孫麗芝，何邦全，張更伽，張?巖

柴油耦合噴嘴內(nèi)空化流動(dòng)對(duì)近場(chǎng)噴霧影響的模擬

孫麗芝1，何邦全1，張更伽1，張?巖2

(1. 天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2. 中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，天津 300405)

柴油機(jī)共軌壓力的提高使空化現(xiàn)象快速發(fā)生而影響柴油近場(chǎng)噴霧的初次破碎，進(jìn)而對(duì)后續(xù)燃燒和排放產(chǎn)生作用．因此搭建了單孔柴油噴油器內(nèi)外流耦合噴嘴三維數(shù)值模型，并進(jìn)行了驗(yàn)證．在此基礎(chǔ)上，模擬研究了針閥開啟初期不同噴油壓力下空化流動(dòng)對(duì)近場(chǎng)噴霧特性的影響．模擬結(jié)果表明，噴孔內(nèi)空化發(fā)展經(jīng)歷了3個(gè)階段：?jiǎn)蜗嗔鲄^(qū)(v＜0.3%)、空化發(fā)展區(qū)(0.3%＜v＜21%)及超空化區(qū)(v＞21%)，且空化發(fā)展中會(huì)伴隨云空化的產(chǎn)生．噴油壓力越大，空化初生時(shí)間越早，發(fā)展速度越快．進(jìn)入超空化區(qū)后，空化氣泡潰滅最先引起近場(chǎng)噴霧上游的主液柱區(qū)的破碎，破碎區(qū)逐步向噴霧下游延伸．空化引起噴霧破碎粒徑減小，液滴數(shù)增加．空化使得噴霧徑向速度增大，徑向擴(kuò)展能力增強(qiáng)，使得噴霧錐角增大．空化區(qū)渦值大，旋渦結(jié)構(gòu)小且旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度大，進(jìn)入噴射腔后增強(qiáng)了對(duì)噴霧的擾動(dòng)，使得噴霧液芯變細(xì)，促進(jìn)了液芯外側(cè)的噴霧破碎．

噴嘴；空化流動(dòng)；近場(chǎng)噴霧；破碎機(jī)理；數(shù)值模擬

柴油機(jī)的燃燒和排放特性與燃燒室內(nèi)形成的混合氣質(zhì)量息息相關(guān)，而影響混合氣質(zhì)量的一個(gè)重要因素就是噴霧特性[1-3]．噴霧特性受多種因素的影響，其中，噴嘴內(nèi)部的空化對(duì)近場(chǎng)噴霧的發(fā)展起著重要作用．目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者就空化對(duì)近場(chǎng)噴霧的影響進(jìn)行了諸多研究．He等[4]在噴油壓力為1.0MPa、背壓為0.1MPa的條件下，采用透明放大噴嘴進(jìn)行可視化試驗(yàn)，研究了不同噴孔形狀產(chǎn)生的空化對(duì)近場(chǎng)噴霧的影響，發(fā)現(xiàn)擴(kuò)張型噴孔更易產(chǎn)生空化，空化又可促進(jìn)近場(chǎng)噴霧錐角的增大．Desantes等[5]采用可視化方法試驗(yàn)研究了噴油壓力為50MPa、背壓為2.5MPa時(shí)空化現(xiàn)象對(duì)噴霧初次破碎的影響，證明了噴霧錐角的增大與空化氣泡的潰滅有關(guān)．Kima等[6]采用透明噴嘴在背壓為0.2MPa下進(jìn)行可視化試驗(yàn)，研究了空化長(zhǎng)度對(duì)噴霧錐角的影響，發(fā)現(xiàn)空化會(huì)造成噴霧錐角增大．Suh等[7]在背壓為大氣壓、噴油壓力為0.13～0.45MPa時(shí)進(jìn)行可視化試驗(yàn)，對(duì)不同長(zhǎng)徑比下的孔內(nèi)空化及近場(chǎng)噴霧特性進(jìn)行研究，結(jié)果表明，長(zhǎng)徑比越小，空化現(xiàn)象越劇烈，噴霧霧化效果越好．Le?nik等[8]通過模擬計(jì)算孔內(nèi)空化與高速攝影試驗(yàn)拍攝噴霧圖像相結(jié)合的方法，對(duì)比研究了柴油與生物柴油的空化程度和近場(chǎng)噴霧特性，結(jié)果表明，全負(fù)荷時(shí)柴油與生物柴油形成的空化現(xiàn)象差別不大．Lai等[9]采用模擬計(jì)算與試驗(yàn)相結(jié)合的方法，研究了單孔和多孔噴油器的噴孔內(nèi)部流動(dòng)及近場(chǎng)噴霧特性，發(fā)現(xiàn)多孔噴嘴內(nèi)部流動(dòng)更劇烈，近場(chǎng)噴霧結(jié)構(gòu)更不穩(wěn)定．Ghorbani?等[10]將噴孔近似簡(jiǎn)化為微孔道，通過模擬計(jì)算微孔道內(nèi)部空化現(xiàn)象，再由高速攝影得到近場(chǎng)噴霧形態(tài)的方法，研究了大氣條件下噴油壓力對(duì)空化及近場(chǎng)噴霧的影響，研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)噴油壓力超過5MPa后，液體射流轉(zhuǎn)變?yōu)樵旗F狀射流，且噴霧錐角隨噴油壓力的增大而增大．Hayashi等[11]亦采用模擬計(jì)算與可視化試驗(yàn)相結(jié)合的方法研究了柴油噴嘴內(nèi)的空化流動(dòng)對(duì)噴霧及燃燒的影響，結(jié)果表明，弦空化的發(fā)生可以增大噴霧錐角，增強(qiáng)噴霧破碎，從而提高混合氣質(zhì)量，優(yōu)化燃燒.因此，研究空化對(duì)近場(chǎng)噴霧的影響機(jī)理至關(guān)重要.

隨著車輛排放法規(guī)與使用需求的提升，對(duì)柴油機(jī)共軌壓力提出了更高的要求，在噴孔內(nèi)更易產(chǎn)生空化現(xiàn)象，尤其在噴油初期，進(jìn)而影響近場(chǎng)噴霧[12]．目前國(guó)內(nèi)外仍主要集中在低壓條件下采用可視化試驗(yàn)或孔內(nèi)模擬與孔外試驗(yàn)相結(jié)合的方法對(duì)空化及近場(chǎng)噴霧特性進(jìn)行研究，一方面對(duì)實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行工況的研究較少，另一方面孔內(nèi)外采用兩種研究方法增大了數(shù)據(jù)誤差，且孔外近場(chǎng)噴霧均采用試驗(yàn)方式獲得，在空化對(duì)近場(chǎng)噴霧的影響機(jī)理研究方面存在局限．本文將建立柴油機(jī)單孔噴孔內(nèi)外耦合模型，在更接近發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際的高噴油壓力、高背壓的情況下，對(duì)針閥開啟初期、不同噴油壓力下的孔內(nèi)空化流動(dòng)及近場(chǎng)噴霧進(jìn)行同時(shí)模擬研究，以揭示噴油壓力對(duì)不同噴油時(shí)刻的瞬時(shí)空化發(fā)展?fàn)顟B(tài)及對(duì)近場(chǎng)噴霧特性的影響機(jī)理．值得注意的是，綜合上述研究現(xiàn)狀，目前研究中常用噴嘴長(zhǎng)徑比為3～5，但本文重點(diǎn)是內(nèi)外流耦合的模擬研究，所以長(zhǎng)徑比不予考慮，按試驗(yàn)室用真實(shí)噴嘴尺寸建模．

1?計(jì)算模型的構(gòu)建

1.1?數(shù)學(xué)模型

柴油機(jī)噴孔尺寸極小，在高壓下孔內(nèi)燃油高速流動(dòng)，因此采用RNG模型[13]描述噴油瞬態(tài)湍流運(yùn)動(dòng)過程．其中，湍動(dòng)能的輸運(yùn)方程為

關(guān)于湍流耗散率的輸運(yùn)方程為

式中：C＝0.0845；Pr＝1.39；Pr＝1.39；C1＝1.55；C2＝1.68；C3＝－1.0；＝0.012；＝4.38．

燃油在噴嘴內(nèi)流動(dòng)采用VOF模型，同時(shí)啟用基于Shields等[14]閃急沸騰理論的空化模型來計(jì)算孔內(nèi)空化現(xiàn)象．噴孔內(nèi)外的耦合計(jì)算采用ELSA模型[15]，模型使用兩個(gè)條件作為歐拉算法向拉格朗日算法的過渡標(biāo)準(zhǔn)，一是網(wǎng)格中的氣體體積分?jǐn)?shù)，采用空隙率進(jìn)行控制，二是網(wǎng)格中的液體表面積，采用比表面積進(jìn)行控制．當(dāng)網(wǎng)格空隙率小于0.8、液體燃油比表面積小于1.2時(shí)，網(wǎng)格中的燃油轉(zhuǎn)換成噴霧液滴，歐拉算法過渡為拉格朗日算法，其輸運(yùn)方程為

本文采用KH-RT噴霧破碎模型[16-17]來描述湍流效應(yīng)及空氣阻力引起的不穩(wěn)定波對(duì)近場(chǎng)噴霧的影響，采用NTC Collision模型[18]來計(jì)算噴霧過程中的油滴碰撞．

1.2?幾何模型

根據(jù)試驗(yàn)室真實(shí)噴嘴尺寸圖建立了耦合噴嘴的三維幾何結(jié)構(gòu)圖，如圖1所示，噴孔直徑()為0.16mm，孔長(zhǎng)()為0.96mm．

圖1?噴嘴三維計(jì)算模型

為保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)模型網(wǎng)格進(jìn)行了合理設(shè)計(jì)．模型基礎(chǔ)網(wǎng)格大小為80μm．為捕捉針閥運(yùn)動(dòng)對(duì)流動(dòng)的影響，針閥壁網(wǎng)格加密到20μm．壓力室和噴孔是燃油流動(dòng)的重要邊界，網(wǎng)格分別加密到40μm和10μm．同時(shí)噴霧破碎也需精確計(jì)算，噴射腔網(wǎng)格加密到10μm．燃油物性及模型邊界參數(shù)設(shè)置如表1所示．

表1?燃油物性及邊界參數(shù)

Tab.1?Fuel physical properties and boundary parameters

2?試驗(yàn)驗(yàn)證

為保證模擬計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)孔內(nèi)流動(dòng)的空化模型及噴霧模型進(jìn)行了驗(yàn)證．

2.1?空化模型驗(yàn)證

受試驗(yàn)設(shè)備的限制，無(wú)法得到孔內(nèi)空化試驗(yàn)圖像，因此采用Winklhofer等[19]在U型噴嘴中得到的空化圖像和質(zhì)量流量試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行空化模型的驗(yàn)證．Winklhofer等人所做的空化試驗(yàn)數(shù)據(jù)被公認(rèn)為空化模型驗(yàn)證的標(biāo)準(zhǔn)，其已廣泛應(yīng)用于空化模型的驗(yàn)證．圖2為噴孔質(zhì)量流量與空化形態(tài)的試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比圖．其中，藍(lán)色部分為氣相，表示空化區(qū)域；紅色部分為液相．由圖2(a)可見，不同壓差下噴孔質(zhì)量流量的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果接近，且變化趨勢(shì)相同，質(zhì)量流量均隨壓差的提高而增大，當(dāng)達(dá)到臨界空化壓差7MPa后，繼續(xù)增大壓差，質(zhì)量流量不再發(fā)生變化．由圖2(b)可見，不同壓差下孔內(nèi)空化的試驗(yàn)與模擬現(xiàn)象接近，但存在細(xì)小差別，這是因?yàn)槟M所用燃料C12H26與試驗(yàn)所用柴油理化性質(zhì)有差異，且模擬計(jì)算中假設(shè)壁面光滑，未考慮噴孔壁面的粗糙度.可見，本研究選用的空化模型可以正確描述噴孔內(nèi)的空化現(xiàn)象．

圖2?實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比

2.2?噴霧模型驗(yàn)證

在實(shí)驗(yàn)室的試驗(yàn)臺(tái)架上得到了噴油壓力為90MPa、環(huán)境壓力為4.5MPa條件下的孔外近場(chǎng)噴霧試驗(yàn)數(shù)據(jù)，以進(jìn)一步地驗(yàn)證耦合噴嘴模型及噴霧模型的準(zhǔn)確性．圖3給出了模擬與試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果的對(duì)比圖．圖中現(xiàn)象顯示，在不同噴油后時(shí)刻(after start of injection，ASOI)，模擬與試驗(yàn)得到的近場(chǎng)噴霧破碎長(zhǎng)度與噴霧貫穿距接近，且噴霧破碎位置相同，這說明選用的噴霧模型可以較好地描述近場(chǎng)噴霧．模擬與試驗(yàn)噴霧形狀存在細(xì)微差別是兩者所用燃油物性參數(shù)差異和定容彈內(nèi)空氣運(yùn)動(dòng)造成的．

圖3?近場(chǎng)噴霧的試驗(yàn)與模擬圖像

3?結(jié)果與分析

3.1?不同噴油壓力下的空化流動(dòng)

圖4給出了針閥開啟初期，各噴油壓力下孔內(nèi)空化程度隨ASOI的發(fā)展規(guī)律．其中，v為噴孔內(nèi)氣相體積分?jǐn)?shù)，即氣相體積與噴孔總體積之比，藍(lán)色區(qū)域表示液相燃油，其余顏色為空化區(qū)域．圖中數(shù)據(jù)顯示，在ASOI為9μs之前，針閥剛剛開啟，孔內(nèi)燃油流速較低，各噴油壓力下噴孔內(nèi)均無(wú)空化現(xiàn)象發(fā)生．隨著針閥抬起，壓力室內(nèi)燃油壓力升高，孔內(nèi)燃油流速增加，在噴孔入口處發(fā)生流動(dòng)分離，形成局部回流區(qū)．當(dāng)回流區(qū)壓力低于燃油飽和蒸氣壓時(shí)，空化發(fā)生，孔內(nèi)氣相體積分?jǐn)?shù)不斷增大．空化層隨燃油流動(dòng)向噴孔出口移動(dòng)，直至由噴孔出口流出，形成超空化現(xiàn)象．由于燃油的黏性阻力，空化層厚度由噴孔入口向噴孔出口不斷增加．依據(jù)圖5噴孔內(nèi)的燃油流動(dòng)狀態(tài)，空化發(fā)展可分為3個(gè)時(shí)期：噴孔內(nèi)無(wú)空化現(xiàn)象的單相流區(qū)(v＜0.3%)、噴孔內(nèi)出現(xiàn)空化但空化未達(dá)到噴孔出口的空化發(fā)展區(qū)(v為0.3%～21%)、空化長(zhǎng)度達(dá)到噴孔長(zhǎng)度的超空化區(qū)(v＞21%)．此外，噴油壓力越大，氣相體積分?jǐn)?shù)增加速率越快，空化在噴孔內(nèi)發(fā)展速度越快．在ASOI為9μs下，噴油壓力為120MPa時(shí)，孔內(nèi)無(wú)空化現(xiàn)象，處于單相流區(qū)；但噴油壓力為150MPa、180MPa與210MPa時(shí)，空化處于空化發(fā)展區(qū)．在ASOI為12μs時(shí)，各噴油壓力下的孔內(nèi)空化均處于空化發(fā)展區(qū)，噴油壓力越大，空化區(qū)域越大．ASOI為15μs時(shí)，在120MPa與150MPa噴油壓力條件下孔內(nèi)仍處于空化發(fā)展階段，而在噴油壓力為180MPa與210MPa時(shí)，燃油空化區(qū)已流出噴孔，進(jìn)入超空化區(qū)．

圖5為噴油壓力為210MPa，噴油初期噴孔內(nèi)燃油的流動(dòng)狀態(tài)變化．其中，黑線為燃油流動(dòng)軌跡線．在ASOI為1μs時(shí)，針閥開啟瞬間，壓力室內(nèi)產(chǎn)生壓力降，出現(xiàn)了孔外空氣流入噴孔內(nèi)的現(xiàn)象，發(fā)生倒吸．在ASOI為9μs時(shí)，高壓燃油進(jìn)入壓力室，噴孔上下為正壓梯度，噴孔內(nèi)產(chǎn)生空化現(xiàn)象，空化區(qū)顯示為明顯的回流區(qū)．在ASOI為13μs時(shí)，空化區(qū)超過噴孔長(zhǎng)度的一半，此時(shí)由于燃油氣液界面存在速度差，出現(xiàn)了Kelvin-Helmholtz不穩(wěn)定現(xiàn)象，液相流對(duì)空化層存在剪切作用，使得空化界面產(chǎn)生波動(dòng)，引起空化表面的氣泡破碎為細(xì)小結(jié)構(gòu)，且空化尾部的回射流加速了空化脫落，在噴孔中形成氣液兩相流的云空化[20]，并隨燃油向噴孔下游移動(dòng)．當(dāng)ASOI為20μs時(shí)，空化現(xiàn)象占據(jù)整個(gè)噴孔長(zhǎng)度，即進(jìn)入超空化區(qū)，空化隨燃油流出噴孔．

圖4?噴油初期，不同噴油壓力下孔內(nèi)空化的發(fā)展

圖5 噴油壓力為210MPa時(shí)，噴油初期的孔內(nèi)燃油流動(dòng)

3.2?空化對(duì)近場(chǎng)噴霧特性的影響

為了明確空化對(duì)近場(chǎng)噴霧形態(tài)的影響，給出了不同噴油壓力下距噴孔出口1mm內(nèi)平面的噴霧時(shí)空變化圖像，如圖6所示．為便于識(shí)別，根據(jù)孔內(nèi)氣相體積分?jǐn)?shù)大小進(jìn)行著色表示空化；空化潰滅使得噴霧破碎，破碎后的液滴脫離主射流，徑向運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)增加，因此使用徑向速度V對(duì)噴霧圖像進(jìn)行著色，隨著噴油后時(shí)間的變化即可以觀察破碎位置的動(dòng)態(tài)變化，同時(shí)可以觀察粒子的運(yùn)動(dòng)方向．圖中現(xiàn)象顯示，ASOI為9μs時(shí)，在各噴油壓力下，孔內(nèi)均處于單相流區(qū)，無(wú)空化現(xiàn)象．燃油噴出噴孔后受周圍氣體的剪切阻力作用，形成傘狀頭部，頭部徑向速度V值增大，剪切邊界層外層噴霧在空氣卷吸的作用下破碎并形成細(xì)小的液滴群．隨噴油壓力增大，近場(chǎng)噴霧貫穿距加大．隨著噴油進(jìn)行，ASOI為12μs時(shí)，不同的噴油壓力下孔內(nèi)出現(xiàn)不同程度的空化現(xiàn)象，均進(jìn)入空化發(fā)展區(qū)，近場(chǎng)噴霧形態(tài)與上一時(shí)刻相同．ASOI為16μs時(shí)，噴油壓力inj≥150MPa的條件下，孔內(nèi)燃油流動(dòng)進(jìn)入超空化區(qū)．孔內(nèi)的空化氣泡隨燃油噴出噴孔，在高壓環(huán)境中潰滅，促進(jìn)噴霧上游主液柱破碎．與上一時(shí)刻相比，近噴孔處噴霧徑向速度V增大，向兩側(cè)運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)增大，產(chǎn)生破碎，使得主液柱變寬．值得注意的是，噴油壓力為120MPa時(shí)，孔內(nèi)未達(dá)到超空化流態(tài)，但孔內(nèi)云空化的發(fā)生使得近噴孔處噴霧主液柱出現(xiàn)了破碎現(xiàn)象．在ASOI為20μs時(shí)，各噴油壓力下孔內(nèi)空化均達(dá)到超空化流態(tài)，噴油壓力120MPa時(shí)，破碎集中在近場(chǎng)噴霧主液柱中上部，而噴油壓力210MPa時(shí)，整個(gè)噴霧貫穿長(zhǎng)度均發(fā)生破碎，說明噴油壓力越大，噴霧破碎區(qū)域明顯增大，這主要是由于相同時(shí)刻，噴油壓力越大，空化氣泡潰滅提前，且高速噴霧攜帶空化氣泡運(yùn)動(dòng)更遠(yuǎn)距離的原因．此外，當(dāng)噴油壓力一定時(shí)，隨噴油時(shí)間的增加，空化氣泡隨近場(chǎng)噴霧向下運(yùn)動(dòng)，近場(chǎng)噴霧主射流破碎區(qū)域也逐步向下游發(fā)展．

