針閥關閉時刻柴油機不同噴孔內流場的計算

文華， 李潛， 徐穎韜

(南昌大學機電工程學院， 江西 南昌 330031)

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針閥關閉時刻柴油機不同噴孔內流場的計算

文華， 李潛， 徐穎韜

(南昌大學機電工程學院， 江西 南昌 330031)

基于開源軟件OpenFOAM定義兩種連續的網格運動使針閥完全關閉，分三步數值模擬針閥關閉時刻噴孔內的瞬態流場，模擬結果與S.Jollet試驗結果基本吻合。在此基礎上研究噴孔結構參數對孔內流場的影響，計算結果表明，隨著孔徑的增大，噴孔內殘余燃油內部有氣泡形成；噴孔長度越短，噴孔內殘余燃油內部的空氣體積越大，形成的氣泡越靠近壓力室；K系數的減小有利于噴孔內氣泡的產生。

噴孔；數值模擬；流場；氣泡

目前國內對柴油機噴孔內燃油流動的研究大多是關于針閥關閉前的瞬態流動，其流動特性也只局限于空穴現象，有關針閥關閉時刻(EOI)[1-2]孔內流動特性的報道卻很少看見。當噴油間隔期很短時，EOI的孔內流動狀況對下一次的噴射過程會有很大的影響，因此對這段時間孔內流動特性進行研究很有必要。

近來的一些燃油噴射試驗發現了EOI孔內流動的新特性，如在噴油結束后，壓力室以及噴孔區域會產生氣泡[3-4]，這些氣泡在下一次噴射過程中的破裂勢必會對孔內流動造成影響。Swantek[5]認為該部分氣泡是外部空氣在燃油的卷吸作用以及內外壓差作用下倒流進入噴孔形成的。Battistoni[6]利用CONVERGE軟件建立模型，對針閥關閉時刻孔內的瞬態流場進行數值模擬，計算結果與試驗結果吻合較好，這為進行數值模擬提供了依據。然而此模擬方法認為噴孔出口流量為0時，針閥完全關閉。事實上此時針閥升程為5 μm，這會使模擬結果產生偏差。因此，本研究定義兩種連續的網格運動使針閥完全關閉，并在此基礎上研究噴孔結構對針閥關閉時刻柴油機孔內流場的影響。

1 運動網格處理方法

為保證數值計算的順利進行，針閥與閥座之間必須有網格的存在，這就造成了針閥不能完全關閉。為此，定義兩種連續的網格運動來使針閥完全關閉：針閥關閉初期，通過壓縮網格來實現針閥的運動；當針閥升程減小到0.02 mm時，利用滑移網格使壓力室正上方的針閥錐面繼續向下移動，從而達到針閥全關的效果。該種方法通過設計三套連續的計算網格來實現(見圖1)。

圖1 運動網格處理方法

第一套網格以針閥全開(升程為0.3 mm)時的整個噴嘴為初始計算區域，通過網格的壓縮實現針閥的運動，當針閥升程減小到0.02 mm時該部分網格運動結束。第二套網格以針閥升程為0.02 mm時的整個噴嘴為初始計算區域，將此時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壁面。然后引入滑移網格，通過移動壓力室正上方的針閥錐面向下運動使之壓縮壓力室部分的網格，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。當相互滑移0.02 mm時，該交界面面積減為0，此時閥座上方的燃油不能經該交界面流入壓力室，可以認為針閥完全關閉。為減少計算量，第三套網格只以壓力室和噴孔為計算區域。

整個三步計算過程如下：首先，利用第一套計算網格算出針閥全開時整個噴嘴的穩態流場，接著以此流場為初始流場計算出針閥移動到0.02 mm升程時的流場；然后，采用第二套網格，利用軟件中的流場映射功能，將上一步中0.02 mm升程時的流場映射過來作為初始流場并引入滑移網格計算出針閥全閉時壓力室及噴孔內的流場；最后，采用第三套網格，同樣應用流場映射功能，以第二步計算得出的流場作為初始值，計算針閥關閉時到下一次噴油前的流場。

2 計算模型的建立及驗證

2.1 噴嘴內兩相流動模型

基于VOF方法[7]引入動網格以及接觸角[8]建立不可壓縮兩相流模型對針閥關閉時刻噴孔內流場進行瞬態模擬。

VOF方法的氣體輸運方程為

(1)

式中：α為在整個流場中一種流體體積與網格體積的比值。若α=0則表示該網格不含該流體，若α=1則表示該網格充滿該流體，若0<α<1則表示該網格區域含有自由面。根據體積比函數α來追蹤和構造自由面。

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

(2)

(3)

式中:ρ為混合密度;t為時間；U為速度；p為壓力；τ為黏性切應力；σ為表面張力系數；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。式(3)中等號最右邊的積分項表示在液相表面，由于表面張力產生的求面積分的動量源項。

本研究采用均相流模型，認為氣液兩相是一種混合均勻相，混合相物性參數的值為各相的加權平均數。混合相密度ρ以及黏度μ通過式(4)和式(5)得出：

ρ=αρl+(1-α)ρg，

(4)

