柴油機燃油噴孔內流動及對近場噴霧特性的影響*

沈保山，高永強，張美娟，張國芬

(1. 無錫職業技術學院汽車與交通學院，江蘇無錫，214000； 2. 山東交通學院汽車工程學院，濟南市，250357)

0 引言

柴油機的油氣混合好壞直接影響其高效燃燒以及排放性能，改善燃油射流破碎和油氣混合特性，長期以來受到國內外學者的高度重視。近年來，隨著計算機技術和試驗測試方法的快速發展，燃油高壓噴射破碎的研究有了質的飛躍。對于燃油近嘴區噴射霧化機理的研究，長期以來主要集中于環境氣體和射流之間的作用，或燃油相變(空化)對射流霧化的影響，但這仍屬于兩相流動問題。其實，燃油射流在噴孔出口處的稠密段，存在空穴(燃油蒸汽)、環境介質(氣相)，或者環境氣體卷入射流內部的情況，近場燃油射流破碎是復雜的多相流問題。

燃油高壓噴射霧化過程的研究，Choi等[1]使用二維和三維模型對漩渦處氣泡的形成、振動和破碎過程進行研究，詳細考慮了空化泡演變和湍流之間的相互影響。Echouchene等[2]研究了壁面粗糙度對噴嘴內空化和湍流的影響，發現空化的產生導致湍動能和耗散率的增加，在空化和湍流渦團之間建立了一定的聯系。Portillo等[3]借助試驗研究認為：噴嘴出口附近的絕對不穩定是射流存在不穩定波的最重要原因。Villiers等[4]和Herrmann[5]通過對液體射流破碎的數值模擬表明，液體射流頭部呈現傘狀結構，并論述初始段破碎過程。近些年，隨著CFD軟件的發展與完善，不少學者對噴嘴內部流動及其噴射霧化特性進行了大量的研究，張軍等[6]通過可視化試驗研究了噴孔結構對噴嘴內流及噴霧特性的影響，指出空化在孔內潰滅時會使流動湍流度增大，空化延伸到噴孔出口時會使得噴霧錐角增大。高永強等[7-9]針對噴嘴內初始氣泡、空化過程等對燃油近嘴區初始射流破碎過程進行了研究。仇滔等[10]對噴孔內空化過程與流動特性進行研究，指出了空化與流動特性之間的聯系。上述文獻證明了噴孔內空化與射流流動特性、湍動能和耗散率的聯系，但是，不同尺度的湍流對空化生長、發展、潰滅的動力學演化過程，以及空化如何影響射流破碎的等問題仍需開展深入研究。

基于此，本文采用大渦模擬，耦合噴孔內相變導致的空化形成、生長、潰滅的動力學演化過程以及環境氣體的作用，對燃油高壓射流流動特性及近嘴區域噴霧過程進行研究，考察燃油空化和環境氣體對射流破碎的影響。

1 數值計算模型

1.1 基本方程

假設燃油是不可壓縮的流體，流動視為均勻的汽—液—氣混合物[11]。不可壓縮的Navier-Stokes方程，即質量守恒、動量守恒方程如式(1)～式(9)。

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：ρ——混合物密度，kg/m3;

P——壓力，Pa；

μ——混合物動力粘度，N·s/m2。

l,v,g——混合物中液相、汽相和空氣相成分；

αi——混合物各相的體積分數，滿足以下關系。

αl+αv+αg=1

(5)

混合物密度、動力粘度可以用式(6)和式(7)來計算。

ρ=αlρl+αvρv+αgρg

(6)

μ=αlμl+αvμv+αgμg

(7)

Fsv為表面張力產生的動量源項，可用式(8)來計算。

Fsv=σkα

(8)

式中：σ——表面張力系數；

(9)

1.2 空化模型

通常發生在實際噴嘴中的空化現象，可以用燃油壓力來計算，當燃油壓力低于其飽和蒸汽壓力時，燃油轉變成燃油蒸汽，否則燃油蒸汽冷凝成燃油。在OpenFOAM中有三個空化模型，分別是Kunz[12]，Merkle[13]和Schnerr-Sauer[14]模型，本文采用Schnerr-Sauer模型，此模型在進行LES計算時可以加快收斂速度，將蒸汽泡數密度和液相體積分數聯系起來。發生空化時其控制體積內的蒸汽量是通過一組蒸汽泡數和這些蒸汽泡的平均半徑來計算的。

(10)

式中：R——空化泡半徑；

P(R)——空化泡內的壓力。

蒸汽體積分數αv可以用式(11)來確定。

(11)

式中：n0——汽泡數密度。

(12)

對αv進行求導可得

(13)

整理上述公式可得汽液質量交換率

(14)

1.3 模型驗證

對所建模型基于Sou[15]試驗數據進行合理性驗證，Sou的試驗設置了三種針閥升程，分別為Z=4、8、16 mm，噴孔寬度、長度和厚度分別為W=4 mm、L=16 mm、t=1 mm的二維模型，工作介質采用水，通過不同的速度射入到環境中，研究針閥升程對空化現象以及射流破碎的影響。水的主要物性參數如表1所示，Sou采用高速攝像技術，對二維噴孔內的噴射過程中空穴區域進行拍攝，并記錄下一些相關流場數據。

如圖1所示為試驗和數值模擬結果對比，結果表明，數值模擬結果同試驗拍攝圖像較為一致，數值模擬結果能夠真實地反映出噴孔內空化產生、發展演變過程，所建模型能夠較準確地預測噴孔內的空穴流動現象。

表1 水的主要物性參數(25 ℃)Tab. 1 Main physical properties of water

圖1 試驗和數值模擬結果Fig. 1 Results of numerical simulation and experiment

1.4 幾何模型

本文主要研究柴油機噴孔內燃油流動及對近場噴霧特性的影響，考慮到噴孔上游及下游燃燒室對噴孔內柴油流動的影響，幾何模型選取噴孔上游壓力室直徑D=0.6 mm，噴孔直徑d=0.2 mm，噴孔長度Ld=0.8 mm，將燃油噴射到10倍噴孔長度的定容室內，如圖2所示。燃油主要物性參數如表2所示。

圖2 計算模型示意圖Fig. 2 Schematic diagram of calculation domain

表2 燃油主要物性參數(25 ℃)Tab. 2 Main physical properties of diesel fuel

2 燃油噴射霧化過程結果分析

2.1 多相流模型計算結果

基于構建的多相流模型，對柴油機燃油射流破碎過程進行了數值模擬。為了模擬噴油器針閥開啟到關閉過程的燃油噴射過程，參考了文獻[16]的處理方法，在0 μs時刻，入口壓力設為20 MPa，經過5 μs，入口壓力達到120 MPa，在75 μs時，針閥開始關閉，80 μs時完全關閉。

圖3所示為燃油噴射霧化過程的數值模擬結果，噴油壓力和環境壓力分別為120 MPa和0.1 MPa，物性參數見表2。從圖3中可以看出，在5 μs、10 μs時，由于燃油流速不高，空化雖然在噴孔入口處已經產生，還沒有發展到噴孔出口，此時噴孔出口處燃油射流表面比較光滑，受到擾動較小。隨著噴射進行，空化區域逐漸向噴孔出口延伸(圖3中15～30 μs)，空化強度逐漸增強，射流表面擾動增強，射流表面有液絲剝離下來。在35 μs時，空化延伸，發展到噴孔出口處，環境氣體和射流的相互作用，使得射流表面擾動增強，導致初始射流液滴、液絲的生成。40 μs后，在環境氣體的氣動力作用下，液絲繼續破碎，形成更加細小的液滴。從圖3中還可以看出，在75 μs時針閥開始關閉，到80 μs 完全關閉，此時噴孔內燃油由于流動慣性，致使噴孔內空化明顯增強，空化區域擴大。

圖3 燃油射流噴射霧化過程Fig. 3 Atomization process of fuel jet at near nozzle region

圖4所示為液相體積分數、湍動能和亞網格渦黏度分布云圖對比，圖上半部為液相體積分數，下半部分別為湍動能和亞網格渦黏度。從圖中可以看出，燃油霧化過程與燃油射流湍動能和亞網格渦黏度息息相關，從噴油時刻25 μs、45 μs、65 μs以及85 μs來看，噴孔內湍動能以及亞網格渦黏度均呈現壁面附近大、中心區域小特點，且從噴孔入口到出口均不斷減小。原因是在噴嘴入口處存在流動分離區，此處產生大尺度的漩渦，隨著流動進行其尾流中有更多小尺度的漩渦脫落下來，造成壁面附近的湍動能以及亞網格渦黏度較高。通過對比可知，近嘴區射流出現了不規則鋸齒狀，空化加劇了射流的不穩定和擾動，促進了射流破碎，該區域形成了較強的湍動能和亞網格渦黏度。

(a) 液相和湍動能對比

(b) 液相和亞網格渦黏度對比圖4 液相與湍動能和亞網格渦黏度云圖Fig. 4 Contours of turbulent kinetic energy andSubgrid eddy viscosity at different time

2.2 噴孔內空化及近場射流破碎

圖5所示為基于多相流模型，噴射壓力為120 MPa，環境壓力為0.1 MPa，噴孔內空化產生、發展、潰滅過程以及近場射流破碎過程。對比噴油時刻25 μs、30 μs、35 μs、40 μs、45 μs、50 μs孔內空化發展過程，可以看出噴孔內空化發展演變過程，空化區域不斷的發生變化，圖5中a、b、c、d、h、i、j所示為不同噴油時刻空化演變過程，空化區域從噴孔入口到出口延伸過程中不斷變化、擴大、減小，甚至消失。還可以看出，燃油近嘴區初始射流表面波發展，以及液絲和液滴從射流表面剝離，發生二次破碎過程，圖5中e、f、g、k、l、m、n揭示了近場燃油射流表面波不穩定增長過程，由于受到噴孔內湍流、空化的影響，射流表面的擾動增強，促進表面波的增長，液絲逐漸從射流表面上剝離，在氣動力作用下破碎形成細小液滴。

圖5 燃油近嘴區射流破碎過程Fig. 5 Fuel jet breaking process at near nozzle region

2.3 空化影響

為了便于對比所構建多相流模型在燃油射流破碎過程準確性、可靠性，在相同條件下，采用不加空化模型的求解器(單相流)對燃油噴射過程進行了計算，其結果如圖6所示。從圖6中可以看出，采用單相流模型由于噴孔內沒有空化產生，在整個噴射過程可觀測到射流表面比較光滑，射流表面波產生、發展比較緩慢，基本上看不出液絲及液滴的產生。而對于多相流模型，空化泡潰滅時產生的擾動，促進射流表面波的快速增長，加速了射流破碎，致使射流表面形成大量液絲、液滴，這說明空化對燃油射流破碎具有比較顯著促進作用。

圖7所示為單相流和多相流模型中湍動能和亞網格渦黏度對比。從圖7中可以看出，對于多相流來說，湍動能在噴孔內壁面附近明顯大于單相流模型的湍動能，主要是在噴孔入口處產生流動分離，進而產生空化，此處產生較大尺度的漩渦，這些漩渦在流動中會脫落更多小尺度的漩渦，致使壁面附近湍動能較大，這種特征會一直延伸到噴孔出口。在空化發展演變過程中，由于空化的不穩定以及上述多尺度漩渦之間的相互作用，也使噴孔壁面附近的湍動能明顯增大。噴孔內湍動能呈現壁面附近大、中心區域小兩區分布，對近場射流的初次破碎有著較大的作用，孔內湍流加強近場燃油射流初次破碎過程，加速射流的破碎。因為近場射流表面上的湍動能使得射流表面存在著很大的徑向脈動速度，再加上射流與環境氣體之間相對速度也會增加，使得氣動力的作用也增強，因此，多相流燃油射流破碎，與單相流模型相比，更有利于燃油射流初次破碎。圖7中還可以看出，兩種模型的亞網格渦黏度分布，也具有兩區分布特征，但多相流模型明顯大于單相流模型。

(a) 15 μs和25 μs

(b) 35 μs和45 μs

(c) 55 μs和65 μs圖6 兩種模型液相體積分數對比Fig. 6 Comparison of liquid volume fraction ofdifferent models at different time

(a) 湍動能對比

(b) 渦黏系數對比圖7 兩種模型湍動能和渦黏系數對比Fig. 7 Turbulent kinetic energy and dissipation rate ofdifferent models at different time

圖8所示為不同模型的噴孔進出口處的平均湍動能在不同時刻的變化規律。從圖8中可以看出，在不同時刻15 μs、25 μs、35 μs和45 μs，兩種模型相比，噴孔入口處平均湍動能分別增加18.8%、46.2%、125.0%和18.5%；而噴孔出口處平均湍動能分別增加25.1%、36.8%、74.5%和66.5%。多相流模型其孔內平均湍動能均大于單相流模型，主要是采用多相流模型時，由于噴孔內空化的出現，使孔內湍流狀態加強，而高度的湍流又加速空化泡的潰滅，使得湍流進一步增強。圖8中還可以看出，兩種模型在噴孔入口處平均湍動能比出口處要大，這主要是在噴孔入口處流動分離產生大尺度的漩渦，在流動中由于能量耗散其尾流中又產生更多小尺度的漩渦，致使湍動能沿流動方向逐漸減小。

(a) 噴孔入口處平均湍動能

(b) 噴孔出口處平均湍動能圖8 空化模型對湍動能的影響Fig. 8 Effect of cavitation model on turbulentkinetic energy at different time

3 結論

1) 噴孔內燃油流動對近嘴區射流破碎有重要影響。孔內湍流效應越強，空化越明顯；同時湍流還加速了空化泡的潰滅，空化泡的破裂又進一步增強了湍流效應，又促進空化形成。這些影響加劇了近嘴區射流的不穩定和擾動，使射流表面出現了不規則鋸齒狀，液絲、液滴從表面剝離，然后在氣動力作用下進一步發生二次破碎，形成更加細小的液滴，更好的促進油氣混合，提高燃油霧化質量。

2) 噴孔內湍動能和亞網格渦黏度均呈現出壁面區域大、軸中心附近小的特點；近嘴區射流與環境氣體相接觸的邊界面上形成了較強的湍動能和亞網格渦黏度，相應的霧化效果也在該區域內最強。

3) 噴孔內燃油流動對近場射流霧化效果有重要影響，尤其射流內部空化極大促進燃油霧化。噴孔內空化增強射流表面波增長以及射流初次破碎，同時在射流與周圍氣體作用下發生了較為強烈的動量交換，進一步加強霧化效果。因此，工程上在柴油機的噴射系統中可有效利用其空化特性來增強燃油霧化效果，達到其高效清潔燃燒。