柴油高壓噴嘴空穴流動的非穩(wěn)態(tài)模擬711

1、柴油高壓噴嘴空穴的非穩(wěn)態(tài)模擬,，馮明志，（船舶重工集團公司第七一一研究所，上海 201108）摘 要：以船用高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)及其匹配的電控燃油噴嘴為對象，建立了柴油高壓噴嘴空穴的非穩(wěn)態(tài)計算模型。采用高壓共軌燃油系統(tǒng)平臺試驗結(jié)合 AMESim 模擬的，對柴油高壓噴嘴的空穴進行研究。結(jié)果表明：該可以較為準確的確定燃油噴射過程中噴嘴內(nèi)部的波動；電磁閥脈寬、噴孔數(shù)、噴射和噴孔直徑對燃油噴射過程的影響較為顯著，噴孔夾角和長徑比的影響較??；為了滿足匹配發(fā)動機的功率需求，當(dāng)噴孔直徑為 0.36mm 時，噴孔數(shù)應(yīng)為 910，當(dāng)噴孔數(shù)為 8 時，噴孔直徑應(yīng)為 0.380.40mm。：高壓噴射；柴油噴嘴；空穴

2、主要：AVL FIRE 2009；非穩(wěn)態(tài)模擬1 前言隨著燃油噴射的不斷提高，以及激光等先進測試的廣泛采用，人們逐漸認識到液體射流的霧化并非由單一的某種機理所引起，而應(yīng)該是多種因素綜合作用的結(jié)果。表面波不性、空化現(xiàn)象和湍流擾動是高壓燃油射流霧化的三大主要動因1。噴孔內(nèi)的空化現(xiàn)象對高壓燃油射流的霧化具有重要影響，成為近年來國內(nèi)外研究者關(guān)注的一個重點2-5。由于柴油噴嘴噴孔的結(jié)構(gòu)較小，直接測量較為，早期研究者多基于比例放大的噴嘴模型進行試驗研究。但 Arcoumanis 等人的研究發(fā)現(xiàn)6，比例放大噴嘴與真實噴嘴的空穴結(jié)構(gòu)并全相同。，基于真實的噴嘴試驗較為，且僅容易得到空穴形成過程對流量系數(shù)等宏觀參數(shù)

3、的影響。因此，基于模型的數(shù)值模擬，已逐漸成為研究噴嘴空穴的重要。在已有的噴嘴空穴的試驗和數(shù)值模擬研究中，絕大多數(shù)是基于穩(wěn)態(tài)條件的研究，即忽略了波動的影響。，在柴油的高壓噴射過程中，針閥開啟瞬間產(chǎn)生的，往往伴隨著波的傳遞。與此同時，針閥在其軸向的不，也在一定程度上加劇了之間的校正，確定噴流場的波動。Tsunemoto 等人7通過應(yīng)變儀輸出電信號與實測嘴室內(nèi)的值。在其測量范圍內(nèi)，波動的頻率為 10kHz，最大波幅可達平均的 25%。Chaves 等人8對燃油噴射過程中針閥腔內(nèi)的進行了測量，波動的頻率可達2550kHz。等人9使用單孔柴油噴嘴，采用 Kistler 的高壓傳感器和安裝夾套，對噴射過程

4、中噴嘴頭部的波動進行了測量。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，隨著噴射的提高，波動的幅度呈現(xiàn)增加的趨勢，最大波動幅度可達噴射的 10.1%，子波的最大頻率可達 40kHz?；谏鲜龅难芯拷Y(jié)果可見，在實際的柴油高壓噴射過程中，噴嘴內(nèi)部著劇烈的波動。因此，在柴油噴嘴空穴的分析中，必須考慮波動的影響。2 數(shù)學(xué)模型描述描述噴孔內(nèi)的空穴，目前主要有三種詳細計算模型：1）均相流模型10；2）VOF（Volume of Fluid）表面模型11；3）雙流體模型12。與均相流模型相比，雙流體模型能夠反映的流場細節(jié)，同時所需的計算量比 VOF 模型少，因此本文采用體模型。其基本方程如下：1）質(zhì)量守恒方程-雙流2011 AVL 先進模擬

