劉燦旭，潘業(yè)俊，劉?紅，賈?明，田江平，張威龍

內(nèi)交叉噴嘴內(nèi)部沖擊效應(yīng)霧化機理研究

劉燦旭，潘業(yè)俊，劉?紅，賈?明，田江平，張威龍

(大連理工大學能源與動力學院，大連 116024)

與傳統(tǒng)的單圓柱孔噴嘴相比，內(nèi)交叉孔噴嘴由于其具有較高的流量系數(shù)和在促進射流破碎方面的顯著優(yōu)勢而逐漸得到應(yīng)用. 本研究利用OpenFOAM平臺進行數(shù)值研究以討論內(nèi)交叉孔噴嘴的內(nèi)部流動和射流破碎機理. 采用已搭建的混合多流體準-VOF 模型，對同孔徑不同相交角為20°和25°的交叉孔噴嘴以及單圓柱孔噴嘴進行了多相流計算及實驗驗證. 結(jié)果表明，計算結(jié)果與實驗值有很好的一致性. 與圓柱形單孔噴嘴相比，采用內(nèi)交叉孔噴嘴能夠有效抑制空化，提高流量系數(shù).另外，表面波在交叉面和擴散面上的發(fā)展差異是產(chǎn)生扇形噴霧的主要原因. 而增大內(nèi)交叉噴嘴的交叉角在一定程度上可以有效提高內(nèi)部沖擊效應(yīng)，從而促進霧化.

多流體準-VOF模型；內(nèi)交叉孔；內(nèi)部沖擊效應(yīng)；機理；霧化

柴油機中噴霧霧化特性主要由噴嘴結(jié)構(gòu)、噴射壓力及其他因素共同決定[1-3]，尤其是噴嘴結(jié)構(gòu)的影響非常復(fù)雜. 大多數(shù)實用的壓力霧化器噴嘴都使用圓柱形孔[4-5]. 然而，也有學者對一些非傳統(tǒng)孔結(jié)構(gòu)如錐形孔噴嘴[6]、橢圓孔噴嘴[7-8]和長方形孔噴嘴[9]進行了研究，發(fā)現(xiàn)這些非常規(guī)的孔噴嘴在特定的情況下可以有效改善噴霧霧化特性. 類似地，基于上述思想，Long等[10]于1999年提出了一種 V 型交叉噴嘴結(jié)構(gòu)，該噴嘴已初步應(yīng)用于船用柴油機，且明顯促進了燃油與空氣混合[11-12]. 因此交叉噴嘴具有降低油耗的潛力，值得進一步研究[13].

近年來，已有很多學者利用實驗和數(shù)值模擬研究了內(nèi)交叉孔噴嘴的內(nèi)部流動[14]和外場噴霧特性[15-16]，發(fā)現(xiàn)交叉孔噴嘴與常規(guī)單孔噴嘴的內(nèi)部流動和近場霧化特性具有明顯的差異：不同于單孔噴嘴內(nèi)部的氣穴效應(yīng)和外場的近似軸對稱射流，交叉孔噴嘴的內(nèi)部幾乎沒有氣穴，外場則是以扇狀射流或噴霧的形式展現(xiàn). 然而從V型相交孔噴嘴出現(xiàn)的噴霧(即，扇形噴霧)的形態(tài)背后的機理還沒有被很好地理解，交叉角對噴霧動力學的影響也不明確. 鑒于此，本研究將利用之前構(gòu)建好的歐拉-歐拉-準VOF數(shù)值模型，對交叉孔噴嘴的內(nèi)部流動和近場射流破碎進行耦合數(shù)值研究，以探究由其獨特的內(nèi)交叉孔結(jié)構(gòu)引起的內(nèi)部沖擊效應(yīng)作用于外場形成扇形噴霧的機理.

1?數(shù)學與物理模型

1.1?多流體-準VOF模型

由于本研究采用的數(shù)值模型及其相關(guān)假設(shè)已在之前的工作中進行了全面的描述[17]，為了維持文章框架的完整，這里僅給出方程的簡要描述.

首先給出包含質(zhì)量源項的連續(xù)性方程：

式中：，為相序數(shù)；為單相速度；為相平均速度；m為質(zhì)量源項.

氣穴模型修正：

式中：b為氣核成長半徑；為成核位點體積分數(shù).

氣液界面由準-VOF模型捕獲，該模型對連續(xù)性方程中的“u-u”項進行?；?/p>

考慮相間相互作用的動量方程為

湍動能由一方程 LES 模型求解：

1.2?數(shù)值配置

在求解控制方程的過程中，壓力-速度耦合由PISO-SIMPLE(PIMPLE)法迭代處理，即在每個時間步長內(nèi)用SIMPLE穩(wěn)態(tài)算法求解，而時間步長的步進用PISO算法來完成．對于時間離散項，使用一階隱式歐拉格式；對于拉普拉斯項，散度項和梯度項均采用高斯線性方法離散.

1.3?物理模型及計算條件設(shè)置

噴霧燃燒可視化實驗平臺主要由定容彈、燃油噴射系統(tǒng)和高速攝像機組成[18]．質(zhì)量流量由電磁閥監(jiān)測，自由噴霧實驗采用陰影法，得到的實驗結(jié)果用以與仿真結(jié)果進行對比驗證．不考慮針閥運動，根據(jù)實驗所用真實噴嘴建立三維幾何與網(wǎng)格模型，如圖1所示，計算域包括壓力室、噴孔和噴霧腔．為了更好地展示兩種噴嘴的幾何差異，將交叉孔噴嘴和單孔噴嘴的噴孔處單獨放大．模型的左端設(shè)置為燃油的壓力入口，右端對應(yīng)邊界設(shè)置為壓力出口，其他邊界條件設(shè)置為壁面，壁面處的速度邊界條件均設(shè)置為無滑移邊界，壓力均設(shè)置為零梯度邊界．噴孔直徑均為0.7mm，近場區(qū)域長度均為5mm．單孔噴嘴采用共計870萬個六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，內(nèi)交叉孔噴嘴則采用混合網(wǎng)格，非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格集中在噴孔區(qū)域，利用interface邊界進行端面的數(shù)據(jù)傳輸，網(wǎng)格數(shù)總計930萬．兩種噴嘴的最小網(wǎng)格尺寸均為2μm.

圖1?單孔及交叉孔噴嘴幾何與網(wǎng)格

實驗中所采用的燃料為0#柴油．眾所周知，柴油是由許多組分組成的混合物，為了簡化，數(shù)值模擬中不考慮組分變化，認為環(huán)境溫度不變，柴油物性為常數(shù)，忽略氣穴生成引起的物性變化，計算流體的詳細物性以及模擬工況參數(shù)見表1.

表1?實驗及數(shù)值計算中流體物性和工況

Tab.1　　Fluid properties and working conditions in ex-periments and numerical calculations

2?模型驗證

2.1?噴油量及流量系數(shù)驗證

在驗證本模型之前，已進行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證.由于單孔噴嘴為整體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，計算較快，而交叉孔噴嘴采用混合網(wǎng)格，計算較慢. 考慮到模擬計算時長的限制，采用單孔噴嘴進行噴油量及流量系數(shù)驗證．圖2給出了在定噴油脈寬為2ms下用在開源軟件OpenFOAM中自行構(gòu)建的多流體-準VOF模型和采用商用軟件Fluent中的VOF模型進行模擬的計算結(jié)果與實驗值的對比，0.5mm單孔結(jié)果在圖中用黑色表示，0.7mm單孔在圖中則用紅色表示. 從圖中可以看出，本研究采用的模型計算結(jié)果與實驗值無論是在噴油量上還是在流量系數(shù)上都更為接近，精度更高. 可以認為本研究采用的歐拉-歐拉-準VOF模型在數(shù)值計算上有較大的優(yōu)勢，能夠更加準確地預(yù)測噴孔內(nèi)部的流動規(guī)律和氣穴分布．

圖2?噴油量及流量系數(shù)驗證

2.2?近場噴霧驗證

對于內(nèi)交叉孔噴嘴而言，在兩個平面上的射流破碎有著較大的區(qū)別，由于平面能夠觀察到交叉孔的內(nèi)部流動，用平面代表交叉面，用平面代表擴散面. 圖3分別對比了在交叉面及擴散面上不同噴射時刻初次破碎的數(shù)值與實驗圖像，數(shù)值結(jié)果與實驗圖像吻合較好，證實了本研究采用的改進混合多流體-準VOF模型確實能夠在考慮相間作用力的同時精確捕捉氣液界面以及初次破碎的細節(jié).

圖3　　不同噴射時刻初次破碎在交叉面及擴散面上的數(shù)值與實驗圖像對比

3?結(jié)果分析與討論

3.1?內(nèi)交叉噴嘴內(nèi)流及近場射流霧化機理分析

鑒于改進的混合多流體-準VOF模型既可以精確捕捉氣液界面又能考慮相間相對速度和相對速度引起的作用力，本研究基于此對內(nèi)交叉噴嘴展開內(nèi)流及初次破碎機理分析. 下列分析均是基于實驗的其中一組工況(噴射壓力120MPa，背壓6MPa).

圖4展示了20°交叉孔噴嘴在不同噴射時刻噴嘴內(nèi)部流動及近場區(qū)域氣液界面處的不穩(wěn)定波和一次破碎發(fā)展過程. 通過分析噴嘴內(nèi)部燃油隨時間的流動過程可以發(fā)現(xiàn)，噴嘴內(nèi)部僅產(chǎn)生了極少量的氣穴，并且迅速消失. 從近場射流上來看，圖4中所展示的放大的表面波截圖A39～A43、B39～B43是從啟噴后39～43μs的燃油液柱表面抽取出來的，分別從交叉面和擴散面兩個不同的截面截取. 從圖4中A39和B39中可以看出，由于該時刻燃油速度相對較低，氣液界面處的擾動相對較小，除了A39中液柱后半段出現(xiàn)了液帶之外，A39和B39整體的氣液界面看起來還較為平滑. 隨著速度的進一步提高，湍流擾動逐漸變得劇烈，氣液界面處增大的速度梯度導致界面剪切力變強. 另外，燃油與空氣的相對速度也大幅增加，引起較強的拖曳阻力. 因此，對比圖4中A39和A43以及B39和B43發(fā)現(xiàn)，不穩(wěn)定性表面波經(jīng)歷了快速增長，表面波的波長變小，振幅增大，圖4中黑色圓圈帶箭頭所示位置處A40(B42)的表面波波峰開始破裂，在A41(B43)剝離出了小液滴. 在這個過程中，可以得出結(jié)論：擴散面中液帶的出現(xiàn)(B41)相比于交叉面滯后，間接導致了擴散面中液帶破碎成液滴的過程(B42～B43)滯后于交叉面(A40～A41). 另外，雖然擴散面的表面波發(fā)展的更為劇烈，但交叉面上表面波的增長卻更為連續(xù)和平緩. 這也是導致擴散面上的燃油噴霧寬度會明顯大于交叉面，從而形成扇形噴霧的主要原因.

圖4?不同噴射時刻內(nèi)交叉噴嘴內(nèi)流、不穩(wěn)定波和一次破碎發(fā)展過程

液柱破碎如圖5中黃色方框所示，燃油液柱表面不穩(wěn)定性波波動時，表面張力使燃油液柱波谷處的直徑軸向增大，徑向減小，這導致破碎出的燃油液帶表現(xiàn)為長條蛇形(藍色方框). 當液帶直徑足夠小時，在周向表面張力的作用下，液帶會收縮并且發(fā)生掐斷破碎形成液滴. 液核破碎(黑色方框)的過程如圖5(a)～(e)所示，圖5中(a)～(e)分別對應(yīng)啟噴后39μs、40μs、41μs、42μs和43μs，流動方向是從左至右，下角標1表示交叉面，角標2表示擴散面.從圖5(a)～(e)可以看出，液核破碎機理與液帶斷裂的形成機理相同，當液柱無法維持完整的射流時，中心液核便會逐漸發(fā)生掐斷. 與擴散面相比，同一時刻交叉面的液核破碎得更為劇烈. 蘑菇頭破碎(紅色方框)的過程如圖5(A)～(C)所示，圖中(A)～(C)分別對應(yīng)啟噴后41μs、42μs和43μs，流動方向是從左至右，下角標定義同上. 從圖5(A)～(C)可以清晰看到蘑菇頭在軸對稱渦的作用下破碎出環(huán)狀液帶(橢圓標注)以及尾緣處環(huán)狀液帶破碎出小液滴(箭頭標注)的過程. 同樣地，與擴散面相比，同一時刻交叉面的蘑菇頭破碎出的環(huán)狀液帶更多.

圖5?液柱、液核及蘑菇頭破碎的詳細機理

3.2?內(nèi)部沖擊效應(yīng)對噴嘴內(nèi)流和射流破碎的影響

圖6中顯示的是同一計算時刻(42μs)處于相同噴射壓力(120MPa)和背壓(6MPa)環(huán)境下，相同孔徑(0.7mm)的單孔噴嘴和內(nèi)交叉孔噴嘴在兩個不同截面的內(nèi)流耦合外場射流破碎的燃油體積分數(shù)云圖. 圖6中由上而下分別代表的是單圓柱孔噴嘴、20°內(nèi)交叉噴嘴和25°內(nèi)交叉噴嘴.在單孔噴嘴的右側(cè)小圖中給出了液柱破碎角和蘑菇頭破碎長度m的定義，其中定義液柱破碎角為液柱軸線的平行線與液柱破碎產(chǎn)生的液帶和液滴邊界的夾角，蘑菇頭破碎長度m為從噴嘴出口到蘑菇頭頂部位置的距離. 不難發(fā)現(xiàn)，單孔噴嘴的液柱破碎角小于交叉噴嘴，而蘑菇頭破碎長度大于交叉噴嘴；與此同時，將交叉噴嘴的不同交叉角進行對比，可以發(fā)現(xiàn)，25°交叉噴嘴的液柱破碎角無論是在交叉面還是擴散面均略大于20°交叉噴嘴，而蘑菇頭破碎長度卻是略小于20°交叉噴嘴；將同一個角度的交叉噴嘴在交叉面和擴散面上對比，發(fā)現(xiàn)擴散面的液柱破碎角遠大于交叉面，而蘑菇頭破碎長度卻相差不大. 以上是三者在近場噴霧特征上的主要差別. 另外，從噴嘴內(nèi)流來看，單孔噴嘴內(nèi)部產(chǎn)生了氣穴，而兩種角度的交叉噴嘴的氣穴卻很少；再從近場破碎進行分析，發(fā)現(xiàn)單孔噴嘴的初次破碎主要是在蘑菇頭處發(fā)生，而內(nèi)交叉孔噴嘴的初次破碎則發(fā)生在液柱中后段的液核處，因此交叉噴嘴的液核長度小于單孔噴嘴. 另外，單圓柱孔噴嘴的液柱直徑小于內(nèi)交叉噴嘴，內(nèi)交叉噴嘴在擴散面上的液柱直徑大于交叉面.

圖6?3種噴嘴噴霧特性對比

圖7對應(yīng)圖6中42μs的液體燃油分布給出了表征渦強的渦量、拖曳力以及渦結(jié)構(gòu). 當燃油從噴孔進入噴霧場時，燃油徑向速度的增加、噴嘴喉部近壁處旋渦和空化現(xiàn)象引起的湍流作用是燃油液柱表面初始擾動形成的主要因素，對于交叉噴嘴，由于極少產(chǎn)生氣穴，交叉孔的內(nèi)部沖擊效應(yīng)則更為關(guān)鍵. 此外，由于空氣與燃油界面之間存在足夠的速度差，導致產(chǎn)生了較強的拖曳力和大量的渦結(jié)構(gòu)，如圖7(a)、(b)、(c)所示，從而促進了燃油射流表面波的初始發(fā)展和隨后的快速增長.由于湍流和壓力梯度引起的旋渦會使氣液界面變成波浪狀，當擾動能夠克服液體的表面張力時，液柱和液核發(fā)生掐斷破碎，蘑菇頭會進一步破碎形成環(huán)狀液帶.

4?結(jié)?論

基于已搭建的多流體-準VOF 模型對不同于傳統(tǒng)單孔噴嘴的內(nèi)交叉孔噴嘴的內(nèi)流及近場破碎進行了高精度預(yù)測.

(1)在研究噴嘴內(nèi)部流動時發(fā)現(xiàn)，內(nèi)交叉噴嘴獨特的內(nèi)交叉孔結(jié)構(gòu)有效抑制了氣穴的產(chǎn)生.

(2)在射流表面不穩(wěn)定性研究中發(fā)現(xiàn)，在內(nèi)部沖擊效應(yīng)的影響下，擴散面的表面波發(fā)展的更為劇烈，而交叉面上表面波的增長更為連續(xù)和平緩.這也是導致擴散面上的燃油噴霧寬度會明顯大于交叉面從而形成扇形噴霧的主要原因.

(3)內(nèi)部沖擊效應(yīng)會使燃油在流經(jīng)噴嘴出口時產(chǎn)生較強的拖曳力和大量的渦結(jié)構(gòu)，從而促進表面波的初始發(fā)展和近場的初次破碎.而增大內(nèi)交叉噴嘴的交叉角度可以在一定程度上有效增強內(nèi)部沖擊效應(yīng)，進而促進射流霧化.

［1］ Desantes J M，Salvador F J，López J J，et al. Study of mass and momentum transfer in diesel sprays based on X-ray mass distribution measurements and on a theoretical derivation[J].，2011，50(2)：233-246.

［2］ Payri R，Salvador F J，Gimeno J，et al. Influence of injector technology on injection and combustion development – Part(1)：Hydraulic characterization[J].，2011，88(4)：1068-1074.

［3］ Salvador F J，Martínez-López J，Caballer M，et al. Study of the influence of the needle lift on the internal flow and cavitation phenomenon in diesel injector nozzles by CFD using RANS methods[J].，2013，66(2)：246-256.

［4］ Sou A，Maulana M I，Isozaki K，et al. Effects of nozzle geometry on cavitation in nozzles of pressure atomizers[J].，2008，3(5)：622-632.

［5］ Sun Z-Y，Li G-X，Chen C，et al. Numerical investigation on effects of nozzle’s geometric parameters on the flow and the cavitation characteristics within injector’s nozzle for a high-pressure common-rail DI diesel engine[J].，2015，89(5)：843-861.

［6］ Ho C-M，Gutmark E. Vortex induction and mass entrainment in a small-aspect-ratio elliptic jet[J].，1987，179(3)：383-405.

［7］ Payri R，García J M，Salvador F J，et al. Using spray momentum flux measurements to understand the influence of diesel nozzle geometry on spray characteristics[J].，2005，84(5)：551-561.

［8］ He Z，Guo G，Tao X，et al. Study of the effect of nozzle hole shape on internal flow and spray characteristics[J].，2016，71(2)：1-8.

［9］ Wang F，F(xiàn)ang T. Liquid jet breakup for non-circular orifices under low pressures[J].，2015，72(5)：248-262.

［10］ Long W，Leng X，Tian J. The Intersecting Hole Nozzle with a Disturbing Domain[P]. CH：200810012342X，2011-02-02.

［11］ Leng X，Qi K，Long W，et al. Macro characteristics of the spray from intersecting hole nozzles[J].，2012，110(3)：343-349.

［12］ Dong Q，Long W，Ishima T，et al. Spray characteristics of V-type intersecting hole nozzles for diesel engines[J].，2013，104(1)：500-507.

［13］ Long W，Leng X，Dong Q，et al. Experimental study of NOemission of marine diesel engines based on a novel fuel injection system[J].，2011，6(1)：50-56.

［14］ Leng X，He Z，Jin Y，et al. Characterization of internal flow of intersecting hole nozzle for diesel engines[C]//. 2015，2015-01-1860.

［15］ Dong Q，Long W-Q，Tian J-P，et al. Application of laser diagnosis and numerical simulation in study on V-Type intersecting hole nozzle for diesel engine[J].，2012，4(2)：5-9.

［16］ Leng X，Jin Y，He Z，et al. Effects of V-type intersecting hole on the internal and near field flow dynamics of pressure atomizer nozzles[J].，2018，130(7)：183-191.

［17］ Liu H，Zhang W，Jia M，et al. An improved method for coupling the in-nozzle cavitation with multi-fluid-quasi-VOF model for diesel spray[J].，2018，177(2)：20-32.

［18］ Xiang L，Tian J，Long W，et al. Experimental study on the free spray characteristics of intersecting-hole nozzle in diesel engine[J].，2018，40(11)：83-95.

Internal Impact Effect on the Atomization Mechanism of Internal Intersecting Nozzles

Liu Canxu，Pan Yejun，Liu Hong，Jia Ming，Tian Jiangping，Zhang Weilong

(School of Energy and Power Engineering，Dalian University of Technology，Dalian 116024，China)

Compared with the traditional single-cylindrical nozzle，the internal intersecting nozzle has gradually been used due to its higher discharge coefficient and significant advantages in promoting jet breakup. In this study，the OpenFOAM platform was used to conduct a numerical study to discuss the mechanisms of internal flow and jet breakup of the internal intersecting nozzle. The established mixed multi-fluid quasi-VOF(Volume of Fluid)model was applied to carry out the multi-phase flow calculation and experimental verification for both the internal intersecting nozzle with the same aperture and different intersection angles(20° and 25°)and the single-cylindrical nozzle. The results show that the calculated results are in good agreement with the experimental values. Compared with the single-cylindrical nozzle，the internal intersecting nozzle can effectively suppress cavitation and improve discharge coefficient. In addition，the difference in the development of surface wave on the intersection surface and the diffusion surface is the main reason for the generation of a fan-shaped spray. However，increasing the intersecting angle of the internal intersecting nozzle can effectively improve the internal impact effect to a certain extent，thereby promoting atomization.

multi-fluid quasi-VOF model；internal intersecting nozzle；internal impact effect；mechanism；atomization

TK11

A

1006-8740(2023)04-0414-07

10.11715/rskxjs.R202305031

2022-03-16．

國家自然科學基金資助項目(51961135105，91641117)；天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室開放基金資助項目(K2018-04).

劉燦旭(1997—??)，男，博士研究生，liucanxu@mail.dlut.edu.cn.

劉?紅，女，博士，教授，hongliu@dlut.edu.cn.

(責任編輯：梁?霞)