Моделирование взаимодействия топливного факела со стенкой в камере сгорания быстроходного транспортного дизеля Текст научной статьи по специальности «Физика»

УДК 621.436.056

МОДЕЛИРОВАНИЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ТОПЛИВНОГО ФАКЕЛА СО СТЕНКОЙ В КАМЕРЕ СГОРАНИЯ БЫСТРОХОДНОГО ТРАНСПОРТНОГО ДИЗЕЛЯ

В.В. Егоров, С.С. Никифоров

Представлена математическая модель, позволяющая определить распределение топлива, отраженного при управляемом взаимодействии топливного факела со стенкой камеры сгорания в различные области пространства сжатия форсированного дизеля с «объемно-пристеночным» смесеобразованием. Результаты расчетов позволяют спроектировать рациональный профиль камеры сгорания с поршнем без выточек под клапаны и увеличенным за счет этого надпоршневым зазором.

Широко известна камера сгорания (КС) типа Гессельман для дизелей с объемным смесеобразованием. Практика показывает, что в форсированных вариантах дизелей размерности 15/18 и 15/16 с такими камерами сгорания объемное смесеобразование в «чистом виде» осуществляется далеко не на всех режимах, о чем свидетельствуют наличие отпечатков факелов на днище поршня и данные по регистрации развития топливного факела в холодной бомбе. Этот факт является одним из препятствий к дальнейшему форсированию дизеля без конструктивных изменений топливной аппаратуры. Однако, существуют определенные проблемы подобных изменений как для серийно выпускаемых дизелей, так и для опытных вариантов, разрабатываемых на базе отлаженного производства.

Другим недостатком КС типа Гессельман применительно к дизелям размерности 15/18 и 15/16 является наличие на днище поршня выточек под клапаны, что усложняет, а, следовательно, и удорожает его производство. Заводом-изготовителем с целью удешевления производства дизелей типа ЧН15/16 и ЧН15/18 проведен ряд конструктивных изменений, в том числе изменение конструкции днища поршня. В новой конструкции отсутствуют выточки под клапаны, что привело к улучшению технологичности и снижению теплонапряженности поршня, но повлекло за собой изменения процесса смесеобразования.

Таким образом, возникла задача доводки рабочего процесса дизелей с поршнями без выточек под клапаны. На рис. 1 представлены схемы камер сгорания и фотографии серийного и опытного поршней. Отсутствие в опытном поршне выточек под клапаны привело к следующему:

- появляется увеличенный до 7...8 мм надпоршневой зазор в периферийной части КС, где сосредоточено до 30% воздушного заряда, использование которого необходимо обеспечить путем рационального отражения топливного факела в этот зазор;

- при сохранении величины степени сжатия сокращается на 10... 15% длина свободного полета топливных факелов, что приводит к их контакту с днищем поршня на большинстве режимов по нагрузочной характеристике.

В дизеле с опытной камерой сгорания с увеличенным надпоршневым зазором топливный факел отражается от периферийной части днища поршня, за счет чего осуществляется перераспределение топлива по объему. Отражение происходит как в направлении крышки головки, так и в направлении центральной части днища поршня. Соотношение долей цикловой подачи топлива, отраженного в различные области камеры сгорания, а также доли топлива, осажденного на стенку, зависит от параметров топливной аппаратуры и конструкции КС.

Поэтому, процесс отражения топливного факела от стенки КС является определяющим при организации смесеобразования в камерах такого типа. Изучение и моделирование этого процесса необходимо при выборе рациональной формы днища поршня для дизелей с камерой сгорания с увеличенным надпоршневым зазором.

По результатам анализа литературных источников, посвященных процессам топливоподачи и смесеобразования, а также теории турбулентных струй и многофазных систем, принята следующая физическая модель взаимодействия топливного факела со стенкой КС. Следует отме-

тить, что рассматривается случай отсутствия организованного движения воздушного заряда в цилиндре двигателя, что характерно для транспортных дизелей ЧН15/16 и ЧН15/18.

Во-первых, топливный факел представляется двухфазной турбулентной стационарной струей, состоящей из капель топлива усредненного диаметра йу2, движущихся в спутном потоке

воздуха. С путный поток образуется путем обмена количеством движения между впрыснутым топливом и частью воздушного заряда.

