Создание и совершенствование твердотопливных поршневых двигателей внутреннего сгорания

Белоусов Е.В.

Создание и совершенствование твердотопливных поршневых двигателей внутреннего сгорания (Creation and perfecting of solid-propellant reciprocating engines of internal combustion)

Dear colleagues! I want to draw your attention to the book published in Ukraine «Creation and perfecting of solid-propellant reciprocating engines of internal combustion». In the book the today's condition of a problem of use of solid fuel in reciprocating engines is explained. Use of coal suspensions, as perspective motor fuel in detail surveyed. In separate sections of the book the analysis the most important of aspects of a problem is executed, namely: economic advantages from translation of reciprocating engines on solid fuel; demands, to solid fuel; supply of solid fuel in combustion chamber of the engine; reaching of good kindling and autoignition of solid fuel in a combustion chamber of the engine; theoretical bases of burning of a solid fuel in the engine; methods of struggle against wear of elements of the engine; achievement of good ecological parameters of work of reciprocating engines at work on a solid fuel. In the book, results of the development works executed in Germany, the USA, France, Russia, Japan, Ukraine and other countries, are extended, analysed and systematized. The book is written in Russian and contains 451 page, is illustrated with 208 figures, the bibliographic list contains 79 sources. In the application, the list from 209 deeds which are devoted to this problem is located. Yours faithfully, Belousov E.V. Уважаемые коллеги! Предлагаю вашему вниманию вышедшую в Украине книгу «Создание и совершенствование твердотопливных поршневых двигателей внутреннего сгорания». В книге подробно рассмотрено современное состояние проблемы использования твердых топлив и суспензий на их основе в качестве моторного топлива для поршневых двигателей. В отдельных главах рассмотрены основные аспекты проблемы, такие как: экономические предпосылки к переводу поршневых двигателей на твердое топливо; требования, предъявляемые к топливам; подача твердых топлив в рабочее пространство двигателя; обеспечение устойчивого воспламенения и самовоспламенения твердого топлива в камере сгорания двигателя; теоретические основы выгорания твердого топлива в двигателе; методы борьбы с износом элементов двигателя; обеспечение приемлемых экологических показателей работы твердотопливных поршневых двигателей. В книге обобщены, проанализированы и систематизированы результаты исследований, выполненных в Германии, США, Франции, России, Японии, Украине и других странах. Книга написана на русском языке и содержит 451 страницу, проиллюстрирована 208 рисунками, библиографический список содержит 79 первоисточников, в приложении приводится список из 209 источников, посвященных данной проблеме. С уважением, Белоусов Е.В.

УДК 621.435 Б 43 ББК 31.365

Создание и совершенствование твердотопливных поршневых двигателей внутреннего сгорания. Е.В. Белоусов. – Херсон: ОАО «ХГТ» – 2006. – 452 с.

ISBN 966-8502-30-2

В монографии изложены история вопроса и пути совершенствования методов прямого сжигания твердых топлив в поршневых двигателях внутреннего сгорания. Подробно рассмотрено современное состояние проблемы и пути решения основных вопросов связанных с внедрением данного класса поршневых двигателей в практику эксплуатации. В работе рассматриваются теоретические аспекты выгорания твердого топлива в рабочем пространстве двигателя при его сжигании как объемным, так и слоевым способом. Книга может быть полезна специалистам, занимающимся изучением и совершенствованием двигателей внутреннего сгорания, а также широкому кругу читателей, интересующихся данной проблемой.

ISBN 966-8502-30-2

ББК 31.365

© Белоусов Е. В., 2006 © Издательство ОАО «ХГТ», 2006

ВВЕДЕНИЕ Поршневые двигатели внутреннего сгорания (ДВС) на сегодня являются наиболее экономичными первичными тепловыми двигателями, что способствовало их широкому распространению во всех сферах хозяйственной деятельности человека. Существенным недостатком поршневых двигателей можно считать то, что подавляющее большинство из них работает на нефтяных и газовых топливах, в силу чего перспективы их дальнейшего развития и использования напрямую связаны с изменениями, происходящими в мировом нефтегазовом комплексе. Практика последних десятилетий показывает, что с увеличением потребности в нефтяных и газовых топливах их стоимость хоть и колеблется в довольно значительных пределах, однако в среднем неуклонно возрастает. Несложно предвидеть, что и в дальнейшем такая тенденция сохранится. Это обусловлено целым рядом как объективных причин, связанных с ограниченностью запасов этих энергоносителей, так и результатом всевозможных политических комбинаций, а порой и откровенных спекуляций. Все происшедшие за последние десятилетия энергетические кризисы касались в первую очередь сырой нефти и жидких углеводородных топлив, получаемых из нее. Объективной причиной, которая должна учитываться при определении приоритетов развития и совершенствования ДВС, является то обстоятельство, что сырая нефть и природный газ относятся к невозобновляемым энергоносителям. Их запасы могут исчерпаться уже в настоящем столетии, однако даже сейчас многие страны ощущают недостаток нефти и газа для обеспечения функционирования своих энергетических и транспортных систем. На данном этапе проблема носит локальный характер и объясняется неравномерным распределением нефти по регионам. В мире совсем немного стран, которые за счет собственной добычи покрывают свои потребности в нефти, и еще меньше стран, способных экспортировать нефть на внешние рынки. Это лишний раз показывает то, насколько уязвима мировая экономика в целом и транспортная система в частности, насколько она зависима от конъюнктуры мирового рынка нефти и насколько важным и трудным является решение проблемы поиска альтернативных топлив для ДВС. Анализ мировых ресурсов невозобновляемых топлив позволяет сделать вывод, что наиболее перспективными для использования в энергетике являются угли. Количество разведанных запасов углей, пересчитанное на ус-

3

ловное топливо, более чем в десять раз превышает разведанные запасы нефти. По этой причине многие специалисты видят перевод некоторой части ДВС на использование различных видов твердых топлив в качестве одного из альтернативных путей их развития. Наиболее эффективным методом использования твердых топлив в ДВС является их прямое сжигание в рабочем цилиндре двигателя. Именно такой метод позволяет наиболее полно реализовать те преимущества, которые выгодно отличают поршневые двигатели от других типов тепловых машин. Однако именно этот метод одновременно является и наиболее труднореализуемым, так как сопряжен с необходимостью решения ряда серьезных проблем: сложностью реализации эффективного термодинамического цикла с использованием твердого топлива; высоким абразивным износом рабочих цилиндров, поршней, топливоподающей аппаратуры и других деталей двигателя; необходимостью соблюсти экологические требования и т.д. Цель настоящей книги состоит в том, чтобы показать современное состояние вопроса, систематизировать имеющиеся сведения об исследованиях, посвященных проблеме прямого сжигания твердых топлив в поршневых ДВС, проанализировать полученные результаты, обозначить пути дальнейшего развития и совершенствования твердотопливных поршневых двигателей. Книга рассчитана на широкий круг читателей, знакомых с устройством и работой поршневых ДВС, может быть полезна специалистам в области проектирования двигателей, а также студентам и аспирантам, обучающимся по специальности «Двигатели внутреннего сгорания» и «Судовые энергетические установки». Учитывая особую специфику книги, на стадии ее подготовки к изданию, с рукописью ознакомились ряд специалистов как в области исследования и проектирования ДВС, так и в области использования угольных топлив. Автор выражает благодарность за помощь и ценные замечания, высказанные при подготовке рукописи чл.-кор. НАН Украины, д.т.н. Майстренко А.Ю., с.н.с., к.т.н. Чернявскому Н.В. (Институт угольных энерготехнологий НАН Украины и Минтопэнерго), д.т.н., проф. Грехову Л.В. (Московский государственный технический университет им. Н.Э. Баумана), д.т.н., проф. Парсаданову И.В. (Национальный технический университет «Харьковский политехнический институт»), д.т.н., проф. Тимошевскому Б.Г., к.т.н., проф. Шостаку В.П. (Национальный университет кораблестроения им. адмирала Макарова (Николаев)), д.т.н., проф. Яманину А.И. (Ярославский государственный технический университет).

4

Глава 1 Прямое сжигание твердого топлива в ДВС 1.1. История вопроса. История развития двигателей внутреннего сгорания (ДВС) неразрывно связана с попытками создания двигателей, способных работать на различных сортах твердого топлива. Достаточно вспомнить, что первый поршневой двигатель был предложен в 1678 году выдающимся голландским математиком, инженером-механиком и физиком Христианом Гюйгенсом (Christian Huygens) (1629-1695). Предполагалось, что в качестве топлива для такого двигателя будет использоваться черный порох. Однако предложенный Гюйгенсом двигатель никогда не был построен [12]. Предложенный в 1860 году бельгийским инженером Етиенне Ленуаром (Etienne Lenoir) (1822-1900) двигатель работал на так называемом городском газе, который в те времена производился на специальных газовых станциях путем газификации углей [18]. Идея использования генераторного газа позже была заимствована Евгением Лангером (Eugen Langen) (1833-1895) и Николосом Отто (Nikolaus Otto) (1832-1891) для сконструированного ими четырехтактного двигателя, в котором использовалось предварительное сжатие воздушного заряда. Этот двигатель потреблял в четыре раза меньше генераторного газа, чем двигатель Ленуара, и был первым эффективным поршневым двигателем внутреннего сгорания [18]. Использование генераторных газов имело большое неудобство – газогенераторные двигатели можно было устанавливать только в непосредственной близости от газогенераторных станций. Использование газовых двигателей на транспорте было сопряжено с целым рядом как конструктивных, так и эксплуатационных неудобств. В результате многочисленных поисков в качестве универсальных топлив для ДВС выбор пал на продукты переработки нефти. С данным видом топлива в дальнейшем связано значительное усовершенствование двигателей Отто и их широкое распространение на транспорте. Несмотря на то, что к концу XIX века двигатели Отто уже получили распространение на промышленных предприятиях и на некоторых транспортных средствах, идея создания двигателя, способного работать на твердом топливе, сохраняла свою актуальность и продолжала интересовать специалистов как один из альтернативных путей дальнейшего развития ДВС. К тому же эта идея имела под собой вполне определенные экономические предпосылки.

5

В тот период угольная промышленность многих экономически развитых стран, таких как Соединенные Штаты Америки, Британия, Германия, Россия, находилась в стадии подъема, а нефтяная промышленность только зарождалась. К тому же крупные месторождения нефти к этому времени или еще не были открыты (как, например, в США), или находились за пределами тех стран, в которых темпы индустриального развития были наибольшими (например, Британия, Германия и Франция). Поэтому, наряду с использованием генераторного газа и продуктов переработки нефти, некоторыми специалистами того времени предпринимались попытки к прямому использованию мелкодисперсной угольной пыли для питания ДВС, работающих по циклу Отто. Идея использования угольной пыли в качестве топлива, в общем-то, лежала на поверхности, так как к тому времени было хорошо известно о способности угольной пыли образовывать с воздухом достаточно взрывоопасную смесь. Именно это являлось неоднократной причиной аварий в угледобывающих шахтах, и именно это свойство угольно-воздушной смеси наводило на мысль о возможности применения ее в качестве топлива для ДВС. Однако конструкторам пришлось столкнуться с серьезными техническими трудностями, к числу которых можно отнести плохую карбюрацию угольной пыли, в результате чего не удавалось добиться стабильной дозировки состава угольно-воздушной смеси. Кроме того, внешнее смесеобразование приводило к тому, что угольная пыль попадала в цилиндр в начале процесса сжатия, и ее частицы контактировали практически со всей внутренней поверхностью рабочего цилиндра. В результате этого некоторая часть угольной пыли обильно осаждалась на покрытых маслом стенках, образуя налет, который не принимал участия в горении, и, накапливаясь, быстро выводил двигатель из строя [16]. Названные обстоятельства оказались практически непреодолимыми и заставили отказаться от использования угольной пыли в двигателях с внешним смесеобразованием, поэтому почти все дальнейшие исследования проводились на двигателях с внутренним образованием смеси. В общей сложности, проблема использования твердых топлив ДВС сохраняет свою актуальность и привлекает к себе интерес специалистов вот уже более ста лет. Основное количество исследований, проводимых в течение этого времени, носило экспериментальный характер, и только в последние десятилетия были предприняты попытки подвести под эти исследования теоретическую базу. В течение всего обозначенного периода взгляды на проблему неоднократно изменялись, в связи с этим, соответственно, изменялись

6

и подходы к ее решению. Если не считать разрозненных попыток использования угольной пыли в двигателях, работающих по циклу Отто, условно все исследования, выполненные на протяжении этого времени, можно разбить на три основных этапа. Начало первому этапу положили работы Р. Дизеля по созданию рационального теплового двигателя. Этот период характеризовался тем, что большинство работ по созданию поршневого ДВС, способного работать на твердом топливе, проводились в Германии. При этом основные усилия исследователей были направлены на изучение возможности сжигания угольных топлив в виде мелкодисперсной пыли. Этот период продолжался до начала второй мировой войны. Второй период, начавшийся после второй мировой войны, продолжался до энергетического кризиса 1972-73 гг. Третий период продолжается по настоящее время и характеризуется тем, что основное внимание в проводимых исследованиях уделяется использованию угольных топлив в составе мелкодисперсных растворов с водой, дизельным топливом, различными спиртами, растительными маслами, синтетическими жидкими топливами. 1.1.1. Период с 1893 по 1939гг. Первая попытка создать поршневой двигатель внутреннего сгорания, способный работать на твердом топливе, была предпринята в 1892 году немецким инженером Рудольфом Дизелем (Rudolph Diesel) (1858-1913). 28 февраля 1892 года им был получен патент № 67207 на «Рабочий процесс и способ выполнения одноцилиндрового и многоцилиндрового двигателя» [11, 12, 16]. Примерно через год после получения патента издательством технической литературы Юлиса Шпрингера (Julius Springer) в Берлине была напечатана брошюра Дизеля под названием «Теория и конструкция рационального теплового двигателя, призванного заменить паровую машину и другие двигатели существующие в настоящее время» (Theorie und Konstruktion eines rationellen Wärmemotors zum Ersatz der Dampfmaschine und heute bekannten Wärmemotoren). В этой брошюре Дизель, анализируя опыт создания поршневых двигателей, а также основные теоретические положения термодинамики, в том числе разработанные Сади Карно (Carnot) в работе «О движущей силе огня и о машинах, способных эту силу преобразовывать», предложил концепцию создания рационального теплового двигателя. При этом использование твердого топлива в виде мелкодисперсной угольной пыли, вдуваемой в цилиндр в конце процесса сжатия с помощью струи сжатого воздуха, рассматривалось как основное конструктивное преимущество нового мотора. Дизель исходил из убеждения, что энергия воздушного заряда в результате сильного сжатия может превысить порог

7

активации процесса горения угольных частиц, и, как следствие этого, в цилиндре двигателя будет происходить самовоспламенение угольно-воздушной смеси. Для этого предлагалось увеличить степень сжатия воздушного заряда по сравнению с двигателем Отто в несколько раз. Далее Дизель полагал, что медленно горящая угольная пыль будет поступать в цилиндр в определенных количествах постепенно, в течение некоторого промежутка времени таким образом, чтобы выделяющаяся в процессе сгорания теплота компенсировала расход внутренней энергии рабочего тела на совершение внешней работы по мере перемещения поршня. Такое решение, как полагал изобретатель, позволит получить изотермический подвод теплоты к рабочему телу, в результате чего изменение давления в цилиндре двигателя будет происходить плавно. В процессе последующего расширения это позволило бы максимально снизить температуру отработавших газов, уменьшив тем самым количество теплоты, отводимой в ходе осуществления термодинамического цикла. По расчетам Дизеля выходило, что средняя температура, действующая в двигателе, будет находиться на уровне средней температуры рабочего цикла паровых машин. В связи с этим он считал возможным отказаться в проектируемом им двигателе от системы охлаждения рабочего цилиндра и головки двигателя [12]. В своей брошюре Дизель не ограничился описанием теоретических предпосылок и конструкторских решений. Для того чтобы придать своему проекту привлекательность, он подробно рассмотрел экономические аспекты создания и внедрения в промышленность твердотопливного поршневого двигателя. Развивающаяся промышленность Германии требовала нового, экономичного, высокоэффективного первичного двигателя, способного использовать дешевое твердое топливо. Работа Дизеля вызвала большой интерес среди специалистов, найдя себе как сторонников, так и противников. Фактически, предлагался принципиально новый тип двигателя с постепенным сгоранием распыленной в воздушном заряде угольной пыли. Многие оценивали положения, изложенные в брошюре, как чрезвычайно интересные в теоретическом плане, однако вряд ли осуществимые на практике. Тем не менее ни у кого не вызывало сомнения, что, если описанные Дизелем теоретические предпосылки удастся осуществить на практике, то двигатель, полученный таким образом, будет иметь неоспоримые преимущества перед всеми известными на тот момент тепловыми двигателями. Для продвижения своего проекта Дизель заручился поддержкой наиболее авторитетных ученых своего времени, в частности, своего бывшего учителя по Вестбаденскому техническому университету профессора Лидне, известного как создателя способа сжижения

8

воздуха, крупнейших авторитетов в области техники профессоров Штера и Цейнера. Экземпляры брошюры, вместе с копиями отзывов Лидне, Штера и Цейнера, Дизель разослал по целому ряду машиностроительных заводов Германии, Австрии и Швейцарии. После переговоров в феврале 1893 года Аугсбургский машиностроительный завод (Maschinenfabrik Augsburg, ныне входит в концерн MAN) согласился выделить средства для постройки экспериментального двигателя. Позже, в апреле этого же года, к финансированию проекта присоединилась крупнейшая сталеплавильная компания Фридриха Круппа в Эссене (Friedrix Krupp) [12, 28]. Наиболее привлекательным в проекте Дизеля для двух крупнейших фирм Германии являлось именно то, что проектируемый двигатель должен был работать на угле, запасами которого последняя была обеспечена более, чем каким-либо другим энергоносителем. В условиях назревающего передела мира и многочисленных войн, которые Германия регулярно вела с соседями, энергетическая независимость приобретала решающее военно-политическое значение. С этой же точки зрения данная работа вызвала интерес в других странах и, в первую очередь, в Англии, которая, как и Германия, не располагала скольлибо значительными запасами нефти. Впоследствии брошюра Дизеля была переведена на английский язык, а за работами, проводимыми на Аугсбургском заводе, наблюдали специалисты Англии, Франции, США и России. Последовательно с 1893 по 1897 г. Р. Дизелем было изготовлено три опытных образца. Первый полностью соответствовал принципам, изложенным в его патенте, однако, столкнувшись с трудностями подачи пыли в камеру сгорания, изобретатель решил сначала испытать двигатель на жидком топливе – ламповом керосине. Такая мера рассматривалась Дизелем как временная, необходимая для отработки рабочего процесса. После того, как будут изучены основные закономерности работы нового двигателя, изобретатель предполагал вернуться к изучению вопроса относительно использования твердых топлив. Третий двигатель, построенный Дизелем, работая на керосине, показал КПД порядка 26,2%, что в два-три раза превосходило КПД других тепловых двигателей, известных на тот момент. Поэтому даже в таком виде двигатель Дизеля начал пользоваться коммерческим спросом, и основные усилия изобретателя, как и большинства других инженеров, были направлены на совершенствование рабочего процесса, основанного на использовании жидких топлив. К идее использования пылеугольного топлива Р. Дизель в своей практической работе возвращался только однажды. На одном из опытных двигателей была предпринята попытка сжигать угольную пыль, подавая ее в рабочий цилиндр через впускной коллектор.

9

Каких-либо сведений о том, что это было за топливо, не сохранилось. Однако, зная состав углей, которыми располагала Германия, и методы их измельчения, характерные для того времени, можно предположить, что это была каменноугольная пыль с зольностью около 10% и размером частиц порядка 100 мкм. Двигатель проработал приблизительно 7 минут, после чего поршень в цилиндре заклинило. Разборка двигателя показала, что несгоревшая угольная пыль, смешавшись со смазочным маслом, забила все пространство между поршневыми кольцами. Относительно проведенных таким образом испытаний в лабораторном журнале Дизель сделал следующую запись: «Настоящий мотор на пылевидном угле должен быть специально изучен и сконструирован из деталей, специально предназначенных для этого топлива. Необходимо, чтобы смазка поршня допускала систематическую продувку частиц пыли, попавших между поршневыми кольцами». Больше к вопросу использования твердых топлив в своей практической работе Р. Дизель не возвращался [40]. Технические трудности, связанные с подготовкой, хранением и подачей пылевидного топлива, с высоким износом цилиндров, поршней и поршневых колец, оказались в то время непреодолимыми. Однако идея практического осуществления теоретических разработок Дизеля по созданию рационального двигателя, работающего на пылеугольном топливе, на протяжении всего времени, прошедшего с момента выхода его брошюры, привлекала внимание многих специалистов. *** Первым, кому удалось на практике осуществить рабочий цикл поршневого двигателя с использованием твердого топлива, был немецкий инженер Рудольф Павликовский (Rudolf Pawlikowski), в прошлом один из ассистентов Дизеля. На машиностроительном заводе в Гертлице он, начиная с 1916 года, в течение сорока лет занимался изучением вопросов, связанных с использованием твердых топлив. На протяжении этого времени им был построен ряд двигателей, которые достаточно хорошо работали на угольной пыли и практически не уступали дизелям в эффективности использования топлива. По примеру своего бывшего наставника такие двигатели получили название «Рупа-моторов», то есть моторов Рудольфа Павликовского [11, 16, 40]. Первый работоспособный двигатель Павликовскому удалось построить в 1928 году. Он представлял собой одноцилиндровую машину с размерностью цилиндра D/S =420/630 мм, которая развивала мощность 59 кВт при частоте вращения 167 мин-1. Двигатель потреблял 440 г/(кВт×ч) условного топлива, что соответствовало эффективности его использования, равной 31%.

10

Вслед за первой удачной моделью изобретателем был создан второй двигатель, который уже имел три цилиндра размерностью D/S = 320/520 мм и мощностью 110 кВт при частоте вращения 215 мин-1. В 1936 г. в немецких технических журналах сообщалось о том, что Павликовскому удалось устранить основное препятствие, мешающее широкому использованию пылеугольного топлива в поршневых двигателях, – проблему абразивного износа. Была даже предпринята попытка выпустить небольшую промышленную партию таких двигателей. Первый промышленный двигатель был, как и все предыдущие двигатели Павликовского, изготовлен на заводе «Космос» (Kosmos), в результате чего он получил название «КосмосРупамотор». Двигатель имел один цилиндр с размерностью D/S = 500/720 мм и развивал мощность 103 кВт при частоте вращения 166 мин-1. Двигатель был оборудован оригинальной системой продувки поршневых колец сжатым воздухом, что, по утверждению изобретателя, позволяло получить износ, соизмеримый с дизельными двигателями, работающими на жидком топливе. Помимо повышенного абразивного износа, при создании своего двигателя Павликовский столкнулся с проблемой подачи топлива в камеру сгорания. Механическая подача оказалась непригодной вследствие трудностей синхронизации скорости питающего устройства с колебаниями воздуха во впускном коллекторе. Предпочтение было отдано схеме с пневматической подачей топлива в ка1.1. Схема подачи угольного меру сгорания, которая, в общем Рис. порошка в камеру сгорания виде, выглядела следующим образом двигателя Р. Павликовского. (рис. 1 .1) [16]: В период, когда в рабочем цилиндре происходит газообмен, из воронки подачи топлива 1 угольная пыль с промежуточным воздухом, подаваемым через кольцевое пространство 8, поступала в предкамеру 4 через открытый золотниковый затвор 10. В конце сжатия золотниковый затвор опускался вниз, изолируя систему подачи от рабочего пространства двигателя. После этого в предкамеру под

11

давлением 5,9 МПа через канал 2 подавались сжатый воздух и запальное топливо 7, которые далее в смеси с угольным порошком через каналы поступали в камеру сгорания двигателя 5. Необходимый для сгорания топлива воздух засасывался через впускной коллектор 6, а отработавшие газы удалялись через выпускной коллектор 3. Чтобы угольная пыль не повергалась сжатию, способному вызвать ее брикетирование или уменьшение объема, а также во избежание слеживания, в питающей камере было установлено два вращающихся рыхлителя 9. Изобретатель утверждал, что ему удалось довести ресурс двигателя до 11 тыс. часов при условии, что замена колец производилась после каждой тысячи часов работы [11, 16, 40]. Несмотря на то, что этот двигатель действительно имел целый ряд оригинальных решений как в плане подбора материалов для изготовления деталей цилиндропоршневой группы и топливоподающей аппаратуры, так и в плане конструктивных решений, направленных на уменьшение износа, есть все основания полагать, что заявленный ресурс этого двигателя значительно завышен. К тому же все испытания не были должным образом запротоколированы. Помимо Р. Павликовского еще четыре крупные немецкие фирмы с 1925 года проводили свои независимые исследования в области создания двигателя, работающего на пылеугольном топливе [38, 40]. Пять двигателей были построены и испытаны фирмой Farben Industrie в промежуток времени между 1925-29 гг. Основная цель, которая преследовалась при этом, – создание фабричной силовой установки, способной вырабатывать дешевую энергию. Во время испытаний специалисты фирмы, как и их предшественники, столкнулись с большим абразивным износом. Чтобы уменьшить его, была изменена конструкция поршней. Поршневые кольца были установлены в гильзе цилиндра таким образом, чтобы вылет кольца из канавки можно было регулировать по мере износа. Для очистки стенок цилиндра от угольных частиц использовалась их продувка сжатым воздухом, а также пробовалась промывка водой или жидкими нефтепродуктами. Кроме мероприятий, направленных на уменьшение абразивного износа, отрабатывалась система подачи пылеугольного топлива в цилиндр двигателя. Первоначально система подачи топлива была заимствована у Павликовского, однако она оказалась недостаточно надежной и не обеспечивала нормального регулирования двигателя, в результате чего от нее впоследствии отказались. В дальнейшем для подачи топлива в камеру сгорания двигателя использовался сжатый воздух под давлением до 6 МПа, получаемый от трехступенчатого компрессора.

12

В период с 1930 по 1932 год фирма Schichau Werke испытывала версию двигателя, изготовленного заводом «Космос». Инженеры фирмы столкнулись с тем, что система подачи топлива не давала возможности надежно регулировать двигатель, а также не обеспечивала устойчивого воспламенения. На базе имеющейся конструкции специалисты фирмы разработали собственную, для изготовления котором использовались специальные износостойкие материалы. Однако, как и в предшествующих конструкциях, система подачи топлива оставалась предкамерной. По утверждениям специалистов фирмы им удалось довести ресурс двигателя до 6 тыс. часов, однако каких-либо других сведений, подтверждающих этот результат, в настоящее время не имеется. Впоследствии руководство фирмы свернуло все работы по созданию двигателя на пылеугольном топливе, сочтя эти работы экономически неоправданными. *** Bruenner Machinenfabrik изготовил 6 твердотопливных двигателей, предназначенных для работы на угольной пыли. Вначале двигатели имели систему подачи топлива в рабочий цилиндр такую же, как в двигателях Павликовского, однако, столкнувшись с теми же трудностями, что и Schichau, от этой системы отказались, заменив ее на более совершенную, разработанную в Дрезденском техническом университете. Новая система подачи топлива позволила в значительной степени турболезировать потоки топливовоздушной смеси в камере сгорания двигателя, что дало возможность увеличить скорость горения угольных частиц до величин, соизмеримых со скоростью горения жидкого топлива. В результате на одном из двигателей была получена частота вращения порядка 1200 мин-1. При этом в качестве топлива использовались лигниты с зольностью до 21% и величиной частиц около 60 мкм. Использование износостойких материалов позволило довести срок службы двигателя до 4000 часов. Исследования фирмы были прерваны второй мировой войной. *** HANOMAG (Большая Немецкая автомобильная компания) создала один двигатель, предназначенный для работы на угольной пыли. Каких-либо отчетов относительно результатов испытания двигателя не сохранилось, хотя в специальной литературе сообщалось о том, что двигатель отработал 700 часов. Известно также, что специалисты фирмы предприняли попытку усовершенствовать разработанный Павликовским способ подачи угольной пыли в цилиндр. При этом рассматривалась возможность подачи топлива в рабочее

13

пространство двигателя вообще без распыливания, специальным предкамерным способом. Сущность процесса состояла в том, что топливо заполняло специальную предкамеру, как правило, в ходе процесса всасывания. На такте сжатия воздух из рабочего цилиндра, попадая в предкамеру по специальному каналу, активно смешивался с угольной пылью, в результате чего происходила подготовка пылевоздушного заряда. Объем форкамеры устанавливался в пределах 0,4...0,7% от объема цилиндра двигателя. Такое решение давало возможность снизить давление воздуха, необходимое для подачи топлива в предкамеру до 2,4...2,9 МПа, что позволяло уменьшить затраты энергии на привод компрессо ра. При проведении испытаний на реальном двигателе, оборудованном такой системой топливоподачи, исследователи столкнулись с проблемой преждевременного воспламенения пылеугольного топлива. Кроме того, остатки несгоревшей угольной пыли не выдувались целиком из форкамеры, поэтому для их удаления приходилось вводить дополнительную струю воздуха. На основании проведенных исследований специалисты фирмы пришли к выводу, что данная схема питания двигателя вероятней всего не может быть использована в дальнейших разработках, так как она неспособна обеспечить эффективное управление двигателем в условиях изменяющихся нагрузочно-скоростных режимов. В дальнейшем двигатель был модернизирован и имел систему для инжекции угольной пыли, в которой использовался воздух высокого давления. Построенный HANOMAG двигатель был разрушен в ходе второй мировой войны. *** Как обстояло дело с исследованиями относительно использования твердого топлива в период второй мировой войны, каких-либо достоверных сведений обнаружить не удалось. В то же время известно, что немецкое правительство планировало передать одной из машиностроительных фирм заказ на постройку дизельного двигателя мощностью 447 кВт, предназначенного для работы на каменноугольной пыли. Этот факт косвенно указывает на то, что к этому времени немецкая машинная технология достигла уровня, позволяющего перейти к коммерческому использованию данного типа двигателей [40]. Помимо Германии, исследования по использованию пылеугольного топлива для ДВС проводились в институте Карнеги (США). Здесь были получены более высокие показатели эффективности использования топлива, расход которого в пересчете на условное составил 380 г/(кВт×ч), что соответствовало эффективному КПД 32,5% [16]. 14

Имеются также сведения, что перед второй мировой войной английский институт исследования топлив провел ряд экспериментов по изучению износа цилиндропоршневой группы при наличии абразивного материала в зоне смазки трущейся пары. Для данных опытов использовался 6-цилиндровый бензиновый двигатель мощностью 56 кВт с частотой вращения 2000 мин-1. Для питания двигателя применялась смесь угольной пыли с бензином. Подводя итоги достижений первого этапа исследований необходимо отметить, что совместными усилиями ученых и инженеров к началу второй мировой войны был решен ряд важнейших вопросов. Отдельные решения отличались оригинальностью, поэтому есть смысл остановиться на некоторых из них подробнее. К числу специфических относится проблема транспортировки топлива к подающему устройству. Как показали исследования, механическая подача, с использованием шнековых транспортеров и шлюзующих устройств, оказалась непригодной вследствие трудностей регулирования скорости питающего винта и синхронизации его частоты вращения с изменениями нагрузки. Подача топлива с помощью сжатого воздуха имела преимущества. Однако в процессе испытаний двигателей с таким способом транспортировки пыли произошло несколько крупных аварий, в результате чего от него отказались из-за опасности взрыва. Наиболее простой и надежный способ подачи угольной пыли из резервуара к питающему устройству двигателя – ее перемещение под силой собственного веса при соответствующем расположении резервуаров и устройств топливоподачи. Весь процесс подвода топлива к двигателю состоит из двух стадий, отличных друг от друга. Первая – это подача Рис. 1.2. пыли, и вторая – вдувание ее в камеру сгорания. На рис. 1.2 показана одна из конструктивных схем подачи пыли [16]. Из воронки 1 пыль под действием силы тяжести через питающий канал 2 в корпусе подающей камеры 3 и канал в золотниковой втулке 5 попадает в полость 6, которая служит для накопления пыли, подготовленной к сжиганию. Наступает вторая стадия, связанная с вдуванием пыли в камеру сгорания в конце такта сжатия. При открытии клапана 7 золотниковая

15

втулка смещается вниз, перекрывая канал 2 и открывая канал 4, по которому в камеру 6 подается сжатый воздух. Угольная пыль подхватывается потоком сжатого воздуха и вдувается в камеру сгорания двигателя, где она воспламеняется от соприкосновения с нагретым воздухом. Перед закрытием клапана его стержень во избежание заклинивания обдувается сжатым воздухом через каналы аэрации 8. На рис. 1.3 показан еще один вариант устройства для подачи пылевидного топлива в камеру сгорания путем непосредственного его вдувания сжатым воздухом [16]. Устройство состоит из герметичной камеры 1 с запасом пылевидного топлива, герметичной камеры 5 для топлива, подготовленного к сжиганию, канала для поступления сжатого воздуха 2 и выпускных каналов 3 и 4. Начало распыливания и количество топлива, поступающего в цилиндр, определяется моментом и временем открытия клапана 6. Период открытия клапана может изменяться по углу поворота коленчатого вала, начинаясь за 15° до ВМТ и продолжаясь в Рис. 1.3. течение 45°. В области организации рабочего процесса пылеугольного ДВС было установлено, что наиболее благоприятные условия для смесеобразования создаются при пневматическом распыливании угольной пыли. Как уже отмечалось, наиболее сложной проблемой на пути использования пылеугольного топлива в ДВС являются повышенный абразивный износ деталей цилиндропоршневои группы. Достаточно отметить, что при часовом потреблении 50 кг пылеугольного топлива с содержанием золы около 1%, через рабочий цилиндр проходит 0,5 кг абразивного материала. На первых этапах исследования, при диаметре цилиндра 420 мм, износ достигал 0,05 мм/ч, в то время как в дизельных двигателях, работающих на тяжелых нефтяных топливах, эта цифра не превышает 0,001...0,003 мм/ч. В рассматриваемый период были достигнуты обнадеживающие результаты в решении вопросов продления ресурса двигателя. Борьба с износом велась в двух основных направлениях: • конструктивные изменения, позволяющие уменьшить воздействие абразивного материала на детали двигателя.

16

К числу таких мероприятий можно отнести: - наличие специальной системы продувки, предназначенной для удаления абразивного материала; - наличие системы регулировки вылета колец, уплотняющих газовый стык, по мере их износа; - модернизация системы смазки, направленная на уменьшение по падания пылеугольных частиц в масло и более эффективную его очистку. • соответствующий подбор износостойких материалов для изготовления деталей, имеющих прямой контакт с абразивными части цами. Помимо конструктивных изменений было установлено, что хромоникелевый чугун, а также чугуны с присадками молибдена обладают значительно более высокой сопротивляемостью износу. Специалистам фирмы Schichau, по их сведениям, благодаря подбору материалов, удалось добиться износа деталей цилиндропоршневой группы практически соизмеримого с жидкотопливными ДВС. В плане совершенствования рабочего процесса удалось снизить расход условного твердого топлива с 380...400 г/(кВт×ч) до 280...300 г/(кВт×ч). В результате экономичность пылеугольных двигателей приблизилась к экономичности дизелей, однако эксплуатационные расходы, связанные с необходимостью размола угля и увеличенным расходом смазочного масла, были значительно выше, чем для дизелей [16]. Несмотря на определенный прогресс в деле совершенствования конструкций и рабочих процессов, широкого распространения эти двигатели в рассматриваемый период не получили. Причинами этого были как чисто технические факторы, так и политические аспекты того времени. К техническим причинам можно отнести то, что ни Р. Павликовскому, ни другим инженерам не удалось решить весь комплекс задач, сформулированных Р. Дизелем относительно создания рационального двигателя. Созданные в этот период тепловые машины отличались от дизелей только видом используемого топлива, термодинамические циклы, лежащие в основе их работы, оставались неизменными. К моменту создания, эффективность использования топлива в них практически не отличалась от аналогичного параметра дизельных двигателей. Кроме того, за период, предшествующий второй мировой войне, дизельные двигатели были значительно усовершенствованы. В частности, начиная с 1907 года, громоздкая система воздушного впрыска топлива, которая требовала значительных энергетических затрат на привод компрессора и фактически создавалась для использования пылеугольного топлива, была

17

заменена на более совершенную и менее энергоемкую систему механического впрыска. Это позволило поднять КПД двигателя в среднем на 2...4%. Однако самым главным фактором являлось то, что к этому времени была создана инфраструктура производства как самих двигателей, так и топлив к ним, налажена система обслуживания и эксплуатации установок, оборудованных дизельными двигателями . К политическим факторам можно отнести то, что к моменту создания двигателей, работающих на угольной пыли, в Германии было освоено производство синтетических жидких топлив, получаемых путем переработки углей. Поскольку Германия в это время активно готовилась к войне, кардинальная перестройка всего топливно-энергетического комплекса была практически невозможна. Важным обстоятельством, в значительной степени повлиявшим на снижение интереса к проблеме прямого сжигания твердых топлив в поршневых двигателях, было и то, что методы производства синтетических жидких топлив, освоенные германской промышленностью в канун второй мировой войны, были ориентированы на получение легких моторных топлив. В результате этого основная ставка в предстоящей войне была сделана на двигатели Отто, работающие как на синтетическом топливе, так и на генераторном газе. Таким образом, период, предшествующий второй мировой войне, был характерен тем, что были разработаны и опробованы конструктивные решения, связанные с организацией рабочего процесса в пылеугольном поршневом двигателе. Проведены экспериментальные исследования, в ходе которых изучались вопросы дозировки топлива, его подачи в цилиндры, методы активации процессов горения. Выполнен подбор материалов для изготовления основных деталей двигателя. Были сделаны некоторые обобщения, сформулированы выводы и рекомендации по дальнейшему совершенствованию пылеугольных ДВС. Разработаны основы, заложившие фундамент для теоретических методов расчета процессов горения пылеугольного топлива в рабочем пространстве двигателя. Определены наиболее перспективные топлива, отработаны процессы их подготовки к сжиганию, разработаны основы эксплуатации пылеугольных ДВС, а также другие аспекты проблемы, важные для продолжения работ по совершенствованию конструкции и рабочего процесса двигателя. 1.1.2. Период с 1945 по 1970 гг. Первая послевоенная попытка использовать угольное топливо в ДВС, очевидно, была предпринята Hanse D.J. в университете штата Северная Каролина (1949). Эксперименты проводились с топливоугольными суспензиями (ТУС)

18

на серийном четырехтактном двигателе Hill (модель Р-4) с D/S =89/133 мм [38, 40]. Суспензия состояла из 20% битуминозных пылеугольных частиц со средним размером 45...75 мкм и дизельного топлива (ДТ). Для подачи суспензии в камеру сгорания двигателя использовалась штатная система механического впрыска Bosch с давлением впрыска 12,4 МПа. При первых испытаниях наблюдалось частое заклинивание иглы распылителя. Частота вращения двигателя была неустойчивая при фиксированном положении рейки. Наблюдались пропуски рабочих процессов. В среднем частота вращения двигателя составляла 1200 мин-1, во время испытаний производился замер мощности. В процессе четырех последовательных опытов мощность постепенно снижалась и составляла соответственно 12,4, 10,3, 7,8 и 6,0 кВт. Время испытаний – неизвестно, также неизвестно, какое количество угольных частиц выгорало в результате рабочего процесса. После проведения испытаний была произведена разборка двигателя. Существенного износа деталей при осмотре обнаружено не было, за исключением плунжерной пары топливного насоса. По мнению исследователя, именно это послужило причиной снижения мощности. По результатам испытаний был выработан ряд рекомендаций, направленных на дальнейшее совершенствование рабочих процессов двигателей, работающих на топливоугольных суспензиях. В частности, указывалось, что необходима доработка сопла распылителя, регулировка начала впрыска в более широких пределах, оптимизация фаз газораспределения и формы камеры сгорания. *** Несмотря на общую тенденцию перехода к использованию твердых топлив в ДВС в составе жидких дисперсных растворов, в этот период некоторые исследователи продолжали изучать отдельные аспекты проблемы применения пылеугольного топлива в ДВС. В частности, вопросам подачи и распыла пылеугольного топлива, а также изучению факторов, влияющих на смесеобразование и характер развития струи пылеугольного факела, была посвящена работа, выполненная в СССР в 1952 году Есиным В.В. [16] . Исследования проводились в специальной камере, изготовленной из прозрачного материала и приспособленной для непосредственного наблюдения и скоростной кинофотосъемки. Эксперимент был поставлен таким образом, что в камере имитировались действительные условия, характерные для автотракторного дизеля. При этом оценивалось влияние отдельных параметров на процесс развития струи топливовоздушного факела при неизменности остальных факторов.

19

В ходе исследования было установлено, что дальнобойность пылевоздушного факела должна быть сравнительно небольшой в начальной стадии процесса вдувания и достигать своего максимума в конечной. Струя должна быть направлена вдоль оси цилиндра, что создает более благоприятные условия для сгорания пылевидного топлива. Также установлено, что дальнобойность и скорость движения вершины факела зависит от давления распыливающего воздуха, противодавления в цилиндре, скорости подъема иглы форсунки, тонкости помола пыли, вида используемого топлива, формы и размеров сопел распылителя. При этом тонкость помола не является решающим фактором, определяющим размер частиц, поступающих в камеру сгорания, так как при пневматическом распыливании, при сбросе давления, происходит разрыв частиц сжатым воздухом, находящимся во внутрипоровом пространстве частицы. Кроме того, тонкость помола увеличивается за счет трения между частицами во время их движения в потоке сжатого воздуха. *** В 1957г. в Юго-Западном исследовательском институте (США) Tracy E.W. и другие провели эксперименты, направленные на изучение возможности применения ТУС для тепловозного двигателя [38, 40]. Топливо, которое использовалось при испытании, содержало до 30% угольной пыли, различных исходных твердых топлив с размерами частиц порядка 20 мкм. Первоначальные исследования было решено провести на малоразмерном четырехтактном двигателе Caterpillar объемом 3,4 л с использованием штатной системы впрыска. В течение первых трех с половиной часов испытаний мощность двигателя уменьшилась с 17,9 до 8,9 кВт при частоте вращения 1000 мин-1. В ходе экспериментов двигатель многократно приходилось останавливать, чтобы устранить прихватывание иглы распылителя или плунжера топливного насоса. Было установлено, что скорость изнашивания поршневых колец и гильзы цилиндра в 35 раз превышает аналогичный показатель для двигателя, работающего на чистом ДТ. Влияние сорта исходного твердого топлива на характеристики двигателя обнаружено не было. Испытания показали, что наибольшему износу подвергаются плунжерные пары топливного насоса. Было установлено, что при достаточно большой частоте вращения угольные частицы не успевают выгорать полностью, в результате чего наблюдается большой механический унос. В выпускных каналах двигателя были обнаружены значительные отложения, состоящие из несгоревших частиц топлива и золы. 20

Основной вывод, сделанный по результатам экспериментов, состоял в том, что рациональное сжигание ТУС возможно только в тихоходных двигателях, у которых время на сгорание угольных частиц значительно больше. Для средне- и высокооборотных двигателей эффективное сжигание суспензий представляет собой технически трудноразрешимую задачу. Даже в случае успешного ее разрешения вряд ли это позволит снизить затраты на эксплуатацию таких двигателей в условиях железной дороги. На основании этих выводов и из-за неопределенности перспектив коммерческого использования данного вида топлива дальнейшее финансирование исследований было прекращено. *** В 1959 г., несмотря на первые неудачные результаты, полученные Tracy E.W., Marshall H.P. и Shelton С. в Политехническом институте штата Верджиния (США) выполнили новое исследование, направленное на изучение возможности использования ТУС в тепловозном дизеле [38]. Эксперименты проводились на одноцилиндровом двигателе Nordberg с размерами цилиндра D/S= 114/133 мм и частотой вращения 1700 мин-1. В ходе экспериментов с помощью топливного насоса в камеру сгорания впрыскивалась некоторая часть ДТ, а угольная пыль в количестве 50% от массы жидкого топлива подавалась в рабочий цилиндр через впускной коллектор путем механического распыливания в потоке воздуха, поступающего в двигатель. Первоначально предполагалось произвести испытания в течение 100 часов, однако, после 6 часов в двигателе заклинил выпускной клапан, в результате чего оказалась сломана штанга толкателя. Кроме того, произошло серьезное наволакивание металла алюминиевого поршня на гильзу цилиндра. Поршневые кольца были чрезвычайно изношены, а верхнее кольцо оказалось сломанным. Подшипники коленчатого вала были изношены таким образом, как будто в масле присутствовал абразивный материал. После замены поршня, гильзы и колец испытание было продолжено. Спустя 7 часов двигатель был остановлен, и в дальнейшем запустить его оказалось невозможным. Замеры компрессии показали ее двукратное уменьшение. После очередного ремонта двигатель непрерывно проработал в течение 22 часов и вышел из строя, так как произошло закупоривание угольными частицами каналов, подводящих масло к подшипникам коленчатого вала. После этого первоначальная цель провести исследования в течение 100 часов была оставлена, а все испытание длилось не более 45 часов. Основным выводом, сделанным по результатам проведенного исследования, являлось то, что для успешной эксплуатации дизельных двигателей на ТУС необходимо модернизировать систему смазки таким 21

образом, чтобы предотвратить попадание угольных частиц в смазочное масло. Только в этом случае можно добиться продолжительной работы двигателя. *** Впоследствии возможность использования угольного топлива в тепловозном дизеле изучали Rich L.L. и Walker M.L. [40]. Исследование было выполнено в Гарвардском университете в 1969 г. Основная задача – изучение влияния состава топлива на износ деталей двигателя. В качестве объекта модернизации рассматривался тепловозный дизель SD-45. Предполагалось, что при использовании ТУС с содержанием битуминозного угля порядка 45% и средним размером частиц около 75 мкм, его эффективные показатели ухудшатся не более чем на 25% по сравнению с использованием жидкого топлива. Все исследования проводились, как и в предыдущем случае, на одноцилиндровом двигателе Nordberg с размерностью цилиндра D/S=114/133 мм, однако частота вращения была ограничена величиной 1000 мин-1. Как и в экспериментах, которые проводили Marshall и Shelton, угольная пыль подавалась механическим путем через впускной коллектор. Учитывая результаты своих предшественников, Rich и Walker изменили систему смазки, увеличив ее производительность. Для этого был установлен внешний масляный насос, который обеспечивал циркуляцию масла через систему дополнительной очистки и охлаждения. В шатуне были сделаны отверстия, через которые смазка подавалась на гильзу цилиндра. Маслосъемные кольца на двигателе не использовались, а вместо них были установлены более широкие дополнительные поршневые кольца из износостойкого материала. В результате изменений, внесенных в конструкцию, исследователям удалось выполнить полный цикл испытаний в течение 100 часов, однако единичные промежутки времени между отказами составляли от 25 минут до 2 часов. Наиболее сложной оказалась задача достижения равномерного массового расхода угольной пыли в пульсирующем потоке при подаче ее через впускной коллектор двигателя. Пыль подавалась с помощью шнека и в процессе движения частично утрамбовывалась, а частично проскальзывала между подающим винтом и корпусом транспортера. Было установлено, что первоначальный тип используемого топлива оказывал существенное влияние на характеристику двигателя. Термический КПД цикла падал с 27% до 11%. Примерно 30% угольной пыли, поступившей в цилиндр, не сгорало и осаждалось в выпускном коллекторе. В течение первых 33 часов несколько раз происходило заклинивание выпускного клапана, к тому же значительно снизилось давление в системе смазки. После 33 часов испытаний двигатель больше не мог работать под нагрузкой. Раз-

22

борка двигателя показала значительный износ гильзы цилиндра и поршневых колец, несмотря на то, что в двигатель постоянно, в течение каждого часа, добавлялось свежее масло, а полная замена его производилась через каждые 10 часов работы. Кроме того, в масло вводилась специальная присадка для уменьшения трения в сопрягаемых деталях. Величина износа, по результатам исследования, составила 18 мкм/ч, в то время, как для этого же двигателя, работающего на жидком топливе, она не превышает 0,16 мкм/ч. Испытания показали, что двигатель требует текущего ремонта (замены поршня, гильзы, поршневых колец) примерно каждые 30 часов. Однако, по мнению исследователей, при дальнейшем усовершенствовании конструкции задача продления ресурса была вполне достижима. 1.1.3. Период с 1970 по настоящее время. Возобновление интереса к проблеме использования твердых топлив в поршневых двигателях связано с энергетическим кризисом 1972-73 гг. Для этого времени характерно коренное изменение в концепции применения угольного топлива в ДВС. Если в довоенный период в основном исследовалась возможность прямого сжигания угольной пыли в рабочем пространстве двигателя, то в последующем основной упор был сделан на изучении возможности использования угольного топлива в составе дисперсных растворов с жидким моторным топливом или с водой. *** В Политехническом институте штата Виржиния (США) Marshall H.Р. и Walters D.С. продолжали начатые ранее исследования на одноцилиндровом двигателе Nordberg (D/S=114/133) [40]. В этот раз они изучали возможность использования в качестве носителя для ТУС жидкого синтетического топлива SRC-II. Для подачи суспензии в камеру сгорания использовалась штатная система впрыска. Было установлено, что содержание угольной пыли до 15% практически никак не сказывалось на работе двигателя, однако увеличение концентрации приводило к частому заклиниванию иглы распылителя. Термически КПД двигателя при использовании суспензии на частоте вращения 1800 мин-1 падал с 21 до 17%, а износ иглы распылителя превышал допустимое значение после 2 часов работы. В результате испытаний удалось установить, что для полного выгорания угольных частиц необходимо увеличить угол опережения впрыска примерно на 20° по отношению к углу опережения впрыска для ДТ. Полное время испытания не было зарегистрировано. Основные выводы, сделанные по результатам исследования, были следующие: 23

- уменьшение зольности топлива в целом ведет к сокращению абразивного износа, однако сами угольные частицы приводят к образованию задиров на деталях топливной аппаратуры; - даже частицы размером около 2 мкм приводят к заклиниванию прецизионных пар топливной аппаратуры; - система питания дизельных двигателей, предназначенная для жидких топлив, практически не пригодна для использования угольных суспензий и требует значительной модернизации. *** В 1979 Tataiah К. и Lestz C.J. опубликовали результаты исследования, выполненного в научно-исследовательской лаборатории смазочных материалов Юго-западного научно-исследовательского института (штат Техас) [38, 40]. Изучалась возможность замены легкого ДТ топливоугольной суспензией в автомобильных дизельных двигателях. В частности, применение ТУС в двигателях с разделенной и неразделенной камерой сгорания. В качестве двигателя с разделенной камерой сгорания использовался предкамерный четырехтактный дизель Hatz модели Е-785, у которого ТУС подавалась в один из цилиндров, а остальные работали на штатном ДТ. В качестве двигателя с неразделенной камерой сгорания испытывался четырехцилиндровый двигатель Mercedes модели ОМ-314, с размерностью цилиндра D/S=85/110 мм, рабочим объемом 3,88 литра, мощностью 50,7 кВт при частоте вращения 2600 мин-1. Двигатель Hatz испытывался на 12 различных установившихся режимах, при этом количество угольной пыли в суспензии колебалось от 10 до 20%, размер частиц не превышал 10 мкм. Помимо угольной пыли в состав топлива входила вода (примерно 2,8%) и несколько специальных присадок. Для предотвращения заклинивания зазор между иглой и корпусом распылителя был увеличен. В результате испытаний было установлено, что использование угольных частиц ухудшает сгорание базового ДТ, а это, в свою очередь, приводит к снижению термического КПД двигателя. Чугунные кольца в процессе работы изнашивались достаточно быстро, однако существенного увеличения прорыва картерных газов в течение 35 часов испытания не наблюдалось. Для двигателя Mercedes в качестве топлива использовалась смесь ДТ с 10, 20 и 50% угольной пыли, которая имела размер частиц 10 мкм, зольность 9,1%, содержание серы 1,8%. В начале для подачи суспензии в неразделенную камеру сгорания двигателя применялась штатная система впрыска. При этом заклинивание иглы распылителя происходило практически каждую минуту. Для устранения заклинивания детали топливной аппаратуры были пере-

24

шлифованы таким образом, чтобы увеличить зазор в сопряжении. В результате такой переделки в течение 8 часов испытания заклинивания больше не происходило. После разборки топливного насоса заметного износа деталей топливной аппаратуры выявлено не было. Испытания показали, что с увеличением концентрации угольной пыли термический КПД двигателя падал. При 75%-ной нагрузке и частоте вращения 1200 мин-1 он составлял 34,2, 34 и 26,6% при весовом содержании угольной пыли в ТУС 10, 20 и 40% соответственно. Термический КПД двигателя на ДТ соответствовал 36,43%. С увеличением концентрации угольной пыли температура отработавших газов увеличивалась. По сравнению с ДТ, дымность выхлопа возрастала примерно в 2 раза. Индикаторная диаграмма, которая снималась с двигателя, показала, что при использовании ТУС какой-либо заметной задержки воспламенения не происходило. Большая часть угольных частиц полностью сгорала при опережении впрыска примерно за 15° до верхней мертвой точки (ВМТ). В процессе испытаний, общее время которого составило 14 часов, наблюдался существенный износ цилиндропоршневой группы. Каких-либо заметных зольных отложений в выпускной системе двигателя обнаружено не было, также не наблюдалось существенного износа выпускных клапанов. *** Ryan T. W., Likos W.E. и Moses С.А. в Юго-западном исследовательском институте изучали возможность использования различных угольных суспензий в дизельном двигателе (1982). В качестве твердого топлива пробовались сажа, кокс и каменный уголь [40]. Средний диаметр частиц сажи не превышал 0,02 мкм, однако с учетом агломерации действительный размер частиц, поступающих в двигатель, был не менее 10 мкм. Испытания производились на одноцилиндровом двигателе типа CLR с размерностью D/S=97/95 мм, который имел непосредственный впрыск топлива в камеру сгорания. Во избежание заклинивания между иглой и корпусом распылителя был увеличен зазор в сопряжении. При использовании сажи характеристика двигателя практически ничем не отличалась от характеристики, полученной на ДТ. Применение других твердых топлив также показало хорошие результаты. Однако испытания были непродолжительными, а концентрация твердых частиц в суспензии была незначительной и колебалась в пределах 10...20%. В последующих работах было изучено влияние состава топлива на характеристики впрыска суспензии, а также на воспламенение и горение топлива. На основании этих исследований были внесены существенные изменения в топливную систему и в конструкцию двигателя, призванные улучшить эффективность использования 25

топлива. Модернизация двигателя заключалась в дополнительном завихрении воздушного заряда, увеличении степени сжатия с ε = 14 до ε = 17, уменьшении угла распыла и интенсивности подачи топлива. В результате удалось добиться того, что эффективность двигателя при работе на суспензии сажи была выше, чем при работе на ДТ. При этом индикаторный КПД двигателя практически не зависел от содержания сажи в суспензии, что косвенно указывало на полное сгорание твердых частиц. Интенсивность износа двигателя не фиксировалась, однако отмечалось, что скорость изнашивания отдельных деталей на суспензии сажи и ДТ превышала аналогичный параметр для жидкого топлива. *** Исследование с задачами, аналогичными тем, которые ставил перед собой Ryan, выполнил в 1983 г. Wakenell J.F. [77]. Им изучалась возможность использования смеси ДТ и сажи в двухтактном двухцилиндровом модуле локомотивного двигателя 567В фирмы Electro-motive Division с размерностью цилиндра D/S=216/254 мм, частотой вращения 344...835 мин-1 и степенью сжатия ε = 16. Исследовались различные виды суспензий, состоящих из ДТ, угля, сажи и кокса, с массовым содержанием твердого топлива 5...20%. Впоследствии для экспериментов была выбрана смесь ДТ с сажей. Суспензия сажи и ДТ (Modul L) имела размер агломерированных частиц порядка 10 мкм. Исследование состояло из двух этапов. На первом этапе на специальных стендах изучалась работа элементов системы питания двигателя: подкачивающего насоса низкого давления, фильтров, насос-форсунки. При испытании топливная суспензия хранилась в специальном резервуаре, оборудованном системой постоянного перемешивания. Из резервуара суспензия с помощью насоса низкого давления прокачивалась через систему последовательно соединенных фильтров. Фильтрующий элемент первого фильтра был изготовлен из хлопчатобумажной ткани, второго – из картонных пластин. В ходе эксперимента оценивалось изменение производительности насоса и сопротивление фильтров. В процессе опытов оба фильтра забились в течение первых часов работы на суспензии. Частицы сажи полностью осели на фильтрующих элементах. Это позволило исследователям сделать вывод, что фильтрация ТУС невозможна. Подкачивающий насос после 50 часов работы на суспензии с 10 и 20% сажи не изменял своей производительности. Однако после разборки оказалось, что его элементы имеют значительный износ. При испытаниях насос-форсунки определялась производительность и сопротивление привода, для чего измерялось усилие на приводящем коромысле. Насос-форсунка работала на суспензии, содержание сажи в которой последовательно увеличивалось с 10 до

26

20%. Каждый этап испытаний продолжался 6,5 часов и заканчивался разборкой. 10% добавка сажи не вызывала заметного износа в деталях насос-форсунки. После 6,5 часов испытания на суспензии с 20%-ным содержанием сажи игла распылителя заклинила так, что ее удалось извлечь только разрезав корпус. На поверхностях иглы и направляющего отверстия корпуса были обнаружены глазуревые отложения. Исследование суспензии, прошедшей через насос-форсунку, показало, что размеры частиц сажи в ней уменьшились, это привело к увеличению ее вязкости. Для предотвращения заклинивания зазор между иглой и корпусом был увеличен до 0,025 мм. На втором этапе исследования изучалось влияние состава суспензий на характеристики двигателя. При этом фильтры из системы топливоподачи были изъяты. Испытания показали, что мощность и эффективность двигателя на ТУС практически не изменились по отношению к ДТ. Увеличение дымности отработавших газов наблюдалось только при содержании сажи в суспензии около 20%. Зависания иглы насос-форсунки после увеличения зазора не происходило. После 40 часов работы двигатель был разобран для осмотра. Два верхних поршневых кольца были изношены до предельного состояния. На гильзе цилиндра и на всех трущихся деталях насосфорсунки имелись значительные натиры. На деталях поршневой группы были обнаружены студенистые отложения. Возможной причиной износа цилиндра и колец исследователи считают попадание в масло частиц сажи. Таким образом, в ходе исследования было доказано, что высокооборотный двигатель в принципе может работать на суспензии ДТ с сажей. Для коммерческого использования ТУС, состоящей из ДТ и сажи, требуется решить ряд вопросов, связанных с фильтрацией, забиванием каналов топливной системы, прихватыванием элементов топливоподающей аппаратуры, ускоренным износом деталей цилиндропоршневой группы. *** В Национальном институте нефти и энергетических исследований США (National Institute for Petroleum and Energy Research) были изучены характеристики сгорания различных угольных суспензий [40]. Первоначально исследования проводились в специальной бомбе, имитирующей процесс сгорания при постоянном объеме. Впоследствии сгорание суспензий исследовалось на одноцилиндровом двигателе с разделенной камерой сгорания. Для приготовления суспензий применялись различные сорта каменных углей. В качестве носителя для угольного топлива испытывалось ДТ, вода и метанол, а также другие присадки, призванные улучшить свойства топливной суспензии. 27

Отмечалось, что в ходе испытаний характеристики двигателя прогрессирующе ухудшались, наблюдался повышенный износ и налетообразование. *** Robben F. разработал проект модернизации дизельного двигателя для работы на угольном топливе и уникальный прибор для исследования воспламенения и сгорания водоугольной суспензии (ВУС) [40]. С помощью этого прибора были определены характеристики сгорания суспензий в условиях, максимально приближенных к реальному двигателю. В своих исследованиях Robben использовал двигатель с прозрачными плоскими стенками, что позволяло для изучения процессов распыливания и сгорания топлива использовать скоростную киносъемку. Параметры сгорания исследовались как функция характеристик двигателя от свойств топлива. *** Siebers D.L., Dyer T.M. в Sandia National Laboratories (Ливермор, шт. Калифорния) провели исследования, направленные на изучение сгорания водоугольных суспензий (1986). Как и в предыдущем случае, исследования проводились в цилиндрической бомбе с оптическим доступом [38, 40, 71]. В результате были получены объективные данные относительно задержки воспламенения угольных суспензий в условиях, максимально приближенных к реальному двигателю. Было установлено, что задержка зажигания для различных видов угольных суспензий примерно в 5 раз превышала аналогичный показатель для ДТ. *** Еще в конце 70-х гг. XX века Управлением охраны окружающей среды Министерства энергетики США была инициирована специальная программа, направленная на изучение возможности использования угольных топлив в поршневых ДВС [64]. По мнению специалистов министерства, замена дорогостоящего ДТ дешевым углем, добываемым внутри страны, в установках коммунальных служб, на теплоэлектростанциях и в транспортной сфере уже в первой половине XXI века станет экономически целесообразной. На первом этапе программа разработок носила сугубо исследовательский характер, однако полученные результаты позволили Министерству энергетики уже к началу 80-х гг. заключить ряд контрактов, направленных на создание опытных двигателей, предназначенных для промышленных нужд и нужд транспорта. Начиная с 1987 г . , руководство всеми проектами перешло в ведение Управления энергии полезных ископаемых, а главным

28

координатором программы выступил Моргантаунский центр энергетических технологий Министерства энергетики США (Morgantown Energy Technology Center) (г. Моргантаун, шт. Западная Виржиния). В этот период было развернуто несколько дополнительных исследовательских проектов, направленных на создание двигателя внутреннего сгорания, способного работать на различных видах угольного топлива, таких как ТУС и ВУС, мелкодисперсная угольная пыль и продукты газификации угля. Изучая сгорание этих топлив в ходе лабораторных стендовых испытаний, исследователи установили ряд требований к конструкции двигателя и к топливу, выполнение которых необходимо для эффективного сжигания этих топлив в рабочем цилиндре. Было изучено влияние конструктивных особенностей системы впрыска и характеристик топлива на износ деталей двигателя. Кроме того, были получены сведения об износоустойчивости различных конструкционных материалов в присутствии частиц золы и о составе выбросов двигателей, работающих на угольном топливе. Исходя из поставленных задач, начиная с 1988 г., программа Министерства энергетики включала два основных направления (табл. 1.1): - изучение особенностей прямого сжигания угольных топлив в ДВС; - проверка новых принципов работы двигателей на угольном топливе. Помимо основных проектов был выполнен ряд вспомогательных разработок. Основные работы по исследованию прямого сжигания проводили фирмы General Electric, ADL совместно с Cooper-Bessemer, General Motors (Electro-motive Division), Detroit Diesel и другие. Ряд контрактов на исследования был заключен с иностранными фирмами. Так, изучение вопросов, связанных с использованием угольных суспензий в малооборотных ДВС, проводилось фирмой Sulzer (Швейцария) совместно с фирмой Thermo Electron (США). Второе направление разрабатывалось фирмой Caterpillar Inc., оно предполагало изучение нового подхода к использованию угольных топлив в дизельных двигателях. Имеется в виду разработка установки для газификации угля, которая производит в специальных сменных баллонах низкокалорийный газ высокого давления, используемый в качестве топлива для тепловозного двигателя. В рамках этого исследования проводились испытания как принципиально новых методов получения генераторного газа, так и характеристик дизельного двигателя, работающего на продуктах газификации .

