Investigating the Characteristics of Injecting and Spraying Methanol-Containing Fuel in a Diesel Engine

全文:

Введение

В настоящее время – время глобального изменения климата, волатильности цен на энергоносители в первую очередь нефтяного происхождения, постоянно увеличивающегося экологического ущерба от их использования, не всегда стабильных производственных процессов и, как следствие, локального дефицита традиционных энергоносителей и истощения их запасов – мировое сообщество давно уже пришло к пониманию необходимости экономии энергоресурсов и интеграции в топливно-энергетической системе новых альтернативных источников энергии [1–3].

Поскольку в мире активно продолжается развитие автомобильной промышленности и связанных с ней инфраструктур, а с ростом числа автомобилей на душу населения растет и объем выбросов их отработавших газов (ОГ), то понятно, что для уменьшения выбросов в атмосферу токсичных веществ необходимо снижение токсичности ОГ автотранспортного комплекса [4–6]. Разумеется, что эти два основных тезиса (энергосбережение и уменьшение токсичных выбросов) заставляют ученых во всем мире искать пути решения вопросов и топливной экономичности, и снижения токсичности ОГ современных мобильных энергетических средств [7; 8]. Решение этого вопроса невозможно без улучшения качества применяемого моторного топлива, а еще лучше – применения новых альтернативных топлив, отвечающих этим требованиям [9; 10].

Анализируя исследования отечественных и зарубежных ученых, можно выделить три возможных этапа в развитии перехода на новые альтернативные виды энергоносителей [11–13]. Первый этап включает в себя применение кроме базового традиционного нефтяного топлива различных присадок, спиртов, растительных масел, смесей, природного и сжиженного газов, добавок и прочих вариантов и комбинаций топлив, что частично решает некоторые проблемы как в плане экономии энергоресурсов, так и в отношении снижения токсичности выбросов ОГ [14–16]. Считаем, что в настоящее время в мировом двигателестроении этот этап уже наступил и получает достаточно активное развитие. Предполагаем, что на втором этапе наступит развитие использования синтетических энергоносителей, получаемых не только из углеводородного сырья, но из различных отходов. Третий этап должен представлять автотранспорт, например, на водороде либо атомной энергии [17; 18]. При этом отмечаем, что использование электроэнергии в мобильных энергетических средствах при рассмотрении этих условных этапов развития применения новых энергоносителей было отнесено нами в отдельный, самостоятельный, параллельно идущий с применением топливных энергоресурсов этап, достаточно активно развивающийся и вносящий существенный вклад в совершенствование инженерных технологий и систем в двигателестроении [19–21].

После анализа этапов развития применения новых энергоносителей отметим, что на сегодняшний день ускоренный переход ко второму либо к третьему условному этапам развития мало очевиден, поскольку в мировом сообществе сложились устоявшиеся традиции, созданы огромные производства и логистические связи, а переход требует необходимости серьезных капиталовложений не только для проведения научно-исследовательских работ, но и для создания соответствующей инфраструктуры, новых производств и модернизации существующих, изменения логистических подходов и т. д. [22; 23]. Поэтому более очевидным решением по энергосбережению и снижению выбросов в окружающую среду от автотранспортного комплекса на сегодняшний день является выполнение поставленных задач в формате первого этапа. Таким приемлемым вариантом в этом формате может быть работа дизельного двигателя (ДД) на смесевых спиртосодержащих топливах, например, на метаноле (метиловом спирте – CH₃OH), для производства которого в промышленных масштабах имеются достаточные сырьевые ресурсы и мощности [24–26].

Однако разработка двигателя с минимальным количеством получаемых токсичных веществ и одновременно с высокоэкономичными характеристиками не представляется возможным без связанных с ним глубоких и доскональных исследований, поэтому прогнозирование характеристик впрыскивания и распыливания смесевого метанолсодержащего топлива (МСТ) в ДД, оказывающих прямое воздействие на экономичность и экологичность двигателя внутреннего сгорания (ДВС), является актуальной научной задачей [27–29].

Цель исследования – разработать теоретическую основу для расчета характеристик впрыскивания и распыливания метанолсодержащего топлива в цилиндры дизельного двигателя, позволяющую оптимизировать его рабочий процесс.

