某柴油噴油嘴新沖蝕壽命預測模型及瞬態特性數值模擬

許磊，張翼，徐春龍，宋猛，龐浩宇，張宇，唐詩澤，雷麗軍

某柴油噴油嘴新沖蝕壽命預測模型及瞬態特性數值模擬

許磊1，張翼1，徐春龍2，宋猛1，龐浩宇1，張宇1，唐詩澤1，雷麗軍1

（1.中北大學 能源與動力工程學院，太原 030051；2.中國北方發動機研究所，天津 300400）

針對柴油噴油嘴噴孔內部空化現象及沖蝕磨損問題，建立了考慮近壁面不同邊界層內群氣泡潰滅產生沖蝕影響的柴油噴油嘴瞬態特性仿真模型。探究柴油噴油嘴內部沖蝕磨損程度的影響因素，并對噴孔內部沖蝕磨損壽命進行預測。首先，采用MATLAB對不同近壁面距離的空化泡對壁面作用壓力及射流速度進行函數擬合，結合傳統經驗公式，推導了可考慮距壁面不同距離的群空泡阻力修正經驗公式。其次，利用Fluent中UDF建立了基于阻力修正經驗公式以及網格自適應算法的有限元模型，用rs沖蝕風險預測模型和沖蝕疲勞試驗結果對本文提出的新模型進行驗證。在此基礎上討論了噴嘴孔圓錐度fac及動態特性對噴孔沖蝕磨損的影響。rs沖蝕磨損風險預測模型和沖蝕磨損疲勞試驗結果與本文提出的新模型結果有較好的一致性，證明了該新模型的可行性。有限元仿真結果顯示，當噴嘴形狀相同時，隨著針閥向上移動，空化現象被有效地抑制，逐漸向噴孔的入口處收縮，其上最大射流速度和水錘壓力會略微增加，但總體空化區域多集中于噴孔入口上表面處。隨著噴嘴幾何尺寸從fac0增加至fac2、fac4，其上噴孔的氣泡潰滅最大微射流速度及最大水錘壓力分別減少11.29%、1.4%。當無量綱距離=1.3時，其最大速度和壓力值僅為無量綱距離=1.0時的2.6%，故可忽略無量綱距離>1.3時的氣泡潰滅對壁面的沖蝕磨損影響。隨著噴嘴幾何尺寸從fac0增加至fac2、fac4，其上噴孔內壁面最小壽命分別提升了18.17%及32.32%。噴嘴孔圓錐度fac及動態特性均對近壁面空化沖蝕磨損程度產生影響?？傮w空化沖蝕磨損區域多集中于噴孔入口上表面處，可對此采取措施以提高總體噴嘴壽命，疲勞壽命計算時可忽略距壁面無量綱距離>1.3時氣泡對壁面產生的影響，噴嘴噴孔圓錐度的增加可降低噴孔內側沖蝕磨損程度，顯著提升噴嘴壽命。

空化流動；水錘壓力；噴嘴噴孔；沖蝕；壽命預測

噴油器噴嘴在柴油霧化和噴霧的優化中發揮著重要作用[1]。燃油在噴嘴孔入口附近因流道橫截面積急劇減小，導致燃油流速增加及靜壓迅速降低，空化隨即出現[2-4]?？栈a生蒸氣泡，并在較高壓力區迅速破裂，此過程會使得金屬表面承受反復的沖擊力作用，進而產生噴嘴處的沖蝕磨損[5]，即使噴孔內表面的沖蝕損傷輕微，仍然影響內部流動及噴霧霧化過程，導致流量的變化及影響噴射燃料質量的精確控制[6]。因此針對噴嘴內部的空化流動及沖蝕磨損風險分析具有重要意義。

噴嘴的幾何形狀對流動系數和空化形成[7]的影響較大。Shervani等[8]和Lee等[9]發現，增加孔口入口角曲率半徑與噴孔直徑之比，會導致空化泡破裂的數量減少?？族F度fac因子是影響噴嘴空化流[10-11]的另一個關鍵幾何參數。Brusiani等[12]使用均勻弛豫空化模型[13]和Singhal空化模型[14]再現了噴嘴內部的空化流動。Benajes等[15]觀察到，與圓柱形孔相比，圓錐形孔降低了空化程度，提高了流動效率和出口速度。Brusiania等[16]比較了圓柱形噴嘴和錐形噴嘴的流體動力學性能，發現錐形噴嘴顯著降低了湍流度，提高了整體的流動均勻性。

