Oct 29


Предисловие
Развитие дизелестроения определяется значительными пре­имуществами дизеля по экономичности и токсичности отработав­ших газов. Поэтому вслед за использованием дизелей на железно­дорожном транспорте и в сельскохозяйственном машиностроении расширяется их применение в автостроении. Это ставит перед конструкторами и эксплуатационниками дизелей проблемы, свя­занные, с одной стороны, с совершенствованием рабочего процесса дизеля с целью достижения более высоких динамических, экономи­ческих и эксплуатационных показателей, а с другой — с обеспе­чением рациональным по составу топливом с точек зрения топливо-подачи, сгорания, эксплуатации, экономики и топливного баланса страны.
Оба направления — совершенствование рабочего цикла дизеля и создание рационального топлива — сливаются в одну проблему «дизель и топливо», решение которой позволит выработать систему рекомендаций, способствующих улучшению конструкций дизелей и составу топлива как цельного экономического комплекса.
Прогресс в дизелестроении неоднозначно определял совершен­ствование параметров, технологии производства и снабжения перспективным дизельным топливом, поэтому, несмотря на корен­ные преобразования конструкций дизелей, сложившаяся много десятилетий назад структура дизельного топлива в основном сохранилась. В настоящее время она уже не соответствует быстро­ходным, высокофорсированным дизелям, работающим в широком диапазоне скоростных и нагрузочных режимов.
В данной книге впервые сделана попытка рассмотреть проблему «дизель—топливо», охватывающую совершенствование рабочих процессов дизелей (топливоподачу, смесеобразование и сгорание) и структуру и особенности производства дизельного топлива с целью формирования состава перспективного дизельного топлива для прогрессивных конструкций двигателей и его топливной аппаратуры.
Проведенные обширные исследования позволили авторам сформулировать и обосновать предложения по улучшению органи­зации топливоснабжения в стране путем реконструкции топливо­заправочных станций, совершенствованию топливоподачи трак­торов и автомобилей и конструкций ее отдельных элементов (баков, фильтров, насосов, форсунок), расчету процессов смесе­образования и сгорания распыленного топлива с целью построения линии сгорания индикаторной диаграммы; созданию перспектив­ного дизельного топлива, обеспечивающего высокоэкономичный рабочий процесс и надежную работу топливной аппаратуры с уве­личенным выходом его из нефти на том же технологическом обору­довании нефтеперерабатывающих заводов. В целом годовой эконо­мический эффект этих народнохозяйственных мероприятий соста­вит несколько сот миллионов рублей. Рассмотрен также вопрос
Поршневой двигатель внутреннего сгорания (ДВС) длительное время будет оставаться основной наземной энергетической уста­новкой, несмотря на бурное развитие атомной энергетики, турбо­строения и реактивной техники, ибо этот тип двигателя выраба­тывает более 85 % энергии. Массовое производство поршневых двигателей во многих странах, однозначное использование их в автостроении, в сельскохозяйственном и дорожно-строительном машиностроении обеспечит это превосходство еще несколько десятилетий, что обусловлено следующими факторами.
Во-первых, термодинамическими свойствами ДВС, обеспечи­вающими наиболее высокую экономичность, базирующуюся на циклической работе, что позволяет при относительно невысокой средней температуре цикла срабатывать большой температурный перепад, допуская высокие мгновенные температуры сгорания.
Во-вторых, физико-химическими особенностями сгорания в поршневом двигателе, обеспечивающими высокие скорости и полноту смесеобразования и сгорания топлива, вследствие интен­сивной турбулентности воздушного заряда вблизи в. м. т., вызы­ваемой изменением направленности перемещения воздуха при переходе поршня через в. м. т., когда кинетическая энергия направленного движения воздушного заряда переходит в энергию беспорядочного движения отдельных молей в камере сгорания [32 ]. Опыты показывают, что в поршневом ДВС процессы смесеобразо­вания и сгорания развиваются много быстрее, чем в спокойной среде, при ламинарном или «трубном» (без препятствий) турбулент­ном потоке. Кроме того, турбулентная пульсационная скорость, определяющая скорость сгорания, пропорционально увеличива­ется с ростом частоты вращения. Это качество, свойственное горению в крупномасштабном турбулентном потоке, и обеспечи­вает поршневому двигателю в широком диапазоне изменения частоты вращения своевременность и полноту процесса сгорания, несмотря на соответствующее уменьшение времени.
В-третьих, относительно низкими механическими потерями, вследствие невысоких удельных расходов воздуха. Последнее особенно проявляется на частичных нагрузках, так как макси­мальные коэффициенты избытка воздуха не столь велики, как в газовых турбинах. Все это обеспечивает достижение на полных нагрузках значения эффективного к. п. д. 0,35-0,43, поэтому поршневой двигатель является наиболее экономичной тепловой машиной для наземных условий работы.
В-четвертых, возможностью осуществить в поршневых двига­телях два различных рабочих цикла с воспламенением от искры (с внешним смесеобразованием) и от сжатия (с внутренним смесеобразованием), что позволяет иметь огромный диапазон мощностей в одном агрегате — от долей киловатт до десятков тысяч.
В-пятых, использованием в качестве горючего широкого диапа­зона топлив — от газового (метан, пропан, водород, их смеси) до тяжелого дизельного.
Однако поршневой двигатель имеет ряд серьезных недостатков, устранение или преодоление которых предопределяет прогресс двигателестроения. Две глобальные проблемы выдвигает бурно развивающееся двигателестроение (если опустить технологические
трудности в производстве

Таблица. Динамика уменьшения токсичных компонентов в отработавших газах американских автомобилей [28]
и эксплуатации и требова­ния по надежности, долго­
вечности и металлоемкости);

содержание
Год выпуска автомобиля
углеводо­родов, чнм
окиси уг­лерода, %
мировой дефицит топлива и загазованность окружа­ющей среды. Эти проблемы связаны между собой, так как обе определяются не­совершенством сгорания топ­лива. Действительно, еже­
1966 1968 1970 1973
«Крайслер»
357 317 244 206
Read the rest of this entry »

Oct 29

грубой очистки, элементы фильтров тонкой очистки и вызывать прекращение подачи топлива.
Прокачиваемость топлив при низких температурах оценива­ется по ГОСТ 22254—76. Метод заключается в постепенном охлаждении испытуемого топлива, просасывании его при каждом понижении температуры на 1°С через фильтр из металлической сетки с квадратными ячейками нормальной точности (№ 004 по ГОСТ 6613—73) в пипетку при постоянном вакууме 200 мм вод. ст. и фиксировании конечной температуры, при которой топливо перестает проходить через фильтр, или времени проса­сывании и заполнения пипетки испы­туемым топливом до метки. Записы­
>40
вается конечная температура, при ко-

