Modelado Computacional Del Flujo En El Interior De Una Tobera Mono-orificio De Un Inyector Diesel

FACULTAD DE INGENIERÍA MECATRÓNICA

PROYECTO FIN DE CARRERA

MODELADO COMPUTACIONAL DEL FLUJO EN EL INTERIOR DE UNA TOBERA MONO-ORIFICIO

DE UN INYECTOR DIESEL

Por:

Edwin Alonso González Querubín

Dirigido por:

Dr. Raúl payri Marín

Ing. Gabriela Bracho León

Bucaramanga, 2008

A mi familia Por su apoyo incondicional, Muchas gracias

Agradezco enormemente al Departamento de Máquinas Térmicas por la beca ofrecida y por el buen trato que se me dio durante mi estancia allí. En especial a mis directores de proyecto Raul Payri y Gabriela Bracho por que me brindaron generosamente la oportunidad de acceder a sus conocimientos y experiencias. científicas.

“Lo que hoy digamos, pronto será olvidado…

pero lo que hagamos, vivirá por miles y miles de años”

Anónimo.

INDICE GENERAL

I

I MEMORIA

CAPITULO 1: INTRODUCCION ......................................................................... 1

1.1. Introduccion ......................................................................................... 2

1.2. Objeto del proyecto .............................................................................. 3

1.3. Justificacion ......................................................................................... 3

1.4. Estructura y desarrollo del proyecto. .................................................... 4

CAPITULO 2: EL MOTOR DIESEL Y SU FUNCIONAMIENTO .......................... 5

2.1. Introduccion ......................................................................................... 6

2.2. El motor Diesel (MEC) ......................................................................... 6

2.3. Generalidades del proceso de combustión en los MEC .................. 6

2.4. Las tres fases de la combustión ........................................................... 9

2.5. Factores que afectan a la combustión .......................................... 13

CAPITULO 3: SISTEMAS DE INYECCIÓN ...................................................... 16

3.1. Introduccion ....................................................................................... 17

3.2. Tipologías de los sistemas de inyección ............................................ 18

3.3. Sistema Common-Rail ....................................................................... 23

3.4. Caracteristicas de las toberas ............................................................ 32

CAPITULO 4: MODELADO COMPUTACIONAL DEL FLUJO EN EL INTERIOR

DE UNA TOBERA MONO-ORIFICIO ...................................................... 35

4.1. Introduccion ....................................................................................... 36

II

4.2. Tipo de tobera a estudiar ................................................................... 36

4.3. Definicion de la geometría ................................................................. 38

4.4. Condiciones iniciales y de contorno ................................................... 39

4.5. Mallado .............................................................................................. 40

4.6. Malla empleada en el proyecto .......................................................... 45

4.7. Fluido de trabajo ................................................................................ 46

4.8. Ecuaciones fundamentales y modelos aplicados ............................... 46

4.9. Discretizacion del cálculo ................................................................... 50

CAPITULO 5: RESULTADOS Y CONCLUSIONES .......................................... 51

5.1. Introduccion ....................................................................................... 52

5.2. Parametros a evaluar ......................................................................... 52

5.3. Resultados ......................................................................................... 54

5.4. Conclusiones ..................................................................................... 58

5.5. Estudios futuros ................................................................................. 59

II ANEXOS

POST-PROCESADO Y DATOS EXPERIMENTALES.

DOCUMENTO I

MEMORIA

I Memoria 1. Introducción

1

CAPITULO 1

INTRODUCCION

1.1. INTRODUCCION ....................................................................................... 2

1.2. OBJETO DEL PROYECTO ........................................................................ 3

1.3. JUSTIFICACION ........................................................................................ 3

1.4. ESTRUCTURA Y DESARROLLO DEL PROYECTO. ................................ 4


2

1.1. INTRODUCCION. Las cada vez más estrictas regulaciones sobre emisiones de gases de escape y ruidos, así como el deseo de un consumo más bajo de combustible, plantean nuevas exigencias al sistema de inyección de los motores Diesel. El sistema de inyección influye notablemente en el proceso de formación de la mezcla aire-carburante y por tanto su funcionamiento, también tiene efecto sobre el proceso de combustión y los gases que en éste se generan. Es por ello que resulta de especial relevancia estudiar y optimizar el comportamiento de todos y cada uno de los elementos que conforman el sistema de inyección. Uno de los componentes de más importancia en el sistema de inyección es la tobera de los inyectores, ya que de acuerdo la forma de la geometría interna que esta adopte, influirá notablemente en el comportamiento del flujo de combustible en su interior; el cual afecta la forma y características de la atomización del combustible en la cámara de combustión. En este proyecto se pretende crear un modelo computacional del flujo en el interior de una tobera mono-orificio mediante técnicas de CDF (Dinámica de Fluidos Computacional), con el fin de apreciar de una forma detallada comportamiento y características del chorro, como su velocidad de salida, flujo másico, cantidad de movimiento etc., en condiciones no cavitantes. Además de validar estos resultados mediante comparaciones con resultados experimentales existentes.


3

1.2. OBJETO DEL PROYECTO. La realización de este proyecto deriva en dos objetivos principales que se discuten a continuación: El primer objetivo es de tipo académico, ya que es un requisito la realización de un proyecto fin de carrera por parte del autor, para poder acceder al titulo de Ingeniero Mecatrónico, de la Universidad Santo Tomás, seccional Bucaramanga - Colombia. El segundo objetivo es el de crear un modelo computacional que describa el comportamiento del flujo en el interior de una tobera mono-orificio de un inyector de diesel mediante técnicas de CFD (Dinámica de Fluidos Computacional), con el fin de apreciar de una forma más detallada el comportamiento del chorro en el interior de la tobera y validar los resultados arrojados por las simulaciones por medio de comparaciones con resultados experimentales existentes. El programa CFD empleado es el software de licencia libre openFOAM, el cual se basa en el método de volúmenes finitos donde el dominio a estudiar es dividido o discretizado en pequeños volúmenes o celdas de control, sobre las cuales se resuelven una serie de ecuaciones y modelos que describen la dinámica del fluido. . 1.3. JUSTIFICACION. A continuación se argumentan los diversos motivos que justifican la realización de este presente proyecto: El primer motivo es el académico. El Proyecto Fin de Carrera es un ejercicio académico en el que se pretende la integración, aplicación y validación de los conocimientos adquiridos durante toda la carrera, para garantizar la capacidad profesional del alumno. Es decir, es el último paso para finalizar su formación académica. En segundo lugar, este proyecto se justifica como resultado del convenio de investigación suscrito entre el Departamento de Máquinas y Motores Térmicos, de la Universidad Politécnica de Valencia, con el grupo francés PSA, para mejorar el conocimiento del flujo en el interior de las toberas. Éste es uno de los factores más importantes dentro de la inyección directa, ya que influye directamente en las características de la atomización y mezcla del combustible con el aire en el interior de la cámara de combustión, y sobre todo con la emisión de contaminantes. Las normas tan estrictas sobre este último factor, justifican de por sí cualquier trabajo de investigación que se haga al respecto.


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Las consecuencias que del presente proyecto se derivan podrían traducirse, en un próximo futuro, en reducciones, tanto de consumo de combustible, como de emisión de contaminantes en vehículos propulsados por motores diesel. 1.4. ESTRUCTURA Y DESARROLLO DEL PROYECTO. El proyecto consta de dos partes, una es la memoria y la otra son los anexos:

• La memoria: Esta dividida en cinco capítulos, de los cuales en el primero contiene la introducción, el objetivo general, la justificación, viabilidad etc. del proyecto. En el segundo se hace una breve descripción del funcionamiento del motor diesel. En el tercero se exponen los sistemas de inyección directa e indirecta, además se explica detalladamente el funcionamiento y cada una de las partes del sistema Common-Rail. Es de gran importancia entender claramente los conceptos que se aprecian en los capítulos dos y tres como paso previo al desarrollo del objetivo general del proyecto, el cual esta dividido en los capítulos cuatro y cinco. El capitulo cuatro comprende el desarrollo del proyecto donde se ven temas como es el análisis de la geometría, mallado, ecuaciones y modelos empleados etc. Por ultimo esta el capitulo cinco en el cual se exponen los resultados así como las conclusiones a las que se llegaron.

• Los anexos Estos contienen todos los datos del post-procesado de los resultados obtenidos con los diferentes modelos empleados; además de los datos experimentales con los cuales nos basamos para validar estos resultados.

I Memoria 2. El motor Diesel y su funcionamiento

5

CAPITULO 2

EL MOTOR DIESEL Y SU FUNCIONAMIENTO

2.1. INTRODUCCION ....................................................................................... 6

2.2. EL MOTOR DIESEL (MEC) ....................................................................... 6

2.3. GENERALIDADES DEL PROCESO DE COMBUSTIÓN EN LOS MEC ........ 6

2.4. LAS TRES FASES DE LA COMBUSTIÓN ................................................ 9

2.4.1. Tiempo de retraso ........................................................................... 10

2.4.2. Periodo de combustión rápida ........................................................ 11

2.4.3. Tercera fase de la combustión ........................................................ 12

2.5. FACTORES QUE AFECTAN A LA COMBUSTIÓN ............................ 13

2.5.1. Régimen del motor .......................................................................... 13

2.5.2. Punto de inyección .......................................................................... 13

2.5.3. Dosado ............................................................................................ 14

2.5.4. Sobrealimentación .......................................................................... 14

2.5.6. Otros factores ................................................................................. 15


6

2.1. INTRODUCCIÓN. En este capítulo, se explica el funcionamiento de un motor Diesel, también llamado MEC, (motor de encendido por compresión), motor en el que irá integrado el sistema de inyección Common-Rail (incluida la bomba).

Posteriormente se profundiza en el proceso de combustión, viendo cuales son sus etapas y los factores que le afectan más directamente, donde se verá que juega un papel muy importante el sistema de inyección. 2.2. EL MOTOR DIESEL (MEC). Tanto los motores de gasolina como los diesel se pueden emplear para realizar iguales funciones; sin embargo, cuando se requiere desarrollar grandes potencias, como la necesaria para mover una locomotora, un barco o un generador de corriente eléctrica de gran capacidad de generación, se emplean solamente motores de combustión interna diesel. El motor Diesel también llamado MEC (motor de encendido por compresión), fue inventado y patentado por Rudolf Diesel en 1892. Este es un motor térmico de combustión interna, en el cual el encendido se logra por la temperatura elevada que produce la compresión del aire en el interior del cilindro o cámara de combustión. En el motor diésel la ignición del combustible se logra cuando este se inyecta pulverizado en la cámara de combustión, la cual contiene aire presurizado a una temperatura superior a la temperatura de autocombustión, por lo que no hay necesidad de producir una chispa que provoque el encendido como en el caso del motor a gasolina, puesto que el combustible arde espontáneamente al entrar en contacto con el aire fuertemente comprimido. 2.3. GENERALIDADES DEL PROCESO DE COMBUSTIÓN E N LOS MEC. Desde un punto de vista mecánico, el ciclo del motor diésel de cuatro tiempos consta de las siguientes fases:

• Fase de admisión: al inicio de este tiempo el pistón se encuentra en el punto muerto superior (PMS), comienza la carrera descendente creando un vacío dentro de la cámara de combustión, al mismo tiempo se abre la válvula de admisión para llenar de aire limpio aspirado o forzado por un turbocompresor la cámara de combustión, terminando este ciclo cuando el pistón llega al punto muerto inferior (PMI) y la válvula de admisión se cierra nuevamente.


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• Fase de compresión: estando el pistón en el punto muerto inferior (PMI) y la válvula de admisión cerrada, empieza su carrera de ascenso, comprimiendo el aire contenido en el cilindro y logrando de esa forma un núcleo de aire caliente en la cámara de combustión por el efecto adiabático.

• Fase de explosión: cuando el pistón está a punto de llegar al punto muerto superior (PMS) se inicia la inyección de combustible a alta presión; en este momento se mezclan las partículas de gasóleo pulverizado con el núcleo de aire caliente y se produce el encendido que inflama dicha mezcla y hace que explote. La fuerza de la explosión obliga al pistón a bajar bruscamente hasta el punto muerto inferior (PMI). Durante el descenso del pistón la biela transmite este movimiento al cigüeñal, al que hace girar, transformando el movimiento lineal del pistón en un movimiento de rotación (ver Figura 2.3).

Fig. 2.1: Fase de admisión.

Fig. 2.2: Fase de compresión.


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• Fase de escape: concluida la fase de explosión y habiendo llegado el pistón al PMI, se abre la válvula de escape al mismo tiempo que el pistón empieza su carrera hacia el PMS; arrastrando los gases producidos por la combustión hacia la válvula de escape. Estos gases salen hacia la atmósfera por un tubo conectado al múltiple de escape.

Concluida la etapa de escape, comienza la admisión del ciclo siguiente. Como se ha citado anteriormente, en el motor Diesel se comprime solo aire, con una relación de compresión volumétrica que varía entre 12:1 y 22:1 según el tipo de motor. Debido a esta compresión (de carácter politrópico, esto es cuando p.vk = cte.) experimentada por el aire, su presión y temperatura son muy elevadas en el instante en que se comienza a inyectar el combustible, de manera que tan pronto comienza la inyección y se forma la primera gota, tiene lugar el comienzo de la reacción química de oxidación, (combustión). Sin embargo, esta reacción es, en una primera fase, tan lenta que la aparición de la llama tiene lugar después de un cierto periodo de tiempo denominado tiempo de retraso.

Fig. 2.3: Fase de explosión.

Fig. 2.4: Fase de escape.


9

El punto donde tiene lugar el encendido no viene fijado por ningún factor fácilmente controlable. La llama suele aparecer cuando la distribución del aire y el combustible no es todavía homogénea, estando gran parte del combustible en estado líquido. El encendido de la mezcla no depende de la transmisión de energía desde otra zona como ocurre en los MEP (motores de encendido provocado), sino que se autoinflama como consecuencia de la elevada presión y temperatura reinantes en cada punto. Así pues, debe quedar bien claro que la combustión en los MEC es debida fundamentalmente a las condiciones locales en cada parte de la mezcla.

Por otra parte se observa que el proceso de combustión está íntimamente ligado con la distribución del combustible en el aire comprimido, y dado que el tiempo disponible para este proceso es muy corto, se hace necesario, que el sistema de inyección tenga unas muy buenas características, ya que es el encargado de suministrar el combustible y generar una gran turbulencia para favorecer la distribución y mezcla del mismo con el aire. De aquí la gran importancia que tiene el sistema de inyección en el motor Diesel. Hay que añadir que la turbulencia depende también en gran medida del diseño de la cámara de combustión.

2.4. LAS TRES FASES DE LA COMBUSTIÓN.

El investigador H.G. Ricardo, a principios de siglo, concibió el proceso de combustión en el motor de encendido por compresión en tres pasos, el primero de los cuales es el tiempo de retraso. Este retraso es, lo suficientemente largo para que, cuando se produzca la autoinflamación, haya un volumen apreciable de combustible gasificado y bien mezclado en el aire.

La segunda fase, es el periodo de rápida combustión; en ella se quema la parte de combustible gasificado y mezclado con aire que haya sido inyectado en el tiempo de retraso.

Finalmente, el combustible que todavía no se ha quemado, junto con el que se inyecta posteriormente, se quema con una velocidad que será función del oxígeno que pueda encontrar para su combustión; esta es la llamada tercera fase de la combustión.

A continuación se definirán algunos parámetros de interés que servirán para explicar mejor en qué consiste cada una de las fases de la combustión:

a) Ángulo de avance a la inyección αai: es el ángulo existente entre el

comienzo de la inyección y el PMS.

b) Ángulo de inyección αi (tiempo de inyección ti): es el ángulo (tiempo) que dura el proceso de inyección.


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(2.1)

No se debe confundir el ángulo de inyección definido anteriormente, con el ángulo de inyección de la bomba inyectora αib , ya que ésta gira, en los motores de 4 tiempos, a la mitad del régimen del motor, por lo que se cumple:

(2.2)

c) Ángulo de retraso αr ( tiempo de retraso tr ): Es el ángulo (tiempo)

existente entre el comienzo de la inyección y el punto en el que la línea de presión se separa de la compresión sin combustión, punto que aparece representado en la figura 2.5.

d) Ángulo de combustión αc ( tiempo de combustión tc ). e) Velocidad media de combustión Cc. f ) Gradiente de presión dp/dα ó dp/dt. g) Presión máxima de combustión. h) Régimen de giro n. i) Tiempo de retraso tr. 2.4.1. Tiempo de retraso. Está caracterizado por dos fenómenos distintos y en parte yuxtapuestos, a saber:

• En primer lugar el retraso físico, que es el tiempo necesario para la

formación de las gotas y su posterior calentamiento y vaporización. • A continuación el retraso químico, tiempo necesario para que se den las

prerreacciones en el combustible para que se autoinflame. Finalmente señalar que el tiempo de retraso está fuertemente condicionado por la temperatura y muy débilmente por la presión.

2i

ib

αα =

6.)..( . 60

º360.)..( .

)(⋅

=⋅

=mprmotorreg

smprmotorreg

st iii

αα


11

Fig. 2.5: Diagrama de la evolución Presión-Tiempo dentro del cilindro.

2.4.2. Periodo de combustión rápida. En esta segunda fase se quema el combustible que ha tenido tiempo de vaporizarse y mezclarse con el aire. La velocidad de combustión y el aumento de presión están íntimamente ligados con el tiempo de retraso. En efecto, si el tiempo de retraso es grande tendrá el combustible oportunidad de vaporizarse y mezclarse y, además, la cantidad de combustible inyectada será grande. En motores en los que el tiempo de inyección es inversamente proporcional al régimen del motor, lo que es usual, a medida que aumenta el régimen, para un grado de carga determinado, el combustible inyectado en el retraso es mayor y, por tanto, la marcha es mas dura. Los dos parámetros que caracterizan esta fase son: a) La velocidad de combustión: dp/dα. b) El incremento total de presión.


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El valor de estos parámetros depende de:

• El combustible inyectado en el retraso, que es función de la ley de inyección (la tasa) y del ángulo de retraso.

• De la parte de combustible que se ha gasificado de todo el inyectado en

el retraso. La parte de combustible que se gasifica depende de la calidad de la micromezcla formada por el inyector (finura de las gotas del chorro) y de la turbulencia. El alto porcentaje de gotas finas y la elevada turbulencia facilitan, lógicamente, la gasificación. En los MEC predomina uno u otro factor, según el tipo de cámara de combustión: en motores de inyección directa tiene más importancia el inyector y en los de inyección indirecta la turbulencia.

• De la cantidad de combustible que previamente gasificado encuentra el

oxígeno necesario para la combustión; función de la penetración del chorro (macromezcla) y de la turbulencia. La calidad de la macromezcla y la micromezcla son condiciones contrapuestas ya que la gota fina tiene una menor penetración, por lo que hay que acudir a soluciones de compromiso.

• Del tipo y tamaño de la cámara de combustión. Así, en las cámaras

divididas la presión es menor en el espacio muerto debido a la pérdida de carga en el conducto entre cámara y precámara, con lo cual la marcha es menos dura.

2.4.3. Tercera fase de la combustión. La tercera fase se desarrolla desde el punto de máxima presión hasta el punto en que termina la combustión.

Cuando el ángulo de retraso es mayor que el ángulo de inyección, circunstancia que se da en motores a alto régimen, el tercer periodo de la combustión solo implica al combustible que no haya encontrado el oxígeno necesario durante la segunda fase. En este caso la velocidad de combustión viene limitada por el proceso de mezcla, y éste depende del oxígeno y combustible que queda sin quemar. Aun en el caso de que el combustible haya sido inyectado antes de que finalice el tiempo de retraso, unas malas características del chorro pueden alargar el proceso de combustión durante esta tercera fase.

Si la segunda fase finaliza antes de terminar el tiempo de inyección, el combustible que se sigue inyectando arderá durante la tercera fase y la velocidad de combustión dependerá fundamentalmente de la ley de inyección y de las características del chorro.


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En motores grandes girando a bajo régimen, la combustión se realiza fundamentalmente durante esta tercera fase, puesto que el tiempo de retraso representa un ángulo de retraso muy pequeño. En este caso el sistema de inyección es el que se encarga fundamentalmente de la homogeneización de la mezcla, y es la ley de inyección la que fijará la velocidad de combustión.

2.5. FACTORES QUE AFECTAN A LA COMBUSTIÓN.

En el caso de los motores Diesel, la velocidad de combustión, así como el gradiente de presiones, depende de forma muy importante del diseño de las cámaras de combustión y del sistema de inyección. En la práctica el diseño de estos elementos es muy variado, y por lo tanto es más difícil generalizar en este tipo de motor que en los de gasolina.

Veamos pues algunos factores que afectan decisivamente al proceso.

2.5.1. Régimen del motor. Cuando en un motor dado aumenta el número de revoluciones, se incrementa la temperatura en la cámara de combustión y en consecuencia disminuye el tiempo de retraso. Sin embargo para conseguir que la combustión siga centrada habrá que considerar la ley de variación del ángulo de retraso definida por el producto n · tr. Para poder centrar la combustión necesitamos un sistema que avance el comienzo de la inyección conforme aumenta el régimen de giro del motor, este tipo de ajustes que resulta complicado en los sistemas de inyección tradicionales, se realiza de manera muy sencilla en el sistema Common-Rail, ya que su control es totalmente electrónico.

Finalmente indicar que los motores al ralentí suelen presentar marcha dura debido a que todo el combustible se inyecta en el retraso, y al ser el tiempo de retraso grande los gradientes de presión son fuertes.

2.5.2. Punto de inyección. Haciendo un estudio de la variación de la presión con el ángulo de giro del cigüeñal, se observa que el rendimiento máximo y la potencia máxima tienen lugar cuando la presión máxima de combustión se encuentra unos grados después del punto muerto superior, por otro lado cuando el punto muerto superior se encuentra dentro del tiempo de retraso éste se reduce. Una inyección anterior o posterior trae consigo mayores retrasos, ya que las presiones y temperaturas con las que se encuentra el combustible son menores. Además, en el caso de inyectar con mucho adelanto, los gradientes de presión y las presiones máximas son mayores, pues el tiempo de retraso es mayor y el pistón ayuda en su carrera ascendente al aumento de la presión final.


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Muchos motores utilizan un punto de inyección posterior al correspondiente al de máxima potencia para evitar gradientes de presión y presiones máximas de combustión excesivas, teniendo en cuenta, además, que las presiones máximas elevadas son causa de producción de óxidos de nitrógeno, compuestos actualmente limitados por la legislación anticontaminación. La tendencia actual es realizar una pequeña preinyección muy temprana seguida de la inyección principal de combustible, esto reduce la emisión de contaminantes a la atmósfera y además hace al motor menos ruidoso.

2.5.3. Dosado. Si bien ya se ha dicho que no es muy exacto hablar de dosado si el combustible no se encuentra completamente gasificado y homogeneizado, considerado desde el punto de vista del conjunto, se puede decir que al disminuir el dosado disminuyen las temperaturas medias de las paredes y por tanto aumenta el retraso, de ahí que con dosados pequeños las presiones máximas de combustión sean del mismo orden que con dosados superiores.

Los ensayos demuestran que los motores Diesel pueden funcionar con dosados extremadamente bajos (fr =0.04); esto es posible debido a que el proceso de combustión se realiza con autoinflamación. Una dificultad práctica es el conseguir adecuadas características del chorro con cantidades muy pequeñas de combustible inyectado.

Hay siempre en los motores Diesel un limite práctico para el dosado máximo, que viene determinado por una combustión incompleta acompañada de unos gases de escape con humos negros, (inquemados).

Dos son las razones para que se produzca este fenómeno. Por un lado, con gran cantidad de combustible, parte del mismo no encuentra oxígeno para quemarse; por otro, con las elevadas presiones y temperaturas, el combustible crackea, es decir, se deshidrogena hasta convertirse en carbono.

El límite de humos negros no sólo es un grave problema para la vida del motor, particularmente para los inyectores y segmentos sino también por los problemas de contaminación que supone.

2.5.4. Sobrealimentación. Dado que en los motores sobrealimentados el aire admitido tiene una presión y temperaturas más elevadas, el tiempo de retraso se reduce, sin embargo, como la cantidad de combustible suministrado por grado de giro de cigüeñal tiene que crecer para que exista un aumento de potencia, sucede que en los motores sobrealimentados la masa de combustible inyectada en el retraso crece. Teniendo en cuenta además que la turbulencia es mayor, tanto el gradiente de presión como la presión máxima de combustión crecen de forma importante siendo ésta última un importante factor limitador del grado de sobrealimentación.


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Para resolver este problema se hace necesario reducir la cantidad de combustible introducida en el cilindro por grado de cigüeñal, lo que lleva a que el ángulo de inyección crezca, con lo que existen grandes dificultades para garantizar una combustión completa, particularmente en el caso de motores rápidos.

La solución se puede buscar por tres caminos, a saber:

• Puesto que el aire admitido está más caliente que en un motor de aspiración natural, se puede aumentar el avance a la inyección sin que aumente el retraso y siempre que la combustión se encuentre centrada.

• Suministrar una gran cantidad de combustible al final de la inyección, lo

que evidentemente retrasa el final de la combustión, con lo que el rendimiento se reduce y se favorece la formación de humos.

• Disminuir el avance a la inyección, comenzando ésta en las

proximidades del PMS de tal forma que el retraso sea mínimo. De esta forma las presiones máximas son menores al efectuarse la combustión en la carrera descendente del émbolo, y al ser pequeño el tiempo de retraso. Debido a estas dos razones, puede incrementarse la cantidad de combustible suministrado durante el comienzo de la inyección.

Finalmente, para limitar la presión máxima de combustión, se puede reducir la relación de compresión volumétrica, ya que el aire admitido tiene mayor densidad y temperatura.

Ahora bien, los imperativos del arranque en frío limitan el valor mínimo de este parámetro.

En resumen, puede afirmarse que la solución a la combustión en motores sobrealimentados será un compromiso entre las distintas técnicas apuntadas. 2.5.5. Otros factores. Evidentemente hay que considerar entre los factores que afectan a la combustión los siguientes:

• Naturaleza del combustible.

• Caracterización del chorro de inyección.

• Diseño de la cámara de combustión.

I Memoria 3. Sistemas de inyección

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CAPITULO 3

SISTEMAS DE INYECCIÓN

3.1. INTRODUCCION ..................................................................................... 17

3.2. Tipologías de los sistemas de inyección .................................................. 18

3.2.1. Motores de inyección indirecta ........................................................ 18

3.2.2. Motores de inyección directa .......................................................... 19

3.2.3. Tendencias actuales ....................................................................... 22

3.3. SISTEMA COMMON-RAIL ...................................................................... 23

3.3.1. Introducción .................................................................................... 23

3.3.2. Diseño del sistema .......................................................................... 23

3.3.3. Componentes del sistema ............................................................... 25

3.3.4. Inyección múltiple ........................................................................... 29

3.3.5. Propiedades específicas de un sistema Common-Rail ................... 31

3.3.6. Resumen ......................................................................................... 32

3.4. CARACTERISTICAS DE LAS TOBERAS ................................................ 32

3.4.1. Morfología de la tobera ................................................................... 33

3.4.2. Tipos de tobera ............................................................................... 33


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3.1. INTRODUCCIÓN. En este capítulo se explica detalladamente cuáles son las funciones y el comportamiento, de las diferentes partes que componen el sistema de inyección de un motor de encendido por compresión. El sistema de inyección es el conjunto de elementos encargados de suministrar el combustible al motor, (gasoil en el caso del motor Diesel, que es el que nos ocupa) y de hacerlo en la forma más apropiada en cada instante, para ello debe aportar y atomizar el gasoil de la siguiente manera:

• En el momento adecuado.

• En la cantidad precisa.

• De una forma determinada, (ley de inyección). El instante en el que se produce la inyección se rige por el régimen y por el grado de carga del motor. Además, se modifica de acuerdo con dicho régimen, de forma que la máxima presión en cámara, tenga lugar una vez que se haya alcanzado el punto muerto superior. La cantidad de masa inyectada está directamente relacionada con el grado de carga y, por lo tanto, con el par disponible. El límite superior, normalmente, viene determinado por el par máximo admisible mecánicamente, con el mínimo dosado, el cual está relacionado, directamente, con la formación de CO, con la emisión de hidrocarburos (HC) y con el propio rendimiento de la combustión. La ley de inyección o tasa de inyección mide la forma en la que el combustible es inyectado durante el proceso de inyección del mismo, en la cámara de combustión. Éste es un parámetro muy importante en la combustión, por lo que, más adelante, se le dedica un capítulo completo.

Los elementos básicos de cualquier sistema de inyección son:

• Bomba de alta presión. Es el elemento encargado de impulsar el combustible a alta presión hasta los inyectores.

• Tuberías o líneas de alta presión. Encargadas de conducir el gasóleo a

cada uno de los inyectores

• Inyectores. Existe uno por cada cilindro, tienen la misión de formar el chorro atomizado de combustible, en el interior de la cámara de combustión, en las condiciones adecuadas.


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3.2. TIPOLOGÍAS DE LOS SISTEMAS DE INYECCIÓN. Los motores Diesel de automoción pueden estar provistos de dos tipos de sistemas de inyección diferentes:

• Inyección indirecta. • Inyección directa.

Ambos sistemas de inyección constan de los mismos elementos para la distribución del gasoil, es decir ambos disponen de bomba de inyección, válvulas, líneas de alta presión, e inyectores. Estos sistemas se diferencian sólo en el modo en el que inyectan el combustible en el cilindro. A continuación se detalla el funcionamiento de los dos sistemas analizando sus ventajas e inconvenientes.

3.2.1. Motores de Inyección Indirecta. En un motor que lleva un sistema de inyección indirecta la cámara de combustión aparece dividida en dos partes. Estas dos partes son la precámara de inyección y la cámara de combustión propiamente dicha. El inyector, de un solo orificio, inyecta el chorro de gasoil en la precámara de inyección. En esta precámara existe una elevada turbulencia de aire que ayuda a que las partículas de gasoil del chorro se dispersen formando la mezcla aire-combustible. Debido a esta turbulencia existente en la precámara, el inyector no requiere la complicación constructiva de los elementos de un sistema de inyección directa, (donde son los inyectores los encargados de crear gran parte de esta turbulencia, siendo su construcción y funcionamiento más complejos). La mezcla pasa por un canal que va desde la precámara de inyección hasta la cámara de combustión, donde se inflama por efecto de la alta presión y temperatura.

C a len ta d o r

P r ecá m ar a

I n ye c to r

Fig. 3.1: Esquema de un motor de inyección indirecta.


19

En cuanto a las ventajas del sistema de inyección indirecta cabe reseñar las siguientes:

• Por la alta turbulencia del aire existente en la precámara de inyección (en el régimen máximo, la rotación del aire puede llegar hasta 100.000 rev/min.), se alcanza una buena dispersión del chorro, lo que hace que la macromezcla sea de muy alta calidad.

• La obtención de una buena mezcla aire-combustible, es fundamental

para que en el motor se produzca una combustión progresiva, como consecuencia, en este tipo de motores no existen aumentos bruscos de presión en el cilindro, se obtiene un motor de marcha suave y poco ruidosa, estos motores son poco humeantes, por la buena combustión, niveles bajos de NOx , debido a que estos compuestos aparecen a altas temperaturas.

Los inconvenientes de la inyección indirecta:

• Como consecuencia de la cámara dividida, estos motores tienen mala

ventilación.

• Debido a la existencia de precámara y cámara aparece una relación superficie/volumen alta, lo que eleva las pérdidas térmicas y le hace perder rendimiento.

• Es necesario también por esta última razón instalar precalentadores en

la precámara de inyección, con el fin de posibilitar el arranque en frío del motor.

3.2.2. Motores de Inyección Directa. Los sistemas de inyección directa han sido equipados tradicionalmente en motores grandes y medianos, que no poseen un elevado régimen de giro. Sin embargo, con el paso del tiempo los sistemas de inyección directa se han optimizado considerablemente y, en la actualidad, los motores Diesel equipados con estos sistemas poseen un mejor rendimiento que los motores de inyección indirecta, por eso la tendencia actual es la de extender los sistemas de inyección directa a los motores pequeños y rápidos. En un motor equipado con un equipo de inyección directa, la inyección del combustible se realiza directamente en la cámara de combustión del motor. En este tipo de motores se prescinde de la cámara dividida, característica de los motores Diesel de inyección indirecta.


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Fig. 3.2: Esquema de un motor equipado con inyección directa. En los motores de inyección directa la cámara de combustión está labrada en el mismo pistón, y no en la culata como en el caso de inyección indirecta. Como consecuencia de la no existencia de la precámara de inyección, desaparecen las elevadas turbulencias generadas en esta, y que eran utilizadas para dispersar el chorro. Por lo tanto en la inyección directa el chorro de inyección no cuenta con la ayuda del medio para formar la mezcla aire-combustible.

Fig. 3.3: Formas que puede adoptar el pistón para facilitar la turbulencia. Por lo tanto para ayudar a homogeneizar la mezcla en un motor de inyección directa se recurre a:

• Diferentes formas que adopta la cámara de combustión sobre el pistón (Figura. 3.3.), que permiten que el aire de la admisión forme en ella un remolino denominado “swirl”, con el objeto de ayudar a la dispersión del gasoil en la cámara de combustión.


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• Subsanar parcialmente la deficiencia en cuanto a las corrientes de aire, mediante el perfeccionamiento del sistema de inyección, en concreto de la bomba y de los inyectores.

• Se usan inyectores de varios orificios, 4, 5 o 6, con diámetros muy

pequeños, en motores de automoción pequeños. Estos inyectores crean unos chorros de muy alta calidad, dando lugar a unos diámetros de gotas muy reducidos que facilitan la dispersión. Con esto se pretende conseguir una formación de mezcla homogénea y lo más rápidamente posible, para que la combustión se realice en las condiciones óptimas. En la figura 3.4, se muestra el aspecto de una tobera de un inyector de inyección directa apreciándose la disposición de los orificios, este elemento es el que va introducido en la cámara de combustión y por lo tanto es el encargado de inyectar y pulverizar el combustible, además es desmontable para poder ser intercambiado.

• La bomba de inyección, en lo que a los sistemas de inyección directa

tradicionales se refiere (pueden ser rotativas o en línea), ha de ser muy precisa en cuanto a la cantidad de combustible inyectado, y el punto de inyección, así como de gran robustez, ya que se dan presiones de inyección de hasta 1000 Bar, mientras que, como se verá en la siguiente sección de este capítulo, donde se trata profundamente el sistema Common-Rail (variante del sistema de inyección directa tradicional), la inyección ya no depende de la bomba si no de los inyectores, que son los encargados de controlar la inyección de combustible al motor comandados electrónicamente por un calculador.

Fig. 3.4: Tobera de un inyector de inyección directa


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Las ventajas que presentan los motores de inyección directa sobre los de inyección indirecta son:

• Presentan una mejor ventilación de la cámara de combustión, debido a la ausencia de la cámara dividida. Esto elimina las perdidas por rozamiento del aire en la precámara de inyección y en el canal.

• Es un motor más caliente, y por lo tanto más adiabático, como

consecuencia de la menor relación superficie / volumen de la cámara de combustión. Esto posibilita que el rendimiento de estos motores pueda llegar hasta valores del 40%.

• Son motores con mayor sencillez constructiva, puesto que ha

desaparecido la precámara de inyección, y el canal. Entre los inconvenientes de los motores de inyección directa encontramos:

• La mezcla en estos motores es peor que la obtenida por el procedimiento de precámara, en consecuencia tenemos un motor más humeante que los de inyección indirecta.

• El aumento de presión brusco en el cilindro provoca en aumento de la

dureza de marcha, y que sea un motor ruidoso.

• La formación de la mezcla resulta lenta, por no estar ayudada por las turbulencias del aire, por lo tanto estos motores tienen dificultad para alcanzar alto régimen de giro.

• La fisonomía de la culata dificulta instalar un sistema de precalentadores

para facilitar el arranque en frío del motor. 3.2.3. Tendencias actuales. Existen varias razones para hablar de nuevas tendencias en el campo de los sistemas de inyección diesel:

• La creciente restricción legal en los niveles máximos de emisiones gaseosas y acústicas, difícilmente alcanzables con los sistemas de inyección tradicionales.

• El mejor comportamiento y manejabilidad de los vehículos, exigencia de

mayor par a bajo régimen.

• La reducción del consumo de combustible y de aceite.

• La reducción del peso y del volumen del motor.


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3.3. SISTEMA COMMON-RAIL. 3.3.1. Introducción. Durante muchos años, en la industria del automóvil, ha sido un objetivo primordial el conseguir un sistema de inyección flexible para motores Diesel de inyección directa, que permitiese variar fácil y libremente:

• el inicio de la inyección. • cantidad de combustible inyectado. • la tasa de inyección.

• la presión de inyección.

Con el propósito de alcanzar todos estos objetivos, se ha diseñado el sistema de inyección de combustible Common-Rail. Este sistema, además de permitir variar la tasa e inicio de la inyección, permite cambiar libremente la presión de inyección, en un rango que abarca desde los 150 hasta los 1400 bares, así como inyectar el combustible en diferentes etapas. Estas nuevas características contribuyen, a la mejora de los motores diesel de inyección directa en lo que concierne al ruido, emisión de gases de escape, y par obtenido en el motor. 3.3.2. Diseño del sistema. En las figuras 3.5 y 3.6, pueden observarse el esquema y el prototipo, respectivamente, del sistema Common Rail de la casa BOSCH.

Fig. 3.5: Sistema Common-Rail para vehículos de pasajeros.


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Una bomba de alimentación toma combustible, (gasoil), del depósito y, de este modo, alimenta a la bomba de alta presión. A su vez, la bomba de alta presión es accionada por el motor de combustión, y trasiega gasóleo, a través del Rail, hacia los inyectores, situados en los cilindros del motor. Una parte de este gasoil es inyectado en las cámaras de combustión del motor; y otra parte, menor que la anterior, se utiliza para controlar la posición de la aguja del inyector. Esta parte de gasoil después de la inyección vuelve al depósito, por lo que se le denomina caudal de retorno. El volumen de combustible comprendido entre la bomba de alta presión y los inyectores actúa como un acumulador. El gasoil es un fluido incompresible, de manera que el volumen anterior amortigua las oscilaciones que surgen debido a las pulsaciones producidas en la bomba de alta presión y, especialmente, en la brusca salida de gasóleo por los inyectores. Un sensor de presión mide la presión del gasóleo en el raíl. La señal que proporciona es comparada con el valor deseado que está almacenado en la ECU (Electronic Control Unit ). En el caso de que el valor medido y el deseado sean diferentes, se abre o se cierra un orificio de desbordamiento en el regulador de presión, hasta que las presiones se igualen. El gasoil de exceso resultante regresa al depósito de combustible.

Fig. 3.6: Sistema Common-Rail para vehículo de pasajeros. La apertura de los orificios de control de los inyectores es controlada por la ECU, a tiempos definidos, mediante el envío de pulsos de diferente duración a unas electroválvulas incorporadas en dichos inyectores. La duración de la inyección, la presión del gasóleo en el raíl, y el área del flujo de la inyección, determinan la cantidad de gasoil inyectado, que por lo tanto no depende del régimen.


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3.3.3. Componentes del sistema. 3.3.3.1. Filtro de combustible. El filtro es un elemento de vital importancia en cualquier sistema de inyección. La parte de alta presión del sistema, (bomba de inyección e inyectores), se fabrica con una exactitud de milésimas de milímetro, lo que significa que incluso las partículas de suciedad más diminutas que pueda contener el combustible puede menoscabar su funcionamiento (los filtros de gasoil son capaces de filtrar partículas de hasta 5 µm). Un filtrado deficiente provocaría daños en los componentes de la bomba, las válvulas de impulsión y los inyectores. El empleo de un filtro de combustible adaptado a las exigencias particulares de la instalación de inyección es la premisa indispensable para un servicio prolongado y sin perturbaciones. Puede que el combustible contenga agua, tanto emulsionada como sin ligar, (p. ej. formación de condensación acuosa debido a cambios de temperatura). Si el agua llega a la bomba de inyección, no se podrían evitar los daños por corrosión. La bombas rotativas de inyección necesitan, por tanto, un filtro de combustible con colector de agua. La aplicación, cada vez más frecuente, del motor Diesel en turismos ha favorecido el empleo de un dispositivo automático, detector del nivel de agua, que indica, mediante un testigo de aviso correspondiente, cuándo debe purgarse el agua. 3.3.3.2. Bomba de alimentación. Aguas abajo de este elemento se tiene lo que se denomina circuito de baja presión y la parte aguas arriba, se denomina circuito de alta presión. Es importante la existencia de este elemento para garantizar el suministro de gasoil a la bomba de inyección, con un mínimo de presión para evitar la cavitación. Además, como la lubricación de las bombas de inyección se realiza con el propio gasoil, la presencia de una bomba de alimentación asegura la correcta lubricación de todo el grupo. 3.3.3.3. Bomba de alta presión. La bomba de alta presión es de pistones, y éstos, se encuentran dispuestos radialmente. Una leva excéntrica, en su eje conductor, desplaza tres pistones en sucesión. Los pistones están sujetos a la excéntrica por muelles, y cada pistón toma gasoil por la correspondiente válvula de entrada. Éste es entregado mediante la válvula de control, cuando el pistón es desplazado por la excéntrica, generando así un caudal pulsante que va hacia el Rail donde se acumula.


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Fig. 3.7: Bomba de alta presión. La válvula de entrada de uno de los pistones puede ser abierta por un solenoide. De esta forma, la cantidad de gasoil entregada por la bomba de alta presión puede ser adaptada a la correspondiente demanda. Esto tiene como consecuencia, una baja absorción de potencia del sistema de inyección de combustible, y una temperatura moderada para el combustible. Existe una válvula de seguridad localizada en la boca de alimentación de combustible de la bomba de alta presión. El pistón de esta válvula cierra un orificio en la entrada de la bomba de alta presión, cuando existe una presión baja de gasóleo. Si las condiciones son de alta presión del combustible, el orificio se abre. Por medio de esta válvula, el gasóleo que fluye al motor, puede cesar de hacerlo cuando la bomba de alimentación sea desconectada. 3.3.3.4. Inyectores. En la Figura 3.8, puede observarse un conjunto porta-inyector, en el que se pueden distinguir los siguientes componentes:

• Una tobera multi-orificio con un muelle, la fuerza de pretensión del muelle lleva la aguja a su asiento.

• Un pistón de mando, P.

• Un orificio Z que alimenta combustible al pistón de mando.

• Un orificio, A, que es abierto o cerrado por una válvula-solenoide

(electroválvula).


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Fig. 3.8 Conjunto porta-inyector.

Fig. 3.8: Conjunto porta-inyector.

Sin presión de gasóleo sobre el lado del muelle en la aguja del inyector, la tobera se abre a una presión de 45 bares. Con la electroválvula desactivada el orificio A situado en la parte superior del pistón de mando, permanece cerrado. La presión del gasóleo proveniente del raíl trabaja sobre el lado superior del pistón de mando del inyector a través del estrangulamiento Z, y en el lado inferior, a través del pequeño diámetro guía de la aguja del inyector. De manera que la presión del combustible ejerce una fuerza que se suma a la del muelle, cerrando la tobera.

Cuando llega un pulso a la electroválvula, ésta abre el orificio A, que se encuentra conectado con el retorno a una presión de 0.7 bar. Debido a esto, la presión en el volumen de control (volumen comprendido entre la parte superior del pistón y el orificio de salida, A) se reduce, y la tobera se abre. Cuando la tobera está completamente abierta, la parte superior del pistón del inyector cubre el estrangulamiento A, con lo que se reduce, de este modo, la cantidad de combustible que fluye al depósito. Cuando el pulso desaparece, se cierra el orificio A, de manera que aumenta la presión ejercida sobre la parte superior del pistón, y el inyector se cierra. 3.3.3.5. Acumulador (Raíl). El gasoil atrapado entre la bomba de alta presión y los inyectores trabaja como un acumulador. El volumen de gasoil atrapado puede contener entre 30 y 40 cm3 para un motor de cuatro cilindros. Un volumen más pequeño tendría como consecuencia una gran pulsación en la presión del gasoil, lo cual sería


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inaceptable. Por otro lado, un volumen mayor podría aumentar el tiempo de respuesta de la presión durante las condiciones transitorias. 3.3.3.6. Regulador de presión. El regulador de presión (Ver figura 3.9.) varía la presión del acumulador. Para este propósito un solenoide actúa sobre una válvula de bola de sobrecarga. Incrementando la corriente en la bobina del solenoide, se incrementa la fuerza del solenoide, y por consiguiente sube la presión del combustible. El combustible sobrante es devuelto al depósito.

Fig. 3.9: Regulador de presión. 3.3.3.7. Sensor de presión. La presión en el Rail es medida por un sensor detector de deformación de silicona piezo-resistivo. (Ver Figura 3.10.).

Fig. 3.10: Captador de presión.


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3.3.3.8. Unidad Electrónica de Control (ECU). La ECU (Electronic Control Unit, que puede observarse en la figura 3.11.) contiene todas las funciones para controlar el sistema de inyección: El valor deseado para la presión del combustible es determinado por la información sobre el funcionamiento del motor. Si la medida de la presión del gasoil se desvía del valor deseado, la corriente eléctrica en el regulador de presión es alterada hasta que la presión medida en el Rail y el valor de presión deseado sean iguales.

• Las válvulas-solenoide (electroválvulas) de los inyectores son controladas según la posición del pedal del acelerador y la información sobre el funcionamiento del motor.

• La electroválvula de la bomba de alta presión es accionada según la

información sobre el funcionamiento del motor.

• La bomba de cebado eléctrica, (bomba de alimentación), puede ser activada o desactivada y en función de su estado, una electroválvula en la alimentación del combustible estará abierta o cerrada.

Fig. 3.11: Unidad Electrónica de control.

La estructura y tamaño de esta unidad de control está pensada para ser instalada en un vehículo de pasajeros, de ahí su pequeño tamaño y robustez. En suma, la ECU ejecuta las funciones para controlar el motor y el vehículo y también proporciona información al conductor y datos para diagnóstico. 3.3.4. Inyección múltiple. La electroválvula (o válvula-solenoide) de un inyector puede ser activada varias veces durante un ciclo de trabajo del motor. De esta manera, son factibles una pre-inyección, una inyección principal y una post-inyección. Esto proporciona una gran flexibilidad a la hora de ajustar la forma óptima de inyección.


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3.3.4.1. Pre-inyección, (Inyección piloto). Una pequeña cantidad de inyección, de 1 a 2 mm3/ciclo, antes de que se produzca la inyección principal, es conveniente para reducir el ruido de la combustión. Para este propósito, la cantidad de pre-inyección ha de ser controlada de forma muy precisa y debe tener lugar en un intervalo de tiempo anterior a la inyección principal. Una pre-inyección demasiado pequeña y demasiado pronto, aumentaría el ruido producido en la combustión. Por otro lado, una pre-inyección demasiado grande incrementaría la emisión de partículas. En el mejor caso, la cantidad de gasóleo inyectado en la pre-inyección decrece con el incremento del régimen del motor, y su intervalo (en ángulos de cigüeñal) respecto a la inyección principal, crece con el aumento de la velocidad del motor. Una pre-inyección tan variable solo es posible mediante el sistema de inyección de combustible Common-Rail. En la figura 3.12., se puede observar la forma de la corriente que excita al solenoide, a la que se denomina: pulso de mando, que produce el accionamiento de la electroválvula.

