針閥運(yùn)動(dòng)和油壓波動(dòng)對(duì)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(xué) 汽車(chē)仿真與控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)春 130022；2.東風(fēng)朝陽(yáng)柴油機(jī)有限責(zé)任公司，遼寧 朝陽(yáng) 122000）

0 引 言

氣動(dòng)力誘發(fā)的射流表面不穩(wěn)定波動(dòng)、空穴現(xiàn)象和湍流擾動(dòng)是影響高壓燃油射流霧化的三個(gè)主要因素［1－3］。高壓燃油在噴孔內(nèi)高速流動(dòng)過(guò)程中，經(jīng)常會(huì)伴隨著強(qiáng)烈的空化現(xiàn)象及湍動(dòng)，不但會(huì)使噴孔內(nèi)燃油流動(dòng)狀態(tài)發(fā)生變化，也會(huì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃油的霧化過(guò)程產(chǎn)生極大的影響。大量的研究表明噴油器噴孔內(nèi)部燃油的流動(dòng)特性對(duì)近孔端的燃油射流霧化過(guò)程（初次霧化過(guò)程）有決定性的影響，噴孔內(nèi)的空化氣泡和湍動(dòng)為燃油射流的不穩(wěn)定提供了初始擾動(dòng)，進(jìn)而影響到燃油射流的整個(gè)霧化及其與空氣的混合過(guò)程［4－5］。

噴孔內(nèi)的流動(dòng)特性是敏感多變的，極易受?chē)娚鋲毫Α⑷剂闲再|(zhì)和噴嘴幾何結(jié)構(gòu)（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(guò)程中，針閥部件的運(yùn)動(dòng)過(guò)程及盛油腔和壓力室內(nèi)的壓力邊界條件都是動(dòng)態(tài)變化的，且會(huì)直接對(duì)噴孔內(nèi)流行為產(chǎn)生影響。故而，本文數(shù)值模擬研究了一多孔噴油器孔內(nèi)復(fù)雜的流動(dòng)過(guò)程和噴孔外霧化過(guò)程，并深入考察了噴嘴內(nèi)針閥運(yùn)動(dòng)和油壓波動(dòng)對(duì)燃油在孔內(nèi)流動(dòng)過(guò)程及孔外霧化過(guò)程的影響。

1 研究平臺(tái)的建立

對(duì)于目前的柴油噴射系統(tǒng)，基本都應(yīng)用多孔噴油器，故本文針對(duì)一實(shí)際的7孔噴油器進(jìn)行研究。該噴油器噴嘴的主要結(jié)構(gòu)尺寸如下:噴孔長(zhǎng)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(shí)際上，噴嘴內(nèi)針閥運(yùn)動(dòng)和油壓波動(dòng)并不是直接對(duì)燃油的霧化過(guò)程起作用，而是通過(guò)改變?nèi)加驮趪娍變?nèi)的流動(dòng)特性進(jìn)而影響燃油的霧化過(guò)程的。研究中首先將噴嘴內(nèi)針閥運(yùn)動(dòng)和油壓波動(dòng)作為噴孔內(nèi)燃油流動(dòng)過(guò)程模擬的邊界條件，然后將獲取的噴孔出口截面的流動(dòng)特征參數(shù)耦合入噴霧模型中，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)整個(gè)噴霧過(guò)程的模擬。

1.1 噴嘴內(nèi)針閥運(yùn)動(dòng)和油壓波動(dòng)的模擬

高壓共軌噴射系統(tǒng)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(jiǎn)化物理模型。文中應(yīng)用AVL公司的HYDSIM軟件搭建了電控噴油器的計(jì)算模型。在構(gòu)建計(jì)算模型時(shí)將該噴油器分解成管道、容積腔、節(jié)流閥、控制活塞、電磁閥和彈簧等基本單元，各個(gè)單元相互之間的計(jì)算方程函數(shù)通過(guò)液力、機(jī)械以及特殊方式連接組合成計(jì)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(yàn)循環(huán)噴油量的對(duì)比結(jié)果。試驗(yàn)循環(huán)噴油量通過(guò)一共軌試驗(yàn)臺(tái)測(cè)得。由表1可見(jiàn)，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果之間的差異較小，偏差率基本在5%以?xún)?nèi)，故而所建計(jì)算模型比較合理。

表1 模擬與試驗(yàn)循環(huán)噴油量對(duì)比Table 1 Fuel injection quantities of simulation and experiment

