劉燦旭，潘業(yè)俊，劉?紅，賈?明，田江平，張威龍

內(nèi)交叉噴嘴內(nèi)部沖擊效應(yīng)霧化機(jī)理研究

劉燦旭，潘業(yè)俊，劉?紅，賈?明，田江平，張威龍

(大連理工大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，大連 116024)

與傳統(tǒng)的單圓柱孔噴嘴相比，內(nèi)交叉孔噴嘴由于其具有較高的流量系數(shù)和在促進(jìn)射流破碎方面的顯著優(yōu)勢(shì)而逐漸得到應(yīng)用. 本研究利用OpenFOAM平臺(tái)進(jìn)行數(shù)值研究以討論內(nèi)交叉孔噴嘴的內(nèi)部流動(dòng)和射流破碎機(jī)理. 采用已搭建的混合多流體準(zhǔn)-VOF 模型，對(duì)同孔徑不同相交角為20°和25°的交叉孔噴嘴以及單圓柱孔噴嘴進(jìn)行了多相流計(jì)算及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證. 結(jié)果表明，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值有很好的一致性. 與圓柱形單孔噴嘴相比，采用內(nèi)交叉孔噴嘴能夠有效抑制空化，提高流量系數(shù).另外，表面波在交叉面和擴(kuò)散面上的發(fā)展差異是產(chǎn)生扇形噴霧的主要原因. 而增大內(nèi)交叉噴嘴的交叉角在一定程度上可以有效提高內(nèi)部沖擊效應(yīng)，從而促進(jìn)霧化.

多流體準(zhǔn)-VOF模型；內(nèi)交叉孔；內(nèi)部沖擊效應(yīng)；機(jī)理；霧化

柴油機(jī)中噴霧霧化特性主要由噴嘴結(jié)構(gòu)、噴射壓力及其他因素共同決定[1-3]，尤其是噴嘴結(jié)構(gòu)的影響非常復(fù)雜. 大多數(shù)實(shí)用的壓力霧化器噴嘴都使用圓柱形孔[4-5]. 然而，也有學(xué)者對(duì)一些非傳統(tǒng)孔結(jié)構(gòu)如錐形孔噴嘴[6]、橢圓孔噴嘴[7-8]和長(zhǎng)方形孔噴嘴[9]進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)這些非常規(guī)的孔噴嘴在特定的情況下可以有效改善噴霧霧化特性. 類(lèi)似地，基于上述思想，Long等[10]于1999年提出了一種 V 型交叉噴嘴結(jié)構(gòu)，該噴嘴已初步應(yīng)用于船用柴油機(jī)，且明顯促進(jìn)了燃油與空氣混合[11-12]. 因此交叉噴嘴具有降低油耗的潛力，值得進(jìn)一步研究[13].

近年來(lái)，已有很多學(xué)者利用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究了內(nèi)交叉孔噴嘴的內(nèi)部流動(dòng)[14]和外場(chǎng)噴霧特性[15-16]，發(fā)現(xiàn)交叉孔噴嘴與常規(guī)單孔噴嘴的內(nèi)部流動(dòng)和近場(chǎng)霧化特性具有明顯的差異：不同于單孔噴嘴內(nèi)部的氣穴效應(yīng)和外場(chǎng)的近似軸對(duì)稱(chēng)射流，交叉孔噴嘴的內(nèi)部幾乎沒(méi)有氣穴，外場(chǎng)則是以扇狀射流或噴霧的形式展現(xiàn). 然而從V型相交孔噴嘴出現(xiàn)的噴霧(即，扇形噴霧)的形態(tài)背后的機(jī)理還沒(méi)有被很好地理解，交叉角對(duì)噴霧動(dòng)力學(xué)的影響也不明確. 鑒于此，本研究將利用之前構(gòu)建好的歐拉-歐拉-準(zhǔn)VOF數(shù)值模型，對(duì)交叉孔噴嘴的內(nèi)部流動(dòng)和近場(chǎng)射流破碎進(jìn)行耦合數(shù)值研究，以探究由其獨(dú)特的內(nèi)交叉孔結(jié)構(gòu)引起的內(nèi)部沖擊效應(yīng)作用于外場(chǎng)形成扇形噴霧的機(jī)理.

1?數(shù)學(xué)與物理模型

1.1?多流體-準(zhǔn)VOF模型

由于本研究采用的數(shù)值模型及其相關(guān)假設(shè)已在之前的工作中進(jìn)行了全面的描述[17]，為了維持文章框架的完整，這里僅給出方程的簡(jiǎn)要描述.

