喷嘴内部结构特征对内流特性影响的模拟研究*
张胜 李治龙 赵文伯 吴志军 李理光
201804） （同济大学，上海
【摘要】基于同步辐射X射线CT技术，获得2支柴油机喷嘴的精准三维结构模型，并测得喷孔内部的结构尺寸，利用CFD软件分析喷嘴内部结构参数以及不同的射流参数对喷嘴内流特性的影响。结果表明：入口圆角半径是影响空穴分布的重要结构参数，圆角半径过大，会造成燃油速度突变减弱，从而抑制空穴现象。加工误差和喷孔位置的不同导致多孔喷嘴的不同喷孔内流特性存在差异，射流参数的不同也会对喷孔的内流特性产生明显影响。 主题词：喷油器 结构参数 射流参数 数值模拟 内流特性TK423 A 10.19620/j.cnki.1000-3703.20181032中图分类号： 文献标识码： DOI:
Simulation Research on the Influence of Nozzle Internal Structural Features on Inflow
Zhang Sheng, Li Zhilong, Zhao Wenbo, Wu Zhijun, Li Liguang Tongji University, Shanghai 201804） （ Abstract Based on Synchrotron radiation X- ray CT technology of SSRF, precise three- dimensional structural【 】models of two diesel engine nozzles were acquired and the size of the structure inside the nozzle was measured. CFD software was applied to analyze the effect of nozzle internal structure parameters and different jet parameters on the inflow characteristics of the nozzle. Research shows that the entrance fillet radius is an important structural parameter that affects the distribution of cavitation. Oversized radius of the fillet will cause abrupt changes in the fuel speed, thereby suppressing cavitation. Machining errors and the different location of the injection orifices lead to differences in the inflow characteristics of different orifices of the multi- orifice nozzles. The different jet parameters will also have a significant impact on the inflow characteristics of the nozzle. Key words: Injector, Structural parameters, Jet parameters, Numerical simulation, Inflow characteristics
1 前言
发动机污染物的排放水平是由燃烧效率和燃油雾化效果共同决定的，良好的燃油雾化可以促进燃油液滴
CO CH NO与空气的混合，进而实现充分燃烧，降低 、 、 x等污染排放物[1- 5]。以往的学术研究认为[6- 7]，柴油高压射流雾化的影响因素主要分为喷射条件和环境条件。但是，随着研究的不断深入，越来越多的学者意识到[8- 9]，喷嘴内部的几何结构参数通过影响喷孔内流特性，进而对燃油离开喷孔后的雾化特性产生重要影响。
