閆 萍，張 勇，沈 剛，郭 鑫，李先南

(中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司第七一一研究所 研發(fā)中心，上海 201108)

0 引 言

某型高壓共軌船用柴油機(jī)由于其循環(huán)噴油量較大，所以為了合理控制噴油持續(xù)期，同時(shí)獲得良好的噴霧貫穿距及霧化效果，一般采用增加噴孔孔數(shù)減小噴孔直徑的噴孔方案。但隨噴孔數(shù)增多，噴霧之間易相互干擾，噴霧范圍受到限制，燃燒室空間不能充分利用，從而影響柴油機(jī)性能與排放[1–3]，而且噴孔之間壁厚減小，會(huì)對(duì)油嘴可靠性帶來(lái)影響[4–5]。因此某型船用柴油機(jī)其噴嘴采用了12孔，雙層布置，上下各6個(gè)，噴孔呈交錯(cuò)布置的形式，如圖1所示。上下2排孔噴射夾角和噴孔直徑一致。該噴嘴在定容彈內(nèi)，通過(guò)高速攝影測(cè)試噴霧宏觀特性時(shí)，發(fā)現(xiàn)在相同噴射時(shí)刻，上下2層噴孔的噴霧貫穿距明顯不同，這與單層噴孔噴霧貫穿距特性有較大差異，如圖2所示。

為了分析這個(gè)現(xiàn)象，本文借助CFD仿真手段，利用AVL FIRE軟件，首先通過(guò)噴嘴內(nèi)部瞬態(tài)流動(dòng)仿真計(jì)算，得到噴孔出口處液流特性，然后作為定容彈噴霧仿真計(jì)算的初始條件，得到噴霧彈內(nèi)噴霧宏觀特性，分析引起雙層交錯(cuò)噴孔噴霧貫穿距差異的原因，為后續(xù)船用柴油機(jī)噴油器設(shè)計(jì)、噴霧燃燒組織提供參考。

圖 1 噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 1 Schematic of the nozzle structure

圖 2 噴霧相片（噴射時(shí)刻為1.1 ms）Fig. 2 Spray image (Injection time is 1.1 ms)

1 仿真模型與求解方法

利用AVL FIRE分別建立了噴嘴瞬態(tài)計(jì)算模型和噴霧彈模型。由于該噴嘴具有軸對(duì)稱性，為了減少計(jì)算時(shí)間，根據(jù)上下兩2噴孔數(shù)目選取噴嘴的1/6建立噴嘴瞬態(tài)計(jì)算域。采用AVL FIRE軟件的FAME工具建立噴嘴計(jì)算域三維網(wǎng)格，噴孔處網(wǎng)格進(jìn)行加密，同時(shí)采用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)，利用FAME ENGINE工具按照針閥運(yùn)動(dòng)規(guī)律生成三維動(dòng)網(wǎng)格，針閥關(guān)閉時(shí)，噴嘴計(jì)算域及網(wǎng)格如圖3所示，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為99 952。

圖 3 雙層噴孔計(jì)算域及網(wǎng)格Fig. 3 Flow field and meshing of nozzle

根據(jù)噴霧測(cè)試定容彈生成的噴霧彈計(jì)算域三維網(wǎng)格如圖4所示，噴霧區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行加密，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為881 483。

噴嘴瞬態(tài)流動(dòng)計(jì)算采用歐拉-歐拉雙流體模型，湍流方程采用k-ε模型，相間質(zhì)量傳輸采用非線性空穴模型，相間動(dòng)量傳輸主要考慮曳力和湍流擴(kuò)散力的影響。

噴霧彈計(jì)算采用歐拉-拉格朗日兩相流模型，采用k-ξ-f湍流模型，Blob injection初次破碎模型、Wave二次破碎模型，Walljet1液滴撞壁模型。

圖 4 噴霧彈計(jì)算域網(wǎng)格Fig. 4 Meshing of constant volume bomb flow field

2 初始條件與邊界條件

噴嘴瞬態(tài)流動(dòng)計(jì)算入口邊界為壓力邊界，即燃油噴射過(guò)程中噴嘴內(nèi)部盛油腔的波動(dòng)壓力，如圖5所示。出口邊界為定壓邊界，即噴霧彈內(nèi)背壓為3 MPa。截取噴油器1/6作為計(jì)算域所產(chǎn)生的2個(gè)截面為周期性邊界條件，通過(guò)該周期性邊界無(wú)壓力降。壁面溫度為293 K，其表面流速無(wú)滑移并忽略傳熱，近壁區(qū)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法處理。

圖 5 盛油腔壓力和噴油率Fig. 5 Pressure on nozzle volume and fuel injection rate

噴霧計(jì)算的噴油規(guī)律由噴油律測(cè)試儀測(cè)得，如圖5所示，噴油持續(xù)期為tms，噴油量為3 300 mm3，燃油溫度為40 ℃，噴霧彈內(nèi)氣體溫度為25 ℃，氣體成分為N2，等效氣體密度34.5 kg/m3。

