ANALIZA PARAMETRÓW ROZPYLANIA I PAROWANIA PALIWA
Z WTRYSKIWACZA 4-SUWOWEGO SILNIKA OKRĘTOWEGO
W pracy przedstawiono wyniki modelowania rozpylania paliwa z zastosowaniem modeli Chu, FIPA i TAB oraz parowania paliwa z zastosowaniem modelu Spaldinga i Dukowicza. Warunki brzegowe i początkowe zostały określone na podstawie eksperymentu, polegającego na zapisie fotograficznym wtrysku paliwa w warunkach ciśnienia atmosferycznego. Uzyskane wyniki modelowania pozwoliły na porównanie parametrów strugi wtryskiwanego paliwa. Zastosowanie modelu rozpylania FIPA ma wpływ na uzyskanie najmniejszej średniej średnicy kropel na początku procesu wtrysku, analogicznie model Chu daje w wyniku największe średnie średnice kropel paliwa. Model Dukowicza opisuje zjawisko parowania paliwa w sposób bardziej intensywny na początku procesu wtrysku paliwa w stosunku do modelu Spaldinga. Podczas dalszego etapu wtrysku paliwa szybsze parowanie paliwa można uzyskać dzięki modelowi Spaldinga. Dobór modelu rozpylania i parowania paliwa powinien więc być zawsze poprzedzony badaniami eksperymentalnymi.
Słowa kluczowe: rozpylanie paliwa, parowanie paliwa, model TAB, model Chu, FIPA, model Dukowicza, model Spaldinga.
WSTĘP
Rozwój konstrukcji silników okrętowych wymaga analizy zjawisk zachodzą-cych w cylindrze silnika podczas jego pracy. Analiza taka może opierać się na sygnałach, pochodzących z czynników roboczych, opuszczających elementy kon-strukcyjne silnika. Uzyskane w ten sposób dane są jednak często niewystarczające, gdyż odpowiadają parametrom termodynamicznym czynników roboczych po lub przed procesem spalania. Możliwość uzyskania danych pomiarowych z wnętrza pracującego silnika jest bardzo ograniczona. Zjawiska zachodzące podczas procesu spalania przebiegają bardzo szybko, przez co ich pomiar wymaga instalacji czujników pomiarowych o możliwie niewielkiej bezwładności. Należy również zaznaczyć, że wartości zmierzonych parametrów fizyko-chemicznych zmieniają się zarówno w czasie, jak i w przestrzeni cylindrowej. Z racji rozwoju mocy obli-czeniowej komputerów modelowanie zjawisk, zachodzących w cylindrze silnika, jest coraz powszechniejszą metodą pozyskiwania wspomnianych danych. Takie podejście powoduje ograniczenie kosztów badań.
Stopień złożoności modelu zależy od celu modelowania. Modele 0-wymia-rowe, jednostrefowe stosowane są zazwyczaj do analizy energetycznej procesu spalania [9, 15]. Model tego typu pozwala na bilansową ocenę energetyczną
silnika. Możliwa jest również analiza związana z emisją związków toksycznych [18], ale tylko dla niezmiennego stanu technicznego [8]. Analiza wpływu zmian konstrukcyjnych silnika lub zmian organizacji procesu roboczego na parametry procesu spalania wymaga zastosowania modeli wielowymiarowych i wielo-strefowych [12, 17]. Należy jednak pamiętać, że zastosowanie modeli zjawisk, zachodzących w przestrzeni cylindrowej silnika, wymaga każdorazowej walidacji do konkretnej konstrukcji silnika [2, 6, 7, 16].
W pracy przedstawiono zagadnienia związane z walidacją modelu dostarcza-nia paliwa do cylindra 4-suwowego silnika okrętowego. Wspomdostarcza-niana walidacja jest o tyle istotna, że powszechnie stosowane modele zostały zweryfikowane na podstawie danych z konstrukcji silników wykorzystywanych w przemyśle motoryzacyjnym. Tego typu silniki tłokowe różnią się pod względem kon-strukcyjnym od silników stosowanych w okrętownictwie.
Najważniejsze różnice konstrukcyjne silników okrętowych w stosunku do silników wysokoprężnych, stosowanych w motoryzacji stanowią:
• stosunkowo niewielka prędkość obrotowa silników okrętowych, • duży skok tłoka w stosunku do średnicy cylindra,
• zapłon paliwa przed górnym martwym położeniem tłoka,
• ciśnienie doładowania większe od ciśnienia wylotu spalin dla całego zakresu obciążeń silnika,
• większy stopień sprężania,
• duża powierzchnia wymiany ciepła w stosunku do objętości skokowej.
