Study of the diesel engine working process during its operation with a fuel injection pressure of 300 MPa

Full Text

Введение Дизели довольно широко используются в качестве энергетических установок транспортных средств, сельскохозяйственных и строительных машин. Для снижения содержания токсичных веществ в отработавших газах (ОГ) двигателей применяют три основные группы решений: - совершенствование конструкции; - установка систем рециркуляции [1] и нейтрализации отработавших газов; - биотоплива и присади к смазочным материалам [2-4]. Совершенствование конструкции двигателя связано с улучшением топливной системы, выбором геометрии камеры сгорания (КС), повышением давление наддува рк. Снижение оксидов азота NOx и сопутствующее этому увеличение дисперсных частиц в ОГ определяются ростом количества рециркулируемых газов, повышением давлений впрыскивания топлива и рк [5-7]. Для более качественной очистки ОГ используют системы селективной каталитической нейтрализации (SCR) и фильтры дисперсных частиц (DPF). Комбинируют эти решения для достижения количеств выбросов в соответствии со все более строгими стандартами [7]. С применением турбонаддува мощность двигателя увеличивается, а удельный эффективный расход топлива снижается. Тем не менее, его главный недостаток - высокая теплонапряженность деталей двигателя, увеличение стоимости дизеля и затрат на его техническое обслуживание. Кроме того, конструкция двигателя также в значительной степени определяет максимальное значение давления наддува. Форма КС усиливает скорости турбулентного перемешивания при подходе поршня к верхней мертвой точке (ВМТ) [8]. Кроме того, турбулентное движение в камере сгорания усиливает перемешивание топлива и воздуха, уменьшается длительность периода задержки воспламенения [9, 10]. Основные тенденции развития аккумуляторной топливной системы (АТС) типа Common Rail: повышение давления впрыскивания [6, 11, 12]; обеспечение многократного впрыскивания с управлением передним фронтом характеристики впрыскивания [13, 14]; организация распределения топлива в камере сгорания [15, 16]; обеспечение многотопливности двигателя [17-20]. Процесс топливоподачи во многом определяется длительностью управляющего импульса [13, 15] и давлением в топливном аккумуляторе [6, 21, 22]. Он также зависит от волновых явлений в линии высокого давления, которые оказывают существенное влияние при многократном впрыскивании [23-25]. За прошедшие годы максимальное давление систем впрыскивания увеличились с 80 до 250 МПа. Для следующего поколения АТС оно может достигнуть 300-400 МПа [21, 26, 27]. Повышение давления впрыскивания с уменьшением диаметра распыливающих отверстий и изменение параметров КС способствуют снижению удельного расхода топлива до 4 % [8, 9]. Сочетание турбонаддува и повышения давления впрыскивания топлива АТС способствует улучшению характеристик двигателя. Показано, что в условиях низкого и среднего давления впрыскивания при увеличении давления наддува плотность, температура и давление воздуха в цилиндре увеличиваются. Это существенно влияет на характеристики впрыскивания топлива [28-30]. Цель исследований Оценка влияния геометрических параметров КС и давления наддува pк на показатели дизеля при применении сверхвысокого давления впрыскивания 300 МПа. Соотношения диаметра камеры сгорания Dкс к ее глубине hкс подбирались таким образом, чтобы обеспечить неизменную величину степени сжатия ε = 15,4 дизеля 1ЧН 12/13. Диаметр каждого из восьми распыливающих отверстий электрогидравлической форсунки составлял 0,1 мм. Исследование