空化發展與沖蝕磨損損傷之間的關系非常復雜，尚未得到很好的研究[17]。連續工作1 000 h后，真實柴油噴射器的x射線CT掃描顯示，噴孔入口處和針閥容易受到空化沖蝕磨損[6]。Edelbauer等[18]估計了距壁面臨界距離內的空化沖蝕磨損，氣泡沖擊的影響與負傳質速率有關，但該研究未考慮噴嘴幾何形狀對空化和相應沖蝕磨損的影響。Brusiani等[19]將沖蝕風險與Zwart空化模型提出的冷凝速率源項聯系起來，提出了一種沖蝕風險的新評價。Zhang等[20]基于不同相間的傳質率建立了一種沖蝕風險預測模型（rs模型）。rs模型是尋找單噴嘴中沖蝕磨損風險最高處位置的合適指標，但未能很好評估不同噴嘴之間的沖蝕磨損風險。Dular等[21]研究得出平板近壁面附近單個空泡潰滅微射流速度經驗公式。呂煒等[22]分析了空化泡在距離平板近壁面不同位置處潰滅時其對壁面上沖擊壓強的分布規律，且總結出氣泡直徑大小與氣泡潰滅時對壁面產生的沖擊壓強大小無關。

本文首先提供了新沖蝕磨損風險預測模型的輸運方程和描述，建立考慮近壁面不同邊界層內群氣泡潰滅對內壁面沖擊的柴油噴油嘴新沖蝕磨損風險預測模型。通過rs模型及噴嘴沖蝕磨損試驗對本文的新沖蝕磨損風險壽命預測模型進行驗證，并進一步探究不同fac因子和瞬態不同針閥升程下噴孔內部的沖蝕磨損風險，針對不同條件下噴孔進行沖蝕磨損壽命預測，為噴油器噴嘴設計和制造提供理論依據。

1 湍流、空化和沖蝕磨損風險預測的數值計算方法

1.1 Rcs沖蝕風險預測模型

根據參考文獻[19]，單位時間的蒸氣質量凝聚速率可能與氣泡坍塌產生的沖擊波或壓力液錘強度的增加有關。假設壁的沖蝕磨損破壞是由于氣泡在第一邊界層內氣泡沖擊造成的。利用表面冷凝速率（cs）來評價沖蝕磨損風險。表面冷凝速率cs[18-19]通過廣義公式（1）可以得出。

式中：con為經驗系數；0為氣泡半徑；vap為柴油蒸氣相對分數；w為壁面附近液體壓力；為近壁面單元的高度；vap為飽和蒸氣壓；liq和vap分別為柴油液體和蒸氣的密度。

1.2 Rrs沖蝕風險預測模型[20]

cs沖蝕風險預測模型在預測物理表面沖蝕磨損損傷時壁面高度對表面傳質有影響，較大時壁表面的質量轉移量可能被高估。用于表征表面沖蝕磨損相對風險的rs沖蝕風險預測模型，在模擬中選擇了相同的邊界層高度以克服cs模型的不足[20]。cslocal為局部表面冷凝速率，csmax為表面最大冷凝速率。rs沖蝕風險預測模型可以預測表面沖蝕磨損損傷可能發生的位置。

圖1[20]給出了由于氣泡潰滅對壁面沖擊導致的節流閥底表面的沖蝕磨損損傷。掃描結果表明，在通道入口附近的鋁箔表面有一個沖蝕磨損損傷區，而rs沖蝕風險預測模型再現了類似的結果。如圖1所示，高rs區域的輪廓與鋁箔表面的沖蝕磨損損傷區域非常相似，可證明rs沖蝕風險預測模型可以很好地預測表面沖蝕磨損損傷位置。

圖1 沖蝕損傷表面結果及rs模型仿真分布[20]

Fig.1 Erosion damage surface results and simulation distribution ofrsmodel[20]

1.3 基于改進公式的新沖蝕磨損風險預測模型

基于蒸氣和液體之間的冷凝速率或傳質率的rs沖蝕風險預測模型可以作為預測噴射器噴嘴內沖蝕磨損損傷風險的指標，其可以表示同一噴嘴中沖蝕磨損風險的相對程度，但其對沖蝕磨損風險無法很好地定量表達，且該模型僅適用于一層邊界層。本文采用了改進后的傳統經驗公式，可考慮壁面附近多層氣泡潰滅對壁面造成的沖蝕磨損損傷影響，且可對預測損傷區域處標定出該處所受微射流速度及水錘壓力沖擊大小，并可后續進行沖蝕壽命預測分析。

空化泡潰滅對壁面的影響過程復雜且充滿隨機性，文獻[24]經試驗分析得到了近壁面處氣泡潰滅對壁面沖擊微射流速度的估算公式，見式（3）。

Kim等[25]主要借助于水錘理論，分析出近壁面處氣泡潰滅對壁面沖擊微射流速度與對壁面沖擊壓強的關系，見式（4）。

文獻[22]分析了空化泡由于受流體阻力影響，在距離近壁面不同距離時，空化泡潰滅后對壁面沖擊壓強不同，其所得結論可經由MATLAB擬合出空化泡近壁距離對作用在壁面上沖擊壓強的影響公式，見式（5）。

改進后可考慮距壁面不同距離的群空泡阻力修正經驗公式為：

式中：b為空泡中心距離壁面的距離；0為空化泡初試半徑；w為壁面附近液體壓力；vap為飽和蒸氣壓；liq為柴油液體密度；為沖擊速度，=1 500 m/s；p為壓力等效系數。

2 有限元模型的經驗公式驗證

2.1 模型與網格

噴油器噴嘴頭部的結構如圖2a—b所示，由噴嘴頭部殼體、油嘴針閥和內部流體三部分組成。位于噴嘴頭部殼體和油嘴針閥間的最小油膜厚度為0.04 mm。為提高仿真準確性，最小油膜厚度處內外劃分5層邊界層網格。在sac壓力室上有8個孔，這些孔具有相同的入口孔倒角和出口直徑。噴嘴孔內部網格的最大尺寸為5 μm，位于噴嘴表面的邊界層附近網格的最小尺寸為1 μm。如圖2c—d所示，利用Fluent meshing繪制流體域網格。油膜整體采用四面體網格，網格偏斜率均小于0.5。經計算檢驗，當計算域網格總數為420萬左右時，油膜空化體積分數、氣泡對壁面微射流速度及沖擊壓強計算值的精度都較好。

為了研究噴嘴錐度對噴孔內表面沖蝕磨損風險的影響，通過增加出口孔的直徑可以實現不同的錐度。表1列出了模型的關鍵參數。

圖2噴油器噴嘴頭部模型、油膜模型及網格

表1 噴嘴幾何參數

2.2 邊界條件

本文采用ZGB空化模型進行三維噴嘴空化內流模擬，ZGB空化模型[23]假設流體內所有氣泡都具有相同的大小，本次模擬采用10?6m。由文獻[22]中的結論可知，氣泡直徑大小與氣泡潰滅時對壁面產生的沖擊壓強大小無關，故模擬時采用相同直徑的氣泡產生的后續結論與實際可以很好地吻合。湍流模型選擇標準-模型，導入自編譯UDF文件及采用CFD-POST的變量編輯器以模擬上述阻力修正公式（6）—（7）所表達的新沖蝕磨損風險預測方法。各噴嘴均采用以下邊界條件：入口壓力為180 MPa，出口壓力為0.101 MPa，壁面表面粗糙度為0.25 μm。由文獻[26-27]中的結論可知，由進出口壓力差導致的噴孔內流速變化是影響雷諾數（流態）的主要因素。本文在各噴孔中均采用相同進出口壓力及表面粗糙度，可認為在各噴孔中近壁面流態基本一致。數值仿真采用的針閥運動規律如圖3所示。模型仿真中采用的柴油物性參數如表2所示。

2.3 有限元模型的經驗公式云圖

圖4a和圖4d為引入dular和Chahine公式所得氣泡潰滅對壁面微射流速度和沖擊壓力云圖。該經驗公式經論證僅適用于近壁面邊界層處，故CFD-post中對云圖做了修正，僅取近壁面3倍氣泡半徑范圍內氣泡潰滅對壁面微射流速度和沖擊壓力值作為有效值。如圖4b和圖4e所示，近壁面處氣泡潰滅微射流速度和沖擊壓力隨著離壁面距離的增加而增加，圖中呈現趨勢與經驗公式描述一致，但傳統經驗公式忽視了流體阻力對氣泡的影響，遠壁面處氣泡潰滅后射流沖擊至壁面時射流速度會受到較大的衰減，因此引入阻力修正公式（6）—（7）。如圖4c和圖4f所示，近壁面至遠壁面處氣泡潰滅后沖擊至壁面的射流速度及沖擊壓力依次降低，綜合阻力修正后的經驗公式所得結果更符合實際情況。

