柴油机燃油喷孔内流动及对近场喷雾特性的影响*

沈保山，高永强，张美娟，张国芬

(1. 无锡职业技术学院汽车与交通学院，江苏无锡，214000； 2. 山东交通学院汽车工程学院，济南市，250357)

0 引言

柴油机的油气混合好坏直接影响其高效燃烧以及排放性能，改善燃油射流破碎和油气混合特性，长期以来受到国内外学者的高度重视。近年来，随着计算机技术和试验测试方法的快速发展，燃油高压喷射破碎的研究有了质的飞跃。对于燃油近嘴区喷射雾化机理的研究，长期以来主要集中于环境气体和射流之间的作用，或燃油相变(空化)对射流雾化的影响，但这仍属于两相流动问题。其实，燃油射流在喷孔出口处的稠密段，存在空穴(燃油蒸汽)、环境介质(气相)，或者环境气体卷入射流内部的情况，近场燃油射流破碎是复杂的多相流问题。

燃油高压喷射雾化过程的研究，Choi等[1]使用二维和三维模型对漩涡处气泡的形成、振动和破碎过程进行研究，详细考虑了空化泡演变和湍流之间的相互影响。Echouchene等[2]研究了壁面粗糙度对喷嘴内空化和湍流的影响，发现空化的产生导致湍动能和耗散率的增加，在空化和湍流涡团之间建立了一定的联系。Portillo等[3]借助试验研究认为：喷嘴出口附近的绝对不稳定是射流存在不稳定波的最重要原因。Villiers等[4]和Herrmann[5]通过对液体射流破碎的数值模拟表明，液体射流头部呈现伞状结构，并论述初始段破碎过程。近些年，随着CFD软件的发展与完善，不少学者对喷嘴内部流动及其喷射雾化特性进行了大量的研究，张军等[6]通过可视化试验研究了喷孔结构对喷嘴内流及喷雾特性的影响，指出空化在孔内溃灭时会使流动湍流度增大，空化延伸到喷孔出口时会使得喷雾锥角增大。高永强等[7-9]针对喷嘴内初始气泡、空化过程等对燃油近嘴区初始射流破碎过程进行了研究。仇滔等[10]对喷孔内空化过程与流动特性进行研究，指出了空化与流动特性之间的联系。上述文献证明了喷孔内空化与射流流动特性、湍动能和耗散率的联系，但是，不同尺度的湍流对空化生长、发展、溃灭的动力学演化过程，以及空化如何影响射流破碎的等问题仍需开展深入研究。

基于此，本文采用大涡模拟，耦合喷孔内相变导致的空化形成、生长、溃灭的动力学演化过程以及环境气体的作用，对燃油高压射流流动特性及近嘴区域喷雾过程进行研究，考察燃油空化和环境气体对射流破碎的影响。

1 数值计算模型

1.1 基本方程

假设燃油是不可压缩的流体，流动视为均匀的汽—液—气混合物[11]。不可压缩的Navier-Stokes方程，即质量守恒、动量守恒方程如式(1)～式(9)。

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：ρ——混合物密度，kg/m3;

P——压力，Pa；

μ——混合物动力粘度，N·s/m2。

l,v,g——混合物中液相、汽相和空气相成分；

αi——混合物各相的体积分数，满足以下关系。

αl+αv+αg=1

(5)

混合物密度、动力粘度可以用式(6)和式(7)来计算。

ρ=αlρl+αvρv+αgρg

(6)

μ=αlμl+αvμv+αgμg

(7)

Fsv为表面张力产生的动量源项，可用式(8)来计算。

Fsv=σkα

(8)

式中：σ——表面张力系数；

(9)

1.2 空化模型

通常发生在实际喷嘴中的空化现象，可以用燃油压力来计算，当燃油压力低于其饱和蒸汽压力时，燃油转变成燃油蒸汽，否则燃油蒸汽冷凝成燃油。在OpenFOAM中有三个空化模型，分别是Kunz[12]，Merkle[13]和Schnerr-Sauer[14]模型，本文采用Schnerr-Sauer模型，此模型在进行LES计算时可以加快收敛速度，将蒸汽泡数密度和液相体积分数联系起来。发生空化时其控制体积内的蒸汽量是通过一组蒸汽泡数和这些蒸汽泡的平均半径来计算的。

(10)

式中：R——空化泡半径；

P(R)——空化泡内的压力。

蒸汽体积分数αv可以用式(11)来确定。

(11)

式中：n0——汽泡数密度。

(12)

对αv进行求导可得

(13)

整理上述公式可得汽液质量交换率

(14)

1.3 模型验证

对所建模型基于Sou[15]试验数据进行合理性验证，Sou的试验设置了三种针阀升程，分别为Z=4、8、16 mm，喷孔宽度、长度和厚度分别为W=4 mm、L=16 mm、t=1 mm的二维模型，工作介质采用水，通过不同的速度射入到环境中，研究针阀升程对空化现象以及射流破碎的影响。水的主要物性参数如表1所示，Sou采用高速摄像技术，对二维喷孔内的喷射过程中空穴区域进行拍摄，并记录下一些相关流场数据。

