Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Сверхадиабатическое сжатие газа в баллистических установках со свободными поршнями ... 22
1.1. Модель расчетов 25
1.2. Сверхадиабатическое сжатие в драйвере с двойной диафрагмой .32
1.3. Сверхадиабатическое сжатие в драйвере с дополнительны перфорированным поршнем 37
1.4. Основные результаты 41
Рисунки к первой главе 42
Глава 2. Сверхадиабатическое сжатие в цилиндре двигателя внутреннего сгорания 51
2.1. Способы сверхадиабатического сжатия 51
2.2. Двухстадийное сжатие 54
2.3. Модель расчетов 66
2.4. Режим двухстадийного сжатия 70
2.5. Сжатие с внутренней рекуперацией тепла 74
2.6. Экспериментальное моделирование сверхадиабатического сжатия применительно к ДВС 76
2.7. Основные результаты 80
Рисунки ко второй главе 81
Глава 3. Экспериментальная методика определения пределов воспламенения и горения газовых смесей 93
3.1. Исследование пределов воспламенения и горения газовых смесеЙ..93
3.2. Теоретический анализ 95
Рисунки к третьей главе 98
Глава 4. Испарение топлива при его инжектировании в цилиндр двигателя внутреннего сгорания 99
4.1. Модель расчетов 99
4.2. Обычный впуск смеси 105
4.3. Разделенный впуск 105
4.4. Впуск топлива в разреженный цилиндр 108
4.5. Сверхадиабатическое сжатие 111
4.6. Основные результаты 114
Рисунки к четвертой главе 115
Глава 5. Химический реактор сверхадиабатического сжатия 123
5.1. Суммарная кинетика окисления метана 124
5.2. Модель расчетов 126
5.3. Парциальное окисление метана в ХРСС с двумя тактами сжатия 128
5.4. Экспериментальная установка 133
5.5. Результаты расчета эксперимента 133
5.6. Воспламенение однородных смесей 137
5.7. Стратифицированный заряд 139
5.8. Разделенный заряд... 140
5.9. Основные результаты 142
Рисунки к пятой главе 143
Основные результаты и выводы 150
Литература 152
- Сверхадиабатическое сжатие в драйвере с дополнительны перфорированным поршнем
- Экспериментальное моделирование сверхадиабатического сжатия применительно к ДВС
- Впуск топлива в разреженный цилиндр
- Парциальное окисление метана в ХРСС с двумя тактами сжатия
Введение к работе
Баллистические установки импульсного сжатия широко применяются для научных исследований и в технике. Например, установки адиабатического сжатия со свободным поршнем используются для исследования задержек воспламенения топливно-воздушных смесей (ТВС), моделирования процесса горения в цилиндре двигателя внутреннего сгорания (ДВС) и химическом реакторе сжатия (ХРС). Для получения "горячей" высокоплотной плазмы с
, температурой порядка 5000-15000К при давлении до ЮООатм созданы баллистические плазмотроны. Плазма с такими параметрами является источником мощного ультрафиолетового и видимого излучения и может быть эффективно использована для оптической накачки лазеров, обработки поверхности и закалки инструментов и т.д. Для получения гиперзвуковых потоков разработаны уникальные установки импульсного действия -гиперзвуковые ударные трубы расширения, состоящие собственно из ударной трубы, трубы ускорения и сопла расширения (испытательной камеры), в которых для нагрева толкающего газа гелия применяется баллистический драйвер (компрессор) со свободным поршнем. Основная проблема, связанная с необходимостью существенного повышения энергоемкости баллистических установок, увеличения температуры сжатия, может быть решена напути оптимизации внутрибаллистического процесса и нахождения новых конструктивных решений.
Баллистические установки циклического действия, к которым относятся и ДВС, широко применяются в транспорте и энергетике. Применительно к ДВС основные проблемы связаны с увеличением экономичности и удельной мощности двигателей, уменьшением выбросов вредных веществ в окружающую среду. Решение данных проблем возможно на пути применения многостадийного (в частности, двухстадийного) сжатия газа или сжатия с ^ внутренней рекуперацией тепла с увеличением энтропии сверхадиабатического сжатия. В таком процессе стадии сжатия разделены необратимым перепуском газа из одного объема в другой или внутренним подогревом газа, сопровождающимся увеличением энтропии. При сверхадиабатическом сжатии возможно сжигание как бедных так и богатых смесей при более высокой температуре сжатия, достигаемой без изменения конечного давления сжатия, или возможно увеличение массы заряда в цилиндре без изменения конечных параметров сжатия.
