CC BY
14
Dr Zortui Jovanović,
dipl. ini.
Imiitui /a nukleame nauke VINĆA.
Beograd
IZOLOVANII SINERGIČKI EFEKTI MAKROSTRUJANJA NA SAGOREVANJE ROD BENZINSKIH MOTORA
UDC: 621.45.02.001.57 : 681.3.06
Rezime:
U radu su prezentirani inicijalni rezuitati izolovanog i kombinovanog efekta organizo-vanog radijalnog » usisnog strujanja, odnosno prevrtanja usisne struje oko y-ose, na oblik fronta plamena i njegovo prostiranje kroz komoru za sagorevanje koja st sastoji od ravne glave sa dva vertikalna ventila i cilindrićne komore u klipu. Rezuitati dobijer.i modiflkovanom verzijom KIVA 3 programa, komparirani su sa rezuitatima oblika fronta plamena i njegovog prostir anja za slučaj bez ventila, odnosno bez prisustva prevrtanja usisne struje oko y-ose. Radi lakše primene KIVA 3 programa, a radi poboljšanja njegove fleksibilnosti, primenjena su i dva druga kompjuterska programa, program AVL TYCON. namenjen za proračun dinamike ventila iprogram AVL BOOST, namenjen za sra<?unavan/> radnog ciklusa motora Zajedno sa LSD strujanjem kroz cevne prolaze. Prvi od ova dva programa iskoriSćen je za sračunavanje krive podizanja ventila, a drugi za sračunavanje inicijalnih i graničnih uslova u regionu ventila. Mote se zakljuiiti da su, za slućaj sa i bez ventila, za razmatrani oblik komore za sagorevanje, dobijeni potpuno različiti rezuitati oblika fronta plamena i brzine njihovog prostiranja, što proistiće iz potpuno razlićitih oblika strujanja u blizini SMT.
Kljućne reči: benzinski motor, modeliranje sagorevanja, efekti strujanja. komora motora.
ISOLATED AND SINERGIC EFFECTS OF ORGANIZED FLOWS ON COMBUSTION IN S. I. ENGINES
Summary:
This paper presents some results concerning the interaction between squish and tumble and its effect on flame front shape and its displacement through the combustion chamber geometry of the s.i. engine consisting of o flat head with two vertical valves and the cylindrical bowl. These results obtained by the KIVA 3V code were compared with the results of the flame front shape and its displacement obtained for the case with no valves i.e. without tumble. In order to alleviate the application of the KIVA 3 V code and to enhance its flexibility, two additional computer codes were applied as welt, i.e. the AVL TYCON code intended for cam design calculations and calculations of the dynamic behavior of timing drives and gear transmission units and the AVL BOOST code intended for engine cycle calculations, including LSD fluid flow calculations through pipelines. The first code mu used for the calculation of the valve lift curve while the other was used for the calculation of the relevant data set in valve regions. It was found that for particular combustion chamber shapes considered the entirely different flame front shapes and propagation velocities were encountered for these two cases ensuing primarily from the entirely different fluid flow patterns in the vicinity of TDC.
Key words: s.i. engine, combustion modelling, flow effect, motor chamber.
466
VOJNOTEHNlCKI GLASN1K 4-5/2001.
Uvod
Već duži niz godina poznato je da su različiti oblici organizovanog strujanja u komori motora od bitnc važnosti za sago-re vanje. posebno sa stanoviSta oblika fron-ta plamena i njegovog prostiranja [1, 2]. Neki rczultati koji se odnose na sinergički efekat radijainog i vihomog strujanja na oblik fronta plamena i njcgovo prostiranje već su analizirani [3, 9J. Međutim, izolo-vani ili kombinovani cfekti trećeg tipa organizovanog strujanja, odnosno prevrta-nja usisne struje oko y-ose na oblik fronta plamena i njegovo prostiranje nisu u do voljnoj meri analizirani, što jednim delom proističe iz nejednoznačnosti tumačenja termina „prevrtanje usisne struje oko y-ose*\ Naime, uprkos činjenice da je prevrtanje usisne struje blisko vezano za četvo-roventilske motore [10] neki dvoventilski motori, takođe, pokazuju slične karakteri-stike |4, 8]. Pored toga, jedan od razloga je i kompjuterska dinamika fluida sa svim te$koćama koje proističu iz 3D generisanja kompjuterske mreže realnih višecilindar-skih motora i eksperimentalna verifikacija numeričkih rezultata. Radi toga jc u ovom radu, kao deo šireg istraživanja uticaja variranja geometrije sklopa ventili-kanali i maksimalnog hoda ventila na parametre plamena, analiziran efekat kombinovanog dejstva radijainog i usisnog strujanja, odnosno prevrtanja usisne struje, na oblik fronta plamena i njegovo prostiranje. Ovi rezul-tati komparirani su sa rezultatima oblika fronta plamena i njegovog prostiranja za slučaj bez modeliranja usisne struje (bez ventila) koji indicira izolovani efekat organizovanog radijainog strujanja.
