針閥關(guān)閉時(shí)刻柴油機(jī)不同噴孔內(nèi)流場(chǎng)的計(jì)算

文華， 李潛， 徐穎韜

(南昌大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院， 江西 南昌 330031)

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針閥關(guān)閉時(shí)刻柴油機(jī)不同噴孔內(nèi)流場(chǎng)的計(jì)算

文華， 李潛， 徐穎韜

(南昌大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院， 江西 南昌 330031)

基于開源軟件OpenFOAM定義兩種連續(xù)的網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)使針閥完全關(guān)閉，分三步數(shù)值模擬針閥關(guān)閉時(shí)刻噴孔內(nèi)的瞬態(tài)流場(chǎng)，模擬結(jié)果與S.Jollet試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。在此基礎(chǔ)上研究噴孔結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)孔內(nèi)流場(chǎng)的影響，計(jì)算結(jié)果表明，隨著孔徑的增大，噴孔內(nèi)殘余燃油內(nèi)部有氣泡形成；噴孔長(zhǎng)度越短，噴孔內(nèi)殘余燃油內(nèi)部的空氣體積越大，形成的氣泡越靠近壓力室；K系數(shù)的減小有利于噴孔內(nèi)氣泡的產(chǎn)生。

噴孔；數(shù)值模擬；流場(chǎng)；氣泡

目前國(guó)內(nèi)對(duì)柴油機(jī)噴孔內(nèi)燃油流動(dòng)的研究大多是關(guān)于針閥關(guān)閉前的瞬態(tài)流動(dòng)，其流動(dòng)特性也只局限于空穴現(xiàn)象，有關(guān)針閥關(guān)閉時(shí)刻(EOI)[1-2]孔內(nèi)流動(dòng)特性的報(bào)道卻很少看見。當(dāng)噴油間隔期很短時(shí)，EOI的孔內(nèi)流動(dòng)狀況對(duì)下一次的噴射過程會(huì)有很大的影響，因此對(duì)這段時(shí)間孔內(nèi)流動(dòng)特性進(jìn)行研究很有必要。

近來的一些燃油噴射試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)了EOI孔內(nèi)流動(dòng)的新特性，如在噴油結(jié)束后，壓力室以及噴孔區(qū)域會(huì)產(chǎn)生氣泡[3-4]，這些氣泡在下一次噴射過程中的破裂勢(shì)必會(huì)對(duì)孔內(nèi)流動(dòng)造成影響。Swantek[5]認(rèn)為該部分氣泡是外部空氣在燃油的卷吸作用以及內(nèi)外壓差作用下倒流進(jìn)入噴孔形成的。Battistoni[6]利用CONVERGE軟件建立模型，對(duì)針閥關(guān)閉時(shí)刻孔內(nèi)的瞬態(tài)流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，這為進(jìn)行數(shù)值模擬提供了依據(jù)。然而此模擬方法認(rèn)為噴孔出口流量為0時(shí)，針閥完全關(guān)閉。事實(shí)上此時(shí)針閥升程為5 μm，這會(huì)使模擬結(jié)果產(chǎn)生偏差。因此，本研究定義兩種連續(xù)的網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)使針閥完全關(guān)閉，并在此基礎(chǔ)上研究噴孔結(jié)構(gòu)對(duì)針閥關(guān)閉時(shí)刻柴油機(jī)孔內(nèi)流場(chǎng)的影響。

1 運(yùn)動(dòng)網(wǎng)格處理方法

為保證數(shù)值計(jì)算的順利進(jìn)行，針閥與閥座之間必須有網(wǎng)格的存在，這就造成了針閥不能完全關(guān)閉。為此，定義兩種連續(xù)的網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)來使針閥完全關(guān)閉：針閥關(guān)閉初期，通過壓縮網(wǎng)格來實(shí)現(xiàn)針閥的運(yùn)動(dòng)；當(dāng)針閥升程減小到0.02 mm時(shí)，利用滑移網(wǎng)格使壓力室正上方的針閥錐面繼續(xù)向下移動(dòng)，從而達(dá)到針閥全關(guān)的效果。該種方法通過設(shè)計(jì)三套連續(xù)的計(jì)算網(wǎng)格來實(shí)現(xiàn)(見圖1)。