+20 0 -20 -40 ^60 -60
торой топливо фильтровалось и подни­малось до контрольной метки менее чем за 60 с.
Низкотемпературная фильтруемость через бумажные фильтры оценивается на специальной установке, разработан­ной ВНИИ НП, при фильтрации по­
Of, Cr C-fQ С12 Ci4 C-fs O-ig С л
степенно охлаждаемого топлива через бумажный фильтр тонкой очистки ТФ-2
с замером перепада давлений на фильт­ре. Опыт прекращается при достиже­
нии перепада в 1,0 кгс/см2.
Рис. 1.4. Зависимость тем­пературы застывания t3 па­р афиновых углеводородов от длины их цепи Сп и ЦЧ
Показатели низкотемпературных прокачиваемое™ и фильтруемости яв­ляются более важными эксплуатацион­
ными по каз ател ями, чем темпер ату р а помутнения топлива, которая не опреде­ляет предельной низкой температуры применения топлива. Темпе­ратуры застывания и помутнения топлив определяются их груп­повым углеродным составом. В ряду нормальных парафинов с повышением молекулярной массы возрастает температура засты­вания, но одновременно повышается также ЦЧ.
Влияние длины цепи нормальных парафиновых углеводородов на температуру застывания и ЦЧ показано на рис. 1.4. Как следует из представленных данных, несмотря на то что нормальные пара­финовые углеводороды имеют высокие ЦЧ, их использование для зимних и арктических топлив неприемлемо.
Непредельные углеводороды имеют более низкие температуры застывания по сравнению с близкими к ним по молекулярной массе нормальными парафиновыми углеводородами. Однако их включение в состав дизельных топлив нецелесообразно из-за их низкой стабильности и образования повышенных нагаров в двигателе. Температура застывания изопарафиновых углеводо­родов значительно ниже, чем температура застывания соответ­ствующих им по молекулярной массе нормальных парафиновых
углеводородов. При этом в зависимости от степени изомеризации наблюдается большее или меньшее понижение температуры застывания. Так, я-додекан С12Н26 имеет температуру застыва­ния —12° С, а 2, 2, 4, 6, 6-пентаметилгептан С12Н26 —70° С; цетан С16Н34 20° С, и 7, 8-диметилтетрадекан С16Н34 —70° С.
Низкотемпературные свойства дизельных топлив, полученных прямой перегонкой, определяются исключительно химической природой нефтей, из которых они получены.
Из нефтей нафтенового основания могут получаться зимние и арктические топлива с пределами кипения от 200 до 330—340° С
&р, кгс/см2

Рис. 1.5. Сопротивление фильтров Др для дизель­ных топлив с различными температурами помутне­ния и застывания:
/ — Л (1-я партия); 2 — Л (2-я парти5и); 3 смесь Л и А (80 + 20%); 4 – микробиологической депарафиннзации (МВД); 5 – опытный образец Л; 6 карбамидной депа­рафиннзации (КД); 7 — смесь Л н А (50 + 50%); 8 — смесь.Л и А (30 -J- 70%); 9 — смесь Л и А (15+ 85%); Ю — по МРТУ-38-Ы73- 65; // — 3
с температурой застывания —60 и —45° С соответственно. Из парафинистых нефтей зимние и арктические топлива получают за счет облегчения фракционного состава или путем депарафиннза­ции дизельных топлив различными технологическими процессами, из которых наиболее распространенными являются карбамидная и микробиологическая. Последнее время для получения зимних топлив начали применять депрессорные присадки, из которых наибольшее распространение получили присадки на базе сополи­мера этилена с винилацетатом. Такого типа присадки в количестве до 0,2% позволяют понизить температуру застывания топлива на 35—40° С. Однако они практически не влияют на температуру помутнения топлива.
Как было сказано выше, большое значение имеет фильтруе­мость дизельных топлив при низкой температуре через бумажные фильтры тонкой очистки. Результаты испытаний различных топлив по методике ВНИИ МП при использовании фильтров типа ТФ-2 показаны на рис. 1.5. Топлива, полученные методом карбамидной депарафиннзации, из которых удалены значительные количества нормальных комплексообразующих парафинов при относительно высоком значении температуры помутнения, обеспечивают
хорошую фильтруемость при низкой температуре. Низкотемпера­турные характеристики образцов испытанных дизельных топлив представлены в табл, 1.5.
Read the rest of this entry »

