Nov 1

Максимальный расход топлива через корректор, л/ч ……. 18
15. ФОРСУНКИ
За последнее время развитие отечественного автотракторного дизелестроения идет по пути применения более экономичного процесса с непосредственным впрыском топлива, поэтому резко нарастают масштабы производства закрытых форсунок с много­дырчатыми распылителями, которые выпускаются Алтайским моторным, Вильнюсским, Чугуевским, Ногинским и Я рослав-скими заводами топливной аппаратуры.
Основные конструктивно-регулировочные характеристики оте­чественных форсунок автотракторных дизелей даны в табл. 4.3, а их общий вид — на рис. 4.14.
Таблица 4.3. Основные конструктивные параметры отечественных закрытых форсунок с многодырчатыми распылителями
Марка форсунки; з ав сд-изготов ител ь
ЯМЗ («Автодизель»)
ФД-22 (ВЗТА, ЧЗТА НЗТА)
КамАЗ (ЯЗДА)
£ъ to ^ ир* сл гайки рас­пылителя
со со со со to
о о о о Ь иглы
м м h- >— 1— канала в но-
to to to to to сике Раслы-
Максималь­ный ход иг­лы, мм
027+0.07 0,28- °’07
Давление отрыва иглы, кгс/см2
170+5 170+5
150+5 170+5
Дизели (объект при­менения)
Дизели ВТЗ
ЯМ30236 и ЯМЗ-236Н
Дизели АМЗ
Семейство СМЛ, ММЗ, РМЗ
В табл. 4.3 приведены следующие основные конструктивные параметры форсунок с многодырчатыми распылителями: диаметр гайки распылителя dr, опорный диаметр иглы rfon, максимальный
ход иглы Я™3*, диаметр канала в носике распылителя dCK и дав­ление отрыва иглы Рф.о- Анализ усовершенствования конструкций
Read the rest of this entry »

Nov 1

цесса топливоподачи и на обеспечение требуемого температурного режима распылителя в зависимости от применяемых материалов и используемых топлив.
Физико-химическая природа коксования распылителя еще не вскрыта, хотя существуют разные точки зрения.
В ЦНИТА [11] высказано предположение, что причиной кок­сования является кавитация топливной струи в носке распыли­теля, позволяющая проникать через сопловые отверстия в распы­литель горячим газам из камеры сгорания. Проникновение газов в полость распылителя сопровождается нагреванием, разложе­нием топлива и отложением продуктов крекинга иа стенках. Эта гипотеза была проверена на прозрачной модели распылителя. Однако она неполностью расшифровывает механизм коксования распылителя и объясняет его ускоренный характер лишь после определенного критического момента.
Из опытов известно, что коксование всегда сопровождается за­висанием иглы, а иногда и ее «залипанием», поэтому возможен следующий механизм коксования распылителя в зависимости от температурного режима его работы, условий охлаждения, рода топлива, конструктивных параметров, а также условий монтажа распылителя в форсунке и форсунки в головке цилиндров.
По мере продвижения топлива от бака к распылителю его температура неуклонно возрастает. Наиболее резко возрастает температура топлива в пограничных слоях распылителя. Если температура в распылителе достигает более 250° С, то это при­ведет к большим скоростям химических превращений, конечными продуктами которых могут быть различные смолистые вещества, осаждающиеся на поверхностях, так как с повышением темпера­туры по экспоненциальному закону ускоряются химические реак­ции разложения топлива.
Наиболее опасны отложения продуктов крекинга и полимери­зации на выступающей части иглы распылителя, так как посте­пенное накопление отложений приведет к исчезновению зазора в прецизионной паре при поднятой игле. Однако вероятность такого процесса при работе дизеля все же невелика, так как топ­ливо в распылителе находится очень короткое время и даже если нагревается, то не будет времени для развития реакции до появ­ления первичных продуктов разложения.
Коренным образом меняется обстановка при остановке ди­зеля, когда прекращается подача топлива, а распылитель, хотя и перестает нагреваться от пламенных газов, имеет достаточно высокий уровень температур с тем, чтобы быстро прогреть топ­ливо, находящееся в нижней части распылителя. Поскольку масса топлива невелика, прогрев происходит быстро, за не­сколько секунд; охлаждение же его происходит медленно, так что при отсутствии специальных охлаждающих мер топливо в тече­ние 5—10 мин имеет высокую температуру. В этот период в пограничных слоях за счет термического и каталитического
воздействия металлов развивается химическая реакция, приво­дящая к отложению углеводородных пленок на поверхностях рас­пылителя. Отложение пленок на неподвижных деталях до поры до времени не оказывает влияния на работу распылителя, а отложе­ния на выступающей части иглы чреваты последствием: после нескольких сотен остановок отложения могут достигнуть тол­щины, соизмеримой с зазором между иглой и корпусом распы­лителя. Исчезновение зазора вызывает замедленную посадку иглы. Когда задержка посадки иглы достигнет того момента, что падение давления топлива произойдет ранее, это позволит раска­ленным газам прорываться внутрь распылителя и перегревать его и топливо. Поскольку процесс перегрева и нарастания отло­жений имеет прогрессирующий характер, то начало зависания иглы соответствует началу процесса ускоренного коксования распылителя, так как систематический прорыв газов из цилиндра внутрь распылителя будет способствовать росту температур, зависанию иглы и коксованию сопловых отверстий.
Изложенная гипотеза не исчерпывает все механизмы коксо­вания распылителя, однако она согласуется с известными экспе­риментальными данными о характере влияния отдельных факто­ров на процесс коксования и применяемыми мерами борьбы с этим явлением. В частности, за рубежом в последнее время появились распылители с независимым охлаждением корпуса и термоизо­лирующими покрытиями носика распылителя. Можно предпола­гать в связи с изложенным, что в ближайшее время такие распы­лители получат широкое применение и в автотракторных дизе­лях с высоким наддувом.
ГЛАВА б. ПРОЦЕССЫ СМЕСЕОБРАЗОВАНИЯ
16. АНАЛИЗ ТЕОРИЙ СМЕСЕОБРАЗОВАНИЯ
При анализе процесса сгорания в дизеле необходимо учиты­вать ряд обстоятельств.
Во-первых, химические процессы в условиях камеры сгорания дизеля вследствие высоких температур в конце сжатия и малого времени, отведенного для химических реакций, могут развиваться только в газовой фазе, поэтому химическому превращению обя­зательно должно предшествовать испарение топлива и смешение его с воздухом.
Во-вторых, скорость химической реакции определяется в основ­ном двумя параметрами — температурой Т и концентрацией с компонентов в газовой фазе, поэтому точное знание одновременно обоих параметров для каждой точки пространства, где имеется горючая смесь, является непременным условием. В условиях дизеля эти параметры меняются в очень широком диапазоне зна-
чений, так что определение комплекса полей концентраций и температур в заряде — задача сложная, но обязательная.
В-третьих, процесс сгорания в дизеле кратковремен и не­стационарен; он принципиально отличается от капельного горе­ния в топках и камерах, где процессы непрерывны и стационарны. Поэтому использование положений стационарного горения, при­нятых в теории газовых турбин, реактивных двигателей, топоч­ных устройств применительно к циклическим условиям сгорания в дизеле недопустимо, хотя и имеет место (приложение диффу­зионной, капельной, микродиффузиоцной теорий).
В-четвертых, химические превращения в камерах сгорания объемного типа могут развиваться лишь в объеме топливного факела, где имеются условия для химических реакций, так как есть топливо в различных соотношениях с воздухом; поэтому первой задачей теории сгорания в дизеле является познание «анатомии» топливного факела.
В-пятых, дизельный топливный факел нестационарен, ибо имеет циклический характер — зарождается и развивается весь период впрыска при переменном давлении подачи, так что началь­ной задачей расшифровки процесса в дизеле является установле­ние закономерностей динамики развития топливного факела, т. е. его геометрических размеров и физической структуры.
В-шестых, дизельный топливный факел отличается тем, что топливо распыливается на мельчайшие частицы, впрыскиваемые с большими скоростями, определяемыми перепадом давлений в распылителе, но с малой дальнобойностью.
Обобщая изложенные особенности процесса сгорания распы­ленного топлива в дизельном цикле необходимо однозначно при­нять, что теория процессов воспламенения и горения в дизеле дол­жна базироваться на расшифровке закономерностей всего ком­плекса процессов смесеобразования, включающих в себя топливо-подачу, впрыск в воздушную среду, распыление на мельчайшие частицы, совместное движение их в виде топливного факела, на­грев, испарение топлива и перемешивание его паров с воздухом. Последовательная расшифровка этих процессов путем создания объективной модели явления — единственный путь к пониманию химических превращений на базе постигнутых химико-физиче­ских законов.
Между тем, все отечественные и зарубежные теории сгорания в дизеле обходили эти насущные вопросы, не отражая тем самым главной сущности дизельного процесса. Эти получившие изве­стность теории базировались на трех основных допущениях и формировались в три этапа.
Начальным и поэтому наиболее абстрактным методом построе­ния теории сгорания в дизеле было отыскание математической зависимости и эмпирических коэффициентов, удачно описываю­щих линию сгорания индикаторной диаграммы, но не базирую­щихся на ясных физических представлениях. Наиболее известна
Ю. Б. Спнридов и др
формализация процесса сгорания, выполненная И. И. Вибе, воспользовавшегося экспоненциальной закономерностью для связи скорости сгорания со временем процесса. Однако очевидно, что для столь сложного процесса это всего лишь аппроксимация экспериментальных кривых с подбором эмпирических коэффи­циентов. В дальнейшем подобная аппроксимация возможно най­дет применение в теории дизелей, но при этом должны быть вы­полнены два условия; аналитическая аппроксимация допустима только в отношении элементарного процесса, подчиняющегося

Рис. 5.1. Щелевая регистрация факела при стационар­ном впрыске в атмосферу
Read the rest of this entry »

Nov 1

Динамика подачи топлива достаточно полно оценивается так иамваемой характеристикой впрыска топлива в дифференциаль­ной или интегральной формах (рис. 5.5): первая характеризует скорость поступления топлива в камеру сгорания, а вторая — долю впрыснутого топлива. Оценочным критерием впрыска также является продолжительность впрыска фвпр, показывающая время градусах поворота коленчатого вала), в течение которого топ­ливо поступает в цилиндр.
Важным параметром топливоподачи является характеристика давления впрыска, определяющая мелкость распыливания топ­

vw шп.
лива, скорость распространения и даль-

нобойность факела. Мелкость распыли­вания обусловливает интенсивность про­цессов тепломассообмена внутри факела (микросмешение), а параметры топлив­ного факела —• охват топливом объема камеры сгорания, вовлечение воздуха в теплофизические процессы (макросме­шение) и вероятность возникновения при­
Рис. 5.5. Характеристи­ки впрыска топлива:
стеночного смесеобразования, когда какая-то доля топлива оседает на стенках ка­
do
меры сгорания.
dx
/ — дифференциалы* яя-
2 — интегральная о; 3 давления впрыска
Среди характерных точек кривой да­вления впрыска следует отметить: мак­
симальное давление рвпр тах, давление начала впрыска pBnpmin» длительность впрыска твпр и время достижения максимального давления тБПр.
Вторым важным параметром, определяющим качество сме­сеобразования, т. е. угол раствора топливного факела и его даль­нобойность (макросмешение) и мелкость распыливания (микро­смешение), являются размеры сопловых отверстий: диаметр dc и соотношение его с длиной соплового канала lc/dc> что также должно учитываться при анализе развития факела распылива­ния и его структуры.
Первой задачей расчета топливоподачи является определение суммарного количества топлива, подаваемого в цилиндр дизеля за цикл и его распределение во времени. При этом исходными данными являются конструктивные параметры топливной аппа­ратуры и физические свойства топлива. Задача может решаться и в обратном направлении, если требуется определить по задан­ному закону впрыска параметры топливной аппаратуры.
При разработке математической модели впрыска топлива в дизелях используются обычно три вида уравнений.
1. Уравнение для расчета давлений в пространствах, запол­ненных топливом, для чего используются уравнения нестацио­нарного движения жидкости в частных производных.
Для одномерного адиабатического течения невязкой жидкости эти уравнения имеют следующий вид:
уравнение неразрывности
dpld% + р dU/ёл -f U ёр/дх 0;
уравнение количества движения в форме Эйлера
dU/dx + £/ д£//дх + 1/р др/д* = 0.
В практике расчетов эти уравнения упрощаются путем линеари­зации, полагая изменение плотности р малым, так что из обоих уравнений исключают нелинейные члены UdU/dx и Udpfdx.
2. Уравнение объемного расхода топлива через дроссель
Read the rest of this entry »