Fig. 3.12: Pre-inyección.


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Un control preciso de la cantidad inyectada requiere una fabricación muy precisa de los inyectores. Las secciones de paso efectivas de los siguientes estrangulamientos son de gran importancia (estos fueron mostrados, previamente, en la figura 3.8.):

• El estrangulamiento de entrada a la cámara del pistón de mando, Z.

• El estrangulamiento de salida, A, desde el volumen de control.

• El estrangulamiento variable, D, en el asentamiento de la tobera, producido por el levantamiento variable, en el tiempo, de la aguja.

Para conseguir un control exacto, es importante que la válvula electromagnética abra y cierre el orificio A, rápida y completamente. (La pre-inyección, mostrada en la figura 3.12, dura 300µs). La válvula electromagnética necesita 270µs para abrirse y cerrarse completamente. 3.3.4.2. Post-inyección. La válvula electromagnética puede ser abierta de nuevo después de la inyección principal. El gasóleo, por lo tanto, puede ser inyectado durante la carrera de expansión, con lo que puede realizar, en este caso, la función de agente reductor para un catalizador de NOx. 3.3.5. Propiedades específicas de un sistema Common -Rail. El combustible es acumulado, en condiciones de alta presión, y el asiento sellado de la tobera del inyector, está por lo tanto expuesto permanentemente a esta elevada presión. Para impedir que se produzcan daños en el motor, se toman una serie de medidas especiales: 3.3.5.1. Fugas externas. Las fugas de combustible a alta presión pueden suceder en los sistemas de inyección convencionales, por ejemplo, debido a la rotura de una línea de alta presión. En este caso, el combustible fugado es equivalente a la cantidad de combustible medido. El combustible de fuga se reduce en estos casos levantando el pedal del acelerador, y bajando por lo tanto el régimen del motor. Debido a la permanente alta presión, el sistema Common-Rail perderá más combustible que los sistemas convencionales. Esta cantidad de combustible puede ser casi el volumen entregado por la bomba de alta presión. Las fugas muy importantes son detectadas (monitorizadas) por la unidad de control, e instantáneamente para el motor deteniendo así la fuga.


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3.3.5.2. Fugas internas. En el caso de que la fuga se produjese en el asiento de la electroválvula, o en el asiento de la aguja del inyector, motivada por ejemplo por la suciedad, el combustible puede fluir continuamente al interior de la cámara de combustión del motor durante un corto periodo de tiempo, hasta que dicha fuga fuese detectada. De este modo, el combustible puede ser introducido en el interior del cilindro bastante antes del punto muerto superior, dando lugar a una combustión anticipada. Este defecto produciría una alta presión y alta temperatura en el cilindro correspondiente. Es recomendable asegurar la tolerancia del motor a las altas presiones durante un corto periodo de tiempo, por ejemplo, un segundo. Durante este tiempo, la situación puede detectarse y el flujo de combustible puede ser detenido. 3.3.6. Resumen. Como resumen, puede decirse que el sistema de inyección Common-Rail ofrece un número importante de ventajas, respecto a los sistemas de inyección tradicionales:

• La presión de inyección puede ser elegida libremente dentro de los límites que marcan las características de la bomba de alta presión.

• La tasa de inyección, se hace totalmente independiente del régimen,

pues se dispone del acumulador, para compensar las deficiencias o excesos de caudal de la bomba.

• Pueden emplearse presiones de inyección de hasta 2000 bares. Esto

tiene como consecuencia una baja emisión de partículas, y un gran par máximo, incluso a baja velocidad.

• Permite un control flexible de la inyección, lo cual permite reducir el ruido

de la combustión, mediante el empleo de pequeñas pre-inyecciones.

• Se puede aplicar una post-inyección, que en combinación con un catalizador, reduce las emisiones de NOx.

• El ruido mecánico producido por la bomba de alta presión es más bajo

que el producido por una bomba rotativa tradicional, debido a su par de accionamiento uniforme.

3.4. CARACTERISTICAS DE LAS TOBERAS. En este apartado se van a exponer las principales características que tienen las toberas de los inyectores. Así como los diferentes tipos que existen.


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3.4.1. Morfología de la tobera. La tobera es la parte del inyector que entra dentro de la cámara de combustión, y por lo tanto la encargada de atomizar el combustible. Luego, de la tobera dependerá en gran medida que el proceso de combustión sea bueno. En la figura 3.13 se puede observar el plano de una tobera.

Fig. 3.13: Disposición geométrica de los orificios de una tobera de inyector diesel convencional (Common Rail Bosch).

El conjunto de la tobera está formado por la tobera propiamente dicha y la aguja. La tobera es hueca y dentro de ella va alojada la aguja. Con el levantamiento de la aguja se regula el flujo de combustible. En el extremo inferior de la tobera están los orificios por donde sale el combustible a la cámara de combustión. Las toberas actuales suelen tener de cinco a ocho orificios. 3.4.2. Tipos de tobera. Dependiendo si el inyector entra recto o inclinado en la cámara de combustión tendremos dos tipos de toberas:

• Simétrica . Para el caso en que entra recto. Todos los orificios tienen el mismo ángulo de inclinación con el eje de la tobera.


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• Asimétrica . Para el caso en que entra inclinado. Los ángulos de inclinación de los orificios deben de ser corregidos para que los chorros sean simétricos respecto al eje del cilindro del motor, por lo tanto cada orificio tendrá una inclinación diferente.

Cuando la aguja esta apoyada en su asiento, en la parte baja de la tobera queda atrapado un volumen de combustible. Dependiendo de la forma de este volumen, se puede diferenciar tres tipos de tobera, tal como se puede ver en la figura 3.14:

Fig. 3.14: Diferentes configuraciones de toberas. Saco, Microsaco y VCO.

• Saco . Tiene un volumen relativamente grande que está en contacto con los orificios.

• Microsaco . Igual que el saco, pero con el volumen más pequeño.

• VCO. La diferencia con las dos anteriores es que los orificios están en el

asiento de la aguja, y por lo tanto quedan tapados cuando la aguja está cerrada.

Saco Microsaco VCO

I Memoria 4. Modelado computacional del flujo en el interior de una tobera

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CAPITULO 4

MODELADO COMPUTACIONAL DEL FLUJO EN EL INTERIOR DE UNA TOBERA MONO-ORIFICIO

4.1. INTRODUCCION ..................................................................................... 36

4.2. TIPO DE TOBERA A ESTUDIAR ............................................................ 36

4.3. DEFINICION DE LA GEOMETRÍA .......................................................... 38

4.4. CONDICIONES INICIALES Y DE CONTORNO ...................................... 39

4.5. MALLADO ................................................................................................ 40

4.5.1. Ortogonalidad ................................................................................. 40

4.5.2. Disposición de las celdas ................................................................ 41

4.5.3. Refinamiento ................................................................................... 43

4.5.4. Independencia de malla .................................................................. 44

4.6. MALLA EMPLEADA EN EL PROYECTO ................................................ 45

4.7. FLUIDO DE TRABAJO ............................................................................ 46

4.8. ECUACIONES FUNDAMENTALES Y MODELOS APLICADOS ............. 46

4.8.1. Ecuaciones de la continuidad y cantidad de movimiento ................ 46

4.8.2. Modelos empleados ........................................................................ 47

4.9. DISCRETIZACION DEL CALCULO ......................................................... 50


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4.1. INTRODUCCION. En este capitulo se define el tipo de inyector empleado para este proyecto, con un enfoque mas detallado en su tobera (parte que nos incumbe) donde se describen sus partes y funcionamiento, También se describen los pasos previos a la solución de las diferentes ecuaciones como lo son la definición de los límites o dominio a estudiar, las condiciones iniciales y de contorno, características del mallado, tipo de fluido; así como las ecuaciones que el software CFD resuelve por defecto y los modelos de turbulencia empleados. 4.2. TIPO DE TOBERA A ESTUDIAR. La tobera empleada para este estudio, es la de un inyector BOSCH A- 433202031. Este es un inyector de inyección directa usado para pruebas experimentales como medidas de tasa, cantidad de movimiento, velocidad de salida del chorro, etc. Este consta de una tobera mono-orificio (solo tiene un orificio central de inyección), la cual lo diferencia de los inyectores comerciales de inyección directa que tienen toberas con cinco o seis orificios.

Fig. 4.1: Planos de la geometría de un inyector BOSCH A- 433202031 (Longitudes en milímetros).


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Uno de los objetivos de este proyecto es el de comparar los resultados obtenidos en las simulaciones con resultados experimentales existentes, y de esta manera validar el modelo; por lo tanto las condiciones de los diferentes parámetros para el cálculo numérico son las mismas que las empleadas en los ensayos experimentales. A la entrada se tiene el gasoil proveniente de la bomba de alta presión, a una presión constante de 300 bar. La presión a la salida en el agujero de inyección es de 80 bar; presión aproximada a la que se presenta dentro de la cámara de combustión cuando el aire se encuentra comprimido. La función de la aguja es la de permitir el flujo del gasoil hacia la cámara de combustión. Cuando esta se encuentra en reposo no se produce inyección debido a que las paredes de esta se encuentran en contacto con las paredes de la tobera, impidiendo el flujo de combustible hacia el agujero de inyección. Conforme la aguja se va levantando comienza a fluir gasoil por el agujero de inyección, hasta llegar a su máximo levantamiento donde se presenta la mayor tasa de inyección. Después de estar en su posición máxima por un corto tiempo (2,5 ms aproximadamente), la aguja comienza su descenso hasta llegar a su estado de reposo concluyendo así un ciclo de inyección.

Fig. 4.2: Geometría interna de una tobera mono-orificio.

Tobera

Agujero de inyección


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4.3. DEFINICIÓN DE LA GEOMETRÍA. En la realización de las simulaciones por computadora, es de gran importancia definir de forma óptima la geometría a analizar, debido a que el dominio de esta es discretizado en un conjunto finito de volúmenes o celdas de control. Para cada uno de estos volúmenes o celdas se resuelven una serie de ecuaciones de la dinámica de fluidos; por lo tanto entre mas grande sea la geometría, mas cantidad de celdas va a requerir; aumentando así el coste computacional representado en la memoria y el tiempo empleados por la computadora para realizar todos los cálculos. En este proyecto no se efectuaron simulaciones para el transitorio o el ciclo completo de una inyección, estas se hicieron en 2D para condiciones estacionarias con la aguja fija en su máxima elevación que es de 0,4 mm para el tipo de inyector escogido. Dado que la geometría de la tobera y la aguja, además del comportamiento del fluido, son axi-simétricos o tienen simetría axial en torno al eje de la aguja, se ha tomado solo una sección a lo largo de este; por consiguiente se ha reducido el coste computacional a la mitad. Cabe recordar que nuestro interés es saber como se comporta el fluido dentro de la tobera, por esta razón nuestro dominio es el espacio hueco entre la tobera y la aguja, comprendido entre la parte donde la pared de la aguja y de la tobera comienzan a ser paralelas, hasta el orificio de salida. Es en esta zona en donde se presentan elevados gradientes de presión y altas velocidades; véase la zona de color amarillo en la Figura 4.3.

Fig. 4.3: Dominio a estudiar.


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Finalmente en la Figura 4.4 a y b, se pueden observar las dimensiones de la geometría seleccionada, estas medidas son suficientes para poder realizar el mallado. Se ha tomado la entrada a partir de una distancia de 1,52 mm a lo largo de la pared de la aguja, distancia a partir de la cual se comienzan a observar cambios en la presión y en la velocidad del fluido. La distancia entre la salida y la punta de la aguja es de 1,4 mm cuando esta se encuentra elevada 0,4 mm. En la parte final de la tobera, el orificio tiene una longitud de 0,92 mm y un radio de salida de 0,056 mm; es en esta parte donde se presentan caídas en la presión y velocidades más altas debido a la reducción de la sección, disminuye la presión pero aumenta la velocidad.

(a)

(b)

Fig. 4.4: Planos de la geometría seleccionada (Longitudes en milímetros).

4.4. CONDICIONES INICIALES Y DE CONTORNO. Las condiciones iniciales son los valores que ya se conocen del problema; pueden ayudar a la convergencia de la solución y sobre todo, a que sea más “real”. Dentro de estas condiciones se tienen:


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• Entrada : existe una condición de presión constante de 300 bar (30 MPa) y una velocidad del fluido desconocida.

• Salida : tenemos una condición muy parecida a la de la entrada, pero con

un valor de presión de 80 bar (8 MPa). En las condiciones de contorno se definimos, básicamente, los límites del problema, así como el contorno del objeto a estudiar:

• Pared : la dinámica de fluidos nos dice que todo fluido en contacto con una pared fija tiene una velocidad igual a cero.

• Eje de simetría : tanto el comportamiento del fluido como la geometría a

estudiar, presentan simetría axial en torno a este eje. 4.5. MALLADO. Se podría decir que analizar por medio de una computadora el comportamiento de cada una de las partículas que componen un fluido comprendido en un dominio, es una tarea imposible debido que este dominio tiene demasiados por no decir infinitos puntos sobre los cuales habría que resolver diferentes ecuaciones y modelos matemáticos de la mecánica de fluidos; lo cual requeriría de súper computadoras con una memoria y capacidad de almacenamiento infinitas. Dado que no existen ordenadores con tales características, es necesario dividir dicho dominio en pequeños volúmenes finitos sobre los cuales se resolver todos estos cálculos. En el método de volúmenes finitos, el proceso de dividir o discretizar el domino a estudiar en pequeños volúmenes de control o celdas se le llama mallado. El mallado condiciona los resultados obtenidos mediante el calculo CFD, por lo que se requiere de una malla aceptable como paso previo a cualquier simulación. Mallar no es una tarea fácil, este es un procedimiento complejo en el que se deben valorar numerosos aspectos para que la malla tenga validez. Dentro de los más importantes tenemos: 4.5.1. Ortogonalidad. Una malla es ortogonal si, para cada cara dentro de esta, la cara normal es paralela al vector entre los centros de las celdas que la cara conecta. En casos como el que se presenta en este trabajo, en el cual la malla esta formada por celdas cuadrangulares (tienen cuatro lados), lo ideal seria que estas fuesen completamente cuadradas o que por lo menos sus vértices formaran ángulos cercanos a los noventa grados (véase la Figura 4.5a).


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(a) Malla semi-ortogonal (b) Malla no ortogonal

Fig. 4.5: Tipos de malla.

Esto se debe por que al hacer simulaciones usando mallados en el que los vértices de sus celdas forman ángulos muy agudos (ver la figura 4.5b), presentan inestabilidad numérica, imprecisión y hasta un incorrecto funcionamiento del software que se emplee. En la realidad la mayoría de los mallados no cumplen satisfactoriamente este criterio de ortogonalidad, debido al impedimento de la misma geometría, pero se hace lo posible por que en estos sus celdas no tengan ángulos tan agudos. Además la mayoría de los software encargados de hacer los cálculos, vienen diseñados para corregir la no-ortogonalidad lo cual contribuye a conseguir resultados que se aproximen a la realidad. 4.5.2. Disposición de las celdas. Según estudios realizados se ha podido deducir, que simulaciones hechas con mallados en los cuales sus celdas se encuentren orientadas o sigan la dirección del flujo; ofrecen mejores resultados que las simulaciones hechas con mallados con sus celdas dispuestas en cualquier sentido. Es por tanto aconsejable tener una idea de la dirección que podría tomar el flujo en el dominio a estudiar como paso previo a la realización del mallado. Una manera de efectuar este tipo de mallado, es dividiendo el dominio en zonas mas pequeñas y simples como rectángulos; con el fin de poder mallar cada una de estas por aparte. Es aquí donde entra a jugar un papel muy importante la estrategia empleada por la persona encargada de efectuar el mallado. En nuestro caso se encuentran cuatro zonas importantes (véase la figura 4.6). La zona uno es rectangular, la dos y la cuatro son casi rectangulares; estas son las mas sencillas debido a la forma que tienen y a su orientación por lo que se


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podría mallar perfectamente siguiendo la dirección del flujo y consiguiendo además celdas semi-ortogonales.

Fig. 4.6: Descomposición del dominio.

Por último se tiene la zona tres de la cual se puede decir que es la más especial por la forma que tiene. Es en esta parte del dominio donde el flujo presenta un mayor cambio considerable en su dirección, puesto que esta presenta un cambio de sección brusco además de tener una parte circular. Por ende esta zona requiere de más cuidado ya que la forma de su mallado puede repercutir notablemente en la confiabilidad de los resultados arrojados. En la figura 4.7 se puede observar la zona tres de la malla realizada en este proyecto, la cual se hizo siguiendo la dirección del flujo.

Fig. 4.7: Zona 3 del mallado realizado. La línea roja corresponde al estimado de la trayectoria del flujo en esa parte, es de notarse como las celdas en esa región siguen dicha trayectoria, aunque las que están comprendidas dentro de la zona formada por la línea verde no la siguen puesto que no fue posible mallarla de la manera deseada debido a la forma de la geometría en esa parte. De todos modos esta zona es pequeña, además las partículas del fluido que pasan por ella no presentan mucha


43

actividad debido a sus bajas velocidades, y por ende no afectan significativamente la confiabilidad de los resultados. 4.5.3. Refinamiento. Hay partes en el domino en las que se presentan elevados gradientes o cambios en las variables que se están estudiando. Es en estas partes donde se hace necesario aplicar un refinamiento, que consiste en disminuir el área de cada celda en ese sector, para aumentar de esta forma la cantidad de puntos o densidad de celdas que conforman dicha zona. En casos como el presente, las partes en las que más se hace refinamiento es en las cercanías de las paredes, ya que en esta región se encuentra la capa límite, en la que se producen elevados gradientes; para ser más específicos gradientes de velocidad; siendo innecesario afinar partes donde no se produzcan cambios considerables como por ejemplo la zona en el centro del orificio. En la figura 4.8 se puede observar una parte del refinamiento realizado en la pared de la tobera.

Fig. 4.8: Refinamiento en la pared. Cuando se emplean modelos de turbulencia como en este proyecto, el refinamiento en las paredes juega un papel muy importante a la hora de obtener de buenos resultados; puesto que estos modelos se concentran en estas zonas donde más se presentan cambios en el fluido de laminar a turbulento debido a los efectos viscosos allí presentes. La figura 4.9 representa la grafica de velocidad de salida del fluido en el orificio respecto a la distancia comprendida entre el centro del orificio y la pared de la tobera. El valor cero corresponde al centro del orificio y el valor 0,056 mm corresponde a la pared de la tobera. Analizando esta curva se puede observar que hay un alto gradiente de velocidad en la pared mientras que en el centro del orificio no se observan variaciones considerables.


44

Fig. 4.9: Grafica de la velocidad de salida del fluido en el orificio. 4.5.4. Independencia de malla. Un mallado fino o que este compuesto por bastantes elementos, ofrece una mejor convergencia y mejores resultados que un mallado más grueso, pero en consecuencia emplea un tiempo de cálculo mayor que el empleado por el mallado grueso puesto que contiene mas puntos que analizar. Uno de los aspectos más importantes en una malla, es su independencia respecto a las soluciones arrojadas por las simulaciones. Esto quiere decir que hay un punto en la fase de discretizacion espacial del dominio de cálculo a partir de la cual, los resultados obtenidos no varían si se emplean mallados más finos o con más celdas. La sensibilidad o independencia de malla varía de acuerdo a factores como el modelo y esquema de cálculo que se emplee. En casos como el nuestro que se emplearon varios modelos, fue necesario crear una malla versátil que ofreciera un buen comportamiento ante cada uno de estos. Por ende con una buena resolución espacial del dominio sin exceso de elementos, se consigue una buena convergencia en un tiempo de cálculo mas optimo, con resultados que describen de manera confiable el problema que se esta tratando.


45

4.6. MALLA EMPLEADA EN EL PROYECTO. En la figura 4.10 se puede apreciar la malla que se empleó para efectuar las simulaciones en este proyecto. Esta está formada por 74761 celdas y 101967 puntos. Se puede ver claramente en los acercamientos hechos a cada una de las zonas de las que se habló en la sección 4.5.2 como la mayoría de las celdas siguen la trayectoria del fluido excepto en una parte de la zona tres.

Fig. 4.10: Malla usada en el proyecto.

También contemplamos una gran concentración de celdas en la pared de la aguja y tobera debido al refinamiento allí aplicado que es el mismo para ambas paredes, aunque el refinado de más importancia es el de la tobera, ya que es a partir del cambio de sección donde se presentan los mas grandes cambios de velocidad a causa de la reducción del área transversal.


46

Por otra parte, hablando del factor de ortogonalidad de la malla, se podría decir que de todo su entorno el punto más crítico se encuentra en una parte de la zona tres; para ser más específicos en la punta de la aguja por el cambio brusco de dirección de las celdas en esa parte. Aunque las celdas allí no presentan ángulos muy agudos en sus vértices. 4.7. FLUIDO DE TRABAJO. El fluido empleado en este estudio es el diesel o gasoil liquido puesto que la tobera que se ha modelado es la de un inyector de inyección diesel. Dentro de sus valores físicos mencionamos los necesarios para la realización de las simulaciones:

Densidad =ρ 830 3m

Kg

Viscosidad dinámica =µ 00332,0 sm

Kg

.

Cabe aclarar que las simulaciones se hicieron para un flujo incompresible e isotermo por lo que la densidad y temperatura permanecen constantes. 4.8. ECUACIONES FUNDAMENTALES Y MODELOS APLICADOS. La dinámica de Fluidos Computacional (CFD) permite la realización de cálculos detallados de cualquier sistema en el cual intervengan fluidos, mediante la resolución de las tres ecuaciones fundamentales que describen el comportamiento de un fluido que son la conservación de materia o continuidad, cantidad de movimiento y conservación de la energía para la geometría particular del sistema considerado. Aunque en este caso en particular no se resuelve la ecuación de la energía debido a que el problema se ha considerado bajo una condición de temperatura constante. Otra forma de obtener resultados más exactos o aproximados a la realidad del problema, es complementando las ecuaciones fundamentales con ecuaciones de modelos diseñados para describir el comportamiento del fluido en la condición en que se encuentre. La mayoría de los software CFD incorporan gran cantidad de modelos como por ejemplo: modelos de turbulencia, flotabilidad, cavitación, transmisión de calor, etc. 4.8.1. Ecuaciones de la continuidad y cantidad de m ovimiento. Se asume que la dinámica de un fluido es descrita por la ecuación de continuidad y la ecuación de cantidad de movimiento.


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• Ecuación de la continuidad:

0)( =•∇+∂∂

Ut

ρρ (4.1)

• Ecuación de la cantidad de movimiento:

pUUUt

U −∇=∇•∇−•∇+ )()()( µρ

δρδ

(4.2)

Donde: U Vector velocidad. p Presión. ρ Densidad. µ Viscosidad dinámica.

t∂

∂ Derivada parcial temporal.

∇ Gradiente espacial.

•∇ Divergencia. 4.8.2. Modelos empleados. Las simulaciones hechas en este proyecto se realizaron empleando cuatro diferentes modelos; uno para régimen laminar y tres para régimen turbulento. A continuación se explican las características de cada uno de estos: 4.8.2.1. Modelo laminar. Las ecuaciones que rigen el régimen laminar del flujo son las mismas ecuaciones de la continuidad y de la cantidad de movimiento mencionadas anteriormente en la sección 4.8.1, por lo que no hacen falta ecuaciones adicionales.


48

4.8.2.2. Modelo Spalart-Allmaras. El modelo Spalart-Allmaras es relativamente simple; consta de una sola ecuación de transporte para la viscosidad cinemática de turbulencia. Este modelo fue específicamente diseñado para aplicaciones aeroespaciales y ha demostrado dar buenos resultados para flujos con capas límites sujetas a gradientes de presión adversas. La ecuación de transporte utiliza la variable v~ para la viscosidad cinemática turbulenta, y se define como:

vvj

bjjv

v SYxv

Cxv

vx

Gxv

tv

~2~i

i2~~

)~(1)U~()~( +−

∂∂+

∂∂+

∂∂+=

∂∂+

∂∂ ρρµ

σρρ (4.3)

Donde:

vG Producción de viscosidad turbulenta.

v~σ y 2bC Constantes.

vY Destrucción de viscosidad turbulenta que ocurre cerca de la región cercana a la pared debido al efecto de bloqueo de la pared.

vS~ Término fuente definido por el usuario.

