噴油嘴內(nèi)流特性與噴霧特性研究及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

張俊紅，李晨陽，裴國斌，李哲華，王西博，林杰威

（1.天津大學(xué) 內(nèi)燃機燃燒學(xué)國家重點實驗室，天津 300354；2.天津仁愛學(xué)院 機械工程系，天津 301636）

0 概述

噴油嘴是柴油機噴油器的關(guān)鍵偶件，其內(nèi)部流動性能和噴霧特性對柴油機燃油噴射系統(tǒng)性能和缸內(nèi)燃燒的質(zhì)量起決定性作用。在噴油器工作過程中，噴油嘴內(nèi)部由于壓力的變化可能會發(fā)生空化現(xiàn)象，燃油的空化現(xiàn)象在增大噴油嘴出口處的噴霧錐角的同時降低流動效率［1］。此外噴孔內(nèi)空化氣泡的生成和潰滅會引起噴油嘴的空蝕，從而影響噴油器的壽命和可靠性［2］。文獻［3］中研究表明，空化現(xiàn)象造成的壓力波動會引起噴孔內(nèi)燃油壓力的不均勻分布，從而影響循環(huán)噴油量的一致性。因此減輕空化現(xiàn)象對于提升噴油嘴流動性能及其可靠性有重要意義。而燃油的霧化更是直接決定了缸內(nèi)混合氣的品質(zhì)從而影響柴油機的燃燒和排放過程［4］，因此改善噴油嘴的霧化性能同樣具有重要意義。

近年來，許多學(xué)者對噴油嘴的燃油流動、空化特性及噴霧特性開展了深入的研究，由于噴油嘴特征尺寸較小，流動速度及壓力高，使得通過試驗測試噴油嘴內(nèi)部流動性能難度較高［5］，大多數(shù)學(xué)者利用數(shù)值計算方法對噴油嘴性能進行分析。文獻［6］中利用MATLAB/Simulink 軟件，對噴油器進行了一維仿真分析，研究了旁通油孔直徑、進/出油孔直徑等結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴油特性的影響。一維仿真不能反映噴油嘴內(nèi)部流場的變化及空化現(xiàn)象的產(chǎn)生機理，存在一定的局限性，對噴油嘴進行三維流場仿真非常必要［7］。文獻［8］中利用Fluent 軟件，采用k-ε湍流模型和Schnerr-Sauer 空化模型研究了噴油嘴幾何參數(shù)對內(nèi)部流動和空化現(xiàn)象的影響，結(jié)果表明，噴孔長度、噴孔直徑和入口圓角半徑等參數(shù)對結(jié)果有顯著影響。文獻［9］中基于不可壓縮流體體積（volume of fluid，VOF）多相流模型研究了不同針閥升程下噴油嘴內(nèi)部流場和空化特性，同時指出增大入口圓角半徑可改善噴孔局部空化程度。一般評價噴油嘴噴霧特性的特征參數(shù)有噴霧貫穿距、索特平均直徑（Sauter mean diameter，SMD）及噴霧錐角，但對于通過數(shù)值模擬得到的噴霧模型很少研究噴霧錐角。文獻［10］中通過FIRE 軟件實現(xiàn)了噴嘴內(nèi)部流動與燃油霧化過程的耦合，并研究了不同長徑比和入口圓角半徑對噴霧貫穿距和SMD 的影響。文獻［11］中基于大渦模擬（large eddy simulation，LES）方法模擬噴油器的噴霧過程，發(fā)現(xiàn)不同的噴射壓力和噴孔傾斜角會對SMD 產(chǎn)生影響。

現(xiàn)有研究中，針對噴油嘴內(nèi)部流動特性和噴霧特性的研究已頗為深入，但同時考慮兩種特性以保證噴油嘴具有足夠大的出口流量、較弱的空化程度的同時霧化效果最好并進行結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計的研究較少，難以對噴油嘴開發(fā)提供直接參考。本文中研究了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴油嘴內(nèi)部流動和空化現(xiàn)象及霧化效果的影響，并采用支持向量機（support vector machine，SVM）建立了噴油嘴性能的代理模型，使用多目標遺傳算法NSGA—Ⅱ?qū)娪妥斓慕Y(jié)構(gòu)參數(shù)包括噴孔直徑、噴孔長度、入口圓角半徑及噴孔傾斜角進行優(yōu)化，以改善噴油嘴的流動性能和噴霧性能。本研究對噴油嘴的結(jié)構(gòu)改進和多目標優(yōu)化具有理論指導(dǎo)意義。