目前，通过数值模拟对喷孔内流特性进行仿真分析依然是高效可行的手段，但是喷孔内流具有多相流、瞬 态性、高压差等特点，给模拟计算带来了很大困难。另外，喷孔结构尺寸过小、压差过大会对求解的稳定性和收敛性造成影响。以往的研究在几何精度和求解精度上一般会选择性地侧重一个方面[10- 11]。随着计算机技术的发展，同时采用高精度求解模型和高精度几何模型
Q. Xue进行模拟计算成为可能。 等[12]使用雷诺平均的
N- S Reynolds- Averaged Navier- Stokes，RANS）
方程（ 方法分析多孔喷嘴的内流特性，比较了不同喷孔的内流特
CAD
性差异，但由于喷嘴几何模型是 作图所得，各喷孔间的差异不明显。黄魏迪[13]基于高精度三维模型，利用
RANS
方法分析了射流参数及喷嘴内部几何结构参数对单孔喷嘴内流特性的影响。
实际的柴油机喷嘴多数为多孔喷嘴，探究多孔喷嘴的喷孔内流特性具有较大的指导意义和实用价值。
X CT 2
因此，本文利用 射线 对支多孔喷嘴进行了扫描，通过三维重构技术构建了喷嘴真实结构模型，并以
CONVERGE
此作为 软件的几何输入，应用大涡模拟
Large Eddy Simulation，LES）
（ 方法对喷嘴喷孔内流特性进行研究。
2 喷嘴喷孔结构参数测量
X CT 2
本文利用同步辐射高能 射线 技术将 支喷嘴
B- 1 B- 2 X 1
（ 、 喷嘴）进行 射线断层扫描。图 所示为上
BL13W1 X X
海光源 线站 射线试验装置， 射线穿透位于旋转平台上的喷嘴，照射到闪烁晶体上，使其发出可见
180°
光，高速相机接收可见光进行成像。对喷嘴进行 扫
0.25° 1
描，每旋转 获取张吸收图片，整个过程共获取
720
张吸收图片。
1 [14]图 柴油喷嘴断层扫描试验台架示意
X
扫描结束后，运用重构算法将原始的 射线吸收图像转换为断层扫描切片图像，再对切片图像进行二值化处理转化成二值化图像，最后将所有的二值化切片图像进行堆叠，从而得到喷嘴的三维结构模型，作为后续
CFD
计算的几何输入。同时，基于二值化的切片图像，
MATLAB
利用 图像处理程序对喷嘴内部结构尺寸进行自动测量，包括喷孔长度、喷孔入口及出口直径、喷孔入
2
口圆角半径等。图 所示为经过扫描重构的多孔喷嘴
Ori1~Ori8
的喷孔及压力室三维模型，其中 为喷嘴各喷孔的编号。
a）B-1 b）B-2 （ 喷嘴（单层） （ 喷嘴（双层） 2图 喷嘴三维模型
1 2
表 、表 所示为喷嘴喷孔内部结构尺寸测量结果，其中， Din为喷孔入口直径， Dout为喷孔出口直径， L为喷 3孔长度，为喷孔入口圆角半径，相应定义如图r 所示。K=(Din- Dout)/ 10）同时，本文就喷孔K系数（ 、喷孔长径比L/D=L/Dout 2r/ D= 2r/ Din及喷孔入口圆角半径比 进行分析。 表1 B-1喷嘴喷孔内部结构尺寸
3图 喷孔参数定义示意
1 2 2
从表 、表 中可以发现，支喷嘴的结构差异主要
B-1 B-2
为入口圆角半径， 喷嘴的入口圆角半径约为 的
2
倍，两者在喷孔长度上也存在差异，但差异不大，其他结构尺寸基本相同。由于加工误差的存在，同一喷嘴不
B- 1 Ori3
同喷孔间的结构参数也存在差异，例如， 喷嘴
Ori8 K
与 喷孔的 系数差别较为明显，这也是导致同一喷嘴的不同喷孔产生内流特性差异的原因之一。另外，
B-2 2 4 2
喷嘴分为 层，每层有 个喷孔，呈交叉分布，层喷孔虽均为侧孔喷嘴，但因位置有差异，也会对内流特性产生影响。
3 数学-物理模型 3.1 数学模型
Volume Of Fluid，VOF）
本文采用流体体积（ 模型进Shields[
行多相流的计算。计算所用的空穴模型是基于 15]
在气相和液相之间进行快速热交换的闪急沸腾理论建立的。闪急沸腾发生的同时，伴随着尺度较小的压降和温升，用一个均质的松弛模型预测液体和蒸汽之间的质量交换，它描述了两相流中瞬时质量、气相质量将达到Bilicki Kestin[
的平衡值。 和 16]提出了该值的简单线性计算方程： Dm = m-m ˉ
Dt θ （ 1） m
式中， m为瞬时质量； m ˉ 为平衡质量；为θ 到m ˉ 的时间尺度。
θ的计算方法为： θ = θ0α- 0.54Φ- 1.76 （ 2）
式中， θ0= 3.84×10- 7为尺度系数； α为气相体积分数； Φ为无量纲压力比值。
Φ的计算方法为：
Φ= Psat - P 3） （
Pc - Psat
