16V265H油機(jī)噴孔結(jié)構(gòu)對內(nèi)部流場的影響

宋少文，王娟，李明海

(大連交通大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧 大連 116028)

16V265H油機(jī)噴孔結(jié)構(gòu)對內(nèi)部流場的影響

宋少文，王娟，李明海

(大連交通大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧 大連 116028)

針對16V265H柴油機(jī)噴油器，以三維CFD軟件FIRE為平臺，對噴孔內(nèi)部空化流動進(jìn)行了數(shù)值模擬.結(jié)果發(fā)現(xiàn)空化現(xiàn)象十分明顯，特別是超空化流動在整個噴油過程中高達(dá)90%.另外，從空化分布、速度分布以及流量系數(shù)這三個角度分析了入口圓角半徑、噴孔夾角以及噴孔長度等幾何結(jié)構(gòu)對噴孔內(nèi)部流動情況的影響.

噴油嘴；空化；速度；流量系數(shù)

0 引言

噴油嘴是燃油噴射系統(tǒng)的核心部件，燃油在其內(nèi)部的流動情況相當(dāng)復(fù)雜，直接影響到燃油的霧化、燃燒及排放效果.根據(jù)質(zhì)量守恒和動量守恒定律，當(dāng)燃油經(jīng)過噴孔入口處時，由于拐角以及流通橫截面積減小會使得燃油的流速急劇增大，導(dǎo)致噴孔入口處產(chǎn)生壓力降，當(dāng)壓力一旦低于燃油的飽和蒸汽壓時，就會產(chǎn)生氣泡，即空化現(xiàn)象[1- 2].

燃油噴霧與周圍空氣之間的摩擦只是影響燃油霧化的一個重要因素，而噴嘴內(nèi)部的流動情況(湍流和空化)也起著舉足輕重的作用[3].空化為燃油流動的不穩(wěn)定性提供了原始動力，它對燃油的噴射速度和噴霧錐角有很大的影響.然而通過實驗直接觀察噴孔內(nèi)部的流動情況很不現(xiàn)實，因為噴孔內(nèi)部的流動情況不僅非常復(fù)雜，而且通常噴孔直徑只有零點幾毫米，再加上噴油持續(xù)期一般又非常短暫，使得CFD數(shù)值模擬成為研究噴嘴內(nèi)部流動情況的有效途徑.16V265H柴油機(jī)是我國為“和諧3”型內(nèi)燃機(jī)車最新引進(jìn)的配套產(chǎn)品，它是一款典型的大功率(最大功率為6 000馬力)、高強(qiáng)化(最高噴射壓力達(dá)到了160 MPa)柴油機(jī)，所以對其噴孔內(nèi)部燃油流動情況進(jìn)行研究非常有必要.本文采用三維CFD軟件FIRE對16V265H柴油機(jī)噴孔內(nèi)部的流動情況進(jìn)行了仿真模擬.

1 數(shù)學(xué)模型

噴孔內(nèi)部的流體主要成分是液態(tài)柴油和柴油蒸汽，所以計算采用雙流體模型，連續(xù)性方程和動量方程作為基本控制方程，為了保證計算的精度以及穩(wěn)定性，湍流模型采用k-ε雙方程模型分別針對燃油的液態(tài)和氣態(tài)，空化模型選擇線性空化模型[4].

2 標(biāo)況下噴孔內(nèi)部的流動情況

2.1 標(biāo)況下工作條件

該柴油機(jī)標(biāo)準(zhǔn)轉(zhuǎn)速為1 000r/min.噴油器針閥升程為0.5mm，噴油持續(xù)期為-18～10°CA，當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角為5°CA時噴油壓力達(dá)到最大值，約為160MPa.

2.2 噴油器模型

16V265H柴油機(jī)噴油器噴孔為9×Φ0.45mm，噴孔長度為1.6mm，噴孔夾角為154°.鑒于噴孔分布的特點具有對稱性，所以為了簡化模型以及減少計算時間，計算模型只有20°(單個噴孔的一半).圖1(a)為Pro/E生成的三維實體模型，圖1(b)為采用FIRE軟件生成的三維網(wǎng)格模型.網(wǎng)格單元數(shù)為51 660.

(a)實體模型 (b)網(wǎng)格模型

圖1 噴油器油路三維油路模型

2.3 邊界條件

模型的進(jìn)、出口均使用壓力邊界條件定義，進(jìn)口壓力隨曲軸轉(zhuǎn)動而變化，出口壓力定義為4 MPa.柴油的飽和蒸汽壓力設(shè)為892 Pa.

2.4 結(jié)果分析

噴孔內(nèi)部流動狀態(tài)一般劃分為單向流、空化初生、部分空化以及超空化[5].-18～-16.9°CA期間都是單向流，即噴孔內(nèi)的燃油都為液態(tài)，從-16.9°CA開始，燃油中開始出現(xiàn)氣泡，即空化初生，隨著噴油壓力增大，氣泡逐漸增多，空化現(xiàn)象更加明顯，即部分空化，當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角為-16.5°CA時，空化區(qū)域已經(jīng)蔓延至噴孔出口處，即為超空化現(xiàn)象.分析整個噴油過程發(fā)現(xiàn)空化現(xiàn)象十分普遍，特別是從-16.5～8.7°CA絕大多數(shù)時刻都是超空化流，占到整個噴油過程的90%.

空化現(xiàn)象會引起噴孔有效流通截面積發(fā)生變化，所以流量系數(shù)必然受到影響.噴孔的實際流量(模擬結(jié)果)與理論流量(計算結(jié)果)的比值即為流量系數(shù)，其計算公式為：

式中：qma為噴孔實際質(zhì)量流量；A為出口橫截面積；ρ為燃油密度[6].

-15.0～8°CA期間，針閥處于最大升程，噴孔流量系數(shù)穩(wěn)定在0.72左右.但在整個噴油過程中流量系數(shù)最大值0.75并非出現(xiàn)在曲軸轉(zhuǎn)角為5°CA時對應(yīng)的噴油壓力峰值處，而在8.1°CA，此時噴油壓力僅為53MPa.造成這種現(xiàn)象的原因是5°CA時壓力過高導(dǎo)致空化強(qiáng)度太大，使得噴孔有效流通截面積減小，造成流量系數(shù)有所下降，但是下降并不十分明顯，這是因為超空化時液態(tài)燃油的流通面積雖然減小了，但是其軸向速度卻大大提高，所以抑制了流量系數(shù)的減小.同理，-13°CA時的情況也可以如此解釋.

3 噴孔幾何結(jié)構(gòu)對空化現(xiàn)象的影響

3.1 入口圓角對空化現(xiàn)象的影響

噴孔入口圓角通常用入口圓角半徑和噴孔直徑之比r/d表示.從圖2中可以看出隨著入口圓角半徑的增加，空化現(xiàn)象明顯減弱，r/d=0.3時，空化的區(qū)域基本消失.

入口圓角半徑越大意味著噴孔入口附近的過渡更加平緩，流通截面積減少的速率降低，所以燃油通過噴孔入口附近會變得更加流暢，這樣能大大降低流動損失，壓力損失也會明顯減小，從而使得空化現(xiàn)象得以減弱，燃油流動速度增加[7]，如圖3所示.隨著r/d的增大，流量系數(shù)也得到了明顯提高，如圖4所示，以曲軸轉(zhuǎn)角5°CA時為例，此時針閥位于最大升程處，入口壓力也達(dá)到了峰值，流量系數(shù)相對于原型增加的百分比依次為：0.09%、10.00%、19.90%、21.70%.由此可見，噴孔入口圓角對燃油的流動有很大影響.

(a)r/d=0.05 (b)r/d=0.1 (c)r/d=0.2 (d)r/d=0.3

圖2 不同入口圓角半徑時空化分布

(a)r/d=0.05 (b)r/d=0.1 (c)r/d=0.2 (d)r/d=0.3

圖3 不同入口圓角半徑時液態(tài)燃油速度分布

圖4 不同入口圓角時流量系數(shù)

3.2 噴孔夾角對空化現(xiàn)象的影響

首先假設(shè)用A表示噴孔軸線與噴油嘴軸線之間所夾的銳角，即噴孔夾角的1/2，A角的變化值用ΔA表示.由圖5可知，隨著A角的減小，空化現(xiàn)象有減弱的趨勢.

由于燃油在經(jīng)過噴孔前的流動方向是自上而下的，所以A角減小時，燃油經(jīng)過噴孔入口處時，能夠更好地保持原來的方向，減少流動損失以及壓力損失，從而使得空化現(xiàn)象減弱，燃油流動速度增加，這可以從圖6中看出.隨著A角的減小，噴孔流量系數(shù)也得到了一定提高，如圖7所示，但是影響效果遠(yuǎn)遠(yuǎn)沒有入口圓角明顯.同樣以曲軸轉(zhuǎn)角5°CA時為例，噴孔流量系數(shù)相對于原型增加的百分比依次為：-2.21%、-1.08%、0.18%、0.22%.

(a)ΔA=10° (b)ΔA=5° (c)ΔA=-5° (d)ΔA=-10°

圖5 不同噴孔夾角時空化分布

(a)ΔA=10° (b)ΔA=5° (c)ΔA=-5° (d)ΔA=-10°

圖6 不同噴孔夾角時液態(tài)燃油速度分布

圖7 不同噴孔夾角時流量系數(shù)

3.3 噴孔長度對空化現(xiàn)象的影響

噴孔長度與直徑之比L/d是一個無量綱參數(shù).如圖8所示，隨著噴孔長度的增加，噴孔入口附近空化現(xiàn)象基本相同，但是出口處的情況截然不同.