Обзор литературы

Метанолсодержащее топливо представляет собой эмульсию обратного типа, где дисперсионной средой является углеводородное дизельное топливо, а дисперсная фаза состоит из полярных жидкостей метанола и воды (рис. 1).

 

           

 

Рис. 1. а) схематичное изображение; b) вид под микроскопом МСТ при 100-кратном увеличении 1 – Дизельное топливо (ДТ); 2 – Метанол и вода

Fig. 1. а) schematic image; b) microscopic view of a mixed methanol-containing fuel at 100x magnification 1 – Diesel fuel; 2 – Methanol and water

Источник: составлено по результатам исследований [27; 29].

Source: is compiled by the authors based on the results of the studies [27; 29].

 

При горении МСТ дисперсная фаза, состоящая из метанола и воды, испаряется и превращается в пузырьки пара, взрывающиеся внутри поверхности дисперсионной среды, состоящей из дизельного топлива (ДТ). МСТ рассеивается на маленькие капельки и эффективно перемешивается с воздухом, что обеспечивает необходимое качество смесеобразования в камере сгорания (КС) ДД [27; 29; 30]. Исследования [31–33] подтверждают, что наличие паров воды благоприятно сказывается на полном выгорании топливовоздушной смеси и, следовательно, положительно влияет на экологическую составляющую от сгорания углеводородного топлива. По мнению авторов [31–33], эмульсионное топливо перед сгоранием должно проходить предварительную подготовку, заключающуюся в переводе его дисперсной фазы из жидкого состояния в парообразное.

Поскольку МСТ, как и водотопливная эмульсия (ВТЭ), представляет собой дисперсную систему, состоящую из нескольких близких по свойствам компонентов, где основные процессы связаны с получением эмульсии, динамикой разогрева, испарением капель, горением, можно считать обе системы развивающимися по одному типу. Следовательно, можно с большой долей вероятности рассмотреть физическую интерпретацию динамики разогрева и испарения капли МСТ на примере ВТЭ.

Учитывая влияние на динамику испарения периода пульсаций таких параметров, как дисперсность и размер капель, концентрация воды в составе эмульсии, процесс испарения перед воспламенением капли ВТЭ выглядит весьма непросто [31–33]. Вместе с тем пульсирующее поведение капли ВТЭ при испарении вызывает у ученых наибольший интерес, поскольку при решении задач моделирования необходимо учитывать достаточно медленный процесс накопления в объеме капли пара, что в свою очередь требует рассмотрения задачи в квазистационарной постановке. Основной целью при выполнении вычислений является изучение изменения температурных характеристик капли, воды и пара в динамике, а характеристики периода пульсации от концентрации воды в эмульсии (рис. 2), температуры среды (рис. 3), начального размера капли (рис. 4) и размеров глобул воды (рис. 5) можно определить с помощью численного моделирования релаксационных колебаний поверхности капли ВТЭ [31].

 

  – Т = 700 К;     – Т = 1 000 К;     – Т = 1 300 К

Рис. 2. Зависимость времени периода пульсации от начальной концентрации

Fig. 2. Dependence of the pulsation period time on the initial concentration

Источник: рисунки 2–5, 7–12 составлены авторами статьи.

Source: diagrams 2–5, 7–12 are drawn by the authors of the article.

 

Увеличение концентрации снижает период пульсации, поскольку среднее расстояние между малыми концентрациями глобул воды уменьшается, а увеличивающиеся паровые оболочки требуют меньше времени на рост до соприкосновения.

 

  – C = 0,1;     – С = 0,2;     – С = 0,3;

  – С = 0,4;     – С = 0,5

 

Рис. 3. Зависимость времени периода пульсации от температуры среды

Fig. 3. Dependence of the pulsation period time on the ambient temperature

 

  – C = 0,1;     – С = 0,2;     – С = 0,3;

– С = 0,4;     – С = 0,5

Рис. 4. Зависимость времени периода пульсации от начального размера капли

Fig. 4. Dependence of the pulsation period time on the initial drop size

 

Рост температуры увеличивает поток подводимого тепла, что уменьшает период пульсации, интенсифицирует процесс кипения, при этом увеличивается скорость роста паровых оболочек до состояния плотной упаковки.

Большие размеры капли требуют больше тепла для разогрева, следовательно, рост размера капли увеличивает период пульсации, а фиксированные температуры внешней среды требуют больше времени для нарушения сплошности капли.

