勞　賀　李育學(xué)（中國(guó)人民解放軍63707部隊(duì)江蘇江陰214431）

柴油機(jī)縫隙式噴油器嘴內(nèi)空穴流動(dòng)的模擬分析

勞賀李育學(xué)
（中國(guó)人民解放軍63707部隊(duì)江蘇江陰214431）

利用FIRE混合多相流模型，模擬了柴油機(jī)縫隙式噴油嘴高壓噴射時(shí)嘴內(nèi)的空穴流動(dòng)現(xiàn)象，分析了空穴在噴油嘴內(nèi)分布情況?；谶@一模型進(jìn)一步分析了噴射壓力和噴孔長(zhǎng)寬比等參數(shù)對(duì)噴孔內(nèi)空穴分布的影響。通過(guò)模擬計(jì)算可知，提高縫隙式噴嘴噴射壓力可以提高空穴強(qiáng)度，其完全空穴主要由上壁面空穴流產(chǎn)生，同時(shí)也發(fā)現(xiàn)較圓孔式噴嘴其空穴流強(qiáng)度更大，但空穴在噴孔出口截面上不及圓孔式分布均勻。從燃油空穴霧化理論的角度出發(fā)，空穴強(qiáng)度的提高有利于燃油的破碎霧化。

縫隙式噴油嘴空穴流動(dòng)數(shù)值模擬

引言

由于3D打印技術(shù)的快速應(yīng)用，使得精細(xì)的噴油器噴嘴結(jié)構(gòu)多樣化較易實(shí)現(xiàn)，所以現(xiàn)在許多科研人員正在研究不同噴嘴結(jié)構(gòu)在噴油器中的應(yīng)用。長(zhǎng)方體噴孔式的縫隙式噴油器［1-2］就是其中之一，它自取得國(guó)家專(zhuān)利以來(lái)，已從實(shí)測(cè)和仿真模擬等多個(gè)方面對(duì)其進(jìn)行了研究，也被證明在相同流通截面積的情況下，縫隙式噴孔在總體霧化方面優(yōu)于圓孔式［3］。

因?yàn)檠芯勘砻骺昭ǖ漠a(chǎn)生和發(fā)展對(duì)噴孔內(nèi)部的流動(dòng)狀態(tài)會(huì)產(chǎn)生較大的影響，繼而影響到噴射霧化和燃燒。所以本文即以FIRE軟件混合多相流體模型，模擬柴油機(jī)縫隙式噴油嘴噴射時(shí)嘴內(nèi)的空穴流動(dòng)現(xiàn)象，分析空穴在噴油嘴內(nèi)分布情況，并與圓孔式噴嘴進(jìn)行比較。

1　數(shù)學(xué)模型

空穴現(xiàn)象的存在使得計(jì)算模型變得復(fù)雜，目前對(duì)空穴兩相流動(dòng)的計(jì)算方法可以分為兩大類(lèi)：界面跟蹤法（如VOF法）和非界面跟蹤法（如多流體模型和連續(xù)流體模型）。本文使用CFD商業(yè)軟件FIREV8.5軟件中的混合多相流體模型來(lái)進(jìn)行噴油嘴內(nèi)部的三維瞬時(shí)氣穴流動(dòng)計(jì)算，其屬于非界面跟蹤法范疇，軟件中多相流模型基于歐拉-歐拉方法，換，熱通率qk表達(dá)式為包含3個(gè)模型：均質(zhì)模型、多相流模型和流體體積自由面法，精度依次提高。均質(zhì)模型對(duì)各相流體的守恒方程分別求解，使用統(tǒng)一的動(dòng)量方程；VOF法與均質(zhì)模型相似，它的流體體積方程求解精度比較高；多相流模型對(duì)各相的動(dòng)量方程和守恒方程分別求解［4-6］。

1．1基本方程

1.1.1質(zhì)量守恒方程

式中αk是第k相的體積分?jǐn)?shù)，且滿足是第k相的密度，vk是第k相的速度，Γkl代表k相和l相界面上的質(zhì)量交換率。

1.1.2動(dòng)量守恒方程

式中f表示體力，它包括重力N和旋轉(zhuǎn)形式的內(nèi)力（-ω×ω×r-2ω×vk）；Mkl代表k相和l相界面上的動(dòng)量作用；p是壓力，各相的壓力認(rèn)為相等：p=pk，k= 1，…，N。τk為k相的剪切應(yīng)力。