5、技術(shù)用戶大會ak rktNk kkl+ a r V =G（1）kl =1,l k2）動量守恒方程ak rkVkt+ a r VV = -a p + a (t + T+ a r f)tk k k kkkkkk k（2）NNl=1,lkMkl +Vk Gkll=1,lk+3）總焓守恒方程ak rk hk= a (q + q+ a r)+ a r V htqk k k kkkkk k kt+ a r f V + a (t +tV)t（3）k kkkkkkp +Nl =1,l kNl =1,l k+ aH + hGkklkklt4）相間質(zhì)量傳輸r121C1sign (Dp)3.95d NaGc =Dp

6、 2 = -G3 3（4）rddCRc5）相間動量傳輸1 rV + C r k a = -MM = CA V（5）cD 8 c irrTD c cdd3 計算模型描述3.1 計算網(wǎng)格a)幾何模型b)計算網(wǎng)格圖 1 某船用高壓共軌燃油噴嘴的結(jié)構(gòu)圖圖 2 噴嘴計算的三維幾何模型和計算網(wǎng)格本研究以某船用高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)及其匹配的電控燃油噴嘴為對象，共軌系統(tǒng)的常用工作為 100120MPa，最高工作為 150MPa。如圖 1 所示，噴嘴的結(jié)構(gòu)為 8孔0.36mm ，噴孔軸線的夾角為 150 度，噴孔的長度為 1.2mm（長徑比 L/D=3.33）。由于該噴嘴呈現(xiàn)對稱結(jié)構(gòu)，為了節(jié)約計算成本，僅采用單

7、個噴孔的 1/2 進行計算。噴嘴計算的三維幾何模型采用Pro/E 建立，如圖 2-a）所示。采用 AVL FIRE的 FAME 工具建立噴2011 AVL 先進模擬技術(shù)用戶大會嘴計算的三維網(wǎng)格，并采用 FAME ENGINE 工具生成三維動網(wǎng)格13,14，如圖 2-b）所示，網(wǎng)格的節(jié)點數(shù)為 37,307，單元數(shù)為 32,361。使用 Intel Pentium4-3.2GHz CPU 和 2.0G 內(nèi)存的計算機，其計算時間約為 24h。3.2 非穩(wěn)態(tài)邊界1）計算邊界條件如圖 3 所示，噴孔計算需定義邊界、出口邊界、移動邊界和對稱邊界。邊界為邊界，即燃油噴射過程中噴油嘴內(nèi)部盛油腔中的波動；出口邊

8、界為定壓邊界，即燃油噴射的環(huán)境背壓；移動邊界為針閥頭部的移動表面，其由針閥的程曲線）進行驅(qū)動；對稱邊界則為計算的對稱面。規(guī)律（即針閥升a)邊界b)出口邊界圖 3 噴孔c)移動邊界計算的邊界條件d)對稱邊界2）非穩(wěn)態(tài)的確定如上所述，噴嘴內(nèi)部波動的準確確定，是噴孔空穴準確計算的關(guān)鍵。但由于噴嘴內(nèi)部的結(jié)構(gòu)較小，的直接準確測量較為。本研究采用燃油系統(tǒng)平臺試驗結(jié)合AMESim 模擬計算的，來確定噴嘴內(nèi)部盛油腔中的波動值。圖 4 高壓共軌燃油系統(tǒng)綜合測試試驗臺圖 5 AMESim計算模型首先，在圖 4 所示的高壓共軌燃油系統(tǒng)綜合測試試驗臺上，對共軌腔、燃油噴嘴入口以及電磁閥響應(yīng)時間等參數(shù)進行精確測量，并采

9、用單次噴射儀（法國 EFS 公司的EFS8246），測量循環(huán)噴油量、燃油溫度等參數(shù)。然后，采用 AMESim建立燃油系統(tǒng)的2011 AVL 先進模擬技術(shù)用戶大會模型，如圖 5 所示。為了提真模型的準確性，該模型考慮了燃油的可壓縮性、燃油溫度的變化、噴油嘴室、配合面的燃油泄露以及電磁閥的響應(yīng)時間等因素。并在不同的電磁閥脈寬和共軌條件下，從噴油嘴、噴油時刻和循環(huán)噴油量三個方面，對仿真模型進行了標(biāo)定，其計算誤差小于 5%，詳細的標(biāo)定過程可見文獻15。通過標(biāo)定的AMESim 模型，我們即可獲得噴嘴內(nèi)部的非穩(wěn)態(tài)和針閥升程等參數(shù)，如圖 6 所示，作為噴嘴空穴非穩(wěn)態(tài)模擬的輸入邊界條件。01020304050

10、1700.041601500.031401300.021201100.011000.009001020304050噴油泵凸輪轉(zhuǎn)角 / deg圖 6 噴嘴內(nèi)部的非穩(wěn)態(tài)和針閥升程4 計算模型驗證為了驗證計算模型的準確性，我們分別在 100、120、150MPa 共軌腔和 2.0、2.5、3.0ms 電磁閥脈寬條件下，對噴嘴空穴進行了穩(wěn)態(tài)和非穩(wěn)態(tài)模擬，并將模擬計算的循環(huán)噴油量與 AMESim 的計算結(jié)果和單次噴射儀的試驗測量結(jié)果進行了比較，如表 1 所示。從表中的計算結(jié)果可以看出，在循環(huán)噴油量的方面，非穩(wěn)態(tài)模擬的計算結(jié)果好于穩(wěn)態(tài)模擬，計算結(jié)果的準確性受 AMESim 計算提供邊能夠更為準確的循環(huán)噴油

11、量。噴嘴空穴界條件的準確性影響較大，尤其對噴嘴內(nèi)部非穩(wěn)態(tài)邊界條件的準確性較為敏感。表 1 穩(wěn)態(tài)和非穩(wěn)態(tài)模擬與試驗測量結(jié)果的比較圖 7 給出了 120MPa、2.5ms 噴射條件下，三種不同模擬所得噴油率曲線的比較。從圖中的計算結(jié)果可以看出，非穩(wěn)態(tài)計算結(jié)果能夠較反應(yīng)噴油率前低后高的噴油規(guī)律，與 AMESim 的計算結(jié)果吻合較好；而穩(wěn)態(tài)模擬由于沒有考慮噴油嘴內(nèi)部的波動，無法反映上述規(guī)律，噴油率為一定值。噴嘴計算的結(jié)果作為柴油機缸內(nèi)噴霧燃燒計算的初始邊界條件，其準確性和合理性將直接影響噴霧燃燒計算結(jié)果的精度。因此，在缸內(nèi)噴霧燃燒計算精度要求較高的場合，采用非穩(wěn)態(tài)模擬的準確確定噴嘴出口的初始邊界條件，

12、則更2011 AVL 先進模擬技術(shù)用戶大會針閥升程 / mm噴/油嘴盛油腔MPa序號共軌腔壓力/MPa電磁閥脈寬/ms循環(huán)噴油量的測量值/mm3AMESim 的計算結(jié)果/mm3計算誤差%穩(wěn)態(tài)模擬的計算結(jié)果/mm3計算誤差%非穩(wěn)態(tài)模擬的計算結(jié)果/ mm3計算誤差%11202.0599.16596.41-0.46615.792.78600.840.2821202.5740.06748.451.13761.282.87754.641.9731203.0870.20894.122.75914.585.10904.623.9641002.5651.73661.011.42687.385.47679.79

