Исследование процесса впуска и газообмена дизеля при работе на смесевом топливе

Полный текст

Введение

Применение смесевого топлива (СТ) вместо традиционного дизельного (ДТ) на сегодняшний день становится все более востребованным. Данное обстоятельство связано прежде всего с несколькими факторами, такими как постоянно растущие как оптовые, так и розничные цены на ДТ и ужесточающиеся требования к выбросам токсичных веществ дизельными двигателями [1].

СТ представляет собой смесь, состоящую из чистого ДТ и альтернативного топлива (АТ) [1]. В свою очередь, вместо АТ могут выступать спирты, эфиры, глицерины, растительные масла и др. В качестве растительных масел в основном применяют соевое, сурепное, редьковое, рыжиковое, льняное, горчичное, сафлоровое, соевое и другие масла [2]. Наиболее популярным на сегодняшний день является рапсовое масло (РМ). Данное обстоятельство связано прежде всего с увеличивающимся спросом на его потребление во всем мире как пищевого продукта, в связи с этим доля посевов рапса как в России, так и зарубежом постоянно растет. Поэтому и открывается перспектива его использования в виде топлива для дизелей, что способствует снижению потребления ДТ [3].

Работа дизеля на СТ, состоящего из ДТ и РМ обладает рядом преимуществ, таких как отсутствие необходимости конструктивных изменений системы питания и регулировок. Это объясняется тем, что такое СТ по своим свойствам приближается к свойствам ДТ [4].

В исследованиях [5−9], проведенных ранее, были определены зависимости параметров рабочего цикла дизеля от доли содержания растительного масла в СТ без изменения исходных регулировок системы питания дизеля и без соблюдения требований сохранения нагрузочно-скоростных характеристик дизеля, установленных заводом-изготовителем. Таким образом в данных исследованиях было установлено изменение плотности заряда на впуске, коэффициента наполнения цилиндров дизеля, часового расхода воздуха и температуры отработавших газов. Однако определение параметров процесса впуска и газообмена тракторного дизеля при его работе на СТ с изменением исходных регулировок системы питания, обеспечивающих соблюдение нагрузочно-скоростных режимов работы дизеля, уставленных заводом-изготовителем, представляет научный интерес.

Цель и задачи исследований

Основной целью настоящей работы является определение зависимостей параметров процесса впуска и газообмена дизеля от состава применяемого СТ. Научная новизна заключается в определении количественных показателей параметров процесса впуска и газообмена дизеля в зависимости от состава СТ.

Для достижения поставленной цели необходимо было решить три задачи. Во-первых, выявить взаимосвязь между параметрами процесса впуска и газообмена дизеля и составом СТ. Во-вторых, определить количественные зависимости между составом СТ и параметрами процесса впуска и газообмена дизеля. В-третьих, экспериментально подтвердить полученные зависимости.

Материалы и методы

Теоретическая часть

На основании ГОСТа [10] при использовании СТ взамен ДТ для дизельного двигателя необходимо обеспечить условие идентичности зависимостей номинальной мощности $N_e$ и крутящего момента $M_{\text{кр}}$ от частоты вращения коленчатого вала $n$ и нагрузки $p_e$ соответствующих работе на товарном ДТ, а именно: $N_e^{\text{ДТ}}=N_e^{\text{СТ}}$ и $M_{\text{кр}}^{\text{ДТ}}=M_{\text{кр}}^{\text{СТ}}$.

Выражения для определения $N_e$ и $M_{\text{кр}}$ при работе дизеля на СТ и товарном ДТ соответственно определятся так:

$N_e^{\text{ДТ}}=N_e^{\text{СТ}}=p_e\cdot n\cdot \left(\frac{V_{\text{л}}}{30\cdot \tau }\right);$ (1)

$M_{\text{кр}}^{\text{ДТ}}=M_{\text{кр}}^{\text{СТ}}=p_e\cdot \left(\frac{3\cdot {10}^4}{\pi }\cdot \frac{V_{\text{л}}}{30\cdot \tau }\right),$ (2)

где $p_e$ − среднее эффективное давление, МПа; $V_{\text{л}}$ − литраж дизеля, $n$  − частота вращения коленчатого вала дизеля, мин^–1; $\tau$ − тактность дизеля; $\pi$ = 3,14.

