Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Работа дизеля на топлив ах, полученных из возобновляемых источников и пути совер шенствования его рабочего процесса 9
1.1. Применение "чистых" биологических топлив в дизелях 9
1.2. Применение рапсового масла в качестве топлива для дизелей 14
1.3. Рабочий процесс малоразмерного высокооборотного дизеля при применении двухстадийного смесеобразования 27
1.4. Конструктивные разработки для осуществления двухстадийной топливоподачи 30
Выводы и задачи исследования 40
ГЛАВА 2. Экспериментальное определение кинети ческих констант горения растительных топлив в условиях ДВС 42
2.1. Методика определения периода задержки воспламенения на установке ИДТ-69 42
2.2. Методика определения условной энергии активации дизельного топлива и "чистого" рапсового масла 48
ГЛАВА 3. Анализ сажеобразования в двс с двухс-тадийным способом смесеобразования 58
3.1. Математическая модель формирования концентрационных полей в КС дизеля 58
3.2. Математическая модель сгорания и образования сажи в КС дизеля .. 60
3.3. Анализ результатов моделирования сажеобразования в дизеле 68
ГЛАВА 4. Экпериментальные установки, методы и программы испытаний 77
4. ]. Способ раздельной подачи топлива для дизеля МД-6 77
4.2. Стенд для безмоторного исследования опытной топливоподающей системы дизеля МД-6 82
4.2.1. Экспериментальная установка для исследования топливной аппаратуры дизелей на рапсовом масле 82
4.2.2. Конструкция стенда и контрольно-измерительное оборудование 84
4.2.3. Методы и программы безмоторных испытаний 89
4.3. Экспериментальная установка для исследования рабочего процесса дизеля при работе на рапсовом масле 90
4.3.1. Конструкция стенда и контрольно-измерительное оборудование 90
4.3.2. Методы и программы моторных испытаний 99
4.4. Оценка погрешностей измерений 96
4.5. Методика индицирования рабочего процесса дизеля МД-6 99
ГЛАВА 5. Анализ результатов экспериментальных исследований топливной аппаратуры и дизеля МД-6 109
5.1. Экспериментальные характеристики штатной топливной системы при работе на дизельном топливе и на рапсовом масле 109
5.2. Результаты безмоторных испытаний опытной топливоподающей системы 115
5.3. Характеристики дизеля МД-6 при работе на рапсовом масле и дизельном топливе 127
5.4. Результаты испытаний дизеля МД-6 при применении двухфазной топливоподачи и работе дизеля на дизельном
топливе и рапсовом масле 127
5.4.1. Подача дополнительной порции топлива через карбюратор.. 127
5.4.2. Подача дополнительной порции топлива через опытную систему (вспомогательную форсунку) 134
5.5. Схема подогрева рапсового масла 149
Основные выводы 153
Литература
- Применение рапсового масла в качестве топлива для дизелей
- Методика определения условной энергии активации дизельного топлива и "чистого" рапсового масла
- Математическая модель сгорания и образования сажи в КС дизеля
- Конструкция стенда и контрольно-измерительное оборудование
Введение к работе
По настоящее время двигатели внутреннего сгорания являются самым распространенным источником механической энергии в мире. Их суммарная мощность превосходит мощность всех других, используемых человеком, энергетических машин. Характеристики двигателей внутреннего сгорания в области удельных энергетических (мощность на единицу массы или рабочего объема двигателя), экономических (расход топлива на единицу вырабатываемой энергии) и экологических (выбросы вредных веществ с отработавшими газами на единицу совершенной работы) параметров, предельно высоки и ограничены в большинстве своем со стороны свойств применяемых конструктивных и смазывающих материалов, скоростей гидрогазодинамических процессов и кинетики химических реакций окисления топлива. Эволюционное развитие двигателей внутреннего сгорания основывается на углубленном расчетно-теоретическом и экспериментальном исследовании всего комплекса явлений, сопровождающих процесс превращения химической энергии топлива в тепловую энергию рабочего тела, с последующим преобразованием ее в механическую работу. При этом, несмотря на значительные успехи в этой области, ряд вопросов создания новых двигателей или модернизации существующих не могут быть полностью решены на стадии проектирования. Это связано с многообразием и взаимосвязанностью физико-химических процессов, происходящих в двигателе, многие из которых сугубо нестационарные во времени и неоднородны в рабочем пространстве.