29

Предполагаемая область применения таких двигателей – стационарные энергетические установки, коммунальный сектор, железнодорожный и морской, а в перспективе и автомобильный транспорт. Второй этап программы Министерства энергетики США характеризуется тем, что исследования, направленные на создание дизельного двигателя, способного работать на угольных топливах, начали носить системный характер. Были предприняты первые попытки систематизировать результаты предыдущих исследований с целью разработки теоретических основ процессов, происходящих в цилиндрах двигателя. Таблица 1.1.

Основные направления и основные подрядчики программы исследований по созданию дизельных двигателей на угольном топливе Фирма ADL/Cooper-Bessemer General Electric, General Motors

Caterpillar

Область применения Промышленные и автономные энергетические установки Двигатели локомотивов, стационарные установки Двигатели локомотивов, стационарные установки

Топливо Водоугольная суспензия, угольная пыль Водоугольная суспензия Газифицированный уголь

В отличие от предыдущих периодов, помимо экспериментальных исследований, выполняемых, как правило, на двигателях, стали появляться работы, носящие характер физического и математического моделирования как отдельных процессов, так и всего термодинамического цикла угольного двигателя. Для этого к участию в разработках, помимо машиностроительных компаний, были привлечены ряд научно-исследовательских организаций США, выполнявших отдельные виды исследований или исследования отдельных процессов. Всего в программе было задействовано 9 подрядчиков [38, 79]. Для координации их действий Моргантаунский центр энергетических технологий регулярно проводил технические конференции. Материалы исследований постоянно публиковались в разделе «Двигатели внутреннего сгорания» журналов американского общества инженеров-механиков и в других специализированных изданиях. Динамика изменения количества докладов на конференциях и публикаций в американской технической литературе за период с 1984 по 1994 гг. (период наиболее интенсивных исследований) представлена на рис. 1.4. Приведенные данные наглядно демонстрируют, что в США интерес к проблеме использования твердых топлив в ДВС за обозначенный период постоянно возрастал, шел интенсивный обмен информа30

циеи, что позволило в достаточно короткие сроки достигнуть значительных результатов на пути создания коммерчески пригодного двигателя [38].

Рис. 1.4. Динамика роста публикаций и докладов по проблеме использования твердых топлив в поршневых ДВС.

Далее будут приведены краткие характеристики основных направлений исследований, проводимых отдельными участниками программы, а также некоторые результаты, полученные ими в ходе исследований. *** Компания Зульцер (Sulzer) (Швейцария), являющаяся крупнейшим производителем судовых малооборотных дизелей [65, 72], начиная с 1978 года, совместно с фирмой Thermo Electron (США), проводила эксперименты на одноцилиндровой установке с использованием цилиндропоршневого комплекта двухтактного крейцкопфного малооборотного дизеля модели 1RSA76 с петлевой схемой продувки. Такой выбор был обусловлен желанием избежать повышенного износа деталей газораспределительного механизма. Специалисты, занятые в проекте, исходили из убеждения, что при использовании угольных суспензий предпочтение стоит отдавать двигателям, не имеющим клапанного газораспределения. Испытания проводились на экспериментальной базе фирмы Sulzer (Винтертур, Швейцария). Характеристики экспериментального двигателя представлены в табл. 1.2, поперечный разрез показан на рис. 1.5.

31

Таблица 1.2.

Характеристики экспериментального двигателя Sulzer 1RSA76 Параметр Диаметр цилиндра, мм Ход поршня, мм Мощность (при 100%-ной нагрузке), кВт Частота вращения, мин-1 Среднее эффективное давление, МПа Максимальное давление цикла, МПа Степень сжатия Стандартное опережение впрыска (до ВМТ), град. Стандартная температура воздуха на входе, К Давление наддува, кПа Давление на выпуске, кПа Количество выпускных окон на цилиндр, шт. Размер окон (высота × ширина), мм × мм Открытие окон (до НМТ), град. Закрытие окон (после НМТ), град. Количество впускных окон на цилиндр, шт. Размер окон большие (высота × ширина), мм × мм маленькие (высота × ширина), мм × мм Открытие окон (до НМТ), град. Закрытие окон (после НМТ), град.

Значение 760 1550 1471 120 1,046 8,43 10,63 6 350 240 200 5 217×110 67 67 8 больших /4 маленьких 180×55 103×93 45 45

Начиная с 1978 г., исследования были ориентированы на изучение возможности использования в поршневых малооборотных ДВС топливоугольных суспензий. Проведенные испытания показали, что проблема использования этих суспензий имеет много общего с проблемой применения тяжелых нефтяных топлив. При этом состав топлив существенно влияет на его удельный расход и токсичность отработавших газов. Первоначально в качестве топлива использовалась смесь угольной пыли с дизельным топливом в количестве 30...50% [72]. В последующем помимо жидкого топлива в состав топливной суспензии входила вода. Было установлено, что оптимальным при использовании в малооборотных двигателях является суспензия, состоящая из 50% угольной пыли, 30% воды и 20% ДТ [65] . Первоначально испытания производились с использованием штатной топливной системы двигателя фирмы Bosch, которая при работе на жидких угольных суспензиях достаточно часто выходила из строя. Для увеличения надежности в нее были внесены конструктивные изменения таким образом, чтобы исключить попадание угольных частиц в топливный насос высокого давления. Для этого топ32

ливная система была оборудована специальным аккумулятором, в который с помощью насоса низкого давления подавалась ТУС. Аккумулятор устанавливался непосредственно перед распылителем. Нагнетательная магистраль, служащая для подачи топливной суспензии, отделялась от аккумулятора с помощью специального обратного клапана. Аккумулятор был снабжен разделительной диафрагмой, которая непосредственно воздействовала на ТУС и приводилась в действие с помощью специальной гидравлической системы.

Рис. 1.5. Двигатель 1RSA76 фирмы Sulzer.

33

Единственным элементом топливной системы, который непосредственно подвергался воздействию ТУС, был распылитель форсунки. Система надежно работала в течение 20 часов испытаний. При частоте вращения 120 мин-1 и 75%-ной нагрузке КПД двигателя составлял 41,2% на ДТ №2 и 40,4% на ТУС. При максимальной нагрузке КПД двигателя снижался до 39% [38]. Как считают исследователи, снижение эффективного КПД происходило за счет увеличения трения между деталями двигателя, а не за счет ухудшения параметров термодинамического цикла. Анализ индикаторных диаграмм не показал никаких отклонений в протекании рабочего процесса на угольной суспензии относительно аналогичных параметров при работе двигателя на ДТ. Достаточно продолжительное время, которое отводится в малооборотных двигателях на процесс сгорания, обеспечивало полное выгорание пылеугольных частиц. Наблюдаемое увеличение дымноcти выхлопа, по мнению исследователей, объясняется зольностью угля. Двигатель свободно запускался из холодного состояния с использованием ТУС. Следующий этап исследований, начавшийся в 1982 г., был направлен на изучение возможности использования ВУС в качестве моторного топлива для малооборотных ДВС. Основная цель, которая преследовалась при этом, – полностью отказаться от использования нефтяных топлив, снизить температуру горения и, как результат, сократить образование окислов азота. В ходе экспериментов в качестве топлива испытывались водоугольные суспензии с массовым содержанием угольных частиц от 46,5 до 53% при зольности 0,5...1,1%. Средний размер частиц колебался от 5 до 16 мкм. Для активации процесса горения ВУС в рабочий цилиндр подавалось запальное ДТ. Суммарное время наработки одноцилиндрового испытательного двигателя на ВУС при нагрузках от 25 до 90% составило 50 часов. Разработанная ранее аккумуляторная система впрыска суспензии функционировала безотказно. Даже при сравнительно малом количестве запального топлива (примерно 1% от суммарной теплоты сгорания), в экспериментах с 90%-ной нагрузкой устойчивость работы двигателя была достаточно высокой. Колебания давления в цилиндре от цикла к циклу были не больше, чем при сжигании в этом же двигателе стандартного ДТ № 2. Была подтверждена правильность первоначальных гипотез, согласно которым, во-первых, процесс воспламенения в большей степени зависит от параметров распыла топлива нежели от температуры заряда к концу сжатия, и, во-вторых, параметры двигателя, оптимизированные для одной суспензии, применимы и для всех остальных. КПД двигателя при сжигании водоугольных топлив оказался примерно таким же, как при

34

сжигании ДТ № 2, что является подтверждением аналитически полученной зависимости, согласно которой при содержании воды в суспензии менее 60% снижение КПД двигателя становится пренебрежимо малым. Максимальное значение производной давления в цилиндре по времени, при сжигании ВУС, было неизменно выше, чем при использовании ДТ. Поэтому характеристики режима горения ВУС и ДТ существенно различаются. В результате испытаний было установлено, что общее время, необходимое для полного сгорания ВУС, значительно больше, чем для сгорания ДТ. В связи с этим наиболее рационально использовать угольные топлива в малооборотных дизелях с частотой вращения порядка 100...120 мин-1, у которых на период сгорания отводится в среднем 60...80 мс. Эксперименты показали, что на режимах изменения нагрузки в интервале 50...90% задержка воспламенения водоугольного топлива составляет 2...4 мс против 0,4...1 мс у ДТ, а скорость нарастания давления выше. Что касается повышенного износа рабочей поверхности цилиндра и поршневых колец, то в результате исследования различных конструктивных решений удалось в значительной степени затормозить процесс их изнашивания омеднением конических рабочих поверхностей поршневых колец. Наиболее уязвимой частью оказались распылители форсунки: вследствие высокого содержания силикатов в угольном топливе (до 10% к массе золы) они выходили из строя после нескольких часов работы. В результате испытаний было установлено, что удельный расход топлива во всем диапазоне нагрузок увеличивался не более, чем на 2%. Таким образом, было доказано, что бесклапанные малооборотные двигатели Sulzer с центральным впрыском топлива после некоторой модернизации вполне могут работать на угольных суспензиях. Помимо ДТ и воды в качестве носителей для суспензий могут быть использованы жидкие синтетические топлива, получаемые из углей, спирты, а также другие жидкости. В результате проведенных исследований, было установлено, что малооборотные дизельные двигатели обладают необходимыми характеристиками для обеспечения полного и эффективного сжигания как топливоугольных так и водоугольных суспензий. В случае решения вопросов, связанных с распыливанием топлива и износом поршневых колец, такие двигатели могут успешно эксплуатироваться на угольных суспензиях. По результатам исследований было заявлено, что в перспективе Sulzer планирует изготовить опытный малооборотный 6-цилиндровый дизель мощностью 16500 кВт, предназначенный для работы на ВУС [78] .

35

Предполагается, что такие дизели могут найти применение в качестве стационарных и судовых, однако информация о реализации этих планов отсутствует.

*** Компания Купер-Бессемер (Cooper-Bessemer) (г. Гроув-Сити, шт. Пенсильвания) производит модельный ряд среднеоборотных дизельных двигателей, предназначенных для стационарных энергетических установок. В 1985 году совместно с компанией Arthur D. Little (г. Кембридж, шт. Массачусетс) она приступила к программе исследований, получившей условное название Coal-fueled diesel engine combined-cycle (CDCC), направленной на изучение возможности использования ВУС для среднеоборотного дизельного двигателя с частотой вращения 400 мин-1 [44, 66]. Исследования проводились на одноцилиндровом модуле четырехтактного дизеля модели JS-1 (табл. 1.3). Таблица 1.3.

Рабочие характеристики опытного двигателя модели JS-1 Тип двигателя Диаметр цилиндра, мм Ход поршня, мм Длина шатуна, мм Количество клапанов, шт. Диаметр клапана, мм Подъем клапана, мм Впускной клапан Выпускной клапан Частота вращения вала, мин-1 Степень сжатия Среднее эффективное давление, МПа Температура воздуха на входе, °С Давление воздуха на входе, МПа Мощность при работе на ДТ, кВт

Одноцилиндровый, четырехтактный 330,2 406,4 812,8 4 (2 впускных, 2 выпускных) 104,8 31,8 Открытие 59° до ВМТ, закрытие 23° после НМТ Открытие 50° до НМТ, закрытие 13° после ВМТ 300...450 10,5 0,686...1,372 27...232 0...0,17 180

Экспериментальный двигатель был оборудован системой наддува воздуха с посторонним приводом и дросселированием на выпуске, имитирующим сопротивление турбины турбокомпрессора. Первоначально верхнее поршневое кольцо было изготовлено из твердого ковкого чугуна, остальные кольца – из серого чугуна. Гильза цилиндра для повышения износостойкости была покрыта пористым хромом. Впрыск ВУС в неразделенную камеру сгорания осуществлялся центральной форсункой закрытого 36

типа с 18-ю распиливающими отверстиями, расположенными в два ряда. Для активации процесса сгорания в экспериментальном двигателе были установлены две независимые системы. Для этого, помимо основной камеры сгорания, в головке цилиндра были выполнены два боковых окна. В одном из окон устанавливалась форсунка для впрыска запального ДТ, а во втором была выполнена вспомогательная камера, в которую подавался природный газ, дававший 3...5% теплоты, подводимой за цикл. Воспламенение газовоздушной смеси во вспомогательной камере осуществлялось с помощью искровой свечи зажигания. Для впрыска топлива была сконструирована специальная система с минимальным числом подвижных деталей, имеющих непосредственный контакт с ВУС. Гидравлический привод распылителя осуществлялся через обратный клапан от топливного насоса плунжерного типа, развивающего давление ДТ от 35 до 105 МПа. ВУС к распылителю подавалась с помощью подкачивающего насоса. Между полостями форсунки, заполненными дизельным топливом и водоугольной суспензией, был установлен разделительный поршень, изготовленный из азотированной стали. Для предотвращения заклинивания поршня его поверхность была покрыта слоем нитрида титана. Проведенные эксперименты показали, что наиболее критическим элементом, который определяет ресурс двигателя при его работе на ВУС, являяется распылитель. Решающим фактором, определяющим ресурс распылителя, был состав топливной суспензии и содержание минеральных примесей в угольном топливе. В качестве альтернативы рассматривалась возможность использования распылителя с тарельчатым клапаном, что, по мнению исследователей, могло существенно улучшить характеристики двигателя и уменьшить износ распылителя за счет снижения давления впрыска. При испытаниях двигателя использовалась ВУС с содержанием угольных частиц порядка 53...55%, для приготовления которой использовалась два вида угольной пыли со средними размерами частиц 11 мкм и 8 мкм. В качестве исходного твердого топлива для получения суспензий применялись бурые угли из нескольких месторождений штата Кентукки, предварительно очищенные до зольности 1%, с таким же содержанием серы. В результате испытаний было установлено, что, при концентрации угольной пыли порядка 55%, ВУС успешно сгорает в двигателе даже при отсутствии процесса активации горения. При этом температура на впуске была повышена до 145...225°С. Это, впрочем, по оценкам исследователей, никак не сказалось на эффективном КПД двигателя. Повышение температуры воздуха на входе в двигатель

37

приводило к ускорению самовоспламенения и улучшало сгорание топлива, что объясняется компенсацией тепловых потерь, связанных с фазовым переходом воды, входящей в состав суспензии. Было замечено, что применение более мелкой пыли в составе суспензии приводит к повышению удельного расхода топлива примерно на 4% по сравнению с использованием крупной пыли. При работе на ВУС наблюдалась задержка самовоспламенения, что при неизменном угле начала подачи топлива приводило к снижению мощности двигателя. Для уменьшения задержки самовоспламенения в цилиндр подавалось запальное ДТ, обеспечивающее от 7 до 16% теплоты, подводимой за цикл. Это приводило к некоторому увеличению суммарного удельного расхода, но позволяло получить устойчивое воспламенение топлива. На рис. 1.6 представлена индикаторная диаграмма изменения давления в рабочем цилиндре двигателя при его работе на ВУС.

Рис. 1.6. Изменение давления в рабочем цилиндре двигателя JS-1. 1 – сжатие в рабочем цилиндре при отсутствии подачи топлива; 2 – изменение давления в рабочем цилиндре при сгорании ВУС (температура воздуха на входе в двигатель составляет 224...226,5°С; диаметр отверстий распылителя 0,25 мм; запальное топливо подается за 33° до ВМТ; максимальная скорость тепловыделения 2,64 кДж /град.).

На установившихся режимах подача запального ДТ полностью прекращалась, в результате чего суммарный удельный расход снижался. Было отмечено, что при работе двигателя на ВУС выброс NOx с отработавшими газами уменьшился. В интервале температур воздуха на входе в двигатель 38...94°С снижение составляло 68...32%

38

относительно величин, полученных при работе на ДТ. Было установлено, что повышение температуры на входе в двигатель приводит к общему увеличению выбросов NOx. Снижение содержания NOx примерно на 30% удалось добиться увеличением диаметра отверстий распылителя с 0,25 до 0,35 мм. Было также отмечено уменьшение выбросов СО и СН, однако содержание соединений серы в отработавших газах было на порядок выше, чем при использовании ДТ. Общее время наработки экспериментального двигателя превысило 600 часов, однако исследователи полагают, что при дальнейшем усовершенствовании его ресурс может быть доведен до 6000 часов. Основываясь на результатах, полученных при испытании одноцилиндрового двигателя серии JS, в 1992 году фирма Cooper-Bessemer приступила к переоборудованию для работы на ВУС шестицилиндрового газодизельного двигателя серии LSB (рис. 1.7). 6 и 8-цилиндровые двигатели серии LSB имеют рядное исполнение, а 12, 16 и 20-цилиндровые – V-образное (модельный ряд LSVB) [67]. Все двигатели имеют одинаковую размерность D/S=393,7/558,8 мм и рабочий диапазон скоростей 360...400 мин-1. Первоначально модернизации был подвергнут один цилиндр, а пять остальных работали на ДТ. Объемная подача ВУС системой впрыска была увеличена в два раза по сравнению с двигателем JS. Для этого был изготовлен новый кулачковый привод топливного насоса, а также увеличен диаметр топливного плунжера с 26 до 36 мм. Распылитель ВУС располагался вдоль оси цилиндра и имел 37 отверстий диаметром 0,385 мм, расположенных в два ряда по 18 отверстий в каждом. Одно отверстие располагалось вдоль оси игольчатого клапана. Для активации процесса сгорания в боковых окнах были установлены вихрекамеры, оборудованные штифтовыми форсунками для впрыска запального ДТ. Испытывалась также система запального впрыска непосредственно в камеру сгорания через распылитель с 6 отверстиями, установленный в одном из окон для вихрекамер. В ходе испытаний цилиндр, работающий на ВУС, развивал полную мощность 197,6 кВт при среднем эффективном давлении 1,43 МПа. Результат испытаний показал высокую эффективность сгорания угольного топлива (рис. 1.8). Для продления срока работы распылителя его кончик был изготовлен в виде вкладыша из карбида вольфрама с добавлением кобальта. Такой распылитель проработал на ВУС более 100 часов. Пробовались также распылители, у которых в каналы устанавливались вставки из сапфиров и искусственных алмазов. Такие распылители тоже показали хорошие результаты. Повышенная температура воздуха на входе в двигатель, необходимая для компенсации тепловых потерь на испарение воды, обеспечивалась за счет исключения охладителя воздуха из системы впуска.

39

Рис. 1.7. Поперечный разрез двигателя серии LSB, фирмы Cooper-Bessemer.

Была разработана специальная система снижения токсичности отработавших газов двигателя. Между двигателем и турбонагнетателем был установлен циклон, который предохранял турбокомпрессор от относительно больших частиц золы и несгоревшего топлива. После турбины отработанные газы пропускали через камеру, в которой распылялся аммиак в присутствии керамического катализатора – цеолита. Это позволяло снизить содержание NOx на 80...90%. Далее газы пропускали через теплообменник, моделирующий парогенератор системы рекуперации тепла. После теплообменника в поток газа через смеситель Вентури вводился сорбент на основе натрия, позволяющий захватить серу. Из смесителя газы подавались в специальную камеру пылеуловителя, оборудованную пористыми фильтрами, где отфильтровывались оставшиеся макрочастицы на-

40

ряду с сорбентом. Для компенсации падения давления на дополнительных устройствах системы очистки непосредственно перед выхлопной трубой был установлен центробежный вентилятор. Помимо циклона, в системе предварительной очистки газов от макрочастиц, рассматривалось также применение специальных перегородчатых керамических фильтров, способных работать при температурах до 540°С.

Рис. 1.8. Совмещенная диаграмма для двух рабочих процессов в двигателе Cooper-Bessemer серии LSB при его работе на ВУС.

Конечной целью программы является разработка модельного ряда среднеоборотных двигателей большой мощности для стационарных дизельэлектростанций мощностью до 50 МВт, способных работать на ВУС. *** Дженерал Электрик (General Electric-Transportation Systems) является одним из крупнейших в США производителей дизельных двигателей для тепловозов. В начале 80-х годов XX века компания выступила инициатором исследований, направленных на создание поршневого двигателя, использующего в качестве топлива ВУС. Финансовую поддержку проекта осуществляла Бурленгтонская Северная железная дорога (Burlington Northern Railroad), вдоль магистралей которой сосредоточено большое количество угольных месторождений. В случае успешной реализации проекта, руководство компании имело намерение модернизировать для работы на ВУС 67 тепловозов. Программа состояла из четырех основных этапов и

41

была рассчитана на 7 лет, в течение которых предполагалось истратить на исследовательские работы 50 млн. долларов. Первый этап включал в себя экономическую проработку проекта и лабораторные исследования. На втором этапе предполагалось провести машинные испытания на одноцилиндровом модуле. Третий этап – создание полноразмерного двигателя, работающего на водоугольном топливе. Четвертый этап – разработка концепции тепловоза, оборудованного силовой установкой, работающей на ВУС [38, 52-55, 72]. В 1985 году к программе исследований присоединились Общественный научно-технический центр (Corporate Research Development Center) и Агентство по защите окружающей среды (Environmental Services). Лабораторные исследования и одноцилиндровые машинные испытания General Electric проводила в Общественном научно-техническом центре. Эта работа включала в себя разработку оборудования для системы впрыска топлива, изучение воспламенения и сгорания ВУС в условиях реального двигателя. В рамках программы исследований Leonard G.L. и Fiske G.H. [38] проводили эксперименты по изучению количественного состава горючих компонентов в составе ВУС. В первую очередь изучалась возможность прокачивания ВУС насосами высокого давления плунжерного типа. Оптимальной была признана суспензия, содержащая 48% угля по массе, включающая 2% присадок. Размер угольных частиц был приблизительно равен 3 мкм. Исходный уголь очищался до зольности менее 1%. Изучалось также воспламенение и сгорание ВУС, для чего суспензия впрыскивалась в изолированный сосуд, имитирующий камеру сгорания дизельного двигателя. Температура в испытательной камере поддерживалась на уровне приблизительно 900К, а плотность газа составляла 25 кг/м3. Кроме того, специальным образом осуществлялась турбулиризация газового заряда, находящегося в камере. Исследования показали, что топливная смесь достаточно хорошо самовоспламеняется в условиях, имитирующих работу двигателя при полной нагрузке, и не воспламеняется или очень плохо воспламеняется в условиях, характерных для режима частичных нагрузок. В первую очередь такое ухудшение объяснялось снижением давления впрыска и, как следствие этого, ухудшением качества распыла топливной суспензии. В режиме полной нагрузки задержка самовоспламенения для ВУС в 5 раз превышала аналогичный параметр для ДТ. С целью уменьшения периода задержки, на режимах частичных нагрузок, исследователи предлагали впрыскивать в цилиндр небольшое количество запального ДТ. Исходя из результатов лабораторных исследований, была предложена принципиально новая схема подачи водоугольных растворов в

42

камеру сгорания двигателя, которая представляла собой аккумуляторную систему с электронным управлением процессом впрыска [39, 48, 54, 69]. Размещение аккумулятора в корпусе форсунки, в непосредственной близости от распылителя, позволило повысить начальное давление впрыска до 80 МПа и стабилизировать его значение, независимо от режима работы двигателя. Это обстоятельство выгодно отличало новую систему от первоначально использованной объемной системы подачи топлива и благотворно сказалось на процессе воспламенения ВУС на режимах частичных нагрузок. Кроме того, электронная система управления позволяла оптимально регулировать подачу суспензии в камеру сгорания двигателя в широком диапазоне изменения режимов его работы. В течение двух лет первый этап программы исследований был выполнен. В 1988 году компания приступила к машинным испытаниям двигателя, работающего на ВУС [48]. На этом этапе исследования проводились на двухцилиндровом отсеке V-образного четырехтактного локомотивного дизельного двигателя модели 7FDL с D/S=267/229 мм, n =1050 мин-1, в котором один цилиндр работал на ВУС, а другой на ДТ (рис. 1.9). С целью получения полной мощности дизеля, штатная топливная аппаратура двигателя была заменена аппаратурой большей производительности, обеспечивающей большую цикловую подачу ВУС. В штатном исполнении двигатель оснащен индивидуальными гильзами цилиндров, поршнями из сплава алюминия со стальными головками и литыми стальными головками цилиндров. Используемая ВУС содержала 47...49% угольной пыли, измельченной в среднем до 2,88 мкм, с содержанием золы не более 0,36%. На первом этапе испытаний двухцилиндрового модуля исследовались три метода активации процесса воспламенения: - воспламенение от сжатия (самовоспламенение); - воспламенение с помощью запального ДТ, подаваемого в камеру сгорания с помощью специально установленной вспомогательной форсунки (запальное зажигание); - последовательная подача через распылитель главной топливной форсунки сначала запального ДТ, а затем ВУС (расслоенное запальное зажигание). Воспламенение было достигнуто всеми тремя методами, однако в первом случае потребовалось повышение температуры воздуха на впуске. Было установлено, что при работе двигателя на полной нагрузке (186 кВт/цил.), устойчивое самовоспламенение суспензии происходит с большим периодом задержки (40...45° п.к.в.), обусловленным временем полного испарения воды. Кроме того, было

43

установлено, что самовоспламенение происходит только в том случае, если температура заряда в цилиндре к концу периода задержки будет не ниже 890К.

Рис. 1.9. Поперечный разрез двигателя 7FDL, модернизированного для работы на ВУС. 1 – форсунка для впрыска ВУС; 2 – диафрагменный разделитель; 3 – основной топливный насос; 4 – дополнительный топливный насос для впрыска запального ДТ.

Для обеспечения эффективного воспламенения и сгорания было достаточно подать в камеру двигателя порядка 3...5% запального ДТ. Особенно эффективным оказался последовательный впрыск обоих топлив через общую форсунку. Интенсивность тепловыделения при сгорании ВУС была выше, чем у ДТ. Количество NOx и СО в отработавших газах было примерно в два раза меньше, чем при работе на ДТ. Количество выделившейся теплоты было исследовано как функция от температуры и давления воздушного заряда, количества запального топлива и давления впрыска. В результате оптимизации процесса впрыска водоугольного топлива на экспериментальном модуле была получена мощность 186 кВт/цил. при частоте вращения 1050 мин-1. Это практически

44

соответствовало мощности данного двигателя при его работе на жидком топливе. Эффективность выгорания угольных частиц доходила до 99,5%. Параллельно с машинными испытаниями на экспериментальном модуле General Electric приступила к разработке полногабаритного многоцилиндрового дизельного двигателя, работающего на водоугольном топливе. Эта программа включала испытание 8-цилиндрового двигателя на долговечность и 12-цилиндрового двигателя в составе силовой установки локомотива. Первые сообщения о результатах проведенных испытаний стали появляться приблизительно в 1990 году. Для ресурсных испытаний использовался 8-цилиндровый V-образный двигатель GE 7FDL. Он предназначался для отработки системы управления, а также для изучения эксплуатационных характеристик. Для исследования динамики износа два цилиндра этого двигателя были переоборудованы под работу на ВУС. Средний ресурс двигателя до ремонта при работе на ДТ составлял 25000 часов, но при работе на ВУС штатная система впрыска вышла из строя уже после 4 часов работы. Это произошло из-за эрозии каналов распылителей форсунок, работающих при давлении впрыска до 140 МПа и скорости потока 250 м/с. В процессе испытаний был выяснен механизм изнашивания каналов распылителя. Полученные сведения были учтены при создании 12-цилиндрового двигателя [48]. Для уменьшения износа все каналы распылителя были оборудованы алмазными вставками с диаметром отверстий 0,4 мм, а седло игольчатого клапана выполнено из карбида вольфрама. Лабораторное испытание фрагмента распылителя, оборудованного алмазной вставкой на выходе отверстия, выполненное на специальном стенде, показало, что в течение 500 часов в условиях, эквивалентных режиму максимальной нагрузки двигателя, распылители могут работать без значительного износа. Было также установлено, что наиболее оптимальными размерами капель ВУС, подаваемых в камеру сгорания, являются капли размером от 18 до 92 мкм. При машинных испытаниях после, приблизительно, 40 часов работы двигателя никаких изменений в диаметре отверстий также обнаружено не было. Первоначально двигатель был оборудован системой впрыска плунжерного типа с раздельной подачей ВУС и запального топлива (рис. 1.8), которая впоследствии была заменена на аккумуляторную с электронным управлением [39]. Поршневые кольца были покрыты карбидом вольфрама. Для верхних поршневых колец и гильз цилиндров лучшая износостойкость была достигнута нанесением покрытия из карбида вольфрама с добавлением кобальта. На поверхность гильз цилиндров из азотированного чугуна

45

слой карбида вольфрама наносился плазменным напылением. Второе и последующие поршневые кольца хромировались. Было установлено, что на износостойкость стержней клапанов, подшипников и других смазываемых деталей использование ВУС существенного влияния не оказывает. После описанной доработки двигатель без каких-либо серьезных отклонений проработал более 1000 часов на режимах как максимальной, так и частичной нагрузок. В первой половине 1991 года начались испытания полноразмерного 12-цилиндрового двигателя, работающего на ВУС. В результате лабораторных исследований двигатель развивал мощность 1860 кВт при 1050 мин-1 в течение более 10 часов. Впоследствии этот двигатель был установлен на тепловоз для проведения дорожных испытаний. При разработке системы впрыска 12-цилиндрового двигателя для оптимизации процесса сгорания топлива использовалась математическая модель. Предварительно система впрыска отрабатывалась на одноцилиндровой экспериментальной установке. Было испытано 8 различных распылителей форсунок, в том числе и с алмазными вставками на выходе отверстий. На первом этапе исследований 12-цилиндровый двигатель был оборудован двойной топливной системой объемного действия. Главная система предназначалась для подачи в цилиндры ВУС, вспомогательная – для запального ДТ. Была также разработана специальная система синхронного управления обоими топливными насосами. В дальнейшем для подачи топлива в камеру сгорания использовалась отработанная на 8-цилиндровом двигателе аккумуляторная система впрыска. После лабораторных испытаний 12-цилиндровый двигатель был установлен на тепловозе, а вспомогательное оборудование размещено на специальной прицепной платформе (рис. 1.10).

Рис. 1.10. Схемное решение экспериментального тепловоза, оборудованного дизелем, работающим на ВУС. 1 – двигатель, работающий на ВУС; 2 – электронный блок управления; 3 – рециркуляционный насос; 4 – емкость для ВУС; 5 – насос системы очистки; 6 – резервуар для очищенной воды; 7 – резервуар для неочищенной воды; 8 – электрический нагреватель и термостат; 9 – проточный теплообменник для подогрева ВУС; 10 – подпиточтгый насос.

46

Первоначально тепловоз был испытан в стационарных условиях. При этом исследовался весь комплекс вопросов связанных с внедрением двигателей, работающих на ВУС, в практику эксплуатации в условиях железной дороги. Помимо задач, связанных непосредственно с работой двигателя, решались также вопросы согласования характеристик силовой установки с характеристиками локомотива. Отрабатывались способы управления двигателем и системой топливоснабжения. В результате проведенных дорожных испытаний было установлено, что выделение NOx и СО сократилось более чем на 90%, a специально сконструированная система очистки отработавших газов, с использованием сорбентов, позволяла снизить содержание двуокиси серы на 85%. Таким образом, токсичность отработавших газов была значительно меньше установленных предельных норм. В 1993 году основные положения программы по разработке двигателя, работающего на ВУС, были выполнены. По заключению исследователей, привлекавшихся к осуществлению программы, был достигнут заметный прогресс во всех областях, связанных с созданием двигателя, пригодного для коммерческого использования. Несмотря на вполне оптимистические прогнозы, после 1993 года в связи со снижением цен на нефть, а также из-за федерального дефицита, дальнейшие работы по созданию твердотопливного двигателя General Elecctric были приостановлены. *** Дженерал Моторс (General Motors) в 1989 году совместно с Юго-Западным исследовательским институтом (Southwest Research Institute) изучала возможность использования ВУС в двухтактном тепловозном двигателе [38, 40, 74]. В программу исследований входило как изучение процессов сгорания ВУС в бомбе, так и машинные испытания на одном цилиндре двухцилиндрового двигателя модели EMD 567В (фирмы Electro-motive Division, структурного подразделения General Motors) с прямоточной клапанно-щелевой схемой продувки размерностью цилиндра D/S=216/254 мм, ε =16, Ne=160 кВт/цил. при 835 мин-1. В качестве топлива испытывалась ВУС с массовым содержанием угольной пыли порядка 50%. Впрыск суспензии производился насос-форсункой, расположенной вдоль оси цилиндра. Диаметр плунжера насос-форсунки составлял 12,7 мм, а распылитель имел шесть отверстий диаметром 0,38 мм, расположенных под углом 160°. Активация процесса сгорания осуществлялась путем подачи в цилиндр запального ДТ с помощью двухструнной форсунки, расположенной в головке у стенки цилиндра. Для предотвращения заклинивания

47

диаметр плунжера насос-форсунки был уменьшен на 0,013 мм, диаметр иглы распылителя форсунки – на 0,038 мм. Корпус насосфорсунки охлаждался водой. В табл. 1.4 даны результаты испытаний двигателя при его работе на ДТ №2 и ВУС. Испытания показали, что при использовании суспензии эффективность двигателя, по сравнению с аналогичным параметром для ДТ, снизилась в среднем на 25%. Во время экспериментов количество запального ДТ составляло 4,5 кг/час, в то время как количество ВУС колебалось в пределах 36...42 кг/час. Переход к использованию ВУС, расход которой через главный распылитель был в 3,5...4 раза большим, чем для ДТ (примерно 11,3 кг/час), приводил к изменению объемной скорости потока. В результате этого характеристика распыла была далеко не оптимальной для данного вида топлива. На рис. 1.11, 1.12 представлены графики изменения давления и скорости тепловыделения в рабочем цилиндре двигателя при его работе на ДТ и на ВУС. Как видно из рис. 1.11, характер изменения давления при использовании ВУС сильно отличается от аналогичной характеристики для ДТ. Давление постепенно увеличивается в течение всего процесса впрыска, но все же не достигает того же максимума, полученного при использовании ДТ. Это указывает на то, что характеристики распыления ВУС не были оптимальными на ранних стадиях впрыска. Характер изменения скорости тепловыделения (теплонапряженности) для ВУС и ДТ, используемых как основное топливо, показан на рис. 1.12. Таблица 1.4.

Результаты испытаний двигателя EMD 567В Основное топливо Запальное топливо Доля теплоты, подведенной от запального топлива, % Индикаторный КПД, % Максимальное давление, МПа Начало подачи запального топлива (до ВМТ), град. Начало подачи основного топлива (до ВМТ), град. Продолжительность подачи запального топлива, град. Продолжительность подачи основного топлива, град. Начало горения запального топлива (до ВМТ), град. Начало горения основного топлива (до ВМТ), град. Конец горения основного топлива (до НМТ), град. Задержка воспламенения запального топлива, град. Задержка воспламенения основного топлива, град.

ДТ№2 ДТ№2 28 35 7,9 35 21 18 16 19 13 23 17 8

ВУС ДТ№2 23 30 6,2 35 26 16 25 18 9 26 17 17

В обоих случаях в камеру сгорания двигателя подавалось одно и то же количество запального топлива, с опережением впрыска за 35°

48

до ВМТ. Основным отличием при сгорании ВУС является резкое снижение скорости тепловыделения в начальной стадии горения, что обусловлено испарением воды, входящей в состав суспензии. Полученные данные свидетельствуют о том, что скорость первоначального сгорания ВУС очень низкая, большая часть угольных частиц сгорает в диффузионной фазе. В то же время снижение температуры в зоне горения приводит к уменьшению образования окислов азота и монооксида углерода. Анализ отработавших газов показал, что выброс NOx, уменьшился вдвое, зато содержание твердых частиц увеличилось на порядок.

Рис. 1 . 1 1 . Изменение давления в рабочем цилиндре двигателя при использовании ДТ и ВУС. Опережение подачи составляет 25° для ВУС, 35° для запального ДТ, 20° для основного ДТ. ───ДТ; ─ ─ ─ ВУС.

Рис. 1.12. Скорость тепловыделения в рабочем цилиндре двигателя при использовании ДТ и ВУС. Опережение подачи основного топлива составляет 25° для ВУС и 20° для ДТ. ───ДТ; ─ ─ ─ ВУС.

49

После испытаний двигатель был разобран для осмотра. В выпускной системе было обнаружено 600 г угольных отложений, которые содержали приблизительно 78% углерода и 5% золы. Поверхность головки цилиндра была вообще чистая, без отложений, однако поршень и кольца имели признаки износа. На поршне имелись незначительные отложения нагара, а на гильзе цилиндра были обнаружены следы истирания. Основываясь на полученных результатах, исследователи пришли к выводу, что оптимизацией рабочего процесса двигателя можно существенно улучшить его показатели. Для этого необходимо повысить качество распыла суспензии; уточнить направление струй топлива; оптимизировать момент начала и продолжительность впрыска суспензии и запального ДТ; уменьшить период задержки воспламенения. Последнего можно достичь путем повышения температуры заряда к началу впрыска топлива до 1000К с помощью подогрева входящего в цилиндр воздуха, повышением степени сжатия или применением теплоизоляции камеры сгорания. Скорость горения может быть повышена рациональной организацией движения заряда в камере сгорания. Результаты, полученные General Motors, были значительно хуже, чем в других проектах, в основном, из-за сложности оптимизации процесса впрыска при использовании насос-форсунок. Для более или менее надежной работы такая топливная система требовала очень высокой степени очистки исходного угольного топлива, что противоречило целям программы. В связи с этим дальнейшие исследования по данному типу двигателей были прекращены. *** Детройтская дизельная корпорация (Detroit Diesel Corporation) совместно с Юго-Западным исследовательским институтом, начиная с 1992 года, выполнила программу исследований, направленных на создание модельного ряда (модель 149) двухтактных дизельных двигателей с Ne=50 кВт/цил. и размерностью D/S=146/146 мм, предназначенных для работы на ВУС [38, 69]. Двигатели этой серии имеют клапанно-щелевую схему продувки с четырьмя выпускными клапанами в головке цилиндра. Основная цель проекта – разработка дизельного двигателя с частотой вращения до 2000 мин-1 для грузовых автомобилей и морских судов. Экономические расчеты, выполненные специалистами фирмы, показали коммерческую привлекательность проекта. В рамках принятой программы было выполнено теоретическое исследование с использованием методов математического моделирования, в результате которого было установлено, что для достижения заданной скорости вращения средний диаметр угольных частиц, поступающих в двигатель, не должен превышать 20 мкм.

50

Экспериментальные исследования впоследствии подтвердили правильность теоретических предположений. Для работы на ВУС была перепроектирована система впрыска топлива с применением разделительного поршня (аналогично системе впрыска Cooper-Bessemer). На рис. 1.13 показаны зависимости изменения давления и скорости тепловыделения на режиме полной нагрузи в двигателе 8V-149 при различных углах начала подачи ВУС. Давление и температура на входе в двигатель поддерживались на уровне 192 кПа и 125°С соответственно.

Рис. 1.13. Изменения давления и скорости тепловыделения для различных углов подачи ВУС в двигателе 8V-149. 1, 2, 3 – впрыск ВУС за 30°, 20°, 40° до ВМТ соответственно (режим самовоспламенения).

*** Компания Катерпиллер (Caterpillar) в течение трех лет, начиная с 1988 года, по контракту с Моргантаунским центром энергетических технологий, занималась исследованием процесса впрыска ВУС в камеру сгорания тепловозного двигателя. Помимо этого, совместно с Объединенной угольной компанией (United Coal Company) проводились работы, призванные доказать практическую осуществимость систем переработки угля в низкокалорийный газ высокого давления, предназначенный для непосредственной подачи в дизельный двигатель тепловоза. Объединенная угольная компания в рамках сотрудничества с Caterpillar разработала технологию и оборудование для получения из необработанного угля низкокалорийного генераторного газа под высоким давлением. Эта технология включает в себя газификацию угля в специальном агрегате и горячую очистку полученного газа. Компания Caterpillar, в рамках данного проекта, проводила исследования по изучению горения низкокалорийного газа в дизельном двигателе с высокой степенью сжатия. 51

Поскольку использование генераторного газа не относится к процессам прямого сжигания твердых топлив в ДВС, подробное рассмотрение данного вопроса выходит за рамки данной работы. *** Отдельные исследования, проводимые в научно-исследовательских учреждениях США, хотя и не были столь масштабны, как те, что выполнялись машиностроительными компаниями, однако они дополняли и уточняли работы, проводимые в больших проектах. Основные результаты этих работ регулярно докладывались на конференциях, проводимых Моргантаунским центром энергетических технологий. *** Моргантаунекий центр энергетических технологий по контракту с Министерством энергетики США координировал все проекты, выполняемые в рамках данной программы, а также исследовал вопросы получения различных видов угольных суспензий и характеристики их сгорания в изолированной бомбе. Проводил испытания на одноцилиндровом двигателе Ricardo Proteous с диаметром цилиндра 127 мм [38], тепловые характеристики которого достаточно хорошо известны, и по ним можно рассчитать воздействие на рабочий процесс того или иного фактора еще до проведения экспериментов. На основании полученных данных была предпринята попытка смоделировать рабочий процесс двигателя на ВУС, при этом в качестве первичного инструмента моделирования была использована математическая модель, разработанная в Университете штата Техас. Поскольку в круг вопросов, которыми занимался центр, входило исследование всех процессов, связанных с рациональным использованием топливных ресурсов и тепла, (а дизельные двигатели – только часть энергетической системы), работа по моделированию дизельного двигателя была объединена с моделированием других составляющих (например, с газификацией, теплопередачей и регенерацией тепла). *** Юго-Западный исследовательский институт (Southwest Research Institute) в период с 1983 по 1993 годы выполнил ряд самостоятельных исследований и в сотрудничестве в крупными машиностроительными компаниями. Эти работы были направлены на поиск путей снижения износа двигателей, работающих на угольных суспензиях, а также изучение характеристики впрыска угольных суспензий, их воспламенение и сгорание [63]. Эксперименты проводились на одноцилиндровом вихрекамерном дизеле, характеристики которого приведены в табл. 1.5, а его схема на рис. 1.14.

52

Таблица 1.5. Характеристики экспериментального двигателя Тип двигателя Вихрекамера Диаметр цилиндра, мм Ход поршня, мм Степень сжатия Открытие впускного клапана (до ВМТ), град. Закрытие впускного клапана (до ВМТ), град. Открытие выпускного клапана (после ВМТ), град. Закрытие выпускного клапана (после ВМТ), град. Отношение объема вихрекамеры к объему камеры сгорания, % Отношение площади канала вихрекамеры к площади поршня, % Диаметр плунжера главного топливного насоса, мм Диаметр плунжера вспомогательного топливного насоса, мм

Вихрекамерный Цилиндрическая 96,52 95,25 18 12 136 136 12 67,4 1,6 8 8

Выбор вихрекамерного двигателя для данного исследования был обусловлен тем, что высокие скорости воздушных потоков в вихрекамере снижают требования к качеству распыливания, а это, в свою очередь, позволяет использовать более низкие давления впрыска и более простые конструкции распылителя. Схема непрямого впрыска также позволяет сократить потери тепла, поскольку сгорание происходит в вихрекамере, которая может быть достаточно легко теплоизолирована от остальной части двигателя.

Рис. 1 . 1 4 . а – схема вихрекамерного двигателя, использовавшегося для проведения экспериментов; б – схема вихрекамеры. 1 – поршень; 2 – днище поршня; 3 – теплоизолирующая прокладка; 4 – форсунка для подачи запального топлива; 5 – вихрекамера; 6 – форсунка для подачи угольной суспензии; 7 – крепление головки; 8 – штанга толкателя.

53

Исходя из поставленных задач, двигатель испытывался в двух вариантах: обычном и теплоизолированном. Для теплоизоляции поршня на его днище была установлена специальная накладка, а наружная поверхность гильзы цилиндра покрыта слоем керамики. Вихревая камера сгорания была выполнена разборной, благодаря чему вдоль ее боковых стенок могли устанавливаться теплоизолирующие вставки. Для активации процесса сгорания в вихревой камере, вдоль оси цилиндра, устанавливались две свечи накаливания мощностью по 200 Вт. Чтобы обеспечить устойчивое самовоспламенение суспензии, воздух, подаваемый в цилиндр, нагревался до 204°С. Уменьшение плотности заряда при этом компенсировалось низким наддувом. В качестве топлива использовалась ТУС и ВУС с массовым содержанием угля порядка 50%, а также водометанолугольная суспензия с содержанием 50% угля, 15% метанола, 35% воды. Впрыск суспензий производился форсункой перпендикулярно оси вихревой камеры сгорания. В качестве одного из вариантов активации процесса сгорания изучалась подача в цилиндр запальной порции ДТ. Для этого в головке была установлена вспомогательная форсунка, которая впрыскивала запальное ДТ перпендикулярно оси вихревой камеры сгорания. Опыты показали, что подогрев воздуха на входе в цилиндр или свечой накаливания в камере сгорания обеспечивает самовоспламенение ВУС. ТУС для самовоспламенения требует подогрева заряда, в результате чего сгорание ухудшается. Скорость горения при самовоспламенении ВУС и ТУС ниже, чем при активации процесса сгорания с помощью запального ДТ. При использовании ВУС дополнительный подвод тепла, путем подогрева воздуха свечой накаливания, или теплоизоляция камеры сгорания компенсируют скрытую теплоту испарения воды, что позволяет сжечь большее количество топлива. Избыточный подвод тепла ухудшает сгорание запального ДТ и, соответственно, воспламенение и сгорание суспензии. Скорость горения суспензии ограничена еще и тем, что продукты сгорания угольного топлива, выходящие из вихревой камеры в цилиндр, охлаждаются. Поэтому для повышения полноты выгорания следует большую часть топлива сжигать в теплоизолированной вихревой камере. Для этого отношение объема вихревой камеры к общему объему камеры сгорания необходимо делать как можно большим. Если для данного двигателя объем вихревой камеры составляет 67%, то для эффективного сжигания угольных суспензий он должен быть увеличен до 90%. В результате исследований было установлено, что наиболее существенное влияние на износ двигателя оказывают размеры частиц минеральных примесей и толщина масляной пленки на гильзе цилин-

54

дра. Также было установлено, что при увеличении давления впрыска ВУС имели место увеличенные углы раскрытия факела, в результате чего уменьшалась эффективность использования топлива. В рамках программы сотрудничества с General-Motors, Юго-Западный научно-исследовательский институт провел серию испытаний модели трехцилиндрового дизельного двигателя, выполненной в половину натурной величины. На угольном топливе работал лишь один из трех цилиндров модели. В качестве носителя для суспензии испытывались вода, метанол, ДТ, а также другие жидкости и их смеси. В результате испытаний была получена информация относительно характеристик сгорания различных суспензий и влияния состава топлива на характеристики двигателя. *** Университет штата Техас (Texas A&M University), начиная с 1980 года, выполнил ряд исследований, направленных на изучение факторов, влияющих на эффективность сгорания угольных суспензий в ДВС. Эти исследования послужили основой для разработки математической модели рабочего процесса двигателя. В дальнейшем на основании данных, полученных другими учеными, первоначальные модели были улучшены и расширены. В результате этого появилась реальная возможность определять эффективные параметры двигателя, работающего на топливных суспензиях еще в процессе его проектирования. Помимо теоретических исследований был выполнен ряд экспериментов, направленных на изучение возможности организации процесса подачи суспензий в камеру сгорания дизеля в виде отдельных последовательных вспрысков. В качестве параметров прерывистого впрыска были определены коэффициенты корреляции распространения аэрозоля и время разрыва между вспрысками как функция расстояния между разрывами. Помимо этого была установлена зависимость между средним размером капель ВУС и давлением впрыска, плотностью газовой среды и геометрическим расположением распылителя относительно оси камеры сгорания. *** Компания Адиабатик (Adiabatics Inc.) выполнила ряд исследований, направленных на совершенствование системы подачи топлива, оптимизацию его горения и снижение износа. Наиболее интересными с точки зрения своей новизны были исследования, направленные на оптимизацию горения угольных топлив в адиабатических (с пониженной теплоотдачей) дизельных двигателях. Более высокие температуры газа и ограничивающих поверхностей в двигателях указанного типа способствуют сокращению времени

55

горения угольных частиц. Как следствие, это приводит к повышению термического КПД и максимальной частоты вращения двигателя. Экспериментальные исследования проводились на одноцилиндровом двигателе с диаметром цилиндра 130 мм при частотах вращения 800...1800 мин-1. Для опытов использовался битуминозный уголь, сухой порошок которого распыляли во впускном коллекторе двигателя. Первоначально размер угольных частиц не превышал 10 мкм, однако впоследствии использовались частицы размером до 21 мкм при частотах до 1800 мин-1. Сначала для уменьшения времени задержки самовоспламенения производился подогрев воздуха на впуске. В результате этого эффективность двигателя снижалась, однако это позволяло ему работать на более высоких оборотах. В последующих опытах для регулирования момента самовоспламенения использовалась система рециркуляции отработавших газов, которая показала хорошие результаты. Будучи горячим, такой двигатель легко запускался на чистом угле и продолжал устойчиво работать. При этом его КПД был практически таким же, как и у аналогичных двигателей на ДТ. Помимо вопросов сгорания пылеугольного топлива изучались некоторые аспекты проблемы износа двигателя. В частности, изучался эффект проникновения частиц топлива через уплотнения газового стыка в картер двигателя. *** Следует отметить еще два контракта, выполненных в рамках программы исследований Министерства энергетики США фирмами Тесоgeп и Mechanical Technologies, направленных на разработку методов борьбы с износом поршневых колец и вкладышей. Тесоgeп изучал пути совершенствования системой подачи смазки к трущимся деталям, Mechanical Technologies – исследовал возможность использования в качестве смазочного материала сухих мелкодисперсных порошков. *** Помимо США, исследования, направленные на изучение проблемы использования угольных топлив в ДВС, проводились и в ряде других стран, однако там они носили разрозненный характер, хотя отдельные результаты этих исследований заслуживают внимания. *** Фирма SEMT (Франция) изучала возможность применения в качестве моторного топлива, наряду с различными альтернативными топливами, смеси угольной пыли с ДТ. Исследования проводились на

56

одном цилиндре дизеля Pielstick PA6-280 с D/S=290/280 мм и Ne=294 кВт/цил. при 1000 мин-1. В качестве топлива испытывалась ТУС и котельное топливо SRC-II (Solvent refined coal). При применении в дизеле без конструктивных изменений и дополнительных регулировок смеси, состоящей из 80% SRC-II и ДТ, мощность двигателя была практически такая же, как при работе на ДТ. Однако при этом наблюдались ухудшение пусковых свойств и замедленное воспламенение рабочей смеси в цилиндре. Для активации процесса воспламенения и горения ТУС в двигателе была применена двойная система подачи топлива, при этом одна форсунка подавала в цилиндр SRC-II, а другая – ДТ. В процессе оптимизации момента опережения и скорости впрыска топлива количество SRC-II в смеси было доведено до 90%. *** Миrауата Т., Miyamoto N. и другие опубликовали в 1988 году результаты исследований выполненных в Хокайдском университете (Hokkaido University, Sapporo, Япония). Ими изучалась возможность использования в качестве добавок к дизельным топливам для высокооборотных ДВС сажи и растворенного рафинированного угля, выпускаемого в США как котельное топливо (SRC-II) [43, 46]. Сажа, используемая для приготовления суспензии, состояла из частиц со средним размером 0,7 мкм. Теплотворная способность смеси сажи с дизельным топливом и SRC-II была равна 33494 и 39750 кДж/кг, соответственно. Для проведения исследования использовались дизели с неразделенной и разделенной камерами сгорания (табл. 1.6). В ходе экспериментов изучалась работа двигателя на топливных смесях с различным соотношением компонентов. При этом фиксировались характеристики дизеля, его индикаторные диаграммы, характеристики распыливания топлива, дымность, шумность работы и токсичность отработавших газов. Все исследованные суспензии и их смеси имели гораздо большую вязкость, чем дизельные топлива. На двигателе с неразделенной камерой сгорания путем повышения температуры удалось снизить расход топлива и дымность отработавших газов до уровня аналогичных параметров для ДТ за счет снижения вязкости суспензии. На основании полученных результатов исследователи установили, что показатели двигателя определяются в основном вязкостью топлива, а не его видом. Оптимальное значение вязкости составляет 0,9...3,0 мм2/с. При изучении возможности использования в качестве добавок к ДТ частиц сажи, их массовое содержание ограничивалось 20%. В основном это делалось из соображений снижения абразивного

57

воздействия на детали топливной системы и двигателя. Так как предварительные испытания показали, что при содержании сажи более 20%, после 50 часов работы наблюдался износ распылителя и плунжера топливного насоса. В результате исследования было установлено, что, несмотря на более высокую вязкость смесей ДТ с сажей, их распыливание при впрыске лучше, чем ДТ. В связи с этим смесь более интенсивно сгорает, а продолжительность сгорания уменьшается (рис. 1.15). Вследствие этого уменьшается удельный расход топлива и дымность, но при этом увеличивается уровень шума и выбросы СО с отработавшими газами (рис. 1.16). После 50 часов работы дизеля на смеси ДТ с 5% сажи (по массе) не было отмечено повышенных износов и отложений нагара. В опытах на двигателе с разделенной камерой сгорания топливо SRC-II и смесь ДТ с сажей показали меньший расход и дымность отработавших газов, но больший чем на ДТ шум и выбросы СО и NO x . Таблица 1.6.

Характеристики двигателей, использовавшихся в экспериментах Характеристики Марка двигателя Тип камеры сгорания Диаметр цилиндра, мм Ход поршня, мм Объем цилиндра, см3 Степень сжатия Мощность, кВт Частота вращения, мин -1 Топливный насос Диаметр плунжера, мм Марка распылителя Давление начала впрыска, МПа

Двигатель А KOMATSUID- 105 Неразделенная 105 125 1082 17,5 16 2500 Bosch A-type 9 ND-DLLA152S32 24,5

Двигатель В YANMARTR- 15 Предкамера 102 106 866 19,5 11 2600 Bosch A-type 10 NP-DN4SD24 11,8

Увеличение периода задержки самовоспламенения объясняется более низким цетановым числом SRC-II, а также тем, что при его распыливании образуются более мелкие капли аэрозоля, чем при распыливании ДТ. Из-за большой скорости сгорания основная часть топлива выгорает практически при постоянном объеме, что приводит к резкому росту давления. Как следствие, в двигателе наблюдаются большие механические потери и потери тепла в охлаждающую среду.

58

Рис. 1.15. Изменение давления ( 1 ) и скорости тепловыделения (2) в зависимости от концентрации сажи в ДТ.

Рис. 1.16. Изменение параметров двигателя в зависимости от концентрации сажи в ДТ.

В 1998 г. Греховым Л.В. были опубликованы результаты ряда исследований, направленных на изучение закономерности распыливания угольных суспензий. Работы проводились в лаборатории кафедры ДВС МГТУ им. Н.Э. Баумана. Определены способы быстрого воспламенения путем подбора состава суспензии и изменениями в конструкции двигателя. На основе экспериментальных данных проанализированы характеристики тепловыделения и найдены способы ускорения диффузионного сгорания частиц угля [9] . Экспериментальная часть исследования проводилась с использованием в качестве базового одноцилиндрового вихрекамерного двигателя с D/S=85/110 мм (1Ч 8,5/11). Стенд был оборудован традиционной системой измерений, а также автоматизированным измерительным комплексом с высокоточным индицированием цилиндра и топливоподающей аппаратуры, с

59

последующей записью и обработкой результатов на ЭВМ, что позволяло записывать и обрабатывать сигналы с точностью до 0,1...0,4% амплитуды. За основу для проектирования топливоподающей аппаратуры была взята схема Патрахалъцева Н.Н. [32]. Топливные суспензии подавались в нагнетательный трубопровод через специальный клапан подпитки. Этим самым удалось обеспечить работу топливного насоса высокого давления на чистом ДТ, отведя ему лишь роль управляющего генератора импульсов и решив проблему износа самого дорогого узла топливной аппаратуры – плунжерной пары. Работоспособность форсунки обеспечивалась гидрозапиранием иглы, промывкой дизельным топливом зазора в распылителе и применением сопел из технического алмаза, кубического нитрида бора, рубина. В качестве топлива для двигателя использовались как ТУС, так и ВУС. Максимальный размер частиц составил 8...14 мкм. Для получения топливоугольных суспензий использовалась каменноугольная пыль, для водоугольных – буроугольная. В ходе испытаний на ТУС дизель работал достаточно устойчиво, хотя и не развивал номинальную мощность. Наибольшие трудности на первом этапе работ вызывала работа на ВУС. Двигатель не только не запускался, но и не работал на холостом ходу, а также на режимах частичных нагрузок. Наблюдалась большая нестабильность процесса воспламенения и сгорания, что приводило к появлению вспышек в конце сжатия или в начале выпуска. Последние происходили при поджигании догорающими газами горючей смеси в выпускной системе, оставшимися от предыдущего цикла с пропуском воспламенения. На рис. 1.17 представлена совмещенная диаграмма, включающая пять последовательных циклов, которая наглядно демонстрирует нестабильность сгорания в цилиндре двигателя. Работа дизеля сопровождалась резким стуком. Все это указывало на то, что тепловые условия при малых нагрузках безнаддувного дизеля недостаточны для устойчивого воспламенения ВУС. После первой серии испытаний двигатель подвергся существенной модернизации. Для подогрева воздуха во впускном коллекторе был установлен электрический нагреватель мощностью до 3 кВт, который позволял повысить температуру воздуха до 150°С. Детали камеры сгорания снабдили теплоизоляцией: на днище головки цилиндра было нанесено покрытие двуокисью циркония толщиной 0,2 мм, поршень снабжен жаростойкой накладкой ЭИ-283, изготовлена втулка цилиндра с теплоизолирующей вставкой. Были подготовлены три топливных насоса высокого давления (ТНВД) с плунжерными парами 6,5 . . . 12 мм. Изменение крепления ТНВД

60

позволило в более широких пределах изменять угол опережения впрыска. Односопловую форсунку комплектовали сменными сопловыми вкладышами.