圖1 運(yùn)動(dòng)網(wǎng)格處理方法

第一套網(wǎng)格以針閥全開(升程為0.3 mm)時(shí)的整個(gè)噴嘴為初始計(jì)算區(qū)域，通過網(wǎng)格的壓縮實(shí)現(xiàn)針閥的運(yùn)動(dòng)，當(dāng)針閥升程減小到0.02 mm時(shí)該部分網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)結(jié)束。第二套網(wǎng)格以針閥升程為0.02 mm時(shí)的整個(gè)噴嘴為初始計(jì)算區(qū)域，將此時(shí)針閥密封錐面位置與壓力室的交界面處理成滑移邊界，同時(shí)將針閥錐面定義成兩部分：閥座正上方的針閥錐面定義為固定壁面；壓力室正上方的針閥錐面仍然定義為移動(dòng)壁面。然后引入滑移網(wǎng)格，通過移動(dòng)壓力室正上方的針閥錐面向下運(yùn)動(dòng)使之壓縮壓力室部分的網(wǎng)格，造成針閥密封錐面位置與壓力室相互滑移，使交界面面積減小。當(dāng)相互滑移0.02 mm時(shí)，該交界面面積減為0，此時(shí)閥座上方的燃油不能經(jīng)該交界面流入壓力室，可以認(rèn)為針閥完全關(guān)閉。為減少計(jì)算量，第三套網(wǎng)格只以壓力室和噴孔為計(jì)算區(qū)域。

整個(gè)三步計(jì)算過程如下：首先，利用第一套計(jì)算網(wǎng)格算出針閥全開時(shí)整個(gè)噴嘴的穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)，接著以此流場(chǎng)為初始流場(chǎng)計(jì)算出針閥移動(dòng)到0.02 mm升程時(shí)的流場(chǎng)；然后，采用第二套網(wǎng)格，利用軟件中的流場(chǎng)映射功能，將上一步中0.02 mm升程時(shí)的流場(chǎng)映射過來作為初始流場(chǎng)并引入滑移網(wǎng)格計(jì)算出針閥全閉時(shí)壓力室及噴孔內(nèi)的流場(chǎng)；最后，采用第三套網(wǎng)格，同樣應(yīng)用流場(chǎng)映射功能，以第二步計(jì)算得出的流場(chǎng)作為初始值，計(jì)算針閥關(guān)閉時(shí)到下一次噴油前的流場(chǎng)。

2 計(jì)算模型的建立及驗(yàn)證

2.1 噴嘴內(nèi)兩相流動(dòng)模型

基于VOF方法[7]引入動(dòng)網(wǎng)格以及接觸角[8]建立不可壓縮兩相流模型對(duì)針閥關(guān)閉時(shí)刻噴孔內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行瞬態(tài)模擬。

VOF方法的氣體輸運(yùn)方程為

(1)

式中：α為在整個(gè)流場(chǎng)中一種流體體積與網(wǎng)格體積的比值。若α=0則表示該網(wǎng)格不含該流體，若α=1則表示該網(wǎng)格充滿該流體，若0<α<1則表示該網(wǎng)格區(qū)域含有自由面。根據(jù)體積比函數(shù)α來追蹤和構(gòu)造自由面。

本研究忽略液相的蒸發(fā)，認(rèn)為流動(dòng)等溫且不可壓縮，考慮氣液兩相間的滲透及表面張力的影響，除對(duì)能量方程的求解外，建立兩相混合流動(dòng)的控制微分方程組：

(2)

(3)

式中:ρ為混合密度;t為時(shí)間；U為速度；p為壓力；τ為黏性切應(yīng)力；σ為表面張力系數(shù)；κ為界面曲率；n為流體表面S的單位法相矢量；δ(x)為氣液界面處的狄拉克函數(shù)。式(3)中等號(hào)最右邊的積分項(xiàng)表示在液相表面，由于表面張力產(chǎn)生的求面積分的動(dòng)量源項(xiàng)。

