energia akustyczna

Journal of Kones. Combustion Engines, Vol 8, No 3-4, 2001
MODELOWANIE PROCESOW PRZEPLYWOWYCH W KOMORZE
SPALANIA SILNIKA GAZOWEGO
Karol Cupial, Wojciech Tutak
Politechnika Czestochowska. Instytut Maszyn Tlokowych i Techniki Sterowania
AI. Armii Krajowej 21, 42-200 Czestochowa
1.
Wst~p
Jedna z metod zwiekszenia szybkosci spalania mieszanek ubogich jest zwiekszenie
turbulencji swiezego ladunku w komorze spalania. Odpowiedni poziom turbulencji swiezego
ladunku uzyskuje sie poprzez wstepne zawirowanie oraz wyciskanie . Wstepne zawirowanie
wytwarzane jest poprzez uklad dolotowy natomiast przeplyw mieszanki w kierunku
promieniowym do srodka komory wywolany jest przez powierzchnie wyciskajaca tloka w
koncu suwu sprezania. Istotnym problemem jest uzyskanie odpowiedniej predkosci swiezego
Iadunku w okolicy swiecy zaplonowej. Wsrod program6w komputerowych uzywanych do
modelowania procesow przeplywowych w silnikach na czolo wysuwa sie KJV A [I]. Program
ten pozwala miedzy innymi na obliczanie przeplywow tr6jwymiarowych w komorach
silnik6w 0 dowolnej geometrii, wlaczajac efekty turbulencji i wyrniane ciepla ze sciankami.
2. Obiekt badan
Obiektem badan byly rozne wersje komor spalania przemyslowego silnika gazowego.
Silnik ten przystosowany jest do spalania ubogich mieszankach gazowych. Parametry
robocza cynn
charakteryzujJlloce objetosc
b'
li dra prze dstawiaja SIC;: nastepujaco:
200 mm
Srednica cylindra
240 mm
Skok tloka
494 mm
Dlugosc korbowodu
199 mm
Srednica korony tloka
244 mm
Srednica szczelinv ozniowei glowicy
1 mm
Wvsokosc szczelinv ogniowei glowicv
202 mm
Srednica szczelinv ozniowei cvlindra
38.5 mm
Wvsokosc szczelinv ogniowei cvlindra
4, 7 mm
Niedoiscie tloka do glowicv
7.5398 drrr'
Poiemnosc skokowa cvlindra
15.344 crrr'
Poiemnosc szczelinv ogniowei glowicv
crrr'
36.376
Poiernnosc szczelinv ozniowei cvlindra
141.37 em'
Poiemnosc niedoiscia tloka
767.8 cnr'
Poiemnosc calkowita komorv snalania
10.82, 8.67
Stepien sprezania
1.26 bar
Nadcisnienie doladowania
1.26 MJ/m'
Praca efektywna
1
3. Modelowanie turbulencji w programie KJVA 3V
W silniku tlokowym opis pola predkosci jest zagadnieniem bardzo skomplikowanym
poniewai: wystepujace tam przeplywy sa cykliczne, niestacjonarne z duzyrni zmianami
gestosci (scisliwe) oraz turbulentne. Podczas przeplywu swiezego Iadunku w cylindrze silnika
wystepuja wiry 0 roznych wielkosciach. Wielkosc ich jest ograniczona z gory przez wymiary
objetosci roboczej silnika a dolna granica jest skala dyfuzji molekularnej. Rozmiary tych
wirow okresla skala turbulencji. Wartosc skali turbulencji zalezy od chwilowej objetosci
cylindra, czyli jest funkcja kata obrotu wahl korbowego[4]. Do opisu turbulencji stosuje sie
metody statystyczne. Pole przeplywu opisuje sie poprzez predkosc srednia, predkosc fluktuacji
wokol predkosci sredniej oraz skale dlugosci i czasu. Ze wzgledu na cyklicznosc pracy silnika
predkosc
srednia
z jednego cyklu moze miec wplyw na wartosc predkosci w cyklu nastepnyrn.
W przeplywie turbulencja utrzymuje sie potad dopoki jest dostarczana do niego energia.
Parametrem opisujacyrn naprezenia lepkie w plynie jest kinematyczny wspolczynnik lepkosci
turbulentnej. Lepkosc turbulentna wystepuje tylko w plynie poruszajacym sie w odroznieniu
od lepkosci molekularnej.