В последнее время в России и за рубежом проводятся интенсивные исследования по разработке химических реакторов сжатия и использованию их в химической промышленности. ХРС представляет собой тепловую баллистическую машину циклического действия, в которой осуществляется адиабатическое сжатие газа свободным или связанным поршнем. При сжатии происходит увеличение температуры до величины, необходимой для быстрого протекания химической реакции. В последующей стадии расширения происходит закалка получившихся продуктов реакции. Основной недостаток таких реакторов, препятствующий их широкому применению, связан с неэффективностью адиабатического сжатия многоатомных газов с низким показателем адиабаты у (}*~1.2). Это означает, что для проведения многих практически важных реакций при характерной температуре 1500К и выше требуется сжимать газ до давления свыше ЮООатм, Решение данной проблемы также возможно с применением сверхадиабатического сжатия.
Как известно, при адиабатическом сжатии газа до степени сжатия Я давление увеличивается в Яг, а температура только в Яг/ раз. Максимальное давление сжатия ограничивается прочностными характеристиками установки, т.е. не может превышать определенную величину. Поэтому увеличение эффективности баллистических установок может быть связано с применением сверхадиабатического сжатия, которое позволяет преодолеть указанные трудности. Режим сверхадиабатического сжатия может быть реализован, если в процессе сжатия тем или иным способом увеличить энтропию системы. Это можно осуществить, если газ в некотором объеме сжимать в несколько стадий, разделенных в пространстве и времени (например, объем разделен подвижными или неподвижными проницаемыми перегородками). Конечная температура такого многостадийного сжатия газовой смеси будет выше, чем при одностадийном "адиабатическом" сжатии до того же конечного давления. При этом достигается "сверхадиабатическая" температура нагрева и такой процесс можно определить как "сверхадиабатическое" сжатие. Эффект увеличения температуры объясняется возможностью совершения над смесью большей работы в результате достижения максимального давления в промежуточных стадиях сжатия. В настоящее время такой нагрев газа успешно применяется для увеличения эффективности драйвера со свободными поршнями. В такой установке каждая стадия сжатия отделена от последующей необратимым процессом перепуска газа в объем пониженного давления или в вакуум. Это приводит к возрастанию энтропии в системе, а, следовательно, к более эффективному разогреву рабочего газа (уменьшению конечной степени сжатия и давления при заданном энерговкладе или увеличению конечной температуры газа при фиксированной степени сжатия).
В настоящей работе развивается концепция сверхадиабатического сжатия в баллистических установках импульсного и циклического действия, со свободными и связанным поршнями. Рассмотрено сжатие в установках с двумя камерами, разделенными неподвижной или подвижной перфорированной перегородкой. В первом случае поршень имеет возможность перемещаться только в первой камере, осуществляя "сосредоточенное" сжатие газа у перегородки. Во втором случае реализуется "распределенное" сжатие газа при возможном движении поршня (или системы поршней) по всему объему установки. В тепловых машинах циклического действия рассмотрено также сжатие газа с внутренней рекуперацией тепла.
Диссертация состоит из введения, литературного обзора, 5 глав и заключения.
В первой главе рассмотрены физические принципы увеличения температуры газа с помощью сверхадиабатического распределенного сжатия в баллистическом драйвере - установке импульсного сжатия Х2 с двумя свободными поршнями, применяемой в гиперзвуковом эксперименте в рамках программы NASA в лаборатории аэродинамики Квинслендского университета (Австралия). Проанализированы два пути модификации драйвера импульсного сжатия путем реализации сверхадиабатического распределенного сжатия с помощью промежуточной двойной диафрагмы и дополнительного перфорированного поршня. Показана возможность увеличения эффективности установки в несколько раз по сравнению с исходным вариантом.
Во второй главе рассматривается возможность модификации термодинамического цикла тепловой машины циклического действия -двигателя внутреннего сгорания при использовании сверхадиабатического сжатия топливно-воздушной смеси. Проанализировано два возможных способа сверхадиабатического сжатия ТВС в цилиндре ДВС: сосредоточенное двухстадииное сжатие и сжатие с внутренней рекуперацией тепла. Проведено экспериментальное моделирование термодинамических процессов, происходящих в цилиндре ДВС при обычном одностадийном и сверхадиабатическом сосредоточенном сжатии в установке со свободным поршнем. На этой же установке проведены эксперименты по моделированию сжигания в ДВС разделенного заряда. Показана возможность использования в ДВС смесей бедного состава, а также реализация предварительного парциального окисления части углеводородного топлива непосредственно в цилиндре ДВС с целью обогащения топливно-воздушной смеси водородом и другими высокореакционными продуктами неполного окисления.
В третьей главе рассмотрена экспериментальная методика определения пределов воспламенения и горения газовых смесей. Приведены результаты экспериментального исследования горения смесей бедного и богатого состава в условиях внутренней рекуперации тепла (при их предварительном подогреве) для обоснования возможности и моделирования процесса горения таких смесей в ДВС со сверхадиабатическим сжатием. Экспериментально продемонстрирована возможность существенного расширения пределов распространения пламени при внутренней рекуперации тепла за счет предварительного подогрева метано-воздушной смеси,
В четвертой главе рассматривается процесс газификации капель топлива при разделении процессов инжекции топлива и впуска воздуха в цилиндр ДВС. Показано, что такой разделенный впуск приводит к значительному сокращению массы неиспарившегося топлива. Применение сверхадиабатического сжатия при разделенном впуске увеличивает эффективность процесса газификации топлива, а также позволяет регулировать конечную температуру смеси, т.е. эффективную степень сжатия в процессе работы ДВС.
В пятой главе рассмотрено применение сверхадиабатического сжатия в химическом реакторе на основе ДВС. Показано, что применение в реакторе двух последовательных тактов двухстадийного сжатия метано-воздушной смеси (с концентрацией метана в ней ~-30%), позволяет достигнуть почти 100% конверсии метана в синтез-газ, при достаточно низкой конечной степени сжатия порядка 10 и давлении не превышающем 50атм. На баллистической установке сверхадиабатического сжатия со свободным поршнем экспериментально продемонстрировано, что при конечной степени сжатия ~20, возможно сжигание метано-воздушных смесей в широком диапазоне изменения концентрации метана вплоть до 30%.
Заключение содержит краткую сводку основных результатов и выводов работы.
Сверхадиабатическое сжатие в драйвере с дополнительны перфорированным поршнем
Для моделирования обтекания тел в гиперзвуковых потоках разрабатываются уникальные установки импульсного действия гиперзвуковые ударные трубы расширения. Одной из них является, гиперзвуковая ударная труба расширения Х2, созданая по программе NASA в лаборатории аэродинамики Квинслендского университета (Австралия). Она состоит из баллистического драйвера (компресора) с двумя свободными поршнями для импульсного сжатия (нагрева) толкающего газа, ударной трубы, трубы ускорения и сопла расширения (испытательной камеры) (Рис. 1.1) [27-29]. Так как гиперзвуковые ударные трубы расширения сложные крупноразмерные многокамерные установки, то особую важность приобретает проблема максимального использования резервов установки для получения оптимальных результатов, а также совершенствование конструкции установки на основе новых идей.
Число Маха в потоке газа в испытательной камере возрастает с увеличением скорости звука с толкающего газа. Величина с является функцией температуры Т и молекулярной массы ц газа: c=(yRT/ft)03, где у - показатель адиабаты газа, R - универсальная газовая постоянная. Поэтому наиболее выгодным является использование в качестве толкающего газа гелия при его предварительном нагреве до максимально возможной температуры. В установке Х2 предварительный нагрев толкающего газа осуществляется в баллистическом драйвере путем его сжатия двумя свободными поршнями. Тем не менее достигнутая эффективность установки с импульсным процессом сжатия толкающего газа далека от возможного предела.
