Обоснование методов определения эффективности применения альтернативных топлив в автотракторных дизелях

Полный текст

Введение

На данный момент значительно увеличилось применение смесевого топлива (СТ) в тракторных дизелях. В свою очередь, основными компонентами СТ являются традиционное дизельное топливо (ДТ) и жидкие альтернативные топлива, например, растительные масла. В качестве растительных масел в основном применяют соевое, сурепное, редьковое, рыжиковое, льняное, горчичное, сафлоровое, соевое и другие [1].

Работа дизеля на СТ по сравнению с другими способами подачи альтернативных топлив обладает рядом преимуществ – таких, как отсутствие необходимости внесения конструктивных изменений в систему питания и значительных изменений исходных регулировок по цикловой подаче, углу опережения впрыскивания топлива и др. Это объясняется тем, что подбором состава СТ можно обеспечить свойства суммарного топлива, близкие к свойствам нефтяного ДТ [2].

В исследованиях [3−6], проведенных ранее, были определены зависимости параметров рабочего цикла дизеля от доли содержания растительного компонента в СТ без изменения исходных регулировок системы питания, а следовательно, без соблюдения закона ввода теплоты в цилиндры дизеля.

Таким образом, в данных исследованиях было установлено снижение индикаторного и эффективного КПД дизеля, а также среднего эффективного давления, увеличение индикаторного и эффективного удельного расходов топлива, снижение эффективной и индикаторной мощности и крутящего момента, увеличение часового расхода топлива, а также изменение плотности заряда на впуске, коэффициента наполнения цилиндров дизеля, часового расхода воздуха и температуры отработавших газов.

Однако, определение параметров рабочего цикла тракторного дизеля при его работе на СТ с соблюдением закона ввода теплоты, основывающееся на изменении исходных регулировок системы питания, представляет научный интерес.

В связи с этим целью настоящей работы является определение эффективности применения жидких альтернативных топлив в автотракторных дизелях. Научная новизна заключается в определении количественных показателей параметров рабочего цикла дизеля в зависимости от состава СТ. Для достижения поставленной цели необходимо было решить несколько задач. Во-первых, выявить взаимосвязь между параметрами рабочего цикла дизеля. Во-вторых, определить количественные зависимости между составом СТ и параметрами рабочего цикла дизеля. В-третьих, экспериментально подтвердить полученные зависимости.

Методы исследования

Согласно действующему ГОСТ [7] при переводе дизеля с одного вида топлива на другой необходимо, чтобы зависимости номинальной мощности и крутящего момента от частоты вращения коленчатого вала n и нагрузки p_e соответствовали работе дизеля на товарном ДТ: $N_e^{ДТ}=N_e^{СТ}$ и $M_{кр}^{ДТ}=M_{кр}^{СТ}$, соответственно.

Следовательно, выражения для определения  и  при работе дизеля как на СТ, так и на товарном ДТ выглядят следующим образом:

$N_e^{ДТ}=N_e^{СТ}= p_e·n·\left(\frac{V_{л}}{30·t}\right)$ , (1)

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

где p_e − среднее эффективное давление, МПа; V_л − литраж дизеля, л; n − частота вращения коленчатого вала дизеля, мин^-1; t − тактность дизеля.

Анализ выражений (1) и (2) с учетом требований [7] свидетельствует о том, что, применяя СТ в дизеле, необходимо, чтобы значение p_e  на разных n соответствовало значениям при работе дизеля на товарном ДТ: $p_e^{ДТ}=p_e^{СТ}$ . Таким образом удастся добиться соблюдения нагрузочного и скоростного режимов работы дизеля, установленных заводом-изготовителем. Такие показатели, как V_л и t, зависят от конструктивно-технологических параметров рассматриваемого дизеля и не зависят от моторных свойств применяемого топлива, а n является величиной задаваемой.

Таким образом, p_e при работе дизеля как на ДТ, так и на СТ определится согласно выражения:

$p_e^{ДТ}=p_e^{СТ}=p_i^{ДТ}-p_{мп}=p_i^{СТ}-p_{мп}$, (3)

где p_i − среднее индикаторное давление, МПа; p_мп − среднее давление механических потерь, МПа.

