CC BY
59
155М 1992-6502 (РгИ__ЪъОНШЫО ЯЛГАОНЯЛ__155М 2225-2789 (ОпНпе)
2017. Т. 21, № 2 (76). С. 30-41 СУ http://journal.ugatu.ac.ru
УДК 621.43.05
Характеристики двухтактного двигателя
с искровым воспламенением при работе на дизельном топливе
1 1 3
м. д. Гарипов 1, р. ю. Сакулин 2, д. р. Резванов 3
1 garry76@mail.ru, 2 laminar_burn@mail.ru, 3 ugatu.daniil@mail.ru
ФГБОУ ВО «Уфимский государственный авиационный технический университет» (УГАТУ)
Поступила в редакцию 28.04.2017
Аннотация. Существует возрастающий интерес к двигателям с искровым воспламенением, способным работать на тяжелых топливах (дизельном топливе и авиационном керосине). Объясняется это тем, что двигатели с искровым воспламенением в отличие от дизелей обладают низкой удельной массой. В то же время основным недостатком двигателей с искровым воспламенением является высокий расход топлива на больших нагрузках при использовании тяжелых топлив, что объясняется необходимостью снижения степени сжатия относительно бензиновых аналогов. В статье описывается рабочий процесс поршневого 2-тактного искрового двигателя, позволяющий при работе на тяжелых топливах сохранить степень сжатия базового бензинового двигателя (10,5). Это достигается использованием непосредственного впрыска топливовоздушной смеси и расположением искрового промежутка на относительно малом расстоянии от сопла форсунки, вблизи границ струи. Система зажигания имеет традиционную конструкцию и параметры разряда, характерные для бензиновых двигателей. В работе показано, что экспериментальный двигатель способен работать без детонации на дизельном топливе во всем диапазоне нагрузок базового двигателя. Кроме того, предлагаемый подход позволяет реализовать бездроссельное регулирование. В работе также было проведено исследование пусковых свойств экспериментального двигателя при низких температурах. Показано, что двигатель успешно запускался при температурах окружающей среды до -20ОС.
Ключевые слова: детонация; непосредственный впрыск топлива; многотопливность; двухтактный двигатель; дизельное топливо.
ВВЕДЕНИЕ
Согласно политике Министерства обороны США, в качестве топлив для армии США рекомендуется использовать дизельное топливо и авиационный керосин [1, 2]. В последние два-дцать-тридцать лет именно это стало стимулом для разработки и внедрения многотопливных двигателей.
Заинтересованность в многотопливном двигателе также имеет место, если рассматривать двигатель, топливо и нефтепереработку как единую систему. Объясняется это следующим образом: улучшение топливной экономичности, достигнутое бензиновыми двигателями, связано с ужесточением требований по октановому числу. Это вызывает рост затрат энергии при производстве топлива и существенное увеличение его стоимости. Эти потери оказываются больше, чем экономия топлива, достигнутая за счет тех усовершенствований двигателя, которые повлекли за собой необходимость увеличения ок-
танового числа бензина. Следовательно, двигатель, способный работать на топливах с широким диапазоном октановых чисел, мог бы решить проблему использования дешевых и простых в производстве видов топлив (например, низкооктановых бензинов или даже топлив широкого фракционного состава, включающих, в том числе, фракции дизельного топлива) [3, 4].
В настоящее время использование многотопливных двигателей сопряжено с рядом проблем. Так, главным недостатком у традиционного многотопливного дизеля является большая удельная масса, обусловленная необходимостью использования очень высокой степени сжатия (от 17 до 24) [1]. Искровые многотопливные двигатели, наоборот, вынуждены использовать низкую степень сжатия (около 7,4) [5] при работе на низкооктановых топливах, что приводит к росту расхода топлива на больших нагрузках.
Решением данных проблем было бы совмещение в одном многотопливном двигателе топ-
ливной экономичности дизелей и низкой удельной массы искровых двигателей. Потребность в таких двигателях особенно велика в области малой авиации, где необходима малая масса силовой установки и низкий расход топлива, в том числе и при работе на тяжелых топливах (авиационном керосине и дизельном топливе).
Добиться такого совмещения удалось в многотопливных двигателях с расслоением заряда [6-12]. Для воспламенения различных видов топлива здесь использовались многоискровые системы зажигания повышенной мощности. Предотвращение детонации и самовоспламения в таком рабочем процессе достигается посредством организации сгорания предварительно не перемешанных или частично перемешанных топливовоздушных смесей, для чего организуется непосредственный впрыск топлива в камеру сгорания на такте сжатия [6-12].
Однако воспламенение предпочтительно производить единичным искровым разрядом (как в традиционных искровых двигателях или двигателях с рабочим процессом фирмы «Orbital» [13]). Такой подход отличается определенностью и управляемостью момента воспламенения, но требует, чтобы топливо в районе искрового разряда было в газовой фазе, а смесь находиться в концентрационных пределах воспламенения. Обеспечить эти условия при использовании тяжелых топлив (дизельное топливо, авиационный керосин) довольно сложно.
На кафедре ДВС УГАТУ ведется разработка процессов смесеобразования и сгорания для многотопливного двигателя с расслоением заряда, которые позволили бы решить эту проблему. В качестве топлив, которые должен потреблять двигатель с разрабатываемыми процессами, рассматриваются дизельное топливо, авиационный керосин, низкооктановые бензины и обводненный этанол.
Подробное описание концепции и результаты исследования работы двухтактного двигателя с разработанными рабочими процессами на авиационном керосине представлены в [14].
В данной статье представлены результаты исследований при работе двигателя на дизельном топливе.
ОПИСАНИЕ ПРОЦЕССОВ СМЕСЕОБРАЗОВАНИЯ И СГОРАНИЯ
Предлагаемый нами рабочий процесс многотопливного двигателя с расслоением заряда тоже реализуется за счет использования непосредственного впрыска топливовоздушной смеси. При этом искровой промежуток располага-
ется на относительно малом расстоянии от сопла форсунки, вблизи границ струи (в иностранной литературе такая схема смесеобразования в районе искрового промежутка получила названия «spray guided concept»). Впрыск осуществляется посредством пневматической насос-форсунки (далее «компрессор - форсунка»
(КФ)).