1 計算模型

1.1 內(nèi)部流動模型及噴霧模型

使用Fluent 軟件對噴油嘴內(nèi)部流場進行仿真模擬。柴油在噴油嘴的流動過程中具有高壓力梯度和高速度的特點且存在空化現(xiàn)象，噴油嘴內(nèi)流動的數(shù)學(xué)模型包括多相流模型、湍流模型和空化模型。

本研究采用混合（Mixture）多相流模型來模擬柴油的氣液兩相流動?；旌夏Ｐ褪且环N簡化的歐拉—歐拉方法，通過求解混合物的動量方程、連續(xù)性方程、能量方程和計算第二相體積分數(shù)來描述混合物的流動過程。該模型的計算量小于VOF 多相流模型，且相比于全歐拉方程，可解決內(nèi)部相變規(guī)律未知的情況。

采用Realizablek-ε湍流模型和Schnerr-Sauer空化模型來模擬噴油嘴的內(nèi)部流動。為了保證結(jié)果收斂，采用Coupled 算法同時求解連續(xù)方程和動量方程。

噴油嘴的噴霧模擬過程則以噴油嘴內(nèi)部流動過程中的噴孔出口處的參數(shù)作為燃油霧化模擬的初始條件?；陔x散相（discrete phase model，DPM）模型，同時選擇Realizablek-ε湍流模型、diesel-air 組分輸運方程、KH-RT 液滴破碎模型、湍流擴散模型及動態(tài)曳力模型，采用壓力的隱式分割算法（pressureimplicit with splitting of operators）進行數(shù)值計算。

1.2 幾何模型與網(wǎng)格劃分

基于文獻［12］中6 孔噴油器結(jié)構(gòu)參數(shù)，對某型6 孔噴油嘴的計算域模型進行參數(shù)化建模，假定噴油嘴完全對稱從而選取1/6 扇形段作為計算域，如圖1所示。該噴油嘴噴孔直徑d為0.17 mm，噴孔長度l為1.0 mm，入口圓角半徑r為0.013 mm，噴孔傾斜角（噴孔中心線與噴嘴垂直軸線的夾角）φ為75°。采用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格對計算域進行劃分，對噴孔附近區(qū)域進行網(wǎng)格細化并對壁面劃分5 層邊界層，如圖2（a）所示。參考文獻［13-14］，將霧化場簡化為一個圓柱體，并采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格劃分，如圖2（b）所示。

圖1 噴油嘴幾何模型

圖2 計算域網(wǎng)格模型

分別對噴油嘴網(wǎng)格及霧化場網(wǎng)格進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。以噴射壓力80 MPa、背壓3 MPa 作為噴油嘴內(nèi)部流動過程的邊界條件，以噴孔出口處的參數(shù)（速度、質(zhì)量流量等）作為霧化場的初始條件進行噴霧耦合，在計算過程中，監(jiān)測噴孔出口處的質(zhì)量流量及噴霧場中的噴霧貫穿距。5 套網(wǎng)格下的計算結(jié)果如圖3所示。觀察到兩個計算域網(wǎng)格數(shù)分別達到211 662、228 872 之后計算結(jié)果基本保持不變，即得到了網(wǎng)格無關(guān)性解。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

