趙文柱， 王憲成， 趙永東， 孫志新， 徐冬冬

(陸軍裝甲兵學(xué)院 機(jī)械工程系, 北京 100072)

0 引言

噴油器作為燃油供給系統(tǒng)的關(guān)鍵部件，對(duì)噴霧質(zhì)量、燃燒狀況以及發(fā)動(dòng)機(jī)性能有著直接的影響[1]。受缸內(nèi)高溫高壓環(huán)境的影響，噴孔壁面油膜與碳煙等燃燒產(chǎn)物極易發(fā)生裂化反應(yīng)，生成積碳顆粒，黏附累積在噴孔周圍[2-3]。噴孔積碳后影響燃油正常流動(dòng)，干擾噴霧模式，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)噴霧及燃燒影響較大。目前，國內(nèi)外針對(duì)噴孔積碳對(duì)噴霧及燃燒影響做了大量的試驗(yàn)研究[4-7]。Ambrosio等[8]系統(tǒng)研究了噴孔積碳對(duì)噴油規(guī)律及噴霧特性的影響，結(jié)果表明：積碳造成噴油器噴射流量減小，噴霧貫穿距以及噴霧錐角減小。Brigel等[9]通過單缸發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)研究了噴孔積碳對(duì)燃燒質(zhì)量的影響，結(jié)果表明：噴孔積碳后，發(fā)動(dòng)機(jī)功率下降，缸內(nèi)平均指示壓力最大減小12.2%. 裴毅強(qiáng)等[10]通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，積碳后噴油器流量明顯降低，流量損失隨噴射壓力增大而增大，積碳后噴油器霧化質(zhì)量變差。

本文針對(duì)噴孔積碳大小和分布特點(diǎn)，建立了噴孔內(nèi)部流動(dòng)模型，計(jì)算分析了不同積碳對(duì)噴孔內(nèi)部流動(dòng)的影響。耦合噴孔內(nèi)部流動(dòng)計(jì)算結(jié)果建立了噴霧仿真模型，計(jì)算分析了不同積碳對(duì)噴霧特性的影響。

1 仿真模型建立

1.1 噴孔內(nèi)部流動(dòng)模型

圖1(a)為某8孔密閉式噴油器內(nèi)部流動(dòng)物理模型，噴孔直徑0.35 mm，噴孔夾角140°. 由于噴孔對(duì)稱分布，計(jì)算時(shí)只取其中1/8，如圖1(b)所示。計(jì)算網(wǎng)格如圖1(c)所示，由于噴孔直徑較小，對(duì)噴孔部分進(jìn)行網(wǎng)格加密，通過網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，當(dāng)網(wǎng)格總數(shù)為53萬時(shí)，噴孔出口壓力值達(dá)到穩(wěn)定。圖2為噴孔出口壓力隨網(wǎng)格總數(shù)變化，從圖2中可知，當(dāng)計(jì)算網(wǎng)格大于53萬時(shí)，網(wǎng)格總數(shù)對(duì)計(jì)算結(jié)果影響較小。

計(jì)算模型采用流體體積法，通過計(jì)算網(wǎng)格內(nèi)氣相的體積分?jǐn)?shù)α確定氣相與液相交界面，動(dòng)量守恒方程為

(1)

式中：u為網(wǎng)格內(nèi)流體速度。

單位網(wǎng)格內(nèi)的密度和黏性系數(shù)分別為

ρ=ρgα+ρl(1-α),

(2)

μ=μgα+μl(1-α),

(3)

式中：ρg為氣相密度；ρl為液相密度；μg為氣相黏性系數(shù)；μl為液相黏性系數(shù)。

湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。入口、出口均為壓力邊界，入口壓力根據(jù)噴霧試驗(yàn)測得的噴油器嘴端壓力給出，嘴端壓力使用瑞士Kistler公司生產(chǎn)的4624A型壓力傳感器測量，在高壓油管靠近噴油器一端打孔，采用配套的安裝夾套將傳感器固定在高壓油管打孔處，保證壓力測量的準(zhǔn)確性。出口壓力與噴霧試驗(yàn)背壓相同，背壓為2 MPa，背景氣體為空氣。壁面為無滑移壁面。計(jì)算流體為柴油，密度834 kg/m3.

