Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования
advertisement
Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Тольяттинский государственный университет» На правах рукописи Смоленская Наталья Михайловна УЛУЧШЕНИЕ ЭКОНОМИЧНОСТИ ДВИГАТЕЛЕЙ С ИСКРОВЫМ ЗАЖИГАНИЕМ ЗА СЧЕТ ПРИМЕНЕНИЯ ГАЗОВЫХ КОМПОЗИТНЫХ ТОПЛИВ Специальность 05.04.02 – Тепловые двигатели Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель: д.т.н., профессор Н.В. Корнеев Тольятти – 2015 2 СОДЕРЖАНИЕ Введение............................................................................................................ 6 ГЛАВА 1. Применения газовых композитных топлив в условиях поршневых ДВС с искровым зажиганием.................................. 11 1.1 Характеристики сгорания основных газовых углеводородных топлив.................................................................................................... 14 1.1.1 Окисление водорода при высоких температурах......................... 15 1.1.2 Высокотемпературное окисление углеводородов, входящих в состав природного газа.................................................................. 17 1.2 Использование газового композитного топлива в ДВС с искровым зажиганием.............................................................................................. 21 1.3 Особенности рабочих процессов двигателей с принудительным воспламенением на режимах глубокого дросселирования................ 25 1.3.1 Применение активирующих добавок на режимах глубокого дросселирования............................................................................ 30 1.4 Обзор механизмов и моделей, описывающих распространения пламени в гомогенной смеси................................................................ 32 1.4.1 Механизмы и модели ламинарной скорости распространения фронта пламени.............................................................................. 32 1.4.2 Модели турбулентной скорости распространения фронта пламени........................................................................................... 36 1.5 Методы расчета процесса горения в ДВС и массовая скорость сгорания................................................................................................ 38 1.5.1 Массовая скорость сгорания.......................................................... 38 1.5.2 Обзор существующих методов расчета процесса горения в ДВС.................................................................................................. 40 1.6 Постановка задач исследования........................................................... 44 ГЛАВА 2. Экспериментальная установка. Планирование и методика проведения экспериментов........................................................... 46 3 2.1 Экспериментальная установка.............................................................. 46 2.1.1 Экспериментальное оборудование с исследовательской установкой УИТ-85........................................................................ 46 2.1.2 Описание экспериментальной установки на двигателе ВАЗ2111.................................................................................................. 56 2.2 Методика исследования......................................................................... 58 2.3 Оценка погрешностей измерений ........................................................ 61 ГЛАВА 3. Результаты экспериментов и их анализ....................................... 68 3.1 Экспериментальные исследования на установке УИТ-85................. 68 3.1.1 Средняя скорость распространения фронта пламени в УИТ-85 при работе на композитном топливе............................................ 68 3.1.1.1 Средняя скорость распространения фронта пламени в 1ой фазе сгорания...................................................................... 69 3.1.1.2 Средняя скорость распространения фронта пламени в основной фазе сгорания........................................................... 73 3.1.1.3 Средняя скорость распространения фронта пламени во 2ой фазе сгорания...................................................................... 75 3.1.2 Давление в цилиндре двигателя УИТ-85 при работе на композитном топливе...................................................................... 78 3.1.2.1 Индикаторное давление в цилиндре двигателя УИТ-85 при работе на композитном топливе...................................... 78 3.1.2.2 Продолжительность основной фазы сгорания при работе на газовом композитном топлив............................................ 84 3.1.2.3 Индикаторная работа в цилиндре двигателя УИТ-85 при работе на композитном топливе............................................ 86 3.1.2.4 Оценка влияния состава композитного топлива на характеристики процесса наполнения и количество подведенной теплоты в УИТ-85............................................. 88 3.2 Экспериментальные исследования на двигателе ВАЗ-2111.............. 91 3.2.1 Исследования влияния состава композитного топлива на процесс сгорания в условиях режима холостого хода на двигателе ВАЗ-2111 при степени сжатия 9.9................................ 91 4 3.2.1.1 Регулировочная характеристика режима холостого хода на двигателе ВАЗ-2111 при работе на композитном топливе...................................................................................... 91 3.2.1.2 Индикаторное давление в условиях режима холостого хода на двигателе ВАЗ-2111 при работе на композитном топливе...................................................................................... 94 3.2.2 Исследования влияния состава композитного топлива на процесс сгорания в условиях режима холостого хода на двигателе ВАЗ-2111 при степени сжатия 7.5.............................. 98 3.3 Концентрация оксидов азота и несгоревших углеводородов в отработавших газах двигателя работающего на композитном газовом топливе при глубоком дросселировании............................... 105 3.3.1 Концентрация оксидов азота и несгоревших углеводородов в отработавших газах УИТ-85........................................................... 105 3.3.2 Концентрация оксидов азота и несгоревших углеводородов в отработавших газах двигателя ВАЗ-2111 на режиме холостого хода.................................................................................................... 107 ГЛАВА 4. Композиция полученных результатов и возможность их практического применения........................................................... 110 4.1 Характеристика тепловыделения для двигателей работающих на газовом композитном топливе.............................................................. 110 4.1.1 Характеристика тепловыделения для УИТ-85 работающей на газовом композитном топливе........................................................ 116 4.1.2 Характеристика тепловыделения для двигателя ВАЗ-2111 работающего на газовом композитном топливе........................... 120 4.2 Математические зависимости основных характеристик процесса сгорания................................................................................................... 126 4.2.1 Оценка нормальная скорости распространения метановоздушной и водородовоздушной смеси в условиях камеры сгорания поршневого ДВС................................................ 127 4.2.2 Средняя скорость распространения фронта пламени в 1-ой фазе сгорания газового композитного топлива в условиях 5 камеры сгорания поршневого ДВС................................................ 129 4.2.3 Средняя скорость распространения фронта пламени в основной фазе сгорания газового композитного топлива в условиях камеры сгорания поршневого ДВС............................... 133 4.3 Модель характеристики тепловыделения для газового композитного топлива........................................................................... 136 Основные результаты и выводы..................................................................... 141 Список используемых источников................................................................. 143 Приложение А. Система подачи природного газа в УИТ-85....................... 157 Приложение Б. Система подачи водорода в УИТ-85................................... 162 Приложение В. Скважность форсунок системы питания природным газом двигателя ВАЗ-2111.................................................. 164 6 ВВЕДЕНИЕ Актуальность темы исследования. Многими исследователями показано [1,11,14,15,17,20,28,41,43,87,91,92,95,99,100,103,104,111,114,131,140], что водород, в качестве добавки в природный газ, обладает рядом свойств, позволяющих по-новому организовать рабочий процесс двигателей с искровым зажиганием, а именно значительно повысить их экономичность и снизить токсичность отработавших газов. При этом особенно остро требуются исследования на режимах глубокого дросселирования, то есть холостого хода, так как до 70% времени, при движении в городском цикле, двигатель работает на режимах холостого хода и дросселирования [12,13,48,51,52,74,81]. При этом адекватные модели, позволяющие проводить расчет тепловыделения на режимах глубокого дросселирования, отсутствуют. Еще со времен Б.С.Стечкина, показано, что эффективность процесса сгорания в ДВС в первую очередь зависит от закона подвода теплоты, то есть от характеристики тепловыделения [78]. В связи с этим, на основании выявленных особенностей влияния добавки водорода на процесс сгорания природного газа, определение закономерностей, связывающих средние скорости распространения пламени и параметры характеристики тепловыделения с изменением параметров работы двигателя на режимах глубокого дросселирования, необходимы для выявления оптимальных условий сгорания, позволяющих улучшить экономичность работы двигателя при работе на топливных композициях природного газа и водорода на этих режимах, что является актуальным. Цель работы: улучшение экономических и экологических показателей работы двигателя с искровым зажиганием за счет применения газовых композитных топлив, состоящих из природного газа и водорода. Для достижения целей работы сформулированы следующие задачи: 1. обобщение имеющихся научно-технических материалов по методикам определения характеристики тепловыделения; 7 2. выявление особенностей изменения параметров характеристики тепловыделения процесса сгорания топливных композиций природного газа и водорода в поршневых двигателях с искровым зажиганием; 3. на основе обобщенного научно-технического материала и выявленных особенностей процесса сгорания, получение зависимостей отражающих процесс тепловыделения; 4. разработка расчетной методики для определения характеристики тепловыделения в двигателях, работающих на газовых композитных топливах, с учетом полученных зависимостей; 5. снижение расхода топлива и улучшение экологичности отработавших газов по оксидам азота и несгоревшим углеводородам на режимах глубокого дросселирования за счет применения газового композитного топлива. Методы исследования. В работе использованы: методы моделирования рабочих процессов поршневых двигателей, методы математической статистики, математический анализ, компьютерное моделирование, инженерный эксперимент. Достоверность и обоснованность работы подтверждается результатами выполненных теоретических расчетов и экспериментальных исследований с многократной их проверкой, воспроизводимостью и оценкой погрешности экспериментов. Научная новизна работы заключается в следующем: 1. Разработаны, на основе измерений скорости распространения пламени, эмпирические модели для определения средних скоростей распространения фронта пламени в 1-ой и основной фазах сгорания. 2. Предложен подход по определению методики оценки и расчета характеристики тепловыделения в двигателях, работающих на газовых композитных топливах. 3. Определено и показано влияние средней скорости распространения фронта пламени в 1-ой и основной фазах сгорания на характеристику тепловыделения в двигателях, работающих на газовых композитных топливах. 8 4. Определено влияние физико-химических свойств газовых композитных топлив на параметры характеристики тепловыделения и на экономичность работы двигателя. Практическая ценность научных результатов. Выполненная работа позволяет улучшить характеристики экономичности ДВС при сохранении или снижении токсичности отработавших газов. Предложенная методика для расчета средних скоростей распространения пламени и характеристики тепловыделения позволяет проводить расчет процесса сгорания в двигателях, работающих на композитной топливно-воздушной смеси природного газа и водорода, на стадии проектирования и доводки для улучшения экономичности двигателя, при этом по сравнению с традиционными способами она является относительно мало затратной и достаточно эффективной. Объект исследований. Поршневые двигатели внутреннего сгорания конвертированные для работы на газовом композитном топливе. Предмет исследований. Процесс сгорания и тепловыделения при работе на режимах глубокого дросселирования. Реализация результатов работы. 1. Разработанные способы расчета процесса сгорания и тепловыделения, проведенный анализ их влияния на повышения экономичности и экологичности газового ДВС при работе на режимах глубокого дросселирования используются в лекционных и практических занятиях при подготовке бакалавров по дисциплине "Теория рабочих процессов и моделирование процессов в двигателях внутреннего сгорания" и магистров по дисциплине энергетическом "Информационно-аналитические машиностроении" направления технологии в подготовки "Энергетическое машиностроение". 2. Полученные результаты рекомендованы к внедрению НТО "Зеленый автомобиль" ОАО «АВТОВАЗ». 3. Исследования проводились в рамках реализации ФЦП «Научные и педагогические кадры инновационной России» на 2009 – 2013 годы, по 9 проекту для аспирантов соглашение №14.132.21.1464 «Исследование физико-химических особенностей зоны горения природного газа с добавками водорода в камерах сгорания поршневых двигателей с искровым зажиганием по электропроводности пламени», а также ГК №П-907, ГК № П-1181, ГК №П-1322, ГК №П-2557, ГК №14.В37.21.0328 и г/б № 17943. Основные положения выносимые на защиту: 1. Эмпирические модели для определения средних скоростей распространения фронта пламени в 1-ой и основной фазах сгорания при работе на газовых композитных топливах. 2. Методика определения продолжительности процесса сгорания по показателю политропы индикаторной диаграммы давления. 3. Эмпирические характеристики зависимости для тепловыделения определения показателей И.И. Вибе по m и φz средним скоростям распространения фронта пламени в 1-ой и основной фазах сгорания. 4. Методика расчета параметров характеристики тепловыделения, учитывающая влияние средних скоростей распространения фронта пламени в 1-ой и основной фазах сгорания, обеспечивающая возможность проведения оценки и расчета ДВС для улучшения экономичности на режимах глубокого дросселирования при работе на газовых композитных топливах. Апробация работы. Основные положения диссертации докладывались и обсуждались на научно-технических семинарах кафедры «Энергетические машины и системы управления» ФГБОУ ВПО ТГУ в 2013-2014 г.; III ВНТК "Энергоэффективность и энергобезопасность производственных процессов", 1517 апреля 2014 г., Тольятти, ТГУ; ХII МНК "Актуальные вопросы современной техники и технологии", 26 июля 2013г., Липецк, НИЦ "Аксиома"; VIII МНК "Актуальные вопросы современной техники и технологии", 23 июля 2012г., Липецк, НИЦ "Аксиома"; VI МНК "Актуальные вопросы современной техники и технологии", 28 января 2012г., Липецк, НИЦ "Аксиома"; МНПК "Стратегическое планирование развития городов России. Памяти первого ректора ТГУ 10 С.Ф. Жилкина", 21-22 июня 2010г., Тольятти, ТГУ; ВНТК "Проведение научных исследований в области машиностроения", 27-28 ноября 2009г., Тольятти, ТГУ; МНПК "Прогресс транспортных средств и систем 2009", Волгоград, ВолгГТУ; МНПК "Проблемы и перспективы развития двигателестроения", 24-26 июня 2009г., Самара, СГАУ; международный научный симпозиум "Автотракторостроение – 2009", 25-26 марта 2009г., Москва, МГТУ "МАМИ"; МНТК "4-ые Луканинские чтения. Решение энергоэкологических проблем в автотранспортном комплексе", 29-30 января 2009г., Москва, МГТУ "МАДИ". Публикации. По материалам диссертации опубликовано 34 печатных работы, в том числе 14 публикаций в ведущих рецензируемых изданиях, рекомендованных ВАК РФ. Структура и объем работы. Диссертации состоит из введения, четырёх глав, выводов, списка использованных источников и приложений. Работа содержит 165 страниц печатного текста, 6 таблиц, 70 рисунков, 149 наименований списка литературы и 3 приложения. 11 ГЛАВА 1. ПРИМЕНЕНИЯ ГАЗОВЫХ КОМПОЗИТНЫХ ТОПЛИВ В УСЛОВИЯХ ПОРШНЕВЫХ ДВС С ИСКРОВЫМ ЗАЖИГАНИЕМ В настоящее использование время развитие альтернативных углеводородных отходов видов энергетики топлива, промышленного и востребовало в том химического числе широкое в виде производств и попутного нефтяного газа, для использования их в поршневых двигателях и установках [7,41,87,88,90,110]. Известно, что топливно-воздушная смесь каждого из этих видов топлив обладает различной скоростью сгорания, что определяет эффективность работы силовых установок и токсичность отработавших газов [18,22,126,137]. В настоящее время достаточно полно известны характеристики сгорания бензовоздушных смесей и дизельного топлива, но даже для природного газа необходимо проведение большого объема исследовательской работы для преобразования его химической энергии в работу с высокой эффективностью при выполнении норм токсичности отработавших газов [5,10,26,55,83,84,106,113,120,122]. Результаты исследований сравнительно [22,41] показали, небольшого что объема характеристики экспериментальных горения (скорость распространения пламени и массовая скорость сгорания) смесей, таких газов как водород, метан, оксид углерода и подобных им, имеющих различные нормальные скорости распространения пламени, сложно поддаются расчетному определению. При проектировании и доводке поршневых тепловых двигателей и установок, в последние 30 лет, в нашей стране, исследование характеристик их работы по эффективности и токсичности отработавших газов проводилось по методу «черного ящика» - изменялись параметры на входе (расход топлива, расход воздуха, угол опережения зажигания, частота оборотов коленчатого вала, положение дроссельной заслонки и др.) и измерялись параметры на выходе (значение крутящего момента, токсичность отработавших газов и др.) [29,34,35,36,53]. Иногда применялся метод индицирования изменения давления в 12 камере сгорания, который позволял определять момент воспламенения топливновоздушной смеси (ТВС), положение максимального давления по углу поворота коленчатого вала и рассчитать температуру с помощью уравнения состояния газа: 𝑝𝑝 ∙ 𝑉𝑉 = 𝐺𝐺 ∙ 𝑅𝑅 ∙ 𝑇𝑇, (1.1) где Р – давление, Па; V – объем, м3 ; G – вес рабочего газа, кг; R – газовая постоянная, Дж/кг∙К; T – температура, К. По полученным данным можно определить работу газов внутри цилиндра, то есть, оценить совершенство рабочего процесса. К сожалению, результаты таких исследований не дают ответа о характере протекания процесса сгорания, и того что надо предпринять для его совершенствования. В связи с этим, приходится изготавливать много вариантов узлов проектируемых энергетических установок и проводить большое количество испытаний для достижения заявленных параметров их работы. Следовательно, создание энергетических установок и машин нового поколения на альтернативных топливах, которые при снижении токсичности отработавших газов, будут обеспечивать высокую эффективность работы, требует глубокого изучения быстро протекающего процесса сгорания ТВС в переменном объеме камеры сгорания (КС). При распространении пламени скорость его перемещения и массовая скорость сгорания изменяются в широком диапазоне. В зависимости от характера протекания процесса сгорания, будет изменяться объем рабочего тела при завершении сгорания, характер изменения давления по углу поворота коленчатого вала (КВ), полнота сгорания ТВС в рабочем процессе и, следовательно, эффективность протекания рабочего процесса и токсичность отработавших газов. Для исследования процесса сгорания в условиях поршневого двигателя существует несколько методов. Наиболее распространенными являются оптический со скоростной киносъемкой, лазерный и метод, основанный на явлении электропроводности пламени углеводородной смеси. Оборудование для первых двух методов является чрезвычайно дорогими (миллионы долларов США) 13 и они не позволяют получить местные характеристики горения [3,25,30,40,54,76,82,93,108]. Коллективом НОЦ «Энергоэффективные и малотоксичные ДВС и тепловые установки» Тольяттинского безинерционная система государственного непрерывного университета исследования разработана процесса сгорания углеводородных топлив, основанная на явлении электропроводности пламени [6,58,65,67,74]. Система позволяет определять средние и местные турбулентные скорости распространения пламени, ширину и локальную интенсивность протекания химических реакций горения. В исследованиях [58,59,61,68,93,96,97,102,107] было показано, что анализ изменения скорости распространения пламени и характеристик зоны химических реакций горения позволяет определять эффективность работы тепловых двигателей и токсичность отработавших газов при работе на бензовоздушных смесях в ДВС с искровым зажиганием. Наиболее совершенные характеристики по экономичности работы энергетических и промышленных установок при минимальной токсичности отработавших газов достигнуты при использовании бензина, керосина, дизельного топлива и природного газа. Следует отметить, что природный газ в поршневых двигателях и установках, к настоящему времени, не получил достаточно широкого применения, несмотря на очевидные преимущества, из-за недостаточности результатов экспериментальных научных исследований и опытно- конструкторских разработок по обеспечению эффективности его использования по сравнению с бензином и дизельным топливом. В связи с вышесказанным, исследования изменения характеристик сгорания газовых альтернативных топлив к которому относится газовое композитное топливо, состоящее из смеси природного газа и водорода в различных пропорциях и характеристик работы поршневых двигателей и установок, являются чрезвычайно актуальными. 14 1.1 Характеристики сгорания основных газовых углеводородных топлив К основным характеристикам сгорания углеводородных топлив обычно относят скорость распространения фронта пламени и интенсивность тепловыделения в зоне горения. В поршневых энергетических установках распространение пламени происходит по турбулентному механизму, который включает в себя протекание химических реакций в зоне горения, искривление и перенос этой зоны турбулентными пульсациями в свежую ТВС. И, если раньше принималось, что турбулентная скорость распространения пламени пропорциональна и нормальной скорости распространения пламени, и пульсационной скорости потока смеси, то ряд экспериментальных исследований и последующий их теоретический анализ [8,38,85,89,109,113,123,127,134] показал наличие существенных отклонений от этого предположения. Предполагалось, что коэффициент избытка воздуха αt, при котором достигается максимальное значение турбулентной скорости распространения пламени ut, будет равен коэффициенту избытка воздуха αnm, соответствующему распространения максимальному пламени un. При значению нормальной сжигании бензовоздушной скорости смеси, максимальная величина турбулентной скорости распространения пламени ut имеет максимум при αnm = 1. Получили, что αt < αnm. В экспериментах с водородовоздушной смесью наблюдается противоположный эффект αt > αnm. Объяснение указанных закономерностей может быть объяснено со следующих позиций: 1. нормальная скорость распространения пламени не является единственным параметром, характеризующим химическую кинетику; 2. различие молекулярного переноса горючего и окислителя в пламени меняет состав смеси относительно среднего по ТВС, и величина un, рассчитываемая по исходному коэффициенту избытка воздуха, неверно отражает роль химических факторов. 15 Бурико и Кузнецов [39] показали, что аномальное влияние состава смеси на характеристики турбулентного горения обусловлено различиями коэффициентов молекулярной диффузии горючего Df и окислителя Do. Например Df < Do для бензовоздушной смеси и Df > Do для водородовоздушной смеси и, соответственно, αt < αnm в первом случае и αt > αnm во втором. На основе представленных результатов показано, что при горении бензина Df < Do, состав в зоне реакции обедняется [37,39,109], а при горении водорода Df > Do – обогащается. Первый случай характерен для большинства углеводородов (пропан, бензин и т.д.), второй – для водорода и метана. Рассмотренные закономерности несомненно необходимо принимать во внимание при выборе химического состава газового композитного топлива, обеспечивающего наибольшую эффективность процесса сгорания. 1.1.1 Окисление водорода при высоких температурах Окисление водорода является классическим примером разветвлённой цепной реакции. Структура водородно-кислородных пламен, так же как механизм окисления водорода кислородом, считаются хорошо изученными. Как отмечается в [8,16,42,79,109,123], система Н2-О2 является самой сложной из детально изученных. Исследователей интересовали, как скорость свободного распространения, так и структура пламени при различных условиях. В литературе опубликовано большое количество работ, посвященных измерению и расчету скоростей свободного распространения водородно-кислородных пламен при различных начальных составах горючих смесей [22,85,109,113,132,137,148]. Константы скорости реакций, описывающие процесс горения водорода, измерены и оценены различными авторами [8,16,109,113,132]. Система Н2-О2, включающая 8 частиц и 40 наиболее важных элементарных стадий, хорошо описана в обзоре [16]. Механизмы для описания высокотемпературного горения водорода предложены Варнатцем в [8,16], где 16 представлены рекомендованые константы скорости реакций в интервале температур 1200- 2500 К. Особенно ценны работы, в которых результаты моделирования сопоставляются с экспериментальными данными [16,116,123]. Особый интерес представляет работа [105], в которой методом молекулярно-пучковой массспектрометрии изучалась структура богатого Н2-O2-Аг пламени, стабилизированного на плоской горелке при P = 35,5 бар. Авторы [105] приходят к выводу, что при расчетах структуры пламени по заданному температурному профилю, механизм Миллера [105,130,133] наиболее точно описывает экспериментальные данные профилей концентраций активных частиц. При этом, концентрационные профили стабильных компонентов пламени хорошо описывают все протестированные механизмы, и значительные расхождения между экспериментом и расчетами возникают лишь в профилях концентраций активных частиц. В литературе можно найти много версий механизма высокотемпературного окисления Н2, отличающихся друг от друга, как в выражениях, используемых для вычисления констант скоростей элементарных реакций, так и включением различных реакций второстепенного значения для горения. Различия между механизмами связаны не только с различным выбором выражений для констант скоростей реакций, но, также, и с желанием авторов описать различные режимы горения. Модели химии горении топлив всегда включают полный механизм окисления Н2, потому что молекулярный водород формируется быстро уже на ранних стадиях горения углеводородов. Цепной процесс инициирования необходим для любого механизма окисления водорода. Для моделирования высокотемпературного горения водорода обычно включаются реакции Н2 + О2 → ОН + ОН или Н2 + О2 → Н + НО2. Так как реакция инициирования обеспечивает только очень низкий начальный уровень активных центров, большинство которых формируются позже в цепных реакциях разветвления, константа скорости инициирования не была определенна экспериментально. 17 Наиболее важными элементарными стадиями окисления водорода являются те, которые обеспечивают цепное разветвление и продолжение цепи: Н + О2 → ОН + О; О + Н2 → ОН + Н; ОН + Н2 → Н + Н2О. Рядом авторов, например [1], подчеркивается, что реакция атомарного водорода с молекулярным кислородом является наиболее важной стадией разветвления для углеводородовоздушных смесей. Вследствие относительно высокой энергии активации (теплота реакции Н = 70,7 кДж/моль), эта реакция - одна из элементарных стадий, лимитирующих скорость процесса окисления. Именно поэтому, скорость распространения пламени в моделях наиболее чувствительна к ее константе скорости. Главные стадии обрыва цепи включают рекомбинации Н и О атомов и радикала ОН, образование НО2 радикала (который является менее реакционным, чем другие активные центры), а при более низких температурах - образование Н2О2. Н + Н + М → Н2 + М; Н + ОН + М → Н2О + М; Н + О2 + М → НО2 + М; ОН + ОН + М → Н2О2 + М. При температурах ниже 1000 К должны быть также включены реакции цепного инициирования на стенках камеры. При высоких температурах (около 2800 К), тепловое разложение Н2 также становится значительной реакцией инициирования цепей. Значение этих четырех путей изменяется с изменением состава смеси. 