郭勍 曹健 張翼 鄭智鋒 鄭丹 馬帥

摘要： ?針對(duì)柴油機(jī)噴油器噴孔內(nèi)空化流動(dòng)及穴蝕磨損問(wèn)題，建立了孔內(nèi)燃油流動(dòng)的仿真三維模型，并且通過(guò)可視化試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。在 R ?rs沖蝕風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)模型的基礎(chǔ)上，將微射流速度、水錘壓力和侵蝕強(qiáng)度系數(shù)引入公式，建立了噴油器噴孔內(nèi)流穴蝕風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)模型，實(shí)現(xiàn)了穴蝕損傷位置的定量表征。采用該模型研究了噴孔不同當(dāng)量入口圓角半徑、不同噴孔傾角和不同當(dāng)量表面粗糙度對(duì)噴油器噴孔穴蝕磨損的影響。計(jì)算結(jié)果表明，穴蝕磨損區(qū)域主要位于噴孔入口處和噴孔上側(cè)表面，且當(dāng)量入口圓角半徑對(duì)穴蝕磨損的影響大于當(dāng)量表面粗糙度和噴孔傾角，因此可以優(yōu)先考慮增加噴孔入口圓角半徑以減小穴蝕磨損，提升噴油器壽命。

關(guān)鍵詞： ?噴油器；空化流動(dòng)；穴蝕；風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)；預(yù)測(cè)模型

DOI ?： ??10.3969/j.issn.1001-2222.2024.01.004

中圖分類號(hào)： TK423.8 ??文獻(xiàn)標(biāo)志碼： ?B ??文章編號(hào)： ??1001-2222（2024）01-0021-07

噴油器噴嘴是將燃油噴射與霧化聯(lián)系起來(lái)的重要精密部件，燃油噴射系統(tǒng)的運(yùn)行效能受到噴嘴內(nèi)流特性的顯著影響［1-2］。燃油在經(jīng)壓力室進(jìn)入噴孔入口處時(shí)，流道截面積收縮，燃油流速增大，局部壓力降低至燃油的飽和蒸氣壓以下，產(chǎn)生空化［3-4］。不斷產(chǎn)生的空化泡在高壓條件下潰滅，潰滅時(shí)產(chǎn)生的微射流及其沖擊壓力沖擊著噴孔內(nèi)表面，隨著時(shí)間的推移，噴孔內(nèi)表面會(huì)產(chǎn)生裂紋和凹坑，噴嘴內(nèi)部流動(dòng)及噴霧霧化會(huì)受影響，嚴(yán)重時(shí)噴嘴會(huì)失效［5］。因此研究噴嘴內(nèi)空化發(fā)展流動(dòng)及噴孔內(nèi)壁面穴蝕磨損具有重要意義。

噴孔的幾何參數(shù)對(duì)空化流動(dòng)和穴蝕磨損的影響較大。Shervani等［6］和Lee 等［7］通過(guò)仿真分析得出結(jié)論，噴孔錐度的增加可以有效減小氣泡潰滅對(duì)噴孔內(nèi)表面穴蝕磨損的影響，噴嘴的可靠性會(huì)提高。漢陽(yáng)大學(xué)的 Lee 等［8-9］開展試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)噴孔長(zhǎng)度與直徑的比值越大，產(chǎn)生空化需要的能量越多，即隨著噴孔長(zhǎng)度的增加，空化會(huì)受到抑制。Brusiania 等［10］對(duì)圓柱形噴孔和錐形噴孔的流體動(dòng)力學(xué)性能進(jìn)行了對(duì)比，發(fā)現(xiàn)在錐形噴孔內(nèi)湍流程度顯著降低，整體的流動(dòng)均勻性明顯提高。

在穴蝕風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)方面，Dular等［11］通過(guò)分析得到結(jié)論：近壁面的空化泡會(huì)非對(duì)稱地潰滅，在離噴孔內(nèi)壁面較遠(yuǎn)的一側(cè)產(chǎn)生微射流沖擊流向壁面。Zhang等［12］通過(guò)研究不同相之間的傳質(zhì)率理論，在其基礎(chǔ)上推導(dǎo)出一種新的穴蝕磨損預(yù)測(cè)模型，并用該模型在簡(jiǎn)化噴嘴中進(jìn)行了驗(yàn)證，但是該模型無(wú)法對(duì)穴蝕風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行精確的定量表征。目前在評(píng)估噴孔內(nèi)穴蝕磨損風(fēng)險(xiǎn)時(shí)，主要關(guān)注的是噴孔內(nèi)可能發(fā)生穴蝕的區(qū)域，以及評(píng)估噴孔內(nèi)不同位置的穴蝕磨損程度。但是對(duì)于可能會(huì)發(fā)生穴蝕區(qū)域的磨損程度卻不能做出量化表示，同時(shí)缺乏噴孔幾何參數(shù)對(duì)穴蝕損壞風(fēng)險(xiǎn)影響的研究。

本研究將對(duì)噴油器的噴孔內(nèi)空化流動(dòng)進(jìn)行模擬分析，通過(guò)可視化試驗(yàn)證明仿真建模的準(zhǔn)確性，構(gòu)建穴蝕磨損風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)仿真模型，并引入關(guān)于空化泡潰滅的修正經(jīng)驗(yàn)公式，其中微射流速度、水錘壓力和侵蝕強(qiáng)度系數(shù)都將對(duì)穴蝕磨損的位置做出量化表示。最后探究噴孔不同當(dāng)量入口圓角半徑、噴孔傾角和當(dāng)量表面粗糙度對(duì)噴孔內(nèi)壁面空化泡潰滅穴蝕磨損的影響，為后續(xù)噴油器噴嘴設(shè)計(jì)和加工提供理論根據(jù)和數(shù)據(jù)支持。

1 ??有限元模型的建立與驗(yàn)證

1.1 ??噴嘴模型

圖1示出噴嘴頭部模型，是由噴嘴外部殼體、噴嘴針閥及二者之間的內(nèi)部流體域三部分組成。噴嘴的mini-SAC壓力室上有8個(gè)噴孔，它們有著相同的錐度和直徑，噴孔直徑為0.2 mm，噴孔長(zhǎng)度為1.83 mm，噴孔傾角為60°，內(nèi)部流體域位于噴嘴外殼和針閥之間，最小油膜厚度為0.03 mm。

1.2 ??網(wǎng)格劃分與驗(yàn)證

油膜劃分為四面體網(wǎng)格，設(shè)定其內(nèi)部網(wǎng)格最大尺寸為8 μm，在噴孔位置處劃分8層邊界層，對(duì)此處網(wǎng)格進(jìn)行加密處理。流體域網(wǎng)格采用Fluent 軟件自帶的Fluent-Meshing繪制，網(wǎng)格偏斜率控制到了0.65以下，油膜網(wǎng)格如圖2所示。網(wǎng)格無(wú)關(guān)性的驗(yàn)證結(jié)果見(jiàn)表1，當(dāng)油膜流體域網(wǎng)格總數(shù)為924萬(wàn)時(shí)，微射流速度、水錘壓力的仿真值較準(zhǔn)確。

1.3 ??邊界條件設(shè)定

采用瞬態(tài)分析，最大針閥升程為0.3 mm，湍流模型設(shè)置為Realizable ?κ-ε 模型，該模型在處理近壁面邊界層問(wèn)題時(shí)表現(xiàn)出較高的精確度，在分析噴嘴內(nèi)部空化流動(dòng)以及穴蝕磨損情況方面具有極大的優(yōu)勢(shì)。多相流模型選擇Mixture模型，并打開ZGB空化模型，設(shè)置氣泡直徑10－6 m。設(shè)置噴孔入口為壓力進(jìn)口，壓力大小為50 MPa；噴孔出口設(shè)置為壓力出口邊界，大小設(shè)置為0.101 MPa，壁面表面粗糙度為Ra0.3，計(jì)算使用Coupled算法。本研究柴油物性參數(shù)如表2所示。

1.4 ??有限元模型的試驗(yàn)驗(yàn)證

1.4.1 ?試驗(yàn)設(shè)備及方法

使用自主搭建的高壓共軌透明噴嘴內(nèi)流可視化試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行試驗(yàn)研究，該系統(tǒng)能夠記錄高噴射壓力下真實(shí)孔徑尺寸透明噴嘴內(nèi)的空化流動(dòng)發(fā)展過(guò)程。試驗(yàn)系統(tǒng)主要由電控高壓共軌油泵總成（見(jiàn)圖3）和高速數(shù)碼攝像機(jī)以及LED光源組成（見(jiàn)圖4）。

根據(jù)噴嘴結(jié)構(gòu)尺寸，設(shè)計(jì)制作了雙孔的原始尺寸的透明噴嘴件（如圖5所示），用于開展噴 ???圖5 試驗(yàn)用透明噴嘴 ?嘴內(nèi)流可視化試驗(yàn)。受限于透明噴嘴材料聚碳酸酯的強(qiáng)度，其承壓能力可以達(dá)到50 MPa，因此將試驗(yàn)噴油壓力控制在50 MPa，并與仿真模型保持一致。

1.4.2 ?試驗(yàn)結(jié)果與分析

利用高壓共軌噴油器噴嘴內(nèi)部流動(dòng)可視化試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行了噴油壓力為50 MPa的可視化試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果與仿真模型的云圖對(duì)比結(jié)果見(jiàn)圖6。

在圖6所示的試驗(yàn)中，因?yàn)椴捎藐幱胺ㄟM(jìn)行拍攝，所以在噴孔內(nèi)黑色為空泡區(qū)域，白色為液態(tài)燃油區(qū)域；而仿真得到的圖像為氣相體積分?jǐn)?shù)云圖，圖中深色區(qū)域?yàn)椴裼鸵后w，其余區(qū)域?yàn)榭张輩^(qū)域。從圖中對(duì)比來(lái)看，仿真的空化特點(diǎn)與試驗(yàn)相似，空化區(qū)域基本一致，這從定性角度說(shuō)明了仿真模型的正確性。

本研究限于硬件設(shè)施，在進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)無(wú)法直接對(duì)氣相和液相的體積比例進(jìn)行測(cè)量，因此通過(guò)Matlab對(duì)試驗(yàn)得到的噴孔內(nèi)部二維流場(chǎng)圖像進(jìn)行處理。因?yàn)閲娍變?nèi)氣液兩相流場(chǎng)以噴孔的軸線為中心呈現(xiàn)圓柱分布，可在噴孔二維截面上進(jìn)行氣相和液相的像素點(diǎn)比值分析，用以表征三維的體積比例。因此采用Matlab先對(duì)拍攝的圖片進(jìn)行灰度處理，設(shè)置好閾值后再進(jìn)行二值化處理，可將空化區(qū)與液相區(qū)進(jìn)行黑白劃分，便于像素點(diǎn)的提取。

之后將空泡區(qū)域面積（ S ?a）與噴孔面積（ S ?c）之比定義為相對(duì)空化率（ S ），其公式為

S= S ?a ?S ?c ??。 ?（1）

由圖7可知：在初始空化階段，試驗(yàn)和仿真的相對(duì)空化率誤差為2.67%；在空化發(fā)展階段，試驗(yàn)和仿真的相對(duì)空化率誤差為4.10%；在末期空化階段，試驗(yàn)和仿真的相對(duì)空化率誤差為4.66%。仿真與試驗(yàn)的相對(duì)空化率誤差在5%以內(nèi)，這從定量角度說(shuō)明了仿真模型的正確性。

2 ???基于改進(jìn)經(jīng)驗(yàn)公式的穴蝕磨損風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)模型

R ?rs穴蝕磨損風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)模型是基于氣相與液相之間的傳質(zhì)率，可以用來(lái)預(yù)測(cè)噴油器噴孔內(nèi)穴蝕磨損風(fēng)險(xiǎn)，這種預(yù)測(cè)模型可以反映同一種噴嘴中穴蝕磨損的相對(duì)嚴(yán)重程度，但并不能對(duì)穴蝕磨損風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行量化表征。

Dular等［11］通過(guò)研究單獨(dú)空化泡潰滅對(duì)壁面產(chǎn)生的沖擊，得到了空化泡潰滅產(chǎn)生的微射流速度關(guān)系式：

V ?j =8.97α ?H R 0 ?2 ?p ?w －p ?v ?ρ ?l ???。 ?（2）

式中： α 為柴油氣相體積分?jǐn)?shù)； H 為空化泡中心到噴孔內(nèi)壁面的距離； R ?0為空化泡初始半徑； p ?v為柴油的飽和蒸氣壓； p ?w為噴孔內(nèi)壁面周圍液體壓力； ρ ?l為柴油液體的密度，取832 kg/m3。

Kim K-H等［13］研究了空化泡潰滅后產(chǎn)生的微射流對(duì)壁面的水錘壓力與微射流速度的關(guān)系，表達(dá)式如下：

p ?im =0.6ρ ?l cV ?j ?。 ?（3）

式中： p ?im為空化泡潰滅后產(chǎn)生的微射流對(duì)近壁面的水錘壓力； ρ ?l為柴油液體的密度； c 為聲音在柴油中傳播的速度； V ?j為微射流速度。

其中聲音在柴油中的傳播速度的表達(dá)式如下：

c= ?K ?ρ ?l ?= ?1.3×109 ?Pa ?823 ?kg/m3 ??=1 256 ?m/s ?。 ?（4）

式中： K 為柴油的體積彈性模量。

呂煒［14］研究了空化泡中心距近壁面的距離與對(duì)壁面產(chǎn)生的沖擊壓力的關(guān)聯(lián)，得出結(jié)論：距近壁面不同距離的空化泡在潰滅后對(duì)壁面沖擊產(chǎn)生的壓力不同，這是因?yàn)榱黧w阻力的影響。文獻(xiàn)［15］將呂煒的結(jié)論重新總結(jié)并用Matlab擬合出空化泡在近壁面潰滅對(duì)壁面產(chǎn)生的沖擊壓力的影響系數(shù)：

k ?i =0.998 4× ?H R 0 ?－13.73+0.001 594 。 ?（5）

式中： k ?i為中心距近壁面不同距離的空化泡潰滅后對(duì)壁面產(chǎn)生的沖擊壓力的影響系數(shù)。

綜合以上理論，重新整合距壁面不同距離的空化泡修正經(jīng)驗(yàn)公式：

V ?j =8.97αk ?i ??H R 0 ?2 ?p ?w －p ?v ?ρ ?l ???， ?（6）

p ?im =0.6k ?i ρ ?l cV ?j ?。 ?（7）

在上述經(jīng)驗(yàn)公式中，噴孔內(nèi)表面在達(dá)到一定壓縮應(yīng)力之前，可以視為完全剛性固體，當(dāng)達(dá)到該應(yīng)力時(shí)，固體開始表現(xiàn)為完全塑性固體，此時(shí)應(yīng)力將保持恒定。只有當(dāng)水錘壓力高于材料發(fā)生塑性流動(dòng)的臨界壓力時(shí)，才會(huì)發(fā)生變形。Lush［16］推導(dǎo)出達(dá)到足以產(chǎn)生材料塑性流動(dòng)的臨界速度，該臨界速度為

V ?critical = ?P ?y ?ρ ?l ??1－ 1+ P ?y ?B ?－1/n ??。 ?（8）

式中： P ?y為材料的屈服強(qiáng)度，本研究中噴嘴的材料為18CrNi8，其屈服強(qiáng)度為735 MPa， B =110 MPa， n =7.15。

因此水錘壓力能量的一部分用于達(dá)到材料的塑性流動(dòng)條件，剩余的壓力 P ?deform用于使材料變形：

P ?deform ≈V ?deform ρ ?l c=（V ?j －V ?critical ）ρ ?l c 。 ?（9）

式中： P ?deform為變形壓力； V ?deform為變形速度。

為了確定這種沖擊的侵蝕強(qiáng)度，Peters等［17］引入了無(wú)量綱侵蝕強(qiáng)度系數(shù)，公式如下：

C ?intensity = V ?j ?V ?critical ??。 ?（10）

該系數(shù)將局部微射流速度 V ?j與臨界速度 V ?critical聯(lián)系起來(lái)，這是一種測(cè)量微射流對(duì)表面侵蝕強(qiáng)度的方法。對(duì)于未受影響的面， C ?intensity=0，對(duì)于受影響的面， C ?intensity＞1，因?yàn)樵谶@種情況下，微射流速度總是高于臨界速度。

將以上公式在Fluent軟件中進(jìn)行編寫，對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行可視化轉(zhuǎn)換，可得到空化泡潰滅對(duì)近壁面產(chǎn)生的微射流速度、水錘壓力及侵蝕強(qiáng)度系數(shù)，該仿真結(jié)果可以為噴孔穴蝕磨損程度分析及噴嘴設(shè)計(jì)加工提供理論根據(jù)。