1.3 模型驗證

利用文獻［12］中的試驗數(shù)據(jù)對上述噴嘴內(nèi)部流動數(shù)值計算模型進行驗證，在共軌系統(tǒng)噴油特性測試平臺上，采用瞬時噴油規(guī)律測試儀對噴油器進行試驗測試。試驗過程中，控制噴射壓力為80 MPa，背壓為3 MPa，噴油脈寬為2.5 ms，進行多次重復(fù)噴射試驗保證結(jié)果的準確性。針閥的運動規(guī)律如圖4所示。由于本文中計算域選取了1/6 扇形段作為計算域，取本文計算得到噴油速率的6 倍作為整個噴油嘴的質(zhì)量流量。圖5為噴油器噴油速率的試驗值和仿真計算值對比，曲線基本吻合，最大偏差為7.6%，符合計算精度要求［6］。偏差可能是由在較高的噴油壓力下針閥的輕微變形或者針閥的水平運動，及噴油嘴內(nèi)壁的表面粗糙度等引起的。總體而言，本文中數(shù)值計算結(jié)果與文獻試驗結(jié)果具有較好的一致性，數(shù)值模型具有較高可信度。

圖4 針閥升程曲線

圖5 噴油速率試驗值與計算值對比

2 噴油嘴結(jié)構(gòu)對流動性能及噴霧特性的影響分析

以噴射壓力80 MPa、出口背壓3 MPa 作為噴油嘴內(nèi)部流動仿真的邊界條件，將噴孔出口處的結(jié)果（速度、質(zhì)量流量等參數(shù)）作為燃油霧化仿真的初始條件，研究不同的結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴油嘴性能的影響。參考文獻［8，11，15］，選取的結(jié)構(gòu)參數(shù)為噴孔直徑、噴孔長度、入口圓角半徑及噴孔傾斜角。在原噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)的基礎(chǔ)上，分別取噴孔直徑d為0.10 mm、0.15 mm、0.20 mm，噴孔長度l為0.5 mm、1.2 mm、2.0 mm，入口圓角半徑r為0、0.016 mm、0.032 mm，噴孔傾斜角φ為65.0°、72.5°、80.0°。

2.1 噴孔直徑對流動性能及噴霧特性的影響

保持其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變，選擇不同的噴孔直徑進行分析，計算得到的燃油蒸氣體積分數(shù)云圖如圖6所示，出口處質(zhì)量流量如圖7所示。噴霧貫穿距和SMD的值隨噴射時間變化，故選取一個噴射周期2.5 ms 時刻全噴霧范圍的值作為輸出參數(shù)。不同噴孔直徑下噴霧貫穿距和SMD 對比如圖8所示。

圖6 不同噴孔直徑下燃油蒸氣體積分數(shù)云圖

圖7 不同噴孔直徑下出口質(zhì)量流量對比

圖8 不同噴孔直徑下噴霧貫穿距和SMD 對比

索特平均直徑（Sauter mean diameter，SMD）的定義如式（1）所示。

式中，D32為索特平均直徑；D為液滴直徑；Dmin為最小的液滴直徑；Dmax為最大的液滴直徑；N為直徑為D的液滴的數(shù)目。

當(dāng)噴孔直徑較大時，噴孔內(nèi)空化現(xiàn)象顯著，空穴沿噴孔上壁面發(fā)展到噴孔出口附近，而噴孔直徑較小時基本不發(fā)生空化現(xiàn)象或者空化現(xiàn)象較弱。隨著噴孔直徑的增大，噴孔出口處的質(zhì)量流量逐漸增大，噴孔直徑從0.10 mm 增大到0.20 mm 時，出口質(zhì)量流量增大336.31%；噴孔直徑增加后，流體慣性能增加，宏觀貫穿距離隨之增大74.04%。噴孔直徑增加后內(nèi)部邊界層占比較小，初次連續(xù)射流直徑增加，導(dǎo)致出口破碎后的液滴較大，SMD 增大46.19%。

2.2 噴孔長度對流動性能及噴霧特性的影響

選擇不同的噴孔長度進行分析，計算得到的燃油蒸氣體積分數(shù)云圖、出口質(zhì)量流量、噴霧貫穿距和SMD 分別如圖9～圖11所示。

圖9 不同噴孔長度下燃油蒸氣體積分數(shù)云圖

圖10 不同噴孔長度下出口質(zhì)量流量對比

圖11 不同噴孔長度下噴霧貫穿距和SMD 對比

噴孔長度越短，越容易發(fā)生空化現(xiàn)象，且空化產(chǎn)生的燃油蒸氣延伸至噴孔出口處，形成超空化流動。隨噴孔長度從0.5 mm 增大到2.0 mm，出口質(zhì)量流量逐漸減小，幅值為8.04%；噴霧貫穿距隨噴孔長度的增大逐漸減小，減幅9.51%，SMD 逐漸增大，增幅13.22%。這說明增大噴孔長度不利于改善噴油嘴的噴霧性能。