 

  – Т = 700 К;     – Т = 1 000 К;     – Т = 1 300 К

Рис. 5. Зависимость времени периода пульсации от размеров глобул

Fig. 5. Dependence of the pulsation period time on the size of globules

 

При малых температурах увеличение радиуса глобул воды оказывает незначительное влияние на период пульсации, поскольку требуется больше тепла на прогрев и кипение самих глобул, а увеличение температуры вызывает небольшое увеличение периода пульсаций вследствие более быстрого достижения состояния плотной упаковки.

В результате анализа рассмотренных выше исследований динамики пульсационного режима испарения капли можно констатировать закономерности периодически повторяющегося процесса достаточно спокойного накопления пара, достижения предельно допустимого количества в объеме капли ВТЭ с последующим быстрым выбросом. Периодичность этих процессов доказывается восстановлением формы капли после ее диспергирования. Таким образом, проведенные авторами исследования [31–33] достаточно полно описывают основные принципы существования периода пульсации, ее зависимость от свойств эмульсии и подтверждают «тормозящие» свойства воды в жидком виде.

Рассмотренные разнообразные механизмы испарения капли, горящей в открытой атмосфере, сводятся к двум группам: к так называемым микровзрывам, то есть к неоднократному дроблению капли эмульсии в результате вскипания внутрифазных водных включений, достигших температуры перегрева, либо к модели испарения капли в отсутствие интенсивной внутренней циркуляции, когда скорость фракционного испарения каждого компонента определяется его массовой долей [34].

Авторы в работе [35] показали, что замедление испаряемости топлива улучшает эмульгирование за счет эффекта вторичного измельчения, вызываемого микровзрывами.

Для проверки предлагаемой физической модели микровзрыва А. Я. Исаков [32] на разработанном им специальном экспериментальном оборудовании установил три варианта вскипания капель (рис. 6).

 

Рис. 6 . Схемы разложения капель воды в масле a) капля распадается на два фрагмента, каждый из которых впоследствии дробится на более мелкие, либо взрывается, переходя в парообразное состояние; b) кипение капель с дальнейшей генерацией цепочек паровых полостей; c) капли взрываются и превращаются в пар

Fig. 6. The schemes of decomposing water droplets in oil a) the drop decomposes into two fragments, each of which is subsequently decomposes into smaller ones, or explodes, turning into a vapor state; b) boiling of droplets with further generation of chains of vapor cavities; c) the droplets explode and turn into steam

Источник: составлено по результатам исследований [32].

Source: the diagram is based on the study results [32].

 

Как и предполагалось ранее [32–34], при нагревании капель воды в топливной среде определяющим критерием механизма образования конкурентной фазы является газосодержание – количество и распределение по размерам ядер конкурентной фазы (пар – вода).

Полученные теоретические и экспериментальные результаты показывают, что при рассмотрении особенностей микровзрыва капель эмульгированного топлива образование конкурентной паровой фазы при перегреве является одним из основных положительных моментов.

Представленный литературный обзор показывает обоснованность рассмотренной физической модели и доказывает возможность оптимизации ВТЭ изменением температуры перегрева капель распыленного топлива. Таким образом, ВТЭ – это эмульсии обратного типа и по определению схожие с МСТ, следовательно изложенные выше результаты исследований можно с высокой долей вероятности перенести на МСТ, дополнив определенными уточнениями.

Резюмируя, следует отметить, что с помощью рассмотренных выше исследований достаточно сложно провести оптимизацию параметров распыливания МСТ для конкретного ДД. При этом исследования А. С. Лышевского и Н. Ф. Разлейцева позволяют применять предложенные ими критериальные зависимости^[1] для приближенных расчетов характеристик топливного факела в различных условиях впрыскивания, что достаточно хорошо согласуется с экспериментальными данными при исследовании впрыскивания штатного ДТ. Однако с помощью рассмотренных исследований нет возможности достаточно точно определить основные параметры распыливания МСТ, поскольку методики не учитывают изменения плотности, динамической вязкости и поверхностного натяжения МСТ при прочих равных условиях.