3 ??噴孔結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)穴蝕磨損的影響分析

3.1 ???當(dāng)量入口圓角半徑對(duì)噴孔壁面穴蝕磨損的影響

根據(jù)噴油器結(jié)構(gòu)，建立噴嘴模型，當(dāng)將噴孔的結(jié)構(gòu)參數(shù)作為變量時(shí)，得到的規(guī)律可能會(huì)缺少通用性，因此在后續(xù)的仿真研究中，將噴孔的幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)量化為無(wú)量綱形式，并以相應(yīng)的當(dāng)量尺寸作為仿真研究中的關(guān)鍵變量參數(shù)，從而使所得出的結(jié)論與規(guī)律更加具備普遍適用性。

將噴孔的入口圓角半徑 （r）和噴孔直徑（D）之比定義為噴孔當(dāng)量入口圓角半徑（I） ，其公式如下：

I= r D ?。 ?（11）

噴油器噴孔直徑 D 為0.2 mm，噴孔長(zhǎng)度為1.83 mm，噴孔傾角為60°，噴孔數(shù)為8個(gè)，表3給出了不同入口圓角半徑對(duì)應(yīng)的當(dāng)量入口圓角半徑。設(shè)置入口壓力為180 MPa，對(duì)不同當(dāng)量入口圓角半徑的噴嘴進(jìn)行內(nèi)部空化流動(dòng)仿真分析，得到噴孔內(nèi)穴蝕磨損評(píng)價(jià)指標(biāo)參數(shù)：微射流速度、水錘壓力及侵蝕強(qiáng)度系數(shù)。

圖8示出針閥升程最大時(shí)的計(jì)算結(jié)果。由圖可知，當(dāng)量入口圓角半徑分別為0.1，0.3，0.5時(shí)，噴孔氣泡潰滅的最大微射流速度分別為 950.42 m/s，849.37 m/s及704.91 m/s，最大水錘壓力分別為595.95 MPa，532.52 MPa及442.01 MPa，最大侵蝕強(qiáng)度系數(shù)分別為2.02，1.80及1.50。隨著噴孔當(dāng)量入口圓角半徑的增加，空化泡潰滅對(duì)近壁面產(chǎn)生的微射流速度、水錘壓力和侵蝕強(qiáng)度系數(shù)均呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。

由圖8可以看出，隨著噴孔當(dāng)量入口圓角半徑的增加，噴孔表面的穴蝕磨損區(qū)域逐漸集中到噴孔入口處，穴蝕磨損區(qū)域也逐漸減小。其原因在于隨著噴孔當(dāng)量入口圓角半徑的增加，大圓角緩和了流體在噴孔入口處的流動(dòng)方向突變趨勢(shì)，減小了噴孔入口處的低壓區(qū)，抑制了空穴氣泡的初步生成和長(zhǎng)大，即抑制了空穴的發(fā)生和發(fā)展。同時(shí)，圓角設(shè)計(jì)有效降低了入口處突起面的尖銳程度，從而使燃油能夠更加平穩(wěn)地流入噴孔。由于燃油在入口拐角位置流動(dòng)突變所導(dǎo)致的氣相和液相的轉(zhuǎn)變速率得到了減弱，其質(zhì)量流量有所增大，從而有利于燃油的霧化效果。由此可以得出，隨著噴孔當(dāng)量入口圓角半徑的增加，噴孔穴蝕磨損程度將降低。

3.2 ??噴孔傾角對(duì)噴孔壁面穴蝕磨損的影響

在噴油器噴嘴模型中，將噴孔傾角 θ 分別設(shè)置為50°，60°和70°，形成了3個(gè)方案。在180 MPa的入口壓力下，對(duì)不同噴孔傾角方案進(jìn)行仿真，得到噴孔內(nèi)穴蝕磨損評(píng)價(jià)指標(biāo)參數(shù)：微射流速度、水錘壓力及侵蝕強(qiáng)度系數(shù)。

圖9示出針閥升程最大時(shí)的計(jì)算云圖。由圖9可以看出，噴孔傾角分別為50°，60°和70°時(shí)，噴孔內(nèi)空化泡潰滅產(chǎn)生的最大微射流速度分別為1 187.36 m/s，1 190.45 m/s及1 195.28 m/s，最大水錘壓力分別為744.26 MPa，746.25 MPa及749.24 MPa，最大侵蝕強(qiáng)度系數(shù)分別為2.52，2.53及2.54。隨著噴孔傾角的增加，噴孔內(nèi)部空化泡潰滅對(duì)近壁面產(chǎn)生的最大微射流速度、最大水錘壓力及最大侵蝕強(qiáng)度系數(shù)分別呈現(xiàn)微小增加的趨勢(shì)。

由圖9可以看出，當(dāng)噴孔的傾角較小時(shí)，在噴孔的上側(cè)表面和下側(cè)表面部分區(qū)域都會(huì)發(fā)生穴蝕磨損現(xiàn)象，而隨著噴孔傾角的增大，穴蝕磨損現(xiàn)象逐漸向噴孔的上側(cè)表面區(qū)域移動(dòng)，噴孔的下側(cè)表面區(qū)域穴蝕磨損逐漸減少。上述現(xiàn)象揭示，噴孔的銳邊過(guò)渡會(huì)隨著噴孔傾角的增加而增大，流體流速的變化也相應(yīng)增加，這樣噴孔入口局部區(qū)域壓力易低于柴油的飽和蒸氣壓力，噴孔內(nèi)出現(xiàn)空化現(xiàn)象。而隨著噴孔傾角的增加，噴孔上側(cè)表面的流體流速會(huì)逐漸超過(guò)噴孔下側(cè)表面的流速，噴孔壁面上側(cè)流體的流線變化更加明顯，容易形成漩渦區(qū)，因此導(dǎo)致穴蝕磨損區(qū)域主要出現(xiàn)在噴孔的上側(cè)表面。此外，噴孔內(nèi)燃油在噴孔傾角較小時(shí)流動(dòng)平順，能夠流過(guò)整個(gè)噴嘴噴孔，而孔內(nèi)空穴效應(yīng)會(huì)在噴孔傾角較大時(shí)增強(qiáng)，又會(huì)使氣液兩相間的相互作用增強(qiáng)，液相湍流程度增強(qiáng)，出口處液相更加紊亂［18］，這樣使射流破碎更強(qiáng)、噴霧油滴細(xì)化效果更好。但噴孔傾角過(guò)大會(huì)增強(qiáng)空穴效應(yīng)，使孔內(nèi)流量系數(shù)減小，穴蝕磨損現(xiàn)象也會(huì)增大，因此在選取最佳噴孔傾角時(shí)要全面考慮孔內(nèi)空穴發(fā)展、出口流量和霧化效果。

3.3 ??當(dāng)量表面粗糙度對(duì)噴孔壁面穴蝕磨損的影響

將表面粗糙度（ R ?a）與噴孔直徑 （D）之比定義為當(dāng)量表面粗糙度（M ），其公式如下：

M= R ?a ?D ?。 ?（12）

在噴油器噴嘴模型中分別改變噴孔表面粗糙度為0.3，0.5，0.8，1.0，2.0，4.0，形成了當(dāng)量表面粗糙度分別為0.001 5，0.002 5，0.004 0，0.005 0，0.010 0和0.020 0的6個(gè)方案。在180 MPa的入口壓力下，分別計(jì)算了6個(gè)方案，得到噴孔內(nèi)穴蝕磨損評(píng)價(jià)指標(biāo)參數(shù)：微射流速度、水錘壓力及侵蝕強(qiáng)度系數(shù)。

由圖10可以看出，隨著當(dāng)量表面粗糙度的增加，其壁面上空化泡潰滅產(chǎn)生的最大侵蝕強(qiáng)度系數(shù)呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì)，當(dāng)量表面粗糙度從0.001 5增加到0.005時(shí)，最大侵蝕強(qiáng)度系數(shù)增大了1%左右，當(dāng)量表面粗糙度從0.005增加到0.02時(shí)，最大侵蝕強(qiáng)度系數(shù)減小了5%左右。而最大侵蝕強(qiáng)度系數(shù)和水錘壓力都由微射流速度推導(dǎo)出來(lái)，3個(gè)參數(shù)的趨勢(shì)相同。

圖11示出針閥升程最大時(shí)的計(jì)算結(jié)果。當(dāng)量表面粗糙度在0.005以內(nèi)時(shí)，噴孔表面的穴蝕磨損區(qū)域逐漸集中到噴孔入口處，穴蝕磨損區(qū)域也略有減少。其原因在于，隨著當(dāng)量表面粗糙度的增加，噴孔內(nèi)部近壁區(qū)域會(huì)形成眾多微觀尺度的湍流渦旋，這些渦旋的持續(xù)存在將有可能進(jìn)一步增強(qiáng)噴孔內(nèi)的湍流狀態(tài)，從而增強(qiáng)了氣相和液相之間的相互作用，導(dǎo)致噴孔入口局部區(qū)域壓力易低于柴油的飽和蒸氣壓，更易形成空化泡并潰滅，進(jìn)而使噴孔內(nèi)壁面穴蝕磨損程度略有增加。但在當(dāng)量表面粗糙度大于0.005時(shí)，噴孔內(nèi)的流動(dòng)阻力增大，使噴孔內(nèi)的湍流程度降低，氣相和液相之間的相互作用減弱，不利于空化泡的形成，空化效應(yīng)得到抑制，噴孔內(nèi)壁面穴蝕磨損程度明顯降低。此外，隨著當(dāng)量表面粗糙度的增加，噴孔出口的質(zhì)量流量和流量系數(shù)會(huì)隨著孔內(nèi)流動(dòng)阻力的增大而降低。經(jīng)過(guò)電火花加工和液力擠壓研磨的噴油器噴孔，其內(nèi)表面粗糙度可降至0.8 以內(nèi)，然而進(jìn)一步降低粗糙度 R ?a對(duì)流量系數(shù)的提高效果甚微，因此通過(guò)液體研磨提高噴油嘴流量系數(shù)存在極限［19］。所以在選擇制造噴油器噴孔內(nèi)壁面表面粗糙度時(shí)應(yīng)該綜合考慮噴孔內(nèi)壁面穴蝕磨損程度和出口流量。

4 ??結(jié)論

a） 通過(guò)仿真對(duì)比可知，當(dāng)量入口圓角半徑對(duì)穴蝕磨損的影響大于當(dāng)量表面粗糙度和噴孔傾角；

b） 當(dāng)噴孔當(dāng)量入口圓角半徑增加，噴孔穴蝕磨損程度降低，并且穴蝕磨損區(qū)域逐漸集中到噴孔入口處，磨損區(qū)域面積也逐漸減小；

c） 當(dāng)噴孔傾角增加時(shí)，噴孔穴蝕磨損程度略微增加，且穴蝕磨損區(qū)域逐漸向噴孔上側(cè)表面移動(dòng)，穴蝕磨損區(qū)域也略有增加；

d） 當(dāng)量表面粗糙度增加時(shí)，噴孔穴蝕磨損程度將會(huì)先增加后減小，此外穴蝕磨損區(qū)域逐漸集中到噴孔入口處，穴蝕磨損區(qū)域也略有減少。

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Risk Analysis of Cavitation Erosion for Diesel Engine Injector Nozzle Holes

GUO Qing1，CAO Jian2，ZHANG Yi2，ZHENG Zhifeng3，ZHENG Dan2，MA Shuai3

（1.Naval Department of Equipment，Taiyuan 030051，China;

2.College of Energy and Power Engineering，North University of China，Taiyuan 030051，China;

3.Shanxi Diesel Engine Industry Co.，Ltd.，Datong 037036，China）

Abstract： ??Aiming at the cavitation flow and cavitation wear problems in injector nozzle holes of diesel engine， a 3D simulation model of fuel flow inside nozzle hole was established， and the accuracy of model was verified by visual test. Based on Rrs erosion risk prediction model， the microjet velocity， water hammer pressure and erosion intensity coefficient were introduced into the formula to establish a prediction model of cavitation risk in injector nozzle holes. The quantitative characterization of the location of cavitation damage was realized. The model was used to study the effects of different equivalent inlet radius， different inclination angles and different equivalent surface roughness on the cavitation wear of injector nozzle holes. The calculation results show that the cavitation wear area is mainly located at the entrance and upper surface of nozzle hole， and the effect of the equivalent inlet radius on the cavitation wear degree is greater than that of the equivalent surface roughness and the nozzle inclination angle. Therefore， the priority can be given to increasing the corner radius of nozzle inlet to reduce the hole erosion wear and hence improve the life of injector.

Key words： ?injector;cavitation flow;cavitation erosion;risk prediction；prediction model

［編輯： 袁曉燕］

收稿日期： ??2023-09-28； [HT6H]修回日期： ??2024-01-16

作者簡(jiǎn)介： ??郭勍（1978—），男，高級(jí)工程師，碩士，主要研究方向?yàn)槲淦餮b備合同監(jiān)管與質(zhì)量監(jiān)督。

通訊作者： ??馬帥（1988—），男，工程師，主要研究方向?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)；19903522382@163.com。