13、4.3151502.5869.48861.32-0.94852.78-1.92848.59-2.40加合理。圖 7 三種不同模擬的噴油率比較（120MPa，2.5ms）5 非穩(wěn)態(tài)計算分析基于上述分析可以看出，本文建立的非穩(wěn)態(tài)計算模型能夠較循環(huán)噴油量和燃油噴射過程。根據(jù)該燃油系統(tǒng)匹配發(fā)動機的功率需求，其循環(huán)噴油量應(yīng)不小于 1065mm3/循環(huán)。下面，我們從幾個方面分析燃油系統(tǒng)參數(shù)對循環(huán)噴油量和燃油噴射過程的影響。5.1 電磁閥脈寬的影響圖 8 給出噴射為 120MPa，電磁閥脈寬分別為 2.0、2.5 和 3.0ms 條件下，噴油率的計算結(jié)果。從圖中的計算結(jié)果可以看出，由于噴射相同，燃油噴射的始

14、點和噴油率曲線的上升段完全相同，只是由于電磁閥脈寬不同而引起的噴油率下降時刻有所不同。根據(jù)船用柴油機的噴油持續(xù)期應(yīng)在 3035degCA 以內(nèi)的要求，對于本文研究的燃油噴射系統(tǒng)而言，其電磁閥脈寬應(yīng)該在 3.03.3ms 以內(nèi)，以保證燃油在上止點附近噴入缸內(nèi)。圖 9 給出不磁閥脈寬條件下循環(huán)噴油量計算結(jié)果的比較，并分析了噴孔數(shù)目的影響。從圖中的結(jié)果可以看出，對于 8 孔噴油嘴，在 3.3ms 電磁閥脈寬條件下，其循環(huán)噴油量為 994mm3，不能滿足發(fā)動機的功率需求。對于 9 孔噴油嘴，在 3.0ms 電磁閥脈寬條件下， 其循環(huán)噴油量為 1017.7mm3；在 3.3ms 條件下，其循環(huán)噴油量為

15、1120mm3，可以滿足發(fā)動機的功率需求。對于 10 孔噴油嘴，在 3.0ms 電磁閥脈寬條件下，其循環(huán)噴油量為 1130.8mm3。因此，對于 0.36mm 孔徑的噴油嘴來說，需要采用 910 孔才能滿足發(fā)動機的功率需求。圖 8 電磁閥脈寬對噴油率的影響比較（120MPa）2011 AVL 先進模擬技術(shù)用戶大會圖 9 電磁閥脈寬對循環(huán)噴油量的影響比較（120MPa）的影響5.2 燃油噴射圖 10 給出電磁閥脈寬為 2.5ms，燃油噴射分別為 100、120 和 150MPa 條件下，噴油率計算結(jié)果的比較。從圖中的計算結(jié)果可以看出，在不同噴射條件下，燃油噴射的持續(xù)期和噴油率的形態(tài)幾乎相同。但隨

16、著噴射的提高，燃油噴射的始點和終點相應(yīng)提前，噴油的速率也相應(yīng)提高。圖 11 在三種不同的電磁閥脈寬條件下，比較了燃油噴射對循環(huán)噴油量的影響。對于 3.0ms 電磁閥脈寬，在 150MPa 條件下，其循環(huán)噴油量為 1017mm3。對于 3.3ms 電磁閥脈寬，在 140MPa 條件下，其循環(huán)噴油量為 1078mm3，才能滿足發(fā)動機的功率需求。由于 140150MPa 是燃油系統(tǒng)的最高，其常用工作為 120MPa 左右。因此，僅通過提高燃油噴射來滿足發(fā)動機的功率需求是不可行的。圖 12 給出不同噴射條件下，噴孔出口處的初始湍動能比較。噴射從 100MPa 提高到 150MPa，噴孔出口處的初始湍動

17、能從 2000 m2 s2 提高到 3000 m2 s2 左右。如前所述，初始湍流擾動是高壓燃油射流霧化的三大主要動因之一，因此噴射氣混合。的提高有利于燃油的霧化，獲得更油圖 10 噴射對噴油率的影響比較（脈寬：2.5ms）2011 AVL 先進模擬技術(shù)用戶大會2.5ms 3.0ms 3.3ms11201040960880800720100110120燃油噴射130140/ MPa150圖 11 燃油噴射對循環(huán)噴油量的影響比較a)100MPab)120MPac)150MPa圖 12 噴射對噴孔出口湍動能的影響比較（13.4deg）5.3 噴孔直徑的影響圖 13 給出燃油噴射為 120MPa，噴