Анализ выражений (1) и (2) говорит о том, что при примении СТ вместо ДТ необходимо чтобы зависимость $p_e$($n$) была идентичной зависимости при использовании ДТ, а именно $p_{\text{e}}^{\text{ДТ}}\left(n\right)=p_{\text{e}}^{\text{СТ}}\left(n\right)$ [11]. Таким образом, удастся сохранить нагрузочный и скоростной режим работы дизеля, установленного заводом-изготовителем [11].

Показатели $V_{\text{л}}$, $\tau$ и $\pi$ зависят от конструктивных параметров конкретного дизеля, и не зависят от свойств применяемого топлива, а величина $n$ является задаваемой [12].

Таким образом, $p_e$ при работе дизеля на ДТ и СТ определится так:

$\begin{array}{c}{p}_e^{\text{ДТ}}\left(n\right)=p_e^{\text{СТ}}\left(n\right)=\frac{{\eta }_e^{\text{ДТ}}\cdot H_u^{\text{ДТ}}\cdot {\rho }_{\text{к}}^{\text{ДТ}}\cdot {\eta }_v^{\text{ДТ}}}{l_0^{\text{ДТ}}\cdot {\alpha }^{\text{ДТ}}}=\\ =\frac{{\eta }_e^{\text{СТ}}\cdot H_u^{\text{СТ}}\cdot {\rho }_{\text{к}}^{\text{СТ}}\cdot {\eta }_v^{\text{СТ}}}{l_0^{\text{СТ}}\cdot {\alpha }^{\text{СТ}}},\end{array}$ (3)

где ${\eta }_e^{\text{ДТ}},{\eta }_e^{\text{СТ}}$ − эффективный КПД дизеля при его работе на ДТ и СТ; $H_u^{\text{ДТ}},H_u^{\text{СТ}}$ − низшая расчетная удельная теплота сгорания ДТ и СТ, МДж/кг; ${\rho }_{\text{к}}^{\text{ДТ}},{\rho }_{\text{к}}^{\text{СТ}}$ − плотность заряда во впускном коллекторе при работе дизеля на ДТ и СТ, кг/м3; ${\eta }_v^{\text{ДТ}},{\eta }_v^{\text{СТ}}$ − коэффициент наполнения цилиндров дизеля при работе на ДТ и СТ; $l_0^{\text{ДТ}},l_0^{\text{СТ}}$ − теоретически необходимое количество воздуха для полного сгорания 1 кг ДТ и СТ, кг возд. / кг топл.; ${\alpha }^{\text{ДТ}},{\alpha }^{\text{СТ}}$ − коэффициент избытка воздуха при работе дизеля на ДТ и СТ.

Преобразуя выражение (3), получим следующие зависимости:

$\frac{p_e^{\text{ДТ}}\left(n\right)}{p_e^{\text{СТ}}\left(n\right)}=\frac{{\eta }_e^{\text{ДТ}}\cdot H_u^{\text{ДТ}}\cdot {\rho }_{\text{к}}^{\text{ДТ}}\cdot {\eta }_v^{\text{ДТ}}\cdot l_0^{\text{СТ}}\cdot {\alpha }^{\text{СТ}}}{{\eta }_e^{\text{СТ}}\cdot H_u^{\text{СТ}}\cdot {\rho }_{\text{к}}^{\text{СТ}}\cdot {\eta }_v^{\text{СТ}}\cdot l_0^{\text{ДТ}}\cdot {\alpha }^{\text{ДТ}}}.$ (4)

Анализ выражения (4) говорит о том, что на соблюдение условия $p_e^{\text{ДТ}}\left(n\right)=p_e^{\text{СТ}}\left(n\right)$ оказывают влияние теплофизические свойства применяемого топлива, а именно $H_u$ и $l_0$, а также ${\eta }_e$, показывающий теплоиспользование применяемого топлива в дизеле [13]. Показатели $\alpha$ и $n$ являются величинами, задаваемыми в зависимости от нагрузочного и скоростного режимов работы дизеля [13]. А величины ${\rho }_{\text{к}}$ и ${\eta }_v$ прежде всего зависят от конструктивно-технологических параметров дизеля [13].

