Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ особенностей протекания рабочего процесса на переходных режимах работы ДВС
1.1. Приборное обеспечение для регистрации дисперсных частиц в отработавших газах ДВС на неустановившихся режимах работы 3
1.2. Результаты экспериментальных исследования выбросов вредных веществ и дисперсных частиц на неустановившихся режимах работы дизелей
1.3. Дифференциальное уравнение двигателя как объекта регулирования скорости л .
1.4. Сажа и дисперсные частицы в отработавших газах дизелей 2.
1.5. Современные правила регистрации дисперсных частиц на переходных режимах работы дизелей Ъ 1
1.6. Задачи исследования 21
Глава 2. Расчетно - теоретический анализ процесса образования сажи на неустановившихся режимах работы
2.1. Алгоритм и программа расчета рабочего цикла дизеля
2.2. Анализ влияния на дымность отработавших газов угла опережения впрыскивания топлива
2.3. Модель сажеобразования с учетом работы дизеля на неустановившихся режимах 3
Глава 3. Методические подходы к проведению эксперимента на переходных режимах
3.1. Особенности проведения эксперимента по регистрации дымности на переходных режимах работы
3.2. Расчетно-экспериментальный подход к регистрации дымности ОГ на переходных режимах 3
Глава 4. Результаты численного эксперимента
4.1. Описание объекта исследования
4.2. Моделирование параметров самовоспламенения » V
4.3 Вычисление текущей температуры стенок камеры сгорания 8 "}
4.4. Моделирование работы дизеля в соответствии с динамическим циклом испытаний
Основные выводы по работе
Список литературы
- Результаты экспериментальных исследования выбросов вредных веществ и дисперсных частиц на неустановившихся режимах работы дизелей
- Современные правила регистрации дисперсных частиц на переходных режимах работы дизелей
- Анализ влияния на дымность отработавших газов угла опережения впрыскивания топлива
- Вычисление текущей температуры стенок камеры сгорания
Результаты экспериментальных исследования выбросов вредных веществ и дисперсных частиц на неустановившихся режимах работы дизелей
На точность регистрации могут влиять следующие факторы: - очень развитая поверхность малых частиц может приводить к увеличению эффекта осаждения на кольцевые датчики (эффект Кельвина); - увеличенное отношение поверхности к объему маленьких частиц повышает вероятность их испарения.
Проведенные фирмой Cambustion исследования влияния перечисленных факторов на достоверность регистрируемых DMS500 размеров частиц, показали, что они практически не влияют на точность регистрации, вследствие пониженной теплопередачи в среде с низким давлением и малого времени нахождения частиц в приборе. В качестве доказательства на рис. 1.3 приведены спектры распределения частиц аэрозоля по диаметру, для сравнения полученные с помощью прибора DMS500 и папо- и long-анализатора размера частиц SMPS (Scanning Mobility Particle Sizer). Из приведенных графиков видно, что разница показаний незначительная.
Знание полной массы частиц и спектра распределения их по размерам позволяет оценить распределение массы частиц, однако в этом случае погрешности возникают из-за несферической формы частиц и различий в плотности частиц. В тоже время распределение частиц по массе имеет существенное практическое значение. На рис. 1.4 приведены спектры распределения частиц по их количеству и массе для одного состава аэрозоля.
Из распределения видно, что, несмотря на не значительную массу частиц диаметром 10...40 нм, их число существенно больше количества частиц большей массы.
Несферическую форму дисперсных частиц, находящихся в отработавших газах иллюстрирует микрофотография, приведенная на рис. 1.5. Для проведения классификации частиц используется эквивалентный диаметр сферы с таким же аэродинамическим сопротивлением, как и у реальной частицы.
Плотность частиц не может быть определена прямыми замерами прибором DMS500. В силу того, что относительно крупные частицы состоят из скопления меньших по размеру частиц ( 20 нм) отношение фактического объема к объему эквивалентной сферы не постоянно, и изменяется с диаметром частицы. Этот эффект описан в литературе как эквивалентная или эффективная плотность, т.к. объем становится не пропорционален кубу эквивалентного диаметра дисперсной частицы.
На рис. 1.6. показано изменение массы дисперсных частиц, находящихся в отработавших газах при различной относительной нагрузке двигателя. Видно, что показатель аппроксимирующей степенной функции (для однородных сфер равный трем) изменяется в относительно узких пределах. Поэтому для дисперсных частиц присутствующих в отработавших газах дизелей предложено единое аппроксимирующее уравнение, связывающее их эквивалентный диаметр с массой частицы [100]: -24 гч2,34 отр =6,05-10 -Z где тр - масса дисперсной частицы, кг; А - циаметр дисперсной частицы, нм. 4Е-18 Нагрузка А 3.5Е-18 0.1 ЗЕ-18 0.5 // ц. 2.SE-18 SS 2Е-18 gS 1.5Е-18 0.75у = 3.97Е-24х246Е+ао 9 jy у а 6 5?-24х : у = 5.б1Е-24к?34Е+0 1Е-18 5Е-19 Ш ЗР 0 о Диаметр частицы, нм
Вычисление спектра размеров частиц по сигналам кольцевых датчиков осуществляется компьютером, который моделирует функцию перемещения, принимая во внимание количество заряда, полученного частицей определенного размера и заданной геометрии. Перед измерениями, DMS50Q калибруется, используя аэрозоли с известным диаметром частиц хлорида натрия и серных кислотных аэрозолей ( 70 нм).
Общая масса выброшенных частиц с отработавшими газами wpI за временной интервал rNEDC равен rNEDC \cp-Vexh-dr, где cp - «мгновенная» массовая концентрация дисперсных частиц в отработавших газах, мг/м3; Fexh - текущий объемный расход отработавших газов, м3/с.
На рис. 1.7 показано как изменяется интегральная эмиссия дисперсных частиц при выполнении тестового цикла испытаний транспортного средства на токсичность NEDC (New European Drive Cycle). Массовые выбросы получены из количественных (счетных) выбросов по двум альтернативным корреляционным зависимостям от диаметра, основанных на Dp сферической модели и Dp 4 аппроксимирующей зависимости. Массовые корреляции нормализованы к полному уровню эмиссии по целому циклу, полученному иным методом, например, фильтрацией с применением туннеля для отбора частиц [63], исключая трудности в вычислении точной массовой ценности. Суммарное количество частиц 3 if 70 Пересчет по сферической модели Dp Пересчет массы частиц по модели - Dp Интегральные суммарные количественные и массовые выбросы дисперсных частиц с ОГ при движении автомобиля в соответствии с циклом испытаний на токсичность NEDC
Таким образом, показания прибора DMS500 могут быть проверены, однако наибольший интерес представляет не интегральная оценка выбросов, которая наилучшим образом реализуется в устройствах с системой постоянного отбора проб CVS (Constant Volume Sample), а возможность получения «мгновенной» оценки уровня выбросов дисперсных частиц с отра -16 ботавшими газами. О разрешающей способности прибора DMS5Q0 по времени можно судить по рис. 1.8, где приведены экспериментальные данные по регистрации концентрации дисперсных частиц (приведенные к углероду) в отработавших газах дизеля при его холодном пуске. Следует отметить, что хотя двигатель и является 4-цилиндровым, отбор проб газа осуществлялся из одного цилиндра. Анализируя данный график, можно с уверенностью сказать, что прибор позволяет регистрировать не только среднюю концентрацию дисперсных частиц за весь процесс выпуска, но и текущие значения по углу поворота коленчатого вала.
При исследовании и моделировании неустановившихся режимов работы такое временное разрешение является излишним (достаточным является поцикловая регистрация среднего содержания дисперсных частиц в отработавших газах), однако подчеркивает его быстродействие и позволяет доверительно относиться к данным регистрации, полученных на переходных режимах работы двигателя.
Современные правила регистрации дисперсных частиц на переходных режимах работы дизелей
Физическая суть выражения (2.1) состоит в том, что теплота, выделившаяся при сгорании части цикловой подачи топлива (левая часть уравнения) за период времени, соответствующий углу поворота коленчатого вала Ари, равна сумме количества тепла потерянного в стенки камеры сгорания, пошедшего на изменение температуры рабочего тела и совершение механической работы (правая часть уравнения).