Nov 1

стики впрыска, так как подлетающий эле­мент топлива может состоять только из тех частиц, которые к данному моменту вре­мени %х могут достичь зоны фронта и момент впрыска которых %х удовлетворяет неравен­ству

Рг)/рт(х Ti)>x. (5.14)
Как видно из рис. 5.9, в момент т под­лететь к фронту могут только те частицы, которые вылетели из сопла не позднее
момента т

% — максимального корня уравне-

= х, в котором текущие
значения С/впр определяются заданной харак­теристикой впрыска рвпр (т). Поэтому, если
Рис. 5.9. Расчетная схема факела
к моменту времени т—Дт зоны фронта факела достигли частицы топлива, вылетевшие из сопла до момента времени т*, то масса элемента dM, подлетевшего к фронту в интервале времени т—Лт; т, составит следующую величину;
dM – ecPl
Масса топлива в зоне фронта факела М определяется сумми­рованием масс элементов топлива, достигших зоны к моменту т.
Для определения среднего диаметра капель, поступающих в зону фронта, могут быть использованы зависимости, описываю­щие функцию распределения капель по размерам в зависимости от давлений впрыска, физических свойств газа и жидкости и геометрии сопла, например в работе [14].
Входящие в уравнение (5.9) неизвестные функции М, UKJ Q определяются как характеристикой впрыска, так и рассчитывае­мой величиной х и ее производной ибо х = ^U$dx. Таким
образом, для расчета развития факела получена система диффе­ренциальных, интегральных и алгебраических зависимостей, решая которую можно определить параметры, характеризующие этот процесс.
Для решения полученной системы в ЦНИТА разработаны алго­ритм и программа расчета для ЭВМ «Минск-32» [91. При вычисле­ниях применен метод пересчета; они могут быть выполнены с лю­бой заданной степенью точности, в зависимости от которой вы­бирается шаг расчета Дт. Исходными данными для расчета яв­ляются: характеристика впрыска топлива в форме рвпр (т); фи-

Рис. 5.10. Пример расчета не- Рис. 5.11. Геометрия топливного испаряющегося факела факела и характеристики распре-
деления топлива Рр и воздуха A vcp в сечении факела
зические характеристики газовой среды и топлива рг, рг, pTf (i, Yt! геометрия сопла dct 1СУ коэффициенты скорости фс, сжатия е0 и сопротивления ск.
На рис. 5.10 приведены [9] результаты расчета параметров развития факела дизельного топлива L и по заданному диф­ференциальному закону впрыска рвпр = f (т) при давлении среды 31 кгс/см2, п = 1050 об/мин, Vn = 115 мм3, dc = 0,34 мм. На том же рисунке приведена для иллюстрации эксперименталь­ная кривая распространения фронта факела L3. Сравнивая экспериментальную кривую с теоретической Lr, можно отметить
их совпадение, подтверждающее справедливость изложенных структуры и метода расчета распространения фронта факела. На графике также приведены кривые изменения значений сред­него диаметра капли dh,s9 <fei,5, а также k9 — доли топлива, попавшей в зону фронта от впрыснутого в камеры в данный мо­мент, т. е. участвующей в процессе теплообмена со средой. Мно­гочисленные расчеты, проведенные по данному методу, допол­нительно подтвердили правильность изложенной физической мо­дели дизельного топливного факела. Исходя из изложенного, конфигурацию топливного факела можно аппроксимировать сплошным конусом с вершиной у сопла распылителя, от кото­рого по лучам (трассам) разлетаются бесчисленные мельчайшие частицы. На рис. 5.11 условно приведена геометрия топливного факела и характеристики распределения топлива Рр и воздуха Диф по сечению факела во фронте р, причем характеристическая функ­ция распределения топлива в сечении факела выражается отно­шением доли топлива AGJGn к относительной площади ороше­ния Д.РЛРф
о _ AGT/GT AgT /t- lf-4
Объем факела согласно графику равен
*Ф = ^-4^Ф^Цзт2(фф/2), (5.17)
а массовый заряд воздуха в факеле
Read the rest of this entry »

Nov 3


2. Теплообмен капель с газом во фронте происходит в усло­виях вынужденной конвекции, относительная скорость в сред­нем равна скорости фронта факела. Взаимное влияние отдельных групп капель отсутствует; взаимодействие частиц имеет место внутри каждой трассы движения — частицы сталкиваются.
3. Нагрев капель происходит в две фазы: при слиянии частиц горячей (передней) и холодной (последующей) происходят обмен теплотой и мгновенное выравнивание температур, при этом воз­можно частичное испарение топлива — первая фаза; слившийся комплекс, испытавший толчок от соударения и приобретший дополнительную скорость, в процессе торможения будет получать теплоту от горячей среды посредством контактной теплопередачи.
4. Все капли при теплообмене со средой имеют объемный (а не поверхностный) нагрев. Это допущение справедливо также при слиянии капель. В работе [25] было показано, что перепад температур в капле от поверхности к ядру в 50—100 раз меньше-, чем перепад между средой и каплей.
5. Прогрев капель, имеющий объемный характер, должен сопровождаться постепенным испарением фракций в соответ­ствии с составом топлива, так что степень испарения топлива однозначно определяется его температурой в соответствии с кри­вой фракционной разгонки гт = f (££).
6. В процессе теплообмена в зоне фронта факела температуры капель топлива и среды окружающего микрообъема стремятся друг к другу, так что условно конец каждого микропроцесса теплообмена будет характеризоваться равенством местных тем­ператур топлива, воздуха и смеси: Тт = Тф = Тр. Следовательно, обмен в факеле можно свести к совокупности микропроцессов тепломассообмена единичных капель топлива, находящихся в зоне фронта, при обтекании их потоком газа со скоростью £/ф и с учетом изложенных механизмов испарения и коагуляции в зоне фронта факела.
В ЦНИТА [10] для частного случая без коагуляции разра­ботана методика расчета нагрева и испарения капель на основе диффузионной модели, для чего использованы следующие урав­нения: движения капли
dUK__3 Рем Ук .
dr 8 Ск рк гк ‘
подвода теплоты к капле
q = 2nRCM Nu гк (/г/к) ■рггу’;
прогрева капли
dlK = 1 / _ dmK j ш
dx mKcPK " dx / ‘
скорости испарения капли
dmK ndKGrD »т , р
—= —. ——–Nu рг In—.
dx  ri рг Рт. н
При решении системы уравнений исходными данными яв­ляются начальные размер, температура и скорость капли, а также давление и температура газовой среды. В результате рас­чета определяются во времени (вплоть до полного испарения капли) количество теплоты, поглощенной каплей, количество испаренного топлива, температура жидкости, радиус капли т. д.
Приближенное решение этой системы уравнений осуще­ствляется методом Рунге—Кутта. Способ алгоритмизации си­стемы уравнения для расчета испаряющегося дизельного факела и программа расчета на ЭВМ «Минск-32» рассмотрены в работе [10].
Однако расчеты тепломассообмена в топливном факеле путем расчета испарения единичных капель условны, ибо ни истинные размеры капель (даже без учета коагуляции), ни истинные ско­рости капель неизвестны, а это значит, что неизвестны основные параметры: поверхности контакта и коэффициент теплообмена.
Между тем процессы смесеобразования в топливном факеле необ­ходимо вычислять, и не только количество испаренного топлива. Для подсчета задержки воспламенения необходимо как первое условие надежно знать температуру и состав смеси в каждой точке факела в любой момент времени, т. е. динамику их измене­ния. С целью обхода этих трудностей для установления основных зависимостей, определяющих интенсивности теплообмена и испа­рения в работе [25] применен макроскопический метод анализа тепловых процессов в факеле на базе экспериментальных данных по замеру интенсивности теплообмена в процессе впрыска. За­дача сводилась к тому, чтобы по замеренному количеству теплоты, отданной воздухом топливу, определить жидкостную структуру и размеры топливного факела, распределение температур и долю испаренного топлива в каждом микрообъеме факела и тем самым определить искомые поля температур и концентраций. При этом желательно не связывать расчет этих характеристик с размером частиц, как с величиной неявной, выбираемой произвольно и переменной в процессе коагуляции и испарения.
Выделим в конусе топливного факела (см. рис. 5.11) беско­нечно малый объем АУфр, представляющий собой полный конус с телесным углом q>p и равный АУфр = УкуфД (р2), где VK объем камеры сгорания, иф — Уф/Ук. Если обозначить через п = рх/р0 относительное давление в процессе теплообмена, то массовый заряд воздуха в микрообъеме равен АбфР = GK х
X А(р2), где 0вО = /вх//в0; GK — массовый заряд возду­ха в камере. Теплосодержание воздуха в элементарном микро­объеме равно
Арфр-РкотфА(р2) (5.18)
или в безразмерном виде <7фр = A(^P/QK = зтифД (р2).
Read the rest of this entry »

Nov 3

Скорость бимолекулярных реакций, характерных для многочисленных эта­пов окисления, при прочих равных условиях примерно в 104 раз меньше скорости мономолекулярных реак­
ций [29] и определяется по формуле
Wx = а«е нт сс н 1
где а% — предэкспоненциальный мно­житель константы бимолекулярной реакции; Е — энергия активации; R — газовая постоянная; cCnUm и с09 —
О 160 320 Ш%,тн
Рис. 6.1. Диаграммы измене­ния давления р при окисле­нии этапа в различных кисло­родных смесях (опыты Бона и
Хилла): / — 2 С2Н6 + 02 (ccj и 0,15); 2 С„Не X 02 (ctj к 0,3); 3
С2Ы6 + 2°2 (а1 ~ 0,6,; 4 ~~ С2Н6 -|- ЗОй (<Xj и 0,9)
относительные концентрации углево­дородов и кислорода. Наибольшее значение Wx будет иметь при максимуме произведения Рспитс&>- Выражая концентра­ции в относительных величинах Сс„нт + с02 = 1» получим, что эквимолекулярная концентрация cCnUm = Со2 ~ 0,5 всегда обес­печивает максимальную скорость реакции.
По мере углубления химического превращения меняются компоненты реакции и их эквимолекулярное соотношение, что выражается ростом эквимолекулярного коэффициента избытка воздуха реакции. На рис. 6.1 приведено изменение давлений по времени при окислении этана в кислородных смесях (по опытам Бона и Хилла), из которых следует, что быстрее всего окисление наступает при эквимолекулярной реакции С2Не + О, т. е. при ai = 0,15, а прирост давления, характеризующий глубину превращения и тепловыделения, выше при больших значениях а. Это указывает на то, что на последующих этапах окисления не­которое увеличение а по сравнению с аг способствует более пол­ному развитию процесса окисления. Но увеличение а до 0,9 на этих этапах превращения сказывается неблагоприятно: увели­чивается время начала окисления, падает прирост давления (пол­нота окисления) и скорость его нарастания. Таким образом, про­цесс окисления в дизеле можно условно разделить на ряд промежуточ ных стадий, х ар а ктер изуемы х соответствующим значением аэ.
В качестве иллюстрации примем для углеводорода типа гек-сана С6Н14 следующую кинетическую схему окисления, состоя­щую из пяти стадий, характеризуемых следующими аэ: J ах ^ 0,1 (первичное окисление углеводродов с образованием тя­желых радикалов); //— ап 0,2 (образование промежуточных радикалов, перекисей, альдегидов типа С3Н7СНО, С3Н7СН200); /// — ат «г 0,5 (образование продуктов типа СН3СНО, СН3СН200 с нарастающим вовлечением в реакцию кислорода); IV — aIV 0,75 (участие в реакции легких промежуточных
а) 6) 6)