1.1.2 Высокотемпературное окисление углеводородов, входящих в состав природного газа Широкое многообразие углеводородов, главным образом в форме сложных смесей, используется на практике как топливо. Основные химические особенности их реакций горения немного изменяются от одного углеводорода к другому. Основные различия связаны со структурой углеводорода, с тем к какому классу они относятся: алифатическим (с одинарными С-С связями), олефинам (производные этилена С2Н4) или ароматическим (типа бензола С6Н6) 18 углеводородам. Однако, имеются важные различия в химии окисления углеводорода при низких (сотни К) и высоких (более чем 1000 К) температурах [4,16,50,123]. Метан СН4 является простейшим, по строению его молекулы, углеводородным топливом. Полную последовательность процесса окисления метана при высоких температурах можно представить в виде: СН4 → СН3 → СН2О → СО → СО2 [16,123]. Цепочки окисления СН4, Н2, СН2О и СО взаимодействуют друг с другом так, что, например, радикалы, полученные в результате окисления СН2О, ускоряют окисление СН4. Связь между этими цепями иерархическая. СО-Н2-О2 реакционный механизм, являющийся частью механизма окисления метана. Механизмы окисления этана С2Н6 и этилена С2Н4 также являются частью механизма окисления СН4, потому что эти вещества образуются в ходе окисления метана в результате реакций СН3 + СН3 → С2Н6 и др. Реакционный механизм окисления углеводородов при высокой температуре интенсивно обсуждался в [8,16,123]. Реакционные механизмы, предложенные для окисления СН4 [16,40,42,89], отличаются по числу компонентов, элементарных реакций и констант скорости элементарных реакций. Таким примером могут быть пути взаимодействия СН3 и С2Н3 с О2. Разные современные механизмы предсказывают несколько различные профили концентрации веществ, участвующих в реакциях, но ход реакции остается одинаковым. Сначала разложение топлива обеспечивает большое количество радикалов. Этот процесс медленный, и концентрации радикалов в начале зоны реакции остаются малыми. Как только активные центры созданы, важным шагом становится атака молекул топлива атомами и радикалами О, ОН, Н и НО2. Эти реакции эффективно превращают СН4 в СН3, поэтому концентрация СН3 - самая высокая среди радикалов во время задержки воспламенения. Этот путь доминирует над большинством реакций в индукционной зоне [16,22,42,89]. Реакции в индукционной зоне ведут к образованию большого количества формальдегида СН2О. Реакции непосредственно с СН2О не дают цепное 19 разветвление (разложение СН2О происходит относительно медленно). Но так как реакции с СН2О производят атомы Н, то они фактически ведут к цепному разветвлению через ту же самую реакцию, которая определяет скорость цепного разветвления в Н2-О2 системе, Н + О2 → ОН + О. Из-за реакций цепного разветвления, накопление СН2О в значительных количествах ведет к увеличению радикальных концентраций и, как следствие, к быстрому расходу горючего, интенсивному образованию продукта и выделению тепла. Таким образом, рассматривая время, требуемое для накопления в значительных количествах СН2О, можно определить длину индукционной зоны окисления СН4. Окисление и разложение СН2О ведет к образованию оксида углерода СО, который, при высоких температурах, впоследствии окисляется до СО2. Этот процесс относительно медленен и, в основном, происходит значительно позже после того, как топливо израсходовалось. По этой причине скорость окисления СО сильно не влияет на задержки воспламенения, но очень важна для определения скорости распространения пламени. Высокотемпературное окисление углеводородов сильно зависит от количества атомов Н в системе и от состава смеси. В случае богатой окислителем смеси, алкильные радикалы быстро окисляются до СН2О. В ситуации богатой топливом смеси становится важным воздействие атомов Н, и полученные радикалы реагируют между собой, образуя большие углеводороды. Даже в смеси СН4-О2 в индукционной зоне накапливаются значительные количества С2Н6 и С2Н4 [16,22,42,89]. В основном характеристики окисления С2Н6 и больших молекул алифатических углеводородов подобны окислению СН4, но метан проявляет характеристики окисления, отличные от всех других углеводородов. Энергия разрыва связи С-Н в метане СН4 составляет 435 кДж/моль, что намного выше, чем С-С связь в более тяжелых углеводородах (370 кДж/моль в С2Н4) и больше, чем энергия разрыва связи С-Н в предельных углеводородах (410 кДж/моль в С2Н6). По этим причинам метан СН4 воспламеняется труднее, чем другие углеводороды. Радикалы СН3 почти не разлагаются, чтобы дать другие углеводородные 20 радикалы (СН2 или СН), даже при высоких температурах. Их реакции, а также реакции с СН2О, определяют кинетику окисления СН4 . В случае больших молекул углеводородов, воспламенение происходит быстрее из-за более высокой полной концентрации радикалов, возникающей в результате неустойчивости топлива, которое из-за удаления одного из атомов Н обычно раздробляется с образованием алкенов и радикалов с меньшим числом атомов. В случае С2Н5: алкен - С2Н4 и атом Н становятся цепными центрами. Изза низкой тепловой стойкости молекул больших углеводородов, исходное топливо, в значительной степени, рано расходуется в индукционной зоне. Эта ситуация совершенно отличается от случая СН4, где значительный расход топлива происходит только в конце зоны индукции. Так C3H8 разлагается в течение начальной фазы окисления, генерируя С3Н6, СН3, СН4, С2Н4, С2Н6, СН2О и СО. Окисление этих веществ играет главную роль в индукционной зоне. Подобие в поведении горения различных углеводородов связано с тем, что большие молекулы углеводородов и радикалы быстро разлагаются с образованием меньших молекул и радикалов [16,38,42,89,123]. Главными процессами, которые определяют химию окисления углеводородов при высоких температурах, можно считать: - реакции разложения топлив; - реакции радикалов с исходными молекулами; - цепные реакции разветвления; - реакции рекомбинации. Горение - это сложный многостадийный процесс, который обычно регулируется физическими средствами изменением состава горючей смеси, подбором давления или регулированием теплообмена между зоной горения и средой. Также имеются химические способы контролирования горения. Горение может быть ускорено добавлением промотирующих добавок или замедлено добавлением ингибитора. Химическую реакцию в течении воспламенения можно разделить на две стадии: индукционную зону, которая может быть долгой и определяет полную 21 продолжительность процесса, и, непосредственно, горение. V.Babushok и др. [94] при изучении моделирования стехиометрической метановоздушной смеси при атмосферном давлении нашли, что водородосодержащие добавки уменьшают задержку воспламенения углеводородных топлив, потому что добавки обычно менее устойчивы, чем главное топливо и быстрее разлагаются в зоне индукции. Так как время задержки воспламенения чувствительно к скорости инициирования цепи, оно становится короче. Химия процесса воспламенения по природе подобна соответствующей химии пламени того же самого топлива и характеризуется высокими концентрациями радикалов и промежуточных продуктов. Химическая основа влияния добавки – увеличение концентрации активных центров, т.е. атомов водорода в зоне реакции. При этом добавки водорода, даже при маленьких концентрациях, влияют на горение, главным образом физическим способом. Они более эффективны, чем другие химические промоторы и должны присутствовать в зоне горения, чтобы обеспечить эффект промотирования [64,70,142,143,144]. Авторы [117] показали, что введение водородосодержащей добавки приводит к существенным изменениям в скоростях образования радикала ОН в трех реакциях основного механизма окисления метана. Прежде всего, увеличивается скорость реакций О + Н2 ↔ ОН + Н (R1) и Н + НО2 ↔ ОН + ОН (R2). Реакция R1 - одна из важнейших цепных реакций (реакция разветвления цепи), оказывающая значительное влияние на скорость свободного распространения метановоздушного пламени. Третья реакция, скорость которой подвергается существенным изменениям из-за добавки водорода, это реакция ОН + Н2 ↔ Н2О + Н (R3). 1.2 Использование газового композитного топлива в ДВС с искровым зажиганием Исследованиями возможности применения добавок водорода для повышения эффективности процесса сгорания в условия поршневых ДВС с 22 искровым зажиганием Р.З. Кавтарадзе, занимались В.Ф. Каменев, такие отечественные В.Н. Луканин, В.М. Фомин, ученые как Н.А. Хрипач, В.И. Хмыров, Г.Б. Талда, Ю.В. Галышев, А.Ю. Раменский, В.З. Гибадуллин, А.И. Мищенко, А.П. Шайкин, В.В.Румянцев, В.А. Вагнер, А.В. Белогуб и др., а также зарубежные ученые Buchner H., Dell R., Furuhama S., Lucas G., Pischinger F., Swain M. и другие. Альтернативные виды топлива имеют большие перспективы из-за строгих требований к токсичности отработавших газов, роста цен на нефтяные топлива (бензин и дизельное) и значительное увеличение темпа истощения ресурсов сырой нефти. Поэтому, автопроизводители перемещают основное направление в своих исследованиях для развития двигателей, которые используют альтернативные виды топлива, такие как сжатый природный газ (СПГ) [11,12,13,19,55,84,135,139]. Приведем некоторые преимущества этого топлива по сравнению с бензином: 1. Лучшее формирование смеси и более однородное сгорание. 2. Возможность использования более высоких степеней сжатия без детонации из-за высокого октанового числа СПГ. 3. Меньшая температура сгорания СПГ, что снижает токсичность отработавших газов по оксидам азота (NOx). 4. СПГ более чистое топливо, которое можно поставлять на рынок сразу после добычи, и нет необходимости в постройке заводов по переработке как для нефтяных топлив. 5. Лучшие условия работы смазки на стенках цилиндра, так как оно не смывается жидкой фазой, тем самым, повышается ресурс цилиндропоршневой группы [118]. Богатые ресурсы природного газа и обширные сети станций поставки СПГ, в некоторых странах позволили активно использовать СПГ с добавками водорода в качестве автомобильного топлива. Много исследований и экспериментальных работ были сделаны на двигателях, питаемых СПГ [41]. В проектировании турбулентного эффекта, чтобы 23 увеличить скорость пламени сгорания природного газа, Йоханссон и Олссон в работе [149] исследовали десять различных конфигураций КС. Результаты показывают высокую корреляцию между турбулентностью и темпом роста температуры в процессе сгорания, а также, что конфигурации КС, которые дали самое быстрое сгорание, будут более токсичными по концентрации NOx. Как показали исследования, наиболее эффективным способом повысить скорость и эффективность процесса сгорания является применение активирующих добавок в топливо, а также, что наилучший эффект наблюдается, именно при добавке водорода. В работах [124,125,128,129,138,148] были изучены эффекты добавки водорода на процесс сгорания природного газа в двигателях с искровым зажиганием. Согласно их результатам, добавляя водород в СПГ, удалось снизить задержку воспламенения и увеличить скорость сгорания. На рисунке 1.1 показано влияние добавки водорода на ламинарную скорость распространения пламени метановоздушной смеси [148]. Из рисунка видно, что добавка водорода расширяет пределы устойчивого сгорания, повышает ламинарную скорость сгорания на 9% при добавке водорода 10% и на 15% при добавке водорода 20%. Добавка водорода 24% в природный газ позволила осуществить высокоэффективный процесс сгорания на бедной смеси. При этом, как показывают исследования, происходит заметное улучшение эффективности процесса сгорания и при работе на мощностных составах смеси. Увеличение происходит, вероятно, из-за более быстрого сгорания, которое увеличивает работу газа при расширении. Также отмечается существенное сокращение эмиссии CO2 на 28% из-за уменьшения содержания углерода в единице топлива. По сравнению с работой на бензине, сокращение эмиссии CO2 составляет 45%, при условии сохранения мощностных характеристик работы двигателя. 24 СН4 – скорость распространения пламени для метана; 10% Н2 - скорость распространения пламени для метана с добавкой 10% водорода; 20% Н2 - скорость распространения пламени для метана с добавкой 20% водорода; 50% Н2 - скорость распространения пламени для метана с добавкой 50% водорода. Рисунок 1.1 – Исследование ламинарной скорости распространения пламени в нормальных условиях для композитного газового топлива в зависимости от состава смеси Разработка и массовое внедрение в серийное производство двигателей на газовом топливе с добавками водорода требует разработки адекватной модели сгорания, учитывающей влияние водорода. Исследования, проведенные [124] показали, что модели и зависимости полученные методом "черного ящика" применительно к другому двигателю имеют расхождение с экспериментальными данными в 3 – 4 раза. В результате существует необходимость проведения работ по уточнению моделей сгорания природного газа с добавками газообразного водорода в условиях поршневых ДВС с искровым зажиганием, связывающих среднюю скорость распространения фронта пламени в начальной и основной фазах сгорания с эффективностью тепловыделения и, как следствие, с экономичностью работы двигателя. 25 1.3 Особенности рабочих процессов двигателей с принудительным воспламенением на режимах глубокого дросселирования Понятие режимов глубокого дросселирования для двигателей с искровым зажиганием и их подробное описание приведено в работах В.Ф. Каменева [28,43]. Где дано следующее определение данных режимов: "Под режимами глубокого дросселирования двигателя понимают нетяговые режимы самостоятельного и принудительного холостого хода и близкие к ним режимы малых нагрузок". Значимость подробного изучения данных режимов работы двигателя, подтверждается многими исследователями [28,36,37,43,86,88,90], а также то, что общее время работы на режимах глубокого дросселирования при городском цикле движения автомобиля, превышает 70%, а выбросы СО и СН составляют более 60% [28,43]. Степень дросселирования двигателя с внешним смесеобразованием определяется величиной прикрытия дроссельной заслонки, что сопровождается понижением давления в задроссельном пространстве впускной системы, т.е. при глубоком дросселировании характерен значительный перепад давления в задроссельном пространстве. На рисунке 1.2 показано изменение давления Δрк при увеличении частоты вращения п в задроссельном пространстве впускной системы двигателя. Кривая 1 характеризует уменьшение давления во впускном трубопроводе при принудительной прокрутке двигателя, начиная от минимальной частоты на холостом ходу и называется характеристикой принудительного холостого хода. Кривая 2 характеризует уменьшение давления во впускном трубопроводе при увеличении частоты вращения коленчатого вала двигателя, начиная с минимальной частоты на холостом ходу. Увеличение частоты вращения производится за счет открытия дроссельной заслонки. Она называется характеристикой самостоятельного холостого хода. Область между этими кривыми определяет режимы работы двигателя на принудительном холостом ходу. На режимах самостоятельного и принудительного холостого хода давление 26 в задроссельном пространстве находится в диапазоне 0,2...0,45 кПа, т.е. перепад давлений в системе впуска ΔрВП ниже критического, примерно ≈ 0,53 кПа [28,43]. Рисунок 1.2 - Области режимов глубокого дросселирования двигателей с внешним смесеобразованием К режимам глубокого дросселирования можно отнести и все режимы работы двигателя на малых нагрузках, когда давление в задроссельном пространстве впускной системы находится в диапазоне, границы которого определяются характеристикой самостоятельного холостого хода (кривая 2) и граничной линией 3, определяемой значением критического перепада давлений. Таким образом, вся заштрихованная зона диаграммы определяет область режимов глубокого дросселирования двигателя [28,43]. Отмечая негативное влияние режимов глубокого дросселирования на рабочий процесс, профессор В.Ф. Каменев отметил следующие факторы, а именно: низкое давление на тактах сжатия, расширения и выпуска; обратный выброс отработавших газов в цилиндры и даже во впускную систему во время фазы перекрытия клапанов; увеличение коэффициента остаточных газов и степени их инертности; засасывание в камеру сгорания масла через зазоры в кольцах и направляющие втулки впускных клапанов. Выше перечисленные факторы ухудшают условия воспламенения и сгорания смеси, особенно на принудительном холостом ходу, и приводят к пропускам сгорания, неполному сгоранию топлива, а следовательно, отработавшими газами [28,43]. к повышенным выбросам СН с 27 Также, как отмечено в работах В.Ф. Каменева, на режимах глубокого дросселирования наблюдается высокая цикловая нестабильность процесса сгорания в последовательных рабочих циклах, которая определяется изменением степени инертности остаточных газов, а значит, химической активностью свежего заряда смеси. Как правило, после циклов с наиболее полным сгоранием следует цикл с пропуском или значительным ухудшенным сгоранием, а затем цикл с неполным сгоранием и опять полное сгорание. Это тройственность циклов объясняется следующим: во-первых, на режимах глубокого дросселирования коэффициент остаточных газов находится в районе 1, а иногда и больше, следовательно количество остаточных газов от прошлого цикла примерно равно количеству свежего заряда, таким образом состав остаточных газов значительно влияет на протекание процесса сгорания. Во-вторых, состав остаточных газов в последовательной серии циклов, приведенной выше, не одинаков, и после первого цикла, где происходит полное сгорание, остаточные газы инертны, т.е. они настолько забалластируют свежую смесь, что как правило происходит неполное сгорание и устойчивый фронт пламени не образуется. Из этого следует, что в следующем цикле процесс сгорания будет протекать по всей КС, но зачастую за фронтом пламени образовывается значительное количество недоокисленных промежуточных продуктов горения, которые попадая с остаточными газами в следующий цикл, являются идеальными активаторами горения, тем самым обеспечивая полное сгорание топлива. В.Ф. Каменевым предложено проведение оценки этих параметров с помощью расчетных коэффициентов, определяемых по анализу состава отработавших газов или машинным способом по результатам индицирования двигателя [28,43]. Следовательно главным отличием процесса сгорания на режимах глубокого дросселирования от других режимов является непостоянство коэффициента избытка воздуха от цикла к циклу, из-за разного количества кислорода и степени инертности остаточных газах. Поэтому для оценки процесса сгорания необходимо для каждого цикла определять свой действительный коэффициент избытка воздуха αд по одной из известных формул, например по формуле из общего 28 расчета рабочего процесса по параметрам тепловыделения. С учетом коэффициента остаточных газов и степени их инертности (1.2) [28,43]: 𝛼𝛼(𝜑𝜑) = 𝛾𝛾г (𝛼𝛼−𝜒𝜒 г )+(𝛼𝛼−𝑑𝑑𝜒𝜒 г ) 𝛾𝛾г (1−𝜒𝜒 г )+(1−𝜒𝜒 г ) , (1.2) где 𝛾𝛾г - коэффициент остаточных газов; 𝛼𝛼 - коэффициент избытка воздуха свежей смеси; 𝜒𝜒г - степень выгорания топлива. В этом уравнении коэффициент избытка воздуха изменяется в зависимости от степени выгорания топлива 𝜒𝜒г . Он увеличивается при исходной бедной смеси и уменьшается при богатой смеси [28,43]. Разбавленность остаточных газов химически активными продуктами можно оценить коэффициентом химической инертности остаточных газов (1.3) [28,43]: 𝛹𝛹хи = 1 − АКО2 , (1.3) где КО2 - концентрация кислорода в сухих отработавших газах у выпускного клапана; А - коэффициент определяемый из выражения А = 4,77 1 + 𝐿𝐿0 1+𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠 (1−𝛼𝛼) 2 𝛼𝛼 1 + 𝛼𝛼𝛼𝛼0 𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠(1 − 𝛼𝛼) = � −1 при 𝛼𝛼 > 1; +1 при 𝛼𝛼 < 1. А суммарную долю активного продукта в свежем заряде цилиндра с учетом степени инертности остаточных газов определяется коэффициентом химической активности рабочего заряда ψхa (1.4) [28,43]: Эти коэффициенты 𝛹𝛹ха = 0,23А+𝛾𝛾г (1−𝛹𝛹хи ) можно 1−𝛾𝛾г . рассчитывать (1.4) по энергетическим характеристикам процесса тепловыделения, полученным в результате обработки индикаторных диаграмм рабочего цикла двигателя [28,43]. Высокая крупномасштабная турбулентность (например, при интенсивном вихревом движении заряда) на рассматриваемых режимах может послужить причиной пропусков воспламенения в результате срыва начального очага воспламенения [28,43]. 29 Как уже говорилось, режимы глубокого дросселирования характеризуются значительными особенностями процесса сгорания, что отражается на характеристиках токсичности двигателя. На рисунке 1.3 приведены токсические характеристики на режимах принудительного холостого хода трех двигателей ВАЗ. Заштрихованные области - зоны, определяющие разброс содержания компонентов отработавших газов в зависимости от частоты вращения. Зависимости СО2 и О2 характеризуют полноту сгорания смеси. Рисунок 1.3 - Токсические характеристики двигателей ВАЗ на режимах принудительного холостого хода Оценивая по рисунку 1.3 содержание оксидов азота NOx в отработавших газах, видно, что оно составляет менее 1% от содержания на нагрузочных режимах. Низкие максимальные температуры рабочего процесса на режимах глубокого дросселирования препятствуют образованию оксидов азота [28,43]. Анализируя характер протекания кривых содержания измеренных компонентов отработавших газов, изменения давления рвп во впускной системе, 30 коэффициента остаточных газов γг и коэффициента химической активности рабочего заряда ψхa можно сделать вывод, что при частоте вращения n>2000 мин-1 степень дросселирования двигателя стабилизируется [28,43]. Что приводит к стабилизации содержания несгоревших углеводородов в отработавших газах. 1.3.1 Применение активирующих добавок на режимах глубокого дросселирования Улучшением эффективности работы двигателя с искровым зажиганием на режимах глубокого дросселирования путем использования химически активных веществ занимались многие ученые В.М. Фомин, В.Ф. Кутенёв, В.Ф. Каменев, Н.А. Хрипач, Д.А. Павлов и др. [28,36,37,43,44,48,74,81,86,88,90]. Эффективными активирующими добавками являлись: синтез-газ, продукты термохимической конверсии метанола, водородосодержащие добавки и сам водород. Полученные результаты показали, что наиболее эффективным компонентом улучшающим процесс сгорания на режимах глубокого дросселирования является водород, и чем больше концентрация водорода в активирующей добавке, тем выше её влияние. Так в работе [48] показано, что небольшая добавка водорода, до 6% от массы топлива, в бензовоздушную смесь на режимах пуска и прогрева позволяет двигателю, разработанному на нормы ЕВРО-2, выполнить нормы токсичности ЕВРО-3, что показывает существенное улучшение протекания процесса сгорания. Что же такое меняет водород на режимах глубокого дросселирования. Вопервых, водород, являясь высоко диффузионным и энергоемким элементом, повышает скорость тепловыделения во фронте пламени, тем самым, в тех циклах, где возможен пропуск водородосодержащего зажигания, элемента) за счет образуется добавки устойчивый водорода фронт (или пламени, обеспечивающий более полное сгорание смеси. Во-вторых, добавка водорода в задроссельное пространство уменьшает перепад давления, т.е. степень дросселирования, и, следовательно, коэффициент остаточных газов, что также снижает забалластированность смеси и позволяет лучше организовать процесс 31 сгорания. Тем самым, мы получаем не тройной цикл, а двойной без явно выраженного пропуска зажигания, что позволяет снизить цикловую неравномерность, повысить эффективность и снизить токсичность по продуктам неполного горения. Рассматривая же процесс сгорания природного газа, нужно отметить, что именно на режимах глубокого дросселирования, в наибольшей степени проявляются негативные особенности его воспламенения и горения. Рассмотрим их поподробнее. Во-первых, это высокая энергия активации, которая в условиях сильного разбавления инертными газами еще более усиливается. Во-вторых, это невысокая степень смешиваемости, т.е. природный газ в условиях глубокого дросселирования неравномерно распределяется по камере сгорания. Поэтому применение природного газа в качестве основного топлива, именно из-за режимов глубокого дросселирования, без значительной переработки организации рабочего процесса, невозможно по причине невыполнения двигателем современных норм токсичности ЕВРО-6, в которых учитывается и холодный пуск двигателя. В связи с этим в мире наметилось два пути позволяющих минимизировать недостатки природного газа, выполнить нормы токсичности и позволить ввести в серийное производство двигатели на СПГ, который в настоящее время несомненно является самым доступным и дешевым видом моторного топлива. Первым способом является применение водородонасыщенного природного газа, т.е. СПГ с добавкой 5, 10 или 15% водорода, таких заправок в США насчитывается уже более 5 тысяч, а в странах ЕС более 1,5 тысяч. Вторым способом является применение регулируемого наддува, позволяющего в значительной мере исключить режимы работы двигателя при глубоком дросселировании, такие двигатели в настоящее время серийно выпускает концерн Volkswagen. Таким образом, рассмотрев особенности процесса сгорания в двигателях на природном газе, следует отметить следующее, режимы глубокого дросселирования являются наиболее проблемными и без решения этих проблем, дальнейший переход к газовому топливу сильно затруднен. А также в настоящее время признано, что наиболее перспективным является переход с чистого 32 природного газа на композитные водородонасыщенные газовые топлива, имеющие 5, 10 или 15% долю водорода в смеси с природным газом. Что и является основной целью данной работы. 1.4 Обзор механизмов и моделей, описывающих распространения пламени в гомогенной смеси 1.4.1 Механизмы и модели ламинарной скорости распространения фронта пламени Ламинарная скорость распространения фронта пламени зависит от начальных условий смеси: её состава, давления и температуры. В условиях поршневого ДВС с внешним смесеобразованием она определяется коэффициентом избытка воздуха и составом топлива. При этом, имеются различия в следующих определениях ламинарной скорости распространения фронта пламени, так Гиллеспе [96] в этой работе предлагает следующие определения: - Ламинарная скорость распространения фронта пламени, основанная на скорости вовлечения свежей смеси в пламя, 𝑢𝑢𝑛𝑛 : 𝑢𝑢𝑛𝑛 = − 1 𝐴𝐴∙𝜌𝜌 𝑢𝑢 ∙ 𝑑𝑑𝑚𝑚 𝑢𝑢 𝑑𝑑𝑑𝑑 , где A - область фронта пламени, 𝜌𝜌𝑢𝑢 - плотность свежей смеси, вовлечения свежей смеси во фронте пламени. (1.5) 𝑑𝑑𝑚𝑚 𝑢𝑢 𝑑𝑑𝑑𝑑 - количество - Ламинарная скорость распространения фронта пламени, основанная на скорости образования продуктов горения, 𝑢𝑢𝑛𝑛𝑛𝑛 : где 𝑑𝑑𝑚𝑚 𝑏𝑏 𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑢𝑢𝑛𝑛𝑛𝑛 = − 1 𝐴𝐴∙𝜌𝜌 𝑢𝑢 ∙ 𝑑𝑑𝑚𝑚 𝑏𝑏 𝑑𝑑𝑑𝑑 , (1.6) - количество образовавшихся продуктов горения. Эти два определения являются равнозначными для идеального случая одномерного непротяженного плоского пламени, но отличны для неплоского фронта пламени, из-за наличия толщины фронта пламени. 33 Что дает основание ввести следующие два различных понятия: − скорость пламени; − скорость сгорания. Здесь скорость пламени - скорость, с которой пламя распространяется в неподвижной системе координат. Она может отличаться от скорости сгорания, например, в случае сферически распространяющегося пламени, зажженного центрально: в этом случае скорость пламени равняется скорости сгорания и газовой скорости расширения (расширение сожженных газов). Обзор основных моделей распространения ламинарного фронта пламени приведен в таблице 1.1 Таблица 1.1 - Основные модели расчета ламинарной скорости распространения фронта пламени № 1. 2. 3. Описание модели UЛ = µ ρ ИСХ ⋅ С Р ⋅ Т макс − Т В 1 , ⋅ Т В − Т 0 хСГ , где 𝜌𝜌исх – плотность исходного газа; СР – удельная теплоёмкость при постоянном давлении; 𝜇𝜇 – коэффициент теплопроводности; 𝜒𝜒сг – толщина зоны химической реакции. µ ω U Л = ⋅ ρ ИСХ ⋅ С Р ρ 1/ 2 ω = α ⋅ ρ 1/ 2 , , где α – коэффициент теплопередачи; 𝜌𝜌 – плотность газа; СР – удельная теплоёмкость; 𝜇𝜇 – коэффициент теплопроводности. T k ⋅ р ⋅D U Л = N ⋅ 0 ⋅ ∑ i i i Вi Tмакс 1/ 2 , Авторы Маллар – ЛеШателье [85,109,123] Линан, Вильямс [109] Тенфорд, Пиза [85,123] где 𝑝𝑝𝑖𝑖 – мольная доля горючего в свежей смеси; N – вычисленная мольная доля i-го активного вещества при равновесной температуре пламени Тмакс; Di – коэффициент диффузии i-го вещества в свежую смесь; Вi – безразмерный коэффициент, учитывающий рекомбинацию радикалов; ki – соответствующие константы скоростей реакции. 4. UЛ = 4 ⋅ T0 π ⋅ 2 ⋅ R ⋅δ , 3 ⋅ M ⋅ Tcp где Т0 – начальная температура газа; 𝑇𝑇𝑐𝑐𝑐𝑐 = 𝑇𝑇0 ⁄0.74(𝑇𝑇г − 𝑇𝑇0 ) условная средняя температур; М – молекулярный вес активных частиц; R – числовой множитель; 𝛿𝛿 - толщина пламени. Ван-Тиггелен [23,42,85] 34 Продолжение таблицы 1.1 5. 6. 7. 8. UЛ = Dcp T0 2τ reT p , где 𝐷𝐷𝑐𝑐𝑐𝑐 - диаметр атомов водорода; Т0 – начальная температура газа; 𝑇𝑇𝑝𝑝 - температура реакции; 𝜏𝜏𝑟𝑟𝑟𝑟 - время реакции. UЛ = ρ сг р ⋅ X H T0 , ρ 0 ( ρ 0 − ρ сг ) 2Tсг Гейдон, Вольфгард [23,42,75,85] Бартоломе, Мэнсон [75,85] где 𝜌𝜌0 и 𝜌𝜌сг – плотность газа и продуктов сгорания; ХН – мольная доля атомов водорода в продуктах сгорания; р - давление газа; Т0 и Тсг – начальная температура газа и температура сгорания. Семенова с доработкой 0 Зельдовича и где λ – теплопроводность; α0 – концентрация рабочего тела; ρ0 – Франкплотность исходного газа; L – теплотворная способность горючей Каменецкого [23,42,75,85,109, смеси; ω – скорость химической реакции. 123] 2 Луи, Мак Фарлен 𝑈𝑈л = [А1 + А2 ∙ (0,42 − 𝜒𝜒Н2 ) + А3 (0,42 − 𝜒𝜒Н2 ) ] ∙ 𝐴𝐴4 +𝐴𝐴5 (0.42−𝜒𝜒∙Н2 ) [75,85,109,123] ∙Т ∙ 𝑒𝑒 𝐴𝐴6 ∙𝜒𝜒Н2 𝑂𝑂 , UЛ = 2⋅λ a0 ⋅ ρ 0 ⋅ L Tммак ∫ ωdt = 2 2⋅λ (− E ) R ⋅ T f , Z ′ ⋅ e RT ⋅ E ⋅ (T f − T0 ) a0 ⋅ ρ 0 ⋅ с Р 𝑈𝑈 где Т𝑈𝑈 - температура несожженной смеси; 𝜒𝜒Н2 - молярная концентрация атомов H2 в несожженной смеси; 𝜒𝜒Н2 𝑂𝑂 - молярная концентрация атомов H2O, таким образом: 𝜒𝜒Н2 = 9. 10. 2(1−𝑓𝑓) 0.7905 �𝜆𝜆 0.2095 2+�1+ ; 𝜒𝜒Н2 O = 2𝑓𝑓 0.7905 �𝜆𝜆 0.2095 1+�1+ где 𝜆𝜆 - коэффициент избытка воздуха; 𝑓𝑓 - остаточная молярная концентрация газа. 𝛼𝛼 𝑡𝑡 Т′𝑈𝑈 𝑃𝑃𝑢𝑢 𝛽𝛽𝑝𝑝 𝑈𝑈Л = 𝑢𝑢л0 ∙ � � ∙ � � , 𝑇𝑇0 𝑃𝑃0 где 𝛼𝛼𝑡𝑡 = 1,26 ; 𝛽𝛽𝑝𝑝 = 0,26 ; 𝑢𝑢л0 = 217 см/с ; 𝑇𝑇0 = 291 𝐾𝐾; Р0 = 101325 Па Милтон,Кекк [97] 𝛼𝛼 𝑡𝑡(Н2) Юджим, Такено Т′𝑢𝑢 𝑃𝑃𝑢𝑢 𝛽𝛽𝑝𝑝 (Н2) 𝑈𝑈𝐻𝐻(Н2) = 𝑈𝑈0𝐻𝐻(Н2) ∙ � � ∙� � , [145] 𝑇𝑇0 𝑃𝑃0 где 𝑇𝑇0 = 291 𝐾𝐾; Р0 = 101325 Па = 1 атм = 0,1 МПа; α коэффициент недостатка воздуха; 𝑃𝑃𝑢𝑢 и Т′𝑢𝑢 – давление и температура для которой проводится расчет нормальной скорости сгорания, 𝛼𝛼𝑡𝑡(Н2) и 𝛽𝛽𝑝𝑝(Н2) определяются из выражений: 𝛼𝛼𝑡𝑡(Н2) = 1,54 + 0,026 ∙ (𝛼𝛼 − 1); 𝛽𝛽𝑝𝑝(Н2) = 0,43 + 0,003 ∙ (𝛼𝛼 − 1); 𝑈𝑈0𝐻𝐻(Н2) = 2,98 − (𝛼𝛼 − 1,70)2 + 0,32 ∙ (𝛼𝛼 − 1,70)3 . 35 11. Продолжение таблицы 1.1 𝛼𝛼 𝑡𝑡(СН4) Т′𝑧𝑧 𝛽𝛽 𝑝𝑝 (СН4) 𝑃𝑃𝑧𝑧 𝑈𝑈𝐻𝐻(СН4) = 𝑈𝑈0𝐻𝐻(СН4) ∙ � � ∙� � , 𝑇𝑇0 𝑃𝑃0 где 𝑇𝑇0 = 298 𝐾𝐾; Р0 = 101325 Па = 1 атм = 0,1 МПа; 𝛼𝛼𝑡𝑡(СН4) = 2.18 − 0.8 ∙ (𝛼𝛼 − 1); 𝛽𝛽𝑝𝑝(СН4) = −0.16 + 0.22 ∙ (𝛼𝛼 − 1); Хейвуд [113] 2 12. 𝑈𝑈0𝐻𝐻(СН4) = Вм + Вф ∙ �𝛼𝛼 − 𝛼𝛼ф � ; Вм = 0.409 м/с; Вф = −0.947 м/с; 𝛼𝛼ф = 1.08. 𝑇𝑇 𝛼𝛼 𝑇𝑇 𝑢𝑢𝑙𝑙 (𝛼𝛼, 𝑝𝑝, 𝑇𝑇, 𝑓𝑓) = 𝑢𝑢𝑙𝑙0 (𝛼𝛼) �𝑇𝑇 � 0 𝑝𝑝 𝛽𝛽𝑝𝑝 �𝑝𝑝 � 0 (1 − 𝛾𝛾𝛾𝛾), Верхельст [145] где 𝛼𝛼 - коэффициент избытка воздуха; 𝑓𝑓 - содержание остаточных газов (в единице объема) определяет состав смеси; 𝜂𝜂 и 𝑇𝑇 начальное состояние смеси; коэффициенты 𝛼𝛼𝑇𝑇 , 𝛽𝛽𝑝𝑝 и 𝛾𝛾 получены в текущих условиях; 𝑝𝑝0 и 𝑇𝑇0 - давление и температура при нормальных условиях; 𝑢𝑢𝑙𝑙0 (𝛼𝛼) - ламинарная скорость сгорания в нормальных условиях. log (𝑢𝑢 𝑙𝑙 ⁄𝑢𝑢 𝑙𝑙0 ) . log (Т⁄Т0 ) 𝑝𝑝 𝛽𝛽𝑝𝑝 Температурный коэффициент : 𝛼𝛼𝑇𝑇 = Коэффициент давления : 𝑢𝑢𝑛𝑛 ~𝑢𝑢𝑛𝑛0 �𝑝𝑝 � . 0 13. Коэффициент остаточного газа : 𝑢𝑢𝑛𝑛0 (1 − 𝛾𝛾𝛾𝛾). Королл, Кумар, 𝐷𝐷𝑇𝑇 1/2 𝜒𝜒 𝑇𝑇𝑢𝑢 𝛼𝛼 𝑇𝑇 𝑢𝑢𝑙𝑙 = 𝑢𝑢𝑙𝑙0 � � �1 − � � � , Боулес [101] 𝐷𝐷𝑇𝑇0 𝜒𝜒𝐿𝐿 298𝐾𝐾 где 𝐷𝐷𝑇𝑇 – коэффициент тепловой диффузии смеси; DT0 коэффициент тепловой диффузии смеси без окислителя; 𝜒𝜒 молярная концентрация окислителя в смеси; 𝜒𝜒𝐿𝐿 - ограничивающая концентрация окислителя, (предел воспламеняемости); 𝑇𝑇𝑢𝑢 температура несожженной смеси; 𝛼𝛼𝑇𝑇 - определяет температурную зависимость; 𝑢𝑢𝑙𝑙0 ламинарная скорость сгорания водородовоздушной смеси при температуре 298 K и давлении 0.1 МПа, определяемая по формуле: 𝑢𝑢𝑙𝑙0 = 0,00166𝜂𝜂5 − 0,053𝜂𝜂4 + 0,674𝜂𝜂3 − 4,251𝜂𝜂2 + 11,84𝜂𝜂 − 0,604, где 𝜂𝜂 - отношение моля водорода к окислителю, определяемое как: 2 𝜂𝜂 = 𝜆𝜆 , где 𝜆𝜆 = 1/𝛼𝛼; 𝛼𝛼 - коэффициент избытка воздуха. В настоящее время процесс исследования скорости распространения фронта пламени еще не закончен, так как не существует универсальной зависимости и формулы позволяющей достоверно точно определять скорость сгорания в условиях поршневого ДВС, тем более при работе на альтернативных и композитных топливах. Существуют более 30 моделей для расчета скорости распространения ламинарного фронта пламени, которые работают в 36 определенном исследуемом диапазоне и для определенных составов смеси. Ежегодно в ведущих зарубежных изданиях публикуется до 20-30 работ в данном направлении. И раз в год представляются 1-3 новые модели и зависимости для расчета сгорания различных топлив или модели адаптированные к новым условиям. 1.4.2 Модели турбулентной скорости распространения фронта пламени Турбулентная скорость распространения фронта пламени, в отличии от ламинарной скорости сгорания, зависит не только от свойств смеси, но, также, и от потока, геометрии и истории пламени. Поэтому различают скорость перемещения фронта пламени 𝑢𝑢𝑡𝑡𝑡𝑡 [23,42,75,85,101,109,123]. и массовую скорость сгорания 𝑢𝑢𝑡𝑡𝑡𝑡 В таблице 1.2 показаны основные модели для расчета турбулентной скорости распространения фронта пламени. Таблица 1.2 - Основные модели турбулентной скорости распространения фронта пламени № Авторы Описание модели Гулдер [119] 𝑢𝑢𝑡𝑡 = 𝑢𝑢𝑙𝑙 + 0.6𝑢𝑢́ 0.5 𝑢𝑢𝑙𝑙 0.5 𝑅𝑅𝑒𝑒𝑡𝑡0.25 , где 𝑢𝑢𝑙𝑙 - ламинарная скорость сгорания; 𝑢𝑢′ - скорость турбулентных пульсаций; 𝑅𝑅𝑒𝑒𝑡𝑡 - число Рейнольдса. 𝑢𝑢𝑡𝑡 Бредли [134] 2. �𝑢𝑢′ = 0,88(Ка ∙ 𝐿𝐿𝐿𝐿)−0.3 , где Le - число Льюиса; Ка - коэффициент Карловица, Ка = 0.157(𝑢𝑢′⁄𝑢𝑢𝑙𝑙 )2 𝑅𝑅𝑒𝑒𝑡𝑡−0.5 . 𝐴𝐴𝑡𝑡 𝐿𝐿𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 𝐷𝐷3 −2 Маттеус [127] 3. = � � , 𝐴𝐴 𝐿𝐿 1. 𝑙𝑙 𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 где 𝐴𝐴𝑡𝑡 и 𝐴𝐴𝑙𝑙 площадь турбулентного и ламинарного фронта пламени соответственно; Lmax и Lmin - внешнее и внутреннее длина фронта пламени; D3 - рекурсивное измерение поверхности пламени 𝑢𝑢′ 𝑢𝑢 𝐿𝐿 𝐷𝐷3 −2 𝑙𝑙 равное. 𝐷𝐷3 = 2.35 𝑢𝑢 ′ +𝑢𝑢 + 2.0 𝑢𝑢 ′ +𝑢𝑢 , или 𝑢𝑢𝑡𝑡 = 𝑢𝑢𝑛𝑛 � 𝐿𝐿𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 � 𝑙𝑙 𝑙𝑙 𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 . 37 4. 5. 1 4 Λ 𝑙𝑙 где 𝜏𝜏𝑙𝑙 - химический масштаб времени, определяемый как 𝜏𝜏𝑙𝑙 = 𝛿𝛿𝑙𝑙 ⁄𝑢𝑢𝑙𝑙 = 𝐷𝐷𝑇𝑇 / 𝑢𝑢𝑙𝑙 2 ; 𝐷𝐷𝑇𝑇 – коэффициент молекулярной диффузии при высокой температуре; A – постоянный коэффициент. 𝑇𝑇 3/2 𝜏𝜏𝑙𝑙𝑙𝑙 = 𝜏𝜏𝑙𝑙 ∙ 𝐿𝐿𝐿𝐿 −1 � 𝑇𝑇𝑏𝑏 � 𝑇𝑇 𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎 𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒𝑒 � 2𝑇𝑇 𝑏𝑏 𝑇𝑇𝑏𝑏 −𝑇𝑇𝑟𝑟 𝑇𝑇𝑟𝑟 �, где 𝜏𝜏𝑙𝑙 - химический масштаб времени; Le - число Льюиса; Такт температура активации; 𝑇𝑇𝑟𝑟 = 𝑇𝑇𝑢𝑢 + (𝑇𝑇𝑏𝑏 − 𝑇𝑇𝑢𝑢 )/𝐿𝐿𝐿𝐿 . 𝑢𝑢𝑡𝑡 = 𝑢𝑢𝑙𝑙 + 𝑢𝑢′ �− 𝑎𝑎 4 𝑏𝑏32 2𝑏𝑏1 2 𝑎𝑎 4 𝑏𝑏32 𝐷𝐷𝐷𝐷 + �� 2𝑏𝑏 𝐷𝐷𝐷𝐷� + 1 1/2 2 𝑎𝑎4 𝑏𝑏3 𝐷𝐷𝐷𝐷� �, где Da – число Дамкелера; константы пропорциональности в следующих выражениях: 𝐷𝐷𝑡𝑡 = 𝑎𝑎4 𝑢𝑢′ Λ ; 𝑢𝑢𝑡𝑡 (𝑅𝑅𝑅𝑅𝑡𝑡 → ∞, 𝑢𝑢′⁄𝑢𝑢𝑙𝑙 ) = 𝑏𝑏1 𝑢𝑢′ ; 𝑢𝑢 𝑡𝑡 𝑢𝑢 𝑙𝑙 7. Зимонт [137] 𝑢𝑢𝑡𝑡 = 𝐴𝐴𝐴𝐴′𝐷𝐷𝐷𝐷 = 𝐴𝐴𝐴𝐴′ �𝜏𝜏 ∙𝑢𝑢 ′ � ~𝑢𝑢′3/4 Λ1/4 𝑢𝑢𝑙𝑙 1/2 𝐷𝐷𝑇𝑇 −1/4 , 𝑟𝑟 6. Продолжение таблицы 1.2 1 4 𝐷𝐷 1/2 = 𝑏𝑏3 � 𝐷𝐷𝑡𝑡 � 𝑎𝑎4 , 𝑏𝑏1 и Липатников, Хомяков [123] Питерс [134] 𝑏𝑏3 ; где 𝐷𝐷𝑡𝑡 – коэффициент турбулентной диффузии; D - коэффициент молекулярной диффузии. 2 К ⋅Y 2 VT = 1 + 3 2 , UЛ LEu Скарлок, Гровер [42,85] где �𝑌𝑌� 2 - среднеквадратичное смещение элемента фронта пламени от среднего положения фронта пламени; LEu – Эйлеров масштаб турбулентности; К3 – общий коэффициент теплопроводности. 2 Щелкин B ⋅ u′ VT [85,89,109,113] , = 1 + UЛ U Л где В – числовой коэффициент близкий к единице; VT – турбулентная скорость распространения пламени; UЛ – ламинарная скорость распространения пламени; u’ – турбулентность потока. Дамкелер, u′ 9. − 2u′ U Л VT UЛ Карловиц [8,85] 1− e =1+ 1 − , UЛ UЛ u′ где VT – турбулентная скорость распространения пламени; UЛ – ламинарная скорость распространения пламени; u’ – турбулентность потока. 8. Рассматривая фронт турбулентного пламени нужно отметить, что турбулентный фронт пламени это сильно искривленное ламинарное пламя, а в условиях ДВС существуют зоны с различной степенью турбулентности. Поэтому для получения адекватных моделей турбулентного горения необходимо 38 учитывать и особенности распространения ламинарного фронта пламени. Следует отметить, что пламя может ускоряться (т.е. ширина фронта будет увеличиваться) или замедлятся (т.е. фронт пламени будет сглаживаться) и это зависит от скорости диффузии, в первую очередь, атомов Н (водорода) из фронта пламени в ТВС и её теплопроводности. Что показывает актуальность выбора водорода в качестве активного компонента композитного газового топлива. Как правило, приведенные модели очень сложно применить для практических расчетов, так как они обычно получены для стационарных и лабораторных условий и определить для них коэффициенты для условий в ДВС на практике не представляется возможным. 1.5 Методы расчета процесса горения в ДВС и массовая скорость сгорания 1.5.1 Массовая скорость сгорания В работах Кекка и Близарда [121] предложен механизм сгорания, состоящий из захвата во фронт пламени со скоростью 𝑢𝑢𝑙𝑙 , характерного размера турбулентности 𝑙𝑙𝑒𝑒𝑒𝑒 . Эти моли топлива должны гореть внутрь от поверхностного пламени и сгорать за время 𝜏𝜏 = 𝑙𝑙𝑒𝑒𝑒𝑒 ⁄𝑢𝑢𝑙𝑙 . С дополнительным предположением о распределении времени горения определенных турбулентных молей, они приводят известные уравнения для определения массы сгоревшей смеси: 𝑡𝑡 𝑚𝑚𝑏𝑏 = ∫0 �1 − 𝑒𝑒 −(𝑡𝑡−𝑡𝑡 где ′ )/𝜏𝜏 𝑡𝑡 �𝜌𝜌𝑢𝑢 𝐴𝐴𝑓𝑓 𝑢𝑢𝑙𝑙 𝑑𝑑𝑡𝑡 ′ = 𝑚𝑚𝑒𝑒 − 𝜏𝜏𝑚𝑚̇𝑏𝑏 , (1.7) 𝑚𝑚𝑒𝑒 = ∫0 𝜌𝜌𝑢𝑢 𝐴𝐴𝑓𝑓 𝑢𝑢𝑙𝑙 𝑑𝑑𝑡𝑡 ′ , 𝑡𝑡 𝑚𝑚̇𝑏𝑏 = � 𝑒𝑒 −(𝑡𝑡−𝑡𝑡 0 ′ )/𝜏𝜏 ∙ 𝜌𝜌𝑢𝑢 𝐴𝐴𝑓𝑓 𝑢𝑢𝑙𝑙 𝑑𝑑𝑡𝑡 ′ /𝜏𝜏 , где 𝑚𝑚𝑒𝑒 - несгоревшая масса, перед фронтом пламени; 𝐴𝐴𝑓𝑓 - область поверхности пламени; и 𝑚𝑚̇𝑏𝑏 - массовая скорость горения. Данная модель массового сгорания предполагает, что сгорание определяется по двум действиям: - сначала несгоревшая масса определена фронтом пламени количественно: 39 𝑚𝑚𝑒𝑒 = 𝜌𝜌𝑢𝑢 𝐴𝐴𝑓𝑓 𝑢𝑢𝑙𝑙 , - затем, определенные турбулентные участки горят во время, которое является функцией размера вихря и ламинарной скорости сгорания. Таким образом, массовая скорость горения определяется как: 𝑚𝑚𝑒𝑒 − 𝑚𝑚𝑏𝑏 𝑚𝑚̇𝑏𝑏 = . 𝜏𝜏 В России моделированием массовой скорости сгорания занимались многие ученые К.И. Генкин, К. Нейман, В.С. Иноземцев, В.К. Кошкин, Н.С. Акулов, И.И. Вибе и др. Знание именно массовой скорости сгорания позволяло оценить изменение теплоподвода по времени процесса сгорания и провести термодинамический расчет цикла. Обобщением характеристики теплоподвода является характеристика тепловыделения. Следовательно, основным направлением в моделировании процесса сгорания было установление закона тепловыделения, а наибольшую известность приобрел закон тепловыделения предложенный И.И. Вибе [9,23,27,47,107,112]: 𝜒𝜒 = 1 − 𝑒𝑒 ln(1−𝜒𝜒 𝑧𝑧 )∙� 𝜑𝜑 (𝑚𝑚 +1) � 𝜑𝜑 𝑧𝑧 , (1.8) где 𝜒𝜒𝑧𝑧 - доля активной сгоревшей смеси; 𝜑𝜑𝑧𝑧 - продолжительность процесса сгорания; 𝜑𝜑 - текущий угол от начала процесса сгорания; 𝑚𝑚 - показатель характера сгорания. В предложенной модели форма кривой задается двумя параметрами m и φz. Достоинство этой формулы в близком соответствии формы кривой реальным характеристикам тепловыделения и возможности широкого ее варьирования за счет подбора параметров. Эта формула может применяться как к однозонной, так и к двухзонной или многозонной модели - различие лишь в том, к какому объему относится подвод теплоты. К настоящему времени накоплен большой статистический материал о диапазоне параметров m и φz и их связи с особенностями конструкции и режимами работы двигателей. Так в работах [80,98] приводятся эмпирические зависимости, связывающие эти параметры с частотой вращения, температурой, давлением, коэффициентом избытка воздуха и остаточными газами. В данных работах эти зависимости даны для двух марок 40 двигателей, причем для каждого двигателя - свои. Этот пример наглядно показывает чисто эмпирический характер формулы Вибе и сложность в установлении универсальных закономерностей. 1.5.2 Обзор существующих методов расчета процесса горения в ДВС В настоящее время одним из перспективных направлений развития двигателестроения является применение добавки водорода к основному топливу. Из существующих литературных источников известно, что добавка водорода позволяет существенно улучшить как экономические, так и экологические показатели двигателя. Но, не смотря на предполагаемые преимущества, существует ряд факторов сдерживающих развития данного направления. Одним из таких факторов является сложность при проектировании новых ДВС с добавками водорода в топливно-воздушную смесь, что связанно, в первую очередь, с отсутствием надежной теоретической модели процесса сгорания. Начальным этапом проектирования двигателя является тепловой расчет. Он позволяет аналитическим путем определить основные параметры двигателя, а также дать необходимые исходные данные для последующих расчетов, таких как кинематический, динамический, прочностной и т.д. В связи со сложностью термодинамических процессов, протекающих внутри цилиндра, одной из основных задач является определение характеристики тепловыделения, которая также оценивает точность выбранной методики. Можно выделить три основные методики: 1. Идеальный теоретический цикл ДВС. 2. Методика Гриневецкого - Мазинга. 3. Методика И.И. Вибе. Первая теоретическом методика цикле теплового ДВС, расчета, относится к основанная начальному на идеальном этапу развития двигателестроения, когда данное направление техники только выделялось в отдельное направление науки. В указанной методике рабочий процесс 41 представлялся в качестве классических термодинамических процессов: адиабатного, изотермического, изобарного и т.д. Расчет производился по одному из известных термодинамических циклов, таких как цикл Отто или цикл Дизеля, а затем делался пересчет полученных результатов на действительные условия, при помощи двух поправочных коэффициентов для перехода от теоретических среднего индикаторного давления и КПД, к действительным [2,30,78]. Такая модель позволяет очень просто оценить предельные параметры цикла, такие как степень сжатия, степень расширения, а так же дает качественную картину влияния некоторых факторов на показатели рабочего цикла. Однако данный подход не отражает реальную картину процессов, протекающих в двигателе. Прежде всего, не учитывались переменный состав рабочего тела, теплоотвод и динамика подвода теплоты. Полученные, в ходе такого расчета, результаты не надежны. Следующим этапом стала, так называемая, методика Гриневецкого Мазинга. В ней, вместо двух поправочных коэффициентов, вводится целый ряд частных параметров, таких как скорость ТВС или воздуха на впуске, коэффициент очистки цилиндра, коэффициент дозарядки и т.д. для всех отдельных элементов теплового расчета [9,10,30,78]. Данные параметры были получены на основе анализа и обобщения экспериментальных данных различных ДВС. В данной методике учитывается не идеальность рабочего тела (зависимость теплоемкостей от состава и температуры), изменение химического состояния рабочего тела в процессе сгорания, гидравлические потери в процессах впуска и выпуска, суммарные тепловые потери в стенки и от неполноты сгорания, а иногда и диссоциация продуктов сгорания [2,5,30]. В отличие от анализа идеальных циклов, здесь можно рассматривать такие вопросы, как влияние коэффициента избытка воздуха через теплоемкости, распределение подвода теплоты и теплоотвода. Однако, характеристики подвода и отвода теплоты, предусматриваемые этой схемой, мало соответствуют действительным по характеру [9,10,30,78]. При расчете процесса сгорания принимается, что подвод теплоты в двигателе с 42 воспламенения от искры происходит по изохоре, а в двигателе с воспламенения от сжатия по изохоре и изобаре. Не учитываются такие параметры как угол опережение зажигания или впрыска и задержка воспламенения. Принимается, что подвод теплоты происходит в верхней мертвой точке. Принятая модель сгорания никак не учитывает продолжительность сгорания и скорость горения, в связи с этим, при оценке работы двигателя с использованием различных видов топлива, конечные параметры, например, максимальное давление цикла, будут зависеть только от энергетических особенностей топлива. Поэтому данная методика расчета удобна лишь для предварительной оценки предполагаемого уровня экономичности и нагруженности рассчитываемого двигателя. В настоящее время наибольшее распространение получила модель сгорания, предложенная И.И. Вибе, которая наиболее точно передает характер протекания реального процесса [9,23,27,30,47,107,112]. Расчет всего действительного рабочего цикла производится по углу поворота коленчатого вала. Отличительной особенностью теплового расчета рабочего цикла с использованием методики И.И. Вибе является нахождение значений давления и температуры газов в цилиндре двигателя для любого момента процесса сгорания. В расчете также учитываются угол опережения зажигания или впрыска топлива, характер, продолжительность и средняя скорость сгорания. Такой метод расчета позволяет определять с наибольшей точностью давление и температуру рабочего тела по углу поворота коленчатого вала, максимальную скорость нарастания давления газов и их работу в процессе сгорания. По этим параметрам можно вычислить, с наибольшим приближением к реальным условиям, давление и температуру газов в конце процесса расширения, среднее индикаторное давление, индикаторный КПД и другие показатели цикла. Также учитываются фазы газораспределения, позволяющие подобрать их оптимальные значения, согласно заданным параметрам. Общим недостатком последних двух методик является то, что они не связаны с конструктивными особенностями рассчитываемого двигателя: конструкция впускной и выпускной систем, количество и размер клапанов, форма 43 камеры сгорания. В связи с этим, в настоящее время разрабатываются программные комплексы, такие как Дизель-РК, WAVE Ricardo и AVL FIRE, которые позволяют учитывать такие особенности. Однако, для расчета процесса сгорания в большинстве таких программ, как в России, так и за рубежом, расчет процесса сгорания производиться по методике, предложенной Вибе. Методика расчета действительного цикла, предложенная И.И. Вибе, наиболее точно отражает характер протекания процессов внутри двигателя, позволяет достаточно быстро и с высокой степенью точности оценить параметры проектируемого двигателя. Методики теплового расчета И.И. Вибе и Гриневецкого - Мазинга были получены на основе обработки экспериментальных данных для номинального режима. В связи с этим, при использовании данных методик на других режимах, в частности, режиме холостого хода и режимах глубокого дросселирования, могут возникать серьезные погрешности. Работа на таких режимах характеризуется достаточно высокой неустойчивостью работы. Из-за снижения давления на впуске, происходит ухудшение очистки цилиндра и увеличивается количество остаточных газов. В связи с этим, ТВС горит медленнее, сгорание сдвигается на линию расширения, при этом возрастают тепловые потери. Данные особенности в тепловом расчете могут быть учтены, прежде всего, выбором необходимых параметров рабочего тела и при расчете процесса впуска. Уже при расчете сжатия возникают серьезные расхождения между расчетными и экспериментальными данными. Согласно данным, которые представлены С.А. Каргиным [29], расчетное значение давления в конце сжатия, полученное по методике Гриневецкого, составило 4,26 МПа, в то время как, экспериментальное – 3,213 МПа. Расхождение при этом составляет 32,6%. Это связано с идеализацией процесса подвода теплоты. Принимается, что подвод происходит мгновенно, без учета опережения воспламенения. Основную же сложность представляет расчет процесса сгорания. Методика Гриневецкого - Мазинга, как отмечалось ранее, не учитывает скорость горения и ее продолжительность. Это практически исключает возможность их учета при 44 расчете процесса сгорания на режимах холостого хода и глубокого дросселирования, который имеет большую длительность и подвержен большим неточностям. Частично данный момент может быть учтен коэффициентом использования теплоты 𝜉𝜉𝑧𝑧 , однако, проведенный анализ существующей литературы показал отсутствие конкретных значений данного параметра для рассматриваемых режимов работы двигателя. В методике Вибе, по сравнению с методикой Гриневецкого, учитывается не идеальность подвода теплоты и продолжительность процесса сгорания. Однако, применение ее для расчета режима холостого хода, имеет ряд сложностей. В связи с тем, что помимо значения коэффициента использования теплоты 𝜉𝜉𝑧𝑧 , неизвестными остаются продолжительность сгорания 𝜑𝜑𝑧𝑧 и показатель характера сгорания m. Указанные параметры невозможно определить теоретическим путем, они могут быть получены после анализа экспериментальных данных. Поэтому можно сделать вывод, что методика теплового расчета Вибе применима для расчета режимов холостого хода и глубокого дросселирования, при условии известных параметров 𝜉𝜉𝑧𝑧 , 𝜑𝜑𝑧𝑧 и m. 1.6 Постановка задач исследования Проведенный анализ научных исследований показал следующее: 1. при использования добавки водорода в газовое топливо происходит значительная интенсификация процесса сгорания, что значительно сказывается на характеристиках работы ДВС, особенно это заметно при работе на режимах глубокого дросселирования, как самых неблагоприятных по экономическим и экологическим показателям. Соответственно, применение газовых топливных композиций природного газа и водорода можно рассматривать как эффективное альтернативное топливо, в котором водород представлен в качестве активного компонента для регулирования процесса горения в условиях поршневого ДВС на газовом топливе; 45 2. наличие, у современных методов расчета параметров процесса сгорания, значительного несоответствия между расчетными и экспериментальными данными; 3. в основном, существующие расчетные модели рабочего процесса не учитывают такие параметры как скорость и интенсивность протекания химических реакций окисления во фронте пламени; 4. отсутствие закономерностей, связывающих между собой параметры характеристики тепловыделения с характеристиками распространения фронта пламени в ДВС на композитном газовом топливе; 5. перспективность использования метода ионизационных датчиков для исследования и прогнозирования параметров максимального давления и работы цикла; 6. отсутствие параметров зависимостей характеристики скорости тепловыделения распространения от состава пламени смеси и газового композитного топлива и режимных параметров работы поршневого ДВС в условиях глубокого дросселирования. 46 ГЛАВА 2. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ УСТАНОВКА. ПЛАНИРОВАНИЕ И МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ЭКСПЕРИМЕНТОВ Анализ состояния вопроса показал, что исследованию влияния добавок водорода на рабочий процесс в двигателе посвящено значительное количество, как теоретических, так и прикладных работ. Однако, в рассмотренных работах практически отсутствуют данные о влияние добавки водорода, как на рабочий процесс, так и на экономичность двигателя при работе на режимах холостого хода и глубокого дросселирования. Имеющиеся данные, полученные за последние несколько лет и посвященные применению водорода в ДВС, носят, в своем большинстве, отрывочный характер и не дают полноценной картины процессов, происходящих в двигателе [87]. C целью определения влияния состава композитного топлива, состоящего из водорода и природного газа, на экономичность двигателя, работающего на режимах глубокого дросселирования, были проведены исследования на одноцилиндровой установке и в условиях моторного стенда. 2.1 Экспериментальная установка 2.1.1 Экспериментальное оборудование с исследовательской установкой УИТ-85 Углубленное изучение процесса сгорания в ДВС производят, обычно, на одноцилиндровых установках, а также на специальных установках, где рабочий процесс воспроизводится в виде одиночных циклов. При этом, представляется возможным более однозначно контролировать и независимо изменять отдельные параметры рабочего режима (давление, температуру сжатия, температуру стенок, состав смеси) при сохранении неизменными всех прочих. Однако, установки одиночных циклов не всегда адекватно отражают влияние турбулентности и характеристик газообмена на процесс сгорания, а также не позволяют оценить влияние различных факторов на токсичность отработавших газов при условиях, 47 приближенных к работе реального транспортного ДВС. Поэтому, в представленной работе, для изучения основных характеристик процесса сгорания и взаимосвязи их с токсичностью отработавших газов использовалась специальная установка для изучения октановых чисел топлив УИТ-85 (рисунок 2.1) [46]. Рисунок 2.1 – Внешний вид установки УИТ-85 Данная установка объединяет в себе положительные качества установок для изучения одиночных циклов и, в тоже время, более приближена к условиям 48 транспортного ДВС. УИТ-85 представляет собой одноцилиндровый четырехтактный карбюраторный двигатель с изменяемой степенью сжатия, отношение хода поршня к диаметру цилиндра S/D = 1.35. Коленчатый вал приводится во вращение электромотором. Обороты поддерживаются постоянными, имеется два скоростных режима: 600 и 900 мин-1. Рабочая смесь приготовляется в простом одножиклёрном карбюраторе, гомогенность топливновоздушной смеси обеспечивается конструкцией подогреваемого впускного трубопровода. поддерживаются Влажность воздуха постоянными. Эти и температура особенности заряда конструкции на впуске позволяют максимально уменьшить неоднородность состава смеси от цикла к циклу, тем самым снизить межцикловую нестабильность (МЦН) работы двигателя, что особенно важно при изучении процесса сгорания. Кроме того, в камере сгорания имеется штатное место для установки магнитострикционного датчика для измерения детонации, что дает возможность замены этого датчика на другой, без каких-либо изменений в конструкции цилиндра. Конструкция УИТ-85 позволяет достаточно точно контролировать режимные параметры работы ДВС (температуру охлаждающей жидкости, степень сжатия, обороты, состав смеси, угол опережения зажигания) и изменять их независимо друг от друга. Это позволяет определять влияние на процесс сгорания и токсичность отработавших газов отдельно от того или иного фактора, т.е. установка позволяет воспроизводить режимы испытаний достаточно точно и может быть использована для изучения процесса сгорания. Поэтому на основании анализа известных исследований процесса сгорания в цилиндре ДВС с использованием датчиков ионизации и особенностей конструкции УИТ-85, в представляемой работе, данная установка была использована в качестве модели реального транспортного ДВС. Вместо магнитострикционного датчика детонации в камеру сгорания устанавливались исследовательские датчики. В соответствие с задачами исследования это тензометрический датчик давления и датчики ионизации различных конструкций. 49 Схема экспериментальной установки на базе УИТ-85 показана на рисунке 2.2. 1 - одноцилиндровая установка УИТ-85; 2 – карбюратор; 3 - система подачи и измерения расхода воздуха; 4 - система топливоподачи и измерения расхода топлива; 5 - датчик давления в камере сгорания; 6 - датчик ионизации; 7 - свеча зажигания; 8 - система регистрации искрового разряда; 9 - система сбора данных; 10 – газоанализатор; 11 - датчик положения коленчатого вала; 12 - электропривод коленчатого вала. Рисунок 2.2 – Схема экспериментальной установки УИТ-85 Основу экспериментального стенда составляет одноцилиндровая исследовательская установка УИТ-85 (позиция 1). Данная универсальная установка состоит из одноцилиндрового четырехтактного карбюраторного двигателя внутреннего сгорания с искровым зажиганием, электропривода коленчатого вала (позиция 12) с асинхронным двухскоростным электромотором переменного тока, служащего для запуска и поддержания постоянных оборотов двигателя, пульта управления с контрольно-измерительной аппаратурой и вспомогательного оборудования. Воздушный заряд на впуске подогревается электрическим нагревателем и имеет постоянную температуру 52°С, поддерживаемую с помощью датчика температуры с обратной связью. Основным агрегатом установки УИТ-85 является одноцилиндровый четырехтактный двигатель внутреннего сгорания с искровым зажиганием, с жидкостным термосифонно-испарительным охлаждением и устройством для бесступенчатого изменения степени сжатия. Двигатель устанавливается на специальную подставку, прикрепленную к фундаментной плите. Основными 50 узлами двигателя являются: картер, блок цилиндра, кривошипно-шатунный механизм и различные питающие системы. В механизм изменения степени сжатия входит направляющая и червячная передача, позволяющая перемещать головку и изменять степень сжатия от 4 до 10. Степень сжатия измеряется индикатором, установленным на головке цилиндра. В экспериментальной установке использовались следующие контрольные измерительные системы. Система измерения расхода природного газа. Подача сжатым природным газом в УИТ-85 осуществлялась с помощью специальной системы питания природным газом. Блок форсунок (БФ) состоял из трех тарированных объемным методом форсунок (ГОСТ Р 8.736-2011 «Измерения прямые многократные. Методы обработки результатов измерений.») [21]. Подробное описание разработанной схемы питания природным газом и тарировочные таблицы скважностью форсунок представлены в приложении А. Система измерения расхода водорода. Подача водорода в УИТ-85 осуществлялась с помощью специальной системы питания водородом. Блок форсунок состоял из двух тарированных объемным методом форсунок по ГОСТ Р 8.736-2011 [21]. Подробное описание разработанной схемы питания водородом и тарировочные таблицы скважностью форсунок представлены в приложении Б. Проведенная оценка погрешности расходов газа показала, что погрешность определения массового расхода природного газа и водорода не превышает 3%. Система измерения расхода воздуха. Для определения соотношения компонентов горючей смеси разработана и собрана система измерения расхода воздуха. Структурная схема системы представлена на рисунке 2.3. Для измерения массового расхода воздуха использовался термоанемометрический датчик расхода воздуха BOSCH 0 280 218 037. Датчик был доработан и предварительно откалиброван с помощью сужающего устройства на равномерном потоке. Кроме того, калибровка была проверена и уточнена в условиях работы двигателя с 51 используемой конфигурацией впускного трубопровода и ресивера. Проверка осуществлялась двумя способами: - объемным способом (по расходованию двигателем ограниченного объема воздуха при обеспечении постоянного давления на впуске); - сравнением с показаниями широкополосного датчика кислорода фирмы ETAS. Калибровочная кривая представлена на рисунке 2.4. 