36_高压共轨喷嘴内部空化过程的两相流数值研究_北航钱程等

36_高压共轨喷嘴内部空化过程的两相流数值研究_北航钱程等 36_高压共轨喷嘴内部空化过程的两相流数值研究_北航钱 程等 高压共轨喷嘴内部空化过程的两相流数值研究 钱程,李云清,王艳华,成传松 (北京航空航天大学交通科学与工程学院,北京 100191) 摘 要:高压共轨喷油器喷嘴内的流动属性，尤其是喷孔出口截面上的湍流参数、射流速度以及液相的体积分数等参数对喷雾初次破碎所形成的油滴大小、速度有着重要影响，从而显著地影响喷雾雾化效果。本文基于验证的欧拉两相流模型对上下两排喷孔式高压共轨喷嘴内空化过程进行了计算 分析 定性数据统计分析pdf销售业绩分析模板建筑结构震害分析销售进度分析表京东商城竞争战略分析 ，并分析研究了针阀升程、喷射压力以及喷孔进口倒角、喷孔锥度等参数对喷嘴内空化过程的影响。计算结果 表 关于同志近三年现实表现材料材料类招标技术评分表图表与交易pdf视力表打印pdf用图表说话 pdf 明上排喷孔的空化程度要大于下排喷孔，并且适当的进口倒角、收缩型喷孔都能明显地抑制空化过程，但是射流湍动能下降而不利于雾化过程。 关键词:高压共轨;喷嘴流动;空化;两相流 中图分类号:TK421.42 文献标识码:A 0 引言 之比、喷孔锥角等[7]，本文将重点研究针阀升程、喷射完整的柴油机雾化过程包括喷嘴流动、初次破碎以压力、喷孔进口倒角以及喷孔锥度对喷嘴几何引发空及二次破碎过程，而每个前阶段的燃油或者油滴属性化过程的影响。 都将作为下阶段物理过程的边界条件。因此作为喷雾1 数值模——————————————————————————————————————————————— 型的建立 雾化的第一阶段，喷孔出口的流动参数，如湍动能、1.1 重要的无量纲参数 液相的体积分数、射流速度将对整个燃油雾化过程产1)根据伯努利方程和质量守恒方程，流量系数可以定生显著影响，从而显著地影响燃油的蒸发过程、燃烧义为: 过程以及排放物的形成。以前研究都认为喷嘴湍流、 穴蚀以及进入燃烧室内后的空气动力作用都是燃油高C= (1) d[1]压喷射雾化的主要成因。因此研究喷嘴内的两相流动 特性，分析喷嘴结构参数对雾化的影响并把喷嘴的流 &为喷孔质量流量，A为喷孔截面积，ρ为燃油其中m动特性耦合到喷雾仿真模拟模型中才能保证喷雾仿真 密度，P模型的计算精度。 i为喷射压力，Pb为喷射背压。 2)Nuick所定义的空化数为[9]: 由于柴油机喷嘴内的空间细微，传感器难于安装， 所以以前研究者多基于比例放大的喷嘴模型进行实验Pi?PV[2,3,4]C= (2) N研究，实验结果都较好地捕捉了比例放大喷嘴内空Pi?Pb[5]化结构，但是Arcoumanis 等在实验中发现比例放大 其中P喷嘴与真实喷嘴空化结构并不完全相同。而基于真实V为燃油饱和蒸气压。在背压一定的前提下，空 尺寸的喷嘴实验研究仅容易得到空化过程对流量系数化数随喷嘴入口喷射压力的增加而减小。 ——————————————————————————————————————————————— [3][6,7]等宏观参数影响或者对下游喷雾发展的影响，因3)喷孔锥度[2,7]: 此基于两相流模型的多维数值计算成为认识喷嘴空化D?Dout过程特性的有效手段。柴油机燃油系统中有两种机理K=in(μm) (3) 10导致空化过程产生。其一是动态过程引发空化，其二 是几何导致的空化过程[3]。喷孔流动分为以下几种形式其中Din为喷嘴进口直径，Dout为喷嘴出口直径。 [8]:1)典型的湍流流动;2)空化流;3)超空化阶段; 4)水力倒流阶段。在真实的喷嘴中，出现水力倒流现1.2 计算喷嘴模型 象的几率比较小。 本次研究为高压共轨喷油器内的流动，其喷孔结构以前对本次所研究的上下两排喷孔式高压共轨喷参数如下表1所示，其中R为喷孔进口倒角半径而D嘴流动特性研究较少，本文将依据欧拉两相流分析计为喷孔直径。虽然上下两排喷孔在圆周方向上均匀分算喷嘴内流动空化特性。影响燃油雾化的喷嘴参数有布，但是几何并不存在对称面，所以计算都是基于完喷孔直径、喷孔数量、长径比、进口倒角与喷孔直径整的喷嘴模型，喷嘴计算域如图1所示，偶数号喷孔 为上排喷孔，奇数号喷孔为下排喷孔，喷孔总数为8。网格单元数在33-40万之间，计算网格在喷孔内以及针阀与密封面之间进行了较高程度的细化。 表1 喷孔参数表 ——————————————————————————————————————————————— 编号 直径/ mm 长度/mm 进口倒角R/D 锥度K0 0.1-0.5 0 -2.0-2.0 图1 计算喷嘴网格 1.3 计算数学模型 欧拉-欧拉计算框架多相流计算模型根据计算精度从低到高有:均质(平衡)模型;多流体模型;VOF自由表面追踪模型。