蔡 龍 雷基林 宋國(guó)富 申立中 畢玉華 賈德文

(1－昆明理工大學(xué)云南省內(nèi)燃機(jī)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室云南昆明650500 2－昆明云內(nèi)動(dòng)力股份有限公司)

引言

柴油機(jī)憑借其獨(dú)特的性能優(yōu)勢(shì)，得到了越來(lái)越廣泛的應(yīng)用。然而，隨著能源問(wèn)題的日益凸顯與新排放法規(guī)的不斷出臺(tái)，對(duì)柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性能和排放性能提出了更高的要求。提高柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性能和降低排放的最有效的辦法就是提高油氣混合氣的質(zhì)量，改善燃燒。研究表明，噴油嘴噴孔內(nèi)部紊亂的燃油流動(dòng)對(duì)燃油噴束霧化造成的影響，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于由噴束與周圍空氣產(chǎn)生摩擦所造成的影響［1～3］。通常噴孔直徑為10－1 mm數(shù)量級(jí)，噴油持續(xù)期只有2ms左右，燃油流動(dòng)速度達(dá)到102m/s數(shù)量級(jí)。因此，直接試驗(yàn)、觀察噴孔內(nèi)部流動(dòng)比較困難。此外，噴孔內(nèi)部的流動(dòng)還會(huì)引起噴孔局部壓力驟降，甚至出現(xiàn)負(fù)壓力現(xiàn)象，這會(huì)導(dǎo)致噴孔內(nèi)部燃油發(fā)生局部空化，噴孔內(nèi)部流動(dòng)從單相流轉(zhuǎn)化為氣－液兩相流?；贑FD技術(shù)的三維數(shù)值模擬方法可以詳細(xì)地描繪噴嘴內(nèi)部流動(dòng)情況和空化現(xiàn)象，得到常規(guī)試驗(yàn)方法很難獲得的結(jié)果。本文利用數(shù)值模擬的研究方法，研究了不同針閥升程下，噴油壓力對(duì)噴孔內(nèi)部燃油流動(dòng)的影響。

1 模型建立

1．1 幾何模型建立

本文主要針對(duì)一款SAC(有壓力室)型噴油器進(jìn)行內(nèi)部流動(dòng)CFD分析。噴油器基本幾何參數(shù)如下:噴孔數(shù)n=6;噴孔直徑 D=0．129mm;噴孔長(zhǎng)度 L=1．05mm;針閥體與噴孔軸線之間夾角(即噴孔傾角)α=78°;針閥最大升程為0．28mm。由于各噴孔沿圓周方向均勻分布，考慮到噴嘴的幾何對(duì)稱性，計(jì)算時(shí)只選取1/12模型作為計(jì)算模型。利用Siemens UG軟件建立三維實(shí)體模型，如圖1所示。

圖1 1/12噴嘴三維實(shí)體模型

1．2 計(jì)算模型建立

首先，利用AVL－Fire軟件的前處理工具，采用模塊化方法對(duì)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，所有網(wǎng)格均為六面體網(wǎng)格。圖2為局部網(wǎng)格模型，整體計(jì)算網(wǎng)格總數(shù)約為70萬(wàn)。針閥開啟時(shí)刻為328°CA，關(guān)閉時(shí)刻為362°CA。針閥升程H隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律如圖3所示。

進(jìn)出口均采用壓力邊界條件，進(jìn)口壓力Pin=160MPa，出口壓力 Pout=5MPa。柴油液相、氣相物理屬性如表1所示。計(jì)算時(shí)假設(shè)柴油為不可壓縮流體，不考慮柴油流動(dòng)過(guò)程中能量損失和轉(zhuǎn)化，忽略柴油黏度隨溫度、壓力變化的影響。只考慮氣液兩相之間的動(dòng)量、質(zhì)量交換，忽略兩相之間的熱量交換。

圖2 局部網(wǎng)格模型

圖3 針閥升程曲線

表1 液相、氣相柴油物理屬性

2 計(jì)算控制方程

2．1 守恒方程

采用歐拉雙流體法分別計(jì)算兩相流中氣相及液相的守恒方程［4］，兩相之間的相互作用通過(guò)質(zhì)量和動(dòng)量交換來(lái)描述。

連續(xù)性方程為:

動(dòng)量方程為;

2．2 氣液兩相界面交換方程

隨著氣泡的生成與潰滅，氣液兩相間存在著質(zhì)量與動(dòng)量交換［5、6］。

質(zhì)量交換的基本方程為:

結(jié)合(4)、(5)式，將方程(3)線性化，并忽略其中慣性量，則質(zhì)量交換方程為:

N〞為氣泡數(shù)密度，一般由經(jīng)驗(yàn)公式(6)推出。

N〞0是初始?xì)馀輸?shù)密度，一般取 N〞0=1012，α1表示氣相平均體積分?jǐn)?shù)。CCR為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，一般情況下取CCR=1;sign為函數(shù)符號(hào);△p是導(dǎo)致氣泡生成與潰滅的有效壓力差;ρ1、ρ2分別表示氣相與液相的密度;CE為Egler系數(shù)，取決于當(dāng)?shù)亓鲌?chǎng)的湍流水平，取CE=1．2;K2為液相湍動(dòng)能;psat表示飽和蒸汽壓。

動(dòng)量交換方程為:

其中Vr=V1－V2，V1表示氣相的速度，V2表示液相的速度;CTD為湍流擴(kuò)散系數(shù);C1為氣泡在液體中的運(yùn)動(dòng)阻力系數(shù)。

2．3 湍流方程

湍動(dòng)能輸運(yùn)方程為［7］:

湍流耗散率輸運(yùn)方程為:

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3．1 針閥上升對(duì)噴孔內(nèi)空化影響的分析

基于以上數(shù)值計(jì)算模型，首先開展針閥運(yùn)動(dòng)對(duì)入口無(wú)倒角的噴孔內(nèi)部空化的影響研究。

針閥開啟的過(guò)程中，噴孔內(nèi)部空化的發(fā)展如圖4所示。針閥升程為0．10mm時(shí)，噴孔入口的頂部開始出現(xiàn)明顯的空化區(qū)域，但是此時(shí)的空化區(qū)域面積較小、空化程度不嚴(yán)重;隨著針閥升程升至0．12mm，空化區(qū)域逐漸增大，完全空化的區(qū)域開始出現(xiàn);針閥上升至0．16mm時(shí)，空化區(qū)域迅速擴(kuò)大，空化前端已發(fā)展至噴孔的中段，其中完全空化的區(qū)域也明顯增大;針閥上升至0．20mm時(shí)，空化區(qū)域繼續(xù)發(fā)展、擴(kuò)大;針閥升程達(dá)到0．24mm時(shí)，空化區(qū)域的前端呈現(xiàn)尖銳的箭頭狀，并且已經(jīng)接近噴孔出口，完全空化區(qū)域的前端也已經(jīng)沖過(guò)噴孔的中段;針閥升程達(dá)到0．28mm，此時(shí)針閥完全打開，空化已經(jīng)發(fā)展至噴孔出口處，空化區(qū)域面積占整個(gè)截面接近一半。

圖4 R=0mm，針閥開啟過(guò)程中空化的發(fā)展

對(duì)計(jì)算模型中噴孔入口處形狀進(jìn)行改進(jìn)，增加了R=0．015mm和R=0．030mm倒角。計(jì)算后發(fā)現(xiàn)，增加倒角對(duì)噴孔內(nèi)部的空化有明顯的改善作用。在整個(gè)針閥上升過(guò)程中，與沒(méi)有倒角時(shí)相比，此時(shí)的空化初生時(shí)刻推遲，空化區(qū)域面積和空化嚴(yán)重程度顯著下降。其中，R=0．015mm倒角的計(jì)算模型中，針閥升程為0．12mm時(shí)開始出現(xiàn)空化;R=0．030mm倒角的計(jì)算模型中，針閥升程為0．16mm時(shí)開始出現(xiàn)空化。由此可見(jiàn)，隨著噴孔入口處倒角尺寸的增加，空化初生時(shí)刻逐漸推遲。圖5為針閥完全打開時(shí)，不同噴孔入口倒角的空化對(duì)比。通過(guò)與圖4對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，針閥全開時(shí)，有倒角的噴孔空化區(qū)域遠(yuǎn)小于沒(méi)有倒角的噴孔空化區(qū)域，且沒(méi)有貫穿整個(gè)噴孔;倒角R=0．030mm噴孔的空化區(qū)域面積要小于倒角R=0．015mm噴孔的空化面積。

