8 / 14
на котором моделировался распад струи на капли топлива с использо-
ванием упомянутого ПК
ANSYS Fluent
14. При этом размеры капель,
полученные при первичном распаде струи
d
перв
, принимались равными
толщине потока
h
п
[13]
d
перв
=
h
п
=
Q
эф
πd
шт
u
эф
,
где
Q
эф
— расход топлива;
d
шт
— диаметр штифта;
u
эф
— скорость
течения топлива.
При впрыскивании топлива в среду с низкой плотностью (1,4. . .
. . . 1,6 кг/м
3
) сложно избежать попадания топлива на стенку цилиндра,
даже при впрыскивании штифтовой форсункой. Поэтому выполнены
анализ факторов, влияющих на распыливание топлива, и поиск спо-
собов ограничения дальнобойности струи. Было проведено несколь-
ко расчетов развития струй, полученных при различных значениях
влияющих факторов: диаметра штифта форсунки
d
шт
, максимального
давления впрыскивания
p
впр
, продолжительности впрыскивания
τ
впр
и коэффициента сужения струи
ε
=
F
факт
/F
теор
. При этом оптималь-
ным считался вариант, при котором возможно осуществить впрыски-
вание максимальной порции топлива, которая при этом не достигала
бы стенки цилиндра. На рис. 7 показаны результаты моделирования
для различных вариантов сочетания влияющих факторов.
Анализируя результаты расчетных исследований (см. рис. 7), мож-
но отметить, что при неизменности давления впрыскивания
p
впр
уменьшение диаметра штифта
d
шт
снижает дальнобойность струи,
так как уменьшается эффективное проходное сечение распылителя
Рис. 7. Зависимости динамики струи и мелкости распыливания от различных
факторов:
d
шт
= 5
мм (
1
); 2,5 мм (
2–5
);
p
впр
= 350
бар (
1, 3
); 800 бар (
2, 4, 5
);
ε
= 0
,
8
(
1–3
);
0,5 (
4, 5
);
τ
впр
= 0
,
22
мс (
1–4
); 0,32 мс (
5
);
q
ц
= 0
,
023
г (
1,5
); 0,015 г (
2
); 0,011 (
3
,
4
);
стенка цилиндра —
6
ISSN 0236-3941. Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана. Сер. “Машиностроение” 2015. № 6 89