Содержание к диссертации
Введение
1. Особенности горения газовых топлив 9
1.1. Общие сведения 9
1.2. Качества природного газа как моторного топлива 12
1.3. Топливно-экономические показатели двигателей 17
1.4. Экологические характеристики 19
Выводы по разделу 1
2. Математическая модель химической кинетики горения во фронте пламени 25
2.1. Предварительные данные и методики 25
2.1.1. Основы химической кинетики горения 25
2.1.2. Горение углеводородов 32
2.1.3. Подготовка исходных данных химической кинетики 35
2.1.4. Тестирование механизма горения метана 40
2.2. Одномерная химическая кинетика горения 41
Выводы по разделу 2 48
3. Догорание за фронтом пламени. химический турбулентный тепломассообмен 50
3.1. Химическая кинетика догорания 50
3.2. Движение фронта горения в неоднородной горючей смеси 54
3.3. Химический турбулентный тепломассообмен 60
3.3.1. Общий вид уравнений ХТТ. Граничные и начальное условия 62
3.3.2. Допущения и математическое описание задачи ХТТ 68
3.4. Подтверждения модели химического турбулентного тепломассообмена 71
3.4.1. Данные спектрометрии ДВС 71
3.4.2. Тестовые расчеты методом ХТТ в случае однородных полей коэффициента избытка воздуха в камере сгорания 73
3.4.3. Результаты расчетов и измерений температур, а также содержания токсичных оксидов в отработавших газах 73
Выводы по разделу 3 75
4. Основные результаты работы 77
4.1. Расчеты полей скорости при впрыске и смесеобразовании 77
4.2. Расчеты полей скорости при догорании и расширении 85
4.3. Расчеты трехмерных полей температуры и содержания компонентов продуктов горения методом ХТТ 89
4.3.1. Окончание горения 89
4.3.2. Активный период расширения 92
Заключение 96
Литература 100
- Качества природного газа как моторного топлива
- Горение углеводородов
- Общий вид уравнений ХТТ. Граничные и начальное условия
- Расчеты трехмерных полей температуры и содержания компонентов продуктов горения методом ХТТ
Качества природного газа как моторного топлива
Особые свойства газового топлива позволяют добиваться в газовых двигателях более высоких мощностных и топливно-экономических показателей, чем у аналогичных по способу организации рабочего процесса бензиновых двигателей.
В простейшем варианте, наиболее распространенном в мировой практике, газовый двигатель выполняют с внутренним смесеобразованием и искровым зажиганием, т. е. в виде, аналогичном бензиновому двигателю.
При этом, показатели рабочего процесса существенно отличаются у газового и бензинового двигателей. Индикаторный к.п.д. бензинового двигателя на всех общих для обоих процессов составах смеси оказывается выше, чем у газового. Однако максимум к.п.д. газового двигателя соответствует более бедным составам смеси. Для бензинового двигателя оптимальный по экономичности коэффициент избытка воздуха опт=1,1, для газового опт= 1,5.
Более низкий к.п.д. газового двигателя объясняется повышенными вентиляционными потерями и меньшей развиваемой мощностью. Среднее индикаторное давление при газовом рабочем процессе ниже, чем при работе на бензине. Недобор мощности связан с худшим наполнением и меньшей теплотой сгорания стехиометрической смеси. Поскольку двигатель в обоих случаях применялся один, возможности повышения наполнения цилиндров, которыми располагает газовое топливо, не использовались. Преимущества газового топлива по энергетическому фактору остались нереализованными. Более того, наполнение двигателя в газовом варианте было снижено более интенсивным, чем в бензиновом двигателе, подогревом воздуха. Подогревающее устройство обеспечивает повышенную температуру воздуха при использовании двигателем газового топлива, по сравнению с работой на бензине отсутствует расход тепла на испарение.
Работа газового двигателя была «мягче» вследствие меньших максимальных давлений цикла pz. Особенно важно, что оптимальный угол опережения зажигания заж на газовом топливе в режиме максимальной экономичности (заж = 35 п.к.в.; опт = 1,3) больше, чем на бензине в том же режиме (заж = 30 п.к.в.; опт = 1,1). Из этого следует, что при работе на газовом топливе характеристика системы регулирования угла опережения зажигания должна быть изменена. Меньшие значения рz и более ранние углы опережения зажигания свидетельствуют о более медленном сгорании газовоздушных смесей по сравнению с бензовоздушными.
Непосредственный впрыск газового топлива по опубликованным разработкам наиболее целесообразно осуществлять через специальную форсунку, расположенную на боковой поверхности цилиндра и в начале процесса сжатия. В этом случае газовое топливо не занимает места в пределах рабочего объема цилиндра двигателя в процессе впуска и наполнение цилиндра воздухом оказывается выше, чем при работе на бензине, который испаряется при прохождении через впускной клапан и вследствие значительного удель 19 ного объема паров уменьшает наполнение.
Если газ хранится при значительном избыточном давлении, то для подачи его в цилиндр не требуется каких-либо компрессорных устройств. Размещение же форсунки на боковой поверхности цилиндра удобно тем, что в период сгорания форсунка оказывается отсеченной поршнем от объема, в котором оно происходит, и тем самым защищается от образования на ее поверхности нагара и прочих нежелательных воздействий.
В случае применения непосредственного впрыска коэффициент наполнения двигателя по воздуху в зависимости от состава смеси должен увеличиваться на 9 - 15 % с пропорциональным увеличением среднего индикаторного давления. При этом рост удельной мощности двигателя сопровождается повышением его к.п.д. вследствие уменьшения доли потерь тепла в стенки и роста термодинамической эффективности из-за увеличения максимального давления цикла. Кроме того, снижаются вентиляционные потери в результате уменьшения количества смеси, проходящей через впускную систему. При таком решении газовый двигатель не уступает бензиновому по мощности и топливной экономичности. Причем на полной мощности его топливная экономичность оказывается выше, чем у бензинового двигателя.
Экологические характеристики автомобильных двигателей в связи с существенным воздействием парка автомобилей на состояние атмосферных загрязнений приобрели большое значение.
Основными токсичными веществами, определяющими загрязнение атмосферы, в отработавших газах двигателей с воспламенением от искры являются окись углерода СО, окислы азота NOx и углеводороды СnНm. Кроме того, в случае применения этилированного бензина образуется опасный загрязнитель - соединения свинца. И наконец, особое место в загрязнениях занимают канцерогенные вещества, основным представителем которых в отработавших газах является бензпирен. Причиной образования окиси углерода и углеводородов в отработавших газах является неполное сгорание топлива, которое особо велико при богатой рабочей смеси, поступающей в цилиндр двигателя. Окислы азота образуются в процессе сгорания топлива в зонах, где возникает высокая температура. Процесс окисления азота становится заметным лишь при нагреве до температуры более 2000 К. Столь высокие температуры имеют место в зонах, где сгорание происходит при давлении близком к максимальному в цикле. Поэтому образование окислов азота идет тем более интенсивно, чем выше максимальное давление цикла.
Кроме того, на количестве образовавшихся окислов азота сказывается наличие свободного кислорода, который ускоряет окисление. Поэтому наибольшие концентрации окислов азота в отработавших газах наблюдаются при слегка обедненных смесях, когда температура сгорания достаточно высока и имеется в достаточных количествах свободный кислород. Обеднение смеси с этого уровня снижает температуру сгорания, а обогащение - концентрацию свободного кислорода. В обоих случаях имеет место снижение концентрации окислов азота.
Особенности образования токсичных веществ в двигателях внутреннего сгорания отражаются на токсических регулировочных характеристиках бензинового и газового двигателей (рис. 1.2).