2.3 入口圓角半徑對流動性能及噴霧特性的影響

選擇不同的入口圓角半徑進行分析，計算得到的燃油蒸氣體積分數(shù)云圖、出口處質(zhì)量流量、噴霧貫穿距和SMD 分別如圖12～圖14所示。

圖12 不同入口圓角半徑下燃油蒸氣體積分數(shù)云圖

圖13 不同入口圓角半徑下出口質(zhì)量流量對比

圖14 不同入口圓角半徑下噴霧貫穿距和SMD 對比

發(fā)現(xiàn)當(dāng)入口圓角半徑r=0 時，由于沒有圓滑過渡，噴孔入口處的壓力損失較大，促進了空化現(xiàn)象的發(fā)生，空穴延噴孔上壁面發(fā)展到出口處，甚至形成超空化流動。而當(dāng)進行了圓角過渡以后，空化現(xiàn)象明顯衰減。當(dāng)入口圓角半徑從0 增加到0.016 mm時，出口質(zhì)量流量顯著增大，增幅為22.50%，噴霧貫穿距和SMD 變化幅值很大，分別為17.76% 和12.22%；而當(dāng)入口圓角半徑從0.016 mm 增加到0.032 mm 時，出口質(zhì)量流量增幅很小，噴霧貫穿距和SMD 變化幅值不大。經(jīng)過圓角處理前后對比，發(fā)現(xiàn)對噴油嘴噴霧性能產(chǎn)生的影響顯著。

2.4 噴孔傾斜角對流動性能及噴霧特性的影響

選擇不同的噴孔傾斜角進行分析，計算得到的燃油蒸氣體積分數(shù)云圖、出口處質(zhì)量流量、噴霧貫穿距和SMD 分別如圖15～圖17所示。

圖15 不同噴孔傾斜角下燃油蒸氣體積分數(shù)云圖

圖16 不同噴孔傾斜角下出口質(zhì)量流量

圖17 不同噴孔傾斜角下噴霧貫穿距和SMD

噴孔傾斜角越小，壓力損失越小，空化現(xiàn)象越難發(fā)生。噴孔傾斜角φ從65.0°增大到80.0°，噴孔入口處的流速減小，出口質(zhì)量流量隨之減小2.57%；同時觀察得到噴孔傾斜角的變化對評價噴霧性能指標的噴霧貫穿距和SMD 的影響不大。

3 多目標優(yōu)化

3.1 數(shù)學(xué)模型

選取優(yōu)化的噴油嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)即設(shè)計變量主要有噴孔直徑、噴孔長度、入口圓角半徑及噴孔傾斜角等，輸出變量為出口質(zhì)量流量、燃油蒸氣體積、噴霧貫穿距和SMD。

對噴油嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化的主要目標及意義是噴油嘴出口質(zhì)量流量較大的同時要求噴油嘴內(nèi)部燃油蒸氣體積足夠小，以滿足柴油機動力需要，提高流動性能，并減小因空化現(xiàn)象造成的噴孔內(nèi)壓力波動對循環(huán)噴油量的一致性影響和減輕由于空化現(xiàn)象引起的噴油嘴空蝕破壞。并且，在柴油機燃燒過程中，希望油束的貫穿力能夠穿透正在燃燒的火焰層到達周圍的空氣區(qū)，避免出現(xiàn)“火包油”現(xiàn)象。噴霧的粒徑越小，油粒與周圍空氣接觸面積越大，燃燒過程越充分。綜上，需要噴油嘴有足夠大的噴霧貫穿距和較小的SMD。

建立多目標優(yōu)化的數(shù)學(xué)模型如下：

式中，F(xiàn)（X）為目標函數(shù)；f1（X）為出口質(zhì)量流量；f2（X）為燃油蒸氣體積；f3（X）為噴霧貫穿距；f4（X）為SMD；X為設(shè)計變量的集合，包含x1、x2、x3、x4；x1為噴孔直徑，mm；x2為噴孔長度，mm；x3為入口圓角半徑，mm；x4為噴孔傾斜角，（°）。4 個設(shè)計變量的取值范圍參考其他不同噴油嘴的結(jié)構(gòu)尺寸［3，16-17］。