本文采用多流体模型模拟喷嘴内的两相流过程。 1.3.1 多流体模型的控制方程[10] ?akρkΦk ?t +???akρkVkΦk=???(akΓΦ,k?Φk) + ???(a) NN kqΦS,k+akqΦV,k+I=1,?I?kSΦ,KI+ΦkI=1,?I?k ΓkI k=1,L,N (4) 本次计算过程采用基于多流体模型的欧拉多相流计 算 方法 快递客服问题件处理详细方法山木方法pdf计算方法pdf华与华方法下载八字理论方法下载 ，其中空化过程产生燃油蒸汽与液体燃油组成系统的两相流。其中多相流计算中所涉及的重要界面交互作用模拟比较重要，下——————————————————————————————————————————————— 面给出界面质量与动量交换模型。 1.3.2 线性空化质量交换模型 线性空化质量交换模型计算的质量交换式为: Γc=ρ2dN′′′4πRR& =?Γd (5) 其中N′′′为气泡数密度，R为气泡半径。气泡半径的微 分可以根据Rayleigh方程确定: RR &&+32R&2=ΔPρ (6) c 忽略惯性项并线性化上述方程，界面上的质量交换为: 1Γc= 1Csign(ΔPΔP 2 =?ΓCR d (7) 其中有效压差为:ΔP=Psat?(P?C2 E 3ρckc ) 有效压差ΔP已经包括了脉动压力的影响。而Egler系数CE取决于当地的湍流大小且1?CE?1.4。CCR 为 浓度变形因子，这里取CE=1。N′0 ′′为初始的数密度，取决于液相的特性。对于柴油，通常取N′0 ——————————————————————————————————————————————— ′′=1012 1.3.3 空化阻力动量交换模型 包括了阻力以及湍流耗散力截面动量交换原项为: Mc=C1 DρcAi′′′rVr+CTDρckc?ad=?Md (8) 其中气液相间的相对速度为Vr=Vd?Vc 系数CTD=0.05?0.5，本次计算采用0.1。 气泡流中的界面面积密度为: 112 Ai′′′=πD2bN′′′ =(36π)3 N ′′′3ad 3 (9) N′′′为界面质量交换模型中得到的气泡数密度。阻力系数为气泡雷诺数的函数。 1.4 计算边界初始条件 计算边界条件:进出口都采用压力边界。进口压力为喷射压力，从20到120MPa;出口为喷射背压，包 括6MPa与8MPa;其余都为壁面边界。另外采用均匀的压力场初始化整个流场。 2 模型的验证 Nurick[9]的实验研究显示:空化发生后(CN<CN,crit) ，喷孔流量系数的变化取决于空化数，并与空化数的平方根成线性关系，即: Cd=C (10) 其中Cc为收缩系数，主要与喷孔的几何尺寸有关。 本次计算中喷射压力从20到120MPa，而背压分——————————————————————————————————————————————— 别 为6与8MPa，计算的空化数变化范围为1.05,2.0。根据空化数的定义可以知道喷射压力越高，空化数越小;背压越高，空化数越大。因此当空化数小于喷孔的临界空化数后，喷孔内将出现空化过程。计算结果表明，所研究的两排喷孔喷嘴临界空化数约为1.27。当空化数大于1.27后，喷孔内为单相燃油流动;而小于1.27后，由于喷孔内局部静压力小于燃油的饱和蒸气压而出现燃油蒸汽使得流动变为空化流。图2给出 了不同空化数下的流量系数同Nurick所提出的空化模型计算值比较结果，从图中可以看出计算的流量系数同Nurick所提出的空化模型出现较好地一致性，因此数值计算所采用的欧拉两相流模型具有较好的精度。 图2 不同空化数下的流量系数 3 计算结果分析 3.1 针阀升程对空化的影响 下图3给出了最大针阀升程下，上下两排喷孔内的液相体积分数分布图，其中计算工况为共轨压力80Mpa、针阀升程0.3mm以及喷射背压10Mpa。从图中可以看出上下两排孔内都出现空化现象，而且在80MPa的喷射压力下，空化区域从喷孔进口向下游延伸直至接近喷孔出口，即将达到超空化现象。 图3 喷孔内液相燃油体积分数 下图4给出了最大针阀升程下，沿着上下两排喷孔 ——————————————————————————————————————————————— 横截面上燃油液相体积分数以及射流速度随喷孔长度的变化关系，其中横截面参考平面为喷孔出口截面。图中可以看出从喷孔进口到出口截面，空化程度先增加到最大值后减小，即在喷孔中间长度的某截面上空化程度最高。而射流速度同液相体积分数的变化趋势恰好相反，即在空化程度高的截面上，液相体积分数较低，射流速度较大。因此喷孔产生空化后，流通面积的减少而喷射速度将提高，计算结果跟文献[11]结论一致。