Описание математической модели расчета времени нестационарного процесса нагрева каталитического нейтрализатора отработавших газов Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 656.065.36

ОПИСАНИЕ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ РАСЧЕТА ВРЕМЕНИ НЕСТАЦИОНАРНОГО ПРОЦЕССА НАГРЕВА КАТАЛИТИЧЕСКОГО НЕЙТРАЛИЗАТОРА ОТРАБОТАВШИХ ГАЗОВ

Н.Г. Певнев, A.B. Залознов ФГБОУ ВО «СибАДИ», г. Омск, Россия

Аннотация. В настоящей статье рассмотрен нестационарный процесс теплопередачи на стадии прогрева трехкомпонентного каталитического нейтрализатора (КН) отработавших газов двигателя внутреннего сгорания. Разработана и описана математическая модель расчета времени прогрева твердой структуры КН. Исходными данными являются конструктивные параметры и скоростной режим работы двигателя, температура окружающего воздуха, геометрические и теплофизические параметры КН. Алгоритм расчета времени прогрева КН включает последовательно тепловой расчет двигателя внутреннего сгорания, расчет тепловых потерь в выпускном коллекторе, расчет тепловых потоков в КН. Описанная математическая модель позволяет производить расчеты времени прогрева КН до его рабочей температуры при разных задаваемых исходных данных. Анализ получаемых результатов дает возможность определить условия для сокращения времени прогрева КН и, как следствие, для повышения эффективности его работы.

Ключевые слова: трехкомпонентный нейтрализатор, эффективность нейтрализации, нестационарный процесс теплопередачи, время прогрева каталитического нейтрализатора.

ВВЕДЕНИЕ

Экологическая безопасность автомобильного транспорта, в соответствии с Правилами ЕЭК ООН для удовлетворения требований Евро-3, ..., Евро-6, сегодня в значительной степени определяется свойствами систем питания и нейтрализации вредных выбросов в отработавших газах (ОГ) ДВС, которыми оснащаются современные транспортные средства.

В частности, к устройствам, входящим в систему обезвреживания ОГ, относятся трёхком-понентные каталитические окислительно-восстановительные нейтрализаторы с Л-зондом, которые на сегодняшний день являются наиболее распространённой и эффективной системой очистки ОГ. Скорость и эффективность процессов нейтрализации ОГ зависит от температуры катализатора. Чем выше температура катализатора, тем выше скорость химических реакций, сопровождающих процесс катализа, и качественнее нейтрализация вредных веществ. Эта температура определяет эффективность его работы в процессе всего ездового цикла испытаний (Правила 83 ЕЭК ООН). Современный каталитический нейтрализатор (КН) позволяет уловить более 90 % токсичных соединений, содержащихся в

ОГ бензинового двигателя. Но несмотря на очевидный эффект от использования таких нейтрализаторов они обладают малой эффективностью при пуске и прогреве. Не успевший прогреться до рабочей температуры КН практически бездействует. Следует учитывать, что нейтрализатор начинает обезвреживать не менее 50% вредных выбросов, снижая концентрации СО и СН в ОГ, при его прогреве как минимум до 220-250 °С. [1]

Поскольку КН начинает эффективно работать только при достаточно высоких температурах, то в целях улучшения его рабочих характеристик необходимо проведение углубленного исследования, что позволит разработать мероприятия, сокращающие время прогрева нейтрализатора и, следовательно, увеличить его эффективность. Теоретическая база для исследования требует создания математической модели процессов теплообмена и физико-химических процессов гетерогенного катализа.

ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КАТАЛИТИЧЕСКОГО НЕЙТРАЛИЗАТОРА

Различают три вида передачи теплоты: теплопроводностью; конвективным теплооб-

меном; излучением. В большинстве случаев в различных тепловых процессах имеют место одновременно все три вида теплопередачис преобладанием какого-либо из них.

Бортовой КН можно рассматривать как гомогенную проточную термодинамическую систему, рабочим телом которой являются отработавшие газы двигателя, протекающие по каналам каталитических блоков. Исследуемый процесс прогрева КН является неустановившимся, температурное поле изменяется с течением времени .Таким образом, изучаемые процессы теплоотдачи являются нестационарны м и. [2]

Оценка времени п рогрева КН до рабочей температуры основывается на уравнении теплового баланса, выражающее за кон сохранения эн ергии:

С?ОГ°Д + ФхАТ = <2ог1ХОД + @ ОКР + (?НАГР

(1)

пвх °д _ _

где Уог - тепловой поток, при вносимый с

отработавшими газами в каталитический нейтрализатор;

(?хпт - тепловой п оток, выделяемый в реакторе КН в результате экзотермической реакции окислительн ого к атализа;

^ выход

хп - тепл пото К, унОСИМЫЙ С Ттра-ботавшими газами;

(?оар _ тепловой поток, певедаваемый в окружающую треду;

Фнагр ы_ тепоовой поток, расходуемый на нагрев структуры конвертора.

л вход

РАСЧЕО Т1Е1Г1Л0Е5С^|-0 ПОТОКА дог ,

прие^н<^о-ц|\л^|-с:) входящими 01" в ки

0ВООД

Стставляющимитеплового потока ^ог

ЯВЛЯЮТСЯ:

С?ОГ Д = — Скол (2,

где - тепловой поток, покид£1юи.^из1ьса1\/1 еры с горания ДЕЗСс отработавшимигазами;

(¿коп - тепловые потери в окружающую среду через стенки выпускногоколл екто ра на участке от дв игателя до КН.

Расчет ^^в. Нва основ е заоанных исходных

данных (тип двигателя, мощность ^е, частота вращения коленчатого вала о, число / и рас-

положени е цилиндров, отно шение хода порш ня к его степен ь сжатия а, тип

топлива и его физико-химические параоетры) проводят тепловой расчет двигателя, в резульв тате воторого воз1\/юж1но опроделитт как саму величвнт теплового потоке) (?г, так и составляющие харвктеристиси величины тепллвого

С

потока - массольш расхор иог и темпера^ра ОГ навыходе из камер сгорания. [3]

Расчет @кол. поток горячих отработавших газов, проходя через каналы выпускного коллектора, теряет часть тепловой энергии, охлаждаясь вследствие теплопередачи через стен-ко во кружа ю щую с|эе^ду.

Выпускной колле ктор фаоои чески является реферативным теплообмеоным апп аратом, в кото ром теплота от проходящих аорячих ОГ пe|эe1цaeа"(кя к холодной окружающей атмосфере через разделяющую их непро ницаемую стенку. 13 нестоящей математической модели сч ит, е м, что тепл оо (эме н п ро исходит ь стани-онарноо режиме, т.е. структурны й материал выпускного колаектора прогрет до равновесной температуры, соовветствующей -еку-щему ркжиму ааботы ^к$и1^с1Т(Е?ля. Тамм образом, нхетационарный |эе>киг/1 р»о г|э<^ез;э стеног выпускного к(гллекг"0|эа н е учитывается.

Тепловой пс^т^оК1 рассеивае мый в атмосфн-ре, рассеитывается по уравнению теплопн-|эеда 41^ длй теплообменного

аппарата [2]:

<?кол = /сРАГ ^

где АТ - средняя разность температур (средний ремпературный напор)), град.

Р - площадь поверхности теплообмена, о2. Для круглой трубы выпускного КОЛЛвКТОра рассчитываем поформуле:

Р = т[(11 (4-

где I - длина трубы выпускного коллектора, м.

ч - рассчетный диаметр), пл. При определении расчетного диаметра Ч необходимо учитывать следую кцее прав ило: в каче<птве расчетно1"о д n-^м^т|Э£J пр)ин^юмать диаметр со стороны меньшего значения коэффициента теплоотдачи.

& - средний коэффициент те плтп еред ач в через стенку, разделяющую теплоносителе Вт/(мРК-. Так как коэффициент к сам является функцией температуры, то для повышения точности расчетов дифференцируем уравнение (Ь- по длине трубы выпускного коллектора. При этом можно принять допущение, что сред-

ний температурный напор» ОД на каждом элементарном участке дл ины коллектора остается величиной постоянной . Соответственно, постоянным можно считать и коэффициент к.

Коэффициент теплопередачи для тонкостенных труб, для которых выполняется условие Рнар/Рвн < 2 г можно рассчитывать по формулам теплопередачи через пл -скую стенку. В этом случаепогреш ность расч ета не превыш ает4%. При этом 8 = (^нар — с?вн)/2 о толщина стенки трубы, м.

Коэк:|эс|^и1141/1ент теплопередачи через плоскую отенку рассчитывают по формуле [2] :

—н—н—

а 1 ^

где <8 - толщина стенки выпускного коллектора;

8 - коэффициент теплспроводности да-териала стенки коллектор)?). Выбирается по спссв-чсым данным [4].

с1 и с2 _ ко;эс^э<С)1/^14исэ1-1Т1э1 теплоотд ачи со стороны горячего и холодного теплоносителей;

Коэффициенты теплоотдачи со стороны горячего потижа ОГ и со сторон ы холодного окружающего воздуха (С1 и с2 соответстлен-но) нахсдим по э мпирическим критериальным форм</лам, под(5ираемым в зависимости нт видп теплообмена, характера и режимс течения, расположения повесхности теплообмена. Обоая форсула для расчета коэффициент н теп-оотдачи:

N Тг

с: = ——

а (6)

где - нисло Нусселкта. Рассчитываем по критнрнальным упавнени ям.

Пг с теплопроводность газовой стеды (отработавшие газы или воздух). Выбирается по справочным данн ым в тависим о сти от температуры [4].

- - диаметр т ы.

с

Ртсчет коэффициента теплоотдачи 1 ои потоков ОГ к стенке выпускного коллектор)«;-. Считаем, что теплоотдача коутри наналов выпуииного коллектора происходит в условиях вот ужденной конвекции п ри турбулентном режиме течения ОГ при горизонтальном расположении труб. Тогда, расчет числа Нуссель-

та возможно произвеоти то критериальному уравнению Р.А. Михеова [4]:

= 0,021.Ди0'8?)0'43 (7)

Расчет коэс(эс|эициента теплоотдачи с2 от стенки выпускного коллекто рга в офежающую среду. Допускаем, что теплоотдача снаружи выпускного коллектора происходит в условиях свободной конвекции -свободного движения) вокружающеенеограниченноепространствол В развитии свободного движения форма тела играет вооростопенную роль. Здесь большее знанение имоют п ротяженн -оть п оверхно-стИ| вдоль которой происходит движение, и ее положение. Закономерность измененил числа Нуссельтадлт раочета средней теплоотдачи

для горизонтальных труб диаметром ^ расположенных в воздухе, имеет вид -формула ИММихеевойЮ):

2 ' -8)

Вычисляя числа Нуссельта и подставляя их значение в формулу (6), определяем лооаль-ные коэффициенты теплоотдачи с1 и , характерные для ко-оретного температурного напоре! ОТ, соответствующего участка длины выпуск-кго После этого возможно

рассчитать средний коэффици «энт & теплопередачи чтрез стеоку коллектора, разделяющую ОГ и атмосферу. Подставляя знанение коэффи-иентав формулу (3), определяем потери тепла ^кол от выпускного коллектора в окружающий воздух.