Во-вторых, при встрече топливного факела с преградой образуется область взаимодействия, где прослеживается влияние преграды на поток и происходит разворот топливного факела вдоль поверхности преграды. Принято, что отклонение капель топлива от первоначальной траектории начинается в области взаимодействия под действием потока газовой составляющей, которая в свою очередь отклоняется преградой как автономная турбулентная газовая струя. Размеры области взаимодействия определяются по газовой составляющей топливного факела. Такой подход условного разделения при рассмотрении процесса взаимодействия двухфазной струи на газовую и капельно-жидкостную составляющие вытекает из положения о диссипации энергии капель на основном участке струи - см. ниже.

а) б)

Рис. 1. Типы камер сгорания дизелей ЧН15/16 и ЧН15/18: а - Геесельман, поршень с выточками под клапаны; б - с увеличенным надпоршневым зазором, поршень без выточек под клапаны

Результатом решения задачи о взаимодействии топливного факела с преградой, т.е. стенкой КС, является определение относительной доли топлива, отраженного в объем при различных углах взаимодействия. За базу сравнения принято фронтальное взаимодействие, т.е. при угле атаки (р = 90°. Капли, унесенные за границу области взаимодействия, считаются расположенными в объеме пространства сжатия, в противном случае - попавшими в пристеночную зону. При организации смесеобразования преимущественно объемного типа очевидно стремление к снижению доли пристеночного топлива.

Для решения задачи о взаимодействии факела со стенкой КС разработаны следующие математические модели:

- модель факела распыленного топлива, позволяющая определять концентрации и скорости жидкой и газовой составляющей в любой точке основного участка факела;

- модель взаимодействия газовой струи для различных углов атаки, позволяющая определять скорость газа в любой точке области взаимодействия;

- модель движения капель топлива в области взаимодействия факела с преградой.

При моделировании топливного факела условно выделяются два участка - начальный и основной (рис. 2). Границей между участками является переходное сечение. Процессы, происходящие на протяжении начального участка, не поддаются математическому описанию в дифферен-

циальном виде вследствие неопределенности. Рассмотрим эти процессы в интегральном виде для определения положения переходного сечения и параметров в нем.

В первую очередь это процессы распада струи топлива, истекающего через отверстие распылителя форсунки, на отдельные капли. Допустим, что этот процесс завершается к переходному сечению даже на оси струи, где, как известно [4], наибольшая концентрация топлива. Характеристики мелкости распыливания, как и геометрические параметры топливного факела, на настоящем уровне знаний определяются по полуэмпирическим методикам. В данной работе использовалась модель проф. Лышевского А.С. [5].

Следующий процесс, происходящий на протяжении начального участка, это обмен количеством движения между топливом и воздухом в факеле. Согласно положениям гидродинамики многофазных систем [7], обмен количеством движения между газом и частицами происходит только при концентрациях частиц в потоке газа выше некоторого порогового значения. При более низких значениях концентраций энергия торможения частиц диссипирует в их следах и газу в виде механической энергии не передается (рис. 3). Допустим, что концентрация частиц достигает порогового значения на оси факела в переходном сечении, что согласуется с принятым механизмом распада струи на капли.

Еще два условия, необходимые для замыкания системы уравнений, описывающей параметры в переходном сечении, вытекают из результатов анализа структуры топливного факела и не находятся в противоречии с принятыми допущениями. Это постоянство скорости топлива на оси и сохранение суммарного потока топлива через любое нормальное к оси сечение факела на протяжении начального участка. В окончательном виде система уравнений для переходного сечения имеет вид:

где /лс - коэффициент расхода отверстия распылителя форсунки; Ртр - среднее давление топлива за период впрыска; Рв - среднее давление в цилиндре за период впрыска; р1 и ру - плотности топлива и воздуха соответственно; 13 о1 - скорость истечения топлива через отверстие распылителя форсунки; итт - скорость воздуха на оси факела в переходном сечении; - кинематическая вязкость воздуха; /„ и /с - площади переходного сечения факела и отверстия распылителя форсунки; - средний диаметр капель распыленного топлива.

