RICARDO ARAŞTIRMA MOTORUNDA SİLİNDİR İÇİ AKIŞ ve YANMANIN STAR-CD/es-ICE YAZILIMI İLE SAYISAL SİMÜLASYONU. Ender HEPKAYA

Transkript

1 RICARDO ARAŞTIRMA MOTORUNDA SİLİNDİR İÇİ AKIŞ ve YANMANIN STAR-CD/es-ICE YAZILIMI İLE SAYISAL SİMÜLASYONU Ender HEPKAYA YÜKSEK LİSANS TEZİ MAKİNA MÜHENDİSLİĞİ GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ ŞUBAT 2013 ANKARA

2 Ender HEPKAYA tarafından hazırlanan RICARDO ARAŞTIRMA MOTORUNDA SİLİNDİR İÇİ AKIŞ ve YANMANIN STAR-CD/es-ICE YAZILIMI İLE SAYISAL SİMÜLASYONU adlı bu tezin Yüksek Lisans tezi olarak uygun olduğunu onaylarım. Prof. Dr. Nuri YÜCEL Tez Danışmanı, Makine Mühendisliği Anabilim Dalı. Bu çalışma, jürimiz tarafından oy birliği ile Makine Mühendisliği Anabilim Dalında Yüksek Lisans tezi olarak kabul edilmiştir. Prof. Dr. Haşmet TÜRKOĞLU Makine Mühendisliği Anabilim Dalı, Gazi Üniversitesi. Prof. Dr. Nuri YÜCEL Makine Mühendisliği Anabilim Dalı, Gazi Üniversitesi. Prof. Dr. H. Serdar YÜCESU Otomotiv Mühendisliği Anabilim Dalı, Gazi Üniversitesi. Tez Savunma Tarihi: 20/02/2013 Bu tez ile G.Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü Yönetim Kurulu Yüksek Lisans derecesini onamıştır. Prof. Dr. Şeref SAĞIROĞLU Fen Bilimleri Enstitüsü Müdürü..

3 TEZ BİLDİRİMİ Tez içindeki bütün bilgilerin etik davranış ve akademik kurallar çerçevesinde elde edilerek sunulduğunu, ayrıca tez yazım kurallarına uygun olarak hazırlanan bu çalışmada bana ait olmayan her türlü ifade ve bilginin kaynağına eksiksiz atıf yapıldığını bildiririm. Ender HEPKAYA

4 iv RICARDO ARAŞTIRMA MOTORUNDA SİLİNDİR İÇİ AKIŞ ve YANMANIN STAR-CD/es-ICE YAZILIMI İLE SAYISAL SİMÜLASYONU (Yüksek Lisans Tezi) Ender HEPKAYA GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ Şubat 2013 ÖZET Bu çalışmada, Ricardo E6 tipi araştırma motoru silindirinde gerçekleşen akış ve yanma olayı STAR-CD/es-ice yazılımıyla analiz edilmiştir. Öncelikli olarak detaylı bir literatür ve teori araştırması yapılmış ve kullanılacak sayısal yöntemler belirlenmiştir. Bu çalışmanın ardından, Ricardo motorunun sadece emme valfini içeren bir modelinde, emme stroğu boyunca gerçekleşen silindir içi döngüsel hareketler olan swirl (silindir ekseni etrafında oluşan dönme hareketi) ve tumble (silindir eksenine dik bir eksende gerçekleşen dönme hareketi) için simülasyonlar gerçekleştirilmiştir. Yine ön çalışmalar kapsamında, Ricardo E6 motorunun valf yapısının simetrik olduğu basit bir modelde hareketli sayısal ağ oluşturma çalışmaları, valf hareket diyagramlarının çıkartılması, soğuk akış ve yanma modellemesi çalışmaları yapılmıştır. Bu çalışmalar sırasında, CFM ve G- Equation yanma modellerinin denemesi yapılmıştır. CFM yanma modelinin oldukça yüksek basınç ve sıcaklıklar verdiği ve yanma süresinin çok kısa olduğu görülmüştür. Gerçek modele geçildiğinde, ilk olarak soğuk akış çalışması yapılmıştır. Bu analizlerin sonucu hem teorik hesaplamalarla hem de Ricardo motoruna ait deneysel basınç verileriyle uyumlu çıkmıştır. Yanma analizlerinde ise G-Equation ve ECFM-3Z modelleriyle stokiyometrik yakıt-hava karışımlı yanma analizleri yapılmıştır. Bu analizlerle ECFM-3Z modelinin daha yüksek

5 v basınç ve sıcaklıklar verdiği görülmüştür. Yakıt-hava oranının motor çalışma rejimine getirilmesiyle birlikte ECFM-3Z modeli esas yanma modeli olarak belirlenmiştir. Bu model ile sıkıştırma oranı 8.0 ve 1200 dev/dak motor hızı için λ=1.29 fakir karışımda farklı ateşleme avansları için analizler yapılmıştır. Sonuçlar incelendiğinde, ateşleme avansının artışı silindir içi basınç ve sıcaklıklarda artışlara neden olmuştur. Tüm bu analizlerin sonuçları Ricardo motoruna ait deneysel verilerle de uyumlu çıkmıştır. Bilim Kodu : Anahtar Kelimeler : Ricardo E6 Motoru, STAR-CD/es-ice, HAD, Silindir İçi Yanma ve Akış Sayfa Adedi : 205 Tez Yöneticisi : Prof. Dr. Nuri YÜCEL

6 vi NUMERICAL INVESTIGATION OF FLOW AND COMBUSTION IN THE CYLINDER OF RICARDO RESEARCH ENGINE BY STAR-CD/es-ICE SOFTWARE (M.Sc. Thesis) Ender HEPKAYA GAZİ UNIVERSITY INSTITUTE OF SCIENCE AND TECHNOLOGY February 2013 ABSTRACT In this study, the flow and combustion process in cylinder of Ricardo E6 type research engine were analyzed by STAR-CD/es-ice software. First of all, a detailed litetature and theory review was performed and the numerical approaches that will be used, were specified. After these preparations, the simulations for in-cylinder air motion during intake stroke named swirl and tumble were performed in a Ricardo Engine model that has only intake port. In scope of pre-studies, in a simplified Ricardo Engine model of which valves located symmetrically, dynamic mesh generation studies, valve motion diagram creation, in-cylinder cold flow and combustion modelling studies were done. During these simulations, CFM and G-Equation combustion models were tested. In pre-studies, it s shown that CFM model gives higher pressure and temperature values and reaction rate was too short. In real model simulations, a cold flow analyze was performed firstly. The results of cold flow simulation were in good agreement with the theoritical calculations and experimental pressure datas of Ricardo Engine. For the first combustion analyzes, G- Equation and ECFM-3Z models were used with stochiometric fuel-air mixture. In these analyzes, ECFM-3Z combustion model gave more higher pressure and temperature results. ECFM-3Z combustion model was selected as main model with the actual fuel-air mixture fraction of the engine. For the λ=1.29 lean

7 vii mixture fractions, ignition advences, simulations were performed with this model at compression ratio 8.0 and 1200 rpm engine speed. In conclusion, increasing ignition advence increased in-cylinder pressure and temperatures. All these results were in good agreement with the experimental data of Ricardo Engine. Science Code : Key Words : Ricardo E6 Engine, STAR-CD/es-ice, CFD, In-Cylinder Combustion and Flow Page Number : 205 Adviser : Prof. Dr. Nuri YÜCEL

8 viii TEŞEKKÜR Çalışmalarım boyunca maddi manevi desteğini benden esirgemeyip her ortamda ve her koşulda engin bilgi birikimi ile bana yol gösteren değerli hocam Prof. Dr. Nuri YÜCEL e sonsuz saygı ve minnetlerimi sunarım. Yapmış olduğum çalışmanın aşamalarında bilgisi ve manevi desteği ile yanımda duran sayın hocalarım Yrd. Doç. Dr. Nureddin DİNLER'e ve Yrd. Doç. Dr. Sıtkı USLU'ya ve çalışmalar sırasında bana yardımcı olan ve bilgilerini esirgemeyen değerli hocam Arş. Gör. Salih KARAASLAN a teşekkürlerimi sunarım. Çalışmanın her aşamasında benim yanımda olan değerli dostum Makina Yüksek Mühendisi Caner ERMAN a teşekkürlerimi sunarım. Bu günlere gelmemi sağlayan, eğitim hayatım boyunca beni teşvik ve terbiye eden fedakar aileme gösterdiği sabır ve destek için teşekkürlerimi sunarım. Bu çalışma aynı zamanda TÜBİTAK 1001 Bilimsel ve Teknolojik Araştırma Projelerini Destekleme Programı ile desteklenmektedir. 109M420 kodlu TÜBİTAK projesi tez ile birlikte yürütülmüştür. Destek ve katkılarından dolayı TÜBİTAK'a teşekkürlerimi sunarım.

9 ix İÇİNDEKİLER Sayfa ÖZET... iv ABSTRACT.. vi TEŞEKKÜR.... viii İÇİNDEKİLER. ix ÇİZELGELERİN LİSTESİ xii ŞEKİLLERİN LİSTESİ... xiii RESİMLERİN LİSTESİ.... xxiv SİMGELER VE KISALTMALAR..... xxv 1. GİRİŞ LİTERATÜR ARAŞTIRMASI TEORİ ARAŞTIRMASI Türbülans ve Yanma ile ilgili Temel Kavramlar STAR-CD ve es-ice Yazılımında Mevcut Yanma Modelleri CFM-ITNFS (Coherent Flame Model-Intermittent Turbulent Net Flame Stretch) ECFM-3Z (Extended Coherent Flame Model-3 Zone) G-Equation modeli STAR-CD Yazılımında Mevcut Türbülans Modelleri Large Eddy Simulation (LES) Eddy Viskozitesi Modelleri Angelberger duvar fonksiyonu Diğer Sayısal Yaklaşımlar... 58

10 x Sayfa Zamana Bağlı (Temporal) Ayrıklaştırma Boyuta bağlı (Spatial) ayrıklaştırma PISO (Pressure Implicit with Splitting of Operators) Algoritması STAR-CCM+ ve STAR-CD/es-ICE YAZILIMLARI STAR-CCM STAR-CD es-ice STAR-CD/es-ice yazılımında temel basamaklar es-ice yazılımında kırpma (Trimming) metodu için sayısal ağ SAYISAL ÇALIŞMALAR Ricardo E6 araştırma motoru Silindir içi döngüsel hareketler: swirl ve tumble Motor devir sayısı ile swirl/tumblesayılarının değişimi Valf açıklığı ile swirl/tumble sayılarının değişimi Örnek model üzerinde soğuk akış ve türbülans modeli seçim çalışmaları Ricardo motorunun basitleştirilmiş bir modelinde akış ve yanma çalışmaları Ricardo E6 motorunun gerçek geometrisi üzerinde akış ve yanma çalışmaları Soğuk akış ve en uygun sayısal ağ eleman sayısının belirlenmesi G-Equation modeliyle stokiyometrik yanma analizleri

11 xi Sayfa ECFM-3Z modeliyle stokiyometrik yanma analizleri G-Equation yanma modeliyle fakir karışım yanma analizleri ECFM-3Z yanma modeliyle fakir karışım yanma analizleri ECFM-3Z yanma modeliyle 30 KMA ateşleme avansı analizleri ECFM-3Z Yanma modeliyle 40 KMA Ateşleme avansı analizleri SONUÇLAR VE ÖNERİLER KAYNAKLAR ÖZGEÇMİŞ

12 xii ÇİZELGELERİN LİSTESİ Sayfa Çizelge 2.1. Farklı yanma modelleri için basınç değerlerinin karşılaştırılması 14 Çizelge 3.1. Yazılımdaki türbülans modelleri ve özellikleri Çizelge 3.2. Standart modelin katsayıları Çizelge 3.3. RNG model için katsayılar Çizelge 3.4. Set 1 için katsayılar.. 56 Çizelge 3.5. Set 2 için katsayılar.. 56 Çizelge 5.1. Ricardo E6 motorunun teknik ve geometrik özellikleri Çizelge 5.2. Eleman Sayılarının Numaralandırılması Çizelge 5.3. Silindir içi basınç ve sıkıştırma kaynaklı sıcaklık pik değerleri Çizelge 5.4. CFM yanma modeli ayarları Çizelge 5.5. Kullanılan başlangıç şartları Çizelge 5.6. Silindir için sınır şartları. 132 Çizelge 5.7. Emme/Egzoz valf ve portları için sınır şartları Çizelge 5.8. G-Equation yanma model ayarları Çizelge 5.9. Sayısal ağ eleman sayısının değişimine göre pik basınç ve sıcaklıklar Çizelge ECFM-3Z yanma modeli ayarları

13 xiii ŞEKİLLERİN LİSTESİ Sayfa Şekil 2.1. Krank mili açısına göre silindir içi basınç değişimi karşılaştırması... 4 Şekil 2.2. Emme valfi açıldıktan 70 KMA sonraki sayısal ağın görünümü... 5 Şekil 2.3. On çevrim için silindir içi basınç ve yakıt kütle oranı grafikleri... 6 Şekil 2.4. Krank mili açısına göre silindir içi basınç değişimi karşılaştırılması. 7 Şekil 2.5. İki yanma modeli için silindir içi basınç ve sıcaklık değişimleri Şekil 2.6. Krank mili açısına göre CO ve NO emisyonları değişimi. 9 Şekil 2.7. Çalışmada kullanılan sayısal ağ Şekil 2.8. Enjeksiyon zamanlamasına göre silindir içi basınç ve sıcaklık değişimi Şekil 2.9. Valf lokasyonu iki boyutlu şablonu.. 12 Şekil Tamamlanmış haliyle sayısal ağ görünümü Şekil Deneysel ve sayısal normalize silindir içi basınçların karşılaştırılması Şekil Optik inceleme ve HAD analiz sonuçlarının karşılaştırılması Şekil Isı yayılım oranlarının KMA'ya göre değişimi Şekil Kullanılan piston çanakları geometrileri Şekil Piston geometrilerine göre deneysel ve sayısal basınçların değişimi. 17 Şekil Kullanılan motorun çözüm hacmi.. 19 Şekil dev/dak motor hızında ve tam yükte deneysel ve sayısal analizlerin karşılaştırılması Şekil 3.1. Ön karışımlı yanmanın şematik gösterimi Şekil 3.2. Ön karışımsız yanmanın şematik gösterimi.. 23 Şekil 3.3. ECFM-3Z karışım modeli şematiği.. 32 Şekil 3.4. Türbülans modellerinin şematik karşılaştırılması. 46

14 xiv Sayfa Şekil 3.5. Euler zamana bağlı ayrıklaştırma şeması Şekil 3.6. Akı ayrıklaştırması için düğüm markalamalı düzen Şekil 3.7.Linear upwind differencing ayrıklaştırması Şekil 3.8. PISO algoritmasının uygulandığı karytezyen sayısal ağ Şekil 4.1. STAR-CCM+ çözümlerine ait görseller Şekil 4.2. Bir yüzey modelin ilk yüzey ağı ve iyileştirilmiş yüzey sayısal ağı Şekil 4.3. Piston ÜÖN da iken Alınan Kesit Görünümü Şekil 4.4. Örnek Motor Silindir-Port Geometrisi.. 71 Şekil 4.5. Yüzey İlk Sayısal Ağı/Geometri (Initial Surface Mesh/Geometry) Şekil 4.6. İyileştirilmiş Yüzey Sayısal Ağı/Geometri (Remeshed Surface/Geometry) Şekil 4.7. STAR-CD/es-ICE Yazılımının Temel İş Akış Şeması Şekil 4.8. PANEL Penceresinin Görünümü.. 75 Şekil 4.9. Valf Lokal Koordinat Sisteminin Oluşturulması.. 76 Şekil Valf Profilinin Çıkartılması Şekil Kırpma (Timming) Metodunun İşlem Sırası.. 78 Şekil Eşleme (Mapping) Metodunun İşlem Sırası Şekil İki Boyutlu Şablon Tipleri Şekil STAR Set-Up Menüsü ve Sonuçları Oluştur (Create Results) Menüsü Şekil Analysis Setup (Analiz Ayarları) Menüsü Şekil Örnek Bir Valf Hareket Fonksiyonu ve Ayar Menüsü Şekil Assembly (Birleştirme) Menüsü... 84

15 xv Sayfa Şekil Yanma (Combustion) Ayarları Menüsü Şekil Initialization (Başlangıç Değerlerinin Atanması) Menüsü Şekil Boundary Conditions (Sınır Şartları) Menüsü Şekil Post Set-Up Menüsü Şekil Time Step Control Menüsü Şekil Create Results, General Parameters ve Event Parameters menüleri Şekil Kesit (Section Tool) Menüsü, Menüdeki Sayısal Ağ Bölgeleri ve Başlangıç Sayısal Ağı Şekil Sayısal Ağ Düzeltme Noktaları Şekil İki Boyutlu Şablon Şekil Valf parametreleri Menüsü. 94 Şekil Kırpma (Trim) Parametreleri.. 95 Şekil Üç Boyutlu Şablon.. 96 Şekil Kırpma (Trim) Menüsü Şekil Kırpma İşleminde Kullanılan Noktalar (Vertex) Şekil Birleştirme İşleminden Sonra Oluşan Simetrik Yapılı Çözüm Ağı Şekil Piston ÜÖN da (360 KMA) İken Sayısal Ağ Şekil Piston AÖN da (540 KMA) İken Sayısal Ağ Şekil 5.1. Ricardo E6 motoruna ait kesit çizimi Şekil 5.2. Sırasıyla swirl ve tumble hareketlerinin şematik gösterimi Şekil 5.3. Stroklar boyunca swirl oranındaki değişim 104 Şekil 5.4. Swirl ve tumble hareketlerinin ölçüm yöntemi Şekil 5.5. Ricardo E6 motorunun iç akış hacmi. 105

16 xvi Sayfa Şekil 5.6. Simülasyonlarda kullanılan ölçüm noktaları (spot values) 107 Şekil 5.7. Sayısal ağ sayısı-maksimum hız değişim grafiği Şekil 5.8. Seçilen sayısal ağın görünümü Şekil 5.9. Motor devri değişimiyle swirl/tumble sayısının değişimi Şekil Valf açıklığının değişimiyle tumble sayısının değişimi Şekil Valf açıklığının değişimiyle swirl/tumble sayısının değişiminin karşılaştırılması Şekil mm valf açıklığında silindir ortasındaki düzlemde hız vektörü dağılımı Şekil mm valf açıklığında silindir ortasındaki düzlemde hız vektörü dağılımı Şekil mm valf açıklığında orta düzlemden alınan hız vektörleri Şekil mm valf açıklığında orta düzlemden alınan hız vektörleri Şekil Tumble borularındaki dönme hareketi (2 mm) Şekil Tumble borularındaki dönme hareketi (10 mm) Şekil Örnek modele ait geometik ve sayısal ağ görünümü Şekil Standart k-ε türbülans modeli Şekil Realizable k-ε türbülans modeli Şekil RNG k-ε türbülans modeli Şekil SST k- türbülans modeli Şekil LES Smagorinsky türbülans modeli Şekil Basitleştirilmiş Ricardo E6 motorunun üstten görünümü Şekil Uygulanan 2 boyutlu sayısal ağ şablonu Şekil Ricardo E6 motoru valf hareket diyagramı.. 125

17 xvii Sayfa Şekil Kullanılan çözüm ağı Şekil Emme ve egzoz valfleri maksimum açıklıklarındayken kesit görünümü Şekil Sonuçların incelendiği A-A kesiti Şekil Emme Stroğu KMA Şekil Emme Stroğu KMA Şekil Emme Stroğu KMA Şekil Egzoz Stroğu KMA Şekil Egzoz Stroğu KMA Şekil Egzoz Stroğu KMA Şekil Buji ateşleme noktası Şekil CFM modeli için silindir içi basınç grafiği Şekil CFM modeli için silindir içi sıcaklık grafiği 134 Şekil Buji kesiti ve silindir kafasına paralel kesit Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da hız vektörleri Şekil KMA'da hız vektörleri Şekil KMA'da hız vektörleri Şekil KMA'da hız vektörleri

18 xviii Sayfa Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri Şekil Basit modelde G-Equation yanma modeli analizi basınç grafiği Şekil Basit modelde G-Equation yanma modeli analizi sıcaklık grafiği. 141 Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da hız vektörleri Şekil KMA'da hız vektörleri Şekil KMA'da hız vektörleri Şekil KMA'da hız vektörleri Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri Şekil Ricardo E6 motoru gerçek geometrisi Şekil 5.69 Hazırlanan 2 boyutlu sayısal ağ şablonları

19 xix Sayfa Şekil Soğuk akış şartlarında emme stroğu-420 KMA için hız vektörleri Şekil Soğuk akış şartlarında emme stroğu-460 KMA için hız vektörleri Şekil Soğuk akış şartlarında emme stroğu-500 KMA için hız vektörleri Şekil Soğuk akış şartlarında egzoz stroğu-930 KMA için hız vektörleri Şekil Soğuk akış şartlarında egzoz stroğu-1020 KMA için hız vektörleri Şekil Soğuk akış şartlarında egzoz stroğu-1080 KMA için hız vektörleri Şekil Soğuk akış silindir içi basınç grafiği Şekil Soğuk akış silindir içi sıcaklık grafiği Şekil Ricardo motoruna ait deneysel soğuk akış sıcaklık grafiği Şekil Soğuk akış için P-V diyagramı Şekil Hava standart Otto çevrimi şematiği Şekil Gerçek modelde G-Equation modeli basınç grafiği. 158 Şekil Gerçek modelde G-Equation modeli sıcaklık grafiği Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu 160 Şekil KMA için hız vektörleri. 160 Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri

20 xx Sayfa Şekil KMA için hız vektörleri. 161 Şekil KMA için sıcaklık kontürleri Şekil KMA için sıcaklık kontürleri. 163 Şekil KMA için sıcaklık kontürleri Şekil KMA için sıcaklık kontürleri Şekil ECFM-3Z modeli ile stokiyometrik yanma analizi basınç grafiği Şekil ECFM-3Z modeli ile stokiyometrik yanma analizi sıcaklık grafiği Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için sıcaklık kontürleri Şekil KMA için sıcaklık kontürleri Şekil KMA için sıcaklık kontürleri Şekil KMA için sıcaklık kontürleri Şekil G-Equation modeli ile fakir karışım yanma analizi basınç grafiği Şekil Silindir içi basınç değişimi için deneysel sonuç Şekil G-Equation modeli ile fakir karışım yanma analizi sıcaklık grafiği Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu

21 xxi Sayfa Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil ECFM-3Z modeli ile fakir karışım yanma analizi basınç grafiği Şekil Silindir içi basınç değişimi için deneysel sonuç Şekil ECFM-3Z modeli ile fakir karışım yanma analizi sıcaklık grafiği Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri

22 xxii Sayfa Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil ECFM-3Z modeli ile 30 KMA ateşleme avansı yanma analizi basınç grafiği Şekil Silindir içi basınç değişimi için deneysel sonuç Şekil ECFM-3Z modeli ile 30 KMA ateşleme avansı yanma analizi sıcaklık grafiği Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil ECFM-3Z modeli ile 40 KMA ateşleme avansı yanma analizi basınç grafiği Şekil Silindir içi basınç grafiği için deneysel sonuçlar Şekil ECFM-3Z modeli ile 40 KMA ateşleme avansı yanma analizi sıcaklık grafiği

23 xxiii Sayfa Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil 6.1. Farklı modeller ve yakıt/hava oranları için silindir içi basınç grafiği karşılaştırması Şekil 6.2. Farklı modeller ve yakıt/hava oranları için silindir içi sıcaklık grafiği karşılaştırması Şekil 6.3. ECFM-3Z modelinde farklı ateşleme avansları için silindir içi basınç grafiği karşılaştırması Şekil 6.4. ECFM-3Z modelinde farklı ateşleme avansları için silindir içi sıcaklık grafiği karşılaştırması

24 xxiv RESİMLERİN LİSTESİ Sayfa Resim 5.1. Ricardo E6 motoruna ait görsel..101

25 xxv SİMGELER VE KISALTMALAR Bu çalışmada kullanılmış bazı simgeler ve kısaltmalar, açıklamaları ile birlikte aşağıda sunulmuştur. Simgeler P T S N λ η v r k ε ω α β Açıklama Basınç (bar) Sıcaklık (K) Swirl/Tumble Sayısı Motor devir sayısı (dev/dak) Hava fazlalık katsayısı Volumetrik verim Sıkıştırma oranı Türbülans kinetik enerjisi Türbülans yitim oranı Özgül türbülans yitim oranı Türbülanslı şartlarda alev ilerleme hızı katsayısı Alev ilerlemesi üzerindeki alev önü eğrisi katsayısı Kısaltmalar AA CAD CO NO x Açıklama Ateşleme avansı Bilgisayar Destekli Tasarım Karbonmonoksit Nitrikoksitler

26 xxvi Kısaltmalar KMA HAD CFD ÜÖN AÖN CFM ECFM-3Z RANS LES EVM Açıklama Krank Mili Açısı Hesaplamalı Akışkanlar Dinamiği Computational Fluid Dynamics Üst Ölü Nokta Alt Ölü Nokta Coherent Flame Model Extended Coherent Flame Model-3 Zone Reynold Averaged Navier Stokes Large Eddy Simulation Eddy Viscosity Models

27 1 1. GİRİŞ Gelişen teknolojiye rağmen içten yanmalı motorlar halen dünyadaki en önemli güç üretim araçlarından birisidir. Ancak; mevcut içten yanmalı motorların verimlerinin düşük olması, kullanılan yakıtların getirmiş olduğu mali külfet ve yanma ürünlerinin çevreyi kirletmeleri bu araçların en büyük problemleridir. Bu yüzden içten yanmalı motorlar ve motorlarda kullanılan yakıtlarla ilgili araştırma ve geliştirme çalışmaları sürekli olarak devam etmektedir. Bu çalışmaların odaklandığı en temel unsurlar; motorlardan elde edilen gücü arttırmak, yakıt tüketimini en aza indirmek ve egzozdan çevreye atılan kirletici gaz salınımını azaltmaktır. Dolayısıyla, motor tasarımları ve iyileştirme amaçlı yapılacak olan tüm yapısal değişikliklerin bu temel unsurlara yönelmesi gerekmektedir. Bilindiği gibi motorlardan elde edilen mekanik gücün kaynağı motor silindiri içerisinde gerçekleşen yanma prosesidir. Silindir içindeki yanmanın ve yanma sonrası oluşan ürün davranışlarının olabildiğince iyi anlaşılabilmesi, istenilen tasarımın elde edilmesine yardımcı olacaktır. Böylece tasarımlarda prototipler, testler vb. açısından maliyetlerin düşürülmesine katkıda bulunulabilecektir. Günümüzde bilgisayar teknolojilerinin ve sayısal yöntemlerin gelişmesi birçok mühendislik probleminde araştırmacıları bu alanda çalışmaya yöneltmiştir. Bu gelişmeler sayesinde, en karmaşık diferansiyel denklemler dahi ayrıklaştırılabilmekte ve çözülebilmektedir. Bu sayısal hesaplama yöntemleri ve algoritmalar, mühendislik problemlerini çözebilmek amacıyla hesaplamalı akışkanlar dinamiği (HAD) yazılımları içerisinde bir araya getirilmiştir. İçten yanmalı motorlar açısından bakıldığında ise; özellikle yanma, türbülans, emisyon mekanizmaları, ateşleme ve püskürtme modellerinin geliştirilmesi ve güvenilirliklerinin deneysel verilerle de test edilmesi sonucu içten yanmalı motor çalışmalarında da sayısal yöntemler son yıllarda yaygın olarak kullanılmaktadır. Kullanılan bu modeller, fiziği ve değişimlerini birebir yansıtamasa da, motor silindirinde gerçekleşen akış ve yanmanın anlaşılması ve geliştirilmesine önemli katkılar sağlayan birer araç haline gelmişlerdir. Tasarım aşamasında bu yazılımların ve doğru yöntemlerin

28 2 kullanılmasıyla bir öngörü kazanılmış ve herhangi bir üretim yapılmadan önce, tasarımın veya yakıtın etkinliğinin araştırılmasına olanak sağlanmıştır. Yapılan bu tez çalışması üç ana bölümde gerçekleştirilmiştir. Birinci bölümde silindir içi akış ve yanma ile ilgili kapsamlı bir literatür taraması ve teorik araştırma yapılmıştır. Literatür taramasıyla, içten yanmalı motorlarla ilgili yapılmış benzer çalışmalarda kullanılan yaklaşımlar incelenmiş ve kullanılabilecek sayısal yaklaşımlar belirlenmiştir. Belirlenen bu yaklaşımlarla ilgili teorik bir araştırma yapılmış ve eldeki kullanılabilecek yaklaşımların çalışmaya uygunluğu irdelenmiştir. İkinci bölümde tez çalışmasında kullanılacak olan ön işlemci (pre-processor) yazılım STAR-CCM+, yine ön işlemci yazılım olan es-ice ve çözücü ayarlarının büyük bir kısmının yapıldığı PRO-STAR yazılımlarının öğrenilmesi ve gerçek simülasyonlar öncesi sınır şarları ve başlangıç şartlarının belirlenmesi, valf hareket diyagramının çıkartılması gibi durumlar için ön simülasyonlar gerçekleştirilmiştir. Ön simülasyonlar yardımıyla elde edilen bilgilerle Ricardo E6 motoruna ait gerçek simülasyonlara geçilmiş ve asimetrik valf yerleşimine sahip geometride detaylı üç boyutlu soğuk akış ve yanma analizleri gerçekleştirilmiştir.