Материалы и методы

Рассмотрим характеристики впрыскивания и распыливания спиртосодержащего топлива для ДД 4Ч 11,0/12,5, переоборудованного для работы на МСТ [27]. В указанном ДД осуществляется объемно-пленочное смесеобразование, зависящее от скорости истечения топлива из сопловых отверстий, скорости продвижения переднего фронта факела и глубины его проникновения в КС (дальнобойности), угла конуса факела, распределения топлива в объеме факела, мелкости и однородности его распыливания [27; 29].

Развиваясь, топливный факел условно может проходить три участка (рис. 7) закономерности распада и движения струи: сплошной, начальный и основной. Сплошной участок характеризуется скоростью истечения жидкости из сопла. При работе на ДТ его длина составляет доли мм, поскольку практически сразу после выхода струи из сопла начинается ее распад. Следовательно, при работе на МСТ учет этого участка не изменит общую картину закономерностей развития факела, поэтому им можно пренебречь. Рассматривая закономерности начального и основного участков развития факела, позволим себе опереться на исследования А. С. Лышевского и Н. Ф. Разлейцева^[2], в которых авторы, руководствуясь свойствами затопленной струи несжимаемой жидкости и большой концентрацией капель на начальном участке, сделали предположение об объемном развитии факела на начальном участке и струйном – на основном (рис. 7).

В результате турбулентного обмена импульсами между факелом и газовоздушной смесью частицы топлива, попадающие в окружающую среду, передают ей количество движения, замещаясь при этом поступающими из окружающей среды частицами, которые не имеют продольной скорости и уменьшают ее в топливном факеле.

Для учета особенностей процесса сгорания МСТ дополним основополагающие теоретические соотношения, основанные на законах химической кинетики при сгорании ДТ, соответствующими эмпирическими коэффициентами, учитывающими эти особенности. Поскольку на рассматриваемом ДД нами был проведен весь цикл экспериментальных испытаний при работе его на МСТ (состав МСТ: 25 % – метанол; 0,5 % – сукцинимид С-5А; 7 % – вода; 67,5 % – ДТ) [27], то значения этих коэффициентов получаем путем идентификации математической модели процесса сгорания МСТ по экспериментальным характеристикам тепловыделения [27; 29].

 

Рис. 7. Схема динамики топливного факела в неподвижной среде 1 – Сплошной участок; 2 – Начальный участок; 3 – Основной участок Fig. 7. A diagram of the fuel spray dynamics in a stationary medium

Рис. 7. Схема динамики топливного факела в неподвижной среде 1 – Сплошной участок; 2 – Начальный участок; 3 – Основной участок

Fig. 7. A diagram of the fuel spray dynamics in a stationary medium 1 – A solid section; 2 – The initial section;

3 – The main section

 

При разработке модели впрыскивания и распыливания МСТ за основу были взяты зависимости, разработанные А. С. Лышевским (уточненные Н. Ф. Разлейцевым) для быстроходных форсированных ДД. Нами была проведена оценка возможности использования критериальных зависимостей для определения дальнобойности L, угла раскрытия топливной струи β, мелкости распыливания d_n применительно к МСТ.

Результаты исследования

Основываясь на данных проведенного анализа исследований внутрицилиндровых процессов ДД, используем научные результаты, полученные в камерах распыливания при больших противодавлениях^[3]. Модель, определяющая характеристики процессов впрыскивания и распыливания МСТ в ДД, будет включать в себя и данные этих научных изысканий [29].

Так, для определения характеристики сил инерции относительно поверхностного натяжения используем соотношение Вебера:

$W_e=U_{av}\cdot d_n\cdot \frac{{\rho }_f}{{\sigma }_f}$,

где d_n – диаметр сопла, мм; ρ_f – плотность, кг/м³; σ_f  – поверхностное натяжение топлива, Н/м; U_av – средняя для всего периода впрыска скорость истечения топлива из распылителя, м/с:

$U_{av}=B_c/(k_n\cdot S_n\cdot {\rho }_f\cdot {\tau }_f)$ ,

где В_c – цикловая порция топлива, кг/цикл; k_n – коэффициент расхода, определяющий конструктивные особенности распылителя; S_n – суммарная площадь сопловых отверстий, м²; τ_f  – продолжительность впрыска, с.

Для определения показателя, обусловливающего соотношение сил инерции и вязкости, а также поверхностного натяжения, используем следующее выражение:

$N={\mu }_f^2/({\rho }_f\cdot d_n\cdot {\sigma }_f)$,;

где μ_f  – динамическая вязкость топлива, Па·с.

Формула, определяющая расстояние между начальным и основным отрезками при распространении факела:

$L_b=C_e\cdot d_n\cdot W_e^{\mathrm{0,25}}\cdot N^{\mathrm{0,4}}\cdot {\left(\frac{{\rho }_a}{{\rho }_f}\right)}^{-\mathrm{0,6}}$ ,

где C_e – эмпирический коэффициент; ρ_а – плотность воздуха в КС, кг/м³.

Расстояние, пройденное «верхушкой» факела по направлению осевой линии и характеризуемое основным отрезком:

$L_o=\sqrt{K_n}\cdot \sqrt{{\tau }_f}$ ,

где K_n – характеристика особенностей конструкции и регулировок топливной аппаратуры.

Величина для определения осредненного размера частиц МСТ:

$d_g=z_n\cdot d_n\cdot {\left(\frac{{\rho }_a}{{\rho }_f}\cdot W_e\right)}^{-\mathrm{0,266}}\cdot N^{\mathrm{0,0733}}$,

где z_n – коэффициент, определяющий конструкцию форсунки.

Размер угла конуса при распыливании МСТ:

$\beta =2\cdot arctg\left(x_n\cdot W_e^{\mathrm{0,32}}\cdot \sqrt{\frac{{\rho }_a}{{\rho }_f}}\cdot N^{-\mathrm{0,07}}\right)$,

где x_n – коэффициент, определяющий конструкцию форсунки импульсного впрыскивания.

Характеристики топлив, которые использовались в экспериментальных испытаниях ДД [27] и расчетных исследованиях представлены в таблице.

Таблица. Характеристики топлива

Table. Fuel Characteristics

Топливо / Fuel	Цикловая подача, qc, г/цикл / Cyclic feed, qc, g/cycle	Плотность топлива, ρf, кг/м3 / Fuel density, ρf, kg/m3	Поверхностное натяжение, σf, Н/м / Surface tension, σf, N/m	Динамическая вязкость μf, Па·с / Dynamic viscosity μf, Pa·s
ДТ / Diesel fuel	0,05	831	0,0280	0,0038
МСТ / Mixed methanol-containing fuel	0,07	837	0,0304	0,0029

 

Результаты расчетных исследований характеристик впрыскивания и распыливания МСТ в ДД 4Ч 11,0/12,5 представлены на рисунках 8–12.

 

– ДТ / Diesel fuel;  – МСТ / Mixed methanol-containing fuel

Рис. 8. Продолжительность впрыскивания

Fig. 8.  Injection duration

 

  – ДТ / Diesel fuel;   – МСТ / Mixed methanol-containing fuel

Рис. 9. Критерий Вебера

Fig. 9. The Weber Criterion

 

  – ДТ / Diesel fuel;   – МСТ / Mixed methanol-containing fuel

Рис. 10. Границы между участками развития струи

Fig. 10. Boundaries between areas of fuel jet forming

 

  – ДТ / Diesel fuel;  – МСТ / Mixed methanol-containing fuel

Рис. 11. Средний диаметр капель

Fig. 11. The average diameter of the droplets

 

 

– ДТ / Diesel fuel;   – МСТ / Mixed methanol-containing fuel

Р и с. 12. Угол распыливания

Fig. 12. Spraying angle

 Обсуждение и заключение. Продолжительность впрыскивания обоих видов топлива (рис. 8), характеризуемая профилем кулачка топливного насоса высокого давления, с увеличением частоты вращения классически снижается. Здесь следует пояснить, что при работе на МСТ, в отличие от ДТ, рост продолжительности впрыскивания во всем диапазоне исследования частот вращения вызван большей цикловой подачей МСТ. Увеличение же частоты вращения приводит к росту значений скорости впрыскивания, критерия Вебера (рис. 9), расстояния между участками развития струи (рис. 10) на обоих исследуемых топливах. Здесь также следует подчеркнуть, что значение динамической вязкости зависит в определяющей степени от вида применяемого топлива (отличие может быть достаточно существенным, в нашем случае 23,7 %), чего нельзя сказать о поверхностном натяжении, максимальная величина изменения которого составляет 7,9 %. Таким образом, основными факторами, оказывающими влияние на изменение характера кривых, остаются динамическая вязкость и продолжительность впрыскивания, напрямую зависящая от цикловой подачи, которую мы были вынуждены увеличивать для поддержания требуемых мощностных параметров при снятии характеристик во время стендовых испытаний ДД [27; 29].

Анализируя результаты полученных теоретических зависимостей, можно констатировать, что при переходе с ДТ на МСТ вследствие изменения динамической вязкости топлива (уменьшение составляет 23,7 % – с 0,0038 до 0,0029 Па·с) происходит рост суммарной дальнобойности факела. Это приводит к увеличению (более чем в два раза) расстояния между начальным и основным участками развития факела, при этом значительно увеличивается путь, проходимый вершиной факела на основном участке. В результате уменьшается время достижения струей МСТ стенки КС. На изменение средней величины размера капель (рис. 11) основное влияние оказывают плотность, вязкость и поверхностное натяжение применяемого топлива. Впрыскивание в КС дизельного двигателя МСТ с большим поверхностным натяжением по отношению к ДТ уменьшает угол рассеивания топливной струи и ее боковую поверхность (рис. 12). С одной стороны это приведет к меньшей доле топлива, испарившегося за период задержки воспламенения, а с другой – увеличит количество топлива, сгорающего в кинетической и диффузионной фазах, где открываются возможности для повышения эффективности горения за счет содержания кислорода в молекуле метанола, что позволяет насыщать зону пламени дополнительным кислородом, вследствие чего повышается доля паров воды и снижается концентрация продуктов сгорания, что в свою очередь не может не обладать существенным экологическим эффектом.

В результате проведенных исследований авторы пришли к следующим выводам:

– разработана теоретическая основа для расчета характеристик впрыскивания и распыливания метанолсодержащего топлива в цилиндры дизельного двигателя, позволяющая оптимизировать его рабочий процесс;

– установлено, что по результатам расчета характеристик впрыскивания и распыливания МСТ для ДД 4Ч 11,0/12,5 на номинальной частоте вращения 2 200 мин⁻¹ при переходе с дизельного топлива на МСТ происходит увеличение продолжительности впрыскивания с 3,3 до 4,3 мс, что составляет 23,3 %; уменьшения критерия Вебера с 17,2·10⁴ до 16,0·10⁴, что составляет 7,0 %; рост среднего диаметра капель с 40 до 48 мкм, что составляет 16,7 %; уменьшение угла распыливания с 10,5 до 8,7º, что составляет 17,1 %;

– получено представление в числовом выражении информации об изменении границ участков развития струи, величины капель, угла конуса распыливания, что позволяет не допустить возможный отскок газовоздушной смеси используемого МСТ на «недостаточно прогретую» поверхность днища головки цилиндра, оптимизировать рабочий процесс и понять перспективу направления его проектирования;

– установлена возможность определять основные параметры распыливания применяемых смесевых спиртосодержащих топлив на этапе проектирования рабочего процесса.

¹  Лышевский А. С. Распыливание топлива в судовых дизелях. Л. : Судостроение, 1971. 248 с.; Разлейцев Н. Ф. Моделирование и оптимизация процессов сгорания в дизелях : моногр. Харьков, 1980. 169 с. URL: https://reallib.org/reader?file = 477321 (дата обращения: 14.02.2024).

² Там же.

³ Лышевский А. С. Распыливание топлива в судовых дизелях.

 

作者简介

Vitaly Likhanov

Vyatka State Technical University

Email: lihanov.va@mail.ru
ORCID iD: 0000-0003-3033-7176
Researcher ID: AGN-7347-2022

Dr.Sci. (Eng.), Professor, Head of the Department of Heat Engines Automobiles
and Tractors

俄罗斯联邦, 133 Oktyabrsky Ave., Kirov 610017, Russian Federation

Oleg Lopatin

Vyatka State Technical University

编辑信件的主要联系方式.
Email: nirs_vsaa@mail.ru
ORCID iD: 0000-0002-0806-6878
Researcher ID: AAD-8374-2019

Dr.Sci. (Eng.), Associate Professor, Professor of the Department of Heat
Engines Automobiles and Tractors

俄罗斯联邦, 610017, Russian Federation, Kirov, Oktyabrsky Ave., 133,

参考

补充文件