圖6?不同噴油壓力下近場(chǎng)噴霧的徑向速度時(shí)空變化

為了進(jìn)一步研究空化對(duì)破碎液滴大小的影響，提取了12μs、20μs時(shí)刻，各噴油壓力下距噴孔出口0.5mm截面處不同粒徑破碎液滴的數(shù)量，如圖7所示．結(jié)合圖6中的現(xiàn)象表明，在ASOI＝12μs時(shí)，孔內(nèi)流動(dòng)處于空化發(fā)展區(qū)，空化未對(duì)近場(chǎng)噴霧產(chǎn)生影響，噴霧在空氣動(dòng)力學(xué)作用下破碎，破碎粒子數(shù)隨粒子半徑呈現(xiàn)中間高、兩頭低的趨勢(shì)．破碎粒子的半徑集中在小于200μm的區(qū)域內(nèi)．噴油壓力越大，各粒子半徑下的液滴數(shù)越多．此外，噴油壓力分別為210MPa、180MPa、150MPa與120MPa時(shí)，破碎粒子數(shù)量的最大值分別對(duì)應(yīng)半徑約為67.4μm、76.6μm、89.6μm和99.6μm，這是由于噴油壓力越大，噴霧與空氣的相對(duì)速度越大，環(huán)境氣體對(duì)燃油擾動(dòng)增加，破碎粒子半徑減小．當(dāng)ASOI為20μs時(shí)，孔內(nèi)燃油流動(dòng)處于超空化區(qū)，空化對(duì)噴霧產(chǎn)生影響，相比于圖7(a)中ASOI為12μs，相同噴油壓力下破碎粒子數(shù)均約增加了兩倍，且各噴油壓力下破碎粒子的半徑減小，集中在粒徑小于70μm的區(qū)域．噴油壓力分別為210MPa、180MPa、150MPa與120MPa時(shí)，破碎粒子數(shù)量的最大值分別約在23.4μm、26.5μm、31.8μm、34.3μm處，較圖7(a)的粒子半徑的差異大大減小，這說明空化作用不僅增加了噴霧破碎數(shù)目，還增強(qiáng)了噴霧破碎程度．

圖7 距噴孔出口0.5mm截面處不同粒徑下的破碎粒子數(shù)

圖8給出了噴油初期的近場(chǎng)噴霧錐角變化圖，其中，錐角是對(duì)距噴孔出口6倍噴孔直徑長(zhǎng)度的噴霧外輪廓進(jìn)行最小二乘法擬合計(jì)算得到的．圖中數(shù)據(jù)顯示，噴油初期，噴油壓力越大，燃油噴出噴孔的時(shí)間越早；隨后各噴油壓力下的噴霧錐角均隨ASOI增大，達(dá)到峰值后，錐角趨于穩(wěn)定；噴油壓力越大，近場(chǎng)噴霧錐角增加的速度越快，同時(shí)刻錐角越大．以上現(xiàn)象主要是因?yàn)閲娪蛪毫υ酱螅瑖娍壮隹谒俣仍礁?，高壓下產(chǎn)生的高速射流與空氣的相互作用更強(qiáng)，促進(jìn)了燃油破碎，使得噴霧錐角增大．此外，噴油壓力在210MPa、180MPa、150MPa與120MPa時(shí)，近場(chǎng)噴霧錐角達(dá)到峰值的時(shí)間分別為14μs、15μs、16μs和17μs，這說明噴油壓力越大，噴霧錐角峰值出現(xiàn)的時(shí)間越早．這是由于噴油壓力增大，一方面由于空氣動(dòng)力學(xué)的作用增加了噴霧破碎，另一方面噴孔內(nèi)到達(dá)超空化所需時(shí)間越短，空化破碎引起近場(chǎng)噴霧主射流液相區(qū)發(fā)生破碎，增強(qiáng)了霧化．超空化現(xiàn)象穩(wěn)定后，噴霧錐角也逐漸趨于穩(wěn)定．

