CC BY
53
УДК 621.436.2 DOI 10.24411/2078-1318-2018-14264
Канд. техн. наук Р.А. ЗЕЙНЕТДИНОВ (ФГБОУ ВО СПбГАУ, zra61@mail.ru)
РЕЗУЛЬТАТЫ ТЕОРЕТИЧЕСКИХ ИССЛЕДОВАНИЙ ПОДАЧИ СЖИЖЕННОГО ГАЗА В ЦИЛИНДР ПОРШНЕВОГО ДВИГАТЕЛЯ
Обеспечение автомобильного транспорта эффективными и стабильными энергоносителями представляет собой одну из важнейших задач национальной экономики. Газовое топливо из альтернативного превратилось в самостоятельный вид моторного топлива. В связи с этим в последние годы наблюдается повышенный интерес к практическому применению в качестве топлива для поршневых энергетических установок сжиженного природного и нефтяного газа.
Газовое топливо на мобильных транспортных средствах имеет ряд положительных качеств. К основным преимуществам относят их более высокую антидетонационную стойкость. Октановое число газовых топлив составляет 95 - 110 ед. Это позволяет применять в газовых двигателях более высокие степени сжатия, в связи с чем степень сжатия у современных газовых двигателей может быть на 23 - 25% выше по сравнению с бензиновыми двигателями базовых моделей [1]. Наиболее перспективным в этом смысле является сжиженный пропанобутановый газ, который в газообразном состоянии имеет низшую теплопроводность - 92 МДж/нм3 вместо - 35,8 МДж/нм3 для природного газа,
состоящего в основном из метана. Массовая низшая теплотворность сжиженного газа несколько превышает теплотворности бензина и дизельного топлива.
Применение газового топлива в качестве моторного позволяет существенно снизить токсичность продуктов сгорания по основным контролируемым параметрам: окиси углерода (СО) в 3 - 4 раза, окислам азота (NOx) - в 1,2 - 2,0, углеводородам (CA.HV) - в 1,2 - 1,4 раза.
В ОГ газовых двигателей не содержатся вредные соединения свинца. Это заметно снижает суммарную их токсичность [1 ].
Особо важным преимуществом газа перед жидкими моторными топливами является также резкое уменьшение износа трущихся деталей двигателей, которое объясняется специфическими особенностями газообразного топлива. При работе на газе полностью исключается конденсация топлива во впускном трубопроводе и цилиндрах двигателя, вследствие чего не происходит смывания масляной пленки со стенок цилиндров и поршней. Также масло подвергается не разжижению по мере увеличения срока службы, а наоборот -повышению его вязкости, поэтому обычно применяют менее вязкие масла.
Однородность состава газа, хорошее перемешивание его с воздухом обеспечивают более полное сгорание и крайне незначительное образование нагара на днищах поршней и поверхности камеры сгорания. Поэтому при переводе двигателей с жидкого топлива на газ может быть резко повышена продолжительность работы моторного масла.
Цель исследования - совершенствование процессов смесеобразования и сгорания газового топлива в поршневом двигателе путем установления взаимосвязи процессов тепломассообмена и испарения капли сжиженного газа с параметрами топливоподачи. Процесс испарения топлива во многом определяет как эксплуатационные, так и топливно -экономические показатели двигателя.
Материалы, методы и объекты исследования. Обычно основная часть сжиженных газов, получаемых из нефтяных газов, состоит из предельных углеводородов парафинового ряда - пропана и бутана, наилучшим из которых является пропан. Данные сжиженные газы отличаются от других тем, что при нормальной температуре они переходят в жидкое состояние при небольшом давлении, и в закрытом сосуде образуют двухфазную систему:
жидкость, над которой находится пар под давлением (упругостью собственных паров), соответствующим температуре и составу. Характер изменения их свойств в зависимости от температуры и давления для большинства свойств является достаточно сложным и обычно определяется на основе опытных данных. При значительном изменении давления и температуры необходимо учитывать так называемый коэффициент сжимаемости, поэтому изменения таких свойств, как плотность или удельный объем могут быть определены для рассматриваемых газообразных веществ на основе характеристического уравнения лишь в сравнительно небольшом диапазоне изменения давления и температуры [1].