本研究采用均相流模型，認(rèn)為氣液兩相是一種混合均勻相，混合相物性參數(shù)的值為各相的加權(quán)平均數(shù)?；旌舷嗝芏圈岩约梆ざ圈掏ㄟ^式(4)和式(5)得出：

ρ=αρl+(1-α)ρg，

(4)

μ=αμl+(1-α)μg。

(5)

式中：α為液相體積分?jǐn)?shù)，下角標(biāo)l代表液相，g代表氣相。

2.2 初始邊界條件的設(shè)定

參照S.Jollet[9]實(shí)驗(yàn)的初始噴射條件，并減小網(wǎng)格依賴性[10]對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，通過對(duì)該實(shí)驗(yàn)中孔徑為0.2 mm和0.4 mm的噴孔進(jìn)行計(jì)算，驗(yàn)證計(jì)算模型的可靠性。

為減少計(jì)算量，取噴孔的一半作為計(jì)算對(duì)象，剖面設(shè)為對(duì)稱邊界，進(jìn)出口設(shè)為壓力邊界，具體設(shè)定見表1，其他則均采用壁面邊界。表2示出了柴油及空氣的物性參數(shù)。

表1 兩種噴孔壓力邊界條件的設(shè)定

表2 柴油及空氣的物性參數(shù)

2.3 計(jì)算模型的驗(yàn)證及分析

圖2示出S.Jollet實(shí)驗(yàn)中0.2 mm和0.4 mm孔徑噴孔的試驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，0.2 mm噴孔中沒有氣泡產(chǎn)生，而0.4 mm噴孔有氣泡吸附在針閥錐面上。由于本次計(jì)算時(shí)間為針閥關(guān)閉后2 ms，當(dāng)給定更多的計(jì)算時(shí)間時(shí)，噴孔內(nèi)的氣泡會(huì)在浮力作用下上升至壓力室，故可以認(rèn)為計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合，驗(yàn)證了該模擬方法的可靠性。

圖2 液相體積分?jǐn)?shù)試驗(yàn)值與模擬值對(duì)比

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 針閥關(guān)閉時(shí)刻不同直徑噴孔內(nèi)的流場(chǎng)分布

保持噴孔長(zhǎng)度為1.2 mm，分別對(duì)孔徑為0.2，0.3，0.4 mm的噴孔進(jìn)行計(jì)算。圖3示出3種噴孔在針閥關(guān)閉后2 ms時(shí)孔內(nèi)的液相體積分布圖。可以看出，隨著孔徑的增大，孔內(nèi)殘余燃油內(nèi)部成形的氣泡從無到有。從圖4可以看出，隨著孔徑的增大，噴孔內(nèi)柴油殘余率減小，而倒流進(jìn)入燃油內(nèi)部的空氣體積增大，其中Vbubble能反映出氣泡的體積，說明孔徑的增加有利于氣泡的形成。

圖3 針閥關(guān)閉2 ms后噴孔的液相體積分?jǐn)?shù)

圖4 針閥關(guān)閉時(shí)噴孔內(nèi)柴油殘余率Pdiesel及殘余柴油內(nèi)部的空氣體積Vbubble隨孔徑的變化

圖5示出3種噴孔在針閥關(guān)閉時(shí)的速度矢量?？梢钥闯觯?0.2 mm噴孔孔內(nèi)的速度方向基本是沿著噴孔中心軸線方向，隨著孔徑的增大，速度方向變得紊亂，速度值增大。這是因?yàn)榭讖皆黾?，噴孔?duì)燃油流動(dòng)的約束減弱。噴孔內(nèi)速度方向越紊亂，空氣越容易被卷入燃油內(nèi)部形成氣泡。

圖6示出3種噴孔在針閥關(guān)閉時(shí)出口截面的流場(chǎng)分布。從液相圖可以看出，針閥關(guān)閉時(shí)3種噴孔出口截面有一部分被空氣占據(jù)，說明空氣發(fā)生了倒流。隨著孔徑的增加，截面上氣液兩相的界面變得不規(guī)則，有利于燃油的卷吸作用。在沿噴孔中心軸線方向的分速度圖中(沿出口方向?yàn)檎?，壓力室方向?yàn)樨?fù)，下同)，空氣相的速度基本是負(fù)方向，而燃油相則相反。隨著孔徑的增加，空氣相的速度增加，說明空氣的倒流作用加強(qiáng)，并且兩相之間的速度差值也隨之增加，加強(qiáng)了空氣與燃油的相互作用，促進(jìn)空氣被卷入燃油內(nèi)部。