圖5 針閥全開時(shí)不同入口倒角空化對(duì)比

3．2 針閥升程不變時(shí)噴孔出口的空化分析

由針閥升程曲線圖3可知，335°CA曲軸轉(zhuǎn)角至355°CA曲軸轉(zhuǎn)角期間，針閥升程保持在0．28mm，此時(shí)入口無(wú)倒角的噴孔內(nèi)空化還在繼續(xù)發(fā)展，并且一直貫穿整個(gè)噴孔。

針閥升程固定不變時(shí)噴孔出口平面的空化分布，如圖6所示?？梢钥闯?，335°CA至339°CA的過(guò)程中，噴孔出口平面的空化面積逐漸增大，但是并沒(méi)有出現(xiàn)完全空化的情況;從341°CA開始，噴孔出口平面的空化面積逐漸減小，但空化程度開始加劇，開始出現(xiàn)完全空化的區(qū)域;從343至351°CA，噴孔出口平面上都形成了完全空化的區(qū)域，但出口平面的空化面積與空化分布都基本一致，說(shuō)明此過(guò)程中噴孔內(nèi)部的空化基本達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài);353°CA時(shí)，空化面積保持不變，空化嚴(yán)重程度略有下降，但總體上趨于穩(wěn)定。

圖6 R=0mm，針閥升程不變時(shí)噴孔出口空化

3．3 針閥下降對(duì)噴孔空化影響的分析

針閥下降過(guò)程中，入口無(wú)倒角的噴孔內(nèi)部的空化發(fā)展如圖 7所示。針閥升程由 0．20mm下降到0．04mm的過(guò)程中，噴孔內(nèi)部的空化區(qū)域均出現(xiàn)在貼近噴孔上頂面的位置，呈細(xì)長(zhǎng)狀，都延伸至噴孔出口，面積基本不變，但是空化程度有所改變。針閥升程為0．20mm時(shí)，完全空化的區(qū)域比較小，并沒(méi)有延伸至噴孔出口;隨著針閥升程的下降，完全空化的區(qū)域逐漸增加，向噴孔出口處發(fā)展;當(dāng)針閥升程為0．04mm，完全空化的區(qū)域已經(jīng)延伸至噴孔出口;針閥升程下降至0．01mm，噴孔內(nèi)部已經(jīng)發(fā)生大面積的空化現(xiàn)象，空化面積已經(jīng)超過(guò)整個(gè)截面的四分之三，其中完全空化區(qū)域已經(jīng)接近整個(gè)截面的二分之一。

圖7 R=0mm，針閥關(guān)閉過(guò)程中空化的發(fā)展

對(duì)于入口處有倒角的噴孔，針閥升程從0．28mm下降到0．12mm的過(guò)程中，噴孔內(nèi)部的空化都基本保持不變;針閥升程下降到0．12mm以下時(shí)，入口處有倒角的噴孔內(nèi)部空化才有明顯的發(fā)展和變化。

圖8為針閥下降過(guò)程中，入口倒角R=0．015mm噴孔的空化發(fā)展過(guò)程。針閥升程從0．12mm下降到0．06mm的過(guò)程中，噴孔內(nèi)部的空化發(fā)展相對(duì)緩慢;針閥升程從0．04mm下降到0．01mm的過(guò)程中，噴孔內(nèi)部的空化發(fā)展比較迅速;在針閥升程下降至0．01mm時(shí)，針閥即將關(guān)閉，此時(shí)噴孔內(nèi)部空化急劇發(fā)展，并貫穿整個(gè)噴孔。