1.1.3能量守恒方程

式中qk?是焓源，Hkl代表k相和l相界面上的能量交是k相的熱傳導(dǎo)率。

1．2空穴模型

FIRE中使用的多相流模型，包括多相流界面模型、湍流模型和壁面模型。其中空穴模型在界面模型中體現(xiàn)，具體分為線性空穴模型和非線性空穴模型［5］。

1.2.1線性空穴模型

線性空穴模型利用如下形式進(jìn)行質(zhì)量交換：

式中N?代表氣泡數(shù)量密度，R代表氣泡半徑，其增長(zhǎng)率由Rayleigh方程計(jì)算：

式中，Δp是氣液交界面兩側(cè)的有效壓力差。對(duì)以上方程線性化并略去慣性項(xiàng)可以得到：

式中經(jīng)驗(yàn)系數(shù)CCR≥1代表凝結(jié)因子，用來(lái)降低凝結(jié)率，使其接近真實(shí)值。氣泡數(shù)量密度表達(dá)式為：

式中初始值N0?由液相性質(zhì)決定，最常使用的一個(gè)值為1012。氣泡數(shù)量密度值不應(yīng)該小于最大氣泡直徑中所含的氣泡數(shù)量密度值：

如果流體體積αk和數(shù)量密度N?定了，氣泡直徑可以確定：

1.2.2非線性空穴模型

非線性空穴模型考慮了雷諾方程中的所用項(xiàng)，用雷諾方程表示的氣泡增長(zhǎng)率為：利用這個(gè)表達(dá)式，界面質(zhì)量交換項(xiàng)可寫(xiě)為：

2　計(jì)算結(jié)果及分析

本文模擬噴霧試驗(yàn)中常用的單孔軸對(duì)稱(chēng)油嘴內(nèi)的流動(dòng)問(wèn)題，為減少計(jì)算量，流動(dòng)計(jì)算區(qū)域簡(jiǎn)化為二維軸對(duì)稱(chēng)幾何結(jié)構(gòu)。噴嘴壓力室半徑為0.4 mm，噴孔孔徑油孔長(zhǎng)度為0.65 mm，噴孔入口邊緣無(wú)圓角，針閥最大升程為0.27 mm，噴油持續(xù)期為3.7 ms，針閥位移曲線為Hydsim中計(jì)算所得。計(jì)算中為提高計(jì)算精度，對(duì)流動(dòng)條件變化較大的噴孔入口處和壁面附近的網(wǎng)格做適當(dāng)?shù)募用?。圖1給出了0.15×0.2（mm× mm）、0.1×0.3（mm×mm）、0.075×0.4（mm×mm）3種軸對(duì)稱(chēng)縫隙式噴嘴內(nèi)流場(chǎng)的網(wǎng)格模型，網(wǎng)格數(shù)分別為114 514個(gè)、115 938個(gè)、115 278個(gè)；圖2給出了直徑為0.19 mm軸對(duì)稱(chēng)圓孔式噴嘴內(nèi)流場(chǎng)的網(wǎng)格模型，網(wǎng)格數(shù)為111 352個(gè)。

2．1縫隙式噴嘴內(nèi)空穴流動(dòng)計(jì)算結(jié)果分析

為了反映縫隙式噴嘴內(nèi)空穴分布特點(diǎn)，首先以0.1×0.3（mm×mm）縫隙式噴嘴在噴射壓力為90 MPa時(shí)進(jìn)行空穴發(fā)展過(guò)程分析。90 MPa時(shí)軸對(duì)稱(chēng)單孔噴嘴空穴流動(dòng)的流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，包括了中心截面和出口截面的空穴相體積分?jǐn)?shù)以及速度分布情況，如表1所示。藍(lán)色代表空穴相最大值，紅色代表液相最大值，速度為U向相對(duì)速度。從整個(gè)流動(dòng)區(qū)域來(lái)看，由于在噴孔入口區(qū)域壓力急劇地下降，導(dǎo)致速度急劇上升，使得噴孔入口拐角處對(duì)應(yīng)氣相體積分?jǐn)?shù)發(fā)生較大變化，在噴孔入口上壁面形成空穴，并在液相的帶動(dòng)下向下游發(fā)展，從出口截面圖看，空穴一直延伸到噴孔出口處。而從初期速度分布可以看出，壓力室針閥也產(chǎn)生了較大的壓力及速度變化，同時(shí)產(chǎn)生了氣穴；中期后流動(dòng)區(qū)域兩參數(shù)的變化很小，這說(shuō)明噴油嘴在針閥處于最大升程位置時(shí)，由于針閥密封錐面位置的流通面積遠(yuǎn)大于噴孔的流通面積，燃油在壓力室上游區(qū)域的流動(dòng)速度和壓力變化減小，無(wú)空穴產(chǎn)生。由此可驗(yàn)證，縫隙式噴嘴其壓力室內(nèi)空穴流也是與針閥升程有關(guān)，在針閥開(kāi)啟時(shí)更易產(chǎn)生空穴流。