Кривые 1 и 2 показывают изменение концентрации оксида углерода, соответственно, для бензинового и газового двигателей. Газовым топливом является метановый природный газ. Эти характеристики мало отличаются одна от другой. Особенность обеих характеристик - наличие СО при стехио-метрическом составе смеси ( = 1). Причем концентрация этого продукта неполного сгорания доходит до 1 % при работе на бензине и составляет 0,5 % при работе на газовом топливе. Это означает, что на обоих видах топлива при стехиометрическом составе смеси имеет место недогорание, которое на газовом топливе несколько меньше, чем на бензине. Тем не менее, газовый двигатель в отношении этого компонента имеет существенные преимущества. Пределы воспламенения топливно-воздушной смеси газового топлива смещены в сторону бедных составов, т. е. рабочая область газового двигателя лежит в зоне малых концентраций СО.
Иная картина наблюдается с образованием оксидов азота. Кривые 3 и 4 показывают изменение их концентрации в зависимости от коэффициента избытка воздуха соответственно для бензинового и газового двигателей. Обе кривые имеют острый максимум в области бедных смесей, однако максимум для газового двигателя смещен в сторону бедных смесей и имеет примерно в 2 раза более низкое значение. Оба максимума примерно соответствуют по положению пределу эффективного обеднения, вследствие чего регулирование двигателя на максимум экономичности соответствует максимальному выбросу окислов азота. Однако для газового двигателя этот выброс в 2 раза ниже.
Горение углеводородов
Решение системы кинетических уравнений (2.10) на ЭВМ проводилось при константах скорости табл. П.1, с пересчетом констант по (2.8). Температура и давление стехиометрической смеси были заданы постоянными: Т = 2500 К; р = 25-105 Па. Начальные мольные доли метана ОД, кислорода О2 и азота N2 в горючей смеси определялись аналогично (2.11) - (2.13). Результаты расчета представлены в табл. 2.4. Указаны шаг решения DT в сек, время процесса ТАР, начальные мольные доли СН4, О2, N2.
Полученные с помощью вспомогательных программ результаты уравновешивания представлены в табл. П.1и П.2 для всех реакций схемы Басе-вича В.Я., дополненной основными реакциями образования NO (по Зельдовичу).
Время решения на ПЭВМ кинетической задачи горения во фронте пламени ДВС методами Рунге-Кутта составляет несколько суток. Использование методов переменного порядка точности - метода Гира - сокращает машинное время до нескольких секунд, т.е. в 105 раз (!). Основы теории решения методом Гира и особенности численного решения уравнений кинетики горения изложены в монографии [24].
Быстрота решения методом Гира позволяет рассчитать кинетический процесс до практически равновесного состояния (до 0,1… 10 с). В табл. 2.3 представлены результаты, полученные при постоянных температурах 2500 К и давлении 2 МПа. Каждый абзац таблиц начинается с указания текущего времени ТА, с; шага решения Н, с; текущей температуры Т, К и давления Р. Далее указаны мольные доли компонентов в порядке, соответствующем нижнему абзацу. Анализ результатов показывает, что к концу решения стабилизируется содержание всех основных компонентов. В последнем абзаце приведены данные равновесного расчета состава продуктов сгорания. Для основных компонентов (подчеркнуты) конечные данные кинетики отличаются от равновесных не более, чем на 3 %.
Для описания образования токсичного оксида азота будем использовать расширенный механизм Зельдовича (табл. П.2) 2.2. Одномерная химическая кинетика горения
Постановка и решение задачи для бензинового топлива приведены в монографии [25]. Будем считать, что турбулентный фронт горения в ДВС представляет собой сильно деформированную поверхность непрерывно изменяющейся геометрии, в микроокрестности каждой точки которой наблюдается ламинарное горение. При этом выделяется теплота горения, изменяются химический состав, температура и плотность потока смеси, пересекающего эту поверхность вдоль местной нормали. Такая модель турбулентного фронта носит название микроламинарной.
Объем общего механизма (включая образование NO) составил 262 реакции в которых участвуют 33 компонента (табл. П.1 и П.2).