Известно [3], что давление насыщенного пара бутана составляет 0,1 МПа при 0°С и 0,17 МПа при 15°С, а давление насыщенного пара пропана при этих же температурах - 0,59 и 0,9 МПа соответственно. Это различие приводит к значительной разнице в давлении смеси при изменении пропорции пропана и бутана. Эти два газа различаются между собой также и температурой кипения, при которой они переходят из жидкого в газообразное состояние. Пропан перестает переходить в газ и остается в жидком состоянии при граничной температуре -43°С и ниже, для бутана эта температура равна 0°С. Естественно, при организации подачи сжиженного газа в цилиндр двигателя с принудительным воспламенением необходимо учесть особенности физико-химических свойств данного топлива.
В современной газовой аппаратуре характерно применение различных электронных устройств и систем, обеспечивающих автоматизированное управление процессами топливоподачи и воспламенения горючей смеси. Существует несколько поколений газобаллонного оборудования. Отдельно стоит отметить ГБО 4-го поколения, где система топливоподачи устроена по принципу непосредственного впрыска газового топлива. Данный способ является новой технологией подачи топлива прямо в камеру сгорания, позволяющей поднять мощность, крутящий момент двигателя, снизить расход и уменьшить количество вредных выбросов в атмосферу. Для реализации системы непосредственного впрыска топлива без внесения больших конструктивных изменений можно использовать интегрированный топливный воспламенитель в виде комбинированной форсунки [4].
При переводе бензиновых двигателей на сжиженные газы с непосредственным впрыском топлива характер протекания рабочего процесса сохраняется почти неизменным. Поэтому типовая схема теплового расчета рабочего цикла двигателя на сжиженном газе с некоторыми уточнениями сохраняется. Это связано с тем, что ряд исходных расчетных данных, в частности, теплотворность газа, его элементарный состав, теплоемкость и энтропия продуктов сгорания будут иметь различные значения для применяемых топлив.
Теоретические исследования рабочего процесса показали, что расчетные значения индикаторных давлений имеют незначительные изменения при подаче сжиженного газа. Так, для процесса сгорания максимальное индикаторное давление уменьшилось в среднем в 1,1 раза, или на 0,96-0,98 МПа. Вид расчетной индикаторной диаграммы для номинального режима работы двигателя показан на рис. 1 [5].
В поршневых двигателях с непосредственным впрыском жидкого топлива в цилиндр предпламенной подготовке горячей смеси, ее воспламенению и последующему горению предшествует комплекс взаимно обусловленных элементарных физических явлений (распад струи топлива, его нагрев, испарение, смешение паров топлива с воздухом), которые в своей совокупности составляют процесс смесеобразования. Естественно, что впрыск в камеру сгорания сжиженного газа, значительно отличающегося по своим физическим свойствам от дизельного топлива, внесет вполне определенные изменения во все фазы протекания процесса смесеобразования.
Вследствие большой сжимаемости и меньшей вязкости впрыск сжиженного газа в камеру сгорания осуществляется при относительно низких значениях температуры, давления и плотности воздуха; ниже, чем в дизелях. В связи с этим распыливание более грубое, начальные скорости движения капель относительно воздуха невелики. Вследствие меньшей удельной массы сжиженного газа при впрыске происходит уменьшение дальнобойности факела и быстрое торможение капли. Уменьшение дальности проникновения факела жидкого газа может способствовать ухудшению микроструктуры горючей смеси, которое выражается в большой неравномерности его распределения по объему камеры.
Р.МПа
~TjÜ ~ 120' 180 2í0 300 360 ¿20 i80 5¿0 600 660 <p. град. ПКВ
Рис. 1. Расчетная индикаторная диаграмма двигателя при непосредственном впрыске сжиженного газа в цилиндр
Процесс испарения газового топлива при непосредственном его впрыскивании происходит в среде нагретого воздуха, когда температура на поверхности жидкости меньше, чем температура воздуха, и тепловой поток направлен от воздуха к испаряющемуся топливу. Большая испаряемость газа, незначительные силы поверхностного натяжения и малая кинематическая вязкость обеспечивают достаточно быстрый распад топливного (газового) факела на мелкие капли и их испарение, на что значительное влияние оказывает величина скорости истечения топлива из соплового отверстия форсунки 17т [ 1 ]:
где ¡1С - коэффициент истечения соплового отверстия, ¡Хс = 0,55— 0,65; рт -плотность жидкого газового топлива; - минимальное давление подачи; - давление воздуха в цилиндре.