проводилось с помощью программного обеспечения AVL Fire, разработанного австрийской фирмой AVL Ltd. Полученные результаты представляют интерес для поиска путей дальнейшего улучшения показателей двигателя. Материалы и методы Модель сгорания ECFM-3Z была разработана компанией GSM (Groupement Scientifque Moteurs) для расчета воспламенения дизельного топлива. Она описывает распространение фронта пламени и смесеобразование, что позволяет моделировать турбулентное пламя и диффузионное горение [31]. В модели выделено три зоны: топливо, топливовоздушная смесь и воздух (рис. 1). Рис. 1. Зоны модели ECFM-3Z: A - воздух и рециркулируемые газы (при наличии РОГ); F - топливо; M - топливовоздушная смесь; u - несгоревшие газы; b - сгоревшие газы Fig. 1. Zones of the ECFM-3Z model: A - air and recirculated gases (if EGR is present); F - fuel, M - air-fuel mixture; u - unburned gases; b - burnt gases Механизм образования оксида азота NO рассчитывается по механизму, описанному Б.Я. Зельдовичем [31]. Образование сажи рассчитывается по кинетической модели. Другие модели, используемые AVL Fire, представлены в табл. 1. Исходные данные для расчета дизеля 1ЧН 12/13 приведены в табл. 2 и 3. Схема моделируемой КС с задаваемыми параметрами Dкс и hкс показана на рис. 2. Значения диаметра и глубины камеры сгорания приведены в табл. 4. Рис. 2. Схема моделируемой камеры сгорания дизеля 1ЧН 12/13: 1 - распылитель; 2 - струя впрыскиваемого топлива; 3 - камера сгорания; 4 - стенка цилиндра; 5 - поршень Fig. 2. Diagram of a simulated combustion chamber of a 1ChN 12/13 diesel engine: 1 - sprayer; 2 - a stream of injected fuel; 3 - combustion chamber; 4 - cylinder wall; 5 - piston Задаваемая дифференциальная характеристика впрыскивания dq/dτ = f(τ) представлена на рис. 3. Она соответствует давлению в топливном аккумуляторе pак = 300 МПа и цикловой подачи топлива Qц = 60 мг. Рис. 3. Задаваемая дифференциальная характеристика впрыскивания (pак = 300 МПа; Qц = 60 мг) Fig. 3. Settable injection differential characteristic (pак = 300 MPa; Qц = 60 mg) Результаты исследования и обсуждение Проверка модели 3D AVL Fire Для проверки модели дизеля 1ЧН 12/13 (табл. 2 и 3), созданной в программе AVL Fire, проведено сравнение значений давления в цилиндре и скорости тепловыделения, полученных экспериментально и расчетно. Базовые параметры КС (рис. 2) были приняты: Dкс= 102 мм; hкс = 10,2 мм. Согласно результатам, полученным в МАДИ [32], при среднем эффективном давлении pe = 0,9 МПа, n = 1400 мин-1 и угле опережения впрыскивания на ϕо.вп. = 23° ПКВ до ВМТ наибольшее давление рmax в цилиндре дизеля 1ЧН 12/13 составляет 10,2 МПа, максимальная скорость тепловыделения (dQ/dϕ)max= = 48 Дж/°. Результаты сравнения между моделированием и экспериментом показаны на рис. 4. Из результатов видно, что средняя ошибка между моделированием и экспериментом меньше, чем 6 %. Это позволяет использовать созданную модель для оценки воздействия различных параметров на рабочий процесс дизеля. Влияние геометрических параметров камеры сгорания и давления наддува на характеристики струи впрыскиваемого топлива Все расчетные исследования проведены при частоте вращения коленчатого вала n = 1400 мин-1, давлении в топливном аккумуляторе pак = 300 МПа и давлениях при изменении рк от 0,15 до 0,45 МПа с шагом изменения 0,1 МПа. Моделирование проводилось при изменении Dкс/hкс от 3,4 до 10 при ε = 15,4. Это соответствовало изменению Dкс от 67 до 100 мм. На рис. 5 и 6 показаны характеристики струй (топливо находится в жидкой фазе), где L - длина; ω - скорость; Θ - угол конуса. На начальном этапе впрыскивания (до 0,05 мс) рк и Dкс/hкс слабо влияют на процесс впрыскивания (рис. 5 и 6). После 0,1 мс на графиках L и ω наблюдаются колебания. Длина L ограничена испарением топлива и дальнейшим его движением в газообразном состоянии. При увеличении рк максимальные значения длины струи L и ее скорости ω уменьшаются (рис. 5). Давление рк определяет давление в цилиндре, которое при своем увеличении обеспечивает большее торможение струи. При этом возрастает число заторможенных капель на ее периферии и в оболочке, и ширина переднего фронта увеличивается - возрастает угол Θ. Величины L и Θ наиболее сильно изменяются при переходе с давления наддува 0,15 на 0,25 МПа. В случае перехода рк от 0,25 до 0,35 МПа отмеченные изменения не так существенны. При увеличении Dкс (Dкс/hкс) параметры струи (топливо находится в жидкой фазе) мало изменяются (рис. 6). Причина в том, что давление в КС и давление впрыскивания не зависят от Dкс/hкс (т.к. рак, рк и ε остаются неизменными). В условиях высокого наддува (рк = 0,45 МПа) струя быстрее тормозится, а скорость смесеобразования повышается. Величина Dкс/hкс влияет на отмеченные колебания L и ω. С увеличением диаметра КС их максимальный размах повышается, притом, что с ростом рк снижается (рис. 5). В реальности, поскольку с изменением Dкс/hкс меняется угол наклона оси распыливающего отверстия относительно оси распылителя, при неизменной толщине стенки мыска распылителя изменяется длина его канала. Это влияет на возмущения, происходящие в потоке топлива, и воздействует на параметры струи. Максимальная скорость струи ω во всех случаях (рис. 5 и 6) превышает скорость звука. Влияние геометрических параметров камеры сгорания и давления наддува на характеристики процесса сгорания На рис. 7-10 показаны зависимости коэффициента избытка воздуха α, максимальных значений давления рmax и температуры Тmax цикла, максимальной скорости повышения давления (dр/dϕ)max от величин Dкс/hкс и рк. При сохранении цикловой подачи топлива (Qц = 60 мг) с повышением рк существенно увеличивается коэффициент избытка воздуха α (из-за увеличения количества воздуха, поступающего в цилиндр) и максимальное давление цикла рmax (рис. 8), определяемое ростом давления рс в конце процесса сжатия. Значение α увеличилось в 2,84 раза, а рmax- в 2,1 раза при увеличении давления наддува с 0,15 до 0,45 МПа (рис. 7). Соотношение Dкс/hкс не оказывает влияния на α и слабо воздействует на рmax (рис. 7 и 8), т.к. величина ε не меняется. Поскольку повышение рк положительно сказывается на скорости смесеобразования (максимальное значение L уменьшается, рис. 5), то (dр/dϕ)max и Тmax снижаются (рис. 9 и 10). Так, при Dкс/hкс = 10 переход с давления наддува 0,15 на 0,45 МПа обеспечил падение (dр/dϕ)max на 38 % и Тmax на 9 %. Уменьшение (dр/dϕ)max оказано положительное влияние на выбросы NOx и шум от рабочего процесса дизеля. Рост рк более значимо влияет на (dр/dϕ)max, чем на Тmax. По мере увеличения рк, особенно выше 0,35 МПа, его роль в снижении (dр/dϕ)max и Тmax ослабевает. Наиболее высокие значения (dр/dϕ)max и Тmax достигаются при наименьшем диаметре КС (рис. 9 и 10) с наибольшей ее глубиной (Dкс/hкс = 3,4), что связано с попаданием большего количества топлива на стенку цилиндра до момента самовоспламенения. Исключение по Тmax составляет только рк = 0,15 МПа. По мере удаления стенки КС от мыска распылителя (увеличения Dкс) величина (dр/dϕ)max уменьшается, а затем, при малых значениях наддува (0,15 и 0,25 МПа), не меняется. При рк = 0,45 МПа