18、孔直徑分別為 0.36、0.38、0.40 和 0.42mm 條件下，噴油率計算結(jié)果的比較。從圖中的計算結(jié)果可以看出，由于燃油噴射和電磁閥脈寬不變，噴油的始點和終點不變，具有相同的噴油持續(xù)期。隨著噴孔直徑的增加，噴孔的有效流通截面積增大，燃油的噴射速率也隨之增大，燃油噴射的貫穿距離也將增加。對于發(fā)動機的缸內(nèi)燃燒來說，其燃油噴射的貫穿距離并非越大越好，需與發(fā)動機燃燒室的型線相匹配；2011 AVL 先進模擬技術(shù)用戶大會循環(huán)噴油量 / mm3另外，隨著噴孔直徑的增大，燃油噴射的霧化特性也將變差。因此，通過增大噴孔直徑來提高噴油速率，將受到一定的限制。圖 14 在三種不同的電磁閥脈寬條件下，比較了噴

19、孔直徑對循環(huán)噴油量的影響。對于2.5ms 電磁閥脈寬，在 0.42mm 噴孔直徑條件下，其循環(huán)噴油量為 983.2mm3，不能滿足發(fā)動機的功率需求。對于 3.0ms 電磁閥脈寬，在 0.40mm 噴孔直徑條件下，其循環(huán)噴油量為1078mm3，即可滿足發(fā)動機的功率需求。對于 3.3ms 電磁閥脈寬，在 0.38mm 噴孔直徑條件下，其循環(huán)噴油量為 1092mm3，可以滿足發(fā)動機的功率需求。因此，可以在不增加噴孔數(shù)目的條件下，通過將噴孔直徑增大到 0.380.40mm，使得循環(huán)噴油量滿足發(fā)動機的功率需求。30d = 0.36 mm d = 0.38 mm d = 0.40 mm d = 0.42

20、mm252015105068101214161820噴油泵凸輪轉(zhuǎn)角 / deg圖 13 噴孔直徑對噴油率的影響比較（120MPa）2.5ms12803.0ms 3.3ms1200112010409608808000.360.370.380.390.400.410.42噴孔直徑 / mm圖 14 噴孔直徑對循環(huán)噴油量的影響比較（120MPa）5.4 噴孔夾角的影響圖 15 給出燃油噴射為 120MPa，噴孔夾角分別為 140、145、150 和 155deg 條件下，噴油率計算結(jié)果的比較。從圖中的計算結(jié)果可以看出，由于燃油噴射和電磁閥脈寬相同，不同噴孔夾角條件下，所得噴油率曲線基本相同，這表明其

21、循環(huán)噴油量也基本相同。圖 16 給出了噴孔夾角對空穴分布的影響比較。從圖中的速度分布可以看出，隨著噴孔夾角的增大， 高壓燃油進入噴孔的入射角增大，這使得噴孔中空穴的體積分數(shù)也隨之增大。但可以看出， 隨著噴孔夾角的增大，對空穴體積分數(shù)的影響逐漸減弱。因此，噴孔夾角的變化對循環(huán)噴油量和燃油噴射過程的影響較小，主要影響燃油進入氣缸的方向，及其與發(fā)動機燃燒室型線的匹配。2011 AVL 先進模擬技術(shù)用戶大會循環(huán)噴油量 / mm3噴油率 / (L/min)181512812噴油泵凸輪轉(zhuǎn)角 / deg16圖 15 噴孔夾角對噴油率的影響比較（120MPa）a)140degb)145degc)150degd

22、)155deg圖 16 噴孔夾角對空穴分布的影響比較（13.4deg）5.5 噴孔長徑比的影響圖 17 給出燃油噴射為 120MPa，噴孔長徑比（L/D）分別為 2.5、3.3、4.0 和 5.0 條件下，噴油率計算結(jié)果的比較。從圖中的計算結(jié)果可以看出，隨著噴孔長徑比的增大，其燃油噴射速率和循環(huán)噴油量也均略有增加，但差別不大。在 3.0ms 電磁閥脈寬條件下，當(dāng)噴孔長徑比從 2.5 增大到 5.0 時，其循環(huán)噴油量由 901mm3 增加到 911mm3。從噴孔出口的湍動能分布（圖 18）可見，當(dāng)噴孔長徑比減小時，噴孔出口的湍動能增強，有利于燃油的霧化； 但也會引起噴霧錐角變大，燃油噴灑到缸蓋底

23、面，以及噴霧貫穿距離縮短等問題。從噴孔出口的空穴分布（圖 19）可見，當(dāng)噴孔長徑比減小時，空穴體積分數(shù)增大，減小了噴孔的有效流通面積，對循環(huán)噴油量不利。當(dāng)噴孔長徑比增大時，情況剛好相反。2011 AVL 先進模擬技術(shù)用戶大會噴油率 / (L/min)140 deg145 deg150 deg155 deg20L/D=2.5 L/D=3.3 L/D=4.0 L/D=5.0181612噴油泵凸輪轉(zhuǎn)角 / deg16圖 17 噴孔長徑比對噴油率的影響比較（120MPa）a)L/D=2.5b)L/D=3.3c)L/D=4.0d)L/D=5.0圖 18 噴孔長徑比對噴孔出口湍動能的影響比較（13.4de

24、g）a)L/D=2.5b)L/D=3.3c)L/D=4.0d)L/D=5.0圖 19 噴孔長徑比對空穴分布的影響比較（13.4deg）6 結(jié)論（1）采用高壓共軌燃油系統(tǒng)平臺試驗結(jié)合 AMESim 模擬計算的，可以較為準確地確定燃油噴射過程中噴嘴內(nèi)部的邊界條件。波動，為噴嘴空穴的非穩(wěn)態(tài)模擬，提供準確的（2）電磁閥脈寬、噴孔數(shù)目、燃油噴射和噴孔直徑對燃油噴射過程和循環(huán)噴油量2011 AVL 先進模擬技術(shù)用戶大會噴油率 / (L/min)的影響較為顯著，噴孔夾角和長徑比的影響則較小。（3）為了滿足匹配發(fā)動機的功率需求，當(dāng)噴孔直徑為 0.36mm 時，其噴孔數(shù)目應(yīng)為 910孔；當(dāng)噴孔數(shù)目為 8說，只通

25、過提高燃油噴射，其噴孔直徑應(yīng)為 0.380.40mm。對于 8 孔0.36mm 的噴油嘴來，發(fā)動機的功率需求。參考文獻：12解. 內(nèi)燃機計算燃燒學(xué)（第二版）M. 大連: 大連理工大學(xué), 2005.Su Han Park, Hyun Kyu Suh, Chang Sik Lee. Effect of Cavitating Flow on the Flow and Fuel Atomization Characteristics of Biodiesel and Diesel Fuels. Energy FulesJ. 2008, 22(1): 605-613.Wang Xiang, Su Wan

26、hua. A Numerical Study of Cavitating Flows in High-Pressure Diesel Injection Nozzle3Holes using a Two-Fluid M.Science BulletinJ. 2008, 15: 1864-1870.4Sou A, Hosokawn S, Tomiyama A. Effects of Cavitation in a Nozzle on Liquid Jet Atomization. Int J Heat Mass TransferJ. 2007, 50(17-18):3575-3582.何志霞 袁建平 李德桃 等. 柴油機噴嘴結(jié)構(gòu)優(yōu)化的數(shù)值模擬分析. 內(nèi)燃機學(xué)報J. 2006, Vol.24(1):35-41.Arcoumanis C, Flora H, Gavaises M, et al. Cavitation in Real-Size Multi-Hole Diesel Injector Nozzles. SAE 2000-01-1249C, 2000.Tsunemoto H, Montajir R M, Ishitani H, et al. The Influence of Pressure in Nozzle Sac and Needl