金天宇， 姜 蘇， 王楚翹， 羅 彤， 羅福強(qiáng)

(江蘇大學(xué) 汽車與交通工程學(xué)院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

為了應(yīng)對日益嚴(yán)格的排放法規(guī)，對噴油過程進(jìn)行優(yōu)化成為提高柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性能和排放特性的關(guān)鍵之一[1].從宏觀特性出發(fā)，噴油規(guī)律可以用于研究分析噴嘴內(nèi)部空穴空化、內(nèi)部速度特性對噴油噴霧特性的影響[2].

目前測量噴油規(guī)律的方法和設(shè)備有Bosch長管法[3]、EFS單次噴射測試儀[4]、基于激光多普勒測速儀的燃油質(zhì)量流量測試系統(tǒng)[5]，但這些方法不便于分析噴油嘴各噴孔之間噴油規(guī)律的不同.文獻(xiàn)[6]指出各孔間的噴油規(guī)律存在一定的差異，燃燒室內(nèi)燃油在空間和時間上不均勻分布，加劇燃燒排放惡化.雖然目前文獻(xiàn)[6]提出的形變測試法及文獻(xiàn)[7]開發(fā)的孔間噴油規(guī)律測試臺架均可對各孔噴油規(guī)律進(jìn)行測試，但測試方法不適應(yīng)噴孔越來越多的現(xiàn)狀.文獻(xiàn)[8]使用基于Bosch長管法的噴油速率指示儀來測試流經(jīng)單個噴孔的瞬態(tài)質(zhì)量流量,但噴油速率指示儀一次只能測量一個噴孔的噴油速率.基于此，根據(jù)動量法[9]，文獻(xiàn)[10-11]開發(fā)設(shè)計并優(yōu)化了一種測試分析系統(tǒng)，這個系統(tǒng)主要是測量計算噴油器各孔噴霧動量流來研究分析噴油器各個孔噴油規(guī)律.在噴油器的優(yōu)化中，對于噴嘴內(nèi)部流動特性及噴霧特性的研究同樣有著重要意義[12-13].計算流體力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)模擬已被廣泛用于內(nèi)燃機(jī)領(lǐng)域相關(guān)研究中，但是對于噴嘴內(nèi)部流動模型所得到的各孔噴油速率，由于試驗上的局限性，鮮有相關(guān)試驗驗證[14-17].某商用車柴油機(jī)噴油器為兩層8孔噴油器，用動量法測量各孔每循環(huán)噴油量[18]，測量結(jié)果均發(fā)現(xiàn)其下排噴孔的循環(huán)噴油量比上排噴孔高5%～15%.

文中以該型噴油器為例，建立多孔噴嘴計算模型，基于所搭建的動量法試驗臺對各孔噴油速率進(jìn)行試驗驗證，以保證所建模型的可靠性.基于準(zhǔn)確可靠的模型，分析各孔噴油不均勻的原因，為優(yōu)化噴油器提供參考.

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 計算方程

當(dāng)前用于研究噴嘴內(nèi)部空化流動特性的計算模型包括雙流體、VOF(volume-of-fluid)、均相流等模型.相比較而言，雙流體計算模型有著效率較高的流體動態(tài)特性還原能力，計算精度高，在許多研究中使用廣泛.文中對噴嘴內(nèi)部流動特性采用雙流體計算模型進(jìn)行分析計算，其連續(xù)性方程與動量守恒方程分別為

(1)

(2)

(3)

p=p1=p2.

(4)

τk為k相切應(yīng)力：

(5)

式中：μk為k相黏度.

(6)

采用線性空化模型求解氣液兩相間的質(zhì)量傳輸，主要基于以下方程進(jìn)行計算：

(7)

對于氣泡數(shù)密度N?，考慮噴射條件的影響，使用如下方程進(jìn)行計算：

(8)

式中：po為噴孔出口壓力；pi為噴孔入口壓力.

(9)

式中：Δp為包括了受壓力波動影響的空化氣泡成長或潰滅的有效壓差，采用下式計算：

(10)

式中：CE為Egler系數(shù).

對于氣液兩相流，兩相間的動量傳輸[19]可表示為

(11)

(12)

(13)

(14)

1.2 計算網(wǎng)格與邊界條件

研究所用的噴油器是重型車用某8孔小壓力室噴油器，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示，分上下兩排噴孔，夾角均為45°，噴孔中心軸線與針閥中心軸線夾角為75.5°，孔1、3、5、7孔為下排孔，孔2、4、6、8為上排孔，上下排孔之間的垂直距離為0.12 mm，孔徑為0.18 mm，孔長為0.65 mm(l1=l2)，倒圓角半徑為30 μm.依據(jù)圖1所提供的噴嘴幾何參數(shù)，使用三維Pro/E軟件繪出三維流場模型如圖2所示.利用網(wǎng)格劃分軟件(HyperMesh)，將模型劃分生成三維結(jié)構(gòu)化的六面體網(wǎng)格如圖3所示.