Modeliranje sagorevanja
Analize ovog tipa su inherentne vi$e-dimenzionalnom numeričkom modelira-nju reaktivnih strujanja u komplikovanoj
geometriji, tako da je iogično što je takva tehnika i primenjena [5] za analizu efe-kata organizovanih oblika strujanja na parametre plamena, posebno zbog činje-nice da je to jedina tehnika koja razmatra geometriju sklopa ventiti-kanali na eks-plicitan način. Uzimaiući u obzir različite opeije u okviru [5], usvojene su sledeće pretpostavke:
• prostiranje plamena kontroiisano je turbulentnom difuzijom modeliranom pomodu standardnog k-e modela turbu-lencije;
- hemijski aspekti su modelirani preko kvaziglobaine ircverzibilne reak-cije oksidaeije goriva (C8Hig) propraćene sa dve grupe reakeija, tj. onih reakeija koje se odvijaju kineiički i onih za koje se smatra da su ravnotežne i koje redu-kuju izvorni član u jednačini cnergijc;
- upaljenje nije modelirano već si-mulirano veštačkim podizanjem temperature u određenim ćelijama, ostvarenim putem vremenskog deponovanja energije u tim ćelijama;
- početak i trajanje deponovanja energije podešeno je u odnosu na lokaeiju maksimalnog pritiska u cilindru motora, definisanu uz pomoc BOOST progra-ma [7];
- za slučaj sa ventilima, relevantne vrednosti na otvorenim granicama takodc su sračunate pomoću BOOST programa;
- krivc podizanja ventila sračunatc su pomoću programa TYCON [6], dok je početak otvaranja usisnog ventila deft-nisan na osnovu serijskih kalkulacija sa programom BOOST [7].
Rezultati istraživanja
Izolovani efekat radijainog strujanja
Analiza izolovanog efekta radijainog strujanja na oblik fronta plamena i nje-
VOJNOTEHNIČKI GLASNIK 4-5/2001.
467
govo prostiranje ostvarcna je putem vari* ranja zone istiskivanja (SA) u opsegu od 23% do 63% u odnosu na površinu po-prečnog preseka cilindra. Neke od anali-ziranih geometrija u formi perspektivnog izgleda, prikazane su na slikama 1,2 i 3.
SI. 1 - Perspektivni izgled komore za sagorevartje sa zortom istiskivanja od SA — 23% (bez ventila)
SI. 2 - Perspektivni izgled komore za sagorevartje sa zonom istiskivanja od SA * 54% (bez ventila)
SI. 3 - Perspektivni izgled komore za sagorevanje sa zonom istiskivanja od SA = 63% (bez ventila)
Može se uočiti da je komora za sagorevanje u obiiku cilindrične komore u klipu sa promenljivim prečnikom (u opsegu od 2,533, 2,806, 3,071, 3,34, 3,609) i dubinom (u opsegu od 1,383, 1,155, 0,9653, 0.815, 0.698). Ključni raz-log za variranje oba parametra je osigura-nje invarijantnosti stepena kompresije od 9,5. Dodatni set podataka je odnos preč-nika i hoda klipa 8,25/9,2; ukupna zapre-mina 550 cm3, koeficijent punjenja r\v = 0,82; kvalitet smeše X = 1 i broj obrtaja motora n = 2000 min"1. Strujno polje tokom kompresije je za svih pet razmatranih sluCajeva sa različitim SA uglavnom kontrolisano kretanjem klipa i slično, sem u blizini SMT. Strujno polje reprezentovano u obiiku vektora u x-z ravni, za slučaj SA = 23% prikazano je na slici 4.