1.2 噴霧模型

噴霧仿真模型計(jì)算區(qū)域是長、寬、高均為140 mm的立方體，根據(jù)定容噴霧彈大小設(shè)置，噴霧計(jì)算網(wǎng)格如圖3所示。對(duì)噴孔出口區(qū)域進(jìn)行錐形網(wǎng)格加密，經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，網(wǎng)格總數(shù)為50萬時(shí)，噴霧貫穿距計(jì)算結(jié)果達(dá)到穩(wěn)定。

耦合噴孔內(nèi)部流動(dòng)計(jì)算結(jié)果(噴孔出口空化強(qiáng)度、湍動(dòng)能、湍能耗散率等)，作為噴霧模型計(jì)算的初始條件，計(jì)算單一噴孔的噴霧特性。考慮氣動(dòng)力、湍流擾動(dòng)以及空化效應(yīng)對(duì)噴霧破碎的影響，噴霧破碎模型選用KH-ACT模型。液滴半徑的時(shí)間變化率dr/dτ與霧化長度尺度和時(shí)間尺度的比LA/τA呈正比，分別計(jì)算氣動(dòng)力、湍流擾動(dòng)、空化效應(yīng)3種作用下LA/τA，比值最大的決定噴霧破碎過程，LA/τA可以表示為

(4)

式中：LKH/τKH為氣動(dòng)力影響下的霧化長度尺度和時(shí)間尺度的比；LCAV/τCAV為空化作用下霧化長度尺度和時(shí)間尺度的比；LT/τT為湍流擾動(dòng)作用下霧化長度尺度和時(shí)間尺度的比。

如果氣動(dòng)力起決定作用，那么：

(5)

式中：rKH為氣動(dòng)力影響下的液滴半徑。

如果湍流擾動(dòng)和空化起決定作用，那么：

(6)

式中：CT,CAV為常數(shù)。

蒸發(fā)模型選用Frossling模型，氣動(dòng)阻力模型選用Dynamic drop drag模型，湍流模型選用k-ε模型。背景氣體為空氣，背景壓力為2 MPa，環(huán)境溫度為293 K.

2 仿真模型驗(yàn)證

2.1 噴孔內(nèi)部流動(dòng)模型驗(yàn)證

利用噴油泵試驗(yàn)臺(tái)架，采用長管法進(jìn)行了噴油規(guī)律試驗(yàn)，噴油規(guī)律試驗(yàn)裝置如圖4所示。試驗(yàn)測試了噴油泵轉(zhuǎn)速在300 r/min時(shí)全新8孔噴油器的噴油規(guī)律，對(duì)噴孔內(nèi)部流動(dòng)模型進(jìn)行驗(yàn)證。

1.1節(jié)中的噴孔內(nèi)部流動(dòng)模型忽略了各孔之間的差異，根據(jù)單一噴孔出口的質(zhì)量流量計(jì)算8孔噴油器噴油規(guī)律，與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比。圖5為噴油規(guī)律仿真與試驗(yàn)對(duì)比，由于噴孔內(nèi)部流動(dòng)模型初始階段沒有考慮針閥開啟過程的影響，因此在初始階段仿真值大于試驗(yàn)值，此外，仿真計(jì)算中沒有考慮溫度變化的影響，試驗(yàn)時(shí)長管的壓力測量誤差等導(dǎo)致試驗(yàn)值與仿真值存在一定誤差，最大誤差為8%，驗(yàn)證了噴孔內(nèi)部流動(dòng)模型具有較好的準(zhǔn)確性。

2.2 噴霧模型驗(yàn)證

利用噴油泵試驗(yàn)臺(tái)架，基于定容彈體，采用直拍法進(jìn)行了噴霧特性試驗(yàn)，噴霧試驗(yàn)裝置如圖6所示。試驗(yàn)時(shí)噴油泵轉(zhuǎn)速為300 r/min，定容彈背景壓力為2 MPa. 為了得到單一噴孔的噴霧圖像，試驗(yàn)時(shí)使用了自制噴孔擋片，使其中一個(gè)噴孔正常噴射，其余噴孔油束沿?fù)跗蛳聡娚洹D7所示為噴霧圖像試驗(yàn)與仿真對(duì)比，為了更加直觀對(duì)比，試驗(yàn)噴霧圖像旋轉(zhuǎn)70°，使其垂直向下。

