内交叉喷嘴内部冲击效应雾化机理研究

刘灿旭，潘业俊，刘 红，贾 明，田江平，张威龙

内交叉喷嘴内部冲击效应雾化机理研究

刘灿旭，潘业俊，刘 红，贾 明，田江平，张威龙

(大连理工大学能源与动力学院，大连 116024)

与传统的单圆柱孔喷嘴相比，内交叉孔喷嘴由于其具有较高的流量系数和在促进射流破碎方面的显著优势而逐渐得到应用. 本研究利用OpenFOAM平台进行数值研究以讨论内交叉孔喷嘴的内部流动和射流破碎机理. 采用已搭建的混合多流体准-VOF 模型，对同孔径不同相交角为20°和25°的交叉孔喷嘴以及单圆柱孔喷嘴进行了多相流计算及实验验证. 结果表明，计算结果与实验值有很好的一致性. 与圆柱形单孔喷嘴相比，采用内交叉孔喷嘴能够有效抑制空化，提高流量系数.另外，表面波在交叉面和扩散面上的发展差异是产生扇形喷雾的主要原因. 而增大内交叉喷嘴的交叉角在一定程度上可以有效提高内部冲击效应，从而促进雾化.

多流体准-VOF模型；内交叉孔；内部冲击效应；机理；雾化

柴油机中喷雾雾化特性主要由喷嘴结构、喷射压力及其他因素共同决定[1-3]，尤其是喷嘴结构的影响非常复杂. 大多数实用的压力雾化器喷嘴都使用圆柱形孔[4-5]. 然而，也有学者对一些非传统孔结构如锥形孔喷嘴[6]、椭圆孔喷嘴[7-8]和长方形孔喷嘴[9]进行了研究，发现这些非常规的孔喷嘴在特定的情况下可以有效改善喷雾雾化特性. 类似地，基于上述思想，Long等[10]于1999年提出了一种 V 型交叉喷嘴结构，该喷嘴已初步应用于船用柴油机，且明显促进了燃油与空气混合[11-12]. 因此交叉喷嘴具有降低油耗的潜力，值得进一步研究[13].

近年来，已有很多学者利用实验和数值模拟研究了内交叉孔喷嘴的内部流动[14]和外场喷雾特性[15-16]，发现交叉孔喷嘴与常规单孔喷嘴的内部流动和近场雾化特性具有明显的差异：不同于单孔喷嘴内部的气穴效应和外场的近似轴对称射流，交叉孔喷嘴的内部几乎没有气穴，外场则是以扇状射流或喷雾的形式展现. 然而从V型相交孔喷嘴出现的喷雾(即，扇形喷雾)的形态背后的机理还没有被很好地理解，交叉角对喷雾动力学的影响也不明确. 鉴于此，本研究将利用之前构建好的欧拉-欧拉-准VOF数值模型，对交叉孔喷嘴的内部流动和近场射流破碎进行耦合数值研究，以探究由其独特的内交叉孔结构引起的内部冲击效应作用于外场形成扇形喷雾的机理.

1 数学与物理模型

1.1 多流体-准VOF模型

由于本研究采用的数值模型及其相关假设已在之前的工作中进行了全面的描述[17]，为了维持文章框架的完整，这里仅给出方程的简要描述.

首先给出包含质量源项的连续性方程：

式中：，为相序数；为单相速度；为相平均速度；m为质量源项.

气穴模型修正：

式中：b为气核成长半径；为成核位点体积分数.

气液界面由准-VOF模型捕获，该模型对连续性方程中的“u-u”项进行模化：

考虑相间相互作用的动量方程为

湍动能由一方程 LES 模型求解：

1.2 数值配置

在求解控制方程的过程中，压力-速度耦合由PISO-SIMPLE(PIMPLE)法迭代处理，即在每个时间步长内用SIMPLE稳态算法求解，而时间步长的步进用PISO算法来完成．对于时间离散项，使用一阶隐式欧拉格式；对于拉普拉斯项，散度项和梯度项均采用高斯线性方法离散.

1.3 物理模型及计算条件设置

喷雾燃烧可视化实验平台主要由定容弹、燃油喷射系统和高速摄像机组成[18]．质量流量由电磁阀监测，自由喷雾实验采用阴影法，得到的实验结果用以与仿真结果进行对比验证．不考虑针阀运动，根据实验所用真实喷嘴建立三维几何与网格模型，如图1所示，计算域包括压力室、喷孔和喷雾腔．为了更好地展示两种喷嘴的几何差异，将交叉孔喷嘴和单孔喷嘴的喷孔处单独放大．模型的左端设置为燃油的压力入口，右端对应边界设置为压力出口，其他边界条件设置为壁面，壁面处的速度边界条件均设置为无滑移边界，压力均设置为零梯度边界．喷孔直径均为0.7mm，近场区域长度均为5mm．单孔喷嘴采用共计870万个六面体结构化网格，内交叉孔喷嘴则采用混合网格，非结构化网格集中在喷孔区域，利用interface边界进行端面的数据传输，网格数总计930万．两种喷嘴的最小网格尺寸均为2μm.

图1 单孔及交叉孔喷嘴几何与网格

实验中所采用的燃料为0#柴油．众所周知，柴油是由许多组分组成的混合物，为了简化，数值模拟中不考虑组分变化，认为环境温度不变，柴油物性为常数，忽略气穴生成引起的物性变化，计算流体的详细物性以及模拟工况参数见表1.

表1 实验及数值计算中流体物性和工况

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

2 模型验证

2.1 喷油量及流量系数验证

在验证本模型之前，已进行了网格无关性验证.由于单孔喷嘴为整体结构化网格，计算较快，而交叉孔喷嘴采用混合网格，计算较慢. 考虑到模拟计算时长的限制，采用单孔喷嘴进行喷油量及流量系数验证．图2给出了在定喷油脉宽为2ms下用在开源软件OpenFOAM中自行构建的多流体-准VOF模型和采用商用软件Fluent中的VOF模型进行模拟的计算结果与实验值的对比，0.5mm单孔结果在图中用黑色表示，0.7mm单孔在图中则用红色表示. 从图中可以看出，本研究采用的模型计算结果与实验值无论是在喷油量上还是在流量系数上都更为接近，精度更高. 可以认为本研究采用的欧拉-欧拉-准VOF模型在数值计算上有较大的优势，能够更加准确地预测喷孔内部的流动规律和气穴分布．

图2 喷油量及流量系数验证

2.2 近场喷雾验证

对于内交叉孔喷嘴而言，在两个平面上的射流破碎有着较大的区别，由于平面能够观察到交叉孔的内部流动，用平面代表交叉面，用平面代表扩散面. 图3分别对比了在交叉面及扩散面上不同喷射时刻初次破碎的数值与实验图像，数值结果与实验图像吻合较好，证实了本研究采用的改进混合多流体-准VOF模型确实能够在考虑相间作用力的同时精确捕捉气液界面以及初次破碎的细节.

图3　　不同喷射时刻初次破碎在交叉面及扩散面上的数值与实验图像对比

3 结果分析与讨论

3.1 内交叉喷嘴内流及近场射流雾化机理分析

鉴于改进的混合多流体-准VOF模型既可以精确捕捉气液界面又能考虑相间相对速度和相对速度引起的作用力，本研究基于此对内交叉喷嘴展开内流及初次破碎机理分析. 下列分析均是基于实验的其中一组工况(喷射压力120MPa，背压6MPa).

图4展示了20°交叉孔喷嘴在不同喷射时刻喷嘴内部流动及近场区域气液界面处的不稳定波和一次破碎发展过程. 通过分析喷嘴内部燃油随时间的流动过程可以发现，喷嘴内部仅产生了极少量的气穴，并且迅速消失. 从近场射流上来看，图4中所展示的放大的表面波截图A39～A43、B39～B43是从启喷后39～43μs的燃油液柱表面抽取出来的，分别从交叉面和扩散面两个不同的截面截取. 从图4中A39和B39中可以看出，由于该时刻燃油速度相对较低，气液界面处的扰动相对较小，除了A39中液柱后半段出现了液带之外，A39和B39整体的气液界面看起来还较为平滑. 随着速度的进一步提高，湍流扰动逐渐变得剧烈，气液界面处增大的速度梯度导致界面剪切力变强. 另外，燃油与空气的相对速度也大幅增加，引起较强的拖曳阻力. 因此，对比图4中A39和A43以及B39和B43发现，不稳定性表面波经历了快速增长，表面波的波长变小，振幅增大，图4中黑色圆圈带箭头所示位置处A40(B42)的表面波波峰开始破裂，在A41(B43)剥离出了小液滴. 在这个过程中，可以得出结论：扩散面中液带的出现(B41)相比于交叉面滞后，间接导致了扩散面中液带破碎成液滴的过程(B42～B43)滞后于交叉面(A40～A41). 另外，虽然扩散面的表面波发展的更为剧烈，但交叉面上表面波的增长却更为连续和平缓. 这也是导致扩散面上的燃油喷雾宽度会明显大于交叉面，从而形成扇形喷雾的主要原因.