Подставляя р-ссчит-нные з н ачения и

О ,6)ВХ0 д

ч:кол в формулу (2), получаем знатение чбог

ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА НЕСТАЦИОПАРНОГО ПРОЦЕССА НАРРЕВА КН

A) температура ^Лэк<\(: коэффици ент тепло-

п-юводности пв окружающего возд уха. ЕБ) физические параметры материала рте-

нок КН - п лотность Рмрт, удельная ле плоем-

г

к ость °мрт ко;эфс|:)И14иент теплопроводности

ПМРТ

B) температура ^ог и массовый расход -ог потокаОГ навходе вКН[

Г) теплофизиче ские параметры потока ОГ, зависящие от его температуры: пл отно сть

л

Рог, удельная теплоемкость ог, коэффици-

И

<^ит теплопроводностил°г,кинематическая

вязкость vor. Выбираются по справочным данным в зависимости от температуры [4].

Числи Прандтля Критерий Пранднпя является теплофизической характе нистикой теплоносителя. Харакаеризует соотношение между ско|эостью otïiivieîncj механ ической энер-rne^fi между частицами (за счет влзкости) и ^Kopoc^Tii^ обменл т«эп^ло1^оо1 энергией (за счет темп ературоп |эо восности) - мера подо би я температурных и скорости ых полеО в потоке.

Д) Гмометрические парамвтры КН. Внутреннее устройстсо "лзеро^ой структуры KI-I вьн полнено в виде мо нолитного блока различной фо рмы и раз м еро о , в котором и ме ется множество продольных каналов (Рисуном 2). Попе-И>ечное <-^0|îîhmoî кнталилнгнро представляет из себя сототую структуру, образованную стальными или керамическими стенками.

В т а стоящее вр cïm-i нсиболее часто применяемыми (примерно 85% от общего конв-чества) являются КН, из готовленные на керамических носителях, имеющие уделеную плотно сть каналов в пределах от 15 до 78 шт./ см2, что соответствует индивидуальным размерам ячей ки L около 1,25 мм о Толщина стенок каналов в керамической основе Т составляет около 0,15 мм (Рисунок 3).

Все более широкое распространение получают каталитиче ские блоки на металлических носителях (Рисунок 1), имеющие удевьную плотность канало в в пределах от 15 до 78 lut./ см2, что соответствует индивидуал ьным размерам ячейки L от В,1 до 2,5 мм. Все чаще используются еаталитические блоки с высоко5 едео-ьной плотностью каналов. Толщина соенок каналов в металлической омнове Т составляет около 0,05 мил. [¡5].

Для расчетов в настоящей математической модели принимаем следующие значения гео-метрвческих пара метров КН:

- индивидуальный размер ячейки L = 1,15 ММ;

- уае=ьная плот ноет ь кан алов составляет а = 1/е2 = 0,75 шт.Омм2 ;

- толщина стенок каналов Т = 0, 1 мм;

- скруглегш/!^ = 0,02 мм;

- толщина воздушного теплоизолирующего зазора между теиловым экраном КН и

инутре нним корпусом каталитквесгог- блока Тт.3. = 0 мм;

- толщина виИроизооирующего матери-ана между внутренним ко|э пусом КН и катали-

т _

тие еским блоком вибро = мм.

При известных внешних геометрических разме рах КН возможно вычислить геометри-чесиие параметры внутренней структуры каталитического сотового блока, рассчитать количествен газопроводящих паналов.

Для наиболее распространенных КН цилиндрической формы.

Площадь поверхности корпуса н esfîTрализга-тсра:

Вкорпуст ^Юкорпуса^корпуса ^

L

где корпуса _ длина корпуса каталитического нейтрализатора.

Юкорпуса _ Esne^Hnii диаметр корпуса сата-литического нейтрализатора.

Диаметр каталитического блока:

Ю блока Юкорпуса 2(Ттз . + Н'ви(5ро)

(10)

Общая фронтальная площадь каталитического блока:

nd,

блока

блока

,11)

Количествв каналов в монолитном блоке КН, шт :

а = аВ

бл ока

П1-Т

Открытая фаонталвная площадь одного га-зопроводящего канала:

Вкаи = (0 - Т)2 - (4 - n)R:

пмет

Полный смоченный периметр одного газо-пр) еяводяьце^^о канала:

Пкан = 4(0 - Т) - 8Д + 2тгД

П1б)

Эквивалентный диаметр канала катализатора. Размер, который определяет развитие процесса теплопередачи. При конвективном теплообмене в каналах прямоугольного, неправильного или сложного сечения в каче-

Рисунок 1- Подборкадоступнойкоммерческой линейкикаталитических нейтрализаторов на металлической подложке Ет/1ес.

Рисунок З-Геометрические параметры квадратнойячейки всечении

Блок катализатора

\_г--.

Виброизоляция Тепловой экран Корпус

Рисунок 2 - ВнутреннееустройствоКН в продольном сечении

стве определяюще го размера целесообразно

использовать эквивалентный диаметр ^кв,

равный учетверенной площади поперечного

р , , сечения канала ''кап, деленной на полный

смоченныйпериметрсечения

^■э-т

П,

Площадьповерхности стенок КН:

F = П N1

'стенок ^кан" 1корпуса

-1Т)

-16)

РАСЧЕТТЕПЛОВОГОПОТОКА ОНАГР , РАСХОДУЕМОГО НА НАГРЕВ СТРУКТУРЫ КН

Так как процесс нагрева твердой структуры КН происходит за счет теплопередачи от горячих ОГ- то его можно разделить на две фазы, протекающие одновременно во времени: фазу конвективного теплообмена от горячего газа к поверхности твердой структуры и фазу теплопроводности от внешней границы стенки в ее сердцевинул[6]

Для правильной оценки и вычисления времени прогрева структуры КН до рабочей температуры необходимо оценить вклад каждой фазыпроцесса теплопередачи.

Нестационарные процессы теплопередачи описываются системой дифференциальных уравнений и условиями однозначности с большим количеством переменных. Попытки аналитического решения полной системы уравнений наталкиваются на серьезные трудности. Этитрудности помогаетразрешить теория подобия. С помощью теории подобия размерные физические величины можно объединить в безразмерные комплексы, и рассматривать их как новые переменные. При введении в уравнения безразмерных комплексов число величин под знаком искомой функции формально

сокращается, что у прощает исследование физических процессов. Кроме того, новые безразмерные переменные отражают влияние не тол ь ко отд ельн ых фа кторов , но и их совокупности, что позволяет бегче определить физические связи в исследуемом процессе.

Теория подобия устанавливает также ус-лови я, при кото рых результат ы л аб о--ато р н ых исследований можно расп ространить на дру-гк^еэ явл ения, подобные рассматриваемому. [7]

Фаза нестационарного проце ссатеплопро-водности отвнешней границы стенкой КН в ее сердцевину. Для анализаэтой фаз ы рассмо-тр)И1\/1 безразмерный крите|эи й [Био, который является важной характеристикой процесса теплопроводности:

Bi —

«ОГ<5

2ИМ АТ

(17)

где а°г - коэффициент теплоотдачи от потока ОГ к поверхности стенки, Вт/(м ■ Ю

Учитывая в настояще м исследовании очень малую величину толщины стенок КН, вы соки й коэффициент теплопро водности твердого мате риала структу|^ь>1 и с5)"ис^с;ите.пьно небольшой коэффициент теплоотдачи от газа к материалу, можно определить , что з начение чистив Био очень малой практически стре мится к нулю ЕИ~10~4 - 10"5). При таких значениях критерия Био температура на поверхности стенки КН незначительно атличается от температуры в ее сердцевине .Это указывает на т^ что температура п о толщине стен ки КН распределяется практически мгновенно равномерно. В этом случае п роцесснагрева твердого материала ачределяется интетсив-ностью теплоотдачи на поаерхности стенок КН: Иначе говоря, процесс выравнивания температурывтелепроисходик существенно интенсивнее,чем конвективный теплообмен на поверхности. Задача становитсявнешней. Соответственно время темт с ратуропроводно-сти внутри тела чрезвычайно мало и имеет небольшое значение в искомом времени нагрева твердой стрз ктуры КН. [2]

Фаза нестационарного конвективного теплообмена отгорячего газа к поверхности твеэрдс^й оказывает основное влия-

ние! навремя КН. П|эи этогу! перенос

теплоты осуществляется одно в ременно конвекцией и теплопроводностью. Под конвекцией теплоты понимаютперенос теплоты пр и перемещении макрочастиц жидкости или газа в пространстве из областо содной темпера-

турой в область с другой. Конвекция теплоты всегда сопровождается теплопроводностью, так как при движении жидкости или газа неизбежно происходит соприкосновение отдельных частиц, имеющихразличные температуры. Ко нвект ивный теплообмен м ежду потоком газа и поверхностью соприкасающегосясним тела называется тепл оотдачей.

При расчета- теплоотдачи используютза-ко н Ньютона-Рихмана:

С?НААГР — аОГ ^стенок (РОГ PÔ

(1 8)

где ^с-температура стенки КН;

Процесс теплоотдачи явля ется сложным пр а коэффициент теплоотдачи я в.

ляется с;ложной функциейразличных величин, хАрактери зующих этот п роцесс. ЕЗ общем случае является функцией формы, размеров, температуры поверхности нагрева, скорости газа, его температуры, физических свойств газа - коэффициента тепллпроводности, удельиой теплоемкости, плотности, ко эффи-циента eîî^îîkc^c^th и других фа кторос. (Значение с достаточно й точностью можно определить зная число Нуссельта:

«ог

ЫистЯрг

0,KR

(19)

г^е Voio - число Нуссельта, безразмерный критерий, характеризующий интенсивность теплообмена на гран ице стенка - газ.

Ура внени е подоби я для про цессов конвек-Ti^tî^oro теплообмене при вынужденном вязкости о-гравитационном ,цвижении теплоноси-тежя вгоризонтальныытрибахи каналахимеет общий вид:

Со = /(Об , lr, Gr)

(20\

Ei частности число Нуссельта при ламинарном вязкостно-гравитационном режиме оече-ния ^/i0)«;эт быть рассчитано по критериальному °равнению M .А. Михеева [4]:

ииоо = 0,1 5СбО,32Рг0°^3(СГ|Ргог)идад

о, 1,

е^къ

(21О

где г'ог-число Прандтля, соответствующее "гeэ^/lп«E^fj^T^rpe потока ОГ".