В данной работе рассматривается возможность повышения эффективности драйвера (а в общем случае и любой другой поршневой установки импульсного сжатия) с помощью сверхадиабатического сжатия газа [41,66-72], Режим сверхадиабатического сжатия может быть реализован, если в процессе сжатия тем или иным способом увеличить энтропию системы. Этого можно достичь, если смесь в некотором объеме сжимать в несколько стадий, разделенных в пространстве и времени (например, объем разделен подвижными или неподвижными проницаемыми перегородками). Конечная температура такого многостадийного сжатия 7}-газовой смеси будет выше, чем при одностадийном "адиабатическом" сжатии Ts до того же конечного давления Р/ или степени сжатия X. При этом достигается "сверхадиабатическая" температура нагрева и такой процесс можно определить как "сверхадиабатическое" сжатие. Эффект увеличения температуры объясняется возможностью совершения над смесью большей работы в результате достижения максимального давления в промежуточных стадиях сжатия. Сверхадиабатическое сжатие можно характеризовать коэффициентом увеличения энтропии ке, а с учетом неидеальности одностадийного процесса сжатия относительным коэффициентом увеличения энтропии ке [36,52,114]: Здесь То, Ро - начальная температура и давление смеси, ke=exp(AS/Cv), AS — увеличение энтропии, Су - удельная теплоемкость смеси при постоянном объеме. Коэффициент ке характеризует увеличение эффекта сверхадиабатического сжатия по сравнению с идеальным (y=const) адиабатическим процессом, а ке по сравнению с реальным процессом одностадийного сжатия (ке ке), В случае малых теплопотерь можно приблизительно считать, что. Таким образом, для адиабатического сжатия ке-\, для реального одностадийного сжатия ке 1.
Сравним одностадийное адиабатическое и двухстадийное сверхадиабатическое сжатие до максимального давления Pft определяемого прочностными характеристиками установки (Рис. 1.2). Здесь двухстадийное сжатие организовано с помощью промежуточной диафрагмы, раскрывающейся при некотором давлении Рг (например, РГ=Р/). Будем считать, что в установке одностадийного сжатия в начальный момент газ заполняет весь объем при температуре То, давлении Р0, а в установке двухстадийного сжатия только первую камеру до диафрагмы объемом Vj при температуре То и давлении Ра. Вторая камера объемом Уг вакуумируется (ее относительный объем равен y (Vi+V ). Массы газа в обоих случаях одинаковы. При одностадийном нагреве газ сжимается по изоэнтропе So поршнем до давления Р/И максимальной температуры одностадийного адиабатического сжатия Ts (Рис. 1.3). При наличии промежуточной диафрагмы газ сжимается в первой камере по изоэнтропе S} до давления Pr-Pf и некоторой промежуточной температуры Тю (первая стадия сжатия). Затем раскрывается диафрагма и газ изотермически перетекает во вторую камеру установки с падением давления (Pio Pj) и ростом энтропии до »% (S2 Si) [105]. Во второй стадии сжатия газ дожимается по изоэнтропе 1 до давления Pf и максимальной температуры Tf. Очевидно, что Tf будет выше максимальной температуры одностадийного сжатия Ts и коэффициент увеличения энтропии будет равен:
Экспериментальное моделирование сверхадиабатического сжатия применительно к ДВС
Рассмотрим сверхадиабатическое распределенное сжатие и покажем возможность существенного увеличения температуры сжатого газа в баллистическом драйвере установки Х2. Сверхадиабатическое распределенное сжатие можно реализовать если, установить узел раскрывающейся двойной диафрагмы в месте сопряжения первой и второй камер (Рис.1.4Ь). Первая камера драйвера установки Х2 имеет длину Л;=120см, диаметр Д ;=27.3см, площадь поперечного сечения SOJ=5%5CM И объем К/=70.2л, вторая, соответственно, І2=220см, Дц=9.1см, S02=65 см и V2- 14.3л (/9=0.169). Двойная диафрагма с диаметром 9.1см, равным диаметру второй камеры драйвера и давлением раскрытия Рп имеет центральное отверстие диаметра d, которое первоначально закрыто вторичной диафрагмой с давлением раскрытия Р& Такая конструкция позволяет осуществить наиболее эффективный вариант нагрева газа, сосредоточив рабочий газ в первой камере драйвера и вакуумировав вторую. Отверстие в диафрагме позволяет перепустить большую часть газа до раскрытия основной диафрагмы, что позволяет существенно сократить теплопотери из-за ударной волны, возникающей при раскрытии основной диафрагмы.