наблюдается устойчивое снижение (dр/dϕ)max с увеличением Dкс, оно составило 13 % при изменении Dкс/hкс от 3,4 до 10. Также значимым было снижение (dр/dϕ)max прирк = 0,25 МПа в диапазоне значений Dкс/hкс от 3,4 до 5,6-12,5 %. Для объяснения результатов, представленных на рис. 9 и 10, построены характеристики скорости тепловыделения (рис. 11) и распределения температуры в объеме над поршнем (рис. 12) при разных диаметрах КС. Известно, что на струю топлива оказывают влияние следующие факторы: - повышение рак (давления впрыскивания) увеличивает энергию (скорость) движения струи. В случае проведенного исследования она не влияет, т.к. рак поддерживался постоянным; - повышение pк и степени сжатия ε приводит к торможению струи (увеличению ширины ее переднего фронта) и образованию большего числа заторможенных капель на ее периферии и в ее оболочке: рак определяет энергию движения, а рк определяет энергию торможения струи; - повышение pк увеличивает температуру рабочего тела в цилиндре, и струя быстрее прогревается и воспламеняется; - чем больше диаметр камеры сгорания, тем длиннее путь струи и больше времени для ее прогрева, воспламенения и сгорания в объеме. На рис. 12 видно, что при pк = 0,15 МПа струя быстрее достигает стенки КС. Больше топлива попадает на стенку КС. Это топливо медленнее (видно по началу характеристик скорости тепловыделения на рис. 11) прогревается, испаряется с поверхности стенки КС, воспламеняется и горит вблизи нее. Процесс тепловыделения затягивается - это видно по концу характеристик скорости тепловыделения. При pк = 0,25 МПа больше топлива воспламеняется при движении струи, так как капли быстрее прогреваются и теряют скорость. В результате меньше (по сравнению с pк = 0,15 МПа) топлива попадает на стенки КС (рис. 12) и они получают больше тепла от уже горящего топлива в объеме. Капли на стенке КС быстрее испаряются и воспламеняются (более резкое начало тепловыделения, рис. 11). Однако длительность сгорания еще достаточно велика, хотя и значительно меньше, чем при pк = 0,15 МПа. С дальнейшим повышением pк от 0,35 до 0,45 МПа больше топлива прогревается и воспламеняется в объеме и мало топлива попадает на стенку КС (рис. 12) - сгорание происходит быстрее: более резко начинается и быстрее завершается (рис. 11). Таким образом, давление рк выступает как средство перераспределения количество топлива, сгорающего в струе (объемное смесеобразование) и вблизи стенки КС (пристеночное смесеобразование). С повышением рк увеличивается доля топлива, сгорающего в начале процесса сгорания в условиях объемного смесеобразования, при этом в конце процесса сгорания большая концентрация топлива находится у стенки КС. С повышением диаметра Dкс путь струи возрастает и больше требуется времени для ее прогрева, воспламенения и сгорания. Меньше топлива попадает на стенку и больше сгорает в условиях объемного смесеобразования, что особенно хорошо видно на примере малого давления наддува (pк = 0,15 МПа) при сопоставлении кривых тепловыделения для диаметров 67 и 100 мм (рис. 11). Взаиное изменение Dкс и hкс сильно влияет на форму и движение горящего облака в середине и в конце сгорания. Экономические и технические показатели Повышение давления наддува при всех Dкс/hкс увеличивает индикаторную мощность Ni и снижает удельный индикаторный расход топлива gi, так как при одинаковой цикловой подаче увеличение рк приводит к росту максимального давления цикла, что при постоянстве рабочего хода приводит к большей работе расширения в заданном рабочем объеме (рис. 13 и 14). С ростом Dкс/hкс