4.8.2.3. Modelo k -ε (Kappa-Epsilon estándar) . Es el modelo completo más simple de turbulencia. Cuenta con sólo dos ecuaciones mediante la solución de las cuales se permite determinar independientemente la velocidad turbulenta y las escalas de longitud. Es un modelo muy robusto, económico en cuanto a requerimiento de cálculo y bastante preciso en un amplio rango de flujos turbulentos, por lo que es muy usado. Con ecuaciones de transporte: k para la energía cinética turbulenta, y ε para su tasa de disipación.

kMbkjk

t

j

SYGGx

k

xx

k

t

k +−−++

∂∂

+

∂∂=

∂∂+

∂∂ ρε

σµµρρ

i

i)U()( (4.4)

εεεεερεε

σµµρερεε

Sk

CGCGk

Cxxxt

bkj j

t +−++

∂∂

+

∂∂=

∂∂+

∂∂ 2

231i

i )()U()( (4.5)


49

Donde:

kG Generación de energía cinética turbulenta debida a los gradientes de la velocidad media.

bG Generación de energía cinética turbulenta debida a la flotabilidad.

MY Contribución de la dilatación que fluctúa en turbulencia compresible en relación a la tasa total de disipación.

ε1C , ε2C y ε3C Constantes. kσ y εσ Número de Prandtl turbulento para k y ε respectivamente.

kS y εS Términos fuentes definidos por el usuario. tµ Viscosidad turbulenta. 4.8.2.4. Modelo RNG k -ε (Grupo Renormalizado Kappa-Epsilon) . El modelo RNG tiene términos adicionales en la ecuación ε de disipación turbulenta, que incorpora los efectos de giro o remolinos. La principal diferencia entre el modelo RNG y el κ-ε estándar, se encuentra en el término adicional

εR en la ecuación de disipación turbulenta, el cual incluye valores constantes obtenidos experimentalmente que hacen al modelo RNG más sensible a los efectos de altas deformaciones y curvaturas de las líneas de corrientes que el modelo κ-ε estándar, lo que explica su mejor desempeño en ciertos tipos de problemas que presentan alto giro. Las ecuaciones de transporte para el modelo RNG κ-ε son muy similares a las ecuaciones para el modelo κ-ε estándar:

kMbk

j

effk

j

SYGGx

k

xx

k

t

k +−−++

∂∂

∂∂=

∂∂+

∂∂ ρεµαρρ

i

i)U()( (4.6)

εεεεεεερεεµαρερε

SRk

CGCGk

Cxxxt

bkj j

eff +−−++

∂∂

∂∂=

∂∂+

∂∂ 2

231i

i)(

)U()( (4.7)

Donde:

kα y εα Inverso del numero de Prandlt efectivo para k y ε respectivamente.


50

4.9. DISCRETIZACION DEL CÁLCULO. En la Dinámica de Fluidos Computacional (CFD), el proceso de discretizacion del calculo se basa en convertir las complejas ecuaciones y modelos que se encuentran expresadas en términos de ecuaciones diferenciales parciales; en simples ecuaciones algébricas aproximadas, las cuales se resuelven por medio de métodos numéricos para llegar a una solución aproximada del problema. El software empleado para efectuar las simulaciones es OpenFOAM; en este programa la discretizacion del calculo lleva a cabo aplicando el esquema de cálculo que se desee en cada término de las diferentes ecuaciones que se tienen; ósea las ecuaciones de la continuidad y momento además de las de cada modelo de turbulencia empleado. Los términos que componen las ecuaciones son de gradiente, divergencia, laplacianos, temporal. Por ejemplo en la ecuación del momento tenemos que:

pUUUt

U −∇=∇•∇−•∇+ )()()( µρ

δρδ

Se observa que el primer término es temporal, el segundo es de divergencia, el tercero es laplaciano ya que contiene un término de divergencia y uno de gradiente y por ultimo se tiene uno de gradiente. Las simulaciones se hicieron aplicando una discretizacion del calculo de segundo orden con los esquemas de interpolación que openFOAM tiene por defecto; el esquema UPWIND (aguas arriba) para los términos de divergencia, y el esquema LINEAR (diferencia central) para los de gradiente y laplacianos. En cuanto al término temporal no se resuelve ya que hay una condición de estado estacionario. El método UPWIND toma en cuenta los valores de las celdas de donde proviene el flujo, este toma como valor en la cara el valor del centro de la celda que se encuentra aguas arriba mas un término en el que está incluida la influencia de las celdas adyacentes a esta última. El esquema LINEAR toma como valor en la celda el promedio de los valores de las celdas a su alrededor usando la simple regla del punto medio.

I Memoria 5. Resultados y conclusiones

51

CAPITULO 5

RESULTADOS Y CONCLUSIONES

5.1. INTRODUCCION ..................................................................................... 52

5.2. PARAMETROS A EVALUAR ................................................................... 52

5.3. RESULTADOS ......................................................................................... 54

5.3.1. Graficas de contornos y líneas de corriente .................................... 54

5.3.2. Validación de los resultados ........................................................... 56

5.4. CONCLUSIONES .................................................................................... 58

5.4.1. Modelos empleados ........................................................................ 58

5.4.2. Mallado ........................................................................................... 59

5.5. ESTUDIOS FUTUROS ............................................................................ 59


52

5.1. INTRODUCCION. En este capitulo se presentan los resultados arrojados por las simulaciones efectuadas empleando la malla, ecuaciones, modelos y condiciones vistos en el capitulo anterior. Se explica detalladamente cada dato de la información extraída, de igual manera se hacen comparaciones de los resultados con resultados experimentales con el fin de evaluar la exactitud o aproximación que se tiene con cada uno de los modelos utilizados. Por ultimo se presentan las conclusiones a las cuales se ha llegado en cuanto a los resultados y el desarrollo del proyecto en general. 5.2. PARAMETROS A EVALUAR. De los resultados obtenidos en las simulaciones se evaluarán parámetros como flujo másico, velocidad media y cantidad de movimiento a la salida de la tobera, puesto que los datos experimentales que se tienen son en relación al orificio de salida de inyección. Una forma en la que openFOAM calcula estos valores es resolviendo una serie de operaciones algebraicas en forma de sumatorias como se puede ver a continuación:

• Flujo másico ( fm•

): calcula la masa de combustible por unidad de tiempo que fluye por la sección.

∑ ⋅⋅=∫∫ ⋅⋅=• n

iiiif AUdAUm ρρ (5.1)

Donde: i Corresponde al número de celda. n Cantidad de celdas que componen la sección. iρ Densidad del fluido en la celda (no varía debido a

condiciones de flujo incompresible). iU Velocidad del flujo en la celda.

iA Área de la celda.


53

• Velocidad media ( U ): calcula la velocidad media del flujo en la sección.

∑ ⋅=∫∫ ⋅=n

iii

geogeo

AUA

dAUA

U11

(5.2)

Donde: geoA Área total de la sección.

• Flujo de la cantidad de movimiento ( fM•

): calcula la fuerza que tiene el fluido en la sección. Este es un parámetro muy importante el cual sirve como indicador de la calidad de la atomización del combustible en la cámara de combustión. Tiene unidades de fuerza y se calcula de la siguiente forma:

∑ ⋅⋅=⋅∫∫ ⋅=• n

iiiif AUdAUM ρρ 22

(5.3)

• Porcentajes de aproximación: otros parámetros que se evalúan son los

porcentajes de aproximación. Estos indican el porcentaje de exactitud de velocidad media, flujo másico y cantidad de movimiento; que se obtuvieron con cada modelo respecto a los datos experimentales y se calculan así:

100% ×=alExperiment

Modelo

U

UU (5.4)

100% ×•

••

=

talfExperimen

fModelof

m

mm (5.5)

100% ×•

••

=

talfExperimen

fModelof

M

MM (5.6)


54

5.3. RESULTADOS. Todas las simulaciones se efectuaron empleando el mallado y las condiciones vistas en el capitulo anterior; de las cuales recordamos las más importantes:

• Tipo de fluido: gasoil líquido. • Presión de entrada: 300 Bares (30 MPa) ; presión de salida: 80 Bares (8 MPa). • Levantamiento de aguja: máximo (0,4 mm). • Tipo de simulación: 2D axi-simétrica para flujo estacionario.

• Discretizacion: segundo orden.

• Modelos empleados: laminar, Spalart All-Maras, k-Epsilon y RNG k-

Epsilon. En total se realizaron cuatro simulaciones; una para cada modelo empleado. 5.3.1. Graficas de contornos y líneas de corriente. A continuación se hace un análisis del post-procesado de la simulación efectuada empleando el modelo k-Epsilon: 5.3.1.1. Contornos de presión. La Figura 5.1 representa a los contornos de la presión absoluta. Allí se puede ver que desde la entrada hasta la zona donde comienza a presentarse la reducción en la sección transversal, la presión prácticamente no varía; mientras que a partir de esta zona hasta el final del orificio de inyección, se produce una caída considerable y gradual de esta, hasta un valor de 8 MPa que es la condición de presión a la salida.

Fig. 5.1: Contornos de presión (unidades en Pascales).


55

5.3.1.2. Contornos de velocidad. La Figura 5.2 corresponde a los contornos de la magnitud de la velocidad. Aquí se observa que las velocidades que adquiere el fluido desde la entrada hasta la zona de reducción de la sección, son de magnitudes muy bajas en relación a las velocidades que tienen las partículas desde esta zona en adelante, es decir dentro del orificio. Por otro lado, las partículas del fluido que atraviesa la zona antes mencionada, a medida que avanzan hacia el orificio de salida comienzan a experimentar una aceleración debido a las diferencias de presión; presentando las mas altas velocidades al final del orificio.

Fig. 5.2: Contornos de velocidad (unidades en m/s). En la Figura 5.3 se muestra un acercamiento hecho al orificio de salida en la Figura 5.2, en donde las flechas que allí se ven representan en magnitud y orientación a la velocidad del fluido a la salida.

Fig. 5.3: Detalle del orificio de inyección.


56

En esta se puede ver de una forma más detallada la capa límite, pudiendo corroborar que allí es donde se presentan las variaciones más considerables en la velocidad; mientras que lejos de esta capa la variación o los gradientes de velocidad son casi nulos. En cuanto al efecto pared, se observa que las velocidades en las cercanías a la pared de la tobera son muy bajas, y comienzan a aumentar a medida que se aleja hacia el centro del orificio, donde se presentan las velocidades más altas debido a que este es el punto mas alejado de la pared. Por otro lado, observando los vectores de orientación se podría decir que, prácticamente las partículas salen despedidas con velocidad axial respecto eje del orificio. 5.3.1.3. Líneas de corriente. Las líneas de corriente se pueden apreciar en la Figura 5.4, aquí se puede ver como las partículas siguen trayectorias bien definidas desde la entrada hasta la salida, sin observarse indicios de turbulencia ni siquiera cerca a la salida, donde se presentan las velocidades más altas. Solo se observan unos remolinos cerca de la punta de la aguja, pero estos no tienen ningún efecto significativo en el comportamiento de las demás partículas, ya que en ese punto se presentan velocidades muy bajas por no decir que nulas.

Fig. 5.4: Líneas de corriente. 5.3.2. Validación de los resultados. En la tabla que se ve en la Figura 5.5, se aprecian los resultados obtenidos con cada modelo según los parámetros a evaluar. La primera columna del lado izquierdo corresponde al tipo de modelo empleado; en las columnas dos, tres y


57

cuatro aparecen sus respectivos valores a la salida del orificio de velocidad media, flujo másico y flujo de la cantidad de movimiento. En las columnas cinco, seis y siete aparecen los porcentajes de aproximación que se obtuvieron con cada modelo respecto a los resultados experimentales de velocidad media, flujo másico y cantidad de movimiento los cuales aparecen a lo largo de la última fila.