Oct 29

Рис. 2.1. Зависимость коэффициента фильтруемости Кф дизельного топлива от различных факторов: а—-содержания смол Л; б—-содержания мыл нафте­новых кислот В; в — диаметра кварцевых частиц d различной концентрации; г —■ концентрации механических примесей С в топливе; д —■ содержания воды в топливе; £—-влажности у фильтровальной бумаги (по опытам ЦНИТА):
/ — 45 мг/100 мл; 2 — 13 мг/100 мл; 3 — 0,004%; 4 — 0,008%; 5 — 0,1%; 6 — 0,5%5 7 — 1%; 8 — осмоленное; 9 — обессмоленное; 10 — стандартное; 11 — обессмоленное
12 — предварительно несмоченная топливом
стеклянной посуде для ускорения процесса под действием солнеч­ного света.
На рис. 2.1, а показана зависимость коэффициента фильтруе­мости /Сф от изменения содержания в топливе смол для двух случаев: начального содержания смол 13 мг/100 мл, что соответ­ствует коэффициенту фильтруемости Кф = 1,56 (кривая 2)у и 45 мг/100 мл (кривая /), когда смолосодержание увеличивается до 5 мг/100 мл в сутки.
Ряд нефтеперерабатывающих заводов (НПЗ) перерабатывают сернистые нефти, поэтому представляет также интерес вопрос о влиянии сернистых соединений на фильтруемость топлив, которые даже в сравнительно небольших количествах ухудшают
эксплуатационные качества топлива. По химическому строению сернистые соединения очень многообразны, большинство из них коррозионно-активны и инициируют образование смол и осадков. Содержание серы в товарном топливе Л допускается по ГОСТ 305—73 не более 0,5%, а в ДЛ по ГОСТ 4749—73 —не более 0,2%. В ЦНИТА исследовано влияние сернистых соединений на фильтруемость топлива путем присадки нафтилмеркаптана, ди-и-октилсульфида и дибензилдисульфида в количестве 0,02% при ускоряющем облучении солнечным светом. Результаты испы­таний, приведенные в табл. 2.2, показывают, что в начале коэффи­циент фильтруемости топлива при добавке сернистых соединений практически не изменился, но через 7 сут ухудшился в 1,5—2 раза. Таким образом, сернистые соединения оказывают косвенное влия­ние на фильтруемость топлива, способствуя процессу его осмо-ления.
Таблица 2.2. Влияние присадки сернистых соединений на коэффициент фильтруемости дизельного топлива (начальный Кф = 1)
Топливо + присадка
Коэффициент фильтруемости
после ввода присадки
через 7 сут
ДЛ + 0,02% нафтилмеркаптана
ДЛ ~г 0,02% дибензилдисульфида
ДЛ + 0,02% ди-н-октилсульфида
В осадках на поверхности фильтрующих элементов обнаружи­вается, как правило, натрий, наличие которого свидетельствует о присутствии в топливе мыл нафтеновых кислот. В ЦНИТА было изучено влияние присутствия мыл нафтеновых кислот в топ­ливе на фильтруемость его путем исследования двух идентичных образцов топлива; одного — до защелачивания, другого — после защелачивания неотстоявшегося топлива. В первом образце обнаружена большая кислотность (13,5 мг КОН на 100 мл), а во втором — мыла нафтеновых кислот, Кф первого образца равен 2,5, второго — 4,6, т. е. Кф второго образца больше почти в два раза. Были проведены также опыты с присадкой к топливу собранных с фильтров мыл нафтеновых кислот. На рис. 2.1,6 показана экспериментальная зависимость Кф от содержания мыл нафтеновых кислот, из которой видно, что наличие указанного компонента резко ухудшает фильтруемость топлив.
Во всех нефтепродуктах присутствуют в тех или иных коли­чествах коррозионно-активные органические кислоты, перешед­шие из нефти при переработке. Органические кислоты образуются
также при хранении нефтепродуктов в результате процессов окис­ления. Например, сульфиды, полисульфиды, тиофены и другие сложные сероорганические соединения могут окисляться с образо­ванием сульфоокисей, сульфонов, сульфиновых и сульфоновых кислот, а иногда серной и сернистой кислот и сероводорода, обладающих высокой коррозионной активностью. Коррозии емко­стей способствуют также микроорганизмы, находящиеся в топливе. Таким образом, даже в товарном дизельном топливе коэффициент фильтруемости может быть большим. Нефтеперерабатывающие заводы выпускают топливо с коэффициентом фильтруемости Кф менее 2, но на заводах с устаревшим оборудованием или пере­рабатывающих специфическое сырье выпускается топливо с коэф­фициентом фильтруемости до 3 и даже до 4.
Систематизация показателей фильтруемости по отдельным НПЗ также подтверждает возможность разброса значений Кф, хотя по всем другим показателям топливо удовлетворяет требова­ниям ГОСТа. Это может быть связано с различным содержанием (в предельно допустимых по ГОСТу) смол, меркаптановой серы и непредельных углеводородов. Возможность поступления в экс­плуатацию топлива с повышенным коэффициентом фильтруемости требует принятия мер по очистке топлива на всех этапах транспор­тировки, хранения и заправки машин. Таким образом, нефте­перерабатывающая промышленность большую часть топлива вы­пускает с малым количеством загрязнителей, хотя бывают случаи выпуска топлива с большими значениями Кф- Ввод в ближайшие годы на ряде заводов дополнительной очистки топлива электро-дегидраторами может обеспечить поставку топлив с загрязнен­ностью на уровне Кф = 2-ьЗ.
б. ТРАНСПОРТИРОВКА, ХРАНЕНИЕ ТОПЛИВ И ЗАПРАВКА БАКОВ
При транспортировке и хранении топлива возможно накапли­вание влаги и пыли из атмосферы, продуктов коррозии, нераство­римых веществ, образующихся в результате окисления. Поэтому для сохранения свойств топлив необходимо производить их очистку на всех этапах транспортировки и хранения от эксплуата­ционных загрязнителей, которыми являются вода, продукты коррозии резервуаров и трубопроводов, механические примеси и продукты окисления углеводородов топлива, образующие не­растворимые вещества. Особенностью этих веществ является способность образовывать при наличии воды весьма стойкие эмульсии примерно следующего состава: 50% воды, 40% топлива, 8% ржавчины и 2% смолистых продуктов. Так, например, по данным, приведенным в работе [21 ], при хранении 235 т топлива в течение четырех месяцев образовалось 458 кг осадка, попадание которого в систему питания машины неизбежно приведет к засо­рению фильтров. Механические примеси и вода попадают в топ-
либо из воздуха при «дыхании» резервуаров, или вносятся при перекачках топлива.
Основную массу механических примесей составляют окислы кремния и алюминия: частицы размером более 20 мкм быстро выпадают в осадок, а частицы меньшего размера длительное время «витают» в топливе и играют роль центров коагуляции соединений органического происхождения. Наличие механических примесей вызывает необходимость длительного отстоя дизельного топлива перед заправкой баков или его предварительной фильтрации.
Для проверки влияния механических примесей на фильтруе­мость топлива ЦНИТА были проведены опыты путем присадки в стандартное дизельное топливо Л кварцевого песка различных фракций с размерами частиц до 5,5—10, 10—15, 15—20, 20—30 и 30 мкм и выше, которые добавлялись в следующих концентра­циях: 0,004; 0,008; 0,1; 0,5 и 1%. На рис. 2.1, в представлены результаты испытаний: суспензии топлива с фракциями кварцевой пыли всех размеров при концентрации 0,004% незначительно изменили фильтруемость первоначального топлива. При увеличе­нии концентрации загрязнителя наблюдается заметный рост коэф­фициента фильтруемости. Наибольшее влияние на /Сф оказывает загрязнитель до 5 мкм. Фракции 5—10 мкм влияют на /Сф только при концентрации более 0,5%, а крупные частицы слабо влияют на /Сф. Такая закономерность объясняется тем, что слой осадка на поверхности фильтрующих элементов не препятствует проникно­вению топлива.
На рис. 2.1, г приведены зависимости /Сф от доли механических примесей (кварцевая пыль) в топливе Л по ГОСТ 305—73 (кривая 8)и в топливе, обессмоленном на селикагеле (кривая 9). Видно, что в обессмоленном топливе механические примеси менее существенно изменяют фильтруемость, что связано с тем, что твердые частицы обволакиваются смолами и в результате поры микроэлемента забиваются более полно. Действительно, показатель /Сф = 4 в обессмоленном топливе достигается при содержании 1% кварце­вой пыли, а в стандартном топливе при 0,01%, т. е. при концен­трации пыли в 100 раз меньшей.
В топливе вода присутствует в растворенном состоянии (гигро­скопическая), в виде эмульсии (свободная) или в виде отстоя, так называемая подтоварная вода, скапливающаяся на дне емкостей при отстаивании. Наличие подтоварной воды указывает на полное насыщение топлива растворенной водой. Содержание растворенной воды зависит от рода топлива и метеорологических условий (тем­пературы, давления, влажности и др.) и может достигать сотых долей процента. Растворенная в топливе вода находится в динами­ческом равновесии с окружающей средой, так что при изменении атмосферных условий при дальнейшем насыщении водой может перейти в свободную, образовав мелкодисперсную эмульсию.
Read the rest of this entry »

