閃沸噴霧孔幾何形狀對孔內(nèi)流動特性影響的數(shù)值模擬

關(guān)鍵詞： 汽車動力；直噴汽油機；閃沸噴霧；熱不平衡；孔內(nèi)流動；兩相流；數(shù)值模擬

中圖分類號： U 464.136+.1 文獻標識碼： A DOI： 10.3969/j.issn.1674-8484.2024.03.009

射流霧化過程是燃燒系統(tǒng)中重要的多相流過程，直噴汽油機中噴霧燃燒過程直接為汽車提供動力。除了提供動力，射流霧化過程也直接影響燃燒系統(tǒng)的污染物排放，因此需要對該過程進行系統(tǒng)研究。

燃油的霧化質(zhì)量受噴油器孔內(nèi)結(jié)構(gòu)的影響。在現(xiàn)代噴射系統(tǒng)中廣泛采用高壓噴射以增加油束動量，進而實現(xiàn)更好的燃油霧化和油氣混合。然而，當噴射壓力超過20 MPa，進一步增加噴射壓力不會帶來液滴粒徑的顯著降低，反而使高壓噴射系統(tǒng)的成本顯著增加[1]。此外，較高的噴射壓力會導致較長的噴霧貫穿距，這會增加油束與缸套或活塞碰撞的幾率，造成的噴霧濕壁現(xiàn)象會惡化空氣- 燃料混合質(zhì)量，進而導致排放性能的惡化。

優(yōu)化噴嘴幾何設(shè)計是在相對較低的噴射壓力下產(chǎn)生良好霧化的一種有效方法。目前已有研究者針對噴嘴長度、孔徑[2-4]、長徑比[5-7]、鉆孔角[8]、沉頭孔[9]和錐角[10-12] 等重要噴嘴幾何設(shè)計參數(shù)對噴霧質(zhì)量的影響展開實驗和數(shù)值模擬研究。這些研究表明：噴嘴幾何設(shè)計參數(shù)對孔外噴霧霧化過程有明顯影響。這些流道設(shè)計參數(shù)在實際的噴油器設(shè)計生產(chǎn)中均得到了應(yīng)用并且改善了燃油的霧化特性。

除改變噴孔設(shè)計外，閃沸噴霧也被證明是一種在低壓噴射工況下能夠顯著優(yōu)化噴霧質(zhì)量的熱力學控制方法[13-15]，通過提高燃料過熱度，并增強燃油相變過程，閃沸噴霧可以產(chǎn)生更小的液滴，實現(xiàn)更好的霧化效果。由于優(yōu)化噴嘴幾何設(shè)計和采用閃急沸騰策略都有助于提高噴霧霧化質(zhì)量，因此可以合理推斷這2 種方法的結(jié)合將獲得更好的噴霧特性。

為了研究噴嘴幾何形狀對閃急沸騰噴霧的影響，吳勝奇等人[16] 開發(fā)了一種準二維光學狹縫噴嘴，研究噴嘴內(nèi)部的流動以及噴嘴出口附近的噴霧，討論長徑比L / D和圓角角度對孔內(nèi)和孔外流動的影響。其結(jié)果表明：噴嘴長度越長，噴嘴內(nèi)氣泡產(chǎn)生量越大，噴嘴外噴霧油束寬度越小。噴嘴喉口處的圓角可以減小氣泡體積，增加噴霧射流的寬度。

楊尚澤等人[17] 利用相似的實驗裝置研究了臺階孔對閃沸沸騰噴霧霧化過程的影響，發(fā)現(xiàn)臺階孔對閃急沸騰噴霧霧化過程有促進作用。根據(jù)楊尚澤的研究，王上寧等人[18] 測試了不同錐角的噴嘴。其結(jié)果表明：錐角對氣泡發(fā)生位置、內(nèi)部相變和外部噴霧行為均有顯著影響。此外，擴散噴嘴將有助于減少噴射過程中的尖端潤濕。范育新等人[19] 研究了雙孔噴嘴的噴嘴直徑和膨脹室長徑比的影響。