SI. 4 - Strujno polje u x-z ravni, y * 0, na 9,79" KKVpreSMT(SA = 23%. bez ventila, ekstremni slučaj)
Može se videti da usled ustrujavanja fluida iz zone istiskivanja dolazi do formi* ranja prstenastog toroidalnog vrtloga oko ivice ciiindrične komore u klipu (slika 4). Pod uticajem nailaska fronta plamena (veće brzine ispred fronta plamena) ovi vrtlozi redukuju svoju veličinu, tako da je generalno strujno polje kontrolisano prostiranjem plamena. Vrlo slična situa* cija dobija se i za SA « 34%. Nasuprot tome, za slučajeve sa SA = 44% i SA = 54% (slika 5) situaeija je sasvim drugačija. Evidentno je da ne postoji mima zona u komori, sem iza fronta plamena, Što je posledica velikog osloba-danja toplote i, shodno tome, povećanja viskoziteta, što u nekim slučajevima do*
468
VOJNOTEHNICKI GLASNIK 4-5/2001.
SI. 5 - Strujno polje u x-z ravni, y - 0, na 0,01° KKV posle SMT (SA = 54%, bez ventila, realan sluiaj)
vodi do relaminarizacije strujanja. Vrtložno strujanje oko perimetra komore u klipu izuzetno je dobro formirano i dovoljno snažno da može da dode do fronta plamena, ali ne u men u kojoj može da ugrozi njegovo prostiranje. Nai-me, dolazi do formiranja tzv. koincidira-jućeg strujanja, odnosno do koalescencije brzina generisanih vrtložnim strujanjem i brzina isprcd fronta plamena, Što dovodi do osetnog povećanja brzine prostiranja plamena.
U slučaju sa SA = 63% (slika 6) strujno polje i prostiranje ptemena su pod apsolutnom dominacijom radijalnog strujanja, tj. radijalno strujanje kontroliše prostiranje plamena, što je u potpunoj suprotnosti sa slučajevima sa SA u opsegu od 23% do 44% gde plamen upravlja strujnom slikom. Vrtložno strujanje oko perimetra komore u klipu izuzetno je jako i penetrira ka z-osi u meri koja prouzrokuje zaustavljanje plamena, po-sebno u gomjem delu komore za sagore-vanje. Interesantno je naglasiti da je u
slučaju dominacije plamena maksimalna kinetička energija turbulencije skoncen-trisana u centralnom delu komore, 5to predstavlja indikaciju zanemarljivog efekta radijalnog strujanja.
Prostiranje plamena kroz nesagorelu smešu predstavljcno je u obliku izokon-tura temperature u opsegu od minimuma do maksimuma, a za korespondentne SA slučajeve predstavljeao je na slikama 7, 8 i 9. Egzaktna lokacija fronta plamena nalazi se u zoni maksimalne gustine linija zbog idcntične temperaturske razlike iz-među izokontura. Svećica je za svih pet siučajeva SA locirana na z-osi. Izuzima-jući makrostrujanje, prostiranje plamena kroz nesagorelu smešu kontrolisano je turbulentnom difuzijom, odnosno viso-kim intenzitetom turbulencije i kaskad-nim procesom cepanja velikih vrtloga u male, što je u skladu sa pretpostavkama k-e modela turbulencije. U svakom sluča-ju, najmanje pet konfliktnih mehanizama koji deluju istovremeno [1, 2] od suštin-ske su važnosti za odredivanje oblika fronta plamena i brzine njegovog prostiranja. To su, pored ostalog, samogeneri-šuća turbulencija usled prostiranja plamena, kompresija smeše ispred fronta plamena, povelanje viskoziteta iza fronta plamena, znak i veličina gradijenta gustine preko fronta plamena i efekat veli-kog oslobadanja toplote usled hemijskih reakcija.
