仇　滔　宋　鑫　雷　艷　徐　慧

(1.北京工業(yè)大學(xué)環(huán)境與能源工程學(xué)院， 北京 100124； 2.北京電動(dòng)車輛協(xié)同創(chuàng)新中心， 北京 100081)

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柴油機(jī)噴孔內(nèi)空化過(guò)程與流動(dòng)特性研究

仇滔1,2宋鑫1雷艷1徐慧1

(1.北京工業(yè)大學(xué)環(huán)境與能源工程學(xué)院， 北京 100124； 2.北京電動(dòng)車輛協(xié)同創(chuàng)新中心， 北京 100081)

為研究柴油機(jī)噴孔內(nèi)燃油空化過(guò)程及其對(duì)流動(dòng)能力的影響，基于試驗(yàn)和CFD三維仿真，保持入口壓力不變，通過(guò)改變出口壓力改變空化數(shù)，研究了隨空化數(shù)變化，噴孔內(nèi)空化過(guò)程及空化流動(dòng)特性。研究結(jié)果表明：隨空化數(shù)降低，噴孔內(nèi)流動(dòng)經(jīng)歷3個(gè)階段：無(wú)空化階段、空化發(fā)展階段和空化飽和階段。在不同的空化階段，隨空化數(shù)降低，空化過(guò)程和燃油的流通能力不同：無(wú)空化階段，噴孔軸向各截面氣液混合相體積分?jǐn)?shù)不變，燃油流量增加，流量系數(shù)不變；空化發(fā)展階段，空化從噴孔入口端向出口端發(fā)展，沿流向各截面氣液混合相體積分?jǐn)?shù)均增加，燃油流量增加，但流量系數(shù)下降；空化飽和階段，噴孔入口端面的氣液混合相體積分?jǐn)?shù)首先達(dá)到穩(wěn)定，沿流動(dòng)方向，其他截面依次達(dá)到穩(wěn)定，燃油流量達(dá)到最大并保持穩(wěn)定，流量系數(shù)不斷減小。

柴油機(jī)； 噴嘴； 空化； 數(shù)值模擬； 流動(dòng)特性

引言

柴油機(jī)噴油器是現(xiàn)代柴油發(fā)動(dòng)機(jī)噴射系統(tǒng)必不可少的組成元件。噴油器噴油霧化效果的好壞對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過(guò)程有著至關(guān)重要的影響[1-3]。機(jī)動(dòng)車尾氣排放法規(guī)政策對(duì)機(jī)動(dòng)車尾氣的排放限值及燃油經(jīng)濟(jì)性要求越來(lái)越高，有效地提高燃油的霧化效果已成為一種節(jié)能減排的技術(shù)手段。柴油機(jī)噴油器的噴油霧化特性受多種因素的影響，其中噴孔內(nèi)的燃油流動(dòng)特性，尤其是噴孔內(nèi)空化過(guò)程更是影響燃油噴射和霧化效果的關(guān)鍵因素[4-7]，因此研究噴孔內(nèi)空化流動(dòng)特性一直是學(xué)術(shù)界的熱點(diǎn)。

圖2　試驗(yàn)裝置Fig.2　Schematic of testing equipment1.油箱　2.濾清器　3.電動(dòng)機(jī)　4.油泵　5.油軌　6.油量穩(wěn)壓器　7、12.Kistler壓力傳感器　8.高速攝像機(jī)　9.計(jì)算機(jī)　10.光源　11.可視化裝置　13.背壓調(diào)節(jié)閥　14.電子計(jì)量秤

