格模型

將實體模型導入Gambit，采用全六面體單元，進行網格的劃分。由于實體模型結構復雜，難以實現全六面體網格的劃分，故采用分塊耦合的方法進行網格的劃分，劃分結果如圖2 所示。其中噴孔內部的流動情況是我們非常關心的，因此對噴孔進行了剖分，以得到更高質量的網格。

圖2 噴嘴網格劃分模型

3 計算邊界條件的設定

本計算中邊界條件的設定如表1 所示。其中入口和出口均采用壓力入口和壓力出口，出口壓力近似取氣缸最高壓力。壁面采用標準無滑移壁面函數，在對稱面上施加對稱性約束。

在整個計算區(qū)域內，由于流體湍流運動強烈，進出口界面上的湍流參數取值對結果影響并不大，且無現成實測數據可用，因此在進出口界面上采用湍流強度I 和水利直徑的方法定義湍流參數。

其中湍流強度:I =0. 16 × ( Re )-1/8，Re 為雷諾數，水利直徑取噴孔直徑，對壁面上的k 及ε，根據標準壁面函數法取值:

式中:k 為馮卡門常數;y 為壁面距離［3］。

4 計算結果及分析

根據上述計算模型及邊界條件的設置，仿真分析了噴嘴入口壓力、噴孔軸線與噴油器軸線夾角、噴孔入口倒圓對于內部流動特性的影響。

4.1 入口壓力對流動特性的影響分析

在噴嘴其他結構參數及計算邊界條件不變的情況下，分別給定進口壓力為100 MPa、120 MPa、140 MPa、160 MPa，研究了不同入口壓力下的噴嘴質量流量、流量系數、出口截面平均速度、靜壓分布、速度分布、湍動能分布、氣相分布情況。

如圖3 所示，隨著入口壓力以20 MPa 的增量均勻增加，噴孔出口質量流量也以近似線性均勻增加，這說明入口壓力的大小對于噴孔質量流量的影響是非常顯著的，入口壓力增大了60%，出口質量流量相應提高了27.66%，若要提高噴油率，可以首先考慮提高供油系統(tǒng)壓力水平;與此同時，噴孔流量系數近似呈線性有所下降，這是由于噴孔流量系數為噴孔質量流量與噴射壓差之比的函數，而在噴孔截面積及燃油密度不變的情況下，噴孔出口的質量流量增加幅度小于噴射壓差的增加幅度，因此流量系數會隨之減小，但幅度很小，為1.13%，即入口壓力的提高對于噴孔出口流量系數的變化影響很小，不顯著。

圖3 入口壓力對噴孔質量流量及流量系數的影響

圖4為噴口出口截面平均速度及平均湍動能隨著入口壓力提高的變化情況。可以明顯看出，噴口出口截面平均速度和平均湍動能基本呈線性不斷提高，這說明入口壓力的提高對于噴口出口平均速度和湍動能的變化影響顯著;噴孔出口平均速度的提高能夠增加噴霧霧束的動能，提高噴霧貫穿距離，而出口湍動能的提高，能夠使得噴霧霧化更快、質量更好，有利于后期燃燒和排放［4］。

圖4 入口壓力對出口截面平均速度及平均湍動能的影響

圖5 為不同壓力水平下噴孔縱截面的靜壓、速度、氣相體積和湍動能分布。從圖中可以看出，靜壓的分布情況變化不大，但是壓力值的大小有顯著變化，在噴孔入口上拐角處，由于流體流動方向發(fā)生急劇變化，在此處形成了負壓區(qū)，且負壓的絕對值也隨著入口壓力的增大而增大，此處也是燃油發(fā)生氣化形成空穴的地方;速度的縱剖面分布圖也無太大變化，但速度絕對值隨著入口壓力的增大明顯整體增大，并且由圖中可以看出，噴孔徑向下部速度很大，而上部速度相對較小，在上下速度場交界面上，由于存在較大的速度差，此處燃油所受切應力較大，也是湍動能分布的主要區(qū)域;噴孔入口上拐角處的負壓區(qū)域，是氣相燃油分布的主要區(qū)域，且隨著燃油的流動，空穴被帶往下游，在此過程中由于下游壓力的升高，部分氣相燃油又重新成為液相，隨著入口壓力的升高，噴孔內燃油流速不斷提高，氣相燃油也逐漸沿軸向向噴孔出口延伸，當空穴延伸至噴孔出口時，則出現超空化現象。