Zgodnie z hipoteza Reynoldsa predkosc chwilowa mozna przedstawic jako sume wartosci
sredniej predkosci V; i wartosci chwilowej fluktuacji predkosci V; .
v, (I) =V, (I) + V, (I)
1 10+1
V = - fv,(I)d1
T
tc
1 10+1
V'(I)=- f(v,(I))2dl
T t,
Zmiennosc parametrow przeplywu w objetosci roboczej silnika powoduje znaczne utrudnienia
w zastosowaniu tej koncepcji. Wartosc predkosci sredniej przeplywu zmienia sie w czasie
trwania cyklu pracy silnika oraz moze wystepowac jej niepowtarzalnosc w kolejnych cyklach.
W przypadku turbulencji izotropowej przyjmuje sie, ze wszystkie trzy skladowe fluktuacji
predkosci V; majajednakowe wartosci bezwzgledne,
v2= ,,2 = ,,2 = V
x
y
,
Jedna z wielkosci okreslaiaca charakter turbulencji przeplywu jest intensywnosc turbulencji:
2 2 2
.!.I
3 \vx +vy +v: )
Stum
=
M
'\Iv;
= V
V
Jest to stosunek odchylenia standardowego predkosci
V.
do sredniej predkosci przeplywu
V.
W przypadku przeplywow w komorze spalania silnika tlokowego, gdzie trudno okreslic
dominujaca skladowa wektora predkosci przyjelo sie odnosic skladowe fluktuacyjne predkosci
do sredniej predkosci tloka [8].
Istotnym parametrem opisu turbulencji jest energia kinetyczna turbulencji (TKE). Rownanie
energii kinetycznej plynacego medium odniesione do jednostki masy:
E K =.!...V 2
2
2
dla dowolnej skladowej V, predkosci przeplywu przyjmie postac:
, =~v,2
EK
=~(v, +V,y
Rownanie energii kinetycznej przyjmie postac:
-
E Ki
1-2
1 2 =-V,
+ -V; =E. m + TKE
2
2
pierwszy z tych czlonow przedstawia srednia energie kinetyczna natomiast drugi czlon
przedstawia energie kinetyczna turbulencji.
T'KE _ 1 -2
"
- -V.
2 '
Dostarczana do przeplywu energia kinetyczna turbulencji powoduje podtrzymanie procesu
turbulencji. Przeplywy turbulentne sa przeplywami dysypatywnymi. Dysypacja TKE zachodzi
najintensywniej w wirach 0 najmniejszych wymiarach. Na skutek dysypacji energii
kinetycznej, turbulencja przeplywu maleje. Dysypacje mozna wyznaczyc korzystajac z
zaleznosci wiazacej intensywnosc turbulencji lub energie kinetyczna turbulencji ze skala
turbulencji:
&3
k 3/ 2
e ac~ lub & ace - & L
L
gdzie:
e - dysypacja TKE;
&,.,,, - intensywnosc turbulencji;
L
- skala turbulencji;
k
- energia kinetyczna turbulencji;
Dla badanych komor spalania turbulencja byla modelowana przy pomocy modelu
k - e . Rownania opisujace model przeplywu turbulentnego k - e otrzymuje sie przez
rozlozenie predkosci, cisnienia, temperatury, gestosci na wielkosci srednie oraz fluktuacyjne
[6]. Pole predkosci pIynu scisliwego i lepkiego opisuje rownanie Navier-Stokes. Model
turbulencji k-s sklada sie z dw6ch rownan, opisujacych energie kinetyczna turbulencji oraz
dysypacje energii [6,9,10]. Uwzgledniona zostala wymiana ciepla ze sciankami oraz wpIyw
warstwy przysciennej zgodnie z turbulentnym prawem scianki.[6, 10]. Dla strefy 0 w pelni
rozwinietej turbulencji przeplywu - naprezenia lepkie sa zdecydowanie mniejsze od naprezen
turbulentnych, natomiast w strefie przysciennej, gdzie scianka tlumi skladowe fluktuacyjne
predkosci, dorninuja naprezenia lepkie [6].
Komora spalania i cylinder podzielono na okolo 35000 komorek przestrzennych. Obliczenia
przeprowadzono dla 2 kolejnych cykli pracy silnika, do analizy wykorzystano wyniki
uzyskane
w zakresie od 180 do 540 stopni OWK. Warunki poczatkowe zostaly okreslone przez pomiar
na rzeczywistym silniku.