сокращается задержка воспламенения (из-за увеличения доли объемного смесеобразования) и увеличивается количество тепла, отдаваемого в стенки КС. С другой стороны, сгорание происходит быстрее с обеспечением большей работы расширения. Наличие этих двух факторов определяют наличие перегибов в зависимостях Ni и gi от Dкс/hкс. (присутствие оптимального значения Dкс/hкс). С повышением рк процесс тепловыделения начинается раньше (рис. 11) и большее количество топлива сгорает в объеме КС. В результате оптимальное значение Dкс/hкс смещается в сторону больших значений, а диапазон изменения Ni и gi становится больше (рис. 13 и 14). При этом для 0,35 и 0,45 МПа характер изменения Ni и gi отличается. Характеристики выбросов Изменение содержания токсичных веществ и сажи в отработавших газах дизеля при изменении рк и Dкс/hкс показано на рис. 15. Причина снижения Tmах и NOx с ростом рк - это уменьшение времени задержки воспламенения. Другая причина: увеличение рк способствует увеличению массы рабочего тела, что приводит к росту α, снижению Tmах (рис. 10) и NOx (рис. 15). При высоком наддуве геометрия КС мало влияет на NOx, а при малом наддуве имеет смысл подбирать ее геометрию для сокращения выбросов оксидов азота. С повышением pк больше топлива концентрируется в меньшем объеме: плотность топлива в объеме струи повышается, а сама струя испытывает большее сопротивление движению. В результате меньше используется воздуха: облако горящего топлива (рис. 12) к концу сгорания меньше в размерах, что особенно хорошо видно на примере Dкс = 90 мм. Это приводит к росту оксида углерода СО, углеводородов СН и сажи (рис. 15). Заключение Проведено расчетное исследование совместного влияния геометрических параметров камеры сгорания Dкс/hкс и давления наддува рк на рабочий процесс дизеля при сверхвысоком давлении впрыскивания 300 МПа. 1. На начальном этапе впрыскивания (до 0,05 мс) с давлением 300 МПа величины рк и Dкс/hкс слабо влияют на процесс впрыскивания. После 0,1 мс на графиках L и ω наблюдаются значимые изменения. Величины L и Θ наиболее сильно изменяются при переходе с давления наддува 0,15 на 0,25 МПа. В случае перехода рк от 0,25 до 0,35 МПа отмеченные изменения не так существенны. 2. Давление наддува рк - средство перераспределения количества топлива, сгорающего в струе и вблизи стенки КС. С повышением рк увеличивается доля топлива, сгорающего в начале процесса сгорания в условиях объемного смесеобразования, при этом в конце процесса сгорания большая концентрация топлива находится у стенки КС. 3. По мере удаления стенки КС от мыска распылителя (увеличения Dкс) величина (dр/dϕ)max уменьшается, а затем, при малых значениях наддува (0,15 и 0, 25 МПа) не меняется. При рк = 0,45 МПа наблюдается устойчивое снижение (dр/dϕ)max с увеличением Dкс; оно составило 13 % при изменении Dкс/hкс от 3,4 до 10. Также значимым было снижение (dр/dϕ)max при рк = 0,25 МПа в диапазоне значений Dкс/hкс от 3,4 до 5,6-12,5 %. Таблица 1 Модели AVL Fire, применяемые при расчете рабочего процесса дизеля 1ЧН 12/13 Table 1. AVL Fire models used in calculating the working process of a diesel engine 1ChN 12/13 Объект моделирования Значение Струя топлива Wave Взаимодействие струи впрыскиваемого топлива со стенкой камеры сгорания Walljet1 Испарение капель топлива Dukowicz Турбулизация заряда k-zeta-f Воспламенение топлива Auto-ignition Таблица 2 Параметры дизеля 1ЧН 12/13 Table 2. 