Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1 Обзор литературных данных 10
1.1 Горение тяжелых углеводородов 10
1.2 Образование оксида азота 26
1.3 Выводы по главе 32
ГЛАВА 2 Химическая кинетика горения 34
2.1 Подготовка исходных данных 34
2.1.1 Начальные данные 34
2.1.2 Расчет равновесного состава и теплоемкости 36
2.1.3 Кинетический механизм образования оксида азота 41
2.2 Уравновешивание кинетического механизма горения гептана в воздухе 44
2.3 Нульмерная химическая кинетика горения 45
2.4 Сокращение кинетического механизма горения гептана в воздухе 55
2.5 Реакции кинетики догорания компонентов в ДВС 57
2.6 Выводы по главе 58
ГЛАВА 3 Химический турбулентный тепломассообмен 60
3.1 Общее описание процесса ХТТ 60
3.2 Исходные данные для решения задачи ХТТ 61
3.2.1 Ламинарные характеристики переноса 61
3.2.2 Турбулентные характеристики переноса 62
3.3 Исходные поля для решения задачи ХТТ 63
3.3.1 Поля скорости 64
3.3.2 Поля турбулентности 66
3.3.3 Поля коэффициента избытка воздуха 69
3.4 Общий вид уравнений ХТТ. Граничные и начальные условия 72
3.5 Допущения и математическое описание задачи ХТТ 78
3.6 Выводы по главе 81
ГЛАВА 4 Химический турбулентный тепломассообмен в двигателе с непосредственным впрыском топлива 82
4.1 Алгоритм решения задачи ХТТ 82
4.2 Стехиометрический впрыск двигателя 83
4.2.1. Исходные данные 84
4.2.2 Тепломассообмен при выхлопе и вытеснение продуктов сгорания 86
4.2.3 Результаты и их анализ 87
4.3 Общие графические зависимости задачи ХТТ 95
4.4 Выводы по главе 98
ГЛАВА 5 Экспериментальные исследования в ДВС 100
5.1. Измерение давлений и расходов 100
5.2 Измерение температуры горения в цилиндре ДВС 103
5.3 Ультрафиолетовый спектр. Излучение радикалов и турбулентная скорость горения 108
5.3.1 Спектрограф ИСП-30. Модернизация и градуировка 108
5.3.2 Горение в ДВС 115
5.4 Сравнение расчетных и экспериментальных данных 119
5.5 Выводы по главе 121
Заключение 123
Список литературы
- Образование оксида азота
- Кинетический механизм образования оксида азота
- Ламинарные характеристики переноса
- Тепломассообмен при выхлопе и вытеснение продуктов сгорания
Введение к работе
Существенную роль в загрязнении окружающей среды играют двигатели внутреннего сгорания, которые благодаря своим технико-экономическим показателям еще долго будут оставаться основными силовыми агрегатами для автомобильного транспорта. Поэтому работы по улучшению их экологических характеристик являются актуальными.
Общепринятое математическое описание рабочего процесса и горения в двигателях внутреннего сгорания (ДВС) предполагает наличие однородных, или, в случае многозонных моделей, ступенчато-однородных полей температуры, коэффициента избытка воздуха (КИВ) и, тем самым, концентрации компонентов продуктов сгорания (ПС).
Для обеспечения высокого уровня организации рабочего процесса необходимо разрабатывать системы смесеобразования, позволяющие получать в камере сгорания (КС) наиболее выгодные неоднородные поля КИВ а перед зажиганием. Эти поля должны обеспечивать надежное воспламенение в окрестности свечи зажигания, низкую токсичность отработавших газов (ОГ), отсутствие детонации к концу горения и малый общий расход топлива. Для подбора полей а нужно использовать более совершенное математическое описание их образования и горения в них на уровне задач тепломассобмена.
Принято, что процесс горения топлива в КС определяется совокупностью следующих основных процессов: химическими реакциями, развитием турбулентности и тепломассообменом между компонентами смеси и стенкой КС. В соответствии с этим горение топлива можно рассматривать как химический турбулентный тепломассообмен (ХТТ). Понятие и метод ХТТ впервые в России введены С.А. Чесноковым в монографии [1].