Большая испаряемость газа, незначительные силы поверхностного натяжения и малая кинематическая вязкость обеспечивают достаточно быстрый распад топливного (газового) факела на мелкие капли и их испарение, что определяет, в конечном итоге, получение качественной микроструктуры топливной смеси в камере сгорания. Указанные свойства в сочетании с малым удельным весом сжиженного газа уменьшают пробивную способность и дальнобойность топливного факела в воздушном заряде цилиндра двигателя.
Дальнобойность I топливного факела можно найти по формуле:
где £ — время; У0 — начальная скорость истечения; йс —диаметр соплового отверстия; (X — угол распыливания; |1 — коэффициент истечения; р-^ И р^ ~ плотность топлива и воздуха.
Уравнение теплообмена капли в воздушной среде с учетом N"11 = /(V*) можно записать в следующем виде [6]:
с!т (Кг г п
РШи— = — [г + Сргк + ср(£ - - (3)
где Р - поверхность капли в текущий момент времени.
Левая часть уравнения представляет собой поток теплоты к движущейся капле за счет теплопроводности, правая характеризует распределение полученного тепла, которое затрачивается непосредственно на испарение топлива ^С / dt^Tr увеличение теплосодержания смеси топливо - воздух при температуре капли (dG/dt^ Ср£ь, на перегрев топливной смеси (йС/сЩ Ср (Г - гк), ((10/(И) - теплосодержание топлива при
температуре впрыска.
В процессе испарения капли температура равновесного испарения ее будет оставаться постоянной до полного ее испарения, и равна [7]:
(4)
где q' —параметр, определяющий физический характер процесса испарения, и равный q' = (Dj[/aT) (Nil'/Nil), ат — коэффициент температуропроводности газовой среды; £>п — коэффициент диффузии пара в воздух, С0 — массовая концентрация паров на поверхности капли; Сю - массовая концентрация паров в бесконечном удалении от капли; Г — теплота испарения топлива; Ср — средняя теплоемкость жидкого топлива.
Величины Л 1; и Л li можно определять по эмпирической формуле [8]: ^
где Рт — число Прандтля; Re — число Рейнольдса.
Вследствие формальной тождественности основных уравнений и граничных условий при теплообмене и диффузии слабо концентрированных веществ формула (5) для определения коэффициента теплоотдачи а через Nil переходит в формулу для нахождения коэффициента массоотдачи Р через Nil' путем замены в критерии Nu величины коэффициента теплопроводности Я на коэффициент диффузии D и аналогичной замены коэффициента температуропроводности а в критерии Рг.
Из формулы (4) видно, что температура равновесного испарения топлива зависит от его физических свойств, параметров состояния окружающей среды и относительной скорости движения капли. Она по существу аналогична формуле для оценки температуры равновесного испарения неподвижной капли [6]. Разница лишь в неравноценности параметров
-{ = и?;= С^г/йг::-1 "
" (Л h. Л li ). В параметр q' входит отношение диффузионного критерия Нуссельта к тепловому, значения которых определяются относительными скоростями движения капель, физическими свойствами топлива и параметрами состояния воздушного заряда двигателя.
Средний размер капель сжиженного газа находим из соотношения:
ch
\
9п
2 pWe'
(6)
где IV€ — числа Вебера; р - отношение плотности воздуха к плотности топлива,
Из уравнения (6) после соответствующих преобразований следует
ак = 0,3133 ■ ас.
Время полного испарения определим из закона Срезневского [1]:
— Н2 — к т
(?)
где (1к
текущее значение диаметра капли при испарении. Очевидно, что при 0 время полного испарения капли сжиженного газа равно:
где ку — константа испарения.
Константа кр характеризует скорость уменьшения поверхности капли и возрастает с повышением температуры среды и концентрации кислорода, которые приводят к повышению температуры в зоне горения, а также с ростом скорости обтекания капли, приводящим к увеличению величины критерия №. Величину коэффициента испарения можно определить по формуле [7]:
П,^ — ИЬ |
V
Рт ' Срс»
+
(8)
где £в И — температура окружающей среды и капли жидкого топлива; Асм — коэффициент теплопроводности газовой среды; t0 — начальная температура жидкого топлива.