Зависимость среднего давления механических потерь напрямую связана со скоростным режимом дизеля и не зависит от рода применяемого топлива [8, 9].

Анализ выражения (3) показал, что для соблюдения нагрузочного и скоростного режимов работы дизеля, установленных заводом-изготовителем, необходимо, чтобы $p_i^{ДТ}=p_i^{СТ}$.

В свою очередь, выражение для определения среднего индикаторного давления:

$p_i^{ДТ}=p_i^{СТ}=\frac{{\eta }_i^{ДТ}·{Н}_{и}^{ДТ}·p_{К}^{ДТ}·{\eta }_v^{ДТ}}{l_{о}^{ДТ}·{\alpha }^{ДТ}}=\frac{{\eta }_i^{СТ}·{Н}_{и}^{СТ}·p_{К}^{СТ}·{\eta }_v^{СТ}}{l_{о}^{СТ}·{\alpha }^{СТ}}$, (4)

где ${\eta }_i^{ДТ}, {\eta }_i^{СТ}$ − индикаторный КПД дизеля при его работе на ДТ и СТ; ${Н}_{и}^{ДТ}, {Н}_{и}^{СТ}$ − низшая расчетная удельная теплота сгорания ДТ и СТ, МДж/кг; $p_{К}^{ДТ}, p_{К}^{СТ}$ − плотность воздуха во впускном коллекторе дизеля при его работе на ДТ и СТ, кг/м³; ${\eta }_v^{ДТ}, {\eta }_v^{СТ}$ − коэффициент наполнения цилиндров дизеля; $l_{о}^{ДТ}, l_{о}^{СТ}$ − теоретически необходимое количество воздуха для полного сгорания 1 кг ДТ и СТ, кг возд./кг топл.; ${\alpha }^{ДТ}, {\alpha }^{СТ}$ − коэффициент избытка воздуха при работе дизеля на ДТ и СТ.

После преобразования выражения (4) получим соответствующие зависимости:

$\frac{p_i^{ДТ}}{p_i^{СТ}}=\frac{{\eta }_i^{ДТ}·{Н}_{и}^{ДТ}·p_{К}^{ДТ}·{\eta }_v^{ДТ}·l_{о}^{ДТ}·{\alpha }^{ДТ}}{{\eta }_i^{СТ}·{Н}_{и}^{СТ}·p_{К}^{СТ}·{\eta }_v^{СТ}·l_{о}^{СТ}·{\alpha }^{СТ}}$. (5)

Уравнение (5) свидетельствует о том, что, применяя СТ, необходимо, чтобы количество теплоты, вносимой с топливом в дизель, а также степень ее использования в действительном цикле для получения полезной работы соответствовали показателям работы дизеля на товарном ДТ [10−15]. Достичь этого можно увеличением цикловой подачи СТ при условии, что площади индикаторных диаграмм будут равны как при работе дизеля на ДТ, так и на СТ [14, 15]. Для этого требуется перерегулировка топливной аппаратуры и изменение угла впрыска топлива [13−15]. Необходимый коэффициент увеличения цикловой подачи СТ найдется:

$∆q_{ц}^{СТ}=\frac{H_{и}^{ДТ}}{H_{и}^{СТ}}$. (6)

Выражение (6) показывает, во сколько раз изменится цикловая подача СТ по отношению к подаче чистого ДТ при соблюдении равенства поданного количества теплоты в цилиндр дизеля. Отсюда следует, что, с увеличением цикловой подачи изменится и количество воздуха, участвующего в сгорании топлива, а следовательно, и степень использования в действительном цикле теплоты поданного СТ для получения полезной работы.