Именно процесс ХТТ, начинающийся за фронтом пламени, как догорание перемешивающихся масс продуктов сгорания с избытком
кислорода или горючих компонентов и продолжающийся вплоть до выпуска ОГ, определяет уровень их токсичности.
Метод ХТТ реализуется при последовательном решении задач: впрыска и испарения топлива, турбулентного горения в неоднородной горючей смеси, догорания продуктов за фронтом пламени и в течение такта расширения.
В настоящее время в печати появились достаточно полные (двухстадийные) механизмы горения топлив. Их применение позволяет снизить начальную (пусковую) температуру для модели химической кинетики и уточнить результаты, избежав, например, искусственных поправок теплоемкости в первых версиях задачи ХТТ [1].
Объектом исследования является ДВС с непосредственным впрыском топлива в цилиндры двигателя Mitsubishi 4G93-DOHC-GDI - далее GDI.
В работе этого двигателя различают три возможных режима в зависимости от характера движения:
- мощностной режим (впрыск топлива осуществляется во время такта впуска, при котором достигается стехиометрическое воздушно-топливное соотношение 14,7:1). При интенсивной городской езде, высокоскоростном движении и обгонах в двигателе реализуется так называемый стехиометрический впрыск топлива в цилиндр, создающий в среднем стехиометрическую (но неоднородную) горючую смесь. Степень неоднородности поля КИВ и его ориентация должны обеспечивать надежное зажигание вблизи электросвечи (а~0,8) и отсутствие детонации вдали от нее (а~1,2). Топливо впрыскивается в процессе такта впуска коническим факелом. Оно распыляется по всему цилиндру и, испаряясь, охлаждает при этом воздух в нем, что улучшает его наполнение, а также снижает вероятность возникновения детонации и калильного зажигания. Этот благоприятный эффект позволяет достичь высокой степени сжатия, а значит и высокой мощности;
- режим работы на сверхбедной смеси (впрыск топлива происходит во
время такта сжатия). Этот режим используется при малых нагрузках: при спокойной городской езде и загородном движении на скоростях до 120 км/ч. В этом случае топливо подается в цилиндр практически как в дизеле - в конце такта сжатия, впрыскиваясь компактным факелом и, смешиваясь с воздухом, направляется сферической выемкой поршня. Таким образом наиболее обогащенное топливом облако оказывается непосредственно около свечи зажигания и благополучно воспламеняется, поджигая затем бедную смесь. В результате двигатель устойчиво работает даже при общем соотношении воздуха и топлива 40:1;
- двухстадийный режим смесеобразования (впрыск топлива
происходит дважды — во время тактов впуска и сжатия). Он позволяет
повысить момент двигателя, когда водитель, двигаясь на малых оборотах,
резко нажимает на педаль акселератора.
Когда двигатель работает на малых оборотах, а в него вдруг подается обогащенная смесь, вероятность детонации еще возрастает. Небольшое количество топлива впрыскивается в цилиндр на такте впуска и охлаждает воздух в цилиндре. При этом он заполняется сверхбедной смесью (примерно 60:1), в которой детонационные процессы не происходят. Затем, в конце такта сжатия, подается компактная струя топлива, которая доводит соотношение воздуха и топлива до «богатого» 12:1.
В работе рассматривается стехиометрический впрыск топлива в цилиндры ДВС, обеспечивающий мощностной режим работы двигателя GDI.
Предметом исследования является процесс горения топлива, сопровождающийся образованием монооксидов углерода и азота.
Целью работы является снижение токсичности отработавших газов в режиме стехиометрического впрыска топлива на основе полного (двухстадийного) кинетического механизма горения.
Научная задача работы состоит в развитии и уточнении метода ХТТ, позволяющего разрабатывать эффективные модели горения и применять их
8 для повышения экологической чистоты рабочих процессов в ДВС.
Цель и задача работы определили необходимость решения следующих
промежуточных задач:
произвести многовариантные расчеты задачи впрыска и испарения топлива по известным турбулентным полям скорости и коэффициенту турбулентного обмена; обобщить результаты в виде зависимости неоднородности поля КИВ перед зажиганием от параметров впрыска;
выбрать по литературным данным двухстадийный механизм горения модельного топлива, позволяющий уточнить описание процесса ХТТ; обработать и сократить механизм для условий ДВС с целью уменьшения времени расчетов на ЭВМ;
рассчитать температуру горения и конечный состав продуктов сгорания (включая оксид N0) для различных локальных значений коэффициента избытка воздуха в КС;
решить основную уточненную задачу ХТТ в зоне догорания за фронтом пламени и в течение такта расширения при различной степени рециркуляции ОГ; обобщить полученные результаты в виде графических зависимостей, позволяющих определить содержание оксидов азота и углерода в ОГ по параметрам впрыска; произвести оценку изменений среднего индикаторного давления ДВС при варьировании этих параметр амов;
5) сравнить расчетные данные с результатами экспериментов по
измерению температуры горения и содержанию оксидов углерода и азота в
ОГ.
Задачи 1, 3 и 5 решались с помощью известных программ и методик, разработанных С.А. Чесноковым [1].
Методы исследования базируются:
- теоретические: на основных положениях химической кинетики, турбулентной газодинамики и механики газовых смесей; в работе используются приемы математического анализа, а также математическое
9 моделирование на основе численных решений систем дифференциальных
уравнений;
- экспериментальные: на применении спектрометрии при измерениях
температуры и турбулентной скорости горения, а также серийных датчиков
при замерах содержания оксидов углерода и азота в ОГ.
Научная новизна результатов работы заключается в следующем:
- предложена новая версия метода ХТТ, отличающаяся от известной
[1] применением расширенной кинетической модели горения, что позволило
уточнить содержание оксидов углерода и азота в ОГ ДВС;
- теоретически исследована и установлена закономерность изменения
токсичности ОГ за счет варьирования неоднородностью поля коэффициента
избытка воздуха в КС и степенью рециркуляции ОГ.
Практическая значимость работы заключается в том, что полученные результаты позволяют:
- по предложенной методике произвести прогноз уровня токсичности
ОГ на основании итоговых графических зависимостей без выполнения
сложных расчетов;
- оценить среднее индикаторное давление в ДВС для сохранения
энергетических характеристик двигателя на достаточно высоком уровне.
Апробация работы. Основные положения диссертации докладывались и обсуждались на Международной конференции Двигатель - 2007, посвященной 100 - летию школы двигателестроения МГТУ им. Н.Э. Баумана - г. Москва, МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2007; Всероссийской ежегодной научно-технической конференции «Наука — производство - технологии — экология» - г. Киров, ГОУ ВПО «ВятГУ», 2008; Международной научно — производственной конференции, посвященной 50 - летию ПТУ АС и 10 -летию кафедры «Автомобили и автомобильное хозяйство» - г. Пенза, ГОУ ВПО «ПГУАС», 2008; VI всероссийской научно - технической конференции «Политранспортные системы» - г. Новосибирск, ГОУ ВПО «СГУПС», 2009.
Образование оксида азота
В работе А. Теодорчука и Т. Рихтера «Математическая модель образования NO в поршневом двигателе с искровым зажиганием» [33] предлагается математическая модель рабочего цикла двигателя. Для расчета термодинамического состояния в камере сгорания в течение тактов сжатия, сгорания и расширения использована нульмерная модель сгорания. Приняты следующие допущения: - толщина зоны реакций пренебрежимо мала, происходит послойное сгорание заряда. - в течение периода горения объем камеры сгорания разделен на две зоны: зону сгоревших газов и зону смеси свежего заряда с остаточными газами. - давление смеси одинаково по всему объему камеры сгорания. - свежий заряд и сгоревшие газы не смешиваются друг с другом. - концентрации компонентов О, 02, N2, ОН, Н (исходных для образования N0) приняты равновесными, т.е. окисление углеводородов при сгорании происходит намного быстрее окисления азота. Образование N0 описывается механизмом, предложенным Я.Б. Зельдовичем и др. [34]: N+NO - N2+0, N+02 - NO+0, N+0H N0+H.
Модель позволяет определять максимальное (в начале горения), минимальное (в конце горения) и среднее по объему камеры сгорания (общее) содержание N0 в любой момент времени при различных коэффициентах избытка воздуха, времени зажигания топливо-воздушной смеси, степени сжатия и других параметрах работы ДВС. При послойном сгорании заряда учитывается адиабатное поджатие уже сгоревших слоев (эффект Махе), что заметно повышает температуру этих слоев и концентрацию N0.