圖13　種軸對(duì)稱(chēng)縫隙式噴嘴內(nèi)流場(chǎng)的網(wǎng)格模型

圖2　軸對(duì)稱(chēng)圓孔式噴嘴內(nèi)流場(chǎng)的網(wǎng)格模型

表10　.1×0.3（mm×mm）軸對(duì)稱(chēng)單縫噴嘴90 MPa時(shí)空穴流動(dòng)的流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

在流通截面積相等條件下，以噴射壓力為90 MPa時(shí)0.15×0.2（mm×mm）、0.1×0.3（mm×mm）、0.075× 0.4（mm×mm）3種縫隙式噴嘴內(nèi)空穴流分布特點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比分析，確定不同縫隙長(zhǎng)寬比下噴孔空穴的分布特點(diǎn)。表2為0.15×0.2（mm×mm）、0.075×0.4（mm× mm）兩種軸對(duì)稱(chēng)單縫噴嘴90 MPa時(shí)空穴流動(dòng)的流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果。綜合表1可以看到，在噴射壓力為90 MPa條件下，3種噴嘴內(nèi)都產(chǎn)生了明顯空穴流，空穴都主要集中在上壁面和左右壁面附近，呈薄層的形狀沿噴孔向下游發(fā)展，空穴在向下流動(dòng)的同時(shí)也向噴孔中心和左右兩壁擴(kuò)散。從中心截面看，隨著縫長(zhǎng)（本文指噴孔入口處縫上下方向的距離）變長(zhǎng)，左右壁的空穴相體積相應(yīng)變大，但左右兩壁沒(méi)能產(chǎn)生完全空穴。可知，左右兩壁的空穴流量主要受縫長(zhǎng)影響，成正比關(guān)系，但沒(méi)能形成完全空穴；從圖3所示的出口截面圖看，出口處氣穴相體積卻是和縫寬成正比關(guān)系，且在上臂面形成了完全空穴，可知完全空穴流主要由上壁氣穴產(chǎn)生，且隨著縫寬變大而增大。原因可能為縫寬變大，則噴孔入口處流體流動(dòng)的拐角范圍的絕對(duì)長(zhǎng)度變大，流體與流道壁面分離的區(qū)域變大，壓力梯度變化加大，相應(yīng)空穴強(qiáng)度變大，縫長(zhǎng)影響左右兩壁也是同理。但總體而言孔內(nèi)流動(dòng)結(jié)構(gòu)仍可明顯地分為兩個(gè)區(qū)域：中心液體區(qū)和壁面附近的空穴區(qū)。

表20　.1×0.2（mm×mm）、0.075×0.4（mm×mm）兩種軸對(duì)稱(chēng)單縫噴嘴90 MPa時(shí)空穴流動(dòng)的流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

圖30　.15×0.2（mm×mm）、0.1×0.3（mm×mm）、0.075×0.4（mm×mm）3種軸對(duì)稱(chēng)單縫噴嘴90 MPa時(shí)噴油末期出口截面空穴流動(dòng)的流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

保持其它因素不變，改變噴射背壓，以0.1×0.3（mm×mm）軸對(duì)稱(chēng)縫隙式噴嘴分別在噴射壓力90 MPa、130 MPa時(shí)進(jìn)行噴嘴空穴分布的比較。計(jì)算結(jié)果如表3，圖4所示。綜合表1，從中心截面看，130 MPa時(shí)左右壁面的空穴量較90 MPa時(shí)增強(qiáng)，在初始階段表現(xiàn)尤其明顯；從出口截面看，上下壁面的空穴流量也是隨著壓力的升高而明顯增強(qiáng)，形成的完全空穴區(qū)變大。由此知，提高噴射壓力可提高空穴強(qiáng)度。

表30　.1×0.3（mm×mm）軸對(duì)稱(chēng)單縫噴嘴130 MPa時(shí)中心截面空穴流動(dòng)的流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

圖40　.1×0.3（mm×mm）軸對(duì)稱(chēng)單縫噴嘴90 MPa、130 MPa時(shí)噴油末期出口截面空穴流動(dòng)的流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