Kao Što se možc videti sa slike 7, u slučaju sa nedovoljnim radijatnim strujanjem (dominacija plamena) front plamena je razvučen, brzma njegovog prosti-
Sl. 6 - Strujno polje u x-z ravni, y = 0, na 0.069 SI. 7 - Prostorna dislribucija izokontura tempera-KKV posle SMT (SA * 63%, bez ventila, eks- lure u x-z ravni, y — 0, na 0.060 KKV posle SMT
tremni sluiaj) (SA = 23%, bez ventila, ekstremni sluiaj)
VOJNOTEHNlCKI GLASNIK 4-50001.
469
ranja maia i u celini komrolisana pret-hodno navedenim mehanizmima. U slu-čaju sa SA = 54%, prikazanom na slici 8, evidentan je efekat makrostrujanja.
Front plamena je skoro sferičan i propagira brže nego u prcthodnom sluča-ju. Veće brzine ispred fronta plamena koincidiraju sa vrtložnim strujanjem oko pcrimctra komore u klipu, i doprinosc povećanju brzine prostiranja plamena.
St. 8 - Prostorna tlistribucija izokontura temperature u x-z ravni, y » 0, na 0,06° KKVposle SMT (5/4 = 54%, reatan slućaj)
SI. 9 - Prostorna ciistribucija izokontura temperature u x-z ravni. y — 0, na 0,06° KKV posle SMT (SA = 63%. bez ventila, ekstremni stućaj)
U slučaju sa SA = 63%, prikazanom na slici 9, jasno su vidljivi svi negativni aspekti prejakog radijalnog strujanja. Naime. u gomjem delu komore za sago-revanje dolazi skoro do prekida fronta plamena. Evidentno je da jako radijalno strujanje bočno pritiska front plamena, deformiše ga, pri čemu se vrh plamena naglo pomera nadole duž z-ose, formira-jući pri tome karakteristični „pečurkasti" oblik. Ovakav oblik fronta plamena u kasnijoj fazi dovodi do formiranja dže-pova nesagorelog goriva u gornjcm delu komore za sagorevanje.
Kombinovani efekat radijalnog i usisnog strujanja
Analiza kombinovanog efekta radijalnog i usisnog strujanja, odnosno pre-
5/. 10 - Perspektivni izgled komore za sagorevanje (SA * 44%) ia ventilima
SI. 11 - Perspektivni izgled komore za sagorevanje (SA = 54%) sa ventilima
470
VOJNOTEHNIČKl GLASNiK 4-S/2001.
SI. 12 - Perspektivni izgltd komore za sagorevanje (SA — 63%) sa ventilima
vrtanja usisnc struje oko y-ose (tumble) na oblik fronta plamena i njegovo prosti-ranje kroz nesagorelu smcšu, urađena je za identične geometrijske forme komora za sagorevanje, tj. za SA u opsegu od 23% do 63%, kao 5to je prikazano na slikama 10, 11 i 12.
Prema prezentiranim rezultatima evidentno je da su dva slučaja sa nedo-
voljnim radijalnim strujanjem (domina-cija plamena) petpuno irelevantna (SA = 23%, SA = 34%), i stoga isklju-čena iz dalje analize. U ovim slučajevima prostiranje plamena je skoro identično kao u slučaju sa ravoim klipom.
Ventili komore za sagorevanje, pri-kazani na slikama 10, 11 i 12 razmatrani su kao integralni dec kompletnog jedno-cilindričnog motora, šematski predstav-Ijenog na slici 13.
Kao što se vidi sa slike 13, pored monocilindra (CYL). uključenc su razli-čite komponente kao što su prečistač vazduha (FI), element! izduvnog sistema (Pll, P12, P13), krivine (5), restrikeije u sistemu koje označavaju pad pritiska (R1-R3) (nagle promene preseka, leptiri, itd.) i cevovodi različitog preseka i dužinc (1-11). Rastojanje od referentnih tačaka (MP5 i MP6) je specificirano tako da odgovara lokaeiji otvorenih granica (leva i desna strana kanala na slikama 19-27). Svaki pojedinačni element zahteva odgo-varajući set specifikacija. Naime. za cilin-dar se, pored specifikacije sklopa ventili— kanali (poprečni presek kanala, tempera-
S&1
VOJNOTEHNICK! GLASNIK 4-5/2001.