Подробное описание рабочего процесса и технические характеристики двигателя приведено в [14].
Как отмечалось выше, наиболее поздние углы опережения впрыска должны быть близки к углам опережения впрыска, реализуемым в дизелях. При таких углах в условиях камеры сгорания базового двигателя и использования од-носоплового распылителя сомнительно получение высокого качества смесеобразования. Однако существует ряд особенностей исходного двигателя, благодаря которым для улучшения распределения топлива можно использовать более ранние углы опережения впрыска.
Основная особенность - низкое, относительно четырехтактных двигателей, среднее эффективное давление (около 0,4 МПа), что приводит при прочих равных условиях к низким давлениям и температурам в несгоревшей части заряда. Это в свою очередь ведет к более низкой интенсивности предпламенных реакций, а, следовательно, к более низкой интенсивности ударных и детонационных волн.
Большее по сравнению с четырехтактными двигателями содержание неохлажденных остаточных газов снижает задержку воспламенения (благодаря высокой температуре и реакционной способности остаточных газов). Это способствует более раннему возникновению ударных волн, увеличению размеров очагов самовоспламенения, расширению концентрационных пределов распространения детонационных волн. Известно, что для того чтобы горение в детонационной волне могло поддержать ее амплитуду, продолжительность горения не должна превышать определенной величины [15]. Поэтому повышенное количество горячих отработавших газов должно уменьшить продолжительность горения за фронтом ударной волны, а следовательно, должно увеличить ее амплитуду. Эффект разбавления свежей смеси остаточными газами и повышенная теплоемкость уменьшает скорость реакции, но этот эффект превышает температурный только при достаточно больших концентрациях остаточных газов [16].
Но даже при условии, что условия для самовоспламенения и горения улучшились, существуют термодинамические причины, по кото-
рым большее содержание остаточных газов может привести к некоторому снижению амплитуды ударных и детонационных волн. К ним вновь следует отнести эффекты разбавления свежей смеси остаточными газами и увеличения теплоемкости смеси. Это легко показать если рассмотреть известные термодинамические формулы для плоской детонационной волны [15, 17]:
Б = 72(к2 -1)0;
Рь = 2(к - 1)0Ри,
где В - скорость распространения детонационной волны (м/с), к - соотношение теплоемко-стей (к = ср/су), ри - плотность смеси перед фронтом ударной волны (кг/м3), рь - давление волны в точке Жуге (Па), Q - количество теплоты, подведенной к единице массы смеси
(Дж/кгсмеси)-
Распишем последнюю величину следующим образом:
0 =
Н -АН
Н -АН
т + т (Д +1)(1 + т)
т
где Ни - низшая теплота сгорания (Дж/кгтоплива), т - масса свежего заряда (кг/кгтоплива), тг - масса остаточных газов (кг/кгтоплива), X - коэффициент избытка воздуха, 10 - стехиометрический коэффициент, АН - потери теплоты (Дж/кгтоплива), обусловленные, например, химической неполнотой сгорания в богатых смесях или продолжительным сгоранием в бедных смесях. Последние потери связаны с тем, что амплитуду ударной волны может поддержать только то количество теплоты, которое выделилось до точки Жуге [15].
Из этих формул видно, что остаточные газы понижают скорость и давление детонационной волны (в точке Жуге) через уменьшение соотношения теплоемкостей к и уменьшение Q и ри.
Давление газа после сжатия в ударной волне можно вычислить по формуле [18]:
р, 2 к _
— = 1 + 1-7 (О2 - 1),
Ри & + 1
где ри - давление перед сжатием в ударной волне (Па), р8 - давление после сжатия в ударной волне (Па).
Таким образом, видно, что и в данном случае остаточные газы несколько снижают амплитуду ударной волны.
Комплексный эффект от влияния вышеописанных факторов при заданном количестве остаточных газов будет зависеть от степени неоднородности смеси. Из выражений, приведен-
ных выше, ясно, что неоднородность смеси может повлиять на параметры детонационной волны через химическую неполноту сгорания, возникающую из-за недостатка кислорода в обогащенных зонах и медленного сгорания в бедных зонах неоднородной смеси. В последнем случае в качестве потерь в АН мы должны включить то количество теплоты, которое не успело выделиться за определенное для конкретной волны время.
В случае использования тяжелых топлив в паровой фазе может находится только часть топлива. Тогда будет выше средний по камере сгорания коэффициент избытка воздуха в паровой фазе, что снизит количество теплоты, подведенной к единице массы смеси за фронтом ударной волны. Соответственно снизится амплитуда распространяющихся ударных и детонационных волн.
Кроме того, необходимо учесть, что в условиях двигателя ударные волны при возникновении имеют искривленную, увеличивающуюся при распространении поверхность. Это значит, что даже без учета потерь при сжатии, амплитуда ударной волны без поддержки горением за ее фронтом должна уменьшаться по мере распространения (за счет увеличения поверхности фронта, а, следовательно, и массы сжатой смеси). В зависимости от размера (радиуса кривизны) первоначального очага воспламенения (определяемого в том числе степенью неоднородности смеси) амплитуда, и, соответственно, воспламеняющая способность ударной волны на удалении от очага будут различны. Чем меньше очаг, тем меньше амплитуда. Начиная с определенного размера очага, амплитуда ударной волны будет настолько быстро снижаться при распространении, что характер распространения пламени от таких очагов самовоспламенения будет сходен с распространением пламени от искры, без образования детонационной волны [19].
Учитывая вышеизложенное, можно сделать следующие предположения о протекании процессов в двигателе с экспериментальной системой топливоподачи при относительно раннем угле опережения впрыска. Распределение топлива по камере сгорания в данном случае организуется таким образом, чтобы концентрационная неоднородность имела место на локальном уровне. При этом сами очаги локальной неоднородности должны быть относительно равномерно распределены по объему камеры сгорания. В процессе развития горения, инициированного искровым разрядом, в несго-ревшей части смеси повышаются давление
и температура. Низкое октановое число применяемого топлива и совокупность условий, описанных выше, могут привести к самовоспламенению в локальных очагах. Предполагается, что возникновение ударных и детонационных волн, образующихся в результате самовоспламенения в локальных очагах, допустимо, если в процессе распространения они ослабляются до такого уровня (благодаря неоднородности смеси), который не представляет опасности для конструкции двигателя и не ухудшает его эффективные показатели.
В качестве критерия, отражающего интенсивность ударных волн, может служить максимальная быстрота нарастания давления [20]. Испытания многотопливных дизелей OM-321V фирмы Daimler-Benz [21, 22] показали, что желательно максимальную быстроту нарастания давления ограничить уровнем приблизительно 0,7-1 МПа/град.
Управление моментом начала подачи обогащенной топливовоздушной смеси в рабочую камеру и моментом первичного воспламенения искрой в данном случае должны позволить управлять степенью неоднородности и тем самым интенсивностью ударных и детонационных волн.
Напомним, что изложенная схема организации рабочих процессов реализуема при существенных ограничениях, изложенных выше.
На малых нагрузках в условиях бездроссельного управления нагрузкой необходима большая степень расслоения. Поэтому впрыск должен осуществляться вблизи от верхней мертвой точки.
ЗАДАЧИ И МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ
Задачи экспериментов:
1) исследовать возможность реализации искрового воспламенения дизельного топлива при бездроссельном управлении нагрузкой;
2) исследовать возможность реализации бездетонационного сгорания дизельного топлива при работе на внешней скоростной характеристике;
3) исследовать возможности пуска двигателя при низких температурах окружающей среды.
Дросселирование воздуха на впуске в двигатель не осуществлялось. При снятии характеристик двигателя на каждой из точек измерения определялись оптимальные углы опережения впрыска и зажигания. Критерием оптимальности при исследовании режима холостого хода
являлся минимальный часовой расход топлива. На остальных режимах - минимальный удельный эффективный расход топлива.
Температура воздуха в лаборатории во время проведения измерений была t0 = 25°C, давление p0 = 741 мм рт.ст. Температурный режим двигателя контролировался с помощью термопары, которая была установлена под уплотнительной шайбой свечи зажигания. Исследуемые параметры двигателя регистрировались после установления температурного режима (180-200оС). Давление регистрировалось с шагом 0,1 градуса поворота коленчатого вала.
При исследовании пусковых свойств двигатель выдерживался при температуре окружающей среды в течении 12 часов (ночью) с заранее заправленным топливом. Наименьшая температура окружающего воздуха, при которой были проведены испытания, составила минус 20оС. Температура деталей двигателя (стенки и головки цилиндра), топлива и воздуха окружающей среды отличались друг от друга не более чем на 1°С. Пуск двигателя производился от кик-стартера.
ОБСУЖДЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ
Режим холостого хода
При бездроссельном регулировании мощности режим холостого хода осуществляется с высокими коэффициентами избытка воздуха. Для предварительно перемешанных смесей такой состав находится вне концентрационных пределов искрового зажигания. Поэтому, в соответствии с вышеизложенным, смесеобразование было организовано так, чтобы на режимах холостого хода и малых нагрузок осуществлялось сгорание частично перемешанных смесей. Относительную долю предварительно перемешанной к моменту воспламенения смеси регулировали углом опережения впрыска. Как уже упоминалось, в работе использовалась «spray guided concept».
Эксперименты показали, что диапазон стабильного зажигания топливовоздушной струи на холостом ходе составляет примерно от -15 до +5 градусов поворота коленчатого вала (ПКВ) относительно конца впрыска. Оптимальные (с точки зрения расхода топлива) углы опережения зажигания (УОЗ), начала и конца впрыска, полученные для режима холостого хода представлены на рис. 1 . Как видно из рисунка, искровое зажигание с этой точки зрения необходимо осуществлять ближе к концу впрыска.
На рис. 2 представлена соответствующая этим углам зависимость для расхода топлива. Максимальное соотношение воздуха к топливу на 2000 мин1, определенное путем измерений расхода топлива и воздуха, составило приблизительно 78:1. Измерение расхода воздуха на впуске в двухтактный двигатель не может дать информацию о количестве воздуха, оставшегося в цилиндре в момент закрытия органов газообмена, поскольку значительное количество воздуха выбрасывается в выпускной трубопровод и не участвует в рабочем процессе. Поэтому приведенное соотношение не отражает действительное значение коэффициента избытка воздуха в цилиндре. Для сравнения на этом же рисунке приведена характеристика расхода бензина базового карбюраторного двигателя.
80
и я
60
О 40
>>
20
\
1 /
/
\ 3
2000
2500
3500
3000 п, об/мин
Рис. 1. УОЗ и УОВ на холостом ходу: 1 - конец впрыска; 2 - начало впрыска; 3 - зажигание
4000
500
400
н
О
^ 300
200
100
2000 2500 3000
п, об/мин
3500
4000
Рис. 2. Часовой расход топлива (ОТ) на режиме холостого хода:
1 - базовый двигатель;
2 - экспериментальный двигатель с КФ
Режим полной нагрузки Эффективные показатели С увеличением нагрузки оптимальные УОВ возрастают. На полной нагрузке УОВ примерно в 2 раза больше, чем УОВ, соответствующие холостому ходу. Оптимальные (с точки зрения расхода топлива) УОЗ при этом лежат в области 22±4 градуса угла ПКВ (рис. 3). Очень большие
значения оптимальных УОВ объясняются использованием односоплового распылителя и тем, что не производилась оптимизация геометрии камеры сгорания под экспериментальные рабочие процессы. Из-за этого скорость перемешивания, видимо, не была достаточной для возможности использования более поздних УОВ.
180
и р20
«
О
>>
60
Я— 2
. —1 3 1-Л_н
II 1 -1 1—
0
2000 3000 4000 5000
п, об/мин
Рис. 3. УОЗ и УОВ на полной нагрузке:
1 - конец впрыска; 2 - начало впрыска;
3 - зажигание
На рис. 4 приведены изменения параметров экспериментального двигателя (удельного эффективного расхода топлива и среднего эффективного давления соответственно) при работе по внешней скоростной характеристике при оптимальных углах опережения впрыска и зажигания. Для сравнения на этом же рисунке приведены характеристики базового карбюраторного двигателя при работе на бензине. Минимальный удельный эффективный расход топлива на дизельном топливе составил - 323 г/кВт'ч.