Рис. 1.17. Совмещенная индикаторная диаграмма пяти последовательных циклов при подаче BУС (нагрузка двигателя 50%).

При испытании ТУС с содержанием угольной пыли порядка 50% резко снижалась эффективная мощность дизеля (с 4,4 до 2,8 кВт) и эффективный КПД (с 0,31 до 0,19). Наложение диаграмм рабочего процесса и тепловыделения показало, что, несмотря на более раннюю подачу, наблюдалось запаздывание воспламенения и, главное, более медленное диффузионное горение. Даже в условиях высокотурбулизированного рабочего тела вихрекамерного дизеля скорость сгорания оказалась недопустимо малой. По заключению автора, относительное снижение эффективных показателей, по сравнению с индикаторными, происходило в связи с возрастанием внутренних потерь в дизеле. На это же указывает и увеличение индикаторного давления на холостом ходу. Причина увеличения внутренних потерь – возрастание трения, что подтвердилось в результате микроанализа масла, в котором были обнаружены несгоревшие частицы угля той же структуры, что и в исходном топливе. В ходе экспериментов отмечалось, что повышение температуры конца сжатия может благоприятно влиять на протекание воспламенения и сгорания угольных суспензий. При нагреве воздуха на впуске до 130°С показатели дизеля немного улучшились, несмотря на существенное уменьшение коэффициента избытка воздуха.

61

Таким образом, получено подтверждение тому, что рост температуры воздуха на впуске обеспечивает ускорение не только самовоспламенения, но и сгорания. В этой связи оправдано использование теплоизолированных деталей камеры сгорания, особенно для ускорения воспламенения. Положительный эффект подогрева воздуха на холостом ходу был существенно выше, чем на номинале из-за большого избытка воздуха и низкого теплового уровня рабочего тела. При испытании двигателя на ВУС наблюдалось еще большее ухудшение параметров рабочего процесса, чем на ТУС: почти двукратное уменьшение мощности и КПД. Как и в случае с ТУС, это объяснялось повышением потерь на трение и затягиванием сгорания. При работе на ВУС наблюдалось еще большее запаздывание воспламенения, по сравнению с ТУС, и очень медленное диффузионное горение. В результате этого двигатель перегревался, имело место прихватывание колец во втулке цилиндра. После оптимизации состава суспензии удалось добиться увеличения мощности с 2,24 до 3,69 кВт, а КПД – с 0,155 до 0,255. Однако это оказалось связанным со значительным повышением максимального давления цикла (6 МПа), в результате чего работа дизеля сопровождалась резким стуком. Подогрев воздуха на впуске уменьшал задержку воспламенения, максимальное давление и жесткость работы. Шум работающего двигателя значительно снизился. Однако из-за уменьшения наполнения цилиндра и коэффициента избытка воздуха эффективность и мощность дизеля еще более снизились. Состав ВУС, оптимальный для номинального режима, на холостом ходу, делал работу двигателя невозможной. Улучшение работы на холостом ходу и малых нагрузках достигалось при подогреве воздуха до 130...150°С. Ограничений по избытку воздуха и максимальному давлению цикла в этом случае не возникало: дизель работал устойчиво, а индикаторная диаграмма и тепловыделение приближались к характерным для ДТ. На основании этого исследователь полагает, что величина подогрева должна изменяться в соответствии с режимом работы дизеля вплоть до выключения на больших нагрузках. Как следует из результатов экспериментальных испытаний, нормальному смесеобразованию и сгоранию угольных суспензий препятствуют, в первую очередь, малый избыток воздуха и низкое давление впрыска. Для увеличения первого пришлось уменьшить подачу топлива, заранее предвидя снижение мощности. Второе было преодолено увеличением диаметра плунжера и уменьшением диаметра соплового отверстия. Был собран новый ТНВД с плунжерной парой диаметром 12 мм, а в дальнейшем штифтовая форсунка заменена односопловой с

62

сопловыми вставками диаметром 0,5...0,25 мм, в том числе износостойкими. В результате испытаний форсированной топливоподающей аппаратуры с различными соплами результаты мало отличались друг от друга, несмотря на существенные различия давлений впрыска и угла опережения. Из этого следовало, что выбранные режимы подачи топлива близки к оптимальному, а давление впрыска 40 МПа для вихрекамерного дизеля рассматриваемой быстроходности можно считать достаточным. Для повышения устойчивости воспламенения исследовалось влияние свечи накаливания. Поскольку в этом случае датчик давления необходимо было демонтировать, индицирование не производилось. После установки свечи отмечалось заметное улучшение устойчивости работы дизеля на холостом ходу и малых нагрузках. Установка свечи накала и плунжера диаметром 12 мм, при угле опережения впрыска 33° до ВМТ, позволяли добиться устойчивой работы двигателя на холостом ходу без подогрева воздуха на входе. Таким образом, выбором рациональных конструктивных решений и режимов работы двигателя и, в первую очередь, топливоподающей аппаратуры, удалось максимально снизить влияние замедленного сгорания угольных частиц, обеспечив тепловыделение вблизи ВМТ (рис. 1.18) [14].

Рис. 1.18. Скорость тепловыделения при работе на полной нагрузке исходного дизеля на ДТ ( 1 ) и на ВУС со стандартной ( 2 ) и форсированной топливоподающей аппаратурой (3).

В результате проведенной модернизации удалось добиться минимального ухудшения эффективных показателей по сравнению с

63

исходным дизелем, а именно: мощность снизилась на 18%; эффективный КПД на 13,5%; индикаторный КПД на 3%. *** В настоящее время центр исследований по использованию твердого топлива в дизельных двигателях переместился в штат Аляска (США). Основные работы проводятся в университете города Фэрбенкс. Как и предыдущие, этот проект инициирован Министерством энергетики США с привлечением различных инвесторов, заинтересованных в реализации данной программы. Общая стоимость проекта оценивается в 47,6 млн. долларов. Участие достаточно большого числа инвесторов в реализации проекта объясняется тем, что в штате Аляска имеется, по меньшей мере, 18 крупных месторождений суббитуминозных углей, запасы которых оцениваются от 50 миллионов до 30 миллиардов тонн. Стационарные дизельные электростанции широко распространены на Аляске, их суммарная мощность составляет 600 МВт, на их долю приходится выработка 22% электроэнергии, потребляемой штатом. Кроме этого, учитывая низкую плотность населения, существует большая потребность в электростанциях, работающих в составе локальных электрических сетей, покрывающих сравнительно небольшую территорию. Исследования проводятся с использованием 18-цилиндрового четырехтактного дизельного двигателя Pielstick PC 2.6-400 с размерностью цилиндра D/S=400/460мм (рис. 1.19). В штатном исполнении он способен работать как на светлых, так и на темных нефтепродуктах. При использовании ДТ двигатель развивает мощность 9,6 МВт. Основная цель проекта – доказать, что в течение 4 тыс. часов данный двигатель может работать на ВУС, сохраняя при этом КПД на уровне 41%. Ожидается, что применение водоугольного топлива, а также использование специальной каталитической системы очистки позволит снизить выброс NOx на 50%, SO2 на 70% и СО на 25%. В качестве топлива предполагается использовать ВУС на основе низкосортных суббитуминозных углей, которая была разработана Научно-исследовательской лабораторией горнодобывающей промышленности и получила условное обозначение LRCWF (low rank coal water fuel). Ожидается, что мощность двигателя при использовании данного вида топлива снизится до 6,4 МВт, однако предусматривается возможность сохранения его способности работать на жидких нефтепродуктах. При переходе с одного топлива на другое будет необходима лишь незначительная перерегулировка топливной системы. По состоянию на конец 2002 года были произведены работы по испы-

64

танию системы селективной каталитической очистки отработавших газов от NOx При работе на ДТ выбросы последнего сократились на 90%. Было произведено 3 различных по составу смеси LRCWF. Они использовались для испытания форсунок и других элементов топливоподающей системы. Целью испытания являлось определение оптимального состава смеси, обеспечивающей как эффективный впрыск, так и надежную работу элементов топливоподающей системы.

Рис. 1.19. Поперечный разрез двигателя Pielstick PC2.6-400.

65

Машинные испытания первоначально планируется производить на 2 цилиндрах. В результате предполагается исследовать особенности протекания термодинамического цикла, характер и динамику износа, выполнить подбор оптимальных покрытий и способов термической обработки критических элементов топливоподающей аппаратуры, цилиндропоршневой группы и других деталей двигателя. Предполагается, что в процессе доработки ресурс двигателя может быть доведен до 6 тыс. часов. Использование утилизационной системы, состоящей из парового котла, производящего пар для турбины, даст возможность повысить суммарный КПД энергетической установки до 48%. Это делает использование водоугольного топлива коммерчески целесообразным и конкурентоспособным по отношению к нефтяным топливам. Установленная мощность 1 кВт×ч для данного типа двигателей оценивается, приблизительно, 1300 долларов США. Окончание работ по данному проекту ожидалось в январе 2004 года. 1.2. Аналитические исследования Первые теоретические исследования, направленные на изучение сгорания угольного топлива в поршневом двигателе, выполнил Nusselt в 1928 году. Из уравнения баланса теплоты им была определена равновесная температура частицы при воздействии на нее радиационного и конвективного теплового потока. Позже эти исследования продолжил Wentzel в 1931 году [40]. Однако выводы, полученные в этих работах, основывались, в большей степени, на анализе экспериментальных данных, а не на фактическом моделировании процессов воспламенения и сгорания. В обеих работах был сделан детальный анализ доступных на то время экспериментальных данных по воспламенению и сгоранию каменноугольной пыли в условиях реального двигателя, а также результатов экспериментов, выполненных авторами. Опыты проводились с использованием бомбы, в которой частицы воспламенялись и сгорали при постоянном объеме. Основной вывод, к которому пришли оба исследователя, состоял в следующем – уголь является топливом с очень низкой скоростью сгорания, что обусловлено гетерогенным характером протекания реакций. На основании этого было высказано предположение, что скорость вращения двигателей, использующих угольное топливо, не может быть более 400 мин-1. *** Более поздние результаты вычислений времени выгорания угольной частицы в цилиндре двигателя в значительной степени друг с другом согласуются. В то же время высокая сложность реальных

66

процессов, а также их слабая изученность не позволяли сделать точного моделирования сгорания. Согласно вычислениям, которые выполнили Rich L.L., Walker M.L. и другие [38, 40], в условиях реального двигателя при давлении 4,5 МПа и температуре воздушного заряда 2273К при бесконечном избытке воздуха угольная частица размером 30...75 мкм выгорает примерно за 10...60 мс. Это соответствует углу поворота кривошипа на 90...420°. По мнению авторов, такое время сгорания достаточно для того, чтобы обеспечить частоту вращения двигателя порядка 1000 мин-1. *** Saxton M.J., Crеswick F.A. и Kircher J.F. разработали упрощенный метод для анализа сгорания угольных частиц в широком диапазоне изменения характеристик двигателя. Оценили влияние температуры угольной частицы на скорость ее выгорания [38]. Результаты вычислений, сделанных по разработанной методике, практически полностью согласуются с результатами вычислений, которые получили Walker и Rich. *** Caton J.A. и Rosegay K.H. (1983) [37, 68] представили детальное исследование процесса сгорания угольной частицы в условиях Камеры сгорания поршневого двигателя, выполненное с использованием методов математического моделирования. Для изучения отдельных фаз процесса сгорания они использовали подмодели для процесса горения, процесса теплообмена между частицей и окружающей средой и процесса переноса массы. Все эти подмодели были объединены с термодинамическим анализом рабочего цикла двигателя. Это давало возможность определить мгновенное значение состояния параметров рабочего тела в цилиндре двигателя. Разработанная модель позволяла определить оптимальные параметры опережения и продолжительности впрыска топлива, а также влияния размеров частиц на протекание процесса сгорания. На основании произведенных вычислений исследователи установили, что для двигателя с частотой вращения 1500 мин-1 величина угольных частиц не должна превышать 15 мкм, только в этом случае может быть обеспечена оптимальная характеристика сгорания топливной суспензии. Также было установлено, что скорость сгорания угольных частиц ограничена, прежде всего, диффузией. При уменьшении частиц начальные и конечные скорости реакции уменьшались, однако кинетика этого процесса осталась не до конца ясной. *** В 1986 году Kishan S., Bell S.R. и Caton J.A. предприняли попытку смоделировать цикл двухтактного поршневого двигателя с воспламенением от сжатия, работающего на ВУС [62]. Исследование

выполнялось в рамках программы фирмы General Motors по переоборудованию тепловозного двигателя EMD 710 на водоугольное топливо. В основу разработанной модели был положен термодинамический анализ состояния рабочего тела в цилиндре двигателя в процессе воспламенения, горения, тепломассообмена между рабочим телом и угольными частицами. Цель данного исследования состояла в том, чтобы разработать простые модели основных процессов и интегрировать их в полную модель термодинамического цикла. Исследовать сгорание, а также рабочие характеристики двигателя при его работе на водоугольном топливе. Протекание процесса сгорания водоугольного топлива рассматривалось для условий неразделенной камеры сгорания с непосредственным впрыском. Весь процесс моделирования был структуризован таким образом, что при изменении соответствующих подмоделей, модель могла быть использована для вычисления параметров процесса газообмена с окружающей средой как для прямоточной, клапанно-щелевой, так и для петлевой схемы продувки. Подмодели процессов газообмена, сжатия, расширения были получены на основе термодинамического анализа состояния рабочего тела и незначительно отличались от аналогичных моделей, используемых при рассмотрении рабочего цикла двигателя, работающего на жидком топливе. Наиболее серьезным изменениям была подвержена подмодель сгорания. В ходе термодинамического анализа была получена система нелинейных дифференциальных уравнений, решение которой позволяло получить мгновенное значение состояния рабочего тела, капель суспензии и угольных частиц. Для проверки адекватности модели первоначально был смоделирован рабочий цикл малооборотного двигателя Sulzer 1RSA76, поскольку на тот момент только по этому двигателю были объективные экспериментальные данные, отражающие параметры работы двигателя на ВУС. По этой причине объективная оценка результатов моделирования была затруднена, тем не менее, экспериментальные данные хорошо согласовались с результатами вычислений. Убедившись, таким образом, что модель в достаточной степени адекватно отражает реальные процессы, ее в дальнейшем использовали для выбора оптимальных параметров рабочего процесса двигателя EMD 710 при его переводе на водоугольное топливо. В результате испытаний, проведенных General Motors, приемлемая адекватность разработанной модели еще раз подтвердилась. *** Чтобы получить более полные сведения о процессах воспламенения и сгорания водоугольного топлива, необходимые при разработке

68

поршневого двигателя, работающего на ВУС, в период с 1986 по 1992 гг. группой исследователей были выполнены работы по совершенствованию математической модели цикла. Первоначально подобные модели основывались на рассмотрении процессов парообразования и сгорания единичной капельки суспензии в изолированной системе при бесконечно большом избытке воздуха. Такие модели лишь приблизительно отображали реальные процессы, протекающие в цилиндре двигателя. В связи с этим возникла необходимость их усовершенствования таким образом, чтобы можно было учитывать влияние на процессы воспламенения и сгорания большого количества капель суспензии, представляющих собой плотное облако частиц, горящих в пределах малого объема. Такой подход в дальнейшем стал известен как групповое сгорание. Он позволяет определить характеристики сгорания угольных частиц в зависимости от их расположения в объеме облака, а также учитывать воздействие на процесс воспламенения и сгорания парообразование жидкого носителя, входящего в состав суспензии. При этом учитывается влияние уменьшения концентрации кислорода и увеличение массовой доли продуктов сгорания в облаке, а также влияние на процесс сгорания локальной температуры газа внутри облака. Все эти факторы приводят к уменьшению скорости сгорания частиц, находящихся внутри облака аэрозоля, в сравнении с отдельными частицами, горящими при значительном избытке воздуха. Первыми, кто начал изучать влияние группового эффекта на процессы воспламенения и сгорания, были Annamalai К. и Ramalingam S.C. (1987) [36, 40]. Они выполнили квазистационарный анализ сгорания плотного облака жидкого топлива и ВУС. Данное исследование основывалось на анализе экспериментальных данных. В результате была разработана модель, позволяющая получить приемлемые результаты при оценке мгновенного состояния облака аэрозоля в случае, когда сгорание протекает в диффузионной области. *** В 1988 г. Ryan T.W. изучил влияние группового эффекта на воспламенение водоугольного топлива. При этом в качестве отдельных стадий, предшествующих процессу воспламенения, рассматривался пиролиз угольных частиц, а также выделение летучих веществ. Основным выводом, сделанным в результате моделирования, является то, что выход летучих веществ значительно ограничивает проникновение кислорода в облако аэрозоля. Процесс воспламенения и первая стадия сгорания с участием летучих компонентов протекают на границах облака, и только после их выгорания 69

пламя перемещается вовнутрь; начинается вторая стадия – выгорание коксового остатка пылеугольных частиц. *** В дальнейшем совершенствованием модели процесса сгорания с учетом группового влияния занимались Bell S.R. и Caton J.A. (1986– 1992) [33-36]. Все материальные процессы в двигателе ими были рассмотрены как отдельные подмодели. В частности, в виде отдельных подмоделей рассматривалось формирование и распространение топливного факела в среде воздушного заряда, теплопередача между частицами суспензии и рабочим телом, парообразование жидкого носителя, выход летучих веществ из твердых частиц, сгорание летучих компонентов и гетерогенное сгорание твердых угольных частиц. Одной из главных задач, которую приходится решать при моделировании процесса сгорания ВУС в цилиндре поршневого двигателя, является зональное распределение топлива в среде воздушного заряда. Характеристики сгорания на разных эмиссионных уровнях различны и в значительной степени зависят от соотношения между количеством топлива и воздуха внутри локального объема, а также от действующей температуры газа. Таким образом, зональная модель позволяет с достаточно высокой степенью точности учитывать различные состояния во всем объеме цилиндра. При впрыске топлива пакет формируется с участием капель ВУС, вовлеченного воздуха и продуктов сгорания. В результате исследования было установлено, что групповой эффект оказывает большое влияние на процесс сгорания в цилиндре, однако на внешней характеристике двигателя сказывается незначительно. Снижение скорости сгорания угольных частиц происходит как следствие ограниченного доступа воздуха к поверхности твердого топлива за счет формирующегося встречного потока пара, который образуется в результате испарения жидкого носителя, а также выхода летучих компонентов и СО в процессе сгорания. Полученные данные также указывают, что существенное влияние на процесс сгорания оказывает испарение воды, роль которой достаточно сложно оценить, не рассматривая случая группового эффекта. *** В 1990 году сотрудниками компании Ricardo-ITI Wahiduzzaman S., Blumberg P.N. и другими были опубликованы результаты исследования рабочего процесса в поршневом двигателе, работающем на ВУС с использованием математического моделирования [77]. Модель рабочего процесса была выполнена для дизельного двигателя с непосредственным впрыском ВУС и запальным зажиганием с помощью

70

ДТ. Полная модель сгорания объединяет подмодели выделения теплоты, переноса массы и химической кинетики сгорания ВУС с моделями других процессов в цилиндре дизельного двигателя. Она включает двухступенчатую подмодель парообразования и сушки капель ВУС, глобальную подмодель кинетики выхода летучих веществ, а также подмодели сгорания коксоугольного остатка, которые содержат описание поверхностных реакций коксоугольного остатка с кислородом, двуокисью углерода и водяным паром. При рассмотрении процесса сгорания, объем рабочего пространства был разбит на множество зон, для каждой из которых вычислениями определялось термохимическое равновесие на момент начала горения. Модель позволяла получить точное определение граничных условий для подмоделей сгорания капельки ВУС и выделения теплоты в газовой фазе. Для того чтобы вычислить массу непрореагировавшего воздуха в каждой зоне сгорания, использовалась подмодель развития, увлечения и смешивания струи ВУС. Отдельная подмодель сгорания запального дизельного топлива была встроена в полную подмодель процесса сгорания. Полученная таким образом полная подмодель сгорания была интегрирована в модель для анализа термодинамического цикла. Интегрированная модель может быть использована как инструмент для исследования влияния на характеристики двигателя топливных характеристик, параметров системы впрыска топлива и машинных параметров, а также для оценки влияния отдельных составляющих рабочего процесса на общий КПД двигателя и степень выгорания угольного топлива.

71

Глава 2 Экономические аспекты проблемы прямого сжигания твердых топлив в поршневых ДВС 2.1. Мировые топливные ресурсы и проблема поиска альтернативных топлив для ДВС. В настоящее время двигатели внутреннего сгорания занимают лидирующие позиции по объемам выработки энергии, потребляемой человечеством. Это объясняется тем, что они достаточно надежны, сравнительно просты в эксплуатации, имеют довольно высокий КПД. Последнее связано с особенностями рабочего процесса и достигается в значительной степени за счет подвода теплоты непосредственно к рабочему телу. По своей эффективности ДВС превосходят все остальные типы первичных двигателей. Ряд объективных преимуществ делают эти двигатели практически монопольными источниками энергии на наземном и водном транспорте, а также на малых рынках генерации электроэнергии. Наиболее существенным недостатком поршневых двигателей можно считать то, что подавляющее большинство из них работает на нефтяных и газовых топливах, которые потребляются в огромных количествах. В связи с этим, вопросы обеспечения ДВС топливом, адекватность запасов этих топлив постоянно возрастающим потребностям давно вышли за рамки чисто технической или экономической проблемы. Ситуация, складывающаяся в энергетике, требует изменить подходы не только к решению технических вопросов обеспечения ДВС топливом, но и к поиску принципиально новых путей в области его использования [26]. Проблемы рационального использования топливно-энергетических ресурсов в последнее время оказывают все более заметное влияние на развитие энергетики и, в частности, на развитие и использование поршневых ДВС. Острота и масштабы проблемы оказались более значительными, чем предполагалось ранее. Рост потребления энергоносителей возрастает непропорционально их распространенности в земной коре. Так, потребление нефти, мировые запасы которой оцениваются в 438 млрд. тонн условного топлива (т.у.т . ) [ 1 5 ] , за последнее время возросло в развитых странах в 5 раз, что составило около половины всех потребляемых энергоносителей [7]. По различным прогнозам, сроки исчерпания запасов нефти и газа значительно отличаются и укладываются в промежуток от 30 до 150 лет [7, 15, 19] , однако уже сейчас проблема нехватки этих энергоносителей проявляется в неравномерном распределении их по регионам. В мире чуть более двух десятков государств имеют возможность экспортировать нефть и газ [ 7 ] , остальные страны

72

вынуждены импортировать часть или даже все необходимое им углеводородное топливо. Даже такой промышленно развитой стране, как США, приходится импортировать до 50% от потребляемого количества нефти, что составляет около 375 млн. тонн в год. 54,5% полученного топлива расходуется на нужды транспорта. К 2000 г. 97% мирового потребления энергии на транспорте удовлетворялось за счет сырой нефти. Неравномерность распределения нефти и газа по регионам демонстрируется на рис. 2.1 [29]. Совокупная добыча и достоверные запасы показаны по каждому региону по состоянию на 1980 год. Энергетический эквивалент оцененных потенциальных ресурсов нефти составляет 1,5×1022Дж и газа – 1,1×1022 Дж.

Рис. 2 . 1 . Потенциальные ресурсы нефти и газа.

Практика последних десятилетий показывает: с увеличением потребности в нефтяных топливах их стоимость хоть и колеблется в довольно значительных пределах, однако в среднем неуклонно увеличивается. Несложно предвидеть, что и в дальнейшем такая тенденция сохранится. Подорожание нефти уже сейчас требует принципиально новых решений как в вопросах поиска альтернативных топлив для ДВС, так и в вопросах его рационального использования. Отсутствие какой-либо реальной перспективы создания более эффективных первичных двигателей, способных заменить поршневые ДВС, с одной

73

стороны, и потенциальная возможность исчерпания запасов нефти, с другой стороны, делают проблему поиска альтернативных топлив глобальной [7]. Рассматривая различные альтернативы нефти и газу, отбросим как явно несостоятельную идею применения в качестве топлива для ДВС возобновляемых источников энергии. Их использование для получения топлив хоть и представляет интерес, но носит довольно ограниченный характер в силу большой разницы между воспроизводством и потреблением этих энергоресурсов. Так, если весь урожай зерновых, собираемый в США, переработать в этиловый спирт, удастся покрыть потребности этой страны в жидком топливе всего на 11% [50]. Говорить же о переработке потенциальных продуктов питания в жидкое топливо в то время, когда больше миллиарда людей на земле голодает, по крайней мере, не этично. Хотя такое решение проблемы приемлемо для ряда стран с благоприятными климатическими условиями, однако на обозримом этапе развития техники энергетические потребности в топливе, очевидно, будут покрываться за счет невозобновляемых топливных ресурсов. Анализ мировых ресурсов невозобновляемых топлив позволяет сделать вывод, что наиболее перспективными в качестве альтернативных топлив для ДВС являются угли. Количество разведанных запасов углей, пересчитанное на условное топливо, в 10...15 раз превышает разведанные запасы нефти [7, 15, 19]. Энергетический эквивалент твердых топлив оценивается в 21×1022 Дж. Запасы различных топлив (по данным МИРЭК-Х [15] ) даны в табл. 2.1. Таблица 2.1.

Характеристика мировых ресурсов невозобновляемых топлив Вид топлива Нефть Природный газ Сланцы, тяжелые нефти, природные битумы Твердое топливо

Ресурс невозобновляемых топлив млрд.т.у.т. (%) извлекаемые прогнозные всего 136,5(12,6) 301,5(2,6) 438(3,5) 108(10) 222(1,9) 330(2,6) 129(11,9) 720(65,5)

553,5(5,4) 10500(90,1)

682,5(5,4) 11220(88,2)

Из приведенных данных видно, что на долю угля приходится 88% всех мировых запасов невозобновляемых энергоресурсов. Геологи полагают, что основные угольные бассейны уже открыты. При этом извлекаемыми считаются запасы углей в пластах мощностью более 0,3 м, залегающие на глубине не более 2000 м. Угли, не

74

отвечающие этим требованиям, относятся к потенциальным ресурсам. Географическое распределение запасов угля на Земле весьма неравномерно (рис. 2.2). Большая часть извлекаемых запасов приходится на Северную Америку, Европу и Азию. Примерно 43% углей мира залегают в странах бывшего СССР, 29% – в Северной Америке, 14,5% – в странах Азии, главным образом, в Китае, 5,5% – в Европе. На остальной мир приходится всего 8% угля [29].

Рис. 2.2. Географическое распределение запасов угля.

На основании приведенных выше цифр можно сделать ряд важных выводов: - если такая структура потребления органических топлив сохранится и в дальнейшем, истощение запасов нефти произойдет гораздо раньше, чем запасов твердого топлива. При этом твердых топлив хватит еще, по меньшей мере, на несколько столетий; - наиболее заинтересованными в поиске технических возможностей использования твердых топлив должны быть страны, расположенные на богатых углем территориях. Как видно из рис. 2.2, это, в основном, экономически развитые государства, которые в состоянии развернуть масштабные программы исследований данного вопроса; - применение твердых топлив для определенной части ДВС позволит, с одной стороны, более рационально использовать оставшуюся нефть, употребляя ее только в тех областях, где ее замена невозможна (например, производство топлив для легковых автомобилей и авиации, в химической промышленности). С другой стороны, это

75

позволит выиграть время на разработку принципиально новых источников энергии, не связанных с ископаемыми топливами. Таким образом, если говорить о решении вопроса расширения топливной базы ДВС на далекую перспективу, то из всех невозобновляемых энергоносителей внимание ученых, в первую очередь, должно быть обращено на твердые топлива [42]. В настоящее время мы еще достаточно далеки от того момента, когда вопросы поиска замены нефтяному топливу придется решать в срочном порядке. Однако тот факт, что ряд наиболее пессимистичных прогнозов относительно исчерпания запасов нефти уже к началу нового тысячелетия не сбылся, не должен восприниматься как достаточно обнадеживающий. В настоящее время колебание цен и другие изменения, происходящие на мировом нефтяном рынке, приводят к тому, что внимание к проблеме прямого сжигания угольных топлив в ДВС время от времени возрастает, но при стабилизации ситуации снова ослабевает. Однако сама проблема от этого не перестает существовать, и удовлетворительное решение ее на сегодняшний день отсутствует. По этой причине изучение и совершенствование методов использования твердых топлив в ДВС имеет большое практическое значение для обеспечения двигателей топливом на длительную перспективу. В связи с этим необходимо совершенствовать как уже имеющихся способы использования твердых топлив в ДВС, так и вести поиск новых. 2.2. Выбор метода и эффективность использования твердых топлив в поршневых ДВС. Проблема использования твердых топлив в ДВС не нова и имеет несколько известных путей решения [2]: - переработка твердых топлив в жидкие синтетические топлива; - газификация твердого топлива с последующим использованием генераторного газа в газовом или газодизельном двигателе; - непосредственное сжигание твердого топлива в рабочем пространстве двигателя. Переработка твердого топлива в жидкое синтетическое в большей степени является проблемой химической технологии. К энергетической установке топливо подается как готовый продукт. В самой энергоустановке преобразования топлива не происходит, что является несомненным преимуществом данного метода его использования. Другим несомненным преимуществом данного метода является то, что имеется опыт промышленного получения синтетических топлив из углей. Так, например, Германия в годы второй мировой войны ежегодно производила около 600 тыс. т углеводородов

76

(топлива, смазочных материалов и других синтетических продуктов) [19, 2 1 ] . Наиболее существенным недостатком получения синтетических топлив является то, что в процессе переработки по существующим технологиям теряется до 60% тепла, содержащегося в исходном топливе. На сегодняшний день синтетическое топливо стоит дороже нефтяного, что ограничивает область его использования. При дальнейшем усовершенствовании методов переработки, синтетические топлива из углей могут определенным образом снять часть проблем, связанных с заменой нефти [19]. Получение генераторного газа путем газификации твердого топлива с последующим сжиганием его в двигателе является достаточно хорошо отработанной технологией использования этих топлив в ДВС. Имеется довольно большой опыт как в области проектирования, так и в области эксплуатации газогенераторов и газовых двигателей [6, 8]. Однако теплотворная способность генераторного газа даже при наиболее совершенных способах его получения остается достаточно низкой, а эффективность процесса газификации обычно не превышает 40...50%. Вопросы получения из углей синтетических топлив и генераторных газов выходят за рамки данной книги, они достаточно подробно освещены в соответствующей литературе. В настоящее время в качестве наиболее эффективного метода использования твердых топлив в ДВС считается их прямое сжигание в рабочем пространстве двигателя. Прямое сжигание дает возможность более рационально использовать твердые топлива, а также позволяет наиболее полно реализовать те преимущества, которые выгодно отличают ДВС от других типов первичных тепловых двигателей. В то же время такой способ использования твердых топлив связан с наибольшими техническими трудностями. К прямому сжиганию твердых топлив в поршневых двигателях относятся способы, при которых в цилиндры подается угольная пыль как непосредственно, так и в составе мелкодисперсных смесей с жидким моторным топливом, водой или другими жидкостями. Говоря о преимуществах прямого сжигания твердых топлив в рабочем пространстве ДВС, необходимо произвести оценку эффективности их применения по сравнению с другими топливами или другими методами использования твердых топлив. Такая оценка должна включать широкий комплекс вопросов, начиная с добычи, первичной переработки и заканчивая непосредственно выработкой механической энергии двигателем. В настоящее время такого рода

77

оценка сопряжена с рядом объективных трудностей, поскольку отсутствует или имеется в недостаточном количестве достоверная информация относительно некоторых важных экономических показателей, характеризующих данный способ использования твердых топлив в ДВС, а именно: - информация относительно оптимальных характеристик топлива, пригодного для использования в поршневых двигателях, весьма ограничена. Поэтому достаточно сложно оценить стоимость обработки исходного твердого топлива до приемлемых параметров; - достаточно сложно оценить затраты на хранение и транспортировку твердого топлива, так как отсутствует или является недостаточным опыт транспортировки пыле- и водоугольного топлива на большие расстояния; - трудно оценить затраты, необходимые на модернизацию всей инфраструктуры топливодобывающей и топливоперерабатывающей промышленности при переводе определенной части двигателей внутреннего сгорания на твердое топливо или продукты его переработки; - практически невозможно спрогнозировать, как изменится стоимость твердых топлив в случае увеличения спроса на них, связанного с появлением крупного потребителя; - отсутствует информация относительно того, как изменятся эксплуатационные затраты при использовании жидких синтетических топлив или при прямом сжигании твердых топлив в цилиндрах двигателя. Исходя из сказанного выше, какие-либо обобщающие методы оценки эффективности в настоящее время носят довольно общий характер. Экономическая целесообразность перевода ДВС на твердые топлива должна оцениваться в каждом конкретном случае исходя из тех задач, которые ставятся при проектировании двигателя, с учетом области его применения и особенностей последующей эксплуатации. В качестве предварительной оценки эффективности прямого сжигания твердых топлив в ДВС может быть использована методика, основанная на анализе баланса первоначального количества теплоты, содержащейся в исходном твердом топливе. Такая оценка, хотя и не позволяет учесть многие конструктивные, эксплуатационные и другие факторы, однако дает общее представление об эффективности того или иного метода. Ниже даны результаты оценки эффективности использования первоначальной теплоты исходного топлива, приведенные в работе [40]. В качестве примера рассмотрим эффективность использования первоначальной теплоты для

78

нефтяного, водоугольного и жидкого синтетического топлива. За источник механической энергии примем малооборотный двигатель с частотой вращения до 120 мин-1. Эти двигатели обладают достаточно высоким КПД, а условия протекания термодинамического цикла в них наиболее благоприятны для прямого сжигания угольных топлив. Если принять за 100% первоначальное количество теплоты, содержащейся в исходном топливе, а затем рассмотреть стадии его преобразования в механическую энергию, то получится, приблизительно, следующая картина: Для нефтяного топлива. В процессе переработки нефти отношение первоначальной теплоты к теплоте, которая переходит в жидкие нефтепродукты, оценивается примерно в 92%. Эффективность процесса транспортировки нефтепродуктов оценивается в 99%. Если принять эффективный КПД двигателя равным 41%, то в механическую энергию будет преобразовано 37% первоначальной теплоты исходного топлива. Для угольных суспензий. В процессе подготовки, предварительного измельчения и очистки исходного твердого топлива до приемлемых параметров, позволяющих использовать их в составе суспензий, при начальной зольности 30% в готовый продукт перейдет приблизительно 90% первоначальной теплоты. Для топлив с зольностью в 40% эта цифра составит 80%. В результате последующего измельчения очищенного топлива до размера частиц около 2 мкм в готовую угольную пыль перейдет 86% теплоты, оставшейся после первого этапа обработки. Экспериментальные и расчетные данные указывают на то, что в малооборотных двигателях достаточно эффективно могут использоваться частицы с размерами до 75 мкм. В этом случае количество перешедшей теплоты оценивается в 92%. Эффективность транспортировки, как и в предыдущем случае, примем равной 99%. Достаточно сложно оценить эффективность двигателя при его работе на угольной суспензии. В ходе экспериментальных исследований, проводимых на малооборотном двигателе 1RSA76 фирмы Sulzer, ее значение доходило до 40%. Учитывая непродолжительность данного испытания, можно предположить, что в процессе реальной эксплуатации этот показатель будет несколько ниже. Для расчетов ограничимся значением эффективного КПД двигателя на уровне 36%. Таким образом, эффективность использования угольного топлива при его прямом сжигании в рабочем пространстве двигателя можно оценить величиной, равной приблизительно 30%.

79

Для синтетического жидкого топлива. В зависимости от способа получения, эффективность процесса переработки углей в жидкое синтетическое топливо лежит в пределах 35...60%. Приняв среднее значение этой величины, оценим эффективность использования теплоты в процессе переработки в 50%. Поскольку в дальнейшем использование жидкого синтетического топлива мало чем отличается от использования нефтепродуктов, то затраты на транспортировку и эффективность преобразования энергии в двигателе оценим, соответственно, в 99% и 40%. Таким образом, общая эффективность использования первоначальной теплоты твердого топлива, при переработке его в жидкое синтетическое, составит величину, равную приблизительно 20%. Приведенные выше расчеты показывают, что прямое сжигание твердых топлив в малооборотных двигателях является более эффективным, чем их переработка в жидкое синтетическое топливо. Аналогичная зависимость сохраняется для других типов силовых установок, оборудованных ДВС. Разумеется, что данный расчет носит сильно упрощенный характер. Для окончательной оценки необходимо учитывать не только чисто энергетические факторы, а более широкий спектр проблем, связанных с особенностями эксплуатации, распределением ресурсов твердых топлив, экономической целесообразностью их добычи и использования, а также другие факторы. 2.3. Области использования двигателей с прямым сжиганием твердого топлива. Наиболее вероятными областями использования двигателей, работающих на угольном топливе, являются железнодорожный транспорт и стационарная энергетика. Именно здесь применение данного вида топлива приведет к наибольшему экономическому эффекту. Это в значительной степени определяется условиями эксплуатации двигателей при работе на твердом топливе. Снижение надежности (особенно на первом этапе внедрения) может быть скомпенсировано комплексом специальных мероприятий, направленных на поддержание двигателя в работоспособном состоянии. На железнодорожном транспорте к числу таких мероприятий можно отнести создание модульных силовых установок тепловозов, которые могут быть достаточно быстро заменены, чтобы не вызывать простоя локомотива. Демонтированная силовая установка проходит обслуживание и ремонт в стационарных условиях и после этого вновь устанавливается на тепловоз. Такая ротация позволит сократить сроки непрерывной эксплуатации двигателей, повысив тем самым надежность работы подвижного состава.

80

В стационарной энергетике надежность работы может быть повышена путем постоянного контроля за техническим состоянием двигателей, а также путем создания резервных мощностей, которые дают возможность исключать из эксплуатации отдельные двигатели для проведения технического обслуживания и ремонта без снижения мощности электростанции. В других отраслях хозяйственной деятельности человека, таких, например, как морской или грузовой автомобильный транспорт, двигатели на угольном топливе появятся, очевидно, лишь после того, как их надежность и ресурс будут доведены до приемлемых параметров, а также будет создана разветвленная структура их обслуживания и ремонта. На легковом автомобильном транспорте использование двигателей с прямым сжиганием угольного топлива если и следует ожидать, то в очень отдаленной перспективе. Очевидно, проблема замены нефтяного топлива на данном виде транспорта будет происходить за счет жидкого синтетического топлива. 2.4. Экономические предпосылки для перевода двигателей на угольное топливо. Несмотря на недостаток информации, анализ всего комплекса вопросов, связанных с прямым сжиганием твердого топлива в ДВС, показывает, что такой способ использования станет экономически выгодным при условии, что стоимость приготовления суспензии для двигателей из исходного твердого топлива снизится до уровня менее 2 дол. за 1 ГДж энергосодержания. При этом предполагается, что стоимость нефти на этот момент будет составлять 25...30 дол. за баррель. При таком уровне цен окажутся выгодными вложения капитала в производство как самих двигателей на ВУС, так и топлива для них [64]. Как показывает современный опыт, уже в настоящее время цены на нефть эпизодически поднимаются значительно выше указанной отметки, в то время как цена на водоугольное топливо, пригодное для использования в ДВС, даже при его производстве сравнительно мелкими партиями не превышает 3,48 дол. за 1 ГДж энергосодержания. Стоимость ВУС складывается из стоимости неподготовленного угля, стоимости транспортировки и стоимости обработки. В табл. 2 . 2 представлены ориентировочные расчеты цены водоугольного топлива, сделанные специалистами фирмы General Electric, с учетом технологий, применяемых фирмами Otisca и АМАХ [7 2 ] . В нижней части таблицы приводится стоимость ВУС при наиболее благоприятном сценарии, когда данный вид топлива производится и потребляется на месте его

81

добычи, то есть отсутствует транспортировка неподготовленного угля к месту переработки и готового продукта к потребителю. Таблица 2.2.

Стоимость ВУС для трех различных сценариев производства и потребления (дол. за 1 ГДж энергосодержания)

Тип угля Битуминозный Суббитуминозный Технология фирмы Otisca: Уголь Производство Транспорт Сумма Технология фирмы АМАХ: Уголь Производство Транспорт Сумма Наиболее благоприятный случай: Уголь Производство Транспорт Сумма

1,24 0,83 1,00 3,08

0,60 1,36 1,52 3,48

1,24 0,97 1,00 3,22

0,60 1,13 1,52 3,25

---------

0,37 1,36 0,00 1,73

Таким образом, в условиях постоянно увеличивающихся цен на нефть, решение комплекса вопросов, связанных с использованием в ДВС водоугольного топлива, производимого из сравнительно недорогого угля, имеет перспективу к коммерческому использованию [48]. 2.5. Перспективы использования твердотопливных поршневых двигателей на железнодорожном транспорте. Экономическую проработку вопросов использования водоугольных топлив на железнодорожном транспорте выполнили по заказу General Electric и Бурлентонских железных дорог Наретап и Savkar [39] в 1986 году. Впоследствии полученные ими данные были уточнены другими исследователями в работах, выполненных с 1986 по 1992 год. Для исследования возможности внедрения водоугольного топлива в практику эксплуатации тепловозных двигателей было выбрано три критерия: техническая осуществимость, финансовая выполнимость, экономическая привлекательность для железных дорог. Техническая осуществимость была исследована на основе анализа литературных источников, а также на основании лабораторных испытаний, выполненных компанией General Electric. По мнению ис82

следователей, имеющийся опыт использования ВУС в дизелях, несмотря на свою противоречивость, в целом указывает на техническую осуществимость данного проекта. Для успешного решения всех проблем, связанных с использованием твердого топлива, можно выделить пять основных задач: - определение оптимального состава угольных суспензий; - обеспечение надежного впрыска ВУС в камеру сгорания; - обеспечение надежного воспламенения и сгорания суспензии; - уменьшение износа трущихся деталей; - снижение выбросов вредных веществ в атмосферу. Проведенные исследования показали, что все перечисленные задачи в принципе могут быть решены. Единственный пункт, по которому не удалось получить достаточно достоверные сведения, – это влияние абразивного износа на эксплуатационные свойства двигателя. Однако полученные результаты позволяют предполагать, что эти проблемы также вполне преодолимы. Совершенно очевидным является то, что для реализации любого проекта, особенно на первоначальном этапе, потребуются большие капитальные затраты, связанные с изменением структуры технического обслуживания и изменением инфраструктуры целого ряда подразделений, входящих в состав железнодорожного хозяйства. Все затраты были разбиты на шесть основных групп: модернизация инфраструктуры железной дороги, затраты на техническое обслуживание, исследовательская работа, капитальные затраты, затраты на обучение персонала и затраты на закупку ВУС. На рис. 2.3 показано схемное решение концепции тепловоза с двигателем мощностью 2950 кВт, работающего на ВУС. По оценкам General Electric дополнительное оборудование, предназначенное для хранения, подготовки, транспортировки и впрыска ВУС, а также система управления двигателем приведут к удорожанию всего локомотива примерно на 280 тыс. дол. Составляющие затрат на модернизацию тепловоза представлены в табл. 2.3. Как можно видеть из таблицы, большая часть затрат связана с элементами системы управления токсичностью отработавших газов. Вторая по величине категория затрат связана с модернизацией двигателя [72]. Таблица 2.3.

Увеличение базовой стоимости тепловоза при его переводе на ВУС Вид затрат Системы двигателя Системы контроля за токсичностью отработавших газов Системы тепловоза Сумма

83

Стоимость, дол. США 60,171 160,446 58,195 278,812

Рис. 2.3. Схемное решение тепловоза, работающего на водоугольном топливе. 1 – двигатель; 2 — рециркуляционный насос для ВУС; 3 – электрический подогреватель; 4 – регулятор подачи топлива; 5 – центрифуга для очистки смазочного масла; 6 – фильтры для очистки отработавших газов; 7 – автоматические жалюзи; 8 – вакуумная камера для удаления микрочастиц и сорбента; 9 – диффузионная камера; 10 – водяной насос системы очистки; 11 – емкость на 32000 л для ВУС; 12 – емкость на 950 л для неочищенной воды; 13 – емкость на 950 л для очищенной воды; 14 – емкость на 1900 л для дизельного топлива; 15 – погрузочный насос.

Концепция тепловоза разработана таким образом, чтобы обеспечить его работу в течение 50 часов без дозаправки и сброса отходов очистки выхлопа. Его платформа была удлинена на 10 футов, чтобы разместить топливный бак увеличенного объема, способный вместить адекватное количество топлива с более низкой энергетической плотностью. Дополнительная длина также необходима для того, чтобы разместить элементы системы снижения токсичности выхлопных газов. На момент проведения данного анализа на рынке США, а также на рынках других стран отсутствовало какое-либо коммерческое предложение готовых водоугольных топлив с характеристиками, приемлемыми для использования в ДВС. Поэтому наиболее оптимальной с экономической точки зрения является ситуация, когда железные дороги сами будут строить, содержать и эксплуатировать заводы по производству ВУС. В этом случае стоимость данного топлива составит примерно 0,12 дол. за условный литр. На момент проведения основного цикла исследований, эксплуатационные затраты на закупку топлива для тепловозного парка на различных железных дорогах США колебались в пределах 0,214...0,24 дол. за литр условного топлива [48]. Таким образом, расчетная стоимость водоугольного топлива получалась в два раза ниже дизельного. Затраты на техническое обслуживание одного двигателя, работающего на ВУС, составят 22 тыс. дол. в год. Период окупаемости

84

затрат, связанных с переводом тепловозного парка на ВУС оценивается, приблизительно, в 10 лет. 2.6. Перспективы использования твердотопливных поршневых двигателей в стационарной энергетике. Оценку перспектив использования водоугольных топлив для стационарных дизельных электростанций выполнили специалисты фирмы Cooper-Bessemer [44]. По их мнению, использование твердых топлив в стационарных двигателях дизельных электростанций имеет большие перспективы в США. Огромные запасы бурых углей, которыми располагает эта страна, делают поиск путей их применения в ДВС для генерирования электроэнергии не только чисто технической или экономической, но и стратегической задачей. На рис. 2.4 показана принципиальная схема дизельной электростанции Cooper-Bessemer [41].

Рис. 2.4. Принципиальная схема дизельной электростанции Cooper-Bessemer, работающей на водоугольном топливе. 1 – поршневой двигатель; 2 – парогенератор системы регенерации тепла; 3 – отработавшие газы и сорбенты; 4 – система очистки отработавших газов от пыли и сорбентов; 5 – система выпуска отработавших газов; 6 – паровая турбина; 7 – дополнительный генератор; 8 – основной генератор; 9 – подающий насос; 10 – система приготовления ВУС.

Экономическая эффективность функционирования стационарных дизельных установок, работающих на ВУС, складывается из ряда позиций: - увеличение начальной стоимости двигателя, расходов на эксплуатацию и капитальный ремонт; - расходы на закупку, первичную обработку исходного твердого топлива и приготовление ВУС; - удельные затраты на снижение вредных выбросов. 85

Согласно оценкам специалистов фирмы Cooper-Bessemer [44], использование в стационарной энергетике ДВС, работающих на ВУС, будет целесообразным, если затраты на выработку энергии не будут превышать 5,88...7,2 цента/(кВт×ч). При этом экономическая эффективность зависит от стоимости производства ВУС в большей степени, чем от любого другого фактора, а затраты на снижение вредных выбросов являются второй по величине статьей эксплуатационных расходов. Основываясь на раздельных показателях стоимости дизельного двигателя, рассчитанного на использование твердого топлива, и его эксплуатационных затрат, можно определить относительную важность каждого экономического параметра. 2.6.1. Увеличение стоимости двигателя и расходов на его эксплуатацию при использовании ВУС. Важным экономическим параметром функционирования двигателя на угольном топливе является его эффективный КПД. Результаты испытаний двигателей серий JS и LSB, а также результаты других исследований позволяют предположить, что эффективный КПД двигателя на ВУС будет таким же, как и КПД стандартного двигателя при работе на ДТ, и составит приблизительно 39%. Снижение КПД, связанное с испарением содержащейся в ВУС воды (2...3%), будет компенсироваться более быстрым тепловыделением и другими термодинамическими факторами. Чтобы использование ВУС стало экономически целесообразным, в конструкции отдельных узлов двигателя необходимо внести определенные изменения, при этом допустимо использовать более дорогостоящие узлы, если это позволит создать двигатель, способный работать на более дешевом топливе. Эксплуатация двигателя на ВУС несколько отличается от эксплуатации обычного дизеля. Неблагоприятному воздействию угольного топлива в первую очередь подвергаются движущиеся части, на которые действует либо само топливо, либо продукты его сгорания. Поскольку продолжительной эксплуатации дизельных двигателей на ВУС до настоящего времени не было, конкретный вид необходимой модификации указать достаточно сложно, тем не менее анализ структуры затрат и результаты проведенных исследований позволяют в первом приближении оценить примерное увеличение стоимости двигателя. Для стационарных двигателей фирмы Cooper-Bessemer мощностью 6 МВт, с базовой стоимостью 3,5 млн. дол. США, увеличение цены, связанное с необходимостью модернизации отдельных узлов, составит 1,67 млн. дол., то есть стандартный двигатель в модификации,

86

рассчитанной на использование ВУС, будет стоить, согласно оценкам, приблизительно 5,2 млн. дол. Если такой двигатель будет эксплуатироваться в течение 20 лет со средней нагрузкой 80%, стоимость 1 кВт×ч вырабатываемой энергии с учетом капитальных затрат составит 1,21 цента (для двигателя, работающего на ДТ или газе, стоимость 1 кВт×ч оценивается в 0,81 цента). Таким образом, повышение стоимости без учета затрат на оборудование для борьбы с вредными выбросами составляет 0,4 цента/(кВт×ч). В табл. 2.4 приведена периодичность технического обслуживания и ремонта для стационарных двигателей Cooper-Bessemer мощностью 6 МВт при работе на ДТ и на ВУС (оценка эксплуатационных норм сделана с учетом результатов испытаний двигателей серий JS и LSB). Таблица 2.4.

Сравнение сроков технического обслуживания и ремонта Операция Уход за форсунками, ч Текущее техническое обслуживание в небольшом объеме, ч Капитальный ремонт узлов, ч Полный капитальный ремонт двигателя, ч

Двигатель Двигатель на ДТ на ВУС 2 000 500 8 000 4 000 25 000 12 000 70 000...100 000 25 000

Исходя из приведенных в табл. 2.1 норм, эксплуатационные расходы и капитальные затраты увеличатся на 0,33 цента/(кВт×ч). Таким образом, при использовании ВУС, стоимость 1 кВт×ч для двигателя Cooper-Bessemer мощностью 6 МВт будет на 0,73 цента выше, чем для того же двигателя, работающего на ДТ. Учитывая, что в зависимости от действующих цен стоимость стандартного ДТ может колебаться в пределах 3...5 центов/(кВт×ч), указанное увеличение стоимости не является ограничением к использованию ВУС. Таким образом, возрастание капитальных затрат, расходов на эксплуатацию и текущий ремонт находятся в приемлемом диапазоне независимо от метода расчета. 2.6.2. Затраты на производство ВУС. Наиболее важным параметром, определяющим эффективность функционирования поршневого двигателя на ВУС, является стоимость очистки угольного топлива, которая по существу определяет экономические параметры двигателя. Основным стимулом к поиску путей использования твердых топлив в поршневых ДВС вот уже более ста лет является сравнительно низкая цена исходного топлива, пригодного для сжигания в двигателе. Как показывает практика, несмотря на периодические

87

колебания, стоимость нефтяного топлива по отношению к угольному неуклонно возрастает. В связи с этим можно предположить, что стоимость ВУС будет ниже, чем стоимость ДТ. Однако в отличие от нефтяного топлива, характеристики угольного топлива достаточно плохо совместимы с характеристиками рабочего процесса поршневого ДВС. В связи с этим на их обработку необходимы более высокие затраты, которые в значительной степени снижают экономический эффект от использования угольных топлив. Приведенные далее расчеты использования ВУС в стационарных дизельных электростанциях выполнены на основании данных фирм AMAX, Otisca, Resource и других, производящих ВУС, и на последующем независимом анализе производственных затрат. При этом были сделаны следующие важные допущения [21]: - завод по производству ВУС должен параллельно вырабатывать электроэнергию за счет сжигания высокозольного угля, являющегося побочным продуктом при обогащении исходного топлива; - производительность завода должна составлять 1,8 млн. т в год (что достаточно для работы 100 двигателей по 5 МВт); - стоимость угля, поступающего на завод по производству ВУС, равна 1,42 дол. за 1 ГДж теплосодержания (сюда входят расходы на транспортировку 0,44 дол. за 1 ГДж или 18,65 дол. за тонну при транспортировке на 1000 км и 27 дол. за тонну – стоимость угля на месте добычи); - потребление электроэнергии равно 175 кВт/т; - амортизация оборудования составляет 12%, а прибыль 10% в год. Результаты расчетов указывают на то, что ВУС, пригодная для использования в поршневом ДВС, будет стоить примерно на 1,57.. . 2 , 85 дол. за 1 ГДж больше, чем исходный уголь. Приняв за основу среднее значение удорожания в размере на 2,37 дол. за 1 ГДж, получим: расходы на очистку угля и приготовление ВУС удорожат стоимость вырабатываемой двигателем энергии на 0,022 дол. за 1 кВт×ч. Данный результат, несмотря на существенные различия в методике оценок, хорошо согласуется с результатами, приведенными в табл. 2.2. Существенным резервом снижения стоимости ВУС является использование специальных добавок и реактивов, способствующих поддержанию частиц угля во взвешенном состоянии и созданию оптимальной вязкости. Стоимость таких присадок в настоящее время доходит до 30% стоимости ВУС, однако с развитием промышленных способов производства цена на эти присадки может быть значительно снижена. 2.6.3. Затраты на борьбу с вредными выбросами. Последним экономическим параметром являются затраты на борьбу с вредными

88

выбросами (окислами серы, твердыми частицами и NOx). Предполагаемые затраты на очистку оцениваются в диапазоне 0,74...1,69 дол. за 1 ГДж. Эти затраты учитывают расходы на борьбу с выбросом твердых частиц, исходя из результатов полученных при испытаниях двигателя JS, и анализа роста цен на оборудование для очистки от SOx и NOx. *** Конечной задачей в осуществлении проекта является создание стационарных двигателей с мощностью 2244...5970 кВт и числом цилиндров от 6 до 20. Планируемая область применения этих двигателей – малые рынки энерго- и электрогенерации с мощностью до 50 МВт. Предполагается, что на этих рынках двигатели будут вполне конкурентоспособными по отношению к другим типам силовых установок. Только в США величина этого рынка на период до 2020 года превысит 60000 МВт (более 7000 двигателей). Всемирный рынок, по оценкам специалистов Министерства энергетики США, в 70 раз превышает американский. Предполагается, что такие двигатели будут работать в составе энергетических установок с комбинированным циклом, при этом часть энергии будет вырабатываться за счет ДВС, а часть путем использования паровой турбины, пар для которой может быть получен за счет теплоты отработавших газов двигателя. Суммарный КПД подобной установки, по мнению исследователей, будет не менее 45...48%. В табл. 2.5 показаны результаты расчета главных экономических параметров на выработку электроэнергии сетью электростанций в течение 20 лет. Таблица 2.5.

Структура затрат на выработку 1 кВт×ч энергии 100 установками по 5 МВт с учетом амортизации (в дол. США) [9, 52] Топливо

Затраты, дол. США Начальная стоимость дизелей Cooper-Bessemer Удорожание обслуживания дизеля на ВУС Строительство завода для производства ВУС Добыча угля и его транспортировка Цена ДТ и стоимость производства ВУС Транспортировка ВУС Очистка отработавших газов Общая стоимость энергии

ДТ 0,0081

0,05

0,0581

ВУС 0,0121 0,0033 0,0052 0,0131 0,022 0,0027 0,0103 0,0687

Несмотря на то, что по всем оценкам на сегодня эксплуатационные затраты при использовании угольного топлива выше, чем при использовании традиционных топлив, все исследователи сходятся во мнении, что уже в первой половине XXI века применение твердых топлив в двигателях внутреннего сгорания станет коммерчески целесообразным.

89

Глава 3 Исходные твердые топлива и топливные суспензии на их основе, применяемые в ДВС 3.1. Сырье для производства пылеугольного топлива. При использовании угольных топлив необходимо учитывать трудно совместимые с экономической точки зрения требования, предъявляемые к процессу получения топлива и его рабочим характеристикам. Перспективы применения того или иного вида угольного топлива в ДВС будут определяться его стоимостью, рабочими, экономическими характеристиками и воздействием на окружающую среду двигателя, использующего это топливо. Безусловным является то, что для применения твердых топлив в ДВС топливоподготовка необходима так же, как и переработка нефти. До недавнего времени твердые топлива в ДВС использовались в виде мелкодисперсной пыли, непосредственно вдуваемой в камеру сгорания двигателя или подаваемой с потоком входящего воздуха, а также в составе угольных суспензий, в качестве носителя для которых использовались вода, дизельное топливо, метанол, синтетические жидкие топлива и другие жидкости. Вода и метанол включались в состав некоторых суспензий, чтобы уменьшить вязкость, обеспечить стабильность, уменьшить коррозионное воздействие. Эффективность использования твердых топлив в поршневых ДВС и надежность их работы зависят от ряда важных теплотехнических характеристик топлив. Это содержание и состав минеральных примесей, влажность, содержание летучих, свойства коксового остатка и величина теплоты сгорания. Все перечисленные характеристики топлива зависят от его химического состава (табл. 3.1) [26] . Для двигателей, работающих на пылевидном топливе как в сухом виде, так и в составе различных суспензий, пригодны такие виды исходного сырья, как каменный и бурый уголь, торф, древесина, их смеси, а также органические отходы и сажа. При этом, выбирая тот или иной вид исходного сырья, необходимо учитывать, что стоимость пылевидного топлива, пригодного для использования в ДВС, в значительной степени определяется затратами на его размол до необходимого размера частиц и на очистку от минеральных примесей. Все перечисленные выше виды природных топлив, кроме каменного угля, имеют волокнистую структуру. В результате этого стоимость пылевидного топлива, полученного из сравнительно недорогого сырья, после размола может многократно возрасти.

90

Таблица 3.1.