Динамика выделения тепла в камере сгорания может быть вычислена на основе моделирования процессов топливоподачи, смесеобразования и сгорания топлива, что является достаточно сложной задачей, решение которой на основе методик, предложенных В.П. Алексеевым, Р.И. Барсуко -42 вым, Н.Х. Дьяченко, В.З. Маховым, Б.П. Пугачевым, Ы.Ф. Разлейцевым и др. возможно только с привлечением опытшлх коэффициентов и эмпирических зависимостей [91].
Для решения большого количества оптимизационных задач, динамика выгорания топлива может быть задана аппроксимирующей функцией x=f( p) и, соответственно, dx/d(p=y((p), где х - доля сгоревшего топлива, меняющая свое значение от 0 до 1 по мере развития процесса сгорания, в функции времени t или угла поворота коленчатого вала, связанных зависимостью ср = 6nt, где: р- град. ПКВ, п - мин"1 и / - с.
Процесс сгорания в дизеле с преимущественно объемным смесеобразованием может быть представлен, как совокупность следующих основных процессов [55, 28]. С начала впрыскивания топлива в камеру сгорания (рис.2.3я) происходит развитие топливного факела. Этот процесс носит ярко выраженный турбулентный характер с вероятностной составляющей распределения концентрации топлива в локальных объемах. Однако, проведя усреднение с линейным размером, превышающим характерный размер турбулентных пульсаций, можно рассматривать изменение концентрационных полей как монотонное. При этом концентрация топлива в факеле максимальна на его оси, снижаясь к периферийным зонам. В этом случае, топливный факел можно представить состоящим из вложенных друг в друга поверхностей с равным соотношением топлива и воздух. Текущая площадь одной из поверхностей, на которой топливо и воздух находятся в стехиометрическом соотношении (а= 1), равна F(r).
С обеих сторон этой поверхности (рис.2.36) со скоростью смешения WCM(T) формируется объем факела с топливовоздушной смесью, лежащей в концентрационных пределах горения {ацкп а авкп)- Процесс смешения можно рассматривать как взаимодиффузию топлива и воздуха через изо-стехиометрическую поверхность.
Образовавшаяся топливо воздушная смесь может выгорать по двум механизмам: объемному и путем нормального распространения пламени. Объемное сгорание характерно для больших периодов задержки воспламенения (пуск, холостой ход, малые нагрузки), когда неравномерность распределения температуры подготовленной к сгоранию смеси выравнивается, и процесс сгорания начинается практически одновременно во множестве микрообъемов. При малых периодах задержки воспламенения (режимы максимального крутящего момента и номинальной мощности) условия самовоспламенения микрообъемов смеси значительно различаются, и характерным является возникновение первичного очага горения.
Следует отметить, что эти два механизма, математически могут быть описаны единой функцией, определяющей или относительный объем выгоревшей смеси или относительную долю поверхности, охваченной пламенем.
Рассмотрим в качестве примера механизм распространения пламени. В момент времени г, образуется первичный очаг воспламенения (рис.2.3б), от которого пламя распространяется по всей поверхности топливного факела. Процесс распространения пламени идет со скоростью UT (рис.2.3в). За фронтом турбулентного пламени в зонах, где смешанное с воздухом топливо выгорело, устанавливается фронт диффузионного пламени площадью /\)„ф. Скорость процесса формирования диффузионного фронта пламени может характеризовать относительная поверхность F = Fdu(/F.
Процесс горения в первой стадии определяется скоростью турбулентного горения заранее подготовленной за период задержки воспламенения квазигомогенной смеси, поэтому эта стадия носит название кинетической, т.е. определяемой кинетикой химических реакций. Существуют и другие названия: стадия быстрого сгорания - так как ее продолжительность невелика и составляет 5... 15 град. ПКВ; неуправляемое сгорание -скорость не зависит от закономерностей топливоподачи; объемное сгорание - регистрируемое при малом временном разрешении, практически одновременный охват пламенем топливного факела; взрывное сгорание. Стадия заканчивается к моменту времени тр, когда фронт диффузионного пламени сформируется на всей поверхности топливного факела.