3
Badania zostaly prowadzone przy nastepujacych warunkach:
Wielkosc
a)
Oznaczenie
KIVA
PRESI
TEMPI
TCYLWL
IHEAD
IPISTN
Wartosc
0.126
315
450
450
450
MPa
K
K
K
K
b)
c)
Rys.l. Geometria przestrzeni roboczej komor
spalania silnika 8A20G w polozeniu
tlokaGMP.
a) komoraz e=10.82i sq=7mm
b) komora z e = 10.82 i sq = 4 mm
c) komora z e =8.67 i sq =5 mm
4. Wyniki badan
Badania modelowe byly prowadzone dla trzech wariantow ksztahu komory spalania.
W wyniku modelowania programem KJVA 3V otrzymujemy szereg wielkosci
charakteryzujacych obieg silnika, takie jak cisnienie i temperatura w cylindrze, a takze
parametry okreslajace pole przeplywu w komorze spalania silnika. Badania symulacyjne
prowadzone byly dla dwoch cykli obliczeniowych. Dla pierwszego warunki poczatkowe dla
IKE, dysypacji i skali turbulencji zostaly przyjete zerowe, dla drugiego jako warunki
poczatkowe tych parametrow zostaly przyjete wartosci koncowe z cyklu poprzedniego.
Wynik porownania cisnienia sprezania w komorze spalania badanego silnika uzyskanych
przez modelowanie programem KIVA 3V, programem SILNIK - model zerowymiarowy,
oraz uzyskanych z indykowania silnika, przedstawiono na rysunku nr 2, wyniki te wykazuja
dobra zgodnosc,
4
Waznym procesem przeplywowym zachodzacym w komorze spalania silnika jest tzw.
proces wyciskania swiezego ladunku, ktory zachodzi w koncowej fazie sprezania. Jak
wiadomo maksimum predkosci wyciskania wystepuje zazwyczaj kilkanascie stopni OWK
przed GMP. Wartosc jej zalezy przede wszystkim od wielkosci powierzchni wyciskajacej oraz
wartosci niedojscia tloka (squish). Dla komory z niedojsciern tloka rownym 4 mm
maksymalna predkosc wyciskania dla kata 12° przed GMP wynosi 19 mis, natomiast dla tejze
komory z niedojsciem rownym 7 mm wynosi 12 mls. W komorze e =8,67 , charakteryzujacej
sie najmniejsza powierzchnia wyciskajaca wsrod badanych komor, maksymalna predkosc
wyciskania
wynosi
7 mls. W przypadku komory spalania silnika ZI, proces wyciskania swiezego ladunku jest
bardzo istotny ze wzgledu na generacje turbulencji, ktora przyczynia sie do ujednorodnienia
mieszanki paliwowo-powietrznej.
3,5
3
..
a.
~
2,5
2
.s
c:
.!!!
c:
~
1,5
0,5
.-V
/
/\
/ \
I \
1/
\
-
indykowanie
-
KIVA
- - model zerowymiarowy
r'\. <,
o
180
225
270
315
360
405
450
495
540
k'tt obrotu walu korbowago
Rys. 2. Cisnienia w cylindrze silnika podczas sprezania uzyskane
w wyniku modelowania oraz zarejestrawane na rzeczywistym silniku.
5
Skala turbulencji
1,2
'"-
-
-.;;
l.'
~~
.c:
~~
~
k
E
£'08
'
'13'
/
0>
0,6
~
.a
~ 0,4
""en
~
!~
0,2
-A
i--"""
~
-spr.=8.67,
niedojScie = 5 mm
-spr.=10.82, niedojScie = 7 mm
-spr.=10.82, niedojScie = 4 mm
o
180
225
270
315
360
405
450
495
540
k!\t obrotu walu korbowego
Rys. 3. Skala turbulencji
Skala turbulencji okresla charakterystyczny wyrniar wir6w wystepujacych w kornorze
spalania silnika. Rozrniar ich zalezy od chwilowej objetosci przestrzeni roboczej. Dla
rnodelowanych przypadk6w charakter zmian skali turbulencji jest podobny.
Intensywnosc turbulencji
1,8
-spr.=8.67,
niedojScie = 5 mm
'iii' 1,6
-spr.=10.82, niedojScie = 7 mm
E
-spr.=10.82, niedojScie = 4 mm
:fi'
1,4
c:
Ql
:;
€ 1,2
.a
'0
""
o
~ 0,8
c:
oS!
E 0,6
-
-::;; r
~
1\
c.. J/\ \
r
1/
"'<,' '
""-
~ -,
~<,
---
............... -........::::::
0,4
180
225
270
315
360
405
450
495
540
k!\t obrotu walu korbowego
Rys.4. Intensywnosc turbulencji usredniona dla chwilowej pojemnoscicylindra.