471
tura zida, geometrijski podaci, klirens, poćetak otvaranja i zatvaranja ventila, itd.) zahteva i geometrija komore za sagorevanje (npr. Heron kao na slikama 10, 11 i 12), lokacija svećice, poćetak paijenja, itd. Krive podizanja ventila i njihove brzine sračunate su pomoću pro* grama TYCON [6). Naime, kompletan mehanizam ventila za monocilindar še-matski je prikazan na slid 14. Evidentno je da se on sastoji od elemenata koji konstituišu usisni ventil (na slid 14, intake valve train), izduvni ventil (exhaust valve train) i bregasto vratilo (comshaft). Svi pojedinačni elementi, šematski prika-zani na siici 14, kao što su profil brega, opruge, podmazivanje, kaišni prenos, itd., lako su prepoznatljivi.
Pored toga, model pretpostavlja da monocilindar ima samo jedan usisni i jedan izduvni ventil. Kompletna lista ula-
znih podataka sa dodatnim objašnjenjima prikazana je u [6]. Rezultati dobijeni sa programom TYCON prikazani su na slikama 15 i 16.
Krive podizanja usisnog i izduvnog ventila prikazane su u funkdji ugla brega-stog vratila. Uzimajud u obzir da su sva sračunavanja vezana za monocilindar, na-vedene krive su razvučene po apscisi (ugao kolena kolenastog vratila) i uklju-čene kao set ulaznih podataka u program BOOST. Početak otvaranja usisnog ventila (IVO), koji je necphodan kao ulazni podatak u KIVA 3V program, odreden je preko serijskih kalkulacija koje podra-zumevaju variranje poćetka otvaranja usisnog ventila pomoću u BOOST-u za to predvidenc opcije. Radi odredivanja ini-cijalnih i graničnih vrednosti, posebno u regionu ventila, kao što su pritisci (slika 17), temperature (slika 18), brzine, kon-
472
VOJNOTEHNIĆKI GLASNIK 4-5/2001.
^amanfjo
Si IS - Krive podizanja usisnog i izduvnog ventila (ordinaia) u funkciji ugla bregastog vratila (apscisa)
inta to and exhaust valve velocity
SI. 16 - Brzinc podizanja usisnog i izduvnog t t-niiht (urdinuta) u funkciji ugla bregastog vratila (apscisa)
Si 17 - Tok pritiska u funkciji ugla kolenastog Si 18-Tok temperature u funkciji ugla kolenastog vratila u referentnim tačkama MP5 i MP6 za vratila u referentnim tačkama MP5 i MP6 za SA - 44% SA = 44%
VOJNOTEHNICKI GLASNIK 4-5/2001.
473
ccntracije komponenata i parametri tur-bulencije, veliki broj preliminamih kalku-iacija ciklusa obavljen je pomoću pro-grama BOOST. Potrebno je naglasiti da svaka promena geometrije komore, tj. SA, zahteva nove prcliminarne kalkula-cije ciklusa.
Sračunate vrednosti za različite SA na odgovarajući način su uključene u KIVA 3V program.
Evolucija strujnog polja za gcome-trije komore za sagorevanje sa ventilima i različitim SA (SA = 44% i SA = 54%) prikazana jc na slikama 19, 20 i 21.
SI. 20 - Strujno polje u x-z ravni, y = 0, na 306* KKV posle SMT (SA = 44%) (gore) i (SA = 54%) (dole)
SI. 19 - Strujno polje u x-z ravni, y — 0. na 180° SI. 21 - Strujno polje u x-z ravni, y - 0, na 350° KKV posle SMT (SA = 44%) (gore) KKV posle SMT * 44%) (gore)
i (SA m 54%) (dole) i (SA = 54%) (dole)
474
VOJNOTEHNIČKI GLASNIK 4-S/2001.