с/к.мп
0.08
3,5
к5
0,07
0,06
0.05
0,0Ь
йог мсек
Рис. 2. Диаграмма зависимости времени испарения тнсп и диаметра капли с1к от величины давления впрыскивания сжиженного газа Р
Р.МПа
Вышеприведенные зависимости позволяют получить графические представления функциональной взаимосвязи времени испарения и оптимального диаметра капли сжиженного газа в цилиндре с величиной давления впрыскивания топлива газовой форсункой (рис. 2). Из диаграммы видно, что при давлении впрыска сжиженного газа 5 МПа величина диаметра капли топлива равна 0,065 мм и время испарения составляет 2,8 мсек.
Выполненные исследования позволяют в определенной степени отрегулировать основные параметры процесса топливоподачи при непосредственном впрыске сжиженного газа в цилиндр двигателя и тем самым оптимизировать параметры топливоподачи газовой
форсунки. Следует отметить, что некоторые результаты теоретических исследований требуют экспериментального подтверждения.
Выводы. Результаты проведенных теоретических исследований позволяют рассматривать непосредственный впрыск сжиженного газа в цилиндр двигателей с принудительным воспламенением как перспективное направление. При этом правильная организация процессов смесеобразования и сгорания газа в цилиндре обеспечит значительное улучшение экологических и эффективных показателей поршневых двигателей.
Литература
1. Кавтарадзе Р.З. Теория поршневых двигателей. Специальные главы. - М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2016. - 598 с.
2. Ерохов В.И. Газобаллонные автомобили (конструкция, расчет, диагностика): учебник для вузов. - М.: Горячая линия. - Телеком, 2012. - 598 с.
3. Лебедев Ю.А., Казин А.Н. и др. Характеристики углеводородов: Анализ численных данных и их рекомендованные значения. Справочное издание. - М.: ЛЕНАНД, 2012. - 560 с.
4. Патент 2511802 Российская Федерация, F02M57/06 с запальными свечами / МАКЭЛИСТЭР Рой Е. (US); заявитель и патентообладатель МАКЭЛИСТЭР ТЕКНОЛОДЖИЗ, ЭлЭлСи (US); заявл. 27.10.2010; опубл. 10.04.2014. - 39 с.
5. Зейнетдинов Р.А., Глушенко А.А., Виноградов Д.И. Некоторые аспекты применения сжиженного нефтяного газа в двигателях с принудительным воспламенением// МААО. -2018. - №40. - С. 5-9.
6. Цветков Ф.Ф. Тепломассообмен. - М.: Издательский дом МЭИ. - 562 с.
7. Семенов Б.Н. К расчету процессов нагрева и испарения капель топлива в дизеле// Труды ЦНИДИ - 1968 - Вып. 45.
8. Кавтарадзе Р.З. Локальный теплообмен в поршневых двигателях. - М.: Издательство МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2016. - 416 с.
Literatur а
1. Kavtaradze R.Z. Teoriya porshnevykh dvigateley. Spetsialnyye glavy. - M.: Izd-vo MGTU im. N.E. Baumana. 2016. - 598 s.
2. Erokhov V.I. Gazoballonnyye avtomobili (konstruktsiya. raschet. diagnostika): uchebnik dlya vuzov. - M.: Goryachaya liniya. - Telekom. 2012. - 598 s.
3. Lebedev Yu.A.. Kazin A.N. i dr. Kharakteristiki uglevodorodov: Analiz chislennykh dannykh i ikh rekomendovannyye znacheniya. Spravochnoye izdaniye. - M.: LENAND. 2012. - 560 s.
4. Patent 2511802 Rossiyskaya Federatsiya. F02M57/06 s zapalnymi svechami / MAKELISTER Roy E. (US); zayavitel i patentoobladatel MAKELISTER TEKNOLODZhIZ. ElElSi (US); zayavl. 27.10.2010; opubl. 10.04.2014. - 39 s.
5. Zeynetdinov R.A., Glushenko A.A., Vinogradov D.I. Nekotoryye aspekty primeneniya szhizhennogo neftyanogo gaza v dvigatelyakh s prinuditelnym vosplameneniyem// MAAO. -2018. - №40. - S. 5-9.
6. Tsvetkov F.F. Teplomassoobmen. - M.: Izdatelskiy dom MEI. - 562 s.
7. Semenov B.N. K raschetu protsessov nagreva i ispareniya kapel topliva v dizele// Trudy TsNIDI - 1968. - Vyp. 45.
8. Kavtaradze R.Z. Lokalnyy teploobmen v porshnevykh dvigatelyakh. - M.: Izdatelstvo MGTU im. N.E. Baumana. 2016. - 416 s.