Модель показывает удовлетворительное согласие с результатами, полученными при экспериментах. Она может применяться при расчете параметров двигателей с нетрадиционным циклом, для которого отсутствует достаточный объем экспериментальных данных.
В статье СМ. Когарко и В.Я. Басевича «Теоретическое рассмотрение возможных схем снижения концентрации NO при горении» [35] говорится о том, что уменьшение окиси азота, выбрасываемого в атмосферу, можно добиться двумя способами: связыванием образовавшейся при горении окиси азота тем или иным химическим соединением или путем уменьшения образования NO в течение превращения исходной смеси в продукты реакции за счет соответствующей организации процесса горения.
Экспериментальные данные показывают, что при коэффициенте избытка воздуха менее 0,67 окись азота практически не образуется. Для расчетов горения метана использовались стандартные кинетические программы. Полагалось, что процессы смешения идут быстро и не задерживают течение химических реакций, отсутствует теплообмен со стенкой.
Для уменьшения образования окиси азота предлагается организовывать процесс сгорания при пониженной температуре, разбив его на два этапа: на первом сжигать предельно богатую смесь и производить съем тепла с продуктов реакции в теплообменнике, тем самым охлаждая продукты реакции до заданной температуры; на втором этапе - при добавлении воздуха до стехиометрического состава - дожигать продукты неполного сгорания до конечных продуктов, т.е. до СОг и Н20.
Можно проводить двухступенчатое сжигание: после первого этапа сжигания при а = 0,67 охладить продукты неполного горения, но не в теплообменнике, а путем быстрого ввода воздуха, и затем провести при низкой температуре дожигание до конечных продуктов. При этом необходимо обеспечить однородность смеси при а = 0,67, а при вводе воздуха организовать быстрое и эффективное смешение, чтобы в процессе смешения не образовывалось дополнительное количество окиси азота.
Авторы указывают, что до сих пор не рассматривалось влияние турбулентности на протекание химической реакции образования NO. Отмечается, что в литературе по этому поводу имеются разноречивые экспериментальные данные, свидетельствующие, с одной стороны, об увеличении скорости образования NO при горении углеводородов, а с другой стороны, - об ее уменьшении. Для выяснения влияния турбулентности на процесс образования NO при горении проведен приближенный расчет горения водорода, где кинетика более ясна, чем в случае углеводородов.
Показано, что с увеличением турбулентности растет скорость распространения пламени (пламя охватывает больший поперечный размер), но максимум концентрации атомарного кислорода падает в 1,5 - 2 раза при неизменной температуре - это означает, соответственно, меньшую скорость образования окиси азота. Таким образом, теоретические расчеты позволяют предположить, что с увеличением степени турбулентности выход окиси азота должен падать. Отметим, что результаты С. А. Чеснокова [1] не подтверждают этого.
Кинетический механизм образования оксида азота
В настоящее время механизм образования оксида азота NO в пламенах изучен достаточно подробно. В камере сгорания NO может образовываться следующим образом: - при высокотемпературном окислении азота воздуха («термические» NO); - в результате низкотемпературного окисления азотсодержащих соединений топлива («топливные» NO); из-за столкновения углеводородных радикалов с молекулами азота («быстрые» N0). В камерах сгорания, как следует из многочисленных работ, доминируют «термические» NO, образующиеся из молекулярного азота по механизму Я.Б. Зельдовича (таблица 2.4). В нем ведущую роль играют свободные атомы кислорода. N + NO - N2 + О является единственной реакцией, разрушающей прочную связь молекулы азота N2. Для ее осуществления необходимы значительные энергетические затраты. Образование атомарного кислорода идет по схеме 02 - О + О, тепловой эффект которой составляет Н = - 498,4 кДж/моль. Столь значительный энергетический уровень механизма Я.Б. Зельдовича предопределяет исключительно сильную зависимость скорости образования оксида азота от температуры.
Так же стоит отметить, что концентрация NO линейно растет с увеличением концентрации атомарного кислорода и экспоненциально с увеличением температуры. Поэтому в условиях ДВС наиболее простым и эффективным средством уменьшения выбросов NO является воздействие на температуру продуктов сгорания.