首先給出包含質(zhì)量源項(xiàng)的連續(xù)性方程：

式中：，為相序數(shù)；為單相速度；為相平均速度；m為質(zhì)量源項(xiàng).

氣穴模型修正：

式中：b為氣核成長(zhǎng)半徑；為成核位點(diǎn)體積分?jǐn)?shù).

氣液界面由準(zhǔn)-VOF模型捕獲，該模型對(duì)連續(xù)性方程中的“u-u”項(xiàng)進(jìn)行模化：

考慮相間相互作用的動(dòng)量方程為

湍動(dòng)能由一方程 LES 模型求解：

1.2?數(shù)值配置

在求解控制方程的過(guò)程中，壓力-速度耦合由PISO-SIMPLE(PIMPLE)法迭代處理，即在每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)內(nèi)用SIMPLE穩(wěn)態(tài)算法求解，而時(shí)間步長(zhǎng)的步進(jìn)用PISO算法來(lái)完成．對(duì)于時(shí)間離散項(xiàng)，使用一階隱式歐拉格式；對(duì)于拉普拉斯項(xiàng)，散度項(xiàng)和梯度項(xiàng)均采用高斯線(xiàn)性方法離散.

1.3?物理模型及計(jì)算條件設(shè)置

噴霧燃燒可視化實(shí)驗(yàn)平臺(tái)主要由定容彈、燃油噴射系統(tǒng)和高速攝像機(jī)組成[18]．質(zhì)量流量由電磁閥監(jiān)測(cè)，自由噴霧實(shí)驗(yàn)采用陰影法，得到的實(shí)驗(yàn)結(jié)果用以與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證．不考慮針閥運(yùn)動(dòng)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)所用真實(shí)噴嘴建立三維幾何與網(wǎng)格模型，如圖1所示，計(jì)算域包括壓力室、噴孔和噴霧腔．為了更好地展示兩種噴嘴的幾何差異，將交叉孔噴嘴和單孔噴嘴的噴孔處單獨(dú)放大．模型的左端設(shè)置為燃油的壓力入口，右端對(duì)應(yīng)邊界設(shè)置為壓力出口，其他邊界條件設(shè)置為壁面，壁面處的速度邊界條件均設(shè)置為無(wú)滑移邊界，壓力均設(shè)置為零梯度邊界．噴孔直徑均為0.7mm，近場(chǎng)區(qū)域長(zhǎng)度均為5mm．單孔噴嘴采用共計(jì)870萬(wàn)個(gè)六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，內(nèi)交叉孔噴嘴則采用混合網(wǎng)格，非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格集中在噴孔區(qū)域，利用interface邊界進(jìn)行端面的數(shù)據(jù)傳輸，網(wǎng)格數(shù)總計(jì)930萬(wàn)．兩種噴嘴的最小網(wǎng)格尺寸均為2μm.

圖1?單孔及交叉孔噴嘴幾何與網(wǎng)格

實(shí)驗(yàn)中所采用的燃料為0#柴油．眾所周知，柴油是由許多組分組成的混合物，為了簡(jiǎn)化，數(shù)值模擬中不考慮組分變化，認(rèn)為環(huán)境溫度不變，柴油物性為常數(shù)，忽略氣穴生成引起的物性變化，計(jì)算流體的詳細(xì)物性以及模擬工況參數(shù)見(jiàn)表1.

表1?實(shí)驗(yàn)及數(shù)值計(jì)算中流體物性和工況

Tab.1　　Fluid properties and working conditions in ex-periments and numerical calculations

2?模型驗(yàn)證

2.1?噴油量及流量系數(shù)驗(yàn)證

在驗(yàn)證本模型之前，已進(jìn)行了網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證.由于單孔噴嘴為整體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，計(jì)算較快，而交叉孔噴嘴采用混合網(wǎng)格，計(jì)算較慢. 考慮到模擬計(jì)算時(shí)長(zhǎng)的限制，采用單孔噴嘴進(jìn)行噴油量及流量系數(shù)驗(yàn)證．圖2給出了在定噴油脈寬為2ms下用在開(kāi)源軟件OpenFOAM中自行構(gòu)建的多流體-準(zhǔn)VOF模型和采用商用軟件Fluent中的VOF模型進(jìn)行模擬的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比，0.5mm單孔結(jié)果在圖中用黑色表示，0.7mm單孔在圖中則用紅色表示. 從圖中可以看出，本研究采用的模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值無(wú)論是在噴油量上還是在流量系數(shù)上都更為接近，精度更高. 可以認(rèn)為本研究采用的歐拉-歐拉-準(zhǔn)VOF模型在數(shù)值計(jì)算上有較大的優(yōu)勢(shì)，能夠更加準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)噴孔內(nèi)部的流動(dòng)規(guī)律和氣穴分布．