2．2縫隙式與圓孔式噴嘴內(nèi)空穴流動(dòng)計(jì)算結(jié)果的對(duì)比分析

為了能直觀地說(shuō)明縫隙式和圓孔式空穴的分布特點(diǎn)，本文在流通截面積相同的條件下，選取了噴油末期同一時(shí)刻從進(jìn)口到出口兩者相同位置的空穴相切而做比較。表4為0.1×0.3（mm×mm）的軸對(duì)稱(chēng)縫隙孔和直徑為0.19 mm的軸對(duì)稱(chēng)圓孔噴油末期同一時(shí)刻從進(jìn)口到出口相同位置的空穴流動(dòng)的流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果。從結(jié)果中可清楚看出，在噴嘴入口處，圓孔式空穴均勻分布于圓周，隨著向出口方向延伸，圓孔空穴逐漸向上壁面中心處發(fā)展，下部空穴逐漸減少，直至完全消失，最后形成不完全空穴流從上部中心流出；縫隙式空穴產(chǎn)生于上壁面與左右兩壁，空穴分布無(wú)圓孔均勻但強(qiáng)度大于圓孔，隨著向出口方向延伸，左右壁面空穴漸漸上移，向上壁面中心處發(fā)展，最后形成完全空穴流從上部中心流出。由此得出，兩種噴嘴空穴流在噴嘴內(nèi)從入口到出口方向的發(fā)展趨勢(shì)相同，都是一種向噴嘴上部中心發(fā)展的變化過(guò)程；縫隙式空穴流較圓孔式強(qiáng)度變大，但不及其分布均勻。

3　結(jié)論

1）成功建立了縫隙式噴嘴的內(nèi)流場(chǎng)計(jì)算模型，計(jì)算得到了許多空穴流的流場(chǎng)結(jié)果，發(fā)現(xiàn)縫隙式噴嘴空穴主要由噴孔上壁面和左右壁面形成，并在液相的帶動(dòng)下逐漸向上部中心處發(fā)展，其壓力室內(nèi)空穴流也與針閥升程有關(guān)，并在針閥開(kāi)啟時(shí)更易產(chǎn)生空穴流。

2）發(fā)現(xiàn)縫隙式噴嘴左右兩壁的空穴流量與縫長(zhǎng)成正比關(guān)系，上下壁空穴和縫寬成正比關(guān)系，且其上下壁面空穴流是形成完全空穴的主要因素；提高噴射壓力可提高空穴強(qiáng)度。

表40　.1×0.3（mm×mm）軸對(duì)稱(chēng)縫隙孔和直徑為0.19 mm軸對(duì)稱(chēng)圓孔噴油末期同一時(shí)刻從進(jìn)口到出口相同位置的空穴流動(dòng)的流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

3）發(fā)現(xiàn)縫隙式和圓孔式噴嘴空穴流都是一種向噴嘴上部中心發(fā)展的變化的過(guò)程，但在空穴強(qiáng)度方面縫隙孔式較圓孔大，而空穴分布方面圓孔式較均勻。

1Giannadakis E，Papoulias D，Gavaises M，et al.Evaluation of the predictive capability of diesel nozzle cavitation models［C］. SAE Paper 2007-01-0245

2趙陽(yáng).一種縫隙孔式噴油嘴偶件［P］.中國(guó)專(zhuān)利：ZL200720139042.9，2007-02-13

3勞賀，李育學(xué).高壓共軌縫隙式噴油器噴霧特性的仿真研究［J］.柴油機(jī)，2012，34（1）：22-25

4Wang D M，Greif D.Progress in modeling injector cavitating flows with a multi-fluidmethod［C］.FEDSM2006-98501，ASME Forum on Cavitation and Multiphase Flow.Miami，F(xiàn)L，USA：July 2006-17-20

5Bianchi G M，Pelloni P.Modeling the diesel fuel spray breakup by using a hybrid model［C］.SAE Paper 1999-01-0226

6AVL-Fire Reference Manual，Version8.5［EB/OL］.（2006-12）.http：//www.avl.com

Simulation Analysis on Cavitation Flow in a Diesel Engine Gapping Nozzle

Lao He，Li Yuxue
PLA 63707 Troops（Jiangyin，Jiangsu，214431，China）

The cavitation flow in a gapping noozle at high pressure spray of a diesel engine was simulated，and the distribution of cavitation inside the nozzle was analyzed using multiphase flow model in FIRE. Based on this model，the effects of parameters，such as injection pressure，length-wide ratio，on the distribution of the cavitation inside the nozzle are analyzed.Simulation results show that the all cavitation is mainly obtained at the top face of gapping nozzle and the cavitation in gapping nozzle is more intensive than the round one's，but bad in uniform distribution of cavitation at the nozzle exit section.Then better atomization can be realized by enhancing the cavitation intensity via increasing the injection pressure.

Gapping nozzle，Cavitation，Numerical simulation

TK421+.43

A

2095-8234（2016）04-0044-06

2016-04-10）

勞賀（1984-），男，碩士研究生，主要研究方向?yàn)閯?dòng)力機(jī)械及熱力系統(tǒng)的設(shè)計(jì)、仿真與優(yōu)化。