Delist.ru

Анализ и расчет свойств диметилового эфира и улучшение экологических показателей дизеля путем адаптации топливной аппаратуры (18.09.2009)

Автор: Рыжкин Сергей Владимирович

Экспериментальная установка создавалась для замера скорости звука в ДМЭ с целью уточнения начальных условий (доли газовой фазы) при проведении гидродинамического расчета топливной аппаратуры, учитывающего двухфазное состояние топлива. Цель работы заключалась в получении зависимостей скорости звука от давления и температуры для топливной системы (ТС), работающей на ДМЭ. Принципиальная схема установки показана на рис. 1.

Рис. 1. Схема установки для измерения скорости звука

р0 и выше. Важно отметить, что как pнп, так и коэффициенты В2 и n1 существенно зависят от температуры.

На рис. 2 приведен пример расчета зависимостей а=f((0,p) и экспериментальные точки в результате обработки (0.

В данном расчете принималось: t=20 0C; р0=0,5 МПа; (0=660 кг/м3; B1=0; n1=1; B2=450; n2=10,3.

Рис. 2. Влияние содержания доли газовой фазы на величину скорости звука (t=20 0C): ? – экспериментальные данные

Результаты расчета показывают, что при сравнительно небольших избыточных давлениях (над давлением насыщенных паров) порядка 0,1…0,5 МПа скорость звука существенно зависит от (0 и может служить для косвенной оценки доли газовой фазы.

Результаты замера скорости звука и расчета (0 при t=20 оС представлены в табл. 2.

Таблица 2

Результаты замера скорости звука и расчета (0 при t=20 оС

t=20 oC

j р, МПа а, м/с (0j, % (0, %

1 0,6 382 0,71 0,74

2 0,65 409 0,76

3 0,7 421 0,88

По результатам замеров при трех температурах получено: при 20 оС (0=0,74%, при 50 оС (0=1,47%, при 80 оС (0=2,22%. Зависимость практически линейна, при повышении температуры на один градус (0 изменяется на 0,025%. Полученные данные ((0=f(t)) использованы для уточнения начальных условий при расчетах по разработанной в МАДИ (ГТУ) и использованной для расчета процесса впрыскивания математической модели псевдооднородной пузырьковой среды с термодинамически равновесными изотермическими процессами. Ее описание сводится к системе уравнений неустановившегося движения сплошной среды (12) и (13), для замыкания которой используется уравнение, учитывающее влияние газовой фазы на параметры среды (14).

Уравнение неразрывности для рассматриваемого случая – одномерного неустановившегося движения вязкой сжимаемой жидкости в топливопроводе имеет вид:

где х и t - координаты соответственно пространства и времени, ? и с –плотность и скорость движения топлива. В связи с отсутствием строгого решения задачи об изменении гидравлического сопротивления трубы при неустановившемся турбулентном движении пузырьковой среды использовано уравнение движения вязкой жидкости на основе гипотезы квазистационарности гидравлического сопротивления:

где р – давление; k - фактор гидравлического сопротивления топливопровода, k=??с?/(4dтп); ?, и dтп - соответственно коэффициент гидравлического трения и диаметр топливопровода.

Для замыкания системы уравнений (12) и (13) требуется уравнение связи объемной доли ГФ (?), плотности и давления. Это уравнение в виде ?=f(?, p) с учетом объемного содержания газовой фазы ? при начальном давлении можно получить из соотношения Тета:

где п - показатель степени в уравнении Тета; В - параметр, характеризующий межмолекулярные силы и силы поверхностного натяжения; индексы 1 - газовая фаза; 2 -жидкость; 0 - указывает, что параметр берется при начальном давлении.

Приведенные выше уравнения решаются с учетом начальных условий: остаточное давление р0 и начальный объем газовой фазы Vгф. Остаточное давление р0 в линии высокого давления поддерживается постоянным и должно быть выше давления насыщенных паров сжиженного газа. Начальный объем газовой фазы рассчитывается по определенным экспериментальным величинам объемной доли газовой фазы и распределяется равномерно по линии высокого давления ТА.