Топливо

Древесина Торф Бурые Битуминозные Тощие Антрациты

С

Н

О

51 58

6 6

42,6 33

64...77 78...83 75...83 90...93

4...6 5...6 6...5 2...4

N

0,5 2,5 Угли 15...25 1 10...20 1 9...7 1,7 2...4 1

S — 0,5 0,5...7,5 0,5...0,8 0,5...7 0,5...2

Содержание летучих, %

Состав горючей массы, %

Зольность сухого топлива, %

Элементарный химический состав горючей массы и основные характеристики твердого топлива, пригодного для использования в ДВС Теплота сгорания горючей массы, МДж/кг

1 10

80...90 65...70

18,9...20,1 21,4...24,7

7...45 40...50 10...45 20...40 15...18 10...20 15...20 2...10

26,4...30,2 16,7...30,5 31,4...34,8 33,7...35

Пылеугольное топливо, предназначенное для сжигания в ДВС, должно обладать, по возможности, более высокой теплотой сгорания и коротким периодом задержки самовоспламенения (при условии, что не предусмотрена активация процесса горения с помощью подсветки жидкими нефтепродуктами), а также сравнительно невысокой температурой самовоспламенения. Необходимо учитывать, что процессу горения угольной пыли как в чистом виде, так и в составе дисперсных растворов с водой или жидким топливом, предшествует довольно длительный период предпламенных реакций. Это связано с тем, что процесс горения имеет много стадии, в ходе которых на поверхности пылеугольной частицы формируются первичные химические комплексы. Изложенные требования практически не сочетаются в какомлибо исходном топливе. Так, например, каменные угли обладают сравнительно высокой теплотворной способностью, но в то же время требуют достаточно большой энергии активации процесса горения. Это практически полностью исключает самовоспламенение каменноугольной пыли в камере сгорания двигателя. Температура, которую достигает воздушный заряд в процессе сжатия, оказывается недостаточной для преодоления энергетического барьера, после которого начинается эндотермическое взаимодействие кислорода воздуха с углеродом пылеугольной частицы. Поскольку каменные угли состоят на 90...95% из чистого углерода, суммарная реакция взаимодействия углерода топлива и кислорода воздуха носит гетерогенный характер, при котором скорость поверхностных реакций ограничена диффузией. 91

Бурые угли, древесина и другие исходные топлива содержат в своем составе целлюлозу. В отличие от каменных углей в них большое количество водорода и других горючих компонентов, которые получили название «летучих» (далее слово «летучие» будет употребляться без кавычек). Даже при незначительном нагреве летучие выделяются из внутрипорового пространства пылевидной частицы и достаточно легко воспламеняются. Выделившаяся при выгорании летучих теплота приводит к росту температуры в камере сгорания, в результате чего коксовый остаток частиц прогревается до температуры активации и начинает взаимодействовать с кислородом. Таким образом, буроугольная, древесная, торфяная пыль способны к самовоспламенению, однако эти топлива обладают низкой теплотой сгорания и имеют, как правило, высокую зольность (см. табл. 3.1). В результате этого абсолютный расход топлива, потребляемого двигателем, значительно увеличится, что может быть серьезным препятствием к использованию этих двигателей на транспорте. Кроме того, большое содержание золы делает очистку таких топлив достаточно дорогостоящей. Как известно, содержащиеся в твердом топливе минеральные примеси оказывают большое влияние на износ цилиндропоршневой группы двигателя, однако содержание золы в топливе не всегда является решающим, в ряде случаев первостепенное значение имеет ее состав. Наиболее распространенными минеральными веществами, входящими в состав золы, являются: SiO2, Al2O3, CaO, Na2O, Fe2O3, Na2O3 и K2O. Кремнезем и оксид алюминия вместе могут составлять до 90% всех минеральных примесей. Эти материалы известны как превосходные абразивы. 3.2. Очистка исходного сырья от минеральных примесей. Топлива, которые использовались в экспериментах, на первых этапах исследований имели зольность от 5 до 25%, однако в настоящее время известны сравнительно дешевые способы ее снижения. При использовании угольного топлива в ДВС его зольность не должна превышать 1%. Существует несколько методов очистки углей от минеральных примесей. В рамках программы Министерства энергетики США, для проведения экспериментов по сжиганию различных суспензий в ДВС использовались угольные порошки, поставляемые шестью различными фирмами, такими, как Otisca, AMAX of Golden, СО, UNDERC of Grand Forks, ND, Resource Engineering. Исходные угли включали битуминозный уголь из штата Кентукки и штата Пенсильвания и суббитуминозный из Вайоминга. Среди используемых методов очистки наибольшее распространение получили химические и гравитационные. Такие поставщики, как AMАХ и Resource

92

Engineering, применяли химическое обогащение топлива, а в процессе получения топлива Otisca использовался гравитационный метод. Одним из химических методов является процесс сольвентной очистки угля, основной продукт которого – малозольное малосернистое твердое топливо, называемое SRC [45]. Процесс SRC первоначально был разработан фирмой Spencer Chemical в начале 60-х годов прошлого века. Основными достоинствами химических процессов обогащения являются их применимость к весьма широкому ассортименту углей и возможность существенного снижения зольности. Однако химическое обогащение, по сравнению с гравитационным, является более сложным и более дорогостоящим. Несмотря на различия, все перечисленные методы хорошо освоены современной промышленностью. Сверхчистые угли производятся в большом объеме, в частности, для нужд металлургии. Следовательно, можно полагать, что производство угольных топлив с минимальным содержанием минеральных примесей, для использования в ДВС, не представляет серьезной проблемы для современной угольной промышленности. 3.3. Использование очищенного пылеугольного топлива. До недавнего времени рассматривались два возможных способа использования твердого топлива в ДВС: подача его в рабочее пространство двигателя в виде сухой пыли или в составе суспензий с различными жидкостями. Применение сухого пылеугольного топлива осуществлялось на начальной стадии исследований [40]. В настоящее время из-за сложностей, связанных с созданием надежной системы подачи пыли в камеру сгорания двигателя, от такого способа сжигания твердого топлива в ДВС практически полностью отказались. В некоторых исследованиях пылеугольное топливо подавалось вместе с воздухом, входящим в двигатель, при этом оказалось достаточно сложным добиться однородного распределения частиц во всем объеме пульсирующего воздушного потока. К тому же время пребывания угольной пыли в рабочем цилиндре, при такой схеме подачи, возрастало, и значительная часть ее оседала на трущихся поверхностях, образуя плотный налет, способствующий активному абразивному износу и повышенному трению в деталях. 3.4. Использование угольных суспензий. На протяжении трех последних десятилетий все проводимые исследования направлены на решение проблем, связанных с использованием твердых топлив для ДВС в виде различного рода угольных суспензий (УС). В отличие от прямого сжигания в рабочем

93

пространстве двигателя угольной пыли, использование УС позволяет создать работоспособную систему топливоподачи, решить проблемы транспортирования и заправки топливом, экологические проблемы, обеспечить пожаро-, взрывобезопасность. Использование суспензий сопряжено с рядом трудностей, к числу которых можно отнести ярко выраженные неньютоновские свойства, особенно если массовая концентрация угольных частиц превышает 55...65%. Увеличение концентрации, с целью максимального наполнения углем дисперсного раствора, приводит к тому, что суспензия утрачивает свойства жидкости и ее использование становится невозможным. Вязкость суспензии в значительной степени зависит от размера частиц, входящих в ее состав, и возрастает с их уменьшением. В связи с этим возникает еще одно противоречие в требованиях, предъявляемых к топливам. С одной стороны, для скорейшего сгорания размер частиц должен быть как можно меньшим, с другой, – это приводит к увеличению вязкости, в результате чего весовое наполнение горючего вещества необходимо снижать. В противном случае увеличение вязкости отрицательно сказывается на качестве распыла топлива и на транспортировке суспензии по трубопроводам низкого и высокого давления. Установлено также, что помимо концентрации и размеров частиц вязкость суспензий сильно зависит от электрического потенциала частиц, водородного числа рН, величины силы поверхностного натяжения носителя, дисперсности пыли, сроков хранения и перемешивания суспензии, месторождения угля и ряда других факторов. Неньютоновские свойства суспензий, зависимость вязкости от большого числа факторов создают существенные проблемы с их хранением, транспортировкой, подачей и распыливанием. В связи с этим при их применении возникают трудности с обеспечением нормального протекания процессов смесеобразования, воспламенения, сгорания. 3.4.1. Выбор жидкого носителя. Для приготовления суспензий, пригодных к использованию в ДВС, важным моментом является выбор жидкого носителя, в качестве которого может быть использовано ДТ, метиловый и этиловые спирты, растительные масла, вода и т.д. Условно все носители можно разбить на две группы. К первой группе относятся суспензии, полученные на основе горючих жидкостей, которые так же, как и угольная пыль, принимают участие в горении. Ко второй группе относится вода, которая служит только для придания угольным частицам подвижности. Носителями первой группы, наиболее часто используемыми в ДВС, являются ДТ, метанол и SRC-II (синтетическое жидкое топливо, полученное путем ожижения бурых углей).

94

Основные свойства жидкостей, используемых для получения суспензий, относящихся к первой группе, представлены в табл. 3.2. В табл. 3.3 представлен их элементарный состав [45]. Оценка эффективности рабочих процессов двигателей, работающих на УС, производилась, в основном, путем сравнения характеристики того же двигателя при его работе на ДТ №2. Кроме того, ДТ использовалось в качестве жидкого носителя для ТУС. Таблица 3.2.

Физические свойства производимых в США ДТ № 2, SRC-II и метанола Название параметра

ДТ №2

SRC-I1

CH3OH

Относительная плотность при 20°С

0,82

0,98

0,795

Температура застывания, °С Осадкообразование, определенное методом экстракции толуолом, % Водно-грязевой отстой (ASTMD 96-73)

-29

ниже -37

-97,8

отсутствует

0,05

Смешиваемость между собой (1:1) Агрессивность по результатам испытаний медной пластинки (ASTMD 130-75) Поверхностное натяжение при 22°С, дин/см Устойчивость против окисления, мг/100мл (ASTMD 2274) Теплота сгорания, МДж/кг (ASTMD 2015-66)

отсутствует 1,0 смешиваются смешиваются полностью полностью Низкая, цвет 1 b Умеренная, цвет (темно2b (лаваноранжевый) довый) 29,9

34,1

10,7

4,0

45,64

39,73

плохая -----------

19,67 Таблица 3.3.

Элементарный состав ДТ № 2, SRC-II и метанола

Углерод, % Водород, % Азот, % Сера, % Зола, % Кислород (по разности), %

ДТ №2 86,3 13,3 0,03 0,23 Следы 0,14

SRC-II 85,6 8,8 0,8 0,26 0,014 4,526

СН3ОН 37,5 12,5 ------------50

Перспективным носителем для формирования суспензии является вода. Применение ВУС позволяет полностью отказаться от использования нефти для получения моторного топлива. Кроме того, наличие воды приводит к снижению температуры сгорания, 95

в результате чего происходит уменьшение токсичности отработавших газов. 3.4.2. Реологические характеристики УС. Разработка топливных систем для впрыска УС невозможна без исследования их реологических свойств (текучести). Для проектирования топливных систем, способных обеспечить высокое качество распыла, необходимо уметь рассчитывать различные режимы движения суспензии при максимально возможной концентрации угольных частиц. Изучению реологических характеристик УС на протяжении последних десятилетий уделялось большое внимание [38, 40, 57, 59-61, 65]. Значительный объем исследований влияния реологических свойств суспензий на особенности работы топливоподающей аппаратуры был выполнен на кафедре «Поршневые двигатели» МГТУ им. Баумана [10, 14]. Как показывают многочисленные опыты, максимальная эффективность выгорания угольных частиц может быть достигнута лишь при хорошем распыливании УС, которого можно добиться только при определенном значении вязкости – в диапазоне 0,9...3 мм2/с. Наибольшую сложность в оптимизации вязкостных характеристик представляют неньютоновские свойства УС (зависимость вязкости от скорости), в результате чего эти жидкости показывают комплексную реологию. Эти закономерности довольно сложные и трудно прогнозируемые: при температуре 100°С вязкость перестает снижаться и начинает расти, при перемешивании более 4...8 часов она начинает увеличиваться и т.д. Кажущаяся вязкость резко снижается при стационарном движении и еще более – в нестационарном потоке [9, 10, 14]. Суспензия начинает терять текучесть при массовых наполнениях свыше 55%. В зависимости от использованных присадок характеристики вязкости при низких скоростях сдвига могут быть дилатантные или псевдопластические. При высоких скоростях сдвига вязкость в большей степени зависит от концентрации, типа угля и размера его частиц [65]. Для обеспечения качественного смесеобразования при работе на УС требуется повышенное давление впрыска, в то время как длина нагнетательного трубопровода по конструктивным соображениям может быть достаточно большой. Характер изменения вязкости УС в зависимости от режимов ее движения оказывает решающее влияние на характеристики работы топливоподающей аппаратуры. Чрезмерная вязкость приводит к значительным потерям давления (50% и более) в системе подающих трубопроводов высокого давления. Так, при проведении экспериментов специалистами фирмы General Electric испытывалась ВУС с массовым содержанием угля 55%. Система впрыска двигателя была оборудована разделительной диафрагмой, которая

96

предотвращала попадание угольных частиц в плунжерный насос высокого давления. При первых испытаниях такой системы на ВУС, с высокой концентрацией твердой фракции, вообще не удалось добиться впрыска. Для снижения вязкости суспензию пришлось разбавить. На рис. 3.1 представлена характеристика изменения давления ВУС на выходе из топливного насоса и непосредственно в распылителе. В качестве примера приведены характеристики, полученные для суспензий, имеющих массовую концентрацию угольных частиц 53% и 48%. Из представленных зависимостей видно, что давление на выходе топливного насоса для суспензий с 53%-ным содержанием угольных частиц составляет около 67 МПа, в то время, как давление в распылителе не превышает 31 МПа. Суммарный перепад давления составляет чуть менее 36 МПа. Для суспензии, содержащей 48% угольных частиц, перепад давления составляет около 19 МПа. В дальнейшем, для получения приемлемых характеристик вязкости, концентрация угольных частиц поддерживалась на уровне 47...49%. Кроме того, в суспензию вводились специальные присадки, растворимые в воде, призванные предотвратить залипание иглы распылителя, а также препятствующие агломерации угольных частиц. Суммарная доля присадок не превышала 2,5%.

Рис. 3.1. Изменение давления ВУС на выходе из топливного насоса и в распылителе. ─ ─ ─ ВУС с массовым содержанием угольных частиц 53%; ─── ВУС с массовым содержанием угольных частиц 48%.

97

Приведенный пример наглядно иллюстрирует влияние реологических свойств УС на эффективность работы топливоподающей аппаратуры двигателя. Влияние концентрации угольных частиц и их фракционного состава на реологию ВУС. На рис. 3.2 показаны полученные экспериментально зависимости влияния массовой концентрации угольных частиц и скорости сдвига на вязкость трех различных ВУС, использованных фирмой Sulzer. Судя по приведенным данным, даже небольшие колебания концентрации твердых частиц и размеров угольных фракций могут привести к изменению не только величины нормальной вязкости, но и реологических свойств суспензии, которая, например, из дилатантной становится псевдопластичной. В отличие от ньютоновских жидкостей, для УС нормальная вязкость (ηсусп) то есть вязкость в условиях малых скоростей деформаций, не отражает в полной мере их реологические свойства, однако она может быть использована для оценки кажущейся вязкости (вязкости при заданной скорости) или относительной вязкости η = ηсусп/ηжидк [10]. Угольную пыль характеризуют максимальным диаметром, подразумевая полидисперсную смесь частиц от этого диаметра до нуля. Для оценки влияния полидисперсности и оптимизации фракционного состава пыли применим принцип мультипликативности Фарриса. Предполагается, что ВУС состоит из крупных частиц, погруженных в дисперсионную среду, образованную жидкостью с мелкими частицами. Исходя из этого предположения, имеем для N фракций частиц: ⎯ η = f η (CV* ) × f η (CV* ) × ... × f η (CV* ) , (3.1) 1

где

1

ηi = f η (C ); i

* Vi

2

2

n

n

k =i

CV* = Vi /(Vжидк + ∑ Vk ) ; i

(3.2)

k =1

f η – функция относительной вязкости i-ой монодисперсной суспензии; i

C – относительная концентрация i-ой фазы в суспензии более мел* Vi

ких частиц. На рис. 3.3 представлены результаты расчета относительной вязкости η двухдисперсной суспензии с переменным наполнением твердой фазой CV =Vтверд/(Vтверд+Vжидк) и соотношением между фракциями Xi=Vi/Vтверд (Х i – доля мелких фракций в общем объеме твердой фазы). Для расчетов использовалось эмпирическое соотношение для η монодисперсных суспензий Д. Ли:

η = 1 /(1 − СV ) ( 2,5+1,92C

V

98

+CV2 )

.

(3.3)

Рис. 3.2. Реологические характеристики ВУС, поставляемых фирмами Otisca и АМАХ.

Расчеты показывают, что вязкость монодисперсной суспензии с каждым из размеров частиц при высоких СV может быть почти на порядок выше двухфракционной суспензии. Из этого следует важный практический вывод о существовании оптимума концентраций компонентов, обеспечивающих минимальную вязкость суспензии. 99

Согласно Фаррису, экстремум относительной вязкости достигается при равенстве между собой всех парциальных относительных вязкостей и парциальных условных концентраций CV* в (3.2). i

Рис. 3.3. Расчетная зависимость относительной вязкости η двухдисперсной суспензии с переменным наполнением твердой фазой.

Анализ соотношения фракций по размерам показывает – доли мелких и крупных частиц отличаются все более по мере роста наполнения суспензии СV, причем наполнение суспензии мелкими частицами в отношении общего объема растет, а в отношении твердой фазы падает. Это можно объяснить тем, что распределить твердую фазу в жидкости легче в крупных частицах, объем которых пропорционален кубу диаметра, а роль мелких частиц сводится к заполнению пустот между крупными и обеспечению подвижности последних. Греховым Л.В. была выполнена оценка того, насколько действительное распределение угольных фракций соответствует оптимальному. В ходе исследования было проведено микрофотографирование и пофракционный подсчет количества частиц ( N част ) для трех сортов пыли из каменного и бурого угля с максимальным max диаметром частиц ( dчаст ) 6...15 мкм. Исследование показало, что объем самых мелких частиц на несколько порядков меньше объема самых крупных, в то же время число мелких частиц в смеси значительно преобладает. Следовательно, число мелких частиц в массо100

вом распределении как функция среднего диаметра частиц (по Заутеру) для данной фракции будет возрастать. На рис. 3.4 представлены i Σ распределения, полученные для в N част = N част функции / N част i max d част = d част / d част :

Nчаст = const ×⎯dчаст−2,38 (3.4) Аналогичное выражение для оптимального распределения оказалось мало зависящим от наполнения CV и имело вид: ⎯Nчаст = 5,44×10−8 ×⎯dчаст−2,9. (3.5) Анализ выражений (3.4), (3.5) и зависимостей, представленных на рис. 3.4, показывает, что реальные распределения не вполне соответствуют оптимальному. При отклонении состава полифракционной пыли от оптимального, реологическими свойствами суспензии можно будет управлять, изменяя содержание отдельных фракций в смеси. В частности, можно отбирать часть пыли, а после ее дополнительного размола добавлять к исходной [10].

Рис. 3.4. Массовое распределение угольных частиц как функция их среднего диаметра (по Заутеру). 1, 2, 3 – распределение частиц по фракциям для трех видов угольной пыли; 4 – оптимальное распределение частиц по фракциям.

Сложности, связанные с определением максимального наполнения суспензии твердой фазой и влиянием наполнения на реологию ВУС, с одной стороны, обусловлены неправильной формой частиц и поглощением ими жидкости, с другой, – полидисперсностью и электризацией частиц. Истинная плотность угля определяется через приращение объема и массы при погружении его в жидкость до уровня

101

средних наполнений после дегазации и виброобработки. Для определения относительной вязкости при различных уровнях концентрации угольных частиц могут быть использованы зависимости, полученные по результатам обработки экспериментальных данных, полученных путем измерения вязкости в капиллярном вискозиметре и при пропускании УС через трубку диаметром 8 мм под действием гидростатического напора, обеспечивающего скорости сдвига γ < 1 c-1 (U < 1 мм/с) [10]:

[

η = 1 + (0,75 × CV ) /(1 − CV )

[

]

η = 1,23 + 32,1 × (CV − 0,125)

2

2,3

/(1,125 − CV )

]

при CV ≤ 0,125; 2

при CV > 0,125.

(3.6) (6)

Зависимость η = (СV ) является универсальной, но ее использование затрудняется сложностью предварительной оценки максимально допустимой концентрации твердой фазы в суспензии (СVmax ). Разброс данного параметра в зависимости от большого числа факторов может быть очень значительным. Предварительная оценка СVmax может быть выполнена исходя из гигроскопичности угля. В основу такой оценки положена экспериментально установленная связь между элементарным составом угля С/О и его гигроскопичностью (рис. 3.5а). При этом СV определяется путем пересчета из массовой концентрации твердых частиц (Ст) по выражению:

CV = [1 + ρ угл (1 − Сm ) / ρ жидк Сm )]−1

На основании установленной взаимосвязи удалось скоррелировать Сmmax с гигроскопичностью, которая является справочной величиной (рис. 3.5б). Влияние на реологические характеристики УС режимов ее движения. Как уже отмечалось, практический интерес для расчета прокачиваемости и распыливания УС представляет кажущаяся вязкость. Поскольку нормальная вязкость стремится к кажущейся при бесконечно малой скорости деформации γ, ее используют в качестве исходной величины для оценки последней. К сожалению, литературные данные практически не содержат каких-либо обобщений о постоянных закона кажущейся вязкости ηкаж=f (γ) для концентрированных УС в условиях высоких скоростей сдвига. На рис. 3.6а представлены экспериментальные результаты, полученные путем статической проливки ВУС и ТУС по трубкам диаметрами 2 и 8 мм под напором 0 , 1 . . . 1 МПа, а на рис. 3.6б – результаты обработки этих данных. Как можно видеть из полученных зависимостей, степень разжижения

102

суспензии зависит не только от скорости течения, но и от наполнения ее твердой фазой. а) б)

Рис. 3.5. а – зависимость между элементарным составом угля С/О и гигроскопичностью (по результатам обработки данных для 25 месторождений); б – коррелированная зависимость между максимальным объемным наполнением суспензии твердой фазой и гигроскопичностью исходного топлива.

а)

б)

Рис. 3.6. а – экспериментальные зависимости, полученные путем статической проливки ВУС и ТУС; б – результаты обработки экспериментальных данных.

Принимая во внимание факт асимптотической зависимости кажущейся вязкости от нормальной, для скоростей деформаций, лежащих

103

в области γ < 103 с-1, могут быть использованы выражения, предложенные в работе [10]:

115,5η жид к η ⎛ 8U ⎞ ⎜ ⎟ λ= ⎜d ⎟ ρ тU 2 ⎝ тр ⎠

0 , 96 − 0 , 8 СV

,

ηкаж = 15,5ηжидк η γ −0 , 04 − 0 ,8С , V

(3.7)

где λ – коэффициент сопротивления движению потока УС; ρт – плотность УС; dтр – диаметр напорного трубопровода. Для определения η используется уравнение (3.6). Как видно из рис. 3.6, УС имеют круто падающие кривые. Такой характер изменения реологических свойств создает дополнительные трудности для топливоподачи и смесеобразования, вплоть до склонности к образованию твердых пробок и закупорке каналов. Положительным аспектом такого поведения УС является то, что при прокачке они разжижаются, а при хранении загустевают и даже проявляют тиксотропные свойства. Последнее позволяет обеспечить стабильность УС, причем их расслоение тем меньше, чем они концентрированнее. Экспериментальные исследования показали, что при высоких скоростях сдвига (приблизительно 10000 с-1) , возникающих при распыливании, кажущаяся вязкость ВУС изменяется практически линейно, как функция скорости сдвига и лежит в диапазоне 150...330 сПз [57, 69]. Помимо установившихся режимов, для топливоподачи представляет интерес вязкость УС в условиях нестационарности. Известно, что коэффициент сопротивления при разгоне потока превышает квазистационарный, а при торможении ниже его. В циклическом процессе суммарные потери трения оказываются выше потерь в стационарном потоке с той же средней скоростью. Для топливоподающей аппаратуры дизелей это обстоятельство может иметь существенное значение даже при подаче дизельного топлива. Нестационарное движение потока хотя и приводит к росту сопротивления, но этот эффект отчасти снижается дополнительным разжижением суспензии или изменением характера обтекания. Этот результат качественно коррелируется с возможностью небольшого снижения нестационарного сопротивления относительно стационарного при некоторых концентрациях и наполнениях [10]. Скоростная фотосъемка с экспозицией 15 мс течения в прозрачной трубке при прокачке суспензии речного песка в эмульсионной краске в стационарном и пульсирующем режиме показала, что при нестационарном движении наблюдается практически полное отторжение частиц от стенок с обра-

104

зованием жидкостного «смазывающего» слоя у стенок. Сочетание эффектов неньютоновских свойств УС, отличий нестационарного пограничного слоя от стационарного и отторжение частиц от стенок приводит к сложным законам изменения кажущейся вязкости при нестационарном течении. Так, в нестационарном потоке вязкость имеет гистерезис от скорости, причем из-за неньютоновских свойств УС многократно больший, чем можно было бы ожидать, если деформацию пограничного слоя от нестационарности потока интерпретировать изменяющейся вязкостью ньютоновской жидкости (рис. 3.7). Количественное описание гистерезиса кажущейся вязкости требует дальнейшего исследования.

Рис. 3.7. Гистерезис вязкости УС от скорости в нестационарном потоке.

Влияние других факторов на реологию УС. Как уже было показано, УС обладают сложными и даже уникальными реологическими свойствами, однако перечень факторов, влияющих на реологические характеристики УС, не ограничивается только наполнением суспензии твердой фазой и ее фракционным составом. Отмечается также влияние на вязкость водородного числа рН, которое связано с электрическим потенциалом, усиливающим агломерацию частиц. Длительное хранение приводит к окислению угля, повышению содержания О2 и кислотности (снижению рН), что ведет к возрастанию вязкости ВУС (рис. 3.8a). Аналогичный эффект наблюдается при длительном контакте угля с воздухом. Из этого следует, что УС, полученная из окисленного угля, будет обладать ухудшенными вязкостными свойствами. Вязкость УС без снижения концентрации твердой фазы можно снизить, расщелачивая среду или с помощью присадок поверхностно-активных веществ, преимущественно с

105

отрицательными ионами (этот вопрос нами будет рассмотрен далее отдельно). Также положительного эффекта можно достигнуть промывкой угля (рис. 3.8б), которая позволяет повысить водородное число рН. При длительной циркуляции ВУС в топливной системе отмечается изменение вязкости: сначала вязкость снижается, а после нескольких часов прокачки начинает возрастать (рис. 3.8в) [14]. а) б)

в)

Рис. 3.8. а – увеличение вязкости ВУС в зависимости от времени хранения; б – снижение вязкости ВУС в ходе промывок исходного топлива; в – изменение вязкости в процессе циркуляции ВУС.

Очевидно, что на первой стадии происходит диспергирование частиц. Рост вязкости, возможно, связан с более быстрым окислением и 106

с поглощением частицами жидкого носителя, а также снижением среднего размера частиц в результате их дробления. К уже названным факторам, которые оказывают влияние на реологические характеристики УС, можно еще добавить и аномальную зависимость нормальной вязкости от температуры вплоть до полного затвердевания суспензии. Впервые такое поведение ВУС наблюдали в своих исследованиях Siebers D.L. и Dyer T.M. [71] в 1986 г. При достижении суспензией температуры стенок экспериментальной камеры (147°С), она затвердевала прямо в распылителе форсунки. Впоследствии это же явление отмечалось при исследовании реологических характеристик ВУС, проводимых в МГТУ им. Баумана. При повышении температуры вязкость ВУС сначала снижалась, а при достижении 100°С опять начинала расти (рис. 3.9). На основании обработки экспериментальных данных было предложено выражение для приблизительной оценки динамической вязкости до температур120...130°С [14]: η = ηt η20 = 0,32 + 1,0625 × 10 −4 × (t − 100) 2 Механизм такого поведения ВУС до настоящего времени остается невыясненным.

Рис. 3.9. Изменение вязкости ВУС в зависимости от температуры [ 1 4 ] .

3.5. Использование топливоугольных суспензий. На начальной стадии экспериментов по использованию суспензий как наиболее перспективные топлива для ДВС рассматривались смеси, производимые на основе дизельного топлива и угольной пыли, прошедшей специальную очистку. Предполагалось, что дизельное топливо, входящее в состав суспензии, обеспечит ее эффективное самовоспламенение. Привлекательность ТУС состояла в том, что для них можно использовать твердые топлива с

107

высокой теплотворной способностью, имеющие высокую энергию активации. Однако результаты большинства исследований указывают на то, что характер горения ТУС плохо согласуется с характеристиками протекания термодинамического цикла поршневого ДВС. При использовании ТУС резко снижается эффективная мощность и КПД двигателя. Несмотря на более раннюю подачу, наблюдается более позднее воспламенение и более медленное диффузионное горение. Последнее хорошо видно на рис. 3.10, где показано изменение давления и скорости тепловыделения для ДТ и ТУС [9]. В табл. 3.4 даны отдельные результаты испытания вихрекамерного двигателя на ДТ и ТУС.

Рис. 3.10. Скорость тепловыделения в вихрекамерном двигателе размерностью D/S =85/110 мм в режиме полной нагрузки с частотой вращения n=1500 мин -1 . 1 – при работе на ДТ; 2 – при работе на ТУС.

Даже в условиях высокотурбулизированного воздушного потока вихрекамерного двигателя скорость сгорания оказывается недостаточной, чтобы обеспечить эффективное выгорание пылеугольного топлива. При использовании ТУС резко снижается эффективная мощность дизеля (для рассматриваемого случая 4,4 до 2,8 кВт) и эффективный КПД (с 0,31 до 0,19). Несмотря на оптимизированную, более раннюю подачу, наблюдается более позднее воспламенение и более медленное диффузионное горение. Это объясняется тем, что время горения жидкого носителя и твердых частиц очень сильно отличается. В результате 108

чего процесс сгорания получается сильно растянутым и, как следствие этого, догорание угольной пыли происходит на линии расширения. При этом корректировка начала процесса тепловыделения изменением начала подачи топливной суспензии оказывалась в большинстве случаев неэффективной. Таблица 3.4.

Сравнение результатов испытаний вихрекамерного дизеля размерностью D/S =85/110 мм на ДТ и ТУС в режиме полной нагрузки при п=1500 мин-1 Топливо Объемное содержание каменноугольной пыли, % Оптимизированное опережение подачи (геометрическое), град. Температура воздуха на входе в двигатель, °С Давление начала впрыска, МПа Мощность, кВт Среднее эффективное давление, МПа Эффективный КПД Среднее индикаторное давление, МПа Индикаторный КПД Коэффициент избытка воздуха Максимальное давление цикла, МПа Максимальное давление впрыска, МПа Задержка воспламенения, град.

ДТ ----25 25,0 13 4,430 0,557 0,3070 0,700 0,3859 1,185 4,110 18,55 6,430

ТУС 50 31 25,0 13 2,770 0,348 0,1917 0,524 0,2891 1,195 3,540 16,86 8,200

Опытные и теоретические исследования показали, что для уменьшения разницы во времени сгорания размер угольных частиц должен быть как можно меньшим. Для быстроходных дизелей он должен лежать в пределах 5...10 мкм. В то же время уменьшение размеров частиц, с одной стороны, ведет к увеличению энергетических затрат на их размол, а с другой стороны, к значительному увеличению вязкости суспензии. Последнее обстоятельство приводит к ухудшению работы топливоподающей аппаратуры и снижению качества распыла, в результате чего эффективность использования топлива опятьтаки ухудшается. На полноту выгорания топлива при сжигании ТУС влияет еще и то, что после испарения жидкого носителя угольные частицы могут образовывать агломераты, при этом, чем меньше размеры частиц, тем они более склонны к их образованию. Приведенные выше выводы обобщают результаты целого ряда исследований и указывают на то, что использование ТУС в поршневых ДВС сопряжено с целым рядом трудностей, удовлетворительного решения которых пока не найдено. Наиболее приспособлеными для работы на ТУС являются малооборотные двигатели. Это показали испытания, проводимые фирмой Sulzer. Время, отводимое в этих двигателях на процесс сгорания, оказывается достаточным 109

для практически полного выгорания угольных частиц. Очевидно, дальнейшие перспективы использования ТУС связаны именно с двигателями этого типа. В некоторых исследованиях в качестве исходного твердого топлива для ТУС использовали сажу. Она имеет достаточно высокую теплотворную способность (33 494 кДж/кг), а размеры ее частиц составляют 0,5...1,0 мкм и практически не содержат минеральных примесей. Предполагалось, что суспензия, полученная на ее основе, не будет оказывать абразивного воздействия на детали топливоподающей аппаратуры, а небольшие размеры частиц обеспечат их эффективное выгорание. На практике эти предположения, в основном, подтвердились, однако вследствие агломерации реальный размер частиц, поступающих в камеру сгорания, оказался на порядок большим. Применение сажи приводило к более значительному увеличению вязкости раствора, чем использование угольных частиц даже при повышенных температурах. В связи с этим для нормальной работы двигателя массовое содержание сажи в суспензии не может быть больше 5...20%. Такая низкая концентрация твердого топлива значительно снижает экономический эффект от его использования. Кроме того, сажа не относится к природным топливам, и ее применение не является эффективным решением проблемы расширения топливной базы ДВС. На рис. 3.11 показана вязкостно-температурная характеристика суспензии сажи и ДТ в зависимости от весового наполнения жидкого раствора [46].

Рис. 3.11. Вязкостно-температурная характеристика суспензии сажи и ДТ 1, 2, 3 – весовое содержание сажи 20%, 10%, 5%, соответственно; 4 – ДТ.

110

Среди синтетических жидких топлив, которые могут быть использованы в качестве жидкого носителя для ТУС, наибольший интерес представляет смесь, производимая путем ожижения бурого угля. Разработанные в настоящее время процессы ожижения угля с последующей сольвентной очисткой полученных продуктов, а также смеси на основе этих продуктов наиболее перспективны для освоения их производства в промышленных масштабах. Уголь при данной технологии переработки частично растворяется в углеводородной смеси, состоящей из ароматических соединений. Такое топливо выпускается в США как товарный продукт под маркой SRC-II (Solvent refined coal) и используется в качестве котельного. Процесс SRC первоначально был разработан фирмой Spencer Chemical и использовался для получения обеззоленного пылеугольного концентрата с минимальным содержанием серы. В дальнейшем этот процесс претерпел существенные изменения, в результате которых появились два совершенно четко различающихся технологических метода, называемых соответственно процесс SRC-I и процесс SRC-II. Процесс SRC-II отличается от процесса SRC-I целым рядом особенностей. Принципиальное различие между ними заключается в том, что конечный продукт, получаемый по процессу SPC-II, представляет собой смесь главным образом жидких топлив. Основной продукт, получаемый по процессу SRC-II, является дистиллятным жидким топливом и представляет собой смесь двух погонов, известных под названиями «средний дистиллят» и «тяжелый дистиллят». Температурные пределы кипения составляют 175...290°С у среднего дистиллята и 290...455°С у тяжелого. Состав и характеристики горения этого синтетического жидкого топлива зависят от относительных количеств среднего и тяжелого дистиллятов, используемых для получения SRC-топлива [45]. Характеристики данного топлива и его элементарный состав даны в табл. 3.2, 3.3. Цетановое число SRC-II около 22 единиц. В ряде экспериментов SRC-II использовалось в смеси с буроугольной пылью с размером частиц не более 2 мкм. Массовое наполнение частицами твердого топлива жидкого носителя во всех случаях не превышало 15%. В целом исследования по использованию SRC-II дали обнадеживающие результаты. Однако высокая вязкость SRC-II требует существенной модернизации системы подачи топлива в камеру сгорания двигателя. Для снижения вязкости в ходе проведения экспериментов использовался подогрев суспензии, а также смешивание SRC-II с ДТ. Изменение вязкости смеси в зависимости от температуры и количества ДТ показано на рис. 3 . 1 2 . Вязкость при

111

любом соотношении компонентов горючей смеси может быть определена из следующего уравнения: log v – аα + b, где v – кинематическая вязкость (сСт); α – соотношение компонентов горючей смеси (в процентах); а и b – константы (для SRC-II и смеси легкого дизельного топлива при 40°С, а= -3,35×10 и b = 0,545) [35]. Поскольку SRC-II имеет низкое цетановое число, для получения устойчивого воспламенения применять его можно или только в смеси с дизельным топливом или активировать процесс сгорания с помощью впрыска запального дизельного топлива.

Рис. 3.12. Изменение вязкости смеси SRC-II и ДТ в зависимости от температуры и концентрации ДТ.

Результаты целого ряда исследований показали, что проблема применения суспензий на основе SRC-II имеет много общего с проблемой использования тяжелых нефтяных топлив. Следовательно, такие суспензии, получаемые путем ожижения угля, могут применяться без каких-либо технических затруднений, однако пока они имеют достаточно высокую стоимость. 3.6. Использование водоугольных суспензий. Как уже отмечалось, использование в качестве носителя воды позволяет значительно снизить стоимость моторного топлива на основе углей и полностью отказаться от использования для этих целей нефтепродуктов. В связи с этим применение ВУС является наиболее перспективным направлением в области расширения топливной базы поршневых двигателей. Именно поэтому, на протяжении нескольких 112

последних десятилетний, основные усилия создателей твердотопливных ДВС направлены на создание двигателя, способного работать на этом виде топлива. Как и большинство других суспензий, ВУС не является простой смесью угля и воды. Твердая фаза и вода в такой смеси теряют свои обычные свойства. Для приготовления суспензии угольная масса подвергается тончайшему измельчению – средний размер частиц угля составляет 1...10 мкм. При распылении, в измельченной угольной массе, поверхностное натяжение воды проявляется столь сильно, что в полученной дисперсно-коллоидной смеси разделить твердые частички и водные элементы становится практически невозможно. В связи с этим при распыливании ВУС получаются достаточно крупные капли, которые представляют собой почти однородную структуру. На рис. 3.13 представлена микрофотография ВУС фирмы Otisca, содержащая 50% угля и 50% воды по массе. На фотографии видно, что частицы топлива имеют неправильную, угловатую форму с немногочисленными обнаженными зернами минерального вещества.

Рис. 3.13. Снимок ВУС с большим увеличением (средний размер частиц – 3,0 мкм) [63].

Наиболее важными свойствами ВУС являются: массовое содержание угольной пыли не менее 50%; низкая зольность; псевдопластичная реология при высоких скоростях сдвига; совместимость с ДТ; стабильность при хранении; надежность перемешивания. В связи с этим применительно к ДВС углеподготовка также необходима, как и нефтепереработка, а именно: измельчении частиц до размера 5...20 мкм, обеззоливание до уровня не более 1%, подбор сорта угля, месторождения, присадок.

113

Низкую зольность топлива необходимо обеспечить для сведения к минимуму количества абразивного материала, вносимого в рабочий цилиндр с топливом. Требование псевдопластичной реологии диктуется необходимостью получения оптимальных параметров распыла ВУС. Совместимость с ДТ обусловлена тем, что, во избежание заклинивания прецизионных пар топливоподающей аппаратуры, запуск и остановку двигателя необходимо производить на ДТ. В результате этого, периодически, возникает необходимость работы двигателя на смеси ВУС и ДТ в течение некоторого времени, пока не произойдет полное вытеснение одного топлива другим. При транспортировке и хранении ВУС наиболее важным требованием является стабильность суспензии, которая, в свою очередь, зависит от способа транспортировки. При перевозке ВУС в отдельных емкостях суспензия может расслаиваться, что приводит к необходимости предварительного перемешивания топлива непосредственно перед его сжиганием в двигателе. Зольность ВУС зависит от типа исходного топлива и метода его обогащения. Реология же суспензии, совместимость ее с жидким топливом и стабильность при хранении определяются, прежде всего, содержанием воды и в меньшей степени дисперсным составом, размером частиц, а также типом угля (см. раздел 3.4.2.). В рамках программы Министерства энергетики США испытывались ВУС, изготовленные различными производителями. Их характеристики представлены в табл. 3.5-3.8. Данные различных исследователей значительно отличаются структурой приводимых параметров. Далее они воспроизводятся так, как были опубликованы. В отличие от ТУС единственным горючим компонентом ВУС является угольная пыль, поэтому продолжительность процесса сгорания определяется только временем выгорания частиц твердого топлива. Наличие воды в составе суспензии увеличивает период задержки самовоспламенения. Так, при ее массовом содержании 50...55%, самовоспламенение суспензии происходит с периодом задержки на 20...45°, превышающим аналогичный показатель для дизельного топлива. Это обусловлено временем полного испарения воды. Некоторая часть физического тепла заряда расходуется на фазовый переход воды из жидкого состояния в парообразное, в результате чего температура заряда значительно снижается. По этой причине устойчивое самовоспламенение суспензии возможно только в том случае, если к концу периода задержки температура заряда в цилиндре будет не ниже 900...1000К. Если к концу сжатия не удается обеспечить необходимую температуру, эффективное воспламенение ВУС может быть получено путем впрыска в камеру сгорания запального ДТ.

114

Таблица 3.5.

Характеристики ВУС, используемых при испытании малооборотного двигателя Sulzer 1RSA76

Характеристика ВУС

Тип ВУС (сорт угля) Resource АМАХ Otisca (Виржиния, мелкодис(ИстКентукки, шахта персная битуминоз- Вентц, окр. (Индиана, ный) №7) Уайз) 48 46,5...48,5 50,1 49,5 50,5...52,0 48,2 2,5 1,5 1,7

Содержание угля (сухая масса), % Влажность, % Присадки, % Размер частиц, мкм не 19,5 14,5 32 более (98% частиц) Средний размер частиц, мкм 6,9 4,8 10,2 Низшая теплота сгорания, МДж/кг 14,8...15,16 14,4...15,11 15,11...15,7 Данные технического анализа угля на сухую массу, % Зольность, % 0,05 0,78...1,1 0,53 Концентрация Al2O3 в золе, % 23,2 10,8 12,5 Концентрация SiO2 в золе, % 16,0 36,9 36,6 Сера, % 0,74 0,84 0,78 Летучие, % 41,2 38,0 38,2 Низшая теплота сгорания сухого угля, МДж/кг

31,4...32,23

33

32,32

АМАХ крупнодисперсная (Индиана №7) 54,2 43,6 2,2 47 16,3 16,96 0,52...0,60 10,1 50,9 0,98 40,5 32,32 Таблица 3.6.

Характеристики ВУС, используемых при испытании среднеоборотного двигателя JS-1 фирмы Cooper-Bessemer АМАХ мелкодисперсная 53 0,20 16,9 180

Характеристика ВУС

АМАХ крупнодисперсная 53 0,25 16,9 180

Содержание угля (сухая масса), % Зольность, по сухой массе, % Низшая теплота сгорания, МДж/кг Динам. вязкость при 38°С и 1000 с-1, сПз Гранулометрический состав угля, % (по массе) частиц меньшего размера, чем: мкм мкм 98 65 45 90 38 27 50 11 8 13 2 1 Данные технического анализа угля на сухую массу, % Зола 0,4 0,5 Летучие 41,5 40,9 Связанный углерод 58,1 58,6 Сера 1,1 1,1 Вид угля Битуминозный, «Splint» шт. Кентукки

115

Таблица 3.7.

Характеристики ВУС, используемых при испытании двигателя 7FDL фирмы General Electric Характеристика ВУС Otisca Содержание угля (сухая масса), % 47...49 Присадки, % 2,5 Данные элементного анализа, % (по массе) Углерод 88,59 Водород 5,34 Азот 2,08 Хлор 0,18 Кислород 7,58 Данные технического анализа угля на сухую массу Зола, % 1,01 Летучие, % 41,5 Связанный углерод, % 58,1 Сера, % 1,01 Средний размер частиц, мкм 4,63 Высшая теплота сгорания, МДж 34,63 Месторождение угля шт. Кентукки

Otisca 47...49 2,5 86,15 5,15 1,26 0,11 6,88 0,36 40,9 58,6 0,36 2,88 35,58 Новая Зеландия Таблица 3.8.

Характеристики ВУС, используемых при испытании двигателя EMD 567В фирмы Electro-Motive Division Характеристика ВУС Содержание угля (сухая масса), % Консервирующее средство (формальдегид), % Поверхностно-активное вещество, % Стабилизатор, % Вода, % Теплотворная способность Брутто, МДж/кг Нетто, МДж/кг Средний размер частиц (до 95%), мкм Зольность (по массе), % Динамическая вязкость при 100 с-1, сПз Полный элементарный анализ, % Углерод Водород Сера Азот Кислород Данные технического анализа угля на сухую массу, % Зола Летучие компоненты Связанный углерод

116

АМАХ 50,0 0,10 1,50 0,03 48,37 17,4 15,5 15 0,5 40 85,4 3,22 0,86 1,30 9,20 1,01 34,5 64,5

Рис. 3.14, Скорость ( 1 ) и коэффициент (2) тепловыделения, в цилиндре вихрекамерного двигателя с размерностью цилиндра D/S= 96,5/95,2 мм в режиме полной нагрузки при частоте вращения п=900 мин -1 .

117

Несмотря на достаточно большую задержку самовоспламенения, скорость сгорания ВУС значительно больше, чем у ТУС и ДТ. Сохраняется эта закономерность и при интенсификации процесса горения с помощью запального топлива, подаваемого в цилиндр. На рис. 3.14 показан характер изменения скорости тепловыделения, полученный для ДТ, ВУС и ТУС в высокооборотном вихрекамерном двигателе [63]. Высокая скорость тепловыделения объясняется тем, что в результате длительной задержки воспламенения, связанной с испарением воды, время, отводимое на перемешивание топлива с воздушным зарядом, увеличивается. Пылеугольные частицы, к моменту воспламенения, равномерно распределяются в объеме воздушного заряда, что способствует созданию наиболее благоприятных условий для их взаимодействия с кислородом. Быстрое сгорание ВУС позволяет достаточно просто оптимизировать характер подвода теплоты к рабочему телу путем подбора оптимального угла опережения впрыска. Далее будут рассмотрены некоторые аспекты, оказывающие влияние как на характеристики самой ВУС, так и на эффективность ее сгорания в ДВС. 3.6.1. Влияние характеристик исходного топлива на свойства ВУС. Существенное влияние на свойства ВУС оказывают характеристики исходного топлива, применяемого для ее изготовления. При этом какие-либо закономерности или отсутствуют вообще, или они недостаточно изучены. Наглядным примером влияния вида исходного топлива на характеристики двигателя могут служить результаты испытаний фирмы General Electric [52]. В ходе проводимых исследований параметры системы впрыска были оптимизированы для работы на суспензии, изготовленной из углей, добываемых в штате Кентукки. Суспензия поставлялась фирмой Otisca (см. таблицу 3.7). Поскольку используемая фирмой технология не позволяла снизить зольность угля ниже 1%, для экспериментов был закуплен уголь, добываемый в Новой Зеландии, который при той же технологии мог быть очищен до 0,4% зольности. Технические характеристики, а также элементарный состав обоих углей отличались незначительно. Но испытания, проводимые на ВУС с новозеландским углем, показали значительное ухудшение характеристик двигателя. При этом ухудшение наблюдалось как при активации процесса сгорания путем впрыска запального топлива, так и при самовоспламенении. Кривые изменения давления в рабочем цилиндре, а также скорость тепловыделения при использовании двух видов исходного топлива представлены на рис. 3.15-3.16, основные результаты испытаний даны в табл. 3.9.

118

Рис. 3.15. Изменение давления и скорости тепловыделения в цилиндре двигателя 7FDL для двух типов исходного топлива (n =1050 мин -1 , р а =344 кПа, запальное воспламенение). ─── ВУС из угля штата Кентукки; ─ ─ ─ ВУС из новозеландского угля. Таблица 3.9.

Сравнение результатов испытания двигателя 7FDL на ВУС, изготовленных из различных исходных топлив Тип угля Запальное топливо 3% Уголь шт. Кентукки Новозеландский уголь Самовоспламенение Уголь шт. Кентукки Новозеландский уголь

Полнота выгорания, %

Удельные затраты теплоты, кДж/(кВт×ч)

91,2 82,8

8696 10153

18,0 14,6

92,1 76,6

9044 12437

15,9 11,0

119

pmax, МПа

Рис. 3.16. Изменение давления и скорости выделения теплоты в цилиндре двигателя 7FDL для двух типов исходного топлива (n=1050 мин -1 , р а =362 кПа, самовоспламенение). ─── ВУС, полученная из угля шт. Кентукки; ─ ─ ─ ВУС, полученная из новозеландского угля.

Установить объективную причину такого ухудшения параметров двигателя в ходе исследований не удалось, очевидно, данный вопрос требует дальнейших, более детальных проработок. Впоследствии, при использовании аккумуляторной системы впрыска с электронным управлением, подбором углов опережения впрыска основного и запального топлива, а также оптимизацией других параметров рабочего процесса и внесением конструктивных изменений (например, изменением диаметра отверстия распылителя) удалось получить приемлемые характеристики работы двигателя. Характеристики ВУС, испытанных на заключительной стадии исследований, проводимых фир120

мой General Electric, и эффективность их выгорания после оптимизации рабочих процессов представлены в табл. 3.10 [72]. Таблица 3.10.

Перечень испытанных топлив и результаты их сгорания Место доПоставщик бычи исходного угля OTISCA OTISCA OTISCA OTISCA OTISCA UNDERC UNDERC UNDERC AMAX

Кентукки Кентукки Кентукки Кентукки Пенсильвания Вайоминг Вайоминг Вайоминг Кентукки

Тип угля Битуминозный Битуминозный Битуминозный Битуминозный Битуминозный Суббитуминоз. Суббитуминоз. Суббитуминоз. Битуминозный

Способ очистки Физический Физический Физический Физический Физический Химический Физ.+Хим. Химический Физический

Эффектив Средний Зола, ность размер, сгорания, % мкм % 4,6 0,7 99,2 4,8 0,8 98,8 3,1 0,7 98,7 3,2 0,7 99,2 2,5 1,7 98,7 13,9 2,8 99,5 14,7 2,1 99,0 14,9 2,8 99,2 8,2 2,5 97,7

3.6.2. Влияние размеров частиц на характер сгорания ВУС. Как уже было показано в разделе 3.4.2, размеры частиц, входящих в состав суспензии, существенно влияют на эффективность работы топливоподающей аппаратуры. Однако в не меньшей степени размеры частиц оказывают влияние и на характеристики процесса сгорания ВУС. Очевидно, что размер частиц, способных полностью выгореть в рабочем пространстве двигателя, в значительной степени зависит от величины времени, отводимого на процесс сгорания. С целью определения максимального размера частицы, способной полностью сгореть в двигателях с различной частотой вращения, Caton и Rosegay провели теоретическое исследование, в ходе которого характеристики двигателя рассчитывались относительно величины частиц с шагом в 5 мкм до тех пор, пока параметры двигателя не начинали ухудшаться [68]. В результате были получены расчетные значения индикаторного КПД, угла опережения впрыска, массового коэффициента неполноты сгорания топлива как функции начального диаметра частицы для мало-, средне- и высокооборотных двигателей (рис. 3.17). Во всех случаях уменьшение размеров частиц приводило к увеличению индикаторного КПД. Для каждого класса двигателей такая тенденция сохранялась только до определенного значения начального размера частиц. Ниже этого значения размер частиц, практически, не оказывал никакого влияния на расчетную эффективность двигателя. Выгорание частиц в этом случае происходило в течение 1° по углу поворота, поэтому время горения топлива определялось, в основном, продолжительностью его подачи в рабочий цилиндр. Значение размера, при котором наступает равенство

121

между скоростью горения и скоростью подачи частиц, можно считать оптимальным для данного типа двигателя. Использование частиц меньшего размера в данном классе двигателя не дает никаких термодинамических преимуществ.

Рис. 3.17. Влияние размеров частиц на индикаторный КПД, угол опережения впрыска и коэффициент неполноты сгорания для мало-, средне- и высокооборотного двигателя при нагрузке 80%. ─── индикаторный КПД; ─ ─ ─ угол опережения впрыска; ─ · ─ коэффициент неполноты сгорания.

122

Расчетное значение максимальных размеров частиц для каждого класса двигателей представлено в табл. 3.11. Таблица 3.11.

Максимальный размер частиц, при котором обеспечиваются оптимальные характеристики сгорания угольного топлива в двигателе [68] Класс двигателя Малооборотный Среднеоборотный Высокооборотный

Частота вращения, мин-1 100 750 1500

ηmах 47% 47% 44%

Диаметр частиц для ηmах 45 мкм 20 мкм 15 мкм

Помимо отсутствия термодинамического эффекта от уменьшения частиц ниже установленного значения, сокращение их среднего размера приводит к значительному изменению реологических свойств ВУС. В результате этого вязкость топлива сильно возрастает, а это, в свою очередь, приводит к нарушению нормальной работы топливоподающей аппаратуры, что отражается на эффективных характеристиках двигателя. Представленные на рис. 3.18 зависимости отражают характер изменения скорости тепловыделения в рабочем цилиндре двигателя при использовании двух видов ВУС, полученных из одного и того же исходного топлива и отличающихся друг от друга только средним размером входящих в них частиц.

Рис. 3.18. Скорость тепловыделения в двигателе 7DFL при использовании ВУС с разными размерами частиц (п= 1050 мин-1, ра =326 кПа). ─── ВУС №1; ─ ─ ─ ВУС №2.

Оба топлива поставлялись фирмой Otisca и испытывались фирмой General Electric. Характеристики обоих суспензий представлены 123

в табл. 3.12. Суспензия, для которой была оптимизирована топливная система, обозначена в таблице как ВУС №1, а суспензия с уменьшенным средним размером частиц как ВУС №2. Из представленных данных видно, что при уменьшении среднего размера частиц на 26%, вязкость суспензии возрастает, примерно, в 3,8 раза. Это приводит к значительным потерям давления в подающем трубопроводе, в результате чего давление топлива, подводимого к распылителю, значительно ниже, чем давление, создаваемое топливным насосом. Таблица 3.12.

Сравнение характеристик ВУС с различным средним размером частиц, изготовленных на основе углей шт. Кентукки Суспензия

ВУС №1 ВУС №2

Размер частиц, мкм

Зола, %

Динам, вязкость, при 112 с-1, сПз

Твердые частицы, %

4,63 3,41

1,01 0,79

123 463

50,1 49,2

Характер изменения давления на выходе насоса и давления в распылителе для ВУС №1 и ВУС №2 представлен на рис. 3.19.

Рис. 3.19. Изменения давлений на выходе из топливного насоса и в распылителе. ─ ─ ─ ВУС №1; ─── ВУС №2.

Если в обоих случаях максимальное давление, развиваемое топливным насосом, было примерно одинаковым и составляло около 58 МПа, то непосредственно в распылителе для ВУС №1 давление было порядка 52,2 МПа, а для ВУС №2 – 41 МПа. Результаты испытания двигателя на обоих видах суспензий представлены в табл. 124

3.13. Для того чтобы добиться устойчивого впрыска, массовую концентрацию угольных частиц в ВУС пришлось снизить до 46,1%. Таблица 3.13.

Сравнение результатов испытания двигателя 7FDL на ВУС, изготовленных из углей шт. Кентукки с различным средним размером частиц Суспензия ВУС № I ВУС №2

Мощность, кВт 177,8 109,8

Полнота выгорания, % 85,5 53,0

Удельные затраты теплоты, кДж/(кВт×ч) 9320 18925

ртах, МПа 16,4 11,5

Из сказанного выше следует, что попытка достигнуть предельных скоростей сгорания путем уменьшения размеров частиц зачастую приводит к ухудшению параметров работы системы впрыска, что, в свою очередь, ухудшает характеристики работы двигателя. Таким образом, уменьшение размеров частиц не всегда приводит к улучшению процесса сгорания. Очевидно, что при определенных условиях лучшие характеристики сгорания могут быть получены при использовании частиц более крупного размера. 3.6.3. Влияние параметров исходного топлива на воспламеняемость ВУС. Исследования сгорания водоугольных суспензий в ДВС показали, что после испарения воды горение начинается и происходит в газовой фазе вокруг угольной частицы. По этой причине лучше воспламеняются и быстрее горят твердые топлива, содержащие большее количество летучих компонентов. Их содержание очень сильно изменяется в зависимости от вида твердого топлива, его месторождения, способа первичной обработки, времени, способа хранения и других факторов. По содержанию летучих компонентов исходные топлива располагаются в следующем порядке: торф (выход летучих при нагреве составляет приблизительно 75%); бурый уголь (приблизительно 50%); каменный уголь (приблизительно 25...30%); антрацит (приблизительно 10%). Таким образом, при использовании ВУС ориентироваться на высококалорийные топлива весьма проблематично. Низкое содержание летучих практически полностью исключает их самовоспламенение. Исходя из соотношения «содержание летучих – теплотворная способность», лучшими исходными топливами для производства ВУС являются бурые угли. Устойчивого самовоспламенения ВУС можно добиться повышением температуры заряда к началу впрыска суспензии. Этого можно достичь подогревом входящего в цилиндр воздуха, повышением степени сжатия, применением теплоизоляции камеры сгорания, установкой свечей накаливания. Предварительная активация процесса

125

сгорания от постороннего источника открытого пламени или впрыск запального дизельного топлива также обеспечивают надежное и интенсивное сгорание суспензии, особенно при впрыскивании обоих топлив последовательно через общую форсунку. 3.6.4. Использование присадок для улучшения характеристик ВУС. Использование всевозможных присадок к ВУС является существенным резервом к улучшению их реологических и эксплуатационных свойств. Путем добавления присадок можно существенно улучшить следующие основные характеристики ВУС: - повысить физическую стабильность ВУС, снизить склонность суспензии к расслоению, особенно при длительном хранении; - уменьшить вязкость при увеличенном весовом наполнении жид кого раствора угольными частицами; - придать раствору смазочные свойства для улучшения условий работы топливоподающей аппаратуры; - снизить величину поверхностного натяжения для улучшения распыла топлива; - повысить самовоспламеняемость ВУС; - снизить температуру замерзания ВУС; - снизить коррозионное воздействие ВУС на резервуары для хранения и элементы двигателя. Прибавление различных дисперсантов позволяет существенно увеличить концентрацию угольных частиц в жидком растворе при приемлемых величинах вязкости. В результате этого общая теплотворная способность суспензии существенно возрастает. Можно выделить две основные причины, приводящие к расслоению суспензий при их длительном хранении: действие гравитационных сил и агломерация угольных частиц в более крупные образования. В результате агломерации действие гравитационных сил на частицы усиливается. Кроме снижения физической стабильности, агломерация частиц ухудшает характеристики сгорания ВУС, так как агломераты горят как одна большая частица. Для снижения склонности частиц угля к агломерации используются присадки, создающие вокруг угольного массива защитную оболочку, предотвращающую прямой контакт отдельных частиц между собой. В качестве такой добавки в ряде исследований использовалась производимая в США присадка под товарной маркой TRITON X-114. В качестве присадок для стабилизации частиц во взвешенном состоянии используется биополимерный стабилизатор Pfizer Flocon 4800C Xanthan, добавляемый к ВУС в количестве 0,5%. В отечественной практике для стабилизации ВУС используется Бентонит [ 1 0 , 59]. Эффективность некоторых стабилиза-

126

торов оказывается настолько высокой, что суспензии могут храниться не расслаиваясь в течение очень продолжительного времени. Так ВУС на основе бурого угля разработки НИИГидротрубопровод со стабилизатором бентонит (0,5%) и пластификатором С-3 Пермского ЦБК (0,9%) в течение месяца не имела признаков расслоения [10]. Для придания жидкому раствору смазочных свойств, в ходе некоторых исследований, к суспензии добавлялся растворимый в воде смазочный материал UCON 50-НВ-5100, основное назначение которого – предотвратить залипание иглы распылителя [52]. Влияние различных присадок на величину динамического поверхностного натяжения ВУС исследовали Kihm К.D. и Deignan P. [59]. В результате они пришли к заключению, что величина динамического поверхностного натяжения для ВУС, содержащих различные присадки, может быть намного выше, чем соответствующее статическое поверхностное натяжение. Они объяснили это тем, что при высоких скоростях сдвига время, необходимое для перемещения поверхностно-активного вещества к поверхности раздела, оказывается недостаточным. Такое предположение подтверждается тем, что разность между величинами статического и динамического поверхностного натяжения увеличивается при более высоких скоростях сдвига. В ходе экспериментов были испытаны пять различных поверхностно-активных присадок. Исследования показали, что в зависимости от конкретных условий все они могут использоваться для снижения величины поверхностного натяжения ВУС. В ряде экспериментов использовалась поверхностно-активная присадка SF2068. Основной присадкой, используемой для повышения самовоспламеняемости ВУС, является ДТ. Результаты некоторых исследований показали, что добавление нескольких процентов ДТ в суспензию оказывается более эффективным, чем впрыск этого же количества топлива через отдельную форсунку. Подмешивание ДТ также оказывает определенное воздействие на реологию ВУС. Введение ДТ № 2 в количестве 10%, как правило, даже высокопластичную суспензию превращает в псевдопластичную [65]. Для снижения температуры замерзания ВУС до настоящего времени в качестве присадки рассматривался метанол. Установлено, что добавление к ВУС 15% метилового спирта снижает температуру замерзания до -23°С. В качестве консервирующих присадок, снижающих вредное влияние ВУС на металлы, используются формальдегиды. Оптимальные концентрации присадок, необходимых для придания ВУС заданных свойств, зависят в значительной степени от

127

концентрации и размера угольных частиц, типа исходного топлива. Некоторые присадки в процессе хранения поглощаются угольной массой, что приводит к изменению свойств суспензии. Основная физика распыливания ВУС в настоящее время еще хорошо не изучена. Имеется слабая теоретическая база для определения размеров капель в зависимости от свойств суспензии. Вопросы оптимизации свойств ВУС путем введения в них присадок требуют дальнейших исследований. 3.6.5. Хранение и транспортировка топлива. ВУС, несмотря на различного рода присадки, всегда остаются нестабильными системами при условии, что вязкость жидкости сравнительно невысока, а суммарный объем частиц меньше объема, при котором все пространство жидкости заполнено контактирующими частицами. Другими словами, если суспензия имеет характеристику жидкости приемлемой вязкости, различие плотностей между водой и угольными частицами всегда будет приводить к осаждению последних. Это хорошо видно из табл. 3.14, в которой приведены соотношения изменения плотностей для ВУС без стабилизаторов с различной концентрацией твердой фазы. Данные соотношения получены по результатам замеров в верхнем и нижнем слое. Измерения проводились в 500-миллилитровой мензурке после 7 дней хранения при 18°С [10]. Таблица 3.14.

