噴油器動邊界條件下球閥空化效應數(shù)值分析

劉景斌，劉振明，吳杰長，李子銘

(海軍工程大學 動力工程學院，湖北 武漢 430033)

高壓共軌燃油噴射技術是當前改善柴油機經(jīng)濟性和排放最主要的技術手段，而且隨著排放法規(guī)的日益苛刻，噴射壓力在逐步提高[1-2]．電磁閥式電控噴油器是高壓共軌噴射系統(tǒng)的關鍵部件，其工作原理主要是通過球閥的開、閉控制大小孔板與控制活塞之間控制腔的燃油壓力，進而控制針閥的開啟與關閉[3-4]．在球閥抬起的過程中，控制腔內(nèi)的高壓燃油會通過球閥與閥座之間的流通截面，其壓力和流速急劇變化，導致球閥及閥座處出現(xiàn)空化效應[5]．空化造成流體流動紊亂，引起能量損失，使得流量系數(shù)降低，甚至影響球閥工作的可靠性．因此，有必要對球閥及閥座處的流場及空化現(xiàn)象進行研究，為電控噴油器的設計提供理論支撐．

當前，對電控噴油器的空化研究大多集中在針閥及噴孔處的內(nèi)流場模擬和空化可視化試驗，國內(nèi)外均有豐富的研究成果．Bicer等[6]采用大渦模擬(LES)的方法分析了噴嘴邊緣處的空化現(xiàn)象；Hiroki等[7]利用FIRE軟件研究了針閥與噴嘴囊室之間的渦旋和空化的關系；Desantes等[8]利用LES方法研究了針閥抬起高度對噴孔空化的影響規(guī)律；汪翔等[9]利用試驗和三維數(shù)值模擬的方法研究了單一噴孔不穩(wěn)定空化現(xiàn)象；何志霞等[10]采用動網(wǎng)格技術對噴嘴內(nèi)部瞬態(tài)流動進行了數(shù)值模擬，等等．而針對噴油器球閥處的空化研究則相對較少，Bianchi等[11]通過計算流體力學(CFD)確定控制閥流量系數(shù)，但計算時球閥采用的是固定升程，且出油量孔入口處的壓力為恒定壓力，沒有考慮實際工作過程中的非穩(wěn)態(tài)流動特性．Salvador等[12]通過試驗測得控制閥進/出油量孔的流量曲線，確定進/出油量孔的臨界空化數(shù)、收縮系數(shù)和最大流量系數(shù)，試驗最高壓力為20MPa，與實際工作時的壓力仍存在一定的差距．段煉等[13]及Wang等[14]對噴油器控制閥的空化現(xiàn)象進行了數(shù)值模擬，但未能獲得實際的空化流動圖像．夏少華等[15]研究結果表明，球閥處會發(fā)生穴蝕現(xiàn)象，并且與球閥位移和控制腔壓力變化有關．石磊等[16]搭建了準二維的控制閥比例放大可視化試驗臺，研究了不同球閥升程和進口壓力下控制閥區(qū)域空化兩相流動的特性，得到了空化劇烈部位與空蝕點相對應的結果．Ma等[17]采用了類似的試驗裝置驗證了修改球閥座面的形狀后能夠一定程度上改變空化的位置；但這兩個試驗的進口壓力只有2MPa左右，且只有一個切面的二維流道不具有徑向的空間擴張效應，因而二維模型的試驗具有一定的局限性．

噴油器可靠性試驗結果表明了球閥及閥座處空化現(xiàn)象嚴重，然而由于壓力大、密封困難、尺寸微小和透明材料強度低等制約因素，觀察控制閥內(nèi)部空化現(xiàn)象的可視化高壓試驗難以實現(xiàn)．因此，筆者從計算的角度出發(fā)，以計算得到的控制腔壓力作為仿真的動邊界條件，采用LES及重疊網(wǎng)格技術，應用CFD軟件計算球閥動態(tài)工作過程中其內(nèi)流場的變化過程，探究球閥及閥座處空化機理并分析空化分布變化規(guī)律．

1 計算模型及方法

1.1 球閥工作原理

圖1為噴油器球閥及閥座結構示意．噴油器工作時，球閥抬起，控制腔內(nèi)燃油通過出油孔(OA)泄油，軌腔燃油通過進油孔(OZ)進入控制腔，由于OA的流通截面積大于OZ，控制腔壓力下降，控制活塞上行，針閥開啟，噴油器噴油；球閥落座關閉，軌腔燃油通過OZ進入控制腔，控制腔壓力升高，隨后針閥關閉，噴油結束．