圖2?噴油量及流量系數(shù)驗(yàn)證

2.2?近場(chǎng)噴霧驗(yàn)證

對(duì)于內(nèi)交叉孔噴嘴而言，在兩個(gè)平面上的射流破碎有著較大的區(qū)別，由于平面能夠觀(guān)察到交叉孔的內(nèi)部流動(dòng)，用平面代表交叉面，用平面代表擴(kuò)散面. 圖3分別對(duì)比了在交叉面及擴(kuò)散面上不同噴射時(shí)刻初次破碎的數(shù)值與實(shí)驗(yàn)圖像，數(shù)值結(jié)果與實(shí)驗(yàn)圖像吻合較好，證實(shí)了本研究采用的改進(jìn)混合多流體-準(zhǔn)VOF模型確實(shí)能夠在考慮相間作用力的同時(shí)精確捕捉氣液界面以及初次破碎的細(xì)節(jié).

圖3　　不同噴射時(shí)刻初次破碎在交叉面及擴(kuò)散面上的數(shù)值與實(shí)驗(yàn)圖像對(duì)比

3?結(jié)果分析與討論

3.1?內(nèi)交叉噴嘴內(nèi)流及近場(chǎng)射流霧化機(jī)理分析

鑒于改進(jìn)的混合多流體-準(zhǔn)VOF模型既可以精確捕捉氣液界面又能考慮相間相對(duì)速度和相對(duì)速度引起的作用力，本研究基于此對(duì)內(nèi)交叉噴嘴展開(kāi)內(nèi)流及初次破碎機(jī)理分析. 下列分析均是基于實(shí)驗(yàn)的其中一組工況(噴射壓力120MPa，背壓6MPa).

圖4展示了20°交叉孔噴嘴在不同噴射時(shí)刻噴嘴內(nèi)部流動(dòng)及近場(chǎng)區(qū)域氣液界面處的不穩(wěn)定波和一次破碎發(fā)展過(guò)程. 通過(guò)分析噴嘴內(nèi)部燃油隨時(shí)間的流動(dòng)過(guò)程可以發(fā)現(xiàn)，噴嘴內(nèi)部?jī)H產(chǎn)生了極少量的氣穴，并且迅速消失. 從近場(chǎng)射流上來(lái)看，圖4中所展示的放大的表面波截圖A39～A43、B39～B43是從啟噴后39～43μs的燃油液柱表面抽取出來(lái)的，分別從交叉面和擴(kuò)散面兩個(gè)不同的截面截取. 從圖4中A39和B39中可以看出，由于該時(shí)刻燃油速度相對(duì)較低，氣液界面處的擾動(dòng)相對(duì)較小，除了A39中液柱后半段出現(xiàn)了液帶之外，A39和B39整體的氣液界面看起來(lái)還較為平滑. 隨著速度的進(jìn)一步提高，湍流擾動(dòng)逐漸變得劇烈，氣液界面處增大的速度梯度導(dǎo)致界面剪切力變強(qiáng). 另外，燃油與空氣的相對(duì)速度也大幅增加，引起較強(qiáng)的拖曳阻力. 因此，對(duì)比圖4中A39和A43以及B39和B43發(fā)現(xiàn)，不穩(wěn)定性表面波經(jīng)歷了快速增長(zhǎng)，表面波的波長(zhǎng)變小，振幅增大，圖4中黑色圓圈帶箭頭所示位置處A40(B42)的表面波波峰開(kāi)始破裂，在A(yíng)41(B43)剝離出了小液滴. 在這個(gè)過(guò)程中，可以得出結(jié)論：擴(kuò)散面中液帶的出現(xiàn)(B41)相比于交叉面滯后，間接導(dǎo)致了擴(kuò)散面中液帶破碎成液滴的過(guò)程(B42～B43)滯后于交叉面(A40～A41). 另外，雖然擴(kuò)散面的表面波發(fā)展的更為劇烈，但交叉面上表面波的增長(zhǎng)卻更為連續(xù)和平緩. 這也是導(dǎo)致擴(kuò)散面上的燃油噴霧寬度會(huì)明顯大于交叉面，從而形成扇形噴霧的主要原因.