В первой камере размещается составной поршень с общей массой М\ Ъ 1.94кг, состоящий из несущей части массой 11.6кг, внутри которой помещается поршень меньшего диаметра D02 массой А/г 20.34кг, предназначенный для сжатия газа во второй камере установки. В исходный момент времени поршень Mi находится в начале первой камеры драйвера, которая заполняется рабочим газом (гелием) при начальном давлении Р01 и температуре TQ, а вторая вакуумируется. На первой стадии сжатия поршень М] под действием давления Pgr сжатого воздуха из резервуара разгоняется в направлении к диафрагме и сжимает рабочий газ в первой камере. При достижении давления Pd открывается перепускное отверстие в диафрагме и начинается перетекание нагретого газа во вторую камеру. Поршень продолжает сжатие газа до давления Рг раскрытия основной диафрагмы, К этому моменту большая часть газа перетекает в объем f , увеличивая свою энтропию. Дойдя до узла диафрагмы, несущая часть поршня М{ гасит свою избыточную энергию на специальном буфере и останавливается, а поршень М2, пройдя узел раскрывшейся диафрагмы, продолжает свое движение во второй камере, сжимая уже нагретый газ. В конце второй стадии сжатия при остановке поршня достигаются предельные параметры - конечный объем Vfi максимальное давление Р/ и температура Tf сжатия.
Расчеты показывают, что при перетекании газа во вторую камеру драйвера через отверстие диафрагмы его температура дополнительно увеличивается. Очевидно, эффективность конечного сжатия будет тем выше, чем большая масса нагретого в первой стадии газа успеет перетечь через отверстие диафрагмы к моменту раскрытия основной диафрагмы. Поэтому диаметр отверстия должен быть выбран таким, чтобы обеспечить практически полное перетекание газа из первой камеры во вторую к моменту достижения давления открытия диафрагмы при одновременном прохождении поршнем координаты диафрагмы.
Относительный расход газа есть функция диаметра отверстия диафрагмы, давлений ее раскрытия и энергии толкающего газа Az)=l-mi/mo=Azi(dfPd,Pr,Pgr). С увеличением Рг и d при фиксированном Pgr, расход газа Az\ возрастает. Например, для Р г=28атм, / /-О.батм, Р ЗОатм, Рг=50атм и диаметре отверстия /=5.5см, расход газа составляет 50%. При сохранении указанных параметров и увеличении отверстия до 6см, расход увеличится и составит 76%. Аналогично, при увеличении давления раскрытия диафрагмы, например, до Рг=70атм, величина Azj достигнет 70%. Предельный расход (около 100%) достигается при с/=6см и Рг=77атм. Эффективность драйвера падает, если отверстие диафрагмы мало, так как только часть всей массы газа может быть нагрета в первой стадии сжатия, а после открытия диафрагмы возникнет сильная ударная волна, приводящая к интенсификации теплообмена [32,35]. Если диаметр отверстия превышает критическую величину, то процесс перетекания газа может протекать чрезвычайно быстро и давление открытия основной диафрагмы не достигается к концу первой стадии сжатия. В этом случае происходит открытие диафрагмы ударом поршня.
Оптимальный диаметр отверстия, обеспечивающий полное перетекание газа к концу первой стадии сжатия при достижении давления Рг есть функция только трех основных параметров: d=d(PgnPd,Pr), Оптимальные значения Pd и Рп реализуемые в эксперименте [32,35], составляют Р Оатм и Рг=100атм. При этих значениях для Р О.батм и Р?/.=34.8атм относительный расход газа до 99% и максимальное давление Р/=260атм реализуется при с/=6.2см (Рис. 1.6, кривая 1). На этом же рисунке представлена траектория движения поршня с массой М2 C2=d(t) (кривая 2). Видно, что полный цикл сжатия составляет примерно 50мсек. Процесс перетекания газа происходит в узком временном интервале 5мсек. При сжатии газа в первой камере до давления открытия отверстия в диафрагме Pj (Рис. 1.7а) его температура достигает 1780К (Рис.1.7Ь) и при дальнейшем сжатии до давления открытия Рг основной диафрагмы возрастает до 301 ОК. Во второй камере после открытия отверстия в диафрагме в результате перетекания газа в вакуум его температура резко повышается до той же величины, а после открытия основной диафрагмы в результате значительных конвективных теплопотерь к моменту времени /=35мсек снижается до минимального значения равного 2540К при давлении газа порядка 23атм. Дальнейшее сжатие приводит к ее увеличению до максимальной величины 7}=4150атм при давлении Р/=260атм и конечной степени сжатия 1=39.3.
Существуют два основных фактора, которые определяют увеличение эффективности баллистического драйвера с промежуточной двойной диафрагмой. Первый фактор связан со снижением тепловых потерь при уменьшении интенсивности ударной волны, возникающей после раскрытия основной диафрагмы, в результате предварительного наполнения второй камеры нагретым газом и незначительности остаточной массы газа за контактной поверхностью в ударной волне. Второй фактор связан с увеличением энтропии газа в результате его перетекания через отверстие диафрагмы. Уменьшение суммарных теплопотерь с ростом давления раскрытия диафрагмы Рг и ростом давления раскрытия отверстия в диафрагме Pd при фиксированном максимальном давлении Р;=260атм вызывает увеличение ке от 0.97 до 1.17 при изменении начального давления газа резервуара Pgr в интервале от 27.2 до 31.7атм и диаметра отверстия диафрагмы (#=6.2-5.4см для Р =30атм (Рис. 1.8, кривая 1) и от 1.03 до 1.24 при изменении Psr в интервале от 28.7 до ЗЗ.Оатм и диаметра отверстия диафрагмы /=6.3-5.5см для Р,/=40атм (кривая 2). Для исходного драйвера с одностадийным сжатием коэффициент ке находился в интервале от 0,3 до 0.4 [27-29] из-за больших теплопотерь вызванных высокой теплопроводностью гелия. Эффективность сжатия гелия в установке, рабочий объем которой разделялся на две части разрывной диафрагмой (без перепускного отверстия), будет также низкой (практически такой же как при одностадийном сжатии), что связано с большими теплопотерями возникающими при ударно-волновом перепуске газа.
Впуск топлива в разреженный цилиндр
Рассмотрим процесс сверхадиабатического сжатия рабочего газа (гелия) и на примере исходного баллистического драйвера, покажем возможность существенного увеличения температуры сжатого газа в нем с помощью дополнительного перфорированного поршня [33,34,41] (Рис. 1.4). В отличие от рассмотренной выше установки двухстадийного сжатия, где узел диафрагмы конструктивно зафиксирован в месте сопряжения первой и второй камер, дополнительный перфорированный поршень может быть установлен в произвольной позиции ствола драйвера и таким образом определено его оптимальное положение. Имея ввиду возможную модернизацию исходного баллистического драйвера рассмотрим следующую геометрическую компоновку устройства из готовых узлов существующего драйвера [27-29]. Рабочим объемом является вторая камера исходного драйвера диаметром D =l 2.7см и длиной Lf=22Qcu (5 =126.6см и К2=27.9л), где располагаются два поршня, а первая камера диаметром D/ и длиной Lj в которой при работе по обычной схеме движется составной поршень Mi используется в качестве резервуара со сжатым воздухом. Анализ показывает, что уменьшение линейного размера установки и конструктивно возможного увеличения внутреннего диаметра второй камеры на 30% позволяет значительно сократить теплопотери и тем самым увеличить эффективность процесса сжатия. Первый поршень Мі в начальный момент времени находится в месте сопряжения первой и второй камер и таким образом, отделяет камеру со сжатым воздухом от ствола драйвера, заполненного рабочим газом.
В расчетах принималась масса первого поршня равной М;=8кг, масса второго поршня Л/2=1кг, а начальная координата второго поршня и диаметр его отверстия вычислялись из условия достижения максимальной температуры сжатия при заданном конечном давлении сжатия. Предполагалось, что в начальный момент времени рабочий газ заполняет объем по обе стороны перфорированного поршня.
Нагрев рабочего газа в установке с двумя поршнями осуществляется следующим образом. На первой стадии газ сжимается и нагревается в пространстве между поршнями и при этом перфорированный поршень играет роль инерционной стенки. При сближении поршней нагретый газ перетекает из пространства между поршнями в объем между вторым поршнем и глухим торцом второй камеры и смешивается с газом, находящимся в этой части ствола драйвера. На следующей стадии газ сжимается одновременно двумя поршнями, движущимися вместе практически с одинаковой скоростью.
