共軌噴油器針閥偶件流動仿真分析

王曉剛，奚星，徐春龍，余錫洋，余志毅

(1.北京理工大學，北京 100081；2.中國北方發(fā)動機研究所(天津)，天津 300400)

近年來，環(huán)保法規(guī)愈加完善，排放標準越來越嚴格，對現(xiàn)階段民用、軍用領域中大規(guī)模使用的柴油機的性能改進提出了較大挑戰(zhàn)。盡管如此，柴油機由于其燃燒效率高、可靠性好以及功率范圍大等特點，在發(fā)電機、軍用地面裝備、大功率工程設備上依舊有著不可替代的優(yōu)勢。大功率柴油機基本都以高壓共軌系統(tǒng)作為核心的供油系統(tǒng)，其中共軌噴油器作為該系統(tǒng)的最核心執(zhí)行機構，對混合氣形成質(zhì)量及單次循環(huán)內(nèi)的噴油量等核心性能指標有著非常直接的影響，因而對共軌噴油器的仿真研究一直是熱點內(nèi)容。

共軌噴油器的仿真研究一般主要從一維和三維兩個角度入手。一維仿真是利用商業(yè)軟件如AME-Sim、Hybrid-Sim以及GT-Suit等依據(jù)噴油器的結構參數(shù)搭建起一維仿真模型，經(jīng)過與臺架試驗的數(shù)據(jù)對比校核之后，進行多組一維流動仿真分析，進而獲得其宏觀流動特性以及動力學性能參數(shù)[1-4]。一維仿真分析的主要優(yōu)點是可以從機、電、液多重角度對共軌噴油器性能進行分析。其缺點是對噴油器局部的微觀特性分析能力不足，例如無法深入研究噴油器針閥偶件的局部損失形成原因等。

三維仿真主要使用計算流體力學軟件如ANSYS CFX、Fluent、STAR-CCM+等對局部區(qū)域進行深入分析。利用前處理軟件將計算模型網(wǎng)格離散化之后導入求解器，之后基于流體力學原理進行計算分析。其顯著優(yōu)勢是可以不考慮宏觀性能，專注于微觀特性分析。在三維仿真分析領域內(nèi)國內(nèi)國外許多研究人員對共軌噴油器進行了仿真流動分析。Wang Chao等[5]以某型共軌噴油器控制閥為研究對象，開展了基于Fluent的三維仿真研究，主要研究的內(nèi)容為控制閥出口處的空化情況，詳細探究了控制閥的結構參數(shù)對流量和空化特性的影響。Bush Daniel等[6]利用CFD仿真和試驗相結合的方法，研究了某高性能共軌噴油器控制閥處的瞬態(tài)流動和氣蝕現(xiàn)象，其試驗結果被用來開發(fā)和驗證一種先進的基于大渦模擬的湍流CFD計算模型，這項技術已經(jīng)用在了實際的共軌噴油器結構優(yōu)化工作上。S.Molina等[7]基于三維仿真方法，研究了橢圓噴孔對柴油機噴油器內(nèi)噴嘴流動和氣蝕發(fā)展的影響，其研究所關注的主要研究參數(shù)有質(zhì)量流量、動量通量等，以及部分無量綱參數(shù)如流量系數(shù)、面積系數(shù)和速度系數(shù)等。類似的許多研究[8-10]為之后的工作提供了非常好的參考。

本研究以某新型大流量高噴射壓力的共軌噴油器為研究對象，探究該型噴油器的針閥偶件特定結構對其局部微觀性能的影響以及局部流動損失產(chǎn)生機理。

1 仿真方法及模型驗證

1.1 仿真方法及基礎設置

三維仿真基于ANSYS CFX平臺進行，所選取的變量分別為針閥錐角α(初始值116°)、針閥腔入口倒角半徑R2以及噴孔入口倒角半徑R1(見圖1)。該型噴嘴有8個噴孔，在同一層內(nèi)均勻排布，可以認為噴嘴內(nèi)部各個噴孔的流動狀態(tài)相同，因而可以使用實體模型的1/8作為網(wǎng)格劃分對象，以減少計算量。模型的入口邊界設置為壓力入口，出口邊界為壓力出口，兩側(cè)為對稱邊界。為了減少出口位置的邊界設置對噴孔內(nèi)部流動的影響，模型搭建時噴孔出口處預留了一定體積的出口結構。圖 2所示為模型的網(wǎng)格劃分示意。為適應模型較復雜的幾何結構，網(wǎng)格劃分使用四面體非結構化網(wǎng)格劃分方法。依據(jù)經(jīng)驗，模型的網(wǎng)格數(shù)量控制在60萬左右可以保證較好的網(wǎng)格無關性。

