CC BY
95
МАШИНОСТРОЕНИЕ • ТЕПЛОВЫЕ ДВИГАТЕЛИ
УДК 621.43:519.8
Р.Д.ЕНИКЕЕВ, В. С. МИХАЙЛОВ
ГАЗООБМЕН И ЭФФЕКТИВНЫЕ ПОКАЗАТЕЛИ ДВС С ДВУХКОНТУРНОЙ СИСТЕМОЙ ВПУСКА
Представлены результаты стендовых испытаний четырехтактного автомобильного ДВС с двухконтурной впускной системой, создающей закрутку заряда в рабочей камере. Потери момента количества движения в закрученном потоке во впускных каналах ДВС определены на безмоторном продувочном стенде. С применением этих данных по модели нестационарного закрученного течения газовой смеси в каналах численными расчетами определены значения вихревого отношения П для примененных регулировок двухконтурной впускной системы. Выявлено благоприятное влияние (оптимального)П заряда в рабочей камере на пределы обеднения смеси и на улучшение показателей экономичности и токсичности ДВС при работе на средних и малых нагрузках. Рабочие процессы двигателей внутреннего сгорания; двухконтурная система впуска; прикладная
газовая динамика
ВВЕДЕНИЕ
В ДВС с принудительным воспламенением реализуется в основном внешнее смесеобразование (С/О). В таких двигателях эффективное сгорание рабочих смесей обеспечивается в сравнительно узком диапазоне отношения воздух/топливо, что вынуждает использовать для них количественное регулирование мощности. Возможность работы с частичной нагрузкой при этом достигается уменьшением наполнения рабочей камеры (РК) свежим зарядом (СЗ) при дросселировании потока воздуха или СЗ на впуске, что также повышает долю остаточных газов в рабочей смеси. Эффективная работа цикла уменьшается (вплоть до нулевой — на режиме холостого хода) из-за уменьшения цикловой дозы топлива, скорости и полноты сгорания, повышения роли мощности механических, в том числе «насосных» потерь. Рабочая смесь в таких ДВС на режимах средней и малой нагрузки и холостого хода характеризуются составом, далеким от стехиометрии (сильное обогащение, реже — обеднение) и значительным разбавлением ее остаточными газами.
Автомобильные ДВС в городских условиях расходуют топливо в основном именно на частичных режимах [1], при том, что требования к их экономичности и концентрации токсичных компонентов в выхлопных газах неуклонно ужесточаются. Мероприятия, направленные на создание в РК ДВС оптимального газодинамического состояния заряда (ГДСЗ) способствуют интенсификации и
повышению полноты турбулентного выгорания смеси в отведенный период, и, как следствие, — улучшению показателей эксплуатационной экономичности и токсичности ДВС.
Известно, что придание направленного закрученного движения потоку воздуха или СЗ во впускной системе ДВС с внешним С/О способствует повышению его экономичности и снижению токсичности выхлопа в широком диапазоне оборотов на средних и малых нагрузках; на полных нагрузках повышается детонационная стойкость двигателя. Положительный эффект объясняется получаемыми при этом достаточно интенсивным средним вращательным движением заряда в РК и дополнительной турбулизацией заряда, которые интенсифицируют турбулентное выгорание. Поэтому имеющиеся возможности создания необходимой степени закрутки в потоке воздуха или СЗ на впуске без существенного сопротивления потоку следует оптимально использовать при проектировании и модернизации ДВС.
В относительно высокооборотных четырехтактных ДВС оптимизация волновых явлений во впускном тракте способствует заметному повышению цикловой массы СЗ. Наиболее высокое наполнение обеспечивается конструкцией впускной системы с индивидуальными «настроенными» патрубками, создающими минимальное сопротивление потоку. Способы обеспечения требуемого ГДСЗ в РК также не должны препятствовать достижению высокого наполнения, что обуслав-
ливает применение лишь некоторых из возможных схем конструктивного оформления впускных каналов ДВС. Перспективной в этом плане является система [2] с «настроенными» основным впускным каналом (по одному на цилиндр), в которой закрутка сообщается потоку посредством подачи части воздуха через дополнительный контур. Такой способ воздухоснабжения сочетает преимущества «настроенных» систем впуска с возможностью создания существенной и регулируемой закрутки воздушного потока на впуске с малыми затратами. Кроме того, дополнительный контур может служить испарителем подаваемого жидкого топлива, что позволяет избежать полнопоточного подогрева воздуха или смеси.
Для обоснованного выбора конструктивных параметров подобной двухконтурной впускной системы необходимо применение расчетных методик, построенных на основе математических моделей процессов газообмена в газовоздушном тракте (ГВТ), учитывающих фактор закрутки. При этом очевидно, что для достоверной оценки заложенных в подобной системе впуска резервов необходимы данные моторных экспериментов. Проверенные на достоверность расчетные модели и методики позволят связать конструктивное оформление впускной системы с (хотя бы интегральными) показателями ГДСЗ в РК, а те, в свою очередь, — с показателями процесса сгорания, что открывает возможность полного использования резервов двухконтурной впускной системы для достижения конкурентоспособных показателей ДВС.
ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ МОДЕЛИ
В принципе с исчерпывающей полнотой течение рабочего тела в ГВТ ДВС может быть смоделировано на ЭВМ в детальной постановке как пространственное течение многокомпонентной реагирующей смеси. На практике такие модели пока требуют чрезмерных вычислительных ресурсов и первоклассного програмного обеспечения. Более доступные для применения модели пониженной размерности способны дать в принципе лишь интегральные значения параметров, характеризующих ГДСЗ в РК. Так, «осредненную» (крупномасштабную) составляющую ГДСЗ в РК можно характеризовать осредненной по объему величиной момента количества движения (МКД), а «пульсационную» (мелкомасштабную) составляющую — величиной
среднеобъемной турбулентной кинетической энергии.
Модели пониженной размерности, заложенные в программы и методики расчета процессов газообмена как волновых явлений в квазиодномерном закрученном потоке газовой смеси, с учетом путевых и местных потерь полного давления и МКД, после проверки (точнее — калибровки) их по данным безмоторных и моторных экспериментов, также могут найти применение в инженерном анализе процессов в ГВТ.
Удобным для практики интегральным показателем интенсивности закрутки заряда в РК является вихревое отношение
со 1 60 и л 120МКД
со imD impD2V
- угловая скорость вращения заряда в цилиндре , отнесенная к угловой скорости коленчатого вала ДВС. Здесь Мкд — интегральное значение МКД, «д — условная ско-
рость потока на периферии РК, вычисленная в предположении о вращении заряда с = const как твердого тела вокруг оси РК в форме кругового цилиндра. Параметр П является показателем, широко применяемым при оценке степени закрутки, особенно для дизельных ДВС.
Задача расчета интегральных параметров ГДСЗ решалась нами как задача определения П по моделям, обобщающим (на случай наличия закрутки в потоке) классические модели нестационарной газовой динамики [3]. Это класс моделей, выведенных из законов сохранения (ЗС ЗС) в квазиодномер-ной постановке, которыми течение смеси газов в ГВТ описывается как нестационарное течение в составном трубопроводе с местными сопротивлениями (МС). Приведенное ниже обобщение системы ЗС ЗС дополнительно содержит ЗС МКД и замыкается соотношениями для учета «путевых» и местных потерь, включая потери МКД, для случая потока с закруткой.
Применение модели и расчетной методики, позволяющих оценить лишь интегральное значение для каждой изученной при стендовых испытаниях комплектации (регулировки) впускной системы полностью отвечало целям настоящей работы. Полученное расчетом значение считалось показателем данной комплектации (регулировки) и режима работы ДВС. Подчеркнем, что термодинамическая модель процессов в РК не подвергалась какой-либо модификации, призванной
связать показатели процесса горения с П; таким образом, расчеты велись в допущении
о малости влияния особенностей сгорания в 4-тактном ДВС как на массовое наполнения РК, так и на параметр П, характеризующий закрутку рабочей смеси в РК; принято также, что на последнюю величину основное влияние оказывает именно течение во впускной системе.
Уравнения сохранения для нестационарного потока с закруткой
Выпишем законы сохранения для закрученного потока, принимая течение квазиод-номерным. При выводе сделаем ряд очевидных упрощающих предположений (допущений) относительно вида распределений параметров потока по сечениям. При этих допущениях искомые величины в уравнениях будут функциями продольной координаты и времени. Обозначим закон изменения площади сечения канала как , парциальную плотность газообразного компонента как р\. = = рк(х, ¿) (к = 1,... , К) и скорость течения в осевом направлении как и = и(х, ¿), считая параметры в потоке неизменными по сечению для каждого .
Рис.1. К выводу квазиодномерных законов сохранения
Интегральное уравнение сохранения масс компонентов в отсутствие химических реакций и диффузии в осевом направлении для контрольного объема (рис. 1,а) запишем, опуская аргументы искомых функций, в виде
д
х+Ах
— I ркР(1х = (РкиР)\хх+Ах. (1)
Уравнение сохранения количества движения в осевом направлении получим с учетом взаимодействия потока со стенкой канала. Проекцию касательного напряжения на стенке на направление движения обозначим
\Тт)х, нормальное напряжение — рп), текущий периметр сечения — П(ж). Имеем
х+Ах
д
— I риР с1х = [(ри2 + р) .Р]
(2)
где — плотность газовой смеси,
а «источниковый» член уравнения 5ТО, учитывающий влияние трения о стенку канала и переменность поперечного сечения, принимает вид
х+Ах
сШ
+ ри,
с1х.
Запишем теперь уравнение сохранения момента количества движения, описывающее вращательную составляющую потока в канале. Сделаем два допущения: во-первых, ограничимся рассмотрением каналов круглого сечения, во-вторых, примем, что вращение частиц происходит вокруг центра сечения по закону твердого тела, т. е. эпюра окружной скорости иг имеет вид иг(г) = ивг/К, где
— окружная скорость на стенке трубы, — ее радиус и . Величина момента ко-
личества движения на элементарном участке вдоль оси канала (рис. 1,6)
2ж
Я
йМк д = (1х
Iм!
1 2 7
— рил г аг — К
2ж К К
= ^ Гм [ г',1г = [ г'(1.г =
0 0 о
7Г Ль
= —ри&В?(1х = —ри&Р (1х.
«Путевые» потери МКД на длине йх под действием торможения о стенку окружной проекцией касательного напряжения выражаются произведением силы на радиус; для элементарного участка канала выражается величиной .
После умножения на 2 ЗС МКД в интегральной форме примет вид
х+Ах
д Г
— рицЯР с1,х =
дг ,
х+Ах
(pH 1,-11 НР) -‘г_Ах
Бтцйх, (3)
где «источниковый» член торможения вращательного движения трением о стенку —
&тЯ = 2Д ' (ти,}о[1(1х.
Уравнение сохранения энергии получается с учетом того, что кинетическая энергия вращения массы газа должна быть также включена в определение полной энергии и полной энтальпии. Масса смеси на элементарном участке вдоль оси канала —
я
(1т = 2ттр(1х J гс1г = т1К2рс1х.
о
Кинетическая энергия вращательного движения этой массы —
2ж
Я
¿Er = -
/*/
ри2И dx 2 К2
о
•2ж Я
d£ J г3 dr = —p’tijfR1 dx,
о о
7Г
а удельная кинетическая энергия ее вращательного движения —
ея =
dER
dm
и
я
Включим ее в определение полной удельной внутренней энергии и полной удельной энтальпии:
Е = е(р, Т, Fb ..., YK) -h* = h(p, Т, Yi, ..., Fa-)
и ~2 и2 ’ 2
''Я,
'•я.
где — массовые доли компонентов ( ). Для замыкания
уравнений нужно, кроме одного из записанных выше калорических уравнений состояния, привлечь термическое уравнение состояния. Пусть смесь образована идеальными газами, тогда и (закон Даль-
тона) ир = рШГ, где Д = ¿^ iгfeFfe — удельная газовая постоянная смеси.
С учетом изложенного выше запишем интегральный ЗС энергии в потоке с закруткой в виде
В
х+Ах
х+Ах
— I pEFdx = (puh*F)\x+Ax
S„ dx.
где «источниковый» член, учитывающий внешний тепловой поток на стенке, равен .
Переходя к пределу , получим си-
стему законов сохранения в дифференциальной форме, эквивалентных в подобластях гладкости искомых функций , , , и
исходным интегральным законам (1)-(4) — в виде системы связанных уравнений в частных производных
ш(ßtF)+й (ßt"F)=
, k = 1.
.К.
В
— [(рм2+р) F] =5„
В В
— (pujtRF) + — (puujiRF) = SmR,
(5)
(6)
(7)
о о
— (pEF) + — (/ш/^F) = 5е, (8)
для замыкания которой привлекаются те же уравнения состояния. Используя для краткости символическую «векторную» форму записи, получаем
В — В — —
щт+-^(р,р)=и, (9)
где U = \р\,... , рк, pti, ptitfR, рЕ]^ — «вектор» консервативных переменных (объемных плотностей сохраняющихся величин),
Fx = [piu,... , рки, ри2 + р, puurR, puh*]T -«вектор» плотностей их потоков в сечениях, S = [0,... ,0, Sm, SrnR, Se]T — «вектор» источников правых частей уравнений.
Уравнения сохранения в форме (5)-(8) и, особенно, в форме (9), удобны для записи соотношений численных методов их интегрирования для гладких участков канала.
Метод численного решения уравнений одномерного течения с закруткой
Расчет неустановившегося течения в каналах ДВС в нашем исследовании выполнялся по уравнениям (5)-(8) или (9), образующим систему квазилинейных гиперболических уравнений. Система уравнений записана в дивергентной форме, из которой естественно получаются консервативные методы
ее численного интегрирования, для применения которых каждый канал представляется набором сечений, ограничивающих по х конечные объемы — расчетные ячейки. Повышенный порядок аппроксимации метода в наших расчетах достигнут применением двухэтапной схемы обновления решения в ячейках на расчетном шаге и параболической реконструкцией решения в ячейках по пространственной переменной ж.
Применяемые соотношения для обновления сохраняющихся величин в ячейках по времени вида
Щ+1 = ии
_ 1 т?п 2
AtL (UП 1
Tf+l
с/ г
AtL
U '
с/ г
(10)
JJ11+ Jfn
ui+1 = Ui+1
-ЦП
х{
1
W
i+1
AWi = minmod(APF-, bVW VW" = minmod(VW7, bAW
aw; = [s]» ait; = [sr; (iru^u1;)
VW” = [5]" W” = [5]" (U\
i ■
где 1 s$ b brnax, brnax = ip < 1, а огра-
ничительная функция minmod(-ется как
minmod
0,
sign(a;) min(|a;
определя-
xy ^ 0 xy > 0
имеют смысл конечно-разностных аналогов законов сохранения, в которых учитываются газодинамические потоки и действие объемных «источников», вычисляемых на текущем временном слое. Здесь Ь (и”) — разностный оператор правой части уравнений; применительно к их записи в форме (9) он имеет вид (рис. 2)
1
Ах ■ Fj
(FXF)
J_“q" A; '
Вычисление потоков на границах ячеек при решении уравнений данного класса должно опираться на расчет локального взаимодействия элементарных волн, для чего пригодны как процедуры отыскания точного решения задачи о распаде произвольного разрыва (РПР), так и линеаризованные процедуры, более экономичные в вычислительном плане.
При интерполяции зависимых переменных U = [р, ри, рЕ]1 на границу ячейки для решения локальной задачи о РПР используются соотношения для диагонализации матриц системы гиперболических уравнений, в приближении S = 0, F = const. В нижеприведенных соотношениях применена ограничительная функция для сохранения монотонного характера численных решений при применении метода повышенной точности. Последовательность расчета U по обе стороны, например, от i + |-й границы, имеет вид
U.
i+f
= и" + [Я“1]" {
1
^Awr;
1
Рис. 2. Явная двухшаговая схема интегрирования уравнений одномерного потока в ячейке
В примененном методе использовались величины параметров процедуры, обеспечивающие третий порядок пространственной аппроксимации в аналогичной схеме для модельного линейного гиперболического уравнения. Ц) = \,Ь = Ьтах = 4.
Матрица преобразования [Щ и обратная ей матрица взяты для преобразования
приращений вектора консервативных переменных в приращения вектора плотностей потоков, справедливого для системы уравнений
0U OFj ,
----+------£ = 0
т дх
для одномерного плоского движения однородного совершенного газа или смеси совершенных газов постоянного состава (U =
rj, _ rj~i
= [р, ри, рЕ] , Fx = [ри, ри2, ри(Е + р)] и 7 = ср/с„ = const) — 5FX = [.4] SU:
[А] = [S'-1] [Л] [S], [Л] = diagjti, и + с, и — с}.
-
— CU ■
си 4
-
h ^и2
7 — 1 2
-hj-U
(1 — 7 )и 7—1
с + (1 — 7)?/ 7—I
—с (1 — j)u 7—I
Рис. 3. Шаблон линеаризованной локальной характеристической задачи при (и — с) Sj 0, и ^ О,
(и + с) > О
[Я-1] =
"___1_ _х_ _±_
с2 2с2 2с2
-- - и и і 1 и _ _1_
с^ 2с2 2с 2с2 2с ’
_ ц2 ц2 _|_и____|_1 и2 __ и_____|_1
_ 2с2 4с2 "Г 2с 2(7-1) 4с2 2с 2(7-1) _
Для расчета потоков массы компонентов смеси на границе необходимо интерполировать на нее набор парциальных плотностей р^. Это легко сделать, дополнительно применив процедуру вышеописанного вида для массовых долей У*,; для них, как для характеристических переменных системы (9), матричное преобразование в процедуре реконструкции не требуется. Аналогичным способом, с некоторым приближением, строилась реконструкция по для зависимой переменной .
В нашей модели применяется экономичная линеаризованная процедура для приближенного решения задачи о РПР на границах ячеек. Она построена линеаризацией полученной из (11) системы уравнений в характеристической форме (т. е. производные берутся вдоль характеристических направлений) йГІ- = 0, с1°1о = 0, ¿+/+ = 0 для инвариантов -Г— = и + сх—р,10=р-\~ схоР, 1+ — и + сх-^р:
(1±и±—(1±р = 0, (Рр — с2(Рр = 0, (12)
рс
в которой а_ = —1/рс, а0 = ^с2, а+ = 1/рс — постоянные коэффициенты.
Способ вычисления параметров в некоторой точке (например, на границе ячеек) по значениям инвариантов на прибывающих в точку характеристиках системы (12) следующий. Для простоты возьмем случай ,
и > 0, (и + с) >0, показанный на рис. 3:
1-0 = '"’В + <У-Рв, ІОо = Рс + «0РС:
1+0 ~ ^’Л і СУ-^-Р \ .
Используется простейший (и предпочтительный для дозвуковых течений) способ расчета коэффициентов в инвариантах: «_ = ав, «о = ас, «+ = «а. По величинам инвариантов и коэффициентов вычисляются параметры в точке Б (рис. 3)
/+ — /— /о — р
Р = -------; и = -'+ — а+Р: Р = ------;
(X-1_ — (X— ао
после чего из термического уравнения состояния определяется температура = р/(Ир), где постоянная К или массовые доли для ее расчета берутся для той
смеси, которая, согласно знаку скорости потока, течет через границу. Далее вычисляются потоки масс компонентов и поток МКД — по величинам и для частиц газа, попадающих на границу (точка Б) также по характеристике, выходящей из точки .
После обновления по соотношениям (10) значений «вектора» консервативных переменных по ним вычисляются все необходимые зависимые переменные в ячейках. Так, после обновления на новый слой п + 1 сумма парциальных плотностей дает плотность смеси: , массовые доли по-
лучаются как У^г+1 = Р%'[1/Р?+1, скорость — как , скорость на пе-
риферии (круглого) сечения канала — как
, полная внутренняя энергия — , статическая — ,
после чего из калорического уравнения состояния (УС) определяется температура -е(7^+1,У^1,...,У^и) = е^+\ а из термического УС — давление, например
= (РНТ)Г1. где Д’,+1 = е£=1 й*П"+1-
Описанный метод протестирован (при ил = 0) на решении плоских газодинамических тестовых задач в сравнении с други-
ми методами такого класса в [4], а в [5] экономичный метод данного класса проверялся на расчете движения волн в неразветвленном трубопроводе, воспроизведенном в одноцикловой экспериментальной установке.
Модель течения в трубопроводе на стыке канала с емкостью
Сопряжения гладких участков каналов с емкостями (атмосфера, ресивер, рабочая камера) в ГВТ ДВС в рамках одномерного приближения трактуются как местные сопротивления. Течение через такие связующие элементы на расчетном шаге, в силу гиперболичности системы уравнений на участке канала, корректно рассматривать как течение при РПР на скачке сечения трубопровода. Сопряжения типа «емкость-канал» моделируются моделями-связями (МС) типа КЛАПАН. Для расчета течения на «клапане» соотношения, замыкающие задачу для стационарных условий дополняются соотношениями вдоль характеристик или соотношениями на элементарных волнах, см. [3].
Используемая нами процедура решения задачи о РПР на «клапане» через соотношения на простых изоэнтропных волнах конечной амплитуды через газодинамические функции записывается следующим образом.
Возможны два направления течения при РПР на МС КЛАПАН — режим истечения из емкости (рис. 4,а) и режим втекания в емкость (рис. 4,6).
При истечении из емкости (рис. 4,а) поступающий в канал газ отделяется от газа в трубопроводе контактной поверхностью (КП). Согласно модели МС, для него справедливы соотношения и
= р*0а0з(М3) = р0а0з(М3). Система уравнений модели течения через МС типа КЛАПАН на расчетном шаге связывает искомые числа и в зонах по обе стороны от КП через газодинамические функции стационарного и нестационарного торможения (см. [3]):
Ро
РІ
я'(М2)
<703(М3)7Г(М3)'
(13)
Со
М2
м3
а'(М2) а(М3) '
Рис. 4. Два режима течения при РПР на МС КЛАПАН
Удобно решать эту задачу итерационным уточнением в интервале , при
> 1; в противном случае имеет место режим втекания в емкость. На этом режиме в канале формируется простая волна. Подлежит решению одиночное уравнение
Ро = (Тзо(Мз)к'(Мз) р[ ж (М3)
(15)
(14)
По параметрам потока в зоне 3 определяются потоки массы компонентов смеси, импульса и энергии в граничном сечении канала. В численном расчете величины этих потоков используются для обновления параметров на расчетном шаге в граничной ячейке канала и в емкости.
Учет закрутки потока производится после расчета интересующих нас параметров в зоне 3 по описанной модели. Поток МКД вычисляется умножением расхода на удельное количество МКД в газе, пересекающем скачок сечения и на коэффициент сохранения МКД, определяемый эмпирически для данной геометрии сопротивления и режима течения на нем. Также на завершающей стадии расчета учитывается составляющая удельной кинетической энергии в газе, поступающем из соответствующей зоны.
Модели течения на стыке каналов разветвленного трубопровода
В ГВТ исследуемого двигателя имеются узлы стыка трех каналов, образующие разветвления. Во впускной системе это собственно сечения стыка контуров, в выпускной — стыки патрубков выпускного коллектора. Для численного расчета течения в таких узлах используется модель-связь типа ТРОЙНИК. Во всех случаях рациональной методикой определения газодинамиче-
ских потоков в граничных сечениях сходящихся к «тройнику» каналов является решение задачи о РПР на такого рода связи, см. [3]. Метод же замыкания задачи индивидуальной характеристикой тройника может варьироваться.
Для наиболее ответственного с точки зрения моделирования подвода МКД сечения в потоке на стыке контуров в наших расчетах применена модель, использующая величину потерь полного давления на стыке каналов. Определение величины потерь для конкретного вида геометрии составило задачу специальной расчетно-экспериментальной работы, результаты которой, как и теория, приведены в [6,7].
В менее ответственном случае течения на стыке каналов, использована модель, также основанная на расчете РПР, но использующая для замыкания задачи нехитрое допущение о равенстве давлений в сечениях каналов, сходящихся к «тройнику». Соответствующая теория и результаты сравнения расчетов с экспериментов приведены в [7].
Соотношения для исходной закрутки потока
Для вычисления номинальной величины потока МКД в сечении с закруткой (а) в расчетах в модели МС ТРОЙНИК, так и (б ) при проведении безмоторных продувок, использовалась следующая расчетная схема — см. рис. 5. В модели слияния потоков принято допущение о том, что поперечник струи бокового (закручивающего) потока не играет роли и добавляемый этой струей МКД может быть с достаточной точностью оценен выражением .
Тогда параметры закрученного потока в сечении 3 (после смешения) нетрудно определить из следующих интегральных уравнений сохранения, справедливых для идеального смешения:
G:i = Gi + G-2,
G3113 +P3F3 = h = h + /2COS/3,
1 (16)
-Ркд з = ~(GuRR):i = 0 + G2?i-2 Д-R Sin/3,
G3/i* = Gih\ + G-2h*2.
Модель процессов в рабочей камере ДВС
Моделирование процессов в РК (цилиндре ДВС) нами выполнялось по модели «термодинамического» уровня. Данная модель была реализована в специальном расчетном
модуле ЦИЛИНДР. При использовании этой модели в наших расчетах закон выгорания задавался уравнением И.И. Вибе со значениями параметров, характерными для ДВС с внешним С/О. Достаточно полное описание модели дано в [8].
Рис. 5. К расчету исходной закрутки потока
Программная реализация моделей
Описанные выше модели процессов в элементах ГВТ реализованы в виде расчетных модулей программы для ЭВМ, с помощью которой проводилось численное (имитационное) моделирование течения газовой смеси в ГВТ исследуемого двигателя. Поэлементный состав использованной в расчетах модели ГВТ ДВС показан на рис. 6. Расчетами определялся показатель , интегрально характеризующий степень закрутки рабочей смеси в РК моделируемого ДВС в момент, предшествующий сгоранию.
Рис. 6. Моделируемый ГВТ двигателя на поле сборки
ПРОДУВКА ВПУСКНЫХ КАНАЛОВ
Для расчетного определения интегральной закрутки заряда в рабочей камере необходимо использовать имитационную модель, которая дает реалистичные значения потока МКД,
поступающего в каждый момент времени через впускной клапан. «Номинальное» значение потока МКД в нашей модели вычислялось модулем ТРОЙНИК по формуле (16), в соответствии с расчетной схемой слияния осевого и тангенциального потоков (рис. 5) на входе во впускной канал головки цилиндров (длиной 80 мм). Действительная величина удельного МКД в потоке смеси, поступающей через впускной клапан, может быть получена умножением на «коэффициент сохранения» МКД стмкд при течении через данный клапан на данном режиме.
Величина стмкд определялась экспериментально — посредством стационарной продувки впускного тракта на специальном стенде, схема которого ясна из рис. 7. Коэффициент определялся обработкой измерений для различных значений подъема клапана Л (характеризующего геометрию канала) и от-нос.ительного расхода через вторичный контур 0-2 = Оі/О (которым задается, при близости и в контурах, степень закрутки, выражаемая в угловой мере). В экспериментах не рассматривалось влияние на искомый показатель таких определяющих пара-
метров, как числа Ие и М. Относительно Ие принято обычное допущения об автомодельности течения на местных сопротивлениях в ГВТ ДВС по этому параметру; несущественность влияния на (и, в конечном сче-
те, на П) числа М можно обосновать тем, что основным режимом, который при такте впуска отвечает за поступление в рабочую камеру основной части МКД заряда, является, вероятно, течение при больших подъемах этого клапана и умеренных перепадах давлений и числах на нем.
Рис. 7. Схема продувочного стенда: а — при измерении; б — при тарировке
Принцип измерения действительного потока МКД в контрольном сечении трубы 1 (с
внутренним диаметром, равным диаметру цилиндра испытуемого ДВС) основан на непосредственном измерении крутящего момента Мкр на неподвижной спрямляющей крыльчатке 2 (рис. 7), установленной в этом сечении. Идеальная спрямляющая крыльчатка полностью отбирала бы у потока его = Мкр. Для используемой при измерениях конкретной крыльчатки необходима ее тари-ровочная зависимость Кмкд = Мкр/Ркд: Нами в качестве параметра этой зависимости учитывался лишь параметр закрутки потока в трубе, а именно — угол
пп° * 11X
7 = 90 — агс4^-—.
и
Тем самым для условий обтекания крыльчатки измерителя потока МКД также были приняты допущения об автомодельности по М и Ие, т. е. вместо критериального уравнения Кмкл = -^мкд(М, Ие, 7) обработка измерений при тарировке давала однопараметрическую характеристику .
Для ее получения на входной конец трубы диаметром 82 мм вместо головки цилиндров 3 устанавливался задатчик 4 «эталонного» потока МКД, оформленный в торцевой крышке трубы (рис. 9) с отверстием для сменных шайб, ограничивающих расход первичного, незакрученного потока воздуха, и с плавно сужающимся соплом, которое и сообщает закрутку потоку в трубе 1. При установке шайб различного диаметра ( мм, мм, мм,
мм и мм) получаются потоки, различающиеся величиной параметра закрутки 7. Расход через шайбы и сопло при тарировке определяется по разрежению, измеряемому вакуумметром 5 со шкалой на 1 кгс/см2 и классом точности .
Рис. 8. Детали продувочного стенда — задатчик и измеритель потока МКД, колба и расходомерные шайбы
Рис. 9. Общий вид продувочного стенда
Потери МКД на участке от задатчика до измерителя, а также геометрические характеристики самого измерителя отражаются та-рировочной зависимостью (в силу обоснованности допущения об автомодельности течения в ней по Ие). Крутящий момент измеряется устройством, представляющим собой весы с цилиндрическим поплавком 6 — стеклянной колбой, отградуированной в миллиметрах и служащей также гасителем колебаний. Нить, за которую подвешена колба (рис. 7 и 9), наматывается на барабан, установленный на оси крыльчатки 2, неподвижной при равновесии ее в потоке.
Экспериментальные точки, полученные при трехкратном измерении для каждого и график функции, аппроксимирующей искомую тарировочную зависимость ви-даКмкдЫ = а + &7С, показаны на рис. 10.
Рис. 10. Экспериментальные точки и график аппроксимирующей зависимости АГмкд
При использовании данного стенда для измерений, вместо задатчика на входной конец трубы устанавливалась головка цилиндров двигателя УЗАМ-3317 с двухконтурной
впускной системой (рис. 9). Расход через оба контура измерялся расходомерами 7 объемного типа РГ-40; расход через основной контур регулировался постановкой ограничивающих шайб диаметрами мм, мм, мм, мм, мм и мм. Коэффициент определялся как частное от деления показания Мкр измерителя потока МКД на «номинальное» значение потока МКД, вычисляемое по показаниям расходомера С2 и величины приведенного эксцентриситета вторичного контура, с учетом коэффициента для
крыльчатки при данной закрутке, согласно ее тарировочной зависимости.
А = 8,6 мм
А =4,3 мм
' ** 1
Рис. 11. Экспериментальные точки и графики аппроксимирующей зависимости для к = 8,6 мм и к = 4,3 мм
Измерения были выполнены для величин подъема впускного клапана
мм и мм. Их результа-
ты — экспериментальные точки и графики аппроксимирующих зависимостей — показаны на рис. 11. Полученные данные интерполировались модулем-связью КЛАПАН для вычисления для любых промежуточных зна-
чений высоты его подъема .
МОТОРНЫИ ЭКСПЕРИМЕНТ
Ниже приводятся данные об экспериментальном двигателе, стендовом оборудовании и результаты экспериментального измерения показателей двигателя, оборудованного двухконтурной впускной системой. В широком диапазоне относительного расхода воздуха через контуры измерены эффективные параметры двигателя, показатели токсичности, построены регулировочные характеристики.
В качестве параметра, интегрально характеризующего ГДСЗ в РК в части закрутки, использовано расчетное значение вихревого отношения П, которое определялось имитационным моделированием газообмена по моделям, описанным ранее в данной статье.
Испытательный стенд, двигатель УЗАМ-3317 и порядок проведения испытаний
Для исследования влияния закрутки потока на впуске на эффективные показатели двигателя и токсичность отработавших газов проведены моторные эксперименты. Эксперименты имели целью:
1. Показать возможность снижения удельного эффективного расхода топлива и токсичности отработавших газов двигателя с двухконтурной системой впуска за счет изменения интенсивности закрутки заряда.
2. Показать, что двухконтурная система впуска не ухудшает показатели двигателя по внешней скоростной характеристике.
Для проведения экспериментов применена исследовательская установка на базе четырехтактного бензинового двигателя УЗАМ-3317 рабочим объемом іУ^ = 1700 см с распределенным впрыском топлива, электромеханической динамометрической тормозной установки 1DS (ЧССР) и программно-аппаратного комплекса для проведения калибровок на базе процессора Микас 7.1 фирмы Эл-кар (Россия). Комплекс позволяет задавать значения цикловых расходов топлива и углов опережения зажигания двигателя, а также контролировать параметры двигателя при снятии соответствующих регулировочных характеристик.
Воздух попадает в ресивер двухконтурной системы впуска, проходя через расходомер и дроссельный патрубок, после чего по каналам основного и дополнительного контуров подводится к впускным клапанам двигателя. При работе двигателя в режиме холостого хода воздух поступает в ресивер через регулятор добавочного воздуха. Каналы дополнительного контура подводятся тангенциально к продольной оси основного канала. Соотношение расходов воздуха через контуры задается дросселированием соответствующих контуров. Двигатель на стенде показан на рис. 12.
Расход воздуха измеряется с помощью электронного расходомера термоанемометри-ческого типа, данные которого обрабатываются блоком управления Микас 7.1 и выво-
дятся на дисплей ЭВМ в реальном времени. Расход топлива в процессе работы двигателя берется из расчетных значений программы управления топливоподачей Микас 7.1 и контролируется измерением объемным расходомером. Определение угла опережения зажигания, циклового расхода топлива, частоты вращения вала двигателя, температуры охлаждающей жидкости и воздуха, коэффициента избытка воздуха также производится средствами системы управления программно-аппаратного комплекса. Коэффициент избытка воздуха также измеряется по составу отработавших газов при помощи газоанализатора ^г^ MEXA-554JE. Состав отработавших газов определяется газоанализаторами ba MEXA-554JE и EKSA-240. Крутящий
момент двигателя определяется динамометром VSETIN тормозной установки 1Б5. Поддержание и контроль скоростного режима двигателя осуществляется средствами системы управления тормозного стенда. Все измерения соответствуют требованиям ГОСТ 14846.
Рис. 12. Двигатель УЗАМ-3317 на стенде
Эксперимент заключался в снятии серии регулировочных характеристик по составу смеси и углу опережения зажигания, а также внешних скоростных характеристик двигателя в базовой комплектации и двигателя в комплектации двухконтурной системой впуска. Конструктивные размеры (объем впускного ресивера, длина и сечение впускных патрубков) системы впуска базового двигателя и основного контура двухконтурной системы впуска выполнены оптимальными по критерию наполнения. Параметры системы впуска рассчитаны с помощью системы имитационного моделирования «Альбея».
Двигатель для испытаний в базовой комплектации соответствует двигателю с двухконтурной системой впуска с нулевой степенью закрутки (основной контур открыт, малый контур закрыт полностью). Изменение степени закрутки в двигателе с двухконтурной системой впуска обеспечивалось изменением соотношения расходов воздуха через контуры при неизменном суммарном расходе воздуха через двигатель. Двигатель в комплектации с двухконтурной системой впуска испытывался с максимальной степенью закрутки при подаче воздуха только через малый контур (основной контур закрыт, малый контур открыт полностью) и с промежуточными степенями закрутки при подаче воздуха через оба контура. Максимальная и промежуточные степени закрутки достигались дросселированием основного контура диафрагмами различного диаметра (0 мм,
8 мм, 10 мм и 34 мм) при полностью открытом дополнительном контуре. Диафрагма диаметром 34 мм соответствует полностью открытому основному контуру.
Результаты испытаний двигателя
Регулировочные характеристики по составу смеси и углу опережения зажигания снимались на различных режимах от глубокого дросселирования до полного открытия дроссельной заслонки. Регулировочные характеристики по составу смеси на различных режимах работы двигателя приведены на рис. 1316. Регулировочные характеристики по углу опережения зажигания снимались при составах смеси, соответствующих минимальным удельным эффективным расходам топлива . Регулировочные характеристики по углу опережения зажигания приведены на рис. 17 и 18.
Внешние скоростные характеристики снимались при оптимальных регулировках состава смеси и угла опережения зажигания на каждой точке характеристики. Двигатель в комплектации двухконтурной системой впуска испытывался в условиях подачи воздуха через оба контура (основной и малый контуры открыты полностью). Внешние скоростные характеристики приведены на рис. 19. Здесь же для сравнения приведены внешние скоростные характеристики испытуемого двигателя при комплектации его серийной карбюраторной системой впуска.
Анализ результатов
Анализ полученных характеристик показывает следующее:
1. Наибольший эффект от применения двухконтурной системы впуска наблюдается на режимах глубокого дросселирования и низких частотах вращения вала двигателя при максимальной, или близкой к максимальной, закрутке заряда в цилиндре. На этих режимах вялая внутрицилиндровая газодинамика базового двигателя компенсируется интенсивным вихреобразованием в двухконтурной системе.
2. На каждом режиме может быть найдено соотношение расходов воздуха через контуры, и, соответственно, степень закрутки свежего заряда, дающие наибольший эффект по расходу топлива и токсичности отработавших газов.
3. Диапазон устойчивой работы двигателя на режимах глубокого дросселирования при применении двухконтурной системы впуска расширяется в зону бедных смесей на 20 30%.
4. Минимальные удельные эффективные
расходы топлива по регулировочным характеристикам по составу смеси при применении двухконтурной системы впуска снижаются на 11 22% на режимах глубокого дрос-
селирования и на 0 ... 5% на частичных режимах. Минимумы удельных эффективных расходов топлива при применении двухконтурной системы впуска смещаются в сторону обеднения на 7 ... 10% на режимах глубокого дросселирования и на 5 ... 7% на частичных режимах.
5. При работе двигателя с коэффициентами избытка воздуха, соответствующими минимальным значениям удельных эффективных расходов топлива, выбросы оксида углерода при применении двухконтурной системы впуска снижаются на 60 ... 70% на режимах глубокого дросселирования и частичных режимах.
6. При работе двигателя с коэффициентами избытка воздуха, соответствующими минимальным значениям удельных эффективных расходов топлива, выбросы углеводородов при применении двухконтурной системы впуска снижаются на 2 ... 8% на режимах глубокого дросселирования и частичных режимах.
7. Минимальные значения выбросов оксида углерода и углеводородов по регули-
ровочным характеристикам по составу смеси при применении двухконтурной системы впуска меняются несущественно. Однако минимумы выбросов углеводородов при применении двухконтурной системы впуска смещаются в сторону обеднения на 6 10% на ре-
жимах глубокого дросселирования.
8. Минимальные удельные эффективные
расходы топлива по регулировочным характеристикам по углу опережения зажигания при применении двухконтурной системы впуска меняются мало. Минимумы удельных эффективных расходов топлива при применении двухконтурной системы впуска смещаются в сторону меньших углов опережения зажигания на 20 48%, что свидетельствует
об увеличении скоростей горения.
9. Эффективные показатели двигателя и токсичность отработавших газов на режимах внешней скоростной характеристики при применении двухконтурной системы впуска не ухудшаются. Максимальный крутящий момент двигателя возрастает на 1,5%. Коэффициент наполнения, минимальный удельный эффективный расход топлива и токсичность отработавших газов меняются мало.
10. Вид регулировочных характеристик Ме(а) и де(а) при различных комплектациях впускной системы (рис. 15) показывает, что для смесей примерно стехиометрического и особенно бедного состава фактор закрутки (на выбранном скоростном режиме мин и для выбранного рас-
хода воздуха Ов = 54 кг/час) монотонно и отрицательно влияет на эффективные показатели двигателя. Предположительно это говорит как об увеличении роли теплоотдачи в стенки рабочей камеры, так и (при неплохой «базовой» скорости турбулентного горения в КС) об отрицательном воздействии закрутки рабочей смеси в КС на скорость выгорания смеси. При обеднении же смеси закрутка способствует улучшению показателей и вообще становится фактором, обеспечивающим саму возможность работы при существенном обеднении, положительно влияя на скорость и полноту выгорания обедненных смесей. Так, при максимальной закрутке, обеспечиваемой при подаче воздуха только через дополнительный контур, удается работать на смеси состава при око-
ло 250 гДкВт-ч), что примерно соответствует
■с «о «
У
М 420 И
*°\ л
% -д
> г /
0,7
0,8
0,9
1,0
1.1
1,2
1,3 а 1.4
-двигатель базовый
—двигатель с разделенной системой впуску подача воздуха через малый контур -двигатель с разделенной системой впуска подача воздуха через оба контура
\
к
%
0,7
0.9
1.0
1.1
1,2
1,3
1.4
—ф-двигатель базовый —А—двигатель с разделенной системой впуска подача воздуха через малый контур —двигатель с разделенной системой впуска подача воздуха через оба контура
я
а 260 ■
е 220 ■
180 -
140 -
100 -
60 ■
20 •
ч
Сі ■■м
0,7
0,8
0,9
1,0
1.1
1,2
1,3 « 1.4
-О—двигатель базовый -Д—двигатель с разделенной системой впуска, подача воздуха через малый контур -О—двигатель с разделенной системой впуска, подача воздуха через оба контура
Рис. 13. Регулировочные характеристики по составу смеси; п = 1800 мин 1, С?в = 40 кг/час; вихревые отношения П = 0,15 (базовый), П = 5,56(малый контур), П = 0,02(оба конура) рассчитаны для а = 1,0
в т /
С Ъ
31 Р
і 1/
А, Л Л /
■■ Л /V
0 6 0 7 0 3 о 9 1 0 1 1 1 2 а 1.3
—О—двигатель базовый —А—двигатель с разделенной системой впуска подача воздуха через малый контур -□—двигатель с разделенной системой впуска подача воздуха через оба контура
е 540 &
О.
-• 460
Е
и
380
300
220
140
60
\
: л
'Ч -Р : /
А
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
-О—двигатель базовый А двигатель с разделенной системой впуска подача воздуха через малый контур —□—двигатель с разделенной системой впуска подача воздуха через оба контура
Рис. 14. Регулировочные характеристики по составу смеси; п = 1240 мин 1, Ов = 13 кг/час; вихревые отношения О = 0,18 (базовый), О = 10,9 (малый контур), О = 0,01 (оба конура) рассчитаны для а = 1,0
Ш. ил
. 100 і н
І-
і н Г
к к -"а
N
0 8 0 9 1 1 1 2 1 3 1,4 1 5 ! бц 1,1
-О—Двигатель базовый. —А- Двигатель с разделенной системой, подача воздуха через оба контура. 0=34 мм '-О— Двигатель с разделенной системой, подача воздуха через оба контура. 0=10 мм —□— Двигатель с разделенной системой, подача воздуха через оба контура. Ю=8 мм —А— Двигатель с разделенной системой, подача воздуха через малый контур. 0=0 мм
а
300
250
к
N
К
К; к .
—А
1
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
- Двигатель базовый.
- Двигатель с разделенной системой, подача воздуха через оба контура. 0—34 мм
- Двигатель с разделенной системой, подача возщгха через оба контура. 0=10 мм
- Двигатель с разделенной системой, подача воздуха через оба контура. Ю=8 мм
~ Двигатель с разделенной системой, подача воздуха через малый контур. Ю=0 мм
а б
Рис. 15. Регулировочные характеристики по составу смеси; п = 1500 миґ\^^ 54 кг/час; вихревые отношения (базовый), (оба конура, мм), ( мм),
( мм), (малый контур) рассчитаны для
'-©—Двигатель базовый.
—й- Двигатель с разделенной системой, подача воздуха через оба контура. 0=34 мм —О— Двигатель с разделенной системой, подача воздуха через оба контура. 0=10 мм ~П— Двигатель с разделенной системой, подача воздуха через оба контура. 0=8 мм —й— Двигатель с разделенной системой, подача воздуха через малый контур. 0=0 мм
Рис. 16. Зависимости углов опережения зажигания, соответствующих минимальным удельным эффективным расходам топлива, от состава смеси; мин , кг/час; характерные
значения вихревых отношений П — те же, что для рис. 15
рс 1.
® то 1
1 1 2 2 5 28 3 3 4 37 4 б 4 5 У 5 О.З., 58 град.
-О- двигатель баи вы в двигатель с разделенной свстемой впуска, подача воздуха через малый контур -О— двигатель с разделеннов свстемой впуска, подача воздуха через оба ковтура
Рис. 17. Регулировочные характеристики по углу опережения зажигания; п Св = 40 кг/час, а = 1,1; П — те же, что для рис. 13
мин
Рис. 18. Регулировочные характеристики по углу опережения зажигания; п Св = 13 кг/час, а = 1,01; П — те же, что для рис. 14
мин
- двигатель базовый (с впрыском в застроенной системой впуска)
- лвпгатель с впрыском в настроенной разделен ной системой впуска
- карбк>раТ0рны п лепглтє.іь
І00 0 5800
П. мин-1
/ к
/ \
А
сґ /
-двпгательбазовыв (с впрыском п настроенной свстемой впуска)
— двигательс впрыском п настроенной разделенной свстемой впуска
Рис. 19. Внешние скоростные характеристики
экономичной работе при а = 0,9... 1,2 при несущественной закрутке, и несколько большими значениями Ме (85 ... 100 Нм против около 70 Н-м для бедной смеси).
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Создана и реализована в виде расчетных модулей математическая модель, позволяющая рассчитывать на ЭВМ процессы в ГВТ ДВС как нестационарные волновые течения с закруткой и определять некоторые интегральные характеристики газодинамического состояния заряда в РК.
Стендовые испытания двигателя УЗАМ-3317 с двухконтурной впускной системой подтвердили исходные предположения о том, что применение указанной системы мало сказывается на эффективных показателях двигателя при работе по внешней скоростной характеристике. При работе же на частичных режимах придание закрученного движения заряду указанным способом в ряде случаев улучшает экономические и токсические показатели ДВС, способствует существенному расширению диапазона устойчивой работы двигателя на частичных режимах в направлении обедненных смесей.
Представляется, что на каждом режиме для данного двигателя может быть найдено оптимальное соотношение расходов воздуха через контуры, определяющее степень закрутки рабочей смеси, дающее наибольший эффект по расходу топлива и токсичности отработавших газов, что открывает возможность совершенствования существующих двигателей.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Рудой, Б. П. Топливная экономичность ДВС : учеб. пособие / Б. П. Рудой. Уфа: УАИ, 1985. 80 с.
2. Патент № 2148178 РФ. Способ питания двигателя внутреннего сгорания и устройство для его осуществления / Р. Д. Еникеев, Р. И. Садыков, Б. П. Рудой, А. О. Борисов // Бюл. изобр. 2000, № 12.
3. Рудой, Б. П. Прикладная нестационарная гидрогазодинамика / Б. П. Рудой. Уфа : УАИ, 1988.184 с.
4. Черноусов, А. А. К выбору метода численного интегрирования уравнений одномерного движения газов в каналах ДВС / А. А. Черноусов // Известия вузов. Машиностроение. 2007. № 6. С. 43-46.
5. Черноусов, А. А. Консервативная сеточно-характеристическая схема для расчета нестационарных течений в трубопроводах / А. А. Черноусов // Вопросы теории и расчета рабочих процессов тепловых двигателей : межвуз. науч. сб. Уфа: УГАТУ, 2006. Вып. 21. С. 246-254.
6. Еникеев, Р. Д. Течение газа в зоне стыка контуров ДВС / Р. Д. Еникеев // Известия вузов. Машиностроение. 2007. № 2. С. 20-28.
7. Еникеев, Р. Д. Моделирование и экспериментальное исследование нестационарного течения газа в разветвленном трубопроводе / Р. Д. Еникеев, А. А. Черноусов // Вестник УГАТУ. 2007. Т. 9, № 6 (24). С. 99-107.
8. Гарипов, М. Д. Прогнозирование влияния обводненности спиртоводной смеси на индикаторную эффективность цикла ДВС / М. Д. Гарипов, А. А. Черноусов // Вестник УГАТУ. 2007. Т. 9, № 6 (24). С. 108-114.
ОБ АВТОРАХ
Еникеев Рустэм Далилович,
доц., зав. каф. двиг. внутр. сгорания. Дипл. инж. по двиг. внутр. сгорания (УАИ, 1981). Канд. техн. наук по тепл. двиг. (УАИ, 1987). Иссл. в обл. систем газообмена, персп. раб. процессов ДВС.
Михайлов Владимир Сергеевич, асп. той же каф. Магистр техн. и технол. по энергомашиностроению (УГАТУ, 2007). Готовит дис. в обл. газообмена двухтактных ДВС.