圖4?不同噴射時(shí)刻內(nèi)交叉噴嘴內(nèi)流、不穩(wěn)定波和一次破碎發(fā)展過(guò)程

液柱破碎如圖5中黃色方框所示，燃油液柱表面不穩(wěn)定性波波動(dòng)時(shí)，表面張力使燃油液柱波谷處的直徑軸向增大，徑向減小，這導(dǎo)致破碎出的燃油液帶表現(xiàn)為長(zhǎng)條蛇形(藍(lán)色方框). 當(dāng)液帶直徑足夠小時(shí)，在周向表面張力的作用下，液帶會(huì)收縮并且發(fā)生掐斷破碎形成液滴. 液核破碎(黑色方框)的過(guò)程如圖5(a)～(e)所示，圖5中(a)～(e)分別對(duì)應(yīng)啟噴后39μs、40μs、41μs、42μs和43μs，流動(dòng)方向是從左至右，下角標(biāo)1表示交叉面，角標(biāo)2表示擴(kuò)散面.從圖5(a)～(e)可以看出，液核破碎機(jī)理與液帶斷裂的形成機(jī)理相同，當(dāng)液柱無(wú)法維持完整的射流時(shí)，中心液核便會(huì)逐漸發(fā)生掐斷. 與擴(kuò)散面相比，同一時(shí)刻交叉面的液核破碎得更為劇烈. 蘑菇頭破碎(紅色方框)的過(guò)程如圖5(A)～(C)所示，圖中(A)～(C)分別對(duì)應(yīng)啟噴后41μs、42μs和43μs，流動(dòng)方向是從左至右，下角標(biāo)定義同上. 從圖5(A)～(C)可以清晰看到蘑菇頭在軸對(duì)稱(chēng)渦的作用下破碎出環(huán)狀液帶(橢圓標(biāo)注)以及尾緣處環(huán)狀液帶破碎出小液滴(箭頭標(biāo)注)的過(guò)程. 同樣地，與擴(kuò)散面相比，同一時(shí)刻交叉面的蘑菇頭破碎出的環(huán)狀液帶更多.

圖5?液柱、液核及蘑菇頭破碎的詳細(xì)機(jī)理

3.2?內(nèi)部沖擊效應(yīng)對(duì)噴嘴內(nèi)流和射流破碎的影響

圖6中顯示的是同一計(jì)算時(shí)刻(42μs)處于相同噴射壓力(120MPa)和背壓(6MPa)環(huán)境下，相同孔徑(0.7mm)的單孔噴嘴和內(nèi)交叉孔噴嘴在兩個(gè)不同截面的內(nèi)流耦合外場(chǎng)射流破碎的燃油體積分?jǐn)?shù)云圖. 圖6中由上而下分別代表的是單圓柱孔噴嘴、20°內(nèi)交叉噴嘴和25°內(nèi)交叉噴嘴.在單孔噴嘴的右側(cè)小圖中給出了液柱破碎角和蘑菇頭破碎長(zhǎng)度m的定義，其中定義液柱破碎角為液柱軸線(xiàn)的平行線(xiàn)與液柱破碎產(chǎn)生的液帶和液滴邊界的夾角，蘑菇頭破碎長(zhǎng)度m為從噴嘴出口到蘑菇頭頂部位置的距離. 不難發(fā)現(xiàn)，單孔噴嘴的液柱破碎角小于交叉噴嘴，而蘑菇頭破碎長(zhǎng)度大于交叉噴嘴；與此同時(shí)，將交叉噴嘴的不同交叉角進(jìn)行對(duì)比，可以發(fā)現(xiàn)，25°交叉噴嘴的液柱破碎角無(wú)論是在交叉面還是擴(kuò)散面均略大于20°交叉噴嘴，而蘑菇頭破碎長(zhǎng)度卻是略小于20°交叉噴嘴；將同一個(gè)角度的交叉噴嘴在交叉面和擴(kuò)散面上對(duì)比，發(fā)現(xiàn)擴(kuò)散面的液柱破碎角遠(yuǎn)大于交叉面，而蘑菇頭破碎長(zhǎng)度卻相差不大. 以上是三者在近場(chǎng)噴霧特征上的主要差別. 另外，從噴嘴內(nèi)流來(lái)看，單孔噴嘴內(nèi)部產(chǎn)生了氣穴，而兩種角度的交叉噴嘴的氣穴卻很少；再?gòu)慕鼒?chǎng)破碎進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)單孔噴嘴的初次破碎主要是在蘑菇頭處發(fā)生，而內(nèi)交叉孔噴嘴的初次破碎則發(fā)生在液柱中后段的液核處，因此交叉噴嘴的液核長(zhǎng)度小于單孔噴嘴. 另外，單圓柱孔噴嘴的液柱直徑小于內(nèi)交叉噴嘴，內(nèi)交叉噴嘴在擴(kuò)散面上的液柱直徑大于交叉面.

