Analyse des résultats

Dans cette partie, les résultats issus du modèle d’évaporation présenté dans ce cha- pitre (modèle GD) sont comparés avec ceux des DNS et également avec les résultats fournis par le modèle OA également implémenté dans le code IFP-C3D selon la méthodologie de la sous section précédente. Les comparaisons sont effectuées pour la vitesse de frottement

uτ et les flux de chaleur ϕg,s et de masse ˙M à la surface du film et exposées dans les tableaux 7.2 et 7.3. Pour chaque simulation (modèle GD ou modèle OA), les conditions limites à l’entrée du canal on été ajustées afin d’obtenir les valeurs du tableau 7.1 dans la maille paroi choisie pour effectuer les comparaisons.

Variables uτ ϕg,s M˙

Unitées [m.s−1_{] [kJ.m}−2_.s−1_{] [kg.m}−2_.s−1_]

Résultats de DNS

1, 52

24, 4

9, 63.10

Modèle GD

1, 54

22, 8

9, 17.10

Modèle OA

2, 62

34, 3

4, 49.10

Tab. 7.2 – Résultats comparatifs entre les modèles RANS (GD et OA) et la DNS (cas 2 de la

section 6.5 du chapitre 6).

Variables uτ ϕg,s M˙

Modèle GD

+1, 3%

−6, 6%

−4, 8%

Modèle OA

+72, 4% +40, 6% −53, 4%

Tab. 7.3 – Erreur relative entre les modèles RANS (GD et OA) et la DNS (cas 2 de la section 6.5 du chapitre 6).

Les tableaux 7.2 et 7.3 montrent que les résultats fournis par le modèle présenté dans cette étude (modèle GD) sont très proches des résultats de DNS avec une erreur maximale inférieure à 7% pour le flux de chaleur à l’interface liquide-gaz. Les différences observées semblent être principalement dues au fait que les profils donnés par les lois de paroi ne sont pas exactement identiques à ceux des DNS dans la zone tampon (voir les figures 6.51, 6.52 et 6.53 de la section 6.7 du chapitre 6). Cela peut expliquer pourquoi l’erreur est plus significative pour les flux de chaleur ϕg,s et de masse ˙M que pour la vitesse de frottement uτ. En effet, les profils de température et de fraction massique de fuel dans le gaz sont intégrés sur une maille paroi qui contient la zone tampon, pour laquelle la précision des lois de paroi est la pire. Cependant, le modèle GD améliore très nettement la précision des résultats en comparaison du modèle OA. En effet, les résultats fournis par ce dernier sont relativement éloignés de la DNS. C’est d’autant plus vrai que la version du modèle OA implémenté dans IFP-C3D ne tient absolument pas compte du soufflage de la couche limite par l’évaporation pour le calcul de la vitesse de frottement uτ. Ainsi, la valeur de cette dernière est énormément surévaluée par rapport à la DNS. En conséquence, le flux de chaleur à la surface du film est également largement surévalué comme on le voit dans le tableau 7.3. Cela a tendance à augmenter l’évaporation. Ainsi, le débit de masse évaporée ˙M serait encore plus sous évalué que ne le montre le tableau 7.3 si le modèle OA tenait compte du soufflage de la couche limite pour le calcul de uτ. Tous ces résultats prouvent l’importance qu’il y avait de développer de nouvelles lois de paroi mieux adaptées à l’évaporation d’un film liquide que celles existantes dans la littérature.

7.8

Conclusions

Au cours de cette étude, un modèle d’évaporation de film liquide mono composant a été développé pour une température de paroi plus faible que la température de saturation du liquide (lorsque cette température est dépassée, un modèle d’ébullition de film liquide développé par Habchi prend le relais). Les équations du modèle sont basées sur les lois de paroi développées avec la DNS au chapitre précédent et leur adaptation éventuelle aux phases transitoires lorsque cela est nécessaire et l’utilisation d’un profil de température du troisième ordre dans le film liquide. Les phases transitoires de la thermique dans le film liquide sont également prises en compte. Par ailleurs, ce modèle a été implémenté dans le code de calcul IFP-C3D en utilisant une méthodologie innovante d’intégration des lois de paroi. Enfin, le modèle a été partiellement validé en montrant un très bon accord avec les résultats de DNS. La validation du modèle d’évaporation complet par confrontation avec des mesures expérimentales serait cependant nécessaire. Malheureusement, cela n’a pas été possible au cours de cette thèse dans la mesure où les données expérimentales permettant des comparaisons exploitables sont très rares. On peut néanmoins être rassuré par le travail effectué puisque outre la validation de l’intégration des lois de paroi, la partie thermique du modèle a également été validée de façon indirecte avec NTMIX3D lors de la section 3.2 du chapitre 3. En effet, la très bonne adéquation entre le profil de température utilisé et un calcul complet de la température dans le film liquide par différences finies a été montrée. Enfin, le dernier chapitre de ce manuscrit permettra de comparer les modèles d’évaporation OA et GD sur des simulations réalistes de moteurs automobiles et d’évaluer les évolutions apportées par le nouveau modèle d’évaporation.

Chapitre 8

Modèle de combustion RANS pour

l’interaction flamme film liquide

8.1

Introduction

Dans ce chapitre, un modèle d’interaction de la combustion turbulente avec un film liquide de carburant en évaporation va être présenté. Il est basé sur un formalisme RANS et ne concerne que les flammes de prémélange. En effet, les flammes de diffusion et l’auto inflammation n’ont pas été étudiés bien que ces modes de combustion soient présents dans les moteurs diesels. Néanmoins, cela ne signifie pas que l’interaction n’est pas prise en compte pour ces modes de combustion. Elle est tout simplement modélisée de façon indirecte par le calcul de l’évaporation du film liquide qui contrôle la préparation du mé- lange air/carburant et ainsi la combustion. Ce chapitre est organisé en deux sections. Tout d’abord, une description générale de l’équation donnant le taux de réaction d’une flamme de prémélange en régime turbulent est présentée. Ensuite, une modification du terme de vitesse de consommation locale de flamme Sl de cette équation, basée sur l’ana- lyse des travaux effectués en DNS, est proposée afin de tenir compte de l’interaction de la combustion avec le film liquide.