圖1 噴油器球閥及閥座結構示意 Fig.1 Schematic of injector ball valve and valve seat

1.2 計算模型

由于空化現(xiàn)象的存在，球閥處的流動屬于多相流運動．采用基于VOF(volume of fluid)方法的多相流模型進行非定常兩相流模擬，連續(xù)性方程和動量方 程[18]表達式為

式中：αk為某相的體積分數(shù)，必須滿足所有相的體積分數(shù)總和為1，即；ρk為密度；vk為流體速度；Γkl、Mkl為發(fā)生在氣/液交界面上的質(zhì)量和動量交換；τk、為剪切應力和雷諾應力；g為重力常數(shù)．由于各相處于同一壓力場中，pk=p．

由于球閥腔流道結構復雜，且球閥開啟、關閉過程流道的流通面積在變化，更加劇了流場的復雜性，因而有更高精度的LES方法[19]適用于動邊界情況下的湍流模擬．LES的基本原理是對較大的渦采用NS方程直接計算，而小尺寸的渦則應用一定的數(shù)學模型求解．

在控制閥內(nèi)的流道具有尺寸小、壓差大的特點，這些因素都對空化的產(chǎn)生起到了促進作用，對空化進行精確建模是研究控制閥內(nèi)部流動的關鍵．空化模型選擇Schnerr-Sauer模型[20]，該模型基于表達式(3)求解氣/液交界面的質(zhì)量交換 Γkl，其方程[21]為

式中：下標c、d分別表示液體相和氣體相；N′為氣泡數(shù)密度；R為氣泡半徑；為氣泡半徑對時間的一階導數(shù)，即氣泡半徑變化率，基于單氣泡動力學Rayleigh-Plesset方程[22]來求?。籆e、Cr分別為空化增強因子和凝結削減因子，分別取值為1和100．

1.3 模型驗證

圖2為噴嘴計算模型，采用文獻[23]中“U”型噴嘴的試驗結果對所選數(shù)學模型的合理性進行驗證．計算與試驗設置相同，將入口壓力邊界固定為10MPa，設置不同的出口壓力．將計算得到的質(zhì)量流量、空化范圍與文獻中的試驗值進行對比．

圖2 噴嘴計算模型示意 Fig.2 Schematics of the nozzle

圖3為不同壓差下噴嘴出口質(zhì)量流量的計算值與試驗值的對比．兩條曲線的變化趨勢具有較好的一致性．圖4示出壓差分別為6、7和8MPa時流道空化范圍對比，其中藍色代表氣相，即空化區(qū)域．所選用的數(shù)值模型能夠較好地捕捉到空化的生成和發(fā)展情況，與試驗結果基本一致．

圖3 質(zhì)量流量的計算值與試驗值的比較驗證 Fig.3 Validation of mass flow rate between calculated value and experimental value

圖4 試驗與模擬計算得到的空化分布對比 Fig.4 Comparisonof experiment and simulation for cavitation distribution

以上說明了此數(shù)值模型可以準確地再現(xiàn)微孔內(nèi) 的流場特性，并預測空化流動，適用于球閥腔內(nèi)的空化流動模擬．

1.4 網(wǎng)格劃分和求解器設置

研究以控制腔壓力作為邊界條件，只選取了控制腔末端至球閥腔出口這一部分作為計算區(qū)域．根據(jù)預先計算的結果，對速度、壓力梯度大及空化初生、空化嚴重的區(qū)域進行了網(wǎng)格加密．

為了兼顧求解精度和效率，以流量為參考進行了網(wǎng)格無關化驗證，如圖5所示．最終以網(wǎng)格數(shù)約為 7×106的模型作為計算模型，其整體和局部的網(wǎng)格示意如圖6所示．其中球閥附近的網(wǎng)格是單獨生成的，這些網(wǎng)格會隨球閥一起運動，為運動域；而其余部分的網(wǎng)格是固定的，稱為靜止域．計算時，在運動域和靜止域網(wǎng)格重疊的空間，只有運動域網(wǎng)格參與計算， 靜止域網(wǎng)格不參與計算．當運動域網(wǎng)格離開該區(qū)域后，靜止域網(wǎng)格才被喚醒．應用此重疊網(wǎng)格技術，可以實現(xiàn)球閥運動過程的流場計算．

圖5 網(wǎng)格無關化驗證結果 Fig.5 Result of mesh independent validation

圖6 整體及局部網(wǎng)格劃分 Fig.6 Overall and local mesh segmentation

2 計算工況及邊界條件

2.1 計算工況

為研究不同軌壓、噴射脈寬下球閥腔內(nèi)空化情況，計算了噴油器在軌壓分別為70、115和160MPa及1.1～3.1ms脈寬噴射工況下的空化分布．球閥最大升程則統(tǒng)一采用該型噴油器實際工作中球閥升程，為0.05mm，具體情況如表1所示．

表1 計算工況 Tab.l Computational condition

2.2 邊界條件

首先利用AMEsim軟件建立了該噴油器的數(shù)學模型，獲取噴嘴的噴油規(guī)律曲線，并與EFS公司EMI2型噴油規(guī)律測試儀測試的噴油規(guī)律曲線進行了對比，圖7為噴油規(guī)律計算值與試驗值對比．再利用標定的噴油器數(shù)學模型獲取工況1~5的控制腔壓力變化曲線，如圖8所示．

圖7 噴油速率計算值與試驗值對比 Fig.7 Comparison of injection rate of simulation and experiment

圖8 控制腔壓力曲線 Fig.8 Pressure of control chamber

模擬過程中，把控制腔設置為壓力入口，將上述壓力曲線導入CFD軟件中，即為壓力入口的動邊界 條件；設置對應的球閥運動曲線，即為物理模型的動邊界條件；球閥腔上端的出口連接的是回油油路，故將其設置為0.101MPa的壓力出口；球閥體表面、錐形閥座以及各圓柱表面均設置為無滑移壁面條件．

3 計算結果與分析

3.1 不同軌壓時球閥腔內(nèi)空化分析

因為控制腔邊界處的壓強是不斷變化的，而且空化的過程是劇烈且不穩(wěn)定的，得到的結果在每個瞬時都不相同．為此提取了噴油器在工況1~3時球閥腔中截面在不同時刻的空化云圖作為分析依據(jù)，如圖9所示．其中，第1.0～1.1ms為球閥開啟過程，第3.0～3.1ms為球閥關閉過程．在第1.0ms時刻，球閥開啟后的很短時間內(nèi)密封環(huán)面處即出現(xiàn)了空化(見圖9各工況的第1幅圖)，且空化范圍向下游擴展迅速．不同軌壓的工況下空化初生的位置幾乎相同，但其擴展速度明顯隨軌壓的升高而加快(見各工況的第2幅圖)．在球閥打開期間，球閥腔內(nèi)始終存在較高程度的空化，且在不同軌壓的工況下都出現(xiàn)了明顯不同的兩個階段，在第一階段(各工況下第3～5幅圖)，由于球閥突然開啟，高速燃油以及產(chǎn)生的空化泡一起沖入球閥腔中，在相對低速的球閥腔液體內(nèi)形成了較大的漩渦，渦流裹挾著空化云團，也使其不易潰滅，因而第一階段的特點是球閥腔內(nèi)存在較大范圍的空化云團；而這部分大型空化云團會突然潰滅，即進入了第二階段(各工況下第6～7幅圖)，空化層只存留在球閥座面和球閥面附近的很小范圍內(nèi)，且位置和程度都相對穩(wěn)定．在球閥的關閉過程中(3.0～3.1ms)，當球閥關閉到一定程度時(各工況下第8～9幅圖)，由于流通面積的減小、流速增加，球閥腔內(nèi)空化范圍會再次增大．但由于球閥落座、流道關閉，之后空化會迅速消失．

圖9 動邊界條件下不同軌壓工況時球閥腔內(nèi)空化分布 Fig.9 Cavitation distribution in ball valve chamber at different rail pressure conditions under dynamic boundary condition

將空化由第一階段向第二階段過渡的時刻定義為t1，t1即為空化第一階段的結束時刻．將控制腔壓力在最大球閥升程時的突變時刻記為t2(圖13中已標示)，t2為針閥運動的起始時刻，控制腔的壓力突變是由于針閥運動導致控制腔容積減小而引發(fā)的．圖10為第一階段結束時刻t1和控制腔壓力突變時刻t2隨軌壓變化．第一階段的結束時刻t1與軌壓呈正相關的關系，且t1與t2關系不大．

圖10 第一階段結束時刻t1和控制腔壓力突變時刻t2隨軌壓變化情況 Fig.10 Variation of the end of the first stage t1，the time of control pressure sudden change t2 with the railpressure

3.2 不同軌壓時球閥及閥座面空化分析

為研究空蝕對球閥及座面的影響，需進一步分析球閥表面及閥座面各處的空化情況，考慮到其對稱性，選取的14個參考點位置分布如圖11所示，在球閥及閥座表面分別選取了7個參考點，其中參考點2和10位于密封環(huán)面上．

圖11 選取的14個參考點位置分布 Fig.11 Position distribution of 14 reference points selected

圖12為工況1～3動邊界條件下閥座面上各監(jiān)測點所記錄的燃油蒸氣體積分數(shù)情況．由于數(shù)據(jù)量較大，且變化頻率高，為方便觀察，此圖為原始數(shù)據(jù)每0.02ms的平均值，以下各圖皆如此處理．從圖中可以看出上文所描述的兩個空化階段，球閥開啟后所有位置的空化迅速攀升，球閥座面上參考點2～4位置空化始終較高，而參考點5～7位置在第一階段較高，進入第二階段后則下降明顯，而參考點1位置的空化一直較低．且在球閥關閉階段參考點3～7均會出現(xiàn)短暫的空化峰值．

圖12 不同軌壓工況時動邊界條件下球閥座各參考點蒸氣體積分數(shù)變化情況 Fig.12 Variation of vapor volume fraction at each monitoring point of ball valve seat at different rail pressure under dynamic boundary conditions

將上述各參考點所測的數(shù)據(jù)按第一階段、第二階段及全工作過程3個類別分別統(tǒng)計，得到各工況下的蒸氣體積分數(shù)平均值繪制見表2，可以清晰地比較球閥座面上空化程度的差異．大體上，較高的軌壓會使球閥座面處整體空化程度增強．在進入第二階段后各參考點空化程度均有減弱的趨勢，在相同軌壓條件下，相比于第一階段，參考點2～4的蒸氣體積分數(shù)平均下降9.4%，而參考點5～7位置下降了60.2%．在不同軌壓的工況下，空化程度較高的區(qū)域始終保持在參考點2～4附近，在所計算的3個軌壓下工作全過程中，參考點2～4的平均蒸氣體積分數(shù)分別為0.643(70MPa)、0.757(115MPa)和0.777 (160MPa)，而參考點5～7對應的值分別為0.341、0.505和0.533，且隨軌壓的升高各位置的空化程度均有加強的趨勢．

表2 不同軌壓工況下球閥座面平均蒸氣體積分數(shù) Tab.2 Average vapor volume fraction of ball valve seat surface under different rail pressure conditions

參考點5～7位置的空化程度可以間接反映出球閥腔總的空化情況．圖13為動邊界條件下不同軌壓工況時參考點6的蒸氣體積分數(shù)及控制腔壓力變化情況．隨著軌壓的升高，球閥腔內(nèi)的整體空化程度稍有增強；軌壓越高的工況，控制腔壓力下降越早(因針閥動作較早)，但第一階段的持續(xù)時間反而更長，即1.1ms時球閥完全抬起到第一階段結束時刻t1的時間間隔分別為0.72、1.16和1.42ms，因而軌壓高的工況平均空化程度更大．

圖13 動邊界條件下不同軌壓工況時參考點6的蒸氣體積分數(shù)及控制腔壓力變化情況 Fig.13 Vapor volume fraction and control chamber pressure at point 6 at different rail pressure conditions under dynamic boundary condition

在軌壓為70MPa的工況1，控制腔壓力尚未下降時，空化就已經(jīng)過渡到了第二階段，但當控制腔壓力下降后第二階段時，空化程度同樣有所降低；而在軌壓為160MPa的工況3中，控制腔壓力已經(jīng)下降，但空化依然保持在較為劇烈的第一階段．這表明第一、二階段的過渡與控制腔壓力無關．

高軌壓工況的第一階段持續(xù)時間更長的可能原因是：壓力的提升使球閥腔入口處的燃油流速有所增加，使球閥腔內(nèi)的渦流能量更高，漩渦保持的時間更長，初始空化云團更難潰滅，即第一階段持續(xù)時間更長．圖14即為工況1～3均處在第一階段(第1.5ms時刻)時的球閥腔中截面速度矢量分布，可以看到明顯的大型漩渦，工況1～3的軌壓條件下，球閥腔入口處的速度最大值分別為178、244和322m/s．

