Улучшение экономичности двигателей с искровым зажиганием за счет применения газовых композитных топлив Смоленская Наталья Михайловна

Использование газового композитного топлива в ДВС с искровым зажиганием

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 Н2-02 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 Н2-02, включающая 8 частиц и 40 наиболее важных элементарных стадий, хорошо описана в обзоре [16]. Механизмы для описания высокотемпературного горения водорода предложены Варнатцем в [8], где рекомендованы константами 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 масс спектрометрии изучалась структура богатого Н2-02-Аг пламени, стабилизированного на плоской горелке при Р = 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.

Наиболее важными элементарными стадиями окисления водорода являются те, которые обеспечивают цепное разветвление и продолжение цепи: Н + 02 - ОН + О; О + Н2 -» ОН + Н; ОН + Н2 -» Н + Н20. 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.

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.

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) углеводородам. Однако, имеются важные различия в химии окисления углеводорода при низких (сотни К) и высоких (более чем 1000 К) температурах [4,16,50,123].

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 02.

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 Н02. 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].

Экспериментальное оборудование с исследовательской установкой УИТ-85

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 топливно-воздушной смеси обеспечивается конструкцией подогреваемого впускного трубопровода. Влажность воздуха и температура заряда на впуске поддерживаются постоянными. Эти особенности конструкции 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, УОЗ) 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 тензометрическии датчик давления и датчики ионизации различных конструкций.

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, привода 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 52С, 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 узлами двигателя являются: картер, блок цилиндра, кривошипно-шатунный механизм (КПІМ) 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 используемой конфигурацией впускного трубопровода и ресивера. Калибровочная кривая датчика расхода воздуха 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 НОА 0963Т51. 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.

Средняя скорость распространения фронта пламени в 1-ой фазе сгорания

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 рисунке 3.7 и 3.8 представлены индикаторные диаграммы давления по углу поворота KB, полученные в процессе сгорания на УИТ-85 на режиме работы: УОЗ = 13ПКВ, є = 7, n = 900 мин"1 для различных коэффициентов избытка воздуха 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 коэффициента избытка воздуха с долей водорода в композитном топливе 0, 5, 10 и 15%. Режим работы: УОЗ = 13ПКВ, є = 7, частота вращения n = 600 и 900 мин"1 - рисунок 3.9 и 3.10 соответственно [33,57Индикаторные диаграммы давления по углу поворота KB в процессе сгорания при различных коэффициентах избытка воздуха для композитного топлива : а) СПГ= 90%, Н2= 10%.; б) СПГ = 85%, Н2= 15%. УИТ-85, режим работы: УОЗ = 13ПКВ, є = 7, n = 900 мин"1 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 увеличение доли водорода ещё на 5% максимальное давление повышается в среднем еще на 0.1 МПа.

Таким образом, увеличивая долю 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 NOx в отработавших газах [73]. 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 получено, что максимальное давление с долей водорода в 10% при а 1.3 соответствует максимальному давлению без водорода при а = 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 а 1.2 до а 1.48. 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 (Pz), 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 смеси, влияющего на ламинарную скорость распространения пламени в ТВС, продолжительность 1-ой 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 а 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 3.11 и 3.12 показаны изменения доли водорода и СПГ в композитном топливе на продолжительность процесса сгорания, оцениваемого по Pz, для УИТ-85 при частоте вращения 600 и 900 мин"1 соответственно, степени сжатия є = 7 и УОЗ = 13ПКВ. tpz, MC 11

Влияние состава композитного топлива на продолжительность процесса сгорания, оцениваемого по Pz: при п = 900 мин"1, є = 7, УОЗ=13ПКВ Из рисунков 3.11 и 3.12 следует отметить, что увеличение доли водорода оказывает несколько большее влияние в зоне бедных смесей, а в области бедных смесей значительно расширяются пределы устойчивого сгорания. Так, при доле водорода в композитном топливе 15% , скорость сгорания при составе смеси а = 1.5 больше, чем без добавки водорода при составах смеси а = 0.9-1.0, что отражается и в общей продолжительности процесса сгорания. Таким образом, для режима работы при п = 600 мин"1, УОЗ = 13ПКВ, а = 1 и 1.3 продолжительность основной фазы составляет 9.78 и 10.23 мс соответственно, а для частоты вращения 900 мин"1 продолжительность основной фазы составляет 7.93 и 8.46 мс соответственно. Что соответствует сокращению продолжительности основной фазы при увеличении частоты вращения на 18.9% для а = 1 и на 17.3% для а = 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 работе [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 600 мин"1 при а = 1 и 1.3 продолжительность основной фазы составляет 8.84 и 8,86 мс, а для 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 а = 1 и 17.6% для а = 1.3. Таким образом, доля водорода в 5% значительно сокращает продолжительность основной фазы.

Характеристика тепловыделения для УИТ-85 работающей на газовом композитном топливе

Так же, 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 т и pz 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-й, 2-й 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 как базовые при расчете сгорания при мелкомасштабной турбулентности. В обоих моделях учитывается как турбулентность потока, так и ламинарная скорость 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 эмпирических зависимостей средних скоростей распространения в 1-й и основной фазах.

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 Т0 = 291-298 К и Р0 = 1 атм 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]: UH(cm)-U0Hicm)-{- ) (j-J , (4.14) где оя(ся4) " нормальная скорость сгорания при Т0 = 298 К; Р0 = 101325Z7a = 1 атм = ОД МПа; Ти и Ри температура и давление для которого проводится расчет; а коэффициенты ctt(c#4) и /?р(ся4)" эт0 функции от состава смеси: at{cm = 2.18 - 0.8 (а - 1) /?Р(СЯ4) = "-16 + -22 (а - !) 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 128 пересчета объемного содержания метана в смеси в коэффициент избытка воздуха, получен график зависимости нормальной скорости распространения фронта пламени от а [123]. По результатам аппроксимации которого получен полином, описывающий зависимость нормальной скорости распространения фронта пламени метановоздушной смеси от коэффициента избытка воздуха для Т0 = 298КиР0 = 1 атм: UoH(cm) = -2,7537 а4 + 15,612 а3 - 32,609 а2 + 29,257 а - 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]: /я(Н2) = и0Н(Н2) () -( \ (4.16) где Т0 = 291 К; Р0 = 101325 Па = 1 атм = ОД МПа; Ри и fu - давление и температура для которых проводится расчет нормальной скорости сгорания, соответствующие давлению и температуре определенных для водородовоздушной смеси, ctt(H2) и /?p(H2) определяются из выражений:

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 характеристики ламинарного пламени, определяя условия для образования устойчивого очага горения в начальной фазе и последующего распространения по КС.

Как показал обзор литературы [8,85,109,113,123,134,137], скорость распространения пламени в 1-ой фазе во многом определяется физико-химическими 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 скорости. Влияние состава композитного топлива отражается коэффициентом избытка воздуха и долей водорода в нем.

Соответственно, 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, мною получена эмпирические модели, 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 а от 0.8 до 1.4: