Research of some design factors’ influence on the parameters of diesel engine operating on mixed biofuel

Full Text

Современный этап развития мирового топливно-энергетического комплекса характеризуется интенсивными поисками альтернативных энергоносителей. В качестве одного из наиболее перспективных сырьевых ресурсов для производства моторных топлив для с.-х. техники и транспорта рассматривается растительное сырье - отходы или побочные продукты с.-х. производства. К таким побочным продуктам относятся, в частности, низкосортные и технические растительные масла. Для производства моторных топлив возможно также использование фритюрных, просроченных и загрязненных растительных масел [1-3]. Растительные масла отличаются хорошими экологическими качествами благодаря малому содержанию серы и полициклических ароматических углеводородов, а также наличию в их молекулах атомов кислорода [1]. Использование этих масел в качестве топлива позволяет снизить выброс в атмосферу продуктов неполного сгорания (сажи и легких углеводородов) и углекислого газа, относящегося к группе парниковых газов. Производство растительных масел достаточно экологично. Эти масла отличаются высокой биоразлагаемостью - при попадании в почву и природные водные бассейны они практически полностью разлагаются в течение нескольких недель. В качестве биотоплива могут использоваться различные растительные масла (рапсовое, подсолнечное, соевое и др.) или топлива на их основе [1]. Применительно к условиям Европейской части России перспективными считаются биотоплива, получаемые из рапсового масла (РМ). Оно может применяться как топливо для дизелей в чистом виде, в смеси с нефтяным дизельным топливом (ДТ), в виде метилового или этилового эфиров рапсового масла. Для с.-х. техники привлекательным представляется использование смесей РМ с нефтяным ДТ. Необходимо отметить, что эти смеси заметно отличаются от ДТ по физико-химическим свойствам: имеют большую вязкость, повышенные плотность и поверхностное натяжение, меньшую сжимаемость [1]. Эти различия оказывают заметное влияние на параметры процесса топливоподачи, приводя к трансформации характеристик впрыскивания и распыливания смесевых биотоплив и последующих процессов смесеобразования и сгорания. Высокие плотность и вязкость этих топлив, подаваемых в КС штатным топливным насосом высокого давления (ТНВД) и форсунками, служат причиной увеличения их цикловой подачи и часового расхода по сравнению с ДТ по ГОСТ 305-82. Повышенная плотность смесей ДТ и РМ приводит к увеличению дальнобойности струй распыливаемого топлива, которые достигают стенок КС. Попадание части топлива на стенки КС сопровождается уменьшением доли объемного смесеобразования, недогоранием топлива, могут наблюдаться потеря подвижности поршневых колец и загрязнение моторного масла [1, 4, 5]. Поэтому важнейшее условие качественного смесеобразования в дизелях - согласование геометрических характеристик струй топлива с формой КС. Необходимо также учитывать, что из-за повышенной вязкости смесей ДТ и РМ, а также их повышенного коэффициента поверхностного натяжения уменьшается угол раскрытия топливной струи и ухудшается мелкость распыливания (в частности, увеличивается средний диаметр капель). Кроме того, увеличенное поверхностное натяжение растительных масел повышает неоднородность их распыливания. Все эти факторы свидетельствуют о важности правильного выбора формы и размеров КС дизелей и целесообразности реализации мероприятий, способствующих улучшению качества процессов подачи топлива, его распыливания и смесеобразования при работе дизеля на растительных маслах и топливах на их основе. Значительное влияние формы и размеров КС на