Расчетное исследование применения двухфазной подачи топлива для улучшения экономических и экологических показателей автотракторного дизеля Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

77. Westinghouse Plasma — Plasma Torches. [Электрон, ресурс].— http://www.westinghouse-plasma.com /technology/plasma-torches. Accessed 5 March 2012

78. NRG FOCUS - October 2011 Issue. [Электрон. ресурс].— http://alternrg.com/sites/default/ files/content/all/NRG %20Focus^Sept %202011„ FN_LR_LK.pdf?phpMyAdmin=l,25SWTwdk48LH,Z tfJlP24LAkc. Accessed 5 March 2012

79. Rutberg, P. Physics and Technology of High-

Current Discharges in Dense Gas Media and Flows [TeKCTj / P. Rutberg.— New York: Nova Science Publishers, 2009.

80. Bratsev, A.N. A facility for plasma gasification of waste of various types [TckctJ / A.N. Bratsev, V.E. Popov, A.F. Rutberg, S.V. Shtengel' // High Temperature.- 2006. Vol. 44,- P. 823-828.

81. Reed, T.B. Handbook of Biomass Downdraft Gasifier Engine Systems [TckctJ / T.B. Reed, A. Das // Solar Research Institute, Golden CO. 1998.

УДК 631.43

Ю.В. Галышев, А. Б. Зайцев, П.А. Барулин

РАСЧЕТНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПРИМЕНЕНИЯ ДВУХФАЗНОЙ ПОДАЧИ ТОПЛИВА ДЛЯ УЛУЧШЕНИЯ ЭКОНОМИЧЕСКИХ И ЭКОЛОГИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ АВТОТРАКТОРНОГО ДИЗЕЛЯ

Дизельные двигатели занимают доминирующее положение в энергетических установках тяжелых транспортных машин, что объясняется в первую очередь их экономичностью, надежностью и долговечностью. В то же время с годами приоритеты отдельных требований к качествам дизелей изменяются. До 90-х годов прошлого столетия для автотракторных дизелей важность приоритетов отвечала такому порядку: тягово-мощностные качества, расход топлива, ресурсы топлива, токсичность отработавших газов (ОГ), технические возможности производства. Однако с начала 2000-х годов приоритеты выстраиваются в ином порядке: ресурсы топлива, токсичность отработавших газов, расход топлива, тягово-мощностные качества, технические возможности производства. Наиболее важная и актуальная задача современного дизелестроения — обеспечение жестких экологических норм, однако для потребителя, использующего дизельный двигатель, не менее важны и экономические аспекты его эксплуатации. Таким образом, следует ориентироваться как минимум на два основных направления повышения эксплуатационных показателей автотракторных дизелей: снижение токсичности отработавших газов и повышение топливной экономичности.

Среди способов решения обозначенных задач следует выделить те, которые реализуются через совершенствованиетопливоподающей аппаратуры (ТПА). Общая тенденция развития дизельной аппаратуры — это повышение максимального и среднего давления впрыскивания топлива. В современных системах топливоподачи дизелей максимальные давления впрыска уже превышают 200 МПа. Повышение давления впрыска топлива приводит к улучшению качества распыла, а электронное управление впрыском позволяет получать характеристики подачи, трудно реализуемые в чисто механических системах. С учетом этого цель работы была сформулирована как снижение токсичности и повышение экономичности дизельного двигателя путем совершенствования характеристик впрыска ТПА.

Для достижения цели было необходимо решить следующие задачи:

произвести анализ состояния разработок в области топливной аппаратуры и методов снижения токсичности ОГ с использованием возможностей ТПА;

провести эксперимент по снятию характеристик дизельного двигателя ЯМЭ-238НБ на двух скоростных режимах для получения базовых значений мощностных, экономических и экологических параметров его работы;

модифицировать методику расчета для организации функциональной связи формы характеристик впрыска с характеристиками тепловыделения в цилиндре дизеля;

выполнить моделирование процессов топли-воподачи, рабочего процесса в камере сгорания и токсичности ОГ по оксидам азота 1МОх дизеля с использованием результатов проведенного эксперимента на базе модифицированного комплекса программ расчета;

провести расчетное исследование возможностей применения двухфазной характеристики впрыска для снижения выбросов 1\10хс одновременным улучшением топливной экономичности дизеля.

В работе в основном использованы расчетные методы исследований с использованием методик и программ, разрабатываемых на кафедре ДВС СПбГПУ. В качестве исходных данных дли расчетов приняты данные, полученные в эксперименте, и чертежно-конструкторская документация на двигатель и топливную аппаратуру дизеля ЯМЭ-238НБ.

Проведенный обзор показал, что применение ТПАс электронным управлением позволяет получить различные характеристики впрыска, в частности «двухфазные», с минимальным (1,5—3,0 мм3) объемом «пилотной» порции топлива. Крометого, применение двухфазной характеристики подачи позволяет снизить максимальные и средние температуры цикла, что в свою очередь обусловливает снижение выбросов Ж)г

Эксперимент в данной работе проводился для получения действительных параметров рабочего процесса исследуемого двигателя и настройки программного комплекса для последующих расчетов.

В качестве объекта испытаний использован широко распространенный в нашей стране ав-

тотракторный дизель Я МЭ-238Н Б (8 ЧН 13/14). При проведении испытаний на тормозном стенде снимались нагрузочные характеристики на двух скоростных режимах: 1400 и 1700 об/мин. Испытания проводились в соответствии с ГОСТ 18509-88 «Дизели тракторные и комбайновые. Методы стендовых испытаний». Помимо стандартных измерений, производились измерения концентраций токсичных компонентов (СО, СН,1М0хиС02)в0П

В табл. 1 приведены экспериментальные данные, пересчитанные к нормальным атмосферным условиям: Ме — эффективный крутящий момент; Ие — эффективная мощность; Ст и Св — часовые расходы топлива и воздуха; а — коэффициент избытка воздуха; ge — удельный эффективный расход топлива; параметры токсичности ОГ измеряются в объемных процентах или ч.н.м. (частиц на миллион). Методом построения кривой расхода топлива экспериментально определен механический КПД "лм для каждого режима, а далее — индикаторные показатели рабочего цикла, необходимые для настройки программы расчета рабочего процесса. Для настройки программы расчета топливоподачи определены вязкость и плотность топлива, использованного в эксперименте.

Изменение основных искомых в эксперименте показателей (токсичность по N0^ и удельный расход топлива #едемонстрируютрис. 1 и 2.

Для организации функциональной связи между характеристиками впрыска и тепловыделения в цилиндре дизеля было сделано следующее. Во-первых, в программе расчета рабочего процесса организован ввод интегральной (рис. 3) и дифференциальной характеристик топливоподачи. Во-вторых, для основной фазы впрыскиваемого топлива введен расчет коэффициентов формулы Б.П. Пугачева [5] согласно методике,

Таблица 1

Нагрузочная характеристика дизеля ЯМЗ-2Э8НБ при и = 1700 об/мин

ме, кНм М, кВт кг/час с», кг/час а кг/кВт-час СО, %об. сн, ч.н.м. ч.н.м. СО,, %об.

0 0 8,8 748 5,95 - 0,033 14 123 1,70

0,196 35,0 13,3 766 4,04 0,380 0,034 14 277 2,62

0,365 65,1 18,9 801 2,98 0,290 0,035 15,3 540 3,61

0,548 97,6 24,8 839 2,37 0,254 0,036 17,0 752 4,73

0,632 112,6 28,2 871 2,16 0,250 0,041 16,0 867 5,27

кг/кВт-час 0.375

0,200

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 Л/,„ кН м

0.15 0,25 0.35 0.45 М, кН м

Рис. 1. Зависимость токсичности ОГ по компоненте N0^ от нагрузки на двигатель Мр

- - 14000 об/мин; ■

-— 17000 об/мин)

описанной там же, при этом полагают [4], что в первой (кинетическая) фазе сгорания выгорает 90 % топлива, поданного за период задержки самовоспламенения т,- (т,- = ф/6я, где ф,- — угловая величина задержки самовоспламенения топлива).

