Investigation of the process of intake and gas exchange of a diesel engine when operating on mixed fuel

Full Text

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.

About the authors

Sh. V. Buzikov

Author for correspondence.
Email: shamilvb@mail.ru

PhD in Engineering

References

Supplementary files

Supplementary Files

Action

1. JATS XML

Download

2. Fig. Dependences of the hourly air consumption Gв, filling ratio ηv and charge density at the diesel inlet ρк: а – from the frequency of rotation of the crankshaft ; b – loads pe at crankshaft rotation speeds n = 1800 min–1 and n = 1400 min–1 on different MF compositions

Download (95KB)

Indexing metadata