Диффузионное горение (рис.2.3г) происходит на изостехиометриче-ской поверхности раздела топлива и окислителя, а его скорость определяется скоростью взаимодиффузии паров топлива и воздуха WCM(T). Поэтому эта стадия носит название диффузионной. Процесс горения заканчивается (рис.2.3д) к моменту времени г /, когда выгорит практически все топливо. Таким образом процесс сгорания топлива в дизеле проистекает по двум механизмам, протекающим определенное время совместно.
Следует отметить, что в реальном дизеле часть топлива при впрыскивании попадает на стенки камеры сгорания. При этом механизм смесеобразования изменяется (испарение топлива и диффузия паров из пристеночного слоя в объем камеры сгорания), и динамика выгорания топлива может сильно измениться. Это хорошо видно из графиков рис.2.4, где сравниваются скорости тепловыделения дизеля КамАЗ с преимущественно объемным и дизеля Дойтц с пристеночно объемным типами смесеобразования. Многие зависимости для аппроксимации процесса тепловыделения в дизеле базируются на формально-кинетическом уравнении, предложенном И.И. Вибе [14].
Анализ влияния на дымность отработавших газов угла опережения впрыскивания топлива
Дымность отработавших газов дизелей на переходных режимах работы, как правило, выше, чем на соответствующих установившихся режимах работы. Процедуры контроля дымности учитывают это обстоятельство. Так, российский ГОСТ 17.2.2.02-98 и европейские правила ЕЭК ООН №24-03, предусматривают испытания двигателя в режиме свободного ускорения, а в связи с введением норм уровня Евро-3, используется цикл реакции на нагрузку ELR {European Load Response). В США оценка дымности производится в цикле ЕРА, с ускорениями, установившимся режимом работы и замедлениями коленчатого вала двигателя.
Для оценки вклада переходных режимов в суммарный выброс сажи с отработавшими газами (ОГ) и поиска методов ее снижения, необходимо понимать природу повышенной дымности ОГ на неустановившихся режимах работы дизеля. Важное значение имеет получение экспериментальных данных по текущему сажесодержанию во время разгона двигателя, его торможения, наброса или сброса нагрузки. Однако современное серийное оборудование для контроля дымности ОГ мало приспособлено для получения такой информации.
Приборы, использующие для замера содержания сажи, улавливающие ее фильтры, например, сажемер Bosch или устройства для контроля содержания дисперсных частиц в ОГ (тлі. туннели), принципиально не в состоянии зарегистрировать изменение дымности ОГ во времени, так как они оценивают суммарное сажесодержание (концентрацию дисперсных частиц) при прохождении через фильтр определенного количества отработавших газов.
Оптические дымомеры, типа Hartridge, теоретически измеряют мгновенную оптическую плотность, проходящих через них ОГ. Современные модели этих приборов имеют возможность записи текущей дымности в функции времени, однако, получаемая зависимость Кх =f(t) отличается от действительной дымности ОГ, покидающих цилиндр [75]. Это происходит, прежде всего, из-за того, что измерительный прибор и двигатель находятся на некотором расстоянии друг от друга. Закономерности распределение концентрации сажи в отработавших газах меняются при движении газа между двигателем и дымомером, вследствие процессов переноса в продольном направлении столба продуктов сгорания в трубопроводе. На рис.3.1 показана схема организации замеров. Путь от выпускного клапана дизеля до рабочей камеры дымомера отработавшие газы преодолевают за определенное время /пер (время перемещения пробы), которое является временем запаздывания появления сигнала на регистрирующем приборе, относительно момента действительного изменения концентрации сажи на выпуске из двигателя. Кроме времени запаздывания, на закономерность изменения текущей концентрации сажи во время движения пробы к регистрирующему прибору, воздействуют процессы, проявляющие себя как диффузионные, в результате которых резкие изменения концентрации сглаживаются, т.е. концентрация выравнивается, причем в тем большей степени, чем больше время перемещения пробы.
Задача восстановления исходной зависимости изменения дымности отработавших газов за выпускным клапаном, по дымности, регистрируемой прибором, находящемся на некотором расстоянии от двигателя, можно рассматривать как обратную задачу турбулентной диффузии в одномерной постановке [3].
На рис.3.2 приведены расчетные кривые изменения дымности по времени для разных времен перемещения пробы. Профили концентрации пробы газа приводится в координатах, связанных с начальным скачком концентрации. Рассматривается простейший случай, когда в определенный момент времени / = 0, дымность ОГ меняется мгновенно (в нашем случае с 10 до 40% Hartridge).
Различные времена запаздывания могут быть получены при изменении или пути пробы газа, или средней скорости его движения. Время перемещения (переноса) скачка концентрации от двигателя до измерительного прибора вычисляется, как
Распределение дымности по относительной длине трубопровода (в функции относительного времени) для различных времен (УПСр) перемещения скачка концентрации Интенсивность деформации скачка концентрации определяется эффективным коэффициентом турбулентной диффузии DT в одномерном случае (Кх = К(х)) dM = -DT dSdr, dx где dM- масса сажи, которая переносится за время dv через элементарную площадку dS в направлении нормали х к рассматриваемой площадке в сторону убывания плотности (концентрации) сажи; dKJdx - градиент плотности.
Это уравнение положено в основу численного метода расчета, реализованного в программе для персонального компьютера, для построения характеристик, подобных, приведенным на рис.3.1 и рассмотренных далее. Линейная координата х при расчете переводилась во временной аргумент t с учетом скорости движения пробы. Все расчеты проводились при посто -77 янном значении эффективного коэффициента турбулентной диффузии и длины трубопровода.
Для рассматриваемого случая, решение задачи восстановления вида скачка концентрации, является тривиальным, так как известна установившееся начальная и конечная концентрация сажи. Восстанавливаемый скачек концентрации расположен в точке перегиба кривых концентрации (dKx/dx)max, т.е. его положение однозначно определяется из любой кривой
Соотношение между Ат и временем /„ер определяет, точность регистрации прибором текущей концентрации сажи. При Ат» tliep, т.е. в том случае, если время изменения концентрации сажи на выходе из двигателя много больше времени прохождения пробы по трубопроводу от ДВС до дымомера, то он будет фиксировать дымность практически без динамических погрешностей (с учетом временного сдвига /пер). Если Ат« /пер, то с достаточной для практики точностью можно заменить этот случай на первый, т.е. считать, что изменение концентрации происходит ступенчато.
При Ат /пер, возникает неопределенность, которую предлагается снять использованием данных специально поставленного эксперимента.
Постановка задачи предполагает, что значение Ат неизвестно, как, впрочем, и точное значение /пср, т.к. скорость газа в трубопроводе (особенно в его части до газоотборника) может значительно меняться при переходе двигателя с одного режима работы на другой. Поэтому критерием в данном случае могут быть только экспериментальные данные.
Для получения таковых, может быть проведен следующий эксперимент. Допустим, двигатель работает на установившемся режиме, на котором в ОГ присутствует заметное количество сажи (рис.3.4). В момент времени / подача топлива отключается, при условии сохранения стендом постоянной частоты вращения коленчатого вала двигателя, что обеспечивает постоянство расхода воздуха (скорости течения ОГ). В момент времени h дымомер начинает регистрировать падение дымности, а в момент времени /з, она становится практически равной нулю.
Вычисление текущей температуры стенок камеры сгорания
То, что при оценке дымности используются именно пиковые значения дымности значительно облегчает задачу определения расчтной дымности на переходном режиме, так как не требуется определения текущей (мгновенной) дымности. Максимальный эффект по изменению сажесодер -101 жания в отработавших газах в случае наброса нагрузки, соответствует начальному участку переходного режима, когда существует наибольшая разница между периодом задержки воспламенения в переходном процессе и установившимся режимом работы. Сброс нагрузки не является определяющим, так как относительная дымность в этом случае значительно ниже, чем при набросе нагрузки. На рис.4.12 приведены расчетные кривые относительного сажесодержания в функции от относительного периода задержки воспламенения
Относительное сажесодержание в функции от относительного периода задержки воспламенения в переходных режимах цикла ELR (сброс нагрузки) В случае сброса нагрузки повышенный температурный уровень стенок камеры сгорания приводит к сокращению периода задержки воспла 102 менения, что как видно из приведенных графиков приводит к снижению дымности отработавших газов на переходном режиме работы.
Иначе дело обстоит при набросе нагрузки (рис.4.13). Более низкий температурный уровень стенок камеры сгорания в начале переходного периода приводит к меньшему прогреву воздушного заряда при сжатии , соответственно, более длительным периодам задержки воспламенения по сравнению с установившимся режимом работы дизеля. При этом увеличению относительной задержки воспламенения соответствует более высокая концентрация сажи в отработавших газах.
Относительное сажесодержание в функции от относительного периода задержки воспламенения в переходных режимах цикла ELR (наброс нагрузки) Используя расчетные данные по относительному изменению периода задержки воспламенения в точке начала переходного процесса наброса нагрузки можно определить пиковое значение дымности на каждом из скоростных режимов испытательного цикла. Как видно из результатов расчета (рис.4.6) наибольший перепад температуры стенки характерен для первого цикла нагружения. Это подтверждает и экспериментальные данные, приведенные на рис.4.14. Видно, что дымность в первых циклах на каждом из скоростных режимов значительно выше, чем в последующих циклах. Так, при частоте вращения па при первом цикле нагружения, дымность составляет 67...55% Hartridge, а в последующих циклах 45..35%, т.е. 1,5...2 раза меньше. Аналогично протекают эксперименальные кривые дымности и на более высоких частотах вращения коленчатого вала.
Для сравнения абсолютных значений дымности воспользуемся мно-гопараметровой экспериментальной характеристикой дизеля 44 11/125, приведенной на рис.4.15.
Если использовать приведенную выше формулу для оценки дымности по ELR циклу для оценки содержания сажи в ОГ на стационарных режимах работы, т.е. при 100% нагрузке и 3-х скоростных режимах (точки А,В и С на рис.4.9), то в результате дымность будет составлять М: уСТ) = = 0,43-40% + 0,56-40% + 0,01-30% = 39,9%.
Для определения дымности по первым циклам переходных режимов необходимо установить, на сколько измениться период задержки воспламенения при полученном расчетом изменении температуры стенок камеры сгорания. Это легко сделать, используя программу расчета рабочего цикла дизеля, задав соответствующую температуру стенок камеры сгорания. 1000 1200 1400 1600 1800 п, мин1 Рис.4.15. Многопараметровая характеристика дымности (% Hartridge) дизеля Д-240 [68]
Проведя соответствующие расчеты, и получив значения относительного изменения периода задержки воспламенения (табл.4.4), можно, воспользовавшись графиком рис.4.13 и рис.4.15 получить относительное и абсолютное сажесодержание на трех скоростных режимах работы дизеля., по которым и осуществить оценку дымности при выполнении цикла ELR.
Таким образом, изложенная методика, как показали результаты численного эксперимента, позволяет предсказать, как изменится оценочная дымность дизеля при его работе на переходных режимах работы по сравнению с ее значениями на установившихся режимах.
Используемая феноменологическая модель позволяет выделить основные влияющие факторы на изменение динамики сажеобразования при работе на неустановившихся режимах работы и дать рекомендации по снижению дымности на переходных режимах работы дизеля, без тривиальных рекомендаций по увеличению времени переходных режимов (более плавному переходу с режима на режим).
Необходимо, чтобы количество топлива, попадающего на стенку камеры сгорания за период задержки воспламенения было минимизировано. Этого можно достигнуть как воздействием на топливоподачу и конструктивные особенности распылителя и камеры сгорания, так и на саму продолжительность периода задержки воспламенения.
Для реализации первого направления рекомендуется проводить доводочные работы по согласованию конструктивных параметров распылителя и конфигурации камеры сгорания по параметрам дымности отработавших газов не только при периодах задержки воспламенения, соответствующих установившимся режимам работы, но и при более длительных, что имеет место при переходных процессах в дизеле. Увеличить период задержки воспламенения в этом случае можно как снижением температуры стенок камеры сгорании, путем уменьшения температуры охлаждающей жидкости, так и применением топлива с более низким цетановым числом.