Система уравнений кинетической модели ламинарного горения включает в себя уравнения химической кинетики для 33-х компонентов смеси, а также уравнение энергии (в стационарном приближении) для потока, пересекающего поверхность горения, и выражение для нормальной скорости горения (уравнения Зельдовича Я.Б. и Франк-Каменецкого Д.А.):
Здесь: і - время; rt - мольная доля /-го компонента; п - нормаль к поверхности горения; Т - температура смеси; Я - коэффициент теплопроводности смеси; ср - теплоемкость смеси при постоянном давлении; Sy и Щ -скорость и тепловой эффект у-й реакции с участием /-х частиц; р - текущая плотность смеси, ju - текущая средняя молярная масса; ип - нормальная (при начальной температуре) скорость горения; а - коэффициент температуропроводности смеси; &Т - эффективная тепловая толщина фронта горения; индекс н - параметр при начальной температуре.
Помимо основной системы уравнений использовались выражения: pju Stj =+ kfrarp - V ; P = — ; = ZJi i , (2.22) где: / -константы скорости прямой или обратнойу-ой реакции; а, Д «5- значения / для компонентов, участвующих в реакции; ]щ - молярная масса /-го компонента; R - универсальная газовая постоянная.
Начальное условие включает в себя состав свежей горючей смеси, содержащей остаточные продукты сгорания в объеме камеры сгорания. Доля последних зависит от степени сжатия двигателя = 12, что определяет коэффициент остаточных газов у = 0,085. Примем состав отработавших газов для = 1: 02 - 1%; Н20 - 13 %; С02 - 11,5%; N2 - 74,5 %. Для других значений состав меняется. Итоговый состав разбавленной горючей смеси определялся по выражению
В первом приближении, нормальная скорость горения ип в уравнении (2.20) задавалась произвольно. Задача решалась методом установления, т.е. уравнение (2.20) использовалось в нестационарном виде и решалось совместно с системой (2.19) методом прогонки вплоть до установления стационарного профиля температур. Решение системы уравнений кинетики (2.19) проводилось методом переменного порядка точности Гира [26, 27]. При решении уравнения (2.20) величина шага по времени составляла Ах = 10 6 с, число шагов по координате варьировалось от 500 до 50000. В пределах шага Ах, для определения источника тепла в уравнении (2.20) методом Гира решалась система уравнений химической кинетики (2.19) - при этом шаг метода последовательно увеличивался от 10-20 до 10-6 с.
Общий вид уравнений ХТТ. Граничные и начальное условия
Здесь: и, w - проекции скорости движения смеси; aTи DT - турбулентные коэффициенты температуропроводности и диффузии продуктов сгорания; gt - массовые доли компонентов продуктов сгорания; р - плотность смеси; р -давление; ср - теплоемкость продуктов сгорания; Щ - тепловой эффект реакции; ЦІ - молярная масса компонента; п - нормаль к границе; N - число компонентов; М- число реакций; а - местный коэффициент избытка воздуха в горючей смеси. Индексы: / - номер компонента (/ N); j - номер реакции (J М); F - фронт горения; W - граница поля решения; н - начальные значения; р - прямая реакция; о - обратная. В выражениях (3.20) скорость реакции и константа скорости вычисляются следующим образом: Sf = kfgagpl(jda/up\ kf =АТпехр (-ЕІКГ)9 (3.24) где а и /3 различные значения /. Рассмотрим особенности процесса ХТТ в процессе выпуска продуктов сгорания. При открытии выпускного клапана большая часть продуктов сгорания (около 2/3 массы) быстро выбрасывается в выпускную магистраль (выхлоп) и затем, вместе с принудительно вытесняемыми газами, уходит через нее в атмосферу (вытеснение). Поскольку основное изменение содержания СО ( 90 %) и NO ( 100 %) наблюдается в процессах горения и такте расширения, задача выпуска не рассматривается.
Решение задачи ХТТ проводилось методом расщепления шага по времени, внутри расщепленного шага по каждой из координат использовался метод прогонки, для вычисления источников тепла и массы компонентов применялся метод Гира. Использование достаточно простых и устойчивых методов расщепления позволило применять большой шаг по координатам (на сетке поля 33х33х17). Это существенно уменьшило машинное время решения.