£t - температурнаяпоправка

.0,25

Т (22)

РТ

1 'с - число Прандтля, соответртвующее тем-теритуре стенки канала;

n - п<^прг^вочи1з1 й коэффициент, учиты-е^эюи^ий влияние на теплоотдачу процееса гидртд и нам ической стабилииоции потока на начальном участке теплообмена.При соотно-шенив длины кенала к его дне метру более 50 коэффициент;

Се - к|эитерий Рейнольдса, определяющий ги,1^|Э01\/1ехг^ниче ch^cje подобие течени й те-плоноеитеоей. ^аризктеризует соотношение инерционных сил и сил вяз костного трения. Определяется по фор муле [7]:

Деп =

й)ОГ^Пэ]

Тог

(23)

где; ^о г - скордсть движепия газа. Если принять в настоящей модели движение газа рав-номерн ым, то по известным величина м массового расхода ^ог, пэотности OI" Рог и площадисечения еатализатора можно вычислить значение скоро сти е,ог по формуле:

к =

РОГ^^кан

При движениижидкостей и 1"г^;зов к трубах п каналах сущесэ вуют лам инарный (Д^п ^

2300), ТурбуЛйнтный (Деп - 10 ) И переХОД-ньш от ламинарного д турбулент но^^/' (Деп < Red о 104) режимы течения флюида. Анализируя рассчита нные числаРейнольдса, значения которых епределены в и нтервале 20-100, то в р асс1\/1атр»иваекл1:>^;>^ систем ах кателитиле-ск1пх н1йтрал изаторов явно выраженный ла-1л/1ина|0)^1э|К режим течения потока отработас-ших газов [2].

Gt - критерий Грасгофа. Характеризует подъемную силу, возникающую в жидлом или газооТразн ом теплоносителе вследсткие раз-ноэти п лотностей.

^т = &

/?TT

(2 а)

где в = 9-81 - ускорение свободного падения,

м/с2;

- температурный коэффициент объемного расширения среды. Для газов определя-е тся

Р=:Т

1 ог

TT - характерный температурный напор, град. Разница температуре центре потока О Г и вблизт стенки.

ТАСЧЕТ ТЕПЛОВОГОПОТОКА 0окр, ппPEEJDl/)IB/\EIVIOrO ЕВ ОКРУЖАЮЩУЮ СРЕДУ ЧЕРЕЗ КОРП УС КН

Нагреваемы0 корпус каталитичесоого ней-трализат opa охп аждается, отда ва я тепловую энергию в окружающую среду. Соответств енно и поток горячих отработавших газов, проходя через каналы каталитпческого нейтрализатора, теряет часть тепловой тиергии, охпожоп-ясь вследствие тепло передачи через стенки в окружающую среду.

Та к как рассмат риваемый процесс нагрева корпуса каталитического нейтрализатора является нестационарным, то и совместно протекающий процесс теплоотдачи от корпуса в окружающую атмосферу также является не-статионарным. Температура корпуса измпня-етсяот большей к меньшей по направлению движени я потока ОГ внутри нейкрализато ра. Иными словами, участки КН, расположенные ближе к выпускному коллектору, прогреваются раньшт и имеют большую температуру, чем последдющие. С тече нием времени горячий тоток ОГ нагреет целиком весь корпус КН и, соответствен н о, вся поверхность корпуса ней-трализато р><а будет передавать тепло в окружающую среду. Таким образом, процесс теплоотдачи от корпуса КН в окружающую среду станов ится ста ц и о нарным .

Установившийся тепловой поток, исходя: щий от нагретой всей поверхности корпуса КН и рассеиваемый в атмосфере, рессчитывает-ст ез соответствии с законом Ньютлаа-Рихмана по уравнению:

Q0KP — «В ^в

корпуса

дт

(26)

ЕЛ5)

где ав _ коэффициент теплоотдачи от корпуса КН в окружающую среду;

- средняя разность температур между поверхностью корпуса КН и окружающим воздухом, град.

Для определения коэффициента теплоот-дач и Соо, как и при расчете тепловых потерь от корпуса КН в атмосферу, допускаем, что теплоотдача снаружи нейтрализатора происходит в условиях свободной ко нвекцаи (свобод. ного движения) вокружающеенеограниченное пространство.Коэффициент «в находим по эмпирическим критериальным формулам. Об-

щая формула для расчета коэффи циента теплоотдачи:

«R =

NudAB

(27)

где аеп - чысло Н^^^с^с^с^х^ьта. Ра ссчитываем по критериальнымуравнениям. Закономерность изменения чи ела для расчета сред-

ней теплоотдачи для горизонтальных труб, расположенных ввоздухе, имеет вид (формула И.М. Михеевой [4]):

iVen — 0,46Gr00f

(28 П

Gr.

гд^ п'/ - число ГрЭСгОфа.

Qr = ¿^корпуса 1 ы ^Г

•в Тв

Г29)

дс

^ - разница температур стенки корпуса и окружающего воздуха.

Вычиссив число Нуссельта и подставляя его значение в формулу (2В), определяем ко-эффиц ие нт тепсоотдачи характер Н1ык1 для конкретного температурного напора ДГ.

Послс ¡этого, поо!ст^1з.пяя значение коэффициента в с|эормулу (26), возможно рассчитать потери тепла Фокр ат корпусе! каталитического нейтрализатора в окружа ющую атмосфеау.

РАСЧЕТ ТЕПЛОВОГО ПОТОКА Шилт, ВЫДЕЛЯЕМ О ГО 1В Р ЕА КТО Р Е КН В

результате экзотермической

реакции окислительного катал иза

Как известно, во время холон нозо пуска и прогрева наибольшая часть вредных выбросов - это СО и СН. Выбросы же ОГа достигаюо своего максимума лишь на прогретом двигателе. Поэтому в данной модели рассматрииа-лось только окисление СО и СН. Необходимо также раосмотреть и окисление H2| так как эта реакция является дополнительным источни-комтепловой энергии.

Окислениеводорода и окиси углерода происходит при более низких температурах, чем окисление углеводородов, для которых температура, при которой достигается заданная степень превращения, повышается по мере перехода от непредельных углеводородов к предельным и с уменьшением числа углеродных атомов в молекулах. Максимальное значение температуры соответствует окислению

н аиболее стабил ьного из^леводородов - метана (СН4).

Окислен ие углеводородов делится на дга этап а: это б ыст рое окислен ие С3Н6 (составляет 86 % ыы суммарноао количыства углеводоро -дов) и медленное окислениы СН 4 (составляет 14 % от суммарного колич2ттва углеводородов)-

НаличиеСН в 0"r|Dcif50^^i^Lun;>c газах двига-T(^.nefí объясняхтся Teivi , 460 смесь в камере сгорания является неоднородной, поэтому у стенок, 4 переобогащенныхзонах, происходит гашение пламени и обрыв цепных реакций. Сгдержан-ю СН в в ыхпопн ыхх гаоах bo;íрастает при сросселировании, п|эи работе ,/двиг£1"Г€5.пя н р pe>кn^ДJE^x; принудительного холостого хода (ПХХ, напр:^1\лер, при торможении двигателем). При работе двигателя на ук азанных режимах ухудшается 4роцесс смесеобразования (перемешивания топаевовоздушно по заряда) , уменьшается скорюсть сгорания, ухуд шается аоспламе нен ие и. оак результат, - возникают его чостые пропуски. Выдыление СН вызывается неполным огораоием вблизи холодных стенок, или если до конца сгорания о стают-ся места с сильным лока льных недостатком воздуха, недостаточны м распыливанием то-п.пиЕ-га, п|э-1 неудовлетвдрительном завихрении воздушного заряда и ндзкихбемпературах (напри м ео , |эе>ки м хол обдо го хода). Угл еводоро-ды обдазуются в п ереобогащееных зо нах, где ограничен доступ кислорода, а также вблизи сравнительно холодных стенок камеры сгорания.

В практических расчетах оценку хепсового эффекта от сгорания н а катализаторе о киси С?co суммы углх водородов Qch и

угл ер ода

водорода ниям [8]:

QH:

2 можно осуще стви т ьпо выраже-

Qco — ^co ' ^со ' G ONVco

qch — gch ' hch ' с оаа1/сн

QH? — GH? ■ HH? ■ COWo

(30)

(31)

(34)

гдо

G1 -

массовые расходы соответствующего

вещества до КН. Массовые расходы соответствующего вещества зависят от режима работы двигателя и их можно посчитать исходя из прыцентного содержания в об ще й массе выхпапных газов;

^ - низшая теплотворная способность окисления вещества[3];

« а

Е

О

л

Сч

ш

о

л

ж

«

с

о и

и

100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 о

¡г [Г/ 1

ш А

■со

100 ■С2Н4

200

И,

300

С3Н6 и СдН

4" 10

500 600

Температура, °С С^Но СНд

Рисунок 4 - Зависимость степени превращения окиси углерода, углеводородов и водорода на поверхности катализатора из благородного металла от температуры реакции

СО Л/У; _Пр0цент конверсии вещества, зависящий от температуры катализатора. Для соответствующего вещества выбираем п о графикам (Рисунок 4) [9] .

Тогда суммарны й тепловой эффект каталитической реакции составит:

(ОАТ = (со + (сн + (2Н2 (22)

РАСЧЕТ ВРЕЕ1\ЛЕИ1^ ПРОГРЕВА КАТАЛИТИЧЕЕСК01"0 НЕЙТРАЛИЗАТОРА

Для правильного расчета временных затрат на нестационарный процесс нагрева каталитического нейтрализатора необходимо учитывать, что входящий тепловой поток ОГ постепенно теряет некоторое количество тепла, затрачиваемое на нагрев стенок КН и на

потери в окружающую среду, но приобретает часть тепловойэнергии зга счет начинающейся э кзотермической реакции окисления СО, СН и Н2.

Поскольку по нап равлен ию течению теплоносителя температуры потока ОГ и стенок каталитического нейтрализатора переменны, томеняются значенияи теплофизи чески х па-раметров,которыевлияют на значения критериев подобия Ие, 0г, Сг. Следовательно. изменяется и значения когффициентов теплоотдачи аог и ав.

Для повышения точности расчетов в настоящей математической модели следует продифференцировать уравнение теплового баланса (1) по длине катализатора. Это позволяет принять допущение, что температура потока отработавших газов на каждом элементарном участке (сечении) длины катализатора

Чк' остается величиной постоянной.

Считаем, что в течение определенного времени пока не прогрелся первый элем ентарный участок, к последующим сечениям будет поступать охлааденный тепловой поток. По прошествии времени н агревания первого элементарного участка, ко второму участку начнет поступать полный тепловой поток О Г, после полного нагревания второго участка полный тепловой поток начнет поступать к третьему элементарному уч а стку катализатора и т.д.

Следовательн о:

1. При постепенном охлажд ениитеплово-го потока О Г,температура потока газа на каждом элементарном участке последовател ьно убывает (7оГ > > ТдГ > ••• > 7^), но остается постояннойв пределах участка.

2. (3<з определенное время прогревания первого элементарного сечения, стенки катализатора на последующит участктх танже п|Э0Г|Э(еявсЗют стя, но до температуры меньше й, чем на предыдущих участках. Это является следствием дмень-шенис ^€51\/1п^|э^ту|эиог о напора (Тог с тс >

ТОГ """ ТС> ТОГ _ ТС > ••• > 1°¡г — Тс).

3. Це!лт росчетс состоит в посподователь-ном определ ениитем пературы потокагаза ог,

температуры СТАНКИ ТС И ВремеНИПрОфеВЭ1^

для каждого эл^^к/кети т"£а—ного поперечного сечении КН.