上述研究說明了噴嘴幾何結(jié)構(gòu)優(yōu)化在增強噴霧霧化方面的潛力，以及其對內(nèi)部和外部噴霧行為的顯著影響。

對于閃急沸騰條件下的噴嘴流動，噴嘴內(nèi)的氣泡成核和生長對噴霧霧化和動力學有重要影響。眾多研究者使用不同的建模方法對噴嘴內(nèi)部的閃沸流動進行了數(shù)值模擬。氣泡與周圍流體之間的相對速度（ 滑動速度） 被認為是一個重要的判據(jù)。當滑移速度為零或很小時，兩相混合物可以看作是均勻流體。如果滑移速度不能忽略，混合物將被分離。

均相平衡模型（homogeneous equilibrium model，HEM） 是在不考慮滑移速度的情況下最常用的處理均質(zhì)流體的方法。該模型假設(shè)相間的傳熱傳質(zhì)可以迅速實現(xiàn)，即傳質(zhì)速率趨于無窮大，混合物始終處于平衡狀態(tài)。HEM 模型在處理較長管道流動時是非常有效的，在這種情況下，混合物有足夠的時間達到平衡狀態(tài)[20]。然而，這種模型在處理短管流動的時候往往會過高地估計噴嘴的流量。這是因為當管道較短時，沒有足夠的時間使混合物達到平衡，因此熱平衡假設(shè)不適用于短管或噴嘴噴射情況。在處理此類問題的時候，往往需要將熱不平衡的影響考慮進來。

P. Downar-Zapolski [21] 提出了一個一維均質(zhì)松弛模型（homogeneous relaxation model，HRM），其中考慮了非平衡狀態(tài)下的蒸汽生成過程。該模型基于蒸汽質(zhì)量分數(shù)的變化來計算蒸發(fā)速率，模型認為瞬時蒸汽質(zhì)量分數(shù)在松弛時間內(nèi)將逐漸收斂到兩相處于熱平衡狀態(tài)時的值。M. Barret [22] 將 HRM 模型應(yīng)用于不同的數(shù)值方案，并對各方案的性能進行比較。S. Negro [23] 使用該模型計算并研究了內(nèi)部和外部的閃急沸騰兩種模式下噴霧的特性。D. P. Schimidt [24]，K. Neroorkar [25]和 G. M. Bianchi [26] 將HRM 模型應(yīng)用到三維孔內(nèi)流動中，并忽略了不參與相變的環(huán)境氣體效應(yīng)。S. K.Rachakonda [27] 將HRM 模型與不參與相變的環(huán)境氣體和液體界面密度模型相結(jié)合來預(yù)測外部噴霧錐角。

上述數(shù)值研究主要集中在噴嘴流量和外部噴霧特性方面，但對噴嘴孔內(nèi)流動過程的研究較少。此外，有關(guān)噴嘴幾何形狀對閃急沸騰影響的數(shù)值研究也較為缺乏。因此，有必要對不同噴嘴幾何形狀下的噴嘴內(nèi)閃急沸騰流動進行詳細的研究。

為了更好地理解孔內(nèi)流動及孔外霧化的機理，本文對壓力分布、速度分布和蒸汽體積分數(shù)等物理量進行了深入分析。使用了在先前工作中提出的一維孔內(nèi)閃沸流動模型[28]，對不同長度和直徑的噴嘴進行研究，并將部分數(shù)值研究結(jié)果與作者團隊先前的實驗結(jié)果進行比較。對3 種不同錐角的噴嘴進行研究。

1 兩相流動模型

1.1 控制方程

基本控制方程由一組Euler 方程組成，包括連續(xù)性方程、動量方程和能量方程。考慮了一個附加的輸運方程來跟蹤氣相組分的變化。本研究忽略了壁面摩擦力、流體粘度和噴嘴壁面?zhèn)鳠岬挠绊懀瑑上嗷旌衔锪黧w的控制方程的基本形式如下所示：