1- датчик массового расхода воздуха, 2 – ресивер. Рисунок 2.3 – Структурная схема системы измерения расхода воздуха Рисунок 2.4 – Калибровочная кривая датчика расхода воздуха 52 Система определения положения коленчатого вала. Для определения положения коленчатого вала использовался зубчатый диск с 60 зубцами и маркерами верхней и нижней мертвых точек, установленный на носке коленчатого вала. Для регистрации положения зубчатого диска и сохранения данных для индикаторных диаграмм использовался оптический датчик Honeywell H0A 0963T51. Датчик практически безинерционен для скоростей вращения, используемых в эксперименте и не вносит существенных погрешностей в определение положения коленчатого вала. Основная погрешность вносится неточностью изготовления зубчатого диска, шумом при записи сигналов и ошибками обработки данных, собранных с АЦП. С запасом принята погрешность определения положения коленчатого вала в 1,5 градуса поворота. На рисунке 2.5 показан зубчатый диск с оптическим датчиком. Для определения угла зажигания использовался электромагнитный датчик, установленный на высоковольтном проводе зажигания (рисунок 2.6). Рисунок 2.5 – Зубчатый диск и Рисунок 2.6 – Датчик искры оптический датчик положения коленчатого вала При прохождении высоковольтного импульса в цепи свечи зажигания датчик выдает сигнал, который преобразуется в прямоугольный и передается в систему сбора данных. Система мониторинга ионного тока. Для исследования процесса горения в камеру сгорания УИТ-85 были установлены датчики ионизации. 53 Схема установки датчиков ионизации в камеру сгорания показана на рисунке 2.7. Датчики ионизации устанавливались в двух зонах камеры сгорания: около свечи зажигания (датчик ионизации 1) и в максимально удаленной от свечи зажигания зоне (датчик ионизации 2). Первый датчик ионизации был установлен на расстоянии 7 мм от свечи зажигания, второй датчик ионизации был установлен рядом с датчиком давления, в диаметрально противоположной от свечи зажигания зоне, на расстоянии 80 мм от свечи зажигания. Таким образом, в данном эксперименте, с помощью регистрации ионного тока, оценивалась локальная (около свечи зажигания) и средняя (за время от искрового разряда до появления сигнала на удаленном датчике) скорости распространения пламени. 1 - свеча зажигания; 2 - датчик ионизации 1; 3 - датчик ионизации 2; 4 - датчик давления ДМВГ50. Рисунок 2.7 – Схема камеры сгорания УИТ-85 с датчиками ионизации На рисунке 2.8 показан внешний вид датчика ионизации, установленного рядом со свечей зажигания. На рисунке 2.9 представлен внешний вид датчика ионизации, установленного в удаленную зону камеры сгорания вместе с датчиком давления. Для использования датчиков ионизации разработана и изготовлена система возбуждения и мониторинга ионных токов в камере сгорания ДВС. Структурная схема системы показана на рисунке 2.10. Основной её элемент - это регулируемый источник постоянного напряжения (диапазон изменения выходного напряжения от 300 до 900 В). Источник питания оснащен неполярным конденсатором для снижения пульсация на выходе, т.к. измеряются малые токи. 54 Кроме того, обеспечивается возможность отключить источник питания от конденсатора и, используя его заряд, провести измерения, чтобы проверить вносимые источником питания помехи. 1 –датчик ионизации; 2 – центральный Рисунок 2.9 – Датчик ионизации, электрод свечи зажигания. установленный рядом с датчиком Рисунок 2.8 – Датчик ионизации, давления установленный рядом со свечей зажигания При этом соответствующая требуется контроль корректировка напряжения результатов, при на конденсаторе необходимости. и Для обеспечения регистрации ионного тока и обработки результатов измерений используется персональный компьютер. В силу конструктивных особенностей установки, точка заземления находится на корпусе, поэтому для обеспечения техники безопасности разработана система гальванической развязки высоковольтной цепи возбуждения ионного тока и сигнальной цепи, связанной с АЦП. Принципиальная схема аппаратной части регистрации ионного тока представлена на рисунке 2.11. Система индицирования (измерения давления в камере сгорания). Для анализа энергетических показателей процесса горения в ДВС разработана система индицирования. Данная система содержит следующие основные элементы: 55 - датчик давления, устанавливаемый в камеру сгорания и соответствующий требованиям по динамической погрешности и термостабильности; - усилитель сигнала датчика давления; - система определения положения коленчатого вала; - система регистрации данных. В исследованиях использован тензометрический датчик давления ДМВГ производства ООО «МВГ» с соответствующим усилителем сигнала. Данный датчик не требует охлаждения, термостабилен, высокое быстродействие обусловлено высокой частотой собственных колебаний – 20 кГц. 1 - Источник питания; 2 - Измерительный резистор; 3 – Осциллограф; 4 - датчик ионизации. Рисунок 2.10 – Структурная схема Рисунок 2.11 – Принципиальная схема регистрации сигналов ионного тока с системы мониторинга ионного тока гальванической развязкой Система сбора данных. Для регистрации и сохранения сигналов датчиков использована система сбора данных L-783M (производства L-Card). Универсальная высокоскоростная плата на шину PCI, обеспечивающая ввод аналоговых сигналов мегагерцового диапазона и ввод/вывод цифровых сигналов. Характеристики АЦП: 12 бит/ 3 МГц, 16 каналов. 56 2.1.2 Описание экспериментальной установки на двигателе ВАЗ-2111 На рисунке 2.12 приведена фотография двигателя с распределенным впрыском топлива и системой подачи водорода, рисунок 2.13. В исследованиях использован тензометрический датчик давления ДМВГ производства ООО «МВГ» с соответствующим усилителем сигнала. Рисунок 2.12 – Двигатель ВАЗ-2111 с Рисунок 2.13 – Система подачи распределенным впрыском топлива, водорода в двигатель ВАЗ-2111 с подготовленный к проведению распределенным впрыском топлива, исследований влияния водорода на обеспечивающая подачу водорода до процесс сгорания 10% от массы топлива Для проведения исследований на полноразмерных серийных двигателях ВАЗ, моторный бокс укомплектован тормозным устройством фирмы Schenk и оборудованием необходимым для проведения испытаний поршневых двигателей номинальной мощностью до 150 кВт, схема стенда представлена на рисунке 2.14. 57 Дополнительно стенд был оснащен электронной системой подачи природного газа фирмы LP GAZ. Подача водорода в двигатель производилась через впускной коллектор. При проведении испытаний, помимо стандартных показателей двигателя, предусмотренных ГОСТ 14846-81 «Автомобильные двигатели. Методы стендовых испытаний», производились измерения следующих показателей: - расхода воздуха 𝐺𝐺в ,кг/ч; расхода водорода 𝐺𝐺н , кг/ч; расхода природного газа 𝐺𝐺СПГ , кг/ч; температуры отработавших газов, на расстоянии одного метра от фланца выпускного коллектора двигателя в месте установки нейтрализатора 𝑇𝑇ог , °С. Н2 – водородный баллон, Пр. газ – баллон природного газа; М1, М2 - манометры соответственно высокого и низкого давления; БФ - блок форсунок; БУ – блок управления БФ; Р1 – редуктор газовый; КП – предохранительный клапан Рисунок 2.14 - Принципиальная схема бокса Расход природного газа определялся по показаниям контроллера двигателя, с применением программного обеспечения обработки данных «MSNEW» и с учетом поправки, определенной при тарировке форсунок объемным методом. 58 Тарировочные зависимости форсунок, подающих природный газ, и форсунок, подающих водород, приведены в приложении В. Расход воздуха определялся расходомером «ИРГА», соединенного с впускным трубопроводом посредством гасящей колебания емкостью объёмом 300 литров. Исследования проводились на стенде с двигателем ВАЗ-2111 как при степени сжатия 9.9 (базовая конфигурация), так и на степени сжатия 7,5, при применении специальной исследовательской пластины с датчиками ионизации (рисунок 2.15), что и снизило степень сжатия. Рисунок 2.15 - Пластина для измерения скорости распространения пламени в двигателе ВАЗ 2111, толщиной 4 мм, с местами установки датчиков ионизации Расположение датчиков ионизации. Исследования проводились на двигателе ВАЗ-2111 рабочим объемом Vh = 1.5л, степенью сжатия ε = 7.5, оборудованном пластиной, показанной на рисунке 2.15, с установленными в неё датчиками ионизации. Датчик давления был установлен в головке блока цилиндров (ГБЦ), в районе свечи зажигания. Расстояние от свечи зажигания до первого электрода, установленного под свечей зажигания, 15 мм, а до второго электрода, установленного у выпускного клапана, 45 мм от свечи зажигания. 2.2 Методика исследования Предварительный анализ сигналов ионного тока. Предварительный анализ сигналов необходим для выявления неправильной работы систем 59 регистрации параметрической (положение коленчатого вала, искры, расхода воздуха, расхода топлива) и исследовательской информации. При предварительном анализе оценивается наличие сигналов, соотношение сигнал – помеха, отклик сигналов на значительное изменение варьируемых факторов, а также поведение сигналов при отсутствии горения, обусловленном выключенной подачей топлива или зажигания. Пример осциллограмм с параметрическими и исследовательскими сигналами показан на рисунках 2.16 и 2.17 1 – сигнал с датчика массового расхода воздуха; 2 –сигнал с датчик поворота коленчатого вала. Рисунок 2.16 – Пример регистрации параметрических сигналов 1 – электропроводность на датчике, установленном в удаленной части КС; 2 – сигнал с датчика давления; 3 – сигнал с датчика искры зажигания; 4 – электропроводность на датчике, установленном у свечи зажигания. Рисунок 2.17 – Пример регистрации исследовательских сигналов 60 Оценка сигналов ионного тока и датчика давления. Анализ сигналов ионного тока, на данном этапе работы, производился по двум параметрам: времени от искрового разряда до начала сигнала τ и по амплитуде сигнала ионного тока (рисунок 2.18). Рисунок 2.18 – Параметры оценки сигнала ионного тока Сигналы датчика давления оценивались по максимальным значениям и времени от искры до максимума давления. Сбор и обработка сигналов. Для получения информации о горении в ДВС необходим статистический анализ и осреднение информации, полученной в каждом цикле на одном режиме. Для этого усреднялись не менее 50 циклов, записанных на одном режиме. При этом оценивалось распределение параметров оценки и межцикловое рассеяние. В подавляющем большинстве режимов наблюдалось нормальное распределение параметров оценки сигналов (рисунок 2.19). Если распределение значительно отличалось от нормального, принималось решение о повторе режима или исключении его из обработки. Варьируемые факторы. Варьируемыми факторами являются: - состав смеси (от богатой смеси (коэффициент избытка воздуха около 0,8) до пределов бедного горения с пропусками зажигания (коэффициент избытка воздуха около 1,3 – 1,4)); 61 - вид топлива (сжатый природный газ и водород с массовой долей до 15% от массы топлива); - обороты двигателя (600 или 900 мин-1). Рисунок 2.19 – Гистограмма распределения времени сигнала на датчике ионизации Методика испытаний на УИТ-85 заключалась в снятии регулировочных характеристик по составу смеси на двух скоростных режимах и с двумя видами топлива, а также при наличии добавок водорода в ТВС, т.е. основные химические факторы, влияющие на горение, варьировались при двух газодинамических режимах движения заряда в камере сгорания. 2.3 Оценка погрешностей измерений Для получения достоверной информации, по результатам экспериментов, была проведена оценка погрешностей прямых и косвенных измерений. Определение погрешностей экспериментальных данных осуществлялось по ГОСТ Р 8.736-2011 [21]. Погрешность прямых измерений складывается из не исключенной систематической погрешности и случайной составляющей погрешности измерений, т.е. погрешности определения «типового» сигнала 62 датчика. При этом, если составляющие погрешности различаются на порядок и более, то за погрешность измерения берется большая из погрешностей. Погрешности прямых измерений расходов природного газа, водорода и воздуха находились в пределах 𝛿𝛿𝐺𝐺СПГ = 1,7-2,1%, 𝛿𝛿𝐺𝐺Н2 = 1,2-1,9%, 𝛿𝛿𝐺𝐺воздуха = 2,7- 2,9%. К погрешности косвенных измерений можно отнести определение погрешности коэффициента избытка воздуха свежей смеси, которая находилась по методике представленной в работах [21,45], по формулам (2.1) и (2.2). ∆𝛼𝛼 = �� 1 𝐺𝐺г ∙𝑙𝑙 0 г +𝐺𝐺н ∙𝑙𝑙 0 н 2 � ∙ 𝑡𝑡𝛼𝛼 𝑆𝑆в 2 + � 𝐺𝐺𝐵𝐵 ∙𝑙𝑙 0 г 𝐺𝐺г ∙𝑙𝑙 0 г +𝐺𝐺н ∙𝑙𝑙 0 н 2 � ∙ 𝑡𝑡𝛼𝛼 𝑆𝑆г 2 + � 𝐺𝐺𝐵𝐵 ∙𝑙𝑙 0 н 𝐺𝐺г ∙𝑙𝑙 0 г +𝐺𝐺н ∙𝑙𝑙 0 н 2 � ∙ 𝑡𝑡𝛼𝛼 𝑆𝑆н 2 . (2.1) Относительная погрешность определялась в соответствии с формулой: 𝛿𝛿𝛼𝛼 = ∆𝛼𝛼 𝛼𝛼 , (2.2) В результате проведенных расчётов было получено, что суммарная относительная погрешность определения 𝛼𝛼 в диапазоне изменений измеряемых величин находится в пределах 𝛿𝛿𝛼𝛼 = 3,7-4,1%. Оценка погрешности прямых измерений электропроводности пламени и индикаторного давления осуществлялась по ГОСТ Р 8.736-2011 [21]. Для дальнейшего анализа была необходима проверка предположения о равной точности опытов во всех экспериментальных точках, т.е. полученные значения относительных ошибок справедливы для всех изученных режимов работы установки. Такая проверка осуществлялась с помощью статистического анализа. Для этого были найдены оценки дисперсии параллельных опытов, т.е. неоднократно повторяющихся на одном режиме работы установки. Параллельными являются осциллограммы рабочих циклов двигателя на одном режиме. Хотя между осциллограммами не происходит выключение установки, можно утверждать, что эти последовательные записи циклов отражают стохастический характер изменения параметров процесса сгорания. 63 За не исключенную систематическую погрешность была принята погрешность прибора. По паспортным данным погрешность определения параметров сигнала осциллографа составляет: − по времени – δtп = 0.01%, − по амплитуде – δIп = 0.3%. Анализ случайной составляющей погрешности измерений, в связи со стохастичностью процесса сгорания, проводился по методике Стьюдента [21,45], с доверительной вероятностью 0,95. Результаты оценки погрешности прямых измерений процесса сгорания в двигателе ВАЗ-2111 и УИТ-85 приведены в таблицах 2.1-2.2. Таблица 2.1 - Оценка случайной погрешности прямых измерений для УИТ-85 n, мин-1 УОЗ α Н2,% t1, мс δt1 ,% t2, мс 900 900 900 900 900 900 900 900 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 900 900 900 900 19 19 19 19 19 19 19 19 0 11 13 19 21 24 27 30 33 13 13 13 13 13 13 13 13 13 21 21 21 21 1,134 1,259 1,123 1,051 0,976 0,981 0,934 0,715 1,04 1,06 1,04 1,04 1,04 1,04 1,03 1,04 1,04 1,147 1,062 1,251 1,048 1,051 1,007 0,932 0,82 0,929 1,412 1,345 1,281 1,221 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1,68542 2,02018 1,55238 1,65234 1,48936 1,62258 1,58864 2,56304 1,91774 1,68769 1,69254 1,42188 1,44655 1,42222 1,38243 1,36588 1,38243 2,10976 1,65618 1,92658 1,74111 1,7 1,55128 1,74318 2,19778 1,63409 2,05 2,03263 1,92784 1,82083 0,123 0,308 0,365 0,45 0,131 0,093 0,169 0,151 0,246 0,27 0,581 0,344 0,452 0,705 0,257 0,52 0,285 0,276 0,191 0,204 0,096 0,318 0,345 0,236 0,265 0,157 1,502 0,406 2,311 0,904 5,67969 6,28349 5,28571 5,52617 5,56596 5,56344 5,60114 7,34783 8,31935 7,62154 7,67612 7,42188 7,14483 6,72593 6,55 6,00706 5,79189 8,09268 7,66854 7,83924 7,53667 7,64444 7,42821 8,00568 8,50444 7,61023 6,45 6,23263 5,96392 5,77292 δt2 ,% Рz, МПа δPz ,% 1,072 1,293 1,318 1,12 1,047 1,093 1,185 1,106 5,992 2,96 0,556 1,086 1,342 1,325 1,815 0,971 0,791 1,184 1,835 0,845 0,901 1,105 0,851 0,289 0,193 1,205 0,454 1,465 0,888 0,898 1,2875 1,0707 1,31 1,4329 1,4705 1,4824 1,37 1,0334 1,25 1,75 1,81 2,08 2,22 2,41 2,5 2,65 2,74 1,761 1,833 1,748 1,871 1,898 1,878 1,7 1,38 1,837 0,92 1,12 1,16 1,24 1,344 1,057 1,5 12,422 2,43 3,351 7,125 5,802 3,385 2,245 1,671 0,545 0,678 0,351 0,414 0,265 0,232 4,111 1,854 1,942 0,52 1,507 1,152 1,856 9,488 1,481 5,189 0,937 1,934 0,702 64 Продолжение таблицы 2.1 900 900 900 900 900 900 900 900 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 21 21 21 21 21 21 21 21 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 1,235 0,973 0,927 0,881 0,842 0,744 0,726 0,712 1,085 0,693 1,089 1,046 0,948 0,831 1,11 0,901 1,078 0,832 0,994 1,048 0,917 1,049 0,926 1,018 1,075 1,012 0,841 0,711 0,782 0,733 0,748 0,874 0,733 0,832 0,933 1,843 1,812 2,682 1,773 1,706 1,266 1,506 1,561 1,4461 1,5681 1,6631 1,5041 1,4361 1,2461 1,502 1,457 1,306 1,238 1,395 1,309 1,337 1,264 0 0 0 0 0 0 0 0 18,9794 18,3502 22,6763 16,3315 17,9884 20,0612 13,7481 13,9408 9,00854 14,4811 11,8831 4,46293 8,90384 7,35213 2,96829 4,70406 3,13887 0 4,35613 10,8674 9,23773 13,7508 4,78109 0 0,72383 0 0 30,8446 27,5564 60,109 24,5363 23,1534 0 19,0842 21,2966 21,312 15,3943 11,8789 14,4411 15,6671 21,6268 9,47273 10,6929 11,8806 15,2615 7,45394 4,62705 5,73594 4,83271 2 1,5 1,6 2,00577 2,33846 1,88364 2,7 3,2 1,17544 0,82045 0,93673 0,8625 0,83333 0,99615 0,9413 1,1 0,97955 1,005 1,25 1,09275 1,12558 1,41892 1,22286 1,37963 1,65 1,44 1,81961 1,24333 1,55625 2,085 1,61449 2,90811 1,64 1,63243 1,17544 1,19429 1,21277 1,27 1,24688 1,22969 1,04 1,13067 1 1,0378 1,28955 1,4122 1,22063 1,18987 0,88704 1,33793 1,23617 1,1661 1,01774 1,31667 1,38806 1,3254 1,34068 0,142 0,214 1,313 0,357 0,271 0,373 0,13 1,314 0,123 0,308 0,365 0,45 0,131 0,093 0,169 0,151 0,246 0,27 0,581 0,344 0,452 0,705 0,257 0,52 0,285 0,276 0,191 0,204 0,189 0,096 0,318 0,345 0,236 0,265 0,157 1,502 1,436 0,406 1,258 2,311 1,398 0,904 0,142 0,214 1,313 0,357 0,271 0,373 0,13 1,314 0,479 0,287 0,184 1,386 1,233 1,312 1,533 6,35 5,43 5,63 6,19712 6,63942 8,49545 8,72 8,79 5,4 6,92456 5,01591 5,45102 5,55938 5,48125 5,78846 5,88043 6,75 6,075 6,02 5,7 6,23043 6,40233 7,0027 6,73143 6,91111 7,35 7,225 8,52353 6,92667 7,8625 1,44 7,58406 10,2459 7,97164 7,55541 5,65429 5,98936 6,25 6,10313 5,93438 5,45 5,712 5,55 5,36829 6,24776 6,67317 6,0127 5,77595 4,96111 6,6069 6,2766 6,03051 5,53387 6,5381 6,8597 6,60317 6,69661 1,356 0,803 0,779 0,978 0,927 1,323 0,638 0,47 0,689 0,863 0,998 0,967 0,862 0,718 0,895 0,84 0,333 0,879 1,017 0,991 0,866 0,898 0,981 0,742 2,226 1,484 1,056 0,883 0,887 0,844 0,375 0,593 0,666 0,948 1,665 1,98 2,488 3,682 1,881 0,296 0,245 0,219 1,075 0,904 0,356 1,584 0,925 0,929 0,824 1,942 1,851 1,044 1,06 1,488 1,265 0,551 0,932 1,1 1,45 1,31 1,14 1,05 0,71 0,66 0,64 2,39 1,925 2,495 2,305 2,43 2,39 2,27 2,38 2,25 2,2 2,28 2,075 2,17 2,145 2,01 2,07 2,025 1,85 1,865 1,46 1,93 1,62 1,31 1,848 1,05 1,667 2 2,1 1,948 1,737 1,984 2,133 2,177 2,183 2,257 2,287 1,991 1,77 2,17 2,248 2,493 1,903 2,019 2,175 2,363 2,108 2,048 2,107 2,145 1,416 0,569 0,622 0,72 0,821 1,327 1,173 0,83 0,272 0,541 0,258 0,456 0,303 0,464 0,562 0,925 0,517 0,923 0,942 0,554 0,768 0,798 0,648 2,768 2,812 1,077 0,754 0,733 0,616 0,634 6,715 1,404 3,013 2,323 1,097 2,63 1,247 2,325 3,202 0,797 1,077 1,332 0,41 0,321 1,955 6,035 0,32 0,643 0,28 7,437 5,151 0,476 0,534 0,507 0,609 1,064 0,411 65 Продолжение таблицы 2.1 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 600 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 900 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 1,248 1,259 1,261 1,273 1,123 1,217 1,174 1,273 1,212 1,168 1,168 1,101 1,539 1,422 1,338 1,462 1,207 1,354 1,123 1,226 1,396 1,451 1,136 1,368 1,197 0,988 0,821 1,252 1,366 1,001 1,11 1,317 0,928 0,803 1,264 1,016 1,175 1,005 0,905 0,8403 0,769 0,867 5,46529 5,20825 5,36621 10,918 9,38448 10,0593 0 0 0 0 0 0 15,0343 15,0488 14,9723 9,98225 15,0145 10,0199 14,9932 10,039 5,07788 5,01146 10,0072 4,98868 8,88332 15,0237 5,02607 5,00795 0 9,98909 5,05255 0 10,3873 15,0095 0 4,99608 0 0 0 0 0 9,9915 1,29167 1,34043 1,23947 1,13043 1,09254 1,09672 1,61905 1,75714 1,61587 1,62 1,5 1,60615 1,10455 1,06052 0,97053 1,1753 0,86422 1,08187 0,83063 0,97628 1,28154 1,37206 0,93557 1,21881 0,97765 0,82979 1,6735 1,10905 2,13388 0,91567 1,0117 1,98277 1,05729 1,3059 1,75298 1,09185 1,49691 1,33794 1,49229 1,84289 2,825 1,84289 1,356 1,409 1,151 1,023 0,864 0,721 1,224 0,779 0,874 0,756 0,917 0,758 0,134 0,195 0,226 0,174 0,196 0,145 0,234 0,19 0,12 0,156 0,214 0,246 0,212 0,275 0,155 0,208 0,215 0,206 2,224 0,125 0,478 0,467 0,104 0,23 3,252 0,128 1,794 0,204 0,309 0,121 6,54792 6,64468 6,61842 6,02174 6,39254 6,53934 7,46429 7,65306 7,50794 7,56286 7,7 7,62769 5,57992 5,33377 5,1063 5,7081 4,7406 5,46667 4,60937 5,13316 6,0141 6,21569 4,98408 5,98097 5,11704 4,51537 6,41382 5,59845 7,18176 4,82009 5,30745 6,92923 5,01407 5,51695 6,59857 5,29031 6,2223 5,96125 6,2625 6,7803 8,20449 6,7803 0,86 1,016 0,887 0,963 1,035 1,024 1,124 0,981 0,816 1,011 0,875 0,836 0,588 0,615 0,893 0,834 0,925 0,631 0,768 1,018 0,973 1,105 0,946 0,872 0,784 0,682 0,896 0,803 0,845 0,787 0,899 0,929 0,71 0,711 0,758 0,824 0,663 0,713 0,712 0,82 1,124 0,792 Таблица 2.2 - Оценка случайной погрешности прямых измерений для двигателя ВАЗ-2111: а) с пластиной; б) штатная компоновка а) n, мин-1 УОЗ α Н2,% Рz, МПа δPz ,% 880 880 880 880 880 880 40 39 40 35 35 35 0,8 0,9 0,95 1 1,1 1,15 0 0 0 0 0 0 1,829 1,730 1,683 1,464 1,742 1,636 6,774 6,598 8,442 5,330 6,854 6,754 2,181 2,14 2,165 2,25 2,257 2,164 1,955 1,935 2,005 1,965 1,926 1,889 1,527 1,705 1,858 1,571 2,12 1,731 2,044 1,899 1,539 1,47 1,957 1,638 1,918 2,15 1,568 1,764 1,269 2,048 2,201 1,339 2,072 1,887 1,428 2,008 1,608 1,818 1,71 1,472 1,012 1,631 1,758 0,407 0,421 0,314 0,523 0,676 1,203 3,374 0,481 0,746 0,641 0,72 0,47 0,452 0,336 0,466 4,176 0,34 0,245 0,356 1,26 2,018 0,282 0,788 0,279 2,649 0,62 0,466 3,301 0,243 7,276 0,713 2,59 4,058 0,694 0,447 1,01 1,611 1,981 1,156 1,173 0,537 66 Продолжение таблицы 2.2а 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 35 35 38 35 40 45 40 40 40 38 35 35 42 35 35 30 32 35 35 40 40 40 40 42 42 42 40 42 42 40 40 42 42 42 1,2 1,25 1,3 0,9 1,35 0,751006 0,833283 0,914214 1,000778 1,082878 1,174038 1,26382 1,413839 0,9 1 1,1 1,2 1,3 1,05 0,829194 0,861663 0,941222 1,022441 1,111983 1,15669 1,197364 0,991477 0,865898 0,907244 0,953416 0,997082 1,086907 1,17802 0,950881 0 0 0 0 0 2,4503078 3,0848963 3,5738792 3,8266087 3,9877496 4,0647763 3,9793709 3,8763099 0 0 0 0 0 0 5,4906439 5,9012369 6,183833 6,2244796 6,1973228 6,1172556 6,1041117 6,7650826 3,649635 3,7807755 3,8974807 3,9055177 3,9627187 3,8266087 3,8974807 1,684 1,662 1,827 1,643 2,065 1,929 1,8 1,648 1,698 1,751 1,89 2,046 2,384 1,599 1,712 1,796 1,689 2,128 1,525 2,009 1,964 2,062 2,153 2,238 2,423 2,46 2,055 1,851 1,762 1,757 1,83 1,932 2,072 1,843 5,569 6,047 8,095 6,690 10,692 8,331 7,444 5,151 5,667 6,561 5,701 5,451 5,944 4,34 5,825 7,196 5,916 9,191 3,523 6,031 5,343 4,618 3,698 3,816 3,196 3,608 6,109 6,538 7,509 6,015 7,046 6,932 5,579 9,686 n, мин-1 УОЗ α Н2,% Рz, МПа δPz ,% 0,8 0,9 0,7 1 0,95 1,1 1,2 1,3 0,7 0,797 0,867 0,941 1,028 1,107 1,184 0 0 0 0 0 0 0 0 0 4,739 5,711 6,052 6,157 6,321 6,48 2,901 2,916 2,794 2,751 2,832 2,561 2,425 2,342 2,762 2,774 2,809 2,846 2,775 2,632 2,507 6,848 6,164 7,749 5,799 7,226 7,582 6,097 6,46 8,749 6,365 7,014 6,854 6,754 5,569 6,047 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 35 38 38 38 38 40 42 45 35 32 29 27 25 25 27 б) 67 Продолжение таблицы 2.2б 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 880 32 30 35 40 35 35 28 25 30 35 36 35 35 40 45 1,441 1,393 1,482 1,791 0,746 0,662 0,831 0,87 0,915 0,998 1,085 1,178 1,273 1,417 1,592 7,217 6,534 6,635 6,56 2,709 2,179 3,243 3,401 3,561 3,796 3,963 3,826 3,803 3,732 3,623 2,406 2,366 2,372 2,377 2,774 2,809 2,846 2,775 2,632 2,501 2,406 2,366 2,372 2,377 2,774 6,7 7,032 9,134 4,861 6,482 5,925 5,041 5,633 6,046 7,44 5,701 5,451 5,944 4,34 5,825 Применяемые при экспериментальных исследованиях датчики, позволяют определять продолжительность всех фаз сгорания и проводить оценку эффективности применения композитного топлива различного состава по индикаторным диаграммам давления. А методы статистической обработки полученных сигналов показывают высокую результатов экспериментальных исследований. достоверность полученных 68 ГЛАВА 3 РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТОВ И ИХ АНАЛИЗ 3.1 Экспериментальные исследования на установке УИТ-85 3.1.1 Средняя скорость распространения фронта пламени в УИТ-85 при работе на композитном топливе Скорость сгорания – важнейший параметр рабочего процесса ДВС, определяющий показатели эффективности и токсичности. В данной работе определена продолжительность основной фазы сгорания, соответствующая распространению фронта пламени практически через весь объем камеры сгорания, а также продолжительности 1-ой и 2-ой фаз сгорания. Разделение процесса сгорания на фазы было проведено согласно принятым в работах Соколика и Иноземцева [26,75] определениям: − первая фаза – определяется как время от подачи искры до момента, соответствующего отрыву давления от линии сжатия по индикаторной диаграмме, соответствует завершению формирования развитого фронта пламени из начального очага горения, возникшего между электродами свечи, и показывает начало активного тепловыделения в процессе сгорания; − вторая фаза – ее окончание определяется точкой максимума давления на индикаторной диаграмме, в ней происходит распространение турбулентного фронта пламени по большей части камеры сгорания, в результате чего сгорает основная часть ТВС; − третья фаза – фаза догорания, она протекает от точки максимального давления до завершения активного тепловыделения, которое характеризуется отсутствием влияние подвода теплоты на процесс расширения и показатель политропы расширения; − основная фаза – включает в себя 1-ю и 2-ю фазы сгорания, в ней происходит воспламенение и распространение турбулентного фронта пламени по всему объему камеры сгорания. Скорость пламени при сохранении скоростного режима двигателя, т.е. степени турбулизации заряда, может изменяться при изменении физико- 69 химических свойств ТВС. Физико-химические свойства смеси, состав, степень разбавления остаточными газами, наличие активизирующей добавки оказывают значительное влияние на скорость распространения ламинарного пламени. Как показано в работах [26,31,60,62,77], скорость распространения пламени в основной фазе сгорания может быть оценена по его электропроводности, которая, как известно из [50,77,93], отражает интенсивность протекания химических реакций во фронте пламени. В соответствии с теорией турбулентного горения газов, разработанной К.И. Щелкиным, турбулентная скорость зависит от нормальной скорости распространения пламени, что теоретически подтверждает влияние физико-химических свойств смеси на сгорание во всех фазах, что и определено в данной работе. Коэффициент избытка воздуха α, как один из важных факторов влияющих на эффективность и характеристикам токсичность процесса сгорания, определяемый по расхода воздуха и топлива на впуске, пересчитан в действительный коэффициент избытка воздуха αд с учетом степени разбавления остаточными газами и их свойствами, который определялся по известным формулам, представленным в работах В.Ф. Каменева. 3.1.1.1 Средняя скорость распространения фронта пламени в 1-ой фазе сгорания В данной работе 1-я фаза определялась по появлению сигнала ионного тока на датчике ионизации, расположенном в переходнике со свечей зажигания в 7 мм от электрода свечи. Как показали исследования и анализ литературы [5,10,32,75,141,142,147], продолжительность 1-ой фазы, при одинаковом искровом разряде, зависит от различных факторов: − химического состава смеси, влияющего на воспламеняемость ТВС и концентрацию активных радикалов в ядре пламени; 70 − турбулентности потока, обеспечивающей интенсивный подвод в зону горения свежей смеси и отвод тепла от очага воспламенения в свежую ТВС; − температуры и давления в момент воспламенения, которые определяют условия распространения пламени. Влияние турбулентности смеси оценивалось через влияние изменения скоростного режима, влияние температуры и давления в момент воспламенения оценивалось через изменения угла опережения зажигания (УОЗ), а влияние химического состава смеси определялось по изменению α и доли водорода в топливной композиции с природным газом. Скорость распространения пламени в 1-ой фазе сгорания определялась по экспериментальным данным, при помощи специально спроектированных датчиков ионизации. Средняя скорость распространения фронта пламени в 1-ой фазе сгорания определялась как: 𝑈𝑈1 = 𝑆𝑆1 𝑡𝑡 1 , м/с (3.1) где 𝑡𝑡1 − время возникновения ионного тока в датчике ионизации 1 (ИД-1), находящегося у свечи зажигания; 𝑆𝑆1 − расстояние от электрода свечи зажигания до датчика. Анализ скорости распространения фронта пламени в 1-ой фазе, т.е. от начала зажигания до появления импульса ионного тока на ИД-1 (рисунок 3.1) выявил, что они имеют четкую зависимость от состава ТВС, доли в ней водорода и скоростного режима двигателя. Из рисунка 3.1, где рассмотрено влияние изменения доли водорода в СПГ на среднюю скорость распространения фронта пламени в 1-ой фазе сгорания при скоростном режиме работы УИТ-85 n = 900 мин-1, УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7, видно, что увеличение доли водорода на каждые 5% дает прирост средней скорости распространения фронта пламени в начальной фазе сгорания примерно на 1 м/с. При этом максимальные значения соответствуют составу смеси близкому к стехиометрическому. 71 Из рисунка 3.2 видно, что с увеличением числа оборотов, влияние водорода на среднюю скорость распространения фронта пламени в начальной фазе сгорания несколько уменьшилось в зоне богатых смесей и составило примерно 0.7 м/с на каждые 5% добавляемого водорода. Максимум скорости также находится в районе стехиометрического состава смеси. Рисунок 3.1 - Зависимость средней скорости распространения фронта пламени в 1-ой фазе сгорания U1 от αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7, n = 600 мин-1 При этом, если рассмотреть внимательно рисунки 3.1 и 3.2 в диапазоне бедных смесей, то видно, что наибольшую прибавку к скорости дает именно первые 5% добавляемого водорода (для 600 мин-1 - 1.2 м/с, что составляет примерно 30%, а для 900 мин-1 - 1,5-2 м/с, что составляет примерно 35%). При дальнейшем увеличении доли добавляемого водорода его эффективность падает, так, в среднем, прирост скорости для 600 и 900 мин-1 составил 0.6-0.7 и 0.65-0.75 м/с соответственно. 72 Рисунок 3.2 - Зависимость средней скорости распространения фронта пламени в 1-ой фазе сгорания U1 от αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7, n = 900 мин-1 Уменьшение влияния турбулентности потока на продолжительность 1-ой фазы при обеднении смеси связано с тем, что с обеднением смеси значительно ухудшаются условия распространения пламени, а число обрывов цепей химических реакций увеличивается. При этом увеличение доли добавки водорода на 5, 10 и 15% значительно увеличивает число активных центров в очаге пламени, тем самым, повышая число химических реакций, что увеличивает интенсивность тепловыделения в очаге пламени и разогрев соседних слоев свежей смеси, что позволяет быстрее сформировать устойчивый фронт пламени [14,44,113,141]. Это подтверждается при рассмотрении влияния увеличения частоты вращения (турбулентности потока) на продолжительность 1-ой фазы при доле водорода 5, 10 и 15%. 73 3.1.1.2 Средняя скорость распространения фронта пламени в основной фазе сгорания Промежуток времени t, от искрового разряда до начала импульса проводимости на датчике ионизации, позволяет оценить значения средней скорости пламени в основной фазе сгорания. Очевидно, что скорость распространения пламени не может быть меньше скорости при прямолинейном движении фронта пламени от свечи к датчику. Поэтому, для определения характерной средней скорости фронта пламени в этой фазе сгорания достаточно поделить характерный размер КС, соответствующий пути распространения фронта пламени, на время t2: 𝑈𝑈осн = 𝑆𝑆2 𝑡𝑡 2 , м/с (3.2) где 𝑡𝑡2 − время возникновения ионного тока на датчике ионизации 2 (ИД-2), находящемся в противоположной от свечи зажигания зоне КС; 𝑆𝑆2 − расстояние от электрода свечи зажигания до ИД-2. Сгорание ТВС в КС проходит при постоянно изменяющемся давлении, температуре и объеме, что оказывает существенное влияние на скорость распространения пламени. [33,76,93] На рисунке 3.3 представлена зависимость средней скорости распространения фронта пламени в основной фазе сгорания от состава смеси при различных долях водорода с СПГ в композитном газовом топливе для УИТ-85, режим работы n = 600 мин-1, УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7. Из рисунка 3.3 видно, что увеличение доли водорода увеличивает среднюю скорость распространения фронта пламени в основной фазе сгорания, где наименьшее влияние водород оказывает в зоне богатых смесей, и прирост на каждые 5% добавляемого водорода составляет примерно 0.8-1.0 м/с, а в зоне бедных смесей 1.2-1.4 м/с. При этом максимум по составу смеси при увеличении доли водорода смещается в область бедных смесей, так для СПГ без водорода максимум находится в районе αд≈1.05, а с долей водорода 5, 10 и 15% он соответственно смещается до αд≈1.1, αд≈1.12 и αд≈1.15. Также увеличение доли водорода значительно расширяет предел 74 устойчивого сгорания при работе на бедных смесях, видно, что при работе на СПГ он соответствовал αд≈1.3-1.4, а при доле водорода 15% он стал составлять αд≈1.5-1.6. Рассмотрим влияние изменения доли водорода и СПГ в композитном газовом топливе на среднюю скорость распространения фронта пламени в основной фазе сгорания при частоте вращения 900 мин-1, представленное на рисунке 3.4. Из рисунка 3.4 видно, что с увеличением доли водорода увеличивается средняя скорость распространения фронта пламени в основной фазе сгорания, при этом наименьшее влияние водород оказывает в зоне богатых смесей, где для доли водорода в 5% происходит увеличение средней скорости распространения фронта пламени примерно на 1 м/с, а с ростом действительного коэффициента избытка воздуха в зоне бедных смесей влияние увеличивается и достигает 2 м/с. В тоже время, дальнейшее увеличение доли добавляемого водорода на каждые 5% от массы топлива приводит к росту средней скорости примерно на 1 м/с на всем исследуемом диапазоне составов смеси. Рисунок 3.3 - Зависимость средней скорости распространения фронта пламени в основной фазе сгорания Uосн от αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7, n = 600 мин-1 75 Рисунок 3.4 - Зависимость средней скорости распространения фронта пламени в основной фазе сгорания Uосн от αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7, n = 900 мин-1 Оценивая изменение средней скорости распространения фронта пламени при увеличении частоты вращения с 600 до 900 мин-1, следует отметить, что наибольшее влияние увеличения частоты вращения наблюдается в районе стехиометрического состава смеси, так в области богатых смесей (αд = 0.8-0.95) и бедных смесей (αд = 1.1-1.4) увеличение средней скорости составило 14-19%, в тоже время, а на составах смеси (αд = 0.95-1.1) прирост достигал 24-27%, как для СПГ, так и при доле водорода до 15%. 3.1.1.3 Средняя скорость распространения фронта пламени во 2-ой фазе сгорания Скорость распространения фронта пламени во 2-ой фазе сгорания определялась по экспериментальным данным по формуле (3.3): 𝑈𝑈2 = 𝑆𝑆2 −𝑆𝑆1 𝑡𝑡 2 −𝑡𝑡 1 , м/с (3.3) 76 где 𝑡𝑡1 и 𝑡𝑡2 − время возникновения ионного тока на датчиках ионизации ИД-1 и ИД-2 соответственно; 𝑆𝑆1 и 𝑆𝑆2 − расстояние от электрода свечи зажигания до ИД-1 и ИД-2 соответственно. Рассмотрим влияние изменения доли водорода и СПГ в композитном газовом топливе на среднюю скорость распространения фронта пламени во 2-ой фазе сгорания при частоте вращения 600 и 900 мин-1, представленные на рисунках 3.5 и 3.6 соответственно. Видно, что увеличение доли водорода увеличивает скорость распространения фронта пламени во 2-ой фазе сгорания на всем диапазоне αд, при этом, также следует отметить, что относительно минимальное влияние водорода наблюдается на богатых смесях, а при обеднении смеси влияние водорода на среднюю скорость распространения фронта пламени во 2-ой фазе сгорания увеличивается и при частоте вращения 600 мин-1 оно больше, чем при частоте вращения 900 мин-1. Рисунок 3.5 - Зависимость средней скорости распространения фронта пламени во 2-ой фазе сгорания U2 от αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7, n = 600 мин-1 77 Рисунок 3.6 - Зависимость средней скорости распространения фронта пламени во 2-ой фазе сгорания U2 от αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7, n = 900 мин-1 В среднем прирост средней скорости при изменении доли водорода с 0 до 5% для частоты вращения n = 600 мин-1 составляет примерно 7.6% при αд = 1 и 9% при αд = 1.2, а для n = 900 мин-1 8.2 и 8.5%, соответственно. При этом можно отметить, что дальнейшее увеличение доли водорода на каждые 5% приводит к увеличению средней скорости распространения пламени примерно на 1 м/с, что характерно как для частоты вращения 600 мин-1, так и 900 мин-1. Если сравнить влияние изменения доли водорода и влияние частоты вращения на среднюю скорость распространения фронта пламени во 2-ой фазе сгорания, то изменение доли водорода с 0 до 15% при работе на частоте вращения n = 600 мин-1 примерно соответствует своему влиянию на среднюю скорость распространения фронта пламени во 2-ой фазе при повышении частоты вращения с 600 до 900 мин-1 [62,66]. 78 3.1.2 Давление в цилиндре двигателя УИТ-85 при работе на композитном топливе 3.1.2.1 Индикаторное давление в цилиндре двигателя УИТ-85 при работе на композитном топливе Для оценки влияния состава газового композитного топлива и доли в нем водорода на показатели эффективности процесса сгорания проведем анализ индикаторных диаграмм по давлению, полученных усреднением последовательных циклов записываемых осциллографом в течении 10 сек на одном режиме работы. На рисунках 3.7 и 3.8 представлены индикаторные диаграммы давления по углу поворота КВ, полученные в процессе сгорания на УИТ-85 на режиме работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7, n = 900 мин-1 для различных αд и составов газового композитного топлива с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Из анализа индикаторных диаграмм давления мы видим, что увеличение доли водорода приводит к росту максимального давления в цилиндре двигателя, обеспечивает повышение интенсивности тепловыделения, тем самым достигается большая скорость нарастания давления. Причем, влияние водорода на улучшение динамики теплоподвода отчетливо видно как для составов смеси имеющих избыток кислорода, так и для составов смеси с недостатком кислорода, т.е. во всем диапазоне исследуемых составов смеси. Для большей наглядности влияния доли водорода в газовом композитном топливе на изменение давления в процессе сгорания, построим графики зависимости максимального давления от действительного коэффициента избытка воздуха с долей водорода в композитном топливе 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7, частота вращения n = 600 мин-1 и n = 900 мин-1 - рисунки 3.9 и 3.10 соответственно [33,57]. 79 а) б) Рисунок 3.7 - Индикаторные диаграммы давления P по углу поворота КВ φ в процессе сгорания для УИТ-85 при различных действительных коэффициентах избытка воздуха для композитного топлива: (а) СПГ = 100%; (б) СПГ = 95%, Н2 = 5%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7, n = 900 мин-1 80 а) б) Рисунок 3.8 - Индикаторные диаграммы давления P по углу поворота КВ φ в процессе сгорания для УИТ - 85 при различных действительных коэффициентах избытка воздуха для композитного топлива: (а) СПГ= 90%, Н2 = 10%.; (б) СПГ = 85%, Н2 = 15%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7, n = 900 мин-1 81 Из рисунка 3.9 видно, что при массовой доле 5% водорода в композитном топливе, максимальное давление в процессе сгорания повышается примерно на 0.2 МПа, в то время, как при увеличении доли водорода ещё на 5% максимальное давление повышается в среднем еще на 0.1 МПа. Рисунок 3.9 - Взаимосвязь максимального давления в камере сгорания Pz установки УИТ-85 с αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7, n = 600 мин-1 Таким образом, при увеличении доли водорода с 0 до 5, 10 и 15%, обеспечивается повышение давления в среднем на 0.18, 0.3 и 0.4 МПа соответственно, при неизменных остальных параметрах, таких как степень сжатия, угол опережения зажигания, частота вращения КВ. Данные результаты показывают, что увеличение доли водорода приводит к увеличению скорости сгорания ТВС, тем самым сгорание происходит быстрее в меньшем объеме КС, что и приводит к увеличению максимального давления и следовательно температуры в КС, приводя к росту концентрации NOх в отработавших газах [73]. 82 Анализ влияния изменения доли водорода в композитном топливе на максимальное давление в процессе сгорания (см. рисунок 3.9 и 3.10) показал, значительное увеличение максимального давления в цикле, что может повысить эффективность процесса сгорания. Так, оценивая влияние увеличение доли водорода с 0 до 10% в газовом композитном топливе для n = 900 мин-1 получено, что максимальное давление с долей водорода в 10% при αд ≈ 1.4 соответствует максимальному давлению без водорода при αд = 1. Рисунок 3.10 - Взаимосвязь максимального давления в камере сгорания Pz установки УИТ-85 с αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7, n = 900 мин-1 Данные результаты показывают возможность обеднения ТВС за счет добавки водорода при сохранении эффективности протекания рабочего процесса и полноты сгорания топлива. Таким образом, добавка 10% водорода от массы топлива позволяет расширить пределы эффективного обеднения смеси с αд ≈ 1.2 до αд ≈ 1.48. Пример осциллограмм давления для УИТ-85, приведен на рисунке 3.11, где можно видеть высокую цикловую повторяемость проводимых исследований. 83 а) б) в) г) Рисунок 3.11 – Осциллограммы изменения давления в УИТ-85: (а) СПГ=100%, αд = 1,014; (б) СПГ=95.1%, Н2=4.99%, αд = 1,029; (в) СПГ=90.01%, Н2=9.99%, αд = 1,009; (г) СПГ=84.98%, Н2=15.02%, αд = 0,992 84 3.1.2.2 Продолжительность основной фазы сгорания при работе на газовом композитном топливе В работе определено время распространения фронта пламени от свечи зажигания до точки максимального давления в цикле (Рz), т.е. продолжительность основной фазы сгорания. Как показали исследования и анализ литературы [15,28,49,93,107,108,126], продолжительность основной фазы, при одинаковом искровом разряде и форме КС, зависит от различных факторов: − химического состава распространения смеси, пламени в влияющего ТВС, на ламинарную продолжительность 1-ой скорость фазы и концентрацию активных радикалов в ТВС и фронте пламени; − турбулентности потока, обеспечивающей интенсивный подвод в зону горения свежей смеси, нагрев свежей ТВС и толщину турбулентного фронта пламени; − температуры и давления в момент воспламенения, определяющих начальные условия распространения фронта пламени. Влияние турбулентности смеси оценивалось через влияние изменения скоростного режима. Влияние температуры и давления, в момент воспламенения, оценивалось через изменения УОЗ, а влияние химического состава смеси определялось по изменению αд и изменению состава композитного топлива. Сгорание в основной фазе, помимо скорости распространения пламени, характеризуется продолжительностью активного тепловыделения и его величиной, которые определяются по индикаторной диаграмме давления. На рисунках 3.12 и 3.13 показано влияние изменения доли водорода и СПГ в композитном топливе на продолжительность процесса сгорания, оцениваемого по Рz, для УИТ-85 при частоте вращения n = 600 и n = 900 мин-1 соответственно, степени сжатия ε = 7 и УОЗ = 13оПКВ. Из рисунков 3.12 и 3.13 следует отметить, что увеличение доли водорода оказывает несколько большее влияние в зоне бедных смесей, где значительно расширяются пределы устойчивого сгорания. 85 Рисунок 3.12 - Влияние состава композитного топлива αд на продолжительность процесса сгорания tpz, оцениваемого по Рz. Режим работы: ε = 7, УОЗ=13оПКВ, n = 600 мин-1 Рисунок 3.13 - Влияние состава композитного топлива αд на продолжительность процесса сгорания tpz, оцениваемого по Рz. Режим работы: ε = 7, УОЗ=13оПКВ, n = 900 мин-1 86 Так при доле водорода в композитном топливе 15% , скорость сгорания при составе смеси αд = 1.5 больше, чем без добавки водорода при составах смеси αд = 0.9-1.0, что отражается и в общей продолжительности процесса сгорания. Таким образом, для режима работы при n = 600 мин-1, УОЗ = 13°ПКВ, αд = 1 и 1.3 продолжительность основной фазы составляет 9.78 и 10.23 мс соответственно, а для частоты вращения n = 900 мин-1 продолжительность основной фазы составляет 7.93 и 8.46 мс соответственно. Что соответствует при увеличении частоты вращения сокращению продолжительности основной фазы на 18.9% для αд = 1 и на 17.3% для αд = 1.3. Это связано с увеличением турбулентности заряда при увеличении частоты вращения и, следовательно, турбулентной скорости распространения пламени. Доля водорода в 5% значительно увеличивает число активных центров во фронте пламени, а также, как показано в работах [10, 89], атомы водорода активно диффундируют к фронту пламени, тем самым повышая число химических реакций во фронте пламени. Что увеличивает интенсивность тепловыделения во фронте пламени, повышает температуру сгорания и ускоряет сам процесс сгорания [4,38,56,63,77]. Это подтверждается при рассмотрении влияния увеличения частоты вращения, характеризующей турбулентность потока, на продолжительность основной фазы при 5% доле водорода. Так для n = 600 мин-1 при αд = 1 и αд = 1.3 продолжительность основной фазы составляет 8.84 и 8,86 мс, а для n = 900 мин-1 составляет 6.77 и 7.3 мс, соответственно. Что соответствует сокращению продолжительности основной фазы при увеличении частоты вращения на 23.4% для αд = 1 и 17.6% для αд = 1.3. Таким образом, доля водорода в 5% значительно сокращает продолжительность основной фазы. 3.1.2.3 Индикаторная работа в цилиндре двигателя УИТ-85 при работе на композитном топливе Проведенный анализ индикаторных диаграмм давления показал, что индикаторная работа в цилиндре (Li) двигателя УИТ-85, с учетом насосных 87 тактов впуска и выпуска, увеличивается при увеличении доли водорода в композитном газовом топливе. Так для более подробного сравнения, на рисунке 3.14 представлен график зависимости индикаторной работы в камере сгорания установки УИТ-85 от состава смеси при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%, при n = 900 мин-1, ε = 7, УОЗ = 13°ПКВ. Рисунок 3.14 – Зависимость индикаторной работы Li в камере сгорания установки УИТ-85 от αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: n = 900 мин-1, ε = 7, УОЗ=13°ПКВ Представленные результаты показывают, что увеличение доли водорода приводит к росту скорости сгорания ТВС, тем самым, сгорание происходит быстрее в меньшем объеме КС, что и приводит к повышению максимального давления и следовательно температуры в КС, приводя к увеличению работы цикла, рисунок 3.14. Это сказывается на значительном улучшение эффективности процесса сгорания при добавке водорода. Так увеличение доли водорода с 0 до 15% повышает работу цикла на 8% при αд = 1, на 9% при αд = 1.1 и на 11% при αд = 1.2, тем самым, улучшая мощностные показатели работы двигателя. А работа цикла на природном газе при αд = 0.9-1 соответствует работе цикла на 88 композитном топливе с долей водорода в 15% при составе смеси αд = 1,2-1,25 [57,71]. 3.1.2.4 Оценка влияния состава композитного топлива на характеристики процесса наполнения и количество подведенной теплоты в УИТ-85 При работе на газовых топливах значительно изменяются параметры наполнения, в связи с тем, что газовое топливо занимает часть объема во впускном трубопроводе. Соответственно, для адекватной оценки влияния состава газового композитного топлива на процессы тепловыделения и теплоподвода, оценим как влияет состав композитного топлива на характеристики процесса наполнения и на количество подведенной теплоты в УИТ-85. Для дальнейшего анализа и моделирования условий сгорания в УИТ-85 при работе на композиционном топливе, проведена оценка изменения давление в конце впуска Pa (рисунок 3.15) и коэффициента наполнения ηV от действительного коэффициента избытка воздуха αд (рисунок 3.16). Анализ давления в конце впуска выявил, что увеличение доли водорода несколько повышает его в среднем на 0,001 и на 0,003 МПа для частот вращения 900 и 600 мин-1 соответственно, что связано с уменьшением разряжения во впускном канале, но, в тоже время, добавка водорода снижает коэффициент наполнения, вытесняя часть воздуха, что отражено на рисунке 3.16. Меньшая зависимость снижения давления в конце процесса впуска от состава смеси, при меньших оборотах, объясняет более пологое изменение средних скоростей распространения фронта племени в 1-ой и основной фазах сгорания (рисунки 3.1 - 3.4), а также изменение максимального давления, которое при уменьшении коэффициента наполнения с увеличением оборотов также снижается (рисунки 3.7 - 3.10). В тоже время, увеличение частоты вращения увеличивает насосные потери во впускном трубопроводе, что сказывается на коэффициенте наполнения и 89 отражается снижением давления в конце процесса впуска. Так увеличение доли водорода на каждые 5% приводит к снижению коэффициента наполнения в среднем на 0,009 и на 0,006 для 600 и 900 мин-1 соответственно. Рисунок 3.15 - Зависимость давления в конце впуска Pa для установки УИТ-85 от αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режимы работы: n = 600 и n = 900 мин-1, ε = 7, УОЗ = 13°ПКВ Рисунок 3.16 - Зависимость коэффициента наполнения ηV для установки УИТ-85 от αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режимы работы: n = 600 и n = 900 мин-1, ε = 7, УОЗ = 13°ПКВ 90 Также проведена оценка зависимости подведенной теплоты Q от действительного коэффициента избытка воздуха αд и частоты вращения (рисунок 3.17), показавшая, что с увеличением доли водорода в композитном топливе доля подведенной теплоты снижается, как для 600, так и для 900 мин-1 соответственно. Рисунок 3.17 – Взаимосвязь количества подведенной теплоты Q в цилиндре двигателя УИТ-85 от αд при работе на композитном газовом топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режимы работы: n = 600 и 900 мин-1, ε = 7, УОЗ=13°ПКВ Приведенные результаты показали, что режим работы одноцилиндровой установки УИТ-85 соответствует режимам работы реального двигателя на режимах глубокого дросселирования и холостого хода. При этом увеличение доли водорода при неизменных параметрах впускной системы увеличивает давление в цилиндре двигателя при процессе наполнения, в связи с некоторым снижением газодинамических потерь, также, водород, вытесняя воздух больше, чем природный газ, снижает количество воздуха поступающего в цилиндр, что сказывается на уменьшение коэффициента наполнения, следовательно снижается и количество подведенной энергии с топливом в цилиндр двигателя, хотя энергоемкость топливной смеси, отнесенная к массе топлива, увеличивается. 91 При всех данных эффектах добавки водорода в композитное газовое топливо, наблюдается увеличение работы цикла, что показывает значимость знания законов теплоподвода и соответственно характеристики тепловыделения для процесса сгорания на режимах глубокого дросселирования [4,31,78]. 3.2 Экспериментальные исследования на двигателе ВАЗ-2111 3.2.1 Исследования влияния состава композитного топлива на процесс сгорания в условиях режима холостого хода на двигателе ВАЗ-2111 при степени сжатия 9,9 3.2.1.1 Регулировочная характеристика режима холостого хода на двигателе ВАЗ-2111 при работе на композитном топливе C целью определения влияния доли водорода в газовом композитном топливе на экономичность газового двигателя на режимах холостого хода (ХХ), были проведены исследования в условиях моторного стенда. Оценка влияния водорода на процесс сгорания природного газа и экономические показатели двигателя проводилась для трех различных составов композитного топлива: СПГ = 100% и при массовой доле водорода 4 и 6%. При этом производилось снятие регулировочных характеристик ДВС по составу смеси, изменение которого осуществлялось в диапазоне αд от 0,9 до 1,9. Частота вращения коленчатого вала поддерживалась постоянной и равнялась 880 мин-1. Угол опережения зажигания выбирался оптимальным по минимальному расходу природного газа. Полученные, в результате эксперимента, регулировочные характеристики представлены на рисунке 3.18. Из рисунка 3.18 видно, что увеличение доли водорода существенно сокращает расход газа при всех составах ТВС. Однако, при доле водорода в 6% по массе, снижение расхода составило в среднем 20% на богатых смесях и 37% на бедных. Это говорит о том, что наличие добавки водорода приводит к изменению физико-химических процессов, происходящих при сгорании ТВС, что значительно повышает равномерность работы двигателя, тем самым, позволяет 92 поддерживать режим холостого хода при большем дросселировании и при меньших значениях количества подведенной теплоты с топливом. Рисунок 3.18 - Регулировочные характеристики по составу смеси αд для двигателя ВАЗ-2111 на режиме ХХ, при n = 880 мин-1, УОЗ - оптимальный по расходу газа Как известно, индикаторный КПД двигателя, с точки зрения термодинамики, оценивается отношением количества теплоты, пошедшим на выполнение полезной работы, к количеству подведенной теплоты. Для оценки влияния добавки водорода на энергетические показатели двигателя, на рисунке 3.19 представлена зависимость подведенной теплоты в цилиндр ДВС с топливом Qt от действительного коэффициента избытка воздуха αд. Суммарное количество теплоты, подведённое с топливом определялось по формуле: 𝑄𝑄𝑡𝑡 = 𝑄𝑄г + 𝑄𝑄н = 𝐻𝐻𝐻𝐻г ∙ 𝐺𝐺г + 𝐻𝐻𝐻𝐻н ∙ 𝐺𝐺н , (3.4) где 𝐻𝐻𝐻𝐻г =48,49 МДж/кг, 𝐻𝐻𝐻𝐻н =120 МДж/кг - соответственно низшие массовые теплотворные способности природного газа и водорода; 𝐺𝐺г - расход природного газа; 𝐺𝐺н - расход водорода. Из рисунка 3.19 видно, что с увеличением доли водорода в композитном топливе доля подведенной теплоты снижается, подтверждая, тем самым, результаты, приведенные на рисунке 3.18, показавшие снижение расхода топлива. 93 Рисунок 3.19 - Зависимость подведенной теплоты Qt от αд для двигателя ВАЗ-2111 на режиме ХХ, при n = 880 мин-1, УОЗ - оптимальный по расходу газа На рисунке 3.20. представлена поверхность изменения расхода природного газа Gт в зависимости от действительного коэффициента избытка воздуха αд и доли водорода в процентах по массе для двигателя ВАЗ-2111 на режиме ХХ. Рисунок 3.20 – Поверхность изменения расхода природного газа Gт в зависимости от αд и доли водорода в процентах по массе для двигателя ВАЗ-2111 на режиме ХХ, при n = 880 мин-1, УОЗ - оптимальный по расходу газа 94 Данная поверхность была построена по полученным экспериментальным данным, с помощью программы MathСad. Аппроксимация результатов эксперимента производилась полиномом второго порядка. 3.2.1.2 Индикаторное давление в условиях режима холостого хода на двигателе ВАЗ-2111 при работе на композитном топливе В каждой точке регулировочной характеристики проводилось индицирование двигателя. При этом, снимались показания с тензодатчика, установленного в головке блока цилиндров, который фиксировал изменение давления в цилиндре и штатного датчика поворота коленчатого вала (ДПКВ). На рисунке 3.21 представлены типовые сигналы с датчиков. Рисунок 3.21 – Типовые сигналы с датчика давления и датчика ПКВ Для оценки влияния добавки водорода на экономические показатели двигателя и процесса сгорания, была проведена обработка данных, полученных с датчиков. Основные задачи обработки заключались в следующем: 95 1. Преобразование сигнала датчика ПКВ по времени в угол поворота коленчатого вала. 2. Дальнейшее преобразование сигнала с датчика давления из размерности Вольт в МПа. 3. Исключение аномальных значений. 4.Соотнесение значений давления в цилиндре двигателя с соответствующим значением поворота коленчатого вала. 5. Построение осредненной индикаторной диаграммы. Результаты эксперимента были представлены в виде массива данных. Обработка производилась с помощью программы Excel. На рисунке 3.22 представлены примеры графиков осциллограмм изменения давления, полученных с тензодатчика. Как видно из графика, сигнал представляет собой неразрывную кривую, включающую в себя ряд индикаторных диаграмм. В результате для каждой точки регулировочной характеристики был получен ряд отдельных индикаторных диаграмм. Дальнейшая обработка заключалась в обработке полученного ряда и построении средней индикаторной диаграммы. При анализе ряда диаграмм было выявлено, что встречаются отдельные диаграммы, у которых значении максимума давления Pz, а так же его положение относительно ВМТ существенно отличается от среднего. Было отмечено, что количество диаграмм, имеющих аномальное значение Pz, увеличивается с обеднением смеси. Такое различие обусловлено тем, что при работе двигателя на очень бедных смесях, увеличивается неравномерность рабочего процесса, а в условиях холостого хода, при которых проводился эксперимент, это способствовало появлению единичных циклов с пропуском зажигания, когда сгорание ТВС не происходило. Таким образом, индикаторные диаграммы с пропусками зажигания соответствуют компрессорной линии. Так же было замечено, что в циклах, следующих за пропуском воспламенения, происходит существенный рост Pz вызванный увеличением 96 количества ТВС в цилиндре. В связи с этим, диаграммы, следующие за пропуском воспламенения, а так же сами пропуски, исключались из дальнейшего анализа. а) б) в) Рисунок 3.22 – Осциллограммы изменения давления: (а) СПГ = 100%, αд = 1,07; (б) СПГ = 97.3%, Н2 = 2.7%, αд = 1,02; (в) СПГ = 95.97%, Н2 = 4.03%, αд = 1,002 97 По 7-10 индикаторным диаграммам, в зависимости от режима работы, производилось осреднение. На рисунке 3.23 представлен пример осредненных индикаторных диаграмм для различных действительных коэффициентов избытка воздуха αд и состава композитного топлива. Рисунок 3.23 – Экспериментальные индикаторные диаграммы для различных αд и состава композитного топлива по углу поворота КВ φ На рисунке 3.24 представлена взаимосвязь максимального давления в цилиндре двигателя Pz от действительного коэффициента избытка воздуха αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0 и 6% для двигателя ВАЗ-2111 в режиме холостого хода, при 880 мин-1 и УОЗ - оптимальный по расходу газа (в среднем для природного газа 38°ПКВ, а для композитного топлива с долей водорода приближается к 30°ПКВ). Из рисунка видно, что увеличение доли водорода снижает максимальное давление в цилиндре двигателя на составах смеси от богатых до αд = 1.35. 98 Рисунок 3.24 - Взаимосвязь максимального давления в цилиндре двигателя Pz от αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 4 и 6% для двигателя ВАЗ-2111 в режиме ХХ, при n = 880 мин-1 и УОЗ - оптимальный по расходу газа При этом, на участке по составу смеси от 0.8 до 1.1 снижение максимального давления в среднем составляет 0.15 МПа, это объясняется тем, что добавка водорода снижает неравномерность работы двигателя по цилиндрам, а следовательно, и связанные с этим потери мощности. 3.2.2 Исследования влияния состава композитного топлива на процесс сгорания в условиях режима холостого хода на двигателе ВАЗ-2111 при степени сжатия 7.5 Для оценки влияния добавки водорода в углеводородное топливо на характеристики рабочего процесса и скорость распространения пламени, проведена обработка полученных результатов экспериментальных исследований на двигателе ВАЗ-2111 на режиме холостого хода с пластиной, оборудованной датчиками ионизации [69,72]. Оценка влияния изменения доли водорода и СПГ в 99 композитном топливе на процесс сгорания и экономические показатели двигателя определялась на трех различных расходах водорода: 0, 0.02 и 0.03 кг/ч, что соответствовало составу композитного топлива СПГ = 100% и массовой доле водорода 4 и 6%. При этом производилось снятие регулировочных характеристик ДВС по составу смеси, изменение которого осуществлялось в диапазоне αд = 0.7 1.3. Частота вращения коленчатого вала поддерживалась постоянной и равнялась 880 мин-1, что соответствует частоте вращения холостого хода. Угол опережения зажигания выбирался оптимальным по минимальному расходу природного газа. Полученные в результате эксперимента регулировочные характеристики представлены на рисунке 3.25. Рисунок 3.25 - Регулировочная характеристика по составу смеси αд для двигателя ВАЗ-2111 в режиме ХХ, при n = 880 мин-1 и УОЗ - оптимальный по расходу газа Из рисунка 3.25 видно, что добавка водорода существенно сокращает расход топлива при всех составах ТВС. Частично это связано с увеличением концентрации водорода и снижением концентрации СПГ в композитном топливе. Однако, при расходе добавки водорода 0,02 кг/ч, что соответствует примерно 4% по массе, снижение расхода составило в среднем 20% на богатых смесях и 37% на 100 бедных. Это говорит о том, что наличие добавки водорода приводит к изменению физико-химических процессов, происходящих при сгорании ТВС. При этом, характер кривых остается неизменным. Происходит резкое сокращение в СПГ до αд = 1, после чего снижение является незначительным. На рисунках 3.26 и 3.27 представлены зависимости изменения средней скорости распространения фронта пламени от действительного коэффициента избытка воздуха и состава композитного топлива в двигателе ВАЗ-2111, оборудованного переходной пластиной для измерения скорости сгорания. Полученные результаты представлены в виде зависимости изменения средних скоростей распространения фронта пламени на участке от свечи зажигания до 1го датчика ионизации, расположенного в 15 мм от нее (U1) и на участке от свечи зажигания до 2-го датчика ионизации, установленного у выпускного клапана в 45 мм от нее (U2). Рисунок 3.26 - Зависимость средней скорости распространения фронта пламени U от αд для двигателя ВАЗ-2111, при работе на СПГ: U1 - на участке от свечи зажигания до 1-го датчика ионизации; U2- на участке от свечи зажигания до 2-го датчика ионизации 101 Из рисунка 3.26 видно, что средняя скорость распространения фронта пламени U2 выше. Это объясняется большим вкладом скорости распространения пламени в 1-ой фазе во 2-ю фазу сгорания. Как показали исследования, время прихода сигнала на датчик ионизации у выпускного клапана соответствует либо времени Pz, либо времени после Pz, что говорит о том, что пламя достигает 2-го датчика ионизации в завершающей стадии сгорания. В тоже время, в среднюю скорость распространения фронта пламени, на участке от свечи зажигания до 1-го датчика ионизации, расположенного под ней в 15 мм, вносит основной вклад время развития устойчивого очага горения. Рисунок 3.27 - Зависимость средней скорости распространения фронта пламени U от αд для двигателя ВАЗ-2111, при работе на композитном топливе с долей водорода 4%: U1 - на участке от свечи зажигания до 1-го датчика ионизации; U2на участке от свечи зажигания до 2-го датчика ионизации Из рисунков 3.26 и 3.27 видно, что доля водорода примерно равная 4%, по сравнению с СПГ = 100% не приводит к существенному повышению средней скорости распространения фронта пламени, как в бедных, так и богатых смесях. 102 Рассматривая результаты, приведенные на рисунке 3.28, можно отметить, что при доле водорода примерно равной 6%, по сравнению с результатами, представленными на рисунках 3.26 и 3.27, происходит увеличение средней скорости распространения пламени во всей области составов смеси, в которой проходили эксперименты. Рисунок 3.28 - Зависимость средней скорости распространения фронта пламени U от αд для двигателя ВАЗ-2111, при работе на композитном топливе с долей водорода 6%: U1 - на участке от свечи зажигания до 1-го датчика ионизации; U2на участке от свечи зажигания до 2-го датчика ионизации Также следует отметить, что на режиме холостого хода, при сильно забалластированных отработавшими газами топливных смесях, добавка водорода смещает максимум по скорости распространения пламени в область стехиометрического состава смеси, что позволяет говорить об активирующей способности водорода и возможности реализации режима ХХ при большей эффективности процесса сгорания. В ходе проведения экспериментов, помимо датчиков ионизации, в камере сгорания был также размещен датчик давления ДМВГ. На рисунке 3.29 103 представлены результаты исследования по влиянию состава композитного топлива на максимальное давление Pz в камере сгорания. Рисунок 3.29 - Взаимосвязь максимального давления в цилиндре двигателя Pz от αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 4 и 6% для двигателя ВАЗ-2111 в режиме ХХ, при n = 880 мин-1 и УОЗ - оптимальный по расходу газа Так из рисунка 3.29 видно, что добавка водорода в размере 4-6% на режиме холостого хода несколько увеличила максимальные значения по давлению, что частично можно объяснить тем, что угол опережения зажигания при добавке водорода варьировался от 39 до 42°ПКВ, а при работе на природном газе без водорода, угол варьировался от 33 до 35°ПКВ. А на рисунке 3.30 представлен пример осциллограмм изменения давления при работе на композитном топливе с различными с долями водорода для двигателя ВАЗ-2111 в режиме ХХ, где видно, что с увеличением доли водорода осциллограммы давления выравниваются и становятся больше по максимальной величине давления. 104 а) б) в) Рисунок 3.30 – Осциллограммы изменения давления: (а) СПГ=100%, αд = 1.044; (б) СПГ=96.27%, Н2=3.83%, αд = 1.045; (в) СПГ=93.77%, Н2=6.23%, αд = 1.069. Тем самым, сгорание с долей водорода 4-6% проходило ближе к верхней мертвой точке (ВМТ), что и объясняет увеличение давления в процессе сгорания. Также при степени сжатия 7.5, степень дросселирования значительно снизилась, что обеспечило более стабильное сгорание при работе на природном газе. 105 3.3 Концентрация оксидов азота и несгоревших углеводородов в отработавших газах двигателя работающего на композитном газовом топливе при глубоком дросселировании 3.3.1 Концентрация оксидов азота и несгоревших углеводородов в отработавших газах УИТ-85 Результаты экспериментальных исследований влияния изменения доли водорода в композитном газовом топливе на концентрацию оксидов азота (NOх), проведенные на установке УИТ-85 при степени сжатия ε = 7, угле опережения зажигания УОЗ = 13°ПКВ и частоте вращения коленчатого вала n = 900 мин-1, представлены на рисунке 3.31. Рисунок 3.31 - Зависимость концентрации оксидов азота NOx в отработавших газах для установки УИТ-85 от αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7; n = 900 мин-1 Анализ влияния доли водорода в композитном топливе на концентрацию NOх в отработавших газах показал, что в зоне богатых смесей оно практически отсутствует, а в области бедных смесей значительно возрастает, примерно на 700800 млн-1 при увеличении доли водорода на каждые 5%, причем максимум 106 сдвигается в область бедных составов, что показывает значительное повышение интенсивности процесса сгорания именно на бедных смесях. Результаты экспериментальных исследований влияния изменения доли водорода в композитном газовом топливе на концентрацию несгоревших углеводородов (СН), проведенные на установке УИТ-85 при степени сжатия ε = 7, угле опережения зажигания УОЗ = 13°ПКВ и частоте вращения коленчатого вала n = 900 мин-1, представлены на рисунке 3.31. Рисунок 3.32 - Зависимость концентрации несгоревших углеводородов CH в отработавших газах для установки УИТ-85 от αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7; n = 900 мин-1 Рассматривая влияние доли водорода в композитном топливе на концентрацию СН в отработавших газах, можно отметить значительное ее снижение во всем рассматриваемом диапазоне составов смеси примерно на 20-30 млн-1 при увеличении доли водорода на каждые 5%, а также, что при работе на СПГ в зоне αд = 1.4 наблюдается повышение выбросов СН, что говорит о наличии недогоревших СН за фронтом пламени и, следовательно, об ухудшении полноты сгорания, при этом с долей водорода 5, 10 и 15% такого эффекта не наблюдается. 107 3.3.2 Концентрация оксидов азота и несгоревших углеводородов в отработавших газах двигателя ВАЗ-2111 на режиме холостого хода Проведенный анализ влияния состава композитного топлива на токсичность отработавших газов по NOх и СН в двигателе ВАЗ-2111 на режиме ХХ, представленный на рисунке 3.33, показал, что увеличение доли водорода приводит к снижению токсичности как по NOх (рисунок 3.33а) так и по СН (рисунок 3.33б). Рассмотрим сначала рисунок 3.33б, где показаны зависимости концентрации СН в отработавших газах от действительного коэффициента избытка воздуха. Следует отметить, что водород стремительно снижает токсичность до αд ≈ 1.1, где на участке от 1.15 до 1.5 и от 1.1 до 1.7 для доли водорода 4 и 6% соответственно, наблюдается минимальная токсичность по СН в отработавши газах, причем снижение составляет 400 - 500 млн-1. Оценивая же снижения токсичности отработавших газов по NOх (рисунок 3.33а), следует подробнее остановится на вызвавших это причинах. Так общеизвестно, что образование оксидов азота в процессе сгорания на бедных смесях, в первую очередь, происходит по термическому механизму, предложенным Я.Б. Зельдовичем, в котором основными факторами являются температура и наличие свободного кислорода за фронтом пламени. Количество свободного кислорода за фронтом пламени оценивается по действительному коэффициенту избытка воздуха, а температура может быть оценена по индикаторному давлению в цилиндре двигателя из уравнения состояния реального газа, где большее давление при одном αд будет соответствовать большей температуре. Проведем анализ изменения максимального давления в цилиндре двигателя ВАЗ-2111 на режиме холостого хода (рисунок 3.24). Из рисунка видно, что увеличение доли водорода снижает максимальное давление в цилиндре двигателя во всем диапазоне исследуемых составов смеси в среднем на 0.1-0.15 МПа, это объясняется тем, что добавка водорода обеспечивает снижение оптимального угла опережения зажигания более чем на 10°ПКВ, что приводит к сгоранию 2-ой фазы на такте расширения при большем объеме и при меньшей 108 максимальной температуре цикла. Также при увеличении доли водорода снижается неравномерность работы двигателя по цилиндрам, а следовательно, и связанные с этим потери мощности. а) б) Рисунок 3.33 - Зависимости концентрации токсичных компонентов в отработавших газах двигателя ВАЗ-2111 на режиме ХХ от αд для композитного топлива с долей водорода 0, 4 и 6%, при n = 880 мин-1 и УОЗ - оптимальный по расходу газа: (а) концентрация оксидов азота NOx; (б) концентрации несгоревших углеводородов CH. 109 Полученные результаты по снижению токсичности отработавших газов по несгоревшим углеводородам в области бедных смесей показывают, что добавка водорода повышает скорость распространения пламени и интенсивность протекания процесса сгорания. Интенсивность протекания процесса сгорания можно оценить по электропроводности пламени, т.к. основным источником ионного тока проводимости являются ионы углерода, а при добавке водорода происходит снижение концентрации атомов углерода в ТВС, следовательно, характеристика изменения электропроводности пламени позволит оценить изменение интенсивности протекания химических реакций во фронте пламени при добавке водорода. 110 ГЛАВА 4 Композиция полученных результатов и возможность их практического применения 4.1 Характеристика тепловыделения для двигателей работающих на газовом композитном топливе Сгорание является сложным физико-химическим процессом. На большую часть показателей двигателя влияют не физико-химические особенности процесса сгорания, а закономерности тепловыделения и вызываемые им изменения давления и температуры в цилиндре. Ими определяются энергетические, экономические и экологические показатели цикла, статические и динамические нагрузки на детали и т.п. Для получения характеристики тепловыделения требуется специальная обработка индикаторной диаграммы, основанная на ряде допущений. Рассмотрим подробнее подходы для определения характеристики тепловыделения, предложенные в представленной работе [9,78,107,113]. Введенное с топливом в цикл тепло 𝑄𝑄цикл = 𝐺𝐺цикл ∙ 𝐻𝐻𝑢𝑢 , в процессе сгорания часть тепла идет на повышение внутренней энергии и совершение работы 𝑄𝑄акт = ∆𝑈𝑈 + ∆𝐴𝐴, и часть его теряется в окружающую среду, вследствие теплопередачи в стенки 𝑄𝑄пот и вследствие недогорания 𝑄𝑄нд = ∆Н𝑢𝑢 ∙ 𝐺𝐺𝑇𝑇 количество теплоты, потерянное вследствие химической неполноты сгорания. Соответственно количество выделившейся теплоты 𝑄𝑄цикл = 𝑄𝑄акт + 𝑄𝑄пот + 𝑄𝑄нд , (4.1) Под долей использованной теплоты в работе понимается отношение количества теплоты, идущей на повышение внутренней энергии и совершение работы 𝑄𝑄акт к количеству располагаемой теплоты топлива, поданного за один цикл в цилиндр двигателя 𝑄𝑄цикл , то есть: 𝜉𝜉 = 𝑄𝑄акт 𝑄𝑄цикл . (4.2) Таким образом, из индикаторной диаграммы, выявив зависимость изменения давления от объема цилиндра и используя уравнение первого закона 111 термодинамики, можно определить количество теплоты, выделившейся при сгорании топлива, то есть: 𝑑𝑑𝑑𝑑 = 𝑑𝑑𝑑𝑑 + 𝑑𝑑𝑑𝑑, (4.3) где 𝑑𝑑𝑑𝑑 = 𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝 - работа, совершённая над системой или работа, совершённая самой системой, однозначно определяемая из индикаторной диаграммы; 𝑑𝑑𝑑𝑑 = Т𝑑𝑑𝑑𝑑 – энергия, затраченная на изменение внутренней энергии. Изменение температуры Т определяется из уравнения состояния реального газа, принимая, с некоторой погрешностью, состав рабочего тела внутри цилиндра однородным: 𝑝𝑝 ∙ 𝑉𝑉 = 𝑍𝑍𝑟𝑟 (𝑝𝑝, 𝑇𝑇) ∙ 𝐺𝐺 ∙ 𝑅𝑅 ∙ 𝑇𝑇, (4.4) где 𝑝𝑝 - текущее давление; 𝑉𝑉 - текущий объем; 𝑇𝑇 - текущая температура; 𝑅𝑅 - газовая постоянная смеси газов; 𝐺𝐺 - вес газа; 𝑍𝑍𝑟𝑟 = 𝑍𝑍𝑟𝑟 (𝑝𝑝, 𝑇𝑇) - коэффициент сжимаемости реального газа. Текущую температуру в цилиндре двигателя определим как: 𝑇𝑇𝜑𝜑 = 𝑃𝑃𝜑𝜑 ∙𝑉𝑉𝜑𝜑 𝑍𝑍𝑟𝑟 ∙𝐺𝐺∙𝑅𝑅 , (4.5) где 𝑃𝑃𝜑𝜑 , 𝑉𝑉𝜑𝜑 - давление и объем камеры сгорания, соответствующие расчетному углу φ; G - вес рабочего тела внутри цилиндра. Для решения представленного уравнения рассчитываем объем над поршнем, в зависимости от угла ПKB, по формуле: 𝑉𝑉𝜑𝜑 = 𝑉𝑉𝑐𝑐 + 𝑉𝑉ℎ 2 1 �(1 − 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐) + (1 − 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐)� . (4.6) 𝜆𝜆 Вес рабочего тела внутри цилиндра: 𝐺𝐺 = 𝐺𝐺𝐵𝐵 + 𝐺𝐺𝑇𝑇 = 𝐺𝐺́𝐵𝐵 + 𝐺𝐺𝑂𝑂 + 𝐺𝐺𝑇𝑇 , (4.7) где 𝐺𝐺́𝐵𝐵 - вес воздуха, всасываемого двигателем, кг; 𝐺𝐺𝑂𝑂 - вес остаточных газов, кг; 𝐺𝐺𝑇𝑇 - вес топлива, кг. Газовая постоянная определяется как сумма газовых постоянных компонентов ТВС и сгоревшей смеси: 𝑅𝑅𝑅𝑅смеси = (𝑅𝑅𝑅𝑅1 𝑚𝑚1 + 𝑅𝑅𝑅𝑅2 𝑚𝑚2 + ⋯ + 𝑅𝑅𝑅𝑅𝑛𝑛 𝑚𝑚𝑛𝑛 )⁄(𝑚𝑚1 + 𝑚𝑚2 + ⋯ + 𝑚𝑚𝑛𝑛 ), (4.8) где 𝑅𝑅𝑅𝑅𝑗𝑗 - индивидуальная газовая постоянная 𝑗𝑗-й компоненты; 𝑚𝑚1 , 𝑚𝑚2 , … , 𝑚𝑚𝑛𝑛 масса каждой компоненты газовой смеси. 112 В начале процесса горения газовая постоянная может быть принята равной газовой постоянной смеси воздуха и газового топлива. По мере протекания процесса горения, значение газовой постоянной будет приближаться к значению газовой постоянной продуктов сгорания. Соответственно, для композитного газового топлива формула для расчета газовой постоянной в процессе сгорания на участке 1-2 - это участок на индикаторной диаграмме между двумя соседними показаниями датчика давления, где 1 это показания в начале рассматриваемого интервала, а 2 в конце и т.д., т.е. с шагом 0.05 мс, что соответствует n = 900 мин-1, УОЗ = 0,27°ПКВ, будет выглядеть следующим образом: 𝑅𝑅1−2 = (1 − 𝜒𝜒0−2 ) ∙ 𝑅𝑅св.см. + 𝜒𝜒0−2 ∙ 𝑅𝑅сгор , (4.9) где 𝑅𝑅св.см. - газовая постоянная свежей смеси; 𝑅𝑅сгор - газовая постоянная продуктов сгорания; 𝜒𝜒0−2 - доля сгоревшего топлива к рассматриваемому моменту времени. Составляющие в формуле для расчета газовой постоянной (4.9), такие как газовая постоянная свежей смеси и газовая постоянная продуктов сгорания, рассчитываются по следующим формулам: 𝑅𝑅св.см. = 𝑅𝑅СПГ ∙ 𝐺𝐺СПГ + 𝑅𝑅Н2 ∙ 𝐺𝐺Н2 + 𝑅𝑅возд ∙ 𝐺𝐺возд + 𝑅𝑅сгор ∙ 𝛾𝛾г ∙ �𝐺𝐺СПГ + 𝐺𝐺Н2 + 𝐺𝐺возд � 𝐺𝐺СПГ + 𝐺𝐺Н2 + 𝐺𝐺возд + 𝛾𝛾г ∙ �𝐺𝐺СПГ + 𝐺𝐺Н2 + 𝐺𝐺возд � , где 𝑅𝑅СПГ = 467,87 Дж/(кг ∙ K), 𝑅𝑅Н2 , 𝑅𝑅возд и 𝑅𝑅ОГ - газовые постоянные природного газа, водорода, воздуха и отработавших газов соответственно; 𝐺𝐺СПГ , 𝐺𝐺Н2 , 𝐺𝐺возд вес природного газа, водорода и воздуха, а 𝛾𝛾г - коэффициент остаточных газов; 𝑅𝑅сгор = 𝑅𝑅СО ∙ 𝐺𝐺СО + 𝑅𝑅СО2 ∙ 𝐺𝐺СО2 + 𝑅𝑅Н2 ∙ 𝐺𝐺Н2 + 𝑅𝑅Н2О ∙ 𝐺𝐺Н2О + 𝑅𝑅𝑁𝑁2 ∙ 𝐺𝐺𝑁𝑁2 + 𝑅𝑅𝑂𝑂2 ∙ 𝐺𝐺𝑂𝑂2 , 𝐺𝐺СО + 𝐺𝐺СО2 + 𝐺𝐺Н2 + 𝐺𝐺Н2О + 𝐺𝐺𝑁𝑁2 + 𝐺𝐺𝑂𝑂2 где 𝑅𝑅СО , 𝑅𝑅СО2 , 𝑅𝑅Н2 , 𝑅𝑅Н2О , 𝑅𝑅𝑁𝑁2 и 𝑅𝑅𝑂𝑂2 - газовые постоянные угарного газа, углекислого газа, водорода, водяного пара, азота и кислорода соответственно; 𝐺𝐺СО , 𝐺𝐺СО2 , 𝐺𝐺Н2 , 𝐺𝐺Н2О , 𝐺𝐺𝑁𝑁2 и 𝐺𝐺𝑂𝑂2 - вес компонентов продуктов сгорания углекислого газа, водорода, водяного пара, азота и кислорода соответственно. Соответственно текущая температура в цилиндре двигателя может быть определена по формуле (4.5). 113 Состав и теплофизические параметры природного газа, воздуха и компонентов продуктов сгорания необходимые для определения газовой постоянной и теплоемкости представлены в таблице 4.1 и 4.2, результаты взяты из следующих источников [12,22,30,49]. Таблица 4.1 - Состав и теплофизические параметры природного газа Компоненты природного газа Объемная доля Массовая доля Метан, CH4 0,9 0,813423572 Этан, С2Н6 0,0296 0,050456576 Пропан, C3H8 0,0017 0,004291358 Бутан, С4Н10 0,0055 0,018553567 Пентан, С5Н12 0,0042 0,018049027 Водород, H2 0,0014 0,000158565 Угарный газ , CO 0,0014 0,002206449 Углекислый газ , CO2 0,0047 0,011703495 Азот, N2 0,0515 0,081157392 Таблица 4.2 - Теплофизические параметры воздуха и отработавших газов Компоненты газовой смеси Метан, CH4 Этан, С2Н6 Молярная масса, 𝜇𝜇 г/моль Индивидуальная газовая постоянная R, Дж/(кг*K) 16,04 518,3 𝜇𝜇Ср = 3,422 + 17,845 ∙ 10−3 ∙ 𝑇𝑇 − 4,165 277 𝜇𝜇Ср = 1,375 + 41,852 ∙ 10−3 ∙ 𝑇𝑇 − 13,827 30,07 Теплоемкость, Дж/моль*град 𝜇𝜇С𝑉𝑉 = 𝜇𝜇Ср − 𝜇𝜇𝑅𝑅 ∙ 10−6 ∙ 𝑇𝑇 2 ∙ 10−6 ∙ 𝑇𝑇 2 Пропан, C3H8 44,1 189 𝜇𝜇Ср = 0,41 + 64,71 ∙ 10−3 ∙ 𝑇𝑇 − 22,582 Бутан, С4Н10 58,12 143 𝜇𝜇Ср = 4,357 + 72,552 ∙ 10−3 ∙ 𝑇𝑇 − 22,145 𝜇𝜇Ср = 3,14 + 100,532 ∙ 10−3 ∙ 𝑇𝑇 − 35,56 Пентан, С5Н12 72,15 103,4 Водород, H2 2,02 4,124 Угарный газ , CO 28,01 297 ∙ 10−6 ∙ 𝑇𝑇 2 ∙ 10−6 ∙ 𝑇𝑇 2 ∙ 10−6 ∙ 𝑇𝑇 2 𝜇𝜇Ср = 6,62 + 0,81 ∙ 10−3 ∙ 𝑇𝑇 𝜇𝜇Ср = 6,79 + 0,98 ∙ 10−3 ∙ 𝑇𝑇 − 0,11 ∙ 10−3 𝑇𝑇 2 114 Продолжение таблицы 4.2 Углекислый газ, CO2 44,01 188,9 Азот, N2 28,01 296,8 Кислород, O2 32,0 𝜇𝜇Ср = 10,55 + 2,16 ∙ 10 −3 2,04 ∙ 10−3 ∙ 𝑇𝑇 − 𝑇𝑇 2 𝜇𝜇Ср = 6,66 + 1,02 ∙ 10−3 ∙ 𝑇𝑇 259,8 𝜇𝜇Ср = 6,26 + 2,746 ∙ 10−3 ∙ 𝑇𝑇 − 0,77 𝜇𝜇Ср = 8,22 + 0,15 ∙ 10−3 ∙ 𝑇𝑇 + 1,34 ∙ 10−6 Водяной пар, Н2О 18,02 461,5 Воздух 28,98 286,9 ∙ 10−6 ∙ 𝑇𝑇 2 ∙ 𝑇𝑇 2 𝜇𝜇С𝑉𝑉 = 22,387 + 1,449 ∙ 10−3 ∙ 𝑇𝑇 Средняя мольная теплоемкость рабочей смеси в конце сжатия складывается из теплоемкости воздуха, теплоемкости газового топлива и теплоемкости остаточных газов следующим образом: (𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣св.см )𝑡𝑡𝑡𝑡𝑐𝑐0 = 𝑡𝑡 𝑡𝑡 𝑡𝑡 𝑡𝑡 𝐺𝐺возд (𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣возд)𝑡𝑡 𝑐𝑐0 + 𝐺𝐺СПГ (𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣СПГ )𝑡𝑡 𝑐𝑐0 + 𝐺𝐺Н2 (𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣Н2 )𝑡𝑡 𝑐𝑐0 + 𝛾𝛾𝑟𝑟 𝐺𝐺Σ ∙ (𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣𝑟𝑟 )𝑡𝑡 𝑐𝑐0 𝐺𝐺СПГ + 𝐺𝐺Н2 + 𝐺𝐺возд + 𝛾𝛾г ∙ �𝐺𝐺СПГ + 𝐺𝐺Н2 + 𝐺𝐺возд � , 𝑡𝑡 𝑡𝑡 𝑡𝑡 𝑡𝑡 где (𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣возд)𝑡𝑡 𝑐𝑐0 , (𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣СПГ )𝑡𝑡 𝑐𝑐0 , (𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣Н2 )𝑡𝑡 𝑐𝑐0 , (𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣𝑟𝑟 )𝑡𝑡 𝑐𝑐0 - средние мольные теплоемкости воздуха, природного газа, водорода и остаточных газов соответственно. При этом (𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣СПГ )𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑐𝑐0 = 𝑡𝑡 𝑡𝑡 𝑡𝑡 𝑚𝑚 1 (𝜇𝜇 𝑐𝑐𝑣𝑣1 )𝑡𝑡 𝑐𝑐 +𝑚𝑚 2 (𝜇𝜇 𝑐𝑐𝑣𝑣2 )𝑡𝑡 𝑐𝑐 +⋯+𝑚𝑚 𝑛𝑛 ∙(𝜇𝜇 𝑐𝑐𝑣𝑣𝑣𝑣 )𝑡𝑡 𝑐𝑐 0 0 𝑚𝑚 1 +𝑚𝑚 2 +⋯+𝑚𝑚 𝑛𝑛 = 3,6722 + 20,1759 ∙ 10−3 ∙ 𝑇𝑇 − 5,2352 ∙ 10−6 ∙ 𝑇𝑇 2 − 0 = 2,412 ∙ 10−5 , 𝑇𝑇 2 𝑡𝑡 где (𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣1 )𝑡𝑡 𝑐𝑐0 - теплоемкость 𝑗𝑗 − й компоненты природного газа; 𝑚𝑚1 , 𝑚𝑚2 , … , 𝑚𝑚𝑛𝑛 - масса каждой компоненты газовой смеси. Тогда средняя мольная теплоемкость смеси в процессе сгорания, представляется в следующем виде: 𝑡𝑡 2 𝑡𝑡 𝑡𝑡 2 �𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣сгор �𝑡𝑡 = (1 − 𝜒𝜒0−2 ) ∙ (𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣св.см )𝑡𝑡 21 + 𝜒𝜒0−2 ∙ �𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣пр.сгор �𝑡𝑡 , 1 1 (4.10) где 𝜒𝜒0−2 - доля сгоревшего топлива к рассматриваемому моменту времени; 𝑡𝑡 (𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣св.см )𝑡𝑡𝑡𝑡 21 и �𝜇𝜇𝑐𝑐𝑣𝑣пр.сгор � 2 - средняя мольная теплоемкость свежей смеси и 𝑡𝑡 1 продуктов сгорания соответственно. 115 Таким образом, мы определили теплоемкость для каждого участка индикаторной диаграммы, шаг расчета составляет 0,05 мс, что соответствует n = 900 мин-1, УОЗ = 0,27°ПКВ. С метрологической точки зрения, нахождение изменения внутренней энергии есть косвенное измерение, поскольку это изменение определяют по результатам прямых измерений других физических величин, функционально связанных с изменением внутренней энергии. Основная роль при этом отводится определению температурной зависимости теплоёмкости системы. Действительно, дифференцируя калорическое уравнение состояния, получаем [22,49]: 𝛼𝛼 𝑑𝑑𝑑𝑑 = 𝐶𝐶𝑉𝑉 ∙ 𝑑𝑑𝑑𝑑 + � ∙ 𝑇𝑇 − 𝑝𝑝� 𝑑𝑑𝑑𝑑 , 𝜒𝜒 (4.11) где 𝐶𝐶𝑉𝑉 - теплоёмкость системы при постоянном объёме; 𝛼𝛼 - изобарный коэффициент объёмного расширения; объёмного сжатия. 𝜒𝜒 - изотермический коэффициент Изобарный коэффициент термического расширения: 1 𝜕𝜕𝜕𝜕 𝛼𝛼 ≡ � � , 𝑉𝑉 𝜕𝜕𝜕𝜕 𝑃𝑃 характеризует скорость изменения объёма при изменении температуры, в условиях постоянного давления, для идеального газа 𝛼𝛼 = 1⁄Т. Изотермический коэффициент объёмного сжатия: 1 𝜕𝜕𝜕𝜕 𝜒𝜒 ≡ − � � , 𝑉𝑉 𝜕𝜕𝜕𝜕 Т характеризует скорость изменения объёма при изменении давления в условиях постоянной температуры, для идеального газа 𝜒𝜒 = 1⁄Р. Сделаем допущение и примем для расчета коэффициенты термического расширения и объёмного сжатия, как для идеального газа, тогда: 𝑑𝑑𝑑𝑑 = 𝐶𝐶𝑉𝑉 ∙ 𝑑𝑑𝑑𝑑. (4.12) А доля выделевшейся теплоты на участке 1-2: 𝜒𝜒1−2 = 𝑑𝑑𝑈𝑈1−2 +𝑑𝑑𝑝𝑝 1−2 𝑑𝑑𝑉𝑉1−2 𝑄𝑄акт . (4.13) 116 Таким образом, определяются параметры рабочего тела пошагово для всего процесса сгорания. Результаты проведенных вычислений представлены на рисунках в разделах 4.1.1 - 4.1.3. 4.1.1 Характеристика тепловыделения для УИТ-85 работающей на газовом композитном топливе Полученные экспериментальные характеристики тепловыделения по индикаторной диаграмме, с шагом 0,27°ПКВ, представлены на рисунках 4.1 и 4.2, для УИТ-85, работающей на газовом композитном топливе при частоте вращения n = 900 мин-1, степени сжатия ε = 7 и угле опережения зажигания УОЗ = 13°ПКВ. Представленные результаты показывают, что состав композитного топлива значительно влияет на характеристику тепловыделения [51,57,64,74,80,86]. Анализ характеристик тепловыделения представленных на рисунках 4.1 и 4.2 показал, что увеличение доли водорода повышает скорость тепловыделения, что отражается углом наклона кривой тепловыделения и уменьшает показатель характера сгорания m. Тем самым, процесс сгорания раньше инициируется, уменьшая продолжительность первой фазы сгорания и протекает в меньшем объеме, что приводит к меньшим потерям теплоты, в следствии теплоотдачи в стенку цилиндра. Для оценки влияния доли водорода в композитном газовом топливе на эффективность процесса сгорания была оценена доля использованной теплоты в процессе сгорания, приведенная на рисунке 4.3. Из рисунка видно, что добавка водорода увеличивает долю использованной теплоты во всем диапазоне коэффициента избытка воздуха. 117 а) б) Рисунок 4.1 - Экспериментальные характеристики тепловыделения χ по углу поворота КВ φ для УИТ-85 в процессе сгорания для различных действительных коэффициентов избытка воздуха αд композитного топлива: (а) СПГ = 100%; (б) СПГ = 95%, Н2 = 5%. Режим работы: n = 900 мин-1, ε = 7, УОЗ = 13°ПКВ 118 а) б) Рисунок 4.2 - Экспериментальные характеристики тепловыделения χ по углу поворота КВ φ для УИТ-85 в процессе сгорания для различных действительных коэффициентов избытка воздуха αд композитного топлива: (а) СПГ = 90%, Н2 = 10%; (б) СПГ = 85%, Н2 = 15%. Режим работы: n = 900 мин-1, ε = 7, УОЗ = 13°ПКВ 119 Рисунок 4.3 - Зависимость доли использованной теплоты ξ в процессе сгорания от αд для композитного топлива с долей водорода 0, 5, 10 и 15% для УИТ-85. Режим работы: n = 900 мин-1, ε = 7, УОЗ = 13°ПКВ Низкие величины доли использованной теплоты объясняются режимом работы исследовательской установки, а именно тем, что условия работы соответствовали режиму глубокого дросселирования при коэффициенте наполнения от 17 до 20%, т.е. ТВС была сильно забалластирована отработавшими газами, причем коэффициент наполнения увеличивался с обеднением смеси. Оценивая влияние увеличения доли водорода с 5 до 15% с шагом в 5% на изменение доли использованной теплоты можно отметить, что для всех исследуемых αд доля использованной теплоты увеличивается примерно на постоянную величину 0.3-0.5%. При этом, изменение доли использованной теплоты при работе на СПГ = 100% и композитном топливе с долей водорода 5%, заметно более значительное, так, на составах смеси от действительного коэффициента избытка воздуха 0.8 до 1.0 увеличение составляет 0.5-0.6%, а при работе на бедных смесях, влияние водорода значительно увеличивается и 120 достигает 1-1.5%. Этот факт еще раз подтверждает эффективность использования водорода при работе на бедных смесях. 4.1.2 Характеристика тепловыделения для двигателя ВАЗ-2111 работающего на газовом композитном топливе Одним из факторов, характеризующих процесс сгорания ТВС, является его продолжительность. При затяжном процессе горения ухудшается полнота сгорания, увеличиваются потери энергии, тем самым снижая КПД двигателя и ухудшая его экономичность. Оценка продолжительности сгорания (по углу поворота коленчатого вала) проводилась при различных значениях действительного коэффициента избытка воздуха αд и размерах добавки водорода. Для адекватной оценки характеристики тепловыделения, в работе разработана методика определения продолжительности процесса сгорания по индикаторной диаграмме давления в цилиндре двигателя. Суть этой методики показана на рисунке 4.4, где по первой оси показано изменение показателя политропы в процессе расширения, а по второй оси представлено изменение давления в цилиндре двигателя в процессе сгорания с начала зажигания и последующим расширением. Видно, что в определенный момент расширения показатель политропы переходит в прямую линию, что и символизирует об окончании процесса сгорания, т.е. об окончании подвода теплоты. Тем самым, проводя оценку изменения показателя политропы расширения для каждого цикла, можно однозначно определить продолжительность процесса сгорания по экспериментальным данным. По сравнению с методикой предложенной Б.