圖9為針閥下降過(guò)程中，入口倒角R=0．030mm噴孔的空化發(fā)展過(guò)程。針閥升程為0．12mm時(shí)，空化區(qū)域很小;針閥下降至0．04mm時(shí)，空化的前端已經(jīng)沖過(guò)噴孔的中段;針閥即將關(guān)閉的0．01mm處，噴孔內(nèi)部空化區(qū)域接近整個(gè)截面的三分之一，但是并沒(méi)有延伸至噴孔出口平面。

圖8 R=0．015mm，針閥關(guān)閉過(guò)程中空化的發(fā)展

圖9 R=0．030mm，針閥關(guān)閉過(guò)程中空化的發(fā)展

對(duì)比圖7、圖8與圖9，可以發(fā)現(xiàn)，在針閥下降過(guò)程中，增加入口處倒角可以緩解噴孔內(nèi)部的空化;入口處倒角從R=0．015mm增加至R=0．030mm，可以有效降低噴孔內(nèi)部空化區(qū)域和空化程度，并阻止空化向噴孔出口處蔓延。

4 結(jié)論

1)采用歐拉雙流體法，應(yīng)用線性空化模型對(duì)噴油器內(nèi)部流動(dòng)進(jìn)行氣、液兩相流的動(dòng)態(tài)模擬研究，得到了試驗(yàn)中難以觀察的空化發(fā)展情況，對(duì)研究噴孔內(nèi)的燃油空化規(guī)律有一定指導(dǎo)意義。

2)入口倒角R=0mm，針閥打開的過(guò)程中，隨針閥升程的不斷增加，噴孔內(nèi)部的空化迅速發(fā)展，空化區(qū)域逐漸增大;針閥升程保持不變時(shí)，噴孔內(nèi)部空化基本穩(wěn)定，但噴孔出口平面的空化繼續(xù)發(fā)展，逐漸出現(xiàn)完全空化現(xiàn)象并趨于穩(wěn)定。針閥開閉的過(guò)程中，噴孔內(nèi)部總的空化區(qū)域基本穩(wěn)定，但是完全空化的區(qū)域逐漸增大，在針閥即將關(guān)閉之前，完全空化區(qū)域貫穿整個(gè)噴孔。

3)噴孔入口增加倒角，可以有效抑制空化現(xiàn)象的產(chǎn)生;在針閥關(guān)閉過(guò)程中，倒角尺寸的增加可以更好地控制噴孔內(nèi)部空化的發(fā)展。

1 Machrafi H，Cavadias S．The development and experimental validation of a reduced ternary kinetic mechanism for the auto－ ignition at HCCI conditions，proposing a global reaction path for ternary gasoline surrogates［J］．Fuel Process Technology，2008(3):248～249

2 Chang J，F(xiàn)ilipi Z，Assanis D，et al．Characterizing the thermal sensitivity of a gasoline homogeneous charge compression ignition engine with measurements of instantaneous wall temperature and heat flux［J］．Int．J．Engine Res．，2005(6):299～300

3 玉木伸茂．噴油嘴噴孔空穴現(xiàn)象對(duì)液體噴束霧化的影響［J］．國(guó)外內(nèi)燃機(jī)，1998，338(8):23 ～29

4 AVL FIRE CFD － Solver．2008

5 何志霞，李德桃，胡林峰，等．噴油器噴嘴孔內(nèi)部空穴兩相流動(dòng)數(shù)值模擬分析［J］．內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2004，22(5):433～438

6 何志霞，袁建平，李德桃，等．柴油機(jī)噴嘴結(jié)構(gòu)優(yōu)化的數(shù)值模擬分析［J］．內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2006，24(1):35～41

7 陶文銓．?dāng)?shù)值傳熱學(xué)［M］．西安:西安交通大學(xué)出版社，1988