Рис. 6.2. Изменение относительной константы скорости химической реакции ZXIZ (а) и ее компонентов — темпера­туры ТХ1Т, числа столкновений молекул zxlz и энергии активации ЕК1Е (б) в процессе окисления, и теоретические зависимости скорости химической реакции Wx/{W)max от состава смеси а для различных стадий окисления /, //, ///,
IV, V (е)
продуктов типа СН3ОН, СН3СО с выходом продуктов реакции, как СО, НСНО и др.); У—av ^ 1 (получение конечных про­дуктов СО2 и Н20 с окончанием поглощения кислорода).
Изложенная модель иллюстрирует постепенное вовлечение в реакцию кислорода, уменьшение цепочки молекулы топлива, «облегчение» участвующих в реакции компонентов. На рис. 6.2 скорость химической реакции Wx ~ сспнтс02 построена по а для пяти стадий реакции, характеризуемых принятыми аэ. Видно, что максимум скорости реакции по мере углубления хи­мического процесса перемещается с очень богатых на менее бо­гатые смеси. Но скорость реакции определяется также констан­той скорости химической реакции, которая может изменяться в процессе окисления. Так, в процессе воспламенения изменяются энергия активации Еу число реагирующих пар молекул z за счет цепного размножения углеводородной молекулы и температура системы Т, особенно в конце процесса. Это видно из рис. 6.2, б, где показано относительное изменение от стадии к стадии следую­щих параметров: zjz — числа активных столкновений реаги­рующих пар по отношению к числу активных столкновений мо­лекул топлива и кислорода для начальных реакций zj, EJE —
энергии активации по отношению к ее значению для начальных реакций; TJT — температуры в процессе развития воспламе­нения по отношению к начальной (при 7 = Т0).
Если учесть изменения этих параметров, то их совместное действие будет определять константу скорости химической реак­ции k так, что отношение текущей константы скорости химиче­ской реакции kx к константе скорости начальной реакции ki непрерывно изменяется. Это позволяет построить безразмерные скорости реакции на отдельных стадиях процесса, отнесенные к максимальному значению скорости начальной реакции Wx/Wmax. На основании графиков на рис. 6.2 можно оценить
изменение относительной скорости реакции Wx/Wmax = = (kx/k{) сС;гНтс02 в зависимости от глубины химического пре­вращения, характеризуемой порядковым номером стадии (/, //, ///, IV, V). Анализ перестроенных таким образом кривых изме­нения скоростей процесса по мере его развития (для а = 0,1; а = 0,2; а = 0,5; а = 0,75; а = 1,0) позволяет установить характер процесса воспламенения: на переобогащенных смесях процесс вначале развивается быстро, а потом замедляется; на менее обогащенных смесях процесс все время ускоряется и замедляется лишь к концу; на стехиометрических смесях процесс сначала протекает вяло, затем ускоряется, и, наконец, достигает максимального значения скорости реакции в конце воспламенения.
Полученные характеристики воспламенения интересны тем, что их интеграл определяет суммарную скорость всего про­цесса воспламенения /= ~w~^^= ~wWxd$t так что
площадь под каждой кривой характеризует скорость воспла­менения при данном составе смеси. Глубину превращения характеризует число углеводородных валентностей BXJ замещае­мых кислородом в молекуле горючего. Валентность углерода равна 4, водорода — 1, так что полное число валентностей в молекуле топлива CftHm Br = 4п + m *. Лучше же всего глубину химического превращения характеризовать безразмер­ной величиной (3 = Вх/Вг = Вх/(4п + пг).
Если провести огибающую кривых скоростей реакции, то площадь под ней будет максимальной, а следовательно, макси­мальной будет и скорость воспламенения. Применительно к рас­слоенным смесям эта концепция может быть справедливой, так как в них могут быть богатые топливом зоны, которые непре­рывно разбавляются кислородом. Более того, при воспламенении распыленных топлив трудно найти зону с постоянным значе­нием а, поэтому все зависит от того, как в том или ином месте
* Для парафиновых углеводородов Br=6n f- 2, для непредельных угле­водородов Вт = 6/г, для ароматических Вт Ъп.
изменяется а. Если а меняется рациональным образом, то за­держка воспламенения будет минимальной, так как состав смеси изменяется за счет диффузии окислителя точно так же, как за счет химического превращения.
Итак, можно себе представить следующий механизм диффу­зионного воспламенения распыленного топлива в дизеле. Весь объем камеры сгорания разбивается факелом на две области: внутреннюю, характеризуемую ростом концентрации кисло­рода, и внешнюю, характеризуемую нарастанием концентрации паров топлива. В свете изложенного ясно, что (при ац > 1) для формирования пламени благоприятнее область внутри факела, где имеются слои с различными интенсивностями роста а. В на­чальный момент в переобогащенной области развиваются пер­вичные цепные превращения и накапливаются активные продукты начального окисления. Высокая концентрация этих продуктов в обогащенных слоях порождает их диффузию во всех направле­ниях, причем в каждом пространственном направлении переме­щается треть частиц (в том числе в сторону менее богатых сме­сей). В следующий момент в прилегающей менее богатой зоне более благоприятны условия для последующей стадии превраще­ния, в которой оказывается треть диффундирующих молекул продуктов реакции и в которой порождаются более легкие ра­дикалы. Наличие непрерывного поля концентраций, диффузия промежуточных активных продуктов в прилегающие зоны и на­растающее поступление кислорода приведут к тому, что по мере углубления процесса окисления самопроизвольно будут выяв­ляться зоны, где наиболее быстро развиваются отдельные стадии реакции. Такое предположение справедливо в такой же мере, как и предложение о самопроизвольном расположении диффу­зионного пламени в стехиометрической (оптимальной) зоне; точно так же зона диффузионного воспламенения блуждает из зоны, оптимальной в данный момент, в зону, оптимальную для следующего этапа превращений и т. д. Таким образом, диффу­зионное воспламенение, так же как и диффузионное горение, происходит в оптимальной по концентрации зоне, но в процессе реагирования зона диффузионного воспламенения постепенно перемещается из богатых слоев к стехиометрическому, формируя диффузионное пламя в слое, где а = 1.
Read the rest of this entry »

Nov 3

о) Ь) В) г)

Рис. 6.11. Температурные зависимости задержки воспламенения % и длительности горения тц для цетана (1) и 45%-ной эталонной смеси (2)
в спокойном (— — —) и вихревом (-) зарядах при Wmsx — 30 м/с
для различных давлений, кгс/см^: а — 4; б — 15; в — 23; г —30
На рис. 6.11 приведены графики, иллюстрирующие зависимость lg Tj от t0 °С в спокойной и вихревой (Wmax = 35 м/с) средах це­тана (100%) и 45%-ной смеси цетана с а-мётилнафталином (ЦЧ-45) для р0 = 30, р0 = 23, р0 = 15 и р0 = 4 кгс/см2. Графики под­тверждают все изложенное о механизме воспламенения.
28. РАСЧЕТ ЗАДЕРЖКИ ВОСПЛАМЕНЕНИЯ В ТОПЛИВНОМ ФАКЕЛЕ
Изложенная теория воспламенения распыленного топлива позволяет подойти к расчету задержки воспламенения. В харак­терном для условий дизеля интервале температур можно принять суммарную энергию активации процесса постоянной, не завися­щей от температуры, соответствующей двухстадийному окислению. Поэтому в определяющем кинетическом уравнении воспламенения
тт рое ЯТв = const величины Е и п постоянны для каждого вида топлива и являются их кинетическими характеристиками. Следо­вательно, химическая часть задержки воспламенения зависит только от давления в камере и истинной температуры воспламене­ния в факеле Тг = / (р0, Тв).
В течение впрыска, испарения и воспламенения топлива вели­чина давления в камере фактически не изменяется, ее можно при­нять равной р0, а величину температуры воспламенения необходи­мо рассчитывать на основе опытных данных. Фактически расчет задержки воспламенения сводится к нахождению ТВ1 так как
tj =j4ev’rB, где А = const/po и у = EIR —температурный
коэффициент.
Для определения значения Тв следует рассчитать температур­ные и концентрационные поля в факеле топлива. Сначала для вы­бранных моментов впрыска rh характеризуемых о£ , и nh определяем 6р в зависимости от р, задаваясь для установленных Рр различными значениями kG с тем, чтобы распределение темпе­ратур в факеле давало среднее значение 0ф; затем по ним найдем кривые температур в зоне фронта факела Эзр. По значению Эзр можно определить долю испаренного топлива в каждом микрослое и найти функцию а39 = f (р, т). По кривым вз0 = / (р) и сьзр = — / (р) Для различных моментов впрыска отыскиваются значения температур в слоях с оптимальными условиями воспламенения (в стехиометрическом слое), которые и принимаются за температуру воспламенения, в среднем она на 15—20% ниже Ть. По найденному значению Тв определяется tf . Но, если оно значительно превосхо­дит период впрыска, то необходимо учесть выравнивание темпера­тур и концентраций. В первом приближении температуры и кон­центрации в процессе выравнивания могут определяться с помощью полулогарифмического графика, подобного графику на рис. 6.5.
После отыскания rJx следует определить полную задержку вое" пламенения ть введя поправку на физическую задержку воспламе­нения Тгф, связанную с временем распространения факела топлива
и его испарением. С достаточной точностью можно принять слабую зависимость т[ф от Т0: при t0 = 250° С & 1-=-2 мс, при t0 = = 500° С за счет приближения очага воспламенения к соплу —
т1ф = 0,5 мс. Иначе говоря, при t0 < 400° С, когда общая задер­жка воспламенения более 10 мс, этим уточнением можно прене­брегать, а при t0 > 400° С следует ее учесть, определив местополо­жение начального очага воспламенения и время достижения этой области топливным факелом.
Кинорегистрации образования пламени в бомбе показывают, что при низких температурах очаг воспламенения рождается вблизи противоположной от форсунки стенки в районе встречи с ней топливного факела. Это положение для бомбы связано с тем, что стенки имеют температуру Т0, поэтому топливо по достижении стенки нагревается и испаряется при температуре Т0, так что образовавшаяся у стенки смесь будет иметь максимальную темпе­ратуру в камере. Ее и требуется вставлять в уравнение тх при Tj >10 мс. Подытоживая рассмотрение воспламенения у стенки, можно заключить, что химическую задержку воспламенения т1х в этом случае следует подсчитывать для Т0 при значении энер­гии активации для расслоенного заряда £рас. Величина т1ф опре­деляется временем достижения факелом стенки. На индикаторных диаграммах этот момент проявляется как прекращение падения давления в камере сгорания. Проведенные опыты показывают, что в среднем т1ф равна 1,5—3 мс, так что для случая воспламенения у стенки можно рекомендовать следующую формулу:
ti ст (1,5 3,0) + const/рое .
Рассуждая аналогичным образом, на основании всего изложен­ного получим для объемного воспламенения (при ^ < 10 мс) сле­дующую формулу:
Tio6^0,5+const/poeRrB ,
где Тв — температура в факеле в оптимальном слое, т. е. при а = 1 (или атш).
Если сопоставим эти две формулы, то получим, что при низких температурах т1ст < т1об, так что расчет следует вести по формуле для Tj ст: при высоких температурах и давлениях факел за время воспламенения не достигнет стенки, поэтому задержку воспламе­нения следует подсчитывать для расслоенного заряда в объеме факела.
Анализ многочисленных опытных данных по задержке воспла­менения указанным методом позволяет сделать важное заключение: переход от пристеночного воспламенения к объемному имеет место именно при температуре, соответствующей излому кривой lg Ti = = / (I/Tq). Иначе говоря, нижнетемпературная ветвь этой зави­симости есть зависимость lg Tj = / (1/Тст), а верхнетемпературная ветвь этой зависимости связана с объемным воспламенением и должна относиться к пониженной температуре в факеле Тв. Именно это объясняет резкий перелом в зависимости lg Tj = f (1/Т0) при
t0 = 350 + 400й С, определяющий различные механизмы воспла­менения: пристеночный и объемный. Это опровергает утверждения А. И. Сербииова, что при низких температурах хх лимитируется химической реакцией, а при высоких — испарением, и А. С. Соко­лика, что изменение закономерности обязано кинетическим осо­бенностям цепного воспламенения углеводородного топлива.
Итак, проведенный анализ позволяет сделать еще один шаг на пути опытно-теоретического расчета связи о и х — найти момент ть при котором может начаться процесс горения.
29. ПРОЦЕСС ГОРЕНИЯ РАСПЫЛЕННОГО ТОПЛИВА
Read the rest of this entry »