圖8為噴霧貫穿距試驗(yàn)與仿真對(duì)比。通過對(duì)比發(fā)現(xiàn)，仿真噴霧圖像與試驗(yàn)噴霧圖像形狀比較吻合，仿真噴霧貫穿距在噴射初期存在一定誤差，由于噴孔內(nèi)部流動(dòng)模型沒有考慮針閥開啟階段的影響，仿真計(jì)算的初始階段噴孔出口速度要大于實(shí)際噴孔出口速度，因此在噴射初期誤差較大。噴射后期，針閥全開，噴油量仿真值與試驗(yàn)值誤差減小。其次由于內(nèi)部流動(dòng)模型入口邊界使用的是高壓油管嘴端壓力值，與實(shí)際噴油壓力相比存在誤差，噴射后期噴孔出口速度小于試驗(yàn)值，因此噴射后期貫穿距誤差減小。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 仿真計(jì)算積碳類型設(shè)置

使用日本奧林巴斯株式會(huì)社生產(chǎn)的Olympus光學(xué)電子顯微鏡拍攝了典型噴孔積碳圖像，如表1所示。根據(jù)圖像可知，噴孔積碳分布主要有2種形式：噴孔出口積碳，呈圓弧狀分布在出口周圍；噴孔內(nèi)部大顆粒積碳，如表1中白色虛線所示，此類積碳較少。

表1 典型噴孔積碳圖像

Tab.1 Typical nozzle deposit images

根據(jù)對(duì)積碳分布特點(diǎn)以及大小的測量，仿真計(jì)算了噴孔內(nèi)部積碳不同分布和出口積碳不同大小對(duì)噴孔內(nèi)部流動(dòng)以及噴霧的影響。其中將噴孔內(nèi)部積碳簡化為長軸0.16 mm、短軸0.12 mm的半橢圓體，分布在噴孔內(nèi)部靠近出口一側(cè)的不同位置(上側(cè)、左側(cè)、右側(cè)、下側(cè))，如圖9所示。噴孔出口積碳同樣簡化為半橢圓體分布在噴孔出口周圍，其中長軸用L表示，短軸的1/2用H表示，如圖10所示。通過顯微鏡測距功能對(duì)典型噴孔積碳大小進(jìn)行測量，出口積碳寬度在0.3 mm左右，出口積碳高度范圍為0.004～0.152 mm. 結(jié)合積碳實(shí)際大小，同時(shí)簡化模型以便尋找規(guī)律，計(jì)算了3種不同大小的出口積碳對(duì)孔內(nèi)流動(dòng)的影響，其中L都是0.3 mm，H分別是L的1/2、1/4、1/8. 出口積碳大小如表2所示。

參數(shù)出口積碳1出口積碳2出口積碳3L/mm0.30.30.3H/mm0.03750.07500.1500

3.2 積碳對(duì)內(nèi)部流動(dòng)及噴霧影響

3.2.1 噴孔內(nèi)部積碳

表3為噴孔內(nèi)部積碳對(duì)孔內(nèi)空化及速度的影響。表3中空化圖像、速度圖像的截面從左至右與噴孔出口距離分別為1.3 mm、0.8 mm、0.3 mm、0 mm. 從表3中可知：噴孔內(nèi)部積碳造成孔內(nèi)空化區(qū)域和強(qiáng)度減小，如表3中紅色虛線方框所示。噴孔出口處的空化區(qū)域和強(qiáng)度有所增加，積碳一側(cè)的出口處出現(xiàn)空化現(xiàn)象，其中孔內(nèi)上側(cè)積碳對(duì)出口空化影響較小，如表3中黑色虛線方框所示；噴孔內(nèi)部積碳造成噴孔內(nèi)部速度減小，如表3中紅色實(shí)線圓框所示，噴孔出口速度減小，積碳一側(cè)的出口處速度明顯減小，如表3中黑色實(shí)線圓框所示。表4為噴孔內(nèi)部積碳對(duì)噴霧形態(tài)和燃空比的影響。表4中噴霧圖像從左至右時(shí)間分別為0.2 ms、0.5 ms、1.0 ms、1.5 ms、2.0 ms. 從表4中可知，噴孔內(nèi)部積碳對(duì)噴霧形態(tài)影響較小，但導(dǎo)致燃空比增大。圖11所示為噴孔內(nèi)部積碳對(duì)噴霧貫穿距和索特平均直徑(SMD)的影響。從圖11中可知，噴孔內(nèi)部積碳導(dǎo)致貫穿距減小，SMD減小。

表3 噴孔內(nèi)部積碳對(duì)孔內(nèi)空化及速度的影響

Tab.3 Effect of nozzle internal deposit on cavitation and velocity

表4 噴孔內(nèi)部積碳對(duì)噴霧形態(tài)和燃空比的影響

Tab.4 Effect of nozzle internal deposit on spray form and air-fuel ratio

噴孔內(nèi)部積碳在孔內(nèi)形成了一個(gè)突起，導(dǎo)致靠近噴孔出口處的流動(dòng)面積減小，急變流引起的局部阻力損失增大，噴孔內(nèi)部流動(dòng)速度相對(duì)減小，因此內(nèi)部空化效應(yīng)減弱。由于積碳的存在，柴油流經(jīng)積碳時(shí)流動(dòng)面積減小導(dǎo)致流動(dòng)速度增大，柴油靜壓減小，因此在積碳一側(cè)出現(xiàn)空化現(xiàn)象。柴油流過積碳后，形成漩渦，產(chǎn)生較大的摩擦損失和阻力損失，能量損失增大，導(dǎo)致噴孔出口處速度減小，因此噴霧貫穿距減小，最大減小3%. 由于積碳引起噴孔內(nèi)部湍流擾動(dòng)增大，導(dǎo)致射流不穩(wěn)定波動(dòng)增大，提高了霧化程度，因此孔內(nèi)積碳造成SMD明顯下降，最大下降38%. 噴孔內(nèi)部積碳位置不同對(duì)噴霧形態(tài)、噴霧貫穿距和SMD影響的差別較小。

3.2.2 噴孔出口積碳

表5為噴孔出口積碳對(duì)孔內(nèi)空化及速度的影響。從表5中可知：出口積碳造成噴孔內(nèi)部空化區(qū)域和強(qiáng)度增加，積碳越多，對(duì)空化效應(yīng)影響越大，如表5中紅色虛線方框所示；出口積碳造成噴孔內(nèi)部以及出口速度增大，如表5中紅色實(shí)線圓框所示。表6所示為噴孔出口積碳對(duì)噴霧形態(tài)和燃空比的影響。從表6中可知，噴孔內(nèi)部積碳對(duì)噴霧形態(tài)和燃空比影響較小。圖12所示為噴孔出口積碳對(duì)噴霧貫穿距和SMD的影響。從圖12中可知，噴孔出口積碳導(dǎo)致貫穿距稍有增加，噴射初期SMD增加，噴射后期變化較小。

表5 噴孔出口積碳對(duì)孔內(nèi)空化及速度的影響

Tab.5 Effect of nozzle outlet deposit on cavitation and flow velocity

出口積碳改變了噴孔出口條件，噴孔出口逐漸擴(kuò)大而不是突然擴(kuò)大，導(dǎo)致局部阻力損失減小，噴孔內(nèi)部流動(dòng)速度增加，柴油靜壓進(jìn)一步下降，因此內(nèi)部空化效應(yīng)增強(qiáng)。由于噴孔出口速度增加，噴霧貫穿距有所增大，積碳越多，貫穿距越大，最大增大1.5%. 由于出口區(qū)域的限制，柴油射流離孔后油束與周圍空氣的卷吸作用減小，徑向湍流擾動(dòng)減小，不利于液滴的破碎，導(dǎo)致噴射初期SMD稍有增大，噴射后期，隨著噴孔出口空化效應(yīng)增強(qiáng)，湍動(dòng)能增大，SMD逐漸減小，與正常噴孔相差較小。

4 結(jié)論

1)耦合噴孔內(nèi)部流動(dòng)計(jì)算結(jié)果，為噴霧提供準(zhǔn)確的初始條件，結(jié)合KH-ACT噴霧模型，可以更好地模擬燃油噴霧過程。

2)噴孔內(nèi)部積碳導(dǎo)致流動(dòng)阻力增大，孔內(nèi)流動(dòng)速度和空化效應(yīng)減小，噴孔出口處積碳一側(cè)空化效應(yīng)增大，噴孔出口湍流擾動(dòng)增大，噴霧貫穿距和SMD減小。

3)噴孔出口積碳改變了噴孔出口結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致孔內(nèi)流動(dòng)速度和空化效應(yīng)增大，噴孔出口徑向湍流擾動(dòng)減小，噴霧貫穿距和SMD稍有增大。

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