0,5
0,4
0,3
0ч '
0,2
0,1
1 3
2 4
1500
1200
900 н 09
600
300
2000
3000 4000
п, об/мин
5000
Рис. 4. Значения удельного эффективного расхода топлива и среднего эффективного давления (Р) по ВСХ:
1 - удельный эффективный расход топлива базового двигателя; 2 - удельный эффективный расход экспериментального двигателя; 3 - среднее эффективное давление базового двигателя; 4 - среднее эффективное давление экспериментального двигателя
0
0
При этом среднее эффективное давление двигателя с экспериментальными процессами ниже соответствующего значения базового двигателя примерно на 5-8%. Эта разность приблизительно соответствует доле мощности, требуемой для привода компрессор-форсунки (около 5%).
Результаты индицирования двигателя
Далее представлены результаты индициро-вания экспериментального двигателя при работе на полной нагрузке на дизельном топливе для каждого скоростного режима. В ходе анализа индикаторных диаграмм было установлено, что характер протекания горения в отдельных циклах может различаться. Как и предполагалось, после воспламенения искрой в части циклов топливовоздушная смесь дополнительно самовоспламенялась. Поскольку осреднение нивелирует особенности циклов, мы посчитали нужным дополнительно к осредненным диаграммам представить кривые отдельных циклов как с самовоспламенением, так и без него.
2000 об/мин
На рис. 5 представлены осредненные по 50 циклам диаграммы изменения давления в камере сгорания и в рабочей полости компрессор-форсунки. Максимальное давление в компрессор-форсунке составило 4,5 МПа.
На рис. 6-9 представлены экспериментальные диаграммы отдельного цикла с самовоспламенением и без него. На рис. 6, 7 видно, что быстрота нарастания давления имеет второй максимум. Второй максимум быстроты нарастания давления является следствием сгорания смеси, воспламенившейся от сжатия, вызванного сгоранием части смеси воспламененной искровым разрядом. Факт самовоспламенения подтверждается характерными флуктуациями кривых давления и быстроты нарастания давления ёр/ёф существенной величины. Как известно, причиной их появления является распространение ударных или детонационных волн, возникших в результате самовоспламенения несгоревшей части топливовоздушной смеси [6, 17]. Видно, что резкий рост давления происходит после верхней мертвой точки (ВМТ), а быстрота нарастания давления не превышает опасного для конструкции двигателя предела, составляющего 0,7-1 МПа/градус. Характеристика выгорания топлива, представленная на рис. 7, показывает, что самовоспламенение произошло после сгорания примерно 40% топлива (13 градусов после ВМТ). Сгорание 50% топлива произошло к 14 градусам после ВМТ.
На данном скоростном режиме такие диаграммы наблюдались у 94% циклов.
У 6% циклов топливовоздушная смесь после воспламенения искрой дополнительно не самовоспламенялась. На рис. 8 представлена диаграмма такого цикла. Видно, что быстрота нарастания давления не имеет второго пика. Характеристика выгорания топлива, представленная на рис. 9, показывает, что сгорание 50% топлива произошло к 10 градусам после ВМТ.
5
4,5
* 4
!3,5
я „ ,
55 2,5 2
ч а я
Ч 1,5 1
0,5 0
а
/ \ 2
/ \ Л
г \ / \
1 1 / \
/ \/ \
у \
-180 -90 0
Ф, град ПКВ
Рис. 5. Давление в цилиндре (1), давление в рабочей полости КФ (2), режим полной нагрузки, осреднение по 50 циклам
90
3,5 3 2,5
а 2
Па
§ 1,5 1
0,5 0
Л
А\ 1
■
А / ч
_--- 2
0,8
0,6 ВК
0,4 Пд
а р
0,2
я
Па
0
-0,2 # -0,4 4
-0,6
-100
-50
100
0 50
Ф, град ПКВ
Рис. 6. Давление в цилиндре (р) (1), быстрота нарастания давления (ф/й?ф) (2), режим полной нагрузки, самовоспламенение
1,2 1 0,8 £ 0,6 * 0,4 0,2 0 -0,2
1 —— л \
1
у
л
1
120 100 80 60 40 20 0 -20
Ф
■а
а
■о
-30 -15 0 15 30 45 60 75 90 Ф, град ПКВ Рис. 7. Интегральная характеристика выгорания топлива (х) (1), дифференциальная характеристика теплоиспользования (dQ/dф) (2), режим полной нагрузки, самовоспламенение
3,5
3
2,5
я 2 К
Е 1,5 £
1
0,5
*
1
/ V 1
г
»1 ' ""*
2 ч.
____ 4—
0,8
0,6 и
а
0,4 К и я
0,2 & 0 5
-0,2
"ЕР
-0,4 -в
-0,6
-100
-50
0 50
Ф, град ПКВ
100
Рис. 8. Давление в цилиндре (р) (1), быстрота нарастания давления (ар/Уф) (2), режим полной нагрузки, без самовоспламенения
1,2
1
0,8
£ 0,6 и
0,4 0,2 0 -0,2
-
/ n
л
V 2
/ ■ч-Лл
"*7 Т|1Л
120
100 д
а
80 3рг ё
60 Ц
40 ~ &
20 1 ■а
0
-20
-30 -15 0
15 30 45 60 75 90 Ф, град ПКВ Рис. 9. Интегральная характеристика выгорания топлива (х) (1), дифференциальная характеристика теплоиспользования (dQ/dф) (2), режим полной нагрузки, без самовоспламенения
На рис. 10 представлено среднее индикаторное давление 50 циклов. Среднее значение среднего индикаторного давления по 50 циклам составило 0,404, а коэффициент вариации -2,7%.
0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0
0
10
40
50
20 30
Номер цикла
Рис. 10. Среднее индикаторное давление, режим полной нагрузки
3000 об/мин
На рис. 11 представлены осредненные по 50 циклам диаграммы изменения давления в камере сгорания и в рабочей полости компрессор-форсунки. Максимальное давление в компрессор-форсунке составило 5 МПа.
