針閥運動和油壓波動對燃油噴霧特性的影響

解方喜，姚卓彤，胡雪松，曹曉峰，賈貴起，洪 偉

（1.吉林大學 汽車仿真與控制國家重點實驗室，長春 130022；2.東風朝陽柴油機有限責任公司，遼寧 朝陽 122000）

0 引 言

氣動力誘發的射流表面不穩定波動、空穴現象和湍流擾動是影響高壓燃油射流霧化的三個主要因素［1－3］。高壓燃油在噴孔內高速流動過程中，經常會伴隨著強烈的空化現象及湍動，不但會使噴孔內燃油流動狀態發生變化，也會對發動機缸內燃油的霧化過程產生極大的影響。大量的研究表明噴油器噴孔內部燃油的流動特性對近孔端的燃油射流霧化過程（初次霧化過程）有決定性的影響，噴孔內的空化氣泡和湍動為燃油射流的不穩定提供了初始擾動，進而影響到燃油射流的整個霧化及其與空氣的混合過程［4－5］。

噴孔內的流動特性是敏感多變的，極易受噴射壓力、燃料性質和噴嘴幾何結構（噴孔入口圓角半徑、噴孔傾斜角）等因素的影響［6－7］。在燃油噴射過程中，針閥部件的運動過程及盛油腔和壓力室內的壓力邊界條件都是動態變化的，且會直接對噴孔內流行為產生影響。故而，本文數值模擬研究了一多孔噴油器孔內復雜的流動過程和噴孔外霧化過程，并深入考察了噴嘴內針閥運動和油壓波動對燃油在孔內流動過程及孔外霧化過程的影響。

1 研究平臺的建立

對于目前的柴油噴射系統，基本都應用多孔噴油器，故本文針對一實際的7孔噴油器進行研究。該噴油器噴嘴的主要結構尺寸如下:噴孔長度和直徑分別為1.0mm和0.144mm，噴孔傾角為150°，噴孔入口圓角半徑為0。

實際上，噴嘴內針閥運動和油壓波動并不是直接對燃油的霧化過程起作用，而是通過改變燃油在噴孔內的流動特性進而影響燃油的霧化過程的。研究中首先將噴嘴內針閥運動和油壓波動作為噴孔內燃油流動過程模擬的邊界條件，然后將獲取的噴孔出口截面的流動特征參數耦合入噴霧模型中，從而實現對整個噴霧過程的模擬。

1.1 噴嘴內針閥運動和油壓波動的模擬

高壓共軌噴射系統的噴油器是一電控液壓伺服噴射裝置，主要由噴嘴、電磁閥、控制室、控制柱塞、球閥和針閥偶件等幾部分組成，圖1所示為研究噴油器的簡化物理模型。文中應用AVL公司的HYDSIM軟件搭建了電控噴油器的計算模型。在構建計算模型時將該噴油器分解成管道、容積腔、節流閥、控制活塞、電磁閥和彈簧等基本單元，各個單元相互之間的計算方程函數通過液力、機械以及特殊方式連接組合成計算模型。

圖1 高壓共軌噴油器物理模型Fig.1 Physical model of common－rail injector

表1為模擬與試驗循環噴油量的對比結果。試驗循環噴油量通過一共軌試驗臺測得。由表1可見，模擬結果與實驗結果之間的差異較小，偏差率基本在5%以內，故而所建計算模型比較合理。

表1 模擬與試驗循環噴油量對比Table 1 Fuel injection quantities of simulation and experiment

1.2 噴嘴內燃油流動過程的數值模擬

采用AVL軟件FIRE中的兩相流模型對燃油在噴嘴內部的流動過程進行模擬研究。該模型基于建立液／氣兩相的質量與動量守恒方程，并通過附加源項的方式來考慮各相間的交互影響，其基本方程如下。

質量守恒方程:

動量守恒方程:

相間質量傳輸控制方程:

動量傳輸控制方程:

研究中采用標準k－ε湍流模型求解動量守恒與連續性方程，采用SIMPLE算法求解壓力與速度耦合方程。同時，研究中將噴嘴進／出口均選為壓力邊界條件，出口壓力采用恒壓邊界（0.5 MPa），進口壓力采用噴射過程中噴嘴盛油腔內油壓波動的計算值，且將上面獲得的針閥位移曲線在計算網格運動時使用。盛油腔內油壓波動和針閥升程如圖2所示，其為噴射脈寬設定為1800μs時的計算結果。在噴孔內燃油流動過程的模擬研究中，僅針對針閥開啟至關閉這段區間進行模擬，圖2顯示這段區間大約為2.16ms。圖3中進一步給出了噴孔內部燃油流動過程模擬所用的噴嘴計算網格，考慮到噴油嘴的對稱性和節約計算成本，取整個噴嘴幾何結構的1／7進行模擬研究。

圖2 針閥運動和盛油腔內油壓變化情況Fig.2 Variations of hydraulic pressure and needle movement in nozzle during injection

1.3 燃油噴霧過程的數值模擬

通常噴嘴內部燃油流動過程的模擬多采用Euler－Euler方式，而燃油流出噴孔后的霧化過程模擬則多采用Euler－Lagrangian方式，從而不能直接將噴嘴內部燃油流動模擬和噴孔外燃油霧化模擬過程耦合在一起。本文將噴孔出口截面的幾何特征參數與瞬時流動特征參數提取出來，并將其作為燃油霧化模擬時的初始條件。

圖3 計算網格Fig.3 Computational mesh

本文采用文獻［8］中提出的數學模型來計算燃油離孔后的初次霧化過程。該模型認為射流內部的湍動會誘使射流表面上產生初始波動，該波動在氣動力的作用下會不斷增長，最終破碎為霧化液滴離開射流表面。下面給出了燃油射流初次霧化的數學模型。

從上述初次霧化模型可看出，霧化長度尺度LA和破碎液滴尺寸Rdrop取決于湍動長度尺度LT，受當地湍動耗散率k和湍動能ε的影響。破碎時間尺度τA為湍動時間尺度τT和氣動時間尺度τW的混合加權值。氣動破碎時間尺度通過射流表面的KH不穩定理論計算。霧化液滴的初始速度可以利用破碎時間尺度和霧化長度尺度的比值進行估算。最終通過這一初次霧化模型可以計算出霧化液滴脫離液核表面時的初始大小、速度等。上述模型中:LW為氣動長度尺度；ρ2和ρg分別為液相和氣相密度；σ為液相表面張力。

噴孔內部形成的空穴氣泡也會對燃油射流的霧化過程產生重要的影響，空穴氣泡誘發的擾動會增加燃油射流的湍動水平，從而改變了燃油射流初次霧化過程的霧化長度尺度和時間尺度。本文將空穴氣泡的影響處理為一維k－ε湍流模型中的附加源項（Sk），從而在燃油射流的初次霧化過程中起作用:

式中:k為湍動能；ε為湍動能散率；C為模型常數；Sk為空穴氣泡作用的源項。

燃油射流經初次破碎后形成的小液滴在隨后的運動過程中，由于與周圍氣相之間仍然存在極高的速度差，使得其在氣動力的作用下會繼續發生分裂破碎。利用KH－RT模型對油滴的二次霧化過程進行模擬［9］。KH－RT模型中將油滴的破碎過程進一步分為KH不穩定波破碎及RT不穩定波破碎兩種模式。

1.4 噴霧形貌測試系統

研究中進一步利用高速攝像系統對噴霧形貌進行了測試，該系統主要由高壓可視容器、燃油噴射控制系統、高速攝像機、大功率光源等組成，該系統裝置如圖4所示。高速攝像機采用Phantom v7.3，滿幅時800×600像素，拍攝速度可達6688張／s，減小分辨率后可加快拍攝速度，其最快可達190000張／s。本研究中選定的拍攝速度為10000張／s，即每隔0.1ms拍攝一張照片。

圖4 可視噴霧實驗裝置實物圖Fig.4 Experiment apparatus of spray visual system

2 結果與討論

2.1 針閥運動和油壓波動對燃油流動的影響

圖5 引入針閥升程和油壓波動時的孔內空穴和燃油流速分布Fig.5 Contour of velocity of liquid fuel and cavitations with variations of hydraulic pressure and needle movement

圖5中給出了引入針閥升程和油壓波動的噴射過程中噴嘴內燃油流動速度和空穴分布的演變過程。同時，為對比分析，在圖6中還給出了采用將噴嘴內油壓和針閥升程視為恒定時所獲得的噴嘴內燃油流動速度和空穴分布的演變過程。由兩圖對比可以發現，兩者孔內空穴及流速演變過程均存在顯著差異。對于引入針閥升程和油壓波動的噴射過程而言，在噴射初期（0.06ms），由于噴油器針閥升程極小，使得針閥座處的有效流通面積較小，進而針閥座下游壓力室內的壓力較小，噴孔內燃油的流動速度較慢，不利于空穴氣泡的形成，噴孔內的空穴現象較為微弱；然而通過圖5（b）發現，此時在針閥座處由于燃油的流動速度較快，使得有大量空穴氣泡在此處形成，并向下游的壓力室內發展。隨著針閥的升高，閥座處的有效流通面積逐漸增大，閥座兩端的壓差降低，燃油的流動速度減小，此處的空穴現象將會逐漸消失，在0.18ms時，在閥座處基本已經沒有空穴氣泡存在。然而，由圖5（b）可見，由于孔內流動速度的快速增長，會使噴孔入口附近流場靜壓降低［10］，孔內有大量空穴氣泡出現，并且氣泡在液相主流的帶動下向下游發展，一直延伸至噴孔出口，造成了噴孔出口流動狀態的改變。此后隨孔內燃油速度的不斷提升，噴孔空穴區的范圍和強度不斷增大，至0.42ms后孔內空穴氣泡的分布才基本趨于穩定。結合圖2可以看到，此時噴嘴內針閥已經具有較高的升程，且油壓的波動幅度也有所減弱。

同時，在圖5中還可以看到，在噴射末期、針閥回座過程中，噴孔內的燃油流動速度和空穴分布也會發生較大的變化，在針閥回座初期，此時由于針閥仍具有較高的升程，且油壓的波動也較小，所以孔內流動狀態變化不大，至1.8ms時孔內流動狀態變化較為微弱。然而，隨著針閥升程的進一步減小，閥座處的有效流通面積降低，使得噴孔上游壓力室內的壓力迅速下降，噴孔內液相燃油的流動速度減小，促進了噴孔內空穴起泡的生長，使得孔內氣相體積分數急劇升高。

由圖6所示的恒定油壓和針閥升程計算結果可以看到，當保持油壓和針閥升程不變時，噴孔內的燃油流動速度和空穴分布很快趨于穩定，圖中在0.06ms后孔內的燃油流動速度及空穴氣泡的分布和強度就已基本不變。

圖7中進一步給出了油壓和針閥升程變化及恒定兩種條件下的出口截面質量流量和氣相體積流量分數變化情況。由圖7可見，當油壓和針閥升程恒定時，噴孔出口截面的質量流量和氣相體積流量分數等流動狀態參數迅速升高并很快趨于穩定，質量流量在0.07ms附近基本趨于穩定，氣相體積流量分數在0.20ms附近趨于穩定。而對于油壓和針閥升程變化情況，其出口截面的流動參數較恒定情況有顯著差異，在噴射前期和末期表現尤為明顯。受針閥升程和噴嘴盛油腔內油壓波動的影響，噴射前期其質量流量的升高速度相對較為緩慢，空穴氣泡流出出口截面的時刻也有所推遲；同時，在噴射末期其出口截面的質量流量不斷減小，氣相體積分數增加。這主要是因為在噴射末期隨針閥回座，噴孔上游壓力室內的油壓會不斷降低，這促進了孔內空穴氣泡的生成，使得出口截面的氣相體積流量分數有所升高。綜合看來，引入針閥升程和油壓波動與將這兩個邊界設定為恒定值時，對燃油在孔內和流出噴孔時的流動特征均有極大的影響。

圖7 出口截面質量流量和氣相體積流量分數的變化Fig.7 Mass flow and gas phase volume fractions of nozzle exit

2.2 針閥運動和油壓波動對噴霧過程的影響

圖8 噴霧貫穿距離和噴霧錐角的對比Fig.8 Comparison of spray penetration and spray cone angle

圖8為油壓和針閥升程變化和恒定兩種條件下的噴霧貫穿距離和噴霧錐角的模擬結果與實驗結果的對比。為便于對比分析，在模擬過程中將1.5ms噴射時刻所對應的噴霧貫穿距離作為基準，通過分別調整模型參數使兩組模擬結果在1.5ms時刻的噴霧貫穿距離均與實驗結果相同。由圖8可見，引入油壓和針閥升程變化的模擬結果與實際測量結果具有更好的一致性，而油壓和針閥升程視為恒定的模擬結果在噴射過程中、后期與實驗結果的吻合程度也很高，然而在噴射前期與實驗結果卻存在極大的差異，模擬值明顯偏高，結合圖6可以發現其在噴射開始后很短時間內孔內的燃油流動速度就已很快。同時，由噴霧錐角的對比圖中也可以看到，引入油壓和針閥升程變化的模擬結果也較為理想，與實驗結果較為一致，而恒定條件下的噴霧錐角預測結果則明顯偏低。

圖9為油壓和針閥升程變化和恒定兩種條件下噴霧形貌與實驗結果的對比。由圖9可見，當油壓和針閥升程視為恒定時其模擬噴霧形貌相對較為狹長，即噴霧貫穿距離較大，噴霧錐角較小。然而，引入油壓和針閥升程變化后，其噴霧形貌與實驗結果更為相似。

圖9 噴霧形貌的對比Fig.9 Comparison of spray morphology

綜上所述，噴嘴內油壓和針閥升程的變化，會對燃油在孔內的流動過程及離孔后的霧化過程產生顯著的影響，并且其勢必會進一步影響缸內的燃燒和有害排放物的形成過程。故而，在內燃機模擬計算過程中要充分考慮油壓和針閥升程等的影響，才能使模擬預測結果更為準確。

3 結 論

（1）引入油壓和針閥升程的實際變化，會使在噴孔內及出口處燃油的流動特征均發生顯著的變化，并在噴射前期和末期表現尤為明顯。

（2）引入油壓和針閥升程的實際變化后，燃油流出噴孔后的霧化過程也較油壓和針閥升程恒定情況有明顯差異。引入油壓和針閥升程的變化后，噴霧形貌及貫穿距離和錐角等噴霧特征參數均與實驗結果更為吻合。而將噴射壓力和針閥升程視作恒定時其噴霧貫穿距離在噴射前期與實驗結果相比明顯偏大，而噴霧錐角相對較小。

（3）在柴油機模擬計算過程中要充分考慮噴嘴內油壓波動和針閥運動等因素對燃油的孔內流動、霧化、混合、燃燒及有害排放物的影響，才能使模擬預測結果更為準確。

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