4.2 軸線夾角對流動特性的影響分析

在保持其他邊界條件及模型幾何參數不變的條件下，分別取噴孔軸線與針閥軸線夾角為75 ℃、85 ℃、95 ℃，研究不同的軸線夾角對噴孔內部流動特性的影響。

如圖6 所示，隨著噴孔軸線與針閥軸線夾角的增大，噴孔出口質量流量及流量系數均減小，這是由于噴孔軸線與針閥軸線夾角的增大，會使得燃油在從針閥環(huán)形縫隙流入噴孔時流動方向的改變增大，流動阻力增大，降低了燃油流動速度，并且會在噴孔入口上端形成更加明顯的負壓現象，形成空穴，使得質量流量減小;當質量流量減小，噴射壓差及噴孔截面積不變時，噴孔流量系數自然隨之降低，但影響并不大，流量系數的降低幅度為2.8%;另外，對于噴孔軸線與針閥軸線夾角，在設計和選擇時應綜合考慮噴油器的布置及燃燒室的設計情況，進行合理設計選取。

圖7 為不同針閥軸線與噴孔軸線夾角下的噴孔出口平均速度及平均湍動能?？梢悦黠@看出隨著噴孔軸線與針閥軸線夾角的增大，出口平均速度明顯降低，降幅為6.3%左右，這說明了在燃油流入噴孔時流動方向發(fā)生了很大變化造成了流體動能的很大損失，導致流動速度下降較多［6］;與此同時，出口截面平均湍動能隨著角度的增大而增大，增幅為18.5%，這主要是由于角度的增大會導致噴孔徑向上下兩部分的速度梯度進一步增大，加強了湍流，提高了出口截面的平均湍動能。

圖6 噴孔質量流量和流量系數隨噴孔軸線的變化

圖8分別為不同噴孔軸線與針閥軸線夾角下的靜壓、速度、氣相體積、湍動能的分布云圖。從靜壓分布可以看出，當夾角變大之后，負壓面積逐漸擴大，且負壓絕對值增大;同時速度云圖中的紅色區(qū)域面積減小，即噴孔內部流速減小，這也造成了后面氣相分布圖中的空穴區(qū)域變短，面積變小，然而湍動能卻因為速度梯度的增大而有所增大。

圖7 出口平均速度及湍動能隨噴孔軸線的變化

圖8 不同夾角下的靜壓、速度、氣相體積、湍動能分布

4.3 入口倒圓半徑對流動特性的影響

在保持其他邊界條件及模型幾何參數不變的條件下，分別取噴孔入口倒圓半徑為0 mm、0.06 mm、0.08 mm、0.10 mm，研究不同的軸線夾角對噴孔內部流動特性的影響。

圖9 為不同噴孔入口圓角下的噴孔質量流量及流量系數曲線。由圖中可以看出，隨著噴孔入口倒角的增大，噴孔質量流量及流量系數均明顯呈線性增大，其中質量流量增加了22.36%，流量系數也增大了22.36%，說明噴孔入口倒角的大小，對于噴孔質量流量及流量系數有顯著的影響;另外，可以看到，質量流量及流量系數曲線在噴孔倒圓R =0.08 mm 以后，斜率有所減小，說明噴孔入口倒圓增大到一定程度后，其對噴孔質量流量及流量系數的影響又會逐漸減弱，因此在選擇噴孔入口倒圓時，應合理選擇，因為過大的噴孔入口倒圓，會增大噴嘴壓力室容積，造成碳煙排放增大［7］。