показатели дизелей отмечено в целом ряде работ [6-8]. Это влияние еще более значительно в дизелях, работающих на растительных маслах и топливах на их основе. При этом необходимо учитывать, что к работе на биотопливах в большей степени приспособлены дизели с разделенными и полуразделенными КС, в которых топливо впрыскивается в предкамеру, вихревую камеру или в КС в поршне, что уменьшает вероятность попадания топлива на зеркало цилиндра, в канавки поршневых колец, в моторное масло [1]. В результате уменьшаются нагаро- и коксообразование на стенках цилиндра, возможность потери подвижности поршневых колец и загрязнения моторного масла. Но поскольку разделенные КС не позволяют обеспечить современные показатели топливной экономичности, далее рассматриваются только дизели, имеющие полуразделенные и неразделенные КС. Наиболее известные из этих КС представлены на рис. 1 и 2 [9-11]. Характерна организация процесса смесеобразования в дизеле типа Д-245.12С (4ЧН 11/12,5) Минского моторного завода, имеющем полуразделенную КС типа ЦНИДИ. В этом двигателе организовано объемно-пленочное (пристеночное) смесеобразование с частичным попаданием топливных струй на боковые стенки КС, прилегающие к горловине. Камера сгорания типа ЦНИДИ выполнена с диаметром горловины dг = 38 мм, наибольшим диаметром камеры dк max = 62 мм и глубиной hк = 29 мм (см. рис. 2). Подача топлива осуществляется на горячие кромки горловины и внутренние стенки КС вблизи горловины, что обеспечивает стабильное воспламенение биотоплива. При этом диаметр горловины составляет примерно 30% от диаметра поршня. В результате на такте сжатия в КС наблюдается выраженное торообразное вихревое движение воздуха, что улучшает качество смесеобразования. С полуразделенными КС выполнены и некоторые другие отечественные двигатели - дизели Д-21 (2Ч 10,5/12) и Д-144 (4Ч 10,5/12) Владимирского тракторного завода, дизели СМД-14Н (4Ч 12/14) и СМД-60 (6ЧН 13/11,5) Харьковского завода «Серп и молот», дизель ЯМЗ-238 (8ЧН 13/14) Ярославского моторного завода, дизели А-41 и А-90 ТК (8ЧН 16,5/17) Алтайского моторного завода и др. С неразделенной КС типа «Гессельман» выполнен двигатель В-30Б (8ЧН 15/18) Челябинского тракторного завода (см. рис. 1). Оценка влияния формы КС на показатели топливной экономичности и токсичности отработавших газов (ОГ) дизелей, работающих на смесевых биотопливах, а также оптимизация формы КС путем проведения экспериментальных исследований довольно трудоемки. Для решения этих задач целесообразно использовать расчетные методы, позволяющие исследовать большое число различных конструкционных вариантов формы КС и соответствующих вариантов организации процесса смесеобразования. Для моделирования рабочего процесса дизеля с различными формами КС использован программный комплекс (ПК) «ДИЗЕЛЬ-РК», разработанный в МГТУ им. Н.Э. Баумана и предназначенный для исследований рабочих процессов двигателей различного назначения. Для расчета смесеобразования и сгорания в дизелях используется РК-модель, в основе которой лежит расчетный метод, предложенный проф. Н.Ф. Разлейцевым [6] и доработанный проф. А.С. Кулешовым [12-14]. РК-модель учитывает особенности характеристики впрыскивания, включая многофазный впрыск, мелкость распыливания топлива, ориентацию струй в объеме КС, динамику развития топливных струй, взаимодействие струй с воздушным вихрем и стенками. Учитываются условия развития каждой топливной струи и образованных струями пристеночных потоков, а также их взаимодействие между собой. Расчет образования оксидов азота в цилиндре двигателя внутреннего сгорания базируется на термическом механизме на основе схемы Я.