燃油的種類的不同會導致不同燃油溫度下飽和蒸汽壓力的不同，從而導致在同樣的噴射條件（噴射壓力，燃油溫度以及環(huán)境壓力）下具有不同的熱力學狀態(tài)。本研究所使用的正戊烷具有較低的沸點，能夠在較低的溫度壓力下實現(xiàn)閃沸。雖然不同的燃油會導致燃油的過熱度變化，但是當燃油發(fā)生閃沸時其孔內(nèi)的流動情況應(yīng)該具有相似性，本研究也主要討論了不同的結(jié)構(gòu)對孔內(nèi)流動分布以及趨勢的影響，所獲得的結(jié)論對于不同燃料的閃沸流動情況具有一定的普適性。

參考熱力學數(shù)據(jù)從REFPROP[35]中獲得。310～430 K溫度范圍內(nèi)的數(shù)據(jù)用于NASG參數(shù)的確定。參數(shù)列于表1 內(nèi)。總體而言，在本研究的溫度變化范圍內(nèi)NASG方程預(yù)測的物性參數(shù)均有很高的準確度。

2 案例設(shè)置

作者所在團隊先前實驗研究了噴嘴幾何形狀對閃沸噴霧的影響[16-18]。為了將本文的一些結(jié)果與相應(yīng)的實驗直接比較，模擬的噴孔流道設(shè)置與這些實驗保持一致。實驗中使用的噴嘴幾何形狀如圖1 所示。

噴嘴上游入口的直徑為15 mm，噴嘴長度L、入口直徑D_in、出口直徑D_out 和圓角半徑R 隨不同的噴嘴結(jié)構(gòu)而變化。

本研究中使用了燃油過熱度來對不同工況下燃油的閃沸程度進行度量，其定義為該工況的環(huán)境壓力與燃油溫度對應(yīng)的飽和蒸汽壓力的比值。該比值大于1時，燃油處于冷態(tài)，此時屬于傳統(tǒng)冷態(tài)噴霧。而當過熱度小于1 時，燃油會處于過熱狀態(tài)，從而形成閃沸噴霧。

模擬計算根據(jù)對應(yīng)的實驗不同，分為了2組。第1組計算旨在研究噴嘴長度、寬度和圓角角度對噴嘴內(nèi)流動的影響，與吳勝奇的工作[16] 相對應(yīng)，如表2所示。

上游噴射壓力保持在0.5 MPa，出口壓力保持在120 kPa，選取計算了2個溫度41、71 ℃，對應(yīng)的過熱度為1.0、0.4，即分別為非閃沸和閃沸流動工況。在吳勝奇的工作中，研究了4個寬度為2mm 的狹縫噴嘴，噴嘴長度分別為10、25 mm，喉口的圓角半徑為0、6mm。在本研究中，模擬了長度為10、25 mm的噴嘴，以研究噴嘴長度對孔內(nèi)流動現(xiàn)象的影響；以噴嘴長度25 mm 為基準，計算了圓角半徑為0、6mm的2個流道，以此來討論噴嘴喉口圓角的影響。最后將噴嘴長度保持在25 mm，將流道的直徑從0.8 mm變化到2 mm，以研究噴嘴流道直徑的影響。

第2組計算所對應(yīng)的實驗研究來自王上寧等人[18]的工作。他們測試了3 個不同錐角結(jié)構(gòu)的狹縫狀噴嘴對于孔內(nèi)流動的影響。燃油的噴射壓力被提高至2 MPa，環(huán)境壓力保持在101 kPa。仿真計算選擇的燃油溫度為65 ℃，對應(yīng)的過熱度為0.4，模擬了3種不同錐角結(jié)構(gòu)的狹縫噴嘴。直流道噴嘴具有相同的入口直徑D_in 和出口直徑D_out，其值為2 mm。擴張型噴嘴的入口直徑較小，為1 mm，出口直徑為2 mm，而收縮型噴嘴的入口直徑為2 mm，出口直徑為1 mm。