Oct 31

6,0 9,0……………..
9,0—12,0……….. . . . .
Как видно, нижний слой топлива содержит большее количество всех видов загрязнителей.
Особый интерес представляет чистота топлива в нефтехранили­щах, из которых непосредственно заправляются трактора. Хране­ние топлива на нефтескладах должно производиться в резервуарах по ГОСТ 17032—71 емкостью от 5 до 50 м3, устанавливаемых горизонтально; по согласованию с заказчиком в средней части резервуаров могут быть смонтированы водогрязеспускные пробки; для резервуаров емкостью 5 м3 выпускаются плавающие топливо-заборники. Период хранения топлива в совхозных нефтескладах
составляет 2—3 мес, поэтому отстаивание топлива может быть эффективным, если имеется технологическое оборудование для удаления загрязнителя. Результаты обследования показали, что не все совхозные нефтесклады выполнены по типовым проектам, а смонтированы кустарно и вообще не имеют необходимого обору­дования: нефтесклады не приспособлены для удаления отстоя. Так, обследование совхозных нефтескладов показало, что только часть резервуаров имеют водогрязеспускные пробки, оборудованы плавающими топливозаборниками, имеют полный комплект арма­туры и снабжены фильтрами ФДГ-ЗОТМ, проходят техническое обслуживание и зачистку. В результате на дне резервуаров могут находиться отстойная вода и грязь.
Проверка эффективности проведения технологических опера­ций по удалению отстоя показала, что из резервуаров, даже имеющих водогрязеспускные пробки, отстой удалить трудно — он вытекает одновременно с топливом, причем из крайних точек резервуара отстой не удаляется (скорости течения там практически равны нулю). Действительно, расчеты показывают, что по мере удаления от отверстия происходит резкое падение радиальной скорости, так что почти весь расход жидкости идет из верхних слоев, а в придонных слоях, особенно расположенных на значи­тельном расстоянии от оси отверстия, образуются застойные зоны. Все это справедливо для резервуаров, установленных горизон­тально, поэтому эффективным средством удаления отстоя является наклонная установка резервуаров, принятая в авиации, где уклон 1 : 40 признан достаточным для удаления отстоя, где к сожалению, наклонная установка резервуара (уклон 1 : 4), применявшаяся в отечественной практике в 50-х годах, типовыми проектами не предусмотрена.
В настоящее время имеются схемы соединения резервуаров трубопроводами, которые в сочетании с плавающими топливоза­борниками не допускают запрабки неотстоенным топливом, но они пока не предусмотрены в типовых проектах совхозных нефтескладов.
Для предотвращения попадания загрязнителей в систему по­дачи топлива тракторов в конструкциях нефтехранилищ преду­смотрена фильтрация его с помощью фильтров ФДГ-ЗОТМ, кото­рыми оснащаются колонки КЭР-40-19, стоянки 03-2462А и 03-9721, заправочные агрегаты МЗ-3904, МЗ-3905Т, агрегаты тех­обслуживания типа АТУ-4, АТУ-ПД-1500. Но эффективность их недостаточна, так как фильтры ФДГ-ЗОТМ задерживают частицы более 12 мкм, т. е. такие, которые сравнительно хорошо удаляются отстаиванием и не задерживают наиболее опасные для дизеля механические примеси размером до 5 мкм.
6. ОРГАНИЗАЦИЯ ВЕДЕНИЯ ТОПЛИВНОГО ХОЗЯЙСТВА
Потребителями дизельного топлива являются сельхозпред­приятия, автотранспорт, лесохозяйство, дорожные и строительные организации. В сельскохозяйственных энергоустановках исполь-
зуют тракторные и автомобильные дизели, так что требования к топливу и ведению нефтяного хозяйства для всех потребителей должны быть едины.
Качество топлив для транспортных дизелей, выпускаемых по ГОСТ 305—73 и 4749—73, регламентировано по 20 показателям, определение которых возможно только в лабораторных условиях. Но практика эксплуатации показала, что на местах потребления необходимо контролировать качество топлива в основном по показателям, характеризующим загрязненность. В связи с тем, что определение механических примесей и воды методами, преду­смотренными стандартами, трудоемко (одно определение 2—3 ч), то ими на местах потребления не всегда пользуются. А без опера­тивного контроля качества топлива невозможно обеспечить ресурс работы топливной аппаратуры.
Определение воды в топливе производится по ГОСТ 2477—65 и по ГОСТ 8287—57, однако содержание воды (более 0,03%) реги­стрируется визуально по методу, предусмотренному для реактив­ных топлив, керосина, бензина. Визуальный метод кроме воды позволяет оценивать содержание в топливе механических при­месей.
Метод определения качества дизельного топлива в емкостях, выполняемый по ГОСТ 2517—69, позволяет оценить средние зна­чения плотности, вязкости, химического состава, т. е. значения показателей, которые в светлых нефтепродуктах почти одинаковы по всей высоте резервуара, а для определения показателей, которые отражают загрязненность и обводненность, этот метод неприемлем. Если учесть, что в процессе отстаивания вода и загрязнители собираются на дне, а при заборе топлива через придонные топливозаборочные патрубки топливо поступает как из верхних, так и нижних слоев, то фактическое значение загрязнен­ности может быть оценено только при учете загрязненности топ­лива в нижних слоях.
Оперативным средством поддержания качества топлива в экс­плуатации является реконструкция всех существующих нефте­хранилищ, особенно в сельхозпредприятиях. В типовом проекте нефтесклада (емкостью 80 м3) предусмотрено хранение дизельного топлива в наземном резервуаре объемом 25 м3 и подземном 10 м3, хранение бензина в двух наземных резервуарах по 10 м3 и двух подземных объемом по 5 м3. Для хранения керосина используются резервуары по 5 м3. Для каждого нефтепродукта имеются сливные устройства, подземный резервуар для хранения дизельного топлива снабжен плавающим топливозаборником.
Эта схема имеет ряд недостатков: горизонтальная установка резервуаров не обеспечивает эффективного удаления отстоя; забор топлива с уровня —200 мм от дна емкостей способствует попаданию отстоя в раздаточный трубопровод; схема соединения резервуаров не предотвращает попадания неотстоенного топлива в систему раздачи.
Для устранения недостатков системы хранения и раздачи топлива в типовых нефтескладах ЦНИТА разработана усовершен­ствованная система хранения и раздачи топлива (рис. 2.2), в кото­рой предусмотрено следующее: резервуары для дизельного топлива устанавливаются наклонно, под углом 2° 30′; слив топлива может быть произведен только в приемный резервуар, а раздача топ­лива только из раздаточного резервуара; наличие в приемном и раздаточном резервуарах плавающих топливоприемников и соеди­нение топливораздаточной колонки только с раздаточным резер­вуаром обеспечивают двойное отстаивание топлива; превышение