Przedstawione różnice konstrukcyjne powodują, że wyniki obliczeń z zastoso-waniem standardowych modeli procesu spalania znacznie odbiegają od wartości zmierzonych w silnikach okrętowych. Z tego powodu konieczna jest modyfikacja wspomnianych modeli do warunków odpowiadających procesom, zachodzącym w cylindrze silnika okrętowego podczas procesu roboczego.
1. ROZPATRYWANE MODELE WTRYSKU, ROZPYLANIA I PAROWANIA PALIWA
Układ dostarczania paliwa do cylindra silnika o wtrysku bezpośrednim ma za zadanie przygotowanie ilościowe i jakościowe mieszaniny palnej w czasie odpowiadającym obrotowi wału korbowego silnika o kąt od kilkunastu do kilkudziesięciu stopni. W tym czasie paliwo jest dostarczane do cylindra za pomocą wtryskiwacza w określonej charakterystyce ilościowej. Jednocześnie wraz z wtryskiem paliwa zachodzi jego rozpylanie w przestrzeni cylindrowej, parowanie oraz mieszanie z powietrzem. Efektem końcowym powyższych złożonych procesów jest samozapłon paliwa, który powinien zaistnieć w ściśle określonej chwili pracy cylindra silnika. Prawidłowy dobór modelu wtrysku, rozpylania i pa-rowania paliwa wraz z jego walidacją jest warunkiem sukcesu w modelowaniu procesów spalania w cylindrze silnika.
1.1. Modele rozpylania paliwa
W prezentowanej pracy rozpatrywano trzy modele rozpylania paliwa: • model TAB [11],
• model Chu [1], • model FIPA [4].
Warunki rozpadu strugi paliwa w modelu TAB (Taylor Analogy Breakup) są opisane za pomocą bezwymiarowego współczynnika. Jego wartość zależy od gęstości paliwa i ośrodka, lepkości paliwa, prędkości kropli względem ośrodka oraz średnicy kropli. Jeżeli wartość wspomnianego współczynnika jest większa od 1, kropla rozpada się, a powstające w wyniku tego rozpadu krople oddalają się od siebie (w kierunku prostopadłym do kierunku wtrysku paliwa) z prędkością równą prędkości oscylacji kropli sprzed rozpadu. Rozkład średnich średnic kropel, określanych według metody Sautera [5], został w tym modelu przyjęty jako Chi2, choć metodyka modelu TAB zezwala na zastosowanie innych funkcji rozkładu.
Model Chu określa wielkość kropel wtryskiwanego paliwa, opierając się na funkcji wykładniczej, zależnej od wartości liczby Webera, prędkości paliwa względem ośrodka oraz jego gęstości. Z założenia modelu krople paliwa ulegają rozpadowi, jeżeli liczba Webera ma wartość mniejszą niż 12.
Model FIPA (Fractionnement Induit Par Acceleration) składa się z dwóch modeli: modelu początkowego rozpadu kropel (primary brake-up) oraz rozpadu wtórnego (secondary brake-up). Z założenia modelu FIPA początkowy rozpad kropel paliwa opiera się na modelu WAVE [10]. Należy zaznaczyć, że wpływ tego modelu na parametry rozpylania paliwa maleje ze wzrostem ciśnienia wtrysku paliwa. Rozpad wtórny kropel paliwa opisany jest wartością funkcji podanej w pracy [14]. Wartość wspomnianej funkcji zależy od wartości liczby Webera i określa bezwymiarowy czas rozpadu kropel paliwa w płynie nielepkim. Przejście między modelami jest arbitralnie ustalone dla liczby Webera równej 1000.
1.2. Modele parowania paliwa
Parametry termodynamiczne ładunku w cylindrze silnika powodują parowanie paliwa, które odbywa się równocześnie z jego rozpylaniem. W prezentowanej pracy rozpatrywano dwa modele parowania paliwa: Dukowicza [3] oraz Spaldinga. Oba rozpatrywane modele opierają się na standardowych równaniach przepływu masy i energii, natomiast odmiennie określane są współczynniki przewodzenia ciepła i dyfuzji masy parującego paliwa do powietrza.