圖15為動邊界條件下球閥表面各參考點所監(jiān)測的蒸氣體積分數(shù)變化，球閥上位置靠后的參考點13、14幾乎沒有空化，參考點12的空化程度適中且保持較穩(wěn)定，參考點11的蒸氣體積分數(shù)同閥座上的參考點4的變化趨勢相吻合，由圖11可知，參考點4與11幾乎是同水平位置，且由圖9可知，此兩點位于第二階段時較穩(wěn)定的空化層的邊界位置附近．而參考點8～10位置的空化在第一階段變化幅度很大，且規(guī)律性不強，而在第二階段幾乎不存在空化．可見在第一階段，球閥表面附近的流場較座面處更為復雜．由圖14也能看到，在參考點9～10，流速高的主流部分更靠近球閥面，這使得球閥面的空化變化幅度較大．

圖14 第一階段(1.5ms)球閥腔中截面速度矢量分布情況 Fig.14 Velocity vector distribution of ball valve cavity in the first stage(1.5ms)

圖15 動邊界條件下球閥表面各參考點蒸氣體積分數(shù)變化情況 Fig.15 Variation of vapor volume fraction at each point of ball valve under dynamic boundary conditions

圖16為球閥面及閥座面上各參考點所測的速度，結合圖12和圖15可以發(fā)現(xiàn)，速度的變化明顯與 空化的兩個階段不同，而是與控制腔壓力相關性更大，以t2為分界線，前后速度有明顯變化．由圖16a、圖16c和圖16e可見，在球閥座面上，參考點2～4的速度值比其余位置的速度低，且?guī)缀醪皇芸刂魄粔毫Φ挠绊?，沒有明顯的第一與第二階段區(qū)別．而其余各參考點的速度變化趨勢與控制腔壓力變化趨勢相同，且隨著軌壓的升高整體速度值增大．而由圖16b、圖16d和圖16f中球閥表面的速度變化可以看到，只有參考點9、10位置速度較大，且同樣受控制腔壓力影響較大，而其余位置速度值始終較低．

圖16 動邊界條件下球閥及球閥座表面各參考點速度變化情況 Fig.16 Variation of velocity at each point of ball valve and ball valve seat surface under dynamic boundary conditions

結合圖14的矢量分布可知，在球閥腔入口處，流體中速度較大的主流部分在慣性作用下首先沖向球閥面，入口較近的參考點9、10速度最大，之后在壓力的影響下彎折向球閥座面，主流沖向參考點5，之后便貼著閥座面流動，參考點2～4位置是被主流繞過的區(qū)域，速度較低，該區(qū)域的空化泡也不易被帶走，因而空化程度一直保持較高，空蝕的風險也更大，此位置即文獻[13]中拍攝的控制閥實際空蝕位置如圖17所示．

圖17 球閥座面損傷的光學顯微照片 Fig.17 Optical photomicrograph of ball valve seat damage

3.3 不同工作脈寬對空化的影響

工況3～5的軌壓(160MPa)相同，只改變噴油器的工作脈寬．圖18為球閥座上具有代表性的參考點1、3和6的空化變化情況，工況4工作脈寬較小， 球閥腔內(nèi)空化尚未到達第二階段球閥即關閉，中斷了 來流，空化會迅速消失．而脈寬足夠大的工況5，由于經(jīng)歷了空化范圍較小的第二階段，因而平均空化程度會有所下降．即工作脈寬越短的工況，其球閥腔內(nèi)的平均空化程度越大．但對于空蝕風險較大的參考點3位置，此位置的空化程度在第二階段下降并不明顯，不同脈寬下的平均空化程度下降幅度小，因此，增加脈寬并不能大幅度地降低該位置空蝕風險．

圖18 不同脈寬工況時球閥座面空化情況 Fig.18 Cavitation of ball valve seat surface with different pulse widths

4 結論

(1) 高速燃油在經(jīng)過球閥時會發(fā)生劇烈的空化，球閥開啟時刻，空化初生于球閥與閥座密封環(huán)面附近，隨后空化范圍迅速向下游擴張；在球閥保持開啟期間，球閥腔內(nèi)的空化可以分為劇烈和相對平穩(wěn)的兩個階段；隨著軌壓由70MPa升高到160MPa，由于腔內(nèi)渦流不易耗散，空化劇烈的第一階段持續(xù)時間由0.72ms增長到1.42ms，因而軌壓較高的工況平均空化強度更高．

(2) 由于慣性作用，主流繞過了球閥腔入口處閥座面附近的區(qū)域，即球閥與閥座密封環(huán)面及稍下游的位置，使之成為空化最嚴重的區(qū)域，此位置與軌壓關系不大，但空化程度會隨軌壓的升高而增大．

(3) 工作脈寬較短的工況，減小了球閥腔內(nèi)空化第二階段的時長，因而平均空化強度更大，也會有限度地增加球閥座面的空蝕風險．