在同一截面上的下排喷孔液相体积分数高于上排喷孔的液相体积分数，说明上排喷孔的空化程度要 高于下排喷孔。在压力边界下，下排喷孔的有效流动面积大，同时下排喷孔的质量流量也大，最终使得上下两排喷孔横截面上的射流速度峰值接近。 图4 上下两排喷孔横截面上的空化特性 图5 流量系数随针阀升程变化 上图5给出了喷孔流量系数随针阀升程的变化关系，从图中可以看出随着针阀升程的增加，流量系数增大，但是到0.2mm后，流量系数基本稳定在0.65-0.67左右。同时从图中也可以看出下排喷孔的流量系数大于上排喷孔。上下两排喷孔式高压共轨喷嘴由于两排喷孔的流动条件不一样使得上排喷孔空化程度更加高，上下两排喷孔的雾化特性并不完全相同。因此在喷雾计算中需要尽量考虑喷孔不同位置所带来的初次雾化初始条件的不同，最好是能把喷嘴流动特性耦合到喷雾计算中，尤其是对于这种两排喷孔式的高压共轨喷油器。3.2 喷射压力对空化的影响 ——————————————————————————————————————————————— 下列图6给出了针阀最大升程下，喷射压力对喷嘴射流的影响。从三维结果中可以看出对于此共轨式喷嘴，在喷油压力为40MPa时刻，喷孔内开始出现空化现象。随着喷射压力的增加，空化区域迅速地发展。由于压差的增加，喷孔出口截面的射流速度迅速增加，而液相体积分数也开始较大程度地降低，如图7所示，其给出了出口截面液相体积分数以及射流速度随喷射压力的变化关系。图8给出了喷射压力对流量系数以及出口截面湍动能的影响。从图中可以看出在单相湍流流动状态下，流量系数基本稳定在0.72左右;而当空化数小 于临界空化数后，喷孔呈现空化气液两相流后，流量系数较大程度地下降。单相湍流流动损失主要由进口速度的加速、缩脉后的膨胀以及壁面摩擦组成。空化阶段的流动损失由缩脉处的阻塞、缩脉后的膨胀以及壁面摩擦等组成。因此空化发生后将引入新的流动损失，所以流动系数下降[8]。该高压共轨喷嘴的临界空化数在1.2-1.3之间。由于空化阶段喷孔内产生大量气泡，气泡破裂而较大程度地增大湍动能，同时由于气相与液相湍动能的交换使得液相的湍动能也有着较大程度的提高。气相增加了空气夹带，而且气泡的破裂提高了局部的湍动能使得燃油的雾化更加完善。 图 6 不同喷射压力下的空化特性(液相体积分数) 图7 喷孔出口截面上速度与液相体积分数特性 图8 喷嘴出口截面上流量系数与湍动能特性 3.3 进口倒角对空化的影响 ——————————————————————————————————————————————— 本次分别计算了R/D=0、0.1、0.2、0.3、0.4、0.5等五种喷嘴B(1-5)进口几何下的流动特性。下图9给出了R/D=0、0.2、0.4等三种喷嘴上排喷孔内的空化发展过程。从图9中可以看出，在尖锐进口的喷嘴中，空化程度最为严重，空化区域都快接近喷孔出口，即将达到超空化流动。而随着喷孔进口的圆角化，喷孔内的空化区域显著地减少，到R/D=0.4的时候，喷孔几乎看不到空化的发生。因此进口倒角能实现喷孔从超空化到空化，最后到单相湍流流动的全过程转化。随着进口圆角程度的提高，流动损失也越来越小，流量系数也越来越大;同时出口截面上的湍动能也有较大程度的下降，如图10所示。如果仅仅从改善雾化的角度，保持进口尖角为较佳的几何。但是进口的尖角几何结构使得喷孔内出现大区域内的空化过程，伴 随大量的气泡产生与破碎。气泡在喷孔表面破碎导致瞬间能量的转变而冲击喷孔表面，使得喷孔出现穴蚀而影响雾化质量以及喷油器的寿命。因此喷孔进口的圆角程度需要优化选择。 图9 进口倒角对空化的影响(液相体积分数) 图10 进口倒角对流量系数以及出口截面湍动能的影响 图11给出了进口倒角对喷孔横截面上空化特性的影响，其中横截面参考平面为喷孔出口截面。从图中可以看出喷孔中间长度某截面上空化程度最高，进口倒角能有效地抑制空化的产生。该喷嘴在喷射压力为80MPa、背压为6MPa的环境下，进口倒角达到R/D=0.4的程度后，喷孔基本就从空化流转为单相流动。 图11 进口倒角对横截面空化特性影响 ——————————————————————————————————————————————— 3.4 喷孔锥度对空化的影响 本次计算研究了喷孔锥度k=2、1、0、-1、-2等五种喷嘴几何C(1-5)的流动特性。下图12分别给出了k=-1、0、1三种喷嘴在最大针阀升程下流动特性，其中喷射压力为80MPa。从图中可以看出扩展型喷孔空化程度较圆柱型喷孔高，而收缩型喷孔能抑制喷孔内的空化过程。这是由于扩张型喷孔内截面的增大而膨胀，喷孔内的压力进一步地减小而收缩型却由于流动收缩，压力提高而有效地抑制了气泡的产生。各种锥度喷孔的流量系数如下图13所示，结果表明随着喷孔收缩程度的提高，流量系数也较大程度地提高，射流速度也提高，但是液相的湍动能下降。