Источником образования «топливных» оксидов азота, поступающих в атмосферу с продуктами сгорания, являются азотсодержащие соединения, входящие в состав топлив. В бензине этих компонентов либо крайне мало (0,007-0,01 %) [48] и они не оказывают существенного влияния на процесс образования NOx, либо они вообще отсутствуют. «Быстрые» NO образуются непосредственно в зоне горения углеводородных топлив в результате связывания молекул азота углеводородными радикалами. Первоначально ускорение процесса образования NO перед фронтом пламени и непосредственно в зоне горения при низкой температуре пытались объяснить сверхравновесной концентрацией О, которая на два порядка выше равновесной. Однако дальнейшие более углубленные исследования опровергли это предположение. При низких температурах «термический» механизм работает очень медленно и основная часть NO образуется через предварительное формирование азотсодержащих углеводородов.
Впервые предположение об активном участии углеводородных радикалов в процессе образования NO высказал Фенимор [39]. Им была предложена схема связывания молекулы азота радикалом СН. CH + N2 HCN + N.
Далее образовавшийся атомарный азот N, взаимодействуя с радикалом ОН, образует оксид азота (таблица 2.5). Взаимодействие азотсодержащих углеводородов и их окисление до NO происходит по более сложным и разветвленным схемам предлагаемым, например, в работах [40] и [41].
Энергетические затраты, необходимые для осуществления реакций образования «быстрых» N0, малы, поэтому взаимодействие по ним может осуществляться даже при низкой температуре.
Поскольку по окончании химических реакций устанавливается химически равновесное состояние, определяемое константами равновесия к1{=кр/к0, это состояние является предельным и характеризуется соотношением констант скорости прямой кр и обратной к0 реакций. Поэтому константы кр и к0 не могут определяться независимо друг от друга. Значения констант равновесия вычисляются методами термодинамики и более достоверны. В прикладных задачах константы равновесия удобно определять через равновесные доли компонентов - по данным термодинамических расчетов равновесия (п. 2.1.2).
По известным константам равновесия и константам прямых реакций можно вычислить константы обратных реакций к0 — кр I kR в интервале условий, характерных для горения — от температуры воспламенения приблизительно 1000 К при давлении в конце сжатия около 2 МПа до максимальных температур и давлений 3000 К и 5 МПа. Эта процедура совершалась для каждой из реакций при трех температурах 1000; 2000; 3000 К и, соответственно, давлениях 2; 3,5; 5 МПа. Три уровня температур и давлений характерны для трех периодов горения: воспламенения, развитого горения и окончания горения. Результаты позволили определить три параметра (А, п, Е) констант равновесия и скорости обратных реакций в соответствии с законом Аррениуса k = AT"exv(-E/RT). (2.21) Полученные с помощью вспомогательных программ результаты указанных вычислений представлены в таблице П.1 для обратимых реакций кинетического механизма Т. Хелда [27]. В таблице П.2 представлены параметры прямых реакций кинетического механизма Т. Хелда [27], дополненные реакциями образования N0 (таблицы 2.4 и 2.5), а также константами обратных реакций из таблицы П.1. Во всех последующих кинетических расчетах будут использованы параметры реакций, представленные в таблице П.2.