Расслоение ВУС без стабилизаторов за 7 дней ⎯Сm ∆ρ/ρо

0,18 0,145

0,51 0,13

0,77 0,043

0,87 0,01

1,0 0,0

Таким образом, системы хранения ВУС должны включить специальные устройства для подержания ВУС во взвешенном состоянии. Для перекачивания ВУС от резервуара к двигателю и рециркуляции резервуаров применяются как правило поршневые объемные насосы [69]. Рециркуляция ВУС в емкостях для ее хранения может производиться как за счет перекачивания суспензии из верхнего уровня в нижний, так и путем аэрации всего объема резервуара. Наиболее распространенная концепция длительного хранения ВУС в резервуарах основана на периодическом перемешивании с забором суспензии из верхней части резервуара, с помощью плавающего заборника, и подачей в нижнюю часть резервуара через специальный коллектор, позволяющий создать два больших круговорота жидкости с противовращением. Потоки должны охваты-

128

вать всю нижнюю часть резервуара во избежание образования «мертвых зон», в которых возможно осаждение твердых частиц. Плавающий заборник обеспечивает забор суспензии с самой низкой концентрацией частиц независимо от уровня топлива в резервуаре. В безразмерной форме условие оптимального потока можно выразить следующим образом: Re×H =5,7; где число Рейнольдса (Re) определяется исходя из диаметра резервуара и скорости потока на выходе из рециркуляционного коллектора, и Н – отношение диаметра входного отверстия коллектора к диаметру резервуара. Системы трубопроводов должны иметь гладкие внутренние поверхности без резких объемных изменений или изменений в направлении потока. При проектировании трубопроводных систем необходимо избегать использования компонентов, которые способствуют формированию зон рециркуляции и объемов, в которых скорости потока становятся очень низкими, так как это может привести к осаждению частиц. Системы трубопроводов также должны допускать промывку водой или другой чистой жидкостью. 3.6.6.Характеристики двигателя при работе на ВУС. В ряде исследований отмечается, что при работе на ВУС величина экономичности двигателя ухудшается на 2...15%, а его мощность снижается на 1...25% по сравнению с работой на дизельном топливе. Это объясняется более низкой теплотворной способностью водоугольного топлива, ухудшением параметров рабочего цикла, увеличением на 3...5% величины механических потерь, связанных с повышенным трением, и ряда других причин. Высокая скорость тепловыделения при сгорании ВУС приводит к более жесткой работе двигателя. Величина недогорания угольных частиц при использовании ВУС составляет около 0,5...5%, что на порядок превосходит аналогичный параметр для ДТ. При этом существенное влияние на величину недогорания имеет вид исходного угольного топлива. Снижение температуры сгорания за счет испарения воды приводит к тому, что выброс NOx с отработавшими газами уменьшается примерно вдвое, снижается выброс СН, СО. Изменений выбросов при работе на суспензии с мелкой или крупной угольной пылью не отмечено. В связи с большим выбросом твердых частиц, исходя из возрастающих требований к экологическим показателям двигателей, перспективные установки должны оборудоваться системами улавливания частиц и очистки отработавших газов. Последнее обстоятельство несколько удорожает как саму установку, так и ее эксплуатацию.

129

3.6.7. Фильтрация ВУС. Отдельным вопросом при использовании как водо-, так и топливоугольных суспензий, является их очистка. Некоторые исследования показали, что фильтрующие элементы не пропускают топливных частиц, даже если их размеры достаточно маленькие. Штатные фильтры забиваются в течение первых нескольких часов работы даже при фильтрации суспензии, для которой в качестве наполнителя используется сажа. При этом частицы сажи полностью осаждаются на фильтрах. Поэтому для эффективной защиты топливной аппаратуры от механических примесей необходима принципиально новая система очистки суспензий. 3.7. Водометанолугольные суспензии. Менее изученным носителем для угольных суспензий, используемых в ДВС, является метанол. Немногочисленные попытки использования метилового спирта показали, что применение метанола в чистом виде связано с целым рядом трудностей. Низкая температура кипения (64,7°С) приводит к быстрому испарению носителя, в результате чего свойства суспензии значительно изменяются как при хранении, так и при использовании. Плохие смазывающие свойства метанола приводят к частому заклиниванию распылителя и его быстрому износу. При проведении экспериментов [63] для улучшения условий работы распылителя к метанолугольной суспензии добавлялось касторовое масло в количестве 5%, однако частота заклинивания распылителя от этого не изменилась. В связи с этим в дальнейшем экспериментировали не с чистым метанолом, а смешивали его с водой (ВМУС). Исследования проводились в вихрекамерном двигателе, имеющем два варианта исполнения – обычное и с теплоизолированной камерой сгорания (табл. 1.5). Для обоих вариантов замерялась мощность на режиме полной нагрузки при частоте вращения 900 и 1500 мин-1. Помимо водометонолугольной суспензии при аналогичных условиях испытывались ВУС, ТУС и ДТ. Состав суспензий и характеристики исходного топлива приведены в табл. 3.15, 3.16. На рис. 3.20. представлена зависимость индикаторной мощности от типа суспензии и от условий ее испытания. В стандартном исполнении при частоте вращения 900 мин-1 двигатель вообще не работал на ВМУС. В теплоизолированном варианте при частоте вращения 1500 мин-1 характеристики не удалось снять из-за частого заклинивания иглы распылителя. Отдаваемая двигателем мощность была намного ниже, чем при работе двигателя на ДТ №2. Это при том, что характеристики впрыска топлива были оптимизированы под работу на дан-

130

ном виде суспензии и, соответственно, не были оптимальными для ДТ. Мощность, развиваемая двигателем в обоих случаях, была практически одинаковой, что указывает на отсутствие эффекта от теплоизоляции камеры сгорания при использовании ВМУС. Таблица 3.15.

Состав суспензий, исследуемых в высокооборотном вихрекамерном двигателе Тип суспензии, ее состав и теплота сгорания Водоугольная (ВУС) Уголь, % Вода, % Поверхностно-активное вещество SF2068, % Формальдегид, % Стабилизатор, % Теплотворная способность, МДж/кг Водометанолугольная (ВМУС) Уголь, % Метанол, % Вода, % Теплотворная способность, МДж/кг Топливоугольная (ТУС) Уголь, % Дизельное топливо №2, % Поверхностно-активное вещество Span 80, % Теплотворная способность, МДж/кг

Количество 50,0 48,4 1,25 0,3 0,05 16,3 50,0 15,0 35,0 20,8 50,0 49,0 1,0 38,5 Таблица 3.16.

Характеристики исходного топлива Данные технического анализа угля на сухую массу, % Зола Связанный углерод Влажность Летучие компоненты Данные элементарного анализа угля, % (по массе) Углерод Водород Азот Сера Кислород Зола Высшая теплотворная способность, МДж/кг Низшая теплотворная способность, МДж/кг

131

1,0 61,60 0,36 37,04 84,26 5,44 3,75 0,6 4,95 1,00 35,12 33,92

Рис. 3.20. Максимальная индикаторная мощность, полученная при использовании различных суспензий в вихрекамерном высокооборотном двигателе с размерностью цилиндра D/S=96,5/95,2 мм, (ta =38°С). 1 – двигатель в обычном исполнении; 2 – двигатель в теплоизолированном исполнении.

Диаграмма выделения теплоты для ВМУС в теплоизолированном двигателе показана на рис. 3.21. Максимальная теплонапряженность для этого топлива была самая высокая по сравнению с теплонапряженностью от сжигания других суспензий в теплоизолированном двигателе. Несмотря на высокую скорость диффузионного горения ВМУС, общая эффективность сгорания была низкой.

1

2

Рис. 3.21. Скорость (1) и коэффициент тепловыделения (2) в цилиндре вихрекамерного двигателя при использовании ВМУС (размерность цилиндра D/S=96,5/95,2 мм, режим полной нагрузки, частота вращения п =900 мин -1 ).

132

Таким образом, проблема использования метанола в качестве носителя требует дальнейших исследований. Очевидно, что, как носитель, метанол уступает по своим характеристикам воде, в связи с этим вероятнее всего в ближайшее время он будет использоваться только как присадка, служащая для понижения температуры замерзания ВУС. В отличие от воды, метанол не является соединением, свободно встречающимся в природе, поэтому его стоимость всегда будет выше. Кроме того, метанол достаточно токсичен и агрессивен к сплавам алюминия, в связи с этим эксплуатационные расходы при использовании метанола будут выше, чем при использовании воды. Подводя итоги изложенному в данной главе можно сделать ряд выводов: - среди методов сжигания твердого топлива в среде воздушного заряда наиболее перспективным способом является использование пылеугольного топлива в составе различных суспензий; - наиболее перспективными суспензиями являются водоугольные; - оптимизацией реологических характеристик ВУС, рабочего процесса и параметров топливоподающей аппаратуры можно существенно улучшить показатели двигателя при работе на суспензиях. Основными направлениями оптимизации являются: - улучшение распыливания суспензий; - уточнение направлений струй топлива, начала и продолжительности впрыскивания суспензии и запального дизельного топлива; - уменьшение периода задержки воспламенения повышением температуры заряда к началу впрыскивания топлива до 1000К с помощью подогрева входящего в цилиндр воздуха, повышения степени сжатия или применения теплоизоляции камеры сгорания; - повышения скорости сгорания рациональной организацией движения воздуха в камере сгорания.

133

Глава 4 Впрыск суспензий в камеру сгорания двигателя 4.1. Схемные и конструктивные решения систем впрыска ВУС. Ранние попытки использования угольных суспензий в качестве моторного топлива в основной своей массе заканчивались неудачно из-за того, что исследователи пытались использовать для их впрыска штатные системы топливоподачи двигателей. Тем не менее, благодаря этим исследованиям было установлено, что впрыск суспензий в камеру сгорания поршневого ДВС отличается целым рядом особенностей, которые необходимо учитывать при проектировании топливоподающей аппаратуры. К таким особенностям можно отнести: - абразивное действие как минеральных примесей, входящих в состав твердого топлива, так и самих угольных частиц, поскольку установлено, что даже использование чрезвычайно мелких частиц сажи приводит к повышенному износу прецизионных пар топливоподающей аппаратуры; - наличие твердых частиц приводит к заполнению зазоров между деталями топливоподающей аппаратуры, в результате чего они теряют свою подвижность («зависают»); - высокая вязкость большинства суспензий требует поиска принципиально новых решений, позволяющих свести к минимуму длину трубопроводов высокого давления; - необходимость запуска и остановки двигателя на ДТ, а также потребность в активации процесса горения путем впрыска запального жидкого топлива приводит к необходимости оснащать двигатель двумя независимыми системами подачи топлива, основной и вспомогательной, или совмещать их функции в одной системе; - наличие двух систем впрыска требует создания специальной системы управления, которая позволяет регулировать подачу топлива каждой из этих систем в зависимости от режима работы двигателя. При проектировании топливных систем наиболее рациональными можно считать такие решения, которые позволяют свести к минимуму число подвижных деталей, работающих под высоким давлением и непосредственно контактирующих с угольной суспензией. Как показывает опыт разработок, в ряде случаев удается добиться того, что единственной подвижной деталью, соприкасающейся с суспензией, является игла распылителя. Поэтому распылитель является тем критическим элементом, который определяет эффективность и долговечность системы впрыска.

134

Наиболее сложной проблемой на пути создания работоспособной системы топливоподачи является наличие повышенного абразивного износа распылителей. Высокие скорости истечения и действующие давления приводят к тому, что распылители, изготовленные из традиционных материалов, выходят из строя уже после нескольких часов работы двигателя. В то же время, повышение давления впрыска и, как следствие, скорости истечения зачастую является единственным способом улучшения качества распыла суспензии, что существенно влияет на полноту выгорания топлива. Как правило, в каждой конкретной конструкции сочетаются лишь отдельные преимущества, позволяющие обеспечить рациональные характеристики впрыска топлива. В связи с этим имеет смысл рассмотреть отдельно особенности применения различных схемных и конструктивных решений системы впрыска применительно к использованию угольных суспензий. 4.1.1. Система впрыска топлива с пульсирующей подачей (насосами плунжерного типа) является наиболее традиционно используемой на дизельных двигателях. К основным преимуществам этой системы можно отнести отработанность ее узлов и агрегатов, простоту управления процессом впрыска, надежность и долговечность. При проведении ряда исследований были предприняты небезуспешные попытки адаптировать штатные элементы системы впрыска двигателя для работы на угольной суспензии. Основная масса доработок сводилась к тому, чтобы оградить топливный насос высокого давления плунжерного типа от контакта с угольными частицами. Для этого применялись различного рода разделительные устройства, позволяющие использовать топливный насос лишь как генератор импульсов. *** Фирмы Cooper-Bessemer и Detroit Diesel Corporation в своих разработках использовали модифицированные топливные системы, основные изменения в конструкции которых коснулись форсунки двигателя [44, 69]. Внесенные изменения были направлены на повышение давления впрыска при минимальном воздействии суспензии на подвижные детали топливной системы. На корпусе форсунки двигателя JS-1 фирмы Cooper-Bessemer была выполнена специальная надставка, в которой установлен разделительный поршень, предотвращающий смешивание ДТ и ВУС (рис. 4.1). Суспензия под давлением 1,4 МПа подавалась в нагнетательную полость под разделительным поршнем через обратный клапан специальным подкачивающим насосом. Во время впрыска под действием давления ДТ, подаваемого плунжерным насосом, разделительный поршень перемещался вниз. При этом обратный клапан закрывался, а ВУС в 135

объеме, равном объему ДТ, выбрасывалась из форсунки практически под тем же давлением, которое развивал топливный насос. Аналогичным образом работала форсунка двигателя 8V-149 фирмы Detroit Diesel (рис. 4.2a), поэтому далее работа системы впрыска будет рассмотрена на примере конструкции, используемой фирмой Cooper-Bessemer с указанием некоторых отличительных особенностей обоих систем.

Рис. 4 . 1 . Устройство топливной Системы двигателя JS-1, переоборудованного для работы на ВУС. 1 – топливный насос плунжерного типа; 2 – напорная магистраль высокого давления; 3 – разделительный поршень; 4 – резервуар для хранения ВУС; 5 – распылитель.

Нагнетательный клапан насоса высокого давления двигателя JS-1 был модифицирован таким образом, что после завершения впрыска дизельное топливо возвращалось обратно в насос, для этого в корпусе клапана было предусмотрено небольшое дренажное отверстие. После падения давления в напорной магистрали, ВУС, поступающая под давлением 1,4 МПа, открывала обратный клапан и заполняла нагнетательную полость. При этом разделительный поршень передвигался в крайнее верхнее положение. Между впрысками в форсунке поддерживалось давление 1,4 МПа, которое недостаточно для поднятия иглы распылителя (давление начала впрыска составляло 34,5 МПа). Заедание разделительного поршня предотвращалось благодаря покрытию нитридом титана его поверхности. Поверхность втулки, вдоль которой передвигался разделительный поршень, покрывалась слоем нитраллоя. Помимо этого в зазор между поршнем и втулкой по спе-

136

циальному каналу подавалось масло, давление которого поддерживалось на 7...14 МПа выше, чем максимальное давление впрыска. Такое решение позволяло предотвратить попадание угля в зазор между втулкой и поршнем. Первоначальная величина зазора составляла порядка 2,5 мкм, его увеличение в процессе работы на 0,2...0,5 мкм не приводило к попаданию в зазор угольных частиц и увеличению расхода масла.

Рис. 4.2. а – форсунка двигателя 8V-149, предназначенная для впрыска ВУС:

1 – штуцер присоединения трубопровода высокого давления; 2 – корпус обратных клапанов; 3 – канал слива герметизирующего масла; 4 – канал подвода гидравлического импульса от насоса высокого давления; 5 – направляющая втулка разделительного поршня; 6 – корпус форсунки; 7 – разделительный поршень; 8 – канал подвода герметизирующего масла к направляющей игольчатого клапана; 9 – корпус распылителя; б – конструкция обратного клапана форсунки: 1 – держатель пружины; 2 – пружина; 3 – седло клапана; 4 – тарельчатый клапан.

Для разъединения полости высокого и низкого давления в системе питания двигателя JS-1 был применен двухступенчатый неуправляемый обратный клапан тарельчатого типа с пружиной, расположенной со стороны низкого давления. Такая конструкция позволила решить проблемы, связанные с заеданием и утечками в обратном клапане, обеспечить хорошее уплотнение, удерживающее высокое давление в момент впрыска, и надежное заполнение полости разделительного цилиндра ВУС по окончании впрыска. В системе питания двигателя 8V-149 был применен блок из двух обратных клапанов тарельчатого типа с углом наклона уплотнительной кромки 52 градуса (рис. 4.2б). Оба клапана удерживались в

137

закрытом состоянии с помощью пружин и имели свободные посадки. Для уменьшения износа уплотнительные кромки тарельчатого клапана и его седла были изготовлены из карбида вольфрама. Используемая в опытах с двигателем JS-1 форсунка впрыскивала ВУС под давлением 34,5...103,5 МПа посредством распылителя, число отверстий в котором, по сравнению с распылителем для ДТ, увеличено более чем в два раза, а их диаметр уменьшен. Диапазон размеров отверстий составлял 0,25...0,40 мм и был выбран на основании опытных данных по распылению ВУС в стационарной камере, имитирующей условия камеры сгорания дизеля. Проблема заклинивания игольчатого клапана распылителя была решена благодаря введению в зазор направляющей части втулки герметизирующего масла под высоким давлением. Проблема скапливания угля под клапаном, между его седлом и сопловыми отверстиями, была решена путем поддержания в этом месте высокой скорости потока при впрыске и использованием небольшой ширины седла клапана (0,6 мм). На рис. 4.3 показан один из вариантов распылителя с 18 отверстиями, расположенными в два ряда. Через эти отверстия топливо подавалось в камеру сгорания вдоль образующей конуса с углом раскрытия 120°. На конце распылителя находилось девятнадцатое отверстие, служащее для предотвращения скапливания угля у острия клапана.

Рис. 4.3. Распылитель для впрыска ВУС, используемый в двигателе JS-1. 1 – игольчатый клапан; 2 – канал для подачи масла в зазор между корпусом распылителя и направляющей клапана.

Распылители с несколькими отверстиями обеспечивали хороший распыл ВУС, в результате чего характеристики сгорания (воспламенение, скорость горения и полнота выгорания топлива) были достаточно высокими. Единственная серьезная проблема, которая оставалась нерешенной, – износ отверстий в наконечнике распылителя. Это послужило основанием для проведения научных исследований в области износостойкости материалов и разработки новых конструкций распылителей. В результате была создана конструкция эксперимен-

138

тального распылителя с тарельчатым клапаном (рис. 4.4). Благодаря этому для седла и тарелки клапана стало возможным использовать различные твердые покрытия.

Рис. 4.4. Распылитель форсунки с тарельчатым клапаном. 1 – клапан; 2 –корпус; 3 – вставное седло клапана.

На рис. 4.5 показана зависимость давления впрыска от площади зазора тарельчатого клапана. Давление открытия такого клапана значительно выше, чем при использовании распылителя с несколькими отверстиями. С одной стороны, такой клапан быстро открывается до сечения, при котором давление впрыска удерживается практически постоянным. Момент полного открытия клапана этого типа определить трудно, приблизительно он соответствует значению, выделеному на графике (рис. 4.5). С другой стороны, момент закрытия такого клапана найти достаточно просто: после контакта тарелки с седлом на графике видны лишь колебания, связанные с отраженными волнами. Продолжительность впрыска при использовании такого распылителя меньше, чем для распылителя с несколькими отверстиями. Это объясняется тем, что опорная поверхность тарельчатого клапана больше, в результате чего среднее давление впрыска оказывается выше. В ходе проведения экспериментов с распылителем, снабженным тарельчатым клапаном, варьировались давление открытия, жесткость пружины и диаметр плунжера насоса. На рис. 4.6а представлены характерные кривые для давления в цилиндре двигателя JS-1, а также давление впрыска при использовании распылителя с тарельчатым клапаном. На рис. 4.6б показан соответствующий профиль тепловыделения. Кривая скорости тепловыделения показывает, что при впрыске топлива через распылитель с переменным сечением имеет место стадия быстрого горения предварительно смешанного топлива. После этого наступает стадия медленного горения, лимитируемая

139

смешением, для которой средняя скорость тепловыделения составляет приблизительно 1,8 кДж/град.

Рис 4.5. Изменение давления впрыска для распылителя с тарельчатым клапаном переменного сечения.

Рис. 4.6. Давление в цилиндре, давление впрыска ВУС, давление впрыска запального ДТ (а) и скорость тепловыделения (б), при работе двигателя JS-1, снабженного форсункой с распылителем переменного сечения.

140

Использование распылителя с тарельчатым клапаном приводит к увеличению фазы догорания (по сравнению с распылителем, имеющим несколько отверстий), которая начинается за 40° после ВМТ и характеризуется средней скоростью тепловыделения, составляющей приблизительно 0,5 кДж/град. Опыты с распылителем переменного сечения показали, что снижение давления открытия уменьшает предварительную нагрузку на стержень клапана, что, в свою очередь, снижает давление впрыска. При этом впрыск начинается раньше, а начальная скорость ВУС снижается. Уменьшение жесткости пружины тоже понижает среднее давление впрыска. Использование плунжера меньшего диаметра снижает скорость подачи топлива к распылителю форсунки и увеличивает продолжительность впрыска. Результаты экспериментов приведены в табл. 4 . 1 , здесь же, для сравнения, представлены значения, полученные для распылителя с несколькими отверстиями (колонка 6). Предварительные опыты показали, что для успешной работы двигателя, снабженного распылителем переменного сечения, высокое давление впрыска не является обязательным. Распылитель с тарельчатым клапаном работает лучше при более низких давлениях впрыска (48 МПа вместо 82 МПа), обеспечивая при этом соизмеримые значения эффективного удельного расхода топлива. Как видно из табл. 4 . 1 , характеристики двигателя с распылителем переменного сечения почти не уступают аналогичным характеристикам при использовании распылителя с несколькими отверстиями. Эффективное удельное потребление топлива составляет 5,3 МДж/(кВт×ч), что по существу эквивалентно (в пределах погрешности эксперимента) эффективному удельному потреблению теплоты при использовании стандартного распылителя с несколькими отверстиями при тех же рабочих условииях (5,08 МДж/(кВт×ч)). Сопоставимой является и температура отработавших газов, в обоих случаях она равна приблизительно 450°С, что указывает на хорошее горение без существенного запаздывания сгорания. Предварительные результаты указывают на то, что уровень выбросов NO х составляет примерно 500 млн -1 против уровня 1200 млн-1, зарегистрированных для распылителя с несколькими отверстиями при той же температуре воздуха на входе в двигатель (166°С). Все произведенные модернизации топливных систем двигателей JS-1 и 8V-149 для работы на ВУС практически не коснулись топливного насоса высокого давления (за исключением модернизации нагнетательного клапана насоса). В ходе экспериментов для подачи ДТ в разделительную камеру использовался штатный топливный насос плунжерного типа с золотниковым регулированием подачи топлива.

141

Дозировка количества впрыскиваемого топлива задается путем проворачивания плунжера, при этом спиральная канавка, нанесенная на теле плунжера, изменяет свое положение относительно сливного отверстия, выполненного в направляющей втулке плунжера. Таблица 4.1.

Результаты испытаний двигателя JS-1 фирмы Cooper-Bessemer, снабженного форсункой с тарельчатым клапаном Параметр Максимальное давление впрыска, МПа Среднее давление впрыска, МПа Диаметр плунжера, мм Жесткость пружины, кг/мм Начало впрыска (до ВМТ), град. Продолжительность впрыска, град. Среднее эффективное давление, МПа Эффективное удельное потребление теплоты, МДж/(кВт×ч) Температура отработавших газов, °С Выброс NOх млн-1

1 99,47 85,75 26 94,73 8 30 0,86

2 94,67 82,32 26 94,73 6 31 0,97

5,81 449 —

5,89 457 470

Опыт 3 4 58,31 65,17 41,16 48,02 26 26 94,73 94,73 16 17 26 28 0,93 0,90

5 6 51,45 82,32 37,73 — 22 26 49,15 — 20 20 32 37 0,93 1,03

5,37 471 530

5,26 460 500

5,3 443 550

5,08 471 1200

Топливо попадало в надплунжерное пространство через наполнительное отверстие, когда верхняя кромка плунжера находилась ниже этого отверстия. При вращении распределительного вала двигателя кулачок через толкатель приводил плунжер в движение. Поднимаясь, плунжер перекрывал наполнительное отверстие, после чего порция топлива поступала в разделительную камеру (рис. 4.1). Давление в камере быстро возрастало до величины порядка нескольких десятков МПа. Под действием разделительного поршня давление передавалось ВУС. В результате увеличения давления обратный клапан закрывался, разъединяя полость разделительной камеры от наполнительной магистрали. Это приводило к росту давления в рабочем пространстве форсунки, под действием которого клапан распылителя открывался и начинался впрыск ВУС в камеру сгорания двигателя. Активный ход плунжера начинался с момента перекрытия верхней кромкой наполнительного отверстия и заканчивался в момент совпадения спиральной канавки на теле плунжера со сливным отверстием в корпусе направляющей втулки. При дальнейшем движении плунжера через спиральную канавку и сливное отверстие топливо из надплунжерного пространства сбрасывалось под давлением в сливную магистраль. Давление падало, и форсунка под действием пружины закрывалась. В промежутках между впрысками нижний объем разделительной камеры заполнялся ВУС из наполнительной магист-

142

рали. Под действием давления суспензии на разделительный поршень ДТ через дренажное отверстие в нагнетательном клапане вытеснялось из разделительной камеры в надплунжерное пространство насоса и далее в сливную магистраль. *** Фирма General Electric в своих ранних разработках использовала схему подачи ВУС аналогичную той, что и фирма CooperBessemer. Главной отличительной особенностью являлось то, что вместо поршневого разделителя специалистами General Electric был использован разделитель диафрагменного типа (рис. 4.7). На рис. 4.8 показано общее расположение элементов топливной системы на двигателе [52].

Рис. 4.7. Системы впрыска ВУС с разделительным устройством диафрагменного типа. 1 – плунжерный насос высокого давления; 2 – канал слива ДТ; 3 – датчик давления; 4 – диафрагменный разделитель; 5 – обратный клапан; 6 – редукционный клапан; 7 – канал подвода давления в систему гидрозапирания иглы; 8 – система гидрозапирания иглы распылителя; 9 – распылитель; 10 – емкость для хранения ВУС; 11 – насос низкого давления.

Поскольку теплотворная способность угольного топлива ниже, чем у ДТ, для получения одной и той же мощности цикловая подача ВУС, при прочих равных условиях, должна быть больше. С этой целью в штатном насосе фирмы Lucas стандартная плунжерная пара диаметром 20 мм была заменена на большую, с диаметром 24 мм. Топливный насос работал на чистом ДТ, которое подавалось в полость А, отделенную от полости Б разделительной диафрагмой. Из полости А топливо сливалось назад в резервуар через калиброванное отверстие по дренажному каналу. Помимо

143

плунжерного насоса высокого давления имелась система низкого давления для непрерывной подачи ВУС. Она состояла из винтового насоса, редукционного и обратного клапана, а также из резервуара для хранения ВУС. Топливный насос низкого давления необходим для непрерывного перекачивания ВУС и создания давления в системе подачи топлива в полость Б диафрагменного разделителя. Редукционный клапан предназначен для поддержания постоянного давления в системе. Обратный клапан разъединяет полость Б диафрагменного разделителя от системы низкого давления в момент начала впрыска, когда давление в полости Б превышает давление, на которое отрегулирован редукционный клапан. Для контроля за изменением давления в высоконапорной магистрали были установлены два датчика, один из которых фиксировал изменение давления непосредственно после плунжерного насоса, а второй – перед клапаном распылителя.

Рис. 4.8. Схемное решение двигателя с объемной системой впрыска ВУС. 1 – насос для подачи запального ДТ; 2 – система совместного управления насосами; 3 – плунжерный насос с пульсирующей подачей, работающий на ДТ; 4 – диафрагменный разделитель; 5 – форсунка для впрыска ВУС; 6 – форсунка для впрыска запального топлива.

144

Поскольку давление, подводимое к распылителю, достаточно высокое, для обеспечения надежного закрытия игольчатого клапана была предусмотрена система гидрозапирания. Она не только способствовала прижатию игольчатого клапана, но и препятствовала проникновению угольных частиц в зазор между иглой и корпусом распылителя. Основная топливная форсунка, предназначенная для впрыска ВУС, была установлена вдоль оси цилиндра и несколько увеличена в размерах по сравнению с аналогичной форсункой для ДТ (рис. 4.8). Это было сделано с целью обеспечения эффективной подачи топлива на режиме полной нагрузки (цикловая подача ВУС доходит до 4 см3). В ходе предварительных исследований испытывалось восемь различных типов распылителей. Все они имели от 10 до 24 отверстий с диаметрами от 0,4...0,63 мм, расположенных вдоль образующей конуса с углом раскрытия 120°. Распылители форсунки для впрыска запального топлива имели от двух до четырех отверстий с диаметрами от 0,30 до 0,35 мм. Все распылители были изготовлены фирмой Lucas. За исключением описанных выше отличий, устройство и работа топливной системы двигателя 7DFL в целом аналогична работе системы двигателя JS-1 фирмы Cooper-Bessemer. *** Несколько по-другому решается проблема впрыска суспензий для высокооборотных двигателей, имеющих сравнительно небольшие размеры рабочего цилиндра. В этом случае, как правило, установка двух независимых систем впрыска неоправданно усложняет конструкцию двигателя. Поэтому наиболее рациональным является совмещение функций основной и вспомогательных систем в одной таким образом, что во время пуска и прогрева двигателя в камеру сгорания поступает чистое ДТ, а затем двигатель переводится на угольную суспензию. Наиболее оправдана такая схема при использовании ТУС, так как в этом случае не возникает проблем с самовоспламенением топлива. Использование совмещенной системы для впрыска ВУС требует принятия дополнительных мер, обеспечивающих устойчивое самовоспламенение топлива (установка свечей накала, подогрев воздуха на входе в двигатель, теплоизоляция камеры сгорания и др.). Примером совмещенной системы впрыска может служить конструкция, использованная Греховым Л.В. для исследования сгорания различных видов угольных суспензий в малоразмерном вихрекамерном дизельном двигателе 1Ч 8,5/11 [9, 14]. Данное схемное решение позволяет обеспечить работу топливного насоса высокого давления на чистом дизельном топливе, отведя ему лишь роль управляемого

145

генератора импульсов. Это позволяет решить проблему износа самого дорогого узла топливоподающей аппаратуры (рис. 4.9). Угольная суспензия и чистое ДТ независимо друг от друга подкачиваются с помощью насосов 2 и 3. Двухходовой кран 4 служит для переключения подачи попеременно угольной суспензии или ДТ в систему питания двигателя. В промежутках между впрысками то или иное топливо через автоматический клапан подпитки 5 поступает в напорную магистраль.

Рис. 4.9. Топливоподающая аппаратура для впрыска угольных суспензий малоразмерного высокооборотного дизеля. 1 – плунжерный насос высокого давления; 2, 3 – подкачивающие насосы; 4 – двухходовой кран; 5 – клапан подпитки; 6 – нагнетательный клапан; 7 – нагнетательный трубопровод; 8 – трубопровод подвода давления для гидрозапирания и промывки иглы распылителя; 9 – обратный клапан системы гидрозапирания иглы; 10 – форсунка; 11 – дроссель; 12 – клапан регулировки давления системы гидрозапирания иглы; 13 – клапан подпитки ДТ.

С целью компенсации потерь теплоты, подводимой в рабочий цилиндр, связанной с более низкой теплотворной способностью суспензий, была произведена замена плунжеров: вместо плунжера диаметром 6,5 мм был установлен плунжер диаметром 12 мм. Это конструктивное изменение, а также замена профиля кулачка позволили добиться четырехкратного увеличения давления впрыска и двукратного увеличения подачи. Улучшение качества распыла было достигнуто заужением сопел и гидрозапиранием иглы форсунки. Работоспособность форсунки обеспечивалась гидрозапиранием ее иглы, промывкой дизельным топливом зазора в распылителе через трубопровод 8 и применением сопел из технического алмаза, кубического нитрида бора, рубина. 4.1.2. Использование насос-форсунок для впрыска угольных суспензий. Основным преимуществом использования насосфорсунок в системе впрыска ВУС является возможность получе146

ния достаточно высоких давлений впрыска. Наиболее существенным недостатком такой схемы топливоподачи можно считать то, что плунжер и распылитель непосредственно контактируют с угольными частицами, входящими в состав суспензии. Наиболее масштабные исследования вопроса использования насос-форсунок для впрыска ВУС проводились фирмой ElectroMotive Division. Они были выполнены на двухтактном двухцилиндровом двигателе модели EMD 567В. Топливной системой для сжигания ВУС был оснащен только один цилиндр двигателя. В нем по оси цилиндра была установлена главная насос-форсунка, а двухструйная запальная форсунка располагалась с краю, у стенки цилиндра. Второй цилиндр работал на ДТ и имел одну насос-форсунку. Регулятор был отсоединен от насос-форсунок, а подача топлива в каждом случае устанавливалась вручную. Под работу на ВУС была переоборудована насос-форсунка модели MOYNO 6М1 (рис. 4.10) [33]. Перед установкой на двигатель насос-форсунки на экспериментальном стенде были проведены испытания, в ходе которых было установлено, что для нормальной работы (без заклинивания) необходимо увеличить зазор между плунжером и втулкой до 0,013 мм, а между иглой и корпусом распылителя до 0,038 мм. Для надежной работы плунжерного насоса на ВУС избыточное давление, под которым суспензия должна подаваться в насосфорсунку, не должно быть ниже 60 кПа. Учитывая высокие потери в трубопроводах, связанные с повышенной вязкостью ВУС, а также то, что вода более летуча, чем ДТ, избыточное давление в топливоподающей магистрали поддерживалось на уровне порядка 400 кПа. Для этого подающая магистраль была оснащена поршневым насосом и регулируемым редукционным клапаном. Объемная производительность насоса составляла 2,3 л/мин. Давление, поддерживаемое в питающей магистрали, позволяло предотвратить парообразование во время заполнения подплунжерного пространства насоса. Для большей надежности и во избежание заклинивания распылителя от аномального повышения вязкости (см. раздел 3.4.2.) было предусмотрено охлаждение насос-форсунки водой, имеющей комнатную температуру. Схема охлаждения корпуса насос-форсунки показана на рис. 4.11. Вода подавалась и отводилась по специальным каналам, температура на выходе поддерживалась порядка 43°С, расход со ставлял 3,8 л/мин. Неиспользованная ВУС, отводимая от насосфорсунки перед возвратом в бак, также подвергалась предварительному охлаждению.

147

Рис. 4.10. Насос-форсунка, приспособленная для работы на ВУС. 1 – отверстие распылителя; 2 – наконечник распылителя; 3 – игольчатый клапан; 4 – обратный клапан; 5 – втулка; 6 – плунжер; 7 – корпус; 8 – толкатель; 9 – подающий топливопровод; 10 – штуцер топливной системы; 11 – фильтр; 12 – рейка регулировочная; 13 – установочный штифт; 14 – установочная поверхность; 15 – пружина игольчатого клапана; 16 – упор пружины.

Результаты испытаний показали, что при использовании модернизированной насос-форсунки для впрыска ВУС эффективность двигателя составляла порядка 85% от аналогичного параметра для ДТ. Очевидно, это объясняется тем, что при заданной объемной скорости потока давление впрыска было ниже, чем это необходимо для качественного распыла ВУС. Мощность, развиваемая двигателем, при использовании суспензии составила всего лишь 31...36% от установленной мощности двигателя на ДТ. Это объясняется более низкой теплотворной способностью ВУС, при использовании которой цикловая подача должна быть увеличена более чем, в два раза. Параметры используемой насос-форсунки не позволяли этого сделать. Оптимизация характеристик впрыска для использования ВУС привела к тому, что, когда модернизированную топливную систему испытывали на ДТ, характеристики двигателя оказались намного хуже, чем для стандартных параметров впрыска. Результаты испытаний 148

двигателя при использовании модернизированной системы впрыска даны в табл. 4.2.

Рис. 4 . 1 1 . Схема охлаждения насос-форсунки. 1 – отвод воды; 2 – уплотнительное кольцо; 3 – разделительная вставка; 4 – подвод воды; 5 – головка цилиндра; 6 – вспомогательный поток охлаждающей воды; 7 – наконечник распылителя.

Результаты испытаний двигателя EMD 567В с модернизированной системой впрыска Главное топливо ДТ№2 В УС ДТ№2 ВУС

Расход топлива, кг/ч основное 11 36 11 42

запальное 4,5 4,5 4,5 4,5

Таблица 4.2.

Эффективная мощность, кВт

Эффективный КПД, %

53 50,8 54,5 58,14

29 25 30 25

Основываясь на результатах исследований, можно сделать следующие выводы: - использование насос-форсунок для впрыска ВУС требует решить ряд серьезных проблем, связанных как с износом распылителя, так и с износом плунжерной пары; - в условиях компактного размещения основных элементов, служащих для впрыска топлива под высоким давлением,

149

достаточно сложно добиться надежной работы насос-форсунки на ВУС. Исходя из сказанного выше, следует полагать, что использование такого рода систем впрыска для угольных суспензий будет носить весьма ограниченный характер. 4.1.3. Аккумуляторные системы впрыска являются наиболее перспективными при использовании угольных суспензий. Они позволяют обеспечить необходимую гибкость в отношении параметров впрыска, таких как давление, угол опережения впрыска (УОВ) и его продолжительность. При использовании аккумуляторной системы все эти параметры можно произвольно изменять в зависимости от нагрузки двигателя и частоты вращения как в ходе экспериментальных исследований, так и в процессе эксплуатации. Это позволяет устанавливать наиболее оптимальные характеристики впрыска, при которых обеспечивается максимальная эффективность двигателя. На рис. 4.12 показана общая схема системы питания двигателя Sulzer 1RSA76, используемая в ходе проведения экспериментов по сжиганию угольных суспензий [65]. Для впрыска как основного, так и запального топлива в данной системе использовались форсунки с аккумуляторным накопителем. После прогрева двигателя на ДТ и выхода его на установившийся рабочий режим приводился в действие низконапорный объемный насос типа MOYNO, предназначенный для подачи ВУС. Насос оборудован резиновым статором и стальным ротором. Такая конструкция позволяет исключить из системы питания регулятор давления редукционного типа, при срабатывании которого происходит дробление угольных частиц, входящих в состав суспензии, что приводит к увеличению ее вязкости. Привод насоса осуществлялся от регулируемого электродвигателя, частота вращения которого определялась давлением в ступени высокого давления. Благодаря этому подкачивающий насос подавал ровно столько топлива, сколько двигатель фактически потреблял. Если топливный кран устанавливался в положение, соответствующее подаче ВУС, то двигатель начинал работать на суспензии сразу после вытеснения ДТ из накопительного ресивера высокого давления. В любой момент в ходе работы топливный кран можно было перевести на подачу ДТ, под действием которого ВУС вытеснялась из системы. Такой принцип построения топливной системы, безусловно, подразумевал совместимости ВУС и ДТ. Фирма General Electric в своих разработках также исследовала возможность применения аккумуляторной системы впрыска водоугольного топлива [39, 48, 55]. Для этих целей был предпринят целый ряд экспериментов, проводимых как на испытательных стендах, так и на двигателе. Выводы, сделанные по результатам исследований, указы-

150

вают на то, что преимущества аккумуляторных систем, на которые указывали специалисты фирмы Sulzer, имеют место и для двигателей с частотой вращения 450...1200 мин-1. Более высокие начальные давления впрыска (до 80 МПа), которые могут быть достигнуты в аккумуляторной системе, позволяют значительно улучшить качество распыла ВУС, что оказывает решающее значение на скорость воспламенения и сгорания угольных частиц. Аккумуляторная система впрыска позволяет эффективно регулировать характеристики впрыска топлива, что особенно важно на режимах частичных нагрузок.

Рис. 4.12. Схема экспериментальной системы питания двигателя Sulzer 1RSA76.

151

В результате проведенных исследований была разработана аккумуляторная система с электронным управлением процессом впрыска как ВУС, так и запального ДТ, работающая на основе микропроцессорной техники. Для уменьшения потери в трубопроводах высокого давления аккумулятор размещался непосредственно в корпусе форсунки. При этом сама схема системы питания практически не отличалась от той, что использовалась в ходе испытаний системы впрыска с пульсирующей подачей. На стадии экспериментальных исследований использовался диафрагменный разделитель, который в дальнейшем был заменен на поршневой. На рис. 4.13. показано схемное решение аккумуляторной топливной форсунки [39, 55].

Рис. 4.13. Схема аккумуляторной форсунки. 1 – гнездо для контроля за подъемом иглы; 2 – подвод масла для гидрозапирания игольчатого клапана; 3 – вода для промывки зазора между корпусом и иглой; 4 – масло под давлением для подъема иглы; 5 – клапан управления; 6 – топливная полость; 7 – игла; 8 – кончик клапана; 9 – корпус распылителя; 10 – нижняя направляющая игольчатого клапана; 11 – тензодатчик; 12 – подача топлива в аккумулятор.

Процесс впрыска происходил следующим образом: плунжерный насос подавал ВУС через отверстие 12 в аккумуляторную полость форсунки 6, повышая в ней давление. Игольчатый клапан под воздействием давления масла, действующего на верхнюю часть иглы и подводимого по каналу 2, удерживался в закрытом состоянии (пер-

152

воначально для запирания форсунки использовался подводимый под давлением азот). Для предотвращения заклинивания игольчатого клапана в направляющей, зазор между иглой и направляющей втулкой постоянно промывался водой, подводимой по каналу 3. Давление воды поддерживалось несколько выше, чем давление в полости аккумулятора. Когда от системы управления поступал электрический сигнал на управляющий клапан 5, он открывался и подавал масло под давлением 27,5 МПа из магистрали 4 в полость под поршнем, выполненным как одно целое с игольчатым клапаном. Под действием давления игольчатый клапан поднимался и происходил впрыск ВУС. Величина подъема иглы и продолжительность впрыска определялись характером электрического сигнала, подаваемого на управляющий клапан. Давление в аккумуляторной полости контролировалось с помощью тензодатчика 11, закрепленного на корпусе форсунки. Схема аккумуляторной системы питания показана на рис. 4.14, расположение основных элементов системы впрыска на двигателе на рис. 1.9 [25, 55, 72].

Рис. 4 . 1 4 . Схема аккумуляторной системы впрыска топлива, разработанная General Electric. 1 – плунжерный насос; 2 – разделительный поршень; 3 – датчик давления; 4 – нагнетательный клапан; 5 – клапан регулировки давления; 6 – обратный клапан; 7 – форсунка с электронным регулированием впрыска; 8 – бак с ВУС; 9 – насос для подкачки.

Аккумуляторная полость форсунки имела объем 235 см3, что позволяло обеспечить подачу около 3 г ВУС за цикл. В ходе стендовых испытаний давление в форсунке снижалось приблизительно с 83 до 48 МПа, что давало возможность получить хорошую эффективность сгорания. Однако при моторных испытаниях в условиях длительной работы поддерживать максимальное давление впрыска на уровне 83 МПа не удавалось. Эта связано с высокими скоростями

153

утечек ДТ в диафрагменном разделителе. Дальнейшие машинные испытания проводились при давлении впрыска 70 МПа. При таком давлении игла форсунки полностью открывалась приблизительно за 0,5 мс и закрывалась за 0,75 мс [55]. Испытания проводились при максимальной (1050 мин-1) и средней частоте вращения (785 мин-1). В качестве подкачивающего насоса высокого давления использовался штатный топливный насос двигателя. Изменением подачи этого насоса регулировалось начальное давление ВУС в аккумуляторной форсунке. На начальном этапе исследований для отделения ДТ от ВУС применялся диафрагменный разделитель. Чтобы обеспечить его надежную работу при больших подачах ВУС, необходимо было значительно увеличить площадь диафрагмы, только при этом величина ее прогиба оставалась сравнительно небольшой. В противном случае металлическая диафрагма быстро выходила из строя. Увеличение диаметра диафрагмы приводило к увеличению объема нагнетательной системы высокого давления, в результате чего снижалось максимальное давление, подводимое к форсунке. Впоследствии диафрагменный разделитель был заменен, как и в других проектах, на поршневой. Это позволило поднять давление впрыска до 80 МПа и более. Использование поршневого разделителя является наиболее оптимальным с точки зрения обеспечения надежной работы как обычной, так и аккумуляторной системы впрыска. В этой связи следует отметить некоторые конструктивные особенности таких систем. Оптимальный размер разделительного поршня должен выбираться из такого расчета, чтобы его объем был примерно в полтора раза больше объема подаваемой жидкости. При этом, чем больше диаметр разделительного поршня, тем меньше его ход, и, следовательно, меньше время перемещения поршня в исходное положение, соответствующее началу нагнетания. Учитывая, что возврат поршня осуществляется под давлением значительно более низком, чем давление, подводимое к нему в момент впрыска, время возврата поршня в исходное состояние имеет весьма важное значение, особенно для высокооборотных двигателей. Во всех проектах разработчики пользовались эмпирическим правилом, что диаметр разделительного поршня приблизительно должен равняться диаметру плунжера топливного насоса высокого давления. Полость нагнетания разделительной камеры должна на 50% превышать максимальный объем цикловой подачи. В этом случае предотвращается механический контакт между поршнем и торцевыми крышками разделителя. Герметизирующая жидкость (масло) должна подаваться в проточку на поршне. Проточка, выполненная во втулке, ухудшает работу разделителя. В отличие от других проек-

154

тов разделитель в аккумуляторной системе питания двигателя 7DLF был выполнен в виде отдельного элемента. По сравнению с системой подачи топлива плунжерного типа, аккумуляторная система показала ряд существенных преимуществ. Так, она позволяла поддерживать высокое давление в начале впрыска (67,6 МПа), с падением давления до 41,8 МПа в конце, в то время как система плунжерного типа имела низкое давление нагнетания в начале впрыска (27,6 МПа) и более высокое (53,7 МПа) в конце. Диаграммы теплонапряженности вместе с кривыми подъема иглы, графически отображающие особенности сгорания, связанные с различиями в условиях впрыска, представлены на рис. 4.15.

Рис. 4.15. Скорость тепловыделения при использовании аккумуляторной системы впрыска и системы впрыска плунжерного типа. ─── аккумуляторная система впрыска; ─ ─ ─ система впрыска плунжерного типа (частота вращения 1050 мин-1, температура и давление воздуха на входе 85°С и 326 кПа).

По сравнению с системой впрыска плунжерного типа использование аккумуляторной системы позволило значительно сократить период задержки воспламенения и, как следствие, всего времени сгорания ВУС. Высокое давление в начале впрыска способствовало уменьшению капель аэрозоля, что, в свою очередь, приводило к сокращению задержки воспламенения. В результате этого количество топлива в цилиндре на момент воспламенения снижалось, а максимальное давление и теплонапряженность уменьшались, при этом полнота выгорания угольных частиц возрастала с 90% практически до 100%. Еще в большей степени преимущества аккумуляторной системы проявлялись на режимах частичных нагрузок. Так, при использовании системы плунжерного типа при снижении частоты вращения двигате-

155

ля до 785 мин-1 давление нагнетания к концу впрыска снижалось до 46,8 МПа. При использовании аккумуляторной системы впрыск начинался при давлении 66,4 МПа и заканчивается при 49,5 МПа. То есть давление в конце впрыска при использовании аккумуляторной системы было выше, чем максимальное давление, развиваемое системой плунжерного типа. В результате использования аккумуляторной системы было достигнуто полное выгорание угольных частиц, в то время, как при аналогичных условиях для системы плунжерного типа выгорание не превышало 80%. На рис. 4.16 сравниваются характеристики теплонапряженности при использовании аккумуляторной и плунжерной систем впрыска на режимах частичной нагрузки, в табл. 4.3 приводятся основные параметры рабочих процессов для обеих систем на режимах полной и частичной нагрузки. Следует отметить, что в рассмотренном случае для системы плунжерного типа регулировка впрыска запального топлива должна быть более ранней, чтобы скомпенсировать более длинную задержку воспламенения ВУС.

Рис. 4.16. Скорость тепловыделения при использовании аккумуляторной системы впрыска и системы впрыска плунжерного типа на режиме частичной нагрузки. ─── аккумуляторная система впрыска; ─ ─ ─ система впрыска плунжерного типа (частота вращения 785 мин -1 , температура и давление воздуха на входе 85°С и 134 кПа).

156

Таблица 4.3.

Сравнение аккумуляторной и плунжерной системы впрыска топлива на режиме полной и частичной нагрузки

Тип системы Аккум. Плунж. Аккум. Плунж. Тип системы Аккум. Плунж. Аккум. Плунж.

Условия испытаний УОВ, Давление впрыска, Мощность, ДТ, град. МПа 3 мм кВт ДТ ВУС начало конец Полная нагрузка 28 22 67.6 41,8 59 145 30 35 27.6 53,7 70 180 Частичная нагрузка 29 26 66,4 49,5 50 69 36 29 27,6 46,8 106 48 Характеристики сгорания Полнота Удельный расход теплоты, ртах, выгорания, МПа кДж/(кВт×ч) % Полная нагрузка 15,9 99,5 7853 17,5 90 8692 Частичная нагрузка 8,3 99,5 9840 6,3 77,8 10734

Результаты испытаний на малооборотных и высокооборотных двигателях показали, что использование аккумуляторных систем позволяет: - значительно понизить задержку воспламенения ВУС за счет увеличенного давления впрыска; - обеспечить процесс тепловыделения, при котором в цилиндре отсутствует резкое увеличение давления и достигается высокая эффективность сгорания; - обеспечить практически полное выгорание ВУС на режимах частичных нагрузок. 4.2. Системы впрыска запального ДТ. Характеристики впрыска запального топлива и система его подачи должны отвечать следующим требованиям: - обеспечивать устойчивую подачу малого количества запального топлива на режиме полной нагрузки (приблизительно 3...6% от об щей энергии, выделяемой топливом в цилиндре); - обеспечивать возможность изменения подачи ДТ в достаточно широких пределах: от сравнительно большого количества на режимах частичных нагрузок (приблизительно до 40% от общей энергии,

157

выделяемой топливом) до полного отключения подачи на режиме максимальной нагрузки; - обеспечивать возможность подачи большого количества ДТ, чтобы осуществлять запуск двигателя (приблизительно до 55% от общей энергии, выделяемой топливом); - обеспечивать возможность в процессе работы двигателя устанавливать параметры впрыска (опережение подачи, цикловая подача), оптимальные для установившегося нагрузочного режима. На рис. 4.17 показано расположение вспомогательной форсунки и характер распространения струй запального топлива в цилиндре двигателя 7DFL [48].

Рис. 4.17. Расположение вспомогательной форсунки и характер распространения аэрозоля в цилиндре двигателя 7DFL. 1 – главная форсунка для впрыска ВУС; 2 – вспомогательная форсунка для впрыска ДТ.

Распылитель форсунки имел четыре неравных отверстия для подачи ДТ в рабочий цилиндр: два больших отверстия, направленные в центр камеры сгорания, и два меньшего диаметра по краям. Такое решение объяснялось тем, что количество необходимого запального топлива для работы на режимах, близких к максимальной нагрузке, приблизительно 100 мм 3 /цикл, в то время как на режи-

158

мах частичных нагрузок возникала необходимость подавать в цилиндр до 600 мм3/цикл. В этих условиях эффективно сжигать относительно большое количество топлива можно было только при условии качественного перемешивания его с воздухом. Устанавливая распылитель с разными отверстиями, удавалось добиться различной дальнобойности факелов распыла, в результате чего во всех точках камеры сгорания обеспечивалось оптимальное соотношение кислорода к топливу. Помимо описанного выше способа впрыска запального топлива в основную камеру сгорания, может быть использована схема, при которой ДТ подается форсункой в вихрекамеру, где и происходит первоначальное воспламенение. Затем плазменная струя вылетает в основную камеру сгорания, активируя процесс воспламенения ВУС, которая подается в основную камеру через главную топливную форсунку. Такое конструктивное решение системы подачи запального топлива испытывалось на двигателе серии LSB фирмы Cooper-Bessemer (рис. 4.18). Впрыск запального топлива производился в две вихрекамеры, расположенные в головке цилиндра с обеих сторон от главной форсунки. Использование такой схемы впрыска запального топлива позволяет применять для подачи ДТ штифтовые распылители, которые отличаются Рис. 4.18. Система подачи простотой и надежностью. Сравнизапального топлива тельно низкое качество распыла топ- в двигателе серии LSB фирмы Cooper-Bessemer. лива такими распылителями компенсируется высокой степенью турбулизации воздушного заряда в вихревой камере. Для вихрекамерных двигателей подача основного (ВУС) и вспомогательного (ДТ) топлив должна осуществляться в вихревую камеру. Это может вызвать определенные компоновочные трудности, так как обе форсунки и запальная свеча должны быть установлены

159

достаточно плотно друг к другу. Примером удачной компоновки может служить конструкция, показанная на рис. 4.19.

Рис. 4.19. Схема подачи основного и запального топлива в вихрекамеру двигателя. 1 – запальная свеча; 2 – цилиндрическая вихревая камера; 3 – вспомогательная форсунка для подачи ДТ; 4 – головка блока; 5 – основная форсунка для подачи угольной суспензии.

В данной конструкции вспомогательная форсунка установлена на место запальной свечи, а нагревательные элементы двух свечей введены вдоль оси вихрекамеры. При такой конструкции обе форсунки впрыскивают топливо прямо на нагретую поверхность, а сами свечи оказывают минимальное влияние на вихревой поток в камере. Для подачи под высоким давлением ДТ к распылителю использовались топливные насосы плунжерного типа с необходимой производительностью. Для расширения диапазона регулирования угла опережения впрыска изменялись крепежные элементы насоса или устанавливались соответствующие муфты, позволяющие регулировать начало подачи. Важным моментом в работе запальной системы зажигания являяется синхронизация ее работы с подачей ВУС главной форсункой. При этом снижение нагрузки требует увеличения подачи запального топлива по отношению к основному, так как состояние заряда в цилиндре не обеспечивает эффективного воспламенения и сгорания ВУС. Напротив, при увеличении нагрузки температура в рабочем цилиндре возрастает, увеличивается турбулизация заряда, что приводит к самовоспламенению ВУС. При этом подача запального топлива вообще может быть прекращена. Типичный график изменения подачи основного и запального топлива при изменении нагрузки двигателя показан на рис. 4.20 [51]. Наиболее просто согласование

160

законов подачи основного и запального топлив можно осуществить при использовании аккумуляторных систем с электронным управлением впрыска обоих топлив. Такие системы позволяют оптимизировать не только соотношение цикловых подач, но и изменять углы начала впрысков и их продолжительность для оптимизации рабочего процесса.

Рис. 4.20. График изменения подачи основного и запального топлива при изменении нагрузки двигателя и при его пуске.