圖8?近場(chǎng)噴霧錐角隨ASOI的變化

圖9為噴油壓力在210MPa、180MPa、150MPa與120MPa時(shí)發(fā)生超空化時(shí)刻(14μs、15μs、16μs和17μs)的噴孔出口截面的徑向速度r與噴孔軸向速度V的比值沿噴孔直徑的分布．因?yàn)閲娍走吔缢俣仁噶康姆较驅(qū)婌F錐角有重要影響[21]，故r/V的比值大小可表征噴霧徑向擴(kuò)展的能力，比值越大，噴霧擴(kuò)展能力越強(qiáng)．圖中r/V的速度比值曲線說明，在ASOI為14μs時(shí)，噴油壓力為210MPa時(shí)，噴孔出口r/V呈現(xiàn)出中間低、邊緣高的特點(diǎn)，這是因?yàn)榇藭r(shí)噴孔內(nèi)已達(dá)到超空化，噴孔中心為液相燃油，而噴孔邊界為空化區(qū)，空化區(qū)湍流強(qiáng)度大，渦動(dòng)量大．噴油壓力為180MPa、150MPa與120MPa時(shí)，分別在15μs、16μs和17μs時(shí)刻達(dá)到超空化流態(tài)，r/V依次增大，噴霧徑向擴(kuò)展能力增強(qiáng)，噴霧錐角增大．由此可見，空化現(xiàn)象對(duì)近場(chǎng)噴霧錐角的增大有促進(jìn)作用．

圖9?噴孔出口Vr/Vz沿噴孔直徑的分布

3.3?空化對(duì)近場(chǎng)噴霧破碎的作用機(jī)理

氣液界面存在速度及黏度差，加之噴孔壁面的剪切作用，空化區(qū)的渦值增強(qiáng)[22]．因此對(duì)空化區(qū)的渦量值進(jìn)行提取，噴油壓力為150MPa時(shí)，發(fā)現(xiàn)空化產(chǎn)生的渦值不低于1.1×107s-1，因此以這個(gè)值作為150MPa時(shí)空化產(chǎn)生的渦區(qū)邊界值，空化產(chǎn)生的渦區(qū)域定義為強(qiáng)渦區(qū)．圖10給出了噴油壓力為150MPa時(shí)，不同空化狀態(tài)下的近場(chǎng)噴霧破碎機(jī)理示意圖．其中，液芯是根據(jù)ELSA模型的過渡算法計(jì)算得到的液相噴霧．圖中現(xiàn)象顯示，在ASOI為12μs時(shí)，孔內(nèi)處于空化發(fā)展區(qū)，空化產(chǎn)生的強(qiáng)渦區(qū)只存在噴孔內(nèi)部，未對(duì)近場(chǎng)噴霧產(chǎn)生影響，液芯頭部受空氣阻力向上卷曲，液芯外側(cè)的破碎液滴群是由于空氣的強(qiáng)剪切和卷吸作用形成的．當(dāng)ASOI為20μs時(shí)，孔內(nèi)到達(dá)超空化，強(qiáng)渦區(qū)隨著空化向近場(chǎng)噴霧中發(fā)展，造成噴霧主射流的破碎，液芯變細(xì)，且徑向速度V迅速增大，外側(cè)噴霧破碎增強(qiáng)．這是因?yàn)榭栈瘽绠a(chǎn)生的強(qiáng)渦區(qū)對(duì)噴霧表面擾動(dòng)增大，增強(qiáng)了噴霧主射流表面的不穩(wěn)定性，促進(jìn)噴霧破碎．由此可見，超空化前，噴霧破碎主要受空氣動(dòng)力學(xué)作用；孔內(nèi)達(dá)到超空化流態(tài)后，噴霧破碎受空化和空氣動(dòng)力學(xué)的共同作用，其中，空化主導(dǎo)噴霧上游主射流的破碎．