Общий алгоритм решения задачи ХТТ описан в приложении на рис.П.7.
В монографии [30] опубликованы данные по спектральным измерениям в камере сгорания двигателя ВАЗ-21011 при различном избытке воздуха за счет регулировки карбюратора. Эти результаты нанесены на рис. 3.10 в виде точек, характеризующих относительную интенсивность (наибольшая принята за 1) излучения полос возбужденных радикалов СН и ОН в ультрафиолетовой части спектра. На массив экспериментальных точек, каждая из которых является средней по данным 5-7 последовательных измерений, на 72 ложены расчетные графики относительных максимальных мольных долей радикалов СН и ОН, полученные при различных а (и ТG). Метин СН является типичным представителем углеводородной группы радикалов, концентрация которых достигает максимума уже в начале процесса, после чего начинается "развитое" горение смеси. Наибольшее содержание гидроксила ОН наблюдается в конце горения, его доля определяет ведущий процесс этого периода - окисление оксида углерода СО. В настоящее время неизвестно соотношение концентраций возбужденных в результате реакций радикалов СН , ОН и "спокойных" радикалов СН, ОН, доля которых определяется в кинетических расчетах, и это соотношение может быть существенно нелинейным. Тем более показательным, и подтверждающим достоверность кинетики Расчетные графики относительной максимальной мольной доли радикалов и экспериментальные точки относительной интенсивности их спектрального излучения А - ОН ; п - СН (р = 0,7 МПа) Кроме того, кинетика горения метана Басевича В.Я. подтверждается энергетически - результаты расчетов количества теплоты, выделяющейся при горении, практически совпадают с термодинамическими данными (раздБасе-вича В.Я., является качественное соответствие экспериментальных и расчетных данных рис. 3.10.
Тестовые расчеты методом ХТТ в случае однородных полей коэффициента избытка воздуха в камере сгорания
Известно [3], что зависимость содержания оксида NO в отработавших газах от коэффициента избытка воздуха для метановоздушной смеси имеет максимум при = 1,3. Этот максимум смещен, по сравнению с бензином, в сторону бедных смесей (см. разд. 1). Известно, что уменьшение содержания оксида NO в достаточно богатых смесях ( 1,3) обусловлено низким содержанием кислорода в смеси. Для бедных смесей ( 1,3) слишком мал уровень температур смеси, что замедляет образование NO.
Результаты расчета ХТТ в случае однородных полей при значениях = 0,9/1,0/… /1,7 (рис. 3.11) показывают достаточно хорошее соответствие известным экспериментальным данным (пунктир).
Расчеты трехмерных полей температуры и содержания компонентов продуктов горения методом ХТТ
На основе выполненных задач диссертационного исследования достигнута поставленная цель: определено рациональное расположение форсунки на поверхности цилиндра ДВС, обеспечивающее низкий уровень содержания оксида азота в выхлопе двигателя, работающего на газовом топливе (метане), что может использоваться при постановке и решении аналогичных задач для других двигателей того же типа.
Предложена двухэтапная методика расчета полей скорости и содержания компонентов продуктов сгорания в процессах всасывания, впрыска газового топлива (метан), смесеобразования, а также горения во фронте пламени, догорания и расширения газов вплоть до выхлопа.
В качестве первого этапа проведены расчеты двухмерных турбулентных полей скорости химически не реагирующей смеси с помощью интерактивной программы GAS2 проф. Дунаева В.А. Конечным результатом является поле коэффициента избытка воздуха в камере сгорания перед зажиганием смеси. Рельеф этого поля зависит от расположения форсунки впрыска.
Поле , а также поля скорости, использовались для решения задачи второго этапа – расчета химического турбулентного тепломассообмена (ХТТ) при догорании за фронтом пламени и последующем расширении смеси. Метод ХТТ позволяет получить трехмерные поля содержания химически реагирующих компонентов, в том числе токсичного оксида азота NO.