Nov 3

что при всех температурах

(и давлениях свыше 15 кгс/см2) бензовоздушный заряд гомоге­нен и однороден по составу, что указывает на полную не­управляемость дизельного про­
цесса на бензине. У цетана, наоборот, полнота испарения и к началу, и к концу горения крайне низка, что является следствием его плохой испаряемости как однородного вещества с высокой температурой кипения (287° С), так и очень малых за­держек воспламенения. В результате даже при высоких темпера­турах к концу горения испаряется не более 75—80% топлива. Конечно, эти данные приведены для спокойной среды; в вихревом или турбулентном зарядах проценты эти возрастут, но недоста­точно, чтобы обеспечить полное бездымное сгорание. Поэтому це­тан, имеющий высокий показатель воспламеняемости, непригоден в чистом виде для сжигания в дизеле.
Дизельное топливо имеет существенно лучшие показатели горения, чем цетан, но большой удельный вес тяжелых фракций, обеспечивающих хорошую воспламеняемость, не позволяет достиг­нуть высокой степени испарения даже к концу горения. В вих-158
ревом потоке эти показатели улучшатся, но не очень значительно из-за сокращения т1г так что /т2 не достигает 1.
Керосин имеет наиболее оптимальный комплекс физико-тех­нических характеристик (смесеобразования, воспламенения и го­рения) из товарных топлив: высока полнота испарения, удовлетво­рительны задержки воспламенения, и процесс горения в спокойной среде развивается достаточно быстро и полно. В вихревом потоке характеристики керосина будут также наиболее близки к опти­мальным.
Изложенные теоретические и экспериментальные данные позво­ляют констатировать, что, с одной стороны, тяжелые фракции ди­зельного топлива нуждаются в присадке облегченных фракций с тем, чтобы при высоких температурах иметь большие значения i%i и i%x Для полного бездымного горения, а с другой — бензино­вые фракции нуждаются в присадке утяжеленных фракций для улучшения воспламеняемости и некоторого замедления при сред­них температурах процесса гомогенизации. Иными словами, на­прашивается встречное расширение фракционного топлива неза­висимо от того, что взято за основу: дизельное топливо — облегче­нием или бензин — утяжелением.
Дизельное топливо как базовая фракция пригодно для дизеля, особенно тихоходного, ибо обладает хорошей воспламеняемостью, смазывающими свойствами, малой пожароопасностью, удовлетво­рительными эксплуатационными качествами с точки зрения хра­нения, обращения и летучести. Но дизельные фракции имеют такие отрицательные свойства, как смолообразование при подогреве, коксование в распылителе, значительное содержание серы, вызы­вающей коррозию и износ деталей дизеля, большую вязкость при отрицательных температурах, ограничивающих применение его зимой и т. п. Но все эти недостатки несвойственны легким нефтя­ным фракциям, так что смешение с легкими фракциями (или просто расширение фракционного состава в сторону легкокипящих фрак­ций) будет способствовать улучшению всего комплекса качеств топ­лива для дизелей. Так, добавление более легких фракций умень­шит вязкость, содержание серы и смол, коксуемость без ухудшения воспламеняющих свойств и т. п. Если потребность облегчения ди­зельного топлива путем расширения фракционного состава ясна, то следует решить, какими фракциями следует разбавлять: бензи­новыми или керосиновыми (лигроиновыми). Рассмотрим отдельно поведение этих фракций в условиях дизеля.
Выше были рассмотрены физико-химические характеристики бензиновой фракции, из которых следует недостаточная воспламе­няемость их при интенсивном смесеобразовании. При этом было отмечено, что у бензина отсутствует режим быстрого горения в зоне 400—450° С. Кроме того, бензиновые фракции обладают рядом положительных физических качеств и могут быть использованы в дизелях, но не как самостоятельное топливо. Присадка легко-
воспламеняемых (солярных) фракций к бензину (50 : 50%) без­условно улучшит его физико-технические свойства для дизелей, однако такое топливо все же будет обладать повышенными пожаро-опасностью, летучестью при хранении, склонностью к образованию паровых пробок в системе топливоподачи. Кроме того, для его по­лучения может быть использован только прямогонный бензин, так как крекинг-бензин нестабилен и вызывает коксование форсунок.
Подводя итог возможности использования бензо-дизельной смеси в качестве горючего, приходим к выводу, что такая топлив­ная смесь в целом обладает лучшими качествами, чем стандартное дизельное топливо, однако многое зависит от того, в каком соот­ношении они находятся между собой. Для обеспечения хороших свойств бензина по воспламеняемости, смазываемости и коксуемо­сти не требуется присадки значительного количества тяжелых фракций, нужна лишь присадка этих фракций (до —25%). С дру­гой стороны, во избежание паровых пробок в топливной системе и других эксплуатационных трудностей бензиновая доля тоже не должна быть значительной. Поэтому представляется целесообраз­ным рассмотреть состав дизельного топлива, включающий в себя бензиновые, керосиновые и солярные фракции, в котором бензино­вые и солярные фракции присутствуют в ограниченной доле.
Керосин не так летуч и пожароопасен, как бензин, не содержит смол, кокса и серы в заметных количествах, текуч, даже при низ­ких температурах и не дает паровых пробок в топливной системе при работе дизеля в жарком климате, так что керосин может быть достаточно хорошим дизельным топливом, если улучшить его вос­пламеняемость добавкой некоторой доли дизельного топлива. Процесс воспламенения в отличие от процесса горения опреде­ляется характеристиками не всей массы смеси, а самыми неустой­чивыми элементами, поэтому даже не очень значительная присадка тяжелых фракций заметно улучшит воспламеняемость (и смазы­вающие свойства) керосина. Более того, значительная присадка дизельного топлива ухудшит характеристики горения.
Аналогично можно предположить, что примешивание к керо­сину легких бензиновых фракций в небольшой пропорции не ухуд­шит свойств топливной смеси, усилит испаряемость и уменьшит дымление и нагар. Можно ожидать, что примешивание к керосину одновременно и дизельной, и бензиновой фракций лишь обеспечит керосину получение всех оптимальных качеств и отсутствие явных отрицательных свойств. Такая теоретическая формулировка рацио­нального «конструирования» топлива для дизелей потребовала широкой комплексной экспериментальной проверки.
ГЛАВА 7. КАМЕРЫ СГОРАНИЯ
И ОСОБЕННОСТИ РАБОЧИХ ПРОЦЕССОВ ДИЗЕЛЕЙ
32. ТИПЫ КАМЕР СГОРАНИЯ И ИХ ПАРАМЕТРЫ
Выбор типа камеры сгорания и процесса смесеобразования для автотракторных дизелей определяется следующими факторами:
1) степенью форсирования рабочего процесса по энергетическим показателям и возможностью применения наддува как средства их дальнейшего повышения;
2) номинальной частотой вращения, которая в современных кон­струкциях ограничивается допустимой средней скоростью поршня (-12 м/с);
3) климатическими условиями — экстремальными колебаниями температур и давлений окружающей среды, от которых зависят пусковые качества, динамика и приемистость (автомобиля), рас­ход топлива, дымность и токсичность отработавших газов и целый ряд эксплуатационных показателей:
4) особенностью условий эксплуатации— работой в карьерах; шахтах, закрытых помещениях, когда основными требованиями являются низкая концентрация сажи и токсичных компонентов в отработавших газах;
5) типом системы охлаждения;
6) конструктивными возможностями размещения камеры сго­рания в головке цилиндров (при вихрекамерном и предкамерном смесеобразованиях) или в днище поршня (при объемном, объемно-пленочном и пленочном смесеобразованиях) при выбранных разме­рах рабочего цилиндра (S, D, S/D), расположения форсунки и кла­панов и допустимой теплонапряженности головки цилиндров и поршня.
В быстроходных дизелях применяются камеры сгорания в ос­новном двух типов: с разделенным пространством сжатия — вихре­вые (рис. 7.1, а) и предкамерные (рис. 7.1, б) с относительными объемами вспомогательных камер, соответственно равными VJVC = = 0,45^-0,55 и VJVC = 0,28-^-0,35, и однополостные непосред­ственного впрыска (рис. 7.2, а—г), у которых объем камеры в поршне достигает (0,76—0,82) от объема камеры сгорания Vc при величине конечного надпоршневого зазора при положении поршня в в. м. т. А/г = 1 мм.
В настоящее время в нашей стране выпускаются дизели с раз­личными процессами смесеобразования: вихрекамерным (МТЗ), объемно-пленочным с камерой ЦНИДИ (МТЗ, ЧТЗ), с объемным (ВТЗ, Барнаульский завод, ЯМЗ и КамАЗ, см. рис. 7.2, а). В одно-полостных камерах сгорания топливо впрыскивается через два— шесть сопловых отверстий в камеру, имеющую тороидальную форму (рис. 7.2, а), цилиндрическую (рис. 7.2, б, в) или полусфе­рическую.
6 Ю. Б. Свиридов и др
Read the rest of this entry »

Nov 5

Рис. 7.5. Характерные фазы про- Рис. 7.6. Изменение отдельных цессов сгорания и тепловыделе- фаз процессов сгорания и тепловы-ния деления для пленочного и объем-
ного смесеобразований
Фаза Ц)т_р уменьшилась в 1,1—1,2 раза. Сокращение фаз <рр и <рт показывает, что процесс сгорания основной массы впрыснутого топлива происходит в меньшем объеме при более высоких темпера­турах и давлениях газа и с большими скоростями выделения теп­лоты. С увеличением частоты вращения кинетические энергии воз­душного заряда и впрыснутого топлива возрастают, макро- и микроструктуры топливного факела становятся более однород­ными, снижаются тепловые потери за цикл в охлаждающую жид­кость, процессы смесеобразования и сгорания протекают более ин­тенсивно. Последнее подтверждается непрерывным ростом макси­мальных температур цикла и коэффициента эффективности сгора­ния £ = ximax (у дизеля с пленочным смесеобразованием с 0,73 до 0,84, у дизеля с объемным —■ с 0,70 до 0,88).
Меньшие значения 7^ при пленочном смесеобразовании свя­заны с более растянутым процессом сгорания, характерным для этого типа дизелей, у которых скорость тепловыделения в началь­ный период сгорания относительно невелика, а в последующих фа­зах сгорания значительно увеличивается. Это достигается подбо­ром параметров системы впрыска и газодинамических показателей воздушного заряда.
Влияние технологического фактора — величины конечного надпоршневого зазора Ah при положении поршня в в. м. т. — при работе на дизельном топливе изучалось на одноцилиндровом ди­

зеле с пленочным смесеобразованием при Ah = 1,0 и Ah = 1,6 мм (рис. 7.7). Степень сжатия при этом снижалась с 17,45 до 16,03 (как и у развернутого дизеля). Одновременно уменьшался от­носительный объем камеры в поршне
2S00

с 0,76 до 0,69, благодаря чему коли-

тьг оЬ/мин
чество воздуха, участвовавшего в акти-

вном смесеобразовании, снижалось.