圖3 數值模擬中的針閥運動規律

2.4 基于Rrs沖蝕風險預測模型的有限元模型的驗證

圖5為相同尺寸與升程下噴油器內rs、對壁面射流速度、沖擊壓力云圖。其中rs沖蝕風險預測模型為經由實驗檢驗的成熟沖蝕風險預測模型，其可以精準地預測相對沖蝕磨損風險程度及沖蝕磨損嚴重位置，但僅能表征單模型單邊界層上相對沖蝕磨損風險程度，未能對沖蝕磨損風險程度進行數值度量。結合阻力修正經驗公式得出云圖與rs云圖沖蝕磨損風險位置大體趨勢相同，rs沖蝕風險預測模型可證明阻力修正經驗公式新沖蝕風險模型在預測噴孔內壁面沖蝕磨損風險位置的可行性。又因本文中引入的改進經驗公式經由文獻[22,24-25]試驗結果總結得出，可滿足其定量驗證，故可證明阻力修正經驗公式新沖蝕風險模型的可行性，且阻力修正經驗公式新沖蝕風險模型能考慮近壁面附近多層氣泡對壁面影響及對沖蝕磨損風險程度實現數值度量，也可為后續沖蝕磨損壽命預測提供載荷釋加條件及理論依據。

表2 柴油液體和蒸氣的熱力學特性

圖4 不同條件下微射流速度和空化水錘壓力云圖

圖5 基于Rrs模型的有限元模型的驗證

3 有限元模型的試驗驗證

3.1 試驗設備及方法

采用CRS825型高壓共軌試驗臺進行沖蝕磨損疲勞試驗，試驗試件的結構如圖6a所示，高壓共軌試驗臺技術參數如表3所示。

圖6 噴油器噴嘴頭部

表3 CRS825型高壓共軌試驗臺技術參數

針對柴油機噴嘴進行疲勞試驗，對柴油機噴嘴采用磨盤機將噴嘴頭部磨至顯露噴孔內壁面，如圖6b所示，對噴嘴頭部及噴孔內損傷表面進行超聲波清洗，采用體式顯微鏡對噴孔上壁面沖蝕磨損區進行觀察。對噴孔上壁面沖蝕磨損區域進行光學顯微鏡、照片記錄。噴孔上壁面沖蝕磨損區域圖片與仿真沖蝕磨損壽命預測區域進行對比，以此驗證有限元模型的有效性。

3.2 試驗結果及分析

圖7a為疲勞試驗800 h后噴油器噴孔內壁面沖蝕損傷圖。圖7b為該模型計算所得噴油器噴孔內壁面沖蝕磨損壽命云圖。仿真結果顯示，總體沖蝕磨損風險區域在噴油孔入口附近及靠近入口的上壁面處，經由8.96×107循環后，受空化泡破裂對壁面射流及壓力沖擊影響，噴嘴內壁面將產生磨損坑，進而失效。沖蝕磨損疲勞試驗顯微鏡照片顯示出沖蝕磨損發生區域位于入孔口附近上壁面處，由此可以證明有限元模型的有效性。

圖7 基于疲勞試驗的有限元模型的驗證

4 噴嘴中空化流動和空化沖蝕磨損特性

4.1 噴嘴孔圓錐度及動態特性對空化沖蝕磨損的影響

為了研究噴嘴錐度對內表面空化泡沖擊引起的沖蝕磨損風險影響，在180 MPa的入口壓力下，對不同fac系數的3個噴嘴進行內流模擬。定義為空泡中心距離壁面距離b與空化泡初試半徑比值0。提取=1.0時近壁面附近空化氣泡分布及空化泡破裂對壁面射流速度與沖擊壓力云圖，分析空化氣泡分布、空化泡破裂對壁面射流速度與沖擊壓力受不同噴嘴錐度fac因子及不同針閥升程的影響。