Сочетание двухмерных и трехмерных задач позволяет решить основную проблему методик этого направления – сократить затраты машинного времени от нескольких суток до нескольких часов. Этой же цели служит сокращение химической кинетики горения: для бедных горючих смесей диапазона 1,0…2,0 и сравнительно медленных реакций догорания (в которых и образуется оксид NO) - количество обратимых ведущих реакций составило 12 (из 131) для 13 компонентов (из 33). Применение двухэтапного метода расчета содержания оксида NO в отработавших газах позволяет достаточно оперативно, в первом приближении, оценить взаимное расположение форсунки, клапанов, свечи зажигания, а также подобрать форму камеры сгорания и ряд параметров впрыска и горения.
Полученные в работе результаты позволяют сделать следующие выводы.
1. Предложена и апробирована методика определения оптимального расположения газовой форсунки в поршневом двигателе, обеспечивающая минимальное содержание оксида азота в отработавших газах объекта исследования.
2. Применен алгоритм раздельного решения общей задачи, включающий в себя расчеты двухмерных турбулентных полей скорости с помощью интерактивной программы GAS2 проф. Дунаева В.А. и решение трехмерной задачи химического турбулентного тепломассообмена, поставленной проф. Чесноковым С.А.
3. Решена задача одномерной химической кинетики горения метана в микроламинарном турбулентном фронте пламени для различных значений КИВ. Проведен расчет равновесных составов продуктов сгорания метана при различных КИВ и аппроксимация их полиномами. Показано, что состав смеси на выходе фронта можно считать равновесным (кроме оксида NO).
4. Проведены расчеты полей скорости в приближении турбулентной химически не реагирующей смеси для процессов всасывания, сжатия и смесеобразования в цилиндре, для конвективного движения в области за фронтом горения и при последующем расширении вплоть до выпуска отработавших газах. Для этих же процессов вычислялось давление, температура, плотность и др. параметры.
5. При всасывании воздуха отмечено наличие в цилиндре двух цирку ляционных зон различной интенсивности. Это позволило выбрать четыре ва рианта расположения форсунки, истекающая струя которой может быть со 98 путствующей или пересекающей поток воздуха на разных участках его циркуляции. Среднее значение коэффициента избытка воздуха (КИВ) в камере сгорания (КС) ср = 1,5 для всех вариантов. Получены поля КИВ в КС для всех вариантов расположения форсунки. Впрыск форсунки № 2 создает заведомо невыгодное поле .
6. Методика разделения фронта на несколько участков, каждый из которых проходит свои зоны , позволила подготовить исходные данные для программы GAS2: скорость движения фронта, скорости оттока газов от фронта и температуры участков фронта, а также задать их в виде простых кусочно-линейных аппроксимаций во времени процесса.
7. Проведено сокращение общего механизма горения метана Басевича В.Я. (128 реакций) для медленного процесса догорания за фронтом пламени. Для бедных смесей газовых топлив ( = 0,9 – 2,1) число ведущих обратимых реакций уменьшено до 12. Сравнения результатов тестовых расчетов догорания показывают расхождение не более 5 %.
8. Проведен расчет трехмерных полей температуры и содержания компонентов в области догорания за фронтом пламени и в процессе расширения смеси (задача ХТТ), получены графики изменения среднеобъемной мольной доли оксида азота rNO во времени (углу ПКВ) вплоть до выхлопа для вариантов расположения форсунки № 1, 3 и 4. Наименьшее конечное содержание оксида азота в отработавших газах rNO = 0,1% получено для варианта расположения форсунки № 3, который можно рассматривать как рациональный.
9. Максимальное давление в цилиндре для вариантов расположения форсунки № 1, 3 и 4 достигало, соответственно, 5,0; 4,2; 4,4 МПа. Среднее индикаторное давление составило pi = 0,8; 0,65; 0,7 МПа. Таким образом, давление pi - характеризующее энергетические возможности двигателя, ми нимально для варианта № 3.