Б. Зельдовича. Для определения температур используется зонная модель (методика проф. В.А. Звонова). Подпрограмма расчета эмиссии сажи основана на методике проф. Н.Ф. Разлейцева, в которой сделана попытка учесть влияние особенности процесса горения распыленного топлива на образование и выгорание сажевых частиц. В качестве объекта исследований выбран дизель Д-245.12С (см. рис. 2), параметры которого представлены в табл. 1. При расчетных исследованиях этот дизель, изначально имеющий КС типа ЦНИДИ, поочередно оснащался наиболее характерными КС, представленными на рис. 1. Основные геометрические размеры исследуемых КС приведены в табл. 2. Следует отметить, что в КС на рис. 1 форсунки установлены с различным смещением относительно оси КС (в дизеле типа Д-245.12С это смещение составляет Δlф = 10 мм, см. рис. 2). Поэтому для корректности сравнения показателей дизеля с КС различной формы рассматривался только вариант с симметричным расположением форсунок, т.е. с их нулевым смещением относительно оси КС (Δlф = 0). Таблица 1 Некоторые параметры дизеля Д-245.12С (4ЧН 11/12,5) Параметры Значения Тип двигателя Четырехтактный, рядный Число цилиндров 4 Диаметр цилиндра D, мм 110 Ход поршня S, мм 125 Рабочий объем цилиндра Vh, л 1,08 Общий рабочий объем iVh, л 4,32 Степень сжатия ε 16 Система питания ТНВД типа PP4M10U1f фирмы Motorpal Диаметр плунжеров ТНВД dпл, мм 10 Ход плунжеров ТНВД hпл, мм 10 Длина нагнетательных топливопроводов Lт, мм 540 Форсунки Типа ФДМ-22 производства ОАО «Куроаппаратура» (г. Вильнюс) Распылители форсунок Фирмы Motorpal типа DOP 119S534 с пятью распыливающими отверстиями, dр = 0,34 мм, mр fр = 0,25 мм2 Давление начала впрыскивания форсунок рфо, МПа 21,5 Таблица 2 Параметры исследуемых камер сгорания Двигатель Наибольший диаметр КС, мм Наименьший диаметр КС, мм Наибольшая глубина КС, мм Дизель Д-245.12С (см. рис. 2) 62 38 29 Дизели Д-21 и Д-144 (см. рис. 1, а) 56 - 28 Дизель СМД-14Н (см. рис. 1, в) 67 42 27,5 Дизели СМД-60, СМД-62 и СМД-31 (см. рис. 1, г) 71,5 71,5 23 Дизели А-41 и ЯМЗ-238 (см. рис. 1, г) 73 73 24 Дизель А-90ТК (см. рис. 1, и) 70 70 25 При изменении формы КС изменяется и объем надпоршневого пространства, а следовательно, и степень сжатия ε. Для корректности сравнения расчетных показателей дизеля степень сжатия дизеля с различными КС принята неизменной (ε = 16 = const). Камеры сгорания на рис. 1, а-д использованы в дизелях, имеющих близкие размерности: диаметр D цилиндров этих дизелей изменяется от 105 до 130 мм. При этом диаметр цилиндра базового дизеля Д-245.12С составляет 110 мм. Поэтому при расчетах параметров дизеля с этими КС их размеры приняты такими же, как и на рис. 1, а-д. В дизеле А-90ТК (см. рис. 1, и) диаметр цилиндра существенно больше, чем в базовом, и составляет 165 мм. Поэтому при расчетах параметров базового дизеля Д-245.12С с указанной КС размеры этой камеры скорректированы: принято, что диаметр камеры dк = 70 мм, а ее глубина hк = 25 мм. Как следует из табл. 1, базовый двигатель оснащен распылителями типа DOP 119S534 фирмы Motorpal (Чехия). Эти распылители имеют иглу с диаметром направляющей части dнапр = 5 мм и максимальным ходом hи = 0,3 мм, причем они выполнены с выходом распыливающих отверстий на конус седла иглы форсунки. Расположение распыливающих отверстий распылителей Motorpal DOP 119S534 приведено в табл. 3. Таблица 3 Расположение распыливающих отверстий распылителей Motorpal DOP 119S534 и НЗТА 145.1112110 № отверстия Угловое расположение отверстия относительно штифта, град. Угол наклона отверстия относительно оси распылителя, град. Распылители Motorpal DOP 119S534 1 8 63,5 2 90 72 3 172 63 4 237 52,5 5 303 53,5 Распылители НЗТА 145.1112110 1 8 62 2 90 71,5 3 172 62 4 237 52 5 303 52 Математическое моделирование рабочего процесса дизеля Д-245.12С с различными типами КС проведено при его работе на смесевом биотопливе, содержащем 80% ДТ и 20% РМ (объемные доли). Как показано в работах [1, 15, 16], именно такой состав смеси позволяет, с одной стороны, обеспечить значительное замещение ДТ биотопливом, а с другой стороны, обеспечивает надежное самовоспламенение и высокое качество сгорания биотоплива на всех эксплуатационных режимах, не приводя к закоксовыванию распылителей форсунок. Физико-химические свойства ДТ, РМ и указанной смеси, необходимые для проведения расчетных исследований с использованием ПК «ДИЗЕЛЬ-РК», приведены в табл. 4 [1, 15, 16]. Таблица 4 Физико-химические свойства исследуемых топлив Физико-химические свойства ДТ РМ 80% ДТ + 20% РМ Молекулярная масса 190 298 212 Содержание, % по массе С Н О 87 12,6 0,4 78 10 12 85,2 12,1 2,7 Плотность, кг/м3 при 20 оС при 50 оС 830 808 916 897 848 826 Кинематическая вязкость, мм2/с при 20 оС при 50 оС 3,8 2,1 75 29,5 9 4,5 Динамическая вязкость, Па·с при 20 оС при 50 оС 0,00315 0,0017 0,0687 0,02646 0,007632 0,003717 Коэффициент поверхностного натяжения, Н/м при 20 оС при 50 оС 0,0271 0,0253 0,0332 0,0318 0,0283 0,0266 Низшая теплота сгорания, кДж/кг 42500 37300 41500 Условная энергия активации предпламенных реакций, кДж/моль 22 30 23,6 Цетановое число 45 36 43 Удельная теплота парообразования, кДж/кг 250 200 240 Давление насыщенных паров при Т=480 К, бар 0,0477 0 0,0382 Давление насыщенных паров при Т=710 К, бар 1,616 1,2 1,533 Теплоемкость топлива при температуре форсунки 50о С, Дж/(кг·К) 1853 2000 1882 При расчетах показателей дизеля Д-245.12С с использованием ПК «ДИЗЕЛЬ-РК» исследовался номинальный режим (режим максимальной мощности) при частоте вращения коленчатого вала n = 2400 мин-1 с объемной цикловой подачей топлива qц = 80 мм3, массовой подачей gц = 67 мг. Выбор этого режима обусловлен тем, что он отличается наибольшими интенсивностью топливоподачи (давлениями впрыскивания) и дальнобойностью струй (их длиной), что приводит к попаданию части топлива на стенки КС, а также наибольшим влиянием формы КС на показатели дизеля. При расчетах задавался закон подачи, формируемый кулачками ТНВД модели PP4M10U1f на номинальном режиме (табл. 5). Было принято, что закон подачи, формируемый при работе на ДТ, справедлив и для случая работы на смеси 80% ДТ и 20% РМ. Таблица 5 Закон подачи топлива дизеля Д-245.12С на номинальном режиме Угол поворота вала φ, град. ПКВ Скорость впрыскивания, м3/с 0 0 1 2,2·10-5 2 5,6·10-5 3 7,6·10-5 4 8·10-5 5 8,4·10-5 6 8,6·10-5 7 8,5·10-5 8 8,4·10-5 9 9,5·10-5 10 9,4·10-5 11 9,2·10-5 12 8,8·10-5 13 8,2·10-5 14 6,4·10-5 15 4,4·10-5 16 0 На исследуемом режиме штатный угол опережения впрыскивания топлива (УОВТ) равен θ = 13о поворота коленчатого вала до верхней мертвой точки (ПКВ до ВМТ). Это установочный (статический) УОВТ, определяемый на выходе из штуцера ТНВД. В разделенных системах топливоподачи, в которых ТНВД и форсунки соединены длинными нагнетательными топливопроводами, действительный (динамический) УОВТ, соответствующий моменту начала подъема иглы форсунки, уменьшается по сравнению с установочным. Это уменьшение соответствует времени прохождения волны давления от ТНВД до форсунки со скоростью звука, которая для ДТ равна с = 1300 м/c. При длине топливопровода L = 540 мм эта задержка начала подачи топлива составляет Δt = L/c = 0,000415 с, что при частоте вращения коленчатого вала n =2400 мин-1 соответствует Δθ = 6о ПКВ. Поэтому динамический УОВТ на исследуемом режиме принят равным θдин = 7о ПКВ до ВМТ. Некоторые результаты расчетных исследований представлены в табл. 6. Следует отметить, что расчетные результаты по дизелю Д-245.12С с распылителями Motorpal и КС типа ЦНИДИ, представленные в табл. 6, хорошо согласуются с результатами испытаний этого дизеля, приведенными в работе [1]. В частности, при работе на смеси 80% ДТ и 20% РМ на номинальном режиме экспериментально полученные и расчетные удельные эффективные расходы топлива составили соответственно 255,1 и 259 г/(кВт·ч); дымность ОГ - 8 и 9,9% по шкале Хартриджа; концентрация в ОГ оксидов азота - 650 и 665 ppm. Это подтверждает возможность использования ПК «ДИЗЕЛЬ-РК» для исследования дизеля Д-245.12С с различными КС при работе на смеси 80% ДТ и 20% РМ. Таблица 6 Основные показатели дизелей с различными КС, работающих на номинальном режиме Параметры Д-245.12С (см. рис. 2) Д-21 (см. рис. 1, а) СМД-14Н (см. рис. 1, в) СМД-60 (см. рис. 1, г) ЯМЗ-238 (см. рис. 1, д) А-90ТК (см. рис. 1, и) При работе на смеси 80% ДТ и 20% РМ ge, г/(кВт·ч) 259 264,9 253,1 260 259,1 263,3 ηe 0,335 0,328 0,343 0,334 0,335 0,329 Kx, % (Хартридж) 9,9 12,2 6,4 10,2 9,7 12,2 CNOx, ppm 665 596 820 655 674 594 При работе на чистом ДТ ge, г/(кВт·ч) 247,4 252,4 244,3 248 247,8 251,3 ηe 0,342 0,336 0,348 0,342 0,342 0,337 Kx, % (Хартридж) 9,9 12 6,5 10 9,6 11,9 CNOx, ppm 888 827 915 870 908 825 Данные табл. 6 свидетельствуют о том, что наиболее благоприятное сочетание показателей дизеля, работающего на смеси 80% ДТ и 20% РМ, обеспечивает КС дизеля СМД-14Н (см. рис. 1, в). Это камера типа ЦНИДИ, по форме такая же, как и в базовом дизеле Д-245.12С, но с большим диаметром и меньшей глубиной (см. табл. 2). Улучшение показателей базового дизеля с КС по рис. 1, в по сравнению с КС по рис. 2 обусловлено увеличением расстояния от распыливающих отверстий форсунки до стенок КС, уменьшением доли топлива, попадающего на стенки КС в поршне, и увеличением доли объемного смесеобразования. При этом повышение эффективности рабочего процесса дизеля с КС по рис. 1, в, выражающееся в наибольшем эффективном КПД ηе = 0,343 (или 34,3%), приводит к наименьшей среди рассматриваемых КС дымности ОГ Kх = 6,4% и наибольшему содержанию в ОГ оксидов азота СNOx = 820 ppm, эмиссия которых повышается с увеличением температуры сгорания. Анализ данных табл. 6 и проведенный выше анализ показателей базового дизеля, снабженного КС одного типа (ЦНИДИ), но разных размеров, показывают, что форма КС и ее размеры примерно в равной степени влияют на показатели топливной экономичности дизеля и токсичности ОГ. В частности, переход от камеры ЦНИДИ по рис. 2 к камере ЦНИДИ по рис. 1, в с другими размерами сопровождается снижением удельного эффективного расхода топлива gе на 5,9 г/(кВт·ч), а переход от упомянутой камеры ЦНИДИ по рис. 2 к полусферической КС по рис. 1, а, обеспечивающей наихудшие показатели топливной экономичности среди рассмотренных КС, приводит к увеличению gе на те же 5,9 г/(кВт·ч). Указанный характер влияния формы и размеров КС на показатели дизеля отмечен и при его исследованиях на чистом ДТ (см. табл. 6). Как и при использовании смесевого биотоплива, при работе на чистом ДТ наилучшее сочетание показателей обеспечивает КС дизеля СМД-14Н (см. рис. 1, в). Но при использовании чистого ДТ указанное влияние КС на показатели дизеля менее выражено. При расчетах отмечено некоторое улучшение эффективности процесса сгорания ДТ по сравнению со смесевым биотопливом, выражающееся в небольшом повышении эффективного КПД, не превышающем 2,4% по сравнению с работой на смеси 80% ДТ и 20% РМ. Вследствие этого происходит и некоторый рост концентрации в ОГ оксидов азота СNOх. Все эти факторы обусловлены меньшей длиной струй распыливаемого ДТ, уменьшением количества топлива, попадающего на стенки КС, и увеличением доли объемного смесеобразования. Необходимо отметить, что представленные расчетные результаты нельзя назвать исчерпывающими. Для достижения наилучших показателей топливной экономичности дизеля и токсичности ОГ необходимо исследовать более широкий круг возможных форм КС и их геометрических размеров. Необходима и оптимизация состава смесевого биотоплива. Однако расчеты еще раз подтвердили заметное влияние формы и размеров КС на показатели дизеля, работающего на смесевом биотопливе. Отметим также, что оптимальный процесс смесеобразования реализуется при равномерном распределении кислорода по КС [17, 18]. Это условие обеспечивается в том случае, когда все топливные струи достигают стенок КС одновременно либо с небольшим смещением по времени. Несимметричное же расположение форсунки ухудшает такой процесс смесеобразования. Поэтому обычно в выполненных конструкциях углы в плане между осями топливных струй, создаваемых форсунками, оказываются разными. Однако и это не всегда позволяет эффективно осуществлять процесс смесеобразования, в частности обеспечить необходимые коэффициенты избытка воздуха во всех зонах КС в широком диапазоне режимов работы двигателя. Оценка влияния расположения форсунок на показатели топливной экономичности дизеля и токсичности ОГ проведена с использованием ПК «ДИЗЕЛЬ-РК». В качестве объекта исследований выбран дизель Д-245.12С (4ЧН 11/12,5) с КС типа ЦНИДИ и несимметричным расположением форсунок. При расчетах исследовались два типа распылителей: штатные типа DOP 119S534 фирмы Motorpal (Чехия) и распылители типа 145.1112110 производства Ногинского завода топливной аппаратуры (НЗТА). У распылителя Motorpal диаметр распыливающих отверстий dр = 0,34 мм, максимальный ход иглы hи = 0,3 мм; у распылителя НЗТА dр = 0,42 мм, hи = 0,26 мм (указаны средние значения hи для комплекта распылителей). Количество и расположение распыливающих отверстий этих распылителей приведены в табл. 3. При этом распылители НЗТА выполнены с выходом распыливающих отверстий в объем полости под иглой форсунки, а распылители Motorpal - с выходом распыливающих отверстий на конус седла иглы форсунки. Исследованы топлива, свойства которых приведены в табл. 4. При расчетах задавался закон подачи, представленный в табл. 5 и соответствующий номинальному режиму с частотой вращения коленчатого вала n = 2400 мин-1 с объемной цикловой подачей топлива qц = 80 мм3. Расчеты проведены при различных смещениях форсунки Δlф относительно оси КС в диапазоне от 0 до 10 мм. Результаты расчетных исследований дизеля Д-245.12С с распылителями Motorpal и НЗТА, представленные в табл. 7 и на рис. 3, хорошо согласуются с результатами испытаний этого дизеля, приведенными в работе [11]. В частности, при оснащении дизеля распылителями Motorpal и смещении форсунок Δlф = 10 мм экспериментально полученный и расчетный удельные эффективные расходы топлива gе на номинальном режиме составили соответственно 247,5 и 247,53 г/(кВт·ч); при установке распылителей НЗТА - 267,6 и 264,47 г/(кВт·ч). Таблица 7 Показатели дизеля Д-245.12С с исследуемыми распылителями при работе на ДТ на номинальном режиме при различных смещениях форсунок Распылитель Смещение форсунки Dlф, мм Ne, кВт Me, Н·м ge, г/(кВт·ч) Kx, % (Хартридж) CNOx, ppm еCO2, г/(кВт·ч) Motorpal DOP 119S534 0 78,04 310,53 247,26 9,698 907,53 796,72 2 78,028 310,49 247,3 9,555 920,17 796,84 4 78,044 310,55 247,25 9,508 926,73 796,68 6 78,055 310,59 247,21 9,527 924,13 796,57 8 78,077 310,68 247,14 9,66 912,47 796,34 10 77,954 310,19 247,53 9,955 887,95 797,6 НЗТА 145.1112110 0 73,064 290,73 264,1 27,12 436,61 850,98 2 73,229 291,67 263,25 26,44 445,93 