1.2 噴嘴內(nèi)燃油流動(dòng)過(guò)程的數(shù)值模擬

采用AVL軟件FIRE中的兩相流模型對(duì)燃油在噴嘴內(nèi)部的流動(dòng)過(guò)程進(jìn)行模擬研究。該模型基于建立液／氣兩相的質(zhì)量與動(dòng)量守恒方程，并通過(guò)附加源項(xiàng)的方式來(lái)考慮各相間的交互影響，其基本方程如下。

質(zhì)量守恒方程:

動(dòng)量守恒方程:

相間質(zhì)量傳輸控制方程:

動(dòng)量傳輸控制方程:

研究中采用標(biāo)準(zhǔn)k－ε湍流模型求解動(dòng)量守恒與連續(xù)性方程，采用SIMPLE算法求解壓力與速度耦合方程。同時(shí)，研究中將噴嘴進(jìn)／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(jìn)口壓力采用噴射過(guò)程中噴嘴盛油腔內(nèi)油壓波動(dòng)的計(jì)算值，且將上面獲得的針閥位移曲線(xiàn)在計(jì)算網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)時(shí)使用。盛油腔內(nèi)油壓波動(dòng)和針閥升程如圖2所示，其為噴射脈寬設(shè)定為1800μs時(shí)的計(jì)算結(jié)果。在噴孔內(nèi)燃油流動(dòng)過(guò)程的模擬研究中，僅針對(duì)針閥開(kāi)啟至關(guān)閉這段區(qū)間進(jìn)行模擬，圖2顯示這段區(qū)間大約為2.16ms。圖3中進(jìn)一步給出了噴孔內(nèi)部燃油流動(dòng)過(guò)程模擬所用的噴嘴計(jì)算網(wǎng)格，考慮到噴油嘴的對(duì)稱(chēng)性和節(jié)約計(jì)算成本，取整個(gè)噴嘴幾何結(jié)構(gòu)的1／7進(jìn)行模擬研究。

圖2 針閥運(yùn)動(dòng)和盛油腔內(nèi)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(guò)程的數(shù)值模擬

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

圖3 計(jì)算網(wǎng)格Fig.3 Computational mesh

本文采用文獻(xiàn)［8］中提出的數(shù)學(xué)模型來(lái)計(jì)算燃油離孔后的初次霧化過(guò)程。該模型認(rèn)為射流內(nèi)部的湍動(dòng)會(huì)誘使射流表面上產(chǎn)生初始波動(dòng)，該波動(dòng)在氣動(dòng)力的作用下會(huì)不斷增長(zhǎng)，最終破碎為霧化液滴離開(kāi)射流表面。下面給出了燃油射流初次霧化的數(shù)學(xué)模型。

從上述初次霧化模型可看出，霧化長(zhǎng)度尺度LA和破碎液滴尺寸Rdrop取決于湍動(dòng)長(zhǎng)度尺度LT，受當(dāng)?shù)赝膭?dòng)耗散率k和湍動(dòng)能ε的影響。破碎時(shí)間尺度τA為湍動(dòng)時(shí)間尺度τT和氣動(dòng)時(shí)間尺度τW的混合加權(quán)值。氣動(dòng)破碎時(shí)間尺度通過(guò)射流表面的KH不穩(wěn)定理論計(jì)算。霧化液滴的初始速度可以利用破碎時(shí)間尺度和霧化長(zhǎng)度尺度的比值進(jìn)行估算。最終通過(guò)這一初次霧化模型可以計(jì)算出霧化液滴脫離液核表面時(shí)的初始大小、速度等。上述模型中:LW為氣動(dòng)長(zhǎng)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(nèi)部形成的空穴氣泡也會(huì)對(duì)燃油射流的霧化過(guò)程產(chǎn)生重要的影響，空穴氣泡誘發(fā)的擾動(dòng)會(huì)增加燃油射流的湍動(dòng)水平，從而改變了燃油射流初次霧化過(guò)程的霧化長(zhǎng)度尺度和時(shí)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(xiàng)（Sk），從而在燃油射流的初次霧化過(guò)程中起作用:

式中:k為湍動(dòng)能；ε為湍動(dòng)能散率；C為模型常數(shù)；Sk為空穴氣泡作用的源項(xiàng)。

燃油射流經(jīng)初次破碎后形成的小液滴在隨后的運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，由于與周?chē)鷼庀嘀g仍然存在極高的速度差，使得其在氣動(dòng)力的作用下會(huì)繼續(xù)發(fā)生分裂破碎。利用KH－RT模型對(duì)油滴的二次霧化過(guò)程進(jìn)行模擬［9］。KH－RT模型中將油滴的破碎過(guò)程進(jìn)一步分為KH不穩(wěn)定波破碎及RT不穩(wěn)定波破碎兩種模式。

1.4 噴霧形貌測(cè)試系統(tǒng)