如图1所示为试验和数值模拟结果对比，结果表明，数值模拟结果同试验拍摄图像较为一致，数值模拟结果能够真实地反映出喷孔内空化产生、发展演变过程，所建模型能够较准确地预测喷孔内的空穴流动现象。

表1 水的主要物性参数(25 ℃)Tab. 1 Main physical properties of water

图1 试验和数值模拟结果Fig. 1 Results of numerical simulation and experiment

1.4 几何模型

本文主要研究柴油机喷孔内燃油流动及对近场喷雾特性的影响，考虑到喷孔上游及下游燃烧室对喷孔内柴油流动的影响，几何模型选取喷孔上游压力室直径D=0.6 mm，喷孔直径d=0.2 mm，喷孔长度Ld=0.8 mm，将燃油喷射到10倍喷孔长度的定容室内，如图2所示。燃油主要物性参数如表2所示。

图2 计算模型示意图Fig. 2 Schematic diagram of calculation domain

表2 燃油主要物性参数(25 ℃)Tab. 2 Main physical properties of diesel fuel

2 燃油喷射雾化过程结果分析

2.1 多相流模型计算结果

基于构建的多相流模型，对柴油机燃油射流破碎过程进行了数值模拟。为了模拟喷油器针阀开启到关闭过程的燃油喷射过程，参考了文献[16]的处理方法，在0 μs时刻，入口压力设为20 MPa，经过5 μs，入口压力达到120 MPa，在75 μs时，针阀开始关闭，80 μs时完全关闭。

图3所示为燃油喷射雾化过程的数值模拟结果，喷油压力和环境压力分别为120 MPa和0.1 MPa，物性参数见表2。从图3中可以看出，在5 μs、10 μs时，由于燃油流速不高，空化虽然在喷孔入口处已经产生，还没有发展到喷孔出口，此时喷孔出口处燃油射流表面比较光滑，受到扰动较小。随着喷射进行，空化区域逐渐向喷孔出口延伸(图3中15～30 μs)，空化强度逐渐增强，射流表面扰动增强，射流表面有液丝剥离下来。在35 μs时，空化延伸，发展到喷孔出口处，环境气体和射流的相互作用，使得射流表面扰动增强，导致初始射流液滴、液丝的生成。40 μs后，在环境气体的气动力作用下，液丝继续破碎，形成更加细小的液滴。从图3中还可以看出，在75 μs时针阀开始关闭，到80 μs 完全关闭，此时喷孔内燃油由于流动惯性，致使喷孔内空化明显增强，空化区域扩大。

图3 燃油射流喷射雾化过程Fig. 3 Atomization process of fuel jet at near nozzle region

图4所示为液相体积分数、湍动能和亚网格涡黏度分布云图对比，图上半部为液相体积分数，下半部分别为湍动能和亚网格涡黏度。从图中可以看出，燃油雾化过程与燃油射流湍动能和亚网格涡黏度息息相关，从喷油时刻25 μs、45 μs、65 μs以及85 μs来看，喷孔内湍动能以及亚网格涡黏度均呈现壁面附近大、中心区域小特点，且从喷孔入口到出口均不断减小。原因是在喷嘴入口处存在流动分离区，此处产生大尺度的漩涡，随着流动进行其尾流中有更多小尺度的漩涡脱落下来，造成壁面附近的湍动能以及亚网格涡黏度较高。通过对比可知，近嘴区射流出现了不规则锯齿状，空化加剧了射流的不稳定和扰动，促进了射流破碎，该区域形成了较强的湍动能和亚网格涡黏度。

(a) 液相和湍动能对比

(b) 液相和亚网格涡黏度对比图4 液相与湍动能和亚网格涡黏度云图Fig. 4 Contours of turbulent kinetic energy andSubgrid eddy viscosity at different time

2.2 喷孔内空化及近场射流破碎

图5所示为基于多相流模型，喷射压力为120 MPa，环境压力为0.1 MPa，喷孔内空化产生、发展、溃灭过程以及近场射流破碎过程。对比喷油时刻25 μs、30 μs、35 μs、40 μs、45 μs、50 μs孔内空化发展过程，可以看出喷孔内空化发展演变过程，空化区域不断的发生变化，图5中a、b、c、d、h、i、j所示为不同喷油时刻空化演变过程，空化区域从喷孔入口到出口延伸过程中不断变化、扩大、减小，甚至消失。还可以看出，燃油近嘴区初始射流表面波发展，以及液丝和液滴从射流表面剥离，发生二次破碎过程，图5中e、f、g、k、l、m、n揭示了近场燃油射流表面波不稳定增长过程，由于受到喷孔内湍流、空化的影响，射流表面的扰动增强，促进表面波的增长，液丝逐渐从射流表面上剥离，在气动力作用下破碎形成细小液滴。

图5 燃油近嘴区射流破碎过程Fig. 5 Fuel jet breaking process at near nozzle region

2.3 空化影响

为了便于对比所构建多相流模型在燃油射流破碎过程准确性、可靠性，在相同条件下，采用不加空化模型的求解器(单相流)对燃油喷射过程进行了计算，其结果如图6所示。从图6中可以看出，采用单相流模型由于喷孔内没有空化产生，在整个喷射过程可观测到射流表面比较光滑，射流表面波产生、发展比较缓慢，基本上看不出液丝及液滴的产生。而对于多相流模型，空化泡溃灭时产生的扰动，促进射流表面波的快速增长，加速了射流破碎，致使射流表面形成大量液丝、液滴，这说明空化对燃油射流破碎具有比较显著促进作用。

图7所示为单相流和多相流模型中湍动能和亚网格涡黏度对比。从图7中可以看出，对于多相流来说，湍动能在喷孔内壁面附近明显大于单相流模型的湍动能，主要是在喷孔入口处产生流动分离，进而产生空化，此处产生较大尺度的漩涡，这些漩涡在流动中会脱落更多小尺度的漩涡，致使壁面附近湍动能较大，这种特征会一直延伸到喷孔出口。在空化发展演变过程中，由于空化的不稳定以及上述多尺度漩涡之间的相互作用，也使喷孔壁面附近的湍动能明显增大。喷孔内湍动能呈现壁面附近大、中心区域小两区分布，对近场射流的初次破碎有着较大的作用，孔内湍流加强近场燃油射流初次破碎过程，加速射流的破碎。因为近场射流表面上的湍动能使得射流表面存在着很大的径向脉动速度，再加上射流与环境气体之间相对速度也会增加，使得气动力的作用也增强，因此，多相流燃油射流破碎，与单相流模型相比，更有利于燃油射流初次破碎。图7中还可以看出，两种模型的亚网格涡黏度分布，也具有两区分布特征，但多相流模型明显大于单相流模型。

(a) 15 μs和25 μs

(b) 35 μs和45 μs

(c) 55 μs和65 μs图6 两种模型液相体积分数对比Fig. 6 Comparison of liquid volume fraction ofdifferent models at different time

(a) 湍动能对比

(b) 涡黏系数对比图7 两种模型湍动能和涡黏系数对比Fig. 7 Turbulent kinetic energy and dissipation rate ofdifferent models at different time

图8所示为不同模型的喷孔进出口处的平均湍动能在不同时刻的变化规律。从图8中可以看出，在不同时刻15 μs、25 μs、35 μs和45 μs，两种模型相比，喷孔入口处平均湍动能分别增加18.8%、46.2%、125.0%和18.5%；而喷孔出口处平均湍动能分别增加25.1%、36.8%、74.5%和66.5%。多相流模型其孔内平均湍动能均大于单相流模型，主要是采用多相流模型时，由于喷孔内空化的出现，使孔内湍流状态加强，而高度的湍流又加速空化泡的溃灭，使得湍流进一步增强。图8中还可以看出，两种模型在喷孔入口处平均湍动能比出口处要大，这主要是在喷孔入口处流动分离产生大尺度的漩涡，在流动中由于能量耗散其尾流中又产生更多小尺度的漩涡，致使湍动能沿流动方向逐渐减小。

(a) 喷孔入口处平均湍动能

(b) 喷孔出口处平均湍动能图8 空化模型对湍动能的影响Fig. 8 Effect of cavitation model on turbulentkinetic energy at different time

3 结论

1) 喷孔内燃油流动对近嘴区射流破碎有重要影响。孔内湍流效应越强，空化越明显；同时湍流还加速了空化泡的溃灭，空化泡的破裂又进一步增强了湍流效应，又促进空化形成。这些影响加剧了近嘴区射流的不稳定和扰动，使射流表面出现了不规则锯齿状，液丝、液滴从表面剥离，然后在气动力作用下进一步发生二次破碎，形成更加细小的液滴，更好的促进油气混合，提高燃油雾化质量。

2) 喷孔内湍动能和亚网格涡黏度均呈现出壁面区域大、轴中心附近小的特点；近嘴区射流与环境气体相接触的边界面上形成了较强的湍动能和亚网格涡黏度，相应的雾化效果也在该区域内最强。

3) 喷孔内燃油流动对近场射流雾化效果有重要影响，尤其射流内部空化极大促进燃油雾化。喷孔内空化增强射流表面波增长以及射流初次破碎，同时在射流与周围气体作用下发生了较为强烈的动量交换，进一步加强雾化效果。因此，工程上在柴油机的喷射系统中可有效利用其空化特性来增强燃油雾化效果，达到其高效清洁燃烧。