式中， P为静压； Pc为临界压力； Psat为饱和蒸汽压。
1）获得这些参数后，通过求解式（ 可以计算出气相与液相之间的质量交换量。另外，在喷孔内流特性计算模型中，燃油作为连续相的不可压缩流体，压力和速度的耦合采用压力的隐式Pressure Implicit with Splitting of Operator，算子分割（
PISO） LES
算法，湍流模型采用 模型，连续相满足连续方程、动量守恒方程以及湍动能方程和耗散率方程：连续方程： ∂ ∂ ∂
u u u x+ y+ ∂ z= 0 4）
∂ ∂ （
动量守恒方程：
∂( ρu) ∂
5） ∂ t+ div( div( gradu)- ∂ （
ρuu)= μ P +S x u
∂( ρv) ∂
∂ t+ div( div( gradv)- ∂ 6）
ρvu)= μ P +S
（ y v
∂( ρw) ∂
7） ∂ t+ div( div( gradw)- ∂ （
ρwu)= μ P +S z w湍动能k方程：
∂( ρk) )gradk]+ ∂ t+ div( div[( 8）
ρku)= μ + μt S （ σ k k
耗散率ε方程：
∂( ρε) )gradε]+ ∂ t+ div( div[( 9）
ρεu)= μ + μt S （ σ ε ε 式中， u为速度矢量； μ为动力粘度； μt为湍动粘度；为ρ密度；、、uvw分别为速度矢量在xyz、、方向上的分量； σk和σε分别为湍动能k和耗散率ε的湍流普朗特数； Su、Sv、Sw、Sk、Sε为动量守恒方程、湍动能和耗散率方程的广义源项。
3.2 物理模型
X CT
以 射线扫描获得的喷嘴真实三维模型（见
2）
图 为基础，考虑到针阀偶件段会影响喷孔入口处的流动情况，在真实三维模型的上游增加针阀偶件段能获得更真实的模拟结果，并在喷孔出口处延长一段计算域。由于计算中不考虑针阀运动，所以在几何模型中，针阀固定在最大升程位置。最终完成的几何模
4
型如图 所示。 CONVERGE
能根据用户设置的网格尺度对计算域
LES
自动进行网格划分，并对局部区域加密。由于 要求网格尺度足够小，但为兼顾计算能力，网格的基本
2 mm， 1
尺寸设为 同时，对于多孔喷嘴，只关注其中 个
1
喷孔的内流特性，所以对其中个喷孔进行局部网格
29， 3.9 μm
加密，加密尺度为加密后的网格尺寸约为
0.002/29 m） B-1 B-2
（ 。加密后 、 喷嘴的最终网格数量分
169 147 5
别为 万和 万，网格划分结果如图 所示。 因正庚烷与柴油的物化特性十分相似，求解模型中
10ns，
液体燃油使用正庚烷。起始时间步长为 最大时
1 000 ns， 0.1 ns CON⁃
间步长为 最小时间步长为 。
VERGE
将根据网格尺度自动调整时间步长。湍流模型
LES， Viscous One Equation
为 亚格子模型为 。
4.1 喷孔结构参数影响分析 4 多孔喷嘴内流特性分析
6 2 200 MPa
图 所示为 支喷嘴在喷射压力为 、环境
3 MPa
压力为 时轴截面上的气相质量分数分布情况。
6 2
由图 可知，支喷嘴都产生了空穴，且空穴均从喷孔上圆角入口处向喷孔内延伸，下圆角空穴现象被抑制，这是燃油由压力室进入喷孔时速度大小和方向发生突变导致的。燃油初始流动方向为垂直向下，因此喷孔下圆角处的燃油进入喷孔前受压力室的限制，已经发生了速度方向的变化，而上圆角处的燃油速度方向在进入喷孔前变化较小，故燃油进入喷孔时，上圆角处燃油变化更剧烈，从而导致压降较大，进而产生空穴。 2
对比可知，除入口圆角半径外，这 支喷嘴的其他结构参数差别不大。入口圆角半径是影响空穴分布的重要结构参数，圆角半径大会造成速度突变减弱，从而
6
抑制空穴现象。由图 可知，空穴现象主要发生在上圆
B-2 B-1 B-2
角处，且 喷嘴的空穴现象较 明显。 喷嘴沿
3/4，
喷孔上壁面产生大量空穴，占据喷孔长度的约 且空
B-1 B-1
穴层厚度也显著大于 喷嘴，而 喷嘴仅在入口处
0.5
产生少量空穴。空穴层后半段空穴体积分数降低至左右，并呈现离散分布，说明空穴在向喷孔出口延伸的过程中受到燃油外力作用而破碎，这会对喷孔壁面产生较强的腐蚀作用，进而影响喷孔的性能。
7 2 160 MPa
图 所示为 只喷嘴在喷射压力为 、环境
3 MPa
压力为 时喷孔轴截面上的湍动能分布情况。由
7
图 可知，湍动能在喷孔壁面处较大，特别是在喷孔入口上圆角位置，显示了这一位置剧烈的速度脉动。对比可知，在远离喷孔壁面的区域以及喷孔出口处
B- 2 B- 1
喷嘴的湍动能明显大于 喷嘴。这是由于喷孔的入口圆角半径越小，即喷孔入口处的几何结构突变程度越高，燃油流动的速度和方向的突变程度也越大，导 致燃油的最大湍动能增大。喷孔出口处的湍动能直接影响喷雾的雾化效果。 8 B- 1 B- 2
图 显示了 喷嘴和 喷嘴在喷射压力为
120 MPa 3 MPa
、环境背压为 时各喷孔的出口质量流
B- 1
量。可以发现，虽然 喷嘴各喷孔对称分布且各喷孔间没有明显的位置差异，然而模拟结果表明，各喷孔之间的质量流量仍存在一定差异，这主要是喷嘴各喷
1 2
孔的几何结构尺寸不一致造成的（如表 、表 所示）。
8 B-1 Ori5
从图 可以看出， 喷嘴 喷孔质量流量最大达到
14.8 g/s，Ori2 14.3 g/s，
喷孔质量流量最小为 其余喷孔的
14.4 g/s B-2
质量流量都集中在 左右。同时， 喷嘴的上、下两层喷孔的出口质量有明显差异，下层喷孔（编号为
Ori2 Ori4 Ori6 Ori8）
、 、 、 的出口质量流量总体较上层喷孔
Ori1 Ori3 Ori5 Ori7）
（编号为 、 、 、 大。上层喷孔的质量流
11.8 g/s，
量集中在 下层喷孔的质量流量普遍偏低，最小
10.6 g/s B-2 2
达到了 。这主要是因为 喷嘴分为 层，呈交
B- 2
叉分布，喷孔位置存在差异导致的。 喷嘴上、下层喷孔的内流特性差异会对燃油的喷雾特性产生影响。 9 B- 1 B- 2
图 显示了 喷嘴和 喷嘴在喷射压力为
120 MPa 3 MPa 9
、环境背压为 时的出口速度。由图 可
2
知，支喷嘴的出口速度分布与其出口质量流量分布相
B- 1 Ori5
似，但存在细微差别。 喷嘴中， 喷孔出口质量
Ori4
流量显著大于其余喷孔，但出口速度差异不明显；喷孔出口质量流量接近平均值，但出口速度明显较低。这是加工误差使得各喷孔的出口直径、出口轮廓
B-2
线等存在差异导致的。对于 喷嘴，上、下层喷孔的分层现象仍存在，下层喷孔的出口速度总体上较上层喷孔小。
4.2 射流参数对内流特性的影响分析
B- 2 Ori5
对 喷嘴，以 喷孔为例，分析喷射压力及环境背压对其内流特性的影响。
10 11
图 、图 分别显示了不同喷射压力和环境背压下，
B- 2 10
喷嘴喷孔轴截面上的气相质量分数分布。由图 、
11
图 可知，在喷孔上部，空穴从喷孔入口处一直延伸到接近喷孔出口，空穴分布的范围及气相燃油质量随喷射压力的增大均略有增大，而随环境背压的增大均略有减小。 12 13
图 、图 分别显示了不同喷射压力和环境背压下
B- 2 12 13
喷嘴喷孔轴截面上的湍动能分布。由图 、图可知，喷孔入口上圆角位置及喷孔壁面处湍动能较
120 MPa
大。在环境背压相同的条件下，喷射压力从 增
160 MPa
加到 时喷孔内的湍动能增强较明显，喷射压力
160 MPa 200 MPa
从 增加到 时喷孔内的湍动能增强不甚明显。同样，在喷射压力相同的条件下，随着环境背压的增大，喷孔内的湍动能也随之增强，特别是在喷孔
1.5 MPa
入口上圆角位置和喷孔壁面处。环境背压从 增
3 MPa
加到 时，喷孔内的湍动能明显变强；环境背压从
3 MPa 5 MPa
增加到 时，湍动能变化减弱。
5 结束语
X
本文基于 射线断层扫描获得的高精度三维模型，开展了喷嘴内流特性的数值模拟分析，分析了不同多孔喷嘴几何结构参数和射流参数的影响，得到以下主要结论：
a.
增大入口圆角半径，会减弱喷孔空穴现象。
b.
增加喷射压力，会促进空穴的产生，加剧喷孔的空穴现象；增加环境背压可一定程度削弱空穴现象。
c.
对于多孔喷嘴，喷孔位置不同以及几何结构尺寸加工不一致会导致各喷孔之间的质量流量和出口速度存在一定差异。
喷嘴内部几何结构对内流特性直接产生重要影响，同时会对喷嘴的喷雾特性产生影响，故后期研究工作中可尝试建立喷嘴几何结构参数、喷孔内流特性和场外喷雾特性三者之间的关系。
参考文献
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