Кроме описанных выше особенностей, работа вспомогательной системы подачи запального ДТ ничем не отличается от работы топливной системы обычного дизельного двигателя. Учитывая, что основная масса двигателей большую часть времени работает на режимах частичных нагрузок (например, для тепловозных двигателей это время доходит до 60%), доля запального дизельного топлива во всем объеме потребления составляет 20...25% [51]. 4.3. Исследования процесса впрыска суспензий. Одними из первых, кто начал исследовать процессы впрыска угольной суспензии отдельно от рабочих процессов двигателя, были Phaiak R.G. и Gurncy Μ.D. (1985). Они получили частичные данные относительно распределения по размерам капелек аэрозоля, получаемого в результате распыливания ТУС с массовым содержанием угольной пыли 20 и 40%. Данные, опубликованные по итогам исследования, весьма ограничены. Было установлено, что, по крайней мере, для одного эксплуатационного режима 50% от массы факела составляют частицы суспензии с диаметром капель меньше 20 мкм. Все измерения проводились для одной

161

локализации относительно длины факела и с одной задержкой по времени. *** Nelson L.P. и другие (1985) получили данные распределения по размерам капель аэрозоля ВУС в условиях, характерных для рабочего процесса высокооборотного дизельного двигателя. Распылитель, который использовался для впрыска суспензии, был модифицирован и имел шесть отверстий диаметром 0,35 мм. Давление открытия клапана распылителя поддерживалось на уровне 5,5 и 14 МПа. Измерения проводились для одной локализации (32 мм от кончика распылителя) и в течение одного времени (0,5 мс после начала впрыска). Было установлено, что при впрыске легкого ДТ, 80% массы топлива составляли частицы с диаметром меньше, чем 100 мкм. При впрыске ВУС 80%, капель имели диаметры менее 400 мкм. *** Yu Т.U. и другие в 1989 г. опубликовали результаты экспериментов, в которых использовалась система однократной подачи ВУС с пневматическим приводом. Для распыливания топлива была применена игольчатая форсунка, позволяющая осуществлять впрыск под давлением 70... 170 МПа. Топливо впрыскивалось в специальную камеру постоянного объема, которая заполнялась инертным газом комнатной температуры с плотностью 17,5 кг/м3. Для исследования факела использовался лазерный дифракционный анализатор с диаметром луча 9 мм. Было исследовано два типа ВУС с массовым содержанием угля 53 и 48% и три конфигурации кончика распылителя. В ходе экспериментов фиксировались: скорость впрыскивания ВУС, расстояние проникновения топливного фронта, рассеивание света при прохождении сквозь факел топлива и средний размер капелек. Средняя скорость впрыска топлива лежала в пределах 220...450 м/с. Средний диаметр капель аэрозоля был определен по методике, предложенной Заутером. Для ВУС он составлял 25...54 мкм в зависимости от условий испытания. *** Branyon D.P. и другие (1991 г .) сообщили о результатах исследования систем непрерывного и периодического впрыска. Непрерывный впрыск осуществлялся с помощью специально сконструированного усилителя, который использовал гидравлическую систему как источник энергии. Периодический впрыск производился с использованием топливного насоса с пульсирующей подачей. В результате было установлено, что углы конусности факела ВУС увеличивались с возрастанием давления впрыска, в то время как для ДТ подобного не наблюдалось. Основываясь на эксперимен162

тальных данных, было оценено время, необходимое для достижения фронтом факела ограничивающих поверхностей камеры сгорания высокооборотного тепловозного двигателя. Было установлено, что для достижения днища поршня факелу необходимо 1,3 мс, а для достижения стенок цилиндра 2,1 мс. Помимо этого отмечалось, что качество распиливания ВУС не зависит от содержания угля в суспензии. *** Seshadri А.К. и другие (1992 г . ) [70] провели ряд экспериментов по изучению аэрозолей, получаемых в результате впрыска ВУС с помощью модифицированной системы плунжерного типа с разделительной диафрагмой. Система впрыска состояла из насоса с пульсирующей подачей, привод которого осуществлялся от электродвигателя. Диафрагменный разделитель использовался, чтобы отделить ВУС от насоса и топливной форсунки с единственным отверстием. Аэрозоль впрыскивался в герметизированную камеру, оборудованную окнами. Для изучения развития факела аэрозоля использовалась скоростная киносъемка (11000 кадр/с) и индицирование давления в системе. Это позволило определить время между началом впрыска и началом распада ядра факела на отдельные капли. Для давлений впрыска порядка 30 МПа и выше время распада для ВУС, ДТ и воды существенно не отличалось. Время до распада ядра факела возрастало с увеличением проходного сечения отверстия распылителя и с уменьшением плотности газовой среды, в которую впрыскивалось топливо. Углы конусности факела распыла зависели от рабочих условий и свойств жидкости, а также от времени и локализации измерения. *** Callahan Т.J., Ryan Т.W. и другие в 1992 г. исследовали характеристики распыла нескольких видов ВУС, которые использовались фирмой Cooper-Bessemer в программе разработки среднеоборотного двигателя [57]. Диапазон давлений, при котором производился впрыск, лежал в пределах 40...140 МПа. Для экспериментов использовалась система непрерывного распыливания под высоким давлением через отверстия различных форм и размеров в непрерывный воздушный поток повышенной плотности. Была получена детальная характеристика распыла, включающая изменение размеров аэрозоля и углов конусности факела. Скорость проникновения и углы раскрытия конуса факела были также измерены, используя прерывистое впрыскивание в неподвижную сжатую газовую среду. Было установлено, что для дизельного топлива углы раскрытия конуса при повышении давления 163

оставались относительно постоянными, в то время как для ВУС они возрастали. Коэффициенты смешения ВУС и ДТ быстро увеличивались с повышением давления, однако даже при одинаково высоких давлениях впрыска смешение ВУС с воздухом происходило менее интенсивно, чем для ДТ. При прочих равных условиях факел распыла ВУС был более узким, и имел большую скорость чем факел ДТ. Значительное увеличение давления впрыска позволяло довести качество распыла ВУС до требуемого размера, в то время как при увеличении давления впрыска ДТ качество распыла улучшалось менее интенсивно. Капли ВУС имели большие средние размеры, чем капли ДТ во всех случаях, однако изменением формы отверстий распылителя удавалось добиться средних размеров, соизмеримых с ДТ. Изменение форм отверстий на сходящиеся и расходящиеся имели минимальное влияние на характеристику распыла. *** Kihm K.D., Terracina D.P. и Caton J.A. (1993 г . ) [58, 61] провели экспериментальное исследование формирования аэрозолей ВУС, получаемых с помощью аккумуляторной системы впрыска с электронным управлением. Для этого исследования была разработана специальная система синхронизации, позволяющая использовать лазерно-дифракционную методику для анализа структуры факела распыла по мере его развития. Эта методика позволила Измерить средний диаметр капель топлива по Заутеру на границе фронта аэрозоля, в результате чего удалось свести к минимуму погрешность от рассеивающего смещения. ВУС с 50% содержаниием угля по массе и средним размером частиц 5 мкм впрыскивалась в камеру с оптическим доступом под давлением 28...100 МПа через сменные кончики распылителей с диаметрами отверстий 0,2 и 0,4 мм. Измерения проводились в четырех плоскостях, перпендикулярных оси факела и расположенных на расстоянии 60.. . 1 2 0 мм от отверстия распылителя. Впрыск осуществлялся в среду азота, находящегося под атмосферным давлением и давлением 2 МПа. Результаты исследования показали, что средний диаметр капель аэрозоля возрастал с расстоянием от отверстия распылителя и с увеличением плотности газовой среды и уменьшался с возрастанием давления впрыска. На основании полученных данных была выполнена корреляция выражения для определения среднего диаметра капель ВУС. Впоследствии аналогичное исследование, с использованием того же экспериментального оборудования, было выполнено для ДТ [60]. Результаты показали, что аэрозоли ДТ при идентичных условиях впрыска с помощью аккумуляторной системы имеют меньший диа-

164

метр капелек, чем аэрозоли из ВУС. Таким образом, делается вывод, что повышение давления впрыска является основным фактором, позволяющим улучшить качество распыла ВУС. *** Иващенко Н.Α. и Грехов Л.В. опубликовали в 1999 г. результаты исследований, выполненных на кафедре «Поршневые двигатели» МГТУ им. Баумана, по распыливанию угольных суспензий [14]. Исследования проводились двумя независимыми методами: классическим, с использованием закопченной пластинки; и лазерно-дифракционным (малоуглового рассеивания), основанном на различии дифракции света при прохождении мимо капель различного размера. Для первого метода использовались гистологические пластинки, покрытые глицерином, которые однократно проносились мимо зоны измерения у непрерывно работающей форсунки. Далее пластинки фотографировались под оптическим микроскопом с увеличением 120:1. Негативы распечатывались с увеличением еще 12:1 и обрабатывались вручную. Во втором случае использовался сравнительно новый метод лазерно-дифракционного исследования дисперсности и концентрации распыленных сред. Этот метод применим к непрозрачным жидкостям, таким как ТУС и ВУС. Данный вид измерений нечувствителен к скорости движения, распределению капель аэрозоля, физико-химическим или иным свойствам распыляемой жидкости. Эксперименты проводились на установке, созданной на факультете Специального машиностроения МГТУ. Ввиду быстротечности и невоспроизводимости процесса многоканальные измерения производились синхронно. Хорошие количественные характеристики индикатрисы рассеивания в проходящем свете получали при дифракции плоской монохроматической волны, в качестве источника которой использовался гелий-неоновый газовый лазер непрерывного действия ЛГ-52-1 мощностью 8 МВт, генерирующий излучение с длиной волны λ=0,6328 мкм. В каждом эксперименте обрабатывалось 300...500 временных точек. Цикл испытаний состоял из однофакторных экспериментов по отдельным параметрам. Средняя скорость струи находилась в пределах 85...215 м/с, что достигалось изменением среднего давления впрыска в пределах 9...59 МПа (максимальное давление 13...90 МПа). Диаметр сопла изменялся в интервале 0,25...0,5 мм, нормальная вязкость УС оценивалась по капиллярному вискозиметру и лежала в пределах 26...800 мм2/с. Локализация зоны измерений от кончика распылителя выбиралась на расстоянии 50...150 мм. Массовая концентрация твердой фазы в суспензиях составляла 22...50%. Для ВУС использовалась буроугольная пыль с максимальным размером частиц

165

9 мкм, для ТУС – каменноугольная пыль с максимальным размером частиц 15 мкм. Различия в результатах обоих измерений до 18% были соизмеримы с инструментальными и методическими ошибками, которые оцениваются в 6...10% для обоих методов. Исследование показало, что при равных условиях подачи топлив, капли УС получаются значительно крупнее. Так, при впрыске с максимальным давлением 80 МПа через сопла 0,3 мм при температуре 70°С в воздух с давлением 10 МПа и температурой 700°С капли дизельного топлива имели средний размер 18,9 мкм. Для УС с массовым наполнением 50% при тех же условиях диаметр капель в среднем был равен 26,6 мкм. Анализ результатов показал, что повышать качество распыла эффективнее не уменьшением диаметра сопел, а повышением давления впрыска. Таким образом, результаты данного исследования хорошо согласуются с результатами, которые получили Kihm K.D., Terracina D.P. и Caton J.A., а также Callahan Т.J. и Ryan Т.W. 4.4. Процесс впрыска УС. В системах питания современных дизельных двигателей жидкое топливо, подаваемое к распылителю под давлением, является основным источником энергии, которая необходима для получения аэрозоля. Распыление – это результат взаимодействия струи жидкости со стенками канала распылителя и окружающей газовой средой. В результате этого взаимодействия в потоке жидкости возникают разности скоростей между отдельными слоями, что в итоге приводит к разрушению потока на отдельные капли. Для жидкостных форсунок качество распыла зависит от конструкции распылителя, свойств топлива и давления впрыска. Кроме того, в дизельных двигателях топливо впрыскивается в ограниченную по объему камеру сгорания, в которой воздушный заряд имеет достаточно высокую температуру и находится под давлением 2...3 МПа. Это является дополнительными факторами, оказывающими влияние на качество распыливания жидкого топлива. По сравнению с ДТ, суспензии, особенно водоугольные, имеют более высокую плотность. Кроме того, практически у всех суспензий значение вязкости зависит от скорости сдвига в большей степени, чем это наблюдается у ДТ. Отличия в физических свойствах являются основными факторами, оказывающими влияние на различия в характере впрыска ДТ и ВУС. 4.4.1. Развитие факела распыла и стадии процесса впрыска. На рис. 4 . 2 1 . и 4.22 показано по восемь кадров ско-

166

ростной киносъемки, на которых прослеживается развитие факела распыла для ВУС и ДТ соответственно в течение одного впрыска [70] . В качестве водоугольного топлива использовалась суспензия, производимая фирмой Otisca. Она содержала 50% битуминозного угля (по массе) со средним размером частиц 3 мкм, 48% воды, 1% лигносульфаната и 1% присадки «Triton Х-114». Распыливание топлива осуществлялось через отверстие в распылителе диаметром 0,4 мм на режиме полной подачи. Плотность азота в экспериментальной камере составляла 25 кг/м 3 . Для подачи топлива под давлением 70 МПа использовался топливный насос с пульсирующей подачей фирмы Bendix, частота вращения приводного вала которого составляла 525 мин -1 . Экспериментальная установка имитировала работу системы подачи топлива в высокооборотном тепловозном двигателе на режиме полной нагрузки [52, 53] . Для анализа пленки с левой стороны каждого изображения установлены маркеры, расстояние между которыми составляет 50 мм. Из представленных фотографий видно, что общие закономерности формирования аэрозолей подобны для ВУС и ДТ, однако аэрозоль легкого дизельного топлива более широкий и несколько более устойчивый. Приблизительно в течение первых 0,6 мс фронт факела распыла распространяется в газовой среде практически в виде однородного потока. Это время представляет собой период проникновения ядра факела. После этого начального периода жидкое ядро начинает распадаться с отрывом от него мелких капель топлива, в результате чего вокруг ядра начинает формироваться аэрозоль. С момента начала дисперсионного распада ядра факела начинается формирование главного вихря. На приведенных фотографиях видно, что при заданных условиях до начала дисперсионного распада ядра факела ВУС необходимо 0,68 мс, а для ДТ – 0,82 мс. Далее размер главного вихря увеличивается по мере подачи распылителем новых порций топлива, а также по мере проникновения главного вихря в газовую среду. Последние два кадра на каждом из рисунков показывают полностью сформировавшиеся факелы распыла для ВУС и ДТ. Из этих фрагментов хорошо видно различие между структурой факелов и формированием аэрозоля для этих топлив. Анализ фотографий, а также результаты других исследований распыливания, в том числе при непрерывном впрыскивании, показали, что, по сравнению с ДТ, топливовоздушное смешение ВУС, определенное по углу раскрытия конуса, протекает медленнее [57].

167

Рис. 4.21. Развитие факела ВУС в течение одного впрыска (цифрами обозначено время от начала впрыска, мс) [ 70 ] .

Рис. 4.22. Развитие факела ДТ в течение одного впрыска (цифрами обозначено время от начала впрыска, мс) [ 70 ] .

168

Для аналитического определения расстояния проникновения ядра факела и периода до момента его распада в работе [70] использовалась зависимость, предложенная Arai Μ., Tabaia M. и др. Данная модель позволяет определить параметры проникновения факела исходя из мгновенных значений давления в топливопроводе. В общем виде данная зависимость выражается следующим образом: для

⎛ 2∆ P ⎞ ⎟ 0 < t < tд, s = 0 ,39⎜ ⎜ ρ ⎟ ⎝ д ⎠

⎛ ∆P⎞ ⎟⎟ для t > tд, s = 2 ,95⎜⎜ ρ ⎝ г ⎠

0 ,25

tд = 28,65

0 ,5

×t ,

× (d × t )0 ,5 ,

ρт × d

(ρг ∆P )0,5

.

(4.1)

(4.2) (4.3)

Для определения расстояния от кончика распылителя до локализации факела, в которой начинается распад ядра, в работе [61] предлагается использовать выражение:

Lд/d=15,8(ρт/ρг)0,5,

(4.4)

где s – локализация фронта факела; ∆Ρ – разность между давлением в топливопроводе и давлением в камере сгорания; ρт – плотность топлива (для ДТ – 850 кг/м3, для ВУС – 1250 кг/м3); t – время от начала впрыска; ρ г – плотность газа в камере сгорания; d – диаметр отверстия распылителя; tд – время до начала дисперсии. Эта модель была разработана для легкого ДТ, однако при подстановке значения плотности ВУС она дает результаты, которые хорошо согласуются с результатами эксперимента. Для практических расчетов степенная функция может быть заменена двумя линейными зависимостями. На рис 4.23 показаны экспериментальные данные проникновения топливного фронта как функции времени для четырех последовательных впрысков. Пунктирной линией обозначена расчетная зависимость, полученная из приведенных выше уравнений. Закономерности проникновения для всех четырех случаев хорошо согласуются друг с другом и с результатами расчетов. Можно выделить два основных этапа развития топливного факела. Первый этап – проникновение нераспыленного жидкого ядра,

169

второй – распад жидкого ядра с образованием аэрозоля. Для постоянного давления в подающей магистрали проникновение топливного факела линейно ко времени. Этот этап показан на рис. 4.23 пунктирной линией, для которой коэффициент пропорциональности равен единице.

Рис. 4.23. Проникновение фронта факела ВУС как функция времени (представленные данные получены для четырех последовательных впрысков).

Второй этап – образование аэрозоля и начало дисперсного распада жидкого ядра. Для этого этапа проникновение пропорционально ко времени как половина энергии струи. На рис. 4.23 этот период представлен пунктирной линией с коэффициентом пропорциональности, равным 1/2. Пересечение этих двух линий является моментом начала дисперсного распада струи. Для рассматриваемого случая это время составило 0,58 мс для ВУС и 0,50 мс для ДТ. Исследования показали, что, несмотря на существенные различия в физических свойствах, при одинаковых условиях различные жидкости распыливаются в газовой среде по очень сходным закономерностям. На рис. 4.24 показана зависимость проникновения факела распыла от времени для ВУС, ДТ и воды. Пунктирной линией обозначена зависимость, полученная аналитически. Из рисунка видно, что характер развития топливного факела для всех трех жидкостей хорошо согласуется со степенным законом, хотя детальные отличия в формировании факела существуют. В частности, начальная скорость истечения струи ВУС, при равных условиях впрыска, на 15% выше, чем для ДТ, а время ее дисперсии на 0,08 мс больше.

170

Рис. 1.24. Проникновение факела распыла как функция времени для различных жидкостей.

Исследования развития факелов ВУС, имеющих другие концентрации угольных частиц, также подтверждают приведенные выше выводы. На рис. 4.25 период дисперсного распада представлен как функция угольного содержания для двух проходных сечений отверстия распылителя. Для ВУС с различным угольным содержанием время до начала дисперсии отличается незначительно. В среднем, для всех случаев, оно находится в пределах 0,55 и 0,85 мс для диаметров отверстий 0,4 и 0,6 мм соответственно. На рис. 4.26 представлена модель распространения факела ВУС в камере сгорания высокооборотного тепловозного двигателя 7DFL фирмы General Electric на режиме максимальной подачи. Данная модель построена на основании анализа, выполненного с помощью электронного микроскопа, фотографий, фиксирующих развитие аэрозоля. Фронт аэрозоля отображен на рисунке линиями. Каждая последующая линия характеризует положение фронта факела с промежутком времени в 0,101 мс. Предельная ошибка в определении положения фронта не превышает 5%. Характер развития факела, показанный на рис. 4.26, смоделирован с учетом формы камеры сгорания двигателя, в которую ВУС впрыскивается под углом 15° к плоскости поршня. 171

Рис.4.25. Время до начала дисперсионного распада ядра факела как функция содержания твердой фазы для двух проходных сечений распылителя. 1 – диаметр отверстия 0,4 мм; 2 – диаметр отверстия 0,6 мм (плотность газовой среды 25 кг/м3).

Рис. 4.26. Развитие факела ВУС в условиях камеры сгорания высокооборотного тепловозного двигателя.

172

Из рисунка видно, что для рассматриваемого случая факел топлива достигнет днища поршня приблизительно через 1,5 мс после начала впрыска. В то же время исследования по воспламеняемости водоугольных топлив указывают на то, что типичные задержки самовоспламенения для рассматриваемых условий превышают период в 1,5 мс [71, 73]. Таким образом, факел топлива достигнет стенок поршня еще до того, как топливо воспламенится. В связи с этим существенное влияние на эффективность сгорания ВУС оказывает вторичный распад факела распыла от удара о поверхность камеры сгорания. Далее влияние вторичного распада на характеристики сгорания ВУС будет рассмотрено более детально. 4.4.2. Характеристики распыливания и структура капель аэрозоля. Основным показателем качества распыла УС является средний диаметр капель аэрозоля, формирующегося в результате впрыска. Размер капель оказывает наиболее существенное влияние на воспламеняемость и полноту выгорания суспензии. Наиболее распространенным критерием для оценки среднего диаметра капель суспензии является методика, предложенная Заутером (Sauter). За средний диаметр по Заутеру (СДЗ) принимается такой размер, при котором отношение объема к поверхности для совокупности всех обмеренных капель равно тому же отношению капель среднего размера. Для оценки СДЗ по результатам измерений используется следующая зависимость:

⎛ ⎞ ⎛ ⎞ d 32 = ⎜ ∑ N i Di3 ⎟ / ⎜ ∑ N i Di2 ⎟ ⎝ i ⎠ ⎝ i ⎠ В отличие от аэрозолей ДТ, капли суспензных аэрозолей имеют разнородную структуру, так как состоят из компонентов, имеющих разное фазовое состояние. На примере ВУС рассмотрим строение капли такого аэрозоля. Каждая капелька состоит из свободно упакованных элементарных угольных частиц (для высокооборотного двигателя обычно 3...5 мкм в размере), коРис. 4.27. Структура капельки торые окружены водяным ноВУС аэрозоля [65]. сителем (рис. 4.27). Вода также заполняет внутрипоровое пространство угольных частиц. Вокруг массива угольных частиц под действием сил поверхностного 173

натяжения формируется пленочный слой жидкости. Соотношение между промежуточной и пленочной водой в капле определяется упаковочным коэффициентом, который является функцией среднего размера угольных частиц. В зависимости от размеров, концентрации частиц и качества распыла топлива количество элементарных частиц в капле аэрозоля может колебаться в очень широких пределах. Аналогичную структуру имеют капли суспензий с другими жидкими носителями. В связи с особенностями структуры капель аэрозоля, закономерности распыливания угольных суспензий несхожи с аналогичными для традиционных топлив. На основании данных измерений с использованием метода закопченной пластинки и лазерно-дифракционного метода Греховым [9, 14] получено критериальное соотношение для СДЗ капель угольных суспензий:

d32=495×(ρг/ρт)0,286×xсl,521×dс0,152×νт0,44×Uс-l,2, (4.5) где ρг, ρт – плотность заряда и угольной суспензии соответственно; ν т – вязкость угольной суспензии; х с – расстояние от сопла; dс – диаметр отверстия распылителя; Uc – скорость истечения топлива. На основании данных исследования впрыска ВУС в условиях, характерных для высокооборотного тепловозного двигателя, с использованием метода регрессии была выполнена корреляция выражения для СДЗ при прерывистом распыливании ВУС с помощью аккумуляторной системы впрыска [61]. В результате корреляции выражение приобрело вид: d32=0,279×∆P-0,702×ρг0,285×xс1,521, (4.6) где ∆P – разность между давлением впрыска и давлением в цилиндре двигателя. Для исследуемых условий результаты расчетов, полученные с помощью выражения (4.6), хорошо согласуются с экспериментальными данными во всем диапазоне изменения параметров (давления в пределах 28...110 МПа, плотности газа 1,2...25 кг/м3, локализации измерения 60...120 мм от кончика распылителя). Очевидно, что приведенные выражения не являются универсальными. Для других условий распыливания и для других видов суспензий коэффициенты корреляции должны быть уточнены. Анализируя выражения (4.5, 4.6), следует отметить сильную зависимость качества распыла от расстояния до сопла х с , более сильную, чем это наблюдается у ДТ. Очевидно, что при впрыске ДТ процессы вторичного дробления капель и их консолидация имеют один порядок скорости. Значительное укрупнение капель 174

по хс можно объяснить высокой вязкостью и неньютоновскими свойствами ВУС, т.е. сохранением консолидации при подавлении волновых процессов и процессов вторичного распада [ 14] . Кроме того на формирование аэрозоля могут влиять и другие факторы, в частности, необходимость в процессе распыливания затрачивать энергию на разъединение близко упакованных частиц в относительно вязкой смеси. Это свойство несколько похоже на поверхностное натяжение и может также служить причиной уменьшения угла раскрытия конуса ВУС и формирования более крупных капель. Существенным является и то, что вода имеет примерно в три раза более высокое поверхностное натяжение, чем ДТ, что тоже сказывается на качестве распыла ВУС [57]. Фактором, лимитирующим размер капель аэрозоля, является размер угольных частиц, входящих в состав суспензии. При распыливании ВУС, одна из которых содержала 98% частиц размером не более 44 мкм, а вторая – не более 15 мкм, при одинаковых давлениях впрыска, суспензия, содержащая меньшие частицы, всегда образовывала капли меньшего размера [57]. 4.4.3. Изменение среднего размера капель по длине факела распыла. На рис. 4.28 в произвольном масштабе представлено распределение капель по размерам, определенное лазерно-дифракционным методом, основанном на различии дифракции света при прохождении мимо капель различного размера. Данный метод измерения позволяет определить СДЗ капель по интегральным характеристикам рассеивания. При этом может быть вообще исключен масштаб измерений, поскольку для вычисления СДЗ требуется найти лишь соотношение между световыми потоками. На рис. 4.29 показано изменение СДЗ капель ВУС и ДТ на границе фронта факела для осевых локализаций измерения от 40 до 140 мм от кончика распылителя. Зависимости получены для давления впрыска 83 МПа, плотности газа 25 кг/м3, диаметра отверстия распылителя 0,2 мм. Из рисунков 4.28 и 4.29 видно, что СДЗ капель увеличивается по мере проникновения фронта факела в газовую среду. При этом рост СДЗ капель ВУС происходит более интенсивно, чем увеличение капель ДТ (рис. 4.29). Для дизельного топлива зависимость между локализацией измерения и СДЗ носит практически линейный характер (показатель степени при составляющей локализации измерения хс в выражении (4.5, 4.6) равен приблизительно 0,9 [60]). Показатель степени при составляющей локализации измерения хc для аэрозолей ВУС равен 1,521. Поэтому увеличение СДЗ по мере развития факела происходит быстрее, чем для ДТ.

175

Рис. 4.28. Распределение капель аэрозоля ВУС по размерам для различных локализаций измерений.

176

Рис. 4.29. Влияние локализации измерения на СДЗ капель аэрозоля ВУС и ДТ (dс=0,2 мм; ρг =25 кг/м3; ∆Ρ=83 МПа) [ 6 1 , 70]. 1 – экспериментальная зависимость (линия соединяет средние значения для серии измерений); 2 – расчетная зависимость.

Такое отличие в распределении размеров по длине факела объясняется рядом причин: - большие капли несут более высокий импульс и, соответственно, обладают большей инерцией, а значит, проникают глубже маленьких; - даже при равных размерах, капли УС обладают более высокой плотностью, в результате чего при одинаковой скорости впрыска их инерция приблизительно в полтора раза выше, чем у капель ДТ; - капли небольших размеров достаточно быстро затормаживаются о газовый поток, теряют импульс и отстают от больших; - по мере продвижения фронта факела часть более мелких капель соединяется между собой, что приводит к увеличению СДЗ в более удаленных от кончика распылителя локализациях измерения; - высокая вязкость и неньютоновские свойства УС способствуют подавлению волновых процессов, препятствующих консолидации и являющихся причиной вторичного распада капель. 4.4.4. Изменение угла конусности факела распыла. Факел аэрозоля УС не имеет четко выраженной ограничивающей поверхности, поэтому какая-либо стандартная процедура для измерения его угла конусности отсутствует. Одним из подходов к определению угла раскрытия факела является нахождение арктангенса отношения

177

ширины факела аэрозоля, отложенной от осевой линии в месте локализации измерения к расстоянию от кончика распылителя до места локализации измерения [57, 70]. Исследования непрерывного распыливания ВУС в камеру с повышенной плотностью воздуха показали, что при давлениях, характерных для впрыска ДТ, закономерности развития факелов ВУС и ДТ сильно отличаются. В то время как распыление ДТ приводит к конусообразному факелу с почти прямыми кромками, распыление ВУС происходит с немного меньшими начальными углами раскрытия факела, чем у ДТ. Далее, по мере развития факела ВУС, образующая загибается во внутрь, пока не становится почти параллельной оси факела (рис. 4.30) [57]. В результате этого ширина факела ВУС около края поршня оказывается уже, чем расчетная из начального угла раскрытия у наконечника распылителя.

Рис. 4.30. Схема развития факела распыла ВУС и ДТ и определение угла раскрытия конуса при непрерывном распыливании.

Угол раскрытия конуса значительно влияет на эффективность топливовоздушного смешивания: большие углы указывают на более интенсивное топливовоздушное смешивание, а малые подразумевают худшее смешивание. Топливовоздушное смешивание пропорционально площади поперечного сечения факела и приблизительно пропорционально величине угла раскрытия конуса. Исходя из этого, ВУС имеют намного менее эффективное по сравнению с ДТ смешивание в факеле распыла. На рис. 4.31 показано изменение углов раскрытия факела распыла для двух типов ВУС и ДТ. Углы раскрытия конусов для ВУС, по сравнению с ДТ, меньше

178

примерно в 4 раза (рис. 4.30, 4.31). Такое уменьшение угла раскрытия примерно в 16 раз снижает топливовоздушное соотношение в факеле распыла. Это указывает на то, что при распиливании ВУС к моменту достижения фронтом факела днища поршня воздушный заряд используется неэффективно. Обращает на себя внимание, что углы раскрытия конуса факелов распыла ВУС с ростом давления впрыска быстро увеличиваются, в то время как углы раскрытия конуса для ДТ почти не зависят от давления. Таким образом, при достаточно больших давлениях впрыска можно получить углы распыливания ВУС, соизмеримые с углами распыливания ДТ. Benson и другие (1991) тоже указывают на сильную зависимость угла распыливания от давления впрыска ВУС. При этом угол конусности может изменяться от 1° до 10° в зависимости от давления в системе подачи топлива.

Рис. 4.31. Сравнение углов раскрытия конуса факела распыла ВУС и ДТ при различных давлениях впрыска. Массовое содержание твердых частиц и средний размер соответственно 1 – 52%, 15 мкм; 2 – 52%, 5 мкм; 3 – 54%, 5 мкм (отверстие распылителя 0,3 мм, давление воздуха 0,86 МПа, температура 35°С).

Увеличение углов раскрытия конуса ВУС с возрастанием давления впрыска объясняет необходимость повышения давления, подводимого к распылителю, при использовании водоугольного топлива. Отмечается также, что суспензии с более высоким содержанием и более высокой вязкостью во всех случаях показывали меньшие углы раскрытия конуса, чем ВУС с меньшим наполнением твердой фазой и, соответственно, с меньшей вязкостью. 179

На рис. 4.32 показано изменение угла конусности как функции времени после начала впрыска для аэрозолей ВУС и ДТ, формируемых при относительно высоком давлении впрыска (70 МПа). В данном исследовании использовалось ВУС с 50%-ным массовым содержанием угольных частиц, имеющих средний размер 5 мкм.

Рис. 4.32. Изменение угла распыла факела ВУС и ДТ (ρг=25 кг/м3; х=80 мм) [55].

Углы конусности аэрозолей были определены путем анализа кадров скоростной киносъемки. В качестве локализации измерения было выбрано расстояние от кончика распылителя, равное 80 мм (200 диаметров отверстия распылителя). Такой выбор был сделан для того, чтобы получить представление о развитии факела как можно ближе к пристеночной области. Для тепловозных двигателей такое расстояние является типичным расстоянием до днища поршня. Данной локализации фронт факела аэрозоля достигает приблизительно за 1,3 мс после начала впрыска. В пределах следующих 0,5 мс угол конусности в этой локализации быстро возрастает. В продолжение периода между 3...10 мс усредненные во времени углы конусности для ДТ и ВУС находятся в пределах 16,3° и 15,9° соответственно. Подобный результат был получен и для локализации измерения 60 мм (150 диаметров отверстия распылителя), в этом случае усредненные во времени углы конусности для ДТ и ВУС были равны 17,0° и 16,4° соответственно. Другие исследователи (Seshadri и др. 1991) указывают на формирование в аналогичных условиях более узких факелов аэрозоля,

180

которые имеют усредненные во времени углы конусности 11,2° и 13,0° для ВУС и ДТ соответственно. Причиной таких расхождений могут быть различия в методике оценки данного параметра. Результаты, приведенные выше, подтверждают, что при высоких давлениях впрыска угол конусности для ВУС и ДТ отличается незначительно. Влияние угла распыла на качество смесеобразования наглядно демонстрируется на рис. 4.33. Топливовоздушное смешение в пределах факела распыла определяется локальным топливовоздушным соотношением. топливовоз душное соотношени е =

( топливо / воздух ) располагае мое ( топливо / воздух ) стехиометр ическое

При низком давлении впрыска угол раскрытия конуса для ВУС настолько мал, что топливовоздушная смесь является слишком богатой, чтобы обеспечить эффективное и полное сгорание во многих частях факела, даже у стенки цилиндра [57].

Рис. 4.33. Распределение локального топливовоздушного соотношения в факеле распыла ВУС в зависимости от давления и локализации.

Как видно из рис. 4.32, углы конусности для обоих топлив не являются установившимися во времени. Во всем спектре

181

колебательных процессов, возникающих в потоке факела распыливания, можно выделить несколько различных по происхождению частот. Высокочастотные (между 5000 и 10000 Гц) колебания наблюдаются в связи с конечной скоростью смены кадров скоростной киносъемки. Более низкая частота (приблизительно 600 Гц) возникает как следствие динамики иглы распылителя или нестабильности потока в процессе распыливания, а также колебаний давления в подводящем топливопроводе. Например, при частоте впрыска ВУС 8,8 Гц колебание давления составляет приблизительно 300 Гц. Отмечается также, что увеличение плотности воздуха приводит к увеличению углов раскрытия конуса и к снижению скорости проникновения факела ВУС. Например, при плотности воздуха 8 кг/м 3 , 16,1 кг/м3 и 24,1 кг/м3 начальные углы раскрытия конуса для наконечника распылителя с отверстиями 0,3 мм составляли 6,2°, 8,4° и 10,0° (ДТ при плотности 16,1 кг/м3 давало угол раскрытия конуса 13°). Различия в углах раскрытия конуса между ВУС и дизельным топливом, зарегистрированные для прерывистых испытаний, были меньше, чем при непрерывном распыливании. Это объясняется тем, что углы раскрытия конуса для прерывистых впрысков являлись начальными углами раскрытия, в то время как при непрерывном впрыске измерения производились в локализации 117 мм от кончика распылителя [57]. 4.5. Факторы, влияющие на качество распыливания УС. В табл. 4 . 4 представлены результаты измерений СДЗ, полученные для аккумуляторной системы впрыска, аналогичной той, что использовалась на двигателях фирмы General Electric [60] . Управление впрыском осуществлялось с помощью электронной системы. Продолжительность впрыска во всех случаях составляла 5 мс. Каждый эксперимент повторялся 15 раз, после чего полученные результаты подвергались статистической обработке. Для сравнения в табл. 4.4 приведены данные измерения СДЗ для ДТ. Исследования показали, что при тех же параметрах впрыска капли угольных суспензий оказываются значительно крупнее, чем капли ДТ. Такая закономерность распределения частиц является результатом совместного действия нескольких факторов, которые в совокупности определяют характер формирования аэрозоля. К числу основных факторов относятся: давление впрыска, расстояние от кончика распылителя до локализации измерения, плотность газовой среды, диаметр отверстий распылителя, скорость подъема иглы и др.

182

Таблица 4.4.

Результаты измерений СДЗ капель для ДТ №2 и ВУС со средним размером частиц 5 мкм и массовой концентрацией 50% Диаметр Давление в Плотность Локализация отвер- системе впрыска газовой среды, измерения, стия, топлива, кг/м3 мм мм МПа 0,4 83 25 120 0,2 83 25 120 0,4 28 25 120 0,4 55 25 120 0,4 110 25 120 0,2 83 1,2 120 0,2 83 25 60 0,2 83 25 80 0,2 83 25 100

Средний диаметр по Заутеру, мкм ВУС 49,15 47,22 92,50 66,89 31,85 19,37 15,94 23,81 38,30

ДТ 25,40 23,28 39,19 27,10 ––– 12,67 12,39 16,33 20,96

Характер влияния некоторых из перечисленных факторов на качество распыливания суспензий показано на рис. 4.34. Представленные зависимости получены как осредненные результаты экспериментальных исследований распыливания УС при атмосферном давлении, проведенных в лаборатории кафедры «Поршневые двигатели» МГТУ им. Баумана. Эти закономерности хорошо согласуются с результатами других исследований, в частности, представленными в табл. 4.4. [14]. Далее эти зависимости будут рассмотрены более подробно.

Рис. 4.34. Влияние на СДЗ капель ТУС и ВУС при впрыске в атмосферу: 1 – среднего давления впрыска; 2 – диаметра сопла форсунки; 3 – нормальной кинематической вязкости; 4 – расстояния от сопла.

183

4.5.1. Влияние давления впрыска на качество распыливания ВУС. Для ВУС наиболее важным фактором, влияющим на качество распыла, является усиление зависимости мелкости от скорости струи топлива, которая в свою очередь зависит от давления впрыска (степень при Uc в выражении (4.5) для ВУС равна 1,2, в то время как для ДТ показатель равен 0,532). Как видно из таблицы 4.4. и рис. 4.34, при увеличении давления впрыска качество распыливания ВУС улучшается, что выражается в уменьшении СДЗ капель. Для качественного распыливания УС давление впрыска должно быть достаточно большим (выше 55 МПа), что связано с более высокой вязкостью. Другими словами, УС нуждаются в гораздо большем количестве энергии сдвига, чтобы достичь уровня распыливания, характерного для ДТ. Данная закономерность сохраняется и при использовании аккумуляторной системы впрыска. На рис. 4.35 показано распределение капель аэрозоля по размерам и изменение СДЗ в зависимости от давления впрыска (для локализации измерения 120 мм от кончика распылителя).

Рис. 4.35. Распределение капель аэрозоля по размерам в зависимости от давления впрыска для локализации измерения 120 мм.

184

Результаты измерения СДЗ представлены для давлений 28, 55, 83 и 110 МПа, при этом другие параметры оставались постоянными, плотность азота в камере поддерживалась на уровне 25 кг/м3, диаметр отверстия распылителя 0,4 мм. На рис. 4.36 показаны расчетные зависимости изменения СДЗ от давления впрыска для ДТ и ВУС. Зависимость для ВУС (линия 1) рассчитана из выражения (4.6), для ДТ из выражений, приведенных в работе [60]. На график также нанесены результаты экспериментальных измерений, полученных в работе [61]. Линия 2 соединяет средние значения для каждой серии измерений. Следует отметить, что при более низком давлении впрыска значение СДЗ имеет более широкий разброс. Это указывает на то, что при таких условиях невозможно получить устойчивые параметры формирования аэрозоля. Для давлений впрыска меньше, чем 28 МПа, аккумуляторная система впрыска вообще была не в состоянии производить аэрозоль.

Рис. 4.36. Влияние давления впрыска на СДЗ капель аэрозоля ВУС и ДТ (dc=0,4 мм; ρг=25 кг/м3; х=120 мм) [59, 61]. 1 – расчетная зависимость; 2 – экспериментальная зависимость (линия соединяет средние значения для серии измерений).

Как уже отмечалось, для ВУС фактором, лимитирующим СДЗ капель аэрозоля, может выступать размер угольных частиц, входящих в их состав. Это подтверждают результаты исследования, выполненного специалистами фирмы Cooper-Bessemer для двух типов суспензий, отличающихся размерами входящих в них частиц, первая 185

из которых имела 98% частиц размером менее 44 мкм, а вторая – менее 15 мкм. При давлениях впрыска 55, 69 и 103 МПа СДЗ капель первой суспензии был соответственно равен 51, 55 и 46 мкм. То есть практически размеры капель были соизмеримы с размерами угольных частиц. При испытании второй суспензии СДЗ капель с повышением давления впрыска последовательно понижался с 62 до 39 мкм. Таким образом, существует некоторое предельное давление, при котором размеры капель и размеры частиц, входящих в суспензию, становятся практически соизмеримыми. Дальнейшее повышение давления впрыска не приводит к улучшению смесеобразования. 4.5.2. Влияние плотности воздушного заряда на качество распыливания. Плотность газовой среды оказывает значительное влияние на процесс распыливания ВУС. При низких значениях плотности факел имеет высокую скорость и практически не распадается в пределах камеры сгорания. При плотности заряда 1,2 кг/м3 время до распада в 3,5 раза большее, чем при плотности газовой среды, равной 25 кг/м3. С возрастанием плотности механизм взаимодействия факела с газовой средой изменяется, в результате чего влияние противодавления на мелкость распыливания ВУС носит неоднозначный характер. С одной стороны, чем выше плотность, тем сильнее трение между газом и потоком жидкости. В результате этого разность скоростей между слоями жидкости увеличивается быстрей, что приводит к более раннему распаду факела на отдельные капли. Как следствие этого, длина факела уменьшается, а мелкость распыла возрастает. С другой стороны, более плотная среда способствует расслоению частиц ВУС по скоростям и росту частоты столкновений, но не в состоянии заметно интенсифицировать колебания капель, способствующие вторичному распаду. Из рис. 4.28 видно, что при снижении плотности газовой среды с 25кг/м3 (D) до 1,2 кг/м3 (D-2), СДЗ капель аэрозоля ВУС снижается, хотя относительное число крупных капель во фронте факела возрастает. В результате этого диаметр их основной массы приближается к СДЗ. Газовая среда с более высокой плотностью замедляет проникновение аэрозоля и значительно сокращает длину дисперсии, которая пропорциональна квадратному корню отношения плотности газа и суспензии (4.4). В результате капли образуются раньше и перемещаются на большее расстояние. Эти два фактора – более медленное проникновение и более длинное расстояние проникновения – приводят к тому, что мелкие капли соединяются между собой, образуя более крупные. Таким образом, с увеличением противодавления СДЗ капель ВУС возрастает. Это наблюдение справедливо для аэрозолей, формирующихся при достаточно высоких давлениях впрыска. Для аэрозолей, формирую-

186

щихся под действием сравнительно небольшого давления, картина совершенно противоположная. При низком давлении впрыска и высоком противодавлении наблюдается снижение СДЗ аэрозолей ВУС. Причина такого поведения аэрозоля пока не выяснена. На рис. 4.37 представлена зависимость СДЗ капель от плотности газовой среды. Тенденция увеличения СДЗ с возрастанием противодавления для аэрозолей ВУС выражена в большей степени, чем для ДТ. Такая закономерность является следствием более высокой плотности ВУС, в результате чего дисперсия ядра факела начинается ближе к кончику распылителя (4.4). Это приводит к более длинному перемещению капель ВУС, в результате чего часть из них соединяется между собой. Представленные результаты экспериментального исследования получены для плотностей 1,2 и 25 кг/м3, что соответствует избыточному давлению 0 и 2,026 МПа соответственно. При высокой плотности газовой среды наблюдается больший разброс данных, однако среднее значение указанного параметра хорошо согласуется с расчетным. При низкой плотности газовой среды расчетное значение имеет достаточно большую погрешность, но учитывая то, что плотность газа для реальных двигателей достаточно высокая, такая погрешность вполне допустима.

Рис. 4.37. Влияние плотности газовой среды на СДЗ капель аэрозоля ВУС и ДТ (dc=0,2 мм; x =120 мм; ∆Р=83 МПа) [59, 61]. 1 – расчетная зависимость; 2 – экспериментальная зависимость (линия соединяет средние значения для серии измерений).

187

4.5.3. Влияние геометрических параметров отверстия распылителя на качество распыливания УС и характеристики их сгорания. Помимо плотности, период дисперсионного распада существенно зависит от диаметра отверстия в распылителе: чем больше отверстие, тем больше времени проходит до начала дисперсионного распада. Зависимость, полученная для системы впрыска ВУС с пульсирующей подачей, между периодом дисперсии, диаметром распылителя и плотностью воздушного заряда показана на рис. 4.38 (а) [70]. На рис. 4.38 (б) представлена зависимость между глубиной проникновения ядра факела ВУС и ДТ до момента начала дисперсии в зависимости от диаметра распылителя и плотности воздушного заряда. Данные зависимости получены для аккумуляторной системы впрыска с накопителем, расположенным непосредственно в корпусе форсунки [61].

Рис. 4.38. Время (a) и расстояние (б) до начала дисперсионного распада ядра факела как функция проходного сечения отверстия распылителя для ВУС с массовым наполнением 50%. 1 – плотность газовой среды 1,2 кг/м3; 2 – плотность газовой среды 25 кг/м3.

188

Приведенные результаты демонстрирует хорошее соглашение между временем до распада, определенным с помощью киносъемки и оцененным аналитически на основании данных измерений мгновенного давления в топливопроводе. На рис 4.28 видно, что с увеличением диаметра отверстия распылителя с 0,2 до 0,4 мм, характер распределения капель по размерам (D-1) не претерпевал значительного изменения по сравнению с распределением (D), полученным в той же локализации. Эти результаты указывают на то, что в пределах рассмотренной амплитуды диаметров отверстий, их размеры оказывают слабое влияние на величину капель аэрозоля [14, 61]. Из рис. 4.28. и 4.39 видно, что амплитуда изменения СДЗ для отверстий разного диаметра отличается только на несколько процентов, что вполне соответствует погрешности измерений. Для высоких давлений впрыска нет четко выраженной корреляции между СДЗ и диаметром отверстия распылителя. Эта нечувствительность особенно характерна для области полного распада ядра факела, находящейся достаточно далеко от точки начала дисперсии. Такое наблюдение согласуется с аналогичными результатами для дизельных аэрозолей, за исключением того, что при тех же условиях впрыска, капли аэрозоля ДТ примерно в два раза меньше. Подобная закономерность объясняется тем, что при распыливании через маленькое отверстие можно получить капли аэрозоля с меньшим диаметром, однако и дисперсный распад ядра факела также наступает раньше. Это приводит к увеличению времени витания капель, в ходе которого они соединяются в более крупные. При большем диаметре отверстий дисперсия начинается позже, в результате чего расстояние проникновения капель сокращается, а число соединившихся капель становится меньше.

Рис. 4.39. Влияние диаметра отверстия распылителя на СДЗ капель аэрозоля ВУС и ДТ (ρ г =25 кг/м3; ∆Р=83 МПа; х=120 мм) [59, 61] . 1 – расчетная зависимость; 2 – экспериментальная зависимость (линия соединяет средние значения для серии измерений).

189

Относительно слабое влияние диаметра отверстий на качество распыливания ВУС и угол раскрытия конуса топливного факела, особенно в области низких давлений впрыска, привело к исследованию характеристик распыла для двенадцати различных форм отверстий (рис. 4.40) [57]. Цель этого исследования состояла в том, чтобы определить, можно ли, изменяя форму отверстия, получить эквивалентные или большие углы раскрытия конуса и эквивалентные или меньшие средние размеры капель, чем при использовании стандартного распылителя с отверстиями диаметром 0,3 мм при более низких давлениях впрыска. Снижение давления позволило бы понизить износ в каналах распылителя.

Рис. 4.40. Формы проточной части отверстий, испытанные для определения влияния профиля отверстия на качество распыливания ДТ и ВУС.

190

Все формы отверстия были испытаны в диапазоне давлений 20...69 МПа на ДТ. В результате испытания всех двенадцати профилей отверстий при трех различных давлениях были получены углы раскрытия конуса от 15...21° без заметной зависимости угла раскрытия от формы отверстия или давления впрыска. Стандартное отверстие формы D и три формы отверстия с переменным радиальным сечением G, L, и Μ были испытаны на ВУС с массовым содержанием угольных частиц 52% и средним размером 15 мкм. Результаты испытаний показаны на рис. 4.41.

Рис. 4.41. Влияние формы отверстий распылителя на угол раскрытия конуса факела распыла и СДЗ капель аэрозоля. ВУС с массовым содержанием угольных частиц 52% и средним размером 15 мкм.

Интересно отметить, что стандартное отверстие профиля D при распыливании ВУС давало меньший угол раскрытия конуса, чем другие формы. Отверстие профиля Μ показало самый большой угол раскрытия конуса. Такое различие может объясняться более эффективным L/D соотношением для отверстия данной формы. В целом же исследование показало, что различные формы отверстий распылителя не оказывали значительного влияния на качество распыливания ВУС и не способствовали его улучшению при более низких давлениях впрыска. Таким образом, концепция сокращения износа канала распылителя путем снижения давления впрыска с одновременным изменением формы отверстия оказалась несостоятельной. Из испытанных форм отверстий сходящиеся каналы имели несколько больший угол раскрытия конуса, чем другие. Также 191

не отмечалось никакого значительного изменения в уменьшении СДЗ капель аэрозоля. Влияние коэффициента потока распылителя. Несмотря на то, что форма отверстия распылителя не оказывает существенного влияния на качество распыливания, конструктивные особенности распылителей все же значительно влияют на рабочий процесс двигателя. На рис. 4.42 показано изменение скорости тепловыделения для двух типов распылителей с низким и высоким коэффициентом потока, установленных в форсунку с аккумуляторным накопителем. В табл. 4.5 представлены результаты испытаний в высокооборотном тепловозном двигателе 7FDL.

Рис. 4.42. Скорость тепловыделения при использовании двух типов распылителей. ─── распылитель с низким коэффициентом потока; ─ ─ ─ распылитель с высоким коэффициентом потока (частота вращения 1050 мин-1, температура и давление воздуха на входе 85°С и 326 κПа).

Распылитель с высоким коэффициентом потока имел проходное сечение приблизительно 2 мм2 (12 отверстий диаметром по 0,51 мм), с низким – 1,2 мм2 (10 отверстий диаметром по 0,39 мм). На рис. 4.42 видно, что профили теплонапряженности для обоих распылителей сильно отличаются. При использовании распылителя с высоким коэффициентом потока воспламенению предшествует предварительное перемешивание, в результате которого скорость тепловыделения после воспламенения нарастает очень быстро (второй максимум на рис. 4.42; первый малый максимум относится к сгоранию запального ДТ). Это приводит к увеличению жесткости работы двигателя и

192

повышенному максимальному давлению цикла. Для распылителя с низким коэффициентом потока характерен диффузионный характер горения, при котором максимум теплонапряженности ниже, в результате чего жесткость и максимальное давление снижаются, что является наиболее приемлемым для угольнотопливного двигателя. Следует отметить также наличие характерного «выступа» на кривой теплонапряженности между углами поворота коленчатого вала 10 и 30° после ВМТ. Таблица 4.5.

Результаты испытаний распылителей с разными коэффициентами потоков

УОВ, град. ДТ ВУС 28 22 28 20

Условия испытаний Давление впрыска, МПа Подача ДТ, мм3 начало конец 67,6 41,8 59 65,4 36,6 62 Характеристики сгорания

ртах МПа

Полнота выгорания, %

15,9 17,5

100,0 98,8

Мощность, кВт 145 166

Удельный расход теплоты, кДж/(кВт×ч) 7853 7918

Распылитель с высоким коэффициентом потока обеспечивал максимальное давление в цилиндре 17,5 МПа. При использовании распылителя с низким коэффициентом потока давление удалось снизить до 15,9 МПа, что лишь немногим более стандартного значения для данного двигателя при его работе на ДТ (15,5 МПа). Снижение максимальной скорости тепловыделения при уменьшении проходного сечения распылителя происходит, вероятно, в результате того, что к моменту воспламенения в рабочем цилиндре находится меньшее количество топлива. Кривая подъема иглы форсунки показывает, что для распылителя с высоким коэффициентом потока к моменту достижения максимума скорости тепловыделения в цилиндр уже было впрыснуто все топливо. Для распылителя с низким коэффициентом потока кривая подъема иглы указывает на то, что в цилиндр подано только около половины цикловой подачи. Топливо, которое было введено после достижения максимума скорости тепловыделения, очевидно, сгорает в диффузионной фазе, характеризуемой меньшей скоростью горения. Такое тепловыделение очень похоже на результат пленочного сгорания ДТ, вызванного тем, что топливная струя натекает на днище поршня [55]. Однако в случае использования ВУС зависимость скорости сгорания от времени подъема иглы в системе

193

впрыска топлива скорее указывает на объемно-диффузионное горение. Принимая во внимание погрешность определения неполноты сгорания (3...5%), следует отметить, что для обоих случаев этот показатель практически не отличается. Очень близким является и удельный расход топлива. Использование распылителя с низким коэффициентом расхода при высоком давлении впрыска позволяет снизить теплонапряженность двигателя, давление в цилиндре при достаточно высоком коэффициенте выгорания угольного топлива. Влияние формы капала распылителя. При создании распылителей для работы на ВУС, с целью получения необходимой износостойкости, их наконечники должны быть изготовлены из сверхтвердых материалов типа искусственного алмаза или нитрида бора и др. Поскольку такие материалы являются достаточно хрупкими, их приходится устанавливать в металлическую обойму, придающую им жесткость. На рис. 4.43 показан эскиз наконечника распылителя, в котором твердая вставка установлена в металлическом корпусе. Такое решение приводит к необходимости увеличивать длину каналов распылителя, что сказывается на качестве распыливания топлива. Для уменьшения влияния длины канала на процесс распыла выход из металлической части кожуха разворачивают на 20...30°. Для сравнения эти распылители испытывались с точно таким же тонкостенным распылителем без вставки (угол раскрытия 180 градусов), имеющим 12 отверстий диаметром 0,51 мм. Результаты испытаний представлены на рис. 4.44 и в табл. 4.6. Максимальная теплонапряженность и полнота выгорания для тонкостенного распылителя были намного выше, а удельный расход топлива намного ниже, чем для распылителя с расширяющимся каналом.

Рис. 4.43. Распылитель с твердой вставкой.

194

Рис. 4.44. Скорость тепловыделения при использовании толстостенных распылителей. ─── распылитель с углом раскрытия канала 180°; ─ ─ ─ распылитель с углом раскрытия канала 30°; ─ · ─ распылитель с углом раскрытия канала 20° (частота вращения 1050 мин-1, температура и давление воздуха на входе 85°С и 326 кПа). Таблица 4.6.

Результаты испытаний распылителей с разными углами раскрытия выходного отверстия Угол раскрытия, град. 180 30 20 Угол раскрытия, град. 180 30 20

Условия испытаний Давление впрыска, УОВ, град. Подача ДТ, мм3 МПа ДТ ВУС начало конец 28 22 59,9 31,5 69 28 33 54,8 24,7 62 28 48 58,7 33,2 56 Характеристики сгорания ртаx Полнота Удельный расход теплоты, МПа выгорания, % кДж/(кВт×ч) 14,7 92,4 9537 14,8 85,8 7918 13,9 83,4 9570

Влияние отношения L/D канала распылителя. Другим подходом к повышению износостойкости наконечника распылителя являяется использование монолитных твердых материалов. Из-за низких пределов прочности этих материалов корпус распылителя значительно утолщается, что приводит к увеличению отношения длины (L) канала к его диаметру (D). Характеристики теплонапряженности для аккумуляторной системы впрыска при использовании распылителя с

195

большим L/D соотношением (15,6) представлены на рис. 4.45. В табл. 4.7 приводятся основные параметры рабочего процесса. Для сравнения там же приводятся данные для распылителя с малой величиной отношения L/D (5,6), имеющего то же количество отверстий немного меньшего диаметра (0,39 мм против 0,41 мм).

Рис. 4.45. Скорость тепловыделения при использовании толстостенных распылителей. ─── распылитель с соотношением L/D = 5,6; ─ ─ ─ распылитель с соотношением L /D = 15,6; ─ · ─ распылитель с соотношением L/D = 15,6, работающий при повышенном давлении (частота вращения 1050 мин-1, температура и давление воздуха на входе 85°С и 326 кПа). Таблица 4.7.

Результаты испытаний распылителя с разным соотношением L/D Соотношение L/D 5,6 15,6 15,6

ДТ 28 28 28

Соотношение L/D 5,6 15,6 15,6

pmax, МПа 15,9 15,5 15,7

Условия испытаний УОВ, град. Давление впрыска, МПа Подача ДТ, мм3 ВУС начало конец 22 67,6 41,8 59 34 60,6 32,2 71 21 85,7 54,2 60 Характеристики сгорания Полнота Удельный расход теплоты, выгорания, % кДж/(кВт×ч) 100 7853 96,5 8278 98,1 8280

Максимальная величина скорости тепловыделения и начало горения для обоих случаев почти не отличаются. Однако по кривой 196

подъема иглы видно, что для наконечника с большим L/D соотношением, впрыск ВУС необходимо было производить раньше. Характерный «выступ» на кривой теплонапряженности, который следовал за максимумом, для распылителей с большим L/D соотношением отсутствовал. Это приводило к более низкой полноте выгорания (96,5 против 100%) и более высокому удельному расходу теплоты (8270 против 7853 кДж/кВт). Поскольку максимальное давление в цилиндре определяется прежде всего началом тепловыделения, его величина для этих двух случаев отличается незначительно. Увеличение давления начала впрыска с 67,6 до 85,7 МПа позволило улучшить характеристику сгорания для распылителя с большим L/D соотношением, приблизив профиль тепловыделения к аналогичной характеристике распылителя с малым L/D соотношением при более низком давлении впрыска. Очевидно, более высокое давление впрыска может скомпенсировать ухудшение сгорания при увеличении L/D. *** В заключение данной главы хотелось бы отметить, что приведенные выше выводы не являются окончательными, так как процессы впрыска угольных суспензий в настоящее время еще достаточно плохо изучены и требуют дополнительных исследований. В частности, основным недостатком всех исследований впрыска УС является то, что в них не учитывалось совместное влияние на развитие факела температуры и давления воздушного заряда, характерных для конца процесса сжатия. Очевидно, что впрыск ВУС в плотную газовую среду с температурой 600...750°С, а в случае с подогревом воздуха на входе и 800...1200°С, приводит к интенсивному испарению воды, которая более летуча, чем ДТ. Можно предположить, что образование внутри ядра факела паровых пузырьков вызывает нарушение его однородности и ускоряет процесс дисперсного распада. Очевидно, вопрос влияния температуры на процесс распыливания ВУС требует дальнейших исследований.

197

Глава 5 Особенности протекания рабочего процесса поршневого двигателя с самовоспламенением угольных топлив от сжатия 5.1. Самовоспламенение и сгорание ТУС. При использовании ТУС характеристики самовоспламенения и сгорания топливовоздушной смеси зависят, в основном, от самовоспламеняемости жидкого топлива, используемого в качестве носителя. Вопросы самовоспламенения жидких топлив достаточно хорошо изучены и рассмотрены в соответствующей литературе. При использовании в качестве жидкого носителя ДТ процесс сгорания ТУС выглядит в следующим образом: В период задержки самовоспламенения, происходит активное испарение дизельного топлива и освобождение пылеугольных частиц от жидкой оболочки. Величина периода задержки для ТУС, в основном, зависит от самовоспламеняемости жидкого носителя и состояния рабочего газа на момент впрыска топлива. Учитывая, что для ТУС наиболее рациональным является использование высококалорийных твердых топлив, летучие не оказывают существенного влияния на самовоспламеняемость суспензий, так как их содержание в этих топливах весьма ограничено, а температура, при которой происходит их активный выход, является достаточно высокой. Ряд исследователей полагают, что для такого типа топлив летучие не успевают выйти из частицы и сгорают не в газовой фазе, а в ходе поверхностных реакций. 5.2. Самовоспламенение и сгорание ВУС. Результаты последних исследований показали, что с практической точки зрения наибольший интерес представляет самовоспламенение и последующее сгорание пылеугольных и водоугольных топлив. При этом эффективность процесса самовоспламенения в значительной степени предопределяет эффективность последующего процесса сгорания топлива и эффективность рабочего цикла двигателя в целом. 5.2.1. Определение периода задержки самовоспламенения ВУС. Задержка самовоспламенения ВУС, поступающей в камеру сгорания двигателя, – важнейший параметр, определяющий характер протекания процесса сгорания твердых топлив в ДВС. В иностранной литературе можно встретить разные определения периода задержки самовоспламенения, что вносит определенную путаницу в оценку влияния этого параметра на дальнейший процесс сгорания твердого топлива. Исходя из выбранного определения, оценки разных исследователей для одних и тех же условий могут значительно отличаться. В литературе, распространенной на территории

198

стран СНГ, периодом задержки самовоспламенения считается промежуток времени или угол поворота коленчатого вала, который охватывает часть цикла от начала поступления топлива в цилиндр до момента отрыва кривой давления в цилиндре от кривой сжатия [13]. Помимо этого определения, в иностранной литературе можно встретить и другие формулировки, в основу которых положены различные физические явления, происходящие в камере сгорания [71]: - период задержки самовоспламенения, определяемый по светимости, представляет собой время от открытия форсунки до первой вспышки загоревшегося угля; - задержка самовоспламенения, определенная по падению давления, представляет собой время от открытия форсунки до момента достижения максимального падения давления в камере сгорания двигателя вследствие испарения жидкого носителя; - определение задержки самовоспламенения по восстановлению давления основано на том факте, что давление в камере после впрыска топлива падает вследствие расхода теплоты на испарение носителя. При последующем сгорании топлива давление повышается. Задержка самовоспламенения, определенная по восстановлению давления, представляет собой время от открытия форсунки до момента, когда давление вновь достигает значения, которое наблюдалось бы без впрыска топлива. Графическая интерпретация основных определений показана на рис. 5.1. Светимость и открытие форсунки выражены в долях единицы.

Рис. 5.1. Графическая интерпретация различных определений периода задержки самовоспламенения. 1 – по светимости; 2 – по максимальному падению давления; 3 – по восстановлению давления. ─ · ─ подъем игольчатого клапана; ─ ─ ─ светимость; ─── давление в цилиндре; - - - давление в цилиндре при отсутствии подачи топлива.

199

Необходимо отметить, что по своей физической сущности третье определение наиболее близко согласуется с принятым в отечественной литературе стандартом. Независимо от формулировки для данного промежутка времени характерно то, что в этот период топливо поступает в камеру сгорания, перемешивается с находящимся там воздухом и прогревается, в результате чего происходит интенсивное испарение жидкого носителя. В случае использования ВУС, процессу самовоспламенения предшествует активный выход летучих веществ. 5.2.2. Факторы, оказывающие влияние на величину задержки самовоспламенения ВУС. В ходе целого ряда экспериментов было установлено, что для водоугольных топлив, по сравнению с ДТ, период задержки самовоспламенения увеличивается. Это связано, в первую очередь, с наличием в составе суспензии довольно большого количества воды. В результате ее испарения расходуется некоторое количество теплоты на фазовый переход воды из жидкого состояния в парообразное. Температура воздушного заряда при использовании ВУС снижается гораздо сильнее, чем при использовании ДТ. В связи с этим, для восстановления давления в цилиндре необходимо более продолжительное время. Это хорошо видно из рис. 5.2, на котором показано изменение давления в имитационной камере при впрыске в нее поочередно 20 мг ВУС и ДТ. При этом начальные параметры газовой среды, на момент впрыска, воспроизводят состояние воздушного заряда к концу сжатия [71].

Рис 5.2. Зависимость давления в камере от времени (считая от момента начала впрыска) при сгорании 20 мг ВУС и ДТ №2 в одинаковых условиях (температура 1350К; давление 2,9 МПа: эквивалентное отношение смеси Н 2 , О 2 , N 2 – 0,26).