Расчетное исследование влияния объемной доли газовой фазы при неизменном активном ходе плунжера на режиме nк=900 мин-1 и Vц=108 мм3 (при ?о) показало существенное влияние ?о на процесс впрыскивания: увеличение ?о на 1% приводит к уменьшению цикловой подачи Vц на 12,5…17 мм3 (11,5..18%) и снижению среднего давления впрыскивания на 1,2…1,4 МПа.

. Ограничения dп(10 мм, hпmax(10 мм (из возможностей производства ТНВД серии УТН), рфmax(30 МПа. Оптимизация проводилась на режиме номинальной мощности nк=900 мин-1, Vц=108 мм3 путем перебора различных сочетаний максимального проходного сечения распылителя ?fф, диаметра плунжера dп, максимального подъема плунжера hпmax.

Результаты приведены в табл. 3 и на рис. 3.

Таблица 3

Основные параметры впрыскивания штатной и оптимизированной ТА

МПа Vц,

1 ДТ 900 Штатная 16,08 56 38,8 9,3

2 ДМЭ 900 Штатная 16,5 108 25,6 15,89

900 Оптимизированная 16,8 109 34,6 9,69

Рис. 3. Зависимости давления в форсунке и хода иглы от угла поворота вала ТНВД: ----- штатная ТА, ( оптимизированная ТА (n=1200 мин-1, Vц=108 мм3, ДМЭ)

Из рис. 3 видно, что штатная ТА (dп/hпmax=9/9 мм ?fф=0,17 мм2) при работе на ДМЭ имеет растянутое впрыскивание. Оптимизированная ТА (dп/hпmax=10/10 мм ?fф=0,27 мм2) обеспечивает уменьшение продолжительности впрыскивания на 6,2 град, что, как это следует из табл. 3, примерно соответствует продолжительности впрыскивания при работе на ДТ, при этом рфmax укладывается в заданное ограничение рфmax(30 МПа.

В четвертой главе приведены результаты и анализ испытаний дизеля 2Ч 10,5/12 со штатной и оптимизированной ТА на ДМЭ и ДТ.

Объектом испытания являлся дизель 2 Ч 10,5/12 (Д-120) воздушного охлаждения; номинальная мощность Ne=18,4 кВт при n=1800 мин-1. Исследовались штатная ТА при работе на ДТ и ДМЭ и оптимизированная ТА при работе на ДМЭ.

Установка включает в себя исследуемый двигатель, испытательный стенд с балансирным динамометром, пульт управления, а также необходимые системы обеспечения и средства контроля работы дизеля, включая индицирование давления в топливопроводе и цилиндре дизеля. При испытаниях использована оригинальная система питания, обеспечивающая запуск и прогрев на ДТ с последующим переходом на ДМЭ.

Результаты моторных испытаний приведены на рис. 4, 5 и 6. Основное внимание при проведении моторных испытаний дизеля (Д-120) (2 Ч 10,5/12) уделялось не топливной экономичности, а выбросам токсичных составляющих отработавших газов (ОГ). Это объясняется тем, что надежный и достаточно точный метод прямого замера расхода ДМЭ отсутствовал. Обзор литературных источников, а также результатов, полученных в МАДИ, показывает, что топливная экономичность при переходе на ДМЭ в основном сохраняется на уровне работы на ДТ, или слегка снижается на малых нагрузках. В связи с отсутствием связи углерод – углерод и наличием в молекуле 34,8 % кислорода сажа (С) при работе на ДМЭ не образуется. Наблюдаемые в ряде опытов выбросы частиц объясняются угаром масла.

Сравнительные испытания выбросов NOx, CO2 при работе на ДТ и ДМЭ со штатной ТА приведены на рис. 4. Очевидно, что для дизеля основными вредными выбросами с ОГ являются NOx и сажа. Из рис. 4 видно, что при работе на ДМЭ выбросы NOx уменьшились примерно в 1,5 раза. Причем важно, что преимущество ДМЭ хорошо выражено на больших нагрузках. Сравнительно низкий уровень выбросов NOx, (как на ДМЭ, так и на ДТ) объясняется поздним установочным углом опережения впрыскивания. Так, при работе на ДМЭ действительный угол опережения впрыскивания был равен ( 1оПКВ.

ДМЭ(штат), ( ДМЭ(опт)

Сравнительно низкие выбросы NOx при работе на ДМЭ наблюдались и на других режимах (см. рис. 5).

загрузка...