29 3 2. LİTERATÜR ARAŞTIRMASI Literatür incelendiğinde, başta dizel motorlar olmak üzere benzinli, doğal gazlı ve hidrojenle çalışan motorlarla ilgili birçok çalışmaya rastlanmaktadır. Bu çalışmalarda genel amaçlı ve özel geliştirilen hesaplamalı akışkanlar dinamiği (HAD/CFD) yazılımları FLUENT, STAR-CD, FIRE, VECTIS, KIVA vb. yaygın olarak kullanılmakta ve birçok sayısal çalışma gerçek motorlar üzerinden elde edilen verilerle oldukça uyumlu sonuçlar vermektedir. Yapılan bu literatür çalışmasında detaylı bir tarama yapılarak silindir-içi soğuk ve yanma içeren akış analizleriyle ilgili daha önceden yapılmış ve örnek teşkil edebilecek çalışmalar incelenmiştir. Basha ve Gopal ın silindir içi akış, türbülans ve sprey modellemeleriyle ilgili yılları arasında basılmış SAE yayınları derlemesi literatür çalışması için oldukça geniş ve karşılaştırmalı bir kaynaktır. Bu derlemenin özellikle türbülans modellemesi ile ilgili çalışmalarından bazı örnekler verilecek olursa: McLandress ve ark. KIVA-3 koduyla Caterpillar motorunda Standart k-ε ve RNG k-ε türbülans modellerini karşılaştırmıştır. İki modelinde sonuçları birbirinden çok farklı çıkmamıştır. RNG modelinin kullanıldığı durumda emme valfinin ucunda standart modele göre daha fazla döngüler elde edilmiştir. Her iki modelde oluşan küçük ölçekli türbülans hareketlerini görüntülemekte oldukça başarılı bulunmuştur. Kaario ve ark. Star-CD yazılımı içerisinde laminer ve türbülans karakteristik zamanı yanma modeli ile Hiroyasu ve Magnussen in is modelini modifiye etmişlerdir. Üç farklı dizel motorda performans ve emisyon analizleri Standart k-ε ve RNG k-ε türbülans modelleri kullanılarak gerçekleştirilmiştir. Deneysel silindir pik (peak) basınçlarının elde edilmesindeki en önemli parametre olan türbülans karakteristik zamanı katsayısı denge şartlarında olmayan türbülans düzeyinde doğru şekilde elde edilebilmiştir. Simülasyonlar integral boy ölçeği ile türbülans zaman ölçeği arasındaki korelasyon ilişkisini de ortaya koymuştur. Bu korelasyon değişik tip motorlarda yanma zaman ölçeğinin tahmini için önemlidir. Ayrıca Standart k-ε modelinin büyük motorlar için, RNG k-ε türbülans modelinin tüm motorlar için hassas sonuçlar verdiği görülmüştür. Yine Kaario ve ark. Ağır iş dizel motorunda akış özellikleri, valf hareketleri ve basınç farklarını karakterize etmek için PIV ve türbin ölçümleri ile STAR-CD

30 4 yazılımında sayısal simülasyonlar gerçekleştirmişlerdir. Türbülans modeli olarak Standart k-ε ve RNG k-ε kullanılmıştır. Standart modelin deney sonuçlarıyla daha uyumlu olduğu görülmüştür [1]. Richard ve ark. çalışmalarında CFM-LES ve ateşleme modellerinin buji ateşlemeli motorlarda geçerliliğini göstermişlerdir. RANS modellerinin global motor özellikleri açısından uygun sonuçlar verdiği ancak çevrimden çevrime olan farklılıkları yakalayamadığı belirtilmiş, LES modelinin bu kapsamda daha iyi sonuçlar verebileceği belirtilmiştir. İlk önce, propan-hava karışımının alevi deneysel olarak gözlemlenmiş, sonra alev davranışı önerilen modellerle doğru şekilde temsil edilmiştir. Daha sonra ise gerçek motor konfigürasyonu üzerinde çalışılmıştır. CFM- LES modeli filtreleme ölçeği Δ ile doğrudan ilintili olduğundan farklı Δ değerleri için bu analizler tekrarlanmıştır ve CFM-LES ile elde edilen sonuçlar güvenilir deneysel verilerle karşılaştırılmıştır. Şekil 2.1 incelendiğinde CFM-LES modeliyle yapılan simülasyon sonuçlarının tüm denemelerde (case A-E) kesikli çizgilerle tanımlanan deneysel veri aralığında yer aldığı görülmektedir [2]. Şekil 2.1. Krank mili açısına göre silindir içi basınç değişimi karşılaştırması [2]

31 5 Banerjee ve ark. egzoz gazı geri dönüşümlü (EGR) direkt enjeksiyonlu bir dizel motorda LES türbülans modeli kullanarak karışım oluşumu ve yanma kaynaklı ısı yayılımını incelemişlerdir. KIVA-3V yazılımıyla hem LES hem de klasik RANS modelleriyle çözümler yapılmış ve orta yükte LTC-Dizel (Low Temperature Combustion/düşük sıcaklıkta yanma) deneyleriyle karşılaştırılmıştır. Simülasyonlarda sprey atomizasyonu için KH-RT (Kelvin Helmholtz-Rayleigh Taylor) break up modeli, yanma için CHEMKIN n-heptan mekanizması, türbülans modeli olarak ise LES ve RANS modellerinden RNG k-ε kullanılmıştır. Sonuçlar incelendiğinde LES modelinin daha anlamlı sonuçlar verdiği ve LTC-dizel deneylerinde daha uygun sonuçlar verdiği görülmüştür [3]. Vermorel ve ark. dört valfli, tek silindirli buji ateşlemeli propan-hava karışımını yakan motorda Large Eddy Simulation (LES) türbülans modelini kullanarak çevrimden çevrime gerçekleşen yanma değişimini analiz etmişlerdir. Şekil 2.2 de kullanılan sayısal ağ ın emme valfi açıldıktan 70 KMA sonraki kesiti görülmektedir. Şekil 2.2. Emme valfi açıldıktan 70 KMA sonraki sayısal ağın görünümü [4] Yanma modeli, buji ateşlemesini temsil eden ve RANS AKTIM modelden türetilen Eulerian modeli ile alev ilerlemesini temsil eden Extended Coherent Flame Model (ECFM-LES) inin birleşimidir. Piston ve valflerin hareketi, gövdeye sabitlenmiş ağ ile birlikte Arbitrary Eulerian Lagrangian (ALE) tekniği kullanarak sağlanmıştır.

32 6 Simüle edilen çevrim sayısı düşük olmasına rağmen LES modeli deneysel olarak gözlemlenen çevrimsel değişikliği gösterebilmiştir. Şekil 2.3'te analizler sonucu elde edilen 10 çevrim için silindir içi basınç ve yakıt kütle oranı grafikleri verilmiştir. Şekil 2.3. On çevrim için silindir içi basınç ve yakıt kütle oranı grafikleri [4] a) Silindir içi basınç değişimi b) Yakıt kütle oranı değişimi Şekil 2.3 incelendiğinde CFM modelinin bir sonraki versiyonu olan ECFM modeli ve LES türbülans modeli ile gerçekleştirilen çevrimsel analizin sonuçlarının silindir içi basınçlar anlamında deneysel veri aralığı içerisinde kaldığı, yakıt kütle oranının da deneysel ortalama verisi etrafında olduğu görülmektedir. Ancak birçok çevrimde ortalamanın üzerinde yakıt kütle oranı gözlemlenmiştir [4]. Lecocq ve ark. yapmış olduğu çalışmada bir motorda normal olmayan yanmayı (vuruntu) simüle eden bir yanma modeli kullanmışlardır. İlk olarak oto-ateşleme modeli TKI (Tabulated Kinetics for Ignition) ve ECFM-LES (Extended Coherent Flame for LES) detaylandırılmış ve normal olmayan yanmayı hesaba katan basit testlere uygulanmıştır. Deneysel değerler ve benzer birkaç noktadan hesaplanan silindir içi basınçları karşılaştırılmıştır. Şekil 2.4 te bu basınç karşılaştırması verilmiştir.

33 7 Şekil 2.4. Krank mili açısına göre silindir içi basınç değişimi karşılaştırılması [5] Şekil 2.4 incelendiğinde vuruntu meyilinin 20 KMA ateşleme avansı ile tamamen engellendiği görülmüş ve bu durum literatürden deneysel çalışmalarla teyit edilmiştir. Deneysel olarak vuruntuya meyil gösteren durum sayısal olarak da LES modeliyle RANS modellerinden daha hassas şekilde elde edilmiştir [5]. Malaguti ve Fontanesi, yaptıkları çalışmada, benzinli bir otomobil motorunun yanma odası içerisindeki püskürtme gelişimini ve sıvı film oluşumunu düşük sıcaklıkta çalışma koşulunda detaylı bir HAD (CFD) analiziyle incelemişlerdir. HAD analizleri için gerekli sayısal ağ STAR-CD içerisindeki Pro*AM (Semi Automatic Mesher) kullanılarak, valflerin hareketleri ve silindir içi hareketleri es-ice modülü kullanılarak, yapılan tüm analizler ise STAR-CD yazılımı kullanılarak gerçekleştirilmiştir. Toplamda (ÜÖN da) ile (AÖN da) değişen sayılarda eleman kullanılmıştır. Türbülans modeli olarak RNG k-ε modeli, momentum ve türbülans denklemleri Monotone Advection and Reconstruction Scheme (MARS) kullanılmıştır. Sıcaklık denklemi için doğrusal 2. derece upwind yaklaşımı (Linear Upwind 2nd order differencing scheme) tercih edilmiştir. Kritik durumlardan kaçınmak için duvar ve püskürtme etkileşiminin fiziğini en iyi şekilde anlamak için birçok strateji seti simüle edilmiştir. Çalışma sonucunda, buji kirlenmesi ile püskürtme dağılımı arasında bir korelasyon bulunmuştur. Optimum enjeksiyon stratejisi önerilip, simüle edilmiştir. Önerilen bu strateji ile, düşük

34 8 sıcaklıkta çalışmaya başlama durumunda karışımın yanmaması durumunun (misfiring) engellenebileceği görülmüştür [6]. Koten ve ark., tek silindirli bir dizel motorda enjeksiyon parametrelerinin yanma üzerindeki etkisini STAR-CD Es-ICE modülü kullanarak sayısal olarak incelemişlerdir. Momentum ve türbülans denklemlerine MARS (Monotone Advection and Reconstruction Scheme) uygulanmış, enerji denklemi için birinci derece upwind metodu (first order upwind differencing), yoğunluk için merkezi farklar (central differencing) uygulanmıştır. Homojen dolgulu sıkıştırma ateşlemeli (HCCI) motorda, yanma odası dizaynında sıfıra yakın partikül madde (PM) ve NOx emisyonları elde etmek için kısmi ön karışımlı sıkıştırma ateşlemeli (PPCI) durumlar için karşılaştırma yapılmıştır. Böylece silindir içi akış ve emisyon oluşumu analiz edilmiştir. Sıkıştırma oranları, enjeksiyon zamanları, koni açıları vb. parametrelere göre performans karşılaştırmaları yapılmıştır. Elde edilen sonuçlar literatürden incelenen benzer simülasyon ve deney sonuçlarına oldukça uyumlu çıkmıştır [7]. Koten bir başka çalışmasında da, tek silindirli bir dizel motorda STAR-CD/es-ICE modülü ile silindir içi yanma analizleri gerçekleştirmiştir. Yanma modeli olarak Eddy Break-Up (EBU) ve Extended Coherent Flame Model 3Z (ECFM-3Z) karşılaştırmalı olarak incelenmiştir. Akış alanı, sıcaklık dağılımı ve türbülans özellikleriyle ilgili denklemler MARS (Monotone Advection Reconstruction Scheme) ile ayrıklaştırılmış ve hız-basınç çifti için PISO (Pressure Implicit Splitting of Operator) algoritması kullanılmıştır. Sayısal ağ ÜÖN da civarında olup AÖN ye gelindiğinde civarına ulaşmaktadır. Bir çok iki denklemli türbülans modeli denenmiş ve k-ε-rng modeli simülasyonlar için uygun bulunmuştur. Yapılan simülasyonların sonuçları literatürde rastlanan deneysel veri ve simülasyonlara yakın olduğu vurgulanmıştır. Şekil 2.5 her iki yanma modeli için silindir-içi basınç ve sıcaklık eğrilerini göstermektedir.

35 9 Şekil 2.5. İki yanma modeli için silindir içi basınç ve sıcaklık değişimleri [8] a) Silindir içi sıcaklık değişimi b) Silindir içi basınç değişimi Sonuçlar incelendiğinde ECFM-3Z modelinin emisyonları azalttığı görülmüştür. Ancak sıcaklık değerinin daha yüksek olmasından dolayı ECFM-3Z modelinde NOx emisyonları daha fazla çıkmıştır. Şekil 2.6 da CO ve NO emisyonlarının karşılaştırılması verilmiştir [8]. Şekil 2.6. Krank mili açısına göre CO ve NO emisyonları değişimi [8] a) NO emisyonu değişimi b) CO emisyonu değişimi Jayashankara ve ark., direkt enjeksiyonlu bir dizel motorda, yakıt enjeksiyon zamanlaması ve emme basıncının motor performansına etkisini sayısal olarak

36 10 incelemişlerdir. Simülasyon için gerekli sayısal ağ GAMBIT yazılımında, HAD analizi ise STAR-CD ticari yazılımında yapılmıştır. Şekil 2.7'de kullanılan sayısal ağ görülmektedir. Şekil 2.7. Çalışmada kullanılan sayısal ağ [9] Türbülans modeli olarak k- ε modeli tercih edilmiştir. Emme ve sıkıştırma stroklarında HAD sonuçları literatürde daha önceden yapılmış sonuçlarla uyumlu çıkmıştır. Yanma modellemesi Magnusson s eddy break-up modeli kullanılarak simüle edilmiştir. Şekil 2.8 de silindir içi sıcaklık ve basınç eğrilerinin enjeksiyon zamanlamasına göre karşılaştırılması verilmiştir.

37 11 Şekil 2.8. Enjeksiyon zamanlamasına göre silindir içi basınç ve sıcaklık değişimi [9] a) Silindir içi sıcaklık değişimi b) Silindir içi basınç değişimi Elde edilen silindir içi basınçlarında, sıcaklıklarda, ısı yayılım oranlarında ve NOx emisyonlarında enjeksiyon zamanının ilerletilmesiyle azalma gözlenmiştir. Ayrıca Intercooler ve supercharge kullanılan durumlarda ise düşük ısı yayılım oranları, daha kısa tutuşma gecikmesi, yüksek NOx emisyonu ve düşük is oluşumu gözlemlenmiştir [9]. Baratta ve ark., tek silindirli, optik metotlarla izlenilebilen bir buji ateşlemeli motorda jet oluşumu ve hava-yakıt karışımını deneysel ve sayısal olarak incelemişlerdir. Deneysel kısımda çift taraflı PLIF (planar laser-induced fluorescence technique) analizi ile sayısal kısım ise STAR-CD ticari HAD yazılımı ile gerçekleştirilmiştir. Sayısal ağ oluşturma işleminin bir bölümü manuel olarak, bir bölümü ise es-ice modülü kullanılarak yarı otomatik olarak yapılmıştır. Şekil 2.9 da es-ice modülünde hazırlanan valf lokasyonu 2 boyutlu şablonu, Şekil 2.10 da tamamlanmış haliyle sayısal ağ görülmektedir.

38 12 Şekil 2.9. Valf lokasyonu iki boyutlu şablonu [10] Şekil Tamamlanmış haliyle sayısal ağ görünümü [10] Şekil 2.9 ve 2.10 incelendiğinde, özellikle 2 boyutlu şablonda valfler ve buji/enjektör bölgelerine uygulanan hassas ölçüler, 3 boyutlu sayısal ağa geçildiğinde çok daha düzgün dağılmış ve kaliteli elemanlara dönüşmektedir. Ayrıca manuel operasyonlarla buji/enjektör bölgesi daha da hassaslaştırılmıştır. Şekil 2.11 de deneysel ve sayısal normalize silindir-içi basınçlar karşılaştırılmıştır. Şekil 2.12 de optik inceleme ve HAD analizi sonuçlarının karşılaştırılması görülmektedir.

39 13 Şekil Deneysel ve sayısal normalize silindir içi basınçların karşılaştırılması [10] Şekil Optik inceleme ve HAD analiz sonuçlarının karşılaştırılması [10] Şekil 2.11 incelendiğinde ölçülen silindir-içi basınçlarla simülasyon sonuçlarından elde edilen basınç değerlerinin birbirine oldukça yakın çıktığı görülmektedir. Ayrıca, sayısal çalışmanın sonuçları optik deneyler sonucu elde edilen verilerle de karşılaştırılmıştır. Kademeli ve homojen şarj motor çalışma koşullarında bu sonuçlar incelendiğinde deneysel ve sayısal sonuçlar oldukça uyumlu çıkmıştır [10]. Mobasheri ve ark., dört silindirli çok noktadan yakıt enjeksiyonlu buji ateşlemeli bir motorda, üç farklı yanma modeli kullanarak yanma ve NO x emisyonları üzerindeki etkisini irdelemişlerdir. Gerekli sayısal ANSYS ICEM CFD ile sıkıştırma ve genişleme strokları boyunca olan yanma ise AVL-FIRE v2009 yazılımı ile yapılmıştır. Çizelge 2.1'de farklı yanma modelleriyle elde edilen basınç değerlerinin karşılaştırılması verilmiştir ve Şekil 2.13 de bu yanma modelleriyle elde edilen ısı yayılım oranlarının krank mili açısına göre değişiminin karşılaştırması verilmiştir.

40 14 Çizelge 2.1. Farklı yanma modelleri için basınç değerlerinin karşılaştırılması [11] Şekil Isı yayılım oranlarının KMA'ya göre değişimi [11] Elde edilen simülasyon sonuçları, deneysel verilerle karşılaştırılmış ve yanma parametreleri ile NO x emisyonları oldukça yakın sonuçlar vermiştir. Simülasyonda kullanılan Eddy Break- Up model (EBU), Probability Density Function (PDF) ve Coherent Flamelet Model (CFM) birbirleriyle ve deneysel verilerle uyum içinde olsa da EBU modelinin deneysel sonuçlara en yakın sonuçları verdiği kanaati elde edilmiştir [11]. Cameretti ve ark., gerçekleştirdikleri çalışmada CR (Common Rail) dizel bir motorda egzoz gazı geri beslemesi (EGR) ve yakıt enjeksiyon özelliklerinin emisyon ve performans üzerindeki etkisini KIVA -3V yazılımı ile sayısal olarak incelemişlerdir. Değişen çalışma koşulları ve parametrelerinde kapsamlı bir yanma ve emisyon oluşumu analiz edilmiştir. EGR seviyesi ve enjeksiyon zamanına göre motor performansı ve emisyonların değişimi ile ilgili etkili sonuçlar bulunmasına yol

41 15 gösterici bir simülasyon gerçekleştirmişlerdir [12]. Scarcelli ve ark., direkt enjeksiyonlu hidrojen yakıtlı bir motorda silindir içine enjeksiyonu ve yanmayı incelemek için FLUENT yazılımında üç boyutlu sayısal bir çalışma yapmışlardır. Elde edilen sayısal sonuçlar optik olarak incelenebilen bir motordan alınan verilerle karşılaştırılmıştır. İncelenen motorun silindiri tipik bir binek aracın silindir ölçülerinde ve yüksek basınçlı bir hidrojen enjektörüne sahiptir. Enjeksiyon yapılmadan yapılan akış alanı analizlerinde sıkıştırmanın sonuna kadar olan kısım hariç deneylerle yakın sonuçlar vermiştir. Enjeksiyon sonrası akış alanı incelemelerine bakıldığında ise deneysel sonuçlarla daha fazla uyumludur. Ancak sıkıştırma sırasında yine öngörülerin dışında sonuçlar elde edilmiştir [13]. D Errico yapmış olduğu çalışmada multizone termo-akışkan dinamik yanma modelini, motor performansı ve emisyonları simülasyonları için geliştirmeye çalışmıştır. Uygulama olarak hem benzin ile hem de sıkıştırılmış doğal gaz (CNG) ile çalışan bir motor simüle edilmiştir. Detaylı bir kimyasal yaklaşımla 1000 den fazla durum için laminer alev hızı korelasyonu geliştirilmiş ve türbülanslı, ön karışımlı yanma mekanizması detaylı olarak işlenmiştir. Elde edilen kimyasal şema ve formülasyonlar geliştirilen Quasi-D modeline ve HAD yazılımına gömülmüştür. Böylece genellikle deneysel olarak ölçülmeye elverişli olmayan fiziksel ve kimyasal özellikler irdelenmiştir. Hesaplanan veriler literatürde mevcut deney sonuçlarıyla karşılaştırılmıştır. Sonuçlar incelendiğinde, hem benzin hem de CNG yakıt için silindir-içi basınç değerlerinde ve emisyonlarda deney sonuçlarıyla iyi bir uyum elde edilmiştir [14]. Andreassi ve ark., gaz yakıt direkt enjeksiyonu için yeni bir model sunmuş ve içten yanmalı bir motor modelinde uygulamışlardır. İlk önce jet oluşumunu inceleyerek, ağ dağılımı limitlerine takılmadan jetin penetrasyonu ve şeklini elde etmişler ve çıkan sonuçların iki farklı enjeksiyon basınçları için geçerliliğini test etmişlerdir. Buji ateşlemeli doğal gaz ile çalışan bir motor baz alınarak, sayısal model KIVA-3V koduna aktarılmıştır. Simüle edilen senaryo için ana parametrelerin hata oranı %5 ten az olarak elde edilmiştir. PSC (Partially Stratified Charge) motor optimizasyonu için anahtar parametre olan homojen olmayan karışım dağılımı doğru olarak temsil edilmiştir. Yakıt püskürtmenin başlangıcının geçerliliği düşük türbülans ve jetin oluşturduğu dönmelerin ihmali ile

42 16 birlikte 0-D (0-Boyut) yaklaşımıyla sağlanmıştır. Püskürtmenin ilerleyen zamanlarının analizi, dönme etkilerinin de hesaba katılmasıyla daha sonra hassas olarak incelenmesine karar verilmiştir [15]. Venkateswaran ve ark., turboşarjlı ağır işlerde kullanılan bir dizel motorda piston çanağının geometrisinin motor performansı ve emisyonlar üzerindeki etkisini incelemişlerdir. Piston çanağı geometrisi, ölçüleri, çekirdek yapısı vb. özellikleriyle bir dizel motorda hava-yakıt karışımını, yanmayı ve kirletici emisyonları en çok etkileyen faktörlerden olduğu görülmüştür. Bu çalışmada 3 farklı çanak (baseline, bowl 2, bowl 3) tipi seçilmiş ve analiz edilmiştir. Şekil 2.14'de kullanılan piston çanakları (bowl) geometrileri görülmektedir. Şekil Kullanılan piston çanakları geometrileri [16] Diğer değişkenler; sıkıştırma oranı, maksimum çanak çapı, strok ve enjeksiyon oranı sabit tutulmuştur. Silindir içi akış ve yanma analizleri genel amaçlı HAD yazılımı STAR-CD ile yapılmış ve sonuçların geçerliliği deneysel verilerle karşılaştırılarak gösterilmiştir. Şekil 2.15 de deneysel-sayısal silindir-içi basınçlarla birlikte üç farklı piston geometrisine göre basınç karşılaştırılması da verilmiştir.

43 17 Şekil Piston geometrilerine göre deneysel ve sayısal basınçların değişimi [16] a) KMA'ya göre deneysel ve sayısal silindir içi basınç değişimi b) KMA ve piston geometrilerine göre sayısal silindir içi basınç değişimi Simülasyonlar sonucu çanak 3'ün (bowl 3) türbülansı arttırarak yakıt-hava karışımını iyileştirdiğini göstermiştir. Özgül yakıt tüketimi ve is oluşumu azalmasına rağmen iyi karışımdan dolayı daha iyi yanma gerçekleştiğinden NOx emisyonları artış göstermiştir [16]. Choi ve ark., direkt enjeksiyonlu bujili bir motorda yanmamış bölgedeki ikincil alev ve karışım oranlarının değişiminin laminer yanma hızı üzerindeki etkisini yeni bir katmanlı yanma modeli ile incelemişlerdir. Yapılan analizler genel amaçlı HAD programı STAR-CD'de gerçekleştirilmiştir. Yanmayı modellerken, izo-oktan için geniş bir aralıktaki laminer alev hızı yeni korelasyon kullanılarak hesaplanmış ve olasılık yoğunluk fonksiyonu uygulanmıştır. Simülasyon sonuçları incelendiğinde katmanlı karışımın, alev yayılma yapısını, yayılma hızını ve difüzyon alevi yerini etkilediği görülmüştür. Birincil alev yapısı lokal olarak değişen hızlarla düzgün olmayan (wrinkle) bir yüzeye sahiptir [17]. Tan ve Reitz, buji ateşlemeli motorlarda, ateşleme ve yanma proseslerinin daha hassas analiz edilmesi için KIVA-3V kodunda geliştirilmiş ateşleme ve alev ilerleme modelleri eklemişlerdir. Ateşleme enerjisi ve akış türbülansını hesaba katan ateşleme çekirdeği büyüme oranı için denklem oluşturulmuştur. G denklem modelini baz alan alevli yanma modeli türetilmiştir. Ateşleme ve yanma modellerini test etmek için silindir içi ısı akısı ölçümü

44 18 yapılabilen bir motor kullanılmış ve modeller deneysel ve sayısal alevin silindir cidarına ulaşma zamanları karşılaştırılarak denenmiştir [18]. Ewald ve ark, yapmış olduğu çalışmada gelişmekte olan ve gelişmiş türbülanslı, ön karışımlı alevleri de kapsayan türbülanslı yanma hızı için bir ifade elde etmişlerdir. Ön karışımlı yanma yaklaşımı üzerine kurulan bu ifade homojen şarjlı bujili bir motora uygulanmıştır. Buji ateşlemesinden dolayı özel olarak adapte edilen bir formül sunulmuştur. Modelin geçerliliğine bakıldığında alevin ilk yayılımı iyi temsil etmiş, fakat ısı yayılım oranı arttıkça alevler yanma odasına ön görülmeyen şekilde girmiştir. Bunun nedeni olarak da türbülans modelinin tam olarak durumu yansıtmamış olabileceği ifade edilmiş olup, daha sonraki çalışmalar için Reynolds gerilmelerinin daha iyi irdelenmesi önerilmiştir [19]. Cho ve ark., homojen, direkt enjeksiyonlu, bujili (DISI) bir motor pistonunun kafasına çarpan yakıtın araştırılması için silindir içi ısı transferi ölçümleri ve yakıt püskürtme simülasyonları gerçekleştirilmişlerdir. Piston kafasından yüksek hızlı ısıl çiftlerle anlık sıcaklık ölçümleri alınmış ve HAD analizleri ile de desteklenen yakıt film kütlesi ve kalınlığı yakıt buharlaşmasına bağlı olarak kapsamlı şekilde analiz edilmiştir. Deneysel ölçümlerden elde edilen değerler HAD için sınır koşulları olarak kullanılmıştır. Gerçek enjeksiyon durumu tam olarak simüle edilemese de deneysel ve sayısal sonuçlar uyum içinde gözükmektedir [20]. Sukegawa ve ark., silindir içi yakıt püskürtme, karışım oluşumu ve yanma olaylarını analiz etmek için bir HAD yazılımı oluşturmuşlar ve simülasyonların geçerliliğini silindir içi görsel verileriyle sağlamışlardır. Direkt enjeksiyonlu bujili bir motoru analiz etmek için kullanılan bu yazılım ile piston çanağındaki yakıt buharının buji etrafına silindir içinde oluşan türbülansla geldiği, homojen şarj modunda simetrik püskürtme kullanıldığında emme tarafında daha zengin karışıma rastlandığı, simülasyondan elde edilen homojenlik oranıyla deneyden elde edilen tork arasında bir korelasyon bulunduğu görülmüştür [21]. Zellat ve ark. STAR-CD genel amaçlı HAD yazılımında geliştirilen son yanma modellerini özellikle de tam yükte ve düşük hızlarda çalışan buji ateşlemeli

45 19 motorlarda denemişlerdir. Şekil 2.16 da kullanılan motorun çözüm hacmi görülmektedir. Şekil Kullanılan motorun çözüm hacmi [22] İlk olarak ECFM-3Z modeli ve modele eklenen buji kıvılcımı modeli kullanılmıştır. Ark ve çekirdek oluşumuyla beraber, gazlara olan ısı transferi hesaplanmış, detaylı kimya kullanarak tüm yanma tanımlanmıştır. Elde edilen sonuçlar ısı yayılımı, indike güç ve hatta vuruntu başlangıcı açısından tam yükte oldukça gerçekçi sonuçlar vermiştir. Şekil 2.17 de tam yük ve 2000 dev/dak motor devrinde deneysel ve sayısal analizlerin karşılaştırılması verilmektedir. Normalize edilmiş basınç ve ısı yayılım oranları birbirine oldukça yakın çıkmıştır [22].

46 20 Şekil dev/dak motor hızında ve tam yükte deneysel ve sayısal analizlerin karşılaştırılması [22] a) Normalize basınç değerlerinin karşılaştırılması b) Normalize ısı yayılım oranı değerlerinin karşılaştırılması Tan ve Reitz, buji ateşlemesi ve yanma prosesinin simülasyonlarındaki hassasiyeti arttırma amacıyla bir ateşleme ve alev ilerleme modeli geliştirip, KIVA-3V koduna yerleştirmişlerdir. Bujiden yayılan kıvılcımın gelişimini hesaplamak içinbujiden yayılan enerji ve akış türbülansına dayanan bir denklem türetmişlerdir. Bu denklem, G-Equation yanma modelini temel alan bir modeldir. Ateşleme ve yanma modelini test etmek için homojen şarj bit motor analizi gerçekleştirilmiştir. Bu motora ait mevcut deneysel ısı akısı verileri yardımıyla, simülasyonlarda görülen alev varış süreleri doğrulanmıştır. Buna ek olarak, model homojen şarj propan yakıt kullanılmış buji ateşlemeli bir motorda daha denenmiş ve deneysel silindir içi basınç ve ateşleme zamanı, motor hızı ve EGR seviyesinin bir fonksiyonu olarak NO x değerleriyle karşılaştırma yapılmıştır. Sonuçların, deneysel verilerle oldukça uyumlu olduğu belirtilmiştir [23].

47 21 3. TEORİ ARAŞTIRMASI Yanma problemlerinin analizinde, akışkanlar mekaniği ve ısı transferi problemleri için kullanılan denklemlere ilave denklemlere ihtiyaç duyulmaktadır. Motor silindiri içerisindeki akış, ısı transferi ve yanmanın matematiksel modelinin temel denklemleri şunlardır; Kütlenin Korunumu Momentum Korunumu Türbülans Denklemleri (Türbülanslı ise) Enerji Korunumu Kimyasal Türlerin Korunumu dur. Özellikle kimyasal türler ve var olduğu durumda türbülans yanma olayının karakteristiklerini doğrudan belirler. Bu yüzden yapılan bu teorik inceleme daha çok türbülans/yanma modellemesi ve fiziği üzerinde yoğunlaşmıştır. Bunun dışında ise çözücü, ayrıklaştırma yaklaşımları vb. de incelenmiştir. Bu araştırma kapsamında ilk olarak STAR-CD ve STAR-CCM+ yazılımlarının altyapısında bulunan tüm modeller irdelenmiş, seçilen yaklaşımlar ve seçim nedenleri de vurgulanmaya çalışılmıştır Türbülans ve Yanma ile ilgili Temel Kavramlar Türbülanslı akış tamamen anlaşılamayan ve klasik fizikte çoğunlukla anlamlı şekilde çözümlenemeyen bir problemdir. Fakat çok sayıdaki pratik uygulamada akışın türbülanslı olması, türbülans modelleri olarak tanımlanan modellerin geliştirilmesine neden olmuştur. Bu modeller, belirli bir noktaya kadar Navier-Stokes denklemlerini baz alan sistematik matematiksel türetmelerdir, ayrıca boyutsal argüman ve ampirik girdilere dayanan hipotezlerdir. Türbülans modellemelerinde yüksek Reynolds sayılarında oluşan büyük eddy ler (large eddies) giderek küçük parçalara ayrılır ve viskoz kuvvetler tarafından yok edilene kadar bu ayrılma devam eder. Kullanılan türbülans modeli yüksek Reynolds sayısı limitinde gerekli Reynolds

48 22 sayısı bağımsızlığını sağlayabilmelidir. Türbülans modellemelerinde olduğu gibi türbülanslı yanma için de benzer yaklaşımlar geliştirilmiştir. Yanma, yakıt ve yakıcının moleküler seviyede karıştığı bir olaydır. Bu da türbülanslı yanmanın, türbülanslı karışma olayına bağımlılığını göstermektedir. Çok genel olarak, geniş bir aralık içerinde farklı büyüklükteki eddy ler oluşur. Bu eddy lerin ara yüzeylerindeki gerinim ve kayma karışım olayını meydana getirir. Eddy lerin parçalanması ve küçük eddy lerin oluşması sırasında, gerinim ve kayma artar ve böylece reaksiyona girenler arasındaki ara yüzeyde konsantrasyon gradyanları yükselir, moleküller arası difüzyon artar. Yakıt ve yakıcının moleküler seviyede karışımı yanmanın ön gereksinimidir ve küçük eddy ler arasındaki ara yüzeyde oluşur [24]. Yanma olayının temel karakteristiğini türbülans kadar etkileyen bir diğer durum ise yakıt ve yakıcının karışım durumlarıdır. Akış konfigürasyonuna göre yapılan bu ayrımda yanma, ön karışımlı (Premixed Combustion), ön karışımsız (Non-Premixed Combustion) ve kısmi ön karışımlı (Partially Premixed Combustion) olmak üzere 3 e ayrılır. Ön karışımlı yanma, yakıt ile yakıcının yanmadan önce tamamen karışmasını gerektirir. En yaygın uygulama alanları buji ateşlemeli motorlar (SI engines), zayıf karışımlı gaz türbinleri ve ev ısıtma sistemleridir. Bu ve benzeri sistemlerde yakıt ile yakıcı yanma odasına girmeden önce karışır. Buji ateşlemeli motorlar açısından bakıldığında yakıt,karbüratörde karışarak veya emme portuna enjekte edilip emme havasıyla karışması sağlanarak beslenir. Karışım silindire girdiğinde silindir içerisinde bir önceki çevrimden kalan ard gazlarla karışır. ÜÖN den yaklaşık derece önce bu karışım neredeyse homojen hale gelir. İlk başta buji ateşlemesinden dolayı laminar alev çekirdeği oluşur ve ani şekilde türbülanslı olur. Bu çekirdek, düşük ortalama hızdan dolayı yanma odası duvarlarına ulaşana kadar hemen hemen küresel şekilde büyür ve türbülanslı aleve dönüşür [24]. Ön karışımlı yanmanın şematik gösterimi Şekil 3.1 de verilmiştir.

49 23 Şekil 3.1. Ön karışımlı yanmanın şematik gösterimi Ön karışımsız yanma, yakıt ile yakıcının yanma odasına ayrı ayrı girdiği ve karışım ile yanmanın sürekli difüzyonla gerçekleştiğini ifade eder. Bu tip yanma en çok fırınlarda, dizel motorlarda, gaz türbinlerinde ve yangınlarda görülür. Ön karışımsız yanma difüzyon yanması olarak adlandırılır çünkü difüzyon hız kontrollü (ratecontrolling) bir prosestir. Konveksiyon ve difüzyon için gerekli zaman yanma reaksiyonları için gerekli olan zamandan daha fazladır. Bu durumda Infinitely Fast Chemistry yaklaşımı oldukça faydalı olmaktadır. Bu yaklaşım sonlu oran kimya kinetiği (finite rate chemical kinetics) parametrelerini elimine ederek önemli bir basitleştirme sağlar. Ancak lokal difüzyon zamanının çok fazla olmadığı durumlarda bu yaklaşım geçerli değildir. Dizel motorlarda, sıvı yakıt spreyi yanma odasına enjekte edilmeden önce hava piston tarafından sıkıştırılır. Sıcak ve sıkıştırılmış hava spreyle karışır, sıvı takıt parçalanır, buharlaşır ve sonunda kendi kendine ateşlenir. Yanma fazı boyunca, ilk önce gazın ön karışımlı oranı hızlıca tüketilir fakat yanma ön karışımsız koşullarda gerçekleşir [24]. Şekil 3.2 da ön karışımsız yanmanın şematik gösterimi verilmiştir. Şekil 3.2. Ön karışımsız yanmanın şematik gösterimi Kısmi ön karışımlı yanma, ön karışımlı ve ön karışımsız yanmanın avantajlı özelliklerini kullanıp uygun olmayan özelliklerinden kaçınmayı amaçlar. Optimum koşullar bu iki yanma türünün karışımıyla elde edilebilir. Eğer yakıt ile yakıcı yanma

50 24 odasına ayrı ayrı girerse fakat türbülanstan dolayı kısmen karışırsa ve ateşleme gerçekleşirse yanma katmanlı bir yapı haline gelir. Bu tarz bir yanma genel olarak kısmi ön karışımlı yanma olarak adlandırılır. Genel olarak direkt enjeksiyonlu buji ateşlemeli motorlarda ve uçak motorlarında görülen bir yanma tipidir. Direkt enjeksiyonlu buji ateşlemeli motorlarda, sıvı benzin spreyi direkt olarak silindire enjekte edilir. Enjeksiyon, çevrimin yakıtın buharlaşmasına ve emme havasıyla kısmen karışmasına yetecek kadar erken anında gerçekleşir. Alev çekirdeği başlatıldığında ve büyüdüğünde türbülanslı alev katmanlı bir karışım halinde ilerler [24]. Tez çalışması için kullanılan Ricardo E6 Test motoru buji ateşlemeli ve karbüratörlü bir motordur. Yakıt ve hava beslemesi karbüratör tarafından sağlandığından karışım karbüratör yapısı içerisinde oluşmaktadır. Yakıt hava karışımı buradan silindire gönderilmektedir. Dolayısı ile yukarıdaki tanımlamalar ışığında yanma ön karışımlı yanma olarak nitelendirilebilir. Bu yüzden teorik araştırmalar ön karışımlı yanmaya izin verebilecek yanma modelleri üzerinde yoğunlaşmıştır. Ayrıca yanma türbülanslı olduğundan ve yanma modelleri ile türbülans modelleri arasındaki ilişki açısından literatür çalışması sonucu uygun görülen türbülans modelleri de incelenmiştir STAR-CD ve es-ice Yazılımında Mevcut Yanma Modelleri 1. Buji ateşlemeli motorlarda ön karışımlı yanma [25] CFM-ITNFS (Coherent Flame Model-Intermittent Turbulent Net Flame Stretch) ECFM (Extended Coherent Flame Model) Weller 2 Denklem Modeli Weller 3 Denklem Modeli G-Equation Modeli Eddy Break Up (Magnussen s) Model Wiebe Korelasyonu

51 25 2. Buji ateşlemeli motorlarda kısmi ön karışımlı yanma [25] Weller 3 Denklem Modeli G-Equation Modeli 3. Dizel motorlarda yanma modelleri [25] Laminar-ve-türbülans karakteristik-zaman yanma modeli DARS-TIF (Digital Analysis of Reaction Systems-Transient Interactive Flamelet) 4. Genel amaçlı yanma modelleri [25] ECFM-3Z (Extended Coherent Flame Model-3 Zone) ECFM-CLEH (Extended Coherent Flame Model- Combustion Limited by Equilibrium Enthalpy) DARS-CFD STAR-CD ve es-ice altyapısında bulunan bu modellerin bir kısmı STAR-CD nin ön ve son işlemcisi olan PRO-STAR içerisinde yer alırken, bir kısmı da sadece es-ice içerisinde bulunmaktadır. Tez kapsamında tüm analizler es-ice üzerinden yapılacaktır. Es-ice da bulunan yanma modelleri CFM, ECFM, ECFM-3Z, ECFM- CLEH, G-Equation, DARS-TIF, DARS-CFD ve Wiebe korelasyonudur. Bu modellerden CFM, ECFM ve G-Equation modelleri alev alanı (flame area) modelleridir. Alev alanı modelleri çekiştirmeye, kıvrılmaya vb. proseslere maruz kalarak ilerleyen sonsuz incelikte bir yüzey kabulü yapar. Bu prosesler alev alan yoğunluğu transport denklemi veya alev yüzeyindeki ilgili değişken ile modellenir. ECFM-3Z modelinin teorisi CFM ve ECFM modellerini baz alan, ECFM-CLEH ise ECFM-3Z modelindeki yanma hızını denge kimyası ile sınırlayacak şekilde hazırlanmış modellerdir [25]. Sayısal simülasyonlarda kullanılacak modeller ilk olarak Coherent Flame Model (CFM) ve G-Equation yanma modelleri seçilmiştir yılının son ayları itibariyle

52 26 G.Ü. Makine Mühendisliği Bölümü İçten Yanmalı Motorlar ve Otomotiv Laboratuarı altyapısındaki STAR-CD v4.18 lisansına ECFM ve DARS Modelleri de eklenmiştir. Böylece bu modellere ek olarak her akış rejimine (ön karışımlı/kısmi ön karışımlı/ön karışımsız) uygun olarak kullanılabilen ve STAR-CD yazılımının en güncel ve güvenilir modellerinden olan ECFM-3Z modeli de denenmiştir. Bu yeni Alev Yüzeyi Yoğunluğu Taşınımı / Flame Surface Density Transport yanma modeli uygun kimyasal reaksiyon modelleriyle birleştirildiğinde (coupling) CO, NOx ve is (soot) hesaplanabilmektedir CFM-ITNFS (Coherent Flame Model-Intermittent Turbulent Net Flame Stretch) Alev dağılımını, değişkeni alev alan yoğunluğu şeklinde tanımlayan bir alev alanı modelidir. Alev alan yoğunluğu; Burada,, hacmindeki alev alanı ve üzerindeki çizgi ise ortalama değer anlamındadır. Ʃ için transport denklemi; Burada, w yüzeyin toplam hızı, alev gerinim oranı, eşitliğin sağ tarafındaki ikinci terim alev eğrisi, ifadesi ise yüzey ortalamalı terimleri göstermektedir. Alev yüzeyi için transport denklemi şu şekilde modellenmiştir.

53 27 Burada, net alev gerilmesi, gaz yoğunluğu, k türbülans kinetik enerjisi, S gerinimsiz laminer alev hızı,, ve a model sabitleri ve u alt indisi yanmamış gazı temsil etmektedir. Eşitliğin sağ tarafındaki ilk terim gerinim oranı ve eğri etkilerinin birleşiminden kaynaklanan alev alanı artmasını, ikinci terim ise yakıt tüketiminden kaynaklı alev alanı azalmasını temsil etmektedir. Son terimdeki, 0 a giderse (örneğin tüm yakıt biterse) alev yüzeyi etkili bir şekilde yok olur. Net alev gerilmesi Intermittent Turbulent Net Flame Stretch (ITNFS) modeliyle hesaplanır. Bu modelde, alev önü boyunca gerilmenin dağılımını belirlemek için aralıklı türbülans deneysel verilerini ve net alev gerilme fonksiyonu için alevvorteks ilişkilerini kuran doğrudan sayısal simülasyonlar (direct numerical simulations-dns) kütüphanesi kullanılmıştır. Hesaplamaları kolaylaştırmak için kütüphanedeki veriler, eğri oturtma (curve-fitting) yoluyla boyutsuz bir fonksiyon haline getirilmiştir. ( ) Burada, türbülans kayıp oranı, türbülans şiddeti, aşağıdaki gibi tanımlanan integral boy ölçeği, ve κ sırasıyla k-ε modelinin türbülans viskozitesi katsayısı ve von Karman katsayılarıdır. Son olarak aşağıdaki gibi hesaplanan laminer alev kalınlığıdır. 2 Bu ifadede Pr yanmış gazın laminer Pr sayısıdır ve sabit veya 0,9 a eşit alınabilir. yanmış gazın moleküler viskozitesidir ve Sutherland kanunundan hesaplanabilir.

54 28 Burada, kg yanmış gaz sıcaklığıdır. Transport denkleminde kullanılan ortalama reaksiyon oranı: CFM kullanılırken iki noktaya dikkat etmek gerekir. İlk olarak model fakir karışım veya stokiyometrik oranda olmalıdır. İkincisi ise model katsayıları için α=2,1, β=1 ve a=0,1 önerilen katsayılardır. CFM-ITNFS modeli için ateşleme işlemi STAR-CD, CFM-ITNFS modelinde ateşleme işlemi için Bouldier ve ark. [26] yaklaşımlarının basit bir versiyonunu kullanmaktadır. Orijinal yaklaşımda ateşleme periyodu iki ayrı faz şeklindedir. İlk faz, elektrotlar arasında elektrik akımı oluşur ve karışıma ateşleme noktasından ısı aktarımı gerçekleşir. Yaklaşık olarak bir küre şeklini alan çekirdek (kernel) reaksiyon bölgesinde ani şekilde genişler. Alev ilerleme hızı minimum hızından itibaren artmaya başlar ve asimtotik olarak laminer alev hızına yaklaşır. Bu laminer hız ifadesi; Kabul edilen küresel çekirdeğin büyümesi aşağıdaki diferansiyel denklemden hesaplanabilir: Çekirdek ilerleme hızı laminer alev hızı a yaklaştığında, ilk geçiş kriterine ulaşılır. Bu sırada geçen süreye geçiş (transition) zamanı t 1, çekirdeğin bu süre sonunda ulaştığı yarıçapına da r 1 denilir.

55 29 İkinci basamakta, laminer çekirdek hala laminer alev hızıyla ilerler, genişleme oranıyla arttırılır, fakat eş zamanlı olarak türbülans tarafından çekiştirilip, sıkılaştırılır. Çekirdek yarıçapı yine yukarıdaki diferansiyel denklemden hesaplanır fakat bu faz boyunca çekirdek yüzey alanı, küresel laminer çekirdek ve çekiştirmelerin toplamına eşittir. Çekirdek alnındaki artma oranı: ( ) Eşitliğin sağ tarafındaki ilk terim laminer ilerlemeden dolayı çekirdek yüzeyi artmasıdır, ikinci kısım ise türbülans etkilerden dolayı oluşan yüzey artmasıdır. Bu denklemler için başlangıç şartları: r(t1)=r1 A(t1)= r1 İkinci geçiş kriteri sağlandığında ikinci basamak sona erer. Laminer germe K l, olduğunda bu süre t 2 olarak tanımlanır. Prosesler boyunca çekirdeğin silindir içi akış ve sıcaklık dağılımında etkilenmediği kabul edilir. t 2 zamanı ve bu zamandaki çekirdek alanı türbülanslı önkarışımlı yanma modeli için ilk değerlerin atanmasında (initialization) kullanılır. Ateşleme işlemi için son operasyon, hacim değişkeni Ʃ başına alev alanı ilk değerlerinin atanmasıdır. t= t 2 anında Ʃ dağılımı çift hata (error) fonksiyonuyla ifade edilir. { ( )} Burada, normalizasyon hacmidir.

56 30 { ( )} Bu denklem t 2 zamanında sonsuz çözüm hacmini sağlar. niceliği t 2 anındaki difüzyon uzunluk ölçeğini tanımlamaktadır. Burada; kinematik viskozite, için Schmidt sayısıdır. STAR-CD yazılımında uygulanması Bu modelin STAR-CD de uygulama açısından farkı ilk basamakta çekirdek büyümesi hesaplanmaz ve kullanıcı tanımlı bir t 1 zamanında ve kullanıcı tanımlı çap değeri d 1 (örneğin 2 mm) girilir. Bu zaman motor ateşleme sistemi karakteristikleri, buji elektrotları etrafındaki akış ve termodinamik koşullara, elektrotların geometrisine bağlıdır. t 1 yaklaşık 0,1-0,2 ms dir. Ortalama yakıt kütle oranı, transport denklemi çözüldüğünde indirgeme değişkeni b den hesaplanır. Ayrıca alev alanı yoğunluğu değişkeni Ʃ için reaksiyon oranını hesaplamak yerine transport denklemi çözülür. CFM için b transport denklemi:

57 31 Burada ortalama reaksiyon oranıdır. Alev yüzeyi için transport denkleminde Ʃ terimi ile yer değiştirmiştir. Burada gravimetriktir (örneğin alev alanı/birim kütle) [25]. Böylece denklem; Burada; ECFM-3Z (Extended Coherent Flame Model-3 Zone) CFM ve ECFM sadece buji ateşlemeli motorlar için geçerliyken, bu modellerin üzerine kurulan ECFM-3Z hem buji ateşlemeli hem de sıkıştırma ateşlemeli motor simülasyonları için uygundur. Tek noktadan ve çoklu yakıt enjeksiyonunun da gerçekleşebildiği bir karışım modeli ECFM ye eklenmiştir. Bu modelde ana fikir, lokal katmanlaşmayı hesaba katmak için çözüm hacmini bölmektir. Karışım bölgesinde yanmış gazlar bölümünde geliştirilmiş alev sonrası kimya modeli ve yanmamış gazlar bölümünde de kendiliğinden ateşleme (auto-ignition) modeli ilavesiyle standart ECFM çözülür. Kütlenin evrimi 3 bölgede çözülür ve karışım bölgesinin de yardımıyla modifiye edilir. Karışım modeli 3Z terimi üç karışım bölgesini temsil eder. Lokal kompozisyon şu şekildedir: Karışmamış yakıt, Y fum Karışmamış hava+egr, Karışmış gazlar Şekil 3.3'te ECFM-3Z karışım modeli şematiği görülmektedir.

58 32 Şekil 3.3. ECFM-3Z karışım modeli şematiği Bu üç bölge sayısal ağlar tarafından çözülemeyecek kadar küçüktür ve bu yüzden sayısal ağ altı (sub-grid) nicelikler gibi modellenirler. Karışım bölgesi türbülanslı ve diğer iki bölgedeki gazlar arasındaki moleküler karışımın sonucu ve yanmanın gerçekleştiği yerdir. Karışım bölgesindeki türlerin kütlesel oranları oranların koşullu ortalaması olarak tanımlanabilir: Burada m alt indisi karışım bölgesini belirtir, ortalama karışım oranı ve δ Dirac fonksiyonudur. ECFM-3Z deki tüm türler (yakıt, O 2, CO 2, CO vb.) bu bölgede koşullandırılır. Diğer iki bölge karışmamış yakıt bölgesi ve hava+egr bölgesindeki karışmamış türlerle karakterize edilir. Burada bir basitleştirme olarak sadece oksijen çözülür. Karışmamış yakıt ve oksijenin kütlesel oranları: ( ) [( ) ] ( ) ve ( ) [( ) ] ( )

59 33 Burada, ve sırasıyla ortalama gazların, yakıtın ve oksijenin moleküler kütleleri, ayar katsayısı (ön tanımlı değeri 1) ve karışım zaman ölçeğidir. Buna ek olarak : için üç farklı seçenek bulunmaktadır: 1. 2.,burada c = 1- (süreç değişkeni-progress variable) ve (laminar zaman ölçeği) 3. (Tabulated Kinetic Ignition-TKI den türetilmiştir.) Ortalama uzaydaki türler karışım uzayındaki ilgili türlere dönüştürülürler. Eşdeğer türlerin kütlesel oranı: Burada T son eki tracer türünü, () tracer veya tracer olmayan türleri ve gaz hacmindeki karışmamış bölgenin kütlesidir: birim karışmamış ve ortalama kütlenin oran katsayısıdır. Burada birim gaz kütlesinin karışmamış bölgedeki türün kütlesine oranıdır. ECFM-3Z modelinde yanmanın her basamağında, alev ilerlemesi, (oto)ateşleme ve alev sonrası/emisyonlar karışım bölgesindeki gazlar baz alınarak hesaplanır.

60 34 Alev ilerleme modeli Alev ilerleme fazı, alev yüzeyyoğunluğu (FSD) transport denklemiyle modellenir. [( ) ( )] [ ] Burada: p ve ve moleküler difüzivite ampirik parametre (ön tanımlı değer 1) alev kimyasal zaman ölçeği ile alev-duvar ilişkisini hesaba katan düzeltme faktörü ITNFS (net alev germesi) fonksiyonu yanmış ve yanmamış gazların yoğunluğu etkin laminar alev hızı ve ısı kayıp etkisi düzeltme faktörü izentropik katsayı FSD ye ek katkı sağlayan bujideki konveksiyon üretim ve yıkım terimleri için ampirik katsayılar türbülans viskozitesi termodinamik basınç Reynolds-ortalamalı süreç değişkeni Teorik alev hızı : ( ) ( ) Burada ve a Metghalchi & Keck korelasyonunda olduğu gibi kullanılan yakıt ve eşdeğer oran fonksiyonları

61 35 ve kullanılan yakıt ve eşdeğer oranla ilgili bir fonksiyon referans sıcaklık ve basınç ard gazların mol oranı i=1,2,3 üç parametre (ön tanımlı değerleri 2,1, -3, 40) C düzeltme faktörü: { [ ] } Burada kimyasal zaman ölçeği Zeldovich Sayısı Duvar alev sönümleme faktörü : { } Burada ve ön tanımlı değeri 5 olan bir parametredir. Bujiden sağlanan konveksiyon katkısının denklemi : Burada V toplam hacim, U bujideki akışkan hızı, alev laminar çekirdek yarıçapı ve ön tanımlı değeri 1 olan bir parametredir. Bu katkı değeri 2x10-3 s olan zamanı boyunca gerçekleşmektedir.

62 36 Ön karışımlı reaksiyon mekanizması Yanmanın ön karışımlı basamağı için, genel formülü C n H m olan yakıt oksitlenirse: Burada: { } Ön karışımlı yakıt yanma hızı Genel CFM formülasyonuna göre, yanmamış karışmış gaz bölgesindeki alev ilerlemesinden dolayı olan yakıt yanma hızı (oranı) : Alev sonrası ve emisyon modeli ECFM-3Z modelinde yanmış gaz içerisinde 5 adet reaksiyon seti bulunur. 1. Yakıt Oksidasyon Sonrası Kimyası (Post-Flame Oxidation Chemistry) 2. Ayrışma Ve Kök Oluşum Kimyası (Dissociation and Radical Formation Chemistry) 3. CO CO 2 Kinetiği Kimyası (CO CO 2 Kinetics Chemistry) 4. NO Kimy ası (NO Chemistry) 5. İs Kimyası (Soot Chemistry) Yanmış gazların başlangıç kompozisyonları şu şekilde hesaplanır:

63 37 Yakıt oksidasyon sonrası kimyası Yakıt yanmış gazların içine doğru buharlaştığında (örneğin süreç değişkeni c=1 iken) veya yetersiz oksijenden dolayı yakıt kısmen CO ve diğer türlerine dönüşür. Diğer taraftan, nun aksine bunlar ön karışımlı modda yanmazlar fakat alevin arka kısmında (difüzyon modu yanma) yanarlar. Bu oksidasyon reaksiyonu: Eddy Break-Up kabulüne göre yakıt yanma hızı (oranı) hesaplanırsa: Burada O 2 reaksiyonu için stokiyometrik katsayısıdır. Ayrışma ve kök oluşum kimyası Yüksek sıcaklıktan dolayı olan ayrışma etkisi ihmal edilemez ve mutlaka hesaba katılmalıdır. Karbon içermeyen türler için türlerin dengede olduğu kabulü yapan bir reaksiyon seti uygulanmıştır. Bu reaksiyonlar: N2 2N O2 2O H2 2H 2OH O2 + H2 2H2O O2 + 2H2 Burada ilk üç reaksiyon daha sonra alev sonrası mekanizmalarda kullanılacak olan (NO ve CO 2 gibi) biatomik moleküllerin atomlarına ayrışmasını modeller.

64 38 CO CO 2 kinetiği kimyası 2 alternatif reaksiyon mekanizması sunulur: Basit bir tersinir mekanizma: CO+OH CO2 +H 4 basamaktan oluşan oksidasyon mekanizması basit mekanizmaya alternatif olarak sunulmuştur. Burada yakıt ilk önce C 2 H 4 e parçalanmış ve CO, H 2 oksidasyona uğrar ve CO 2 ile H 2 O dönüşür. NO Kimyası Klasik genişletilmiş 3 basamak Zeldovich mekanizması çözülür. İlgili reaksiyonlar: İs Kimyası İs kimyası, oluşum ve oksidasyon arasındaki değişimler üzerine kurulmuştur. ile

65 39 Burada ve ayarlama parametreleri olup ön tanımlı değerleri 450 ve 1000 K dir ve Bu denklemlerde, [ ] molar konsantrasyonu, partikül çapını ve ise net reaksiyon oranıdır. is partikül yoğunluğunu, Türlerin kütlesel oranları aşağıdaki formülle güncellenir: Buji Ateşleme Modeli ECFM-3Z modeli ateşlemeyi iki basamakta sunar: İlk basamakta kıvılcım ile alev yüzeyinin ortaya çıkışı arasındaki gecikme zamanını modeller, İkinci basamakta alev yüzeyinin ortalama gazlar içerisindeki gerçek yayılımını dikkate alır. İlk basamak basitçe bir gecikme zamanı olarak modellenir ve 0 dan 1 e ulaşan bir I indikatör fonksiyonunu kullanır. I(t) fonksiyonu : Burada o andaki gaz yoğunluğuyla 1 bar basınç ve 300 K sıcaklıktaki havanın yoğunluğu arasındaki oran, ve, ön tanımlı değerleri

66 40 sırasıyla 1 ve 3 olan ayarlama parametreleridir. I=1 olduğu zaman, küresel alev alanı yarıçapıyla yayılır. Burada, ön tanımlı değerleri sırasıyla 1 ve 1x10 20 olan ayarlama parametreleridir. Alev yüzeyi Σ init, ortalama X μ =R k, standart Sapma olan bir Gauss dağılımı fonksiyonuyla tüm hesaplama hacmine dağılır ve aşağıdaki gereksinimle kısıtlanır: Burada V toplam hacim ve sayısal ağ sektörü ( dür. ECFM-3Z modeline ait oto-ateşleme (autoignition), vuruntu (knocking) ve çoklu enjeksiyon (multiple injection) modellemelerine değinilmemiştir. Ancak ECFM-3Z modelinde standart ateşlemenin yerine kullanlabilecek bir eklenti ateşleme modeli bulunmaktadır. Bu model Arc and Kernel Tracking Ignition Model (AKTIM) dir.[25] G-Equation modeli G-Equation yanma modeli, yanmış ve yanmamış bölgeyi G adı verilen bir skalar eşdeğer yüzey (isosurface) ile ayırır. Normalde, Bu yüzey G=0 olarak tanımlanır. Bu yüzeyin dışında G, eşdeğer yüzeyi hassas şekilde yakalamak için G=0 a göre değişen mesafe fonksiyonuna ihtiyaç duyar. G=0 eşdeğer yüzeyinin sadece alev önü pozisyonunu tanımladığı söylenebilir. Türbülanslı akışlarda alev yapısını tanımlamak için türbülanslı alev kalınlığından elde edilebilecek G varyansına ihtiyaç vardır.

67 41 Level Set Denklemleri ve G nin varyansı için transport denklemleri: [ ] Burada ve hesaplanan türbülanslı alev hızıdır. Re-initialisation Aşağıdaki koşul mesafe fonksiyonunun belirlenmesi G nin sağlanması için sağlanmalıdır: Normal şartlarda G transport denklemi bu koşulu sağlayamaz. Bu yüzden G=0 eşdeğer yüzeyinin dışındaki G nin belirlenmiş bir mesafe fonksiyonu olduğunu garantilemek için bir yeniden başlama (Re-initialisation) prosesi gerekmektedir. Bu ayrık bir alev önü tanımı için oluşturulmuş bir kabuldür. İlk olarak, G fonksiyonunun kendi sıfırını geçtiği yerlerdeki noktalar lineer interpolasyonla oluşturulur. Bunu takiben, ayrık alev önünün her hücresinin merkezinden hesaplanan minimum mesafe d ile G fonksiyonu mu mesafelere hizalanır. Türbülanslı alev hızı Laminar alev hızı Gülder in ampirik korelasyonlarından elde edilir: ( ) ( )

68 42 Burada St alt indisi stokitometrik koşulları vurgulamaktadır ve karışımdaki yakıt kütlesel oranını belirtir., ard gazların kütlesel oranını, ön tanımlı değeri 2,3 olan sabiti temsil eder. Denklemdeki, izentropik ilişkiye göre hesaplanan yanmışların sıcaklığını belirtir: ( ) Burada ve basınç ve sıcaklığın ön-ateşleme değerleridir. Türbülanslı alev hızı: ( ) Burada ( ) Türbülanslı alev hızı daha sonradan karışım oranı üzerinden ortalama alınarak hesaplanır: Bu denklemdeki P(Z) karışım oranının olasılık yoğunluğu fonksiyonudur (PDF). β fonksiyonu olarak kabul edilir ve şu şekilde parameterize edilir:

69 43 Burada Karışım oranı ve varyansı aşağıdaki transport denklemleri çözülerek elde edilir: [( ) ] [( ) ] Reaksiyon süreç değişkeni Reaksiyon süreç değişkeni c aşağıdaki cebisel ilişkiden elde edilebilir: Burada 2.5 değeri G=0 yüzeyini yanmamış bölge içine kaydıran değerdir ve türbülanslı alev buruşma kalınlığıdır: Reaksiyon mekanizmaları Bray ve ark. BML modeline göre, i türünün ortalama kütlesel oranı şu şekilde elde edilebilir: Burada c hesaplanan süreç değişkeni, yanmamış bölgedeki türlerin kütlesel oranıdır. yanmış bölgedeki türlerin kütlesel oranı ve

70 44 Tek basamak reaksiyon mekanizması Bu modelde reaksiyon şu şekilde kabul edilir: ( ) G-Equation modeli için ateşleme işlemi Ateşleme, t=t ig anında buji lokasyonunda alev çekirdek küresinin başlatılmasıyla olur. Başlamanın ardından, G alanı yeniden başlatma prosesine maruz kalır. Sadece tek noktadan ateşleme mevcutsa, ateşleme süresince türbülans hızının şiddeti dereceli olarak arttırılır: Burada ve { ( ) } Yukarıdaki ifadelerde ateşleme başlama zamanı ve dan hesaplanan veya kullanıcı tarafından belirlene türbülans zaman ölçeğidir. [25] 3.3. STAR-CD Yazılımında Mevcut Türbülans Modelleri Türbülans modelleri açısından STAR-CD yazılımı birçok HAD yazılımına göre oldukça geniş imkanlar sunmaktadır. STAR-CD deki tüm türbülans modelleri Çizelge 3.1 de sunulmuştur.

71 45 Çizelge 3.1. Yazılımdaki türbülans modelleri ve özellikleri [25] EVM Denklem Sayısı 0 Model Constant Turbulent Viscosity User Defined Turbulent Viscosity Türü Yapısal Bağlantılar Duvar Dibi Yaklaşımı - Linear WF - Linear WF 1 k-l - Linear WF 1 Spalart Allmaras - Linear WF/LowRe/HW 2 k-ε Standart Linear Non-Linear (quadratic/cu bic) WF/LowRe/HW/2LR /NeqWF/HW WF/LowRe/2LR /NeqWF/HW Realizable Linear WF/2LR/NeqWF RNG Linear WF/2LR/NeqWF Chen Linear WF/2LR/NeqWF Speziale Suga Non-Linear (quadratic) Non-Linear (quadratic/cu bic) WF/2LR/NeqWF WF/2LR/NeqWF Standart k-ω (Wilcox 98) Linear WF/LowRe/NeqWF SST Linear WF/LowRe/NeqWF/HW 4 V2F - Linear LowRe Gibson- Launder - WF SMC 6 RSM Speziale- Sarkar- Gatski - WF Smagorins 0 - Linear LowRe Damping LES ky 1 k-l - Linear LowRe Damping EVM:Eddy Viscosity Models, SMC: Second Moment Closures,RSM: Reynolds Stress Model, LES: Large Eddy Simulation, WF: Wall Functions, HW: Hybrid Wall, 2LR: Two Layer, NeqWF: Non-Equilibrium Wall Functions EVM, moleküler gradyan-difüzyon prosesi ile türbülanslı hareket (Boussinesq model) arasındaki analojiyi temel alır. Reynolds gerilimleri ve türbülans skalar akıları bu modelde vizkozite ve difüzüvite üzerinden lokal ortalama akış alanı özelliklerinin gradyanlarına doğrudan bağlanırlar. Türbülans viskozitesi

72 46 karakteristik hız ölçeği ve boy ölçeği ile tanımlanır. RSM, her bir Reynols Gerilimini doğrudan kendi transport denklemini çözerek hesaplama yapar. Bu model EVM ye göre karmaşık akış durumlarını daha hassas çözümlemeye kabiliyetlidir. Çünkü trasport denklemelerinin Reynolds gerilimlerinin hesaba katılarak çözlmesi türbülans anizotropisi, swirl hareketleri ve yüksek gerinim oranlarının etkisini hesaba katacaktır. LES, büyük ölçekli türbülans hareketleri açısından üç boyutlu ve zamana bağlı bir hesaplamka sunarken, çözüm ağından küçük ölçekli hareketler (subgrid gerilimleri) modelleme yaparak hesaba katar. Konvansiyonel türbülans modelleriyle arasındaki fark hareket denklmlerinin türetilmesinde ortalama (averaging) prosedürüdür. LES tekniği ortalama kullanmaz bunun yerine Navier-Stokes denklemlerine boyutsal filtreleme uygular. Genel olarak bakıldığında EVM modellerinden LES modellerine doğru gidildiğinde elde edilen hassasiyet artarken, çözüm zamanları artmaktadır. EVM modellerinde çözüme 2 denklem daha eklenirken, RSM modeli 6 denklem (Reynolds Transport Denklemleri) çözülür. LES modeli de, model yapısı gereği sayısal ağ boyutuna bağlı olduğu için çok daha hassas ağ yapılarına ihtiyaç duyar [25]. Yanma modellemesi açısından türbülans modellerini şematik olarak karşılaştıran görsel Şekil.3.4 de verilmiştir. Türbülans modellerinin karşılaştırılması sıcaklık zaman grafiğinde görülmektedir. Şekil 3.4. Türbülans modellerinin şematik karşılaştırılması [27] DNS: Direct Numerical Simulation, LES: Large Eddy Simulation, RANS: Reynolds Averaged Navier Stokes Bu şematikten de anlaşılabileceği gibi Reynolds Ortalaması (RANS) kullanan modeller ortalama nicelikler üzerinden çözüm yaptığından dolayı sadece mertebesel

73 47 sonuçlar vermeye yatkındır. LES tekniği gibi teknikler ise türbülansı modellemek yerine uygun şartlarda nerdeyse gerçekten çözmeye muktedirlerdir. Ancak buradaki sınırlama kullanılacak sayısal ağın kalitesi ve çözüm zamanının uzunluğudur. Literatür incelendiğinde en çok EVM modelleri tercih edilmekte olup, bu modellerden elde edilen sonuçlar birçok deneysel veriyle doğrulanmıştır. Bu modellerin dışında en çok rastlanılan model ise LES tir. Bu çalışmada da denemesi yapılmış olan türbülans modelleri olarak literatürdeki çalışmalarda olduğu gibi EVM ve LES modelleridir. Seçilen modeller: Standart k-ε, Realizable k-ε, RNG k-ε, k-ω- SST ve LES-Smagorinsky dir Large Eddy Simulation (LES) Reynolds Averaged Navier-Stokes (RANS) temelli türbülans modelleri türbülans transport yaklaşımlarını moleküler viskoziteden daha büyük değerde etkin bir türbülans viskozitesi ile uygularlar. Eğer bu denklemler kararlı halde uygulanırlarsa, yanma olayında normal akışlardan daha fazla oluşan büyük ölçekli kararsızlıkları durdurur. Eğer bu karasızlıklar sayısal simülasyonlarda çözümlenecekse, hesaplama açısından zahmetli fakat daha ileri bir metot örneğin DNS (direct numerical simulation) veya LES kullanılması önemlidir. DNS çok fazla denklem ve hesaplama içerdiği için DNS'in pratik mühendislik uygulamalarında kullanılabilmesi için daha hızlı bilgisayarlara ve bellek kapasitelerine ihtiyaç vardır. LES, bütün türbülans uzunluk ölçeğini sayısal olarak çözmez fakat, belirli bir yüksek enerji seviyesindeki kısmı çözümleyebilir. Daha sonra ise çözümlenmeyen (filtrelenen) düşük kinetik enerjili küçük ölçekler, modellenir. Böylece hesaplanan akışlar, modelleme kabullerinden genellikle az etkilenirler. Çözülen büyük ölçekliler ile modellenen küçük ölçekliler arasındaki ayrım, sayısal ağ yoğunluğu ile sağlanabilir. Küçük ölçeklilerin modellenmesine subgrid model adi verilir. LES denklemleri, Navier-Stokes denklemleri sayısal ağ hücre boyu olan bir filtre boyutu ile filtrelenir. Bu filtreleme ile küçük ölçekli salınımların direk etkisi ortadan kaldırılır. Bu da dolaylı olarak subgrid ölçek gerilme tensöründe non-lineer terimleri

74 48 (subgrid Reynolds gerilimleri, Leonard gerilmeleri, subgrid ölçeği karşı gerilmeleri) ortaya çıkartır. Reynolds Averaged modellerde olduğu gibi LES modelinde de korunum denklemleri çözülür fakat filtrelenir. Denklemlerde ifadelerin üzerindeki çizgi filtrelemeyi temsil etmekte, üzerinde tilda olanlar ise çözümlenmeyen terimleri ifade etmektedir. Süreklilik denklemi: Momentum denklemi: ( ) ( ) Kimyasal türler: ( ) [ ( )] ω Entalpi: ( ) [ ( ( )] ) ω Burada yoğunluk, u hızı, Y kimyasal türü, h entalpiyi, ω ortalama kimyasal reaksiyon hızını ifade etmektedir.

75 49 ( ) terimi çözümlenmemiş Reynolds gerilimlerini ( ) terimi çözümlenmemiş tür akısını ( ) terimi çözümlenmemiş entalpi akısını belirtmektedir. Çözümlenmemiş bu terimlerin modellemeleri birkaç metotla yapılabilmektedir. Bunlar: Smagorinsky modeli Germano dinamik modeli Ölçek benzerliği modeli Yapı fonksiyonu modeli Çözümlenmemiş Skaler transport modeli Smagorinsky modeli Basit formülasyonu nedeniyle en çok kullanılan modeldir. Çözümlenmeyen momentum akıları Boussinesq yaklaşımına göre ifade edilir. δ ( ) subgrid ölçeği viskozitesi dir. Boyutsal argümanlardan modellenen viskozite: türbülans integral boy ölçeği, gerilmesidir. Genellikle integral ölçeği basitleştirme yapılır. model sabiti ve çözümlenmiş kayma sayısal ağ ölçüsü ya yaklaşık eşit alarak

76 50 Model sabiti homojen izotropik türbülans durumunda yaklaşık 0,2 alınabilir. Fakat bu sabit akış konfigürasyonuna doğrudan bağlıdır. Özellikle duvar diplerinde çok yutulmaya (dissipation) sebep olur. [27] Eddy Viskozitesi Modelleri Eddy Viskozitesi Modelleri için temel denklemler Burada Olarak tanımlanır. k türbülans kinetik enerjisidir. türbülans viskozitesi, ve sırasıyla türbülans Prandtl ve Schmidt sayılarıdır. Olup, ortalama gerinim dir. Türbülans viskozitesi k ve türbülans yitim hızı ε ye şu şekilde bağlanır:

77 51 Burada ampirik bir katsayıdır ve genellikle sabit alınır. sönümleme faktörüdür. Her modele göre çeşitlilik gösterir. Türbülans Prandtl ve Schmidt genellikle sabit ve eş olarak atanır. Standart k- ε Modeli (yüksek Reynolds sayıları için) Standart model in Yüksek Reynolds Sayıları için olan versiyonu STAR-CD içerisinde seçildiğinde akış, kütle ve ısı transferinde k ve ε denklemleri cebirsel duvar kanunlarıyla birlikte çözülür. Düşük Reynolds sayıları için olan versiyonunda ise buna gerek yoktur. Türbülans kinetik enerjisi k için transport denklemi: [ ( ) ] ( ) Burada : [ ( ) ] Lineer modeller için dır. Türbülans kinetik enerjisi transport denkleminin sağ tarafındaki ilk terim kayma, normal gerilmelerinden ve kaldırma kuvvetinden kaynaklı türbülans üretimini, ikinci terim viskoz disipasyonunu ve üçüncü terim ise sıkıştırılabilirlik etkilerinden kaynaklı yükseltmelerdir. Son terim ise non-lineer etkilerin katkılarıdır.

78 52 Türbülans Yitim Oranı: [ ] [ ( ) ] Bu ifadedeki sağ tarafın ilk terimi lineer gerilmelerden ve genişleme/sıkıştırmadan kaynaklı yitime olan katkı, ikinci terim kaldırma kuvvetlerinin katkısı, dördüncü terim zamansal ortalama yoğunluk değişimlerinin katkısı ve beşinci terim non-lineer gerilmelerden kaynaklı katkıdır. Üçüncü terim ise yitim (dissipation) yıkımıdır. türbülans viskozitesi ve türbülans Prandtl sayılarıdır.,, ve sabitlerdir. Çizelge 3.2'de Standart modelin katsayıları verilmiştir. Çizelge 3.2. Standart modelin katsayıları κ E 0,09 1,0 1,22 0,9 0,9 1,44 1,92 0,0 veya 1,44-0,33 0,149 9,0 Realizable k-ε Modeli Realizable modeli, standart k-ε modelinin bir çeşidi olup, ancak bu modelde sabit değil, Reynolds gerilme tensöründe oluşabilecek fiziksel olarak gerçekçi olmayan değerleri önlemek için tasarlanmış bir fonksiyondur. Diğer bir önemli fark ise ε transport denklemindeki üretim terimindedir. Realizable model için transport denklemeleri: [ ( ) ] ( )

79 53 [ ] Burada: ( ) Türbülans viskozitesi: Burada fonksiyonu: ve ( ) Ortalama gerinim oranı tensörü ve vortisite tensörü :

80 54 ( ) ( ) Bu modelin katsayıların sayısal değerleri: Diğer tüm katsayılar ise standart modelin katsayılarıyla aynıdır. RNG k-ε Modeli Bu model STAR-CD ye açık literatür çalışmalarından adapte edilmiştir. Bu model üzerinde çalışanlar RNG teorisinin türetilmesiyle temeli önceki yaklaşımlardan çok daha geneli temsil eden ve hassas bir model olarak tanımlamaktadırlar. Bu model için transport denklemleri: [ ( ) ] ( ) [ ] [ ( ) ] Burada

81 55 Ve, ampirik katsayılardır. Bu transport denklemleri standart modeldekilerle karşılaştırıldığında en açık fark denklemine eklenen son terimdir. Bu terim, RNG analizinden kaynaklanan ve türbülansta ortalama akış biçim değiştirme etkisini temsil eder. Bunun dışında katsayılar bakımından da standart modelden farklıdır. Bu model için katsayılar Çizelge 3.3'de verilmiştir. Çizelge 3.3. RNG model için katsayılar κ E 0,085 0,719 0,719 0,9 0,9 1,42 1,68 0,0 veya 1,42-0,387 0,4 9,0 4,38 0,012 RNG model normal haliyle sıkıştırılabilirlik veya kaldırma etkilerini hesaba katmaz. STAR-CD de bu etkiler standart modeldeki gibi modellenir. k-ω-sst Modeli: Bu modelde k, k-ε modellerinde olduğu gibi türbülans kinetik enerjisidir. ω ise özgül türbülans yitim oranıdır ve şu şekilde tanımlanır: Türbülans kinetik enerjisi için transport denklemi: [ ( ) ] Özgül Yitim Oranı:

82 56 [ ] Burada ve Çizelge 3.2'de verilmiş olan ampirik katsayılardır. SST modeli için katsayılar genel formda şu şekilde ifade edilir: Burada, iki set halinde verilmiştir ve [ ( ) ] ( ) Set 1 için katsayılar Çizelge 3.4'te sunulmuştur. Çizelge 3.4. Set 1 için katsayılar κ 1,176 2,0 0,075 0,09 0,41 Set 2 için katsayılar Çizelge 3.5.'te sunulmuştur. Çizelge 3.5. Set 2 için katsayılar 1 1,168 0,0828 0,09 0,41 κ ve katsayı denklemleri:

83 57 κ κ Buna ek olarak, Bu model için türbülans viskozitesi: Burada ( ) Angelberger duvar fonksiyonu: Türbülans modellemesindeki bir önemli konuda duvar dibi yaklaşımlarıdır. Duvar fonksiyonları sınır tabakası içerisinde sıcaklık, hız ve türbülans parametrelerinin dağılımı ile ilgili kabulleri temel alan cebirsel yaklaşımlardır. Özellikle türbülans modellerinin yüksek Reynolds Sayıları için olan versiyonlarında duvar fonksiyonlarına ihtiyaç duyulur. Çünkü bu modellerin moleküler ve türbülans etkilerin etkin şiddetlerde olduğu sınır tabakası içerinde geçerlilikleri yoktur. Ayrıca sınır tabaka içinde çok fazla eleman kullanılmasının önüne geçmek için de duvar fonksiyonları tercih edilir.

84 58 STAR-CD yazılımında bulunan değişken-özellik (variable-property) duvar fonksiyonları, duvar dibi bölgelerinde termofiziksel özelliklerin değişimini hesaba katan seçeneklerdir. Bu seçenekler; Angelberger Duvar Fonksiyonları, Modifiye Edilmiş Angelberger Duvar Fonksiyonları ve Han & Reitz Duvar Fonksiyonlarıdır. Bu üç model de yüksek Reynolds sayıları için olan Türbülans modellerine tümleşik çalışırlar ve standart duvar fonksiyonlarına göre daha yüksek ısı akısı değerleri verirler. Bu değerler yapılmış ölçümlere çok daha uyumlu sonuçlar vermektedir. Dolayısıyla silindir-içi ısı transferi modellemeleri için önerilmektedirler. Bu modeller kullanıldığında diğer parametreler için STAR-CD dahili olarak standart duvar fonksiyonlarını kullanmaktadır. Viskoz tabaka içerisindeki duvar ısı akısı ve boyutsuz sıcaklık şu şekildedir: ( ), Burada, Ve ise viskoz tabakadan türbülans tabakası ifadesine geçişte kullanılan bir akış tanımlama anahtarıdır. Türbülans tabakası içerinde tanımlama şu şekildedir: Angelberger duvar fonksiyonunda tanımlama anahtarı [25], 13,2 olarak alınmaktadır.

85 Diğer Sayısal Yaklaşımlar Zamana bağlı (Temporal) ayrıklaştırma: STAR-CD de zaman ilerlemesi için sadece kapalı (implicit) şemalar kullanılır. Difüzif ve konvektif terimler ile kaynak terimleri sadece geçerli zaman adımı (n) için hesaplanır. Özellikle zamana bağlı sıkıştırılabilir akışlar için SIMPLE algoritmasının geliştirilmesiyle elde edilen PISO (Pressure Implicit with Splitting Operators) algoritması, tam kapalı (fully implicit) Euler yöntemini baz alan özel öngörü basamağı ve iki düzeltme basamağından oluşur. Böylece birinci ve ikinci dereceler arasındaki biçimsel hassasiyet elde edilir. Bu formülasyonda zaman bağlı terim iki zaman seviyesi arasında değişkenlerin lineer değiştiği kabulüyle yaklaşım yapılır. Böylece; Burada n üst indisi zaman seviyesini temsil etmektedir. Euler zamana bağlı ayrıklaştırma şeması şekil 3.5'te verilmiştir. Şekil 3.5. Euler zamana bağlı ayrıklaştırma şeması Prensipte, tam açık formülasyon herhangi büyüklükte bir zaman adımının kullanılmasına olanak tanır fakat, pratikte diğer tanımlamalar buna limitler koyabilir.

86 60 Örneğin zamana bağlı ayrıklaştırmaların hata oranlarını kabul edilebilir bir seviyede tutmak için zaman adımı yeteri kadar küçük seçilmelidir. [25] Boyuta bağlı (Spatial) ayrıklaştırma: Hassasiyet ve değişmezliği (stability) belirlerken, konvektif ve difüzif terimlerin nodal değerler cinsinden ifade edilmesi en uygun faktördür. Burada özellikle yüksek Reynolds sayılarında konvektif akının seçimi üzerine yapılan yaklaşım oldukça önemlidir. Genel olarak bu seçim ile ilgili iki ana kategori bulunur: 1. Düşük Dereceli şemaları çözmesi genellikle kolaydır ve çözüm sonuçları fiziksel sınırlara uygundur fakat bazen gradyanlarda bir artma gözlemlenebilir. Buna sayısal difüzyon adı verilir ve bir tür kesme (truncation) hatasıdır. Bu hata sayısal ağ iyileştirilerek azaltılabilir fakat bu durumda hesaplama zamanı artacaktır. 2. Yüksek Dereceli şemalar, aşırı gradyanları önlemekte daha başarılıdır fakat çözmesi daha uzun sürer (bazı kompleks durumlarda sayısal dalgalanmalar yaratabilir) ve/veya çözümler fiziksel olmayan boyutsal osilasyonlar (kıpırtı/wiggle) içerebilir. Bu osilasyonlar sahte değerlerin ortaya çıkmasına yol açabilir (örneğin negatif değerde tür kütle oranlar veya türbülans kinetik enerjisi vb.). Bu algı genellikle sayısal dağılma olarak adlandırılır. Bu durum çok hassas sayısal ağ yapılarıyla veya monoton (monotone) şemalar kullanılarak azaltılabilir. Konvektif akı formulasyonları Upwind Differencing (UD) formulasyonu: Bu düşük dereceli şema, genel değişken değeri değerden seçer. Böylece, için değer en yakın upwind komşu

87 61 { Burada, j yüzeyinden geçen kütle akısı ve dir. Bu tip bir interpolasyon tüm şartlar altında fiziksel sınırlar içerisinde kalmayı sağlar. Fakat sayısal difüzyona sebep olabilir. Şekil 3.6'da akı ayrıklaştırması için düğüm markalamalı düzen şematik olarak gösterilmiştir. Şekil 3.6. Akı ayrıklaştırması için düğüm markalamalı düzen Linear Upwind Differencing (LUD) formulasyon Bu şema, özel olarak geliştirilmiş ve yapısal olmayan ağ yapıları için ikinci derece hassasiyette formüle edilmiştir. Değişken, kendisine en yakın iki upwind komşusu cinsinden ifade edilir. UD formulasyona göre daha az sayısal bulanıklık yaratır fakat fiziksel sınırların dışında (sayısal dağılma) değerlerde çözüm elde dilebilir. Şekil 3.7'de linear upwind differencing ayrıklaştırması şematik olarak gösterilmiştir. Şekil 3.7.Linear upwind differencing ayrıklaştırması

88 62 Central Differencing (CD-Merkezi Farklar) formulasyonu CD formulasyonu da ikinci derecen, en yakın komşu değerden akış yönüne bakmaksızın basitçe lineer interpolasyon yapan bir şemadır. Burada, geometrik interpolasyon faktörüdür. Bu yöntem de sayısal difüzyona sahip olsa da daha az sayısal difüzyon yaratır. Türbülanslı akışlarda DES ve LES çözümlerinde kullanılması tavsiye edilmektedir. Monotone Advection and Reconstruction Scheme (MARS) Formulasyonu MARS, çok boyutlu, ikinci dereceden hassasiyette ayrıklaştırma şamasıdır ve iki ayrı basamakta uygulanır: 1. Reconstruction: Monoton gradyan setleri çok boyutlu Total Variation Diminishing (TVD) şemasıyla hesaplanır. Hücre akış özellikleri ve gradyanların tümü ikinci dereceden hassasiyette boyutsal ayrıştırmayla tanımlanır. 2. Advection: Birinci aşamada yeniden düzenlenen akış özellikleri monoton ve sınırlı şemalar kullanılarak yüzey akılarını bulmakta kullanılır. Bu da boyutsal ayrıklaştırmanın hassasiyetini etkilemeden ikinci dereceden upwind şemasının miktarını kontrol eden değişken sıkıştırma seviyesi sağlar. MARS, diğer ayrıklaştırma şemalarına göre ağ yapısı ve bozukluklarına karşın hassasiyette en az etkilenen şemadır. Blended Differencing (BD)

89 63 Bu şema, yüksek dereceli monoton olmayan (CD, LUD) ile düşük dereceli UD şemasının harmanlanmasıyla elde edilen bir şemadır. Harmanlama faktörü, model kullanılırken kullanıcı tarafından belirlenir. Fakat bu şemada optimum sonuçlara ulaşmak için deneme-yanılma yöntemi kullanılmak zorundadır. [25] PISO (Pressure Implicit with Splitting of Operators) algoritması PISO Algoritmasıyla: I. Bir çeşit tahmin et-düzelt stratejisi uygulayarak, operatör bölümlemesini (operatör splitting) mümkün kılar. Geçici olarak akış denklemlerini birbirinden ayırır ve sırasıyla çözülmesini sağlar. II. Basınç için süreklilik denklemi, sonlu hacim kütlenin korunumu ile momentum denklemlerini birleştiren türetme bir set denklemin yardımıyla zorlanır. III. Çözüm zinciri geçici bir basınç dağılımı ve momentum denkleminden türetilen bir hız alanından üretilen bir tahmin basamağından oluşur. IV. Çözümün içerisinde operatör-bölme denklem setleri herhangi bir basamakta alan değişkenlerinden sadece birini içerir. V. Cebirsel denklem setleri iteratif olarak çözümlenir. STAR-CD de uygulanması Orijinal formulasyonda olduğu gibi kartezyen hız yönleriyle hizalanmış sabit kartezyen sayısal ağ yapınsa göre algoritma tanımlanmıştır. Ancak bu yapı daha sonra STAR-CD için modifikasyonlar ve genişletmeler ile genel sayısal ağ sistemi ve akış koşullar için uygun hale getirilmiştir. Genel transport denkleminden çıkartılmış sonlu hacim (FV) momentum denklemi ele alınırsa; ( )

90 64 Burada ( ) Eş 'deki son terim basınç gradyanı için bir sonlu hacim gradyanı ve geometrik katsayıdır. Şekil 3.8 de ise PISO algoritmasının uygulandığı kartezyen sayısal ağ görülmektedir. Şekil 3.8. PISO algoritmasının uygulandığı karytezyen sayısal ağ Sonlu hacim süreklilik denklemi; ( ) Burada hücre yüzeyler normal yöndeki hızlardır ve ilgili yüzeyin alanlarıdır. Yan yana yerleştirilmiş değişken yerleşiminde, yüzey hızları, düğüm hızları (kütlesel akıları hesaplamak için) ve komşuluk basınçları (uygun bir basınç denklemi formülasyonunu sağlamak için) cinsinden ifade edilmeye ihtiyaç duyar. Bu hücreyüzey momentum denklemini birleştirerek elde edilir: ( )

91 65 Burada üst çizgiler ifadedeki katsayıların düğüm momentum ortalamalarını vurgular. Bu denklem, süreklilik denklemi ifadesi içerisinde yerleştirilirse bir basınç denklemi üretilir: Burada kaynak terimi düğüm hızları, ve diğer niceliklerin bir fonksiyonudur. Böylecei basıncın hesaplanabileceği bir denklem seti elde edilmiş olur. Çözüm Zinciri Başlangıç değeri ile başlayan değişkenlerle başlayarak, zaman adımı artışıyla PISO aşağıdaki basamakları takip eder: 1. Tahmin Basamağı. Denklem 3.128, geçici düğüm hızı için aşağıdaki operatör-bölme formuyla birleştirilerek çözülür: ( ) Burada zaman adımının başlangıcındaki basınç alanına tekabül eder. Bu denklemin çözümünü takiben, denklem hh kullanılarak ve ve nin yerine ve geçici yüzey hızları hesaplanır. 2. İlk Düzeltme Basamağı. Geçerli düğüm momentum denklemi: ( ) Ve yüzey momentum denklemleri benzer şekilde bir yaklaşımla yani ve p nin denklem hh de ve ile yer değiştirmesiyle hesaplanır. Buna bağlı olarak basınç denklemi:

92 66 Burada, düğüm hızları ve ın fonksiyonudur. Buna göre bu denklemler, için ve bunu takiben ve iteratif olarak denklem kk ve onun yüzey karşılıklarıyla çözülebilir. Sonuç çözümü orijinal denklemler ff ve yy nin bir yaklaşımıdır. 3. Ek düzeltme basamakları. Diğer düzeltme basamakları ilk basamaktakine benzer şekilde hesaplanır. Bu basamakların genel denklemi: ( ) Burada q=1, 2, düzeltme seviyesidir. Buna ek olarak katsayısı sabit tutulur. Başarılı basamakların çözümleri, orijinal denklem sonuçlarına daha hızlı yakınsamayı sağlar. Gerekli sayıda basamağın tamamlanmasıyla, elde edilen çözüm bir sonraki basamak için başlama değerleri olarak atanır ve zincire 1. basamaktan devam edilir. Eğer türbülans parametreleri veya sıcaklık gibi skalar alanların hesaplanması gerekiyorsa, son akış düzelticinin yürütülmesinden sonra ileriki basamaklarda gerçekleştirilir. Farklı bir seçenek olarak, eğer skalar alanlar akış alanına güçlü şekilde bağımlıysa, örneğin sıkıştırılabilirlik etkileri veya yanma yanma varsa bunlar tahmin etme-düzeltme zincirinde gömülü şekilde yer alır. PISO algoritmasının orijinal versiyonunda, sadece 2 basamakta düzeltme yapılması önerilmektedir. Çünkü bölümlemeden kaynaklı kesme (truncation) hatası bu basamakta derecesindendir. STAR-CD de düzeltme sayısı önceden belirlenerek hesaplanmaz, bölümleme hatasının iç ölçümleriyle kararlaştırılır. Bu yaklaşım, algoritmaya hassasiyet ve güvenilirlik katar. [25]