Основываясь на формуле О.М. Тодеса [8], а также работах А.И. Толстова [9] и опубликованных экспериментальных данных по периодам задержки самовоспламенения для различных видов углеводородных топлив, на кафедре

ф

Рис. 2. Зависимость удельного расхода топлива от нагрузки на двигатель Ме

- — 14000 об/мин; -

- - 17000 об/мин)

учитывающую режим работы двигателя и характеристики воспламеняемости топлива:

Ф

х^ехр

= 2,2768-10 х

2500 + 10760/СЖ

(1)

где риТ— текущие значения давления и температуры газа в начальной стадии впрыска топлива; СИ— цетановое число топлива.

Расчет по формуле (1) встроен в общую схему интегрирования дифференциальных уравне-

Рис. 3. Дифференциальная характеристика топливоподачи интегральная (х) и дифференциальная (йх/йу) характеристики тепловыделения для дизеля с двухфазной характеристикой подачи топлива (индекс «п» соответствует предварительной части впрыска)

нии скорости изменения давления и температуры в цилиндре [7]. Мгновенное значение периода ф(- определяется согласно текущим термодинамическим параметрам на каждом шаге интегрирования до выполнения условия

о к

(2)

ЗС — X]

1-е

Ф-Фнс

к I <|>1

+ Х2

к2-Ц (|>-(|>|

-

Ч>2

после чего фиксируется интегральное значение Ф,- и определяется угол начала видимого сгорания: фнс= фнп + ф,-, где фнп — угол начала подачи топлива.

В третьих, введен расчет тепловыделения для пилотной (предварительной) доли топлива. При моделировании ее выгорания приняты следующие допущения:

1. Угол опережения подачи пилотной части

ф

45 "п.к.в. до ВМТ, в то же время для основной доли топлива 0НП)он составляет 5—18 "п.к.в.

2. Промежуток времени, за который подается пилотная часть топлива, весьма мал по отношению к промежутку времени между впрысками.

3. Угол задержки воспламенения пилотной

ф

ф

чтобы предварительное топливо воспламенилось и полностью сгорело до подачи основной порции топлива.

Исходя из сказанного принято, что основная порция топлива будет воспламеняться и выгорать по «обычному» механизму [4], т. е. в кинетической и диффузионной фазах, с той только разницей, что угол задержки воспламенения для нее будет существенно меньше, чем он был бы в отсутствие пилотного впрыска.

При моделировании выгорания пилотной части впрыска принято, что эта порция топлива к моменту воспламенения полностью испарилась и перемешалась с окислителем, следовательно, она сгорает по кинетическому механизму, для описания чего можно использовать только первое слагаемое формулы Б.П. Пугачева

где х — текущая доля выгоревшего топлива; х1

и х2 —доли топлива, выгоревшего соответствен-

ф

текущий угол поворота коленчатого вала (п.к.в.); ф

фф

момента достижения максимума скорости сгорания в соответствующих фазах; к]ик2 — соответственно показатели характера выделения теплоты в кинетической и диффузионной фазах.

Угол задержки самовоспламенения для обоих долей подаваемого топлива адекватно описывается уравнением вида (1), что подтверждается сравнением расчетных значений с опубликованными в открытой печати данными. При значительном приближении пилотной части впрыска к основной и существенном увеличении ее доли (свыше 3-5 %) процесс сгорания к моменту подачи основной части топлива может быть еще не завершен. В этом случае, считается, основная доля топлива воспламеняется практически без задержки и выгорает по диффузионному механизму, для описания чего используется только второе слагаемое формулы (3).

Другие положения расчетных методик, использованных в данной работе, подробно рассмотрены в [1-7]. В целом, расчет для каждого отдельного режима работы двигателя выполняется по схеме: сначала рассчитывается процесс топливоподачи (результат — характеристика впрыска топлива), далее идет термодинамический расчет рабочего цикла (изменение давлений и температур в цикле, экономика цикла), затем — расчет образования оксидов азота.

Наличие экспериментальных данных позволило настроить программный комплекс под объект исследований, что дало возможность проводить расчетные исследования с целью снижения токсичности ОГ и улучшения экономичности работы двигателя, основываясь на действительных показателях работы дизеля Я МЭ-238Н Б.

Настройка расчета процесса топливоподачи производилась по цикловой подаче и продолжительности впрыска топлива. Основные характеристики процесса впрыска для режимов с п = = 1700 об/мин представлены в табл. 2

Таблица 2

Характеристики подачи топлива двигателя ЯМЗ-238НБ для режимов работы при п = 1700 об/мин

Номер м. К- Фвпр-

режима кНм мм г/цикл °п.к.в.

1 0 0,143 0,0216 12

2 0,197 0,502 0,0326 16

3 0,365 0,858 0,0462 20

4 0,548 1,144 0,0608 23

5 0,632 1,350 0,0691 25

(здесь Ла — геометрический активный ход плунжера, £ц — цикловая подача топлива, фвпр — продолжительность впрыска) и на рис. 4.

Интегральные характеристики топливопо-дачи, полученные в настроечных расчетах, используются далее для подбора оптимальных параметров двухфазного впрыска без изменения формы. Для сохранения общего значения цикловой подачи на режиме производится только их нормирование согласно уменьшению основной доли впрыска за счет ввода пилотной части.

Моделирование рабочего процесса проводилось для режимов проведенного эксперимента с использованием расчетных характеристик топ-ливоподачи (табл. 3). По полученным при моделировании индикаторным диаграммам произведена настройка программы расчета оксидов азота.

В табл. 3 приведены: Ме, А^ ирасчетные значения эффективного момента, мощности и среднего эффективного давления, рк — давле-

ние наддува, р2 и Тг — максимальные значения давления и температуры в цикле, — расчетный удельный эффективный расход топлива, _ эффективный КПД.

После настройки программного комплекса и получения удовлетворительного совпадения базовых расчетных и экспериментальных данных во исполнение поставленных целей проведено расчетное исследование по применению двухфазной характеристики впрыска топлива.

Как уже было сказано, в исследовании принято, что форма дифференциальной характеристики топливоподачи основной доли топлива при двухфазном впрыске идентична ей же при однофазном впрыске (рис. 5). Это достаточно справедливо при относительно малых значениях пилотной части впрыскиваемого топлива (до 5 % от £ц). Общее значение цикловой подачи топлива на режиме сохраняется, а основная доля впрыска уменьшается на величину пилотной его части.

На рис. 6 показано изменение характеристики тепловыделения в цилиндре дизеля при переходе на двухфазный впрыск. Подача пилотной части топлива и выгорание ее до подхода поршня к ВМТ поднимает давление и температуру рабочего тела к концу сжатия, поэтому предпламен-ные процессы для основной части подаваемого топлива протекают быстрее, а угол задержки самовоспламенения уменьшается. Благодаря этому уменьшаются доля топлива, выгорающая в кинетической фазе, и максимальная скорость тепловыделения (что отчетливо видно на рис. 6),

Рис. 4. Интегральные характеристики подачи топлива при п = 1700 об/мин:

1 режим; -■— 2 режим; -а--3 режим; --4 режим; —•—— 5 режим;

Таблица 3

Характеристики рабочего процесса двигателя ЯМЗ-2Э8НБ по нагрузочной характеристике

при п = 1700 об/мин

Номер yv, Рс< />Х' т, г."