На рис. 12, 13 представлены экспериментальные диаграммы отдельного цикла. В данном случае быстрота нарастания давления также имеет второй максимум. При этом быстрота нарастания давления не превышает опасного для конструкции двигателя предела, составляющего 0,7-1 МПа/градус. Характеристика выгорания топлива показывает, что самовоспламенение произошло после сгорания примерно 50% топлива (15 градусов после ВМТ). На данном скоростном режиме такие диаграммы наблюдались у 72% циклов.
У 28% циклов топливовоздушная смесь после воспламенения искрой дополнительно не самовоспламенялась. Быстрота нарастания давления не имела второго пика. Характеристика выгорания топлива, представленная на рис. 14, показывает, что сгорание 50% топлива произошло к 21 градусу после ВМТ.
На рис. 15 представлено среднее индикаторное давление 50 циклов. Среднее значение среднего индикаторного давления по 50 циклам составило 0,421, а коэффициент вариации -6,9%.
а 5 Па
ле 3 Ч 2 1 0
1.2
' \
_ > \
-180
-90 0
Ф, град ПКВ
90
Рис. 11. Давление в цилиндре (1), давление в рабочей полости КФ (2), режим полной нагрузки, осреднение по 50 циклам
3 2,5 2
а Па
§ 1,5 £
1
0,5 0
/ \
1 |г 1
1 г»"
Г \
-- '1 х
0,35 0,25 0,15 0,05 -0,05 -0,15 -0,25
-100
-50
0 50
Ф, град ПКВ
100
Рис. 12. Давление в цилиндре (р) (1), быстрота нарастания давления (Ур/Уф) (2), режим полной нагрузки, самовоспламенение
0
6
4
4000 об/мин
На рис. 16 представлены осредненные по 50 циклам диаграммы изменения давления в камере сгорания и в рабочей полости компрессор-форсунки. Максимальное давление в компрессор-форсунке составило 5,5 МПа.
1,2
/ 1 — —
) v
// ч 1ШТ 1Л/\лл
1
0,8 0,6
94
* 0,4 0,2 0 -0,2
-30 -15 0 15 30 45 60 75 90 Ф, град ПКВ
Рис. 13. Интегральная характеристика выгорания топлива (х) (1), дифференциальная характеристика теплоиспользования (dQ/dф) (2), режим полной нагрузки, самовоспламенение
120
100
д
а
80 р г
Я
60 *
40 1*
■а
20 О
■а
0
-20
1,2 1 0,8 £ 0,6 * 0,4 0,2 0 -0,2
»
/ 1
/
У 2
/7
120
100 д ар
80 £
60
40
20
0
-20
-30 -15
15 30 45 60
Ф, град ПКВ
75 90
Рис. 14. Интегральная характеристика выгорания топлива (х) (1), дифференциальная характеристика теплоиспользования (dQ/dф) (2), режим полной нагрузки, без самовоспламенения
На рис. 17, 18 представлены экспериментальные диаграммы отдельного цикла. Видно, что быстрота нарастания давления имеет второй максимум. При этом быстрота нарастания давления не превышает опасного для конструкции двигателя предела, составляющего 0,7-1 МПа/градус. Характеристика выгорания топлива, представленная на рис. 17, показывает, что самовоспламенение произошло после сгорания примерно 55% топлива (18 градусов после ВМТ). Сгорание 50% топлива произошло к 17 градусам после ВМТ. На данном скоростном режиме такие диаграммы наблюдались у 50% циклов.
У 50% циклов топливовоздушная смесь после воспламенения искрой дополнительно не самовоспламенялась. Характеристика выгорания топлива, представленная на рис. 19, показывает, что сгорание 50% топлива произошло к 19 градусам после ВМТ.
На рис. 20 представлено среднее индикаторное давление 50 циклов. Среднее значение среднего индикаторного давления по 50 циклам составило 0,51, а коэффициент вариации - 4,6%.
Па0,8 0,7 £ 0,6 V § 0,5 а " 0,4 н § 0,3 я Э 0,2 я 8 0,1 я д й 0 р и
10 20 30 40 50 Номер цикла
Рис. 15. Среднее индикаторное давление, режим полной нагрузки
щ 3
ч а
¿В 2 1
0
г\
/ \
1 \ Г- 2
\
V /V \ \
\
-180 -90 0 90
Ф, град ПКВ
Рис. 16. Давление в цилиндре(1), давление в рабочей полости КФ (2), режим полной нагрузки, осреднение по 50 циклам
5000 об/мин
На рис. 21 представлены осредненные по 50 циклам диаграммы изменения давления в камере сгорания и в рабочей полости компрессор-форсунки. Максимальное давление в компрессор-форсунке составило 5,5 МПа На рис. 22, 23 представлены экспериментальные диаграммы отдельного цикла. Видно, что быстрота нарастания давления имеет второй максимум. При этом быстрота нарастания давления не превышает опасного для конструкции двигателя предела, составляющего 0,7-1 МПа/градус. Характеристика выгорания топлива, представленная на рис. 23, показывает, что самовоспламенение произошло после сгорания примерно 52% топлива (15 градусов после ВМТ). Сгорание 50% топлива произошло к 14 градусам после ВМТ. На данном скоростном режиме такие диаграммы наблюдались у 70% циклов.
У 28% циклов топливовоздушная смесь после воспламенения искрой дополнительно не самовоспламенялась. Быстрота нарастания давления не имеет второго пика.
6
5
4
0
Характеристика выгорания топлива, представленная на рис. 24, показывает, что сгорание 50% топлива произошло к 20 градусам после ВМТ.