В связи с вышесказанным, после преобразований выражения (5), получим:

$\frac{{\eta }_i^{ДТ}}{{\alpha }^{ДТ}}=\left(\frac{{Н}_{и}^{СТ}}{{Н}_{и}^{ДТ}}·\frac{l_{о}^{ДТ}}{l_{о}^{СТ}}·\frac{p_{К}^{СТ}}{p_{К}^{ДТ}}·\frac{{\eta }_v^{СТ}}{{\eta }_v^{ДТ}}\frac{p_i^{ДТ}}{p_i^{СТ}}\right)\frac{{\eta }_i^{СТ}}{{\alpha }^{СТ}}$. (7)

С учетом выражений (5), (6) окончательно получим:

$\frac{{\eta }_i^{ДТ}}{{\alpha }^{ДТ}}=\left(\frac{{Н}_{и}^{СТ}}{{Н}_{и}^{ДТ}}·\frac{l_{о}^{ДТ}}{l_{о}^{СТ}}·\right)\frac{{\eta }_i^{СТ}}{{\alpha }^{СТ}}$. (8)

Анализ выражения (8) показал, что $\frac{{\eta }_i^{ДТ}}{{\alpha }^{ДТ}}$ для ДТ выше, чем для СТ, на соответствующую величину. Для разных составов и компонентов СТ можно определить зависимости, представленные на рис. 1 в виде номограммы. H_i и $l_o$ для ДТ и СТ определяли согласно выражениям и формулам в исследованиях, проведенных ранее [14, 15].

При использовании представленной номограммы (рис. 1) можно определить степень изменения $\frac{{\eta }_i^{СТ}}{{\alpha }^{СТ}}$ в зависимости от $\frac{{\eta }_i^{ДТ}}{{\alpha }^{ДТ}}$ для любого дизеля при работе на любом СТ, имеющем различный компонентный состав. Так, на рис. 1 видно, что с уменьшением доли ДТ в СТ наблюдается уменьшение значения $\frac{{\eta }_i^{СТ}}{{\alpha }^{СТ}}$ по сравнению с $\frac{{\eta }_i^{ДТ}}{{\alpha }^{ДТ}}$ , и на чистом РМ достигает 5,7%. Данное обстоятельство свидетельствует о том, что, если соблюдать закон ввода теплоты в цилиндры дизеля, представленный зависимостями (7) и (8), то не удастся добиться величины индикаторных показателей работы дизеля, аналогичных работе на чистом ДТ.

 

Рис. 1. Номограмма определения $\frac{H_{и}^{СТ}}{H_{и}^{ДТ}}·\frac{l_{о}^{ДТ}}{l_{о}^{СТ}}$ от количества ДТ в СТ для разного компонентного состава: РМ – рапсовое масло, ПМ – подсолнечное масло, МЭРМ – метиловый эфир рапсового масла, ЭЭРМ – этиловый эфир рапсового масла

Fig. 1. Definition nomogram of $\frac{H_{и}^{СТ}}{H_{и}^{ДТ}}·\frac{l_{о}^{ДТ}}{l_{о}^{СТ}}$ on the amount of diesel fuel in MF for different component composition: RO – rapeseed oil, SO - sunflower oil, MERO – rapeseed oil methyl ester, EERO – rapeseed oil ethyl ester

 

Результаты исследования

В ранее проведенных стендовых испытаниях тракторного дизеля Д-245.5С, размерностью 4ЧН 11,0/12,5 [14, 15], согласно ГОСТ [7], 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 на чистом ДТ. В результате были определены эффективные показатели указанного дизеля в зависимости от n и p_e. При проведении испытаний была произведена перерегулировка ТНВД путем изменения активного хода плунжера с целью увеличения $q_{ц}^{СТ}$ для компенсации снижения количества теплоты, вносимой с СТ в дизель, на величину, равную $∆q_{ц}^{СТ}$ [13−16]. При обработке экспериментальных данных абсолютная погрешность измерений, определенная согласно [7], составила 2%, что, в свою очередь, свидетельствует о достоверности полученных показателей [13−15].

После обработки полученных характеристик тракторного дизеля Д-245.5С были определены зависимости ${\eta }_i$ и $\frac{{\eta }_i}{\alpha }$ от $\alpha$, которые представлены на рис. 2.