圖5 針閥關(guān)閉時(shí)3種噴孔的速度矢量

圖6 針閥關(guān)閉時(shí)3種噴孔出口截面的流場(chǎng)分布

3.2 針閥關(guān)閉時(shí)刻不同長(zhǎng)度噴孔內(nèi)流場(chǎng)的分布

保持孔徑為0.4 mm，對(duì)長(zhǎng)度分別為0.6，0.9，1.2 mm的噴孔進(jìn)行計(jì)算。圖7示出3種噴孔在針閥關(guān)閉2 ms時(shí)的液相體積分布。顯然，3種噴孔內(nèi)都有大的氣泡生成，并且隨著孔徑的縮短，氣泡更靠近壓力室。圖8示出噴孔內(nèi)柴油殘余率和倒流進(jìn)入燃油內(nèi)部的空氣體積隨噴孔長(zhǎng)度的變化關(guān)系?？梢钥闯觯瑖娍组L(zhǎng)度變小，噴孔內(nèi)殘余燃油內(nèi)部的氣體體積增大，但有助于殘余柴油的排出。

圖7 針閥關(guān)閉后2 ms時(shí)3種噴孔的液相體積分布

圖8 針閥關(guān)閉時(shí)噴孔內(nèi)Pdiesel及Vbubble隨噴孔長(zhǎng)度的變化

圖9示出3種噴孔在針閥關(guān)閉時(shí)出口截面的流場(chǎng)分布。隨著噴孔長(zhǎng)度的縮短，燃油在孔內(nèi)流動(dòng)的沿程損失減小，故其在出口截面的速度有增大的趨勢(shì)。同上一節(jié)所述，此時(shí)氣液兩相在出口附近相互作用。并且隨著噴孔長(zhǎng)度的縮短，空氣的速度增大，使得空氣倒流作用加強(qiáng)，同時(shí)氣液兩相之間的速度差值增加，加劇了燃油的卷吸作用，其結(jié)果是更多的空氣被卷入燃油內(nèi)部形成氣泡。

圖9 針閥關(guān)閉時(shí)3種噴孔出口截面的流場(chǎng)分布

3.3 針閥關(guān)閉時(shí)刻不同K系數(shù)噴孔內(nèi)流場(chǎng)的分布

對(duì)于錐形噴嘴，系數(shù)K定義為錐度系數(shù)，其公式為

K=100(din-dout)/H。

(6)

式中：din為噴孔的入口直徑；dout為噴孔的出口直徑；H為噴孔的長(zhǎng)度。為保證各噴孔的出口流量相同，保持噴孔出口直徑為0.4 mm不變。

保持噴孔長(zhǎng)度為1.2 mm，對(duì)K系數(shù)分別為0，2.5，5的噴孔進(jìn)行計(jì)算。從圖10中可以看出，3種噴孔中都有成形的氣泡，當(dāng)K=0時(shí)，氣泡體積最大。再對(duì)照?qǐng)D11，發(fā)現(xiàn)隨著K系數(shù)增加，倒流進(jìn)入燃油內(nèi)部的空氣體積有減小的趨勢(shì)，而噴孔內(nèi)殘余柴油量有增大的趨勢(shì)，說明K系數(shù)的減小對(duì)氣泡的產(chǎn)生和殘余燃油的排出有促進(jìn)作用。

圖10 針閥關(guān)閉后2 ms時(shí)3種噴孔的液相體積分布

圖11 針閥關(guān)閉后2 ms時(shí)噴孔內(nèi)Pdiesel及Vbubble隨K系數(shù)的變化

從圖12中可以看出，K系數(shù)減小，燃油相在出口截面的速度增大，有利于燃油的排出。K系數(shù)減小，氣液兩相之間的速度差值增加，同上兩節(jié)所述，氣液兩相之間的相互作用得到加強(qiáng)，空氣更容易被卷入燃油內(nèi)部。