賈明等[8]通過(guò)固定入口噴射壓力、改變出口背壓發(fā)現(xiàn)：出口燃油質(zhì)量流量在無(wú)空化發(fā)展階段不斷增加，在空化發(fā)展及飽和階段燃油質(zhì)量流量不變；尹必峰等[9]固定噴射壓力，采用LES模擬柴油機(jī)噴油器內(nèi)的空化發(fā)展趨勢(shì)，發(fā)現(xiàn)出口空泡的潰滅導(dǎo)致了湍動(dòng)能的增加，進(jìn)而提高了燃油的霧化效果；SALVADOR等[10]通過(guò)改變?nèi)肟趪娚鋲毫俺隹诒硥喊l(fā)現(xiàn)：在無(wú)空化階段，燃油流量系數(shù)趨于一致，而在空化飽和階段不斷降低；LPEZ等[11]對(duì)燃油空化流動(dòng)特性的仿真驗(yàn)證研究表明：由于阻塞流的出現(xiàn)，空化作用降低了燃油的流量及動(dòng)量流量；丁紅元等[12]對(duì)多噴孔流量的研究表明：固定入口壓力,隨著背壓降低，燃油流量先增加后穩(wěn)定；崔慧峰等[13]對(duì)柴油機(jī)噴孔的仿真研究表明：提高入口噴油壓力，噴孔出口燃油流速增加，流量系數(shù)減小。仇滔等[14]基于試驗(yàn)，研究了噴油器出口壓力對(duì)噴油率的影響，發(fā)現(xiàn)空化階段，隨噴油器背壓的增加燃油流量系數(shù)增加。上述文獻(xiàn)證明了噴孔內(nèi)易于空化，且空化對(duì)噴孔流量和流量系數(shù)產(chǎn)生顯著影響，但是，沒(méi)有對(duì)噴孔內(nèi)的空化發(fā)展過(guò)程及不同過(guò)程對(duì)流通能力影響開(kāi)展深入研究。本文以等比例放大噴油器噴孔模型為基礎(chǔ)，結(jié)合三維仿真(Computational fluid dynamics，CFD)計(jì)算，分析噴孔內(nèi)空化的發(fā)展過(guò)程、不同空化階段的特點(diǎn)和對(duì)流通能力的影響。

1　比例放大噴孔和等效壓力邊界條件

由于噴油器噴孔直徑很小，直接觀察噴孔內(nèi)部的空化流動(dòng)非常困難。本文基于相似原理，保證結(jié)構(gòu)相似和空化數(shù)相似，采用等比例放大噴油器噴孔模型開(kāi)展試驗(yàn)[15]。

實(shí)際噴孔尺寸(長(zhǎng)×直徑)為2 mm×0.2 mm，試驗(yàn)中，將噴油器噴孔比例放大5倍，放大后尺寸(長(zhǎng)×直徑)為10 mm×1 mm。試驗(yàn)用透明的聚甲基丙烯酸甲酯材料加工噴油器噴孔，如圖1所示。

圖1　比例放大噴孔Fig.1　Scale-up nozzle

試驗(yàn)裝置如圖2所示，燃油經(jīng)過(guò)濾清器由油泵泵入油軌中，在燃油進(jìn)入比例放大噴孔之前，為保證所測(cè)壓力的穩(wěn)定性，在入口Kistler壓力傳感器前端約50 cm處安裝一個(gè)油量穩(wěn)壓器。其中，光源采用強(qiáng)光燈。主要設(shè)備參數(shù)如表1所示。

光源和高速攝像機(jī)在同一軸線，置于比例放大噴嘴的兩側(cè)。背壓調(diào)節(jié)閥調(diào)節(jié)出口背壓，以便獲得不同出口背壓。由于噴孔的尺寸小，燃油在噴孔內(nèi)溫度變化較小，可近似將噴孔內(nèi)的燃油流動(dòng)簡(jiǎn)化為恒溫過(guò)程[16]，本文在試驗(yàn)中燃油溫度保持為25℃。試驗(yàn)過(guò)程中，分別固定入口壓力為3 MPa和4 MPa，改變出口背壓，測(cè)量燃油質(zhì)量流量。為保證所測(cè)燃油質(zhì)量流量的準(zhǔn)確性，本試驗(yàn)在每一工況下連續(xù)測(cè)量3 min，每次測(cè)量3次，取平均值。根據(jù)空化數(shù)相似原理[15]，當(dāng)實(shí)際柴油機(jī)出口壓力在8 MPa時(shí)，得到的等效壓力邊界條件如表2所示。

表1　設(shè)備參數(shù)Tab.1　Equipment parameters

表2　等效壓力邊界Tab.2　Boundary of equivalent pressures

2　三維仿真計(jì)算

2.1幾何模型及網(wǎng)格劃分

基于比例放大噴孔，建立了三維幾何模型。為提高計(jì)算精度，采用全六面體結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格。在噴油器噴孔部分采用局部加密的方式進(jìn)行網(wǎng)格劃分。圖3所示為噴油器噴孔處網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)為525 393個(gè)。