Tokom otvaranja usisnog ventila usi-sna struja udara u čelo klipa, zavija i počinjc da formira rcverzibilno prevrta* nje oko y-ose sa centrom rotacije u zoni ispod izduvnog ventila. Istovremeno usi-sna struja udara u zid cilindra, odbija se od njega. dostiže Čelo klipa, zavija i udara u čelo ventila promovišući separa-ciju struje i formiranje dva vrtloga, jednog lociranog ispod Icve strane usisnog ventila koji koincidira sa rcverzibilnim prev-rtanjem usisne struje oko y-ose i drugog lociranog ispod dcsne strane usisnog ventila koji rotira u suprotnom smeru. Tokom usisavanja intenzitet reverzibilnog prevrtanja usisne struje oko y-ose raste dok se njegov centar rotacije postepeno pomera ka centralnom delu komore. Pored toga, vrtložno strujanje od separacije, potisnuto od reverzibilnog prevrtanja usisne struje oko y-ose, dostiže usku zonu u neposrednoj blizini usisnog ventila, i ograničava dejstvo samo na tu zonu, dok je drugi vrtlog od separacije potisnut do zida cilindra (slika 19). Očigledno je da je u slučaju sa ventilima strujno polje na početku komprcsije potpuno različito u poredenju sa strujnim poljem nulte brzine kao u slučaju bez ventila. Porast intenzi-teta reverzibilnog prevrtanja usisne struje oko y-ose tokom kompresije promoviše destrukeiju svih vrtloga osim onog oko z-ose i na 300° KKV posle SMT centar njegove rotacije je pozicioniran u zoni ispod usisnog ventila. U tom momentu počinje razvlačenje reverzibilnog prevrtanja usisne struje oko y-ose, odnosno vrtlog trpi kompresiju usled kretanja klipa i biva polako istiskivan iz zone usisnog ventila (slika 20). Istiskivanje reverzibilnog prevrtanja usisne struje oko y-ose nastavlja se sve do 350° KKV posle SMT, kada se ne primećuje bilo kakvo vrtložno strujanje u zoni usisnog
ventila. Nasuprot tome, u zoni izduvnog ventila vrtložno strujanje oko y-ose iska-zuje odredeni cfekat (slika 21). Naime, u slučaju sa ventilima, tokom usisavanja i kompresije, centar rotacije reverzibilnog prevrtanja usisne struje oko y-ose postepeno se premešta iz zone izduvnog ventila u zonu usisnog ventila i obmuto. Egzi-steneija vrtloga oko y-ose u zoni izduvnog ventila u blizini SMT dominantno utiče na oblik fronta plamena i njegovo prosti-ranje. U slučaju bez ventila takvo vrtložno strujanje nije primećcno. Evi-dentno je da je strujno polje za SA = 44% i SA = 54% potpuno iden-tično.
U slučaju sa ventilima oblik fronta plamena i njegovo prostiranje za odgova-rajuće uglove i različito SA prikazano je na slikama 22 do 27.
Kao Što se može videti sa slika 22 i 23, svećica je centralno postavljena. Evi-dentno je da je oblik fronta plamena ekstremno neregularan i okarakterisan prostomo neuniformnom brzinom prosti-ranja za oba slučaja SA (SA = 44% i SA = 54%). Dcfleksija fronta plamena nastaje od samog početka (momenta pa-ljenja) i direktno je uzrokovana vrtložnim strujanjem oko y-ose u zoni izduvnog ventila. Naime, to vitložno strujanje ispod izduvnog ventila dovodi do stalne defleksije plamena koja približavanjem SMT postepeno postaje sve izraženija. Takav trend je vidljiv, kako za SA = 44% (slike 22, 24 i 26), tako i za SA = 54% (slike 23 , 25 i 27), 5to dovodi do pojave zone zaustavljanja plamena ispod izduvnog ventila. Malo veća kine-tička cnergija turbulencijc za slučaj SA = 54% daje veću brzinu prostiranja plamena. U principu vrlo slična situaeija dobija se za obe vrednosti SA, Sto indicira zanemarljiv efekat radijalnog strujanja u
VOJNOTEHNIĆKI GLASNIK 4-5/2001.