3 計(jì)算結(jié)果分析

本文分別對(duì)噴嘴內(nèi)部瞬態(tài)流動(dòng)和噴霧彈噴霧過(guò)程進(jìn)行仿真計(jì)算，首先對(duì)噴嘴內(nèi)部瞬態(tài)流動(dòng)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析，選取截面分別為上、下2個(gè)噴孔軸線與噴油器軸線所組成的截面，如圖6所示。

圖 6 液相流速（噴射時(shí)刻為1.1 ms）Fig. 6 Velocity of liquid fuel in nozzle (Injection time is 1.1 ms)

圖7和圖8分別是噴射時(shí)間為1.1 ms時(shí)噴孔內(nèi)部液相流速和空穴分布?？梢钥吹剑吓艊娍椎牧魉倜黠@大于下排孔流速，而且上下2排噴孔產(chǎn)生的空穴位置和大小也有差異，說(shuō)明由于2排噴孔布置位置的不同，其內(nèi)部液流特性不相同，上排孔的燃油速度要高于下排孔的燃油速度，加之2排孔空穴產(chǎn)生的位置和大小不同，可能會(huì)導(dǎo)致上下2排孔流量存在差異。

圖 7 空穴分布（噴射時(shí)刻為1.1 ms）Fig. 7 Cavitation distribution of nozzle flow

圖9是上、下2個(gè)噴孔出口處液相壓力和速度分布圖，可以看到，上排噴孔出口的液相壓力和速度明顯大于下排噴孔的液相壓力和速度，說(shuō)明上排噴孔出口處比下排噴孔出口處具有更大的壓差，上排孔燃油噴射速度要高于下排噴孔，所以在相同的噴射時(shí)間內(nèi)，上排孔的噴霧發(fā)展距離則比下排孔的長(zhǎng)。

圖10是計(jì)算得到的上下2排噴孔的流量曲線，可以看到上排噴孔的流量比下排噴孔的流量大。

其次，將噴嘴內(nèi)部瞬態(tài)計(jì)算得到的上下2排噴孔出口處液流參數(shù)，帶入到噴霧彈三維仿真計(jì)算中，得到了噴霧彈內(nèi)貫穿距分布，如圖11和圖12所示?？梢钥吹?，上排噴孔的貫穿距明顯大于下排噴孔貫穿距，且計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

圖 8 上下噴孔出口處壓力和速度分布（噴射時(shí)刻1.1 ms）Fig. 8 Pressure distribution and velocity distribution in nozzle outlet (Injection time is 1.1 ms)

圖 9 噴孔出口流量曲線Fig. 9 Mass flow of nozzle exit

綜上分析可知，造成雙排噴孔噴霧貫穿距存在較大差異,原因是由于兩排孔內(nèi)部液流特性差異引起的，上排噴孔出口處的液流壓力和速度大于下排噴孔，使得噴霧貫穿距發(fā)展存在差異，在相同噴射時(shí)間內(nèi)，上排噴孔的噴霧貫穿距比下排噴孔的噴霧貫穿距長(zhǎng)。

圖 10 計(jì)算貫穿距與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig. 10 Spray penetration of test and simulation

圖 11 噴霧形態(tài)對(duì)比（噴射時(shí)刻1.1 ms）Fig. 11 Spray configuration of test and simulation(Injection time is 1.1 ms)

4 結(jié) 語(yǔ)

1）利用FIRE對(duì)雙層交錯(cuò)噴孔內(nèi)部瞬態(tài)流動(dòng)仿真計(jì)算，得到上排噴孔出口處的液相壓力、速度和出口流量比下排噴孔出口處的大，而且上下2排噴孔產(chǎn)生的空穴位置和大小也有差異，說(shuō)明由于上下2排噴孔內(nèi)部液流特性差異，使上排噴孔出口處比下排噴孔出口處具有更大的壓差，燃油噴射速度較快。

2）通過(guò)將噴嘴內(nèi)部瞬態(tài)計(jì)算得到的噴孔出口處液流特性，帶入到定容彈內(nèi)噴霧過(guò)程仿真計(jì)算，結(jié)果顯示上排噴孔的噴霧貫穿距明顯比下排噴孔的貫穿距長(zhǎng)，說(shuō)明由于上下2排孔內(nèi)部液流特性不同，上排噴孔的燃油噴射速度比下排噴孔的快，所以在相同噴射時(shí)間內(nèi)，上排孔的噴霧貫穿距離比下排孔的長(zhǎng)。同時(shí)將計(jì)算得到的噴霧貫穿距和分布形態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，兩者吻合較好。

[1]蔣德明. 內(nèi)燃機(jī)燃燒與排放學(xué)[M]. 西安: 西安交通大學(xué)出版社, 2001.

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