μ=αμl+(1-α)μg。

(5)

式中：α為液相體積分數，下角標l代表液相，g代表氣相。

2.2 初始邊界條件的設定

參照S.Jollet[9]實驗的初始噴射條件，并減小網格依賴性[10]對計算結果的影響，通過對該實驗中孔徑為0.2 mm和0.4 mm的噴孔進行計算，驗證計算模型的可靠性。

為減少計算量，取噴孔的一半作為計算對象，剖面設為對稱邊界，進出口設為壓力邊界，具體設定見表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。

表1 兩種噴孔壓力邊界條件的設定

表2 柴油及空氣的物性參數

2.3 計算模型的驗證及分析

圖2示出S.Jollet實驗中0.2 mm和0.4 mm孔徑噴孔的試驗與模擬結果對比。從圖中可以發現，0.2 mm噴孔中沒有氣泡產生，而0.4 mm噴孔有氣泡吸附在針閥錐面上。由于本次計算時間為針閥關閉后2 ms，當給定更多的計算時間時，噴孔內的氣泡會在浮力作用下上升至壓力室，故可以認為計算結果與試驗結果吻合，驗證了該模擬方法的可靠性。

圖2 液相體積分數試驗值與模擬值對比

3 計算結果及分析

3.1 針閥關閉時刻不同直徑噴孔內的流場分布

保持噴孔長度為1.2 mm，分別對孔徑為0.2，0.3，0.4 mm的噴孔進行計算。圖3示出3種噴孔在針閥關閉后2 ms時孔內的液相體積分布圖。可以看出，隨著孔徑的增大，孔內殘余燃油內部成形的氣泡從無到有。從圖4可以看出，隨著孔徑的增大，噴孔內柴油殘余率減小，而倒流進入燃油內部的空氣體積增大，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 針閥關閉2 ms后噴孔的液相體積分數

圖4 針閥關閉時噴孔內柴油殘余率Pdiesel及殘余柴油內部的空氣體積Vbubble隨孔徑的變化

圖5示出3種噴孔在針閥關閉時的速度矢量。可以看出， 0.2 mm噴孔孔內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。這是因為孔徑增加，噴孔對燃油流動的約束減弱。噴孔內速度方向越紊亂，空氣越容易被卷入燃油內部形成氣泡。

圖6示出3種噴孔在針閥關閉時出口截面的流場分布。從液相圖可以看出，針閥關閉時3種噴孔出口截面有一部分被空氣占據，說明空氣發生了倒流。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(沿出口方向為正，壓力室方向為負，下同)，空氣相的速度基本是負方向，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，并且兩相之間的速度差值也隨之增加，加強了空氣與燃油的相互作用，促進空氣被卷入燃油內部。

圖5 針閥關閉時3種噴孔的速度矢量

圖6 針閥關閉時3種噴孔出口截面的流場分布

3.2 針閥關閉時刻不同長度噴孔內流場的分布

保持孔徑為0.4 mm，對長度分別為0.6，0.9，1.2 mm的噴孔進行計算。圖7示出3種噴孔在針閥關閉2 ms時的液相體積分布。顯然，3種噴孔內都有大的氣泡生成，并且隨著孔徑的縮短，氣泡更靠近壓力室。圖8示出噴孔內柴油殘余率和倒流進入燃油內部的空氣體積隨噴孔長度的變化關系。可以看出，噴孔長度變小，噴孔內殘余燃油內部的氣體體積增大，但有助于殘余柴油的排出。

圖7 針閥關閉后2 ms時3種噴孔的液相體積分布

圖8 針閥關閉時噴孔內Pdiesel及Vbubble隨噴孔長度的變化

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

圖9 針閥關閉時3種噴孔出口截面的流場分布

3.3 針閥關閉時刻不同K系數噴孔內流場的分布

對于錐形噴嘴，系數K定義為錐度系數，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。

保持噴孔長度為1.2 mm，對K系數分別為0，2.5，5的噴孔進行計算。從圖10中可以看出，3種噴孔中都有成形的氣泡，當K=0時，氣泡體積最大。再對照圖11，發現隨著K系數增加，倒流進入燃油內部的空氣體積有減小的趨勢，而噴孔內殘余柴油量有增大的趨勢，說明K系數的減小對氣泡的產生和殘余燃油的排出有促進作用。

圖10 針閥關閉后2 ms時3種噴孔的液相體積分布

圖11 針閥關閉后2 ms時噴孔內Pdiesel及Vbubble隨K系數的變化

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

4 結論

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

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

c) K系數越小，噴孔內的氣泡體積越大。

圖12 針閥關閉時3種噴孔出口截面的流場分布

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[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.

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[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

國家自然科學基金項目(51466009)

文華(1976—)，男，副教授，博士，研究方向為柴油機噴嘴燃油噴射；1725178115@qq.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2016.01.008

TK422

B

1001-2222(2016)01-0042-06