Начальный Основной

участок участок

а)

б)

Рис. 2. Схема топливного факела

Рис. 3. Иллюстрация явления диссипации энергии капель при различной их концентрации согласно [7]: а - обмен количеством движения осуществляется; б - энергия капель диссипирует в их следах

(1)

Система (1) решается методом последовательных приближений путем задания расстояния 1П по оси факела от отверстия распылителя форсунки до переходного сечения. Площадь переходного сечения /и определяется в зависимости от величины Ьп при известной геометрии факела.

В результате решения системы (1) определяется положение переходного сечения, скорости топлива и воздуха на оси факела в этом сечении. Осевые концентрации компонентов можно определить по выражениям:

А _ «/е /1 _

тШ л ч алэл * г 9 ^тт Ру

Переходное сечение является начальным сечением основного участка факела. На протяжении основного участка при моделировании описываются следующие процессы и учитываются следующие допущения:

- торможение капель топлива в спутном потоке воздуха с диссипацией энергии без обмена количеством движения между жвдкой и газообразной фазами струи;

- поле скоростей фаз и концентрации жидкой фазы в нормальном сечении струи в зависимости от текущего радиуса согласно теории турбулентных струй [8] описывается соотношением Шлихтинга, или, как еще называют, универсальным профилем;

- для случая «холодного факела» принято постоянство среднего диаметра капель и

сохранение суммарного потока топлива через любое нормальное сечение факела.

Опуская промежуточные выкладки, приведем систему уравнений для определения параметров на оси факела на протяжении основного участка при заданном расстоянии от отверстия распылителя форсунки Ь:

Г =Г ■

тп1 и -я

\ ? г \ 2 - ----------------------- « —— -

и2пт-/„-1 0,13352-0,08624 - С~

=и2

т\' J

\ Р>

Ут1 -Мт =-[л\иш-и^)-в-{иш -иш)

0,13352 - 0,08624 ■ -м-

V, Р>

■(II.

(2)

Здесь А = ^ ^ и В = 0,54 ■ к2 ——------коэффициенты, введенные для упрощения вида

Р,-Л32 Р, ■ йъ2

уравнений; СтШ и См - концентрации топлива на оси факела в переходном и произвольном сечении радиусом Я и площадью / на текущей длине /; //у - динамическая вязкость воздуха; иш и - скорости топлива и воздуха на оси факела в произвольном сечении на текущей длине по оси факела I; и к2 - коэффициенты аэродинамического сопротивления капли топлива; -радиус переходного сечения.

Параметры в произвольной точке сечения факела на основном участке можно рассчитать по формулам:

С,=СШ\-^,

V У! 3

(3)

V,=[/„■(

Здесь С,, и, и С„, £/„ - концентрации и скорости топлива и воздуха в произвольной точке сечения находящейся на расстоянии г от оси факела; £ = — - относительная координата точки.

Рассчитанная по уравнениям (2) зависимость изменения осевых скоростей топлива и воздуха на протяжении основного участка топливного факела для штатной топливной аппаратуры на режиме номинальной мощности представлена на рис. 4. Расчет произведен с использованием пакета МАТНСАБ-20011

Таким образом, по разработанной модели топливного факела определяются параметры топливной и воздушной фаз в любой точке факела. Эти данные используются в качестве начальных условий для расчета движения капель в области взаимодействия факела со стенкой КС и последующего определения относительной доли топлива, унесенного в объем, при различных углах (р

Рис. 4. Расчетные скорости топлива IIт и воздуха Vт ка оси топливного факела по его длине Ь.

- скорость топлива,

- скорость воздуха

50 Д мм

100

В результате анализа процесса торможения капель топлива в спутном потоке воздуха в объеме области взаимодействия под действием сил аэродинамического сопротивления получена следующая система уравнений:

^ (^-О2 Г А

ах V,;

щ (Ц-Ц):

ф и,

сЫ и,

(к-К)

А

+ в +в

(4)

Здесь V, и - проекции скорости капли и воздуха на ось х; и, и С/у - проекции скорости капли и воздуха на ось у; х и у - координаты капли в области взаимодействия (см., например, рис. 5а).

Решая систему (4), можно определить траекторию движения капель топлива в области взаимодействия факела со стенкой камера сгорания и выделить капли, унесенные потоком воздуха в объем. Но для решения системы (4) должно быть известно поле скоростей воздуха в области взаимодействия, которое изменяется в отличие от свободной струи под действием преграды. Для определения поля скоростей воздуха, т.е. значений и £/„, разработана математическая модель взаимодействия газовой струи с преградой в виде, позволяющем применить ее для решения системы (4). При разработке модели в качестве основы использовались результаты исследований и моделирования, представленные в работах [2, 8, 9]. Соответствующие разделы этих работ посвящены исследованию течения в пограничном слое при набегании газовой струи на преграду и содержат данные по характеру изменения поля скоростей на внешней границе пограничного слоя, т.е. для нашего случая на стенке.

Принято выделять два общих случая взаимодействия струй с плоской преградой - взаимодействие под прямым углом между осью струи и преградой и взаимодействие под углом <р, отличном от прямого. В первом случае течение симметричное, и задача взаимодействия сводится к плоской. Во втором случае для приведения задачи к плоской необходимо принять дополнительные допущения, при этом решение для <£> = 90° в обоих случаях должно совпадать. Схемы течения представлены на рис. 5.

В теории турбулентных струй текущие координаты точек области взаимодействия принято представлять в безразмерных координатах:

Х~-

Х„

7 = -

'гр ~гр

где хну-координаты точки в абсолютных единицах, Хгр и Угр - размеры области взаимодействия по осям координат.

Поле скоростей газа в области взаимодействия неизвестно. Допустим, что скорость элементарного объема газа изменяется по определенному закону и описывается какой-то функцией. Для ср = 90° проекции скорости на оси координат можно представить в виде:

и^-(р{7)-итгр^-Х1>5), Уу=>р{х)^т\\-¥1’5}, (5)

где итгр - скорость газа на оси факела на входе в область взаимодействия; 1Ут - скорость газа у стенки на выходе из области взаимодействия; (р(Т) и (р{Х) - неизвестные функции.

а)

6)

Рис. 5. Схема течения при взаимодествии струи с преградой; а - (р = 90° ,6 -(рФ 90° .

1 - область свободной струи, 2 - область взаимодействия, 3 - область пристеночной струи с большим расходом, 4 - область пристеночной струи с меньшим расходом, О - центр давления, РО~ линия раздела течения, -------------- границы области взаимодействия

Вид функций (р{у) и у/(х) находится из условий на границах области взаимодействия. В итоге поле скоростей газа в области взаимодействия при (р = 90° описывается уравнениями:

••й-г-'г.

(6)

V

г V ТГ т

X - 0,8 • X2’1 + 0,25 • X4 0,45

=-итгр

Г-0,8-Г2’5+0,25-Г4

0,45

Размеры области взаимодействия и скорость воздуха на выходе из области взаимодействия, рис. 6, найдем из условия сохранения расхода и кинетической энергии газовой струи в процессе взаимодействия:

(о а «о а

где Уаых - поле скоростей воздуха на выходе из области взаимодействия; 1}вх - поле скоростей воздуха на входе в область взаимодействия; - элементарная площадь поперечного сечения

(7)

струи; с1г я г - элементарный и текущий радиус струи; с18 - элементарная высота области взаи-

Рис. 6. Схема области взаимодействия газовой струи с перпендикулярно расположенной преградой

Как показывают результаты конструкторской проработки пространства камеры сгорания при соблюдении ряда ограничений и, в частности, по степени сжатия, практический интерес представляют случаи взаимодействия топливного факела с днищем поршня под углами <р, отличными от прямого. Отличия в моделировании такого взаимодействия от фронтального, т.е. под углом 90°, состоит в том, что область взаимодействия разделяется на две зоны - большого и малого расходов, соответствующих ветвям пристеночной струи, рис. 5(6). Каждая из зон рассматривается в отдельности. Поле скоростей воздуха в зонах определяется с использованием рассуждений, аналогичных проведенным при получении соотношений (6). Учитывалось, что согласно [9], закон изменения скорости на поверхности преграды одинаков для 30° <ср< 90° .

В результате для зоны большого расхода:

Для зоны малого расхода составляющая скорости Uv определяется по первому уравнению системы (8), а составляющая скорости Уу по выражению:

модействия, определяется с учетом размеров зон и известного закона изменения скорости по сечению свободной струи. Для получения Я(х) в аналитическом виде, поле скоростей на входе в каждую зону апроксимируется полиномом девятой степени. Геометрические размеры зон рассчитываются по методике, представленной в работе [6].

Определение траекторий капель в зонах области взаимодействия топливного факела со стенкой камеры сгорания производится решением системы уравнений (4) с учетом (8) и (9). Пример расчета траекторий капель в зонах малого и большого расходов области взаимодействия топливного факела со стенкой камеры сгорания под углом <р = 60° представлен на рис. 7.

Затем выделяется группа капель, унесенная спутным потоком в объем КС или попавших в пристеночную зону, и определяется ее доля по отношению к доле такой же группы капель при фронтальном взаимодействии. Исходя из условия минимизации доли пристеночного топлива, определяется диапазон углов <р. Согласно расчетам для топливной аппаратуры исследуемого типа дизелей ^з = 30...60° . При известной концентрации топлива на границе области взаимодействия нетрудно определить распределение цикловой подачи по зонам в камере сгорания в результате отражения топливного факела от стенки. Профиль днища поршня проектируется из условия распределения воздуха по зонам КС пропорционально отраженному в эти зоны топливу. Экспе-

модействия.

Вход

Д = 7.„ —► Выход

су

аК

(В)

Гу=^‘^"0’8‘Х2’5+0,25‘Х4^1_Г1^+^'СО^'^Х^1"^1“7^12'

К = -^-(х~0,8-Х2’5 +0,25-Х4)4-Г15} -^•со8^-Я(х)-[1-(1-7)1’5]2. (9)

(9)

Здесь Х{Х) - закон изменения скорости воздуха на входе в соответствующую зону области взаи-

а)

Рис. 7. Расчетные траектории капель топлива в области взаимодействия факела со стенкой камеры сгорания, (р - 60°; а - зона малого расхода, б - зона большого расхода

риментальные исследования камер сгорания различной формы, проведенные на одноцилиндровом дизеле 1ЧН15/16, показали снижение удельного расхода топлива за счет рационального распределения воздушного заряда по объему пространства сжатия на 5,5 г/кВт ч.

Литература

1. А.С. 1576697А1 СССР, МКИГ 02 В 23/06. Двигатель внутреннего сгорания с воспламенением от сжатия / В.И Бутов, В.В. Егоров, С.С. Никифоров, С.С. Садовский, Л.В. Чернова. -№ 1576697. Заявлено 18.04.88.

2. Белов КА. Взаимодействие неравномерных потоков с преградами. - Л.: Машиностроение. -1983. -144 с.

3. Егоров В.В., Никифоров С.С. Математическое моделирование взаимодействия топливного факела со стенкой камеры сгорания // Исследование силовых установок и шасси транспортных и тяговых машин: Тематический сборник научных трудов. - Челябинск: ЧГТУ. — 1998. -С. 19-24.

4. Калужин С.А., Романов С.А., Свиридов Ю.Б. Экспериментальное исследование скоростей движения жидкой и газообразной фаз в дизельном топливном факеле // Двигателестроение. -1980.-№ 7. - С. 5-8.

5. Лышевский А.С. Распыливание топлива в судовых дизелях. - Л.: Судостроение. - 1971. -248 с.

6. Никифоров С.С., Губарев А.В., Сергеев В.М. Моделирование процессов смесеобразования в быстроходном форсированном транспортном дизеле // Механика и процессы управления: Труды XXXIV Уральского семинара. - Екатеринбург. - 2004. - Т. 2. - С. 98-105.

7. Соу С. Гидродинамика многофазных систем. - М.: Изд. «Мир». -1971. - 536 с.

8. Теория турбулентных струй/Подред. Г.Н. Абрамовича. -М.: Наука, 1984 - 716с.

9. Юдаев Б.Н., Михайлов М. С., Савин В.К. Теплообмен при взаимодействии струй с преградами. -М.: Машиностроение. -1977. -247с.