3.2 建立代理模型

選用中心復(fù)合設(shè)計法（central composite design，CCD）進行樣本點抽?。?8］，該方法包括一個中心點，輸入變量軸的端點及水平因子點，能夠以盡可能少的樣本點提供較多的信息，是一種高效的設(shè)計方法。為了保證設(shè)計空間的均勻性及較高的密度，分別應(yīng)用CCD VIF-optimal 填充和Rotatable 填充生成25個和49 個樣本點。

對74 個樣本點的數(shù)據(jù)進行歸一化處理，采用支持向量機對樣本點進行擬合，建立代理模型。使用網(wǎng)格尋優(yōu)法（grid-search）尋找最佳的損失函數(shù)參數(shù)c和核函數(shù)參數(shù)g，擬合相關(guān)系數(shù)R2及均方誤差（mean square error，MSE）如表1所示。并選用前文中研究的12 個噴油嘴結(jié)構(gòu)作為驗證點驗證代理模型的預(yù)測精度，預(yù)測的均方誤差如表2所示。

表1 支持向量機擬合結(jié)果

表2 驗證點的預(yù)測精度

3.3 多目標算法優(yōu)化

以最大出口質(zhì)量流量、最小燃油蒸氣體積、最大噴霧貫穿距及最小SMD 為多目標遺傳算法NSGA—Ⅱ的優(yōu)化目標，根據(jù)前文分析結(jié)果設(shè)置4 個目標權(quán)值相等，4 個設(shè)計變量（噴孔直徑、噴孔長度、入口圓角半徑和噴孔傾斜角）作為結(jié)構(gòu)約束，在300 個初始種群中經(jīng)過多次迭代尋找最優(yōu)點。優(yōu)化后的噴油嘴結(jié)構(gòu)為噴孔直徑d=0.18 mm，噴孔長度l=0.5 mm，入口圓角半徑r=0.028 mm，噴孔傾斜角φ=67.0°。噴射壓力對噴油嘴有較大影響，為了驗證本文研究方法的普適性，比較了其他噴射壓力（100 MPa、120 MPa）對優(yōu)化前后噴油嘴性能的影響，結(jié)果如表3所示，表明本文研究方法適用于其他噴射壓力的情況。

表3 不同噴射壓力下優(yōu)化前后噴油嘴的性能

噴射壓力80 MPa 下相比原結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的噴油嘴的出口質(zhì)量流量提高了21.19%，燃油蒸氣體積減小了81.38%，噴霧貫穿距增大了11.91%，SMD 減小了1.37%。綜上，噴油嘴的流動性能和噴霧性能大幅提升。

4 結(jié)論

（1）噴孔直徑對噴油嘴的流動性能及噴霧特性影響顯著，噴孔直徑從0.10 mm 增加到0.20 mm，出口質(zhì)量流量增大336.31%，同時孔內(nèi)的空化現(xiàn)象加劇；SMD 也隨之增大，增幅為46.19%。

（2）減小噴孔長度有利于改善噴霧特性，但會加劇孔內(nèi)空化現(xiàn)象形成超空化流動，降低流動性能。

（3）入口圓角半徑對減小空化現(xiàn)象及提高霧化性能有顯著效果。噴孔傾斜角越小，空化現(xiàn)象越弱，出口質(zhì)量流量越大。

（4）采用支持向量機建立的代理模型有較高精度。與原結(jié)構(gòu)相比，基于多目標遺傳算法NSGA-Ⅱ優(yōu)化后的噴油嘴出口質(zhì)量流量增大了21.19%，燃油蒸氣體積減小了81.38%，發(fā)生空化現(xiàn)象的強度衰減明顯，提高了流動性能；噴霧貫穿距增大了11.91%，SMD 減小了1.37%，噴霧性能得到提升。本文中提出的方法適用于不同噴射條件，具有一定普適性。