研究中進(jìn)一步利用高速攝像系統(tǒng)對(duì)噴霧形貌進(jìn)行了測(cè)試，該系統(tǒng)主要由高壓可視容器、燃油噴射控制系統(tǒng)、高速攝像機(jī)、大功率光源等組成，該系統(tǒng)裝置如圖4所示。高速攝像機(jī)采用Phantom v7.3，滿(mǎn)幅時(shí)800×600像素，拍攝速度可達(dá)6688張／s，減小分辨率后可加快拍攝速度，其最快可達(dá)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(shí)驗(yàn)裝置實(shí)物圖Fig.4 Experiment apparatus of spray visual system

2 結(jié)果與討論

2.1 針閥運(yùn)動(dòng)和油壓波動(dòng)對(duì)燃油流動(dòng)的影響

圖5 引入針閥升程和油壓波動(dòng)時(shí)的孔內(nèi)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(dòng)的噴射過(guò)程中噴嘴內(nèi)燃油流動(dòng)速度和空穴分布的演變過(guò)程。同時(shí)，為對(duì)比分析，在圖6中還給出了采用將噴嘴內(nèi)油壓和針閥升程視為恒定時(shí)所獲得的噴嘴內(nèi)燃油流動(dòng)速度和空穴分布的演變過(guò)程。由兩圖對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，兩者孔內(nèi)空穴及流速演變過(guò)程均存在顯著差異。對(duì)于引入針閥升程和油壓波動(dòng)的噴射過(guò)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(jìn)而針閥座下游壓力室內(nèi)的壓力較小，噴孔內(nèi)燃油的流動(dòng)速度較慢，不利于空穴氣泡的形成，噴孔內(nèi)的空穴現(xiàn)象較為微弱；然而通過(guò)圖5（b）發(fā)現(xiàn)，此時(shí)在針閥座處由于燃油的流動(dòng)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(nèi)發(fā)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(dòng)速度減小，此處的空穴現(xiàn)象將會(huì)逐漸消失，在0.18ms時(shí)，在閥座處基本已經(jīng)沒(méi)有空穴氣泡存在。然而，由圖5（b）可見(jiàn)，由于孔內(nèi)流動(dòng)速度的快速增長(zhǎng)，會(huì)使噴孔入口附近流場(chǎng)靜壓降低［10］，孔內(nèi)有大量空穴氣泡出現(xiàn)，并且氣泡在液相主流的帶動(dòng)下向下游發(fā)展，一直延伸至噴孔出口，造成了噴孔出口流動(dòng)狀態(tài)的改變。此后隨孔內(nèi)燃油速度的不斷提升，噴孔空穴區(qū)的范圍和強(qiáng)度不斷增大，至0.42ms后孔內(nèi)空穴氣泡的分布才基本趨于穩(wěn)定。結(jié)合圖2可以看到，此時(shí)噴嘴內(nèi)針閥已經(jīng)具有較高的升程，且油壓的波動(dòng)幅度也有所減弱。

同時(shí)，在圖5中還可以看到，在噴射末期、針閥回座過(guò)程中，噴孔內(nèi)的燃油流動(dòng)速度和空穴分布也會(huì)發(fā)生較大的變化，在針閥回座初期，此時(shí)由于針閥仍具有較高的升程，且油壓的波動(dòng)也較小，所以孔內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)變化不大，至1.8ms時(shí)孔內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)變化較為微弱。然而，隨著針閥升程的進(jìn)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(nèi)的壓力迅速下降，噴孔內(nèi)液相燃油的流動(dòng)速度減小，促進(jìn)了噴孔內(nèi)空穴起泡的生長(zhǎng)，使得孔內(nèi)氣相體積分?jǐn)?shù)急劇升高。

由圖6所示的恒定油壓和針閥升程計(jì)算結(jié)果可以看到，當(dāng)保持油壓和針閥升程不變時(shí)，噴孔內(nèi)的燃油流動(dòng)速度和空穴分布很快趨于穩(wěn)定，圖中在0.06ms后孔內(nèi)的燃油流動(dòng)速度及空穴氣泡的分布和強(qiáng)度就已基本不變。

圖7中進(jìn)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(zhì)量流量和氣相體積流量分?jǐn)?shù)變化情況。由圖7可見(jiàn)，當(dāng)油壓和針閥升程恒定時(shí)，噴孔出口截面的質(zhì)量流量和氣相體積流量分?jǐn)?shù)等流動(dòng)狀態(tài)參數(shù)迅速升高并很快趨于穩(wěn)定，質(zhì)量流量在0.07ms附近基本趨于穩(wěn)定，氣相體積流量分?jǐn)?shù)在0.20ms附近趨于穩(wěn)定。而對(duì)于油壓和針閥升程變化情況，其出口截面的流動(dòng)參數(shù)較恒定情況有顯著差異，在噴射前期和末期表現(xiàn)尤為明顯。受針閥升程和噴嘴盛油腔內(nèi)油壓波動(dòng)的影響，噴射前期其質(zhì)量流量的升高速度相對(duì)較為緩慢，空穴氣泡流出出口截面的時(shí)刻也有所推遲；同時(shí)，在噴射末期其出口截面的質(zhì)量流量不斷減小，氣相體積分?jǐn)?shù)增加。這主要是因?yàn)樵趪娚淠┢陔S針閥回座，噴孔上游壓力室內(nèi)的油壓會(huì)不斷降低，這促進(jìn)了孔內(nèi)空穴氣泡的生成，使得出口截面的氣相體積流量分?jǐn)?shù)有所升高。綜合看來(lái)，引入針閥升程和油壓波動(dòng)與將這兩個(gè)邊界設(shè)定為恒定值時(shí)，對(duì)燃油在孔內(nèi)和流出噴孔時(shí)的流動(dòng)特征均有極大的影響。

圖7 出口截面質(zhì)量流量和氣相體積流量分?jǐn)?shù)的變化Fig.7 Mass flow and gas phase volume fractions of nozzle exit

2.2 針閥運(yùn)動(dòng)和油壓波動(dòng)對(duì)噴霧過(guò)程的影響

圖8 噴霧貫穿距離和噴霧錐角的對(duì)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(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。為便于對(duì)比分析，在模擬過(guò)程中將1.5ms噴射時(shí)刻所對(duì)應(yīng)的噴霧貫穿距離作為基準(zhǔn)，通過(guò)分別調(diào)整模型參數(shù)使兩組模擬結(jié)果在1.5ms時(shí)刻的噴霧貫穿距離均與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相同。由圖8可見(jiàn)，引入油壓和針閥升程變化的模擬結(jié)果與實(shí)際測(cè)量結(jié)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(jié)果在噴射過(guò)程中、后期與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的吻合程度也很高，然而在噴射前期與實(shí)驗(yàn)結(jié)果卻存在極大的差異，模擬值明顯偏高，結(jié)合圖6可以發(fā)現(xiàn)其在噴射開(kāi)始后很短時(shí)間內(nèi)孔內(nèi)的燃油流動(dòng)速度就已很快。同時(shí)，由噴霧錐角的對(duì)比圖中也可以看到，引入油壓和針閥升程變化的模擬結(jié)果也較為理想，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果較為一致，而恒定條件下的噴霧錐角預(yù)測(cè)結(jié)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(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。由圖9可見(jiàn)，當(dāng)油壓和針閥升程視為恒定時(shí)其模擬噴霧形貌相對(duì)較為狹長(zhǎng)，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(shí)驗(yàn)結(jié)果更為相似。

圖9 噴霧形貌的對(duì)比Fig.9 Comparison of spray morphology

綜上所述，噴嘴內(nèi)油壓和針閥升程的變化，會(huì)對(duì)燃油在孔內(nèi)的流動(dòng)過(guò)程及離孔后的霧化過(guò)程產(chǎn)生顯著的影響，并且其勢(shì)必會(huì)進(jìn)一步影響缸內(nèi)的燃燒和有害排放物的形成過(guò)程。故而，在內(nèi)燃機(jī)模擬計(jì)算過(guò)程中要充分考慮油壓和針閥升程等的影響，才能使模擬預(yù)測(cè)結(jié)果更為準(zhǔn)確。

3 結(jié) 論

（1）引入油壓和針閥升程的實(shí)際變化，會(huì)使在噴孔內(nèi)及出口處燃油的流動(dòng)特征均發(fā)生顯著的變化，并在噴射前期和末期表現(xiàn)尤為明顯。

（2）引入油壓和針閥升程的實(shí)際變化后，燃油流出噴孔后的霧化過(guò)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(shù)均與實(shí)驗(yàn)結(jié)果更為吻合。而將噴射壓力和針閥升程視作恒定時(shí)其噴霧貫穿距離在噴射前期與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相比明顯偏大，而噴霧錐角相對(duì)較小。

（3）在柴油機(jī)模擬計(jì)算過(guò)程中要充分考慮噴嘴內(nèi)油壓波動(dòng)和針閥運(yùn)動(dòng)等因素對(duì)燃油的孔內(nèi)流動(dòng)、霧化、混合、燃燒及有害排放物的影響，才能使模擬預(yù)測(cè)結(jié)果更為準(zhǔn)確。

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