Рис. 7.7. Изменение индика­торного к. п. д. xi и среднего индикаторного давления р-ь при двух конечных надпор-шневых зазорах:
/ Ah = 1,0 мм; 2 — Aft = = 1,6 мм
Увеличение надпоршневого конечного объема сопровождалось снижением ин­дикаторных показателей р( иг^- и повы­шением концентрации сажи в от­работавших газах. Так, при п =
= 3000 об/мин и постоянном в обоих случаях коэффициенте избытка воздуха а = 1,5 среднее индика­торное давление pt снизилось с 9,7 до 8,8 кгс/см2, соответствен­но rjt- снизился с 0,49 до 0,45, а концентрация сажи возросла с 0,54 до 0,63 мг/л. С ухудшением рабочего процесса при увели­чении надпоршневого зазора наблюдалось снижение дисперс­ности сажи — удельная ее поверхность уменьшилась со 120 до 100 м2/г.
34. ДЫМНОСТЬ И ТОКСИЧНОСТЬ ОТРАБОТАВШИХ ГАЗОВ
На рис. 7.8 представлены экспериментальные данные, характе­ризующие концентрацию Сс и дисперсность сажи [6]: удельную поверхность ее частиц Sc, средний поверхностный диаметр d, число частиц NC9 содержащихся в 1 л газа, приведенного к нормальным атмосферным условиям, в зависимости от изменения частоты вра­щения для дизелей с пленочным (опытный) и объемным (КамАЗ) смесеобразованиями. Сравнительные испытания проводились при одинаковых коэффициентах избытка воздуха, оптимальных момен­тах количества движения воздушного заряда в камерах сгорания и оптимальных углах опережения впрыска топлива. С увеличе­нием частоты вращения при работе на дизельном топливе Л (ГОСТ 305—73) при приблизительно равных концентрациях сажи наблюдалось повышение ее дисперсности: удельная поверхность
возросла в диапазоне изменения частот вращения от 1000 до 3000 об/мин с 80 до 120 м2/г, соответственно средний поверхност­ный диаметр частиц уменьшился с 400 до 265 А, а число частиц в 1 л газа возросло с 0,8 • 1013 до 3 • 1013 част./л. Анализ кривых по­казал, что в случае примерно равных коэффициентов избытка воздуха, максимальных температур цикла Ттах и фаз тр, хт и %т_р9 характеризующих протекание индикаторных диаграмм и термоди­намическое состояние газа по времени, а также параметров, свя­занных с законом выделения теп­
лоты, Т|, ^ физические показатели сажи для обоих рабочих процессов оказались практически одинаковыми.
Повышение дисперсности сажи с возрастанием частоты вращения можно отнести за счет повышения температуры и давления газовой среды в цилиндре. При этом в боль­шей степени адсорбируется на поверх­ностях сажевых частиц бенз(а)пирен С2оН12 с сильной канцероген­ной активностью. Концентрации ток­сичных компонентов СО, С„Нт и NOA и бенз(а)пирена С20Н12 не отличаются для обоих рабочих про­цессов ни по характеру изменения

Сс,мф 6,6 0А
hi-Ю"1] част
‘ ‘3 2 1
120 80
Read the rest of this entry »

Nov 5

Зольность, %, не более
Температура, °С:
вспышки, не ниже
застывания, не выше
помутнения, не выше
Йодное число, г йода на 100 г
топлива, не более
Содержание фактических смол, мг
на 100 мл топлива, не более
Плотность р|°, г/см3
В целях увеличения ресурсов дизельного топлива ВНИИ НП и НАМИ были предложены топлива ШФС летнего, зимнего и аркти­ческого вида с включением бензиновых, лигроиио-керосиновых и дизельных фракций, что позволяет иметь выход из нефти топлив для автотракторных дизелей до 48—52% вместо 18—23%д как это имеет место в настоящее время. При этом есть возможность пол­ностью или частично изъять средние фракции (ТС-1) для реактив­ных двигателей [22].
Основные физико-химические показатели топлив ШФС раз­личных видов приведены в табл. 8.1. Переход на производство дизельных топлив ШФС при сохранении производства авиацион­ного керосина позволяет значительно увеличить ресурсы топлив для автотракторных дизелей по сравнению с производством обыч­ных дизельных топлив. Соотношение бензиновых и дизельных фракций в топливе ШФС обусловливается характеристикой пере­рабатываемых нефтей. Облегчение фракционного состава дизель­ных топлив за счет использования легких фракций упрощает про­изводство и расширяет ресурсы низкозастывающих зимних и арк­тических топлив для автотракторных дизелей.
37. ПОЛУЧЕНИЕ ЛЕТНИХ ТОПЛИВ ШФС
Топлива ШФС могут получаться на базе товарных фракций, полученных прямой перегонкой нефти на установках AT (атмо­сферная трубчатая печь) и АВТ (атмосферно-вакуумная трубчатая печь) без включения или с включением фракций авиационного керосина. На заводах, вырабатывающих авиационный керосин, топлива ШФС должны получаться без включения этого продукта. В качестве компонента для топлива ШФС могут быть использо­ваны также низкооктановые рафинаты, полученные после выделе­ния ароматических углеводородов в процессе каталитического ри­форминга. Дизельные фракции с повышенным содержанием серы, являющиеся компонентами топлива ШФС, должны быть очищены от серы на установках гидроочистки.
При переработке нефти типа ромашкинской на Рязанском неф­теперерабатывающем заводе фактический отбор от нефти бензина, полученного прямой перегонкой, и дизельных фракций при одно­временной выработке топлива ТС-1 составил соответственно 13,5— 14,0% и 23—24%.
Для всесторонних стендовых исследований и эксплуатационных испытаний был получен образец дизельного топлива ШФС Л в ко­личестве 2000 т следующего состава: 37% бензина, что составляет 13,5% от нефти, и 63% дизельных фракций, что составляет 23,0% от нефти. При этом бензиновая фракция выкипала при температуре от 45—50 до 160° С, а дизельная — от 198 до 360° С. Физико-хи­мические показатели компонентов и образца топлива ШФС при­ведены в табл. 8.2. Полученный образец топлива характеризуется хорошим цветом, незначительным содержанием фактических смол
Таблица 8.2. Физико-химические показатели исходных компонентов и дизельного топлива ШФС Л
Показатели
Дизельное топливо
Дизельное топливо ШФС Л
Октановое число 45—50 — —
Цетановое число — 50 45 Фракционный состав топлива:
начало кипения 49—54 — —
10% перегоняется при темпера- 70—76 235 85—89 туре, °С
50% перегоняется при темпера- 98—102 273 236—237 туре, °С
90% перегоняется при темпера- 135—137 — — туре, °С
Read the rest of this entry »

Nov 5

Кинематическая вязкость при
20° С, сСт
Температура, °С:
застывания
помутнения
вспышки в закрытом тиг-
Давление насыщенных паров,
■—
мм рт. ст.
Массовое содержание отдель-
ных групп углеводородов, %:
ароматические
нафтеновые
парафиновые
Зимнее топливо типа 3 с улучшенными низкотемпературными свойствами может быть получено путем смешения низкооктановой бензиновой фракции, выкипающей в пределах 78—175° С,, с утя­желенным дизельным топливом (типа экспортного), выкипающим в пределах от 200 до 360° С (табл. 8.3, смеси 3 и 4). Вовлечение до 20—30% бензиновой фракции обеспечивает получение зимнего топлива с улучшенным групповым углеводородным составом (мень­шим содержанием ароматических углеводородов) и приемлемыми остальными физико-химическими показателями.
Для получения арктического топлива ШФС А могут быть ис­пользованы в качестве компонентов также низкооктановый бен­зин, фракции, полученные прямой перегонкой (60—160° С или 85—180° С), а также рафинаты каталитического риформинга и дизельные топлива типа ДЗ и ДА различных нефтеперерабатываю­щих заводов (табл. 8.4).
Из табл. 8.4 следует, что наилучшие физико-химические пока­затели имеют арктические топлива ШФС, полученные на базе смеси товарных топлив ДА и 20—30%-ной низкооктановой бензи­новой фракции (60—160° С). Топлива имеют низкое значение давле­ния насыщенных паров, приемлемую температуру вспышки (5— 8° С), плотность 0,8—0,83 и вязкость 1,8—2,2 сСт при 20° С. Эти данные говорят о реальной возможности расширения ресурсов зимних и арктических топлив на 25—30% за счет использования в качестве компонента низкооктановых бензиновых фракций.
Для проведения испытаний в холодильной камере и в условиях зимней эксплуатации был использован образец зимнего дизельного топлива ШФС, физико-химические показатели которого следую­щие:
Цетановое число………………….. 46
Дизельный индекс…………………. 66
Фракционный состав (ГОСТ 2177—66):
начало кипения ……………….. 84
10% перегоняется при температуре, °С………. ПО
5С% перегоняется при температуре, °С………. 210
96% перегоняется при температуре, °С………. 290
Кинематическая вязкость при 20е С, сСт……….. 1,7
Read the rest of this entry »

Nov 5

50% перегоняется прн температуре, °С
90% перегоняется при
температуре, °С
96% перегоняется прн
температуре, °С
Содержание фактических
смол, мг на 100 мл топлива
Температура застывания,
Кинематическая вязкость,
Кислотное число, мг КОН
на 100 мл топлива
Испытание на медной пла-
Давление насыщенных па-
ров при 38° С, мм рт. ст.
ного топлива, использованного для смешения. Из этих данных сле­дует, что по основным физико-химическим показателям все об­разцы топлив на базе газового конденсата соответствуют требова­ниям на летнее топливо ШФС, за исключением повышенного коли­чества смол у топлив ВСК-90 и ВСК-120.
40. СТАБИЛЬННОСТЬ ТОПЛИВА ШФС ПРИ ДЛИТЕЛЬНОМ ХРАНЕНИИ
Большое значение имеет физическая стабильность топлива, со­держащего повышенное количество легколетучих фракций в усло­виях длительного хранения. Поэтому систематически велись на­блюдения за качеством опытного топлива, хранившегося в резер­вуаре Рязанского НПЗ и на нефтебазе в Краснодарском крае.
Хранение топлива ШФС Л на нефтебазе в Краснодарском крае при наиболее неблагоприятных температурных условиях в летние месяцы сопровождалось некоторой потерей легких фракций: при этом упругость паров топлива понизилась с 200 до 119 мм рт. ст. Наблюдалось также небольшое утяжеление Аракционного состава топлива и плотности топлива с 0,786 до 0,788. При хранении топ­лива в течение 6 мес на Рязанском НПЗ в соответственно оборудо­ванном резервуаре физико-химические показатели топлива прак­тически не изменились. Химическая стабильность топлива ШФС Л при хранении в эксплуатационных условиях получилась вполне удовлетворительной.
41. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЙ ЭФФЕКТ ОТ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ТОПЛИВ ШФС
Проведенные технико-экономические исследования и эксплуа­тационные испытания позволяют оценить эффективность производ­ства и применения топлив ШФС для автотракторных дизелей.
Дизельное топливо является одним из важнейших продуктов нефтепереработки, потребность в котором в последние годы непре­рывно возрастает. Потребителями дизельного топлива являются, как известно, сельскохозяйственная техника, железнодорожный и автомобильный транспорт, морской и речной флоты, строительно-дорожная техника и др. Нефтяные фракции, выкипающие в преде­лах кипения дизельного топлива, используются также в качестве печного топлива и компонентов котельного и флотского мазутов, моторных топлив типа ДТ и ДМ.
В ближайшие годы в связи с предстоящим расширенным пере­водом автомобильного парка страны на дизели потребность в ди­зельном топливе резко возрастет. Так, если в последние годы ди­зельное топливо и бензин вырабатывались в соответствии 1,5 : 1, то в будущем они будут вырабатываться в соотношении 2 : 1, а за­тем и (3,0ч-3,7) : 1.
Нефтеперерабатывающая промышленность, как отмечалось ранее, сможет удовлетворить далеко не любое соотношение
дизельного топлива и бензина, которое может сложиться в резуль­тате расширенного оснащения автомобильного парка дизелями. Расчеты показали, что при выработке больших количеств дизель­ного топлива могут получаться избыточные (по сравнению с необ­ходимой потребностью) количества бензиновых компонентов. Вследствие этого повышаются необходимые объемы переработки нефти и суммарные затраты на производство нефтепродуктов.
При наличии избытков бензина нельзя получить оптимального соотношения технологических процессов в общей схеме перера­ботки нефти, а при отсутствии избытков нельзя достигнуть желае­мого высокого уровня оснащения дизелями автотранспорта. В этом случае большой интерес представляет исследование возможности использования дизельного топлива ШФС. Как отмечалось, это топливо включает до 40% бензиновых фракций.
Использование в дизелях топлива ШФС оказывает весьма су­щественное влияние на структуру процессов нефтепереработки. Уменьшается доля процессов, направленных на получение высоко­октановых бензинов, и увеличивается доля процессов, связанных с получением прямогонных дизельных фракций. Так, например, по варианту умеренного перевода автотранспорта на дизели, при котором соотношение в выработке суммарного количества дизель­ного топлива и бензина изменяется от 1,5 : 1 до 2,2:1, произойдут следующие изменения в структуре нефтепереработки:
Read the rest of this entry »