Modelo U (m/s) fm•

(g/s) fM•

(N) U% fm•

% fM•

%

Laminar 195,578 1,597 0,312 109,26 117,77 128,5

Spalart All-Maras 195,32 1,595 0,311 109,12 117,63 128,09

RNG k-Epsilon 181,531 1,482 0,269 101,41 109,29 110,79

k-Epsilon 180,294 1,472 0,265 100,72 108,55 109,14

Experimentales 179,0 1,356 0,2428

Fig. 5.5: Tabla comparativa de datos.

Claramente se puede contemplar que todos los modelos han sobrevalorado a los resultados experimentales. El modelo que tiene el margen de error mas grande es el Laminar seguido del Spalart All-Maras, el RNG k-Epsilon y por ultimo el que mas se aproxima es el k-Epsilon. El motivo por el cual los resultados del modelo laminar son los que más se alejan de los experimentales, se debe a que este modelo solo se basa en resolver las ecuaciones de la continuidad y de la cantidad de movimiento. Por otro lado los resultados del Spalart All-Maras se acercan un poco ya que aparte de resolver las ecuaciones de la conservación, soluciona la ecuación adicional de la viscosidad cinemática de turbulencia. Aun así, estos resultados están muy cercanos a los obtenidos con el modelo laminar, por lo que lo único que este modelo hizo fue incrementar el coste computacional debido a su ecuación extra. Los modelos que mas se acercaron con unos porcentajes de aproximación bastante satisfactorios, son los k-Epsilon y el RNG k-Epsilon, además los resultados arrojados por ambos son muy parecidos, aunque el que tuvo mas aproximación fue el k-Epsilon. Una razón por la cual los resultados conseguidos con el k-Epsilon son mejores que los del RNG, se puede deber a que este no involucra los efectos de giros o remolinos en su ecuación de la tasa de disipación turbulenta (ε ) como lo hace el RNG, lo cual agregaría algo mas de incertidumbre e imprecisión cuando no se presentan estas particularidades.


58

5.4. CONCLUSIONES. En general, el desenlace de este proyecto es muy satisfactorio, ya que los resultados arrojados por las simulaciones con los diferentes modelos empleados están muy cercanos a los experimentales. En base a estos buenos resultados nos motivamos a afirmar, que el comportamiento del fluido en el interior de la tobera cuando la aguja se encuentra en su máximo levantamiento, esta descrito de una forma muy aproximada por los diferentes valores, graficas de contornos, etc., extraídos del post-procesado. A continuación se exponen las conclusiones a las cuales se ha llegado acerca de los modelos empleados y del mallado realizado: 5.4.1. Modelos empleados. Todos los modelos entregaron soluciones aproximadas a la realidad donde unos fueron más precisos que otros, esto nos anima a decir, que los resultados obtenidos describen de una buena manera las características del problema. Entre los modelos laminar y Spalart All-Maras, el más conveniente a emplear en este tipo de casos en el que no hay un nivel de turbulencia a considerable, es el modelo laminar ya que converge más rápido y como se pudo ver en el apartado anterior, ofrece resultados muy similares a los entregados por el Spalart All-Maras. Por esta razón la implementación del Spalart All-Maras lo único que acarrearía seria un incremento el tiempo y gasto computacional sin obtener una diferencia significativa en los resultados respecto al caso laminar; haciendo innecesaria su aplicación. Por otra parte, los modelos k-Epsilon y RNG k-Epsilon entregaron resultados bastante cercanos a los valores experimentales, donde el que presenta el porcentaje de aproximación más alejado es el RNG, con un valor de 110,79% en el parámetro de flujo de cantidad de movimiento. Estos buenos resultados tal vez se deben a que estos modelos además de solucionar las dos ecuaciones de la conservación, las complementan con las dos ecuaciones que los caracterizan; pero en consecuencia aumenta el tiempo empleado por la computadora. Sin embargo el más certero fue el k-Epsilon, ya que no incluye los efectos de giro o remolinos que se mencionaron en la sección anterior. De forma general, de los cuatro modelos empleados, el que describe de manera más confiable y satisfactoria las peculiaridades de este caso es el k-Epsilon.


59

5.4.2. Mallado. Como se pudo ver en la Figura 5.3, el refinamiento en las paredes es de mucha importancia en este tipo de casos, ya que es allí donde se encuentra la capa límite y por ende se producen los cambios más considerables en la velocidad. De tal forma que de acuerdo a la calidad del refinado que se aplique en una malla, puede repercutir de una forma notable en la solución numérica. Por otra parte, en cuanto a la realización del mallado con sus celdas orientadas a lo largo de un estimado de la trayectoria que podría tomar el flujo, observando las líneas de corriente (véase Figura 5.4) y la figuras del mallado (Figura 4.7 y 4.10); se puede decir que la predicción de dicha trayectoria no discrepa mucho de la calculada en las simulaciones, lo cual contribuyo en la obtención de los buenos resultados. 5.5. ESTUDIOS FUTUROS: SIMULACION DEL CICLO COMPLET O DE UNA INYECCIÓN. Para estudios futuros se pretende simular el ciclo completo de una inyección, ya que es de suma importancia el poder observar paso a paso la evolución y comportamiento del fluido en cada instante del tiempo que esta dura. Esta tarea resulta ser mas compleja, debido a que para esto es necesario resolver las ecuaciones de la conservación y modelos empleados para un tipo de flujo transitorio, por lo que hay que agregar una discretizacion temporal. Otro factor que hay que implementar, es la técnica de mallado móvil y deformable. Esta es una técnica muy nueva y complicada de usar puesto que es necesario crear una sincronización del avance temporal con la deformación del mallado manteniendo sus características y calidad. El empleo de un mallado móvil se debe a que el dominio presenta una frontera móvil que es la aguja, por lo que geometría interna cambia conforme la aguja se mueve a lo largo de su eje. Este es un proyecto muy ambicioso, no solo por la complejidad de la puesta a punto del modelo computacional, sino por el objetivo mas importante que es la información que se pueda extraer de los resultados arrojados; información que nos serviría para tener una mejor comprensión del comportamiento del fluido en cada instante de tiempo, y posteriormente llegar a conclusiones o toma de dediciones para mejorar las características internas de las toberas y demás parámetros que componen un sistema de inyección.

I Memoria Bibliografía

60

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[5] Anderson, J.D. “Computational Fluid Dynamics: The Basics with Applications”. London; Ed. McGraw Hill, V.6. [1995]

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[7] “OpenFOAM 1.4.1 Programmer’s guide”. OpenCFD Ltd. [2007]

[8] OpenFOAM discussion group. http://openfoam.cfd-online.com/cgi-bin/forum/discus.cgi

[9] Arcoumanis, C. Gavaises, M., Bergeles, G., Callitsis, T. “Modelling of sprays from asymmetric single hole sac-type nozzles”. Fuel injection and Sprays, pp. 523-532. [1999]

[10] Chen, Y., Heister, S. D. “Two-phase modeling of cavitated flows”. In ASME Cavitation and Multiphase Flow Forum, Reno, Nevada. [1994]

[11] Date, K., Nobechi, H., Kano, H., Kato, M., Oya, T. “Experimental analysis of fuel flow characteristics in the nozzle for direct injection engines” SAE paper 931002. [1993]

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[12] Hiroyasu, H., Arai, M., Shimizu, M. Break-up length of a liquid jet and internal flow in a nozzle. In ICLASS-91, Gaithersburg, Maryland, July. [1991]

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[14] Schmidt, D. P., Corradini, M. L., Rutland, C.

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DOCUMENTO II

ANEXOS

I! Anexos Post-procesado y datos experimentales

1

ANEXOS

POST-PROCESADO Y DATOS EXPERIMENTALES

1.1. INTRODUCCION ....................................................................................... 2

1.2. POST-PROCESADO ................................................................................. 3

1.2.1. Modelo Laminar ................................................................................. 4

1.2.2. Modelo Spalart All-Maras .................................................................. 6

1.2.3. Modelo k-Epsilon............................................................................... 8

1.2.4. Modelo RNG k-Epsilon .................................................................... 10

1.3. DATOS EXPERIMENTALES ................................................................... 12


2

1.1. INTRODUCCION. Este anexo contiene el post-procesado de todos los resultados de las simulaciones efectuadas empleando los diferentes modelos, de las cuales se ha extraído la siguiente información:

• Velocidad, flujo másico y cantidad de movimiento a la salida.

• Porcentajes de aproximación U% , fm•

% y fM•

% .

• Contornos de presión.

• Contornos de la magnitud de la velocidad.

• Curvas de la evolución de los residuales respecto al numero de iteración.

• Curvas de la convergencia de la velocidad axial a la salida respecto al

numero de iteración. También se incluyen los datos experimentales que sirvieron como referencia para la validación de los resultados de las simulaciones.


3

1.2. POST-PROCESADO. El criterio de convergencia usado para las ejecuciones es que todos los residuales estén por debajo de 1e-6; además para todos los modelos se han inicializado las diferentes variables de la siguiente forma:

• Presión a la entrada: Constante, 300 bar (30 MPa).

• Presión de salida: Constante, 80 bar (8 MPa).

• Presión interna inicial: 80 bar. Aparte, para los modelos:

• Spalart All-Maras. nuTilda inicial: 5%.

• k-Epsilon y RNG k-Epsilon. turbulencia inicial: 7%. Los datos de velocidad, flujo másico y cantidad de movimiento extraídos de cada modelo; incluyendo los datos experimentales y los porcentajes de aproximación se exponen en la tabla de la Figura 1.1.

Modelo U (m/s) fm•

(g/s) fM•

(N) U% fm•

% fM•

%

Laminar 195,578 1,597 0,312 109,26 117,77 128,5

Spalart All-Maras 195,32 1,595 0,311 109,12 117,63 128,09

RNG k-Epsilon 181,531 1,482 0,269 101,41 109,29 110,79

k-Epsilon 180,294 1,472 0,265 100,72 108,55 109,14

Experimentales 179,0 1,356 0,2428

Fig. 1.1: Tabla comparativa de datos.


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1.2.1. Modelo Laminar.

Fig. 1.2: Contornos de presión.

Fig. 1.3: Contornos de velocidad.


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Fig. 1.4: Valores residuales.

Fig. 1.5: Convergencia de la velocidad axial en la salida.


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1.2.2. Modelo Spalart All-Maras.




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1.2.3. Modelo k-Epsilon.




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1.2.4. Modelo RNG k-Epsilon.




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1.3. DATOS EXPERIMENTALES. Toda la información como graficas y valores físicos que se ven en esta sección, pertenecen a ensayos experimentales realizados empleando el inyector BOSCH A- 433202031 en el cual se basó este proyecto. Estos ensayos se efectuaron bajo condiciones de ambiente normales, conservando los valores físicos del gasoil. A continuación se especifican las condiciones bajo las cuales se realizaron los ensayos:

• Presión de inyección: 300 bar.

• Contra-presión: 80 bar.

• Temperatura ambiente: 25 °C. De estas pruebas se adquirieron datos como la intensidad del pulso en el solenoide (Figura 1.18) y los más relevantes como la tasa de inyección (Figura 1.19) y cantidad de movimiento (Figura 1.20) medidos por los diferentes sensores.

Fig. 1.18: Intensidad (A).


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Fig. 1.19: Tasa de inyección.

Fig. 1.20: Cantidad de movimiento. El valor medio del flujo másico se obtiene haciendo un promedio de todos los puntos que se encuentran por encima del 85% del valor máximo medido; el de la cantidad de movimiento se calcula de la misma forma que el flujo másico y por último, el valor de la velocidad media se obtiene en base a estos dos valores. Estos son los valores que se tuvieron como referencia para este estudio.

• Velocidad media U = 179,0 sm /

• Flujo másico fm•

= 1,356 sg /

• Cantidad de movimiento fM•

= 0,2428 N

Modelado Computacional Del Flujo En El Interior De Una Tobera Mono-orificio De Un Inyector Diesel

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