需要特別指出的是，2 組計算所使用的燃油噴射壓力普遍較低，這主要是由于閃沸噴霧在較低的噴射壓力下即可實現(xiàn)更好的噴霧霧化效果。而根據(jù)本研究團隊之前的研究[28]，更高的噴射壓力對于閃沸噴霧孔內(nèi)的相變具有抑制作用，最終反而會抑制閃沸過程對于燃油霧化的促進效果。

3 結(jié)果和討論

由于流道內(nèi)部相變過程主要發(fā)生在噴嘴喉部區(qū)域，其喉口上游區(qū)域并不是本文研究的相關(guān)區(qū)域，因此在后續(xù)的結(jié)果討論中，僅展示了噴孔喉部區(qū)域的模擬數(shù)據(jù)。為了更好地比較不同噴孔結(jié)構(gòu)下孔內(nèi)流體沿流動方向的分布特征，本文將流道內(nèi)的位置坐標進行了歸一化處理，其定義為該處位置坐標距流道喉部入口的距離與噴嘴流道的總長度的比值。

3.1 長度和圓角半徑的影響

第1 組算例中，對于不同流道的幾何形狀差異化設(shè)計旨在找出流道長度和圓角半徑對于孔內(nèi)流動的影響。仿真計算了3 種不同幾何形狀的噴嘴。第1 個噴嘴流道長度為25 mm，無圓角，記為L25 ；第2 個噴嘴僅流道長度不同，為10 mm，同樣沒有圓角，記為L10 ；最后一個流道長度同樣為25 mm，但在噴嘴流道入口后有一個6 mm 的圓角，記為L25R6。

圖2 是吳勝奇等人[16] 的實驗觀測結(jié)果，可以看到對于無圓角的2 條流道，長度更長的L25 流道在流道內(nèi)部生成了更多的氣泡。而對比同樣長度下帶圓角與不帶圓角的L25R0 以及L25R6，加入圓角后流道內(nèi)部的氣泡生成減弱。

圖3顯示了在閃沸（71℃ ） 和非閃沸（41℃ ） 條件下，不同噴嘴長度和圓角半徑下模擬計算得到的流動壓力、流速和氣相體積分數(shù)分布。

對于非閃沸情況，在流體剛流過喉部時，噴嘴喉部內(nèi)的壓力急劇下降到環(huán)境壓力。由于此溫度下的飽和蒸汽壓低于環(huán)境壓力，沒有足夠的過熱度使液體蒸發(fā)到氣相。因此，在噴嘴喉部內(nèi)沒有氣相產(chǎn)生。當流體溫度升高到71℃時，流體處于過熱狀態(tài)，L25 噴嘴的流道壓力略高于L10 流道，考慮到兩個噴嘴的流體溫度相同，即飽和蒸汽壓力相同，這也意味著L25 流道內(nèi)部的局部過熱度更低，對應(yīng)的相變速率更慢。此外，L25 噴嘴相比于L10 噴嘴，在噴嘴出口處產(chǎn)生了更多的氣相。這種差異是由流體通過噴嘴喉部的時間不同所引起的。L25 噴嘴內(nèi)的流動速度較小，但流道長度較長，因此氣相組分到達流道出口所需的時間較長，因此， L25 噴嘴有更充足的時間去生長成為更大的氣泡。

與L25和L10噴嘴不同，L25R6在流道入口處流道面積逐漸減小到噴孔面積，因此壓降比L25 和L10遲緩。在流道的大部分區(qū)域，L25R6流道的壓力都大于飽和蒸氣壓力，因此并沒有產(chǎn)生氣相組分。由于局部過熱度差異，且氣泡通過流道的逃逸時間更短，因此出口處最終的氣相體積分數(shù)大大小于L25 噴嘴。