圖9 入口倒圓對噴孔質量流量及流量系數的影響

圖10 為噴孔入口倒圓大小對噴孔出口平均速度及平均湍動能的影響。隨著噴孔入口倒圓的增大，噴孔出口平均速度近似呈線性增大，增幅大概為21.7%，說明噴孔入口倒圓對于噴孔出口平均速度影響顯著，且同樣當入口倒圓半徑大于0.08 mm 時，影響逐漸變小;出口平均湍動能總的趨勢是隨著入口倒圓的增大而減小，降低幅度大概為32.7%，說明影響也是非常顯著的，出口平均湍動能的降低，不利于燃油后期的噴霧霧化質量，因此噴口入口倒圓不宜選擇過大。

如圖11，為不同入口倒圓下的噴孔縱剖面靜壓、速度、氣相體積和湍動能分布。顯然，隨著噴孔入口倒圓的增大，噴孔入口上拐角處的負壓區(qū)域逐漸減小，負壓絕對值也不斷減小，這是由于倒圓的存在，使流經此處的燃油流動方向不再發(fā)生急劇變化;同時入口倒圓的增大，也使得速度云圖中紅色面積逐步增大，即噴孔內速度逐漸增大，且速度梯度減小，這也是出口平均湍動能減小的原因;此外，由氣相體積分數云圖可以明顯看出，隨著入口倒圓的增大，空穴長度逐漸增長，慢慢向噴孔出口延伸，這主要是由噴孔內部燃油流速增大造成的。

圖10 噴孔入口倒圓對噴孔出口平均速度及平均湍動能的影響

5 結論

利用三維CFD 軟件Fluent 對某型高共軌噴油器用小壓力室型噴油嘴內部流動進行了三維多相流數值模型計算，在對模型進行驗證的基礎上研究了噴嘴入口壓力、噴孔軸線與針閥軸線夾角、噴口入口倒圓大小對噴嘴內部流動特性的影響規(guī)律。

1)采用三維CFD 計算的方法可以較準確的在較短的時間內獲得大量有用的噴嘴內部流動流場信息，方便的分析和研究噴嘴幾何結構參數對噴嘴內部流動特性的影響，提高噴嘴設計和優(yōu)化改進效率。

2)噴嘴入口壓力的提高能夠顯著提高噴孔出口質量流量、噴孔處口截面平均速度和平均湍動能，但會使得噴孔流量系數降低，因此在確定燃油噴射系統(tǒng)壓力水平時，應以目標需求為依據進行合理選擇。

3)隨著噴孔軸線與針閥軸線夾角的增大，噴孔出口質量流量及流量系數、噴孔出口截面平均速度均明顯下降，噴孔出口截面平均湍動能卻有所提高，因此在設計噴孔傾斜角度時，應在保證其與燃燒室匹配的條件下盡量選擇小的噴孔軸線與針閥軸線夾角，以降低燃油流經噴孔入口時的動能損失。

4)對噴孔入口進行液體研磨倒圓處理，能夠顯著提高噴口出口質量流量和流量系數，以及提高噴孔出口截面平均速度，但會降低噴孔出口截面平均湍動能。然而隨著噴孔入口倒圓半徑的不斷增大，在0.06 mm 以后，這種影響會慢慢減弱，因此噴孔入口倒圓半徑的選擇應控制在0.05 mm 左右，過大的噴孔入口倒圓會使得噴嘴壓力室容積顯著增大，這會使得柴油機的碳煙排放和燃油消耗率升高。

［1］Hiroyuki Kano.Contribution of Optimum Design for Nozzle Configuration to Spray Formation［Z］.SAE Paper 900824.

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［7］Roth H，Giannadakis E，Gavaises M，et al.Effect of Multiinjection strategy on cavitation development in diesel injector nozzle holes［C］//2005 SAE World.Michigan:SAE，2005.