圖1 某8孔小壓力室噴嘴示意圖

圖2 噴嘴三維流場模型噴孔局部放大圖

圖3 8孔噴嘴網(wǎng)格劃分視圖

噴嘴內(nèi)部流動特性的可靠性和準(zhǔn)確性受到網(wǎng)格數(shù)量和密度的影響，因此為確保其準(zhǔn)確性和可靠性，在進(jìn)行劃分網(wǎng)格時，對噴孔內(nèi)部及噴孔入口附近進(jìn)行了網(wǎng)格加密處理如圖3所示，劃分的網(wǎng)格數(shù)目約為320 000個，網(wǎng)格尺寸分布具體見圖3.為了模擬計算分析噴孔內(nèi)燃油瞬態(tài)流動特性隨針閥運動的變化特性，再利用AVL Fire軟件對噴嘴進(jìn)行動網(wǎng)格模擬.

為了確保計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，對所建立的計算網(wǎng)格需要進(jìn)行網(wǎng)格適應(yīng)性分析.因此對不同網(wǎng)格尺寸的模型進(jìn)行三維流動模擬，如圖4所示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到約250 000個時，質(zhì)量流動速率開始收斂，基于此質(zhì)量流動速率與噴嘴劃分的網(wǎng)格數(shù)無相關(guān).為了避免在臨界條件下進(jìn)行模擬產(chǎn)生的誤差，在本研究中，該模型被劃分為大約320 000個網(wǎng)格，此時網(wǎng)格數(shù)目對模擬結(jié)果幾乎沒有影響.對整個噴嘴進(jìn)行建模是因為它提供了比對稱截面更多的信息.即使噴嘴是對稱的，由于噴嘴內(nèi)的動態(tài)因素，在各個孔內(nèi)仍然存在流動差異.因此，該模型一直在不斷優(yōu)化，以確保結(jié)果更精確.燃油參數(shù)和進(jìn)出口邊界條件由試驗所測結(jié)果確定.

圖4 噴嘴計算網(wǎng)格適應(yīng)性分析

1.3 針閥升程

在模擬軟件的動網(wǎng)格參數(shù)設(shè)置中，噴油脈寬為2 000 μs時，使用針閥升程曲線如圖5所示，最大升程為0.35 mm，時間為t.模擬驗證試驗噴油器噴射頻率為6 Hz.

圖5 針閥升程

2 各孔噴油規(guī)律測量及數(shù)值模擬

2.1 試驗設(shè)備

基于動量法搭建的多孔噴油器各孔噴油規(guī)律測試系統(tǒng)圖6a所示，該測試系統(tǒng)主要由高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集及處理系統(tǒng)組成.圖6b為臺架實物圖.

圖6 多孔噴油器各孔噴油規(guī)律測試系統(tǒng)

依照所設(shè)置的工況，使用試驗臺內(nèi)置ECU模塊，向測試噴油器的電磁閥發(fā)出信號，噴油器接收到信號并開始進(jìn)行工作.在試驗定制的磁性表座上安裝了距離調(diào)節(jié)螺桿和角度調(diào)節(jié)旋鈕，使傳感器及目標(biāo)板可以分別作沿噴霧軸線方向的移動和繞軸線垂直方向的轉(zhuǎn)動.壓電式力傳感器垂直安裝在距噴孔一定距離處(有效測量距離之內(nèi))，用于測量噴霧力信號，并轉(zhuǎn)換成電壓信號.測得的電壓信號經(jīng)由電荷放大器 (PPM-12KA-610)放大，然后由十六通道數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(UA326H-16)采集信號，記錄所測數(shù)據(jù)，并用數(shù)據(jù)處理軟件對所測數(shù)據(jù)進(jìn)行處理與分析[10-11].

2.2 模擬試驗的理論基礎(chǔ)

根據(jù)質(zhì)量守恒定律，定義了噴孔出口的質(zhì)量流量和噴霧動量流：

(15)

(16)

式中：um表示出口流速；Ageo表示出口的幾何面積；ρf表示液體密度.

依據(jù)動量定理及以往的研究[11]，噴霧動量流和相應(yīng)的噴霧沖擊力之間的關(guān)系為

(17)

控制容積指的是噴孔出口到目標(biāo)板之間的空間.式(17)中τ為延遲時間，可用下式估算：

(18)

結(jié)合式(16)和式(19)體積流量表達(dá)式：

vth=umAgeo，

(19)

可推出噴油速率表達(dá)式：

(20)

式中：Ca為噴孔流通截面系數(shù),Ca=Aeff/Ageo，Aeff為噴孔有效流通截面積.

(21)

將式(20)代入式(19)，以體積流量計噴油速率與噴孔出口噴霧動量流的關(guān)系式為

(22)

經(jīng)推導(dǎo)得到噴油速率與噴霧沖擊力(即噴霧動量流)之間的函數(shù)關(guān)系.由式(22)可知，只要在同一時刻測得每個噴孔的噴霧沖擊力，便可計算出各個孔瞬時噴油速率.

2.3 模型驗證

選取以下工況對模型進(jìn)行驗證：工況1，噴油頻率6 Hz，噴油脈寬為800 μs，軌壓為60 MPa；工況2，噴油頻率6 Hz，噴油脈寬為2 000 μs，軌壓為100 MPa兩組工況，連續(xù)采集110個噴油循環(huán).圖7，8為各孔噴油規(guī)律的試驗結(jié)果與模擬結(jié)果.

圖7 工況1，各孔噴油規(guī)律

圖8 工況2，各孔噴油規(guī)律

模擬計算得到與理論預(yù)期結(jié)果相符的結(jié)果，所得兩組噴油速率曲線的一致性好.試驗結(jié)果略有不同，由于受到針閥響應(yīng)特性、針閥的偏心運動[20-21]、測試系統(tǒng)測量精度等諸多因素的影響，尤其是在噴油壓力和脈寬較小時，各因素影響較大.因此試驗所測兩組曲線有些許差異，且模擬值比試驗值更加飽滿，一致性更好.

圖9為工況1,2時，噴油器各孔噴油特性的試驗值與模擬值.對曲線進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)試驗與模擬所得各噴孔噴油規(guī)律曲線有相同的變化趨勢，曲線一致性較高，模擬數(shù)值計算得到的噴油特性曲線較試驗曲線更加飽滿.

圖9 工況1,2時，各孔噴油速率試驗值與模擬結(jié)果對比

各噴孔循環(huán)噴油量模擬值與試驗值的相對誤差在5%以內(nèi)，相對誤差計算公式為

(23)

引入了相對平均值偏差的概念來更為直觀地表示各噴孔循環(huán)噴油量的差異.相對均值偏差是一組數(shù)據(jù)的平均偏差除以它們的平均值，其定義式為

(24)

式中:qmean為噴油器各孔循環(huán)噴油量的平均值；qi為孔i的循環(huán)噴油量.

各噴孔循環(huán)噴油量的試驗結(jié)果與模擬結(jié)果對比見圖10和11，由圖可知模擬與試驗結(jié)果均為下排噴孔1、3、5、7循環(huán)噴油量比上排噴孔2、4、6、8大4%～8%，模擬與試驗結(jié)果吻合較好，誤差在5%以內(nèi)，且噴油壓力和噴油脈寬越大循環(huán)噴油量的差異越小.產(chǎn)生的偏差是由于針閥響應(yīng)特性、針閥的偏心運動、測試系統(tǒng)測量精度等導(dǎo)致的.

圖10 相對平均值偏差的試驗值和模擬值對比

圖11 各孔循環(huán)噴油量試驗值與模擬結(jié)果對比

以噴油壓力100 MPa，脈寬2 000 μs的工況為例，圖12、13分別為上排噴孔4和下排噴孔5(為旋轉(zhuǎn)135°剖面)在針閥完全打開時孔內(nèi)流場及空穴分布對比，從圖12和13可以清楚地看出，針閥開啟最大升程后(穩(wěn)態(tài)狀態(tài))，下排孔高流速區(qū)域大于上排孔，噴孔內(nèi)的空穴都發(fā)生在噴孔的上半部分，上排噴孔內(nèi)空穴區(qū)域面積大于下排噴孔空穴.

圖13 孔內(nèi)空穴分布

故下排噴孔出口處的整體噴油速率高于上排噴孔，導(dǎo)致了上下排噴孔循環(huán)噴油量存在差異，上排噴孔的噴油速率和循環(huán)噴油量比下排噴孔低，模擬和試驗有相同的趨勢.

3 結(jié) 論

1) 比較試驗結(jié)果和模擬結(jié)果，所研究工況噴油器下排孔的噴油速率和循環(huán)噴油量要高于上排孔的噴油速率和循環(huán)噴油量4%～8%，在低壓力小脈寬的工況下相差較大，在高壓力大脈寬的工況下相差略小.

2) 下排噴孔高流速區(qū)域大于上排孔，且其噴孔內(nèi)空穴區(qū)域面積小于上排噴孔，下排噴孔燃油流動方向變化較小，流動較順暢，這是下排孔的噴油速率和循環(huán)噴油量要大于上排孔的主要原因.