Исходя из работ [14, 15] плотность заряда во впускном коллекторе определится как:

${\rho }_{\text{к}}=\frac{p_{\text{к}}\cdot {10}^6}{R_{\text{в}}\cdot T_{\text{к}}},$ (5)

где ${\rho }_{\text{к}}$ − давление во впускном коллекторе, МПа; $T_{\text{К}}$ − температура воздуха во впускном коллекторе, K; $R_{\text{в}}$ − удельная газовая постоянная воздуха, Дж/(кг·К).

Проанализировав выражение (5), можно сделать вывод о том, что на  не оказывает влияния свойства СТ, применяемое в дизеле, а все члены входящие в правую часть выражения, зависят от конструктивных особенностей системы впуска [14, 15], а также нагрузочно-скоростных режимов работы. Поэтому при замене применяемого ДТ на СТ в дизеле можно предположить что ${\rho }_{\text{к}}^{\text{ДТ}}={\rho }_{\text{к}}^{\text{СТ}}$ на всех сопоставимых нагрузочно-скоростных режимах.

На основании работы [16] коэффициент наполнения цилиндров дизеля выразится, как:

${\eta }_v=\frac{T_{\text{к}}({\phi }_{\text{доз}}\cdot \epsilon \cdot p_a-{\phi }_{\text{оч}}\cdot p_r)}{(T_{\text{к}}+\Delta T)\cdot (\epsilon -1)p_k},$ (6)

где ${\phi }_{\text{доз}}$ − коэффициент дозарядки цилиндров дизеля; ${\phi }_{\text{оч}}$ − коэффициент очистки цилиндров дизеля; $\epsilon$ − геометрическая степень сжатия; $p_{\text{a}}$ − давление свежего заряда в цилиндре в конце такта впуска, МПа; $p_r$ − давление остаточных газов в цилиндре, МПа; $\Delta T$ − температура подогрева свежего заряда, К.

Входящие в выражение (6) такие показатели, как ${\phi }_{\text{доз}}$, ${\phi }_{\text{оч}}$, $\epsilon$ зависят от конструктивно-технологических параметров дизеля [16] и не зависят от свойств применяемого топлива.

Давление свежего заряда в цилиндре дизеля в конце такта впуска [16] можно определить так:

$p_{\text{a}}=p_{\text{к}}-\Delta p_{\text{a}},$, (7)

где $\Delta p_{\text{a}}$ − потери давления за счет сопротивления впускной системы и затухания скорости движения заряда в цилиндре, МПа.

Эти потери можно определить так [16]:

$\Delta p_{\text{a}}=\frac{{\omega }_{\text{вп}}^2{\rho }_{\text{к}}\cdot {10}^{-6}}{2}$, (8)

где ${\omega }_{\text{вп}}$ − средняя скорость движения заряда в сечении впускного клапана, м/с;  − коэффициент затухания скорости движения заряда в рассматриваемом сечении цилиндра; $\beta$ − коэффициент сопротивления впускной системы, отнесенный к наиболее узкому ее сечению.

Среднюю скорость движения заряда определили так [16]:

${\omega }_{\text{вп}}=\frac{nR{\pi }^2{D}^2\sqrt{1+{\lambda }^2}}{120f_{\text{вп}}}$, (9)

где R − радиус кривошипа, м; D − диаметр поршня, м; $\lambda$ − кинематический показатель двигателя; $f_{\text{вп}}$ − площадь сечение клапана, м2.

В результате после преобразований давление свежего заряда в цилиндре дизеля в конце такта впуска с учетом выражений (8) и (9) получили:

р_а = р_к – $\frac{{\left(\frac{nR{\pi }^2{D}^2\sqrt{1+{\lambda }^2}}{120f_{\text{вп}}}\right)}^2{\rho }_{\text{к}}\cdot {10}^{-6}}{2}$($\beta$² + ${\zeta }_{\text{вп}}$). (10)

Анализ выражения (10) свидетельствует о том, что входящие в его состав члены уравнения зависят от конструктивно-технологических (R, D, $\lambda$, $f_{\text{вп}}$) и нагрузочно-скоростных (${\omega }_{\text{вп}}$, $\beta$, ${\zeta }_{\text{вп}}$) показателей и не зависят от свойств применяемого СТ.

Давление остаточных газов в цилиндре дизеля можно определить так [16]:

$p_r=p_{\text{к}}\left(\mathrm{1,035}+\frac{\left(p_{r_N}-\mathrm{1,035}{p}_{\text{к}}\right)n^2}{p_{\text{к}}{n}_N^2}\right),$ (11)

где $p_{r_N}$ − давление остаточных газов на номинальном режиме, МПа; $n_N$ − частота вращения коленчатого вала дизеля на номинальном режиме, мин^–1.

Проанализировав выражение (11), с учетом ранее проведенных исследований [16] можно сделать вывод о том, что входящие в его состав значения членов уравнения, полученные при работе на чистом ДТ, идентичны значениям, полученным при работе на СТ.

Температура подогрева свежего заряда определена так [16]:

$\Delta T=\frac{\Delta T_N(110-\mathrm{0,0125}n)}{110-\mathrm{0,0125}{n}_N},$ (12)

где $\Delta T_N$ − температура подогрева свежего заряда при номинальном режиме работы дизеля, К.

На основании ранее проведенных исследований [17] значения температуры подогрева свежего заряда при номинальном режиме работы дизеля на чистом ДТ идентичны значениям на СТ. В связи с вышесказанным можно сделать предположение о том, что ${\eta }_v^{\text{ДТ}}={\eta }_v^{\text{СТ}}$ на всех сопоставимых нагрузочно скоростных режимах.

В итоге произведение ${\rho }_{\text{к}}^{\text{ДТ}}\cdot {\eta }_v^{\text{ДТ}}={\rho }_{\text{к}}^{\text{СТ}}\cdot {\eta }_v^{\text{СТ}}=$const показывает, что количество свежего заряда остается постоянным при использовании разных СТ. В связи с вышесказанным для различных СТ также сохраняется взаимозависимость параметров ${\rho }_{\text{к}}$ и ${\eta }_v$ выраженная часовым расходом воздуха для дизеля:

$G_{\text{в}}=\frac{{\rho }_{\text{к}}\cdot {\eta }_v\cdot V_{\text{л}}\cdot n}{\mathrm{33,6}}.$ (13)

Анализ выражения (13) показывает, что расход воздуха дизелем зависит только конструктивно-технологических параметрах дизеля и не зависит от применяемого СТ.

Экспериментальная часть

В ранее проведенных стендовых испытаниях тракторного дизеля Д-245.5С размерностью 4ЧН 11,0/12,5 [18, 19], согласно ГОСТ [10] были получены внешняя скоростная и две нагрузочные характеристики при n = 1800 мин^–1 и n = 1400 мин^–1, соответствующие номинальной мощности и максимальному крутящему моменту на следующих составах СТ: ДТ – 80 % + + РМ – 20 %, ДТ – 45 % + РМ – 55 %, ДТ – 20 % + + РМ – 80 %, а также чистом ДТ. При проведении стендовых испытаний рассматриваемого дизеля была произведена процедура перерегулировки топливного насоса высокого давления (ТНВД) для обеспечения выполнения условия соответствия нагрузочно-скоростного режима, установленного заводом-изготовителем. В результате были определены эффективные показатели указанного дизеля в зависимости от n и p_e. При обработке экспериментальных данных абсолютная погрешность измерений, определенная согласно работе [10], составила 2 %, что в свою очередь свидетельствует о достоверности полученных показателей [18, 19].

Результаты и обсуждение

Для определения влияния состава СТ на Gв, ηv и ρк в зависимости от n и pe были обработаны полученные характеристики тракторного дизеля Д-245.5С и в результате построены искомые зависимости (рис.). Проведенный анализ полученных зависимостей, представленных на рисунке, позволяет сделать вывод о том, что состав СТ практически не оказывает влияния на характеристики G_в, η_v и ρ_к от n и p_e, что, в свою очередь, подтверждает ранее сделанное предположение. Полученные зависимости с высокой долей вероятности могут быть определены выражениями (5), (6), (13) для конкретного взятого дизеля с учетом его технических характеристик и режимов работы.

Рис. Зависимости часового расхода воздуха G_в, коэффициента наполнения η_v и плотности заряда на впуске дизеля ρ_к: а – от частоты вращения коленчатого вала n; б – нагрузки p_e при частотах вращения коленчатого вала n = 1800 мин^–1 и n = 1400 мин^–1 на разных составах СТ

При увеличении n от 1400 до 1800 мин^–1 (рис., а) наблюдалось повышение G_в с 276 до 394 кг/ч, ρ_к – с 1,44 до 1,70 кг/м3 соответственно; при дальнейшем увеличении n от 1800 до 2000 мин^–1 происходило снижение G_в с 394 до 322 кг/ч, ρ_к – с 1,70 до 1,49 кг/м3 соответственно, а значения η_v, напротив, снижались с 0,97 до 0,77 во всем диапазоне n. С увеличением p_e с 0,2 до 1,2 МПа (рис., б) при n = 1400 мин^–1 наблюдалось повышение G_в с 187 до 276 кг/ч, ρ_к – с 1,29 до 1,44 кг/м3 и η_v – с 0,73 до 0,97, а при n = 1800 мин^–1 G_в – с 274 до 394 кг/ч, ρ_к – с 1,29 до 1,69 кг/м3 и η_v – с 0,83 до 0,91 соответственно.

Выводы

1. В ходе проведенных исследований были получены зависимости параметров процесса впуска и газообмена дизеля Д-245.5С2 от концентрации РМ в СТ.
2. Теоретически обосновано и экспериментально подтверждено, что состав СТ практически не оказывает влияния на характеристики часового расхода воздуха G_в, коэффициента наполнения η_v и плотности заряда на впуске ρ_к в зависимости от частоты вращения коленчатого вала n и нагрузки pe дизеля.
3. Экспериментально установлено что с увеличением n от 1400 мин^–1 до 1800 мин^–1 на всех составах СТ повышались G_в с 276 до 394 кг/ч, ρ_к – с 1,44 до 1,70 кг/м3, а при увеличении n от 1800 до 2000 мин^–1, снижались G_в с 394 до 322 кг/ч, ρ_к – с 1,70 до 1,49 кг/м3 и η_v – с 0,97 до 0,77. С увеличением p_e с 0,2 до 1,2 МПа на всех составах СТ повышались при n = 1400 мин^–1: G_в с 187 до 276 кг/ч, ρ_к – с 1,29 до 1,44 кг/м3 и η_v – с 0,73 до 0,97, при n = 1800 мин^–1 G_в – с 274 до 394 кг/ч, ρ_к – с 1,29 до 1,69 кг/м3 и η_v – с 0,83 до 0,91, соответственно.

Об авторах

Ш. В. Бузиков

Автор, ответственный за переписку.
Email: shamilvb@mail.ru

к.т.н.

Список литературы

Дополнительные файлы

Доп. файлы

Действие

1. JATS XML

Скачать

2. Рис. Зависимости часового расхода воздуха Gв, коэффициента наполнения ηv и плотности заряда на впуске дизеля ρк: а – от частоты вращения коленчатого вала n; б – нагрузки pe при частотах вращения коленчатого вала n = 1800 мин–1 и n = 1400 мин–1 на разных составах СТ

Скачать (95KB)

Метаданные