С. Стечкиным [78], в которой продолжительность процесса сгорания определялась по графику, где ось абсцисс это логарифм объема, а ось ординат это логарифм давления и полученный результат затем переводился в график от времени или угла поворота КВ, предложенная мною методика позволяет упростить процесс определения 121 продолжительности сгорания при помощи ПК при обработке экспериментальных данных, записанных цифровым осциллографом. Рисунок 4.4 - Схематичное представление методики определения продолжительности процесса сгорания по показателю политропы расширения По полученным таким образом данным, для каждого расхода водорода была построена зависимость изменения продолжительности сгорания 𝜑𝜑𝑧𝑧 от действительного коэффициента избытка воздуха для двигателя ВАЗ - 2111 на холостом ходу (рисунок 4.5). Из рисунка видно, что на режиме богатых смесей продолжительность сгорания ТВС слабо зависит от доли водорода в топливе. Значительные отличия появляются только после αд = 1. Таким образом, можно сделать вывод, что увеличение доли водорода в большей степени влияет на снижение продолжительности сгорания на бедных смесях. Это заключение так же подтверждается экспериментально полученными зависимостями изменения количества подведенной теплоты от действительного коэффициента избытка воздуха αд, представленными на рисунке 3.19. Из теории продолжительности рабочих сгорания, процессов известно, происходит что снижение при расхода уменьшении топлива, а 122 следовательно, и рост индикаторного КПД. При расходе водорода 6% продолжительность сгорания сократилась в среднем на 15%. Также применение добавки водорода приводит к смещению точек, соответствующих минимальному расходу топлива в область более бедных смесей. Рисунок 4.5 – Зависимость продолжительности процесса сгорания 𝜑𝜑𝑧𝑧 от αд и доли водорода в процентах по массе для двигателя ВАЗ-2111 на режиме ХХ при работе на композитном топливе В результате проведенных исследований влияния изменения доли водорода в композитном топливе на процесс сгорания ТВС в двигателе ВАЗ-2111 на режиме ХХ, были определены для каждой точки регулировочной характеристики (рисунок 3.18) значения продолжительности сгорания 𝜑𝜑𝑧𝑧 , коэффициента использованной теплоты 𝜉𝜉𝑧𝑧 и показателя сгорания m. На основании этих данных, с помощью программы MathCAD, были получены поверхности изменения 𝜉𝜉𝑧𝑧 , 𝜑𝜑𝑧𝑧 и m в зависимости от действительного коэффициента избытка воздуха αд и размера добавки водорода. На рисунке 4.6 представлена поверхность изменения 𝜑𝜑𝑧𝑧 . Так же нанесены экспериментальные точки, по которым происходило построение. Из рисунка видно, что при обеднении смеси от богатой до зоны эффективного обеднения 123 смеси, продолжительность сгорания смеси начинает снижаться до некоторого минимального значения, а после чего происходит стремительное увеличение 𝜑𝜑𝑧𝑧 . Применение добавки водорода приводит к тому, что значение, соответствующее минимуму 𝜑𝜑𝑧𝑧 сдвигается в область бедных смесей с αд = 1.2 для чистого природного газа до αд = 1.7 при 6% массовой доле водорода. Как видно из характера поверхности, отчетливо просматривается тенденция на снижение продолжительности сгорания с увеличением размера доли водорода. Рисунок 4.6 – Поверхность изменения продолжительности процесса сгорания 𝜑𝜑𝑧𝑧 в зависимости от αд и доли водорода в процентах по массе для двигателя ВАЗ-2111 на режиме ХХ при работе на композитном топливе На рисунке 4.7 представлена поверхность изменения коэффициента использования теплоты 𝜉𝜉𝑧𝑧 и экспериментальные точки по которым происходило построение. Из рисунка видно, что значение 𝜉𝜉𝑧𝑧 при обеднении смеси вначале увеличивается, достигая своего максимума в районе αд = 1.1-1.2, а после происходит спад. Такой характер изменения вызван тем, что при обеднении смеси происходит уменьшение скорости горения ТВС. Снижается время сгорания, что 124 способствует уменьшению потерь тепла. При этом максимальное значение 𝜉𝜉𝑧𝑧 соответствует минимальному значению 𝜑𝜑𝑧𝑧 . Снижение коэффициента использования тепла после αд = 1.1-1.2 вызвано тем, что на данных режимах ухудшается условия воспламенения ТВС, повышается гетерогенность смеси и снижается полнота сгорания. Процесс горения становиться вялым и продолжительность его увеличивается. В связи с этим, увеличиваются время контакта раскаленных газов со стенками цилиндра, что приводит к росту потерь тепла [115,136]. Рисунок 4.7 – Поверхность изменения коэффициента использования теплоты 𝜉𝜉𝑧𝑧 в зависимости от αд и доли водорода в процентах по массе для двигателя ВАЗ-2111 на режиме ХХ при работе на композитном топливе В результате расчетов было получено, что при увеличении количества водорода в ТВС до 6% по массе происходит увеличение 𝜉𝜉𝑧𝑧 . Это говорит о том, что количество тепла, затраченное на совершение работы и изменение внутренней энергии, при данной доле водорода в композитном топливе увеличивается. Из этого можно сделать вывод, что увеличивается эффективность процесса сгорания. На рисунке 4.8 представлена поверхность изменения показателя характера сгорания m. Из рисунка видно, что характер изменения поверхности в 125 зависимости от действительного коэффициента избытка воздуха αд имеет максимум в районе αд = 1.1-1.3 и с увеличением доли водорода он также увеличивается. Стоит отметить, что зона максимума показателя характера сгорания m соответствует зоне эффективного обеднения смеси (αэф). То есть, при обеднении ТВС, когда скорость сгорания уменьшается, водород оказывает большее влияние на стабилизацию протекания процесса сгорания, но достигая при определенном значении αэф своего максимума, показатель сгорания m начинает убывать. При увеличении действительного коэффициента избытка воздуха выше αэф скорость сгорания увеличивается, но полнота сгорания уменьшается, вследствие чего, и показатель m начинает уменьшаться. Рисунок 4.8 – Поверхность изменения показателя m в зависимости от αд и доли водорода в процентах по массе для двигателя ВАЗ-2111 на режиме ХХ при работе на композитном топливе При рассмотрении влияния добавки водорода видно, что полученный характер изменения показателя m начинает несколько отличаться от 𝜑𝜑𝑧𝑧 . С увеличением количества водорода, значение m начинает расти. Максимум 126 достигается при доле водорода в 4-6% (в зависимости от значения действительного коэффициента избытка воздуха). 4.2 Математические зависимости основных характеристик процесса сгорания Также в обзоре отечественных и зарубежных работ [8,85,107,113,141] показано, что наиболее общепризнанной эмпирической формулой для определения характеристики тепловыделения является модель И.И. Вибе. Анализ характеристики тепловыделения показал, что увеличение доли водорода повышает скорость тепловыделения. Также выявлено, что параметры характеристики тепловыделения m и φz зависят от средних скоростей распространения фронта пламени. Следовательно, для моделирования процесса сгорания необходимо определить средние скорости распространения фронта пламени. В обзоре работ по исследованию сгорания в поршневых ДВС показано, что основными показателями характеризующими сгорание, являются скорость распространения пламени в 1-ой, 2-ой и основной фазах сгорания, а также характеристика тепловыделения. Из существующих формул, для скорости распространения пламени в турбулентном потоке, наиболее полно отражающей протекания процесса является модель Дамкелера – Карловица [8,85,113], которая часто применяется для расчета горения при крупномасштабной турбулентности. Эта модель является продолжением работ Щелкина [8,85,113], которые, в свою очередь, часто принимают мелкомасштабной турбулентность как турбулентности. потока, так и базовые В обеих ламинарная при расчете моделях скорость сгорания при учитывается как сгорания. Поэтому первоочередной задачей для определения скорости распространения фронта пламени в камере сгорания поршневого ДВС является оценка ламинарной скорости при данных условиях, так как она является базовой для определения 127 эмпирических зависимостей средних скоростей распространения в 1-ой и основной фазах. 4.2.1 Оценка нормальной скорости распространения метановоздушной и водородовоздушной смеси в условиях камеры сгорания поршневого ДВС Из проведенного обзора моделей распространения ламинарного фронта пламени, можно сделать следующий вывод, что современное направление в области моделирования скорости распространения пламени сводится к получению скорости распространения пламени в нормальных условиях при T0 = 291-298К и P0 = 1атм и при помощи полученных коэффициентов, для рассчитанной или измеренной температуры и давления, осуществить расчет скорости сгорания для данных условий, с учетом состава смеси. Соответственно, для метановоздушных смесей существует модель для определения ламинарной скорости распространения фронта пламени представленная в работе Хейвуда [113]: Т′𝑢𝑢 𝛼𝛼 𝑡𝑡(СН4) 𝑈𝑈𝐻𝐻(СН4) = 𝑈𝑈0𝐻𝐻(СН4) ∙ � � 𝑇𝑇 0 𝑃𝑃 𝛽𝛽 𝑝𝑝 (СН4) ∙ � 𝑢𝑢 � 𝑃𝑃 0 , (4.14) где 𝑈𝑈0𝐻𝐻(СН4) - нормальная скорость сгорания при 𝑇𝑇0 = 298 𝐾𝐾; Р0 = 101325 Па = 1 атм = 0,1 МПа; Т′𝑢𝑢 и 𝑃𝑃𝑢𝑢 температура и давление для которого проводится расчет; а коэффициенты 𝛼𝛼𝑡𝑡(СН4) и 𝛽𝛽𝑝𝑝(СН4) - это функции от состава смеси: 𝛼𝛼𝑡𝑡(СН4) = 2.18 − 0.8 ∙ (𝛼𝛼 − 1) 𝛽𝛽𝑝𝑝(СН4) = −0.16 + 0.22 ∙ (𝛼𝛼 − 1) Для определения нормальной скорости распространения фронта пламени метановоздушной смеси воспользуемся данными приведенными в [123], где дана экспериментальная зависимость нормальной скорости распространения фронта пламени от объемного содержания метана в ТВС. В результате пересчета объемного содержания метана в смеси в коэффициент избытка воздуха, получен график зависимости нормальной скорости распространения фронта пламени от α [123]. По результатам аппроксимации которого получен полином, описывающий 128 зависимость нормальной скорости распространения фронта пламени метановоздушной смеси от коэффициента избытка воздуха для T0 = 298 К и P0 = 1 атм: 𝑈𝑈0𝐻𝐻(СН4) = −2,7537 ∙ 𝛼𝛼 4 + 15,612 ∙ 𝛼𝛼 3 − 32,609 ∙ 𝛼𝛼 2 + 29,257 ∙ 𝛼𝛼 − 9,0757 (4.15) По условиям проводимых исследований, в ДВС происходит сгорание композитной смеси с долей водорода, следовательно, определим ламинарную скорость распространения фронта пламени и для водородовоздушной смеси. Для этого примем модель Юджима и Такено, приведенную в [145]: Т′𝑢𝑢 𝛼𝛼 𝑡𝑡(Н2) 𝑈𝑈𝐻𝐻(Н2) = 𝑈𝑈0𝐻𝐻(Н2) ∙ � � 𝑇𝑇 0 𝑃𝑃 𝛽𝛽 𝑝𝑝 (Н2) ∙ � 𝑢𝑢 � 𝑃𝑃 0 , (4.16) где 𝑇𝑇0 = 291 𝐾𝐾; Р0 = 101325 Па = 1 атм = 0,1 МПа; 𝑃𝑃𝑢𝑢 и Т′𝑢𝑢 – давление и температура для которых проводится расчет нормальной скорости сгорания, соответствующие давлению и температуре определенных для водородовоздушной смеси, 𝛼𝛼𝑡𝑡(Н2) и 𝛽𝛽𝑝𝑝(Н2) определяются из выражений: 𝛼𝛼𝑡𝑡(Н2) = 1,54 + 0,026 ∙ (𝛼𝛼 − 1) 𝛽𝛽𝑝𝑝(Н2) = 0,43 + 0,003 ∙ (𝛼𝛼 − 1) 𝑈𝑈0𝐻𝐻(Н2) = 2,98 − (𝛼𝛼 − 1,70)2 + 0,32 ∙ (𝛼𝛼 − 1,70)3 где α - коэффициент избытка воздуха. Можно использовать 𝑈𝑈0𝐻𝐻(Н2) приведенную у [145] или результат аппроксимации экспериментальной зависимости представленной в работах [101]: 𝑈𝑈0𝐻𝐻(Н2) = −2,7537 ∙ 𝛼𝛼 4 + 15,612 ∙ 𝛼𝛼 3 − 32,609 ∙ 𝛼𝛼 2 + 29,257 ∙ 𝛼𝛼 − 9,0757. Определив начальные параметры для расчета нормальной скорости распространения пламени, необходимо определить температуру и давление для которых рассчитывается нормальная скорость сгорания. Так в обзоре литературы [113,123] показано, что существуют модели описывающие характеристику тепловыделения через продолжительность 1-ой и основной фазы сгорания, следовательно, необходимо определить среднюю скорость распространения пламени в 1-ой фазе сгорания и в основной фазе. Давление и температура, характеризующие протекание сгорания в 1-ой фазе, являются параметрами начала воспламенения, т.е. в момент подачи искры зажигания, они влияют на 129 характеристики ламинарного пламени, определяя условия для образования устойчивого очага горения в начальной фазе и последующего распространения по КС. Следовательно, определим параметры давления и температуры для момента подачи искры PС и TС′ − давление и температура в момент подачи искры, определяемые по формуле политропного сжатия газа: V n1 PC = Ра ∙ � a � V V θ (n 1 −1) TС′ = Та ∙ � a � V θ , (4.17) , (4.18) где Та и Ра - температура и давление в конце такта впуска, PC и TС′ - давление температура в момент подачи искры, Va и Vθ - объёмы при угле запаздывания закрытия и при угле опережения зажигания, соответственно: VΘ = Vh + Vkc ε − 1 1 1 2 1 − λ2 (sin(Θ)) ⋅ 1 + 1 + − cos(Θ) + ε λ 2 λ (4.19) 4.2.2 Средняя скорость распространения фронта пламени в 1-ой фазе сгорания газового композитного топлива в условиях камеры сгорания поршневого ДВС Как показал обзор литературы [8,85,109,113,123,134,137], скорость распространения пламени в 1-ой фазе во многом определяется физикохимическими свойствами ТВС, а также турбулентностью потока. Следовательно, сгорание в 1-ой фазе происходит в большей степени при мелкомасштабной турбулентности, и для разработки модели горения целесообразно, в качестве базовой, применить модель предложенную К.И. Щелкиным. В которой для определения ламинарной скорости распространения фронта пламени метановоздушных смесей использовалась модель из работы Хейвуда, а для водородовоздушной смеси модель Юджима и Такено. В качестве критерия оценки турбулентности потока выбрана средняя скорость поршня, изменение которой пропорционально изменению пульсационной составляющей турбулентной 130 скорости. Влияние состава композитного топлива отражается коэффициентом избытка воздуха и долей водорода в нем. На основании проведенного математического анализа, выявившего вклад каждой составляющей в модели, и аппроксимации влияния коэффициента избытка воздуха на изменение скорости распространения пламени при добавке водорода, в работе получена эмпирическая модель, позволяющая определять среднюю скорость распространения фронта пламени в 1-ой фазе при работе только на СПГ (4.20) и при работе на газовом композитном топливе (4.21), при доле водорода до 15% и при коэффициенте избытка воздуха α от 0.8 до 1.4: 𝑈𝑈1 = 𝑈𝑈𝐻𝐻(𝐶𝐶𝐶𝐶4) ∙ 𝛼𝛼 2 + 𝑈𝑈𝐻𝐻(𝐶𝐶𝐶𝐶4) ∙ √𝛼𝛼 ∙ ��1 + 𝑈𝑈1 = �𝑈𝑈𝐻𝐻(𝐶𝐶𝐶𝐶4) ∙ 𝛼𝛼 2 + 𝑈𝑈𝐻𝐻(𝐶𝐶𝐶𝐶4) ∙ √𝛼𝛼 ∙ ��1 + 𝑈𝑈 𝑈𝑈п.ср 𝐻𝐻 (𝐶𝐶𝐶𝐶 4) 𝑈𝑈п.ср 𝑈𝑈 𝐻𝐻 (𝐶𝐶𝐶𝐶 4) � ∙, (4.20) ∆Н �� ∙ �1 − 100 � − ∆Н −(4,3 ∙ 𝛼𝛼 2 − 10,285 ∙ 𝛼𝛼 + 4,6) ∙ ��𝑈𝑈п.ср ∙ 𝑈𝑈𝐻𝐻(𝐻𝐻2) ∙ 100 �, (4.21) где 𝑈𝑈𝐻𝐻(𝐶𝐶𝐶𝐶4) и 𝑈𝑈𝐻𝐻(𝐻𝐻2) - нормальные скорости распространения пламени в момент подачи искры для метана и водорода соответственно, м/с; Uп.ср - средняя скорость поршня; α - коэффициент избытка воздуха; ∆Н - доля водорода в композитном газовом топливе, %. Полученная формула, для средней скорости распространения пламени в 1- ой фазе сгорания, учитывает в себе следующие параметры, влияющие на среднюю скорость распространения пламени: − Uп.ср - средняя скорость поршня, учитывает влияние скоростного режима работы, определяет интенсивность турбулентности ТВС в процессе сгорания и в 1-ой фазе сгорания; − 𝑈𝑈𝐻𝐻(𝐶𝐶𝐶𝐶4) и 𝑈𝑈𝐻𝐻(𝐻𝐻2) - нормальные скорости распространения пламени в момент подачи искры для метана и водорода соответственно, определяют параметры степени сжатия и угла опережения зажигания, а также влияние состава смеси на ламинарную скорость сгорания; 131 − α - коэффициент избытка воздуха, учитывает влияние состава смеси на скорость распространения турбулентного фронта пламени; − (4,3 ∙ 𝛼𝛼 2 − 10,285 ∙ 𝛼𝛼 + 4,6) ∙ ��𝑈𝑈п.ср ∙ 𝑈𝑈𝐻𝐻(𝐻𝐻2) ∙ ∆Н 100 � – член, учитывающий влияние водорода на среднюю скорость распространения фронта пламени в 1-ой фазе сгорания при изменении турбулентности связанной с изменением частоты вращения КВ, а (4,3 ∙ 𝛼𝛼 2 − 10,285 ∙ 𝛼𝛼 + 4,6) - выражение учитывающее влияние состава смеси на промотирующую процесс сгорания добавку водорода; − ∆Н - процентное содержание добавляемого газообразного водорода от массы топлива; ∆Н − �1 − � – выражение, учитывающее долю метана в топливе; 100 − ∆Н 100 - выражение учитывающее долю свободного водорода (Н2) в топливе. Проверка адекватности полученной модели для расчета скорости распространения пламени в 1-ой фазе сгорания U1 для УИТ-85 при работе на СПГ (4.20) представлена на рисунке 4.9, а для модели, при работе на газовом композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%, (4.21) представлена на рисунке 4.10, при частоте вращения коленчатого вала n = 900 мин-1, степени сжатия ε = 7 и УОЗ = 13°ПКВ. На рисунке 4.9 представлено сравнение результатов экспериментов и данных полученных по модели (4.20) для СПГ по составу смеси при различных углах опережения зажигания 13, 19, 21°ПКВ и скоростных режимах работы двигателя. В среднем, расхождение расчетных значений с экспериментальными составляет около 1%, при α близких к 1 это составляет 0.13 м/с. Что говорит о высокой степени сходимости результатов расчета, проведенного по эмпирической модели эксперимента, для исследуемых режимов работы. (4.20), с результатами 132 Рисунок 4.9 - Сравнение результатов экспериментов и модели средней скорости распространения фронта пламени в 1-ой фазе сгорания U1 по αд для УИТ-85 на СПГ Рисунок 4.10 - Сравнение результатов экспериментов и модели средней скорости распространения фронта пламени в 1-ой фазе сгорания U1 по αд для УИТ-85 на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15% 133 На рисунке 4.10 представлено сравнение расчетных данных, полученных по модели (4.21), с экспериментальными данными, режим работы n = 900 мин-1, УОЗ = 13°ПКВ, при работе на газовом композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15% от массы топлива. В среднем, расхождение расчетных значений с экспериментальными составляет менее 2.5%, что составляет, для αд близких к стехиометрическим, 0.1 м/с, а максимальное расхождение не превышает 8%, составляющее 0.35 м/с для αд = 0.8. Из этого следует, что по расчетной формуле достаточно точно можно определять значения средних скоростей распространения пламени в 1-ой фазе, при изменении частоты вращения двигателя, состава смеси и добавки водорода в ТВС. 4.2.3 Средняя скорость распространения фронта пламени в основной фазе сгорания газового композитного топлива в условиях камеры сгорания поршневого ДВС Дальнейшее распространение фронта пламени учитывает условия воспламенения и начала горения. Также, всеми исследователями показано, что сгорание в основной фазе протекает при воздействии крупномасштабной турбулентности, поэтому, на основании обзора существующих моделей турбулентного горения, для разработки эмпирической модели распространения фронта пламени в основной фазе, была выбрана модель Дамкелера - Карловица (4.22) [8,85]: VT 2u ′ U Л 1 − = 1+ UЛ UЛ u′ u′ − 1 − e U Л , (4.22) где VT – турбулентная скорость распространения пламени, UЛ – ламинарная скорость распространения пламени, 𝑢𝑢′ – турбулентность потока. В которой, в качестве критерия оценки ламинарной скорости, была принята средняя расчетная скорость распространения фронта пламени в 1-ой фазе сгорания, которая учитывает в себе активирующее влияние водорода на процесс 134 сгорания, а за параметр, характеризующий интенсивность турбулентности, приняли среднюю скорость поршня. Также необходимо учесть коэффициент наполнения, определяющий условия дросселирования, степень сжатия и угол опережения зажигания. Соответственно, проведенный математический анализ, позволил мне в данной работе получить эмпирическую модель средней скорости распространения фронта пламени в основной фазе, учитывающую влияния доли водорода в композитном топливе и свойств смеси в условиях глубокого дросселирования (4.23): U осн = 1.3 ⋅ U1 ⋅ U п.ср ⋅ ηV ⋅ e Vθ 7⋅ Vh − U + 2 ⋅ U п.ср ⋅ U1 − 1 1 − e 1.3 2 U п . ср U1 , (4.23) где U1- средняя расчетная скорость распространения фронта пламени в 1-ой фазе сгорания, м/с; Uп.ср - средняя скорость поршня; ηv - коэффициент наполнения, и - объем в момент подачи искры и рабочий объем соответственно, а 𝑉𝑉𝜃𝜃 ⁄𝑉𝑉ℎ - отношение объема в момент подачи искры к рабочему объему. Сходимость полученной модели с экспериментальными данными представлена на рисунке 4.11 и 4.12. Рисунок 4.11 - Сравнение результатов экспериментов и модели средней скорости распространения фронта пламени в основной фазе сгорания Uосн по αд для УИТ-85 на СПГ 135 На рисунке 4.11 представлено сравнение результатов экспериментов и данных, полученных по модели (4.23) для УИТ-85 на СПГ по составу смеси при различных углах опережения зажигания 13, 19, 21°ПКВ и скоростных режимах работы двигателя. В среднем, расхождение расчетных значений с экспериментальными составляет около 3%, что составляет 0.35 м/с, при αд близких к 1, в диапазоне от 0.8 до 1.3, где максимальное расхождение не превышает 7%, при αд богаче 0,8 и беднее 1.3 точность модели несколько уменьшается и находиться в основном в диапазоне 0.8 м/с. На рисунке 4.12 представлено сравнение расчетных данных, полученных по модели (4.23), с экспериментальными данными, режим работы n = 900 мин-1, УОЗ = 13°ПКВ, при работе на газовом композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15% от массы топлива. Рисунок 4.12 - Сравнение результатов экспериментов и модели средней скорости распространения фронта пламени в основной фазе сгорания Uосн по αд для УИТ-85 на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15% 136 В среднем расхождение расчетных значений с экспериментальными составляет около 1%, что составляет для αд близкого к стехиометрическому 0.15 м/с, максимальное расхождение не превышает 5%, составляющее 0.5 м/с для αд = 0.8. Из этого следует, что по расчетной формуле достаточно точно можно определять значения средних скоростей распространения пламени в основной фазе, при изменении частоты вращения двигателя, состава смеси и доли водорода в газовом композитном топливе. 4.3 Модель характеристики тепловыделения для газового композитного топлива Одним из недостатков модели для расчета характеристики тепловыделения, является отсутствие связи между параметрами характеристики тепловыделения (m - показатель характера сгорания и 𝜑𝜑𝑧𝑧 - продолжительность процесса сгорания) с характеристиками распространения фронта пламени в условиях ДВС, особенно при работе на газовом композитном топливе. И.И. Вибе предложил следующую методику определения характеристики тепловыделения (4.24): χ =1− e ϕ ln( 1− χ Z ) ϕ Z m +1 , (4.24) где 𝜒𝜒𝑧𝑧 - доля активной сгоревшей смеси; 𝜑𝜑𝑧𝑧 - продолжительность процесса сгорания; 𝜑𝜑 - текущий угол от начала процесса сгорания; 𝑚𝑚 - показатель характера сгорания. Проведенный в данной работе математический анализ позволил определить входящие в модель тепловыделения (4.24) неизвестные, а именно показатель характера сгорания m и продолжительность сгорания 𝜑𝜑𝑧𝑧 , в зависимости от средней скорости распространения пламени в 1-ой и основной фазах сгорания, представленных в моделях (4.21) и (4.23), а также частоты вращения КВ. Полученные эмпирические зависимости представлены формулами (4.25) и (4.26): 137 − показатель характера сгорания: m= − 3.0844 +1 180 S1 ⋅ U п.ср Sосн ⋅ U п.ср S1 180 ⋅ U п.ср − ln ⋅ + ln ⋅ S U S U U осн 1 1 (4.25) − продолжительность процесса сгорания: ϕZ = π Sосн ⋅ U п.ср 2 ⋅ S1 ⋅ U п.ср . ⋅ + S U осн U1 (4.26) где U1 и U осн – средняя скорость распространения фронта пламени в 1-ой и основной фазах сгорания соответственно, м/с; Uп.ср – средняя скорость поршня, м/с; S – ход поршня, мм; S1 и Sосн – расстояние проходимое пламенем в 1-ой и основной фазах сгорания соответственно, мм. На рисунке 4.13 представлены экспериментальное индикаторное давление и полученные расчетные характеристики тепловыделения для различного состава композитного топлива по доле водорода. Показано, что расчетные характеристики тепловыделения адекватно отражают процесс сгорания. Рисунок 4.13 - Экспериментальное индикаторное давление P и расчетные характеристики тепловыделения χ для различных составов композитного топлива по углу поворота КВ для УИТ-85. Режим работы: n = 900 мин-1, УОЗ=13°ПКВ 138 Полученные эмпирические зависимости для определения параметров характеристики тепловыделения имеют высокую сходимость с экспериментальными данными. На рисунке 4.14 показано сравнение показателя характера сгорания, полученного по модели (4.25) и по экспериментальным данным, а на рисунке 4.15 показано сравнение продолжительности сгорания, полученной по модели (4.26) с результатами экспериментов. Рисунок 4.14 - Сравнение результатов экспериментов с результатами расчетов по полученной зависимости для определения показателя характера сгорания m по αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7; n = 900 мин-1 Сравнение показало, что полученные математические формулы достаточно точно учитывают влияние изменения угла опережения зажигания, скоростного режима работы, состава смеси по αд и состава композитного топлива. 139 Рисунок 4.15 - Сравнение результатов экспериментов с результатами расчетов по полученной зависимости для определения продолжительности процесса сгорания 𝜑𝜑𝑧𝑧 по αд при работе на композитном топливе с долей водорода 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: УОЗ = 13°ПКВ, ε = 7; n = 900 мин-1 Использование полученных моделей и зависимостей позволит на стадии проектирования, с минимальным числом экспериментов, определять характеристику тепловыделения для газовых композитных топлив на режимах глубокого дросселирования, мощностные показатели работы двигателя, условия образования оксидов азота и несгоревших углеводородов в цилиндре двигателя, и более точно рассчитывать токсичность отработавших газов [70,71]. Соответствие экспериментальных и расчетных показателей при использовании параметров процесса сгорания, полученных анализом индикаторных диаграмм, в последующем моделировании рабочего цикла, является критерием достоверности математической модели. Анализ проведенных экспериментальных испытаний и последующее моделирование позволило выявить, что для повышения экономичности двигателя 140 на 20%, работающего на природном газе в условиях глубокого дросселирования, необходимо, чтобы на режимах холостого хода, доля водорода была 5-7%, а на режимах низкой нагрузки 8-12%, где с ростом нагрузки доля водорода должна увеличиваться. 141 ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ 1. Проведено обобщение имеющихся научно-технических материалов по методикам определения характеристики тепловыделения, показавшее, что основной моделью, применяемой на стадиях проектирования и доводки для расчета характеристики тепловыделения, является модель И.И. Вибе, адекватность которой, во многом определяется правильностью определения показателей m и φz, особенно на режимах глубокого дросселирования, где вопросы их нахождения мало изучены. 2. Выявлены особенности изменения параметров характеристики тепловыделения, показавшие, что одной из основных характеристик процесса сгорания, влияющей на процесс тепловыделения, является скорость распространения фронта пламени, которая учитывает в себе влияние изменений физико-химических свойств топливных композиций природного газа и водорода на характеристику тепловыделения в ДВС с искровым зажиганием. 3. Получены зависимости отражающие процесс тепловыделения в виде эмпирических моделей для определения средних скоростей распространения фронта пламени в 1-ой и основной фазах сгорания для газового композитного топлива. Показана сходимость полученных зависимостей в следующих диапазонах работы, характерных для режимов глубокого дросселирования: - частоты вращения в диапазоне от 600 до 900 мин-1; - угла опережения зажигания от 8 до 30°ПКВ; - действительного коэффициента избытка воздуха от 0.8 до 1.3. 4. Предложена расчетная методика определения характеристики тепловыделения в двигателях, работающих на газовых композитных топливах, учитывающая влияние средних скоростей распространения фронта пламени в 1ой и основной фазах сгорания, позволяющая определять показатели m и φz в диапазоне низких частот вращения коленчатого вала при режимах глубокого дросселирования, которые оказывают большое влияние на экономические и экологические показатели работы двигателя. 142 5. Экспериментально и расчетно показано, что за счет применения газового композитного топлива с долей водорода 5-7%, обеспечивается 20% снижении расхода топлива на режимах холостого хода, а на режимах низкой нагрузки при глубоком дросселировании для этого уже необходима доля водорода в 8-12%, причем с ростом нагрузки доля водорода должна увеличиваться. Оценка влияния доли водорода в газовом композитном топливе на токсичность отработавших газов показала, что увеличение доли водорода приводит к снижению концентрации СН на рассмотренных режимах глубокого дросселирования. При этом экспериментально показано, что с увеличением доли водорода концентрация NOх на стехиометрическом составе смеси сохраняется примерно постоянной. Таким образом, показана эффективность применения газовых композитных топлив на режимах глубокого дросселирования, позволяющих минимизировать недостатки природного газа, повысить экономичность и обеспечить выполнение норм токсичности. 143 СПИСОК ИСПОЛЬЗУЕМЫХ ИСТОЧНИКОВ 1. Абрамчук, Ф.И. Влияние добавки водорода к природному газу на свойства смесевого топлива / Ф.И. Абрамчук, А.Н. Кабанов, Г.В. Майстренко // Автомобильный транспорт. – №24. – 2009. – С. 45-49. 2. Автомобильные двигатели / под ред. М.С. Ховаха. – М. : Машиностроение, 1977. – 591 с. 3. Аравин, Г.С. Ионизация пламенных газов в условиях бомбы и двигателя : дис. … канд. тех. наук / Аравин Г.С. – М., 1952. - 300 с. 4. Бондаренко, С.Ю. Влияние конструктивных и режимных параметров на эффективность горения природного газа в кольцевых авиационных камерах сгорания / С.Ю. Бондаренко, А.М. Ланский, А.П. Шайкин // Материалы межотраслевых научно-технических конференций совещаний, семинаров и выставок. ВИМИ. – 1982. – С. 123. 5. Брозе, Д.Д. Сгорание в поршневых двигателях / Д.Д. Брозе. – М. : Машиностроение, 1969. – 248 с. 6. Будаев, С.И. Электропроводность пламени и скорость сгорания топливновоздушной смеси в двигателе с искровым зажиганием / С.И. Будаев, П.В. Ивашин, В.В. Смоленский, А.П. Шайкин // Автотракторное оборудование. – 2004. – №3. – С. 42-44 7. Вагнер, В.А. Альтернативные топлива в дизелях и их влияние на рабочий процесс и экологические параметры : дис. …д-ра тех. наук / Вагнер В.А. – М., 1994. – 365 с. 8. Варнатц, Ю. Горение. Физические и химические аспекты, моделирование, эксперименты, образование загрязняющих веществ / Ю. Варнатц, У. Маас, Р. Диббл; пер. с англ. Г.Л. Агафонова под ред. П.А. Власова. – М. : ФИЗМАТЛИТ, 2003. – 352 с. 9. Вибе, И. И. Новое о рабочем цикле двигателей. Скорость сгорания и рабочий цикл двигателя / И.И. Вибе. – Свердловск : Машгиз, 1962. – 271 с. 10. Воинов, А.Н. Сгорание в быстроходных поршневых двигателях / А.Н. Воинов. – М. : Машиностроение, 1977. – 277 с. 144 11. Гайворонский, А.И. Использование природного газа и других альтернативных топлив в дизельных двигателях / А.И. Гайворонский, В.А. Марков, Ю.В. Илатовский, М. : ООО «ИРЦ Газпром», 2007. - 480 с. 12. Гайнуллин, Ф.Г. Природный газ как моторное топливо на транспорте / Ф.Г. Гайнуллин, А.И. Гриценко. – М. : Недра, 1986. – 255 с. 13. Галышев, Ю.В. Анализ перспективы создания водородных двигателей / Ю.В. Галышев //Альтернативная энергетика и экология. –2005. –№ 2.– С.19-23. 14. Галышев, Ю.В. Конвертирование рабочего процесса транспортных ДВС на природный газ и водород : автореф. дис. … д-ра тех. наук : 05.04.02 / Галышев Юрий Виталиевич. – СПб., 2010. – 32 с. 15. Галышев, Ю.В. Проблемы конвертирования ДВС на водородное топливо / Ю.В. Галышев, А.В. Лебедев // Тезисы докладов и сообщений. ХХХII неделя науки СПбГПУ. – 2004. – С. 61-62. 16. Гардинер, У. Химия горения / У. Гардинер. – М. : Мир, 1988. – 464 с. 17. Гатауллин, Н.А. Влияние добавок водорода на экономические и экологические показатели газового двигателя Камаз-820.53-260 / Н.А. Гатауллин, Ю.Ф. Гортышов, В.М. Гуреев, К.В. Нефёдов и др. // Материалы конференции «Водородная энергетика». – 2007. – С. 136-138. 18. Гамбург, Д.Ю. Водород. Свойство., получение, хранение, транспортирование, применение: Справ. изд. / Д.Ю. Гамбург, В.П. Семенов, Н.Ф. Дубовкин, Л.Н. Смирнова ; Под ред. Д.Ю. Гамбурга, Н.Ф. Дубовкина. – М.: Химия, 1989. 672 с. 19. Генкин, К.И. Газовые двигатели / К.И. Генкин. – М. : Машиностроение, 1977. – 196 с. 20. Горшков, Н.В. Повышение экологичности автомобиля путем использования малого количества водорода / Н.В. Горшков, А.С. Денисов // International scientific journal for alternative energy and ecology. – 2010. – № 7. - С. 125-127. 21. ГОСТ Р 8.736-2011 Измерения прямые многократные. Методы обработки результатов измерений. Основные положения. – М.: Стандартинформ, 2013. – 40 с. 22. Дубовкин, Н.Ф. Справочник по углеводородным топливам и их продуктам сгорания / Н. Ф. Дубовкин. – М. : Госэнергоиздат, 1962. – 288 с. 145 23. Зельдович, Я.Б. Математическая теория горения и взрыва / Я.Б. Зельдович, Г.И. Баренблатт, В.Б. Либрович, Г.