2,5 2
я
1=3 1 5 § 1,5
£ 1
0,5 0
/ \ 1
Л ч v
v ы
У 1 рцг \
2
0,35 0,25 0,15 0,05 -0,05 -0,15 -0,25
■а ■а
-100
-50
100
0 50
Ф, град ПКВ
Рис. 17. Давление в цилиндре (р) (1), быстрота нарастания давления (ар/Уф) (2), режим полной нагрузки, самовоспламенение
1,2 1 0,8 ^0,6 *0,4 0,2 0 -0,2
у -Г 01
/ 1
у /
/ л 2
у / ч ~JL.11
120
100 да ар
80 £
60
40
20
0
-20
-30
-15 0
90
15 30 45 60 75 Ф, град ПКВ Рис. 18. Интегральная характеристика выгорания топлива (х) (1), дифференциальная характеристика теплоиспользования (dQ/dф) (2), режим полной нагрузки, самовоспламенение
1,2 1 0,8 0,6 - 0,4 0,2 0 -0,2
X
/ г ч 1
/ (
/1" /2
120 100 д
а р
80 ,3
60 ^ 40 *
■а
20 а ■а
-20
-30 -15 0 15 30 45 60 75 90 Ф, град ПКВ Рис. 19. Интегральная характеристика выгорания топлива (х) (1), дифференциальная характеристика теплоиспользования (dQ/dф) (2), режим полной нагрузки, без самовоспламенения
У 2% циклов быстрота нарастания давления превышает опасный для конструкции двигателя предел (рис. 25, 26). Максимальное значение жесткости сгорания составило примерно 1,2 МПа/градус. Самовоспламенение произошло после сгорания примерно 50% топлива (12 градусов после ВМТ). Насколько такое проявление детонации в небольшом количестве циклов опасно для конструкции двигателя могут дать длитель-
ные испытания. На рис. 27 представлено среднее индикаторное давление 50 циклов. Среднее значение среднего индикаторного давления составило 0,565, а коэффициент вариации - 5,4%.
а0,8 П § 0,7 я 0,6 я й 0,5 я а « 0,4 н | 0,3 а- 0,2 я $ 0,1 я 1 0 р и
10 20 30 40 50 Номер цикла
Рис. 20. Среднее индикаторное давление
а Па
щ 3
ч а
¿В 2
/
( 1 Г2
Г /\
1 V ' \ V
-180 -90 0 90
Ф, град ПКВ
Рис. 21. Давление в цилиндре (1), давление в рабочей полости КФ(2), режим полной нагрузки.
Осреднение по 50 циклам
Из анализа рис. 5-27 следует, что на дизельном топливе экспериментальный двигатель с предлагаемым рабочим процессом работал без детонации во всем диапазоне нагрузок базового двигателя. Исключением является только один скоростной режим (5000 об/мин). Но даже в этом случае количество циклов со значением максимальной быстроты нарастания примерно 1,2 МПа/градус составило всего 2% от общего количества проанализированных циклов. Напомним, что изложенная схема организации рабочих процессов реализуема при существенных ограничениях, изложенных выше, среди которых одним из основных является низкое среднее эффективное давление. Поэтому проведенные эксперименты не позволяют судить о возможности организации с помощью используемой топливной аппаратуры бездетонационного сгорания дизельного топлива в ДВС с бол ее распространенными значениями среднего эффективного давления (ре ~ 1 МПа и выше). Для реализации бездетонационного сгорания при таких ре потребуется, видимо, использовать более поздние углы опережения впрыска. При этом для получения приемлемых характеристик
3
6
5
4
0
0
выгорания необходимо будет обеспечить условия для высоких скоростей перемешивания. Для этого придется перейти на схему с многосопловым распылителем (искровой промежуток должен будет находиться вблизи одной из струй) и подобрать геометрию камеры сгорания. Относительно высокое давление впрыска, которое можно реализовать в предлагаемой системе, должно позволить осуществить такой рабочий процесс.
4
3,5 3
! 2,5
Н
\ 2 -
1,5 1
0,5 0
0,6
0,45
0,3
П
-0,15 §
,Ф
-0,3 3? гь ■а
-0,45 -0,6
0 50 100
Ф, град ПКВ
Рис. 22. Давление в цилиндре (р) (1), быстрота нарастания давления (ф/^ф) (2), режим полной нагрузки, самовоспламенение
1,2 1 0,8 0,6 * 0, 0,2 0 -0,2 -0,4
-30 -15 0 15 30 45 60 75 90 Ф, град ПКВ Рис. 23. Интегральная характеристика выгорания топлива (х) (1), дифференциальная характеристика теплоиспользования (dQ/dф) (2), режим полной нагрузки, самовоспламенение
1,2 1 0,8 £ 0,6 0,4 0,2 0 -0,2
120 100
а
80 ъ
"а
60 40
о
20
0
-20
-30 -15
0
15 30 45 60 75 90
Ф, град ПКВ
Рис. 24. Интегральная характеристика выгорания топлива (х) (1), дифференциальная характеристика теплоиспользования (dQ/dф) (2), режим полной нагрузки, без самовоспламенения
6 5 4 3
а2
Па
% 1
(£ 0 -1 -2 -3 -4
/ v 1
|| x ---__
N
2
3
2,5
2
1,5 В К
1 П
0,5 да р
0 я
П
-0,5 5
-1 ,Ф
-1,5 "6<
-2
-100 -50 0 50 100
Ф, град ПКВ
Рис. 25. Давление в цилиндре (р) (1), быстрота нарастания давления (dp/dф) (2), режим полной нагрузки, режим детонации
1,2 1 0,8 0,6 % 0,4 0,2 0 -0,2 -0,4
/
/1 / 11| 1 / 2
1
г
480
400
д
320 а р
240 ё И
160
80 ■О
СУ
0 ■а
-80 -160
-30
0
60
90
30
Ф, град ПКВ Рис. 26. Интегральная характеристика выгорания топлива (х) (1), дифференциальная характеристика теплоиспользования (dQ/dф) (2), режим полной нагрузки, режим детонации
Па0,8
2
- 0,7 е
¡0,6
я 0,5 д
У 0,4
^0,3
£ 0,2 я
д дер0,1
О
0
^лл/1 v4
0
10
40
50
20 30
Номер цикла
Рис. 27. Среднее индикаторное давление, режим полной нагрузки
Запуск двигателя при низких температурах
Экспериментальное исследование пусковых свойств двигателя производилось при углах опережения впрыска и зажигания, соответствующих таковым на минимальных оборотах холостого хода для дизельного топлива (см. рис. 1). Перед пуском никаких дополнительных мероприятий (прокачки топлива, подогрева топлива и т.п.),
0,15 я
кроме открытия игольчатого дозатора подачи топлива и включения тумблера системы зажигания, не производилось.
Эксперименты подтвердили возможность пуска двигателя при низких температурах окружающей среды. В табл. приведена зависимость количества нажатий на кик-стартер, после которого наблюдался успешный пуск двигателя на дизельном топливе от температуры окружающей среды. При более низких температурах испытания не производились. Поэтому возможно, что -20оС не является предельной температурой успешного запуска.
Таблица
Пусковая характеристика двигателя
Температура воздуха Количество нажатий
окружающей среды, оС на кик-стартер
+20 3
-10 5
-20 9
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Экспериментально подтверждена возможность работы двухтактного двигателя с экспериментальными рабочими процессами на дизельном топливе. Эксперименты показали, что рабочий цикл позволяет осуществлять:
1) бездроссельное регулирование до значений соотношения воздуха к топливу, равных приблизительно 78:1;
2) бездетонационное сгорание при степени сжатия 10,5 во всем диапазоне нагрузок базового двигателя (максимальное значение среднего эффективного давления примерно 0,4 МПа);
3) пуск двигателя при низких температурах окружающей среды (до -20оС).
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Ward Michael A. V. Spark-ignited diesel engine. [Электронный ресурс]. URL: http://www.dtic.mil/dtic/tr/ fulltext/u2/a230243. pdf (дата обращения: 01.11.1990). [ WARD, A. V. Michael (1990, Nov. 1). Spark-ignited diesel engine [Online]. Available: http://www.dtic.mil/dtic/tr/ fu l ltext/u2/a230243. pdf ]
2. Failla C. C., Pouring A. A. Kerosene-Base Fuels in Small Gasoline Engines // Final Report. United States: N. p., 1991. [ C.C. Failla and A.A. Pouring "Kerosene-Base Fuels in Small Gasoline Engines," in Final Report. United States: N. p., 1991. ]
3. Shannon H. F. Energy Conservation and Fuel-Vehicle Optimization // Future Automotive Fuels: Prospects, Performance, Perspective. USA: General Motors Corp., 1975. P. 59-72. [ H. F. Shannon, "Energy Conservation and Fuel-Vehicle Optimization," in Future Automotive Fuels: Prospects, Performance, Perspective, рр. 59-72, 1975. ]
4. Johnson E. M., Tierney W. T., Crawford N. R. An Opportunity for Maximizing Transportation Energy Conservation // Future Automotive Fuels: Prospects, Performance, Perspective. USA:
General Motors Corp., 1975. P. 73-95. [ E. M. Johnson, W. T. Tierney, N. R. Crawford, "An Opportunity for Maximizing Transportation Energy Conservation," in Future AutomotiveFuels: Prospects, Performance, Perspectivepp. 73-95, 1975. ]
5. Singh R., McChesney R. Development of Multi-Fuel Spark Ignition Engine // SAE Technical Paper 2004-32-0038. 2004. doi: 10.4271/2004-32-0038. [ R. Singh, R. McChesney, "Development of Multi-Fuel Spark Ignition Engine," in SAE Technical Paper, 2004-32-0038. doi: 10.4271/2004-32-0038,
2004. ]
6. Heywood J. Internal combustion engine fundamentals // McGraw-Hill Series in Mechanical Engineering. USA. 1988 [ J. Heywood, "Internal combustion engine fundamentals," in McGraw-Hill Series in Mechanical Engineering, USA, 1988. ]
7. Needham J. R. Influence of Fuel Variables On The Operation of Automotive Open And Pre-Chamber Diesel and Spark Ignited Stratified Charge Engines: A Literature and Syn-crude Study Covering Petroleum Derived Fuels // Ricardo Consulting Engineers Ltd, 1980. [ J. R. Needham, "Influence of Fuel Variables On The Operation of Automotive Open And Pre-Chamber Diesel and Spark Ignited Stratified Charge Engines: A Literature and Syncrude Study Covering Petroleum Derived Fuels," in Ricardo Consulting Engineers Ltd, 1980. ]
8. Barber E., Reynolds B., Tierney W. Elimination of Combustion Knock-TEXACO Combustion Process // SAE Technical Paper 510173. 1951. doi: 10.4271/510173. [ E. Barber, B. Reynolds and W. Tierney, "Elimination of Combustion Knock-TEXACO Combustion Process," in SAE Technical Paper, 510173. doi:10.4271/510173, 1951. ]
9. Mitchell E., Cobb J., Frost R. Design and Evaluation of a Stratified Charge Multifuel Military Engine // SAE Technical Paper 680042. 1968. doi: 10.4271/680042. [ E. Mitchell, J. Cobb and R. Frost, "Design and Evaluation of a Stratified Charge Multifuel Military Engine," in SAE Technical Paper, 680042. doi: 10.4271/680042. 1968. ]
10. Meurer J., Urlaub A. Development and Operational Results of the MAN FM Combustion System // SAE Technical Paper 690255. 1969. doi: 10.4271/690255. [ J. Meurer and A. Urlaub, "Development and Operational Results of the MAN FM Combustion System," in SAE Technical Paper, 690255. doi: 10.4271/690255, 1969. ]
11. Finsterwalder G. A New Deutz Multifuel System // SAE Technical Paper 720103. 1972. doi:10.4271/720103. [ G. Finsterwalder, "A New Deutz Multifuel System," in SAE Technical Paper, 720103. doi: 10. 10.4271/720103, 1972. ]
12. Phatak R., Komiyama K. Investigation of a Spark-Assisted Diesel Engine // SAE Technical Paper 830588. 1983. doi: 10.4271/830588. [ R. Phatak and K. Komiyama, "Investigation of a Spark-Assisted Diesel Engine," in SAE Technical Paper, 830588. doi: 10.4271/830588, 1983. ]
13. Cathcart G., Dickson G., Ahern S. The Application of Air-Assist Direct Injection for Spark-ignited Heavy Fuel 2-Stroke and 4-Stroke Engines // SAE Technical Paper 32-0065.