雖然噴孔長度增加，但是噴孔入口處附近的幾何結(jié)構(gòu)并沒有改變，所以燃油在噴孔入口附近相同位置的流動情況幾乎相同，空化現(xiàn)象并無差異，速度分布也相差無幾，如圖9所示，但是隨著噴孔長度的增加，液態(tài)燃油又漸漸重新附著在噴孔內(nèi)壁上，所以噴孔出口處的空化現(xiàn)象大大減弱，燃油的速度分布也明顯不同.不同噴孔長度，雖然噴孔的流量系數(shù)在針閥上升過程中有少許變化，但是當(dāng)針閥到達(dá)最大升程后幾乎沒有變化，如圖10所示，然而由于針閥在上升過程中的時間相對于整個噴油持續(xù)期來說非常短暫，所以，總體來說，噴孔長度對噴孔的流量系數(shù)基本沒有影響.

(a)L/d=2 (b)L/d=3.56(原型)(c)L/d=5 (d)L/d=8

圖8 不同噴孔長徑比時空化分布

(a)L/d=2 (b)L/d=3.56(原型)(c)L/d=5 (d)L/d=8

圖9 不同噴孔長徑比時液態(tài)燃油速度分布

圖10 不同噴孔長徑比時流量系數(shù)

4 結(jié)論

本文以三維CFD軟件FIRE為平臺針對16V265H柴油機(jī)噴油器對噴孔內(nèi)部空化流動進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)論如下：

(1)16V265H柴油機(jī)噴油器在標(biāo)況下噴孔內(nèi)部的空化現(xiàn)象十分明顯，超空化現(xiàn)象持續(xù)時間在整個噴油過程中高達(dá)90%；

(2)增大入口圓角半徑和減小噴孔夾角都會抑制空化現(xiàn)象，增加燃油流速，提高噴孔流量系數(shù)，但是噴孔夾角沒有入口圓角影響明顯；

(3)增加噴孔長度，在噴孔入口附近，流動情況幾乎相同，但是出口處的空化現(xiàn)象有所減弱，速度分布也發(fā)生變化，噴孔長度對流量系數(shù)基本沒有影響.

[1]VOLMAJERM，KEGLB.CavitationPhenomenaintheInjectionNozzle：TheoreticalandNumericalAnalysis[J].JournalofKONESInternalCombustionEngines，2004，11(3)：295- 303.

[2]沃恒洲，姚智華，張亞芳，等.發(fā)動機(jī)噴嘴空化特性研究進(jìn)展[J]．內(nèi)燃機(jī)，2011(1)：1- 5.

[3]王謙，柏金，何志霞，等．柴油機(jī)噴嘴空穴流動特性分析[J]．車用發(fā)動機(jī)，2010(3)：27- 33.

[4]張軍，杜青，楊延相，等.柴油機(jī)不同類型噴嘴內(nèi)部空化流動特性的研究[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報，2010，28(2)：133- 140.

[5]汪翔，蘇萬華.利用雙流體模型研究柴油高壓噴嘴內(nèi)部的空化流動[J].科學(xué)通報，2008，53(15)：1864- 1870.

[6]沃恒洲，姚智華，張亞芳，等.發(fā)動機(jī)噴嘴內(nèi)部空化初生的數(shù)值模擬研究[J].中國機(jī)械工程,2011，22(17)：2071- 2074.

[7]胡林峰，夏興蘭，郭立新.噴油嘴偶件內(nèi)部流動特性的研究[J].現(xiàn)代車用動力,2009(4)：7- 13.

Influence of 16V265H Diesel Nozzle Structure on Internal Flow Field

SONG Shaowen，WANG Juan，LI Minghai

(School of Traffic and Transportation Engineering，Dalian Jiaotong University，Dalian 116028,China)

Aiming at 16V265H diesel injector,a simulation is performed with 3D CFD software FIRE as a platform.It is found that the cavitation is very obvious,especially the super-cavitation flow accounting for 90% in the entire injection process. In addition,the influence to nozzle hole flow situation of inlet rounded radius and angle between nozzle holes and nozzle hole length is analyze from the cavitation distribution,velocity distribution and the flow coefficient aspects.

nozzle;cavitation;velocity;flow coefficient

1673- 9590(2015)01- 0034- 05

2013- 11- 14

宋少文(1987-),男，碩士研究生;李明海(1962-)，男，教授,碩士，主要從事柴油機(jī)性能優(yōu)化的研究

E-mail:Osaka1213@163.com.

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