Model Dukowicza ujmuje wspomniane zjawiska przy założeniu kulistego kształtu kropli oraz nieściśliwego otoczenia, natomiast model Spaldinga opisuje strumień masy parującego paliwa do otoczenia z uwzględnieniem liczby podo-bieństwa Sherwooda.
2. POMIARY LABORATORYJNE
Wybór oraz walidacja modeli rozpylania i parowania paliwa, dostarczanego do silnika okrętowego, wymagają danych, które mogą być uzyskane w ramach pomiarów bezpośrednich. W celu zebrania wspomnianych danych dokonano eksperymentu, który polegał na pomiarach wtrysku paliwa w warunkach ciśnienia atmosferycznego, a następnie porównaniu uzyskanych wartości zmierzonych z wynikami modelowania. Obiektem badawczym był wtryskiwacz o parametrach przedstawionych w tabeli 1 oraz na rysunku 1. Jest to wtryskiwacz stosowany w 4-suwowym silniku okrętowym Al25/30, zainstalowanym w Laboratorium Silników Okrętowych Akademii Morskiej w Gdyni.
Tabela 1. Parametry wtryskiwacza paliwa Table 1. Parameters of the fuel injector Liczba otworków 9 – Średnica otworków „Ø” 0,325 mm Średnica rozmieszczenia otworków „d” 7 mm Kąt rozmieszczenia otworków „ϕ” 150 deg. Średnica końcówki wtryskiwacza „D” 31 mm Ciśnienie otwarcia wtryskiwacza 25 MPa
Rys. 1. Wtryskiwacz paliwa Fig. 1. Fuel injector
Badania polegały na instalacji wtryskiwacza na stanowisku prób oraz wtrysku paliwa w warunkach ciśnienia otoczenia równego 101,6 kPa i temperatury 18°C, z użyciem pompy ręcznej. Przebieg wtrysku był rejestrowany za pomocą serii zdjęć o rozdzielczości 10 Mpx i częstotliwości 60 klatek/s. Należy pamiętać, że pomiar wspomnianą metodą nie pozwala na określenie pola prędkości i stężenia strugi paliwa, m.in. ze względu na niedostateczną szybkość próbkowania. W celu dokładnej analizy zjawisk, zachodzących podczas wtrysku paliwa, konieczne są pomiary w komorze stałociśnieniowej z zastosowaniem anemometrii obrazowej
(PIV) lub laserowo indukowanej fluorescencji (PLIF). Niestety, według wiedzy autora w chwili obecnej nie ma na terenie Polski stanowiska pomiarowego, umożliwiającego pomiar wtrysku z wtryskiwacza o tak dużych gabarytach.
Pomiary zostały więc przeprowadzone na uzyskanej dokumentacji fotogra-ficznej przy założeniu, że napęd ręczny pompy paliwowej pozwala na wtrysk paliwa o ciśnieniu równym ciśnieniu otwarcia wtryskiwacza. Ponadto założono, że kąt rozwarcia strugi wtryskiwanego paliwa θ może być określony zależnością [5]:
3 4 tan 2 18 1 68 ⋅ = ⋅ + g p , L , ρ θ π ρ ϕ (1) gdzie:
L – głębokość otworka wtryskiwacza [m],
ρp – gęstość paliwa [kg/m3],
ρg – gęstość powietrza otoczenia [kg/m3].
Należy zauważyć, że głębokość otworków wtryskiwacza L jest trudna do zmierzenia, a uzyskane wyniki mogą być niedokładne.
Z tego powodu dokonano analizy uzyskanego podczas eksperymentu ma-teriału fotograficznego, która pozwoliła na określenie kąta rozwarcia strugi wtryskiwanego paliwa θ w warunkach ciśnienia atmosferycznego. Uzyskana w ten sposób wartość może być wykorzystana do obliczenia kąta rozwarcia strugi wtrys-kiwanego paliwa θ w warunkach termodynamicznych, panujących w cylindrze pracującego silnika. Trzeba pamiętać, że obraz fotograficzny jest rzutem zmie-rzonych wartości, a uzyskane wyniki muszą być skalowane do wartości rzeczy-wistych. Wyniki pomiarów zostały wyskalowane na podstawie średnicy końcówki wtryskiwacza D, a kąt położenia strugi paliwa w stosunku do obiektywu został określony na podstawie położenia śladu wtryskiwanego paliwa na powierzchni prostopadłej do osi wtryskiwacza z dokładnością ±5 mm.
Na rysunku 2 przedstawiono geometrię eksperymentu oraz przykładowy ma-teriał fotograficzny.
Wyniki pomiarów i obliczeń wraz z wynikami analizy błędów zaprezento-wano w tabeli 2.
Tabela 2. Wyniki eksperymentu Table 2. Experiment results
Parametr [jednostka] Wartość Błąd Pomiar kąta „θ” [°] 4,5 ±0,46° Kąt „α” dla wybranej strugi paliwa [°] 23 ±0,4°
Rys. 2. Geometria eksperymentu oraz przykładowa fotografia wtrysku paliwa Fig. 2. Geometry of experiment and the example photography of fuel injection
3. MODEL WTRYSKU PALIWA
Zebrane dane eksperymentalne pozwoliły na sporządzenie trójwymiarowego modelu rozpylania i parowania paliwa. W tym celu sporządzono siatkę przestrzenną w postaci walca o średnicy 200 mm, składającą się z 512 000 objętości skończonych. W osi walca umieszczony został wtryskiwacz. Dokonano obliczeń dla prezentowanych modeli rozpylania i parowania paliwa z krokiem 2·10–4 sekundy. Przyjęto ciśnienie i temperaturę ośrodka zgodnie z parametrami otoczenia podczas eksperymentu. Początkową wartość średnicy kropel wtryski-wanego paliwa przyjęto równą 0,325 mm, co odpowiada średnicy otworka wtryskiwacza. Dalszy rozpad kropel paliwa został opisany metodą Lagrange’a [19] zgodnie z prezentowanymi modelami wtrysku i parowania paliwa.
Geometria wtryskiwanych strug paliwa została określona wynikami pomiarów eksperymentalnych, przyjęto również domyślne wartości współczynników walida-cyjnych we wszystkich rozpatrywanych modelach. Do obliczeń zastosowano oprogramowanie Fire firmy AVL w wersji 2013.1.
4. WYNIKI
Przeprowadzone obliczenia wraz z wynikami pomiarów eksperymentalnych pozwoliły na uzyskanie informacji, niezbędnych do wyboru przedstawianych modeli rozpylania i parowania paliwa do warunków panujących w przestrzeni
cylindrowej silnika okrętowego. Należy jednak pamiętać, że uzyskane wyniki są prawdziwe tylko dla parametrów odpowiadających eksperymentowi. Zmiana ciśnienia i temperatury ośrodka wymaga ponownej walidacji wyników.
Na rysunku 3 przedstawiono obliczony rozkład kropel strugi paliwa dla para-metrów odpowiadających warunkom eksperymentu oraz modeli TAB i Dukowicza.
Rys. 3. Rozkład kropel paliwa dla modeli TAB i Dukowicza Fig. 3. Distribution of fuel droplets for TAB and Dukowicz models
Zgodnie z przedstawionymi wynikami wzrost odległości strugi paliwa od końcówki wtryskiwacza powoduje rozdrobnienie strugi paliwa. Należy zauważyć, że czas wtrysku ma istotny wpływ na średnią średnicę kropel paliwa, w tym przypadku określoną metodą Sautera. Dla prezentowanych modeli TAB i Duko-wicza średnia średnica kropel paliwa oscyluje między 24 μm dla początku wtrysku do 13 μm po czasie 1,4 ms. Zwiększenie penetracji strugi paliwa w czasie
powoduje rozpad kropel na coraz drobniejsze frakcje oraz parowanie kropel. Trzeba zaznaczyć, że wzrost ciśnienia i temperatury w cylindrze silnika spowoduje intensyfikację wspomnianych zjawisk.
Z tego powodu można przypuszczać, że spadek średniej średnicy kropel paliwa wraz z czasem wtrysku będzie wyraźniejszy w warunkach odpowiadających panującym w cylindrze pracującego silnika.
Na rysunku 4 przedstawiono wartości średniej średnicy kropel paliwa dla wszystkich rozpatrywanych modeli rozpylania i parowania. Zgodnie z prezentowa-nymi wynikami największe różnice między wynikami, uzyskaprezentowa-nymi z różnych modeli, występują w początkowej fazie wtrysku paliwa.
Rys. 4. Średnia średnica kropel paliwa dla rozpatrywanych modeli Fig. 4. Mean diameter of fuel droplets for considered models
Opis procesu rozpylania modelem FIPA daje największe rozdrobnienie kropel paliwa. Zbliżone wyniki uzyskano również dla modelu TAB. Wyniki średniej średnicy kropel paliwa z zastosowaniem modelu Chu są kilkukrotnie większe. Oznacza to, że zastosowanie modelu Chu spowolni modelowane rozpylanie paliwa w początkowym okresie wtrysku paliwa. Należy zwrócić uwagę, że parowanie paliwa, określone modelem Spaldinga, jest mniej intensywne w stosunku do wyników uzyskanych przez model Dukowicza w początkowym okresie procesu spalania. Późniejszy okres wtrysku paliwa daje wyniki średniej średnicy kropel paliwa zbliżone dla wszystkich rozpatrywanych modeli.
Na rysunku 5 zaprezentowano masę parującego paliwa, obliczoną z zastoso-waniem rozpatrywanych modeli rozpylania i parowania. Obliczenia zostały prze-prowadzone dla niezmiennej masowej charakterystyki wtrysku paliwa oraz domyślnych wartości współczynników walidacyjnych modeli.
Rys. 5. Masa par wtryskiwanego paliwa Fig. 5. Fuel spray evaporated mass
Zgodnie z przedstawionymi wynikami wtrysk i parowanie paliwa po czasie 0,6 ms, obliczone z zastosowaniem modeli TAB i Dukowicza, przebiegają najmniej intensywnie w stosunku do wyników z zastosowaniem pozostałych modeli. Należy również zauważyć, że model Dukowicza daje mniej intensywne parowanie bez względu na zastosowany model rozpylania paliwa.
Na rysunku 6 zaprezentowano zasięg strugi wtryskiwanego paliwa, obliczony z zastosowaniem wszystkich rozpatrywanych modeli rozpylania i parowania. Zgodnie z przedstawionymi wynikami największą prędkość czoła strugi paliwa uzyskano dla modelu rozpylania Chu, w którym to czoło strugi dotarło do ścianki siatki przestrzennej (0,1 m) po czasie 0,8 ms. Obliczenia z zastosowaniem modelu FIPA dały wynik najmniejszej średniej prędkości czoła strugi paliwa. Jest to spowodowane znacznym rozdrobnieniem strugi paliwa w początkowym okresie wtrysku (rys. 4).
Analiza wyników średniej średnicy kropel oraz zasięgu strugi paliwa pozwala na wysunięcie wniosku, że zasięg strugi paliwa jest ściśle skorelowany ze średnią średnicą kropel w początkowej fazie wtrysku paliwa.
Rys. 6. Zasięg wtryskiwanego paliwa Fig. 6. Fuel spray penetration
5. WNIOSKI
W pracy przedstawiono wyniki modelowania wtrysku i parowania paliwa na podstawie wybranych modeli oraz dane uzyskane na drodze pomiarów eksperymentalnych. Uzyskane wyniki umożliwiły sformułowanie następujących wniosków:
1. Analiza materiału fotograficznego wtrysku paliwa pozwala na określenie kąta rozwarcia strugi paliwa bez konieczności zastosowania laserowych metod pomiarowych.
2. Model rozpylania Spaldinga pozwala na uzyskanie mniej intensywnego parowania w początkowym okresie wtrysku paliwa w stosunku do modelu Dukowicza. Należy pamiętać, że po czasie 0,6 ms efekt jest odwrotny, więc model parowania z zastosowaniem równań Dukowicza daje większy strumień par paliwa dla mniejszych średnich średnic kropel paliwa.
3. Model rozpylania paliwa Chu umożliwia uzyskanie największych średnich prędkości czoła strugi paliwa ze wszystkich rozpatrywanych modeli. Jest to spowodowane największymi wartościami średnich średnic kropel paliwa w początkowej fazie wtrysku.
4. Średnia średnica kropel paliwa w początkowej fazie wtrysku jest najmniejsza dla modelu Fipa przy tych samych warunkach początkowych i brzegowych.
Wybór modelu rozpylania i parowania paliwa ma wpływ na wynik mode-lowania procesu. Oznacza to, że dobór modeli powinien być przeprowadzony na podstawie wyników pomiarów eksperymentalnych.
PODZIĘKOWANIA
Praca jest finansowana przez Narodowe Centrum Nauki na podstawie decyzji nr DEC-2011/01/D/ST8/07142.
Ponadto jest wspierana przez firmę AVL zgodnie z programem University Partnership.
LITERATURA
1. Chu C.C., Corradini M.L., One-Dimensional Transient Fluid Model for Fuel/Coolant Interaction Analysis, Nuclear Science and Engineering, 1989, 101, p. 48–71.
2. Costa M., Sorge U., Allocca L., CFD optimization for GDI spray model tuning and enhancement of engine performance, Advances in Engineering Software, 2012, 49, p. 43–53.
3. Dukowicz J.K., Quasi-steady droplet change in the presence of convection, Informal Report Los Alamos Scientific Laboratory, LA7997-MS.
4. Habchi C., Verhoeven D., Huynh Huu C., Lambert L. et al., Modeling Atomization and Break Up in High-Pressure Diesel Sprays, SAE Technical Paper 970881, 1997, doi:10.4271/970881. 5. Heywood J.B., Internal Combustion Engine Fundamentals, McGraw-Hill, New York 1988. 6. Ismail H.M., Ng H.K., Gan S., Evaluation of non-premixed combustion and fuel spray models for
in-cylinder diesel engine simulation, Applied Energy, 2012, 90, p. 271–279.
7. Kilpinen P., Optimization of a simplified sub-model for NO emission prediction by CFD in large 4-stroke marine diesel engines, Fuel Processing Technology, 2010, 91, p. 218–228.
8. Kowalski J., Tarełko W., NOx emission from a two-stroke ship engine. Part 1: Modeling aspect, Applied Thermal Engineering, 2009, 29, p. 2153–2159.
9. Kuo K.K., Principles of combustion, Willey & Sons Inc., New Jersey 2005.
10. Liu A., Mather D., Reitz R., Modeling the Effects of Drop Drag and Breakup on Fuel Sprays, SAE Technical Paper 930072, 1993, doi:10.4271/930072.
11. O'Rourke P., Amsden A., The Tab Method for Numerical Calculation of Spray Droplet Breakup, SAE Technical Paper 872089, 1987, doi:10.4271/872089.
12. Payri F., Benajes J., Margot X., Gil A., CFD modeling of the in-cylinder flow in direct-injection Diesel engines, Computers & Fluids, 2004, 33, p. 995–1021.
13. Payri F., Olmeda P., Martín J., García A., A complete 0D thermodynamic predictive model for direct injection diesel engines, Applied Energy, 2011, 88, p. 4632–4641.
14. Pilch M., Erdman C.A., Use of Break-up Time Data and Velocity History Data to Predict the Maximum Size of Stable Fragments for Acceleration-induced Break-up of a Liquid Drop, International Journal Multiphase Flow, 1987, 13, p. 741–757.
16. Reitz R.D., Rutland C.J., Development and testing of diesel engine CFD models, Progress in Energy and Combustion Science, 1995, Vol. 21(2), p. 173–196.
17. Sahin Z., Durgun O., Multi-zone combustion modeling for the prediction of diesel engine cycles and engine performance parameters, Applied Thermal Engineering, 2008, 28, p. 2245–2256. 18. Scappin F., Stefansson S.H., Haglind F., Andreasen A., Larsen U., Validation of a
zero-dimensional model for prediction of NOx and engine performance for electronically controlled marine two-stroke diesel engines, Applied Thermal Engineering, 2012, 37, p. 344–352.
19. Zienkiewicz O.C., Taylor R.L., Finite Element Method, Vol. 3 - Fluid Dynamics, Fifth Edition, Butterworth-Heinemann, Oxford 2000.
ANALYSIS OF PARAMETERS OF FUEL BRAKE-UP
AND EVAPORATION FROM MARINE 4-STROKE ENGINE INJECTOR
Summary
The results of modelling of fuel brake-up using Chu, FIPA and TAB models and fuel evaporation using a Spalding Dukowicz model are presented. Boundary and initial conditions are taken from the experiment consisting of the photographic record of fuel injection under atmospheric pressure. The results of modelling allowed the comparison of the fuel injection. FIPA brake-up model results the smallest average diameter of fuel droplets at the start of the injection process. The Chu brake-up model corresponds to largest mean diameter of fuel droplets. Dukowicz’s model describes the phenomenon of evaporation of fuel in a more intensive at the beginning of fuel injection with respect to the Spalding model. During the next stage of the fuel injection faster evaporation of the fuel can be derived by the Spalding model. The choice of the brake-up and evaporation model of fuel should always be preceded by experimental research.
Keywords: fuel brake-up, fuel evaporation, TAB model, Chu model, FIPA, Dukowicz model, Spalding model.