Nov 7

топлив; снижение количества перерабатываемой нефти для произ­водства необходимого количества моторного топлива; уменьшение объема нефтеперевозок и потерь при хранении; снижение стоимо­сти топлива как по сравнению с автобензинами, так и по срав­нению с обычными летними и особенно зимними и арктичес­кими топливами; снижение эксплуатационных расходов суще­ствующего парка дизельных грузовых автомобилей.
ГЛАВА 9. ИССЛЕДОВАНИЯ И ИСПЫТАНИЯ ТОПЛИВ ШИРОКОГО ФРАКЦИОННОГО СОСТАВА
42. НАПРАВЛЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЙ
Топлива ШФС (летнее и зимнее) испытывались в течение ряда лет в различных научно-исследовательских (ВНИИ НП, НАМИ, ЦНИТА, ВИМ, ГрозНИИ, БПИ) и эксплуатационных (Главмос-автотранс, опытная испытательная станция в г. Армавире) орга­низациях. В задачу комплексных испытаний входили всесторон­ние лабораторные, стендовые и эксплуатационные исследования моторных качеств опытных топлив при работе в различных ре­жимах и климатических условиях.
Топливо для быстроходных автотракторных дизелей по своим физико-химическим свойствам должно обладать высокой испаря­емостью, летучестью и интенсивностью теплообмена с воздухом при хорошей воспламеняемости и обеспечивать полноту сгорания, бездьгмность и низкую токсичность отработавших газов.
Бензиновые фракции, являющиеся компонентами топлива ШФС, хорошо испаряются при относительно низких температу­рах, летучи, быстро и полно сгорают, но они имеют худшую вос­пламеняемость в условиях открытых камер сгорания быстроход­ного дизеля и не обладают достаточной смазывающей способностью для прецизионных пар топливного насоса.
Тяжелые хвостовые фракции, наоборот, имея хорошую воспла­меняемость, требуют для испарения более высоких температур, горят медленнее и недостаточно полно, с образованием сажи. Это приводит к усилению догорания на линии расширения и повышению теплоотдачи в стенки, что ухудшает экономичность и повышает дымность и токсичность отработавших газов. Тяжелые фракции обладают достаточной смазывающей способностью. Ли-гроино-керосиновые фракции характеризуются промежуточными свойствами и в зависимости от их процентного содержания ока­зывают большее или меньшее влияние на качество подготовки горючей смеси, ее воспламенение и процесс тепловыделения при сгорании.
После получения предварительных положительных результа­тов при испытании топлив ШФС на одноцилиндровом отсеке был проведен большой комплекс работ по всесторонней проверке фи-
зико-химических свойств, моторных и эксплуатационных качеств этих топлив. Исследования проводились: на безмоторных установ­ках при впрыске в газовую среду бомбы, на тормозных стендах с одноцилиндровыми отсеками, с серийными автомобильными дизелями ЯМЗ-236, 238, ЯАЗ-204А и тракторными МТЗ-50, Д-240, Д-237М, в холодильной камере на дизеле ЯМЗ-236, на автомобилях МАЗ-503 и МАЗ-504 1-го Московского автокомби­ната Главмосавтотранса с объемом пробега в ПО тыс. км и на трак­торах МТЗ-53 и Т-74 в колхозах Краснодарского края с наработ­кой в 3000 ч.
При испытаниях топлива ШФС использовались только те то­варные фракции нефти, которые не входят в состав авиакеросина (ТС-1). Так, например, при переработке нефти типа ромашкинской отбор прямогонного бензина и дизельного топлива при одновре­менном отборе топлива ТС-1 составил следующие величины: бензина 13,5—14% и дизельного топлива 23—24% (по массе). Основными компонентами топлива ШФС были стабильные бензи­новые и дизельные фракции, конец кипения которых лимитиро­вался в зависимости от вида получаемого топлива — летнего, зимнего или арктического. Основной объем стендовых, пусковых и эксплуатационных испытаний был выполнен при работе на двух видах топлива ШФС, полученных из сернистых нефтей типа ро­машкинской, на летнем ШФС Л и зимнем ШФС 3. Опытные образцы летнего топлива были изготовлены на Рязанском НПЗ в количе­стве 2000 т, необходимом для проведения основного комплекса испытаний. Кроме того, для стендовых испытаний на дизелях Я A3-204А были изготовлены образцы топлива ШФС из малосер­нистых нефтей, перерабатываемых на Грозненском НПЗ. Первый образец получен из легкой малгобекской нефти (начало кипения 74° С, конец кипения 362° С, плотность 0,794, вязкость при 20° С 1,76 сСт), а второй — из высокопарафинистой ставропольской (начало кипения 64° С, конец кипения 363° С, плотность 0,78, вязкость при 20° С 1,86 сСт). В качестве компонентов топлива ис­пользовались низкооктановый бензин марки Б-59 и дизельное топливо Л.
Исследования на безмоторных установках и тормозных стендах проводились с целью определения влияния физико-химических свойств топлив ШФС на следующие показатели:
1) параметры процесса впрыска топливной аппаратуры ЯЗТА (продолжительность, дифференциальный и интегральный законы впрыска), распространение и развитие топливного факела, угол опережения впрыска;
2) протекание процессов смесеобразования, воспламенения и горения;
3) энергетические и экономические индикаторные показатели и динамику процесса сгорания одноцилиндрового отсека с базо­вым рабочим процессом серийных дизелей семейства ЯМЗ, а также серийных тракторных дизелей Д-50 и Д-240;
4) протекание скоростных и нагрузочных характеристик се­рийных автомобильных и тракторных дизелей при испытании на тормозных стендах по программам ГОСТ 491—55 с замерами из-носов деталей цилиндропоршневой группы и оценкой нагаро-и лакоотложений на поверхностях деталей в баллах по ГОСТ 11637—65;
5) надежность и долговечность ответственных деталей топлив­ной аппаратуры.
43. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ ПРОЦЕССА ВПРЫСКА
Исследования проводились на трех видах топлива — стандарт­ном, ШФС Л и бензине А-72. При снятии характеристик топливо впрыскивалось в холодную сжатую газовую среду бомбы с проти­водавлением 12,5 кгс/см2, что соответствовало ее плотности в ка­мере сгорания разогретого дизеля. Профиль кулачка, диаметр плунжера (dnjl ~ 9 мм), разгрузочный объем нагнетательного клапана (AVK = 80 мм3), длина и внутренний диаметр трубопро­вода высокого давления, эффективная проходная площадь от­верстий распылителя (ifc = 0,154 мм2) и давление начала от­рыва иглы (рф = 165 кгс/см2) были выбраны такими же, как и у се­рийных дизелей ЯМЗ-236.
Характеристики впрыска определялись на стробоскопической установке. Осциллограммы давлений снимались с помощью тензо-датчиков, а диаграммы подъемов иглы — индукционным датчи­ком. При осциллографировании и индицировании использовался четырехканальный усилитель в сочетании со шлейфным осцилло­графом с несущей частотой 60 Кц и полосой пропускаемых частот 8 кГц при нелинейности не больше чем 1%.
На рис. 9.1 представлены дифференциальные и интегральные законы впрыска для трех видов топлива, снятые при частоте вра­щения кулачкового валика 700 об/мин и объемной цикловой подаче для всех видов топлив А К = 120 мм3/цикл. При законах впрыска как дифференциальном ад = / (<р), так и интегральном о = f (ф) для стандартного топлива (кривая 1) и ШФС Л (кривая 3) действи­тельная продолжительность впрыска <рвпр одинаковая. Кривые закона впрыска для бензина А-72 (кривая 2) сдвинуты в сторону запаздывания на поворота кулачкового вала при одновремен­ном удлинении продолжительности впрыска на 2°. Действитель­ная продолжительность впрыска одновременно определялась по осциллограммам подъема иглы при работе по нагрузочным харак­теристикам для двух скоростных режимов п = 1400 и п = — 2100 об/мин. В диапазоне изменения нагрузок ре = 6,5-*-ч-9,8 кгс/см2 при средних индикаторных давлениях и п = = 2100 об/мин разница между продолжительностями впрыска для стандартного топлива и ШФС Л не превышала 0,3° поворота кулачкового вала, а при п 1400 об/мин практически отсутство­вала.
Обработка осциллограмм подъема иглы показала, что действи­тельный момент впрыска был практически одинаков для стандарт­ного дизельного топлива и ШФС. Кроме того, было установлено, что действительный момент поступления топлива фн#в в цилиндр по отношению к статическому фнт у более легкого топлива отстает в большей степени. Так, например, для стандартного топлива — на 6°, ШФС Л — на 7° и для бензина — на 8° поворота коленча­того вала при п = 1400 об/мин и соответственно при п = = 2100 об/мин —на 6, 10, 11° поворота коленчатого вала.

00 и ст
d
y-fi
0,0 0,8т,мс
Read the rest of this entry »

Nov 7

~~ ф — — стандартное; □ —□ бензин А-72; О—О — ШФС
Ниже приводятся сравнительные результаты для двух частот вращения: 1400 и 2100 об/мин. Закономерности, выявленные при указанных частотах, подтвердились и при других частотах.
На рис. 9.3 приведены удельные индикаторные нагрузочные характеристики, снятые при работе на различных топливах. При работе на бензине и на топливе ШФС Л по сравнению с работой на стандартном топливе наблюдается улучшение индикаторной эко­номичности.
Итоговая оценка экономичности рабочего цикла была проведена по величинам индикаторного к. п. д. rh сопоставляемым при оди­наковых значениях коэффициента избытка воздуха а (рис. 9.4). Результаты исследований подтверждают некоторое преимущество топлив ШФС Л и бензина во всем диапазоне значений а на номи-
нальном скоростном режиме (2100 об/мин). С изменением кривых экономичности хорошо согласуется изменение температур отрабо­тавших газов, которые получили для ШФС Л наименьшими.
Отработавшие газы при работе на топливе ШФС Л и бензине по сравнению с работой на дизельном топливе имели значительно меньшую дымность. Так, при работе дизеля на стандартном топ­ливе с п = 2100 об/мин и р£ = 9,8 кгс/см2 дымность отработавших
газов была на 23% выше, чем на топ­ливе ШФС Л. Снижение дымности отра­ботавших газов при работе на более лег­ких топливах подтверждается также многочисленными ранее опубликованными экспериментальными данными [5 ]. Это объясняется, в первую очередь, меньшей склонностью к крекированию облегчен­ных топлив, молекулы которых имеют менее разветвленную структуру и по­этому обладают более прочными связями. Имеет значение также большая одно­родность горючей смеси при использова­нии облегченных топлив за счет большей задержки воспламенения и повышенной испаряемости, так как имеется прямая связь между степенью неоднородности

горючей смеси и дымностью отработав­ших газов.
У6 7 8 9 р-кгс/см ~
Оценке динамики процесса сгорания

Рис. 9.5. Изменение пе­риода задержки воспламе­нения фь давления сгора­ния pz и скорости нараста­ния давления Др/Дф (п = = 2100 об/мин):
— ® — — стандартное; — □ — бензин А-72:
— о-О ШФС л
должен предшествовать анализ значений периода задержки воспламенения Tj. У стандартного топлива и ШФС Л при п = 2100 об/мин и pi = 9,5 кгс/см2 она получилась одинаковойTj = 1,4 мс. Длительность задержки воспламенения
бензина при тех же условиях значи­тельно больше Tj = 2 мс.
На рис. 9.5 представлены кривые максимальных давлений pz, скоростей нарастания давлений Лр/Лф в зависимости от среднего индикаторного давления. Характер изменения этих величин со­гласуется с изменением величины периода задержки воспламене­ния фт.
Максимальные давления сгорания получились для обоих топ­лив (стандартного и ШФС Л) одинаковыми. При работе на бензине максимальное давление существенно увеличивается, особенно при высокой частоте вращения. На номинальном скоростном ре­жиме разница составляет —15 кгс/см2 во всем диапазоне нагрузок. Следует подчеркнуть, что переход со стандартного топлива на топливо ШФС Л не сопровождается повышением максимального давления несмотря на содержание в нем легких фракций. Поэтому
7 Ю. Б. Свиридов и др#
топливо ШФС Л, используемое вместо стандартного, принципи­ально отличается от бензина по показателям динамичности рабо­чего цикла.
Другой показатель, характеризующий динамичность процесса сгорания (рис. 9.5), —максимальная скорость нарастания давле­ния — при работе на топливе ШФС Л возрос всего на —10%, в то время как в случае применения бензина он увеличивается вдвое. Средняя скорость нарастания давления, отнесенная ко всему периоду нарастания давления, получилась практически
одинаковой для топлива ШФС Л