Применение новых устройств нетрадиционных конструктивных решений, использование альтернативных топлив, как правило, требует проведения широко комплекса исследований: от расчетно-теоретического анализа применения их новаций до экспериментальных исследований по совершенствованию параметров двигателя.
Данная работа посвящена исследованию путей применения нетрадиционного вида топлива для дизелей - рапсового масла, обеспечивающего оптимальное сочетание его мощностных, экономических и экологических характеристик. Для реализации метода разделенной топливоподачи используется оригинальная конструкция, ориентированная на применение в малоразмерном высокооборотном одноцилиндровом дизеле. Диссертация содержит анализ современного состояния вопроса, постановку задач работы, расчетно-теоретические исследования по рассматриваемой проблеме и большой объем экспериментальных результатов, полученных в ходе испытаний дизеля в целом и его системы питания в частности. Материалы диссертации и приведенные в ней выводы могут быть использованы при создании новых и модернизации существующих высокооборотных дизелей с непосредственным впрыскиванием, работающих на топливах растительного происхождения.
Применение рапсового масла в качестве топлива для дизелей
Применение РМ в качества топлива для дизелей также вызывает ряд проблем в связи с организацией рабочего процесса. Однако их решение не столь затруднено, как в случае с предыдущими топливами, так как физико-химические свойства РМ несущественно отличаются от стандартного ДТ. Например, теплота сгорания меньше всего на 7-10%, ЦЧ ниже на 5-7 ед. Тем не менее, РМ, как топливу, присущи следующие недостатки.
При нормальных температурных условиях (20С) вязкость РМ в 15 раз больше, чем у стандартного ДТ. Значительное увеличение вязкости топлива способствует возрастанию гидравлического сопротивления в системе подачи топлива, что ведет к уменьшению ее производительности при прочих равных условиях по сравнению с работой дизеля на ДТ. К тому же, в процессе нагнетания по трубопроводу высокого давления и распылителю высоковязкостного топлива из-за повышенного сопротивления увеличивается нагрузка в приводе ТНВД [23]. Следовательно, снижается надежность и долговечность деталей насоса высокого давления.
Кроме того, с повышением вязкости топлива качество распыливания ухудшается - увеличивается средний диаметр капель [38]. Капли получаются крупными и тяжелыми, вследствие чего увеличивается дальнобойность факела, угол конуса факела уменьшается, что нежелательно для малоразмерных дизелей с относительно малым объемом КС. В результате попадания и оседания большого количества капель на стенках КС замедляется их испарение и увеличивается период задержки воспламенения [72].
Проблемы, связанные с высокой вязкостью чистого РМ, могут быть решены при подогреве топлива с 20 С до 95 С. Таким образом, вязкость снижается с 75 мм2/с до 10 мм /с, соответственно [2,39]. Кроме того, при нагреве снижается плотность и поверхностное натяжение.
Значение поверхностного натяжения для неочищенного РМ позволяет судить о характере распада топливной струи на отдельные капли и их отрыва от поверхности КС. Значения поверхностного натяжения РМ и ДТ не сильно отличаются друг от друга, разница не превышает 15%. Поэтому оно не может существенно влиять на протекание рабочего процесса.
Известно, что вязкость топлива практически не влияет на величину массового расхода топлива. Так, при одинаковой объемной подаче топлива, ее массовый расход на РМ будет выше, чем на ДТ из-за повышенной плотности примерно на 10%. За счет того, что коэффициент сжимаемости РМ ниже на 8% [12] можно ожидать лишь незначительное увеличение цикловой подачи топлива. С уменьшением коэффициента сжимаемости уменьшается время запаздывания подачи, что приводит к увеличению максимального давления впрыскивания у штуцера форсунки на 2-5 МПа [13,110].