475
<■*
i:
5/. 22 - Prostoma distribucija izokontura tempera-rure u x-z ravni, y = 0, na 34& KKV posle SMT (SA = 44%)
t”
5/. 25 - Prostorna distribucija izokontura temperature u x-z ravni, y ~ 0, na 34CP KKV posle SMT (SA * 54%)
i:
SI. 25 - Prostoma distribucija izokontura temperature u x-z ravni, y ~ 0, na 350° KKV posle SMT (SA = 54%)
(A
i:
SI. 26 - Prostoma distribucija izokontura temperature u x-z ravni, y * 0, na 360° KKV posle SMT (SA = 44%)
r
SI. 24 - Prostoma distribucija izokontura tempera- St. 27 - Prostorna distribucija izokontura temperature u x-z ravni, y - 0, na 350* KKV posle SMT lure u x-z ravni, y = 0, na 360* KKV posle SMT (SA « 44%) (SA = 54%)
476
VOJNOTEHNlCKI GLASNIK 4-5/2001.
celom opsegu SA. Naime, efekat prevrta-nja usisne struje oko y-ose je dominantan.
Zakljucak
Kod komore za sagorevanje bez ven-tila radijalno strujanjc je vrto važno za oblik fronta plamena i njegovo prostira-nje. U prisustvu vihornog strujanja značaj radijainog strujanja se relativizira. Za razmatrani generalni oblik komore razli-kuju se tri različite forme sa aspekta uticaja, tj. nedovoljno radijalno strujanje (SA = 23%-44%) koje dovodi do apso-lutne dominacije plamena i formiranja strujne slike pod njegovim uticajem, ume-reno radijalno strujanje (SA = 44% -54%) koje karakteriSe koincidentno strujanje i sfemi oblik fronta plamena i ekse-sivno radijalno strujanje (SA = 63%) koje upravlja strujnom slikom i dovodi do neregulamog oblika fronta plamena. U slučaju razmatrane geometrije komore i sklopa ventili-kanali oblik fronta plamena i njegovo prostiranje su u celini kontrolisani karakterom usisnog strujanja. Jako reverzibilno vrtloženje oko
y-ose ispod izduvnog ventila u blizini SMT, generisano usisnim strujanjem, ap-solutno anulira bilo kakav uticaj radijainog strujanja u opsegu od nedovoljnog do eksesivnog, i izaztva detenciju prosti-ranja plamena u toj zoni u kasnijoj fazi.
Litmaura:
(1) Jovirtovrf, Z.: The role of tensor calculus in numerical modeling of combustion in i.c.engines. pp. *57-541. in Computer Simulation for Fliad Flow. Heat and Mass Transfer. and Combustion in Reciprocating Engines, ISBN 0-89116-392-1. Hemisphere Publishers. 1989.
(2( Petrović. $.. Jankov. R.. Tomić. M.. Filipi. Z,. JovanoviC, Z-: Modeliranje sagorevanja kod Otomotora. Univerotet u Beogradu. ISBN 86-7083-262-3. 1995.
[3] Jovanović, Z.. Petrović, S.: The mutual interaction between squish and swirl in s.i.combus'.ion chamber, p. 72-86. MVM. vol. 23. No. 3. 1997.
(4j Chen. A.. Lee. K. C. Yunneskis. M.: Velocity characteristics of steady flow through • straight generic inlet poet. International Journal for Numerical Methods in Fluids, vol. 21. 1995.
|S) Amtden. A. A : KJVA3V: A Block-Structured KIVA Program for Engines with Verticil or Canted Valves. LA-13313-MS. Los Alamos, 1997.
(61 AVL TYCON. Users Manual, ver. 4.3. 1998.
(7) AVL BOOST. Users Manual, ver. 3.3.. 2000.
[8j Mahmood, Z., Chen, A.. Yiuineskts. M.: On the structure of steady Oow through dual intake engine flow. Kings College (internal report).
(9) JovanoviC. Z.. Pctrović, S.: 3D Ruid Flow in i.c.engine combustion chamber of arbitrary geometry, p. 31-37, Proceedings, Vol. U. Russc. ISBN 954-90272-2-8. 1997.
[10] Jovanovitf. Z., Basara, B.: The structure of intake Oow in 4 -valve engines, p. 4. YUMV 010022. 2001.
VOJNOTEHNIČKI GLASNIK 4-5/2001.
477