Рассматрився нроцесс соплоосдачи на ка-ждсч отделлио взяток /'-ом эле) ментарном се-ч^нир! катализатора для ко-ректного расчета

т<5г и -Рс, необходимо ог(|не!д <^литьз тенловыо потоки Ч(нагч' чмооР' . Важно (читыватн тепвовые потери мо°л и частичный подогрев Сю+гтолько от уже прогретых участков КН.

После чего корректируем и получаем вхо-двщий тепловой поток н^гэ слемующее (/-Н.Сов элеменчарное сечсние КН по формуле:

нм.ор + ЧМН

кат

(34)

Ср уманешенногч теплопого потяка

Г (ВходЛ 'в1

ч^ог р нвходим температуру потока отро-

бота В1и их газов наследующем элементарном

— ¿в 1

сечении 7ог :

-•й входч '

Г1В1 _ ( '¿ог р

' ог

СОГЛОГ

(35)

Для сачсета в^мен и пригрева твер,ц<В1^ структуры стеаок пчталитич еского ссйтроли-заторх <хпр>е1£|е;.п5чющим уравнение! явло евся соосношен и е болвнса, а И1гге^н^ио, кол ичество тб!пла, пвлучен ного телом, описыва смов з ако-ном в равно количеству тепла, переден -

ного теплоносителем,описываемого закон 01\/1 Ньттонв-Рихмана [10]:

07"

^МатСмаТОЯ = аОГ^ст

сСТНог - Тс)

(зек

Или после математических преобразований получ аем формулу для времени н про-феоа станок /'-ого эоементарного участка КН:

а I =

гамат Сматге3'

е0Г^7тевок

(37)

С = Я0Г 7

где яогд7с - (эезразмерная тог^перат^вр^с! на /'-ого эсементарного участкаКН;

Т- т€^l^;/(.цeeí зняченио тетпорату ры стенок

КН.

Определив предварительно время аг и

тслуппсэратуру потока газа Тог , преобразуя

формулу(37), 1\в10жн0 Е31з1мислить температуру

--¿в 1

нагрева c■^)eínк^г 7 с для следующего (/'+1)-ого элементарногоучастка:

2еог

•^Рмат лм ат

а.)

(38)

Проинтеари^вав вре1\вя профева т; для каждого элементарного поперссного сечения, получаем общее затраченное время на прогрев твердой структурыКН а.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Подробно рассмотрен нестационарный процесс теплопередачи на стадии прогрева трехкомпонентного каталитического нейтрализатора отработавших газов двигателя вну-треннегосгорания.

К. Разработана и описана математическая модель расчета времени прогрева твердой структуры КН, которая учитывает распределение тепловых потоков при нестационарном процессенагрева.

3. Приведенная математическая модель позволяет определить время прогрева КН до его рабочей температуры при разных задан-

ных условиях, учитывая при этом конструктивные параметры и скоростной режим работы двигателя; геометрические и теплофизиче-ские параметры КН; температуру окружающего воздуха.

4. Анализ получаемых результатов дает возможность определить условия для сокращения времени прогрева КН и, как следствие, для повышения эффективности его работы.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1. Автомобильный справочник BOSCH: пер. с англ. ООО «СтарСПб». - 3-е изд., перераб. и доп. - М.: ООО «Книжное издательство «За рулем», 2012. - 1280 с.

2. Исаченко, В.П. Теплопере дача / - В.А. Осипова, А.С. Сукомел. - М.: Энергия, 1975. - 483 с.

3. Колчин, А.И. Расчет автомобильных и тракторных двигателей : учеб. пособие / - В.П. Демидов. - М: Высш. шк., 2008. - 496 с.

4. Михеев, М.А. Основы теплопередачи / -И.М. Михеева. - М.: Энергия, 1976. - 345 с.

5. Cybulski, A. Structured Catalysts and

Reactors / - Jacob A. Moulijn. - USA: Taylor & Francis Group, 2006. - 809 c..

6. Кутателадзе, C.C. Основы теории теплообмена / - M: Атомиздат, 1979. - 416 с.

7. Андреенков, A.A. Решение внутренней задачи теплообмена с помощью критериальных уравнений : учеб. пособие / - М.: МГТУ «МАМИ», 2011. - 44 с.

8. Ложкин, В.Н. К оптимизации теплового процесса катализа в матрицах автомобильных нейтрализаторов // Гавкалюк Б.В. - Технико-технологические проблемы сервиса. -2010. - № 1(11). - С. 37-44.

9. Печеницына, H.A. Снижение токсичности выхлопных газов за счет процессов каталитической нейтрализации // Рашевский Р.Б., Ши-ринкина Е.С. - Вестник ПНИПУ. Прикладная экология. Урбанистика. - 2014. - № 4. - С. 2735.

10. Нестационарные процессы теплопередачи // Теплоэнергетика. [Электронный ресурс]. - Режим доступа: http://www. anastasia-myskina.ru/teploenergetika/1/114-2-8-nestacionarnye-processy-teploperedachi.htm -Дата обращения 23.01.17.

DESCRIPTION OF THE MATHEMATICAL MODEL OF CALCULATIONOF THE TIME OF NONSTATION HEATING PROCESSOF CATALYTIC NEUTRALIZER OF WASTE GASES

N.G. Pevnev, A.V. Zaloznov

Abstract. In this article reviewed the nonstationary process of heat transfer on warm-up stage of three-way catalytic converter of exhaust gases, installed on automobile with gasoline internal combustion engines. Developed and described a mathematical model for calculating the time of heating of the solid structure of the catalytic converter. The initial data are the design parameters and speed rotation mode of the engine, ambient temperature, geometric and thermophysical parameters of the catalytic converter. The algorithm of calculation of heating time of the catalytic converter includes sequentially the thermal design of the internal combustion engine, the calculation of heat losses in the exhaust manifold, the calculation of heat luxes in the catalytic converter. The mathematical model allows calculating the heating time of the catalytic Converter to its operating temperature at different set of initial data. Analysis of obtained results enables to determine the conditions for shortening the time of heating of the catalytic Converter and, consequently, to improve the efficiency of its work.

keywords: three-way catalytic converter, the efficiency of neutralization, the nonstationary process of heat transfer, the warm-up time of the catalytic converter.

REFERENCES

1. Avtomobil'nyj spravochnik BOSCH [Automobile directory BOSCH]. Moscow, OOO Knizh-noe izdatel'stvo «Za rulem, 2012. 1280 p

2. Isachenko V.P. Sukomel A.S., Osipova

V.A. Teploperedacha [Heat transfer].: Jenergija, 1975. - 483 s.

3. Kolchin, A.I. Raschet avtomobil'nyh i trak-tornyh dvigatelej [Calculation of automobile and tractor engines: Textbook.] Moscow, Vysshshk,

2008. 496 p.

4. Miheev, M.A. Osnovy teploperedachi [Fundamentals of heat transfer]. Moscow, Jen-ergija, 1976. 345 p.

5. Cybulski, A. Structured Catalysts and Reactors [Structured Catalysts and Reactors]. Jacob A. Moulijn. USA, Taylor & Francis Group, 2006. 809 p.

6. Kutateladze, S.S. Osnovy teorii teploob-mena [Fundamentals of the theory of heat transfer]. Moscow, Atomizdat, 1979. 416 p.

7. Andreenkov, A.A. Reshenie vnutrennej zadachi teploobmena s pomoshh'ju kriterial'nyh uravnenij : ucheb. posobie [Solution of the internal heat transfer problem with the help of criterial equations]. Moscow, MGTU MAMI, 2011. 44 p.

8. Lozhkin, V.N. K optimizacii teplovogo processa kataliza v matricah avtomobil'nyh ne-jtralizatorov [To optimize the thermal process of catalysis in matrices of automotive neutralizers]. Tehniko-tehnologicheskie problemy servisa, 201,. no 1(11). P. 37-44.

9. Pechenicyna, N.A. Snizhenie toksichno-sti vyhlopnyh gazov za schet processov katal-iti-cheskoj nejtralizacii [Decrease in toxicity of exhaust gases due to processes of catalytic neutralization]. Rashevskij R.B., Shirinkina E.S. Vest-nik PNIPU, Prikladnaja jekolo-gija. Urbanistika, 2014, no 4. 27-35.

10. Nestacionarnye processy teplopere-

dachi. Teplojenergetika. [Nonstationary Heat Transfer Processes. Teploenergetika]. [Jelek-tronnyj resurs]. http://www.anastasia-myskina.ru/ teploenergetika/1/114-2-8-nestacionarnye-pro-cessy-teploperedachi.htm. Data obrashhenija 23.01.17.

ИНФОРМАЦИЯ ОБ АВТОРАХ

Певнев Николай Гаврилович (Омск, Россия) - доктор технических наук, профессор кафедры «Эксплуатация и ремонт автомобилей», ФГБОУ ВО «СибАДИ». (644080, г. Омск, пр. Мира, 5, e-mail: pevnev_ng@sibadi. org).

Pevnev Nikolai Gavrilovich (Omsk, Russia) -Doctor of Technical Sciences, Professor, Head of the department «Maintenance and repair of vehicles», Siberian State Automobile and Highway Academy. (644080, Omsk, pr. Mira, 5,e-mail: pevnev_ng@sibadi.org).

Залознов Алексей Васильевич (Омск, Россия) - аспирант кафедры «Эксплуатация и ремонт автомобилей», ФГБОУ ВО «СибАДИ». (644080, г. Омск, пр. Мира, 5).

Zaloznov Alexey Vasilyevich (Omsk, Russia) - postgraduate student department of «Maintenance and repair of vehicles», Siberian State Automobile and Highway Academy. (644080, Omsk, pr. Mira, 5).

и и mi mi mi и mi mi mi и mi mi и mi mi mi и mi mi и mi mi mi и mi mi и mi mi mi и mi mi и mi mi mi и mi mi и mi mi mi и mi mi и mi mi mi и mi mi и mi mi mi и mi mi и mi

УДК 665.765

ИЗМЕНЕНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК МОТОРНЫХ МАСЕЛ В ГАЗОПОРШНЕВЫХ ДВИГАТЕЛЯХ БОЛЬШОЙ МОЩНОСТИ

С.В. Корнеев1, С.В. Пашукевич1, А.О. Тришкин1, Р.В. Буравкин2 1 ФГБОУ ВО «ОмГТУ», г. Омск, Россия;

2 ОАО «Сургутнефтегаз»

Аннотация. В статье представлены результаты изучения характеристик моторного масла G-Profí PSN 40, разработанного для применения в газопоршневых двигателях силовых электростанций, которыми оснащаются разрабатываемые месторождения. Отражены вопросы, касающиеся изменения характеристик моторного масла в процессе использования и определения периодичности их замены. Рассматривается изменение таких характеристик моторных масел, как кинематическая вязкость, щелочное число, кислотное число, а также производится оценка трибологических свойств по содержанию продуктов износа. Сделаны выводы о целесообразности использования исследуемого моторного масла.

Ключевые слова: моторное масло, мощность, газопоршневый двигатель, охлаждающая жидкость, кинематическая вязкость.