2005. doi: 10.4571/520896. [ G. Cathcart, G. Dickson and S. Ahern, "The Application of Air-Assist Direct Injection for Spark-ignited Heavy Fuel 2-Stroke and 4-Stroke Engines," in SAE Technical Paper, 32-0065. doi: 10.4571/520896, 2005. ]
14. Гарипов М. Д., Сакулин Р. Ю., Резванов Д. Р. Работа двухтактного двигателя с унифицированным рабочим процессом на авиационном керосине // Вестник УГАТУ. 2016. Т. 20, № 1 (71). С. 33-40 [ M. D. Garipov, R. Y. Sakulin and D.R. Rezvanov, "Jet fuel utilization in the two-stroke en-
gine with unified work process," (in Russian), in Vestnik UGATU, vol. 20, no. 1 (71), pp. 33-40, 2016. ]
15. Зельдович Я. Б. Компанеец А. С. Теория детонации. М.: Наука, 1955. 268 с. [ Y. Zeldovich, B. and A. S. Kom-paneetz, "Detonation Theory," (in Russian). M.: Nauka, 1955. ]
16. Baumgarten C. Mixture Formation in Internal Combustion Engines. Germany: Springer Verlag Berlin Heidelberg, 2006. 294 р. [ C. Baumgarten, "Mixture Formation in Internal Combustion Engines," in Springer Verlag Berlin Heidelberg, Germany, 2006. ]
17. Варнатц Ю., Маас У., Диббл Р. Горение. Физические и химические аспекты, моделирование, эксперименты, образование загрязняющих веществ. М.: Наука, 2003. 352 с. [ J. Warnatz, U. Maas, R. Dibble, Combustion. Physical and Chemical Fundamentals, Modeling and Simulation, Experiments, Pollutant Formation, (in Russian). М.: Nauka, 2003. ]
18. Щетинков Е.С. Физика горения газов. М.: Наука, 1965. 740 с. [ E. S. Schetinkov, Physics of gas combustion, (in Russian). M.: Nauka, 1965. ]
19. Войнов А. Н. Сгорание в быстроходных поршневых двигателях. М.: Машиностроение, 1977. 277 с. [ A. N. Voinov, CantuBtian in high-speed piston ergjnes (in Russian). М.: Mashinostroenie, 1977. ]
20. Yao M., Zhang B., Zheng Z., Chen Z., and Xing Y. Effects of exhaust gas recirculation on combustion and emissions of a homogeneous charge compression ignition engine fuelled with primary reference fuels // Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part D: Journal of Automobile Engineering. 2007. Vol. 221. Р. 197-213. doi: 10.1243/09544070JAUT0102. [ M. Yao, B. Zhang, Z. Zheng, Z. Chen and Y. Xing, "Effects of exhaust gas recirculation on combustion and emissions of a homogeneous charge compression ignition engine fuelled with primary reference fuels," in Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part D: Journal of Automobile Engineering, vol. 221, рр. 197-213, doi: 10.1243/09544070JAUT0102. 2007. ]
21. Eisele E. Probleme bei der Entwicklung von Verbrennungsverfahren für schnellanfende Dieselmotoren // MTZ. 1965. №8. Р. 64-66. [ E. Eisele, "Probleme bei der Entwicklung von Verbrennungsverfahren für schnellanfende Dieselmotoren," (in German), in MTZ, no. 8, pp.64-66, 1965. ]
22. Eberan von Eberhorst R. M. Development of German Multifuel-Diesel Engines and their Significance // Fifth world petroleum congress, ( New York, USA, 30 May-5 June 1959). USA, 1959. Section VI. Р. 102-104. [ R. M. Eberan von Eberhorst, "Development of German Multifuel-Diesel Engines and their Significance," in Fifth world petroleum congress, section VI, pp. 102-104, 1959. ]
ОБ АВТОРАХ
ГАРИПОВ Марат Данилович, доц. Канд. техн. наук по тепл. двиг. (УГАТУ, 2004). Д-р техн. наук по тепл. двиг. (ЮрГУ, 2013). Иссл. в обл. перспективных рабочих процессов ДВС, биотоплив.
САКУЛИН Роман Юрьевич, доц. м-р техники и технологий (УГАТУ, 2006). Канд. техн. наук по тепл. двиг. (УГАТУ, 2010). Иссл. в обл. перспективных рабочих процессов ДВС, био-топлив.
РЕЗВАНОВ Даниил Рустамович, инж. по спец. «Двигатели внутреннего сгорания» (УГАТУ, 2011), ст. препод. каф. ДВС. Иссл. в обл. двухтактных ДВС.
METADATA
Title: Diesel fuel utilization in the two-stroke spark ignited engine
Authors: M. D. Garipov1, R. Y. Sakulin2, D. R. Rezvanov3
Affiliation:
Ufa State Aviation Technical University (UGATU), Russia.
Email: 1garry76@mail.ru, 2laminar_burn@mail.ru, 3ugatu.daniil@mail.ru.
Language: Russian.
Source: Vestnik UGATU (scientific journal of Ufa State Aviation Technical University), vol. 21, no. 2 (76), pp. 30-41, 2017. ISSN 2225-2789 (Online), ISSN 1992-6502 (Print).
Abstract: Interest in spark ignited engines which are able to work on heavy fuels (jet and diesel fuels) is growing. This interest can be explained by good power to weight characteristic of spark ignited engines comparing with diesels. In addition the drawback of spark ignited engines is high fuel consumption under high loads using heavy fuels. This fact is explicated by the necessity of applying low compression ratio in comparison to gasoline analogues. The operation process of 2-stroke spark ignited piston engine, which can conserve compression ratio of the base gasoline engine (10,5) when it works on heavy fuels is described. This effect is reached by using direct injection with compressed-air atomizer in combination with spray-guided concept. Ignition is based on a standard single spark automotive ignition system. The experimental engine is shown to be able to run on diesel fuel without knocking in all base engine load range. Moreover, this concept gives an opportunity to implement the unthrottled control. The investigation of the cold start was carried out in the paper. It is shown that the experimental engine successfully starts at an ambient temperature up to -20 C.
Key words: detonation; knock; direct fuel injection; multifuel; two-stroke engine; diesel fuel.
About authors:
GARIPOV, Marat Danilovich, docent of ICE Dept., Cand. of Tech. Sci. (USATU, 2004), Dr. of Tech. Sci. (SUSU, 2013).
SAKULIN, Roman Yur'yevich, docent of ICE Dept., Master of tech. and technol. (UGATU 2006). Cand. of Tech. Sci. (USATU, 2010).
REZVANOV, Daniil Rustamovich, postgrad. student, Senior Lecturer, ICE Dept. Dipl. engineer in IC engines (USATU, 2011).