М. Махвиладзе. – М.: Наука, 1980.– 478с. 24. Зельдович, Я.Б. Теория горения и детонации газов / Я.Б. Зельдович; М. : АН СССР, 1994. – 70 с. 25. Иноземцев, Н.Н. Ионизация в ламинарных пламенах. в кн. «Стабилизация пламени и развитие процесса сгорания в турбулентном потоке»; под ред. Г.Н. Горбунова. – Оборонгиз, 1961. 26. Иноземцев, Н.В. Процессы сгорания в двигателях / Н.В. Иноземцев, В.К. Кошкин. – М. : Машгиз, 1949. – 344 с. 27. Кавтарадзе, Р.З. Теория поршневых двигателей. Спец. главы: учебник для вузов / Р.З. Кавтарадзе. – М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2008. – 720 с. 28. Каменев, В.Ф. Научные основы и пути совершенствования токсических характеристик автомобильных двигателей с искровым зажиганием: Дисс. . докт.техн.наук: 05.04.02 ГНЦ НАМИ / Каменев Владимир Федорович. - Москва, 1996. - 454 с. 29. Каргин, С.А. Теоретическое обоснование и экспериментальное исследование рабочего процесса судового ДВС с комбинированным смесеобразованием и принудительным воспламенением : канд. техн. наук : 05.08.05 / Каргин Сергей Александрович. – Астрахань, 2006. – 177 с. 30. Колчин, А.И. Расчет автомобильных и тракторных двигателей : учеб. пособие для вузов / А.И. Колчин, В.П. Демидов. – 4-е изд., стер. – М. : Высш. шк., 2008. – 496 с. 31. Корнеев, Н.В. Исследование влияние добавки водорода в ТВС на скорость распространения фронта пламени в камере сгорания поршневой установки / Н.В. Корнеев, Н.М. Смоленская// Естественные и технические науки. - №11-12. 2014. - С. 223-228. 32. Корнеев, Н.В. Модель средней скорости распространения фронта пламени природного газа с добавками водорода для одноцилиндровой установки УИТ-85 имитирующей режимы холостого хода / Н.В. Корнеев, Н.М. Смоленская// Естественные и технические науки №9-10, 2014. М.: Спутник плюс - 2014. - С. 167-171 146 33. Корнеев, Н.В. Зависимость характеристик термоионизации от параметров максимального давления в процессе сгорания природного газа с добавками водорода в условиях УИТ-85/ Н.В. Корнеев, Н.М. Смоленская// ж-л. Естественные и технические науки №9-10, 2014. М.: Спутник плюс - 2014. - С. 161-166. 34. Корнеев, Н.В. Микропроцессорный блок управления и контроля движения автомобиля / Н.В. Корнеев// ж-л. Автомобильная промышленность. 2008. № 8. С. 19-21. 35. Корнеев, Н.В. Методология прогнозирования дисбаланса деталей и узлов турбоагрегатов / Н.В. Корнеев// ж-л. Машиностроитель. 2006. № 7. С. 19-21. 36. Кутенёв, В.Ф. Улучшение эффективности работы двигателя с искровым зажиганием в период холодного пуска и прогрева путем использования химически активных веществ / В.Ф. Кутенёв, В.М. Фомин, В.Ф. Каменев // Труды НАМИ. 2013. № 252. С. 42-61. 37. Кутенёв, В.Ф. Комплексное решение проблем снижения выбросов вредных веществ и расхода топлива автомобильными двигателями. Автореф. дисс. докт. техн. наук. 05.04.02 / Кутенёв Вадим Федорович. - М.: МАМИ. - 1990. - 45 с. 38. Кузнецов, В.Р. Турбулентность и горение / В.Р. Кузнецов, В.А. Сабельников. – М. : Наука, 1986. - 288 с. 39. Кузнецов, В.Р. Влияние диффузионного расслоения на процесс горения однородной смеси в ламинарном и турбулентном потоке / Ю.А. Бурико, В.Р. Кузнецов // Физика горения и взрыва, т.12, №3, 1976. - С. 390-397. 40. Лаутон, Д. Электрические аспекты горения / Д. Лаутон, Ф. Вайберг. – М. : Энергия, 1976. – 296 с. 41. Льотко, В. Применение альтернативных топлив в двигателях внутреннего сгорания / В. Льотко, В.Н. Луканин, А.С. Хачиян. – М.: МАДИ(ТУ), 2000. –311 с. 42. Льюис, Б. Горение. Пламя и детонация в газах / Б. Льюис, Г. Эльбе; пер. с англ. под ред. К.И. Щелкина, А.А. Борисова. – М. : МИР, 1968. – 592 с. 43. Машиностроение. Энциклопедия : в 40 т. / гл. ред. К.В. Фролов (пред.) и др.— М.: Машиностроение, 2013.- Т. IV-14: Двигатели внутреннего сгорания.- 784с. 44. Мищенко, А.И. Применение водорода для автомобильных двигателей / А.И. Мищенко. – Киев : Наукова думка, 1984. – 143 с. 147 45. Новицкий, П.В. Оценка погрешностей результатов измерений / П.В. Новицкий, И.А. Зограф; Л. : Энергоавтомиздат, Ленинград. Отделение, 1985. – 248 с. 46. Одноцилиндровая универсальная установка УИТ-85 для определения октановых чисел топлив / Техническое описание и инструкция по эксплуатации. - 171 с. 47. Основы практической теории горения : учебное пособие / В.В. Померанцев, К.М. Арефьев, Д.Б. Ахмедов и др.; под ред. В.В. Померанцева. – Л.: Энергоатомиздат, 1986. – 312 с. 48. Павлов, Д.А. Снижение выбросов углеводородов на режимах пуска и прогрева бензинового двигателя добавкой водорода в топливно-воздушную смесь : автореф. дис. … канд. тех. наук : 05.04.02 / Павлов Денис Александрович. – Тольятти, 2005. – 18 с. 49. Равдель, А.А. Краткий справочник физико-химических величин. Издание девятое / под ред. А.А. Равдель, А.М. Пономарева// СПб.: Специальная литература, 1998. - 232 с. 50. Райзер, Ю.П. Физика газового разряда / Ю.П. Райзер. – М. : Интеллект, 2009. – 736 с. 51. Раменский, А.Ю. Исследование рабочих процессов автомобильного двигателя на бензино-водородных топливных композициях: дис. … канд. тех. наук : 05.04.02 / Раменский Александр Юрьевич. – М., 1982. - 198 с. 52. Раменский, А.Ю. Применение водорода на автомобильном транспорте: перспективы на российском рынке / А.Ю. Раменский, П.Б. Шелищ, С.И. Нефедкин, А.А. Рычаков, М.В. Старостин // Международный симпозиум по водородной энергетике. – 2005. – С. 169-174. 53. Русаков, М.М. Пределы стабильного сгорания обедненных бензовоздушных смесей в ДВС при различных способах интенсификации / М.М. Русаков, О.А. Ахремочкин, В.Н. Пелипенко // Материалы XI симпозиума по горению и взрыву «Химическая физика процессов горения и взрыва. – 1996. - С. 161-164. 54. Семенов, Е.С. Исследование турбулентности в цилиндре поршневого двигателя / Е.С. Семенов, А.С. Соколик // Известия АН СССР. – 1958. - № 8. - С. 130-140. 55. Смаль, Ф.В. Перспективные топлива для автомобилей / Ф.В. Смаль, Е.Е. Арсенов // – М.: Транспорт, 1979. – 150 с. 148 56. Смоленская, Н.М. Влияние добавки водорода в бензовоздушную смесь на ширину зоны химических реакций фронта и электропроводность пламени в камере сгорания поршневой установки / Н.М. Смоленская // II-я МНЗК «Актуальные вопросы современной техники и технологии». – 2010.– С. 171-179. 57. Смоленская, Н.М. Влияние добавки водорода в ТВС на характеристику тепловыделения и максимальное давление в процессе сгорания / Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский // ж-л. Естественные и технические науки №1, 2011. М.: Спутник плюс. - С. 166-172. 58. Смоленская, Н.М. Взаимосвязь тепловыделения и эффективности работы двигателя с электропроводностью и скоростью распространения пламени при добавке водорода в ТВС / Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский, А.П. Шайкин // Международный научный симпозиум «Автотракторостроение – 2009», г.Москва, 25-26 марта 2009 г. / М.: Изд-во МГТУ «МАМИ». – 2009. С.197-207. 59. Смоленская, Н.М. Взаимосвязь термодинамических параметров процесса сгорания с характеристиками распространения фронта пламени для бензоводородовоздушных смесей в условиях УИТ-85/ Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский // ж-л. Естественные и технические науки №4, 2013. М.: Спутник плюс. - С. 54-59. 60. Смоленская, Н.М. Влияние добавки водорода в бензовоздушную смесь на турбулентную скорость распространения фронта пламени в установке УИТ - 85 / Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский // ж-л. Естественные и технические науки №1, 2011. М.: Спутник плюс. - С. 160-165. 61. Смоленская, Н.М. Влияние добавки водорода в бензовоздушную смесь на ширину зоны химических реакций фронта и электропроводность пламени в камере сгорания поршневой установки / Н.М. Смоленская// ж-л. Грузовое и пассажирское автохозяйство №10, 2011. М.: - С. 58-62. 62. Смоленская, Н.М. Влияние добавки водорода в СПГ на среднюю скорость распространения фронта пламени в условиях поршневой установки с искровым зажиганием / Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский // ж-л. Естественные и технические науки №4, 2013. М.: Спутник плюс. - С. 32-38. 63. Смоленская, Н.М. Влияние добавки водорода в СПГ поршневой установки на интенсивность протекания процесса сгорания во фронте пламени / 149 Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский // ж-л. Естественные и технические науки №1, 2013. М.: Спутник плюс. - С. 334-340. 64. Смоленская, Н.М. Влияние добавки водорода на процесс горения в бензиновых двигателях с искровым зажиганием / Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский, А.П. Шайкин // Прогресс транспортных средств и систем 2009/ Материалы МНПК 13 – 15 октября 2009г. / Волгоград: Изд-во ВолгГТУ 2009. – С. 247-248. 65. Смоленская, Н.М. Использование электропроводности пламени для контроля и управления процессом сгорания в ДВС с искровым зажиганием / Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский, П.В. Ивашин, А.П. Шайкин // МНТК "Проблемы и перспективы развития двигателестроения" 24-26 июня 2009 г. Самара: Изд-во СГАУ 2009. – с.113-114. 66. Смоленская, Н.М. Исследование взаимосвязи средней скорости распространения фронта пламени во второй фазе сгорания с режимными параметрами работы моторной установки и составом смеси при добавке водорода в СПГ / Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский // ХII-ой МНК «Актуальные вопросы современной техники и технологии» г. Липецк, 26 июля 2013 г. - НИЦ "Аксиома" - Липецк: Гравис. – с. 100-106. 67. Смоленская, Н.М. Исследование процесса сгорания в ДВС с искровым зажиганием по ионизационным датчикам / Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский, П.В. Ивашин, А.П. Шайкин // ж-л. Автотранспортное предприятие № 12. М.: 2010. С. 43-46. 68. Смоленская, Н.М. Исследование эффективности рабочего процесса бензиновых двигателей с использованием электропроводности пламени / Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский, П.В. Ивашин, А.П. Шайкин // ВНТК "Проведение научных исследований в области машиностроения". 27-28 ноября 2009. Тольятти: Изд-во ТГУ. - 2009. С.244-250. 69. Смоленская, Н.М. Моделирование влияния добавки водорода на скорость сгорания бензовоздушной смеси в ДВС с искровым зажиганием / Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский // ж-л. Естественные и технические науки №5, 2010. М.: Спутник плюс. - С. 375-379. 70. Смоленская, Н.М. Особенности работы двигателя с искровым зажиганием при добавке водорода в ТВС / Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский, А.П. Шайкин // 150 МНТК "4-и Луканинские чтения. Решение энергоэкологических проблем в автотранспортном комплексе". М.: Изд-во МАДИ, 2009.–С.61-63. 71. Смоленская, Н.М. Применение добавки водорода для создания энергоэффективных двигателей для транспортных средств / Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский// ж-л. Автотранспортное предприятие № 10. М.: - 2010. С. 5054. 72. Смоленская, Н.М. Скорость распространения пламени в двигателе ВАЗ-2111 при добавке водорода в бензовоздушную смесь / Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский // ж-л. Естественные и технические науки №4, 2013. М.: Спутник плюс. - С. 2531. 73. Смоленская, Н.М. Влияние добавки Н2 в сжатый природный газ на концентрацию NOx в ОГ ДВС с искровым зажиганием / Н.М. Смоленская, В.В. Смоленский // ж-л. Естественные и технические науки №4, 2013. М.: Спутник плюс. - С. 39-44. 74. Смоленский, В.В. Особенности процесса сгорания в бензиновых двигателях при добавке водорода в топливно-воздушную смесь : автореф. дис. канд. тех. наук : 05.04.02 / Смоленский Виктор Владимирович. – Тольятти, 2007. – 20 с. 75. Соколик, А.С. Основы теории процесса нормального сгорания в двигателях с искровым зажиганием / А.С. Соколик. – М. : АН СССР, 1951. 76. Соколик, А.С. Самовоспламенение, пламя и детонация в газах / А.С. Соколик. – М. : АН СССР, 1960. – 427 с. 77. Степанов, Е.М. Ионизация в пламени и электрическом поле / Е.М. Степанов, Б.Г. Дьячков. – М. : Металлургия, 1968. – 312 с. 78. Стечкин, Б.С. Индикаторная диаграмма, динамика тепловыделения и рабочий цикл быстроходного поршневого двигателя / Б.С. Стечкин, К.И. Генкин, В.С. Золотаревский. – М. : АН СССР, 1960. – 200 с. 79. Талантов, А.В. Основы теории горения / А.В. Талантов. – М. : Машиностроение, 1975. – 251 с. 80. Талда, Г.Б. Повышение топливной экономичности и снижение токсичности бензиновых двигателей добавкой водорода к бензину : дис. … канд. тех. наук : 05.04.02 / Талда Геннадий Борисович. – Харьков, 1984. – 213 с. 151 81. Трелин, Ю.А. Исследование особенностей работы ДВС с искровым зажиганием при добавке водорода в топливовоздушную смесь / Ю.А. Трелин // автореф. дис. … канд. тех. наук : 05.04.02 – Волгоград, 1981. - 27с. 82. Хайк, Н. Возможность использования ионизационных датчиков в системах управления рабочим процессом ДВС / Н. Хайк// автореф. дис. … канд. тех. наук : 05.04.02– Волгоград, 1991. – 16 с. 83. Хиллиард, Д. Топливная экономичность автомобилей с бензиновыми двигателями / Д. Хиллиард, Дж. Спрингер, перевод с англ. под ред. А.В. Кострова// - М. : Машиностроение, 1988. – 510 с. 84. Хачиян, A.C. Использование природного газа в качестве топлива для автомобильного транспорта / A.C. Хачиян // Двигателестроение. – 2002. – №1. – С. 34-36. 85. Хитрин, Л.Н. Физика горения и взрыва / Л.Н. Хитрин. – М. : Изд-во Моск. ун-та, 1957. – 443 с. 86. Хрипач Н.А. Совершенствование экологических и топливоэкономических показателей работы двигателя с принудительным зажиганием применением предварительной термохимической конверсии метанола : дисс. канд. тех. наук : 05.04.02 / Хрипач Николай Анатольевич - М., МГТУ "МАМИ". - 2004. - 199 с. 87. Шайкин, А.П. Водород и автомобиль сегодня / А.П. Шайкин, М.М. Русаков, Л.H. Бортников // Материалы международной научной конференции «Автомобиль и техносфера». – 1999. – С. 33-34. 88. Шарипов, А.З. Снижение вредных выбросов городского автомобиля с бензиновым двигателем / А.З. Шарипов, С.В. Гусаков, В.Ф. Каменев // Транспорт на альтернативном топливе. - 2012. - № 2 (26). - С. 36-39. 89. Щелкин, К.И. Газодинамика горения / К.И. Щелкин, Я.К. Трошин// – М. : АН СССР, 1963. - 287 с. 90. Фомин, В.М. Повышение эффективности использования энергии альтернативного топлива в двигателях транспортных средств / В.М. Фомин, В.Ф. Каменев, М.В. Хергеледжи // Труды НАМИ. - 2013. - № 252. - С. 107-124. 91. Akansu, S.O. Internal combustion engines fueled by natural gas-hydrogen mixtures / S.O. Akansu, Z. Dulger, N. Kahranman, N.T. Veziroglu // International Journal of Hydrogen Energy. – 2004. – № 29. – С. 1527-1539. 152 92. Alliat, I. Hydrogen refuelling stations example of a safety study for a hydrogen – natural gas refuelling station / I.Alliat, S. Chelhaoui, I. Perrette // WHEC 16. – 2006. 93. Andersson, I. Cylinder Pressure and ionization current modeling for spark ignited engines / I. Andersson // Doctoral thesis. – 2002. - 93 с. 94. Babushok, V.I. Temperature Rerions of Optimal Chemical Inhibition of Premixed Flames/ M.D.Rumminger, V.I. Babushok, G.T.Linteris// 29 th Symp.Int.Combustion, 2002. - С. 329-336. 95. Bauer, C.G. Effect of hydrogen addition on the performance of methane-fueled vehicles. Part I: effect on S.I. engine performance / C. G. Bauer, T. W. Forest // International Journal of Hydrogen Energy. - 2001. - №26. - С. 55-70. 96. Battin-Leclerc, F Cleaner Combustion: Developing Detailed Chemical Kinetic Models / F. Battin-Leclerc, J.M. Simmie, E. Blurock// Spring Technical Meeting, The Combustion Institute. - 2013. - 797 c. 97. Byron, T.S. Modelling and control of automotive coldstart hydrocarbon emissions / T. S. Byron // Doctoral thesis. – 2002. - 131 с. 98. Calvert, I. Pre-chamber charge stratification of a spark ignited internal combustion engine / I. Calvert // Master of engineering. – 1994. - 87 с. 99. Chen, Z. Effects of hydrogen addition on the propagation of spherical methane/air flames / Z. Chen // International journal of hydrogen energy. – 2009. – № 34. – С. 6558-6567. 100. Cummins Westport engines run on hydrogen blended natural gas // Cummins Westport inc. – 2007. 101. Gelfand, B.E. Thermo-Gas Dynamics of Hydrogen Combustion and Explosion/ B.E. Gelfand, M.V. Silnikov, S.P. Medvedev, S.V. Khomik// Spring Technical Meeting. - 2012. - 407 c. 102. Dake, A.R. Modeling and control of cold start hydrocarbon emissions / A.R. Dake // Master thesis. – 2005. - 101 с. 103. Das, L.M. A comparative evaluation of the performance characteristics of a spark ignition engine using hydrogen and compressed natural gas as alternative fuels / L.M. Das, R. Gulati, P. Gupta // Int. J. Hydrogen Energy. - 2000. - №25. - С. 783-793. 153 104. Deltoro, A. Development and demonstration of hydrogen and compressed natural gas (H/CNG) blend transit buses / A. Deltoro, M. Frailey, F. Lynch // Technical Report NREL/TP-540-38707. – 2005. - С.1-36. 105. Doosje, E. Limits of mixture dilution in gas engines / E. Doosje // Doctoral thesis. – 2010. - 123 с. 106. El-Mahallawy, F. Fundamentals and technology of combustion / F. El-Mahallawy, S. E-Din Habik. – London : Elsevier, 2002. – 862 с. 107. Eriksson, L. Spark Advance Modeling and Control / L. Eriksson // Doctoral thesis. – 1999. - 207 с. 108. Franke, A. Characterization of an electrical sensor for combustion diagnostics / A. Franke // Doctoral Thesis. – 2002. - 147 с. 109. Glassman, I. Combustion, 4th edition / I. Glassman, R. Yetter // Published by Academic Press. - 2008. - 794 с. 110. Hafseld, U. Industrial opportunities for hydrogen and hydrogen technologies in the fuel market / U. Hafseld // Stavanger. – 2009. - С. 917-922. 111. Halter, F. Characterization of the effects of pressure and hydrogen concentration on laminar burning velocities of methane-hydrogen-air mixtures / F. Halter, C. Chauveau, N. Djebaïli-Chaumeix, I. Gökalp // Proceedings of the Combustion Institute. – 2005. – С. 201–208. 112. Heywood, J.B. Combustion and its modelling in spark-ignition engine / J.B. Heywood // International symposium COMODIA. – 1994. - 930 с. 113. Heywood, J.B. Internal combustion engine fundamentals / J.B. Heywood. – New York : McGraw-Hill, 1988. – 931 с. 114. Hu, E.J. Experimental and numerical study on lean premixed methane–hydrogen-air flames at elevated pressures and temperatures / E. J. Hu, Z. H. Huang, J. He, H. Miao // International journal of hydrogen energy. – 2009. – № 34. – С. 6951–6960. 115. Hu, E.J. Experimental study on combustion characteristics of a spark-ignition engine fueled with natural gas-hydrogen blends combining with EGR / E.J. Hu, Z.H. Huang, B. Liu, J.J. Zheng // Hydrogen Energy. – 2009. – № 34(2). – С. 1035–1044. 116. Huang, Z.H. Measurements of laminar burning velocities for natural gas-hydrogenair mixtures / Z.H. Huang, Y. Zhang, K. Zeng, B. Liu // Combustion and Flame. – 2006. – № 146. – С. 302–311. 154 117. Iacobazzi, A. Use of blends of hydrogen and natural gas in urban vehicles in the transition towards an hydrogen economy / A. Iacobazzi // WIH. – 2007. - С.1-10. 118. Korneev, N.V. New construction of the wind turbine for delivery of energy of large resort ecological tourist and hotel complexes / N.V. Korneev // Альтернативная энергетика и экология. - 2010. - № 5. - С. 59-63. 119. Kheirkhah, S. Turbulent premixed combustion in V-shaped flames: characteristics of flame front / S. Kheirkhah, Ö.L. Gülder // Physics of Fluids Vol.25, 055107, 2013. - С. 59-63. 120. Kaiadi, M. Using hythane as a fuel in a 6 cylinder stoichiometric natural-gas engine / M. Kaiadi, P. Tunestal, B. Johansson // SAE Paper. – 2009. – № 2(1). – С. 932-939. 121. Keck, J. C. Turbulent flame structure and speed in spark-ignition engines / J. C. Keck // Nineteenth symposium on combustion. – 1982. – С. 1451-1466. 122. Keller, J. CNG, H2, CNG‐H2 blends critical fuel properties and behaviour / J. Keller // Technical report Sandia national laboratories. – 2009. 123. Law, C.K. Combustion physics / C.K. Law. – Cambridge : Cambridge university press, 2006. – 722 с. 124. Mustafi, N.N. Spark-Ignition Engine Performance with 'Powergas' Fuel (Mixture of CO/H2) / N.N. Mustafi, Y.C. Miraglia, R.R. Raine, P.K. Bansal, S.T. Elder // A Comparison with Gasoline and Natural Gas. Fuel, vol. 85 (2006). - С. 1605–1612. 125. Ma, F. Study on the extension of lean operation limit through hydrogen enrichment in a natural gas spark ignition engine / F. Ma, Y. Wang // Hydrogen energy. – 2008. – №33. – С. 1416–1424. 126. Merker, G.P. Combustion engines development. Mixture formation, combustion, emissions and simulation / G.P. Merker, C. Schwarz, R. Teichmann. – London : Springer, 2012. – 642 с. 127. Milton, B.E. Thermodynamics, combustion and engine / B.E. Milton. – Australia : School of mechanical and manufacturing enginering, 2005. – 277 с. 128. Morrone, B. Numerical investigation on the effects of natural gas and hydrogen blends on engine combustion / B. Morrone, A. Unich // Hydrogen energy. – 2009. – № 34. – С. 4626-4634. 155 129. Nanthagopal, K. Hydrogen enriched compressed natural gas - a futuristic fuel for internal combustion engines / K. Nanthagopal, R. Subbarao, T. Elango, P. K. Baskar // Thermal science. – 2011. – № 4. – С. 1145-1154. 130. Ortenzi, F. Experimental tests of blends of hydrogen and natural gas in light duty vehicles / F. Ortenzi, M. Chesisa, F. Conigli // HYSYDAYS – 2nd World congress of young scientists on hydrogen energy systems. – 2007. – С. 1-11. 131. Pal, K. Successful adoption of CNG and emerging CNG-H2 program in India / K. Pal // Technical report. – 2009. 132. Pearce, S.M. Hydrogen enhanced combustion / S.M. Pearce // Doctoral thesis. – 2000. – 263 с. 133. Pede, G. Test of blends of hydrogen and natural gas in a light duty vehicle / G. Pede, E. Rossi, M. Chiesa, F. Ortenzi // SAE technical paper. – 2007. – № 2007-01-2045. 134. Peters, N. Turbulent combustion / N. Peters. – Cambridge : Cambridge university press. – 2000. – 304 с. 135. Rousseau, S. Combustion characteristics of natural gas in a lean burn spark-ignition engine / S. Rousseau, B. Lemoult, M. Tazerout // Journal of Automobile Engineering. – 1999. 136. Saanum, I. Lean burn versus stoichiometric operation with EGR and 3-way catalyst of an engine fueled with natural gas and hydrogen enriched natural gas / I. Saanum, M. Bysveen, P. Tunestal, B. Johansson // SAE Technical Paper. – 2007. – № 2007-010015. 137. Seitzman, J. Flame thickness and flame speed / J. Seitzman // Technical report. – 2012. 138. Sierens, R. Variable composition hydrogen/natural gas mixtures for increased engine efficiency and decreased emissions / R.Sierens, E.Rosseel// Journal of Engineering for Gas Turbines and Power. - №122. - 2000. - С. 135–140. 139. Sher, E. Handbook of air pollution from internal combustion engine. Pollutant formation and control / E. Sher. – New York : Academic press, 1998. – 665 с. 140. Swain, M.R. The effects of hydrogen addition on natural gas engine operation / M.R. Swain, M. Yusuf, Z. Dulger, M.N. Swain // SAE Paper. – 2003. – № 932775. 156 141. Suwanchotchoung, N. Performance of a spark ignition dual-fueled engine using splitinjection timing / Ph.D. Thesis // N. Suwanchotchoung. - Vanderbilt University, 2003. - 221 с. 142. Tanaka, T. On current measurement in a homogeneous charge compression ignition engine / T. Tanaka, K. Narahara, M. Tabata, S. Yoshiyama, E. Tomita // International Journal of Engine Research. – 2005. – № 6. 143. Unich, A. The impact of natural gas – hydrogen blends on internal combustion engines performances and emissions / A. Unich, B. Morrone, A. Mariani // SAE paper. – 2009. – № 2009-24-0102. 144. Uykur, C. Hydrogen addition for controlling methane fueled HCCI engine operation / C. Uykur, G.T. Reader, D.S.-K. Ting // Spring Technical Meeting, The Combustion Institute. - 2001. 145. Verhelst, S.A study of the combustion in hydrogen-fuelled internal combustion engines / PhD thesis // S. Verhelst. - Gent: Gent University, 2005. - 278 с. 146. Vressner A. Studies on the load range of an HCCI engine using in-cylinder pressure, ion current and optical diagnostics / A. Vressner // Doctoral thesis. – 2007. - 114 с. 147. Wallington, T. J. Automotive fuels and internal combustion engines: a chemical perspective / T. J. Wallington, E. W. Kaiser, J. T. Farrell // The royal society of chemistry. – 2006. – № 35. – С. 335–347. 148. Woolley, R. The Laminar Burning Properties of Premixed Methane-Hydrogen Flames Determined / A.A. Burluka, M. Fairweather, M.P. Ormsby, C.G.W. Sheppard, R. Woolley// Third European combustion meeting ECM 2007. - 2007. - С. 1-5. 149. Johansson, B. Hydrogen Addition For Improved Lean Burn Capability of Slow and Fast Burning Natural Gas Combustion Chambers / P. Tunestål, M. Christensen, P. Einewall, T. Andersson, B. Johansson, O. Jönsson// SAE paper. – 2002. – № 200201-2686. 157 Приложение А. Система подачи природного газа в УИТ-85 Описание системы подачи природного газа в УИТ-85 Общий вид системы подачи природного газа в УИТ-85 представлен на рисунке А1. БВД – баллон высокого давления; М1, М2 и М3 – манометры соответственно высокого, среднего и низкого давления; БФ - блок форсунок; БУ – блок управления БФ; В1, В2 и В3 – включатели; БП – блок питания; Д1 – дроссель двух позиционный; Д2 – дроссель регулирования магистрали низкого давления; Р1 – редуктор газовый; К1 и К2 – клапана газовые предохранительные. Рисунок А1 – Общий вид системы подачи природного газа Система условно состоит из 3-х частей – пневматической, электрической и электронной. В целях безопасности эксплуатации системы подачи природного газа (СППГ), элементы конструкции структурно разделены, в правой части 158 установки (см. рисунок А1) располагается электрические и электронные элементы, в левой части располагается пневматические элементы СППГ. Пневматическая часть системы предназначена для подвода природного газа через штуцер к установке УИТ-85. Принципиальная схема представлена на рисунке А2. Рисунок А2 – Пневматическая схема СППГ Схема работает следующим образом, природный газ из баллона высокого давления БВД через дроссель Д1 и электроклапан К1 подается в редуктор Р1. Двух ступенчатый газовый редуктор снижает давление газа до величины 0,4 МПа. Далее, при открытом предохранительном клапане К2, газ подается в блок форсунок БФ. БФ управляется контроллером (см. рисунок А3), который устанавливает скважность каждой форсунки в диапазоне от 10 до 90%. Каждому значению скважности форсунки соответствует определенный расход газа. Зависимость массового расхода газа от скважности форсунок представлена в приложении А2. Для повышения точности дозирования газа необходимо отрегулировать дроссель Д2 таким образом, чтобы обеспечить давление М3 равным 0,02МПа. 159 1 – цифровой индикатор; 2 – тумблеры механического включения/отключения цепи питания форсунок от системы генерации сигнала; 3 – тумблер включения питания прибора; 4 – клемма питания прибора; 5 – кнопка управления (функция уменьшения скважности форсунки); 6 – клеммы выходные на форсунки; 7 – корпус прибора; 8 – кнопка управления, исполняющая функцию выбора канала для управления (навигация по меню); 9 – кнопка управления, (увеличение скважности форсунки) Рисунок А3 - Внешний вид блока управления Электрическая часть предназначена для обеспечения работы предохранительных клапанов системы. Принципиальная схема представлена на рисунке А4. Рисунок А4 – Схеме электрической части СППГ Электрическая часть состоит из блока питания БП, предохранительных клапанов К1, К2, блока форсунок БФ управляемых блоком управления (БУ). Электронная часть системы обеспечивает дозировку природного газа, основным ее элементом является БУ. 160 Зависимость массового расхода газа от скважности форсунки Рисунок А5 – Зависимость массового расхода газа от скважности форсунки №1 Рисунок А6 – Зависимость массового расхода газа от скважности форсунки №2 161 Рисунок А7 – Зависимость массового расхода газа от скважности форсунки №3 162 Приложение Б. Система подачи водорода в УИТ-85 Общий вид системы подачи водорода в УИТ-85 представлен на рисунке Б1. Рисунок Б1 – Общий вид системы подачи водорода в УИТ-85 Схема системы питания водородом аналогична представленной в приложении А схеме системы питания природным газом, отличие только в количестве форсунок, так в системе питания водородом применялось две тарированных газовых форсунки. На рисунках Б2 и Б3 представлена зависимость массового расхода водорода от скважности форсунки. Скважность форсунок устанавливалась контроллером с шагом в 10%. 163 Канал №1 0,03 G,кг/ч 0,02 y = 0,0003x - 0,0016 0,01 0 10 30 50 Скважность,% 70 90 Рисунок Б1 – Зависимость массового расхода водорода от скважности форсунки №1 Канал №2 0,03 G,кг/ч 0,02 y = 0,0003x - 0,0011 0,01 0 0 20 40 60 Скважность,% 80 100 Рисунок Б2 – Зависимость массового расхода водорода от скважности форсунки №2 164 Приложение В. Скважность форсунок системы питания природным газом двигателя ВАЗ-2111 Характеристики газовых форсунок применяемых для подачи природного газа в двигатель ВАЗ-2111 представлены на рисунках В1-В4. Канал №1 0,1 G,кг/ч 0,08 y = 0,001x - 0,005 0,06 0,04 0,02 0 10 30 50 Скважность,% 70 90 Рисунок В1 – Зависимость массового расхода газа от скважности форсунки №1 Канал №2 0,1 0,08 G,кг/ч y = 0,001x - 0,003 0,06 0,04 0,02 0 10 30 50 Скважность, % 70 90 Рисунок В2 – Зависимость массового расхода газа от скважности форсунки №2 165 Канал №3 0,1 G,кг/ч 0,08 y = 0,001x - 0,005 0,06 0,04 0,02 0 10 30 50 Скважность,% 70 90 Рисунок В3 – Зависимость массового расхода газа от скважности форсунки №3 Канал №4 0,1 G,кг/ч 0,08 y = 0,001x - 0,004 0,06 0,04 0,02 0 10 30 50 Скважность,% 70 90 Рисунок В4 – Зависимость массового расхода газа от скважности форсунки №4