為了與吳勝奇等人[16] 在其研究數(shù)據(jù)進行對比，將仿真計算得到的距噴嘴出口3.84 mm 范圍內(nèi)氣相體積分數(shù)進行積分并進行平均，同樣得到了仿真的平均氣相體積分數(shù)。圖4為實驗結(jié)果與仿真結(jié)果的對比。

由圖4可知： 模擬結(jié)果與實驗結(jié)果具有相同的趨勢，噴嘴越長，其流道內(nèi)的氣相體積分數(shù)越高。L25流道的氣相體積分數(shù)預(yù)測值在實驗結(jié)果的誤差范圍內(nèi)，而L10的數(shù)值略低于預(yù)測值。

考慮到流道壁面的粗糙度會促進流道內(nèi)部氣核的形成從而增加氣相的生成，而該影響在本研究中并未被加以考慮，因此計算得到的氣相體積分數(shù)會小于實際中產(chǎn)生的氣相組分分數(shù)。但是計算得到的結(jié)果大于了實驗的測量值，這可能是由于實驗照片中氣泡區(qū)的邊界識別閾值選取造成的。由于很難精確地確定氣泡體積的邊界和分數(shù)，因此可能會存在一些統(tǒng)計誤差。

3.2 噴孔流道直徑的影響

第2組算例的設(shè)計主要用于研究流道直徑對孔內(nèi)閃沸流動的影響。如表2 中的設(shè)置，本研究計算了4 種不同流道直徑的噴嘴結(jié)構(gòu)，其直徑分別為0.8、1.0、1.5、2.0 mm。

圖5顯示了不同直徑流道內(nèi)的壓力、速度和氣相體積分數(shù)分布情況。

由圖5可知：隨著直徑的減小，流道區(qū)域內(nèi)壓力也隨之減小，由于計算中使用的液體溫度一樣，故而也意味著隨著直徑的減小，流道內(nèi)的局部過熱度提高，流體蒸發(fā)速度加快。此外，隨著流道直徑的減小，孔內(nèi)流速降低，內(nèi)部產(chǎn)生的氣泡的逃逸時間變長，這也會提高累積的氣相體積分數(shù)。最終在出口處，更小的孔徑擁有更多的氣相組分的生成。

在流道的流量方面，可以看到不同流道直徑的噴嘴出口處的速度基本一致，其流量僅取決于出口處的混合流體的密度。顯然，對于孔徑較小的流道，其出口處因為產(chǎn)生了大量的氣相組分而擁有較低的密度，故而流道的質(zhì)量流量也更小一些。

綜上，較小的孔徑的流道會帶來更多的孔內(nèi)氣相組分生成，但是同時會降低流道的質(zhì)量流量。因而在設(shè)計閃沸噴霧的噴油器流道時，需要綜合考慮噴油器的流量需求以及霧化特性，對噴油器流道的孔徑進行合理設(shè)計。

3.3 錐角的影響

除了流道長度以及直徑外，本研究還對不同的流道錐角結(jié)構(gòu)進行了研究。根據(jù)表2 的設(shè)置，本研究計算了3 個擁有不同錐角的噴嘴結(jié)構(gòu)，分別為直流道、擴張型流道以及收縮型流道。根據(jù)作者團隊之前的實驗研究，發(fā)現(xiàn)在過熱條件下，收縮型流道內(nèi)部基本沒有氣泡生成，而擴張型流道的內(nèi)部比傳統(tǒng)的直線型流道有更多的氣泡生成，且氣泡的生成位置更加靠近流道上游位置。