Ламинарные характеристики переноса
Турбулентные характеристики переноса - кинематический коэффициент вязкости, коэффициенты теплопроводности, диффузии и т.п., в условиях камеры сгорания ДВС значительно, на два-три порядка, превышают соответствующие ламинарные характеристики. В настоящее время в литературе опубликовано несколько полуэмпирических моделей турбулентности [51-53]. Для последующего сравнения проведем приближенную оценку влияния турбулентности на характеристики переноса на основе данных А.В. Талантова [54] и В.М. Иевлева [55]. В работе [54, с. 138] для однородной турбулентности вдали от стенок, при больших числах Рейнольдса, получена простая зависимость для турбулентного коэффициента вязкости vT V-l/S, (3.1) где V - скорость потока, / - масштаб турбулентности (размер крупных вихрей). Будем считать, что процесс горения является генератором высокочастотных колебаний, а крупномасштабная турбулентность, которая и ведет к ускорению процессов переноса, определяется газодинамикой потока. Для последней характерно образование к концу горения струи продуктов сгорания, оттекающих от фронта горения со скоростью до 50 м/с. Смешение этой струи со сравнительно неподвижной массой продуктов сгорания соответствует течению турбулентной плоской затопленной струи в среде того же газа. Эта задача решена Л. Прандтлем [56, с. 704], причем результаты решения, подтвержденные экспериментально, позволяют вычислить масштаб турбулентности в области смешения / = 0,0246-х, (3.2) где х — координата вдоль области смешения, м. Подставляя это выражение в предыдущее, получим vT =0,0142- V -х. (3.3)
При характерных значениях средней скорости газа V я 15 м/с и координаты х = 0,04 м (равной радиусу цилиндра двигателя) значение турбулентного коэффициента вязкости vT я 0,0085 м /с. Эта величина примерно в 600 раз больше ламинарного кинематического коэффициента вязкости продуктов сгорания v1Mt & 13,5-10"6 м2/с при температуре 2500 К и давлении 4 МПа. Поскольку для газов механизмы передачи импульса, тепловой энергии и распространение массы компонентов смеси (диффузия) одни и те же - путем столкновения молекул, примем, что турбулентные коэффициенты температуропроводности и диффузии в зоне однородной турбулентности (вдали от стенок) во столько же раз больше их ламинарных значений, как и турбулентный кинематический коэффициент вязкости. В то же время, в тонком ламинарном подслое, толщина которого для камер сгорания ДВС по оценкам P.M. Петриченко [57] составляет приблизительно 0,1 мм, необходимо использовать ламинарный коэффициент температуропроводности, который существенно влияет на тепловые потери в стенку. Величина коэффициента диффузии в этом слое не имеет значения, так как диффузионные потоки в стенку равны нулю.
Отметим, что зависимость (3.3) близка к формуле vT =0,013-К-і/, которая используется в [57] при расчетах пристенной струи истекающей из впускного клапана ДВС. Здесь Н - высота открытия клапана, м.
Для решения задачи химического турбулентного тепломассообмена в камере сгорания и цилиндре ДВС при горении и расширении необходимы следующие исходные поля: - нестационарное турбулентное поле скорости; - нестационарное поле коэффициента турбулентного обмена; - поле коэффициента избытка воздуха в бензовоздушной смеси перед зажиганием.
В работе [1] поле скорости в цилиндре двигателя GDI с непосредственным впрыском бензина определялось при решении уравнений Навье-Стокса для плоского турбулентного течения всасываемой струи с помощью программы GAS-2, разработанной д.т.н., профессором В.А. Дунаевым (кафедра «Ракетостроение», ГОУ ВПО «Тульский государственный университет»). Программа GAS-2 решает задачу турбулентной газодинамики в двухмерной нестационарной постановке в области решения, имеющей неподвижные границы (одна из границ может перемещаться плоско-параллельно). Поэтому ее применение для процессов ДВС ограничено двухмерными процессами.
Допущение о двухмерности процессов можно использовать, например, для двигателя- GDI с клапанами, электросвечой, форсункой и камерой сгорания в поршне, расположенными в диаметральном сечении цилиндра. В этом случае процессы впуска и испарения принимаются двухмерными.
На границе всасывания «G» задавались вертикальная и горизонтальная проекции скорости всасывания или скорости оттока от фронта горения. Изменение во времени учитывалось в виде кусочно-линейной аппроксимации. Давление (и плотность) в полости камеры сгорания цилиндра соответствовали политропному процессу. Скорости на поверхности стенок равнялись нулю. Начальная температура в поле решения задавалась одинаковой во всех точках, температура на стенках равнялась ожидаемой для процессов сжатия или горения.
Тепломассообмен при выхлопе и вытеснение 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). Учитывая, что основное изменение содержания СО ( 90 %) и NO (100 %) наблюдается в процессах горения и расширения, рассмотрим упрощенную постановку задачи выхлопа и выпуска. Предполагается, что быстрый процесс выхлопа, продолжительностью 2 мс, является внешне адиабатным процессом (k = 1,26), происходящим без теплообмена с поверхностью цилиндра, поршня и клапана. Примем, что при выхлопе смесь мгновенно перемешивается и становится идеально однородной. При этом в ней продолжаются химические реакции, в частности, окисление оксида углерода, с выделением тепла. Этот процесс выхлопа можно описать в рамках нульмерной кинетики 31 обратимой реакцией догорания, вычисляя по известной из эксперимента кривой давления на каждом шаге по времени адиабатную температуру и выделение теплоты химических реакций в течение шага, повышающее эту температуру.
По окончании выхлопа, в течение 100 мс смесь перемещается в выпускной магистрали, где изменение ее температуры задается линейной зависимостью по данным термопарных измерений [1].
Рассмотрим результаты, полученные для неоднородных полей коэффициента избытка воздуха а в горючей смеси. В качестве базового варианта расчета было выбрано поле со среднеинтегральным по объему камеры сгорания аср=1, значение а в котором меняется от 0,9 в начале горения до 1,1 в конце. Изменением исходных данных по составу горючей смеси учитываем рециркуляцию - добавление в свежую горючую смесь продуктов сгорания из выпускной магистрали. В расчетах также учитываем долю остаточных газов в количестве 4%.
Рассмотрим изменение основных мольных долей в объеме камеры сгорания в характерные моменты времени процессов горения и расширения. Длительность такта расширения при «=3000 об/мин составляет 10 мс.
На рисунке 4.1 представлены результаты, характерные для конца горения т = 1 мс, полученные в диаметральном сечении цилиндра. А в таблице 4.5 приведены средние по объему цилиндра значения температуры и мольных долей компонентов для базового варианта расчета.
Как видно из рисунка 4.1, наибольшая концентрация окиси углерода СО наблюдается в верхней части камеры сгорания, где горела богатая топливная смесь а=0,9. В остальной части камеры сгорания наблюдается снижение доли СО. В турбулентном пограничном слое вблизи стенок камеры сгорания за счет возрастания скоростей реакций с участием СО, ускоряется его выгорание. Наибольшая же концентрация компонентов Ог, О, и ОН наблюдается в нижней части камеры сгорания, где находилась бедная смесь. Максимальное содержание окиси азота NO сохраняется в середине камеры сгорания - в зоне стехиометрической горючей смеси. В области высоких температур оксид азота интенсивно генерируется реакциями, входящими в кинетический механизм Я.Б. Зельдовича (глава 2). Реакции с участием NO не компенсируют друг друга, что является следствием малой скорости окисления азота воздуха и существенно неравновесного содержания оксида Рисунок 4.1— Поля температуры (а) и массовых долей компонентов (6-е) в камере сгорания двигателя GDI в конце процесса горения (т = 1 мс; R=0; 9=3700 пкв) азота к концу горения.
В начале процесса расширения т = 2 мс после окончания горения наблюдается изменение полей температуры и массовых долей основных компонентов (рисунок 4.2 - 4.3). К этому времени над поршнем увеличивается щелевой зазор, который заполняется продуктами сгорания. Значение средней в объеме цилиндра температуры снижается приблизительно на 12% по сравнению с концом процесса горения. В полости цилиндра наблюдается интенсивное снижение уровня СО и рост уровня СОг, а уровень О, 02, ОН, NO изменяется незначительно (таблица 4.6)
Поскольку в центре вихрей конвективное перемешивание отсутствует, реакции расходования радикалов О и ОН замедляются, вследствие чего наблюдается их повышенная концентрация. А разный уровень концентраций радикалов в окрестностях центров вихрей объясняется различным значением температур в этих зонах. Поля радикалов формируются источниками массы быстрых химических реакций с их участием. Вследствие того, что Ог и NO участвуют в сравнительно медленных реакциях, то поля массовых долей этих компонентов в цилиндре двигателя определяются в основном конвекцией и турбулентной диффузией.
Для середины процесса расширения характерны более низкие температуры смеси, что ведет к уменьшению на один - два порядка скоростей прямых реакций при догорании. Наиболее быстрыми являются реакции с участием водорода, а наиболее медленными с участием оксида азота NO. Скорости реакций с участием NO существенно выше в области высоких температур, а в пограничном слое скорости этих реакций в десятки раз меньше.