200

Нижняя кривая отражает изменение давления после впрыска ВУС, а верхняя – изменение давления после впрыска ДТ №2. Сопоставление кривых изменения давления при сгорании ВУС и ДТ указывает на существенные различия в процессах самовоспламенения этих двух топлив. Очевидно, что их сгорание сопровождается совершенно разными повышениями давления, скоростями выделения теплоты и временем задержки самовоспламенения. При всех исследованиях ВУС выделяла меньше энергии и имела большую задержку самовоспламенения, нежели ДТ. Кроме того, потери давления вследствие испарения для ВУС существенно выше, чем для ДТ. Как видно из рис. 5.2, при заданных условиях, чтобы компенсировать потери давления, обусловленные испарением, для ВУС необходимо почти 7 мс, в то время как ДТ самовоспламенялось уже через 1 мс. Разница в величине давления, в основном, обусловлена тем, что теплота сгорания ДТ №2 в 2,9 раза выше, чем у ВУС. Кроме того, сгорание угольных частиц происходит не полностью, так как, достигнув стенок камеры, они охлаждаются и далее не принимают участия в процессе сгорания. Результаты расчета показывают, что в случае, соответствующем рис. 5.2, не сгорает от 5 до 15% угля. Предположение о неполном сгорании подтверждалось и наличием на стенке камеры прилипших к ней частиц угля, причем, чем ниже была температура камеры, тем больше несгоревшего угля скапливалось на ее стенке по окончании опыта. Этот результат согласуется с данными о том, что при пониженной температуре увеличение задержки самовоспламенения приводит к тому, что большая часть струи попадает на стенку камеры до того момента, когда происходит самовоспламенение угля. ДТ при аналогичных условиях также попадает на стенку, но в отличие от частиц угля оно испаряется и сгорает. При температурах, которые наиболее типичны для современных дизельных двигателей, разница в задержке самовоспламенения ВУС и ДТ становится еще более заметной. На рис. 5.3 представлены полученные по трем приведенным выше определениям задержки самовоспламенения для ВУС и ДТ как функции температуры, при аналогичных условиях в экспериментальной камере. Из представленных данных можно выделить некоторые особенности самовоспламенения ВУС: - во-первых, задержка самовоспламенения ВУС в значительной степени зависит от температуры в камере, причем с увеличением температуры задержка самовоспламенения становится меньше; - во-вторых, с увеличением температуры все три характеристики задержки самовоспламенения сближаются;

201

- в-третьих, наименьшей является задержка самовоспламенения, определенная по светимости, затем по падению давления и, наконец, по восстановлению давления.

Рис 5.3. Зависимость задержки самовоспламенения ВУС и ДТ от температуры в камере.

Следует отметить, что при аналогичных условиях задержка самовоспламенения для ВУС оказывается всегда намного больше, чем для ДТ. Определенные по восстановлению давления периоды задержки самовоспламенения для обоих топлив отличаются примерно в пять раз. На рис 5.4 представлена логарифмическая зависимость задержки самовоспламенения ВУС, определенная по светимости как функция величины, обратной температуре. Из графика видно, что зависимость задержки самовоспламенения от температуры напоминает уравнение Аррениуса. При температуре в камере более 800К (или 1000/Т≤1,25) эффективная энергия активации составляет около 20 кДж/моль (против 150 кДж/моль – типичной энергии химической активации угля). Экспериментальные данные показывают, что при температуре ниже 800К эффективная энергия активации возрастает. Однако изменения давления и светимости во времени свидетельствуют о том, что при таких температурах происходит очень слабое сгорание угольных частиц. Возможно, это явление объясняется тем, что типичная температура самовоспламенения угля составляет примерно 700К [19]. Если этой температуры достигают только частицы угля на наружной поверхности струи, а середина ее остается сравнительно холодной, то выделяющейся энергии может не хватить для поддержания процесса горения.

202

Рис. 5.4. Определенная по светимости зависимость задержки самовоспламенения от температуры (типа уравнения Аррениуса).

Другое объяснение увеличения задержки самовоспламенения состоит в том, что важную роль в процессе воспламенения угольного топлива играет сочетание описанного выше эффекта с натеканием струи на стенку камеры сгорания и связанным с этим понижением температуры отдельных частиц. При температуре ниже 800К задержка самовоспламенения, определенная по светимости, составляет более 7 мс, что эквивалентно времени, за которое основная часть струи пересекает камеру и растекается по стенке. Многие частицы прилипают к стенке и быстро охлаждаются, в результате чего самовоспламенение становится невозможным, хотя температура в камере и превышает температуру самовоспламенения угля. На рис. 5.5 приводятся данные по задержке самовоспламенения для двух уровней температур (1025 и 1200К). Период задержки представлен как функция плотности продуктов сгорания, которая при заданной температуре непосредственно связана с давлением. Задержки самовоспламенения, определенные по давлению, уменьшаются при увеличении давления. Наиболее сильной эта зависимость оказывается для задержки самовоспламенения, определенной по восстановлению давления. При этом влияние давления ослабевает с ростом температуры. Для задержки самовоспламенения, определенной по светимости, подобная зависимость от давления не характерна. 203

Рис. 5.5. Зависимость задержки самовоспламенения от плотности при температуре в камере 1025 и 1200К.

5.3. Исследование процессов самовоспламенения ТУС и ВУС. Ryan Т.W. и Dodge L.G. проводили опыты (1984) исследуя самовоспламеняемость и сгорание ТУС. В качестве твердого топлива использовался уголь, древесный уголь и кокс. В качестве жидкого носителя использовалось ДТ №2. В ходе лабораторных испытаний струю топлива впрыскивали в инертный газ (азот). В моторных испытаниях использовался одноцилиндровый двигатель. Эксперименты показали, что правильно подобранные смесевые топлива могут иметь практически такие же характеристики сгорания, как и ДТ. 204

Robben F., Brehob D.D. и другие [40], в 1984 г. изучали процесс самовоспламенения водоугольного топлива, на установке с быстрым сжатием газовой смеси. Они получили некоторые предварительные результаты по самовоспламенению и сгоранию ВУС. Основной вывод, который был сделан по результатам исследований состоял в том, что для обеспечения удовлетворительного сгорания смеси требуется высокая температура в конце сжатия. В этих исследованиях использовалась смесь воды с малозольным углем. Siebers D.L. и Dyer Т.Μ. в 1986 г. выполнили экспериментальное исследование процесса самовоспламенения ВУС [71]. Для своих экспериментов они использовали камеру постоянного объема (одноразового действия), которая была спроектирована и изготовлена фирмой Volkswagen Research (ФРГ). Камера была предназначена для приемлемо точного моделирования процессов горения, происходящих вблизи ВМТ в поршневых двигателях разного типа. Камера представляет собой цилиндрический сосуд, снабженный с обоих торцов стеклянными окнами толщиной 25 мм, что обеспечивает свободное прохождение световых лучей через всю камеру. Диаметр цилиндрической камеры составляет 80 мм, а ширина между окнами 29 мм. Снаружи стенку камеры окружает слой высокотемпературной изоляции. Для моделирования температуры внутри цилиндра реальных двигателей ее можно нагревать электрическим подогревателем до 500K. Поперечное сечение камеры схематически показано на рис. 5.6. В ходе экспериментов регистрировали изменение давления при сгорании (измерялось пьезоэлектрическим датчиком давления), изменение светимости пламени (измерялось фотодиодом), давление впрыска и подъем иглы форсунки. Кроме того, с помощью высокоскоростных кинокамер производили съемку камеры теневым или обычным методом. На первых этапах исследования, для достижения необходимых температур, заключенный в камере сжатый воздух нагревали с помощью электрического подогревателя или помещали всю камеру в печь. Однако и в том, и в другом случае температура стенки камеры равнялась температуре воздушного заряда, что не соответствовало условиям в реальных дизельных двигателях. Особенно это искажало результаты испытаний для ВУС, так как большая задержка самовоспламенения приводила к тому, что большая часть топлива достигала стенок камеры задолго до полного выгорания. Для устранения влияния температуры стенок на процессы в камере, необходимые для моделирования давление и температуру обеспечивали следующим методом: сначала в камере воспламеняли и сжигали предварительно составленный очень бедный заряд, состоящий из газообразного топлива (H2), окислителя (О2) и разбавителя (N2). В

205

зависимости от требуемых для моделирования температуры и давления этот заряд соответствовал одному из трех значений эквивалентного отношения по кислороду: 0,23, 0,26 или 0,29. Продукты сгорания создавали в камере высокое давление и температуру. Поскольку заряд был бедным, в продуктах сгорания оставался кислород в количестве около 21%, что соответствует его содержанию в атмосферном воздухе. ВУС впрыскивали в полученную таким образом горячую и сильно сжатую газовую среду, в результате чего происходило самовоспламенение и сгорание топлива.

Рис. 5.6. Поперечное сечение камеры. 1 – камера; 2 – вакуумный канал; 3 – выпускной клапан с ручным управлением; 4 – датчик давления; 5 – свеча зажигания; 6 – впускной клапан; 7 – форсунка.

Моделирование условий в цилиндре дизельного двигателя состояло из двух основных этапов: во-первых, в камере постоянного объема создавали давление и температуру, характерные для дизельных двигателей вблизи ВМТ.

206

во-вторых, с помощью обычной форсунки для жидкого топлива в камеру с указанными условиями впрыскивали ВУС. Струя топлива самовоспламенялась и сгорала, как если бы она представляла собой отдельную порцию жидкого топлива, подаваемую в дизельный двигатель с неразделенной камерой сгорания. Использование описанного выше метода позволяло создавать в камере температуры от 700 до 1400К и давление от 1,0 до 3,2 МПа. Кроме того, независимо от температуры газов в камере температура ее стенок соответствовала температуре стенки цилиндра реального двигателя. С этой целью стенка подогревалась с помощью электрического подогревателя до температуры 420К. *** Ряд исследователей на основе обработки экспериментальных данных предложили способы оценки периода задержки самовоспламенения [36, 45, 46]. В частности, Греховым [9] для определения периода задержки самовоспламенения использовалась формула, заимствованная из теории теплового взрыва в форме, предложенной Покровским и Адамовым:

τi =АР-пехр(В/Т). Для топливоугольной суспензии коэффициент A был откорегирован по отношению к дизельному топливу, в связи с этим энергия активации топливоугольной суспензии была оставлена без изменений, поскольку ее самовоспламенение обязано именно дизельному топливу. Расхождение показателей для каменного и бурого углей объясняется почти двукратным отличием в количестве летучих. Показатель степени n в расчетах был принят постоянным, равным 1,19. Полученные константы представлены в табл. 5.1. В работе [9] обращается внимание на близость полученных констант к определенным для сжиженного газа B=E/R = 4820К, а не для сгорания чистого углерода (95...98%) В≈(10...15)×103. Это подчеркивает значение летучих в процессе выгорания твердого топлива – в основном соединений с молекулярной массой 16...130 и выше, которые состоят из комплекса углеводородов, моноокиси углерода, водорода, кислот, смол и других соединений. Данное обстоятельство указывает на то, что самовоспламеняемость угольных суспензий, в значительной степени, зависит от реологических характеристик исходного топлива. Самовоспламеняемость угольных частиц может сильно изменяться в зависимости от месторождения исходного топлива, способа и срока его хранения, метода предварительной обработки и обеззоливания. При подготовке исходного топлива для ВУС желательно избегать термической обработки, так как в этом случае содержание летучих в исходном топливе резко сокращается. 207

Таблица 5.1.

Константы для определения задержки самовоспламенения [9] Дизельное топливо A×10-6 В=E/R, К

39 4300

ТУС (50% угля по ВУС (50% угля по ВУС (50% угля по массе) массе) массе) Каменноугольное 46 77 4300 5000

Буроугольное 63 4800

Spadaccini и TeVelde для определения периода задержки самовоспламенения топливоугольных суспензий исходили из аналогичных соображений, что и Грехов, представив выражение в следующем виде:

⎛ 0 ,239 E ⎞ ⎟ τ= exp⎜⎜ ⎟ n Р ⎝ RuTг ⎠ A

где А = 2,43×10 -9 ; E = 174,17 кДж/моль и n = 2. Впоследствии данную корреляцию использовали Bell и Caton при моделировании термодинамического цикла твердотопливного поршневого двигателя [33]. 5.4. Пути улучшения самовоспламеняемости и сгорания угольных топлив. Как было показано выше, условия самовоспламенения угольных топлив, поступающих в двигатель как в виде сухой угольной пыли, так и в составе ВУС, значительно отличаются от условий самовоспламенения жидкого топлива в камере сгорания дизельного двигателя. Энергия активации твердого топлива значительно выше, чем жидкого. Чтобы добиться устойчивого самовоспламенения, приходится использовать различные методы, направленные на то, чтобы к концу процесса сжатия в камере сгорания двигателя создать условия, способствующие устойчивому самовоспламенению топливовоздушной смеси. Кроме параметров воздушного заряда в камере сгорания двигателя, характеристики самовоспламенения в значительной степени зависят от свойств самого топлива. В связи с этим все методы активации процесса самовоспламенения можно условно разделить на две большие группы: машинные и топливные. К первой группе относятся изменения в конструкции двигателя, направленные на то, чтобы к концу такта сжатия температура и давление воздушного заряда были достаточными для устойчивого самовоспламенения топливовоздушной смеси. 208

Ко второй группе методов относятся мероприятия, направленные на снижение энергии активации исходного твердого топлива или на изменение состава суспензии. На практике к суспензии добавляют различные присадки, позволяющие обеспечить ее устойчивое самовоспламенение в условиях камеры сгорания. Необходимо отметить, что в большинстве реальных конструкций для достижения устойчивого самовоспламенения, как правило, используются комбинации обоих методов. Условно можно выделить шесть основных факторов, оказывающих влияние на характеристики самовоспламенения твердого топлива: - угол опережения впрыска; - состояние воздушного заряда в конце процесса сжатия (температура, давление); - размер частиц; - характер распределения частиц в объеме воздушного заряда; - свойства угольного топлива (реакционная способность, содержание летучих); - наличие специальных присадок к топливу. Данные, полученные в результате лабораторных исследований процессов самовоспламенения ВУС, легли в основу разработки комплекса мероприятий, направленных на совершенствование процесса самовоспламенения и сгорания водоугольного топлива в реальных двигателях. Рассмотрим по отдельности влияние всех перечисленных факторов на процесс самовоспламенения твердого топлива. 5.4.1. Влияние угла опережения впрыска на характеристики самовоспламенения и сгорания ВУС. Для компенсации более длительной задержки, подача топлива в камеру сгорания двигателей, работающих на ВУС, должна производиться намного раньше, чем для ДТ. На рис. 5.7. показан случай успешного самовоспламенения аэрозоля ВУС, достигнутый путем установки более раннего впрыска топлива в камеру сгорания двигателя. Статическое опережение впрыска было увеличено с 26° до 65°. При этом динамическое начало впрыска соответствовало 51,4° до ВМТ. Температура приточного воздуха в ходе эксперимента поддерживалась на уровне 100°С. Разность давлений наглядно показывает, что в случае увеличенного угла опережения впрыска в цилиндре совершалась полезная работа, в результате чего двигатель развивал мощность 45,6 кВт. Расчетные кривые изменения температуры и теплонапряженности в цилиндре показывают, что самовоспламенение происходит приблизительно за 11° до ВМТ. Задержка самовоспламенения составила 40° по углу поворота кривошипа или приблизительно

209

6 мс. Это время практически полностью совпадает со временем полученным при исследованиях самовоспламенения в имитационной камере.

Рис. 5.7. Влияние начала впрыска на самовоспламенение ВУС в двигателе 7FDL фирмы General Electric. ─ ─ ─ опережение впрыска оптимизировано для ДТ (статический угол опережения 26° до ВМТ); ─── опережение впрыска оптимизировано для ВУС (статический угол опережения 65° до ВМТ) [52] .

5.4.2. Влияние состояния воздушного заряда в конце процесса сжатия на самовоспламеняемость и эффективность сгорания угольного топлива. Низкий коэффициент температуропроводности каменноугольных частиц (примерно 1,35 мм2/с) приводит к тому, что они достаточно медленно прогреваются, и, как следствие этого, время, необходимое на активацию процесса горения, возрастает [9, 52]. 210

Повышение температуры воздушного заряда к концу сжатия является одним из способов, позволяющих увеличить скорость прогрева частиц. В результате целого ряда исследований установлено, что наиболее благоприятные условия для самовоспламенения большинства твердых топлив создаются в случае, если к моменту подачи топлива в камеру сгорания температура воздушного заряда достигает 950...1300К. Нижнее значение в приведенном интервале соответствует использованию пылеугольного топлива с большим содержанием летучих, по мере уменьшения которых в топливе температура, необходимая для устойчивого самовоспламенения, возрастает. Верхнее значение температуры соответствует использованию ВУС, так как при этом часть теплоты воздушного заряда расходуется на испарение воды, в результате чего температура заряда снижается на 50...70К. Это хорошо видно из рис. 5.8, на котором показан характер изменения параметров воздушного заряда в рабочем цилиндре высокооборотного двигателя 7FDL [52] .

Рис. 5.8. Впрыск ВУС в цилиндр двигателя при условиях, характерных для устойчивого самовоспламенения ДТ (n =1050 мин-1, давление воздуха на входе 329 кПа, температура воздуха на входе 85°С, статический угол опережения впрыска 26° до ВМТ).

В ходе испытания ВУС впрыскивалась в цилиндр двигателя таким образом, что характеристики впрыска и условия в камере сгорания соответствовали требованиям для устойчивого самовоспламенения ДТ. Несмотря на это, никакого сгорания не наблюдалось. На том

211

же самом рисунке показан характер изменения температуры заряда в цилиндре двигателя. К моменту предполагаемого подъема иглы (за 16,5° до ВМТ, подача ВУС при этом отсутствует) средняя температура заряда приближается к 890К. В ходе дальнейшего сжатия, к моменту достижения поршнем ВМТ, ее значение увеличивается до 960К. Сравнение температурных кривых до и после впрыска ВУС показывает, что вода, содержащаяся в ВУС, понижает температуру заряда непосредственно перед сгоранием. Однако, к моменту воспламенения угольного топлива (приблизительно 11° до ВМТ), температура может достигать значения 890К, которое необходимо для устойчивого самовоспламенения в рассматриваемом двигателе. Согласно результатам исследования сгорания в бомбе, такой температуры вполне достаточно для самовоспламенения ВУС в течение 4...5 мс. Однако, как показали моторные испытания, промежуток времени, необходимый на самовоспламенение водоугольного топлива в реальных условиях на 5 мс больше, чем в бомбе. Для заданной частоты вращения двигателя, 1050 мин-1, в течение 5 мс кривошип поворачивается приблизительно на угол 30°. При этом угольные частицы оказываются подготовленными к сгоранию, когда рабочий поршень пройдет отметку 15° после ВМТ, к этому моменту средняя температура заряда оказывается меньше 890К, в результате чего наблюдается пропуск самовоспламенения. Из этого следует, что, даже если температура заряда достаточна для активации процесса сгорания топлива, это еще не означает, что ВУС может быть успешно сожжена в рабочем пространстве двигателя. Самовоспламенению водоугольного топлива предшествует довольно длительный этап подготовительных процессов, в ходе которых происходит испарение жидкого носителя. После испарения воды под действием высокой температуры частицы топлива достаточно быстро прогреваются, и из них начинают выделяться летучие. Смешиваясь с воздухом, они вступают в реакцию с кислородом, образуя очаги пламени. В результате совместного действия всех перечисленных факторов, период задержки самовоспламенения ВУС значительно больше, чем у ДТ. Чем выше температура заряда к моменту впрыска, тем быстрее протекают подготовительные стадии и тем меньше период задержки самовоспламенения. Это, в свою очередь, отражается на характеристиках рабочего процесса двигателя. Воздействуя на температуру воздушного заряда в конце сжатия, можно влиять на характеристики самовоспламенения топлива в камере сгорания двигателя. Наиболее существенное влияние на параметры воздушного заряда в конце процесса сжатия оказывают геометрические характеристики двигателя (степень сжатия, отношение объема камеры сгорания к ее

212

площади, полный объем цилиндра), а также параметры воздуха на входе в двигатель. Попытки повысить температуру в конце сжатия только за счет увеличения степени сжатия имели место в ряде исследований, однако в большинстве случаев они оказались недостаточно эффективными. При такой модернизации сильно возрастают нагрузки в деталях кривошипно-шатунного механизма, что ведет к значительному снижению механического КПД двигателя. Другим способом повышения температуры в конце сжатия является термоизоляция элементов камеры сгорания [9, 63]. Пример такого исполнения двигателя показан на рис. 5.9 [63]. Поверхность днища поршня закрыта специальной теплоизоляционной накладкой толщиной 5,1 мм. В качестве материала для накладки использована специальная керамика с теплопроводностью 0,025 Вт/(см×K). Гильза цилиндра по внешней стороне покрыта слоем керамического материала толщиной 1,524 мм. Такое решение, в целом, улучшает характеристики самовоспламенения твердых топлив, однако не является достаточно эффективным. В связи с этим такой способ повышения температуры воздушного заряда, как правило, используется в комбинации с другими методами. Помимо теплоизоляции камеры, ряд исследователей рассматривали возможность повышения температуры воздушного заряда в конце сжатия за счет установки специальных жаровых неохлаждаемых вставок или электрических свечей накаливания. В совокупности все эти методы приводят к положительному результату, однако максимальная эффективность от их использования, как правило, ограничивается каким-либо одним установившимся режимом работы двигателя. В настоящее время наиболее эффективным Рис. 5.9. Схема способом воздействия на параметры самовостеплоизоляции поршня и цилиндра. пламенения и сгорание топлива является регу1 – слой керамики лирование температуры на входе в двигатель. на внешней стороне Повышение температуры приточного воздуха погильзы; 2 – порзволяет не только добиться устойчивого самошень; 3 – теплоизоляционная накладка; воспламенения угольного топлива в рабочем 4 – крепежный болт. пространстве цилиндра, но и получить достаточно приемлемые характеристики сгорания, обеспечивающие эффективное протекание термодинамического цикла.

213

На рис. 5.10 представлены результаты испытания двигателя JS-1 для двух различных температур воздуха на входе. В первом случае температура воздуха на входе в двигатель поддерживалась на уровне 223°С, а во втором – 121°С. Для впрыска ВУС (табл. 3.6) использовался распылитель с диаметром отверстий 0,25 мм.

Рис. 5.10. Влияние температуры воздуха на входе в двигатель JS-1 фирмы Cooper-Bessemer на изменение давления и характеристику теплонапряженности в рабочем цилиндре при самовоспламенении ВУС [20], ─ ─ ─ давление; ─── скорость тепловыделения.

Как видно из рис. 5.10, при более высокой температуре сгорание было хорошее, а максимальное давление в цилиндре достигалось при угле поворота 6° после ВМТ. Сплошными линиями на рис. 5.9 показан характер изменения скорости тепловыделения. В первом случае сгорание ВУС протекало практически так же, как и ДТ. Максимальная теплонапряженность составляла 4,33 кДж/град., все топливо сгорало в течение 20° поворота коленчатого вала после ВМТ. Номинальный удельный расход теплоты составлял 5080 кДж/(кВт×ч). При температуре входящего воздуха порядка 121°С задержка самовоспламенения увеличивалась с 2,5 мс до 5,4 мс (от 6° до 13° по углу поворота кривошипа). В этом случае максимальное давление достигалось при угле 18° после ВМТ. Кривая теплонапряженности приобретала практически треугольную форму с максимумом 6,86 кДж/град. Более длительная задержка самовоспламенения частично компенсировалась более интенсивным тепловыделением. Поэтому удельный расход теплоты увеличился только на 3% и составил 5230 кДж/(кВт×ч).

214

Аналогичные результаты были получены в ходе испытания двигателя 7FDL специалистами фирмы General Electric. При этом исследования проводились как на режимах полной, так и частичных нагрузок. Характеристики рабочего процесса для двух различных температур воздуха на входе, в режиме частичных нагрузок, представлены в табл. 5.2. Характер изменения температуры представлен на рис. 5.11. Таблица 5.2.

Параметры рабочего процесса двигателя 7FDL фирмы General Electric с самовоспламенением ВУС на режимах частичных нагрузок Параметр Температура воздуха на входе, °С Статическое начало впрыска, до ВМТ, град. Динамическое начало впрыска, до ВМТ, град. Начало сгорания, до ВМТ, град. Продолжительность сгорания, град. Температура в конце сжатия, К Максимальное давление цикла, МПа Мощность, кВт Эффективность выгорания топлива, % Удельный расход теплоты, кДж/(кВт×ч)

110 65 51,3 11,4 40,0 900 10,7 45,6 94,6 9510

85 65 52,1 7,0 45,1 875 10,8 45,0 91,8 10110

Рис. 5 . 1 1 . Влияние температуры воздуха на входе в двигатель 7FDL фирмы General Electric на параметры рабочего цикла при самовоспламенении ВУС на режиме частичной нагрузки (n =1050 мин -1 , давление на входе 329 кПа). ─ ─ ─ 85°С; ─── 110°С.

215

На рис. 5.12 представлены результаты сравнения параметров рабочих циклов на режиме полной нагрузки при самовоспламенении ВУС. Общие закономерности изменения давления отличны от закономерностей при запальном зажигании. При более низкой температуре воздуха на входе топливо сгорает практически при постоянном давлении. Более низкое значение максимальной теплонапряженности также наблюдается при более низкой температуре приточного воздуха, а горение в цилиндре начинается позже. Так как регулирование впрыска в течение всех опытов оставалось постоянным, что видно по графику подъема иглы, более длинная задержка самовоспламенения при понижении температуры становится очевидной. Для поддержания оптимального коэффициента избытка воздуха (примерно 1,9) давление на входе в двигатель изменялось, чтобы сохранить постоянную плотность воздуха. Результаты испытания двигателя в режиме полной нагрузки представлены в табл. 5.3. Таблица 5.3.

Параметры рабочего процесса двигателя 7FDL фирмы General Electric с самовоспламенением ВУС на режиме полной нагрузки Приточный воздух Температура, Плотность, °С кг/м3 104 3,173 124 3,173

Давление, кПа 344 362

Удельный Полнота выгорания, расход теплоты, % кДж/(кВт×ч) 84,5 92,1

9426 9044

pтаx, МПа 10,6 15,9

Таким образом, даже незначительное повышение температуры приточного воздуха приводит к существенному улучшению характеристик сгорания твердого топлива и соответственно характеристик двигателя в целом. Однако значительное повышение температуры, особенно на режимах максимальных нагрузок, требует повышения давления приточного воздуха, чтобы сохранить необходимую массу воздушного заряда для поддержания оптимального коэффициента избытка воздуха. Чрезмерное давление приточного воздуха приводит к чрезмерному увеличению максимального давления сгорания и, как следствие, к высокому уровню механических нагрузок в двигателе. Поэтому диапазон давлений приточного воздуха не должен превышать 308...377 кПа. В большинстве лабораторных установок для безнаддувных двигателей подогрев воздуха на входе до 400...600K осуществлялся электронагревателями. При разработке реальных конструкций исследователями рассматривалась возможность получения необходимой температуры путем рециркуляции отработавших газов. Такой способ по-

216

зволяет в широких пределах изменять температуру заряда путем регулирования количества отработавших газов, поступающих на вход двигателя. Другим способом является подогрев входящего воздуха за счет теплоты отработавших газов путем установки специального теплообменника. Такой способ позволяет более рационально сбалансировать тепловые потоки в двигателе, однако является более сложным и менее надежным. Работа теплообменника в условиях выброса с отработавшими газами зольных частиц будет приводить к интенсивному снижению его эффективности.

Рис. 5.12. Влияние температуры воздуха на входе в двигатель 7FDL фирмы General Electric на параметры рабочего цикла при самовоспламенении ВУС на режиме полной нагрузки (n =1050 мин -1 , температура и давление на входе ─ ─ ─ 104°С, 344 кПа; ─── 124°С, 326 кПа).

217

Необходимо учитывать, что для безнаддувных двигателей как при нагреве воздуха, так и при рециркуляции отработавших газов, весовое наполнение рабочего цилиндра ухудшается, в результате чего эффективные показатели двигателя снижаются. В то же время большинство экспериментальных данных говорит о том, что на режимах, близких к максимальным нагрузкам, воздушный заряд в рабочем цилиндре имеет параметры, достаточно близкие к тем, которые необходимы для эффективной активации процесса самовоспламенения топлива. Поэтому, в зависимости от режима работы двигателя, температура воздуха должна изменяться: уменьшаться при работе на режимах, близких к максимальному, и увеличиваться на режимах частичных нагрузок. Таким образом, оборудовав двигатель регулируемой системой подогрева, можно эффективно влиять на процесс самовоспламенения и сгорания твердого топлива. На режимах полной нагрузки воздух может подогреваться незначительно, в результате чего эффективность двигателя существенно не изменится. Для двигателей, оборудованных наддувом, достаточно предусмотреть систему регулировки охлаждения воздушного заряда после компрессора. Кроме того, в наддувных двигателях прослеживается явная зависимость между эффективностью самовоспламенения твердого топлива и давлением воздушного заряда в конце сжатия. *** Влияние давления воздуха на входе в двигатель 7DFL на самовоспламеняемость ВУС и рабочий процесс на режиме частичной нагрузки показано на рис. 5.13. Для сравнения рассмотрены два случая различных давлений на входе – 329 кПа и 112 кПа. Частота вращения двигателя составляет 1050 мин-1, статический угол опережения впрыска 47° до ВМТ, температура воздуха на входе 85°С. По характеру изменения температуры видно, что при давлении 112 кПа никакого сгорания не происходит, следовательно, теплонапряженность нулевая. При увеличении давления в рабочем цилиндре достигаются условия, необходимые для активации процесса самовоспламенения и сгорания угольного топлива. Влияние давления воздуха на входе может быть объяснено сразу несколькими причинами. Во-первых, масса воздуха, поступившего в цилиндр двигателя при более низком давлении на входе, меньше. Если учесть, что в обоих случаях в камеру сгорания подается приблизительно одинаковое количество ВУС, на испарение воды расходуется приблизительно одинаковое количество теплоты, которая отводилась от воздушного заряда. После того, как парообразование полностью завершается, температура в камере сгорания снижается более заметно для слу-

218

чая более низкого давления на входе. Фактически, для давления 112 кПа максимальная температура достигает только 780К, что слишком мало для самовоспламенения угольного топлива. Во-вторых, свой вклад в пропуск самовоспламенения вносит ухудшение качества распыливания ВУС. Топливо впрыскивается в среду с более низкой плотностью, в результате чего дисперсия ядра факела происходит позже. Это предположение подтверждается результатами исследований сгорания аэрозолей ВУС в камере, позволяющей имитировать условия сгорания в двигателе.

Рис. 5.13. Влияние давления воздуха на входе на самовоспламеняемость и рабочие процессы двигателя 7FDL фирмы General Electric на режиме частичной нагрузки. ─ ─ ─ 329 кПа; ─── 112 кПа [52].

В-третьих, существует зависимость кинетики поверхностных реакций от давления окружающего газа. Улучшение параметров протекания рабочего процесса при повышении давления на входе наблюдается и при полной нагрузке двигателя. Хотя это улучшение и не столь значительное, как при увеличении температуры. Результаты испытания двигателя 7FDL на режиме полной нагрузки представлены в табл. 5.4. *** Bell и Caton путем моделирования рабочего процесса исследовали влияние температуры, давления воздуха на входе, а также начального размера частиц на термический КПД двигателя, работающего на угольных топливах с самовоспламенением от сжатия [33]. Входные

219

параметры моделируемого двигателя приведены в табл. 5.5, используемого топлива – в табл. 5.6. Таблица 5.4.

Параметры рабочего процесса двигателя 7FDL фирмы General Electric с самовоспламенением ВУС на режиме полной нагрузки Приточный воздух Давление, кПа 344 362

Удельный Полнота выгорания, расход теплоты, Температура, Плотность, 3 % кДж/(кВт×ч) кг/м °С 3,007 3,173

124 124

80,5 83,6

10756 10123

pтах, МПа 13,0 13,1 Таблица 5.5.

Параметры двигателя, принятые для моделирования рабочего цикла с самовоспламенением угольного топлива Параметр

Значение

Диаметр цилиндра, м Ход поршня, м Степень сжатия Частота вращения, мин-1 Температура стенки цилиндра, К Открытие выпускного клапана после ВМТ, град. Начальная температура заряда в рабочем цилиндре, К Коэффициент избытка воздуха Продолжительность впрыска топлива, град.

0,20 0,20 16,0 1030 480,0 150,0 450,0 1,67 20 Таблица 5.6.

Параметры топлива, принятые для моделирования рабочего цикла с самовоспламенением от сжатия Параметр

Значение

Количество жидкого носителя (по массе), % Максимальный выход летучих, (Vmax) Содержание летучих (по массе), % Теплота сгорания угля, кДж/кг Теплота сгорания летучих, кДж/кг Теплота сгорания коксоугольного остатка, кДж/кг

50 0,5 50 33,337 35,000 32,790

На рис. 5.14 представлена полученная ими зависимость, из которой видно, что увеличение давления приводит к более устойчивому самовоспламенению при более низких температурах воздуха на входе в двигатель или улучшает характеристику самовоспламенения при установленной начальной температуре. Аналитические данные согла220

суются с экспериментальными в том, что давление оказывает меньшее влияние на эффективность самовоспламенения топлива, чем температура. Несмотря на это, повышая начальное газовое давление, можно значительно уменьшить отрицательные последствия, связанные с увеличением температуры (снижение коэффициента наполнения цилиндра, уменьшение мощности двигателя).

Рис. 5.14. Индикаторный КПД как функция температуры воздуха на входе в двигатель в зависимости от начального давления и размеров частиц топлива, входящих в состав ВУС: 1 – (10 мкм, 200 кПа); 2 – (10 мкм, 100 κПа); 3 – (10 мкм, 50 кПа); 4 – (30 мкм, 200 кПа); 5 – (30 мкм, 100 кПа); 6 – (30 мкм, 50 кПа).

5.4.3. Влияние размеров частиц и полидисперсности угольного топлива на его самовоспламеняемость и полноту выгорания. Современные технологии позволяют получать каменноугольное топливо с диапазоном полидисперсности частиц 2...10 мкм. Можно считать установленным фактом, что с уменьшением размеров частиц эффективность их самовоспламенения возрастает, а период задержки самовоспламенения уменьшается. Однако такая зависимость носит нелинейный характер, и, при достижении некоторого значения, дальнейшее уменьшение размеров частиц для конкретного двигателя становится нецелесообразным. Во время впрыска отдельные частицы топлива могут образовывать агломераты, размеры которых в два-три раза превышают размеры исходных частиц. При этом агломераты воспламеняются и горят как одна достаточно крупная частица. Таким образом, фактические размеры частиц, поступающих в цилиндр двигателя, могут значительно отличаться от начальных. В результате этого увеличивается диапазон полидисперсности частиц, реально участвующих в самовоспламенении и сгорании.

221

Помимо повышения эффективности самовоспламенения, уменьшение размеров частиц приводит к сокращению периода задержки самовоспламенения. Это объясняется их более быстрым прогревом, а также большей реакционной площадью. В полидисперсных смесях более мелкие частицы самовоспламеняются раньше, в результате чего давление и температура рабочего газа быстро возрастает. Это, в свою очередь, приводит к активному воспламенению более крупных частиц. На рис. 5.15 показана зависимость между расчетным индикаторным КПД двигателя и начальной температурой воздушного заряда в зависимости от начальных моноразмеров частиц [33].

Рис. 5.15. Индикаторный КПД как функция начальной газовой температуры (в НМТ) для частиц с моноразмером 5, 10, 20, и 30 мкм (1, 2, 3, 4 – соответственно).

Рис. 5.16. Индикаторный КПД как функция начальной газовой температуры (в НМТ): 1 – для частиц с моноразмeром 5 мкм: 2 – для частиц с моноразмером 10 мкм: 3 – для полидисперсной смеси, состоящей из 20% частиц 20 мкм (по массе), 60% частиц 10 мкм и 20% частиц 15 мкм; 4 – для частиц с моноразмером 30 мкм.

222

На рис. 5.16 показана та же зависимость для полидисперсной смеси, состоящей из 20% частиц с размерами 10 мкм, 60% частиц с размерами 15 мкм и 20% частиц размером 30 мкм. 5.4.4. Влияние свойств угольных топлив на их самовоспламеняемость и эффективность сгорания. Реакционная способность твердых топлив так же, как и выход летучих, оказывает влияние на их самовоспламеняемость. На рис. 5.17 представлена зависимость между аналитически полученным значением термического КПД, начальной температурой воздуха на входе в цилиндр и коэффициентом поверхностных реакций [33]. В качестве топлива рассматривалась ВУС, состоящая из монофракционных частиц размером 15 мкм с различной степенью реакционной способности. С возрастанием реакционной способности топлива начальная газовая температура, при которой обеспечивается максимальный КПД двигателя, уменьшается. Так, например, если величина коэффициента поверхностных реакций Аi равняется 50, то максимальная эффективность двигателя может быть достигнута уже при температуре на входе в 325К. А при значении Аi, равном 1, начальная температура воздуха на входе в цилиндр должна быть не менее 400К.

Рис. 5.17. Индикаторный КПД как функция начальной температуры воздуха (в НМТ) для ВУС с монофракционными частицами 15 мкм в зависимости от коэффициента поверхностных реакций. 1 – А i =1; 2 – А i =10; 3 – А i =50.

Таким образом, при увеличении коэффициента поверхностных реакций в 50 раз, температура на входе в двигатель, необходимая для устойчивого самовоспламенения, уменьшается всего приблизительно на 20%. Из этого следует, что реакционная способность оказывает незначительное влияние на эффективность самовоспламенения твердого топлива. Это подтверждает предположение о том, что процесс выгорания коксоугольного остатка в условиях рабочего цилиндра носит диффузионный характер. Кроме того, с увеличением

223

реакционной способности топлива происходит снижение периода задержки самовоспламенения. 5.4.5. Повышение самовоспламеняемости ВУС путем добавки присадок. В ряде случаев для улучшения характеристик самовоспламенения ВУС в них добавляются различные присадки, в качестве которых используется метанол, дизельное топливо и другие нефтепродукты. В работе [33] приведены результаты аналитического исследования характеристик самовоспламенения ВУС в высокооборотном тепловозном двигателе.

Рис. 5.18. Термический КПД как функция начальной температуры воздуха для ВУС, имеющих состав (по массе). 1 – уголь 50%, ДТ 50%; 2 – уголь 50%, вода 45%, ДТ 5%; 3 – уголь 50%,· вода 48%, ДТ 2%; 4 – уголь 50%, вода 50%.

В результате моделирования процесса сгорания была установлена связь между индикаторным КПД и начальной температурой воздуха на входе в двигатель для четырех различных видов угольных суспензий. Полученные зависимости представлены на рис. 5.18, из которых видно, что добавление сравнительно небольшого количества дизельного топлива (примерно 5% по массе) позволяет снизить начальную температуру воздуха, необходимую для устойчивого самовоспламенения, на 80К. Помимо этого, наличие дизельного топлива в составе суспензии приводит к уменьшению задержки самовоспламенения. Siebers и Dyer установили, что с увеличением количества дизельного топлива, входящего в состав суспензии, период задержки самовоспламенения сокращается, однако такая тенденция сохраняется до определенного предела. При высоких газовых температурах задержка самовоспламенения достигает константы и далее практически не изменяется.

224

Глава 6 Рабочий процесс поршневого двигателя с принудительным воспламенением угольных топлив 6.1. Принудительная активация процесса сгорания. Запальный коэффициент. После того, как частицы твердого топлива подаются в камеру сгорания твердотопливного дизельного двигателя, в результате теплообмена с воздушным зарядом их температура увеличивается примерно до 320...350°С. При таких температурах скорости реакций остаются незначительными, в результате чего активация процесса сгорания не происходит. В этом случае угольные частицы в начале просто нагреваются, а затем остывают практически без изменения размеров (без выгорания). Как уже отмечалось, решающее значение на процесс воспламенения угольных топлив в цилиндре двигателя оказывают летучие, выделяющиеся в ходе нагрева частиц. Воспламеняясь и сгорая в газовой фазе, летучие способствуют повышению температуры в активной зоне, в результате чего к частице подводится энергия, необходимая для активации поверхностных реакций выгорания коксового остатка. При использовании высококалорийных углей с низким содержанием летучих, для преодоления порога активации, а также для углей с умеренным содержанием летучих, для стабилизации процесса воспламенения, используются предварительный впрыск в рабочий цилиндр небольшой порции запального жидкого топлива или какой-либо другой посторонний источник открытого пламени. Расчеты показывают, что для успешного сжигания высококалорийных твердых топлив в двигателе с частотой вращения порядка 1500 мин-1, порог активации процесса сгорания должен быть преодолен в течение первых двух градусов поворота коленчатого вала [33] . Для того чтобы получить тепловой эффект от реакций между кислородом воздуха и углеродом топлива, в рабочий цилиндр необходимо предварительно подвести определенное количество теплоты. При этом важным параметром является скорость активации процесса сгорания. Исходя из ограниченности промежутков времени, отводимых на процесс сгорания, именно от скорости активации зависит полнота выгорания топлива, что в конечном итоге существенно влияет на термический КПД двигателя. Энергетическое соотношение между теплотой, выделяемой в результате сгорания запального топлива, и полной теплотой, необходимой для осуществления термодинамического цикла, характеризуется запальным коэффициентом:

225

χ=

Qзап Qцикл

где Qзап – теплота, полученная в результате сгорания запального топлива; Qцикл – полная теплота, выделившаяся за цикл. 6.2. Методы принудительного зажигания угольного топлива в камере сгорания поршневого двигателя и их влияние на рабочий процесс.

Существующие методы принудительного воспламенения твердого топлива в рабочем пространстве двигателя могут быть условно разделены на следующие группы: - угольное топливо воспламеняется вследствие взаимодействия с воздушным зарядом, температура которого предварительно повышается путем впрыска некоторой порции ДТ. При этом все ДТ сгорает до того, как в цилиндр подается угольное топливо (метод теплового зажигания); - впрыск запального ДТ осуществляется через отдельно установленную форсунку. Эта форсунка подает ДТ таким образом, что впрыск запального и основного топлива накладываются по времени (метод запального зажигания); - расслоенный впрыск запального топлива, когда запальное ДТ впрыскивается в рабочий цилиндр через главную форсунку до или после впрыска основного топлива (метод расслоенного запального зажигания); - активация процесса горения осуществляется путем введения в камеру сгорания плазменной струи, полученной в отдельной камере путем принудительного поджига (например, от электрической искры) газовоздушной или бензовоздушной смеси (метод плазменного зажигания). 6.2.1. Метод теплового зажигания. В ходе исследований по сжиганию ВУС в малооборотном двигателе Sulzer изучался метод так называемого теплового зажигания. Для реализации этого метода впрыск вспомогательного топлива производили с опережением таким образом, чтобы еще до начала подачи ВУС все вспомогательное ДТ полностью успевало сгореть. При таком способе зажигания роль вспомогательного топлива заключалась в увеличении температуры воздушного заряда до величины, достаточной для самовоспламенения ВУС. Эти испытания показали, что получить стабильные параметры воспламенения при использовании такого метода достаточно сложно [65]. На рис. 6.1 иллюстрируется обращенная осциллограмма, на которой виден характер изменения давления на протяжении десяти рабочих циклов в малооборотном двигателе 1RSA76 фирмы Sulzer. 226

На рассматриваемом режиме расход вспомогательного ДТ составляет 3...4%, а нагрузка двигателя примерно 50%. Как видно из рисунка, разброс кривых при таком методе зажигания достаточно большой, что указывает на нестабильность процесса воспламенения, в результате чего показатели работы двигателя – хуже, чем при других методах зажигания. В частности, удельный расход топлива увеличивается в среднем на 5% по сравнению с методом запального зажигания.

Рис. 6.1. Изменение давления в рабочем цилиндре двигателя 1RSA76 фирмы Sulzer на протяжении десяти циклов при тепловом методе зажигания (по результатам обработки осциллограмм, приведенных в работе [65]).

6.2.2. Метод запального зажигания. Впрыск в камеру сгорания небольшого количества запального жидкого топлива позволяет обеспечить интенсификацию процесса воспламенения угольных частиц. Механизм активизации воспламенения путем впрыска жидкого дизельного топлива вместе с подачей в цилиндр угольного топлива имеет две составляющие: во-первых, дизельное топливо, воспламеняясь, подогревает воздушный заряд, что приводит к ускорению разогрева угольных частиц и выходу из них летучих компонентов, а также к ускорению реакций на поверхности частицы и в газовой фазе; 227

во-вторых, присутствие открытого пламени приводит к ускорению воспламенения летучих, так как сами они обладают достаточно низким цетановым числом (15...19). В зависимости от того, какой фактор является преобладающим в процессе воспламенения угольных частиц, впрыск запального топлива может начинаться вместе с подачей угольного топлива в камеру сгорания или к концу подачи. Для высококалорийных топлив, у которых роль летучих в процессе воспламенения невелика, очевидно, имеет смысл подавать запальное топливо к моменту начала подачи угольного топлива. Для топлив с высоким содержанием летучих и низкой температурой их выхода запальное топливо следует впрыскивать ближе к концу подачи основного топлива. В этом случае летучие выделятся из угольных частиц за счет теплоты заряда, а появление открытого пламени приведет к их быстрому воспламенению. Во всех случаях отмечается, что запальное зажигание позволяет получить более устойчивую характеристику воспламенения, в связи с чем колебания давления от цикла к циклу уменьшаются. На рис. 6.2 показаны осциллограммы давления десяти последовательных циклов в малооборотном двигателе 1RSA76 фирмы Sulzer при запальном способе зажигания. В отличие от теплового зажигания (рис. 6.1), колебания давления имеют минимальные отклонения.

Рис. 6.2. Изменение давления в рабочем цилиндре двигателя 1RSA76 фирмы Sulzer на протяжении десяти циклов при запальном методе зажигания (по результатам обработки осциллограмм, приведенных в работе [65]).

228

Эффект от воздействия запального зажигания на рабочий процесс дизельного двигателя 7FDL, при его работе на ВУС на режиме частичных нагрузок, продемонстрирован на рис. 6.3. Основные показатели рабочего процесса представлены в табл. 6.1.

Рис. 6.3. Влияние запального воспламенения на рабочий процесс в дизельном двигателе 7FDL фирмы General Electric (основное топливо ВУС, запальное топливо ДТ №2). ─ ─ ─ топливо отсутствует; ─ · ─ запальное ДТ; ─── запальное ДТ+ВУС; ─ · · ─ ВУС.

229

Количество запального ДТ, подаваемого в камеру сгорания, составляло 90 мм3 за цикл. В энергетическом эквиваленте это приблизительно 6...7% энергии, необходимой двигателю на режиме максимальной нагрузки. Для сравнения рассмотрены четыре случая: подача основного и запального топлива отсутствует (кривая 1); в цилиндр подается только запальное топливо (кривая 2); подается запальное топливо и ВУС (кривая 3); подача запального топлива отсутствует (кривая 4) Таблица 6.1.

Влияние запального зажигания на рабочий процесс двигателя 7FDL фирмы General Electric (режим частичной нагрузки)

ВУС –––– –––– –––– –––– 14,4 1011 25,4 983

Мощность, кВт

pmax, MПa

10,6 -23,3 11,6 5,3 14,1 76,6 10,1 43,1

Удельный расход теплоты, кДж/(кВт×ч)

ДТ ВУС ДТ ВУС ДТ –––– –––– –––– –––– –––– 33,8 –––– 24,0 –––– 9,8 33,8 32,4 24,0 18,0 9,8 –––– 32,4 –––– 7,0 ––––

Температура начала горения ВУС, K

Задержка воспламенения, град.

Характеристики сгорания

Полнота выгорания топлива, %

Отсутствует ДТ ДТ+ВУС ВУС

Воспламенение (до ВМТ), град.

Топливо

Динамический угол впрыска (до ВМТ), град.

Характеристики воспламенения*

–––– 100 98,7 75,5

–––– 17329 8038 12079

* n =1050 мин -1 , температура воздуха на входе 110°С; давление воздуха на входе 329 кПа; статический угол подачи запального топлива – 47° до ВМТ; статический угол подачи ВУС – 47° до ВМТ.

Из рис. 6.3а и таблицы 6.1 видно, что использование запального зажигания для активации процесса сгорания ВУС позволяет получить максимальное давление в рабочем цилиндре. В то время как отдельная подача запального топлива приводит к увеличению давления до 11,6 МПа, отдельная подача ВУС – к давлению 10,2 МПа, совместная подача этих двух топлив позволяет получить максимальное давление в цилиндре двигателя порядка 14 МПа. При подаче в камеру сгорания только ВУС наблюдается снижение максимального давления цикла до величины меньшей, чем при полном отсутствии подачи топлива. В то же время, сгорание топлива происходило, так как датчиком были зарегистрированы волны давления. При работе прослушивался звук, типичный для дизельных двигателей, работающих с чрезвычайно ранним впрыском ДТ или с длинной задержкой зажигания. 230

На рис. 6.3б представлены расчетные значения температуры в цилиндре двигателя и скорость тепловыделения. При впрыске только запального топлива выделение теплоты начиналось примерно за 24° до ВМТ, при этом форма кривой скорости тепловыделения имела типичный вид для раннего впрыска ДТ. Все топливо было сожжено практически сразу же после воспламенения. Когда в камеру сгорания подавали ВУС и запальное ДТ, первая часть кривой скорости тепловыделения не изменилась. Это происходило потому, что некоторое количество ВУС было введено в цилиндр еще до воспламенения ДТ. Воспламенение ВУС характеризуется появлением второго максимума на кривой тепловыделения. Следует отметить, что без запального топлива ВУС самовоспламенялась за 7° до ВМТ, в то время как с запальным топливом это происходило за 18° до ВМТ. Следует также отметить, что с запальным зажиганием максимальная теплонапряженность сгорания ВУС намного выше, чем при ее самовоспламенении. Из табл. 6.1 видно, что в результате совместного сгорания запального топлива и ВУС полученная мощность (76,6 кВт) намного выше, чем в случае использования каждого типа топлива по отдельности. Это объясняется не только суммарным тепловым эффектом от сгорания, но и характером выделения теплоты. При использовании запального топлива вместе с ВУС выделение теплоты сконцентрировано в непосредственной близости от ВМТ, в то время как в других случаях максимум скорости тепловыделения достигается далеко за ВМТ. Без запального топлива задержка зажигания ВУС составляет 25,4° поворота коленчатого вала, с запальным зажиганием задержка уменьшается до 14,4°. Из температурных зависимостей видно, что перед воспламенением на ВУС воздействует более высокая средняя температура заряда. Очевидно, что к моменту воспламенения первых частиц твердого топлива, локальная температура, воздействующая на частицу, еще выше. 6.2.3. Метод расслоенного запального зажигания. Расслоенное зажигание лишь условно можно выделить как отдельный метод активации процесса воспламенения угольного топлива в рабочем цилиндре поршневого двигателя. Основным отличием от теплового зажигания является то, что впрыск ВУС производится сразу после впрыска запального ДТ, а активация процесса происходит не только за счет повышения температуры воздушного заряда, но и за счет прямого контакта летучих продуктов разложения угля с открытым пламенем. От запального зажигания расслоенный метод отличается тем, что в объеме воздушного заряда формируются четко выраженные зоны распределения топливовоздушной смеси с ДТ и ВУС.

231

Использование расслоенного метода впрыска запального топлива для активации процесса воспламенения ВУС исследовалось фирмой General Electric на тепловозном двигателе 7FDL [52]. Впрыск запального топлива осуществлялся через главную форсунку, расположенную вдоль оси рабочего цилиндра. Исследования проводились при частоте вращения двигателя 1050 мин-1, температура и давление воздуха на входе поддерживались на уровне 110°С и 329 кПа соответственно, статическое начало впрыска 52° до ВМТ. Результаты испытаний приведены на рис. 6.4 и в табл. 6.2.

Рис. 6.4. Изменение давления, скорости тепловыделения и температуры в рабочем цилиндре двигателя 7FDL фирмы General Electric при расслоенном воспламенении ВУС. ─── подача запального топлива через главную форсунку; ─ ─ ─ подача запального топлива отсутствует.

232

Таблица 6.2.

Влияние расслоенного запального зажигания на рабочий процесс двигателя 7FDL фирмы General Electric Температура начала горения ВУС, K

pmax, MПa

Мощность, кВт

–––– 40,4

–––– 10,0

–––– 30,4

–––– 972

10,6 13,1

-8,7 69,9

Полнота выгорания топлива, % Удельный расход теплоты, кДж/(кВт×ч)

Задержка воспламенения, град.

Отсутствует Расслоенный запал

Воспламенение (до ВМТ), град.

Топливо

Характеристики сгорания

Динамический угол впрыска (до ВМТ), град.

Характеристики воспламенения

–––– 94,0

–––– 8124

Исследования показали, что, по сравнению с самовоспламенением ВУС, задержка зажигания при расслоенном методе воспламенения сокращается с 40° до, приблизительно, 30°. Это, очевидно, происходит потому, что дизельное топливо впрыскивается в камеру сгорания до того, как туда подается ВУС. При этом условия для самовоспламенения запального топлива практически ничем не отличаются от аналогичных условий в двигателях, работающих на ДТ. При расслоенном методе подачи запального топлива в ходе изменения давления отсутствовали волновые процессы колебания давления, что объясняется последовательным сгоранием обоих топлив, при котором сгорание запального ДТ плавно переходит в сгорание ВУС. При расслоенном зажигании, по сравнению с другими методами принудительного воспламенения, наблюдалась максимальная скорость выделения теплоты в рабочем цилиндре двигателя, которая доходила до 1,4 кДж/град. Таблица 6.3.

Параметры рабочего процесса двигателя 7FDL фирмы General Electric на частичных нагрузках при различных методах активации процесса воспламенения ВУС

233

Расслоенный запал

Скорость тепловыделения, кДж/град. Полнота выгорания топлива, % Степень использования теплоты, % Удельный эффективный расход теплоты, кДж/(кВт×ч) Эффективная мощность, кВт

Запальное зажигание

Параметр

Воспламенение от сжатия

Метод зажигания

0,57 88,2 94,6 9508 45,6

0,77 98,7 96,8 8038 76,6

1,39 94,0 97,9 8124 69,9

На рис. 6.5 и в табл. 6.3 сравниваются параметры рабочего процесса в двигателе 7FDL на режимах частичных нагрузок при расслоенном и запальном методах активации процесса воспламенения ВУС, а также при самовоспламенении. На рис. 6.6 и в табл. 6.4 аналогичным образом приводятся параметры рабочего процесса для режима полной нагрузки.

Рис. 6.5. Изменение давления, скорости тепловыделения и температуры в рабочем цилиндре двигателя 7FDL фирмы General Electric при различных методах активации воспламенения ВУС (режим частичных нагрузок). ─── расслоенный запал; ─ ─ ─ самовоспламенение; ─ · ─ запальное зажигание.

234

Для сравнения в таблицах и на рисунках приводятся данные для самовоспламенения угольного топлива, кроме того в табл. 6.4 дана характеристика двигателя при его работе на ДТ №2.

Рис. 6.6. Изменение скорости тепловыделения и температуры в рабочем цилиндре двигателя 7FDL фирмы General Electric при различных методах активации воспламенения ВУС (режим полной нагрузки). ─── ДТ; ─ ─ ─ ВУС + запальное зажигание; ─ · ─ ВУС + расслоенный запал.

235

Таблица 6.4.

Параметры рабочего процесса двигателя 7FDL фирмы General Electric на режимах полной нагрузки при различных методах активации процесса воспламенения ВУС

0,05 8721 90,3 17,5 182

0,06 8400 93,8 16,5 181

Дизельное топливо

Запальный коэффициент Удельный расход теплоты, кДж/(кВт×ч) Полнота выгорания, % pmax, MПa Эффективная мощность, кВт

Воспламенение от сжатия

Параметр

Запальное зажигание

Расслоенный запал

Метод зажигания

0 9044 92,1 15,9 185

1,0 8141 100 15,4 197

6.2.4. Метод плазменного зажигания. Возможность использования плазменного метода воспламенения ВУС исследовалась специалистами фирмы Cooper-Bessemer [44]. Для этих опытов был использован четырехтактный одноцилиндровый двигатель модели JS-1, который в базовом варианте предназначен для работы на природном газе, дизельном топливе или их комбинации. Для проведения опытов по плазменному воспламенению ВУС была сконструирована и изготовлена специальная головка цилиндра, разрез которой показан на рис. 6.7. Помимо главной и вспомогательной форсунки в ней была установлена струйная газовая горелка для факельного сжигания природного газа.

Рис. 6.7. Конструкция головки цилиндров двигателя JS-1 фирмы Cooper-Bessemer. 1 – рабочий поршень; 2 – струйная газовая горелка; 3 – главная форсунка; 4 – форсунка для подачи запального ДТ.

236

Газ поступает в горелку через подающий клапан в тот промежуток времени, когда давление в магистрали питающего природного газа больше давления в цилиндре. На такте сжатия в горелку из рабочего цилиндра поступает воздух, при этом образуется горючая смесь. Эта смесь в струйной горелке воспламеняется свечой зажигания, после чего горячие продукты сгорания поступают в главную камеру в виде плазменной струи, которая выступает в качестве источника зажигания.

Рис. 6.8. Изменение давления и скорости тепловыделения в рабочем цилиндре двигателя JS-1 фирмы Cooper-Bessemer при воспламенении ВУС запальным и плазменным методом. 1 – запальное зажигание; 2 – плазменное зажигание.

237

На рис. 6.8 показано, что запальное устройство со струйной газовой горелкой осуществляет воспламенение и обеспечивает параметры горения аналогично запальному зажиганию с помощью ДТ, подаваемого через вспомогательную форсунку с тремя отверстиями. Как и в случае с плазменным зажиганием, запальный коэффициент природного газа составляет всего 0,04...0,05. В обоих случаях максимальное давление в цилиндре достигается за 9° после ВМТ и составляет приблизительно 8,2 МПа. В опытах с запальным зажиганием получена несколько меньшая задержка зажигания и, соответственно, меньшая скорость тепловыделения. Удельное потребление топлива и температура отработавших газов при испытании на тормозном стенде для обоих случаев были почти одинаковыми. Таким образом, плазменное зажигание позволяет получить вполне приемлемые параметры рабочего цикла двигателя при сравнительной простоте конструкции запального устройства. Использование плазменного воспламенения позволяет отказаться от достаточно сложной и дорогостоящей системы впрыска запального топлива, заменив ее на более простую и достаточно хорошо отработанную систему приготовления газовоздушной или бензовоздушной смеси. Кроме того, использование плазменной горелки и воспламенение горючей смеси от электрической искры позволяет в достаточно широких пределах регулировать процесс воспламенения топлива в камере сгорания двигателя как в процессе его доводки, так и в ходе эксплуатации. 6.3. Влияние параметров воздушного заряда на входе в двигатель на эффективность рабочего процесса. Как и при самовоспламенении угольного топлива от сжатия, для двигателей с принудительным запалом существенным резервом повышения эффективности рабочего процесса является воздействие на параметры воздушного заряда на входе в двигатель. В зависимости от поставленных задач, изменением одного или нескольких параметров воздуха на входе в двигатель можно повысить эффективность выгорания топлива, улучшить параметры термодинамического цикла. При дальнейшем рассмотрении различных факторов, оказывающих влияние на рабочие процессы двигателя, основное внимание будет уделено использованию водоугольного топлива. Это объясняется тем, что применение этого вида топлива является более перспективным с точки зрения снижения зависимости от нефти, более интересным в теоретическом плане. Исходя из этого, по этому виду топлива в последнее время выполнено больше всего исследовательских работ.