圖10 噴油壓力為150MPa時(shí)，不同空化狀態(tài)時(shí)的近場(chǎng)噴霧破碎機(jī)理

圖11 以速度值著色的Q等值面(Q＝4e10)表示的空化及噴霧旋渦結(jié)構(gòu)

4?結(jié)?論

建立了單孔柴油噴孔內(nèi)流與近場(chǎng)噴霧耦合計(jì)算模型，并用試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了驗(yàn)證．研究得出以下結(jié)論.

(1) 噴油壓力從120MPa提高到210MPa，噴孔內(nèi)空化初生時(shí)間提前．空化發(fā)展區(qū)，在噴油后相同時(shí)刻，噴油壓力越大，空化程度越強(qiáng)．進(jìn)入超空化區(qū)后，空化程度不再變化．孔內(nèi)空化在不穩(wěn)定波及尾部回射流的作用下會(huì)脫落形成云空化．

(2) 孔內(nèi)達(dá)到超空化流態(tài)后，空化氣泡進(jìn)入噴射腔引起噴霧主射流的破碎．噴孔外相同位置處，空化使得破碎液滴的半徑減小，且破碎液滴的數(shù)目大大增加．空化流使得近場(chǎng)噴霧破碎后徑向擴(kuò)展能力增強(qiáng)，從而造成噴霧錐角增大．相同時(shí)刻，噴油壓力越大，噴霧破碎效果越好，噴霧錐角達(dá)到峰值的時(shí)刻越早且峰值越大．

(3) 空化區(qū)渦值大，旋渦結(jié)構(gòu)小且旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度大．超空化后，空化進(jìn)入噴射腔，對(duì)噴霧的擾動(dòng)增大，使得噴霧液芯變細(xì)，外側(cè)噴霧破碎增強(qiáng)．噴油后相同時(shí)刻，高噴油壓力下的噴油速度越高，空化區(qū)旋渦的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度越大，近場(chǎng)噴霧主液柱的破碎區(qū)域越大．

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Simulation of Effect of Cavitation Flow in a Diesel Injector Nozzle on Near-Field Spray

Sun Lizhi1，He Bangquan1，Zhang Gengjia1，Zhang Yan2

(1. State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. China North Engine Research Institute，Tianjin 300405，China)

With the increase of common rail pressure of a diesel engine，cavitation occurs rapidly，which affects the primary breakup of near-field spray and further affects combustion and emission. A coupled three-dimensional numerical model of single-hole diesel injector is established and verified. The effect of cavitation flow on near-field spray under different injection pressures at the beginning of needle valve opening is studied. The simulation results show that cavitation can be divided into three regions: single flow zone (v＜0.3%)，cavitation development zone (0.3%＜v＜21%) and super-cavitation zone (v＞21%). The flow of cavitation is accompanied by the occurrence of cloud cavitation. The higher the injection pressure，the earlier the cavitation initiation time and the faster the development speed. After the super-cavitation，the breakup occurs first in the main stream of the upstream of the near-field spray due to cavitation bubbles，and then the breakup area gradually extends to the downstream. Cavitation leads to decreased atomized particle size and increased droplet number. It also increases the radial velocity of spray and the tendency of radial spreading，thus increasing the spray cone. Cavitation area shows such characteristics as large vortex value，small vortex structure and large rotation intensity. When cavitation enters the injector cavity，the disturbance to the spray is enhanced，thus resulting in the thinner spray core and promoted break-up on the outside of the spray core.

nozzle；cavitation flow；near-field spray；breakup mechanism；numerical simulation

TK421

A

1006-8740(2021)01-0081-09

10.11715/rskxjs.R202003001

2020-03-02．

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51606175；51476151)．

孫麗芝（1994—??），女，碩士，lzsun@tju.edu.cn.

何邦全，男，博士，副教授，bqhe@tju.edu.cn.