93 67 4. STAR-CCM+ ve STAR-CD/es-ICE YAZILIMLARI 4.1. STAR-CCM+ STAR-CCM+ yazılımı, CD-adapco firmasının yeni nesil hesaplamalı akışkanlar dinamiği yazılımıdır. Tek bir yazılımla ve minimum kullanıcı etkisiyle yüksek kalitede sonuçlar elde etmeyi amaçlamaktadır. İteratif tasarım çalışmalarında ve simülasyon iş akışında tamamen otomasyon yaratmaya yardımcı olur. Bu tanımlamada; mühendislerin problemi hazırlamak ve kurgulamakla uğraşmasından çok, zamanlarını mühendislik verilerini analiz etmeye yönlendirmek asıl sebep gösterilmektedir. Şekil 4.1'de yazılıma ait görseller bulunmaktadır. Şekil 4.1. STAR-CCM+ çözümlerine ait görseller STAR-CCM+ ile klasik hesaplamalı akışkanlar dinamiği (HAD) yazılımlarında yapılabilen tüm akışkanlar mekaniği ve ısı transferi problemleri, ileri fizik içeren yanma, çoklu faz vb. problemlerin dışında sonlu hacimler yöntemiyle katı yapılar üzerinde gerilme hesapları da yapılabilmektedir. Ancak STAR-CD/es-ice ile yapılacak olan içten yanmalı motor analizlerinde STAR-CCM+ sadece bir ön işlemci (preprocessor) olarak kullanılmaktadır. Ayrıca es-ice ile çözüm yapılan bir motorun yüzeylerinden alınan ısı transferi katsayıları ve sıcaklık değerleriyle STAR-CCM+ a geçiş yapılarak motor bloğu üzerindeki sonlu hacim gerilmelerine bakılabilmektedir. Herhangi bir CAD yazılımında hazırlanan geometriler, temelinde kaba ve düzensiz üçgenlerin meydana getirdiği modellerdir. Bu geometriler kimi ön işlemci yazılımda

94 68 net bir şekilde ortaya çıkmaktadır. Bu yazılımlardan biri olan STAR-CCM+ a aktarılan geometrilerin tümüne bu yüzden yüzey sayısal ağı (surface mesh) adı verilmektedir. Analiz için bu ilk yüzey sayısal ağları iyileştirme komutları (surface remeshing) ve boyut atamalarıyla (sizing) daha uygun boyutlara çekilir ve gerekiyorsa yüzey ağından hacme geçilebilir. Böylece analiz yazılımları için geometrik temsiliyet sağlanmış olunur. es-ice için yüzey sayısal ağının iyileştirilmesi ve bölgelerin doğru isimlendirilmesi yeterlidir. Yani hacim sayısal ağlarına ihtiyaç duyulmamaktadır. Bunun nedeni burada yüzey sayısal ağı adıyla geçen kısmın es-ice için geometri anlamına gelmesidir. Asıl çözüm ağı es-ice arayüzü içerisinde hazırlanacak olan iki ve üç boyutlu şablonlar (template) ile oluşturulmaktadır. Şekil 4.2 de bir yüzey modelin ilk yüzey ağı ve iyileştirilmiş yüzey sayısal ağı görülmektedir. Şekil 4.2. Bir yüzey modelin ilk yüzey ağı ve iyileştirilmiş yüzey sayısal ağı 4.2. STAR-CD CD-adapco firmasının en köklü ürünlerinden biri olan STAR-CD genel amaçlı bir HAD yazılımı olmakla birlikte, özellikle otomotiv endüstrisi için 20 yılın üzerinde bir süredir yazılım teknolojisi üretmekte ve müşterilerine problemlerini çözmede destek vermektedir. STAR-CD ve es-ice yazılım ikilisi içten yanmalı motor araştırmalarında çalışan otomotiv mühendislerinin çözüm partneridir. Şu anda bu iki yazılım dünya çapında 60 motor üretici ve servis sağlayıcısı tarafından kullanılmaktadır. STAR-CD verimli bir şekilde simülasyon çalışmalarını gerçekleştirmek için özel olarak geliştirilmiş fizik modelleri içermektedir. Bu

95 69 modellerin başında yanma, çoklu faz sprey ve sıvı film oluşumu, ısı ve kütle transferi, zamana bağlı akışlar, türbülans etkileri ve hareketli sınırlar gelmektedir. Özetle; Yakıt enjektörleri Silindir-içi akışlar Yanma DARS ve Chemkin gibi kimyasal kinetic çözücülere bağlanma Buji ateşlemeli ve sıkıştırma ateşlemeli motorlar 1D-3D tümleşik & çoklu silindir simülasyonları EGR Egzoz ve egzoz sonrası işlemler 4.3. es-ice es-ice (expert systems-internal combustion engines) motor hesaplamaları için analiz modeli oluşturma ve çözme ye adanmış bir modüldür. Bu modül, motor simülasyonları için gerekli olan karmaşık sayısal ağ teknolojisi, model oluşturma ve çözümü otomatikleştirme olanağı ve CD-adapco firmasının sahip olduğu 30 yıllık endüstriyel deneyim, analiz ve pratiklerini bilgileri kapsayan bir platformdur. Es-ice ile birlikte otomatik ve parametrik olarak yaratılabilen sayısal ağ şablonu ile istenilen motor konfigürasyonları oluşturulabilir. Tüm çevrim hareketini sağlayabilen tek bir sayısal ağ yapısı sağlayan es-ice, bu yapıyı çevrim boyunca sayısal ağa eklenen veya sayısal ağdan çıkartılan katmanlar sayesinde yapabilmektedir. Bu şekilde çalışan sayısal ağ, en-boy oranı veya eleman kalitesi açısından en yüksek iyi seviyede kalmaktadır. es-ice mühendislere en kısa zamanda en iyi sonuçları veren otomatikleşmiş bir simülasyon süreci, tutarlılık ve tekrarlanabilirlik sunmayı amaçlamaktadır STAR-CD/es-ice yazılımında temel basamaklar Analiz sürecinin ilk adımı uygun geometri modellerinin oluşturulmasıdır. Bu modelin oluşturulması aşamasında piston için ilk konum mutlaka ÜÖN de olmalıdır.

96 70 Her bir valf tam kapalı olacak şekilde ve piston mutlaka -z yönünde aşağı hareket edecek pozisyonda konumlandırılmalıdır. Şekil 4.3 de analiz için oluşturulması gereken modelin örnek kesit görünümü yer almaktadır. Şekil 4.3. Piston ÜÖN da iken Alınan Kesit Görünümü [28] STAR-CD yazılımında motor silindir içi analizleri yapılırken en önemli noktalardan biri silindir, piston, valf ve portları içeren yekpare kapalı bir yüzeyden (single-closed surface) oluşan bir geometri oluşturulmasıdır. Yani model üzerinde herhangi bir boşluk veya açıklık bulunmamalı, yapı su geçirmez (waterproof) durumda olmalıdır. Simetri düzleminden ikiye ayrılmış örnek bir motorun silindir ve portlarının geometrisi Şekil 4.4'de verilmiştir.

97 71 Şekil 4.4. Örnek Motor Silindir-Port Geometrisi Bu özellikleri taşıyan geometri PROSTAR, STAR-CCM+, GAMBIT, ICEMCFD vb. ön işlemci (pre-processor) yazılımlarına aktarılarak yüzey sayısal ağı (surface mesh) atılmalıdır. STAR-CD/es-ICE ın şu anda tavsiye edilen ön işlemcisi STAR- CCM+ dır. STAR-CCM+ a aktarılan geometriler gerektiğinde düzeltilebilir, yüzey sayısal ağları iyileştirilebilir ve motor parçaları (silindir, silindir duvarı, valfler vb.) bölgelerin isimsel tanımlaması yapılabilir. Örnek bir yüzey ilk sayısal ağı/geometrisi Şekil 4.5'te görülmektedir. Örnek bir iyileştirilmiş yüzey sayısal ağı/geometrisi Şekil 4.6'da görülmektedir.

98 72 Şekil 4.5. Yüzey İlk Sayısal Ağı/Geometri (Initial Surface Mesh/Geometry) Şekil 4.6. İyileştirilmiş Yüzey Sayısal Ağı/Geometri (Remeshed Surface/Geometry)

99 73 STAR-CD/es-ICE, STAR-CD yazılımının eski ön ve son işlemcisi olan PROSTAR ile çözücü STAR yazılımının özelliklerini bir araya getiren ve motor simülasyonlarına yönelik hazırlanmış bir ara yüzdür. Arka planda bu yazılımları hala kullanmaktadır. Uzun süreçler gerektiren ve zahmetli birçok işlemi bir sistematikle düzenlemiş ve diğer iki yazılıma göre süreci hızlandırmıştır. Yine de temel seviyede PROSTAR ve STAR-CD bilgisi, es-ice kullanımı için önemli bir unsurdur. Şekil 4.7 de STAR-CD/es-ICE yazılımının temel iş akış şeması görülmektedir.

100 Şekil 4.7. STAR-CD/es-ICE Yazılımının Temel İş Akış Şeması [28] 74

101 75 STAR-CCM+ içerisinde yüzey sayısal ağları hassaslaştırılan ve parça isimlendirmesi yapılan motor geometrisi es-ice içerisine aktarıldığında yapılması gereken ilk işlem valfler üzerine birer lokal koordinat sistemi yerleştirilmesi ve valf geometrik profillerinin çıkarılarak veri dosyası halinde kaydedilmesidir. Özellikle 2 boyutlu şablon hazırlanırken bu profillere ihtiyaç duyulmaktadır. İhtiyaç duyulan koordinat sistemi ve profil çıkartma işlemi es-ice menüleri altındaki PANEL bölümünden yapılmaktadır. Panel kullanılırken dikkat edilecek husus belirli bir sıra halinde ilerlenmesidir. Bu sıra kırpma (trimming) metodu için genellikle valve n csys xx (valf koordinat eksenlerinin tanımlanması), valve n profile (valf profillerinin tanımlanması), cylinder shells (silindir duvarlarının tanımlanması), piston shells (piston duvarlarının tanımlanması), trimming shells (kırpmada kullanılacak valf duvarları dışındaki tüm yüzeylerin tanımlanması), create spline angles ve trimming splines (kırpmada kullanılacak yüzeylerin kenar unsurlarının çağırılıp, kırpma kenarları olarak tanımlanması) ve cylinder verts (kırpma işlemi sırasında kullanılan geometrinin-yüzey sayısal ağının düğümlerinin tanımlanması) şeklindedir. Tanımlanan bu yapının kullanıldığı program işleyiş penceresi Şekil 4.8'de verilmiştir. Şekil 4.8. PANEL Penceresinin Görünümü

102 76 Lokal koordinat sistemleri yerleştirilirken valf üzerinde 3 adet nokta seçilir. Seçilen bu noktaların belirlediği düzlemin normal yönü, sağ el kuralına göre z ekseni olmalıdır. Bu z eksenin ise valf çubuğu yönünde olması tavsiye edilmektedir. Valf lokal koordinat eksenin belirlendiği aşama Şekil 4.9'da verilmiştir. Şekil 4.9. Valf Lokal Koordinat Sisteminin Oluşturulması [28] Valf profilleri ise yine aynı panel yardımıyla 6 adet geometrik noktanın seçilip, bir spline oluşturulmasıyla yaratılmaktadır. Bu işlemler mevcut valf sayısı kadar tekrarlanır. Valf profiline ait görünüm Şekil 4.10'da verilmiştir.

103 77 Şekil Valf Profilinin Çıkartılması [28] Bu noktadan sonra sayısal ağ oluşturma işlemine geçilir. Sayısal ağ oluşturulurken es-ice iki farklı metot kullanmaktadır. Bu metotlardan ilki kırpma (trimming) diğeri ise eşleme (mapping) metodudur. Yeni kullanıcılar için CD-adapco şirketinin önerdiği metot ise kırpma metodudur. Eşleme metodunun ise es-ice kullanıcı tecrübe ve seviyesinin artması ile birlikte kullanılması önerilmektedir [28]. Şekil 4.11 ve Şekil 4.12 de kırpma metodunun akış şeması görselleştirilmiştir.

104 78 Şekil Kırpma (Timming) Metodunun İşlem Sırası [28] Şekil 4.11 incelenirse, ilk olarak es-ice kütüphanesinde bulunan şablonlardan uygun olanı belirlenir ve valf çaplarına uygun bir şekilde z=0 düzleminde 2 boyutlu bir şablon yaratılır. Bu şablon üzerinde, valf çapı üzerinde ve çevresinde ne kadar katmanlı bir sayısal ağ oluşturulacağı belirtilir. Gerekli hassasiyet ve üniform dağılımın elde edilmesi için belirtilen seçim noktalarından katman arttırma, sıklaştırma, şablonu çekiştirme işlemleri manuel olarak yapılır. Yaratılan bu 2 boyutlu şablon geometrik sınır hacmi (bounding box) kadar uzatılır. Böylece 3 boyutlu şablona geçiş yapılır. Bu yeni yaratılan valf yatağı ve silindir sayısal ağı ile arka planda duran geometri es-ice tarafından üst üste oturtularak bir CAD programındaki trim komutunun yaptığı gibi 3 boyutlu şablon üzerinde geometriye denk gelen bölgeler dışındaki kısımlar kırpılır ve silinir. Portlar ise valf 3 boyutlu şablonda valflerin olması gereken yerlere atılan sayısal ağ ile geometriyi takip edecek şekilde otomatik olarak uzar ve silindirde olduğu şekilde kırpılır. Son olarak kırpılmış silindir, portlar ve profilleri önceden çıkarılmış olan valfler birleştirilir.

105 79 Şekil Eşleme (Mapping) Metodunun İşlem Sırası [28] Şekil 4.12 incelendiğinde ise, aynı kırpma metodunda olduğu gibi eşleme metodu için de iki boyutlu şablon hazırlanır. Üç boyutlu şablonda, ağızlık (stub) ve port parametreleri de tanımlanmak zorundadır. Tanımlanan üç boyutlu şablon üzerindeki kenar, spline ve yüzey unsurları ortaya çıkartılmalı ve oluşturulan bu şablon ile gerçek geometri eşlenmelidir. En son gerekiyorsa sayısal ağ yeniden düzenlenebilir ve üzerine statik yeni sayısal ağlar da eklenebilir. Bu metotta son ve farklı olarak gerekiyorsa piston sayısal ağı da oluşturulup (oyuklu pistonlar için geçerlidir), eşlenmiş sayısal ağ ile birleştirilir ve sayısal ağ işlemi bitirilir. Her iki metodun da temeli olan 2 boyutlu şablonlar ise alternatifli olarak es-ice içerisinde tanımlanmıştır. Bu şablonlar Şekil 4.13 de gösterilmiştir.

106 80 Şekil İki Boyutlu Şablon Tipleri [28] Sayısal ağ işlemleri tamamlandıktan sonra her iki metot içinde yapılan ayarlar aynıdır. es-ice içindeki STAR Set-up bölümünde sadece analizin başlayacağı ve biteceği krank açıları, motorun dönme hızı, birden fazla çevrim veya silindir ve arka planda kullanılan PROSTAR versiyonu vb. temel ayarlar bulunmaktadır. Create

107 81 Results menüsü ile oluşturulan hareketli sayısal ağın doğru şekilde çalışıp çalışmadığı ve kalitesi kontrol edilir. STAR setup ve Create Results menülerinin görünümü Şekil 4.14 de verilmiştir. Şekil STAR Set-Up Menüsü ve Sonuçları Oluştur (Create Results) Menüsü Çözüm açısından en önemli bölüm ise STAR Control dür. Bu bölümde analiz türü, valf hareket bilgileri, dışarıdan alınan statik sayısal ağın adaptasyonu, yanma modeli ayarları, başlangıç ve sınır şartlarının belirtilmesi, son işlemler (post-processing) ayarları, çözüm zamanı ayarları yapılmaktadır. Star-controls menüsünde sırasıyla; Analysis Set-Up Valve Lifts Assembly Combustion Initialization Boundary Conditions Post-Setup

108 82 Time Step Control Write Data alt menüleri bulunmaktadır. Analysis set-up (analiz ayarları) içerisinde, soğuk akış veya yanma yapılıp yapılmayacağı, yapılacaksa hangi modelin kullanılacağı ve yakıtın türü belirlenmektedir. Yakıt türü listesinde ise birçok yakıt türü kütüphanede yer almaktadır. Şekil 4.15 de analysis setup (analiz ayarları) menüsünün görünümü verilmiştir. Şekil Analysis Setup (Analiz Ayarları) Menüsü Valf hareket bilgileri menüsünde ise dışarıdan da alınabilen valfin krank açısına bağlı mm cinsinden açılıp kapanma eğrileri belirlenmektedir. İstenirse bu menüden çeşitli katsayılar ve kaydırma (shifting) işlemleriyle kam mili yapısına uygun istenilen hareket yaratılabilmektedir. Şekil 4.16 da örnek bir valf hareket fonksiyonu ve ayar menüsü görülmektedir.

109 83 Şekil Örnek Bir Valf Hareket Fonksiyonu ve Ayar Menüsü Assembly (birleştirme) menüsünde, dışarıdan alınan statik sayısal ağların es-ice sayısal ağına adaptasyonu gerçekleştirilir. Dışarıdan alınan bu sayısal ağların amacı özellikle port giriş ve çıkışlarında ekstra hacimler yaratarak (rezervuar) gerçekçi sınır koşullarının girilmesi ve geriye akış durumları oluştuğunda bunların gözlemlenebilmesidir. Şekil 4.17 de assembly (birleştirme) menüsünün detayları görülmektedir.

110 84 Şekil Assembly (Birleştirme) Menüsü Combustion (yanma) menüsüyle analiz türünde seçilen modele göre yanmanın başlayacağı zaman (krank açısı olarak), gerekli bazı katsayıları, buji ateşleme zamanı ve ateşleme modeli seçimi, bujinin koordinat eksenine göre yeri, NO x ve is modellemesinin yapılıp yapılmayacağına ilişkin ayarlar bulunur. Şekil 4.18 de Combustion menüsünün görünümü verilmiştir.

111 85 Şekil Yanma (Combustion) Ayarları Menüsü Initialization (Başlangıç değerlerinin atanması) menüsünde ise tüm hesaplamalı akışkanlar dinamiği problemlerinde olduğu gibi çözüme başlamadan önceki akışkan hacminin durumu (basıncı, sıcaklığı, türbülanslılığı vb.) belirtilir. Burada da silindir ve emme-egzoz portları için ayrı ayrı bu işlemlerin yapılması gerekmektedir. Buradaki ilk değerler dışarıdan veri girişi şeklinde veya kullanıcı tanımlı olarak verilebilmektedir. Şekil 4.19 da Initialization menüsünün görünümü yer almaktadır.

112 86 Şekil Initialization (Başlangıç Değerlerinin Atanması) Menüsü Boundary Conditions (sınır şartları) menüsünde ise silindir yüzeyleri, buji yüzeyleri, port ve valf yüzeylerinin davranışları ayarlanır. Bu yüzeylerdeki sınır şartları, adyabatik, sabit değerli veya eşleme şeklinde verilebilmektedir. Her parçanın sınır şartları listeden teker teker bulunarak girilmek durumundadır. Burada bir ekstra durum buji bölgesi, enjektör bölgesi vb. bölgeler tanımlanmamış gözüktüğünde manuel olarak seçilip oluşturulabilmektedir. Şekil 4.20 de Boundary Conditions menüsü görülmektedir.

113 87 Şekil Boundary Conditions (Sınır Şartları) Menüsü Post Set-up menüsünde ise son işlemler için hangi verilerin kaydedileceği ve bu çözümde görüntüleme yapılacak olan yerin silindir yarıçapı cinsinden koordinatları seçilirken, time step control de ise yapılacak çözümün krank açısı cinsinden başlangıç zamanı ve zaman adımı ayarları yapılmaktadır. Bu menü altından istenirse çevrimin değişik krank açılarında farklı zaman adımları yapılabilmektedir. Ancak özellikle yanma zaman aralığında zaman adımı değişikliği yaratmak istenirse bu tür kontrollerin PROSTAR run time controls menüsünden yapılması gerekmektedir. Şekil 4.21 ve 4.22 de sırasıyla Post setup ve time step controls menüleri görülmektedir.

114 88 Şekil Post Set-Up Menüsü Şekil Time Step Control Menüsü

115 89 Her bir menü için gereken ayarlar yapıldıktan sonra es-ice üzerinden yapılan çalışma sona erer ve çözüm ile ilgili son ayarların verildiği PROSTAR a geçiş yapılır. PROSTAR da temel olarak; türbülans modeli seçimi ve ayarları, çözücü algoritma ayarları (PISO corrector sayısı, ayrıklaştırma yöntemleri, çözüm artıkları (residuals) için toleranslar vb.), son işlemler (post-process) için kaydetme ayarları ve zaman adımı ayarları yapılır. Tüm ayarlamalardan sonra ise çözücünün çalıştırılabilmesi için.ccmg uzantılı geometri dosyası,.prob uzantılı tüm sınır koşulları, başlangıç koşulları, zaman adımı ayarlarını içeren problem dosyası ve.mdl uzantılı tüm çalışmayı içeren model dosyası ve.evn uzantılı valf ayarları, analiz başlangıç ve bitiş krank açıları, motor hızı gibi parametreleri kaydeden event dosyası kaydedilir Çözücü yazılım STAR çalıştırılarak analiz başlatılır es-ice yazılımında kırpma (Trimming) metodu için sayısal ağ Lokal koordinat sistemleri ve valf profilleri oluşturulan motor modelinin, kırpma (trimming) metodu için gerekli unsurlarının (silindir yüzeyleri, piston yüzeyleri, kırpma yüzeyleri (valfler haricindeki tüm yüzeyler) ve kırpma kenar unsurları) PANEL yardımıyla seçilmesiyle Şablon yaratma işlemine geçilebilir. İstenilen şablonun yaratılabilmesi için General Parameters ve Event Parameters alt menülerinde yar alan motor tipi, valf sayısı, silindir yarıçapı, analize başlama ve bitirme açıları, motor hızı ve biyel kolu (connecting rod) uzunluğu tanımlanmalıdır. Create Results, General Parameters ve Event Parameters menülerinin görünümü Şekil 4.23 de verilmiştir.

116 90 Şekil Create Results, General Parameters ve Event Parameters menüleri Kesit (section) menüsüyle sayısal ağın temeli olan 2 boyutlu şablon yaratılır. Bu menü yardımıyla valf çapı boyunca ve etrafına yayılacak olan temel hücre sayıları, yönleri, ek üçgensel sayısal ağ bölgeleri ve konumları gibi tanımlamalar yapılır. Bu menünün ve valve0n.dat valf profili yardımıyla oluşturulan örnek başlangıç sayısal ağın görünümü Şekil 4.24 de verilmiştir.

117 91 Şekil Kesit (Section Tool) Menüsü, Menüdeki Sayısal Ağ Bölgeleri ve Örnek Başlangıç Sayısal Ağı [28] Circumferental Cells (Çevresel Elemanlar), valflerin etrafındaki her bir eşmerkezli katman etrafında bulunacak eleman sayısnı belirler. Bu sayı, valflerin etrafında simetrik bir dağılım olabilmesi için 4 ile bölünebilen bir sayı seçilmelidir. Bottom Ring Radial Cells (Alt Halka Radyal Elemanlar), Şekil 4.24'de de görülebileceği gibi valf yüzeyindeki kare bölge ve alt halka arasındaki elemanlardır. Inner Ring Radial Cells (İç Halka Radyal Elemanlar), alt halka ile dış halka arasında kalan elemanlar ve Outer Ring Radial Cells (Dış Halka Radyal Elemanlar) ise dış halka ile eşmerkezli katmanın son halkası arasındaki elamanlardır. Bu özel bölgelerin dışındaki hücreler, geometriye bağımlı otomatik olarak gelen veya isteğe bağlı olarak eklenebilen ek

118 92 üçgensel bölgelerdir. Şablon üzerindeki eleman sayılarını en temel olarak çevresel elemanlar ve bu üçgensel bölgeler etkilemektedir [28]. Oluşturulan bu şablon üzerinde programın atadığı noktalar yardımıyla manuel olarak sayısal ağı sıklaştırma, kabalaştırma ve istenilen yerlere çekme işlemi yapılabilir. Şekil 4.25 de bu düzeltme noktaları gösterilmiştir. Şekil Sayısal Ağ Düzeltme Noktaları [28] Uygulanan şablona göre her bir şablon parçası, istenilen sayıda eleman ve yapı elde edilene kadar seçim noktaları ve boyut parametreleriyle oluşturulur. Bu noktada dikkat edilmesi gereken en önemli parametre ve bu şablon parçalarını ayıran ara çizgilerdeki eleman sayılarının eşit olarak yapılmasıdır. Bu şekilde eşit elemanlardan oluşan parçalar uyumlu sayısal ağ yaratmak için temel gereksinimdir. Ayrıca şablonlarda genel olarak uygulanan yaklaşım hücrelerin boyutlarının homojen olması veya geçişlerin yavaş (smooth) olmasıdır. Özellikle valf etrafındaki halka biçiminde bölgeler yer almalı bu bölgelerin kalınlığı mümkün olduğunca eşit ayarlanmalıdır. İstenildiği takdirde bu şablonlara ekstra üçgensel bölgeler de eklenebilmekte bu da yapının dağılımının düzgün olmasında yardımcı olabilmektedir. Bu tarz ayarlamaların dışında şablon üzerinde yapılabilecek operasyonlar sınırlı olup, tüm

119 93 sayısal ağ oluşturulduktan sonra da dışarıdan statik sayısal ağ ekleme gibi işlemlerle sayısal ağ iyileştirilebilir. Simetrik analiz için ayarlanmış 2/4 valf sayılı bir model için yapılmış 2 boyutlu şablon Şekil 4.26 de verilmiştir. Şekil İki Boyutlu Şablon [28] 2 Boyutlu şablon tamamlandıktan sonra valfler ile ilgili sayısal ağ ayarları da yapılmalıdır. Bu ayarlardan özellikle referans valf açıklığı ve bu açıklığa yerleşecek hücre sayısı ve kapalı valf toleransı da tanımlanmalıdır. Şekil 4.27 valf parametrelerinin tanımlandığı bu menüyü göstermektedir. Burada reference lift ve reference cells maksimum valf açıkığı ve bu açıklık anında valf perdesinde yer alacak eleman sayısını, early reference lift ve early reference cells ise piston ÜÖN ye yakınken valf perdesinde yer alacak eleman sayılarını ifade etmektedir.

120 94 Şekil Valf parametreleri Menüsü Piston menüsünde ise özellikle eşleme (mapping) metodu için birçok parametre bulunmaktadır. Ancak en temel olarak motor strok boyunun girilmesi yeterlidir. Trim parameters menüsü ise yaratılacak 3 boyutlu şablondaki kırpma işleminin özelliklerinin girildiği menüdür. Bu menü Şekil 4.28 de verilmiştir. Bu menüde girilecek belli başlı parametreler ile üç boyutlu şablon için yeterli bilgi verilmiş olacaktır. Pistonun ÜÖN dan mesafesi, şablonda her bir valfin alt ve üstünde kalan katman sayıları ve hücre yükseklikleri girilir. Kullanılacak olan hücre boyutları ise 2 boyutlu şablondaki ortalama eleman boyutunun 0,8 veya 0,9 katı kadar alınması tavsiye edilmektedir [29]. Layers below/above parametreleri ile valflerin altında ve üstünde kalacak eleman katmanı sayıları ve collapsing layers ile de eklenecek/çıkarılacak edilecek eleman katmanı sayıları tanımlanır [28].

121 95 Şekil Kırpma (Trim) Parametreleri Tüm bu parametre ayarlarının yapılmasından sonra Create Templete menüsünden Make/Read Template komutlarıyla 3 boyutlu şablon elde edilir. Bu şablon 2 boyutlu şablonun geometriye uyumlu olarak uzatılmasıyla elde edilen bir yapıdır. Örnek modele ait 3 boyutlu şablon Şekil.4.29 de görülmektedir.

122 96 Şekil Üç Boyutlu Şablon [28] Sayısal ağ oluşturma işleminin en önemli basamağı, 3 boyutlu şablon ile geometrinin adaptasyonu ve silindir-port birleşiminin yapılmasıdır. Bu işlemler Şekil 4.30 deki Trim menüsü ile gerçekleştirilir. Bu menü altındaki Cut (kesme) operasyonu gerçek geometri ile şablon arasındaki geçişi sağlar ve 3 boyutlu şablon üzerinde geometrinin silindirine denk gelen yüzeyleri denk gelen yerlerden kırpılır. Kesme işlemi bittikten sonra önce silindir kontrol edilmelidir. Silindir sayısal ağı çağırıldığında üzerinde Şekil 4.31 da da görülebileceği gibi kırpma işleminde kullanılan noktalar (vertex) işaretlenir. İşaretli bu noktalar orijinal geometriden çağırılmaktadır. Bu noktada geometride bir farklılık oluştuysa manuel olarak kırpma işlemine müdahale edilebilir. Şekil Kırpma (Trim) Menüsü

123 97 Şekil Kırpma İşleminde Kullanılan Noktalar (Vertex) [28] Yine aynı menüden sırasıyla Port1 ve Port 2 de çağırılarak kontrol edilir ve uygun bulunursa, birleştirme işlemine (assemble) geçilir. Silindir-Port geometrilerinin meydana getirdiği çözüm ağı Şekil 4.32 de görülmektedir. Kullanılan tüm elemanlar STAR-CD yazılımındaki prizmatik trim cell elemanlarıdır. Bu elemanların oluşturduğu katmanlı (layer) yapı sayesinde valf ve piston hareketleri sırasında hücre katmanları çıkarma (deletion) ve ekleme (addition) algoritması düzgün çalışabilmektedir. Eğer elde edilen silindir sayısal ağının valf hereketine denk gelen yüzeylerinde (valf perdesi-valve curtain) şekli bozuk veya üçgensel elemanlar varsa sayısal ağ birleştirme işlemi tamamlanamaz. Bunlara ek olarak birleştirme işleminden önce Trim menüsünde bulunan extrusion layer seçeneği ile silindir ve port duvarlarında geometriyi takip eden bir sıra katman yaratılabilir. Bu parametre ile duvar diplerindeki elaman yükseklikleri istenilen boyuta çekilebilmektedir. Bu parametre için önerilen kalınlık ise 0,4 veya 0,5 mm dir.

124 98 Şekil Birleştirme İşleminden Sonra Oluşan Simetrik Yapılı Çözüm Ağı [28] Çözüm ağı oluşturulduktan sonra dinamik sayısal ağ sisteminin düzgün çalışıp çalışmadığı ve eleman kalitesi (aspect ratio, negative volume vb.) kontrol edilir. Bu kontrol işlemi Create Results (Sonuçları Oluştur) menüsüyle gerçekleştirilir. Bu menü ile istenilen zaman adımı için, krank mili açısı cinsinden açı ile veya bir event ayarı ile sonuç oluşturulabilir. Şekil 4.33 de piston ÜÖN da (360 KMA) iken, Şekil 4.34 de piston AÖN (540 KMA) da iken alınan xy düzlemine paralel bir kesitten sayısal ağın görünümleri sırasıyla verilmiştir. Şekil Piston ÜÖN da (360 KMA) İken Sayısal Ağ [28]

125 Şekil Piston AÖN da (540 KMA) İken Sayısal Ağ [28] 99

126 SAYISAL ÇALIŞMALAR Tez çalışmasının bu bölümünde STAR-CCM+ ve STAR-CD yazılımları kullanım kabiliyetlerinin arttırılmasına yönelik ön çalışmalar ve gerçek simülasyonlar gerçekleştirilmiştir. İlk olarak Ricardo E6 motorunun sadece emme portunu içeren bir modeli üzerinde statik sayısal ağ kullanılarak STAR-CCM+ yazılımında emme stroğu sırasında oluşan silindir içi hava hareketleri incelenmiştir. Ön çalışmaların ikinci bölümünde ise Ricardo E6 motorunun simetrik valf yerleşimine sahip basitleştirilmiş bir modeli üzerinde hareketli sayısal ağ hazırlama, soğuk akış ve bazı yanma modellerinin incelemesini içeren analizler gerçekleştirilmiştir. Ön çalışmaların tamamlanması ve mevcut STAR-CD lisansına yeni yanma modellerinin eklenmesiyle beraber gerçek simülasyonlar da tamamlanarak tez çalışmaları tamamlanmıştır Ricardo E6 Araştırma Motoru G. CUSSONS Ltd. Firması tarafından üretilen E6 tipindeki Ricardo motorunun, sıkışma oranı, ateşleme avansı, giriş hava sıcaklığı yağ sıcaklığı parametreleri değiştirilebilmektedir. Tek silindirli bu araştırma motoru 507 cc strok hacmine sahip olup bir emme ve bir egzoz subab sistemi ile çalışmaktadır. Sıkışma oranı, 4,5 ile 20 arasında değiştirilebilmektedir. Benzinli çalışma koşullarında yakıt karbüratöre doğal taşınım ile ulaşmaktadır. Ateşleme için kullanılan buji, emme ve egzoz subabları arasında bulunmaktadır. Buji yuvasının konumu maksimum alev ilerleme mesafesinin, değişen sıkışma oranından etkilenmeyeceği bir noktada optimize edilerek konumlandırılmıştır. Buji ile ateşleme zamanı, üst ölü nokta (ÜÖN) dan 70º krank mili açısı ve üst ölü nokta (ÜÖN) dan 20º krank mili açısı sonrası arasında ayarlanabilmektedir. Hava-yakıt oranı karbüratör üzerinde bulunan mekanik bir kumanda ile ayarlanabilmektedir. Çalışma sırasında maksimum 50 dev/dak'lık motor hızına ulaşabilmektedir [30]. Ricardo E6 motoruna ait görsel ve kesit çizimi Resim 5.1 ve Şekil 5.1 de görülmektedir.

127 101 Resim 5.1. Ricardo E6 motoruna ait görsel Şekil 5.1. Ricardo E6 motoruna ait kesit çizimi [30] Tek silindirli Ricardo E6 tip araştırma motorunun teknik ve geometrik özellikleri Çizelge 5.1 de verilmiştir.

128 102 Çizelge 5.1. Ricardo E6 motorunun teknik ve geometrik özellikleri [30] Silindir Çapı 76,2 mm Strok 111,1 mm Silindir Hacmi 0,507 lt Maksimum Devir 3000 dev/dak Maksimum Gü 9,4 kw Makismum Basın 150 bar Yakıt Benzin-Dizel Ateşleme Zaman Aralı ı 70 o BTDC-20 o ATDC Sıkıştırma Oranı 4.5/1-20/1 Emme supap a ılışı (ESA) 10 o BTDC Emme supap kapanışı (ESK) 36 o ABDC Emme Subap Çapı 35 mm Emme Port Çapı 33 mm Emme Subabı Maksimum A ıklı ı 10,6 mm Egzoz supap a ılışı (ESA) 43 o BBDC Egzoz supap kapanışı (ESK) 5 o ATDC Egzoz subap apı 30 mm Egzoz Port Çapı 28 mm Egzoz Subabı Maksimum A ıklı ı 10,48 mm 5.2. Silindir İçi Döngüsel Hareketler: Swirl ve Tumble Bir motorun verimini arttırmak için mümkün olan en yüksek sıkıştırma oranında ısıl verimi optimum hale getirmek çok önemlidir. Fakat sıkıştırma oranı çok arttırıldığında, motorun vuruntuya olan meyili artar. Bu problemden kaçınmanın yolu ani yanmayı ve kendi kendine tutuşmayı engellemek için zamanı ayarlamaktır. Ani yanmayı önlemek için sıkıştırma stroğu sonunda yeterli büyüklük ölçeğinde türbülansa (kinetik enerji) ihtiyaç vardır. Çünkü türbülans yakıt-hava karışımının oluşumunu etkileyen en önemli parametredir ve türbülans alev gelişimini de arttırır.

129 103 Ancak çok fazla türbülans gazlardan silindir duvarlarına fazla ısı transferi gerçekleşmesi ve alev ilerlemesinde problemlerin oluşması gibi bazı sıkıntılar da yaratabilir. Verimli yanma, yanma odasında yeterli bir türbülansla sağlanabilir ve bu türbülans da emme portunun tasarımıyla doğrudan ilgilidir [31]. Normal ve istenen türbülansa ek olarak silindir içerisinde emme stroğu boyunca oluşan ve tanımlanan iki tür dönme hareketi daha tanımlanmıştır. Bu hareketler swirl ve tumble dır. Swirl, silindir ekseni etrafında oluşan dönme hareketi, tumble ise silindir eksenine dik bir eksende gerçekleşen dönme hareketidir [32]. Bu iki döngüsel hareketin şematik gösterimi Şekil 5.2 de verilmiştir. Şekil 5.2. Sırasıyla swirl ve tumble hareketlerinin şematik gösterimi [32] a) Swirl Hareketi b) Tumble Hareketi Swirl oranı, emme stroğu boyunca yüksektir, AÖN den sonra sıkıştırma stroğu boyunca silindir duvarlarının viskoz etkilerinden dolayı azalır. Yanma da bu oranı diğer bir maksimum noktaya taşır. Ancak gazların genleşmesi ve viskoz etkiler nedeniyle genişleme stroğunda bir kez daha azalma olur. Açısal momentumun 1/4 1/3 kadarı da sıkıştırma stroğu boyunca kaybedilir [33]. Stroklar boyunca swirl oranındaki değişim Şekil 5.3 de verilmiştir.

130 104 Şekil 5.3. Stroklar boyunca swirl oranındaki değişim [33] Swirl ve tumble; emme portu ve valfi, silindir duvarları ve ölçüm için bir türbin kullanılarak deneysel olarak ölçülebilir. Bu ölçüm yöntemi ile ilgili şematik resimler Şekil 5.4 de yer almaktadır. Şekil 5.4. Swirl ve tumble hareketlerinin ölçüm yöntemi [34] Emme portundan silindir içine alınan hava türbinin kanatçıklarına çarpar ve dönme hareketi yaratır. Bu dönme hareketi de ölçüm cihazları tarafından algılanarak swirl ve tumble ölçülmüş olur. Tumble ölçümünün swirl ölçümünden tek farkı vardır. Bu fark, silindirin yanlarına açılan ve silindirin çapının yaklaşık dörtte biri çapında olan

131 105 borular eklenip, bu borular için benzer işlemlerin gerçekleştirilmesidir. Tumble hareketi eksenel yönde olduğu için böyle bir yöntem kullanılmaktadır. Bu yöntemin dışında kullanılan motor optik olarak gözlemlenebilir ise LDV (Laser Doppler Velocimetry), PIV (Particule Image Velocimetry) gibi yöntemlerle de ölçümler gerçekleştirilebilir. Bu tez çalışmasının ön simülasyon başlığı kapsamında bu döngüsel hareketler STAR-CCM+ yazılımı yardımıyla bilgisayar ortamında incelenmiştir. Bu amaçla deneysel ölçüm tekniğinin bir benzeri katı model ve HAD modellemesiyle oluşturulmuştur. Bu noktada ise swirl ve tumble hesabı için boyutsuz bir parametre tercih edilmiştir. Bu parametre açısal momentumun eksenel momentuma oranı şeklinde tanımlanan swirl sayısıdır [31]: Simülasyon çalışmalarından önce Ricardo E6 Test motorunun silindir ve manifoldlarının iç akış hacmi CATIA v5r20 yazılımı kullanılarak katı model ortamına aktarılmıştır. Bu katı modelin görünümü Şekil 5.5 de sunulmuştur. Şekil 5.5. Ricardo E6 motorunun iç akış hacmi

132 106 Hazırlanan geometri, STAR-CCM+ yazılımına aktarılmış, egzoz manifoldu yok sayılmış (disabled), oyuklu piston yüzeyi 111 mm'lik strok boyu kadar aşağıya çekilmiş ve buji bölgesi bu analizler için silinmiştir. Sayısal ağ hareketli olmayacağından dolayı valf açıklığı analizlerinde, emme valfi 2 mm'den 10 mm'ye kadar değişik konumlarda yerleştirilmiştir. Tumble analzileri için silindir duvarlarından çıkan ölçüm boruları modele eklenmiştir. Tüm bu modeller için çeşitli eleman boyutlarına sahip mesh ler hazırlanmıştır. Mesh metotları olarak: Surface Remesher Polyhedral Mesher tercih edilmiştir. Yapılan simülasyonlarda swirl ve tumble hareketlerinin valf açıklığıyla değişimi de incelenmiştir. Minimum valf açıklığı 2 mm dir. Bu yüzden kullanılan elamanların maksimum kenar boyutları 2 mm yi geçmeyecek şekilde ayarlanmıştır. Tüm simülasyonlara başlamadan önce elaman sayısının sonuçlar üzerindeki etkisini inceleyen bir çalışma gerçekleştirilmiştir. Kullanılan eleman sayılarına ait numaralandırma çalışması Çizelge 5.2 de verilmiştir. Bu çalışma sonucunda 10 mm valf açılığında mesh sayısıyla belirlenen noktaların maksimum hız değerlerinin değişimi incelenmiş ve grafik halinde sunulmuştur. Ölçüm noktalarının yerleşimi Şekil 5.6 da verilmiştir. Sayısal Ağ sayısı-maksimum Hız değişim grafiği Şekil 5.7 de verilmiştir. Çalışma sonucunda seçilen sayısal ağın görünümü Şekil 5.8 deki gibidir. Çizelge 5.2. Eleman Sayılarının Numaralandırılması Sayısal Ağ # Eleman Sayısı

133 107 Şekil 5.6. Simülasyonlarda kullanılan ölçüm noktaları (spot values) Alt Nokta Maksimum Hız (m/s) Maksimum Hız (m/s) Alt Nokta Sayısal Ağ Numarası Sayısal Ağ Numarası Maksimum Hız (m/s) Maksimum Hız (m/s) Valf Altındaki Nokta 4 Silindir Ortasındaki Nokta Sayısal Ağ Numarası Sayısal Ağ Numarası Şekil 5.7. Sayısal ağ sayısı-maksimum hız değişim grafiği Yapılan eleman sayısı incelemelerinde 4 numarayla gösterilen mesh 3 ve 5 numaralı meshlerdeki sonuçlardan %3-1 oranlarda sapmaktadır. Bu oranlar kabul edilebilir

134 108 limitlerde olup, bu sapma oranlarına göre çözümlere eleman sayısındaki mesh ile devam edilmiştir. Bu optimizasyon çalışması yapılırken Ricardo motorunun 45 d/s motor hızında çalıştığı göz önüne alınmış, bu devirde motora emme manifoldundan giren havanın hızı 26 m/s olarak hesaplanmıştır. Bu hesaplama yaklaşımı aşağıda detaylarıyla sunulmuştur. Şekil 5.8. Seçilen sayısal ağın görünümü Çözüm yapılırken bu simülasyonu tanımlayan fiziksel tanımlamalar aşağıda sıralandığı şekilde belirlenmiştir.

135 109 Gas (Air/Hava) Ideal Gas Realizable k-ε Segregated Steady (Zamandan Bağımsız) Gravity (Yerçekimi aktif) Cell Quality Remediation Simülasyonlarda kullanılan akışkan gaz (hava) olup, ideal gaz kabul edilmiştir. Türbülans modelleri arasından bir RANS modeli olan k-ε modelinin Realizable versiyonu tercih edilmiştir. Realizable k-ε diğer k-ε modellerine göre daha güçlü bir matematiksel altyapıya ve stabiliteye sahiptir. Çözümler yerçekimi aktif halde gerçekleştirilmektedir. Çözücü olarak Segregated seçilmiştir. Segregated çözücü x, y ve z momentum denklemelerini çözer, daha sonra süreklilik denklemini çözerek hızları günceller. Gerekiyorsa daha sonradan enerji denklemi, türlerin korunumları gibi ek denklemlerde çözümlenebilir. Bu yöntemle her denklem ayrı ayrı çözülüp, en son doğrulama yapıldığından çözüm daha hızlı olmaktadır. Ayrıca hava yoğunluğunun çok fazla değişmeyeceği göz önüne alındığında Segregated çözücü uygun bir çözücü olarak görülmektedir. Herhangi bir ısı transferi söz konusu olmadığından enerji denklemleri dondurulmuştur (Energy Solver Frozen). Cell Quality Remediation ise direkt olarak çözücüyle ilgili değildir. Sayısal ağ içerisinde kalmış olması muhtemel kötü hücreleri (yüksek keskinliğe sahip, en boy oranı fazla elemanlar vb.) bularak, o hücre ve komşularını markalar ve bu hücrelerdeki gradyanları modifiye ederek hesaplamalara dahil eder. Sınır koşulları bakımından incelenirse Swirl sayısı hesapları için emme portu girişinden hesaplanan hız değerleri, hız girişi (velocity inlet) şeklinde verilmiştir.

136 110 Swirl sayısı hesaplamalarında, swirl sayısı bulma deney şartlarında olduğu gibi piston olması gereken yerde çıkış (basınç çıkışı: atmosfer) verilmiştir. Geriye galan tüm sınırlar duvar (wall) atanmıştır. Tumble hesabı içinse emme portu girişinden hesaplanan hız değerleri, hız girişi (velocity inlet) şeklinde verilmiştir. Tumble hesaplarında silindir yanlarına silindir çapının yaklaşık 1/4 ü olacak çapta borular eklenmiştir. Bu boruların uçları çıkış (basınç çıkışı: atmosfer) olarak verilmiştir. Bu analizlerde piston yüzeyi dahil tüm dğer yüzeyler duvar (wall) atanmıştır. Kullanılan hız sınır şartı içten yanmalı motorlar teorisine uygun olarak volumetrik verimi de ( hesaba katarak hesaplanmıştır [35]. Böylece ortalama bir volumetrik ile çalışan motorun hava kapasitesi ideal hava kapasitesi formülü yardımıyla hesaplanabilmiştir. Burada; N:Devir z = silindir sayısı Swirl ve Tumble sayısı hesaplamaları Eş. 5.1 kullanılarak yapılmıştır. Bu denklemde yer alan açısal ve eksenel momentumların integralleri STAR-CCM+ yazılımında field function tanımlaması yapılıp, belirlenen ölçüm düzlemlerinde Yüzey (Surface) Integral i alınarak hesaplatılmıştır Motor devir sayısı ile swirl/tumble sayılarının değişimi Motor volumetrik verimi de göz önüne alınarak hesaplanan hız sınır şartları kullanılarak motor devrinin değişim etkisi elde edilmeye çalışılmıştır. Motor devir sayısı ile swirl/tumble sayılarının değişimi sırasıyla Şekil 5.9 da sunulmuştur.

137 Swirl Sayısı Tumble Sayısı Motor Devri (dev/dak) Motor Devri (dev/dak) Şekil 5.9. Motor devri değişimiyle swirl/tumble sayısının değişimi Şekil 5.9 incelendiğinde swirl sayısının maksimum 0,2, tumble sayısının ise maksimum 0,45 civarında seyrettiği ve motor devriyle bu sayıların değişiminin neredeyse lineer olduğu görülmektedir. Bu ise beklenen bir sonuçtur, çünkü devir sayısı arttıkça içeri giren hava hızı artmakta, hava hızındaki bu artış ise türbülansın (Reynolds Sayısının) artmasına dolayısı ile türbülans kaynaklı döngüsel hareketlerin artmasına neden olmaktadır Valf açıklığı ile swirl/tumble sayılarının değişimi Silindir içi türbülanslılığın ve karışım oluşumunun en önemli etkenlerinden biri de valf yapısı ve valf açıklıklarıdır. Valf yapısı geometrik olarak belirli olan Ricardo motorunun, valf yapısı açısından türbülansa olan etkisi valfin değişik miktarlarda açık tutularak swirl ve tumble sayıların hesaplatılmasıyla incelenmiştir. Valf açıklığının artışıyla sırasıyla Swirl ve Tumble sayılarının değişim Şekil 5.10 da verilmiştir.

138 Swirl Sayısı Tumble Sayısı Valf Açıklığı(mm) Valf Açıklığı (mm) Şekil Valf açıklığının değişimiyle tumble sayısının değişimi Şekil 5.10 incelendiğinde genel davranış açısından, valf açıklığı arttıkça swirl sayısının arttığı gözlemlenmektedir. 2 mm valf açıklığından başlayarak artan swirl sayısı artmaya başlamış, 4 mm ve 6mm açıklıklarda yakın değerlerde seyretmiş ancak 8 mm açıklığa gelindiğinde 0,068 (6 mm açıklık) civarında olan swirl sayısı azalarak değerine kadar inmiştir. 10 mm açıklıkta ise swirl sayısı 0,184 ile maksimum değerine ulaşmıştır. Tumble sayısının değişimi incelendiğinde, 2 mm valf açıklığından başlayarak tumble sayısı neredeyse sürekli azalma eğilimi göstermiştir. 2 mm valf açıklığında maksimum değerine yani 1,07 değerine ulaşmış, 6 mm açıklıkta 0.36 değerine kadar düşmüş, 8 mm açıklıkta 0,58 değerine kadar çıksa da 10 mm açıklıkta tekrar düşüşe geçerek 0,39 civarlarına düşmüştür. Şekil 5.11valf açıklığının değişimiyle swirl/tumble sayılarının değişimini karşılaştırmalı olarak göstermektedir.

139 Tumble Number Swirl Number Tumble/Swirl Sayıları Valf Açıklığı (mm) Şekil Valf açıklığının değişimiyle swirl/tumble sayısının değişiminin karşılaştırılması Şekil 5.11 den de anlaşılabileceği gibi swirl ve tumble sayılarının değişimi arasında ters bir orantı vardır. Bu ters orantı beklenen bir sonuçtur. Eksenel doğrultudaki hareketin (tumble hareketi) artması, eksenel momentumun fazla olması; radyal doğrultudaki hareketin (swirl hareketi) artması, radyal momentumun fazla olması anlamına gelir. Momentumun korunumu yasasına göz önüne alındığında, eksenel momentumdaki artış radyal momentumun düşmesine; radyal momentumdaki artış ise eksenel momentumun düşmesine sebep olacaktır. Dolayısıyla tumble sayısının artması, swirl sayısının azalmasına neden olmuştur. Benzinli motorlarda diğerine göre daha önemli döngüsel hareket tumble dır. Simülasyonlar sonucu tumble sayısının daha yüksek değerlerde olması çözüm yaklaşımının beklentilerle uyumlu olduğunu göstermektedir. Swirl hareketinin örnek bir düzlem (silindir ortası) üzerinde 2 mm ve 10 mm valf açıklıkları içini çizdirilen hız vektörleri Şekil 5.12 ve 5.13 de verilmiştir.

140 114 Şekil mm valf açıklığında silindir ortasındaki eksene dik düzlemde hız vektörü dağılımı Şekil mm valf açıklığında silindir ortasındaki eksene dik düzlemde hız vektörü dağılımı 2 mm ve 10 mm açıklıklarında hız vektörleri incelendiğinde, 10 mm açıklıktaki düzlemlerde hem hızın şiddeti hem de döngüsellik bakımından 2 mm açıklığa göre açıkça görülen bir fark vardır. Açıklık arttıkça döngüsellik ve hızların şiddeti artmış, döngüselliğin artması sonucu açısal momentum artışıyla da swirl sayısında bir artış yaşanmıştır. Şekil 5.14 ve 5.15 de sırasıyla 2 mm ve 10 mm valf açıklıkları için düşey orta düzlemden alınan hız vektörleri görülmektedir.

141 115 Şekil mm valf açıklığında orta düzlemden alınan hız vektörleri Şekil mm valf açıklığında orta düzlemden alınan hız vektörleri Orta düzlem hız vektörleri incelendiğinde, 2 mm açıklıkta valf açıklığının yaratmış olduğu nozul etkisiyle 73 m/s gibi yüksek hızlara ulaşılmış, valf kenarlarından geçen hava yüksek hızla beraber neredeyse duvarı takip ederek çıkışlara yönelmiştir. Valf açıklığı arttıkça valf aralıklarından giren havanın hızı da azalmış ve 10 mm açıklıkta 30 m/s civarlarına gelmiştir. Ancak hava hızının düşmesi ve valf açıklığının artması gelen havanın duvar dibinden çok iç bölgelere yayılmasına neden olmuştur. Bu yayılmadan dolayı tumble borularına (çıkış boruları) gelen havanın hızı 10 mm

142 116 açıklığa doğru gelindiğinde daha az olmaktadır. Ancak 2 mm açıklıkta borulara giren hava daha fazla döngüsellik içermekte ve valf açıklığı arttıkça döngüselliğin azalarak momentumun eksenel yönde artmasına bu da tumble sayısının valf açıklığı arttıkça düşmesine neden olmaktadır. Döngüsellikteki bu azalma Şekil 5.16 ve 5.17 de açıkça görülebilmektedir. Şekil Tumble borularındaki dönme hareketi (2 mm) Şekil Tumble borularındaki dönme hareketi (10 mm)

143 Örnek Model Üzerinde Soğuk Akış ve Türbülans Modeli Seçim Çalışmaları CD-adapco firmasının sağladığı eğitim materyalleri ve örnek model üzerinde STAR- CD/es-ice kullanılarak içten yanmalı motor simülasyonlarına başlanmış ve ilk olarak bu materyallerdeki yanma çalışması tamamlanmıştır. Bu çalışmayla, doğrulaması yapılmış bir motor analizi tamamlanmış, yöntem ve yaklaşımlar bakımından donanım kazanılmıştır. Bu çalışmalarda Şekil 5.18 de gösterilen 45 mm silindir yarıçaplı, 4 valfli (2 emme+2egzoz), bujili ve oyuklu bir piston kafasına sahip 4 zamanlı bir örnek motor modeli kullanılmıştır. Ancak bu örnekte, çözüm zamanından kazanç sağlamak amacıyla modelin zx düzleminden kesilmiş bir bölgesi kullanılmaktadır. Böylece eleman sayısından da yarı yarıya azalma sağlanmıştır. Ancak bu yanma içeren örnek analizin sonuçları tez çalışmasında verilmemiştir. Bu çalışmanın yerine, eğitim metaryelleri dahilinde yer almayan bir soğuk akış çalışması yapılmıştır. Şekil Örnek modele ait geometik ve sayısal ağ görünümü Bu soğuk akış çalışmasındaki amaç, gerçekçi sonuçlar verdiği bilinen bir sayısal ağ yapısı üzerinden gerçek çalışmalarda kullanılacak olan türbülans modelinin belirlenmesidir. Böylece en uygun sayısal ağ sayısı belirlenmemiş olan Ricardo E6 motor modeline geçilmeden önce türbülans modeli seçilecektir. Uygun sayısal ağ sayısı belirlenirken, eleman sayısındaki değişimin yaratabileceği sonuç farklılıkları türbülans modellerinin getirmiş olduğu davranış farklılıklardan ayırt edilmiş olunacaktır. Çalışma sırasında denenmiş olan bu türbülans modelleri literatür

144 118 araştırmaları, STAR-CD altyapısı ve fiziksel uygunluk açısından belirlenmiştir. Bu modeller; Standart k-ε-high Re Realizable k-ε k-ε-rng k-ω-sst LES-Smagorinsky'dir. Literatürdeki çalışmalar incelendiğinde, LES ve RSM modeli dışındaki diğer tüm modellerin (EVM) daha ağırlıklı olarak tercih edildiği görülmektedir [1,3,6-12,16]. Bilgisayar gücünü daha az zorlamaları ve ortalama nicelikler üzerinden uygun sonuçlar vermeleri EVM modellerinin tercih sebebi olarak görülmektedir. Ancak, tek bir çevrim değil de birden çok çevrim için analizler gerçekleştirilip çevrimden çevrime farklar incelendiğinde EVM modellerinin anlamlı sonuçlar vermediği bu farkları LES, DES ve RSM modellerin yakalayabildiği görülmüştür [4]. İçten yanmalı motor analizlerinin yüksek türbülanslı olduğu özellikle bu türbülanslılığın yanma varken artacağı bilinen bir gerçektir. Dolayısıyla seçilen modeller yüksek Reynolds sayılarına daha fazla uyum gösterebilecek ve en çok denenmiş türbülans modeli olan k-ε tabanlı modellerdir. Bu modellere ek olarak LES-Smagorinsky modeli de denenmiştir. Bir kıyaslama yapılacak olursa, Standart ve Realizable modellerin temelde aynı olduğu fakat Realizable modelin matematiksel yapısının ve çözüm tekniğinin daha kuvvetli olduğu söylenebilir. Çünkü, türbülans viskozitesinin formülünde yer alan terimi Realizable modelde sabit değil, değişkendir. Bu değişkenliğin, Reynolds gerilme tensöründe oluşabilecek fiziksel olarak gerçekçi olmayan değerleri önlemek için tasarlanmış olduğu belirtilmektedir. Ancak buna rağmen yüksek Reynolds sayıları için Standart model'e literatür çalışmalarında daha sık rastlanmaktadır. RNG modeli ise CDadapco firmasının önerdiği, literatürde yapılmış motor çalışmalarında sıkça rastlanan ve STAR-CD v4.18 'den itibaren ön tanımlı olarak gelen modeldir. Özellikle döngüselliğin yoğun olduğu çalışmalarda kullanılması önerilmektedir [29]. k-ω-sst modeli, standart k-ω modeline göre bazı avantajlara sahiptir. Standart model daha çok düşük Reynolds

145 119 sayılarına sahip akışlar için kullanılmaktadır. SST modeli ise duvar yüzeylerinde Standart k-ω modelini kullanırken, yüzeyden uzak iç bölgelerde standart k-ε modeli baz alınır. Böylece her iki modelin özelliklerini barındıran melez bir model kullanılır. Tüm bu modeller için ise Angelberger duvar fonksiyonları önerilmektedir [25]. Çünkü bu değişken-özellik (variable-property) duvar fonksiyonu, duvar dibi bölgelerinde termofiziksel özelliklerin değişimini hesaba katmakta ve standart duvar fonksiyonlarına deneysel çalışmlaraa daha uyumludur. Sıkıştırma oranı yaklaşık 10 olan örnek motor, 3600 dev/dk motor hızında çalışırken yapılan soğuk akış denemelerinde, silindir içindeki ve portlardaki hücrelerin başlangıç değerleri atmosferik koşullarda ( Pa, 293 K) alınmıştır. Sınır şartları olarak ise portların ağızlarında atmosferle temastaki yüzeyler yine atmosferik şartlar olarak kabul edilmiştir. Herhangi bir enerji çözümü olmadığı için silindirin, bujinin, valflerin ve portların duvarları adiyabatik olarak alınmıştır. Çözücü ayarlarında PISO algoritması kullanılmış ve basınç düzeltmesi için under-relaxation faktörü 0,5 olarak alınmıştır. Momentum ve Türbülans için MARS ayrıklaştırma metotları, sıcaklık ve yoğunluk için Upwind ayrıklaştırma metotları seçilmiştir. Tüm çevrim boyunca 0,1 KMA lık zaman adımları uygulanmıştır. Bu türbülans modeli seçim çalışması sonucu, silindir içi basınç ve sıkıştırma kaynaklı sıcaklık artışına ilişkin pik değerleri Çizelge 5.3'de sunulmuştur. Çevrim boyunca elde edilen basınç ve sıcaklığın değişimine ilişkin grafikler üst üste konularak karşılaştırma yoluyla sunulmamıştır, çünkü elde edilen değerler birbirine oldukça yakın çıkmaktadır. Bu durum anlamsız bir grafik meydana getirmektedir. Çizelge 5.3. Silindir içi basınç ve sıkıştırma kaynaklı sıcaklık pik değerleri Türbülans Modeli Silindir İçi Basınç (Pa) Silindir İçi Sıcaklık (K) Standart k- ε Modeli (High Re) 2,33393x ,432 Realizable k- ε Modeli 2,3338x ,414 k- ε-rng Modeli 2,33427x ,168 k- ω-sst 2,33307x ,112 LES-Smagorinsky 2,34492 x ,753

146 120 Çizelge 5.3 incelendiğinde, neredeyse tüm modellerin basınç ve sıcaklık açısından benzer değerler verdiği görülmektedir. EVM modellerinin hepsi 23,3 bar civarında bir pik basınç verirken, LES modeli 23,45 bar civarında bir pik basınç vermektedir. Sıcaklıklarda ise yine LES modeli 2-3 K gibi bir farkla yüksek sonuçlar vermiştir. Soğuk akış şartlarında gerçekleştirilen bu türbülans modeli denemelerinde basınç ve sıcaklık için büyük farklılıklar görülmemektedir. Ancak sedece pik basınç ve sıcaklık değerleri üzerinden değerlendirme yapmak doğru değildir. Özellikle silindir içi türbülanslı hareketin davranışını incelemek için türbülans modellerinin tumble hareketlerini yakalama eğilimleri incelenmiştir. Türbülans modelinin silindir içi akış açısından etkisinin anlaşılabilmesi için türbülanslılığın yüksek olduğu emme stroğunda maksimum valf açıklığı (470 KMA) için vektörler çizdirilmiştir. Kullanılan türbülans modellerinin 470 KMA'daki hız vektörleri sırasıyla Şekil 5.19, 5.20, 5.21, 5.22 ve 5.23'de verilmiştir. Şekil Standart k-ε türbülans modeli

147 121 Şekil Realizable k-ε türbülans modeli Şekil RNG k-ε türbülans modeli Şekil SST k-ω türbülans modeli

148 122 Şekil LES Smagorinsky türbülans modeli Aynı açıdaki bu hız vektörü dağılımları incelendiğinde yaklaşık m/s mertebesinde maksimum hızlar görülmektedir ve kabaca incelendiğinde hemen hemen tüm modellerin benzer dağılımlara sahip olduğu ksöylenebilir. Ancak detaya inilirse, maksimum hızların elde edildiği hava jetinin devamlılığı ve etkisinin ulaştığı yerler incelenecek olursa; Standart, Realizable ve SST modellerinin benzer davranışlar gösterdiği söylenebilir. RNG modelinin ise temelde bu mdoellerle aynı matematiksel yapıya sahip olmasına rağmen diğer modellerden farklı davranmaya yöneldiği söylenebilir. Özellikle valf aralığından dolayı oluşan jetin diğer modellerde olduğu gibi içe doğru kıvrılmayıp, duvar yüzeyine doğru devam etmesi ve bu bölgeye 50 m/s civarındaki hız vektörlerini taşıması, aslında benzer yapıdaki diğer modellerin türbülans davranışını yansıtamadığını kanısı oluşturmuştur. LES modeli bilindiği gibi kullanılan sayısal ağ boyutuna ve zaman adımlarına göre hassas çözümler vermekte ve sayısal ağ boyutu büyük tutulduğunda ise neredeyse EVM modelleriyle aynı çözümler vermektedir. LES modelinin ortaya çıkardığı anlık vektör dağılımı incelenirse, diğer modellere göre dağılımın daha çarpık olduğu görülebilir. Ancak yine dağılım açısından RNG modeline benzer sonuçlar gösterme eğilimindedir. LES modelinden elde edilen sonuçların uygun sayısal ağ sayısı ve boyutu kullanıldığında en gerçekçi sonuçlar olacağı açıktır. Ancak gerek mevcut bilgisayar gücü gerekse çalışma zamanı açısından bu modelin bu çalışma kapsamında kullanılması mümkün değildir. Bu yüzden LES modeliyle en uyumlu

149 123 sonuçları veren, döngüselliğin çok olduğu çalışmalar için önerilen ve CD-adapco firmasının önerdiği RNG modeli ile analizler yapılacaktır Ricardo Motorunun Basitleştirilmiş Bir Modelinde Akış ve Yanma Çalışmaları Ricardo E6 motoru, 76,2 mm'lik silindir çapı üzerinde 2 adet porta sahiptir ve tam silindir ortasından geçen bir çizgi üzerinde de buji yuvası bulunmaktadır. Ancak valf çaplarındaki boyut farklılıklarından (emme valfi 35 mm, egzoz valfi 30 mm) dolayı sayısal ağ oluşturmak oldukça vakit almaktadır. Bu yüzden yapılacak olan denemeyanılma tekniğine dayalı bazı çalışmaları hızlandırmak adına her iki valfinde aynı ortalama çapta (32 mm) olduğu kabul edilerek basitleştirilmiş bir model tasarlanmıştır. Bu basitleştirme ile birlikte portlar silindir simetri çizgisinin iki yanına eşit mesafede olduğundan dolayı es-ice yazılımındaki reflect (yansıtma/aynalama) seçeneği ile çok daha rahat çalışma imkanı elde edilmiştir. Şekil 5.24'de basitleştirilmiş modelin üstten görünümü verilmiştir. Şekil Basitleştirilmiş Ricardo E6 motorunun üstten görünümü

150 124 Bu basitleştirilmiş model sayesinde birçok sayısal ağ oluşturma çalışması yapılmıştır. Bu çalışmalarda temel olarak, valf etrafını saran katmanlı yapı mümkün olduğunca eş kalınlıkta tutulmaya, silindir etafında silindir duvarını takip eden ve en önemlisi yaklaış olarak homejen dağılmış bir yapı elde edilmeye çalışılmıştır. Bu noktada en önemli husus, valf-katman, katmanlar arası ve katmanlardan üçgensel bölgelere geçişlerdeki eleman boyut geçişinin uyumlu olması ve 3 boyutlu kısıma geçişte negatif hacim uyarısı vermeye yatkın çarpık ve yüksek en-boy oranına sahip (skew/high aspect ratio) elemanların azaltılmasıdır. Tüm bu kısıtlar doğrultusunda Şekil 5.25'deki 2 boyutlu sayısal ağ şablonuna karar verilmiştir. Şekil Uygulanan 2 boyutlu sayısal ağ şablonu Şekil 5.25 incelendiğinde, valflerin etraflarındaki katman bölgesinin bir bant dahilinde sıkıştırıldığı görülmektedir. Bu sıkıştırma ile birlikte valflerin etrafı isteilen şekilde sarılmıştır. Ayrıca bu bant içinde kalan yeşil ve turkuaz renklerdeki küçük üçgensel bölgelerle bu katmanların halka şeklinde kalması sağlanmış ve geometrik uyum yakalanmıştır. Bu bant bölgesi nedeniyle silindirin alt ve üst bölgelerinde kalan boşluklar ise ek üçgensel elemanlar eklenerek oluşturulmuştur. Böylece valf bölgesinden bağımsız şekilde iki sayısal ağ bölgesi yaratılmıştır. Bu bölgelerde daha az çarpık quad elemanlar elde edilmiş ve bağımsız müdahale yapılabildiğinden

151 125 istenildiği kadar sıklaştırma/kabalaştırma işlemi yapılabilmektedir. Bu işlemler özellikle buji lokasyonu için gerekebilecektir. Çünkü ateşleme modeli olarak AKTIM vb. özel yaklaşımlar buji etradında daha hassas ağ yapıları gerektirmektedir. Uygulanacak olan sayısal ağ şablonunun belirlenmesi ile birlikte Ricardo E6 motoruna ait valf hareket diyagramı da oluşturulmuştur. Oluşturulan bi diyagram Şekil 5.26'de verilmiştir. Valf Hareket Diyagramı (mm) Egzoz Valfi Emme Valfi KMA (Derece) Şekil Ricardo E6 motoru valf hareket diyagramı Bu diyagram hazırlanırken, emme ve egzoz valflerinin açma-kapama zamanları ile bu valflerin maksimum aralık değerleri yardımıyla olası eğriler çıkarılmıştır. Birçok motor valf hareket diyagramı ve Ricardo motorunun kam mili yapısı da incelenerek en uygun olabilecek eğri seçilmiştir. es-ice içerine aktarıldığında ise bu eğrilerin 720 derecede bir tekrarlanacağı belirtilmiştir. Motor simülasyonlarında genel olarak egzoz profili önce tanımlandığı ve bu analizde de başlama stroğu egzoz stroğu olduğu için diyagram egzoz fonksiyonu ile başlatılmış ve emme valfi hareketine geçilmiştir. Valf hareket fonksiyonlarından da görülebileceği gibi emme valfi açma zamanı 350 KMA (ÜÖN'dan 10 KMA önce) olup, maksimum valf açıklığı 10,6 mm ile 460 KMA'da, benzer şekilde egzoz valfi açma zamanı KMA (AÖN'dan

152 KMA önce) olup, 10,48 mm ile maksimum valf açıklığına KMA'da ulaşmaktadır. Motorun valf bindirme zamanı 350 KMA'da başlayıp yaklaşık 15 KMA sürmektedir. Şekil 5.27'de kullanılan çözüm ağı ve Şekil 5.28'de valf hareket diyagramlarına göre açılan emme ve egzoz valfleri maksimum açıklıklarındayken kesit görünümü verilmiştir. Böylece es-ice'a aktarılan eğrinin çalışıp çalışmadığı kontrol edilmiştir. Kullanılan çözüm ağı incelendiğinde strok boyunca atılan katmansal hücreler, ÜÖN'ye gelindiğinde daha sık bir yapı oluşturması için silindir kafası ve piston oyuklarında daha sıklaştırılmış durumdadır. Şekil 5.27 Kullanılan çözüm ağı

153 127 Şekil Emme ve egzoz valfleri maksimum açıklıklarındayken kesit görünümü Sıkıştırma oranı 8.0 olan simetrik valf yerleşimli Ricardo E6 motor modeli 1200 dev/dak motor hızında çalışırken yapılan soğuk akış çalışmasında kullanılan tüm başlangıç ve sınır şartları, çözüm yaklaşımı örnek model ile aynı alınmıştır. Şekil 5.29 de sonuçların irdelendiği kesitin görünümü verilmiştir. Şekil Sonuçların incelendiği A-A kesiti

154 128 Şekil de emme ve egzoz stroklarına ait hız vektörleri sunulmuştur. Bu çözümlerde yanma bulunmadığından dolayı diğer stroklarda hava hızları belirli bir seviyede kalmış ve önemli bir döngüsellik olmaığı için yer verilmemiştir. Ancak emme ve egzoz stroklarında önemli sayılabilecek mertebelerde hızlar görülmüştür. Şekil Emme Stroğu KMA Şekil Emme Stroğu KMA

155 129 Şekil Emme Stroğu KMA Şekil Egzoz Stroğu KMA

156 130 Şekil Egzoz Stroğu KMA Şekil 5.35 Egzoz Stroğu KMA Her iki valf için de açılmanın ilk başladığı an için valf boşluklarında daha yüksek hızlar, valf açıldıkça valf perdesi yüzey alanının artması ile birlikte daha düşük hızlar görülmüştür. Emme valfinin açık olduğu bölgenin 420, 460 ve 500 KMA'lık grafiklerinde havanın silindir içindeki dağılımı net şekilde izlenebilmektedir. Bu

157 131 grafiklerde, emme kaynaklı döngüsel tumble hareketinin etkisi strok boyunun yarısına kadar net bir şekilde gelmektedir. Emme portu geometrisi ve emme valfinin pozisyonuna bağlı olarak silindir duvarına yakın giriş bölgesinde 420 KMA'da maksimum 188 m/s ile yüksek hızlı bir akış görülmektedir. Aynı KMA'da valfin silindir merkezine bakan açıklığındaki maksimum hız değeri ortalama 110 m/s civarındadır. Basitleştirilmiş model üzerinde yapılan yanma çalışmalarına CFM yanma modeli ile başlanmıştır. CFM modeli ile yanma analizleri Çizelge 5.4, 5.5, 5.6 ve 5.7 de verilen model ayarları, başlangıç ve sınır şartları ile gerçekleştirilmiştir. Şekil 5.36'da ise koordinatları verilen buji ateşleme noktası görülmektedir. Çizelge 5.4. CFM yanma modeli ayarları CFM α 2.1 β 1 Ateşleme Zamanı 700 KMA Buji Ateşleme Noktası (x, y, z) 0, 24,506, -5,2926 Gecikme 0,0004 s Kernel Çapı 1 mm Karışım Oranı 0,06 EGR Kapalı NO x Kapalı Vuruntu Kapalı Çizelge 5.5. Kullanılan başlangıç şartları Başlangıç 320 KMA Silindir Emme Portu Egzoz Portu Basın 1,12 bar 1 bar 1,02 bar Sıcaklık 820 K 293,15 K 720 K Eşde er Y/H Oranı 1 1 1

158 132 Çizelge 5.6. Silindir için sınır şartları Silindir Sınır Şartları Piston Yüzeyi Silindir Duvarları Silindir Kafası Buji Yüzeyi Sabit Sıcaklık 550 K 500 K 450 K 600 K Çizelge 5.7. Emme/Egzoz valf ve portları için sınır şartları Port Sınır Emme Portu ve Valfi Egzoz Portu ve Valfi Şartları Port Duvarları 310 K 600 K Valf Yüzeyleri Adyabatik Adyabatik Giriş-Çıkış Basınç Sınır Şartı (Environmental: 293,15 K, 1 atm) Basınç Sınır Şartı (Mean: 293,15 K, 1 atm) Şekil Buji ateşleme noktası Analizlerdeki başlangıç şartları 109M420 kodlu TÜBİTAK 1001 projesi kapsamında yapılmış çalışmalardan derlenmiştir. Silindir, portlar ve valfler ile ilgili sıcaklıklar sabit alınmış, port giriş ve çıkışlarında atmosferik şartlar tanımlanmıştır dev/dak hızda çalışan motorun yanma analizlerinde de egzoz stroğundan (320 KMA) başlanmış ve 1080 KMA da bir çevrime ulaşılmasıyla tamamlanmıştır. Analizler boyunca 0,1 KMA lık zaman adımları uygulanmıştır. Çözücü olarak PISO

159 133 algoritması kullanılmıştır. Momentum ve Türbülans için MARS ayrıklaştırma metotları, sıcaklık ve yoğunluk için Upwind ayrıklaştırma metotları seçilmiştir. Ancak özellikle tam egzoz açma anlarında problemler yaşanmış ve çözücü dosyalarında 100'den fazla hücrede negatif yoğunluk (Error 076: Negative Densities were found more than 100 cells) tespit edildiğine dair uyarılar vermiştir. Çözüm raporları incelendiğinde bu bölgede m/s gibi oldukça yüksek hızlar elde edildiği, sıcaklıkla birlikte değerlendirildiğinde 1,2-1,3 Ma mertebelerinde Mach sayıları çıkmaktadır. Ayrıca çözümdeki en yüksek (10 5 mertebesinde) Courant sayısı da bu bölgedeki elemanlar üzerinde elde edilmiştir. Bu nedenle, kullanılan PISO algoritması için under-relaxation faktörü 0,5 ten 0,3 e kadar indirilmiş ve değişken zaman adımı ayarlaması yapılarak egzoz açma bölgesinde 0,01 KMA kullanılmıştır. Bu müdaheleler ile çevrim tamamlanabilmiştir. Bu analiz sonucunda elde edilen silindir içi basınç ve sıcaklık grafikleri Şekil 5.37 ve 5.38'de sunulmuştur Basınç (bar) KMA (derece) Şekil CFM modeli için silindir içi basınç grafiği

160 Sıcaklık (K) KMA (derece) Şekil CFM modeli için silindir içi sıcaklık grafiği Yanma analizlerinin sonuçalrı Şekil 5.39'de sol tarafta verilen buji kesiti B-B ve sağ tarafta silindir kafasına paralel yerleştirilen C-C kesitleri ile verilmiştir. Şekil Buji kesiti ve silindir kafasına paralel kesit Şekil 'de krank mili açısına bağlı yakıt konsantrasyonu grafikleri verilmiştir.

161 135 Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu

162 136 Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Grafiklerden de görüldüğü gibi ateşlemenin başlaması ile birlikte yakıt konsantrasyon oranının buji bölgesinden takip eden silindir duvarına doğru perde perde azalma eğiliminde olduğu görülmektedir. Buji ateşleme avansı 20 KMA'ya ayarlanmış olan bu simülasyonda ateşleme gecikme toleransı s (2.88 KMA) olarak ayarlanmıştır. Dolayısı ile 702 KMA'da henüz herhangi bir yakıt tüketiminin olmamış olması beklenen bir sonuçtur. Ateşlemenin 700 KMA olarak ayarlandığı bu analizin 702 KMA'da silindir içindeki yakıt konsantrasyon değeri düzenli bir dağılımla 0.06 olarak görülmektedir. Motorun KMA'da ilk ateşlemenin başladığı ve 706 KMA'da yakıt tüketimindeki ilerleme net bir şekilde görülmeye başlamıştır. Motorun ÜÖN'yı geçmesi ile birlikte başlayan genişleme stroğu boyunca yakıt tüketimi hızlanarak buji karşısındaki silindir duvarına doğru hızlı bir şekilde ilerlemektedir. Bujinin ateşlemesi ile birlikte yakıt konsantrasyonlarının verildiği KMA için silindir-içi hız vektörü grafikleri Şekil 'de verilmiştir.

163 137 Şekil KMA'da hız vektörleri Şekil KMA'da hız vektörleri Şekil KMA'da hız vektörleri

164 138 Şekil KMA'da hız vektörleri Ateşlemenin başlaması ile birlikte buji çevresinden dışarı doğru bir akış hareketinin olduğu görülmektedir. 706 KMA'da yaklaşık 4.2 m/s akışkan hızı ile ateşlemenin ilk yaşandığı yakıt hava karışım bölgesi oluşmaktadır. Yanmanın silindir içerisindeki ilerleyişi 710 KMA'da 30 m/s hıza ulaşan bir akışkan hareketi ile buji simetriğindeki silindir duvarına doğru devam etmektedir. Ateşlemenin başlangıcından henüz 2 KMA geçtiği 702 KMA'da silindir içinde durağan bir yapı hakimken, 4 KMA sonra ateşlemenin silindir içindeki akış üzerindeki etkinliği görülmektedir. Özellikle silindir odacığı üzerinde meydana gelen döngüsel (tumble) hareketliliğinde bir artış meydana gelmektedir. Benzer şekilde bujinin ateşlemesi ile birlikte silindir içinde oluşan sıcaklık değişim grafikleri Şekil verilmiştir. Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri

165 139 Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri Tutuşmanın henüz başlamadığı 702 KMA'da silindir içinde ortalama 650 K mertebesinde bir sıcaklığın olduğu görülmektedir. Tutuşmanın KMA'da meydana geldiği düşünülürse, 706 KMA'da ateşleme kök (kernel) sıcaklık değerinin bu sırada 1500 K olduğu, 710 KMA'da ise sıcaklık değerinin 2500 K değerine ulaştığı görülmektedir. Eşdeğer yakıt/hava oranının 1 olarak kullanıldığı

166 140 simülasyonlarda, silindir-içi sıcaklık değişimi yakıt konsantrasyon oranı değişimi ile benzer bir yapıdadır. CFM modelinin kullanıldığı bu simülasyonlarda ateşlemenin meydana gelmesini takip eden yaklaşık 20 KMA açısı ile birlikte silindir içi sıcaklık değerinin ortalama 2700 K mertebesine ulaştığı hesaplanmaktadır. Simetrik valf yerleşimli motor modeli üzerinde CFM yanma modelinin kullanıldığı bu simülasyonlarda model içerisinde kullanılan ateşleme yaklaşımı silindir içinde bir sıcaklık dağılımı sağlayan ısı dalgaları oluşturmuştur. Bu dalga yayılımı, yüksek sıcaklığa sahip olan yanma gazlarının tümünün buji simetriğindeki silindir duvarına ulaşana kadar devam etmektedir. Aynı açılarda alınan hız vektörleri ile sıcaklık konturları birlikte değerlendirildiğinde kendi içinde uyumlu sonuçlar elde edildiği düşünülmektedir. CFM modeli üzerinde yapılan çalışmalarda, türbülanslı alev hızı katsayısı α, 2,1 den 1,6 ya kadar indirilerek yanma periyodu KMA dan 45 KMA ya kadar uzatılmıştır. Ancak elde edilen basınç ve sıcaklık değerlerinde herhangi bir değişiklik olmamıştır. Yakıt-hava oranının ise stokiyometrik orandan gerçek motor rejimlerine ( =1,3) getirilmesiyle bir miktar düşüş (yaklaşık 13 bar) sağlansa da deneysel veriler açısından tatmin edici değerlere yaklaşılamamıştır. CFM yanma modelinin ardından G-Equation yanma modeline geçilmiştir. Karşılaştırma olması açısından CFM analizinde kullanılan tüm ayarlar bu modelde de aynen tekrarlanmıştır. Bu modele ait ayarlar ise Çizelge 5.8 de verilmiştir. Çizelge 5.8. G-Equation yanma model ayarları G-Equation Ateşleme Zamanı 700 KMA Buji Ateşleme Noktası (x, y, z) 0, 24,506, -5,2926 Yarıçap ve kalınlık 0,001 m ve 0,0001 m Süre 0,5 KMA Karışım Oranı 0,0623 EGR Kapalı NO x Kapalı G-equation yanma modeli analizleri sonucu elde edilen silindir içi basınç ve sıcaklık grafikleri Şekil 5.53 ve Şekil 5.54 de verilmiştir.

167 Basınç (bar) KMA (derece) Şekil Basit modelde G-Equation yanma modeli analizi basınç grafiği Sıcaklık (K) KMA (derece) Şekil Basit modelde G-Equation yanma modeli analizi sıcaklık grafiği Grafikle rincelendiğinde, G-equation yanma modeli ancak egzoz stroğuna kadar çözdürülebilmiştir. Bu durumu çözmek için CD-adapco firma yetkililerine danışılmış ve G-Equation modeline özgü olarak egzoz portunun metaryal numarasının modele tanıtılmasıyla (Extended Data: EXND 3) bu problemlerin çözüleceği öğrenilmiştir. Silindir içi basınç ve sıcaklık değerleri CFM yanma modelinin kullanıldığı analiz sonuçlarına oranla farklılıklar göstermektedir. Ricardo motoruna ait çevrimden

168 142 çevrime değişen basınç verileri ortalama 23 bar basınç vermektedir. Deneysel sonuçlar ile birlikte değerlendirildiğinde G-Equation kullanılarak yapılan ilk yanma analiz sonuçlarının basınç yönünden daha anlamlı rakamlar verdiği görülmüştür. Benzer şekilde silindir-içi sıcaklık değerleri bakımından da elde edilen maksimum 2367,4 K değerinin kabul edilebilir limitler içerisinde olduğu düşünülmektedir. G- Equation çözümüne ait yakıt konsantrasyon kontürler Şekil Şekil 5.59 de verilmiştir. Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu

169 143 Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu Şekil KMA'da yakıt konsantrasyonu

170 144 Gerçekleştirilen bu analizlerinde, yakıt tüketim hızının CFM modeline oranla oldukça yavaş olduğu görülmektedir. Yanma toplam 75 KMA kadar sürmüştür. Bu yanma hızı model parametreleri ile oynanarak istenilen mertebelere çekilmeye çalışılacaktır. Grafikler incelendiğinde, 712 KMA'da CFM kullanılan analizlerde yakıt miktarının silindir merkezine yakın bölgelerde 0,0085 mertebesine düştüğü gözlenirken bu oran G-Equation çözümlerinde henüz 0,055 mertebesindedir. Bujinin ateşlemesi ile birlikte silindir içi yakıt konsantrasyonlarının verildiği KMA için silindir-içi hız vektörü grafikleri Şekil Şekil 5.63'de verilmiştir. Şekil KMA'da hız vektörleri Şekil KMA'da hız vektörleri

171 145 Şekil KMA'da hız vektörleri Şekil KMA'da hız vektörleri Simetrik valf yerleşimli motor modeli üzerinde kullanılan CFM ve G-Equation yanma modellerinin her ikisi içinde k-ε-rng türbülans modeli kullanılmıştır. Aynı çalışma şartlarındaki simülasyonların, aynı türbülans modelini kullanmasına rağmen yanma modeli değişikliğinin silindir içindeki akış üzerindeki etkinliği dikkat çekicidir. En temel tanımı ile ateşlemenin büyüyen bir küre prensibi ile tanımlandığı G-Equation yanma modeli silindir içi akış karakteristiği, CFM sonuçlarına göre hissedilir farklılıklar göstermektedir. Ateşlemenin devam ettiği 706 KMA'da bir küre merkezinden çıkan hız vektörleri görülmektedir. Bununla birlikte CFM sonuçlarında hissedilmeyen ancak G-Equation sonuçlarının sunulduğu tüm KMA grafiklerinde silindir odacığı üstünde yoğun döngüsel hareketler görülmektedir. Bir başka dikkat çekici durum ise CFM modelin kullanıldığı çözümlerde alev ilerleme yönünde m/s silindir içi hızlar görülürken bu değerler G-Equation çözümlerinde 4-5 m/s

172 146 mertebesindedir. Bu analizlere ait sıcaklık kontürleri Şekil Şekil 5.67'de verilmiştir. Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri

173 147 Şekil KMA'da sıcaklık kontürleri Silindir içi yakıt tüketim ve hız değer ve davranışları ile uyumlu bir şekilde sıcaklık dağılımı da CFM modele oranla hissedilir biçimde yavaşlamıştır. Motor çalışma şartlarının 702 KMA'na geldiği durumda da silindir içi sıcaklık dağılımı henüz silindir merkezine dahi ulaşmamıştır. G-Equation yanma modelinin kullanıldığı analiz sonuçlarında sıcaklık dağılımının farklı değerlere sahip dalgalar halinde dağıldığı da söylenemez. Ayrıca ateşleme noktasında meydana gelen kök sıcaklık G- Equation kullanıldığı analizlerde 2450 K mertebesinde ilerlemektedir Ricardo E6 Motorunun Gerçek Geometrisi Üzerinde Akış ve Yanma Çalışmaları Soğuk akış ve en uygun sayısal ağ eleman sayısının belirlenmesi Sayısal çalışmaların bu noktadan sonrası motorun orijinal geometrisi üzerinde devam edilmiştir. Şekil 5.68 den de anlaşılabileceği gibi emme portu daha büyük olup, silindir merkez çizgisini bir miktar geçmektedir. Bu durum daha önce belirlenen şekilde hazırlanacak olan 2 boyutlu sayısal ağ şablonunun oluşturulmasında problem yaratmaktadır. Çünkü valf ile silindir merkez silindiri arasında eleman yerleştirecek kadar yeterli mesafe bulunmamakta ve alt/üst bölgelere yerleştirilen üçgensel bölgelerin yerleri konusunda sıkıntı yaratmaktadır.

174 148 Şekil Ricardo E6 motoru gerçek geometrisi Bu problemleri çözmek içim es-ice yazılımda yer alan 2 boyutlu şablon seçenekleri üzerinden merkez çizgisi emme valfinden 2,5 mm kadar sola kaydırılmış ve böylece merkez çizgisi ile valfler arasına eşit mesafe yaratılmıştır. Üçgensel bölgeler ise emme valfi etrafındaki katman, oluşturulan merkez çizgisi mesafesi olanba kadar yaklaştırılmıştır. Bu durum egzoz valfi etrafındaki katmanın kalınlığını etkilemiştir. Bu bölgedeki kalınlık farkı eleman sayısının arttırılmasıyla giderilmiştir. En uygun sayısal ağın belirlenmesi için 5 farklı şablon hazırlanmıştır. Bu şablonlar Şekil 5.69 de verilmiştir.

175 149 Şekil 5.69 Hazırlanan 2 boyutlu sayısal ağ şablonları Hazırlanan bu şablonlar kırpma (trimming) metoduyla birlikte çözüm ağına dönüştürülmüştür. Her bir sayısal ağ yapısı soğuk akış şartlarında programa çözdürülmüştür. En uygun sayısal ağ eleman sayısın belirlenmesinde, yanma modellerinin getireceği belirsizliklerden arındırılmış bir biçimde uygulamak amacı

176 150 ile soğuk akış şartlarında gerçekleştirilmiştir. Sadece havanın akışkan olarak kullanıldığı bu analizlerde, KMA'ya bağlı olarak değişen silindir-içi basınç ve sıkıştırma kaynaklı hava ısınma davranışları üzerinden sayısal ağ yapıları değerlendirilmiştir. Ancak elde edilen basınç ve sıcaklıklar birbine oldukça yakın olduğundan üst üste çizidirilecek olan grafikler anlaşılamayacak durumdadır. O yüzden elde edilen pik basınç ve sıcaklık değerleri Çizelge 5.9 da karşılaştırmalı olarak verilmiştir. Çizelge 5.9. sayısal ağ eleman sayısının değişimine göre pik basınç ve sıcaklıklar Sayısal Ağ Eleman Sayısı (@AÖN) Basınç (bar) Sıcaklık (K) # ,32 636,045 # ,08 633,455 # ,98 631,856 # ,95 630,055 # ,94 630,047 Çizelge 5.8 de de görüldüğü gibi sayısal ağ eleman sayısından bağımsızlık çalışması sonucu elde edilen basınç ve sıcaklık değerlerine göre karşılaştırma yapıldığında genel olarak yakın sonuçlar elde edilmiştir. Özellikle 3-4 ve 5 numaralı sayısal ağ yapıları birbirine oldukça yakın sonuçlar vermiştir. Eleman sayısı bakımından 3 numaralı sayısal ağ uygun gözükse bile yanmanın getirebileceği değişimler de göz önüne alınarak 4 numaralı sayısal ağın kullanılmasına karar verilmiştir. Böylece yanma analizleri sırasında güvenli bölgede kalınması hedeflenmiştir. Seçilen toplam eleman sayısına sahip sayısal ağ (#4) yapısı için N=1200 dev/dak motor devri ve r = 8 sıkıştırma oranı için yapılan soğuk akış analizlerinin valf merkezleri kesitinde farklı krank mili açıları için alınan hız vektörleri Şekil Şekil 5.75'de verilmiştir.

177 151 Şekil Soğuk akış şartlarında emme stroğu-420 KMA için hız vektörleri Şekil Soğuk akış şartlarında emme stroğu-460 KMA için hız vektörleri

178 152 Şekil Soğuk akış şartlarında emme stroğu-500 KMA için hız vektörleri Şekil Soğuk akış şartlarında egzoz stroğu-930 KMA için hız vektörleri

179 153 Şekil Soğuk akış şartlarında egzoz stroğu-1020 KMA için hız vektörleri Şekil Soğuk akış şartlarında egzoz stroğu-1080 KMA için hız vektörleri Silindir içi soğuk akış şartlarında emme ve egzoz stroklarındaki hız vektörleri incelendiğinde örnek motor ve simetrik valf yerleşimli motor simülasyonlarında olduğu gibi açma ve kapama durumlarında akış alanındaki azalmadan dolayı hızlarda yükselmeler görülmektedir. Her koşulun aynı olduğu simetrik valf yerleşimli

180 154 simülasyonların sonuçları ile karşılaştırma yapıldığında aynı KMA larda elde edilen hızların bu modelde daha düşük olduğu söylenebilir. Bu durumun emme valfinin daha büyük olması ve valf yarıçapının daha farklı olmasından kaynaklanma ihtimali yüksektir. Ayrıca gerçekleştirilen sayısal ağ sayısından bağımsızlık çalışmaları da bu sonuca sebep olmuş olabilir. Hesaplanan hızlar düşüş gösterse de silindir içerisine hava yayılımı açısından bakıldığında tumble hareketlerinin bu modelde daha etkili olduğu da söylenebilir. Egzoz stroğu içinse fazla bir değişiklik olduğunu söylemek mümkün değildir. Çünkü genel olarak bu strokta hava hareketi hemen hemen durağandır ve buradaki temel farklılık yaratabilecek durum egzoz valfi boşluklarında oluşan hava hareketidir. Burada oluşan sayısal değişimler de sayısal ağ ve boyut değişimleriyle açıklanabilir. Ricardo E6 motorunun r=8 sıkıştırma oranı ve N=1200 dev/dak motor devrinde soğuk olarak çalıştığı simülasyonlara ait basınç ve sıcaklık grafikleri Şekil 5.76 ve Şekil 5.77'de verilmiştir. Ayrıca Ricardo motoruna ait soğuk çalışma şartlarındaki deneysel silindir içi basınç grafiği Şekil 5.78 de verilmiştir Basınç (bar) KMA (derece) Şekil Soğuk akış silindir içi basınç grafiği

181 Sıcaklık (K) KMA (derece) Şekil Soğuk akış silindir içi sıcaklık grafiği Şekil Ricardo motoruna ait deneysel soğuk akış basınç grafiği Ricardo E6 motorunun sıkıştırma oranının r = 8 ve motor devrinin N=1200 d/dk olduğu deneysel ölçümlerde pik basınç değeri 14,75 bar olarak okunmuştur. Ayrıca hava çevrimi baz alındığında meydana gelebilecek maksimum basınç değerinin 14,95 bar olduğu bilinmektedir. Bu durumda kullanılmasına karar verilen 4 numaralı sayısal ağ yapısının basınç üstünden hassasiyeti %1,34 olacaktır. Motor silindir içi basınç ve sıcaklık analizlerine teorik olarak bakıldığında Hava-Standart Otto Çevrimi bağıntıları yardımıyla bazı mertebelere erişilebilir. Özellikle soğuk akışta izentropik sıkıştırma stroğu ve isentropik genişleme stroğu yardımıyla silindir içi pik basıncı ve

182 156 egzoz başlangıcındaki basınç teorik olarak hesaplanabilir [33]. Yapılan simülasyon sonuçlarından elde edilen P-V diyagramı Şekil 5.79'de verilmiştir. Ayrıca Otto çevriminin bulunduğu görsel Şekil 5.80 da verilmiştir Basınç (bar) e-4 2e-4 3e-4 4e-4 5e-4 6e-4 Hacim (m 3 ) Şekil Soğuk akış için P-V diyagramı Şekil Hava standart Otto çevrimi şematiği Sıkıştırma stroğu için (Tüm valfler kapalı iken): Genişleme stroğu için (Tüm valfler kapalı iken):

183 157 Soğuk akış simülasyonlarında 2 ve 3 numaralı noktalar ile 1 ve 4 nolu noktalar üst üste binmiş durumdadır. 2-3 noktaları çevrimdeki maksimum basıncı temsil ederken, 1-4 noktaları genişleme sonu ve egzoz stroğu başını temsil eder. Bu hesaplamalardaki k özgül ısı oranı emme boyunca ve sıkıştırmanın başlarında 1,4 olarak alınabilir. Yanma durumunda sıcaklık artışından dolayı bu sayı 1,3 e kadar düşmektedir. Genel olarak ise cebirsel ve geometrik ortalamalı k değeri 1,35 için uygun sonuçlar vermektedir [33]. k=1,35 alındığı ve giriş şartlarının yaklaşık 0.9 olduğu durum için çevrimdeki maksimum basınç 14,91 bar dır. Bu noktadaki maksimum sıcaklık ise yaklaşık 607 K elde edilmektedir. Simülasyon sonuçlarıyla karşılaştırıldığında ise basınç değerinin teorik hesap değerinden %0,27, sıcaklık değerinin ise %3,65 daha yüksek olduğu görülmektedir. Bir başka yaklaşım olarak k değerinin sıcaklıkla değişebilen bir parametre olduğu düşünülürse ve elde edilen sıkıştırma kaynaklı sıcaklığın K arasında olduğundan yola çıkılırsa k değerinin yaklaşık 1,37 gibi bir değer alması beklenir. Bu katsayı ile yapılan hesaplan ise sıcaklığın yaklaşık 632 K mertebesine gelecektir. Bu sonuçlarda simülasyon sonuçlarının teorik yaklaşımlara paralel olduğunu göstermektedir G-Equation modeliyle stokiyometrik yanma analizleri Bu bölümde, basitleştirilmiş modelde yapılmış olan G-Equation yanma modelinin bir benzeri yapılmıştır. Gerçek geometriye geçiş ile birlikte, yanma modeline yapılan eklenti sayesinde tüm çevrim için sonuçlar elde edilebilmiştir. Hem geometideki değişim hem de sayısal ağ elemandan bağımsızlık çalışması neticesinde gerçek motordaki G-Equation yanma modeli analizleri bir miktar farklılık göstermiştir. Bu analize ait silindir içi basınç ve sıcaklık grafikleri Şekil 5.81 ve Şekil 5.82 de verilmiştir.

184 Basınç (bar) KMA (derece) Şekil Gerçek modelde G-Equation modeli basınç grafiği Sıcaklık (K) KMA (derece) Şekil Gerçek modelde G-Equation modeli sıcaklık grafiği Basitleştirilmiş modelde elde edilen silindir içi basınçlar 28 bar civarındayken orijinal geometriye geçildiğinde bu değer 33,5 bar değerlerine kadar çıkmıştır. Sıcaklıklar ise 2350 K değerinden 2450 K civarına kadar yükselmiştir. Bu değerlerdeki artış, sayısal ağın iyileştirilmesine bağlanabileceği gibi, geometrik olarak değişmiş olan emme valfinden dolayı içeri giren karışım ile ilgili de olması

185 159 beklenebilir. Ateşleme anından sonraki silindir içerisindeki yakıt konsantrasyon değerleri Şekil Şekil 5.86 de verilmiştir. Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu

186 160 Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Yakıt konsantrasyon grafikleri incelendğinde, basit modele göre çok daha büyük çapta başlayan ve hızlı büyüyen bir alev çekirdeğinin varlığından söz edilebilir. Bu durum model ayarlarında alev çekirdeği çapının iki katına çıkarılmasının bir sonucudur. Bu şekilde yanma hızı arttırılabilmiş ve yaklaşık 90 KMA süren yanma 60 KMA mertebelerine çekilebilmiştir. Bu analizler sırasında yanma periyodunda meydana gelen silindir içi hız vektörleri Şekil 5.87 Şekil 5.90 de verilmiştir. Şekil KMA için hız vektörleri

187 161 Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri

188 162 Hız vektörleri incelendiğinde, simetrik modele göre tumble hareketlerinin belirgin şekilde azaldığı görülmektedir. Buna rağmen silindir içi hız değerleri daha yüksek olup m/s mertebelerine yükseldiği görülmektedir. Şekil 5.91 Şekil 5.94 mm de silindir içi sıcaklık kontürleri verilmiştir. Şekil KMA için sıcaklık kontürleri Şekil KMA için sıcaklık kontürleri Şekil KMA için sıcaklık kontürleri

189 163 Şekil KMA için sıcaklık kontürleri Sıcaklık kontürleri daha önceki analizlerde olduğu gibi yakıt konsantrasyonuna benzer bir dağılım göstermektedir. Alev çekirdeği 2456 K gibi yüksek bir sıcaklık değeriyle başlamış ve bu değer fazla bir artış göstermemiştir. 12 KMA lık sürede 2544 K değerine kadar ulaşabilmiştir. Ancak sıcak gaz kütlesinin daha hızlı hareket ettiği söylenebilir. Tüm analiz değerlendirildiğinde stokiyometrik orandaki yanma analizinin silindir içi basınç ve sıcaklıklar açısından beklentilerle uyumlu sonuçlar elde edilmiştir. Bu analizlerin sonucunda Ricardo motorundan alınan güç yaklaşık 4.84 kw, indike ortalama etkin basınç kpa ve net indike güç kj dir ECFM-3Z modeliyle stokiyometrik yanma analizleri G.Ü. Mühendislik Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümü İçten Yanmalı Motorlar ve Otomotiv Laboratuarı altyapısındaki STAR-CD lisansına ECFM modellerinin de eklenmesiyle bu modellerin en gelişmiş versiyonu olan ECFM-3Z de çalışma kapsamına eklenmiştir. Bu amaçla ilk olarak stokiyometrik yakıt-hava oranında model denemesi yapılmıştır. Bu analizlerde kullanılan model ayarları Çizelge 5.5 de sunulmuştur. Şekil 5.95 ve 5.96'te silindir içi basınç ve sıcaklık grafikleri verilmiştir.

190 164 Çizelge ECFM-3Z yanma modeli ayarları ECFM-3Z α 1.6 β 1 Ateşleme Zamanı 700 KMA Buji Ateşleme Noktası (x, y, z) 0, 24,506, -5,2926 EGR Kapalı NO x Kapalı Vuruntu Kapalı Basınç (bar) KMA (derece) Şekil ECFM-3Z modeli ile stokiyometrik yanma analizi basınç grafiği

191 Sıcaklık (K) KMA (derece) Şekil ECFM-3Z modeli ile stokiyometrik yanma analizi sıcaklık grafiği ECFM-3Z modelinin kullanıldığı ve yakıt/hava oranının stokiyometrik olarak ayarlandığı bu analizler sonucunda silindir içerisindeki maksimum basınç yaklaşık 51 bar, maksimum sıcaklık ise yaklaşık 2650 K civarında elde edilmiştir. Bu pik basınç ve sıcaklığın elde edildiği çalışma sonucunda 0,62 kj net indike güç, 8,14 kw güç ve 1230,95 kpa indike ortalama etkin basınç elde edilmiştir. Şekil de ateşleme sonrasında silindir içerisinde buji kesitindeki yakıt konsantrasyon grafikleri verilmiştir. Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu

192 166 Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Yakıt konsantrasyon grafikleri incelendiğinde, bujideki ateşleme ile birlikte azalmaya başlayan yakıtın G-Equation modelinde olduğu gibi olmadığı açıkça görülebilir. Bu modelde yakıt daha yavaş olarak tükenmekte ve tükenme yayılımı

193 167 dalgalı bir biçimde olmaktadır. G-Equation modelinde ise küresel ilerleyen tüketim doğrudan sıfır mertebelerine inmektedir. Ayrıca yayılım ise bu kürenin etrafını saran ince tabakalardan oluşmaktadır. ECFM-3Z modelinde ise yakıt konsantrasyonları aynı süre içerisinde 0,057 değerinden 0,024 değerlerine inmiştir. Şekil de silindir içi buji bölgesindeki hız vektörleri sunulmuştur. Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri

194 168 Şekil KMA için hız vektörleri Hız vektörleri incelendiğinde, elde edilen hızların 4-7 m/s mertebelerinde oldukları görülmektedir. Bu hız vektörlerinin sıkıştırmadan dolayı piston oyuğuna doğru yöneldikleri görülebilir. G-Equation modelinde olduğu gibi buji etrafından yayılan vektörler bu modelde görülmemektedir. Bu analizlerdeki karışımın hareketi alevin ve sıkıştırmanın etkisiyle oyuğa doğru olmaktadır. Hız vektörlerinin şiddetleri değişse de tumble hareketlerinin davranışlarında önemli bir fark yaratmamıştır. Oluşan diğer tüm farklılıklar ise yanma modellerinin metodelojilerinden kaynaklanmaktadır. Şekil Şekil da buji bölgesi sıcaklık dağılımları verilmiştir. Şekil KMA için sıcaklık kontürleri

195 169 Şekil KMA için sıcaklık kontürleri Şekil KMA için sıcaklık kontürleri Şekil KMA için sıcaklık kontürleri Sıcaklık dağılımları incelendiğinde, diğer modellerde olduğu gibi ECFM-3Z modelinde de sıcaklık ve yakıt konsantrasyon grafikleri benzer çıkmaktadır. 702 KMA incelendiğinde yanmaya başlayan karışımın sıcaklığının 983,4 K olduğu 712 KMA ya gelindiğinde ise kademeli şekilde artarak 1823 K ye ulaştığı görülmektedir. G-Equation modeliyle kıyaslandığında ise bu sıcaklık değerlerinin oldukça düşük olduğu görülmektedir. G-Equation modelinde çekirdek sıcaklıkları K arasında değerler almıştır ve bu sıcaklık değeri küresel çekirdeğin tamamında elde

196 170 edilmektedir. İki model arasındaki temel farklardan biri de bu modellerin alev ilerleme yaklaşımları olduğu görülmüştür G-Equation yanma modeliyle fakir karışım yanma analizleri Yapılan stokiyometrik analizler ile yanma modelleri arasındaki temel farklar incelenmiştir. Ancak gerçek durum olarak Ricardo motoru genellikle hava fazla olacak şekilde (fakir karışım) çalışmaktadır. Bu noktadan sonraki tüm analizlerde r=8 ve N=1200 dev/dak motor çalışma koşullarında bu motorun hava fazlalık katsayısı =1,29 olarak deneysel verilerden adapte edilmiştir. Bu şekilde analizlerin deneysel doğrulaması basınç grafikleri üzerinden yapılabilmiştir. Şekil ve de saysıal ve deneysel silindir içi basınç grafikleri verilmiştir. Şekil da ise bu analizler sonucu elde edilen silindir içi sıcaklık grafiği sunulmuştur Basınç (bar) KMA (derece) Şekil G-Equation modeli ile fakir karışım yanma analizi basınç grafiği

197 Basinc (Bar) Zaman Şekil Silindir içi basınç değişimi için deneysel sonuç Sıcaklık (K) KMA (derece) Şekil G-Equation modeli ile fakir karışım yanma analizi sıcaklık grafiği Deneysel ve sayısal silindir içi basınç grafikleri incelendiğinde deneysel olarak yaklaşık 22,1 bar, sayısal olarak ise 21,58 bar basınç elde edilmiştir. İki basınç değeri arasındaki fark yaklaşık olarak %2,35 olarak bulunmuştur. Elde edilen maksimum sıcaklık değeri ise yaklaşık 1977 K olarak çıkmıştır. Analizler sonucu =1,29 iken motordan alınan net indike iş 0,37 kj, güç 3,54 kw ve indike ortalama etkin basınç

198 ,84 kpa hesaplanmıştır. Şekil Şekil de silindir içi yakıt konsantrasyon değişimi verilmiştir. Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu

199 173 Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Yakıt/hava oranının değiştiği bu analizlerde, G-Equation modeli incelenirse hava oranının artması küresel şekilde ilerleyen alev ve bunun sonucunda elde edilen yakıt tükenme grafikleri üzerinde belirgin bir değişim yaratmamıştır. Ancak 710 ve 712 KMA incelendiğinde, bu analizlerdeki küresel yapının stokiyometrikteki yapıdan daha belirgin şekilde küreye benzediği söylenebilir. Bu durum ise yakıt/hava oranının değişmesinden kaynaklanıyor olabilir. Şekil de silindir içi hız vektörleri verilmiştir. Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri

200 174 Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Hız vektörleri incelendiğinde, stokiyometrik analizlere göre daha düşük hızlar (yaklaşık 8-13 m/s) elde edildiği görülmektedir. Dağılım açısından incelendiğinde ise yine bu modele özgü şekilde buji ateşleme noktasından bir yayılma söz konusudur. Bu yayılma ilerleyen açılarda ise yine piston oyuğuna doğru olmaktadır. Hızlardaki bu düşüş silindir içerindeki hava miktarının artması ile açıklanabilir. Çünkü havanın fazlalığı alev ilerleme hızını ve çekirdek sıcaklıklarını etkilemektedir. Şekil de silindir içi sıcaklık dağılımları verilmiştir. Şekil KMA için sıcaklık kontörleri

201 175 Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Sıcaklık dağılımlarına bakıldığında, daha önceki G-Equation analzilerindekine benzer dağılımlar elde edildiği görülebilir. Bu analizler arasındaki en önemli fark çekirdek sıcaklık değerleridir. Havanın fazla olduğu bu analizlerde beklendiği gibi silindir içi sıcaklıklar düşmüş ve K civarlarına inmiştir. Stokiyometrik analizlerde bu değerler ise K arasında seyretmiştir.

202 Basinc (Bar) ECFM-3Z yanma modeliyle fakir karışım yanma analizleri Deneysel olarak var olan basınç değerleri üzerinden doğrulama yapmak ve en uygun modeli belirlemek amacıyla gerçek yakıt/hava oranı ECFM-3Z modeli için de denenmiştir. Elde edilen sayısal silindir içi basınç grafiği ve deneysel basınç grafiği sırasıyla Şekil ve de verilmiştir. Şekil de ise bu analizlere ait silindir içi sıcaklık grafiği sunulmuştur Basınç (Bar) KMA (derece) Şekil ECFM-3Z modeli ile fakir karışım yanma analizi basınç grafiği Zaman Şekil Silindir içi basınç değişimi için deneysel sonuç

203 Sıcaklık (K) KMA (derece) Şekil ECFM-3Z modeli ile fakir karışım yanma analizi sıcaklık grafiği Deeneysel ve sayısal basınç sonuçları değerlendirildiğinde sayısal olarak elde edilen pik basınç değeri yaklaşık 22,01 bar ve deneysel pik değeri 22,1 bar dır. Bu değerler yaklaşık %0,41 farklılık göstermektedir. Ayrıca G-Equation modelinden elde edilen sonuç ile arasında ise %1,95 fark çıkmıştır. Sıcaklık değeri ise yaklaşık 1950 K civarında olup, G-Equation modeline göre 27 K gibi küçük bir fark elde edilmiştir. Bu analiz sonucu motordan elde edilen net indike iş 0,38 kj, güç 3,59 kw ve indike ortalama etkin basınç ise 752,83 kpa hesaplanmıştır. Şekil de verilmiştir. Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu

204 178 Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Yakıt konsantrasyonaları incelendiğinde, özellikle 702 KMA daki davranışın stokiyometrik analizden açıkça farklı olduğu gözlemlenebilir. Yakıtın en çok tükendiği yer bujinin silindir kafasına yakın kısmı olarak belirmiştir. Stokiyometrik analizlerde bu bölge bir miktar daha büyük alan kaplasa da bujinin diğer tarafında da azalma eğilimi daha yüksektir. Bu analizde ise yakıt konsantrasyonu bu noktadan daha hızlı azalmakta ve ilerleyen açılarda stokiyometrik analizlerde olduğu gibi ateşleme noktasından ilerleyen bir görünüm elde etmiştir. 712 KMA ya gelindiğinde

205 179 yakıt 0,045 değerinden 0,0026 değerine kadar inmiştir. Diğer anzlizlerde olduğu gibi bu değerin sıfıra yaklaşması bu modelde daha yavaştır. G-Equation modelinde ise yanan karışım doğrudan sıfır olmaktadır. Şekil de silindir içi hız vektörleri sunulmuştur. Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri

206 180 Şekil KMA için hız vektörleri Silindir içi hız vektörleri incelendiğinde hız değerlerinin stokiyometrik analize göre düştüğü görülmektedir. Bu durum hava fazlalığı neticesinde karışımın yanma hızının azalması yani alev hızının düştüğü şeklinde yorunlanabilir. Ancak tumble hareketlerinin davranışı bu modelde benzerlik göstermektedir. G-Equation modeline göre daha düşük hızlar elde edildiği de net bir şekilde görülmüştür. Bununla birlikte, silindir içi basınçların yaklaşık aynı olduğu bu analizler hız değerleri açısından karar verme zorluğu yaratmaktadır. Bu değerleri karşılaştıracak deneysel bir veri olmamasından dolayı uygun bir karşılaştırma yapılması mümkün değildir. Şekil de silindir içi sıcaklık kontürleri verilmiştir. Şekil KMA için sıcaklık kontörleri

207 181 Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Sıcaklık kontürleri incelendiğinde, yakıt konsantrasyon dağılımlarına benzer şekilde olduğu görülmektedir. Stokiymetrik analizlere oranla sıcaklık değerleri düşmüştür. 702 k-kma da bu düşüş 20 K civarındayken, 712 KMA da 400 K kadar olmaktadır. Ancak yanma hıznın yavaşlaması buradaki sıcaklık değerlerindeki kademeli artışında yavaş olmasına neden olmuştur.

208 ECFM-3Z yanma modeliyle 30 KMA ateşleme avansı analizleri Deneysel basınç grafikleriyle birlikte değerlendirme yapıldığında ve silindir içi dağılımlar incelendiğinde ECFM-3Z modelinin kullanılması uygun bulunmuştur. Bu uygunluk deneysel basınç grafiği açısından yapılsa da özellikle sıcaklık ve yakıt konsantrasyonlarındaki dağılımın ve ilerleyişin daha gerçekçi olduğu düşünülmektedir. G-Equation modelinde bu davranışların bir küre içerisinde sabit değerde ilerlmesi model kabulü olarak değerlendirilmiştir. Dolayısıyla daha güncel bir model olan ECFM-3Z ile analizlere devam edilmiştir. Yanma modelinin belirlenmesiyle birlikte, aynı çalışma koşullarında ateşleme avansının değişim etkisi incelenmiştir. Ateşleme avansı arttıkça silindir içerisindeki basınç ve scıaklıkların arttığı bilinmektedir. Çünkü burada yanma erken başlatıldığında sıkıştırma devam ederken bu yanmış gazlar da sıkıştırılmakta ve silindir içi basınçlara etki etmektedir.yapılan bu analizlerle silindir içerisindeki davranış incelenmeye, bu basınç artışının sayısal ve deneysel olarak karşılaştırılması ve güç değerlerinin değerlendirmesi yapılmıştır. Şekil ve de sayısal ve deneysel basınç grafikleri, Şekil de de silindir içi sıcaklık grafiği sunulmuştur Basınç (Bar) KMA (derece) Şekil ECFM-3Z modeli ile 30 KMA ateşleme avansı yanma analizi basınç grafiği

209 Basinc (Bar) Zaman Şekil Silindir içi basınç değişimi için deneysel sonuç Sıcaklık (K) KMA (derece) Şekil ECFM-3Z modeli ile 30 KMA ateşleme avansı yanma analizi sıcaklık grafiği Deneysel ve sayısal basınç grafikleri incelendiğinde deneysel değerin yaklaşık 38,82 bar ve sayısal değerin 39,31 bar olduğu görülmektedir. Bu değerler ise yaklaşık

210 184 %1,25 kadar bir fark ortaya koymaktadır. Ateşleme avansının 20 KMA olduğu analizlerde ise bu değer 22,01 bar dı. Yani ateşleme avansını 30 KMA ya çıkarmak silindir içi basınçta %44 lük bir artışa neden olmuştur. Benzer şekilde silindir içi sıcaklık ise 1950 K den 2216 K e gelemsine yani %12 lik bir artışa neden olmuştur. Analizler sonucu bu motorun net indike işi 0,453 kj, gücü 4,30 kw ve indike ortalama etkin basıncı 901 kpa hesaplanmıştır. Bu durumda %16,5 güç artışı elde3 edilmiştir. Diğer analizlerde de benzer şekilde bu analizlerde ateşlemeden itibaren 12 KMA lık bir bölüm incelenmiştir. Şekil da silindir içi yakıt konsantrasyonları verilmiştir. Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu

211 185 Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Yakıt konsantrasyon değişimleri incelendiğinde, buji ateşlemesinden 2 KMA sonraki görsellerde AA=20 ye göre önemli ölçüde farklılık görülmektedir. Bu farklılık, hemen buji yüzeyine yakın bölgelerde yanmamış yakıt bulunması ve yakıtın bu bölgenin dışından itibaren tükenemeye başlamasıdır. Bu durum diğer açılarda değişerek AA=20 dekine benzer şekilde seyretmiştir. İki analiz arasındaki fark piston konumu ve sıkıştırma işleminin etkisidir. Bu etkiler nedeniyle bu tür bir dağılım elde edilmiş olması olasıdır. Şekil de silindir içi hız vektörleri sunulmuştur.

212 186 Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri

213 187 Hız vektörleri incelendiğinde, silindir içi hızlarda önemli bir değişme olmadığı ancak pistonun ÜÖN ye olan ilerleyiş devam ettiği için piston yüzeyine yakın bölgelerde vektör yönleri silindir kafasına doğru yönelmiştir. Bu durum ÜÖN den uzak olunduğu için squish hareketlerine henüz dönüşülemediğinin göstergesidir. Şekil de silindir içi sıcaklık değişim kontürleri verilmiştir. Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Şekil KMA için sıcaklık kontörleri

214 188 Şekil KMA için sıcaklık kontörleri Sıcaklık kontürleri incelendiğinde, buji ateşlemesiyle birlikte buji etrafında 970 K civarında bir sıcaklık artışı olmuştur. Ancak buji yüzeyine yakın bölgede yakıt konsantrasyonuna benzer şekilde soğuk (yanmamış) bölge bulunmaktadır. Diğer analizlerden farklı şekilde 2 KMA sonraki bu sıcaklık değeri 6 KMA sonra küresel bir bölgede sabit kalmış görülmekedir. 10 KMA sonra sıcaklık artışı olmakta (1250 K) ve 12 KMA sonra yine bu sıcaklık küresel bir bölge oluşturmaktadır. Bu durum yine piston hareketi ve sıkıştırma işleminin hızıyla açıklanabilir. ÜÖN ya yakınken alev ilerlemesi daha katmanlıyken, AA arttıkça katmanlı yapıyla birlikte çekirdek bölgesinin büyümesi de söz konusudur ECFM-3Z Yanma modeliyle 40 KMA ateşleme avansı analizleri Bu analizde ise AA nın çıkabileceği maksimum değer olan 40 KMA için analizler yapılmış ve silindir içi basınç, sıcaklık, dağılımlar açısından irdeleme yapılmıştır. Şekil ve de sayısal ve deneysel silindir içi basınç grafikleri ve Şekil de silindir içi sıcaklık grafiği sunulmuştur.

215 189 Basinc (Bar) Basınç (Bar) KMA (derece) Şekil ECFM-3Z modeli ile 40 KMA ateşleme avansı yanma analizi basınç grafiği Zaman Şekil Silindir içi basınç grafiği için deneysel sonuçlar

216 Sıcaklık (K) KMA (derece) Şekil ECFM-3Z modeli ile 40 KMA ateşleme avansı yanma analizi sıcaklık grafiği Sayısal olarak elde edilen pik basınç değeri 51,66 bar iken deneysel basınç değeri 48,9 bar dır. Bu durumda deneysel ve sayılal basınç değerleri arasındaki fark %5,34 kadardır. Sıcaklık değeri ise 2365 K elde edilmiştir. Bu değerler AA=20 ye göre basınçta %57,39 luk, sıcaklıkta %17,54 lük bir artış yaratmıştır. AA=30 a göre ise basınçta %22,74 lük, sıcaklıkta %6,3 lük artış meydana getirmiştir. Analizler sonucu motorun net indike işi 0,463 kj, gücü 4,39 kw ve indike ortalama etkin basıncı 920,776 kpa olarak hesaplanmıştır. Şekil de silindir içi yakıt konsantrasyonları verilmiştir. Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu

217 191 Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Şekil KMA için yakıt konsantrasyonu Yakıt konsantrasyonları incelendiğinde, AA=30 analizinde çıkan sonuçların benzeri şekilde 2 KMA sonra buji yüzeyine yakın bölgelerde yanmamış yakıt bulunmakta ve bu bölgenin dışında tüketim başlamaktadır. Ancak açının ve alevin ilerlemesi ile birlikte bu yanmamış bölge azalmaya başlamıştır. Bu analizdeki sonuçlar arasında en dikkat çekici olan kısım yanmaya başlayan karışımın öncelikle bujinin sikindir kafasına yakın olan bölgeden olmaya başlamasıdır. Bu noktada AA arttıkça hızlı tüketim bölgesinin silindir kafasına doğru kaydığı gözlemlenmiştir. Şekil da silindir içi hız grafikleri verilmiştir.

218 192 Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri Şekil KMA için hız vektörleri