图4 不同喷射时刻内交叉喷嘴内流、不稳定波和一次破碎发展过程

液柱破碎如图5中黄色方框所示，燃油液柱表面不稳定性波波动时，表面张力使燃油液柱波谷处的直径轴向增大，径向减小，这导致破碎出的燃油液带表现为长条蛇形(蓝色方框). 当液带直径足够小时，在周向表面张力的作用下，液带会收缩并且发生掐断破碎形成液滴. 液核破碎(黑色方框)的过程如图5(a)～(e)所示，图5中(a)～(e)分别对应启喷后39μs、40μs、41μs、42μs和43μs，流动方向是从左至右，下角标1表示交叉面，角标2表示扩散面.从图5(a)～(e)可以看出，液核破碎机理与液带断裂的形成机理相同，当液柱无法维持完整的射流时，中心液核便会逐渐发生掐断. 与扩散面相比，同一时刻交叉面的液核破碎得更为剧烈. 蘑菇头破碎(红色方框)的过程如图5(A)～(C)所示，图中(A)～(C)分别对应启喷后41μs、42μs和43μs，流动方向是从左至右，下角标定义同上. 从图5(A)～(C)可以清晰看到蘑菇头在轴对称涡的作用下破碎出环状液带(椭圆标注)以及尾缘处环状液带破碎出小液滴(箭头标注)的过程. 同样地，与扩散面相比，同一时刻交叉面的蘑菇头破碎出的环状液带更多.

图5 液柱、液核及蘑菇头破碎的详细机理

3.2 内部冲击效应对喷嘴内流和射流破碎的影响

图6中显示的是同一计算时刻(42μs)处于相同喷射压力(120MPa)和背压(6MPa)环境下，相同孔径(0.7mm)的单孔喷嘴和内交叉孔喷嘴在两个不同截面的内流耦合外场射流破碎的燃油体积分数云图. 图6中由上而下分别代表的是单圆柱孔喷嘴、20°内交叉喷嘴和25°内交叉喷嘴.在单孔喷嘴的右侧小图中给出了液柱破碎角和蘑菇头破碎长度m的定义，其中定义液柱破碎角为液柱轴线的平行线与液柱破碎产生的液带和液滴边界的夹角，蘑菇头破碎长度m为从喷嘴出口到蘑菇头顶部位置的距离. 不难发现，单孔喷嘴的液柱破碎角小于交叉喷嘴，而蘑菇头破碎长度大于交叉喷嘴；与此同时，将交叉喷嘴的不同交叉角进行对比，可以发现，25°交叉喷嘴的液柱破碎角无论是在交叉面还是扩散面均略大于20°交叉喷嘴，而蘑菇头破碎长度却是略小于20°交叉喷嘴；将同一个角度的交叉喷嘴在交叉面和扩散面上对比，发现扩散面的液柱破碎角远大于交叉面，而蘑菇头破碎长度却相差不大. 以上是三者在近场喷雾特征上的主要差别. 另外，从喷嘴内流来看，单孔喷嘴内部产生了气穴，而两种角度的交叉喷嘴的气穴却很少；再从近场破碎进行分析，发现单孔喷嘴的初次破碎主要是在蘑菇头处发生，而内交叉孔喷嘴的初次破碎则发生在液柱中后段的液核处，因此交叉喷嘴的液核长度小于单孔喷嘴. 另外，单圆柱孔喷嘴的液柱直径小于内交叉喷嘴，内交叉喷嘴在扩散面上的液柱直径大于交叉面.

图6 3种喷嘴喷雾特性对比

图7对应图6中42μs的液体燃油分布给出了表征涡强的涡量、拖曳力以及涡结构. 当燃油从喷孔进入喷雾场时，燃油径向速度的增加、喷嘴喉部近壁处旋涡和空化现象引起的湍流作用是燃油液柱表面初始扰动形成的主要因素，对于交叉喷嘴，由于极少产生气穴，交叉孔的内部冲击效应则更为关键. 此外，由于空气与燃油界面之间存在足够的速度差，导致产生了较强的拖曳力和大量的涡结构，如图7(a)、(b)、(c)所示，从而促进了燃油射流表面波的初始发展和随后的快速增长.由于湍流和压力梯度引起的旋涡会使气液界面变成波浪状，当扰动能够克服液体的表面张力时，液柱和液核发生掐断破碎，蘑菇头会进一步破碎形成环状液带.

4 结 论

基于已搭建的多流体-准VOF 模型对不同于传统单孔喷嘴的内交叉孔喷嘴的内流及近场破碎进行了高精度预测.

(1)在研究喷嘴内部流动时发现，内交叉喷嘴独特的内交叉孔结构有效抑制了气穴的产生.

(2)在射流表面不稳定性研究中发现，在内部冲击效应的影响下，扩散面的表面波发展的更为剧烈，而交叉面上表面波的增长更为连续和平缓.这也是导致扩散面上的燃油喷雾宽度会明显大于交叉面从而形成扇形喷雾的主要原因.

(3)内部冲击效应会使燃油在流经喷嘴出口时产生较强的拖曳力和大量的涡结构，从而促进表面波的初始发展和近场的初次破碎.而增大内交叉喷嘴的交叉角度可以在一定程度上有效增强内部冲击效应，进而促进射流雾化.

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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．

国家自然科学基金资助项目(51961135105，91641117)；天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室开放基金资助项目(K2018-04).

刘灿旭(1997—  )，男，博士研究生，liucanxu@mail.dlut.edu.cn.

刘 红，女，博士，教授，hongliu@dlut.edu.cn.

(责任编辑：梁 霞)