Рис. 2.2 Схема ЦНИТА усовершенствованной системы хранения и
раздачи дизельного топлива
нижнего уровня установки приемного резервуара по отношению к нижнему уровню раздаточного обеспечивает минимальные остатки топлива в системе.
Построенные по этой схеме топливохранилища в ряде районов Ленинградской области подтвердили их эффективность: коэффи­циент фильтруемости удается постоянно поддерживать ниже 2.
ГЛАВА 3. ПЕРСПЕКТИВНАЯ СИСТЕМА ПИТАНИЯ ТОПЛИВОМ АВТОТРАКТОРНЫХ ДИЗЕЛЕЙ
7- ТРЕБОВАНИЯ К СИСТЕМЕ ПИТАНИЯ*
Во избежание попадания в прецизионные узлы топливной аппаратуры некондиционного топлива системы питания тракторов и автомобилей должны обеспечивать отстой загрязнителя и его своевременное удаление вплоть до прекращения подачи топлива, если оно загрязнено. Это определяет требования к системе пита­ния дизелей.
Фильтры грубой и тонкой очистки (ФГО и ФТО) тракторов и автомобилей работают достаточно надежно на топливах с содержа­нием загрязнителей и воды в пределах, устанавливаемых ГОСТом и преждевременно засоряются при работе на сильно обводненных и загрязненных топливах. Поэтому в случае заправки тракторов загрязненным топливом воду вместе с загрязнителем необходимо
Read the rest of this entry »

Oct 31

фильтр, установленный, как выше было указано, в топливном баке, более
60 От, кг/ч
тщательно удаляет из топлива воду

Рис. 3.10. Сравнительные ха­рактеристики фильтраг ЧТЗ и фильтров типа ФГ ЦНИТА (опыты ЦНИТА)
и крупные частицы загрязнителя. Это связано с тем, что в фильтр ФГ попа­дает топливо с растворенной или тон-
кодиспергированной водой после акти­вного перемешивания в баке, а при заправке топливо еще не перемешано с водой и поэтому легко расслаивается. Следовательно, целесообразнее иметь грубый фильтр не в магистрали, где топливо просасывается с большими скоростями и «взмучивается», а в нижней части бака между за­правочной и зяборной емкостями. При этом топливо, очищенное сразу после заправки, не будет ухудшать своих характеристик в процессе пребывания в баке или циркуляции в системе питания. Поэтому в системе питания, разработанной в ЦНИТА, фильтр-отстойник является основным элементом бака.
Фильтры тонкой очистки топлива ранее выполнялись с филь­трующими элементами из хлопчатобумажной пряжи, войлока, текстиля, древесной муки, шлаковой массы и т. п. по принципу объемной адсорбции. Однако исследования ЦНИДИ показали, что в тонком наружном слое удерживается примерно 80% за­грязнителя, а остальная часть его распределяется по объему неравномерно. Поэтому грязеемкость или срок службы фильтро-элемента в основном определяется величиной его наружной по­верхности, так что большое практическое значение приобретает
форма поверхности элемента — величина ее должна быть макси­мальной при минимальных габаритах. Такое требование привело к тому, что как в отечественном, так и зарубежном дизелестрое-нии стала в качестве фильтрирующего материала применяться бумага. Широкому применению бумаги способствовал тот факт, что фильтроэлементы из перечисленных выше материалов обеспе­чивали тонкость отсева от 5 до 20 мкм; исключение составляет получивший широкое распространение элемент из хлопчатобу­мажной пряжи (банкоброшные элементы), имеющие высокое ка­чество очистки (до 1—2 мкм). Однако в процессе работы они полу­чают усадку по высоте, что сокращает срок их работы до 200— 300 ч.
В зарубежной практике в последнее время нашли широкое применение бумажные (картонные) фильтроэлементы, изготавли­ваемые из специальных сортов бумаги. Для этих целей исполь­зуются: чистый хлопковый линтер, древесная целлюлоза высших сортов, тропические растения (джут, кенаф), синтетические во­локна и т. п. Применяемые бумаги обрабатываются различными синтетическими смолами для защиты от набухания и разрушения листа.
Фирма CAV использует специальную крепированную бумагу, импрегнированную веществом, препятствующим влагопоглоще-нию. Фирмы «Пьюэлейтор», «Делько» и «Фрам» выпускают фильтры из специальной термически обработанной фильтрующей бумаги, пропитанной бакелитовой смолой. Западногерманская фирма «Бош» и завод BVE (ГДР) используют фильтрующую бумагу, пропитан­ную фенольной смолой.
Применение специально пропитанных и термообработанных бумаг позволяет получить тонкий и надежный фильтрующий материал с равномерной мелкопористой структурой проходных ячеек, что обеспечивает высокую степень очистки и небольшое гидравлическое сопротивление. Во многих странах (например, ЧССР) выпускается фильтрующая бумага различной тонкости отсева с тем, чтобы скомпоновать многоступенчатый фильтр с филь­трующими шторами одинаковой засоряемости: первая ступень с большими порами, вторая — с меньшими.
В СССР первоначально бумажные фильтроэлементы разраба­тывались из серийной бумаги: Казахским сельхозинститутом был предложен фильтроэлемент радиального типа из мундштучной бумаги; Челябинским тракторным заводом — из спецкартона КФДТ; Энгельсским заводом топливных фильтров — из бумаги марки В (ГОСТ 7247—54), применяемой для упаковки и расфа­совки продуктов в автоматах. Но, как видно из табл. 3,3, где приведены характеристики фильтрующих бумаг, эти материалы уступают специальным фильтрующим материалам.
На основании анализа выпускаемых фильтрующих бумаг и оценки различных вариантов ЦНИТА и ВНИИБ разработали бумагу БФДТ, изготавливающуюся из отечественного сырья,

молинеино, наталкиваются на поверхность волокон и задержи­ваются. Инерционность зависит от скорости течения, поэтому изложенный механизм имеет, как правило, поверхностный харак­тер, но возможно задержание более мелких проскользнувших частиц и в глубине каналов вслед­
ствие неравномерной структуры волокон и непрямол и ней ности каналов.
При эффекте уплотнения ча­стицы задерживаются при движе­нии в «канале» фильтроэлемента под действием сил Ван-дер-В аальса, электростатически х и капиллярных, прилипая к волок­нам или притягиваясь под их дистанционным воздействием.
Частицы малых размеров (ме­нее 0,5 мкм) помимо направлен­ного движения совершают Броу­новское движение, интенсивность которого зависит от температуры. В результате при колебательном движении частицы оказываются на таком расстоянии от волокон, что они притягиваются молеку­лярными силами или непосред­ственно падают на волокно фильт­ра. Таков диффузионный меха­низм осаждения. Конечно, раз­

делить эти механизмы фильтрации

Рис. 3.11. Схемы различных форм бумажных фильтрующих элемен­тов: а — элементарная; б — кон­струкции завода «Русский дизель» (односторонний дисковый фильтро-элемент); е — типа звездочки, по­лучившая широкое применение за рубежом; г — схема двустороннего дискового фильтроэлемента Коло­менского завода им. Куйбышева; д — схема спирального фильтро­элемента (дизель Д-100); е — схема элемента конструкции НАТИ (БФДТ, ЭТФ)
трудно, так что обычно улавли­вание частиц происходит ком­плексно по всем этим механизмам. При прохождении жидкости на поверхности фильтра осаждаются частицы, образующие слой по­стоянно увеличивающейся толщи­ны, — формируется так называ­емая фильтровальная лепешка, способствующая фильтрованию, и оптимальный режим фильт­
рации наступает после того, как она образовалась.
Фильтрующие элементы из бумаги имеют подавляющее рас­пространение в дизелестроении. На рис. 3.11 приведены схемы различных форм фильтрующих элементов, обеспечивающие полу­чение очень развитых поверхностей фильтрации в минимальных объемах, а применение специальной фильтровальной бумаги
позволяет разместить большую поверхность высокой тонкости отсева.
В Англии широкое применение нашли фильтры фирм CAV, «Пьюэлейтор» и «Делько» (рис. 3.12). В фильтре фирмы CAV (рис. 3.12, а) используется бумажный фильтроэлемент в виде двухслойной спирали с 21 витком, диаметром 82 мм и высотой 65 мм. Бумажная спираль, поочередно склеенная снизу и сверху,
Read the rest of this entry »

Oct 31

обкатыванием, крышка-корпус, унифицированная с ФГ, — литьем под давлением.
Производство фильтров ФТ-75 для дизеля Д-144 ВТЗ начато с 1976 г., для дизелей Д-240 ММЗ и Д-65Н РМЗ с 1978 г. и др. Таким образом, созданный типоразмерный ряд фильтров тонкой очистки для оснащения всех отечественных дизелей обеспечивает эффективную очистку топлива, в особенности, если для перспек­тивных систем питания низкого давления использовать топливные баки с отстойниками. В этих условиях фильтроэлементы будут работать не менее 1500 мото-ч при тонкости отсева 2 мкм и пол­ноте отсева 98%.
Дальнейшее совершенствование топливных фильтров в ЦНИТА проводится в направлении создания фильтроэлемента равной засоряемости путем применения для наружного элемента бумаги с большими порами, а также создания комбинированного фильтра многоступенчатой очистки.
Процесс сепарации механических частиц в фильтре грубой очистки топлива основан на резком повороте потока и постепен­ном осаждении частиц, интенсивность которого определяется пло­щадью осаждения. Поскольку площадь осаждения определяется диаметром емкости в корпусе фильтра, целесообразно внешний объем фильтроэлемента использовать как дополнительную сту­пень очистки. Конструкция комбинированного фильтра полной очистки топлива имеет три ступени: грубую, тонкую и прецизион­ную. Наличие прозрачного отстойника в нижней части колпака позволит контролировать скопление воды и механических приме­сей и своевременно удалять их.
Эксплуатационные испытания фильтров типа ФТ показали, что прецизионная ступень (50 мм) недогружена, хотя ее площадь в три раза меньше тонкой ступени очистки. Это связано с тем, что в обеих используется одна и та же бумага с тонкостью отсева 2—3 мкм. Целесообразнее внешнюю ступень формировать из бумаги, пропускающей частицы несколько большего размера, например, 5—7 мкм, тогда эффект равной засоряемости будет заметен особенно при работе на топливе, содержащем мыла нафте­новых кислот и растворенные смолы.
Таким образом, разработана рациональная система питания низкого давления, обеспечивающая полную очистку топлива даже при заправке некондиционным топливом и включающая в себя топливный бак с вертикальной перегородкой и сепаратором, ком­бинированный фильтр полной очистки топлива и индикаторы за­грязненности топлива и фильтров.
3 Ю. В. Свиридов и др.
ГЛАВА 4. ТОПЛИВНЫЕ НАСОСЫ
И ФОРСУНКИ АВТОТРАКТОРНЫХ ДИЗЕЛЕЙ
11.ТРЕБОВАНИЯ К ТОПЛИВНОЙ АППАРАТУРЕ
Одной из основных тенденций развития автотракторной тех­ники является повышение удельной производительности дизелей, достигаемой в двигателестроении путем увеличения литровой мощности, уменьшения литровой массы, удельной массы или удельных габаритов.
Повышение литровой мощности двигателя осуществляется увеличением частоты вращения и среднего эффективного давления за счет совершенствования рабочего процесса и применения турбо-наддува. В перспективном типаже тракторных двигателей к 1990 г. предусматривается рост частоты вращения до 2600 об/мин и по­вышение литровой мощности до 22 л. с./л. В автомобильном типаже для грузовых автомобилей предусмотрен рост частоты вращения дизелей до 3000—3200 об/мин и повышение литровой мощности до 30 л. с./л. Эти тенденции развития двигателей базируются в первую очередь на усовершенствовании систем топливоподачи. Даже уменьшение литровой массы двигателей осуществляется не только за счет более рациональной его конструкции, а в боль­шей степени за счет уменьшения массы вспомогательных агрега­тов и, в частности, топливного насоса высокого давления.
В соответствии со спецификой процессов смесеобразования в современных быстроходных дизелях к топливной аппаратуре и осуществляемому ею процессу топливоподачи предъявляется ряд специальных требований.
1. Топливная аппаратура должна осуществлять впрыск и цилиндр дизеля в малые отрезки времени (0,001—0,01 с) под вы­соким давлением (200—600 кгс/см2 и выше) точно дозированных количеств топлива. Величина цикловых подач топлива при ра­боте на номинальном режиме пн.н составляет 1/ц.н = 30-т-ЗОО мм3. Подача топлива должна осуществляться в каждый цилиндр строго в заданные моменты рабочего цикла. Поскольку автотракторный дизель работает в широком диапазоне частотных и нагрузочных режимов, то цикловая подача Уц должна изменяться в соответ­ствии с заданной программой: с уменьшением частоты вращения п при работе по внешней скоростной характеристике 1/ц должна возрастать до частоты вращения пнтах, соответствующей макси­мальному крутящему моменту дизеля (рис. 4.1), затем уменьшаться, особенно в дизелях с турбонаддувом, чтобы исключить дымление и излишние перегрузки на детали дизеля; в зоне пусковых частот (Ян.п ^ 50^-200 об/мин) Уц должна снова возрастать до 1/ц.п. Требуемое увеличение подачи топлива на режиме максимального крутящего момента составляет Уц.гаах — 1,1—1,3 ном» а на режиме пуска п = 2 -~3 Уц. ном.
Для обеспечения устойчивой работы на заданном частотном режиме регулятор толпивного насоса должен обеспечить автома­тическое регулирование Уц с изменением факторов, определяю­щих этот режим. Регуляторы должны также ограничивать макси­мальные частоты вращения холостого хода nH, в и обеспечивать автоматическое поддержание устойчивых частот вращения на режимах холостого хода, включая минимальную частоту холо­стого хода, которая у современных АТД должна поддерживаться
на уровне я™.1* = 400—800 об/мин.
2. Впрыск топлива в цилиндр дизеля должен осуществляться в определенный момент времени для каждой частоты вращения и по определенному закону изменения давления. Совре­менные дизели предъявляют высокие требования к интен­сивности впрыска, в резуль­тате чего максимальное да­вление впрыска у большин­ства отечественных дизелей с непосредственным впрыском топлива 400—600 кгс/см2, продолжительность впрыс­ка — 10—15° по углу пово­рота вала насоса, а объемная скорость подачи топлива за время поворота вала насоса иа 1°, отнесенная к 1 л рабо­чего объема, составляет 6— 8мм3/(град-л) [351. Началь­ная фаза впрыска должна быть достаточно интенсив­ной, чтобы за период задерж­ки воспламенения факелы топлива распространились по объему камеры сгорания, однако не настолько, чтобы обра­зовать к моменту воспламенения большую массу горючей смеси, способной к одновременному воспламенению.
Особые требования предъявляются к конечной фазе впрыска, который должен проходить с резким падением давлений во из­бежание подтекания топлива. Недопустимо наличие дополнитель­ных впрысков (подвпрысков), которые ухудшают экономические показатели дизеля, увеличивают уровень токсичности и дымности и способствуют коксованию распылителей. К возникновению до­полнительных впрысков склонны топливные системы разделен­ного типа, в которых нагнетательный насосный элемент соединен с форсункой длинным трубопроводом; с увеличением цикловой подачи 1>ц и частоты вращения п вероятность возникновения до­полнительных впрысков возрастает.

3. Автотракторные дизели работают в широком диапазоне нагрузочных и частотных режимов, поэтому необходимо, чтобы в топливных системах, имеющих жесткую связь кулачкового вала с коленчатым валом, были обеспечены оптимальные условия впрыска и при переходе с одного режима на другой. При умень­шении частоты вращения кулачкового вала вследствие увеличе­ния возможного времени на развитие физико-химических про­цессов оптимальное значение угла опережения впрыска умень­шается, поэтому топливная аппаратура должна иметь различные автоматические устройства, в том числе и изменения угла опере­жения впрыска, которые применяются в дизелях с номинальной частотой вращения выше 2000—2200 об/мин. Оптимизация условий впрыска должна быть также обеспечена в зависимости от измене­ния условий окружающей среды, сорта топлива, цикловой подачи и т. д. Поэтому следует оценивать степень автоматизации работы топливного насоса.
В общем случае топливная аппаратура тракторного дизеля может иметь следующие регулирующие устройства: регулятор частоты вращения; корректор цикловой подачи топлива по ча­стоте вращения при работе по внешней характеристике; автомати­ческий обогатитель подачи топлива при пуске; корректор, обес­печивающий выход промежуточных регуляторных характеристик топливоподачи на внешнюю; автомат опережения впрыска топ­лива; корректор цикловой подачи в зависимости от вязкости топлива; корректор цикловой подачи в зависимости от темпера­туры топлива; ограничитель дымности отработавших газов (для дизелей с турбонаддувом); упор минимальных оборотов холостого хода; стоп-устройство для остановки дизеля при аварийных си­туациях. Наличие в насосе всех упомянутых выше устройств соответствует 100%-ному показателю степени автоматизации.
4. С целью обеспечения эффективного использования энергети­ческого агрегата на автомобиле и тракторе необходимо обеспечить идентичность показателей процесса впрыска в отдельные цилиндры и от впрыска к впрыску, а также стабильность регулировочных параметров топливной аппаратуры в течение всего срока ее экс­плуатации. Невыполнение этих требований приводит к перегрузке отдельных цилиндров, что сокращает срок службы дизеля, а не­стабильность регулировочных показателей требует проведения подрегулировочных работ, что повышает трудоемкость обслужи­вания топливной аппаратуры в эксплуатации. В соответствии с требованиями ГОСТ 10578—63 неравномерность подач топлива между отдельными цилиндрами при проверке на стенде не должна превышать 6% (8% для 12-цилиндровых дизелей), а на режиме холостого хода не должна превышать 35% для четырехцилиндро­вых дизелей и 40% для шестицилиндровых. Требованиями ГОСТ 10579—63 регламентируется отклонение пропускной спо­собности комплекта форсунок, которая не должна превышать *2%.
На номинальном режиме изменение VllrHOM в процессе экс­плуатации не должно превышать ^=5 %, а частота вращения пНш ном =±= ^ 4%. Цикловая подача на режиме пуска не должна падать ниже 20%. Для обеспечения стабильности параметров двигателя не­обходимо, чтобы основные показатели процесса топливоподачи как можно меньше зависели от факторов, которые могут изме­няться в процессе эксплуатации.
5. Топливная аппаратура, которой комплектуют тракторные и автомобильные двигатели, должна обладать высокой надеж­ностью и большим сроком службы. Параметры надежности в на­стоящее время стандартами не регламентируются, однако в со­ответствии с нормами, разработанными ЦНИТА, количество от­казов в течение 5000 ч эксплуатации по системе в целом не должно превышать 4,15 для отказов группы 1, устраняемых без разборки изделия, и 0,6 для отказов группы II, устранение которых свя­зано с разборкой узлов топливной аппаратуры.
Моторесурс отечественных топливных насосов должен быть не менее 5000—6000 ч, а в ближайшие годы будет до 10 000 ч. Некоторые лучшие образцы многоплунжерных насосов передовых зарубежных фирм обладают таким ресурсом.
6. Агрегаты топливной аппаратуры должны иметь как можно меньшую массу и габариты. Малые габариты насосов представ­ляют большие возможности при компоновке дизелей, особенно если учесть непрерывную тенденцию к увеличению числа цилин­дров и повышению габаритной мощности дизеля. Уменьшение размеров форсунок, особенно их монтажного диаметра, позволяет увеличить проходные сечения органов газораспределения, что облегчает форсирование дизелей по частоте вращения. При вы­сокой тиражности производства миниатюризация топливной ап­паратуры, в особенности насосов, позволяет существенно снизить затраты высококачественного металла на их производство.
Read the rest of this entry »