圖6顯示了不同結(jié)構(gòu)的流道沿流動方向的壓力、速度和氣相體積分數(shù)分布。由圖6可知：在整個流道區(qū)域內(nèi)，收縮型流道的壓力都高于此時的飽和蒸汽壓力（250 kPa），因此在流道內(nèi)無氣相組分產(chǎn)生。擴張型流道內(nèi)部的壓力基本穩(wěn)定在出口處環(huán)境壓力水平，而不是維持在略高于環(huán)境壓力的值。因此，擴張型流道內(nèi)部擁有相比直流道更大的局部過熱度，因此會快速大量的生成氣相組分。此外，擴張型流道在出口處沒有壓力陡降。因而出口處氣泡驟增的現(xiàn)象沒有出現(xiàn)。

不同錐角形式的流道內(nèi)部的速度分布也與傳統(tǒng)直流道存在差異。對于收縮型流道，由于入口較小的壓降，在流道的入口處速度小于擴張型以及直流道。但由于流道的收縮效應(yīng)，其內(nèi)的流體會逐漸加速，并最終在出口處超過擴張型流道以及直流道，擁有最高的出口速度。擴張型流道與之相反，在流道入口位置擁有最大的壓降，因而入口位置處的速度最高。隨著流動向下游發(fā)展，由于流道內(nèi)產(chǎn)生的氣相組分擠占了液相的流動空間，本應(yīng)出現(xiàn)加速現(xiàn)象。但流道直徑的不斷變大抵消了這一效果，最終導致擴張型流道內(nèi)部速度基本保持恒定。

王上寧[18] 在其研究中還量化計算了氣泡初始點（bubble initialization，BI） 的位置，他通過計算流道圖像中產(chǎn)生氣泡的最上游位置定義了該位置。為了與該實驗結(jié)果進行定性比較，在仿真中BI 點定義為氣相體積分數(shù)大于1% 時的最上游位置。結(jié)果如圖7所示，實驗數(shù)據(jù)來自作者團隊先前的結(jié)果[18]。

由圖7 可知：擴張型和直流道的BI 點預(yù)測值在實驗結(jié)果的誤差范圍內(nèi)，而收縮型流道的BI 點預(yù)測值高于實驗結(jié)果。在計算中，收縮型流道內(nèi)部并沒有產(chǎn)生氣相組分，但實驗中在收縮型噴嘴內(nèi)部發(fā)現(xiàn)了少量的氣泡生成，此時壓力可能已經(jīng)降到飽和蒸汽壓以下，從而產(chǎn)生了少量氣體。

4 結(jié)論

本文使用一維閃沸噴霧孔內(nèi)流動模型分析了不同幾何形狀的噴嘴對于孔內(nèi)流動的影響。計算結(jié)果與作者團隊先前的實驗結(jié)果吻合良好，并對實驗測試結(jié)果做了機理研究。分別討論了噴嘴流道長度、喉口圓角、流道直徑以及錐角結(jié)構(gòu)的影響，得出了如下結(jié)論：

1） 模擬結(jié)果在總體趨勢和具體數(shù)值上都與實驗數(shù)據(jù)吻合良好，通過仿真計算獲得了實驗中無法獲得信息，對實驗中的現(xiàn)象進行了很好的解釋，闡明了其作用機理。

2） 噴孔流道的長度會影響孔內(nèi)的壓力分布規(guī)律，更長的流道在其上游一般產(chǎn)生更少的氣相組分，但由于氣泡流經(jīng)更長流道所需要的時間更長，因此氣相分數(shù)會逐漸累積并最終超過短流道的氣相組分生成。同樣，較小的孔徑因流動速度的降低有更充足的時間積累氣相組分，從而在出口處生成更多的氣相。帶圓角的噴嘴在流道入口處的壓降較小，流道內(nèi)部整體壓力水平更高，抑制了內(nèi)部蒸汽的產(chǎn)生。

3） 噴孔的錐角結(jié)構(gòu)對于孔內(nèi)相變影響尤其顯著，在相同噴射條件下，收縮型噴嘴會極大地壓縮孔內(nèi)氣相的生成，而擴張性噴嘴則會加強這一過程，實現(xiàn)更好閃沸相變。