圖6?3種噴嘴噴霧特性對(duì)比

圖7對(duì)應(yīng)圖6中42μs的液體燃油分布給出了表征渦強(qiáng)的渦量、拖曳力以及渦結(jié)構(gòu). 當(dāng)燃油從噴孔進(jìn)入噴霧場(chǎng)時(shí)，燃油徑向速度的增加、噴嘴喉部近壁處旋渦和空化現(xiàn)象引起的湍流作用是燃油液柱表面初始擾動(dòng)形成的主要因素，對(duì)于交叉噴嘴，由于極少產(chǎn)生氣穴，交叉孔的內(nèi)部沖擊效應(yīng)則更為關(guān)鍵. 此外，由于空氣與燃油界面之間存在足夠的速度差，導(dǎo)致產(chǎn)生了較強(qiáng)的拖曳力和大量的渦結(jié)構(gòu)，如圖7(a)、(b)、(c)所示，從而促進(jìn)了燃油射流表面波的初始發(fā)展和隨后的快速增長(zhǎng).由于湍流和壓力梯度引起的旋渦會(huì)使氣液界面變成波浪狀，當(dāng)擾動(dòng)能夠克服液體的表面張力時(shí)，液柱和液核發(fā)生掐斷破碎，蘑菇頭會(huì)進(jìn)一步破碎形成環(huán)狀液帶.

4?結(jié)?論

基于已搭建的多流體-準(zhǔn)VOF 模型對(duì)不同于傳統(tǒng)單孔噴嘴的內(nèi)交叉孔噴嘴的內(nèi)流及近場(chǎng)破碎進(jìn)行了高精度預(yù)測(cè).

(1)在研究噴嘴內(nèi)部流動(dòng)時(shí)發(fā)現(xiàn)，內(nèi)交叉噴嘴獨(dú)特的內(nèi)交叉孔結(jié)構(gòu)有效抑制了氣穴的產(chǎn)生.

(2)在射流表面不穩(wěn)定性研究中發(fā)現(xiàn)，在內(nèi)部沖擊效應(yīng)的影響下，擴(kuò)散面的表面波發(fā)展的更為劇烈，而交叉面上表面波的增長(zhǎng)更為連續(xù)和平緩.這也是導(dǎo)致擴(kuò)散面上的燃油噴霧寬度會(huì)明顯大于交叉面從而形成扇形噴霧的主要原因.

(3)內(nèi)部沖擊效應(yīng)會(huì)使燃油在流經(jīng)噴嘴出口時(shí)產(chǎn)生較強(qiáng)的拖曳力和大量的渦結(jié)構(gòu)，從而促進(jìn)表面波的初始發(fā)展和近場(chǎng)的初次破碎.而增大內(nèi)交叉噴嘴的交叉角度可以在一定程度上有效增強(qiáng)內(nèi)部沖擊效應(yīng)，進(jìn)而促進(jìn)射流霧化.

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Internal Impact Effect on the Atomization Mechanism of Internal Intersecting Nozzles

Liu Canxu，Pan Yejun，Liu Hong，Jia Ming，Tian Jiangping，Zhang Weilong

(School of Energy and Power Engineering，Dalian University of Technology，Dalian 116024，China)

Compared with the traditional single-cylindrical nozzle，the internal intersecting nozzle has gradually been used due to its higher discharge coefficient and significant advantages in promoting jet breakup. In this study，the OpenFOAM platform was used to conduct a numerical study to discuss the mechanisms of internal flow and jet breakup of the internal intersecting nozzle. The established mixed multi-fluid quasi-VOF(Volume of Fluid)model was applied to carry out the multi-phase flow calculation and experimental verification for both the internal intersecting nozzle with the same aperture and different intersection angles(20° and 25°)and the single-cylindrical nozzle. The results show that the calculated results are in good agreement with the experimental values. Compared with the single-cylindrical nozzle，the internal intersecting nozzle can effectively suppress cavitation and improve discharge coefficient. In addition，the difference in the development of surface wave on the intersection surface and the diffusion surface is the main reason for the generation of a fan-shaped spray. However，increasing the intersecting angle of the internal intersecting nozzle can effectively improve the internal impact effect to a certain extent，thereby promoting atomization.

multi-fluid quasi-VOF model；internal intersecting nozzle；internal impact effect；mechanism；atomization

TK11

A

1006-8740(2023)04-0414-07

10.11715/rskxjs.R202305031

2022-03-16．

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51961135105，91641117)；天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放基金資助項(xiàng)目(K2018-04).

劉燦旭(1997—??)，男，博士研究生，liucanxu@mail.dlut.edu.cn.

劉?紅，女，博士，教授，hongliu@dlut.edu.cn.

(責(zé)任編輯：梁?霞)