Несмотря на указанные отличия физических свойств РМ от ДТ, в работах [13,110] по исследованию работы ТНВД двигателей МД-8, Д-21 и Д-242 на этих топливах показано, что разница в параметрах топливоподачи: угла начала и окончания впрыскивания, остаточного давления и максимального давления впрыскивания у штуцера форсунки несущественна. Поэтому можно предположить, что различия в показателях рабочего процесса связаны не с изменением параметров топливоподачи, а с особенностями процессов испарения, смесеобразования и сгорания РМ.
Как было сказано выше, низшая теплота сгорания у РМ ниже на 7-10%, чем у ДТ. Это связано с тем, что содержание в РМ кислорода на 11% больше, а углерода и водорода меньше на 12% и 7%, соответственно (табл. 1.2). Наличие кислорода в РМ приводит к уменьшению на 17% теоретически необходимого количества воздуха для сгорания 1 кг топлива (с 14,4 кг при использовании ДТ до 12,3 кг при использовании РМ). При равных значениях а это позволяет увеличивать цикловую подачу РМ и компенсировать снижение мощности, возникающее за счет меньшей теплотворной способности этого топлива [43].
При пониженном ЦЧ топлива увеличивается период задержки воспламенения [114]. Таким образом, за этот период увеличивается количество испаряемого и подготавливаемого к сгоранию топлива, что приводит к нежелательному повышению скорости нарастания давления, вследствие чего увеличиваются нагрузки в КШМ, что приводит к увеличению жесткости рабо чего процесса и шумности работы двигателя. Подобный характер выгорания топлива, как правило, сопровождается увеличением выбросов NOx с ОГ [76]. Однако, с другой стороны, в соответствии с кривой разгонки топлива (рис. 1.2) [60], количество РМ, которое испаряется при одной и тот же температуре относительно количества ДТ будет меньше. Поэтому однозначно судить, о том, станет ли рабочий процесса более жестким при работе дизеля на РМ, затруднительно.
Методика определения условной энергии активации дизельного топлива и "чистого" рапсового масла
Как было сказано выше, в двигателях с самовоспламенением от сжатия необходим некоторый интервал времени для подготовки горючей смеси к самовоспламенению. Данный интервал времени состоит из относительно медленного самоускорения предпламенных реакций и последующего быстрого разгона, который завершается взрывом.
Данный интервал времени известен как период задержки воспламенения (). Его можно определить как экспериментально, так и расчетом по формуле [18]: п- порядок реакции; с- постоянный множитель; Е- энергия активация, МДж/кМоль
При определении т, важно правильно выбрать постоянные коэффициенты, входящие в уравнении 2.1. Однако публикуемые значения постоянных коэффициентов Е, п, с в различных источниках [14.18,31] весьма часто не дают сведений ни о применяемых методах измерения или расчета, ни об условиях, в которых проводились опыты. Данное обстоятельство может привести к ошибке в математических расчетах и далее - к противоречивым выводам.
Значения постоянных коэффициентов Е, п, с для РМ до настоящего времени в литературе не приводились, что затрудняет моделирование рабочего процесса дизеля, работающего в частности на выбранном биологическом топливе.
Для определения значения коэффициентов Е, п, с для ДТ и РМ уравнение 2.1 запишем для трех различных углов опережения впрыскивания при одной степени сжатия =18.
Период задержки воспламенения был получен экспериментальным путем непосредственно на установке ИДТ-69. Его результаты представленные нарис. 2.6. Методика измерения и определения ц на этой установке описана в разделе 2.1.
Текущее давление, которое соответствует статическому углу начала впрыскивания топлива, определялось непосредственно в развернутой диаграмме (рис. 2.7), полученной при индицировании процесса сжатия и расширения в цилиндре установки ИДТ-69 на разных степенях сжатия 14, 16, 18.
Текущая температура в цилиндре установки в момент начала впрыскивания топлива определялась следующим образом: T = Z-\y ( -0 (2.7) где: Та= 343 - температура всасываемого воздуха К к — коэффициент политропы сжатия; Va= Vh+Vc; V- текущий объем, л; Текущий удельный объем рабочего тела определяется с учетом кинематики движения поршня:
Для нахождения энергии активации топлива при применении двухфазной топливоподачи на дизеле МД-6 (дополнительная порция топлива подается во впускной коллектор через дополнительную форсунку за счет импульса давления при отсечке, основная подается непосредственно в цилиндр через штатную систему топливоподачи, см. в разделе 4.1) была использована следующая методика.