Давление сжатого воздуха, приводящего в движения поршни, выбиралось в интервале до ЮОатм. Механическая прочность первой камеры исходного драйвера, используемая в качестве резервуара сжатого воздуха, позволяет работать при такой величине давления.
Расчеты проведены для трех значений начального давления Р0, рабочего газа: 1, 2 и 4атм, что соответствовало массам газа 4.4, 8.8 и 17.6грамм. Изменение давления и температуры рабочего газа в процессе сжатия имеют немонотонную зависимость (Рис. 1.12). Два максимума на кривых давления и температуры для газа, находящегося в пространстве между поршнями, соответствуют конечным моментам первой и второй стадии сжатия, соответственно. Максимальная температура газа в первой стадии сжатия при Pgr= ЮОатм и Ро=4а.тм достигает величины 1660К при давлении около ЗОатм, а в конце второй стадии сжатия 7}=4410К и Р =155атм, соответственно. Кривые P(t) и T(t) для газа в пространстве перед перфорированным поршнем также имеют два максимума. Падение давления и температуры в конце второй стадии сжатия связано с частичным перетеканием нагретого газа назад через отверстие перфорированного поршня.
Полный цикл сжатия составляет всего 19мсек, что существенно сокращает общие теплопотери и увеличивает эффективность установки. Это видно из сопоставления кривых зависимости максимальной температуры сжатия от массы сжимаемого газа (Рис. 1.1 За) для трех рассматриваемых драйверов при достижении в них одинакового конечного давления сжатия Pj (Рисі. 13b, кривая 1). Во всех случаях максимальная температура сжатия возрастает с уменьшением массы рабочего газа, причем наибольшее значение в рассматриваемых вариантах расчета 2}=15000К при Р/=177атм она достигает при нагреве 4.4г гелия в драйвере с двумя свободными поршнями.
Оптимальный диаметр отверстия перфорированного поршня составил примерно 2см, а /7=0.8. В драйвере с промежуточной диафрагмой с параметрами раскрытия Р ЗОатм и Рг=100атм при изменении давления сжатого воздуха резервуара от 27.7 до 43.9атм максимальная температура сжатия изменяется от 3950 до 2040К при конечном давлении сжатия от 180 до ІЗОатм (РисЛЗЬ, кривая 1). В исходном драйвере при тех же значениях массы газа и конечном давлении Pf, максимальная температура сжатия не превосходит 1880К.
Нагрев гелия до высоких температур 7} 10000К возможен при его начальном давлении менее 1атм и максимально достижимой энергии сжатого воздуха в резервуаре Р =100атм. При температуре гелия более 12000К радиационные потери значительно превосходят конвективные. Например, при сжатии 4,4г гелия до температуры 15000К потери на излучение составляют 28500Дж, в то время как полные потери за счет конвективного теплообмена составляют 8250Дж (при этом ке 5 и выше). При нагреве большей массы гелия (/я 6-8г) основным источником тепловых потерь является конвективный теплообмен. При сжатии 8.8г гелия (Ро=2атм) до максимальной температуры 7}=8100К полные тепловые потери достигают 5600Дж, а при /я=17.6г (Ро=4атм) и 7}=4400К они составляют 3700Дж. Суммарные потери тепла в интервале достижимых максимальных температур гелия 7)=4400-15 00 0К составляют всего 2-18%, соответственно, от общего запаса энергии в рабочем газе. Максимальное значение внутренней энергии рабочего газа в рассмотренных вариантах баллистического драйвера с двумя поршнями достигает величины 190-220кДж и при этом примерно 50-60% от общего количества нагретого газа сосредоточено в объеме между перфорированным поршнем и стенкой и может быть использовано в дальнейшем для создания ударной волны.
Парциальное окисление метана в ХРСС с двумя тактами сжатия
Одной из общих проблем, возникающих при сжигании очень бедных или переобогащенных смесей, а также некоторых альтернативных топлив, является плохое их воспламенение и медленное горение. Преодолеть эти трудности можно, например, путем увеличения температуры смеси, так как дополнительный нагрев смеси расширяет пределы ее воспламенения и горения, увеличивает скорость сгорания [45,73].