режима кН-м кВт МПа МПа МПа К кг/кВт-час Лс

1 0 0 0 0,107 6,47 1434 - 0

2 0,196 46,3 0,166 0,110 6,84 1540 0,381 0,221

3 0,367 65,4 0,310 0,117 6,99 1562 0,288 0,291

4 0,551 98,1 0,466 0,126 7,94 1675 0,253 0,333

5 0,638 113,6 0,540 0,132 8,12 1693 0,248 0,340

рабочий процесс становится более «мягким», снижаются максимальная скорость нарастания давления, средние и максимальные температуры рабочего цикла, что в свою очередь предопределяет снижение НОтв ОГ.

Методом подбора угла опережения и объема подаваемого топлива в первой фазе находилось оптимальное (между снижением МОти повышением эффективных показателей рабочего процесса) решение. Результаты расчетов представлены в табл.4.

Снижение удельного эффективного расхода топлива и токсичности ОГ по компоненте N0^ двигателя ЯМЭ-238НБ при применении двухфазной характеристики впрыска относительно однофазной графически отображено на рис. 7 и 8.

I^йф

0.004

0.003

0.002

0.001

0.000

1 \

1 1 1 \ 1 1 \

1 < 1 1 1 I \ \ \

1 1 \ \ V \

к 1 \Jj 1 ^ \ \ л

-22-18 -14-10 -6 -2 2 6

ф, п.к.в.

Рис. 5. Дифференциальные характеристики впрыска при п = 1700 об/мин и Ме = 0,638 кН-м

(■---однофазные;—»--двухфазные)

Аналогичные данные получены и для нагрузочных режимов при 1400 об/мин. В среднем по исследованным режимам работы дизеля снижение эмиссии NOT составляет около 15%, удельного эффективного расхода топлива - 3-4 %.

В результате оптимизационных расчетов были получены наиболее подходящие моменты начала впрыска топлива в первой и второй фазах подачи, а также объем топлива, подаваемый в предварительной фазе (3 мм3). Полученные характеристики впрыска могут быть реализованы в ТПА с электронным управлением, в частности традиционного типа, но с применением электронно-управляемого клапана на сливе. ф

0.080

0.060

0,040

0.020

0.000

t || |1

и !

1

! > 1 1 f V

к- У к

-20 -10 0 10 20 30 40 50 ф, пли

Рис. 6. Дифференциальные характеристики тепловыделения при п = 1700 об/мин и Ме = 0,638 кН-м

■---однофазные;—— двухфазные)

Таблица 4

Результаты оптимизации параметров двухфазного впрыска с целью улучшения экономичности и снижения токсичности дизеля ЯМЗ-2Э8НБ при п = 1700 об/мин

Номер Вид N О,, Д1ЧО„ Д&,

режима кН-м впрыска ч.н.м. % кг/(кВт-час) %

1 0 однофазный 134 -9,0 -

двухфазный 122 -

2 0,196 однофазный 291 -13,7 0,380 -2,1

двухфазный 251 0,372

3 0,367 однофазный 510 -17,6 0,290 -3,1

двухфазный 420 0,281

4 0,551 однофазный 680 -23,4 0,254 -4,7

двухфазный 521 0,242

5 0,638 однофазный 810 -28,1 0,250 -5,6

двухфазный 582 0,236

В целом применение двухфазного впрыска позволило получить следующее:

средний удельный эффективный расход топлива по режимам снизился на 3—4 % с тенденцией к большему снижению на режимах с высокой нагрузкой. Максимальное снижение (5,6 %) достигнуто на режиме п = 1700 об/мин при максимальной нагрузке;

эффективный КПД в среднем по режимам увеличился на4,25 %;

Рис. 7. Изменение эмиссии оксидов азота ЫОх от нагрузки при п = 1700 об/мин (---однофазные; —•--двухфазные)

мощность двигателя на расчетных режимах увеличилась до 4 % при той же цикловой подаче топлива;

уменьшение максимальной скорости тепловыделения до 25 % приводит к снижению жесткости рабочего процесса;

наиболее эффективный результат достигнут по снижению эмиссии оксидов азота: от 7 до 21 % при скорости вращения вала 1400 об/мин и от 14 до 28 % при 1700 об/мин. Большие значения со-

Рис. 8. Изменение удельного эффективного расхода топлива gc от нагрузки при п = 1700 об/мин (---однофазные; —•--двухфазные)

ответствуют максимальной нагрузке на данном скоростном режиме.