В начале было принято решение индицировать рабочий процесс дизеля МД-6, работающего на чистом ДТ и РМ при применении двухфазной топливоподачи при угле опережения впрыскивания ввпр =25ПКВ до ВМТ
Следовательно, давление в момент начала впрыскивания и ъ определялись непосредственно по развернутой индикаторной диаграмме (рис. 2.8), полученной при индицировании рабочего процесса дизеля МД-6.Текущая температура в цилиндре двигателя в момент начала впрыскивания топлива определялась также по уравнения (2.7). Технические характеристики дизеля см. в таблице 4.1.
Процесс смешения топлива с окислителем при раздельной их подаче в КС в самом общем виде можно рассматривать как сумму процессов вынужденной и естественной взаимодиффузии компонентов, интенсивность которой может быть определена эффективной константой массопереноса Dj эффективным коэффициентом турбулентной диффузии. Известно, что для сферических координат распределение массы диффундирующего вещества, введенной в точку с координатой г=0 в момент времени t=0 описывается зависимостью [97] СЛ , )= JM 43/2 (ЗЛ)
Рассматривая процессы в условиях камеры сгорания дизеля, то есть в условиях, когда взаимодиффузия топлива и окислителя осуществляется в замкнутом объеме, следует рассматривать ограниченную диффузию [96]. Относительная концентрация топлива в условно сферической камере сгорания на радиусе г в момент времени t в этом случае будет равна где: Мсік — масса, участвующего в рабочем цикле топлива, кг; р - плотность воздуха в КС, кг/м ; ст ы - относительная средняя концентрация топлива в камере сгорания, создаваемая за счет его доли Sm, поступившей непосредственно во впускной коллектор дизеля, определяемая как SmMoik Tint у ко У і (3.3) сТсг- относительная средняя (добавочная) концентрация топлива, определяемая через количество топлива Mtop, которое могло бы продиффунди-ровать на расстояние превышающее условный радиус камеры сгорания R при свободной диффузии с =-ТГ- (3-4) у кс Объем камеры сгорания Vkc, определяемый как доля V}J{8-\) рабочего объема цилиндра с учетом степени сжатия , рассматривается условно как сферический, откуда радиус КС равен i?fc = 0.6204 / .
Цикловая подача топлива может быть определена через средний по КС коэффициент избытка воздуха а, коэффициент наполнения и плотность воздуха ра, приведенную к условиям в цилиндре на момент закрытия органов газораспределения (начало такта сжатия рабочего тела) где: Lo - количество воздуха, теоретически необходимое для сжигания 1 кг топлива, кг.
Математическая модель сгорания и образования сажи в КС дизеля
Топливо, находящееся внутри изостехиометрической поверхности подвергается термическому воздействию со стороны сгорающей части заряда в условиях недостатки кислорода в этой зоне. Такие условия приводят к термическому разложению углеводородного топлива, его дегидрогенизации и образованию элементарного углерода. Так как целью разработки данной математической модели является создание инструмента исследования влияния процессов организации подачи топлива в дизель на уровень сажесодер-жания в ОГ, воспользуемся упрощенным подходом к описанию химической сути процессов сажеобразования. Заменим систему химических уравнений результирующего сажевыделения в дизеле [102] двумя одностадийными брутто-уравнениями образования и выгорания сажи в дизеле СЛт 22+ хС + уН2+СН4+...; С + 02 км » СО2 (3.17) Скорость образования свободного углерода, пользуясь законом формальной кинетики для мономолекулярной реакции распада можно записать как dc„ = Ъ шМле (3-18) где: koadd — предэкспоненциальный множитель; Eadd - эффективная энергия активации брутто-реакции образования свободного углерода; (3.19) PJ J0 _iafc A To - температура в зоне сажеобразования с учетом предварительного сжатия и дальнейшего поджатая за счет горения топлива. Текущее давление в КС вычисляется на каждом расчетном шаге через долю топлива, выгоревшего на этом шаге Р = "1 "— ± (3 20) Осуществив численное интегрирование кинетического уравнения образования углерода получим его текущую массу Mc= Acc-At (3.21) Образовавшийся углерод диффундирует в зоны богатые кислородом, где сгорает, в соответствие с кинетическим уравнением dc -— -f K MMo (3.22) Результирующее количество свободного углерода в отработавших газах вычисляется по зависимости Мв=2 в-Д/ (3-23)
Рассмотренная модель реализована в виде программы для ПЭВМ, приведенной в приложении. С ее помощью щюизведен параметрический анализ влияния способов организации рабочего процесса дизеля на содержание сажи в ОГ.