Oct 31

моделях путем уменьшения межосевых расстояний (с 32 до 25 мм у модели М по сравнению с насосами размерности А и с 40 до 35 мм у модели Р по сравнению с насосами размерности Б) уда­лось существенно уменьшить габариты и массу насосов. Серьез­ным толчком к совершенствованию конструкции рядных насосов
и уменьшению их габаритов и массы


7 явилась конкуренция с насосами рас­пределительного типа. Фирмам удалось за счет сокращения межосевого рас-
2 стояния значительно улучшить пара-
3 метры рядных топливных насосов, сохранив технологию обработки и сборки.
5 Основным конструктивным отличием моделей насосов Р фирмы «Бош» яв­ляется применение подвешенной втул­ки, исключающее деформацию и позво­ляющее применять диаметры плунжеров до 13 мм при уменьшенном межосевом расстоянии до 35 мм. В насосах раз­мерности Р равномерность топливо­подачи регулируется прокладками в от­личие от предшествующих моделей А и Б, в которых этот параметр регули­ровался с помощью винтовой пары.
Фирма «Моторпал» (ЧССР) в 1968 г. освоила в производстве для семейства тракторов «Зетор» мощностью от 75 до 100 л. с. малогабаритный насос размерности М (модели РР4М и РР6М) в четырех- и шестиплунжерном испол­нении: расстояние между секциями
25 мм, максимальный диаметр плун-

Рис. 4.3. Насосная секция на­соса М фирмы «Моторпал»:
/ – штуцер; 2 — клапан; 3 седло; 4 — прокладка клапана; 5 — прокладка стакана; 6 стакан; 7 — прокладка штуцера
жера 9 мм, масса 7 кг [35]. Секции высокого давления также выполнены подвесными, так что корпус насоса не имеет боковых люков (рис. 4.3).
Регулятор частоты вращения—соосный, центробежный, всережимный с изме­нением наклона пружины для уменьшения степени неравно­мерности на частичных нагрузках. Для фиксации толкателей применены ролики-сухари, вставляемые между толкателями. Аналогичная конструкция насоса в СССР разработана НЗТА и ЦНИТА под маркой 4МТНМ для дизелей Минского моторного завода. В отличие от всех зарубежных насосов размерности М насос МТНМ (рис. 4.4) имеет межосевое расстояние 27 мм, что позволяет устанавливать плунжерные пары диаметром до Ш мм при сохранении достаточной жесткости кулачкового вала без
промежуточных опор. Применение автономных стальных встав­ных секций обеспечивает жесткость и герметичность корпуса при относительно малой металлоемкости (туннельная конструкция корпуса без люков) и дает возможность вынести основные регули­ровки насоса наружу. Применяемая смазка насоса и регулятора

Рис. 4.4. Разрез насоса размерности М (НЗТА—ЦНИТА)
проточным дизельным топливом охлаждает насос и снижает трудо­емкость технического обслуживания. Механический регулятор выполнен всережимным, обеспечивающим оптимальные регуля-торные и корректорные ветви внешней характеристики, а также выход частичных характеристик на внешнюю. Конические под­шипники кулачкового вала повышают износостойкость привода. Подкачивающий насос унифицированный.
Испытания насоса 4МТНМ, в том числе и ускоренные, пока­зали надежность конструкции при номинальных подачах до 120 мм3/цикл и частоте вращения до 2600 об/мин. Из данных, пред­ставленных в табл. 4.1, следует, что эта модель по своим основным технико-экономическим показателям идентична моделям насосов этой размерности зарубежных фирм.
Зарубежные фирмы непрерывно работают над совершенство­ванием рядных конструкций насосов в направлении улучшения
технологичности конструкции, повышения


срока службы до 10 000—12 000 ч и сниже­ния затрат на техническое обслуживание при эксплуатации.
Оригинальную конструкцию рядного на­соса разработала фирма «Катерпиллер» (США), в которой применен специальный дозатор (рис. 4.5), перемещающийся вдоль плунжера (по типу распределительных на­сосов), осуществлена централизованная смазка насоса топливом для снижения тру­доемкости технического обслуживания, а для повышения износостойкости отдельных со­членений применены специальные материалы и методы покрытий поверхностей. Насос оборудован ограничителем дымления, все­режимным регулятором и имеет меньшие
габариты и массу, чем большинство ряд­ных многоплунжерных насосов.
Рис. 4.5. Конструкция
нагнетающего элемен-
Read the rest of this entry »

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 »

« Previous Entries


Хостинг

VPS - Хостинг

аренда сервера

Dedicated server

Регистрация доменов

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

Апрель 2019
M T W T F S S
« Mar    
1234567
891011121314
15161718192021
22232425262728
2930