 

Рис. 2. Зависимости индикаторного КПД  и отношения индикаторного КПД ${\eta }_i$ к коэффициенту избытка воздуха $\alpha \frac{{\eta }_i}{\alpha }$ : а – от частоты вращения коленчатого вала ; б – от нагрузки p_e при частотах вращения коленчатого вала n = 1800 мин ^-1  и n = 1400 мин ^-1 

Fig. 2. Dependences of the indicator efficiency and the ratio of the indicator efficiency to the excess air ratio $\alpha \frac{{\eta }_i}{\alpha }$   : а – from the crankshaft speed ; b – from load p_e  at crankshaft speeds n  = 1800 min^-1 and n  = 1400 min^-1

 

Анализ полученных зависимостей (рис. 2,а) позволяет сделать вывод о том, что рост доли РМ в СТ с 0% до 80%, n с 1400 мин^-1 до 2000 мин^-1 и $\alpha$ с 1,18…1,22 до 4,32…5,61 приводит к снижению ${\eta }_i$ с 0,46 до 0,35, а $\frac{{\eta }_i}{\alpha }$ с 0,30 до 0,08. Зависимости, представленные на рис. 2,б, показали, что увеличение доли РМ в СТ о 0% до 80%, p_e от 0,2 МПа до 1,2 МПа, при n = 1800 мин^-1 и n = 1400 мин^-1 и $\alpha$ от 1,17…1,68 до 3,53…3,60 приводило к снижению ${\eta }_i$ с 0,44…0,40% до 0,28…0,22%, а $\frac{{\eta }_i}{\alpha }$ с 0,34…0,25 до 0,10…0.09.

Экспериментально полученное среднее значение снижения $\frac{{\eta }_i}{\alpha }$ при работе дизеля на СТ, состоящего из 20% ДТ и 80% РМ, по сравнению с чистым ДТ, составило 4,1%. Теоретически полученное снижение $\frac{{\eta }_i}{\alpha }$ по номограмме (рис. 1) при работе на той же смеси составило 4,5%.

Сопоставление теоретически полученного расчетного значения величины снижения $\frac{{\eta }_i}{\alpha }$ с экспериментальными данными дали хорошую степень сходимости в 91,11%.

Выводы

1. В ходе проведенных исследований была получена номограмма для определения величины снижения отношения индикаторного КПД к коэффициенту избытка воздуха $\frac{{\eta }_i}{\alpha }$ в зависимости от количества ДТ в СТ для различного компонентного состава.
2. Экспериментально установлено, что увеличение доли РМ в СТ с 0% до 80%, n с 1400 мин^-1 до 2000 мин^-1 и $\alpha$ с 1,18…1,22 до 4,32…5,61 приводит к снижению ${\eta }_i$ с 0,46% до 0,35%, а $\frac{{\eta }_i}{\alpha }$ с 0,30 до 0,08, а увеличение p_e  от 0,2 МПа до 1,2 МПа, при n = 1800 мин^-1, и n = 1400 мин^-1, а $\alpha$ от 1,17…1,68 до 3,53…3,60 приводит к снижению ${\eta }_i$ с 0,44…0,40% до 0,28…0,22%, а $\frac{{\eta }_i}{\alpha }$ с 0,34…0,25 до 0,10…0,09, соответственно.
3. Теоретически рассчитано снижение отношения $\frac{{\eta }_i}{\alpha }$ на 4,5% при работе дизеля на СТ, состоящем из 20% ДТ и 80% РМ по сравнению с чистым ДТ, и экспериментально подтверждено это снижение на 4,1%. Сходимость расчетного значения величины снижения отношения $\frac{{\eta }_i}{\alpha }$ с экспериментальными данными составила 91,11%. Таким образом, расчетная номограмма и полученные экспериментальные данные дизеля Д-245.5С2 при его работе на различных режимах и составах СТ дают понять, что известное утверждение о том, что для достижения показателей работы, соответствующих показателям работы на товарном ДТ, достаточно обеспечить только равенство ввода теплоты требует уточнения, так как $\frac{{\eta }_i^{ДТ}}{{\alpha }^{ДТ}}\ne \frac{{\eta }_i^{СТ}}{{\alpha }^{СТ}}$.

Об авторах

Ш. В. Бузиков

Вятский государственный университет

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

к.т.н.

Россия, Киров

С. А. Плотников

Вятский государственный университет

Email: shamilvb@mail.ru

д.т.н.

Россия, Киров

Список литературы

Дополнительные файлы