1CHN 12/13 diesel engine parameters Параметр Размерность Значение Рабочий объем цилиндра Vh л 1,47 Степень сжатия ε 15,4 Длина шатуна lш мм 224 Количество клапанов на цилиндр шт. 4 Количество распыливающих отверстий шт. 8 Диаметр распыливающего отверстия мм 0,1 Таблица 3 Параметры режима работы дизеля 1ЧН 12/13 Table 3. Parameters of 1CHN 12/13 diesel engine operating mode Параметр Размерность Значение Температура воздуха во впускном трубопроводе К 307,00 Температура головки цилиндров К 550,15 Температура верхней части поршня К 575,15 Температура впрыскивания топлива К 330,15 Температура стенки цилиндра К 475,15 Таблица 4 Значения диаметра и глубины камеры сгорания в модели Table 4. The values of the diameter and depth of the combustion chamber in the model Вариант Dкс (мм) hкс (мм) Тm Sкс 1 67 19,8 16,0 73,4 2 74 16,4 13,0 74,5 3 80 14,4 10,1 79,6 4 90 11,5 8,0 88,1 5 100 10,0 4,6 98,0 Рис. 4. Сравнение расчетных и экспериментальных значений давления p в цилиндре дизеля 1ЧН 12/13 и скорости тепловыделения dQ/dϕ (pe = 0,9 МПа; n = 1400 мин-1, ϕо.вп. = 23о ПКВ до ВМТ) Fig. 4. Comparison of the calculated and experimental values of pressure p in the cylinder of a 1ChN 12/13 diesel engine and the rate of heat release dQ/dϕ (pe = 0,9 MPa; n = 1400 min-1, ϕо.вп. = 23о TC(PKV) до TDC) Рис. 5. Влияние давления наддува на характеристики струи дизеля 1ЧН 12/13: n = 1400 мин-1; рак = 300 МПа; Qц = 60 мг; Dкс = 100 мм Fig. 5. Influence of boost pressure on the characteristics of the 1ChN 12/13 diesel engine jet: n = 1400 min-1; рак = 300 MPa; Qц = 60 mg; Dкс = 100 mm Рис. 6. Влияние геометрии камеры сгорания на характеристики струи дизеля 1ЧН 12/13: n = 1400 мин-1; рак = 300 МПа; Qц = 60 мг; рк = 0,15 МПа Fig. 6. Influence of the geometry of the combustion chamber on the characteristics of the 1ChN 12/13 diesel engine jet: n = 1400 min-1; рак = 300 MPa; Qц = 60 mg; рк = 0,15 MPa Рис. 7. Зависимость α от изменения рк и Dкс/hкс (рак = 300 МПа) Fig. 7. Dependence of α on changing of рк and Dкс/hкс (рак = 300 MPa) Рис. 9. Зависимость (dр/dϕ)max от изменения рк и Dкс/hкс (рак = 300 МПа) Fig. 9. Dependence of (dр/dϕ)max on changing of рк and Dкс/hкс (рак = 300 MPa) Рис. 8. Зависимость рmax от изменения рк и Dкс/hкс (рак = 300 МПа) Fig. 8. Dependence of рmax on changing of рк and Dкс/hкс (рак = 300 MPa) Рис. 10. Зависимость Тmax от изменения рк и Dкс/hкс (рак = 300 МПа) Fig. 10. Dependence of Тmax on changing of рк and Dкс/hкс (рак = 300 MPa) Рис. 11. Характеристики скорости тепловыделения при изменении диаметра камеры сгорания Dкс и давления наддува рк Fig. 11. Characteristics of the rate of heat release with a change in the diameter of the combustion chamber Dкс and boost pressure рк Рис. 12. Распределение температуры в объеме над поршнем Fig. 12. Temperature distribution in the volume above the piston Рис. 12. Продолжение The ending of Fig. 12 Рис. 13. Зависимость gi от изменения рк и Dкс/hкс Fig. 13. Dependence of gi on changing of рк and Dкс/hкс Рис. 14. Зависимость Ni от изменения рк и Dкс/hкс Fig. 14. Dependence of Ni on changing of рк и Dкс/hкс Рис. 15. Изменение содержания токсичных веществ и сажи в отработавших газах дизеля при изменении рк и Dкс/hкс Fig. 15. Change in the content of toxic substances and soot in the exhaust gases of a diesel engine with a change in рк and Dкс/hкс

About the authors

Nguyen Thin Quynh

Moscow Automobile And Road Construction State Technical University (MADI)

Email: a.u.dunin@yandex.ru
Moscow, Russia

A. Y Dunin

Moscow Automobile And Road Construction State Technical University (MADI)

Email: a.u.dunin@yandex.ru
PhD in Engineering Moscow, Russia

References

Supplementary files