848,26 4 73,435 292,21 262,76 26,14 450,79 846,68 6 73,459 292,3 262,68 26,01 451,16 846,41 8 73,196 291,26 263,62 26,82 441,61 849,45 10 72,962 290,33 264,47 27,58 434,45 852,17 Результаты расчетных исследований, представленные в табл. 7 и на рис. 3, свидетельствуют о заметном влиянии расположения форсунок на показатели дизеля. При этом менее выраженная зависимость этих показателей от расположения форсунки отмечена при установке распылителей Motorpal, выполненных с выходом распыливающих отверстий на конус седла иглы форсунки и обеспечивающих лучшее качество распыливания топлива и смесеобразования. Таким образом, оптимизация расположения форсунок относительно оси КС более актуальна для распылителей, обеспечивающих худшее качество распыливания топлива и смесеобразования (в данном случае - распылителей НЗТА). Следует отметить, что при использовании обоих типов распылителей наилучшее сочетание показателей соответствует не центральному расположению форсунок в КС (Δlф = 0), а их смещению относительно оси КС Δlф = 4…6 мм. Это объясняется наиболее благоприятным сочетанием формы КС, геометрии струй распыливаемого топлива и вихревого движения воздуха в КС при таком расположении форсунок. Наихудшее сочетание показателей соответствует штатному расположению форсунок в исследуемом дизеле (Δlф = 10 мм). Оценка влияния расположения форсунок на показатели дизеля проведена не только при его работе на ДТ, но и при использовании смеси 80% ДТ и 20% РМ. Для этого рассчитаны показатели дизеля Д-245.12С с распылителями Motorpal, работающего на указанных топливах при различных смещения форсунки Δlф относительно оси КС в диапазоне от 0 до 10 мм. Результаты расчетов представлены на рис. 3, в. Они свидетельствуют о том, что при работе на ДТ наилучшее сочетание показателей исследуемого дизеля соответствует смещению форсунок Δlф = 4…6 мм, а при работе на смеси 80% ДТ и 20% РМ - смещению Δlф = 2…3 мм. Это объясняется тем, что при работе на более тяжелом смесевом топливе длина топливных струй увеличивается, что приводит к увеличению количества топлива, попадающего на стенки КС, и доли пленочного смесеобразования. Поэтому при работе на смеси ДТ и РМ для увеличения доли объемного смесеобразования, улучшения показателей топливной экономичности дизеля и токсичности ОГ желательно сместить форсунки ближе к оси КС, т.е. уменьшить величину Δlф. Полученные результаты свидетельствуют о целесообразности оптимизации смещения форсунок относительно оси КС при использовании различных распылителей и работе дизеля на различных топливах. Но эти данные не позволяют выдать однозначных рекомендаций по расположению форсунок, поскольку рассматриваемые показатели дизеля находятся в сложной противоречивой зависимости от параметра Δlф. Поэтому для определения целесообразного расположения форсунок необходимо использование методов оптимизации. Для решения задачи оптимизации расположения форсунок в КС дизеля типа Д-245.12С использован метод свертки, при котором частные критерии оптимальности сводятся к обобщенному мультипликативному критерию. В качестве частных критериев оптимальности выбраны удельный эффективный расход топлива gе и показатели токсичности ОГ. Основные токсичные компоненты ОГ дизелей - сажа С и оксиды азота NOх [14, 19]. Их доля в суммарных токсичных выбросах дизелей составляет более 30-80% по массе и более 60-95% по эквивалентной токсичности. В предлагаемой методике оптимизации они приняты в качестве частных критериев оптимальности, характеризующих токсичность ОГ. Поскольку удельный эффективный расход топлива gе, дымность ОГ Kх и содержание в ОГ оксидов азота СNOx имеют различные размерности, то при оптимизации расположения