Диссертация (Методы повышения эффективности работы дизеля при использовании этанола в качестве экологической добавки к дизельному топливу), страница 12

Она позволяет обеспечить достаточно хорошуюточность расчетных исследований.Рис. 2.16.Зависимость часового расхода топлива Gтопл через распылитель форсунки отразмеров элементов сетки Lэ, описывающей расчетную область - проточнуючасть распылителя форсункиРезультаты моделирования течения нефтяного ДТ в распылителедизельной форсунки при двух принятых давлениях на выходе из расчетнойобласти ртопл вых=0,1 и ртопл вых=8,878 МПа представлены на Рис. 2.17-2.20. При79моделированиитечениятопливапопроточнойчастираспылителяспротиводавлением рвых=0,1 МПа (впрыскивание в атмосферу) массовый расходтоплива через одно отверстие распылителя оказался равным Gт=0,015226 кг/с, апри давлении на выходе из отверстия ртоплравнымGт=0,015150рассматриваемогокг/с.Дляраспыливающеговых=8,878анализаМПа этот расход былтеченияотверстиятопливаиспользованавнутриодноосеваясистема отчета, начальная точка которой совпадает с центром сечения на входев отверстие, а ось координаты этой системы отсчета наплавлена по осиотверстия и имеет координату lртек.Таким образом, значение lртек=0ммсоответствует входу потока топлива в распыливающее отверстие, а значение lртек=1,1мм – выходному сечению отверстия.На Рис.

2.17 показано распределение давления топлива в продольномсечении всей проточной части распылителя при указанных противодавлениях,а на Рис. 2.18 – это распределение в исследуемом распыливающем отверстии.По Рис. 2.17 следует отметить, что давление топлива в проточной частираспылителя форсунки резко уменьшается при входе в распыливающееотверстие. Внутри распыливающего отверстия (в средней его части) давлениетоплива практически достигает атмосферного давления даже при наличиипротиводавления на выходе (см. Рис. 2.18).абРис.

2.17.Распределение давления топлива в продольном сечении всей проточной частиисследуемого распылителя при противодавлениях р топл вых=0,1 МПа (а) ир топл вых=8,878 МПа (б)80абРис. 2.18.Распределение давления топлива в распыливающем отверстии припротиводавлениях ртопл вых=0,1 МПа (а) и ртопл вых=8,878 МПа (б)На Рис.

2.19 приведены распределения векторов скорости течениятопливавпродольномсечениираспыливающегоотверстияприпротиводавлении на выходе из отверстия ртопл вых=8,878 МПа.Рис. 2.19.Распределения векторов скорости течения топлива в продольномсечении распыливающего отверстия при противодавлении на выходертопл вых=8,878 МПа (обведены области появления обратных потоковтоплива)При рассмотрении представленного распределения скоростей потока81следует отметить наличие вихревого движения топлива. Появление вихрей собратным потоком топлива подтверждается распределением скорости топливав анализируемых продольных сечениях распыливающего отверстия (Рис. 2.20).Возникновение вихрей во входной части отверстия обусловлено резкимизменением направления потока и сужением канала. Наличие вихрей навыходе отверстия объясняется высоким противодавлением на выходе, чтоприводит к конденсации газовой фазы, и искажением картины течения.Полученные расчетные результаты свидетельствуют о том, что притечении топлива по распыливающему отверстию в этом потоке появляетсягазовая фаза, что обусловлено резким понижением давления по мере течениятоплива по этому отверстию и выделением пузырьков газовой фазы.

Этоотражено на Рис. 2.21.Рис. 2.20.Распределение скоростей течения топлива в поперечных сеченияхраспыливающего отверстия при противодавлении ртопл вых=8,878 МПа82абРис. 2.21.Распределение объемных долей газовой фазы в исследуемом распыливающемотверстии при противодавлениях на выходе ртопл вых=0,1 МПа (а) иртопл вых=8,878 МПа (б)Возникновение пузырьков газовой фазы напрямую связано со снижениемдавления – в сечениях, близких к входному сечению распыливающегоотверстия объемная концентрация газового топлива (пузырьков) вдольнаправлениятечениясначалабыстрорастет,стабилизируется.

Причем при противодавлении ртоплпотомэтотвых=8,878процессМПа газоваяфаза на выходе отверстия отсутствует – наличие противодавления на выходе израспыливающего отверстия приводит к конденсации газового топлива, котораяв этом случае на выходе из распыливающего отверстия не отмечена.На Рис. 2.22 приведены распределения турбулентной энергии потокатопливаподлинераспыливающегоотверстия.Вовходнойчастираспыливающего отверстия наблюдается резкое увеличение турбулентнойэнергии потока, обусловленное резким изменением направления течения,резким сужением проточной части, возникновением вихрей и появлениемпузырьков газовой фазы. На выходе отверстия наличие противодавления такжепроводит к повышению турбулентности потока.83абРис. 2.22.Распределение турбулентной энергии потока топлива в распыливающемотверстии при ртопл вых=0,1 МПа (а) и ртопл вых=8,878 МПа (б)С использованием представленных выше расчетных данных полученысредние по выбранным сечениям распыливающего отверстия значенияпараметров потока топлива, представленные в Таблице 21.

Характеристикиизменения средних по сечению параметров потока нефтяного дизельноготоплива по длине распыливающего отверстия lртекприведены на следующихрисунках – давления топлива ртопл ср на Рис. 2.23, аксиальной скорости течениятоплива Vакс ср – на Рис. 2.24, объемной доли газовой фазы Qгаз ср – на Рис. 2.25,турбулентной энергии потока топлива Eтурбср– на Рис.

2.26. Этихарактеристика рассчитаны при двух давлениях топлива на выходе израспыливающего отверстия форсунки – при ртоплртопл вых=8,878 Мпа.вых=0,1МПа и при84Таблица 21.Распределение средних значений параметров потока нефтяного дизельноготоплива по сечениям распыливающего отверстия при впрыскивании в0(вход)1234567891011(выход)0ртопл вых = 8,878МПаСредняятурбулентнаяэнергия (м2/с2)ртопл вых = 0,1МПартопл вых = 8,878МПаСредняяобъемная долягазовой фазыртопл вых = 0,1МПартопл вых = 8,878МПаСредняяаксиальнаяскорость (м/с)ртопл вых = 0,1МПартопл вых = 8,878МПаСреднеедавлениетоплива, МПартопл вых = 0,1МПаНомер сеченияЗначение lр тек, мматмосферу – при ртопл вых=0,1 МПа и при противодавлении ртопл вых=8,878 МПа22,7622,79193,0192,30,0280,0281105,81272,70,1 13,320,2 7,200,3 3,540,4 1,720,5 0,860,6 0,470,7 0,28За0,8 0,190,9 0,141,0 0,101,1 0,1013,447,283,551,680,840,540,621,644,187,048,88258,4287,1298,3301,1299,7296,5292,8288,9284,9281,0276,8257,8287,0298,3301,3300,0296,6291,8281,0258,6237,3224,70,2470,3150,3390,3460,3460,3420,3370,3290,3160,2970,2750,2490,3180,3420,3490,3480,3440,3360,3000,1770,0300,0011388,51464,81482,01480,81485,41494,71499,21496,31487,61471,11444,21473,31493,91490,31478,01467,91466,01460,21477,61684,72057,32198,9Рис.

2.23.Зависимость среднего по сечению давления нефтяного дизельноготоплива ртопл ср от текущей длины распыливающего отверстия lр тек:ртопл вых=0,1 Мпа (1); ртопл вых=8,878 Мпа (2)85Рис. 2.24.Зависимость средней аксиальной скорости течения нефтяного ДТ Vакс срот текущей длины распыливающего отверстия lр тек: ртопл вых=0,1 Мпа (1);ртопл вых=8,878 Мпа (2)Рис. 2.25.Зависимость средней объемной доли газовой фазы нефтяного ДТ Qгаз ср оттекущей длины распыливающего отверстия lр тек: ртопл вых=0,1 Мпа (1);ртопл вых=8,878 Мпа (2)86Рис. 2.26.Зависимость средней турбулентной энергии потока нефтяного ДТ Eтурб срот текущей длины распыливающего отверстия lр тек: ртопл вых=0,1 Мпа (1);ртопл вых=8,878 МПа (2)Полученныеаналитическиерезультатыхорошосогласуютсясрасчетными данными работ [32, 33, 79, 100, 101, 168, 170], а также сэкспериментальными данными работ [30, 68, 73, 121].

Это свидетельствует овозможности использования описанной выше расчетной методики длямоделированиятеченияэмульгированногобиотопливавраспылителедизельной форсунки. Как отмечено выше, в качестве такого биотопливаисследована эмульсия 30% этилового спирта в 70% рапсового масла (пообъему). Свойства этой эмульсии представлены в Таблице 20. При расчетахрассмотрен описанный выше распылитель АЗПИ. Исследована геометрияпроточной части с одним распыливающим отверстием – отверстием № 2Таблице 19.

Как и при анализе параметров потока нефтяного ДТ в расчетнойобласти, при исследовании течения эмульгированного топлива давление навходе в расчетную область было принято ртоплвх=51,5МПа, а давления навыходе из нее – ртопл вых=0,1 МПа и ртопл вых=8,878 МПа. Температура эмульсии враспылителепринятаравнойрассматривалось как несжимаемое.t=40оС.Эмульгированноетопливо87При расчетных исследованиях с использованием ПК Fluent рассмотренадисперсная фаза, состоящая из капель этилового спирта с диаметром 50 мкм,равномерно распределенная по объему рапсового масла. Для учета влиянияэтих капель на характеристики потока эмульгированного топлива использованамногофазная модель Эйлера (Eulerian Model of Multiphase Flows), в которойзакон сохранения масс для q-ой фазы имеет видn( q q )    ( q qVq )   (m pq  m qp )  Sq ,tp 1где n – количество фаз;  q – объемная концентрация q-ой фазы;  q – ееплотность; Vq – скорость течения q-ой фазы; m pq и m qp – скорость переносамасс из p-ой фазы в q-ую фазу и наоборот; S q – объёмный источник масс q-ойфазы.