В данной главе рассматривается возможность модификации термодинамического цикла тепловой машины циклического действия -двигателя внутреннего сгорания (ДВС) с помощью сверхадиабатического сжатия топливно-воздушной смеси (ТВС) в цилиндре [66-72]. Режим сверхадиабатического сжатия, как уже было сказано выше, может быть реализован, если в процессе сжатия тем или иным способом увеличить энтропию системы. Это можно осуществить, если смесь в некотором объеме сжимать в несколько стадий. Конечная температура Т/ такого многостадийного сжатия газовой смеси будет выше, чем при одностадийном адиабатическом сжатии Ts до того же конечного давления Ру-или степени сжатия Я.
Как известно [105], при расширении газа из объема Vj в объем Уг его энтропия возрастает. В [66-72] рассматривается два возможных способа увеличения энтропии смеси в цилиндре ДВС при ее сверхадиабатическом сжатии: сосредоточенное двухстадийное сжатие и сжатие с внутренней рекуперацией тепла. На рис.2.1. представлены способы возможной реализации сверхадиабатического режима сжатия в цилиндре ДВС. В первом случае сосредоточенное двухстадийное сжатие происходит в цилиндре разделенном на две камеры - основную и дополнительную, с объемами V\ и V2i соответственно, с возможностью регулируемого перепуска смеси между ними (Рис.2.lb). При этом относительный объем второй камеры характеризуются отношением fi VJiVi+Vd-Vi/Voi где V0 - суммарный объем цилиндра. Отличительной особенность такого сосредоточенно сжатия является возможность перемещения поршня только в первой камере цилиндра ДВС.
В отличие от известного цикла Отто [74,106], где процесс сжатия (в идеале) происходит изоэнтропически (ке \), при двухстадийном сжатии происходит увеличение энтропии (e l). На первой стадии сжатия смесь адиабатически сжимается в основной камере от начальной температуры То до некоторой промежуточной, определяемой степенью сжатия к} или соответствующим максимальным давлением, например Pj-. Затем происходит расширение смеси в дополнительную камеру с увеличением энтропии, в результате которого давление смеси падает. На второй стадии смесь сжимается до более высокой конечной температуры Tf при достижении максимального давления P.
Перетекание смеси может происходить в различных режимах [68,71]. Изохорический режим осуществляется при быстром перетекании смеси через отверстие большого сечения ov в перегородке между камерами, таком что характерное время смещения поршня tp много больше характерного времени перетекания t}=Vihd с: tp»tI:, где с - скорость звука в критическом сечении. Если поддерживать давление в основной камере постоянным во время перетекания смеси, например, путем изменения сечения отверстия, то реализуется изобарический режим перетекания. В этом случае приращение энтропии будет выше за счет совершения дополнительной работы в процессе перетекания [31,68,71 ].
На нагрев смеси до более высокой температуры сверхадиабатического сжатия затрачивается больше энергии. В последующем такте расширения эта энергия возвращается в виде полезной работы и таким образом осуществляется внешняя рециркуляция механической энергии (Рис.2.2Ь, связь a-b). Более высокая сверхадиабатическая температура сжатия смеси обеспечивает ее сгорание даже при очень бедном составе. В этом случае, в принципе, возможно сжигание смесей, не способных к самостоятельному горению без дополнительного подогрева. Поэтому при двухстадийном сжатии за счет повышения температуры сжатия возможно обеднение смеси при сохранении температуры горения 7y=const, сравнимой со случаем обычного сжатия. Максимальная температура горения смеси Тт определяется из условия устойчивости процесса воспламенения и полноты горения при обеспечении низкой концентрации окислов азота в выхлопных газах.
Режим сверхадиабатического горения при рециркуляции тепла используется при сжигании бедных газовых смесей в пористой среде [112]. Здесь увеличение температуры фронта пламени, распространяющегося в направлении движения продуктов сгорания, происходит за счет нагрева исходной смеси от прогретой пористой среды.
Другой способ увеличения энтропии смеси в цилиндре ДВС может быть связан с подводом тепла при обычном одностадийном сжатии. Если в процессе сжатия смеси от начального объема VQ ДО конечного V/ при промежуточном значении V осуществляется "быстрый" подвод тепла, приводящий к скачку температуры AT, то коэффициент увеличения энтропии будет равен:
