Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Организация процессов впрыскивания топлива, его распыливания и смесеобразованияв дизелях и HCCI-двигателях 13
1.1. Обоснование необходимости улучшения показателей токсичности отработавших газов двигателей внутреннего сгорания 13
1.2. Явления и факторы, влияющие на показатели качества процессов впрыскивания, распыливания и смесеобразования 20
1.3. Цель работы и задачи исследования 48
ГЛАВА 2. Расчетные исследования процессов впрыскивания, распыливания и смесеобразования дизеля и НССI-двигателя 51
2.1. Проблемы организации гомогенного смесеобразования в цилиндре двигателя 51
2.2. Программные комплексы для моделирования истечения и распыливания топлива. Метод конечных объемов 60
2.3. Основные уравнения математических моделей 69
2.4. Моделирование течения топлива в сопловом отверстии форсунки 95
2.5. Моделирование распада и испарения струй, формируемых сопловыми отверстиями форсунок 100
2.6. Моделирование течения топлива в штифтовом распылителе 114
2.7. Моделирование продвижения и распада струй, формируемых распылителями штифтового типа 122
2.8. Моделирование испарения одиночной капли 125
2.9. Двухэтапная методика расчета впрыскивания распылителем нетрадиционной геометрии 127 Стр.
2.10. Поиск методов ограничения дальнобойности струи 129
2.11. Проблемы моделирования первичного распада струи 134
2.12. Выводы по второй главе 139
ГЛАВА 3. Расчетные исследования показателей рабочего процесса дизеля и HCCI-двигателя. двигатель типа Z-engine 141
3.1. Обоснование необходимости разработки и внедрения новых типов двигателей внутреннего сгорания. Двигатель типа Z-engine 141
3.2. Программные комплексы для моделирования рабочего процесса двигателей внутреннего сгорания 147
3.3. Расчетные исследования рабочего процесса дизеля и двигателя типа Z-engine 165
3.4. Выводы по третьей главе 178
ГЛАВА 4. Экспериментальные исследования показателей рабочего процесса двигателя типа z-engine 181
4.1. Обоснование необходимости экспериментальных исследований двигателя типа Z-engine 181
4.2. Экспериментальные исследования двигателя типа Z-engine 182
4.3. Сравнительный анализ экспериментальных и расчетных данных по двигателю типа Z-engine 193
4.4. Выводы по четвертой главе 195
Основные выводы по диссертационной работе 197
Список литературы
- Явления и факторы, влияющие на показатели качества процессов впрыскивания, распыливания и смесеобразования
- Моделирование распада и испарения струй, формируемых сопловыми отверстиями форсунок
- Программные комплексы для моделирования рабочего процесса двигателей внутреннего сгорания
- Экспериментальные исследования двигателя типа Z-engine
Введение к работе
Актуальность диссертационной работы обусловлена необходимостью удовлетворения современных жестких требований к показателям топливной экономичности и токсичности отработавших газов (ОГ) двигателей внутреннего сгорания (ДВС). Эти показатели в значительной степени зависят от характера протекания процессов впрыскивания, распылива-ния топлива и смесеобразования, которые, в свою очередь, определяются конструкцией системы топливоподачи и, в особенности, конструкцией форсунок и их распылителей. Проблема обеспечения требуемых параметров впрыскивания, распыливания топлива и смесеобразования особенно актуальна для ДВС, в которых реализуется сгорание гомогенной топливо-воздушной смеси – процесс Homogeneous Charge Compression Ignition (HCCI-процесс). В этих двигателях необходимо организовать смесеобразование, обеспечивающее равномерное распределение испарившегося топлива по объему цилиндра и наиболее полное сгорание топлива с наибольшей эффективностью рабочего цикла. В связи с этим требуется проведение целого комплекса расчетных и экспериментальных исследований, направленных на совершенствование процессов впрыскивания, распыливания топлива в двигателях с гомогенным смесеобразованием. При организации HCCI-процесса благодаря гомогенности рабочей смеси, сравнительно высоким значениям коэффициента избытка воздуха и низким значениям локальных температур возможна минимизация выбросов вредных веществ с ОГ.
Цель работы: совершенствование процессов впрыскивания и распы-ливания топлива в двигателе с гомогенным смесеобразованием.
Методы исследований. Поставленная в работе цель достигается сочетанием теоретических и экспериментальных методов. С помощью теоретических методов проведены расчетные исследования параметров впрыскивания, распыливания топлива и смесеобразования, показателей топливной экономичности и токсичности ОГ, влияния геометрии проточной части распылителей форсунок на показатели потока топлива и параметры процесса распыливания топлива. Экспериментальная часть работы заключалась в определении показателей двигателя.
Научная новизна работы заключается в следующем:
разработана двухэтапная методика расчета процессов впрыскивания и распыливания топлива, применимая для любой геометрии распылителя;
реализована методика совместного использования программных комплексов (ПК) Ansys Fluent, ВПРЫСК и ДИЗЕЛЬ-РК для моделирования HCCI-процесса при впрыскивании топлива форсункой нетрадиционной геометрии;
предложена концепция двигателя типа Z-engine, представляющего собой двухтактный дизель с клапанным газообменом и процессом сжатия, раз-
деленным на две части – предварительную во внешних агрегатах и финальную в цилиндре двигателя;
- для предотвращения попадания топлива на стенки цилиндра в условиях
низкой плотности газов предложена многостадийная стратегия впрыски
вания штифтовой форсункой с малым эффективным сечением.
Достоверность и обоснованность научных положений определяются:
использованием современных методик расчета параметров рабочего процесса двигателя и показателей процессов впрыскивания, распылива-ния топлива и смесеобразования;
совпадением результатов расчетных и экспериментальных исследований, полученных при испытаниях на двигателе.
Практическая ценность состоит в том, что:
при проведении расчетных исследований течения топлива в проточной части распылителя форсунки ДВС и продвижения и испарения струй в цилиндре двигателя с использованием ПК Ansys Fluent показано влияние кавитации и проникновения воздуха на характеристики потока топлива в распылителях с различной геометрией проточной части;
с использованием экспериментальных данных проведены выбор и отладка математических моделей впрыскивания, распыливания и испарения топлива для распылителей с нестандартной геометрией проточной части в условиях кавитации;
исследовано влияние различных факторов на показатели распыливания и испарения топлива, предложены способы ограничения дальнобойности струи и улучшения показателей качества распыливания в условиях низкой плотности газов в цилиндре;
показана целесообразность реализации HCCI-процесса и его разновидности – процесса Spark Assisted Homogeneous Charge Compression Ignition (SA HCCI-процесс) в двигателе типа Z-engine с целью снижения выбросов с отработавшими газами оксидов азота и дымности ОГ;
результаты проведенных экспериментальных исследований подтвердили работоспособность разработанного двигателя типа Z-engine и его эффективность при снижении выбросов с ОГ оксидов азота и их дымности.
Реализация результатов работы. Работа проводилась в соответствии с планами госбюджетных и хоздоговорных работ кафедр поршневых двигателей и теплофизики МГТУ им. Н.Э. Баумана, а также лаборатории автоматики НИИЭМ МГТУ им. Н.Э. Баумана. Результаты исследований внедрены в ФГОУ ВО РГАУ-МСХА им. К.А. Тимирязева и в ЗАО «Фо-рант-Сервис» (г. Ногинск).
Апробация работы:
Диссертационная работа заслушана и одобрена на заседании кафедры поршневых двигателей МГТУ им. Н.Э. Баумана в 2015 г. По основным разделам диссертационной работы были сделаны доклады:
на заседаниях кафедры поршневых двигателей МГТУ им. Н.Э. Баумана (Москва, 2013 г., 2015г.);
на заседании школы-семинара молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А.И. Леонтьева (Орехово-Зуево, 2013 г.);
на международной научно-технической конференции «6-е Луканин-ские чтения. Решение энергоэкологических проблем в автотранспортном комплексе» при ГТУ «МАДИ» (Москва, 2013 г.);
на международной научно-технической конференции «7-е Луканин-ские чтения. Решение энергоэкологических проблем в автотранспортном комплексе» при ГТУ «МАДИ» (Москва, 2015 г.);
на Всероссийском научно-техническом семинаре (ВНТС) им. проф. В.И. Крутова по автоматическому управлению и регулированию теплоэнергетических установок при кафедре теплофизики МГТУ им. Н.Э. Баумана (Москва, 2011-2014 г.г.).
Публикации. По теме диссертации опубликовано 15 научных работ, в том числе 15 из них опубликованы в журналах, включенных в перечень рецензируемых ведущих научных журналов и изданий. Общий объем работ – 3 п.л. Также по теме диссертации опубликовано 9 материалов конференций.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, основных выводов, списка использованной литературы и приложения. Общий объем работы 238 страниц, включая 218 страниц основного текста, содержащего 137 рисунков, 15 таблиц. Список литературы включает 181 наименование на 19 страницах. Приложение на 20 страницах включает листинги результатов расчетных исследований, содержание пользовательских функций для осуществления расчетов и документы о внедрении результатов работы.
Явления и факторы, влияющие на показатели качества процессов впрыскивания, распыливания и смесеобразования
Качество процессов впрыскивания, распыливания топлива и смесеобразования во многом зависят от конструктивных особенностей системы топли-воподачи [20, 59, 70, 76]. Одним из основных узлов топливных систем дизелей с объемным и объемно-пленочным смесеобразованием являются распылители форсунок. Известны различные типы распылителей: штифтовые, сопловые, клапанные и пр. Но даже распылители одного типа отличаются геометрическими параметрами проточной части: конструкцией запорного конуса и носка иглы, в штифтовых форсунках конструкцией штифтового канала и штифта [20, 133, 138], в сопловых форсунках расположением и состоянием входных кромок распыливающих отверстий, их числом и эффективным проходным сечением, длиной распыливающих отверстий [64, 76, 86, 107]. Далее рассмотрим основные факторы, влияющие на качество процесса смесеобразования в дизелях.
В настоящее время в качестве одного из направлений совершенствования рабочего процесса дизелей с целью достижения требуемых показателей топливной экономичности и токсичности ОГ рассматривается повышение эффективности смесеобразования путем интенсификации топливоподачи [20, 76, 109]. Давление впрыскивания оказывает влияние на такие характеристики процесса топливоподачи, как дальнобойность струи топлива (длину L), ее ширину В, угол конуса струи b, мелкость распыливания. Причем, длина струи и ее объем в значительной степени влияют непосредственно на процесс смесеобразования, а дисперсность распыливания определяет также динамику испарения топлива, от которой зависит его воспламеняемость и скорость тепловыделения. Параметры L, В и b определяют степень охвата струей пространства КС и интенсивность испарения и, следовательно, качество смесеобразования. Увеличение давления впрыскивания позволяет увеличить объем струи и обеспечить более полный охват КС струями топлива, но при этом возможно попадание части топлива на относительно холодные стенки цилиндра, его неполное сгорание и ухудшение показателей рабочего процесса. В некоторых случаях, например при организации HCCI-процесса, попадание топлива на стенки цилиндра и вовсе недопустимо. Повышение давления впрыскивания сопровождается увеличением скорости протекания топлива по распыливающим отверстиям и скорости распространения струй топлива в цилиндре, распад струи топлива начинается непосредственно у распыливающего отверстия распылителя. Эти факторы приводят к улучшению качества распыливания топлива. Более полную картину мелкости распыливания дают суммарные кривые распыливания, представляющие собой зависимости суммы относительных объемов или весов капель SQ (диаметры которых dк не превышают текущего значения) от dк (Рис. 1.6) [64, 76]. Кривые SQ=f(dк) строятся по четырем точкам: (dк min;0), (dк ср; 50%), (dк1; SQ1), (dк max; 100%), где точка (dк1; SQ1) является точкой перехода от первого участка кривой (с большей крутизной) ко второму участку (с меньшей крутизной). Представленные на Рис. 1.6 данные, полученные для быстроходного форсированного дизеля с неразделенной КС, свидетельствуют о том, что с увеличением максимального давления впрыскивания pinj max суммарные кривые распыливания смещаются в область лучшего распылива-ния. При росте pinj max с 30 до 68,5 МПа минимальный диаметр капель dк min снижается на 2 мкм, средний диаметр dк ср - на 12 мкм, dк1 – на 13 мкм, максимальный диаметр dк max - на 40 мкм. При увеличении давления pinj max до 96 МПа dк min, dк ср и dк1 уменьшаются вдвое, а dк max – на 25% по сравнению с pinj max=30 МПа.
Улучшение указанных характеристик распыливания приводит к более равномерному распределению топлива по объему цилиндра. Повышение давлений впрыскивания, обеспечиваемое путем увеличения объемных скоростей подачи топлива плунжером ТНВД, сопровождается и сокращением продолжительности впрыскивания (jinj) при заданной цикловой подаче. В частности, в дизеле 6 ЧН 13/14 увеличение максимального давления впрыскивания pinj max с 50 до 200 МПа позволило сократить его продолжительность с 18 до 10o п.к.в. (Рис. 1.7) [76]. Повышение давления впрыскивания до указанных значений приводит росту угла раскрытия струи топлива b и увеличе 23 нию длины свободного продвижения струи Lt i за ПЗВ и, как следствие, к улучшению качества смесеобразования. В частности, наблюдается уменьшение диаметров капель при распаде струи топлива (например, среднего диаметра капель dк ср), т.е. улучшение мелкости распыливания, более полный охват объема КС струями топлива, выравнивание значений коэффициента избытка воздуха по объему КС, улучшение показателей дизеля.
Объемные кривые распыливания топлива при различных максимальных давлениях впрыскивания рinj max, МПа: 1 - 30; 2 - 68,5; 3 – Рис. 1.7. Зависимость характеристик топливоподачи, жесткости сгорания и удельного индикаторного расхода топлива от продолжительности впрыскивания для дизеля 6 ЧН 13/14 на номинальном режиме с n=1750 мин-1 (эффективная площадь распыливающих отверстий mрfр=0,3 мм2, их число iр=4) Как следует из данных Рис. 1.7, минимум удельного индикаторного расхода топлива gi дизеля 6 ЧН 13/14 соответствует продолжительности впрыскивания jinj=14o п.к.в. и давлению впрыскивания pinj max=100 МПа. Увеличение gi при jinj 14o п.к.в. вызвано необходимостью значительного уменьшения УОВТ для обеспечения допустимого максимального давления сгорания pz, не превышающего 15 МПа. В результате сгорание смещается на такт расширения, что несколько снижает эффективность использования теплоты. Поэтому при выборе продолжительности впрыскивания необходимо учитывать возможность ограничения pz .
Основной целью повышения давления впрыскивания является улучшение мелкости распыливания. Однако при достигнутом уровне давлений впрыскивания средний диаметр капель слабо зависит от интенсивности процесса топливоподачи, поэтому эффективность дальнейшего повышения давления впрыскивания невелика. При этом существенно ухудшается гидравлический КПД процесса топливоподачи и увеличивается мощность, необходимая на привод насоса [76]. Кроме того, рост давлений впрыскивания ограничивается допустимым уровнем динамики сгорания топлива (величиной максимального давления сгорания pz и интенсивностью нарастания давления при сгорании dp/dj), возможным увеличением эмиссии оксидов азота NOх, а также возможностью попадания топлива на относительно холодные стенки цилиндра, что приводит к неполному сгоранию и выбросу углеводородов с ОГ.
Моделирование распада и испарения струй, формируемых сопловыми отверстиями форсунок
Программные комплексы вычислительной гидродинамики основаны на решении дифференциальных уравнений в частных производных: уравнения неразрывности, количества движения Навье-Стокса и энергии, которые дополняются уравнениями диффузии, химической кинетики и уравнениями моделей. Эти модели призваны замкнуть систему дифференциальных уравнений в связи с появлением дополнительных членов в основных уравнениях, связанных с учетом того или иного явления.
Одним из основных уравнений, входящих в любой CFD-код, является уравнение неразрывности, которое описывает закон сохранения массы: + V-(pV) = Sm, (2.7) где Sm - источник массы, добавляемой к сплошной среде, например, при испарении жидких капель.
Еще одним обязательным уравнением всех ПК вычислительной гидро- и газодинамики является уравнение сохранения количества движения (уравнение Навье-Стокса). В общем случае, для инерциальных систем отсчета в ПК Ansys Fluent использована запись этого уравнения в следующем виде: (2.8) где rgR – гравитационная сила; FR – внешнее воздействие на сплошную среду (например со стороны дисперсных капель, со стороны другой среды или фазы); t – тензор напряжений; первый член тензора выражает вклад в напряжение сил трения, второй член – напряжение объемной деформации; I – единичный тензор.
Систему из уравнения (2.7) и (2.8) называют системой уравнений Навье-Стокса. Для учета теплообмена необходимо также использовать уравнение энергии, которое в используемом ПК записывается в следующем виде: где keff = k+kt – эффективная теплопроводность, являющаяся суммой молекулярной и турбулентной теплопроводности; h – энтальпия среды; hj – энталь-R пия компонентов; Jj – диффузионный поток j-го компонента; Sh – объемный источник тепла (например от химических реакций, радиации и т.п.). Члены в скобках в правой части уравнения (2.9) описывают теплоперенос посредством теплопроводности, диффузии и вязкой диссипации.
При моделировании процессов перемешивания компонентов в сплошной среде (например, перемешивания паров топлива с воздухом), а также при моделировании химических реакций между компонентами необходимо решать уравнения, описывающее перенос вещества (уравнения массопереноса или массообмена). В ПК Ansys Fluent массовая доля каждого компонента смеси Yi определяется при решении конвективно-диффузионного уравнения сохранения для этого компонента в виде: где Ri – скорость образования компонента посредством химических реакций; Si – скорость образования компонента из прочих источников массопереноса, например образования пара топлива в процессе испарения с поверхности капли жидкости. Диффузионный поток Ji описывается законом Фика: где Di,m – коэффициент молекулярной диффузии i-го компонента в смесь, mt – турбулентная вязкость; Sct – турбулентное число Шмидта; Dt – коэффициент турбулентной диффузии; DT,i – коэффициент термодиффузии.
Известно три фазовых состояния вещества: твердое, жидкое и газообразное (иногда к ним относят плазму), но с точки зрения численного моделирования количество расчетных фаз может быть любым. В расчетных методах фаза может быть выделена как совокупность веществ и моделируемых физических процессов. Расчетная фаза может иметь индивидуальный отклик на поле скоростей и давлений, особым образом взаимодействует с остальным потоком. Обычно расчетные фазы выделяют для задания индивидуального набора моделируемых физических процессов, для реализации процессов переноса между фазами (фазовые переходы), для расчета границ раздела фаз. ПК Ansys Fluent имеет большое количество инструментов для моделирования многофазных течений. В данной работе использованы модель многофазного течения Volume of Fluid (VOF), описывающая явления фазовых переходов и границы раздела фаз, и модель дисперсной среды Discrete Phase Model (DPM), моделирующая взаимодействия капель топлива с газовой средой.
Модель VOF используется для описания многофазных течений, в которых фазы практически несмешиваемые, но возможны фазовые переходы (при этом точно описываются границы раздела фаз). В рамках этой модели решается общее для всех фаз уравнение количества движения, а объемная доля каждого вещества определяется индивидуально во всей расчетной области. Уравнение сохранения массы, выражающее перенос объемной доли q-ой фазы aq, выглядит следующим образом:
Программные комплексы для моделирования рабочего процесса двигателей внутреннего сгорания
Для моделирования формирования струи сопловым отверстием в качестве расчетной области выделяется внутрицилиндровая зона. При этом для типовой геометрии, такой как сопловое отверстие, нет необходимости моделировать процессы, происходящие внутри распылителя, так как они с достаточной точностью описываются полуэмпирическими моделями, рассмотренными в разделе 2.3 (см. Таблицу 2.2). При моделировании в качестве граничного условия задается массовый расход через выход из соплового отверстия. Исходя из текущего значения расхода, определяется режим течения и с помощью полуэмпирических зависимостей рассчитывается коэффициент расхода. Затем вычисляется скорость и размер начальных капель. Характеристику расхода можно получить из экспериментальных данных, либо из предварительного расчета процесса топливоподачи. Необходимо учитывать, что характер кривой расхода на выходе из соплового отверстия может отличать 101 ся от привычной характеристики подачи топлива, особенно на начальном этапе. Для оценки этих отличий был произведен расчет заполнения топливом соплового отверстия. В работе [177] представлены результаты экспериментов по впрыскиванию топлива форсункой судового дизеля с одним сопловым отверстием диаметром 0,875 мм. Согласно данным [177] топливо достигает выхода из соплового отверстия через 0,43 мс после начала подъема иглы. Начальные и граничные условия оценочного расчета заданы из условия того, что топливо достигло входа в сопловое отверстие к моменту времени 0,4 мс, а давление впрыскивания в этот момент времени составляло 100 бар (Рис. 2.27, 2.28). Из полученной в этом расчете характеристики расхода топлива через сечение выхода из соплового отверстия (Рис. 2.28, 2.29) видно, что действительный момент начала впрыскивания начинается с задержкой и, почти мгновенно, расход топлива принимает значение, соответствующее давлению 105 бар. Характеристику именно такого вида необходимо задавать в качестве граничного условия. Как было отмечено выше, данная характеристика на начальном этапе значительно отличается от характеристики подачи форсунки (Рис.2.28, Рис.2.29).
Для отладки постановки задачи формирования, продвижения и распада топливной струи внутри цилиндра было произведено моделирование впрыскиваний под давлением 60 и 160 МПа, соответствующих описанным в работе [175]. Основные условия экспериментов приведены в Таблице 2.4. В ходе отладки постановки и валидации моделей были проведены исследования по выбору размеров элементов расчетной сетки, по размеру временного шага, используемой модели турбулентности, и другим параметрам и настройкам. Основные параметры постановки задачи в различных вариантах приведены в
Радиус скругления входной кромки для модели соплового распылителя 1. r=30 мкм (течение без кавитации)2. r=10 мкм (кавитирующее течение)3. r=1мкм (течение с отрывом от стенок) Модель вторичного распада капель 1. Kelvin-Helmholtz - Rayleighaylor (KH-RT) breakup2. Wave breakup3. Отключена Аэродинамическое сопротивление капель Dynamic drag model Турбулентная дисперсия капель Stochastic tracking Размер ячеек расчетной сетки, мм 0,40,20,1Для LES:0,30,15 Шаг по времени (шаг по времени для частиц), мкс Модель столкновения капель отключена0,5 (0,5)0,25 (0,25)Модель столкновения капель включена0,5 (0,1)0,5 (0,05) 104 В работе [175] представлена характеристика скорости впрыскивания Uinj(t), полученная с использованием характеристики подачи форсунки в виде следующей зависимости: Uinj (t)= Q , (2.64) rl A0ic где A0 – геометрическая площадь сечения соплового отверстия; ic – количество отверстий; rl – плотность жидкого ДТ; Q – закон подачи форсунки. В [175] отмечено, что при определении Uinj не учитывалось сужение струи за счет кавитации. Исходя из этих данных, была восстановлена характеристика подачи (Рис. 2.30) для задачи № 1 Таблицы 2.4 и построена кривая расхода на выходе из соплового отверстия при допущении, что топливо достигает выхода соплового отверстия при давлении около 15 МПа. дано сравнение экспериментальных данных и результатов, полученных при задании различного вида характеристик (см. Рис. 2.30) в качестве граничного условия, а также результаты моделирования без использования модели вторичного распада капель. Экспериментальные результаты на Рис. 2.31 представлены с допуском +10% на погрешность измерений согласно [175]. Из данных Рис. 2.31 видно, что использование характеристики подачи в качестве граничных условий вызывает замедление динамики продви 105 жения струи на начальном этапе, а отказ от использования модели вторичного распада капель с некоторого момента времени производит переоценку проникновения струи. Второе объясняется недостаточным дроблением капель и, как следствие, сохранением большей части импульса струи.
Отметим, что результаты, полученные при задании в качестве граничных условий закона подачи, имеют характер, близкий к результатам численного моделирования работы [175]. На Рис. 2.32,а дано сравнение визуализации струи в момент времени 0,5 мс после начала впрыскивания с экспериментальным снимком и результатом моделирования в работе [175], а на Рис. 2.32,б визуализация результатов 3D LES моделирования. Результаты, полученные в ходе 3D LES моделирования, можно считать наиболее точными, что объясняется меньшим количеством допущений (в частности, об осесим-метричности) и более детальным моделированием турбулентности. Но и ре 106 зультаты, получаемые в двухмерной осесимметричной постановке, тоже достаточно точные (в частности по показателям проникновения струи и среднего диаметра капель по Заутеру) и могут быть получены со значительной экономией вычислительных ресурсов. Поэтому для дальнейших исследований применялась преимущественно осесимметричная постановка. Аналогичный подход к заданию расхода в качестве граничного условия был применен и для второй задачи (№2, Таблица 2.4). На Рис. 2.33 представлены характеристики подачи, соответствующие работе [175], и расход на выходе из соплового отверстия.
На Рис. 2.34 представлены результаты моделирования динамики продвижения струи при допущении, что течение через сопловое отверстие могло быть кавитирующим или с отрывом от стенок. Выше было отмечено, что режим течения в модели первичного распада струи определяется исходя из текущего значения чисел Рейнольдса Re и кавитации K для заданных геометрических параметров. При этом чтобы смоделировать течение в сопловом отверстии в различных режимах, варьировалось значение радиуса скругле-ния входной кромки соплового отверстия (Таблица 2.5). Из данных Рис. 2.34 видно, что при кавитирующем течении проникновение струи меньше, а при течении с отрывом – больше. Это объясняется тем, что в первом случае каверны с паром интенсифицируют распад струи, угол конуса распыла становятся больше, а капли меньше, поэтому осевая составляющая импульса теряется быстрее. В случае же течения с отрывом от стенок соплового отверстия сужение струи достигает максимальных значений. В результате масса топлива поступает через более узкое сечение, но с большими скоростями. При этом течение гораздо более гладкое в сравнении с кавитирующим, так как колеблющиеся пузыри пара полностью заместились воздухом из цилиндра и струя имеет установившуюся форму.
Стоит отметить, что радиус скругления входной кромки определяет также момент на характеристике расхода, с которого течение переходит из однофазного в кавитирующее. Исходя из экспериментальной кривой на Рис. 2.34 можно предположить, что кавитация начинает проявляться в момент времени 0,3 мс, а к моменту времени 0,5 мс она имеет уже значительное влияние на распад струи.
Экспериментальные исследования двигателя типа Z-engine
В расчетной модели тепловыделения выделены четыре периода, отличающиеся физико-химическими особенностями и факторами, лимитирующими скорость процесса: период задержки воспламенения, период начальной вспышки, период управляемого сгорания на участке топливоподачи после вспышки, период диффузионного горения после окончания топливопо-дачи. По окончании периода задержки воспламенения (ПЗВ) происходит взрывное распространение пламени по активированной смеси в оболочке струи. Первый максимум скорости тепловыделения зависит, в основном, от доли цикловой порции топлива, испарившейся за ПЗВ, степени активации паров, скорости испарения топлива в период вспышки, т.е. от массы впрыснутого топлива, качества его распыливания и распределения, времени испарения, физико-химических, термо- и газодинамических характеристик горючей смеси.
После начальной вспышки и выгорания паров топлива, образовавшихся за ПЗВ, скорость тепловыделения определяется, в основном, скоростью испарения топлива и скоростью догорания продуктов неполного сгорания в цилиндре, которая, в свою очередь, зависит от средней концентрации кислорода (см. Рис. 3.8). В период диффузионного горения, после окончания впрыска и завершения развития струй, происходит сначала резкое, а затем замедленное снижение скорости сгорания. Это связано с уменьшением массы невыгоревшего топлива и с лимитирующей ролью процесса диффузии в этот период, пламя распадается на множество очагов вокруг локальных скоплений топлива в ядрах струй. Если значительная часть топлива распределяется на стенках камеры в поршне, особенно на стенках вблизи крышки цилиндра, то в интервале 15-30 град. п.к.в. после ВМТ на характеристиках тепловыделения наблюдается еще один небольшой пик. Это связано с возмущением и разрушением квазиламинарного пристеночного слоя при резком удлинении газового столба над соответствующей поверхностью.
Для исследования возможностей управления моментом воспламенения гомогенной смеси необходима надежная методика расчета периода задержки самовоспламенения. Традиционные формулы для расчета ПЗВ в дизелях адаптированы для условий наличия в смеси зон со стехиометрическим соотношением топлива и воздуха. При традиционной для дизелей организации процесса смесеобразования вокруг испаряющихся капель всегда есть зоны со стехиометрическим составом смеси, где предпламенные реакции идут с максимальной скоростью. Причем, эмпирические формулы, как правило, не учитывают наличия в смеси значительной доли ОГ, которые сильно замедляют предпламенные реакции. Только в последние годы, когда рециркуляция ОГ стала широко применяться, появились формулы, которые учитывают EGR. Для расчета HCCI-процесса с изменяемыми во времени давлением, температурой и составом смеси в ПК ДИЗЕЛЬ-РК используется подход, основанный на вычислении интеграла Ливенгуда-Ву в виде: где dt – шаг расчета; tign – период задержки самовоспламенения на каждом расчетном шаге. В этом подходе ПЗВ tign в каждый момент времени является функцией четырех переменных: давления, температуры, доли ОГ в смеси и коэффициента избытка воздуха. Для расчета tign применяются механизмы химической кинетики, включающие в себя расчет большого количества химических реакций между веществами в смеси. Принимается, что самовоспламенение наступает, когда значение интеграла Ливенгуда-Ву достигает единицы. Если же в процессе сжатия и расширения значение этого интеграла не достигает единицы, то самовоспламенения смеси не происходит, и для ее воспламенения требуется дополнительная энергия. Источником такой энергии может быть, например, дополнительная порция топлива или искровой разряд.
Математическая модель газообмена учитывает нестационарное течение газа в каналах, влияние соседних цилиндров и устройство преобразователя импульсов. Весь газовоздушный тракт комбинированного ДВС, состоящий из впускного коллектора, впускных клапанных каналов, цилиндра, выпускных клапанных каналов и выпускного коллектора условно разбит на фрагменты, обменивающиеся между собой массой и энергией. Для каждого из фрагментов решается система уравнений сохранения массы, энергии, количества движения и уравнение состояния со своими, характерными для данного фрагмента допущениями. В каждом фрагменте, кроме преобразователя импульсов учитывается теплообмен со стенками. В протяженных фрагментах с высокими градиентами давления течение рассматривается как одномерное, нестационарное. При этом используется методика расчета параметров в протяженном фрагменте, впервые предложенная профессором А.С. Орлиным.
При расчете параметров газа в выпускном коллекторе граничные условия со стороны турбины задаются уравнением аппроксимирующим ее расходную характеристику. Для расчета смешения потоков из двух коллекторов в преобразователе импульсов, расположенном перед турбиной или непосредственно в ее улитке, используется система уравнений эжектора. Давление и температура ОГ в первом выпускном коллекторе определяются из системы уравнений сохранения, записанных для одного выпускного коллектора. Эта система уравнений решается совместно с системами уравнений для цилиндра и впускного коллектора. Параметры во втором выпускном коллек 157 торе принимаются по первому коллектору со сдвигом по углу поворота коленчатого вала на величину Dj= 360/iцил , (3.2) где iцил – число цилиндров выходящих в один выпускной коллектор. Скорость газа поступающего из коллекторов в зону смешения определяется из уравнения Бернулли для несжимаемой жидкости.
Полное давление ОГ и их температура в зоне смешения определяется по различным методикам, в зависимости от конструкции преобразователя импульсов. Далее по расходной характеристике турбины определяется расход газа при полученных параметрах торможения. Во время продувки цилиндра четырехтактного ДВС используется допущение о «полном перемешивании» и мгновенном распространении возмущений. Весь объем цилиндра представляет собой единую термодинамическую систему, в которой и определяются параметры газа.
Параметры турбин и компрессоров учитываются разными способами: задаются в явном виде, вычисляются из условия баланса турбины и компрессора, определяются путем согласования характеристик турбины и компрессора. Методика совместного расчета поршневого ДВС и агрегатов наддува на различных режимах позволяет прогнозировать скоростные, нагрузочные, высотные и другие характеристики комбинированных двигателей. Возможен подбор агрегатов наддува для обеспечения требуемых характеристик комбинированного двигателя.