На рис. 3.2 показано получаемое расчетом типичное изменение радиусов поверхностей с постоянной концентрацией топлива, соответствующей верхнему концентрационному пределу горения (RVkp), нижнему концентрационному пределу горения (R„kp) и стехиометрическому соотношению между топливом и окислителем (Rf), Из приведенного графика видно, что при значениях среднего по КС коэффициента избытка воздуха, лежащих в концентрационных пределах горения (сплошная линия) на момент времени г весь объем КС оказывается заполненным реациоспособной топливовоздуш-ной смесью. При высоких значениях среднего коэффициента избытка воздуха (штрих пунктирная линия), образующаяся топливовоздушная смесь дос таточно быстро оказывается вне концентрационных пределов горения (г Ту). Нормальное двухстадийное сгорание в дизеле предполагает, что первоначально, в кинетической стадии выгорает масса топлива находящаяся в смеси с воздухом в пределах горения, а затем во второй стадии сгорания выгорает оставшаяся в ядре факела часть топлива по диффузионному механизму, причем фронт пламени располагается на поверхности с а = 1 (Ri). В силу этого, за окончание процесса сгорания можно принять момент zz вырождения изостехиометрической поверхности.
Разработанная программа, кроме вычисления текущих радиусов изо-концентрационных поверхностей, производит расчет динамики изменения количества топлива, находящегося в различных зонах. На рис. 3.3 показаны эти зоны. Так М0ь - масса топлива, сосредоточенного в переобогащенной зоне с a avkp. Масса топлива Mj, сосредоточенна внутри стехиометрической поверхности с а = 1. В кольцевом слое, образованном изоконцентрацион-ными поверхностями ВКП и НКП сосредоточена масса М .
На рис. 3.4 показаны характерные стадии развития рабочего процесса в дизеле. В первый (Рис. 3.4а) период, от начала впрыскивания топлива (г= 0) до начала активного тепловыделения (г= ті), идет процесс взаимодиффузии топлива и окислителя, что выражается, как это показано на графике рис. 3.3, в увеличении массы топлива М р, находящегося в концентрационных пределах горения и потенциально способного выгорать в кинетической стадии сгорания. Одновременно снижается масса топлива, находящегося в переобогащенной зоне Mob.
Конструкция стенда и контрольно-измерительное оборудование
Безмоторная установка для исследования работы топливной аппаратуры дизелей на различных топливах была укомплектована контрольной из мерительной аппаратурой (Рис. 4.3) для регистрации быстропротекающих процессов и сохранения в памяти компьютера в виде файла характеристик закона топливоподачи, изменения давления у штуцера форсунки и изменения давления в полости низкого давления при отсечке топлива. Задача решалась на базе программно-аппаратурного комплекса, включающего пьезок-варцевые датчики давления 6, 10 типа Т-6000 с коэффициентом чувствительности 2.188пК/бар и 2.057пК/бар, соответственно, и датчик 11 AVL типа 7QP; усилитель заряда AVL 18, 19 и 20 типа 3059; двухканальный осциллограф С1-93; отметчик и датчик 4 углового положения кулачкового вала ТНВД; аналого-цифровой преобразователь, работающий под управлением персонального компьютера 22; программное обеспечение для обработки результатов индицирования, разработанное в НПП «Агродизель».