4 結(jié)論

a) 隨著孔徑的增大，噴孔內(nèi)殘余燃油內(nèi)部有氣泡形成，倒流進(jìn)入殘余燃油內(nèi)部的空氣體積也有增大的趨勢(shì)；

b) 噴孔長(zhǎng)度越短，噴孔內(nèi)殘余燃油內(nèi)部的空氣體積越大，形成的氣泡越靠近壓力室；

c) K系數(shù)越小，噴孔內(nèi)的氣泡體積越大。

圖12 針閥關(guān)閉時(shí)3種噴孔出口截面的流場(chǎng)分布

[1] Alan Kastengren. End-of-Injection Behavior of Diesel Sprays Measured With X-Ray Radiography[J]. J. Eng. Gas Turbines Power,2012,134(9):279-287.

[2] Musculus. Entrainment Waves in Diesel Jets[J].SAE Int. J. Engines，2009，2(1):1170-1193.

[3] 彭天鵬.噴油嘴內(nèi)部流動(dòng)及近場(chǎng)噴霧結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)與數(shù)值模擬研究[D].南昌:南昌大學(xué),2010.

[4] 姜光軍,張煜盛,Medhat Elkelawy,等.不同燃料的噴嘴內(nèi)流動(dòng)與噴霧形態(tài)可視化試驗(yàn)[J].農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào),2014,45(5):22-29.

[5] Swantek A B，Duke D，Tilocco F Z，et al. End of Injection, Mass Expulsion Behaviors in Single Hole Diesel Fuel Injectors[C]//ILASS Americas 26th Annual Conference on Liquid Atomization and Spray Systems.Portland:[s.n.],2014.

[6] Battistoni M，Kastengren A L,Powell C F,et al. Fluid Dynamics Modeling of End-of-Injection Process[C]//ILASS Americas 26th Annual Conference on Liquid Atomization and Spray Systems.Portland:[s.n.],2014.

[7] 林宇星.基于VOF方法的噴嘴空穴流動(dòng)與近場(chǎng)噴霧數(shù)值模擬研究[D].南昌:南昌大學(xué),2013.

[8] Chen Fang. 3-D numerical simulation of contact angle hysteresis for microscale two phase flow[J].International Journal of Multiphase Flow,2008(34):690-705.

[9] Jollet S. Comparison of experiments and numerical simulations of high pressure transparent injection nozzles[C]//ILASS-Europe 2013, 25th European Conference on Liquid Atomization and Spray Systems.Chania:[s.n.],2013.

[10] 賈明,解茂昭,劉紅,等.傘噴噴嘴內(nèi)空化現(xiàn)象的數(shù)值模擬[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào),2011,29(3):213-220.

[編輯： 潘麗麗]

Calculation of Internal Flow Field in Different Nozzle Orifices of Diesel Engine at Needle Value Close Timing

WEN Hua, LI Qian, XU Yingtao

(College of Mechanical and Electrical Engineering， Nanchang University， Nanchang 330031, China)

A new algorithm consisting of two kinds of continuous mesh-moving was proposed to make the needle close completely based on the open source software Open FOAM and the transient internal flow field in nozzles was numerically simulated by three steps. The simulation results coincided with the experimental results of S.Jollet. The effects of nozzle structure parameters on the flow field inside the hole were further studied. The results show that the bubble in residual fuel of nozzle occurs with the increase of nozzle diameter. The shorter nozzle orifice length leads to larger bubble volume inside residual fuel and closer distance of bubble with pressure chamber. Besides, the decrease of K-factor is beneficial to the formation of bubbles.

nozzle orifice; numerical simulation; flow field; bubble

2015-09-17；

2015-12-14

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51466009)

文華(1976—)，男，副教授，博士，研究方向?yàn)椴裼蜋C(jī)噴嘴燃油噴射；1725178115@qq.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2016.01.008

TK422

B

1001-2222(2016)01-0042-06