форсунок в КС использованы приведенные (относительные безразмерные) значения этих параметров, определяемые как: ; (1) ; (2) , (3) где gе i, Кx i, СNOx i - удельный эффективный расход топлива, дымность ОГ и содержание в ОГ оксидов азота при рассматриваемом смещении форсунки Δlф ; gе 0, Кx 0, СNOx 0 - соответствующие параметры дизеля при нулевом смещении форсунки (Δlф = 0). В предлагаемой методике оптимизации значимость частных критериев оптимальности принята одинаковой, поэтому с учетом выражений (1)-(3) задача оптимизации расположения форсунок в КС дизеля сводится к нахождению обобщенного мультипликативного критерия оптимальности (обобщенной целевой функции) в виде: . (4) Оптимизация расположения форсунок в КС дизеля типа Д-245.12С с использованием выражений (1)-(4) проведена путем изменения величины смещения форсунок Δlф от 0 до 10 мм и вычисления в каждой узловой точке (при величине Δlф, равной 0; 2; 4; 6; 8 и 10 мм) значений обобщенной целевой функции Фо. Ее минимальное значение соответствует оптимальному смещению форсунки относительно оси КС. С использованием описанной методики и расчетных данных по дизелю типа Д-245.12С, представленных на рис. 3 и в табл. 7, проведена оптимизация параметра Δlф, результаты которой приведены в табл. 8. Таблица 8 Оптимизация параметра Dlф дизеля Д-245.12С с распылителями НЗТА, работающего на ДТ на номинальном режиме Смещение форсунки Dlф, мм ge, г/(кВт·ч) ge пр Kx, % (Хартридж) Kx пр CNOx, ppm CNОx пр Фo 0 264,1 1 27,12 1 436,61 1 1 2 263,25 0,9968 26,443 0,975 445,93 1,0213 0,9926 4 262,76 0,9949 26,135 0,9637 450,79 1,0325 0,9899 6 262,68 0,9946 26,006 0,9589 451,16 1,0333 0,9855 8 263,62 0,9982 26,817 0,9888 441,61 1,0115 0,9984 10 264,47 1,0014 27,579 1,0169 434,45 0,9951 1,0133 Полученные результаты свидетельствуют о том, что в дизеле Д-245.12С с распылителями НЗТА, работающем на ДТ на номинальном режиме, оптимальное в соответствии с выражением (4) смещение форсунки Dlф = 6 мм. При таком смещении достигается минимум обобщенной целевой функции Фo = 0,9855. Такое же оптимальное смещение форсунки (Dlф = 6 мм) получено и для дизеля Д-245.12С с распылителями Motorpal при работе на ДТ (при этом использованы данные рис. 3, а). При переводе такого дизеля на смесь 80% ДТ и 20% РМ оптимальное смещение форсунки уменьшается до Dlф = 2 мм. Это уменьшение при работе на более тяжелом смесевом топливе объясняется увеличением длины топливных струй и доли пленочного смесеобразования. Поэтому при работе дизеля на утяжеленных биотопливах для увеличения доли объемного смесеобразования, улучшения показателей топливной экономичности дизеля и токсичности ОГ желательно сместить форсунки ближе к оси КС, т.е. уменьшить величину Δlф. На основе полученных результатов оптимизации расположения форсунок в дизеле Д-245.12С, работающем на ДТ и на смеси 80% ДТ и 20% РМ, можно предположить, что при переводе этого дизеля на чистое РМ оптимальным будет центральное расположение форсунок, т.е. оптимальное смещение форсунок относительно оси КС составит Δlф = 0. Представленные результаты расчетов подтверждают влияние исследованных конструкционных факторов на показатели дизеля, работающего на рассматриваемом смесевом биотопливе. Показана необходимость оптимизации формы камеры сгорания и расположения форсунок в ней, а также возможность улучшения показателей топливной экономичности дизеля и токсичности ОГ при такой оптимизации.

About the authors

V. A Markov

N.E. Bauman Moscow State Technical University

Email: markov@power.bmstu.ru

A. S Kuleshov

N.E. Bauman Moscow State Technical University

V. N Afanasyev

N.E. Bauman Moscow State Technical University

References

Supplementary files