Przebieg intensywnosci turbulencji rna dwa rnaksirna, jedno okolo 12° przed GMP
i drugie okolo 30° po GMP, dla procesow zachodzacych w silniku istotna jest wartosc
intensywnosci przed GMP.
6
Energia kinetyczna turbulencji
7
-spr. = 8.67, niedojScie = 5 mm
1\
-spr. = 10.82, niedojScie = 7 rnm
6
-
I \
JA 1\
spr. = 10.82, niedojScie = 4 mm
5
/rV
~
\.\
~ -,
/.V
<, ~ ----.
o
180
225
270
315
360
405
450
495
540
k!\t obrotu walu korbowego
Rys. 5, Energia kinetyczna turbulencji
Energia kinetyczna turbulencji TKE jest odpowiedzialna za tworzenie i utrzymywanie
turbulencji w przeplywie, Istotne dla pracy silnika maksimum TKE wystepuje takze 12° przed
GMP. Wzrost stopnia sprezania oraz powierzchni wyciskajacej tloka spowodowal wzrost TKE
o okolo 40%.
Dysypacja energii kinetycznej turbulencji
3500
-spr.=8.67,
3000
niedojScie = 5 mm
-spr.=10.82, niedojScie = 7 mm
A
-spr.=10.82, niedojScie = 4 mm
2500
.".
{2Ooo
A
en 1500
a.
w
\
/r- 1\\
//--. \....l\
1000
soo
-~
.- V/"
o
180
I
225
270
315
360
405
450
495
540
k!\t obrotu walu korbowego
Rys. 6. Dysypacja energii kinetycznej turbulencji
Dysypacja energii kinetycznej turbulencji okresla strumien energii zamienionej na
pnp.Tolp. (':ip.nln~
5. Podsumowanie
Badaniom modelowym zostaly poddane trzy warianty komory spalania, zaprojektowane
z uwzglednieniem mozliwosci ich wykorzystania w rzeczywistym silniku . Dwie z nich
posiadaja takie same powierzchnie wyciskajace i roznej wartosci niedojscia tloka. Komora 0
8 = 10.82 i sq = 4 mm charakteryzuje sie najlepszymi wlasnosciami pod wzgledem generacji
turbulencji.
Predkosc wyciskania, ktora jest glownym zrodlem dostarczania energii turbulencji, jest prawie
trzykrotnie wieksza dla komory 0 8 = 10.82 i sq = 4 mm w stosunku do komory 0 8 = 8.67
i sq = 5 mm. Dla silnika z zaplonem iskrowym maksimum wartosci TKE wystepuje okolo 12°
przed GMP w komorze 8 =10.82 i sq = 4 mm i osiaga wartosc 4.1 m%2 Zmniejszenie
niedojscia tloka z 7 mm do 4 mm spowodowala wzrost TKE 0 okolo 30%;
Literatura:
I. Amsden A A, O'Rourke P. 1., Butler T. D.: KIVA-II, A computer program for chemically
reactive flows wiyh sprays, Los Alamos National Laboratory LA-11560-MS (May 1989);
2. Amsden A A: KIVA -3 V, A block-structured KIVA program for engines with vertical or
canted valve, Los Alamos National Laboratory LA-UR-97-689 (February 1997);
3. Abraham J., Magi V.: GMV, General Mesh Viwer, Los Alamos National Laboratory LAUR-59-2986 (March 1995);
4. Cupial K., Gruca M., Mirkowski J.: Experimental study ofthe turbulent airflow
characteristics in the cylinder ofsmall driven diesel engine, Journal of POLISH CIMAC,
Vol. 2, No.1, Warsaw, 1996;
5. Cupial K.: Program komputerowy SILNIK, wersja 2001
6. Elsner J. W.: Turbulencja przeplywow, PWN, Warszawa 1987;
7. Gruca M.: Wplyw pulsacji cisniema w kanale dolotowym na zawirowanie swiezego ladunku
w cylindrze silnika spalinowego, Praca doktorska, 1995;
8. Heywood 1. B.: Internal combustion enginefundomentals, McGraw-Hili, 1988.
9. Launder B. E., Spalding D. B.: The numerical computation ofturbulentflows, Compo
Methods in Appl. Mech. and Eng., 3:269-89, 1974;
10. Rychter T. J., Teodorczyk A: Modelowanie matematyczne roboczego cyklu silnika
tlokowego, PWN, 1990;
8