Таким образом, полученные результаты говорят о целесообразности применения двухфазной

характеристики подачи топлива в уже существующих и проверенных десятилетиями дизельных двигателях с целью улучшения показателей их экономичности и снижения токсичности ОГ.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Батурин, С.А. Расчетное определение содержания окислов азота в отработавших газах ДВС [Текст] / С.А. Батурин, A.C. Лоскутов, В.Н. Степанов,- Л.: ЛПИ, 1989,- 34 с.

2. Горбунов, В.В. Токсичность двигателей внутреннего сгорания [Текст] / В.В. Горбунов, H.H. Пат-рахальцев,- М.: Изд-во РУДН, 1998,- 214 с.

3. Грехов, J1.B. Топливная аппаратура и системы управления дизелей: учебник для вузов [Текст] / Л.В. Грехов, H.A. Иващенко, В.А. Марков,— М.: Легион-Автодата, 2004,— 344 с.

4. Дьяченко, Н.Х. Теория двигателей внутреннего сгорания [Текст] / Н.Х. Дьяченко, А.К. Костин, Б.П. Пугачев и др.; под ред. Н.Х. Дьяченко,— Л.: Машиностроение, 1974,— 552 с.

5. Костин, А.К. Работа дизелей в условиях эксплуатации [Текст]: Справочник / А.К. Костин, Б.П. Пугачев, Ю.Ю. Кочинев; под общ. ред.

А.К. Костина,— Л.: Машиностроение, 1989.— 284 е.: ил.

6. Лышевский, A.C. Системы питания дизелей [Текст] / A.C. Лышевский,— М.: Машиностроение, 1981,- 216 с.

7. Петриченко, P.M. Элементы системы автоматизированного проектирования ДВС: Алгоритмы прикладных программ [Текст] / P.M. Петриченко, С.А. Батурин, Ю.Н. Исаков и др.; под общ. ред. P.M. Петриченко,— Л.: Машиностроение, 1990,- 328 е.: ил.

8. Тодес, О.М. Теория теплового взрыва [Текст] / О.М. Тодес // Журнал физической химии,— 1937. Т. 13,- С. 868-882.

9. Толстое, А.И. Индикаторный период запаздывания воспламенения и динамика цикла быстроходного дизеля [Текст] / А.И. Толстов // Тр. НИЛ Д. 1955. N° 1,- С. 13-21.

УДК (621.438 + 621.165) 001.2

К.Л. Лапшин

ДОПОЛНИТЕЛЬНАЯ МОЩНОСТЬ ТУРБИНЫ, ПОЛУЧАЕМАЯ ЗА СЧЕТ ПРИМЕНЕНИЯ ДИФФУЗОРА ЗА ПОСЛЕДНЕЙ СТУПЕНЬЮ

Современные паровые и газовые турбины с целью получения дополнительной мощности, как правило, оснащаются диффузором за последней ступенью. Вместе с тем применение диффузора существенно увеличивает габариты, массу и стоимость турбины. Поэтому на этапе выбора оптимальной конструкции турбины важно иметь возможность простыми средствами приближенно оценить дополнительную мощность, развиваемую турбиной за счет применения диффузора.

Проблема целесообразности применения диффузора за последней ступенью турбины детально рассмотрена профессором И.И. Кирилловым [ 1 ]. По этой теме он даже читал образцовые лекции для преподавателей и студентов

кафедры турбиностроения Ленинградского политехнического института. Так, если рассматривать течение в последней ступени турбины и диффузоре как одномерное течение идеального газа, то дополнительная удельная мощность Ни последней ступени, полученная за счет применения диффузора, может быть вычислена по формуле

(О

где с, — скорость рабочего тела за последней ступенью, сд — скорость рабочего тела за диффузором [1].

Рассмотрим одномерное адиабатное течение совершенного газа с трением в последней сту-