Таблица 9.2. Оптимальные углы
опережения впрыска (. . .°)
на различных режимах для трех
топлив
Read the rest of this entry »

Nov 7

гидроочищенной депарафинизированной дизельной фракции с бен­зином прямой перегонки. Топливные насосы высокого давления при работе на топливах ШФС регулировались таким образом, чтобы часовой расход соответствовал расходу на стандартном топливе. На дизеле с вихрекамерным смесеобразованием Д-50 в первую очередь был подобран оптимальный статический угол опережения впрыска, изменявшийся в сторону увеличения при работе на топливах ШФС до 20° до в. м. т. (вместо 18° на стандарт­ном) при п = 1600 об/мин, что вызвано повышенной сжимаемостью и меньшей вязкостью топлив ШФС.
Основные показатели рабочего процесса дизеля Д-50 при п — 1600 об/мин и оптимальных углах опережения впрыска в за­висимости от применяемого топлива следующие:
%аоН=°е ШФС Л ШФСЗ
Мощность, л. с…………… 50,2 50,3 50,3
Действительный угол опережения впрыска до
в. м. т………………. 9,3 11,0 10,9
Удельный расход топлива, г/(л. с. ч) , , . . 183 182 182
Период задержки воспламенения фь …. 9,3 10,5 10,9
Степень повышения давления % …… . 1,64 1,67 1,68
Температура отработавших газов t0. Г) °С * . 452 455 452
Действительный оптимальный угол опережения впрыска для стандартного топлива отличался от соответствующего угла при работе на топливах ШФС и составлял: для дизельного топлива 9° и обоих топлив ШФС11° до в. м. т. Величины периодов задержки воспламенения <р1 топлив ШФС оказались несколько выше, чем у стандартного; наибольшая разница получилась для топлива ШФС 3 — 17%. Степень повышения давления К для всех испы­танных топлив была практически одинакова, так же как и темпе­ратура отработавших газов t0t г. Энергетические и экономические показатели дизеля Д-50 при работе на топливах ШФС практически не отличались от таковых, полученных на стандартном.
Параметры рабочего процесса на топливах ШФС и стандарт­ном были следующие: максимальные давления pz и скорости на­растания давления Ар/Акр сохранились на одном уровне; характер изменения давления pz и жесткости Др/Дф для всех испытуемых топлив получился одинаковым. С увеличением частоты вращения р2 и Ар/Аф уменьшаются следующим образом:
Дизельное „ TT1,^ 0
топливо Л ШФС Л ШФС 3
Максимальное давление, кгс/см2:
при 1000 об/мик……….. 72,6 73,0 72,3
при 1600 об/мик……….. 65,1 66,4 67,0
Скорость нарастания давления, (кгс/см2)/град:
при 1000 об/мин……….. 8,6 8,4 8,3
при 1600 об/мин……….. 5,2 5,8 5,9
Это объясняется в первую очередь повышенным тепловым со­стоянием вихрекамеры и более благоприятными условиями воспла­менения топлива. Наименьшее изменение давления рг и жесткости
Др/Дф при увеличении частоты вращения отмечается у топлива ШФС 3. Величина периода задержки воспламенения ф, для топлив ШФС примерно на 1—1,5° поворота коленчатого вала больше, чем для стандартного. Температура вставки вихревой камеры с сое­динительным каналом tBCT при работе на всех видах топлива была одинаковой.
Температура вставки при среднем эффективном давлении ре = = 7,58 кгс/см2 для стандартного топлива была равна 430е С, для
7 р ,кгс!см1
Рис. 9.6. Сравнительные нагрузочные характеристики дизеля Д-50 для раз­личных топлив (п 1600 об/мин):
—„ стандартное; О—-О—О ШФС Л;
Read the rest of this entry »

Nov 7

включения бензиновых фракций теплотворная способность топ­лива ШФС по сравнению со стандартным несколько увеличивается.
Отложения на деталях цилиндропоршневой группы при ра­боте на опытных образцах и на стандартном топливе были практи­чески одинаковыми. Пригорания и зависания поршневых колец при этом не наблюдалось. При работе на опытных топливах уве­личение износа деталей цилиндропоршневой группы по сравнению с работой на стандартном топливе не наблюдалось.
Картерное масло подвергалось анализу с определением его вязкости, коксуемости, зольности и механических примесей. Вязкость масла в процес­се испытаний повысилась Таблица 9 3. Средние износы гильз
цилиндров (мкм) и колец (г) при работе на два пункта для всех на различных топливах. испытуемых образцов топ­
лив . Рассмотрение изме­нений других показателей
Детали (методы определения)
Стан­дартное топливо
качества масла не выявило

каких-либо особенностей при работе на опытных топливах.
Испытания дизеля ЯАЗ-204А, проведенные во ВНИИ НП на топ­ливе ШФС Л Рязан­ского НПЗ в основном подтвердили результаты,
Гильза цилиндров (верхний пояс):
по микрометра-жу
по замерам лу­нок
Поршневые кольца: первое компрес­сионное
второе компрес­сионное
полученные в ГрозНИИ:___
дизель после 600 ч работы
не изменил своих мощностных и экономических показателей, хотя на стандартном топливе максимальная мощность снизилась на 3%. Износ деталей цилиндропоршневой группы при работе ЯАЗ-204А на опытном топливе ШФС был несколько ниже, чем на стандартном. По количеству отложений нагара и лака на порш­нях и поршневых кольцах, определенных после окончания стен­довых испытаний, опытные топлива имеют преимущества, что видно из следующих данных:
Износ гильз цилиндров в поясе максимальных износов в среднем на один цилиндр, мкм:
по микрометражу …………. 16,6
по замерам лунок …………. 15,8
Отложения в среднем на один поршень, г….. 6,225
Отложения на компрессионных кольцах, г…… 1,130
Стандартное топливо
6,966 1,256
Нагароотложения на деталях цилиндропоршневой группы со­ответствуют 28,58 балла.
Read the rest of this entry »

Nov 9

Осмотр показал, что поршневые кольца как при испытании на стандартном, так и на опытном топливе были свободны. Вели­чины износов основных деталей при работе на обоих топливах были невелики, но на опытном топливе износы получились несколько меньшими. Так, износ первого компрессионного кольца в среднем на один цилиндр составил на стандартном топливе 0,345 г, а на опытном — 0,275 г. Износ всего комплекта компрессионных колец в среднем на один цилиндр на стандартном топливе достиг 0,488 г,
а на опытном — 0,433 г. Износы гильз цилиндров, определенных методом замеров лунок, на стандартном и на опытном топливе ШФС были соответственно равны 18,8 и 4,7 мкм.
Количество отложений по массе в среднем на один поршень при работе на стандартном топливе составило 6,099 г., а на опытном топливе — 4,286 г. (меньше на —30%). Масса нагара в канавках компрессионных колец в среднем на один поршень составила для этих топлив соответственно 1,632 и 0,695 г., т. е. меньше на—63% . Сопоставление количества отложений показывает, что по чистоте деталей опытное топливо заметно превосходит стандартное.
Топливная аппаратура весь период испытаний работала безот­казно.
Испытания на тракторном дизеле СМД-14. Испытание про­должительностью 800 ч проводилось на топливе ШФС Л и на стандартном. В качестве смазки применялось масло ДСп-11 с 6%-ной присадкой ВНИИ НП-360.
После 800-часовых испытаний на обоих видах топлива дизели не снизили мощностных и экономических показателей (см. табл. 9.4). Для проверки влияния на мощностные и экономические показатели были сняты скоростные характеристики на стандарт­ном и опытном топливах без перерегулировки топливного насоса и с регулировкой, обеспечивающей величину цикловой подачи на опытном топливе равной по массе цикловой подаче на стандартном.
Износы всех деталей на опытном топливе получились меньше износов на стандартном: средний износ первых компрессионных колец (по потере массы) составляет соответственно 0,804 и 1,126 г (на 28%), а всего комплекта компрессионных колец 1,313 и 1,686 г (на 22%). Средние износы гильз цилиндров в поясе максималь­ного износа достигают соответственно 12,1 и 23,4 мкм — на 48% меньше.
Количество нагаро- и лакоотложений на деталях цилиндро­поршневой группы для обоих топлив различается незначительно. Масса нагара в среднем на один поршень следующая, г:
Стандартное
ТОПЛИВО л
На поршне и кольцах…………… 5,710 5,772
На компрессионных кольцах……….. 0,602 0,634
В канавках компрессионных колец …….. 3,155 2,270
Однако на опытном топливе суммарный балл отложений полу­чился несколько ниже — 23,3 вместо 25,5. Заметно меньшие от­ложения нагара были обнаружены на поверхностях вихревой камеры и головки блока цилиндров — соответственно 0,339 и 0,990 г.
Сравнительные стендовые 600- и 800-часовые испытания обсле­дованных дизелей (ЯМЗ-236, ЯАЗ-204А, Д-37М, СМД-14) подтвер­дили следующее (при работе на опытном топливе ШФС Л): при одинаковых массовых цикловых подачах топлива энергетические
и экономические показатели полностью сохраняются; по отложе­нию нагара и лака на деталях цилиндропоршневой группы опыт­ное топливо не уступает стандартному; износы гильз цилиндров и поршневых колец получаются несколько меньшими, чем на стан­дартном топливе; физико-химические свойства масла при работе на опытном топливе изменяются незначительно, т. е. процесс его старения протекает нормально; топливная аппаратура (насосы вы­сокого давления и форсунки) работала безотказно и без дефектов; дымность и токсичность отработавших газов (по содержанию СО и СН) были на 25% — 35% ниже при работе по внешней характе­ристике.
48. ЛАБОРАТОРНО-ДОРОЖНЫЕ И ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ ИСПЫТАНИЯ АВТОМОБИЛЕЙ НА РАЗЛИЧНЫХ ТОПЛИВАХ
В задачу лабораторно-дорожных испытаний входило определе­ние экономических и динамических показателей автомобилей, пусковых качеств дизелей в зимних и летних условиях, надеж­ности и безотказности работы дизелей и топливной аппаратуры, износов деталей цилиндропоршневой группы.
Лабораторно-дорожные всесезонные испытания проводились на двух автомобилях МАЗ-200 с дизелями ЯМЗ-236, на одном ав­томобиле КрАЗ-214 с дизелем ЯМЗ-238 и по неполной программе на автомобиле «Даймлер—Бенц 1620» с дизелем модели ОМ-346 (192 л. с).
Автомобили испытывались в двух массовых категориях: МАЗ-200 14,0 т (70% пробега) и 24,0 т с прицепом (30% про­бега), КрАЗ-214— соответственно 20 и 30 т. К концу испыта­ний пробег каждого автомобиля МАЗ-200 на опытном топливе до­стиг 60 тыс. км, а КрАЗ-214 — 30 тыс. км.
Экономические показатели автомобилей МАЗ-200 оценивались по дорожно-экономическим характеристикам, снятым при движе­нии автомобилей с постоянными скоростями. В этих испытаниях расходы топлив ШФС Л и стандартного получились одинаковыми. Для более широкой проверки были проведены дополнительные лабораторно-дорожные испытания на трех автомобилях МАЗ-500 с дизелями ЯМЗ-236, что дало возможность сделать более полную оценку влияния вида топлива на экономические показатели авто­мобилей. Они определялись дважды — в зимних условиях и в летний период (табл. 9.5). Расход топлива в зимних условиях по всем четырем автомобилям на топливе ШФС Л получился в среднем меньше на 1,5 кг/100 км по сравнению со стандартным и в летний период меньше на 0,5 кг/100 км.
Динамические характеристики автомобилей приведены в табл.9.6. Как видно из таблицы, на обоих топливах обеспечива­ются практически одинаковые максимальные и минимально-устойчивые скорости движения, а также время прохождения авто-
Таблица 9.5. Расходы топлива в кг/100 км при равномерном движении с различными скоростями
Ско­рость,
МАЗ-500 № 1"
МАЗ-500 № 2
Read the rest of this entry »