圖1 研究變量示意

圖2 網(wǎng)格劃分示意

1.2 三維計算的數(shù)學模型

共軌噴油器針閥偶件的內(nèi)部流動屬于高湍流流動，并且伴隨著相變過程，在個別倒角處、噴孔內(nèi)部等位置會發(fā)生比較明顯的局部損失現(xiàn)象?；诖?，在建立針閥偶件流場時，需要考慮的數(shù)學模型有混合物模型、湍流模型及空化模型。由于不研究溫度變化對流動的影響，因而不開啟能量方程。

1)混合模型的基本方程

連續(xù)性方程如式(1)所示：

(1)

式中：U為質(zhì)量平均速度；ρm為混合物的密度。

動量方程如式(2)所示：

(2)

式中：f為質(zhì)量力；τ為黏性應力張量；p為壓力。

2)湍流模型選用κ-ε模型，κ和ε的值直接來自湍流動能和湍流耗散率的微分輸運方程。

(3)

(4)

式中：Pkb和Pεb代表浮力的影響；Pk為由于黏性力產(chǎn)生的湍流動能；μt為湍流黏度；Cε1，Cε2，σk，σε為常數(shù)項，Cε1=1.44，Cε2=1.92，σk=1.0，σε=1.3。

3)采用的空化模型為基于Rayleigh-Plesset方程的多相流動均相模型，單位體積內(nèi)的相間傳輸速率可用式(5)描述。

(5)

式中：ρf為液相密度；ρg為氣相密度；RB為氣泡半徑；Rnuc為氣核半徑；rg為氣泡體積分數(shù)；rnuc為氣核的體積分數(shù)；p為當?shù)氐倪h場壓力；pv為飽和蒸氣壓；F為經(jīng)驗系數(shù)。

1.3 三維計算模型驗證

共軌噴油器噴嘴頭部的流動為高湍流流動，實際的流動工況十分惡劣，針閥腔內(nèi)的壓力可以高達幾十兆帕，而出口壓力往往只有幾兆帕，故而噴孔出入口之間的壓差較大，空化現(xiàn)象集中發(fā)生于此處。之前已有國內(nèi)外許多學者進行了針閥偶件的透明光學試驗研究，但是由于實際工況的壓力條件難以達到且成像困難，因而相當多的該類型試驗都是基于放大尺寸模型進行的，導致驗證模型的工況與實際工況相去甚遠，作為三維仿真的校核依據(jù)不夠充分。為了更好地驗證三維計算模型的準確性，本研究三維仿真使用的驗證依據(jù)是Winklhofer等[11]進行的微尺寸、高湍流條件下的光學試驗結果，該試驗的準二維流道簡化模型如圖 3所示。該試驗基于一個進口尺寸為301 μm×300 μm，出口尺寸為284 μm×300 μm，入口倒角為20 μm的準二維流道模型，在流道的前后預置1 000 μm×1 000 μm×300 μm的外部區(qū)域作為緩沖區(qū)域，以確保邊界條件的設置不會對流動產(chǎn)生干擾。模型的預設進口壓力為恒定值10 MPa，通過逐步降低出口壓力來研究該流道內(nèi)的空化現(xiàn)象產(chǎn)生及發(fā)展。該模型尺寸與本研究中研究對象的幾何尺寸十分接近，所使用試驗工質(zhì)同為柴油，壓差最大達到8 MPa左右。與噴孔處的實際工作情況相比，Winklhofer試驗分別在幾何、運動等流體力學相似準則上有著很好的相似性，因而可以作為理想的校核依據(jù)。仿真中所使用的柴油物性參數(shù)與Winklhofer試驗中所使用的燃油參數(shù)完全相同(見表1)。

圖3 Winklhofer準二維試驗模型示意

表1 柴油物性參數(shù)

依據(jù)此物理模型，并以1.2節(jié)所述的CFD計算理論為基礎，搭建了完全等尺度的三維計算模型。仿真過程中，逐步降低出口處的邊界壓力，進行了多組仿真模擬。圖4示出部分出口邊界條件下的仿真與試驗結果的對比，對比量為蒸氣質(zhì)量分數(shù)。從圖中可以看出，在進出口壓差為4 MPa的條件下，進口邊界有少量的空化產(chǎn)生，而壓差達到2 MPa時幾乎形成了阻塞流，這與Winklhofer試驗所產(chǎn)生的空化現(xiàn)象十分接近。仿真計算結果中的空化情況較之試驗結果程度稍弱，原因可能是仿真模型的進口邊界倒角情況較好，且壓力控制更為精確。圖5示出計算模型的出口流量統(tǒng)計，以試驗數(shù)據(jù)流量的5%作為誤差棒范圍，結果顯示計算模型的流量與試驗結果吻合較好，證明了計算模型的可靠性。

圖4 校核模型的空化現(xiàn)象對比

圖5 模型出口流量對比

2 噴嘴局部結構改變對其流動性能的影響

為了研究噴孔局部結構對噴嘴流動特性及空化特性的影響，選取了噴孔入口倒角半徑R1作為研究變量；由于噴油器頭部針閥腔的形成與針閥錐角相關密切，因而選取針閥頭部錐角α作為研究變量；由三維計算經(jīng)驗得知，噴嘴頭部針閥腔入口處過渡邊較為尖銳，會產(chǎn)生局部損失，并且根據(jù)實際經(jīng)驗可知，隨著噴嘴使用時間的增加，此處的過渡邊會產(chǎn)生磨損，為對比前后性能差異，故而選擇該處倒角半徑R2為研究對象，對其進行倒角處理，進而對比前后性能差異。研究關注針閥偶件處的流動特性和空化特性以及結構改變對其性能的影響。由于該型噴油器的工作噴射脈寬較長(0.8～1 ms)，單次循環(huán)內(nèi)大部分工況處于針閥升程最大點，因而本研究著重于針閥升程最大時的流動性能分析，設定升程為固定值(200 μm)。

2.1 噴孔入口倒角半徑的影響

該型噴油器的噴孔直徑為300 μm，適用于高噴射壓力、大流量的工況。由于一般噴油器的入口處均有較為尖銳的邊，且噴孔內(nèi)外壓差很大，因而該處會產(chǎn)生比較強的空化現(xiàn)象。根據(jù)前述理論可知，當空化達到一定程度時，會阻礙燃油噴射量的提高，進而限制了發(fā)動機性能的提升。如果單純通過提高噴射壓力來提升噴油量，技術難度大，而通過降低噴孔內(nèi)部的空化來提高噴射速率則較易實現(xiàn)。

圖6示出噴孔入口倒角半徑對出口流量的影響?？梢钥吹?，隨著噴射壓力的提高，3組噴嘴的出口質(zhì)量流量均有增加，出口流量在入口壓力達到230 MPa左右時仍然保持上升態(tài)勢，證明該型號噴嘴對高壓力工況的適應性較好。噴孔入口無倒角時噴嘴流量顯著低于有倒角，這說明倒角的存在顯著改善了噴孔內(nèi)的流動情況。對比R1=25 μm和R1=50 μm，在入口壓力低于180 MPa時，二者對出口流量的影響差別不大，可以認為在較低的噴射壓力工況下，只要有一定倒角便會對流量產(chǎn)生提升，但是倒角的大小對于流量的提升差別不大。而當進口壓力大于180 MPa時，R1=50 μm的情況下噴嘴出口流量相對于R1=25 μm時獲得顯著的提升。

圖6 不同噴孔入口倒角半徑下的出口流量對比

圖7示出230 MPa入口邊界條件下的柴油蒸氣含量分布?？梢钥吹?，隨著R1的增大，柴油蒸氣含量逐步降低，到R1=50 μm時最大蒸氣體積分數(shù)僅有0.75。而且隨著R1的逐漸增大，柴油蒸氣的分布也更為均勻，這說明空化現(xiàn)象顯著降低了。

圖7 不同倒角情況下柴油蒸氣體積分數(shù)分布

上述結果說明，相較于無倒角的情況，只要有較小的入口倒角便可以改善噴孔內(nèi)的流動情況，而為了使噴油器在更高的入口壓力條件下有較好的流動性能，需要進一步適當增大倒角的尺寸。

2.2 針閥頭部錐角的影響

絕大部分噴油器的針閥頭部為圓錐形狀，針閥頭部和噴油器針閥腔內(nèi)壁共同構成了噴油器針閥腔。本研究所用的噴油器針閥偶件帶有較大的針閥腔，針閥腔內(nèi)部是一個湍流較為劇烈的區(qū)域，由于針閥頭部直接參與針閥腔的形成，因而其結構改變會顯著影響該處的流動性能。圖8示出不同壓力下不同針閥錐角的出口流量對比。

圖8 不同針閥頭部錐角下的出口流量對比

針閥與針閥套的密封錐面夾角為90°，因而當噴油器針閥錐角α=90°時該針閥成為單錐，α=116°和α=142°時錐面角度逐次增大。低壓階段，3種噴油嘴并未顯示出較為明顯的性能差異，當入口壓力增大到180 MPa左右時，盡管出口流量仍然隨著入口壓力的增大而增加，單錐情況下出口流量已經(jīng)顯著低于其余兩組，這說明適度增大針閥錐角有利于噴射速率的提升。而α=116°和α=142°時其流量走勢始終十分接近，這說明針閥錐角的持續(xù)增大已經(jīng)不足以對宏觀流動特性產(chǎn)生較大的改善。

圖9示出不同針閥頭部結構情況下的柴油蒸氣含量分布?？梢钥吹?，單錐情況下蒸氣體積分數(shù)最大只有0.75左右，而雙錐針閥隨著錐角的增大，噴孔入口處的局部空化情況趨于嚴重。綜合以上結果可以認為，該型噴嘴對于雙錐針閥的適應性要好于單錐針閥，適度增大針閥角雖然空化會顯著加劇，但是對于增加噴孔出口流量是有益的；如果針閥錐角過大，雖然會適度提高噴孔位置的進口壓力值，但這部分提高會被加劇的空化效應所抵消。

圖9 不同針閥錐角下柴油蒸氣含量分布

2.3 針閥腔入口處倒角半徑的影響

針閥腔入口處銜接針閥抬起之后密封錐面處的流動區(qū)域與噴嘴針閥腔區(qū)域，圖10示出針閥腔入口處有無倒角時的湍動能情況對比。從湍動能云圖中可以看到，針閥腔的入口位置在無倒角的情況下有非常明顯的湍動能驟升，因而會產(chǎn)生一定的局部耗散。將這個位置完全做打圓處理之后，該處的局部耗散明顯降低，但是在小針閥腔內(nèi)部產(chǎn)生了非常大的湍動能，這與倒圓角之后進入該處的燃油流速極大提高有關。對照圖11可以看到，在小針閥腔內(nèi)產(chǎn)生了較大區(qū)域的流速激變區(qū)，該處的流速激變和局部劇烈湍流運動最終導致了局部損失的升高。

圖10 針閥腔入口處倒角對噴嘴內(nèi)部湍動能分布的影響

圖11 針閥腔入口處倒角對噴嘴內(nèi)部流速分布的影響

圖12示出針閥腔入口有無倒角的情況下出口流量的對比?？梢钥吹剑瑹o論在低入口壓力時還是高入口壓力時，原模型無倒角時的出口流量均大于有倒角時，這說明對于針閥偶件而言，其內(nèi)部特定位置適度存在一定尖倒角可以起到導流作用，對整體性能產(chǎn)生積極影響。不必要的磨平倒角雖然會降低局部位置的損失，但由此帶來的局部流速驟增，進而引起的局部耗散，顯然會對整體性能產(chǎn)生不利影響。此外，對此處的仿真研究也能反映該處局部磨損對噴嘴性能的影響：隨著噴嘴工作時間的增加，噴油器內(nèi)部的一些過渡邊等由于磨損的原因，其結構會趨近有倒圓角的情況，這會顯著增大該位置前后的速度差，造成下游位置的湍動能驟升，進而會對整體流動性能產(chǎn)生不利影響。

圖12 針閥腔入口處有無倒角對噴嘴出口流量的影響

3 結論

a)該型噴油器的噴嘴對于高入口壓力條件的工況適應性比較好；在同等的高入口壓力的工況下適度增加噴孔的入口倒角半徑可以進一步提高燃油出口流量，改善噴嘴性能；

b)針閥錐角與針閥腔的形成密切相關，會對針閥腔的流場情況產(chǎn)生多重影響；減小該型噴嘴的針閥錐角可以改善噴孔內(nèi)部的空化情況，進而改善空蝕以延長噴嘴使用壽命；適當增大針閥錐角可以提高噴孔的入口噴射壓力，一定程度上也會提升噴油速率，但是針閥錐角的持續(xù)提升并不會帶來出口流量的持續(xù)上升，反而會被空化現(xiàn)象的加劇所抵消，因而針閥錐角的選取可以根據(jù)性能需求、使用壽命要求等多個方面考慮；

c)針閥腔入口倒角處由于存在一尖銳的過渡邊，因而會在該處產(chǎn)生一定的湍動能損失和空化，但是其存在給燃油進入針閥腔的過程起到導流作用；當給該處提供一光滑過渡之后，進入該處的柴油流速顯著增大，加劇了小針閥腔內(nèi)部的湍流耗散作用，進而導致了噴孔出口流速的降低及整體性能的下降，研究結果也從一定層面上解釋了噴油器長期使用導致其性能下降、局部損失增大的部分原因。