Для определения характеристики топливоподачи использовалась методика [101] основанная на регистрации давления в калиброванной мерной трубке (Рис. 4.4.), которая заключается в следующем Из форсунки 1 топливо впрыскивается в калиброванную мерную трубку 10, заранее заполненную топливом. Изменение давления топлива фиксируется датчиком 9, установленном в корпусе 7. Изменение скорости топлива, вытекающего из проходных (дросселирующих) сечений распылителя, связано с изменением давления следующим образом: Р = а-р-с, (4.1) где: а - скорость звука, м/с; р- плотность движущегося топлива, кг/м ; Р - давление топлива, МПа; с - скорость истечения топлива, м/с. Выражение 4.1 было получено в работе [101] из волновых уравнений [84] с учетом того, что в калиброванной мерной трубке нет отраженных волн.
Известно, что количество топлива Q, впрыскиваемого за единицу времени, равно произведению площади проходного сечения сопла распылителя F, на скорость истечения топлива Q=Fu (4.2)
Если подставить (4.1) в (4.2), получим: Q - {FP)l{ap). Отсюда можно объяснить, что значение Р, которое фиксируется непосредственно датчиком, учитывает влияние значения Qap)/F, следовательно между давлением топлива, которое действует на калиброванную трубку и количеством вытекающего из форсунки топлива, существует линейная зависимость.
Длина калиброванной мерной трубки (1ш) равна 6м. Она была подобрана из следующих соображений: на месте замера расхода топлива 9 отраженные волны давления, идущей от конца калиброванной трубки, не должны накладываться на волны давления, идущие от форсунки. Таким образом, длина калиброванной трубки должна быть такой, чтобы время прохождения волны давления от датчика до конца калиброванной трубки и обратно (т = 21ш /а) было, очевидно, больше, чем продолжительность впрыскивания. Для более полного гашения отраженных волн в конце калиброванной трубки поставлен жиклер 11с диаметром 0,4мм, что обеспечивает практически полное их отсутствие во всем диапозоне нагрузочной характеристики.
Внутренний и наружный диаметр трубопровода равны 4мм и 6мм, соответственно.
Чтобы создать противодавление за форсункой, приблизительно равное давлению в цилиндре дизеля во время впрыскивания, использовали игольчатый кран 14, установленный в демпфирующем объеме 12 с манометром 13, Таким образом, система была отрегулирована на 0,4МПа, что соответствует давлению в цилиндре дизеля МД-6 в конце такта сжатия.
Программа испытаний штатной (ход плунжера-бмм, диаметр плунже-ра-бмм, плунжерная пара золотникового типа, длина трубопровода высокого давления-400 мм, давление начала впрыскивания-21 МПа, форсунка - штифтовая - закрытого типа, нагнетательный клапан грибкового типа) и опытной систем топливоподачи дизеля МД-6 на безмоторной установке содержала следующие этапы:
- Индицирование характеристики закона топливоподачи и изменения давления у штуцера основной форсунки для всего диапазона цикловых подач при разных типах топлива (ДТ и РМ) и частотах вращения кулачкового вала (900, 1200, 1500 мин]).
- Индицирование полости низкого давления для всего диапазона цикловых подач на ДТ, при разных частотах вращения кулачкового вала (400, 700, 1000, 1250, 1500 мин"1) и при разных проходных способностях жиклера (58, 105, 170 см /мин), установленного в формирователе импульса давления.
- Исследование влияния проходной способности жиклера и давления затяжки пружины дополнительной форсунки на ее цикловую подачу. Исследование проводилось для всего диапазона цикловых подач на ДТ, при частоте вращения кулачкового вала 1500 мин1, разных проходных спо-собностях жиклера (20, 32, 58 см /мин) и разных давлениях затяжки пружины ДФ (13,16; 11, 13; 8.0, 8.5, 9.0, 10,11 МПа).
- Исследование влияния затяжки пружины ДФ (от 1.0 до 7.0 МПа) на ее цикловую подачу при работе ТНВД на ДТ и РМ с частотой вращения кулачкового вала 1500мин-1, постоянной цикловой подачей основной фор-сунки (ОФ) -18 мм3 и проходной способностью жиклера 170 см /мин, установленного в формирователе импульса давления.