圖8為不同fac系數噴嘴整個工作循環動態特性空化氣泡分布云圖?？梢钥闯?，噴嘴尺寸變化fac因子對空化流動會產生很大影響，不同fac因子噴嘴內氣相分布形狀有顯著差異，氣相經由噴嘴入孔口處延伸至噴嘴出口處。當fac=0時，空化泡幾乎覆蓋整個噴嘴上表面。當fac增加時，氣泡會提前破裂，空化泡分布位置會逐漸向噴嘴入口孔處收縮，且由于截面呈漸縮狀，可有效抑制壁面處邊界層分離和更易在軸心處產生渦流，高fac因子噴嘴近壁面處所產生的氣泡相較于低fac因子噴嘴更趨于遠離壁面。

圖8 近壁面空化氣泡分布云圖

如圖9—10所示，噴嘴幾何尺寸fac0、fac2、fac4下在距離近壁面=1.0處氣泡潰滅對壁面產生的最大微射流速度分別為709、630、620 m/s；沖擊壓力分別為531、471、464 MPa，長期經受較大的微射流沖擊，材料表面會出現沖蝕磨損坑，可經由以上兩因素來作為近壁面沖蝕磨損的判斷依據。隨著噴嘴幾何尺寸從fac0增加至fac2、fac4，噴孔內壁面遭受的最大微射流速度及最大沖擊壓力分別減少11.29%、1.4%，噴嘴噴孔圓錐度提升可顯著降低氣泡潰滅對噴孔內壁面產生的影響。當fac增加時，氣泡會提前破裂，空化現象會逐漸向噴嘴入口孔處收縮，且由于截面呈漸縮狀，可有效抑制壁面處邊界層分離和更易在軸心處產生渦流，高fac因子噴嘴近壁面處所產生的氣泡相較于低fac因子噴嘴更趨于遠離壁面。受空化泡氣相分布影響，高fac因子噴嘴近壁面處所受最大射流速度與水錘壓力均低于低fac因子噴嘴。針閥升程對空化效果的影響明顯，當噴嘴形狀相同時，隨著針閥向上移動，針閥表面至噴嘴頭部內殼間流體區域增加，流體在流入噴孔前有更多的空間和時間來調整流動路徑，能以與噴孔軸線呈更小的夾角流入噴孔，使得附近區域的回流減弱[20]。噴孔內空化現象一方面受幾何因素導致的流體流速增加、壓力降低影響，另一方面受回流區導致的壓力降低影響[28]。故針閥向上移動引起了回流區域減少，導致空化現象被有效地抑制，逐漸向噴孔的入口處收縮，其壁面上所受最大射流速度和沖擊壓力會略微增加。但總體空化區域多集中于噴孔入口上表面處，其原因在于當燃油流經噴孔入口處時，由于流動方向突然改變致使噴孔入口拐角上方形成了局部低壓甚至負壓區域，該低壓區域為燃油中的空化氣泡生長提供了必備條件[27]。故空化沖蝕磨損風險區域也集中于噴孔入口上表面處。

圖9 近壁面射流速度云圖

圖10 近壁面水錘壓力云圖

對比空化氣泡分布、射流速度與沖擊壓力云圖可得出，沖蝕磨損風險區域集中于氣液兩相交換處，該處的蒸發冷凝及質量交換對應氣泡的產生與潰滅，故此處壁面上所受射流速度與沖擊壓力為頻繁，為沖蝕磨損主要發生區域。

4.2 距壁面不同距離處瞬態最大射流速度及水錘壓力

提取=1.0、1.1、1.2、1.3時氣泡對近壁面的最大射流速度與沖擊壓力隨針閥一周期內運動的瞬態變化圖，分析不同近壁面距離時近壁面所受射流速度與沖擊壓力受噴嘴fac因子和針閥運動的影響。

近壁面附近空化泡潰滅過程中存在氣泡與壁面的相互作用，該相互作用使得潰滅過程中產生高速射流、壓力沖擊波，空化泡距離壁面越近，泡與壁面的相互作用越強，對壁面的沖蝕磨損作用也越大。當空化泡距壁面較遠時，泡與壁面的相互作用力較弱，且射流沖擊至壁面會受到流體阻力影響，對壁面產生的壓強及沖蝕磨損作用將較小。從圖11可以看出，隨著無量綱距離的增加，作用在壁面上的射流速度c和壓強s的最大值迅速減小，當無量綱距離=1.3時，其最大速度和壓力值僅為無量綱距離=1.0時的2.6%，故無量綱距離>1.3時的最大速度和壓力值可視為對壁面影響較小，可忽略無量綱距離>1.3時的氣泡潰滅對壁面沖蝕磨損的影響。但不同時刻隨針閥升程變化的最大速度和壓力變化趨勢一致，均隨著針閥升程的提升而略微增加，隨著針閥升程的回落而隨之降低，且隨著噴孔幾何形狀fac因子的增加，最大速度和潰滅壓力均呈現下降趨勢。當fac=4時壁面所受最大速度和壓力更早地回歸至0，針閥還未完全關閉時氣泡便已消失。這是由于截面呈漸縮狀，可有效抑制壁面處邊界層分離和更易在軸心處產生渦流，軸心處產生的渦流可將部分近壁面處氣泡向軸心處匯集，使得近壁面處氣泡數量降低，從而有效抑制近壁面處氣泡與壁面的相互作用，最大速度和壓力均呈現下降趨勢，且使得氣泡更早地消失。

圖11 距壁面不同距離處瞬態最大射流速度及水錘壓力

4.3 噴嘴孔圓錐度對噴孔內側沖蝕磨損壽命的影響

將=1.0、1.1、1.2、1.3時氣泡對近壁面的瞬態壓力值提取出并作用于噴嘴噴孔內壁面固體域上，引入workbench 中ncode軟件對其進行沖蝕磨損壽命預測。

如圖12所示，噴嘴幾何尺寸fac0、fac2、fac4對應的上固體域最小壽命循環次數分別為7.582×107、8.960×107和1.1856×108，隨著噴嘴噴孔圓錐度的增加，其上噴孔內壁面最小壽命分別提升了18.17%及32.32%。隨著噴孔圓錐度增加，一方面，噴孔截面面積沿流動方向變得更小，壁面附近的回流和邊界層分離受到抑制，空化將被抑制，近壁面處所受氣泡相互作用區域將會減少；另一方面，流體也更易在噴孔軸心處產生渦流，其產生的渦流將使噴孔近壁面處氣泡減少，氣泡更趨向于遠離壁面，從而有效抑制近壁面處氣泡與壁面的相互作用，近壁面處所受最大射流速度與水錘壓力將會降低。故噴嘴噴孔圓錐度的增加可降低噴孔內側沖蝕磨損程度，顯著提升噴嘴壽命。

圖12 沖蝕磨損壽命對比圖

5 結論

1）當fac因子增加時，氣泡會提前破裂，空化泡分布會逐漸向噴嘴入口孔處收縮，高fac因子噴嘴近壁面處的最大射流速度與水錘壓力均低于低fac因子噴嘴。

2）當噴嘴形狀相同時，隨著針閥向上移動，空化泡分布逐漸向噴孔的入口處收縮，但其最大射流速度和水錘壓力會略微增加。

3）隨著氣泡距離壁面無量綱距離的增加，作用在壁面上的射流速度c和壓強s的最大值迅速減小。

4）沖蝕磨損壽命預測顯示沖蝕磨損發生區域位于入孔口附近上壁面處，且隨著fac因子增加，可降低噴孔內側沖蝕磨損程度，顯著提升噴嘴壽命。

綜上所述，由分析結果可知，沖蝕磨損發生區域主要位于入孔口附近上壁面處，故可考慮在噴孔入孔口附近壁面做表面處理，達到減小噴孔整體空蝕磨損的效果，也可在設計加工時適當增加噴孔圓錐度，達到減小噴孔空蝕磨損、提升噴孔壽命的效果。文中模型可預測噴嘴噴孔內沖蝕磨損嚴重位置及壽命，所得結論為后續工程應用中控制空化強度、沖蝕磨損等提供理論參考，也可為后續噴油器改進設計提供理論依據。

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Prediction Model of New Erosion Life and Numerical Simulation of Transient Characteristics of a Diesel Fuel Injector

1,1,2,1,1,1,1,1

(1. School of Energy and Power Engineering, North University of China, Taiyuan 030051, China; 2. China North Engine Research Institute, Tianjin 300400, China)

Aiming at the cavitation phenomenon and erosion wear problem in the nozzle hole of diesel fuel injector, by introducing the research theory of the pressure and jet velocity of cavitation bubbles with different distance near the wall, the traditional empirical formula is modified, and the transient characteristic simulation model of diesel fuel injector considering the erosion effect caused by the collapse of group bubbles in different boundary layers near the wall is established. Using the method of simulation, the influencing factors of the internal erosion wear degree of diesel fuel injection nozzle are explored, and the erosion wear life of the nozzle hole is predicted. Firstly, based on the research conclusions of the pressure and jet velocity of cavitation bubbles with different distance to the wall, the function fitting of the pressure and jet velocity of cavitation bubbles with different distance to the wall is carried out by using MATLAB software. Combined with the traditional empirical formula, the resistance correction empirical formula of group cavitation considering different distances from the wall surface is derived. Secondly, the finite element model based on resistance correction empirical formula and grid adaptive algorithm is established by using UDF in fluent. Therscavitation risk prediction model is established by using the theory of representing erosion risk by steam mass condensation rate. The new model proposed in this paper is verified byrscavitation risk prediction model and cavitation fatigue test results, It is proved that the new model proposed in this paper has good accuracy. Based on the calculation results of this model, the effects of nozzle orifice conicityfacand needle valve dynamic characteristics on orifice erosion wear are discussed. As the geometric size of the nozzle increases fromfac0 tofac2 andfac4, the cross-sectional area of the orifice becomes smaller along the flow direction, the reflux near the wall and the separation of the boundary layer are restrained, the cavitation will be restrained, and the bubble interaction area near the wall will be reduced. At the same time, the fluid is more likely to generate eddy currents at the axis of the orifice, which will reduce the bubbles near the wall of the orifice, bubbles tend to be far away from the wall, so as to effectively inhibit the interaction between bubbles and the wall near the wall. The maximum jet velocity and water hammer pressure near the wall will be reduced, and the bubble collapse of the upper orifice will be reduced by 11.29% and 1.4% respectively; when the nozzle shape is the same, with the upward movement of the needle valve, the fluid area from the surface of the needle valve to the inner shell of the nozzle head increases, and the fluid has more space and time to adjust the flow path before flowing into the nozzle hole, which can flow into the nozzle hole at a smaller included angle with the axis of the nozzle hole, so that the backflow in the nearby area is weakened, the cavitation phenomenon is effectively restrained, and gradually shrinks towards the inlet of the nozzle hole. The effects of dimensionless distance on the transient maximum jet velocity and water hammer pressure at different distances from the wall are also studied. When the dimensionless distance=1.3, the maximum velocity and pressure are only 2.6% of that when the dimensionless distance=1.0. Therefore, the effect of bubble collapse at dimensionless distance>1.3 on erosion wear of wall surface can be ignored. Finally, the influence of nozzle hole conicity on nozzle hole life is explored. With the increase of nozzle geometric size fromfac0 tofac2 andfac4, the minimum life of the inner wall surface of the upper nozzle hole is increased by 18.17% and 32.32% respectively. From the analysis results, it can be seen that the erosion wear area is mainly located at the upper wall near the inlet orifice. Therefore, it can be considered to do surface treatment on the wall near the inlet orifice to reduce the overall cavitation wear of the orifice, or appropriately increase the taper of the orifice during design and processing, so as to reduce the cavitation wear of the orifice and improve the service life of the orifice.

cavitation flow; water hammer pressure; nozzle orifice; erosion; life prediction

TH117

A

1001-3660(2023)01-0121-11

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2023.01.013

2021–12–26；

2022–03–27

2021-12-26；

2022-03-27

山西省科技重大專項（MQ2016-02-01）；山西省“百人計劃”創新團隊項目資助

Major Scientific and Technological Projects in Shanxi Province (MQ2016-02-01); Foundation of Shanxi Province "Hundred Talents Plan" Innovation Team Project

許磊（1996—），男，碩士研究生，主要研究方向為動力機械結構強度及流體分析。

XU Lei (1996-), Male, Postgraduate, Research focus: strength and fluid analysis of dynamic mechanical structure.

張翼（1969—），男，博士，副教授，主要研究方向為動力機械結構強度。

ZHANG Yi (1969-), Male, Doctor, Associate professor, Research focus: strength of mechanical structure.

許磊, 張翼, 徐春龍, 等.某柴油噴油嘴新沖蝕壽命預測模型及瞬態特性數值模擬[J]. 表面技術, 2023, 52(1): 121-131.

XU Lei, ZHANG Yi, XU Chun-long, et al. Prediction Model of New Erosion Life and Numerical Simulation of Transient Characteristics of a Diesel Fuel Injector[J]. Surface Technology, 2023, 52(1): 121-131.

責任編輯：萬長清