因此喷孔的适当扩展能增加喷孔空化的程度，改善燃油的雾化质量。但是如果喷孔如果已经存在穴蚀破坏的现象，则喷孔的适当收缩将是一个有效的防穴蚀途径。 图12 喷孔锥角对空化的影响(液相体积分数) 图13 喷孔锥角对出口截面空化特性的影响 图14给出了喷孔锥角对喷孔横截面上空化程度的影响，其中横截面参考平面为喷孔出口截面。结果也再次表明扩张型喷孔能显著地增强喷孔内的空化过程，而收缩型喷孔却能有效地抑制空化过程的产生。 图14 喷孔锥角对横截面空化特性的影响 4 结论 根据上面的计算分析，可以得到以下结论:1)对于上下两排喷孔的高压共轨喷油器，由于两排喷孔流动条件不同，喷孔出现空化的——————————————————————————————————————————————— 程度也不同，通常上排喷孔空化程度更高，因此尽量把喷孔出口截面 流动特 性耦合到喷雾计算模型中从而提高喷雾模型的计算精度;2)喷 射压力的提高增加喷孔内地空化程度而背压的提高可以推迟空化的 出现，在空化流阶段，喷孔的流量系数与空化数的平方根呈现较好线 性关系;3)喷孔进口适当的倒角能有效地提高喷孔的流量系数且较 大程度地抑制空化的产生，但是喷孔出口的湍动能却又较大程度的降 低;4)扩张型喷孔促进空化的产生而收缩型喷孔能有效地阻止空化 的产生。 参考文献: [1] Arcoumanis C., Gavaises M. 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Numerical Investigation of Two-phase Flow in the Injector Nozzle of High Pressure Common Rail QIAN Cheng,LI Yun-qing,WANG Yan-hua,CHENG Chuan-song (School of Transportation Science and Engineering, Beihang University, Beijing 100191, China) Abstract: The size and velocity of droplets formed by the primary breakup and spray formation are significantly influenced by the nozzle ——————————————————————————————————————————————— flow of high pressure common rail injector, especially the turbulence intensity, injection velocity and volume fraction of fuel liquid on the exit section of nozzle. Base on the validated Euler two-phase flow model, the numerical investigation was carried on the nozzle flow of high pressure common rail injector with two row nozzles and also the effect of needle lift, inject pressure, inlet geometry of nozzle and conical shape of nozzle were obtained. The results indicate that the cavitation extent in the top row nozzles is larger than that in the bottom row nozzles and the cavitaion region can be obviously reduced by the using the rounded inlet and contractive nozzle ,but the turbulence intensity will be simultaneously decreased which makes the atomization deteriorate. Key words: high pressure common rail; nozzle flow; cavitation process; two-phase flow ———————————————————————————————————————————————