Nov 9

Массовая категория 13,5 т
Максимальная скорость на высшей 76,1 76,6 70 70 передаче, км/ч
Минимально-устойчивая скорость 21,2 22,6 22 19 движения, км/ч
Время прохождения 1 км с переклю- 68 65,5 67 65
чением передач с минимально-возмож­ной скорости движения на 2-й переда­че, с
Массовая категория 23,5 т
Максимальная скорость на высшей 75 75 69,2 69,2 передаче, км/ч
Минимально-устойчивая скорость 20,4 21,3 18,6 20,1 движения, км/ч
Время прохождения 1 км с переклю- 79,5 77 80,5 75,5 чением передач с минимально-возмож­ной скорости на 2-й передаче, с
мобилями 1 км. Аналогичные результаты были получены и на автомобиле КрАЗ-214.
Равноценные динамические качества автомобилей на оцытном и стандартном топливах были достигнуты при одинаковых массо­вых цикловых подачах.
Пусковые испытания проводились как в зимних, так и в лет­них условиях. Зимние испытания показали, что пуск холодного дизеля ЯМЗ-236 на топливе ШФС Л возможен при температурах до (—8) — (—10)° С без применения облегчающих средств при работе на зимнем сорте масла. Применение пусковой жидкости «Холод Д-40» обеспечивает надежный пуск при температуре до —20° С. Летние пусковые испытания проводились в климатиче­ских условиях Крыма при температурах окружающей среды до 38° С. При этом полностью прогретые двигатели пускались с пер­вой попытки при длительности работы стартера 1—3 с. После пуска все цилиндры начинали работать одновременно и беспере­бойно. Случаев образования паровых пробок в системе питания при работе на опытном топливе не наблюдалось.
Состояние топливных насосов высокого давления и распыли­телей форсунок контролировалось перед началом испытаний, после пробега 30 тыс. км и в конце испытаний.
Результаты проверки показали, что за время испытаний топ­ливная аппаратура не изменила начальных показателей и весь период работала надежно, без дефектов, связанных с качеством применяемого топлива.
После пробеговых испытаний дизели были микрометрированы: износы цилиндров, замеренные по методу вырезанных лунок, в поясе максимального износа были невелики и составили 1,14— 1,16 мкм на 1000 км пробега. У одного дизеля износы цилиндров были на уровне 2,4 мкм на 1000 км, так как он эксплуатировался в зимнее время только с применением холодных пусков.
Поршни всех двигателей имели свободные кольца и по чистоте деталей находились в лучшем состоянии, чем при аналогичных пробегах на стандартном топливе. Суммарный балл отложений на поверхностях цилиндропоршневой группы составил после про­бега 60 тыс. км на опытном топливе 32,9.
Исследования отработавших газов показали, что дымность отработавших газов, содержание углеводородов и окиси углерода при применении топлива ШФС Л на 30—40% были ниже, чем при стандартном топливе.
В результате лабораторно-дорожных испытаний было уста­новлено, что опытное топливо обеспечивает одинаковые со стан­дартным экономические и динамические показатели автомобилей, надежность работы дизелей при невысоких износах деталей ци­линдропоршневой группы и нагароотложениях на них.
Эксплуатационные испытания топлива ШФС Л проводились в сопоставлении со стандартным в течение двух лет на автомоби­лях-самосвалах МАЗ-503 и на седельных тягачах МАЗ-504 с ди-
зелями ЯМЗ-236. Эксплуатационным испытаниям подверглись 30 автомобилей МАЗ-503 и МАЗ-504, из которых 20 работали на опытном топливе и 10 — на стандартном.
За двухгодовой период испытаний автомобили МАЗ-503 нара­ботали 93—99 тыс. км, а автомобили МАЗ-504 — ПО—113 тыс. км. Все испытуемые автомобили работали в условиях реальной эксплу­атации на перевозках строительных грузов в районах Москвы и области на дорогах с бетонным и асфальто-бетонным покрыти­ями. Самосвалы МАЗ-503 эксплуатировались как одиночные авто­мобили. Седельные тягачи МАЗ-504 эксплуатировались в составе автопоезда с полуприцепами — панелевозами.
Средние величины основных эксплуатационных показателей работы автомобилей за период испытаний следующие:
МАЗ-503 МАЗ-504
Фактическая нагрузка на автомобиль, т…… 7,91 12,04
Среднее расстояние перевозок, км…….. . 12,5 17,5
Коэффициент использования грузоподъемности … 1,13 0,963
Read the rest of this entry »

Nov 9

В последнее время разработан полуэмпирический метод расчета смесеобра­зования в условиях дизеля [25], с помощью которого, используя эксперимен­тальные данные по закону подачи, геометрии факела и интенсивности его тепло­обмена с окружающей средой, получаемые на специальной установке, можно рассчитать поля концентраций и температур, а также долю испаренного топлива при дизельном впрыске.
В основе метода расчета лежит уравнение теплового баланса в элементарном объеме факела, образованном полым конусом с основанием площадью 2nrdr и высотой £ф,
-InGn- °
Это уравнение выражает равенство количества теплоты, отданной воздухом топ­ливу, количеству теплоты, пошедшей на нагревание топлива до температуры испарения и его испарение.
Система из п таких уравнений (где п — число элементарных объемов, иа ко­торые разбит факел), содержащих п -f- 1 неизвестное, замыкается п + 1-м урав­нением, по своему физическому смыслу выражающим равенство суммарного ко­личества теплоты, пошедшей на нагрев и испарение топлива в каждом из элемен­тарных объемов, количеству теплоты, отданной газом в процессе теплообмена с факелом,
i + L (2)
Таким образом, определение полей температур и концентраций топлива в факеле в данный момент времени сводится к решению системы из п– 1 уравне­ний с п + 1 неизвестными.
В той же работе предложен способ решения системы применительно к руч­ному счету и представлены некоторые результаты расчетов. Характерной чертой предложенного способа является применение номограммы для отыскания В0 по р (РО) для каждого микрослоя по уравнению (1), поскольку в явном виде из урав­нения (1) 6Р выразить не удается. Кроме того, с целью уменьшения объема вы­числений была принята упрощенная запись уравнения (1), число микрослоев, на которое разбивали факел, было выбрано равным 5, а интервал времени между двумя последовательными положениями факела был выбран 0,5 мс,
-1п ер = -щ- It+ irfid Ъ ~И
Несмотря на эти упрощения, трудоемкость расчетов оставалась высокой. Так как практическое применение метода для исследований требует проведения боль­шого числа расчетов, целесообразно расчет образования смеси в топливном фа­келе проводить на ЭВМ. Это позволит существенно сократить затраты времени на проведение вычислений, избежав к тому же дополнительных упрощений и повысив точность за счет увеличения числа микрослоев, на которые разбивают, и сокращения временного интервала. Кроме того, современные ЭВМ позволяют выводить расчетные материалы в виде таблиц и графиков, что исключает по­требность в последующей обработке результатов расчетов и также снижает тру­доемкость работы. Поэтому в ЦНИТА разработаны алгоритм и программа для расчета по данному методу на ЭВМ «Минск-32». Исходными данными для рас­чета являются следующие величины.
1. Физические характеристики топлива:
Тт0 — начальная температура топлива, К; — теплота испарения, кал/г; ст — теплоемкость, кал/(г-°С);
/0 — количество воздуха, необходимого для полного сгора­ния единицы массы топлива, кг/кг;
Т 1 Т. И
прямая, аппроксимирующая кривую фракционной раз-
Тг.к-Т
гонки топлива; Тт_ н — температура начала испарения, К; Тт. к — температура конца испарения, К.
2. Физические характеристики воздушного заряда:
р0 — начальное давление, кгс/см2;
Т0 — начальная температура газа, К;
су — теплоемкость воздуха при постоянном объеме,
кал/(г-°С); VK —■ объем камеры сгорания, см3.
3. Характеристики процесса впрыска топлива:
(Ju 1 цикловая подача топлива, г; Gx (т) • текущее количество поданного топлива, г; ®Ф (т) —’ текущий относительный объем факела;
Рр • функция распределения топлива в поперечном сече­нии факела;
АР (т) ■ текущая величина падения давления в камере сгора­ния в результате теплообмена, кгс/см2. В результате расчета определяются следующие величины (в скобках при­ведено обозначение данного параметра, используемое при расчетах на ЭВМ <<Минск-32»):
Read the rest of this entry »

Nov 9

РО 0,075 0,175 0,275 0,375 0,475 0,575 0,675 0,775 0,875 0,975
АЛПРО 0,378 0,385 0,421 0,530 0,745 0,872 1,062 1,377 2,004 3,255
/РО 0,688 0,754 0,780 0,780 0,780 0,780 0,780 0,780 0,780 0,780
ТЭТРО 0,700 0,718 0,741 0,784 0,837 0,858 0,881 0,906 0,933 0,958
СПРО 0,177 0,174 0,159 0,126 0,090 0,076 0,063 0,048 0,033 0,020
Время 2,000 мс
0,408 0,960
0,275 0,375 0,475
0,775 0,875
0,408 0,514 0,721
1,331 1,935
0,869 0,869 0,869
0,869 0,869
0,735 0,778 0,832
0,903 0,931
0,164 0,130 0,092
0,050 0,034
ПРИЛОЖЕНИЕ 2. К ВОПРОСУ О ЗАПАХЕ ОТРАБОТАННЫХ ГАЗОВ ДИЗЕЛЕЙ
Работа дизельных двигателей, как правило, сопровождается характерным запахом выхлопных газов. Интерес к снижению запаха выхлопных газов дизе­лей усилился за последние годы в силу наметившейся тенденции более широкого использования дизельных двигателей на транспортных установках, вплоть до легковых автомобилей, работающих в городских условиях, что не может не от­разиться на окружающей среде. Хотя запах отработавших газов дизелей сам по себе классифицируется только как неприятный, тот факт, что он способен вызывать отрицательную реакцию у людей, привел к включению его, наряду с дымностью отработавших газов, в число факторов, подлежащих ограничению, благодаря чему это требование было отражено в поправке 1966 г. к Закону США о чистоте воздуха. В связи с этим в ряде стран стали проводиться интенсивные исследования проблем, связанных со снижением запаха отработавших газов ди­зелей. Например, в США подобные работы проводятся с 1965 г. вначале Депар­таментом здравоохранения, а в последние годы Агенством по охране окружаю­щей среды (ЕРА). Следует отметить, что исследование запаха отработавших га­зов дизелей усложняется тем фактом, что он представляет собой субъективное ощущение: разные люди воспринимают один и тот же запах по-разному. В США было произведено специальное исследование по изучению реакции широких слоев населения на запах дизельных отработавших газов.
В настоящее время получила распространение методика оценки запаха продуктов сгорания, разработанная доктором Амосом Турком (США). Оценка
запаха по этой методике производится путем сравнения испытуемого газа с на­бором эталонов качества и интенсивности запаха, который включает в себя 28 хи­мических эталонов, представляющих различные качества и интенсивность за­паха газов.
Для оценки интенсивности общего запаха продуктов сгорания дизелей пред­назначены 12 образцов набора. Запах образцов усиливается от 1-го к 12-му. Этот суммарный запах, обозначаемый буквой Д, состоит из четырех отчетливых компонентов, обозначаемых соответственно буквами Ж (жжено-дымный), М (мас­лянистый), А (ароматический) и Е (едкий). Каждый из компонентов по своей интенсивности разделяется на четыре группы. Экспертов обучают оценивать
запах отработавших газов, сравни-

Таблица 1. Режимы, на которых оценивается запах отработавших газов (ОГ) дизельных автобусов
вая его с запахом различных эта­лонов из набора.
Для примера рассмотрим не-

Read the rest of this entry »

« Previous Entries


Хостинг

VPS - Хостинг

аренда сервера

Dedicated server

Регистрация доменов

Русские темы для WordPress. Бесплатные шаблоны для блогов WordPress на любой вкус

Ноябрь 2018
M T W T F S S
« Oct   Dec »
 1234
567891011
12131415161718
19202122232425
2627282930