圖3　三維模型網(wǎng)格Fig.3　3D model grid

2.2模型設(shè)置

使用Fluent進(jìn)行仿真計(jì)算。考慮到噴油器噴孔流通截面處的急劇收縮，采用考慮了轉(zhuǎn)捩過(guò)程的四方程湍流模型(Transition SST)，空化模型選用Zwart-Gerber-Belamri模型。入口及出口采用壓力邊界，采用基于壓力-速度耦合的SIMPLEC算法進(jìn)行計(jì)算，梯度項(xiàng)采用基于單元的最小二乘法進(jìn)行離散，壓力項(xiàng)采用PRESTO進(jìn)行離散，其余各相均采用一階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散。兩相流模型選用mixture模型。其中，試驗(yàn)及仿真所用0號(hào)柴油參數(shù)如表3所示。

表3　0號(hào)柴油參數(shù)Tab.3　0# diesel parameters

2.3模型驗(yàn)證

CFD計(jì)算中，網(wǎng)格數(shù)量的多少對(duì)計(jì)算結(jié)果精度有很大的影響[17]。本文對(duì)三維噴孔模型進(jìn)行了8組網(wǎng)格數(shù)量的劃分，采用常規(guī)柴油和相同的邊界條件進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，驗(yàn)證不同網(wǎng)格數(shù)對(duì)噴孔內(nèi)質(zhì)量流量影響的敏感度。由圖4可以看出，固定入口壓力4 MPa，出口背壓0 MPa。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量低于500 000時(shí)，燃油質(zhì)量流量隨網(wǎng)格數(shù)量的增加而降低；當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量超過(guò)500 000時(shí)，繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)量，燃油質(zhì)量流量不再降低，由此可以看出，選擇大于500 000的網(wǎng)格數(shù)量的計(jì)算結(jié)果可靠性較高。從節(jié)約計(jì)算機(jī)資源及時(shí)間考慮，本文使用的網(wǎng)格數(shù)量為525 393。

圖4　網(wǎng)格無(wú)關(guān)性Fig.4　Grid independency

試驗(yàn)過(guò)程中，固定入口壓力4 MPa，改變出口背壓，測(cè)量燃油質(zhì)量流量。圖5所示是仿真和試驗(yàn)獲得的流量對(duì)比，試驗(yàn)和仿真質(zhì)量流量相對(duì)誤差均未超過(guò)5%。

圖5　模型驗(yàn)證結(jié)果Fig.5　Model validation

3　結(jié)果分析

對(duì)于空化現(xiàn)象，引用無(wú)量綱數(shù)：空化數(shù)K和流量系數(shù)Cd表征流動(dòng)特性。

(1)

(2)

式中pin——入口壓力pv——飽和蒸汽壓

pb——出口壓力

m——實(shí)際質(zhì)量流量

A——燃油有效流通截面積

ρ——燃油密度

3.1噴孔內(nèi)空化過(guò)程

圖6為入口壓力等于4 MPa時(shí)空化隨K變化的光學(xué)試驗(yàn)和仿真結(jié)果。本文采用的空化觀測(cè)方式為陰影法，即當(dāng)空化發(fā)生時(shí)，噴孔內(nèi)觀測(cè)到的圖像為黑色陰影。可以看出，隨著K降低，空化強(qiáng)度不斷增加。當(dāng)K<1.91時(shí)，空化不僅充滿整個(gè)噴孔腔，空化已發(fā)展到出口端下游；當(dāng)K=1.91時(shí)，空化延伸到噴孔出口端，整個(gè)噴孔內(nèi)均出現(xiàn)空化，此階段為空化飽和階段；當(dāng)1.912.49時(shí)，噴孔內(nèi)無(wú)空化，即無(wú)空化階段。

為了解噴孔內(nèi)空泡發(fā)展變化趨勢(shì)，沿噴孔流動(dòng)方向，將噴孔截面均分為A、B、C、D、E 5個(gè)截面，圖7a表示截面切分位置示意圖，圖7b表示不同空化階段空泡發(fā)展示意圖。如圖可見(jiàn)，氣泡是沿圓周均布在噴孔壁面上，噴孔中心部位仍然是液態(tài)?？张菹扔葾截面形成，之后延伸到其余各截面。

圖6　噴孔內(nèi)氣相體積分?jǐn)?shù)Fig.6　Vapor volume fraction

圖7　不同截面氣相體積分?jǐn)?shù)分布云圖Fig.7　Distribution of vapor volume fraction in different cross sections

圖8為各個(gè)截面氣液混合相體積分?jǐn)?shù)變化趨勢(shì)。以A截面氣液混合相體積分?jǐn)?shù)變化為例，可以看出：在無(wú)空化階段，當(dāng)K下降時(shí)，各截面氣液混合相體積分?jǐn)?shù)基本不變；在空化發(fā)展階段， 隨著K繼續(xù)下降，A截面氣液混合相體積分?jǐn)?shù)開(kāi)始增加，這意味著空化初生；當(dāng)A截面的氣液混合相體積分?jǐn)?shù)不再變化，則進(jìn)入了空化飽和階段；在空化飽和階段，隨著K進(jìn)一步降低，A截面的氣液混合相體積分?jǐn)?shù)不再發(fā)生變化。之后沿噴孔內(nèi)流向其他各截面(B、C、D截面)氣液混合相體積分?jǐn)?shù)依次達(dá)到穩(wěn)定，E截面氣液混合相體積分?jǐn)?shù)增加幅度減小。

圖8　氣液混合相體積分?jǐn)?shù)隨K變化曲線Fig.8　Gas-liquid mixing percentage changing with K

圖9表示入口端(A截面)平均氣相體積分?jǐn)?shù)及平均液相速度隨K變化趨勢(shì)。固定入口壓力4 MPa，在無(wú)空化階段，隨K降低，A截面平均氣相體積分?jǐn)?shù)及平均液相速度均增加，此時(shí)，A截面為純液相；在空化發(fā)展階段，當(dāng)K降低到2.49時(shí)，空化初生，A截面開(kāi)始出現(xiàn)空化，隨K進(jìn)一步降低，平均氣相體積分?jǐn)?shù)及平均液相速度開(kāi)始增加；當(dāng)K≤1.91時(shí)，即空化飽和階段，入口截面平均氣相體積分?jǐn)?shù)及平均液相速度保持不變。

圖9　平均氣相體積分?jǐn)?shù)及平均液相速度隨K變化曲線Fig.9　Average vapor volume fraction and average liquid flow rate changing with K

3.2空化對(duì)流量的影響

圖10是質(zhì)量流量、流量系數(shù)在不同工況階段的變化?？梢钥闯?，無(wú)空化階段(K>2.49)：隨K下降，流量單調(diào)上升，流量系數(shù)不變，此階段光學(xué)測(cè)試及仿真結(jié)果均表明沒(méi)有空化發(fā)生。

空化發(fā)展階段(1.91≤K≤2.49)：空化初生發(fā)生在K=2.49時(shí)，隨著K繼續(xù)下降，空化不斷發(fā)展并向出口端延伸，此時(shí)流量繼續(xù)增加，但增加幅度小于無(wú)空化階段，流量系數(shù)略有下降。

空化飽和階段：當(dāng)K下降到1.91時(shí)，空化發(fā)展到出口，整個(gè)噴孔內(nèi)均出現(xiàn)空化現(xiàn)象，此時(shí)流量趨于穩(wěn)定，但流量系數(shù)持續(xù)降低，且下降幅度大于空化發(fā)展階段。

結(jié)合圖9得到，在無(wú)空化階段，燃油流量的增加是由于壓差的增大，而此階段噴孔內(nèi)流動(dòng)為純液相流動(dòng)，所以燃油流量系數(shù)保持不變；在空化發(fā)展階段，K的進(jìn)一步降低，即壓差的進(jìn)一步增大，使得燃油流量繼續(xù)增大，空化的發(fā)展使得純液相流通面積減小，燃油流量系數(shù)開(kāi)始降低；空化飽和階段，隨K降低，入口端燃油空化面積不變，平均燃油流速不變使得流量不變，而壓差的進(jìn)一步增大使得理論流量繼續(xù)增大，流量系數(shù)降低。

圖10　質(zhì)量流量和流量系數(shù)隨K變化曲線Fig.10　Mass flow rate and flow coefficient against K

4　結(jié)論

(1)固定入口壓力，提高出口背壓，空化數(shù)不斷降低。

(2)隨著空化數(shù)變化，噴孔內(nèi)燃油經(jīng)歷3個(gè)階段：無(wú)空化階段、空化發(fā)展階段以及空化飽和階段。隨空化數(shù)降低，噴孔流向各截面氣液混合相體積分?jǐn)?shù)先不變；當(dāng)空化發(fā)生時(shí)，噴口入口端面空化體積分?jǐn)?shù)先增加，之后各截面依次開(kāi)始增加；當(dāng)空化飽和時(shí)，入口端面的空化體積分?jǐn)?shù)達(dá)到穩(wěn)定，并沿噴孔內(nèi)流向各截面空化體積分?jǐn)?shù)依次達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。

(3)隨空化數(shù)降低，在無(wú)空化階段，燃油流量不斷增加，流量系數(shù)不變；在空化發(fā)展階段，燃油流量增加幅度減小，流量系數(shù)開(kāi)始降低；在空化飽和階段，隨空化數(shù)降低，燃油流量不變，流量系數(shù)降低幅度大于空化發(fā)展階段。

(4)綜合試驗(yàn)與仿真分析，在柴油機(jī)噴油量匹配時(shí)，需要考慮噴孔內(nèi)空化特性對(duì)其造成的影響。

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Cavitation Process and Flow Characteristics inside Diesel Injector Nozzle

Qiu Tao1,2Song Xin1Lei Yan1Xu Hui1

(1.CollegeofEnvironmentalandEnergyEngineering,BeijingUniversityofTechnology,Beijing100124,China2.CollaborativeInnovationCenterofElectricVehiclesinBeijing，Beijing100081,China)

To study the cavitation occurring in diesel nozzle and its effects on the flow capacity, the process of cavitation and the flow characteristics in diesel injector orifice were analyzed based on optical testing and three-dimensional CFD simulation. In the experiment, the visualization of cavitation was recorded by a high-speed camera, the frame rate was set to 6 688 frames per second. The high-frequency Kistler pressure transducers were assembled before and after the nozzle to acquire pressure. Ultimately, the data of pictures and pressure were stored by a computer. The 3D CFD diesel cavitation simulations were carried out under conditions of different inlet pressures and back pressures based on the commercial code Fluent. The CFD simulations were validated by the experimental data. The results showed that: whenK>2.49, there were no bubbles in the nozzle, which was named no-cavitation period; during no-cavitation period, both the gas-liquid mixed phase volume fraction and the fuel mass flow in each section did not increase and the flow coefficient was constant. WhenK≤2.49, it is the cavitation developing period when the gas-liquid mixed phase volume fraction of the entrance of the nozzle (plane A) started to increase which represented cavitation inception. At the same time, the growth rate of fuel mass flow reduced, and the flow coefficient began to decreased. WhenK≤1.91, the gas-liquid mixed phase volume at plane A became stable, which meant the cavitation saturation period. During the saturation period, the fuel mass flow rised to its maximum and maintained stable while the flow coefficient decreased. It can be seen that the cavitation occurred in diesel injector nozzle had large impact on the flow characteristics. Meanwhile, the cavitation had impact on the fuel mass flow, the flow coefficient and the gas-liquid mixing phase volume fraction at different nozzle cross sections.

diesel; nozzle; cavitation; numerical simulation; flow characteristics

10.6041/j.issn.1000-1298.2016.09.048

2016-03-02

2016-04-12

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51006012)和北京市教育委員會(huì)科學(xué)與技術(shù)發(fā)展項(xiàng)目(KM201610005018、KM201310005033)

仇滔(1976—)，男，副教授，主要從事內(nèi)燃機(jī)電子控制、燃油系統(tǒng)匹配、尾氣治理研究，E-mail: qiutao@bjut.edu.cn

TK421+.4

A

1000-1298(2016)09-0359-07