238

6.3.1. Влияние коэффициента избытка воздуха на эффективность рабочего процесса двигателя. Теоретически, из-за более высокого углеродно-водородного отношения, для стехиометрического сгорания угольного топлива требуется на 3...5% больше воздуха, чем для сжигания ДТ. Однако более длительная задержка воспламенения позволяет продлить процесс перемешивания угольных частиц с воздушным зарядом, в результате чего к моменту воспламенения смесь получается более однородной. При оптимальном выборе параметров впрыска основного и запального топлива это позволяет эффективно сжигать твердые топлива при меньших значениях коэффициента избытка воздуха (α), чем в двигателях, работающих на ДТ. В ходе экспериментов по сжиганию ВУС в двигателе 7FDL на режиме полной нагрузки при частоте вращения 1050 мин-1 была достигнута индикаторная мощность более, чем 190 кВт/цил. (рi = 2,0 МПа) при α = 1,6. При использовании ДТ снижение α ниже 1,9 приводило к значительному ухудшению показателей сгорания в данном двигателе. Можно предположить, что при повышении α эффективность процесса сгорания будет возрастать, а тепловые потери в рабочем цилиндре двигателя будут снижаться. Однако расчеты показывают, что при увеличении α ≥ 2 эффективность сгорания топлива начинает падать. Такое поведение объясняется равномерным распределением частиц в объеме воздушного заряда. При неравномерном смешении сгорание топлива происходило бы в определенных зонах, в результате чего температура повышалась бы локально в пределах этих зон вокруг групп горящих угольных частиц. Таким образом, в локальных зонах, отделенных от основной части более холодного рабочего газа поддерживались бы более высокие скорости реакций. Если же смешение топливных частиц и воздушного заряда равномерное, то градиенты в рабочем пространстве цилиндра незначительны, а частицы окружены газом с более низкой температурой. Это приводит к менее интенсивному теплообмену и понижению температуры частицы. В связи с чем, несмотря на избыток кислорода, скорости реакций оказываются достаточно низкими. Увеличение времени горения и связанное с этим неполное выгорание топлива приводят к снижению КПД двигателя в целом. Все, сказанное выше, справедливо и для двигателей, работающих с самовоспламенением угольного топлива. Таким образом, эффективность сгорания твердого топлива в значительной степени зависит от коэффициента избытка воздуха в цилиндре двигателя. Для сохранения двигателем своих характеристик, особенно на режиме полной нагрузки, любое воздействие на параметры приточного воздуха должно осуществляться таким

239

образом, чтобы α сохранялось близким к оптимальному для данного двигателя. 6.3.2. Влияние температуры воздуха на входе в двигатель на эффективность сгорания ВУС. Как уже отмечалось, процессу воспламенения ВУС, введенной в камеру сгорания, предшествуют процессы парообразования воды и выхода летучих веществ из угля. Для покрытия расходов теплоты на эти процессы необходимо, чтобы температура в конце сжатия была достаточно высокой. Оптимальным и достаточно простым методом воздействия на температуру в конце сжатия является подогрев приточного воздуха на входе в двигатель. Как уже было сказано в главе 5, увеличение температуры приточного воздуха приводит к улучшению воспламенения и сгорания угольного топлива в двигателях с самовоспламенением от сжатия. Основным фактором, способствующим более эффективному сгоранию топлива в таких двигателях, является компенсация за счет повышенной температуры тепловых потерь на испарение воды и, как следствие, сокращение периода задержки воспламенения. В двигателях с принудительным воспламенением величина периода задержки в большей степени зависит от способа и характеристик принудительного воспламенения, в связи с чем эффект от подогрева воздуха на входе не носит столь однозначного характера, как для двигателей с самовоспламенением. На режимах максимальной нагрузки, для того чтобы сохранить необходимую массу воздушного заряда, повышение температуры должно сопровождаться повышением давления приточного воздуха. Однако слишком высокое давление воздуха на входе в двигатель приводит к чрезмерному увеличению максимального давления сгорания и соответственно к высокому уровню механических нагрузок в двигателе. Повышение температуры приточного воздуха без компенсации плотности заряда на входе в двигатель приводит к снижению массового наполнения цилиндра, что сказывается на эффективности сгорания топлива. Исходя из сказанного выше, можно выделить два способа подогрева заряда на входе в двигатель – с постоянной плотностью заряда и с постоянным давлением. В зависимости от способа подогрева приточного воздуха, а также от диапазона используемых температур, эффект от подогрева заряда на входе в двигатель может сильно отличаться. *** При постоянной плотности заряда температура на входе в двигатель ограничена, с одной стороны, необходимостью сохранять оптимальный коэффициент избытка воздуха, а с другой стороны, допустимым давлением наддува. Для двигателя 7FDL фирмы General

240

Electric при α = 2 и давлении наддува 308...377 кПа диапазон изменения температуры приточного воздуха был выбран от 65° до 145°С. В данном диапазоне более высокая температура (соответственно, и более высокое давление) улучшает сгорание топлива и приводит к снижению его удельного расхода. Повышение температуры приточного воздуха способствует также оптимальному выделению теплоты (в районе ВМТ) и увеличению давления в цилиндре, что хорошо видно из рис. 6.9, на котором представлено изменение давления и скорости тепловыделения в рабочем цилиндре двигателя 7FDL. Учитывая, что плотность воздушного заряда для обеих температур постоянна, регулировка впрыска угольного топлива одинаковая, можно считать, что условия распыливания топлива для рассмотренных случаев очень близки. Более высокая температура позволяет получить лучшие индикаторные характеристики рабочего процесса. Это, в первую очередь, связано с тем, что повышение давления на входе приводит к увеличению максимального давления сгорания. Оно может достигать величины порядка 15,5 МПа, что значительно превышает аналогичное значение для данного двигателя при его работе на ДТ. Но, как можно видеть из рис. 6.9, разность максимальных давлений незначительна. На кривой скорости тепловыделения первые малые максимумы отражают сгорание запального топлива. Вторые большие максимумы – следствие сгорания угольного топлива. Они отчетливо возрастают с повышением температуры воздуха на входе. Важно отметить, что при понижении температуры максимум скорости тепловыделения сдвигается в сторону расширения, это свидетельствует о снижении скорости сгорания ВУС. Основные характеристики рабочего процесса двигателя 7FDL для разных температур при постоянной плотности заряда представлены в табл. 6.5. Таблица 6.5.

Параметры рабочего процесса двигателя 7FDL фирмы General Electric при постоянной плотности и различных температурах подогрева приточного воздуха (режим полной нагрузки) Способ запала

Приточный воздух Плотность, кг/м3

ЗВ ЗВ РЗ РЗ

3,173 3,173 3,173 3,173

Полнота Температура, Давление, выгорания, % °C кПa 85 104 104 124

326 344 344 362

85,5 91,2 76,0 79,3

ЗВ – запальное воспламенение; РЗ – расслоенный запал.

241

Удельный расход теплоты, кДж/(кВт×ч) 9320 8696 11721 11026

pmax, MПa 16,4 18,0 13,0 16,2

Рис. 6.9. Изменение давления и скорости тепловыделения в рабочем цилиндре двигателя 7FDL фирмы General Electric при постоянной плотности и различных температурах воздуха на входе (запальное зажигание, полная нагрузка). ─── 104°С; ─ ─ ─ 85°С.

*** При постоянном давлении более высокая температура (и, как следствие, пониженная плотность воздушного заряда) позволяет получить практически такую же полноту сгорания угольного топлива, что и более низкая температура (более высокая плотность воздушного заряда). Очевидно, влияние температуры и плотности на выгорание угольного топлива сбалансировано. В пределах рассмотренной 242

амплитуды параметров, изменение температуры оказывает большее влияние на удельный расход топлива, чем изменение плотности. Следует отметить более высокую эффективность тепловыделения (оптимальный характер выделения теплоты относительно ВМТ) с увеличением температуры воздуха на входе. Большая разность в максимальных значениях развиваемого давления также объясняется влиянием температуры, которая оказывает больший эффект, чем плотность. На рис. 6.10 сравниваются давления и теплонапряженность в цилиндре двигателя 7FDL.

Рис. 6.10. Изменение давления и скорости тепловыделения в рабочем цилиндре двигателя 7FDL фирмы General Electric при постоянном давлении и различных температурах воздуха на входе (запальное зажигание, полная нагрузка). ─── 104°C; ─ ─ ─ 66°С.

243

Из-за низкой температуры приточного воздуха начало сгорания запального топлива происходит позже, хотя регулирование впрыска запального топлива для обоих случаев одинаково. При этом улучшение распыливания запального топлива и ВУС из-за более высокой плотности воздушного заряда, очевидно, не может скомпенсировать более низкий тепловой эффект процесса сгорания. Как видно из рис. 6.10, выделение теплоты происходит очень медленно, а основное ее количество выделяется уже на линии расширения. Некоторые характеристики рабочего процесса двигателя 7FDL для разных температур при постоянном давлении на входе представлены в табл. 6.6. Приведенные выше данные показывают, что характеристики двигателей, работающих на ВУС, чрезвычайно чувствительны к температуре воздуха на входе. Следует также отметить, что при постоянном давлении повышение температуры на входе до некоторого предела приводит к возрастанию эффективности рабочего процесса двигателя. При дальнейшем увеличении температуры на первый план могут выйти другие механизмы процесса сгорания, в результате действия которых эффективность рабочего цикла будет снижаться. Таблица 6.6.

Параметры рабочего процесса двигателя 7FDL фирмы General Electric при постоянном давлении и различных температурах подогрева приточного воздуха (режим полной нагрузки, запальное зажигание) Приточный воздух Давление, Температура, Плотность, кПа °С кг/м3 308 308

104 66

2,842 3,173

Полнота выгорания, %

Удельный расход теплоты, кДж/(кВт×ч)

86,2 86,5

9260 10392

ртах, МПа 16,7 12,1

Так, значительное повышение температуры приточного воздуха приведет к существенному сокращению периода задержки воспламенения, в результате чего процесс сгорания может начаться задолго до того, как частицы топлива равномерно распределятся по объему воздушного заряда. Сгорание частиц, в этом случае, будет происходить в локальных зонах при недостатке кислорода. В результате этого процесс сгорания будет более продолжительным и менее эффективным. Пример влияния высокой температуры приточного воздуха при постоянном давлении на эффективность рабочего процесса двигателя при запальном воспламенении ВУС показан на рис. 6.11. Характеристики получены в ходе испытания среднеоборотного двигателя JS-1 фирмы Cooper-Bessemer [66]. 244

Рис. 6 . 1 1 . Изменение давления и скорости тепловыделения в зависимости от температуры воздуха на входе в двигатель JS-1 фирмы Cooper-Bessemer. 1 – 226°С; 2 – 176°С; 3 – 144°С.

При испытании двигателя в качестве основного топлива использовалась ВУС (табл. 3.6), а в качестве запального – ДТ №2. Температура воздуха на входе в двигатель изменялась от 144 до 262°С. Начало впрыска запального топлива и ВУС составляло 35° и 18° до ВМТ, соответственно, давление впрыска ВУС поддерживалось на уровне 82 МПа. 245

Как видно на рис. 6.11, максимальное давление сгорания с увеличением температуры возрастало в пределах 8,6...9,3 МПа, при этом максимальная теплонапряженностъ понижалась с 3,16 до 2,64 кДж/град. Уменьшение скорости тепловыделения при повышении температуры воздуха на входе, в первую очередь, связано с постепенным уменьшением задержки воспламенения ВУС с 7° до 4°. Эффект возрастания скорости тепловыделения при снижении температуры приточного воздуха частично компенсирует потери теплоты, связанные с задержкой воспламенения топлива, даже если температура воздуха на входе в двигатель достаточно низкая (порядка 144°С). Это подтверждается и тем, что удельный расход теплоты на выработку единицы мощности для различных температур оставался величиной практически постоянной (5,3 МДж/(кВт×ч)). Данные испытания были проведены для двух типов суспензий со средним размером частиц 11 мкм и 8 мкм. В обоих случаях описанная выше закономерность сохранялась, единственное отличие состояло лишь в том, что при использовании ВУС с более мелкими частицами удельный расход теплоты увеличивался до 5,6 МДж/(кВт×ч), что на 4% больше, чем при использовании ВУС с крупными частицами. Это, очевидно, связано с тем, что более крупные частицы, обладая большей инерционностью, более равномерно распределяются в среде воздушного заряда. В отличие от случая, когда активация процесса горения происходит за счет самовоспламенения, при запальном зажигании эффект от повышения температуры воздушного заряда в значительной степени зависит от ряда дополнительных условий. При определенном сочетании параметров, подогревая воздух на входе, можно добиться улучшения протекания рабочего процесса. Однако следует учитывать, что повышение температуры приводит к увеличению содержания окислов азота в отработавших газах. 6.3.3. Влияние давления воздуха на входе в двигатель на процесс запального воспламенения ВУС. При более высоком давлении (и, как следствие, при более высокой плотности) эффективность выгорания угольного топлива возрастает, удельный расход теплоты снижается, а максимальное давление в цилиндре возрастает. Более высокая плотность воздушного заряда улучшает распыливание запального топлива и ВУС, в результате чего возрастает эффективность воспламенения и выгорания угольных частиц. Это приводит к уменьшению расхода теплоты на выработку единицы мощности. При пониженном давлении, в связи с ухудшением распыливания, наблюдается более длительная задержка воспламенения, вследствие чего график скорости тепловыделения запального топлива значительно отличается от аналогичной зависимости для более высоко-

246

го давления воздуха на входе. Это хорошо видно из рис. 6.12 и таблицы 6.7, которые отображают результаты испытания двигателя 7FDL на режиме частичной нагрузки.

Рис. 6.12. Рабочий процесс двигателя на режиме частичной нагрузки при пониженном давлении воздуха на входе (п =1050 мин -1 , температура воздуха на входе 85°С; давление воздуха на входе – 1 1 2 κПа; статический угол подачи запального топлива и ВУС соответственно – 49° и 47° до ВМТ). ─ ─ ─ подача топлива отсутствует; ─ · ─ запальное ДТ; ─── ВУС+ДТ; ─ ·· ─ВУС.

247

Таблица 6.7.

Влияние пониженного давления воздуха на входе в двигатель на рабочий процесс при запальном способе зажигания (частичная нагрузка)

Полнота выгорания топлива, %

Удельный расход теплоты, кДж/(кВт×ч)

Задержка воспламенения, град.

ДТ ВУС ДТ ВУС –––– –––– –––– –––– –––– 16,3 –––– 20,3 –––– –––– 16,3 4,0 20,3 27,1 1000 –––– нет –––– нет 780

Мощность, кВт

ВУС –––– –––– 31,1 31,1

Температура начала горения ВУС, K

ДТ –––– 36,6 36,6 ––––

Характеристики сгорания

pmax, MПa

Отсутствует ДТ ДТ+ВУС ВУС

Динамический угол впрыска (до ВМТ), град.

Топливо

Воспламенение (до ВМТ), град.

Характеристики воспламенения

3,5 4,4 4,8 3,1

-6 9,3 49,7 -11,0

–––– 100 72,3 0

–––– 12072 12009 нет

Увеличение задержки воспламенения запального ДТ происходит еще и потому, что вода, входящая в состав ВУС, подавляет начальную высокую скорость горения запального ДТ. Однако последняя остается все еще достаточно высокой, чтобы эффективно активировать процесс воспламенения ВУС. Как видно из графика скорости тепловыделения, воспламенение ВУС задерживается так же, как и воспламенение запального ДТ. Горение ВУС начинается приблизительно за 4° до ВМТ, в то же время максимальная температура в ходе совместного сгорания ВУС и запального ДТ – сохраняется практически такой же высокой, как и для случая с более высоким давлением (табл. 6.5). Несколько отличное воздействие на рабочий процесс повышенного давления на входе наблюдается при работе двигателя в режиме полной нагрузки. Типичные зависимости давления и скорости тепловыделения в цилиндре, для различных давлений на входе, показаны на рис. 6.13. В табл. 6.8 представлены основные параметры рабочего процесса. Таблица 6.8.

Параметры рабочего процесса двигателя 7FDL фирмы General Electric при постоянной температуре и различных давлениях приточного воздуха (режим полной нагрузки, запальное зажигание) Приточный воздух Давление, Температура, кПа °C 308 344

104 104

Плотность, кг/м3

Полнота выгорания, %

Удельный расход теплоты, кДж/(кВт×ч)

pmax, MПa

2,842 3,173

86,2 91,2

9260 8696

16,7 18,0

248

Здесь практически отсутствует разница в величине задержки воспламенения, а разность между максимальными давлениями не такая большая, как в случае повышенной температуры при постоянной плотности заряда. Не имеется почти никаких отличий в характере тепловыделения, кроме максимального значения. Так как характер подвода теплоты оказывает преобладающее влияние на максимальное давление, развиваемое в цилиндре, разница в максимальных значениях давлений цикла вызвана только разностью давлений на входе.

Рис. 6.13. Изменение давления и скорости тепловыделения в цилиндре на режиме полной нагрузки при различных значениях давления воздуха на входе. (п =1050 мин-1, температура воздуха на входе 104°С). ─── давление воздуха на входе 344 кПа; ─ ─ ─ давление воздуха на входе 308 кПа.

249

6.4. Влияние угла впрыска запального ДТ и ВУС на эффективность рабочего процесса двигателя с запальным зажиганием. Регулировка угла опережения впрыска топлив является одним из наиболее эффективных способов воздействия как на процесс воспламенения и последующего сгорания угольного топлива, так и на весь рабочий процесс двигателя. Такой способ воздействия особенно удобен в эксплуатации, так как он позволяет влиять на рабочий процесс простой перестановкой угла впрыска топлив. Такая необходимость может возникнуть, например, при смене исходного топлива, входящего в состав ВУС (как уже отмечалось, свойства исходных топлив могут значительно отличаться). Регулирование совместного впрыска двух топлив в рабочий цилиндр можно осуществлять тремя способами: регулированием подачи ВУС при неизменном УОВ запального топлива; регулированием угла опережения запального топлива при неизменном угле подачи ВУС; изменением углов опережения впрыска обоих топлив. На начальных этапах работ по изучению особенностей принудительного воспламенения ВУС в дизельных двигателях Bell и Caton [33] исследовали, путем математического моделирования, процесс запального зажигания в высокооборотном тепловозном двигателе. Было смоделировано два случая: в первом – запальное дизельное топливо вводилось одновременно с первыми 25% ВУС (в продолжение первых 5° от начала подачи); во втором – запальное топливо подавалось вместе с последними 25% ВУС (в продолжение последних 5° до конца подачи). В результате сравнения двух методов исследователи пришли к выводу, что для рассматриваемых условий наиболее оптимальный результат может быть достигнут при впрыске запального топлива вместе с первыми 25% ВУС. При этом минимальная задержка зажигания достигается, если запальный коэффициент составляет не менее 0,05. Впоследствии Wahiduzzaman, Blumberg и др. выполнили аналитические исследования чувствительности рабочего процесса к регулированию углов опережения впрыска запального топлива и ВУС. При этом угол подачи одного топлива изменяли, а угол подачи второго топлива оставался постоянным. Для проверки модели в качестве прототипа были приняты параметры двигателя 7FDL фирмы General Electric. При моделировании рабочего процесса расход основного и запального топлива был принят равным 85,05 кг/час и 5,623 кг/час соответственно (запальный коэффициент 0,19). Основные закономерности изменения давления в ходе рабочего процесса при регулировании подачи обоих топлив представлены на рис. 6.14 и 6.15 [62]. В первом случае опережение впрыска запального топлива принято неизменным и составляет 30° до ВМТ, в то

250

время как опережение впрыска ВУС изменяется. Во втором случае опережение впрыска ВУС фиксировано (40° до ВМТ), а угол подачи запального топлива изменяется. Помимо ожидаемого возрастания давления и более рационального подвода теплоты относительно ВМТ при увеличении УОВ наблюдается несколько дополнительных тенденций. Для случая с фиксированной подачей запального топлива (рис. 6.14), при минимальном значении опережения впрыска ВУС (10° до ВМТ), воспламенение начинается далеко за ВМТ, горение происходит на линии расширения, что приводит к увеличению неполноты сгорания угольного топлива. По сравнению со случаями оптимального регулирования, неполнота сгорания ВУС, в основном, понижает максимальное давление и температуру цикла. По мере того как происходит увеличение угла опережения подачи ВУС, воспламенение происходит раньше, и достигаются более высокие максимальные давления и температуры. Однако после увеличения УОВ более чем на 40° (до ВМТ), наблюдается только увеличение максимального давления. Так, для опережения впрыска в 40°, воспламенение ВУС происходит за 0,5° до ВМТ, а для опережения впрыска в 50° – за 2,3°. Сближение момента начала сгорания для этих двух случаев, несмотря на различие в опережении впрыска ВУС в 10°, происходит из-за приблизительно одинаковых условий для испарения и воспламенения, которые воздействуют на ВУС во время запального впрыска.

Рис. 6.14. Расчетное изменение давления в двигателе 7FDL фирмы General Electric на режиме полной нагрузки при изменении угла впрыска ВУС (начало впрыска запального ДТ за 30° до ВМТ; п =1050 мин -1 ; количество подаваемой ВУС 85,05 кг/час; количество подаваемого ДТ 5,623 кг/час; давление и температура па входе в двигатель 420 κПа и 420К, соответственно).

251

Подобная, но менее явно выраженная тенденция наблюдается также при регулировании УОВ запального топлива при постоянном угле подачи ВУС. Как видно на рис. 6.15, при изменении угла опережения впрыска запального топлива (УОВ ВУС 40° до ВМТ) максимальные давления возрастают в результате более раннего воспламенения и более полного выгорания частиц угольного топлива. Это происходит вследствие сокращения времени на испарение воды, входящей в состав ВУС, из-за более благоприятных условий в среде воздушного заряда, смешанного с продуктами сгорания запального топлива. Дальнейшее увеличение УОВ запального топлива приводит к снижению эффективности процесса сгорания в цилиндре. Это объясняется, с одной стороны, тем, что сгорание запального топлива заканчивается еще до того, как в цилиндр подается ВУС. В результате воспламенение носит не запальный, а тепловой характер. С другой стороны, скорость испарения определяется параметрами газовой среды, которые, в свою очередь, зависят от изменения температуры воздушного заряда в процессе сжатия. На рис. 6.16а и 6.16б приведенные выше соображения представлены в несколько иной форме. Продолжительность сгорания определенной части твердого топлива представлена как функция углового промежутка, в течение которого происходит выгорание угольных частиц от угла подачи ВУС (рис. 6.16а) и запального топлива (рис. 6.16б).

Рис. 6.15. Расчетное изменение давления в двигателе 7FDL фирмы General Electric на режиме полной нагрузки при изменении угла впрыска запального ДТ (начало впрыска ВУС за 40° до ВМТ; п =1050 мин -1 ; количество подаваемой ВУС 85,05 кг/час; количество подаваемого ДТ 5,623 кг/час; давление и температура на входе в двигатель 420 кПа и 420К соответственно).

252

Для рассматриваемого случая выгорание 90% частиц достигается тем быстрее, чем больше УОВ для обоих топлив. Однако добиться значительного сокращения времени сгорания, особенно путем увеличения угла подачи ВУС, невозможно, поскольку продолжительность сгорания достигает некоторого значения и становится практически постоянной (далее причины этого будут рассмотрены подробнее). Поэтому более оптимальным способом воздействия на процесс сгорания является регулирование УОВ запального топлива, так как продолжительности выгорания хоть и незначительно, но все-таки уменьшаются с увеличением угла опережения (рис. 6.16б). а)

б)

Рис. 6.16. Продолжительность выгорания как функция регулирования опережения впрыска: а – ВУС при фиксированном угле подачи запального топлива за 30° до ВМТ; б – ДТ при фиксированном угле впрыска ВУС за 40° до ВМТ.

253

Другая тенденция, которую следует отметить, заключается в том, что при более поздних углах впрыска коэффициент выгорания ВУС становится все более и более нелинейным по отношению к оптимальным параметрам регулирования впрыска. Это происходит, прежде всего, из-за ослабления влияния поверхностных реакций. Выгорание протекает на линии расширения, в результате чего высокая температура в зоне горения не достигается. Неполное сгорание ВУС через механизм поверхностных реакций приводит к увеличению концентрации несгоревших частиц в отработавших газах двигателя. На рис. 6.17а представлены зависимости эффективности выгорания для обоих случаев регулирования, из которых видно, что при оптимальном УОВ теоретически можно достигнуть полноты выгорания более 99%. а)

б)

Рис. 6.17. Полнота выгорания (а) и температура отработавших (б) газов как функция УОВ ВУС и запального топлива.

254

Увеличение продолжительности сгорания, связанное с более поздним опережением впрыска, приводит к увеличению температуры отработавших газов, что отображено на рис. 6.17б, где температура на выпуске представлена как функция УОВ ВУС и ДТ. При малых углах опережения впрыска сгорание начинается слишком поздно и практически вся теплота выделяется в ходе расширения, это приводит к значительному росту температуры на выпуске. При увеличении угла задержки рост температуры отработавших газов сначала резко уменьшается, а затем практически стабилизируется. Исходя из сказанного выше, следует: - регулирование впрыска топлив позволяет эффективно влиять на рабочий процесс двигателя; - регулирование опережения впрыска запального топлива влияет на процесс сгорания твердого топлива в двигателе гораздо сильнее, чем регулирование впрыска ВУС. Исходя из этих выводов, в большинстве экспериментальных работ исследовалось влияние на эффективность процесса сгорания опережение впрыска запального топлива. Такой подход был оправдан еще и с той точки зрения, что система подачи запального топлива для проведения исследований устанавливалась на двигатель дополнительно. В ходе такой модернизации можно было предусмотреть возможность регулирования угла подачи запального топлива в широких пределах, в то время как для впрыска ВУС использовалась модернизированная штатная система подачи топлива, которая позволяла изменять угол опережения в довольно узких пределах. В связи с этим исследования влияния угла подачи ВУС на рабочий процесс двигателя при неизменном угле впрыска запального топлива носили ограниченный характер. В то же время по регулированию УОВ запального топлива и по совместному регулированию подачи обоих топлив имеется большое количество экспериментальных данных. Некоторые из них будут рассмотрены далее. 6.4.1. Влияние УОВ запального топлива на эффективность протекания рабочего процесса в широком диапазоне изменения данного параметра исследовалось в ходе испытаний высокооборотного тепловозного двигателя 645 EMD [75]. Рассматривалось два случая – с увеличенной подачей запального топлива (запальный коэффициент 0,5); с уменьшенной подачей (запальный коэффициент 0,177). Увеличенный запальный коэффициент был принят, чтобы более четко проследить влияние раздельной подачи двух топлив на процесс сгорания ВУС при различных углах подачи запального топлива.

255

На рис. 6.18 а, б, в, г представлены зависимости изменения давления (а), температуры (б), скорости тепловыделения (в) и тепловыделения (г) как функция угла поворота коленчатого вала. При этом ВУС впрыскивалась в камеру сгорания за 20° до ВМТ, а опережение впрыска запального топлива изменялось в пределах 58...28°. В зависимости от угла подачи запального топлива зажигание носило тепловой или запальный характер. На рисунках выборочно представлены зависимости для УОВ запального топлива 46°, 40°, 34° и 28° до ВМТ. Результаты испытания двигателя для случая с большим значением запального коэффициента приведены в табл. 6.9.

Рис. 6.18. Влияние УОВ запального топлива на изменения: давления (а), температуры (б), теплонапряженности (в) и тепловыделения (г) в процессе совместного сгорания запального топлива и ВУС. 1 – 40°; 2 – 34°; 3 – 28°; 4 – 24° (п =834 мин -1 ; количество ВУС – 210 мм 3 /цикл; количество запального топлива – 100 мм3/цикл; впрыск ВУС – 20° до ВМТ; запальный коэффициент 0,5).

В процессе сгорания водоугольного топлива с использованием запального зажигания можно выделить пять основных стадий (рис. 6.18): А) воспламенение и сгорание запального топлива; B) парообразование воды, входящей в состав ВУС, нагрев частиц; C) выход, воспламенение и сгорание летучих в газовой фазе; D) диффузионное выгорание чистого косоугольного остатка; E) затухание сгорания в процессе расширения рабочего тела. 256

Таблица 6.9.

Основные параметры рабочего процесса двигателя 645 EMD в зависимости от угла опережения впрыска запального топлива* Опережения впрыска запального топлива, град. 24 28 34 40 46 52 58

pmax , МПа

Tmax , К

Твып, К

5,3 5,42 5,57 5,67 5,67 5,73 5,64

916,8 942,9 977,9 987,0 979,9 990,0 965,9

423,82 435,98 446,54 447,10 446,32 440,32 431,82

Тепловыделение (максимальное), кДж/кг 148,8 180,0 210,0 210,0 211,2 203,8 183,8

Эффективность сгорания, % 32,7 39,7 46,0 45,2 45,7 44,1 39,8

*Запальный коэффициент 0,5.

Анализируя представленные данные, можно прийти к выводу, что при изменении УОВ от 58 до 28° до ВМТ, температура отработавших газов сначала увеличивается до максимума, который соответствует приблизительно 40° до ВМТ, а затем начинает уменьшаться. При этом она незначительно колеблется относительно некоторого максимума. С увеличением УОВ запального топлива максимальное давление в цилиндре увеличивается, при этом оно начинает ощутимо возрастать еще до прихода поршня в ВМТ, что, в свою очередь, приводит к снижению мощности и уменьшению теплового КПД двигателя. Слишком ранний впрыск запального топлива приводит к тому, что изменение давления сопровождается волновыми процессами (рис. 6.18а) Из-за более раннего сгорания запального топлива при более ранних углах поворота коленчатого вала максимальная температура заряда увеличивается с возрастанием УОВ запального топлива. Это происходит несмотря на испарение воды, входящей в состав ВУС, которая уменьшает скорость нарастания температуры внутри цилиндра. Сгорание ВУС начинается только после того, как температура заряда достигает значения 880...920К. При этом область, в которой температура остается близкой к максимальной, располагается в непосредственной близости от ВМТ и сохраняется в продолжение сравнительно большого угла п.к.в. Это, очевидно, происходит вследствие того, что скорость выделения теплоты при сгорании ВУС достаточна только для того, чтобы компенсировать затраты на совершение поршнем внешней работы. Таким образом, при рассматриваемых условиях процесс подвода теплоты можно считать приближенным к изотермическому. Из рис. 6.18б следует, что в результате

257

увеличения УОВ запального впрыска, период, в течение которого температура в цилиндре остается практически постоянной, возрастает. Дальнейшее увеличение УОВ приводит к снижению максимальной температуры вследствие парообразования, предшествующего сгоранию ВУС. На кривых скорости тепловыделения имеется два максимума, а на кривых выделения теплоты имеются два участка с резким возрастанием подвода теплоты, которые соответствуют сгоранию запального и водоугольного топлива. Оба процесса, в принципе, могут накладываться друг на друга: на участке сгорания ВУС может иметь место догорание запального топлива. В этом случае зажигание из теплового переходит в запальное. При опережении впрыска до 40° выделение теплоты в результате сгорания запального топлива происходит при более ранних углах поворота коленчатого вала, а скорость тепловыделения возрастает. Расположение максимумов скорости тепловыделения изменяется, практически, на такую же величину, как и опережение впрыска. С увеличением скорости тепловыделения период сгорания запального топлива уменьшается, охватывая меньшую амплитуду угла поворота коленчатого вала. Все это указывает на более быстрое сгорание дизельного топлива. Интересно отметить, что точки минимума кривой скорости тепловыделения от сгорания ДТ имеют дислокацию, мало зависящую от УОВ запального топлива. Это подтверждает предположение о том, что при больших значениях УОВ запального топлива его изменение оказывает незначительное влияние на начало горения ВУС. Для УОВ запального топлива больше 34° тепловыделение на участке, соответствующем испарению воды, вообще становится отрицательным, что указывает на преобладание затрат теплоты на парообразование над процессом тепловыделения от сгорания запального топлива. Прослеживается также зависимость между УОВ запального топлива и максимумом скорости тепловыделения от сгорания ВУС. В диапазоне изменения УОВ от 24 до 40° максимум скорости тепловыделения сдвигается ближе к ВМТ. Из этого следует, что имеется оптимальное время впрыска запального топлива, способствующее более раннему сгоранию ВУС (относительно ВМТ). Слишком поздний впрыск запального топлива приводит к запоздалому сгоранию ВУС. В результате слишком раннего впрыска наблюдается более позднее сгорание водоугольного топлива. Впрыск запального топлива даже за 40° до ВМТ не приближает максимум скорости тепловыделения от сгорания ВУС к ВМТ. В результате этого вклад в работу, совершаемую поршнем от сгорания ВУС, оказывается меньшим, чем вклад от сгорания запального топлива. Максимум тепловыделения также меняется при изменении

258

угла подачи запального топлива. В диапазоне УОВ от 40 до 24° максимальное значение выделившейся теплоты сначала возрастает, а затем уменьшается. Из рис. 6.18 б-г видно, что граница между процессами испарения воды, воспламенением ВУС, сгоранием и догоранием твердого топлива мало изменяется в зависимости от УОВ запального топлива. Максимальное значение температуры отработавших газов (табл. 6.10) достигается, когда УОВ лежит в пределах 40° до ВМТ. При этом максимальная температура отработавших газов не очень чувствительна к изменению времени впрыска запального топлива и является почти постоянной для большого диапазона изменения УОВ, а ее максимум соответствует наибольшему тепловыделению в рабочем цилиндре. Это указывает на то, что температура отработавших газов может быть использована как критерий для определения максимальной эффективности использования теплоты. При сравнении рисунков 6.18б и 6.18г можно отметить, что УОВ запального топлива, при котором достигается максимальная температура рабочего тела, соответствует также и максимальному выделению теплоты в цилиндре двигателя. Несмотря на высокий запальный коэффициент, эффективность сгорания твердого топлива в рассматриваемом процессе оставалась достаточно низкой. Как видно из таблицы 6.10, она достигала максимум 46%. Это можно объяснить совместным действием сразу нескольких факторов, а именно: - слишком ранний впрыск большого количества запального топлива приводит к большим тепловым потерям, в результате чего максимальная температура к концу сгорания остается достаточно-низкой, чтобы эффективно активизировать процесс сгорания ВУС; - сгорание большого количества запального топлива приводит к тому, что впрыск ВУС осуществляется в среду с пониженной концентрацией кислорода, в результате чего поверхностные реакции протекают менее интенсивно; - достаточно большая задержка воспламенения ВУС приводит к тому, что частицы успевают рассредоточиться по объему камеры сгорания. Учитывая небольшое общее количество частиц, их концентрация в среде заряда будет сравнительно низкая, что приведет к уменьшению взаимного влияния горящих частиц друг на друга. Уменьшенный запальный коэффициент позволяет получить характеристики двигателя, значительно отличающиеся от рассмотренных в первом случае. Основные параметры рабочего процесса двигателя 645 EMD при значении запального коэффициента 0,177 даны в табл. 6.10. В рассматриваемом случае УОВ изменялся в пределах

259

46... 18° до ВМТ. Влияние УОВ запального топлива на давление, температуру, скорость выделения теплоты и тепловыделение в цилиндре показано на рис. 6.19 а, б, в, г соответственно. Зависимости, представленные графически, соответствуют УОВ запального топлива 41°, 34°, 28° и 24°. Таблица 6.10.

Основные параметры рабочего процесса двигателя 645 EMD в зависимости от угла опережения впрыска запального топлива* Опережения впрыска запального топлива, град. 46 41 34 28 24 18

pmax , МПа

Tmax , К

Твып, К

8,07 7,40 7,02 6,28 5,93 5,31

1597 1353 1514 1443 1356 1118

625,43 619,98 592,72 629,15 615,04 544,04

Тепловыделение Эффективность (максимальное), сгорания, кДж/кг % 862,5 91,1 811,3 85,7 846,3 89,4 837,5 88,5 788,8 83,3 570,0 60,7

*3апальный коэффициент 0,177.

Следует отметить, что при малом количестве запального топлива скорость выделения теплоты от сгорания ВУС намного выше, чем в случае с большим запальным коэффициентом. Максимальная скорость тепловыделения при сгорании ВУС достигается, когда УОВ равен приблизительно 40°, а самая низкая соответствует 24°. С увеличением УОВ наблюдается уменьшение периода сгорания по углу поворота коленчатого вала. При уменьшении УОВ максимум теплонапряженности не только возрастает, но и сдвигается в сторону ВМТ. Как и в предыдущем случае, начало горения ВУС мало зависит от УОВ запального топлива. На начальной стадии горения интенсивность тепловыделения снижается из-за парообразования воды, входящей в состав ВУС. Вследствие этого происходит задержка воспламенения суспензии, поэтому при малых значениях УОВ горение происходит уже в ходе расширения. При увеличении УОВ запального топлива значение максимальных температур возрастает, а точка максимума сдвигается в сторону ВМТ. В результате сокращается период догорания твердого топлива на линии расширения. Аналогичные зависимости характерны и для изменения давления. Таким образом, при малом запальном коэффициенте с возрастанием УОВ эффективность выгорания твердого топлива увеличивается.

260

Рис. 6.19. Влияние УОВ запального топлива на изменения; давления (а), температуры (б), теплонапряженности (в) и тепловыделения (г) в процессе совместного сгорания запального топлива и ВУС. 1 – 41°; 2 – 34°; 3 – 28°; 4 – 24° (п= 837 мин -1 ; количество ВУС – 787,5 мм 3 /цикл; количество запального топлива – 80 мм 3 /цикл; впрыск ВУС – 20° до ВМТ; запальный коэффициент 0,177).

Фирма Cooper-Bessemer в ходе испытания среднеоборотного двигателя JS-1 получила результаты несколько отличные от результатов испытания двигателя 645 EMD, однако основные закономерности влияния УОВ запального топлива на рабочий процесс прослеживаются и в этом случае [66]. Имеющиеся отличия только подтверждают то, что эффективность использования твердого топлива в поршневых ДВС зависит от большого числа факторов, совокупность сочетания которых приводит к тому или иному результату. В ходе экспериментов по оптимизации рабочего процесса двигателя JS-1 угол подачи запального топлива изменялся таким образом, что разница между его впрыском и впрыском ВУС доходила до 14°. Основные зависимости, полученные в ходе экспериментов, показаны на рис. 6.20. Результаты исследования указывают на то, что в заданном интервале изменения начала подачи задержка воспламенения ВУС оставалась практически постоянной и лежала в интервале 4,5...5,4 мс (11...13° по углу поворота коленчатого вала). Максимальные давления сгорания (7,34.. . 7 , 58 МПа) достигались в интервале 16...18° 261

после ВМТ. Кривые скорости тепловыделения показывают, что теплонапряженность достигает максимума 6,86 кДж/град., когда начало впрыска запального топлива совпадает с началом впрыска ВУС (19° до ВМТ). При увеличении УОВ запального топлива максимальная теплонапряженность снижалась до 6,0...5,6 кДж/град., Во всех случаях кривые выделения теплоты имеют крутой максимум, указывающий на то, что сгорание начинается после того, как происходит хорошее перемешивание частиц топлива с воздушным зарядом.

Рис. 6.20. Изменение давления и скорости тепловыделения в зависимости от угла начала подачи запального ДТ в двигателе JS-1 фирмы Cooper-Bessemer (температура воздуха на входе в двигатель 126°С; средний диаметр частиц 11 мкм; диаметр отверстий распылителя 0,25 мм; максимальное давление впрыска 75,8 МПа; цикловая подача запального топлива 229 мм3). 1 – 18°; 2 – 23°; 3 – 30°; 4 – 33° (до ВМТ).

262

Оптимальность совместного начала подачи запального и основного топлива для данного двигателя подтверждается еще и тем, что удельные затраты теплоты на выработку единицы мощности минимальны именно для этого случая. На рис. 6.21 видно, что при начале запального впрыска за 18° до ВМТ расход теплоты составляет 5,12 МДж/(кВт×ч). При увеличении угла начала подачи запального топлива расход теплоты возрастает до 5,52 МДж/(кВт×ч). Такое ухудшение экономичности может быть объяснено тем, что теплота, полученная в результате сгорания запального топлива, фактически подводится к рабочему телу в ходе такта сжатия, производя отрицательную работу.

Рис. 6.21. Влияние начала подачи запального топлива на удельный расход теплоты в двигателе JS-1 фирмы Cooper-Bessemer.

Следует отметить, что во всех рассмотренных выше случаях определялся только статический угол подачи топлива, что недостаточно объективно отражает характер взаимодействия между запальным и основным топливом. Это не позволяет объективно сравнивать результаты исследований, а только дает возможность проследить основные закономерности процесса сгорания. В рассмотренных случаях оптимизация осуществлялась только по углу подачи запального топлива, в то время как угол подачи ВУС оставался близким к оптимальному для впрыска ДТ. Учитывая, что основная часть времени, отводимого на сгорание, расходуется на выгорание угольного топлива, очевидно, что наилучший результат может быть получен при совместной оптимизации как по моменту подачи запального топлива, так и по моменту подачи ВУС. Это

263

подтверждается результатами испытаний, проведенных фирмой General Electric. *** Фирма General Electric на ранних стадиях исследований проводила испытание двигателя 7FDL на режимах частичных нагрузок при различных углах впрыска запального топлива [52]. На основании предварительных расчетов статический угол впрыска ВУС был установлен за 47° до ВМТ, УОВ запального топлива изменялся в пределах 41...49°. На рис. 6.22 и в табл. 6.11. приведены результаты этих испытаний. Из представленных данных видно, что с увеличением опережения впрыска максимальное давление в цилиндре возрастает. При этом изменение давления, как и в двигателе 645 EMD, сопровождается волновыми процессами, которые провоцируются слишком ранним сгоранием запального топлива. Причем волновые процессы сохраняяются даже в случаях, когда запальное топливо подается в цилиндр двигателя уже после впрыска ВУС (41°, 44° до ВМТ). Таблица 6.11.

Влияние угла начала впрыска запального топлива на характеристики двигателя при его работе на ВУС (режим частичных нагрузок)

ВУС ДТ ВУС 6,8 –––– 26,1 987 10,2 13,3 5,9 19,0 994 12,3 15,3 8,8 17,4 1017 13,5 16,5 9,6 15,8 1022 14,1 18,0 11,4 14,0 1006 14,5

Удельный расход теплоты, кДж/(кВт×ч)

pmax, MПa

Задержка воспламенения, град.

Воспламенение (до ВМТ), град. ДТ –––– 19,3 22,2 24,2 25,5

Полнота выгорания топлива, %

ВУС 32,9 32,3 32,7 32,3 32,0

Температура начала горения ВУС, K

ДТ –––– 25,2 31,0 33,8 36,9

Характеристики сгорания Мощность, кВт

нет 41 44 47 49

Динамический угол впрыска (до ВМТ), град.

Угол впрыска запального ДТ (до ВМТ), град.

Характеристики воспламенения*

37,5 67,8 74,2 76,6 70,8

71,3 91,8 97,5 98,7 97,9

13000 8718 7966 8038 8162

*n =1050 мин -1 ; температура воздуха на входе 110°С; давление воздуха на входе 329 кПа; статический угол подачи ВУС – 47° до ВМТ.

Как видно из графиков теплонапряженности, начало воспламенения запального ДТ зависит от момента начала его впрыска в рабочий цилиндр, начало же горения ВУС в каждом конкретном случае различно несмотря на то, что угол впрыска водоугольного топлива во всех случаях оставался постоянным. Задержка воспламенения ВУС,

264

по мере увеличения угла опережения подачи запального топлива, становится короче. Интересно отметить, что температура, при которой происходит воспламенение ВУС, для всех случаев изменялась очень мало.

Рис. 6.22. Влияние угла подачи запального ДТ на процесс воспламенения и сгорания ВУС в дизельном двигателе 7FDL фирмы General Electric (основное топливо ВУС, запальное топливо ДТ №2). ─ ─ запал отсутствует; ─ · ─ 41°; ─ ·· ─ 44°; ─── 47°; - - - 49° (до ВМТ).

Так как диаграммы выделения теплоты имеют различную форму и взаимное расположение относительно ВМТ, эффективность использования теплоты во всех случаях будет различная. Из представленных

265

зависимостей видно, что чрезвычайно раннее и очень позднее выделение теплоты одинаково вредно, поэтому существует некоторое оптимальное регулирование впрыска запального топлива. Для рассматриваемого случая это угол в пределах 44...47°. Совместная оптимизация углов подачи основного и запального топлива позволяет добиться полноты выгорания близкой к 99%. Исследование влияния УОВ запального топлива для режима полной нагрузки, проводимое фирмой General Electric, позволило подтвердить установленные ранее закономерности, а также выявить некоторые дополнительные тенденции. Впрыск производился с помощью аккумуляторной системы с электронным управлением при неизменном угле подачи ВУС за 25° до ВМТ, а впрыск запального топлива осуществлялся за 35°, 25°, и 15° до ВМТ. В табл. 6.12 представлены условия испытания и результаты сгорания топлива в цилиндре двигателя. Изменение давления, температуры и скорости тепловыделения показаны на рис. 6.23. Таблица 6.12.

Условия испытания и результаты сгорания топлива в цилиндре двигателя 7FDL при различных УОВ запального топлива на режиме полной нагрузки Условия испытаний Подача Начало впрыска, Давление впрыска, запального Количество ДТ, Мощность, град. (до ВМТ) МПа. ДТ мм3. кВт. ДТ ВУС ВУС ДТ Поздняя 15 25 60,8 38,0 73 188 Средняя 25 25 69,8 37,7 71 192 Ранняя 35 25 69,7 36,5 71 192 Результаты сгорания рmaх, Полнота выгорания, Удельный расход теплоты, MПa % кДж/кВт Поздняя 15,4 99,3 8414 Средняя 16,1 99,2 8655 Ранняя 16,5 99,0 9008

Подача запального топлива за 15° до ВМТ давала самый лучший результат. При этом максимальное значение давления в цилиндре и удельный расход теплоты были самыми низкими, а эффективность выгорания самая высокая. Анализ кривых скорости тепловыделения позволяет пояснить данный результат. Самое высокое максимальное давление (для случая подачи запала за 35° до ВМТ) было вызвано большим количеством топлива, сгорающего задолго до ВМТ. Самый низкий расход теплоты (для случая подачи запала за 15° до ВМТ) можно объяснить сгоранием большого количества топлива близко к ВМТ. При этом в конце периода тепловыделения достигается самая 266

высокая максимальная температура (за 30...40 градусов после ВМТ), что, вероятно, внесло свой вклад в получение самой высокой эффективности сгорания [54, 56]. Различие в форме трех кривых скорости тепловыделения вызвано различием во времени пребывания ВУС в камере сгорания до начала воспламенения (табл. 6.13). Время пребывания ВУС перед началом воспламенения несколько подобно «задержке зажигания» для ДТ. Однако эти процессы имеют существенные отличия. При работе на ДТ, в течение периода задержки воспламенения, происходят физический процесс парообразования и кинетические процессы химического реагирования (последние главным образом преобладают).

Рис. 6.23. Изменение давления, температуры и скорости тепловыделения в цилиндре двигателя 7FDL при различных УОВ запального топлива на режиме полной нагрузки (частота вращения 1050 мин-1; давление и температура воздуха на входе 320 кПа и 360 К соответственно). ─── 15°; ─ ─ 25°; ─ · ─ 35° (до ВМТ). Таблица 6.13.

Время пребывания ВУС и средняя температура заряда в цилиндре перед воспламенением УОВ ДТ, град. (до ВМТ)

Время пребывания ВУС до воспламенения, град. (мс)

Температура газов в рабочем цилиндре, К

35 25 15

6 (0,95) 11 (1,74) 15 (2,38)

940 930 920

В период времени от момента начала впрыска и до начала горения ВУС, главным образом, происходит парообразование воды и выход 267

летучих. При этом парообразование воды является основным лимитирующим фактором, определяющим время задержки воспламенения. Количество обезвоженного угольного топлива, которое может принять участие в горении к моменту воспламенения, зависит от количества воды, испаренной на этот момент. Понятно, что чем больше время пребывания ВУС в цилиндре до момента воспламенения, тем больше воды испарится за счет теплоты заряда и, следовательно, больше обезвоженного угля будет в камере сгорания на момент начала горения. Это может привести к очень высокой теплонапряженности рабочего процесса. Как уже отмечалось, при раннем впрыске запального топлива, вследствие его сгорания, средняя температура в цилиндре повышается быстрее, что может ускорить процесс парообразования. Однако более высокая температура имеет меньшее влияние на парообразование, чем время пребывания ВУС в камере сгорания. Это видно из упрощенной зависимости для парообразования капельки [54]: dW= k1 ×dt×ln(k2 ×Tцил + C), где dW – масса испаренной воды; dt – время; Тцил – температура в цилиндре; k1 – f (диаметр капельки, теплопроводность, плотность); k2 – f (удельная теплоемкость, скрытая теплота парообразования); С – f (удельная теплоемкость, скрытая теплота, температура капельки). Из приведенного выражения видно, что температура в цилиндре влияет на процесс парообразования в экспоненциальной зависимости, а время пребывания оказывает прямо пропорциональное воздействие. Из таблицы 6.13 видно, что различие в средней газовой температуре для трех рассмотренных случаев очень мало и не превышает 2%, тогда как разница во времени пребывания на порядок больше (время увеличивается с 0,95 до 2,38 мс, то есть приблизительно на 250%). Таким образом, для случая впрыска запального топлива за 15° до ВМТ максимальное количество обезвоженного угля, готового к воспламенению, приводит к максимальной теплонапряженности в цилиндре. При организации рабочего процесса с поздней подачей запального ДТ происходит практически самовоспламенение ВУС. В таких случаях запальное топливо не столько воспламеняет частицы угля, сколько ускоряет их сгорание после самовоспламенения. При этом отсутствуют какие-либо вредные последствия на процесс сгорания или на характеристики двигателя. 6.4.2. Влияние УОВ ВУС на эффективность протекания рабочего процесса. Как было показано в предыдущих разделах, увеличение времени пребывания ВУС в камере сгорания до момента воспламенения существенно влияет на эффективность рабочего процесса. Наиболее про268

сто продлить время до момента самовоспламенения можно, увеличив угол опережения впрыска ВУС. Однако результаты испытаний двигателя на режиме полной нагрузки при чрезвычайно позднем регулировании впрыска показали ухудшение сгорания (рис. 6.24). Результаты экспериментов представлены в табл. 6.14. Таблица 6.14.

Условия испытания и результаты сгорания топлива в цилиндре двигателя 7FDL при различных УОВ ВУС на режиме полной нагрузки Условия испытаний Подача запала

Начало впрыска, град, (до ВМТ) ДТ

Поздняя Средняя Ранняя

12 12 12 ртах, МПа

Поздняя Средняя Ранняя

15,3 17,2 17,2

ВУС 22 32 42

Давление впрыска, МПа

Количество ДТ, мм3

Мощность, кВт

ВУС ДТ 88,1 50,9 71 187 82,9 52,6 74 192 82,8 52,6 93 178 Результаты сгорания Полнота Удельный расход теплоты, выгорания, % кДж/(кВт×ч) 99,5 8509 99,5 8054 99,1 8876

Рис. 6.24. Скорости тепловыделения в цилиндре двигателя 7FDL при различных УОВ ВУС на режиме полной нагрузки. ─── 22° до ВМТ; ─ ─ ─ 32° до ВМТ; ─ · ─ 42° до ВМТ.

269

Сравнивая результаты сгорания при подаче ВУС за 22° и 32° до ВМТ, следует отметить, что удельный расход теплоты для случая подачи суспензии за 32° значительно ниже, чем для случая более позднего регулирования. Эффективность сгорания для этих двух случаев практически одинакова, в то время как максимальное давление для более позднего регулирования намного ниже. Понижение максимального давления происходило из-за сравнительно невысокой теплонапряженности вследствие запаздывания воспламенения угольного топлива. Однако эта тенденция не сохранялась при дальнейшем увеличении угла опережения впрыска ВУС с 32° до 42° перед ВМТ. Хотя для последнего опыта максимальное давление практически не изменялось, отмечалось ухудшение эффективности сгорания и увеличение удельного расхода теплоты (с 99,5 до 99,1% и с 8054 до 8876 кДж/(кВт×ч) соответственно). Дальнейшее увеличение начала подачи ВУС до 47° перед ВМТ (на рисунке не показано) понижало эффективность сгорания до 98%, а удельный расход теплоты увеличивался до 9100 кДж/(кВт×ч). Ухудшение сгорания нельзя объяснить обычным опытом по использованию ДТ. Чрезмерно позднее регулирование впрыска приводит к сгоранию ДТ задолго до ВМТ, вследствие чего возрастает максимальное давление, жесткость работы, ухудшается эффективность рабочего процесса. В двигателе, работающем на ВУС, чрезмерно раннее сгорание не наблюдалось. Это может быть объяснено двумя механизмами, действующими практически одновременно. С одной стороны, при более раннем впрыске ВУС попадает в газовую среду, не достигшую максимальной температуры. Начавшиеся процессы парообразования снижают среднюю температуру в цилиндре. В этой связи процесс испарения протекает менее интенсивно, в результате чего растет задержка воспламенения. С другой стороны, анализ процессов распыливания топлива показывает, что при более поздней подаче ВУС факел распыла подается в рабочий цилиндр задолго до прихода поршня в ВМТ. Высокая начальная скорость и большая задержка воспламенения приводят к тому, что струя ударяется о стенку гильзы цилиндра. Скорость факела к этому моменту значительно снижается, что ухудшает его вторичный распад, а низкая температура стенки цилиндра не способствует интенсивному испарению воды. Такой характер развития событий еще больше увеличивает задержку воспламенения и ухудшает эффективность сгорания ВУС. При опережении впрыска за 32° до ВМТ факел ВУС достигает головки поршня при повороте кривошипа примерно на 5°. При этом ВУС воспламеняется, по крайней мере, только через 20° после начала впрыска, то есть приблизительно за 10° до ВМТ. Поэтому удар о

270

днище поршня происходит задолго до воспламенения. Повышение эффективности рабочего процесса при данном регулировании объясняется достаточно высокой температурой стенки камеры сгорания, выполненной в поршне. Это способствует эффективному испарению воды, которая к тому же более летуча, чем ДТ. В то же время высокая скоростью струи в момент удара о поршень способствует интенсивному вторичному распаду факела. Очевидно, что при сжигании ВУС процесс вторичного распада факела распыла при ударе о поршень имеет такое же, а возможно и более важное значение, чем распад факела в результате дисперсии. Впервые предположение о роли вторичного распада при сгорании ВУС высказали Hsu В.D., Confer G.L. и Shen Z.J. В 1992 году при исследовании позднего впрыска ВУС они наблюдали следы удара факела о поршень [54]. Впоследствии было проведено исследование сгорания в цилиндре двигателя с использованием скоростной киносъемки через вставку, обеспечивающую оптический доступ в камеру сгорания (Hsu B.D., Branyon D.P.). На кадрах, полученных при позднем регулировании подачи ВУС, четко прослеживалось обратное движение горящих частиц от стенок камеры сгорания к оси цилиндра [56]. На рис. 6.25 показаны зависимости оптимального соотношения начала подач ВУС и запального ДТ на режиме максимальной нагрузки для двигателя 7FDL. Данные зависимости позволяют оптимизировать рабочий процесс по удельному расходу теплоты, максимальному давлению и эффективности использования топлива. Они получены путем построения изометрических линии на основании фактических результатов экспериментов (треугольники на рисунке). На предельной нагрузке для всех трех параметров значение УОВ запального топлива не оказывает существенного влияния. Это происходит вследствие того, что сгорание в цилиндре главным образом происходит за счет самовоспламенения угольного топлива. При начале впрыска ВУС приблизительно за 37° до ВМТ наибольшее значение максимального давления можно ожидать при любом УОВ запального топлива. Чем позже оно подается, тем меньше его вклад в увеличение максимального давления при сгорании после ВМТ. При подаче ВУС раньше, чем за 37° до ВМТ, максимальное давление уменьшается вследствие удара топливного факела о гильзу цилиндра. Как видно из рис. 6.25, оптимальные регулировки впрыска ВУС и ДТ для всех показателей отличаются. Оптимальная эффективность сгорания зависит главным образом от температуры в цилиндре, в то время как удельный расход теплоты зависит от концентрации тепловыделения у ВМТ. Приведенные зависимости позволяют выполнить регулировки впрыска запального топлива и ВУС с допустимым компромиссом.

271

Для рассматриваемого случая оптимальным является впрыск запального ДТ за 12°, а впрыск ВУС за 35° до ВМТ.

Рис. 6.25. Зависимости для оптимального регулирования начала подачи ВУС и запального ДТ на режиме максимальной нагрузки для двигателя 7FDL.

272

Подводя итоги данного раздела, следует отметить, что оптимизировать процесс сгорания ВУС можно по двум принципиально отличным механизмам: - сокращая задержку воспламенения ВУС путем активизации процесса сгорания с помощью достаточно ранней подачи в цилиндр запального топлива; - интенсифицируя процесс самовоспламенения угольного топлива с помощью подачи запального топлива к концу задержки самовоспламенения ВУС. 6.5. Влияние угла подачи искры на эффективность рабочего процесса двигателя с плазменным зажиганием. Влияние опережения подачи искры в плазменную горелку на рабочий процесс исследовалось в двигателе JS-1 фирмы Cooper-Bessemer [44]. В качестве ключевых параметров, оказывающих влияние на эффективность плазменного зажигания ВУС, рассматривалось влияние момента зажигания (подачи искры) и количества природного газа, подводимого в струйную горелку. На рис. 6.26 показаны изменение давления в цилиндре, изменение давления впрыска ВУС и давления в струйной горелке для трех моментов опережения зажигания (26, 20 и 13° до ВМТ). В табл. 6.15 представлены параметры воспламенения и сгорания в рабочем цилиндре двигателя от момента зажигания в струйной газовой горелке. Таблица 6.15.

Зависимость давления в цилиндре от момента зажигания в струйной газовой горелке Момент зажигания (до ВМТ), град.

Задержка зажигания ВУС, град.

13 20 26

16 13 16

Момент достижеМаксимальное давния максимального ление в цилиндре, давления (после МПа ВМТ), град. 7,48 14 7,75 12,5 7,48 15

Момент зажигания в струйной горелке (аналогично моменту воспламенения запального ДТ) влияет на взаимодействие между выходящей из горелки струей горячих газообразных продуктов сгорания и факелом ВУС, подаваемым главной форсункой. Впрыск ВУС производился за 20° до ВМТ, частота вращения вала 400 мин-1, давление природного газа в подающей магистрали составляло 0,27 МПа. 273

Начало воспламенения газовоздушной смеси в горелке изменялось в пределах 26...13° до ВМТ (6° до начала впрыска и 7° после начала впрыска ВУС). Зависимость давления в струйной горелке иллюстрирует задержку по времени между зажиганием и ростом давления внутри горелки. Эта задержка составляет приблизительно 2° по углу поворота вала (приблизительно 1 мс). До момента достижения максимума давления при горении в струйной горелке вал двигателя проворачивается еще на 5° (приблизительно 2 мс). Исследования показали, что задержка между моментом зажигания и моментом, когда струя проникает в основную камеру сгорания, лежит в диапазоне 3...5° поворота вала.

Рис. 6.26. Изменение давления в рабочем цилиндре двигателя JS-1 фирмы Cooper-Bessemer в зависимости от момента зажигания в струйной газовой горелке. 1 – 13°; 2 – 20°; 3 – 26° (до ВМТ).

На рис. 6.26 и табл. 6.15 видно, что при подаче искры в струйную горелку за 20° до ВМТ достигается наиболее короткая задержка зажигания, наибольшее максимальное давление в цилиндре и наиболее оптимальный характер его изменения. Это указывает на то, что данный момент зажигания, для рассматриваемых условий, наиболее близок к оптимальному. Эффективность воспламенения ВУС от плазменной струи сохраняется при вкладе природного газа в полную теплоту сгорания топлива около 3%, однако наиболее надежное воспламенение и наилучшие характеристики двигателя достигались, когда эта доля составляла 5%.

274

6.6. Влияние количества запального топлива на эффективность рабочего процесса двигателя с запальным зажиганием. Количество запального топлива – другая важная составляющая, которая влияет как на характер протекания термодинамического цикла, так и на эффективность сгорания твердого топлива. Как было показано выше, полнота выгорания твердого топлива в рабочем пространстве поршневого двигателя в значительной степени зависит от величины запального коэффициента. Расчеты показывают, что для топлив, не содержащих летучих, при запальном коэффициенте менее 0,06 воспламенение крайне неустойчиво, а характеристика двигателя исключительно чувствительна к величине запального коэффициента. Начиная приблизительно с 0,07 до 0,2, термический КПД, по существу, не зависит от запального коэффициента. Таким образом, при использовании высококалорийных топлив для эффективной активации процесса сгорания, с запальным топливом в цилиндр должно быть подведено не менее 7% от всей теплоты, необходимой для осуществления термодинамического цикла. Для топлив, содержащих летучие, величина запального коэффициента может быть значительно снижена. Так, при содержании в твердом топливе летучих порядка 50%, величина запального коэффициента может быть всего около 0,01. На рис. 6.27 представлены зависимости коэффициента полноты выгорания и эффективной мощности двигателя 7FDL от величины запального коэффициента. Основные закономерности, связанные с величиной запального коэффициента достаточно полно прослеживаются по результатам испытаний двигателя 645 EMD фирмы General Motors [75]. Зависимости для давления, температуры, теплонапряженности и тепловыделения по углу п.к.в. представлены на рис. 6.28 а, б, в, г. В ходе исследования количество запального топлива, подаваемого в цилиндр, изменялось от 20 до 80 мм3. Результаты испытания двигателя представлены в табл. 6.16. Для случаев, показанных на рисунках, запальный коэффициент составляет 0,178; 0,089; 0,0572; 0,0512. Двигатель вполне успешно работал при величине запального коэффициента 0,0512, однако при этом наблюдались достаточно большие колебания параметров от цикла к циклу и высокая дымность отработавших газов. Максимальная температура газов в цилиндре с увеличением запального коэффициента равномерно возрастала, а точка максимума сдвигалась в сторону ВМТ. Все это указывает на более раннее начало сгорания ВУС. На это же указывают и кривые изменения давления. Следует отметить, что достаточно интенсивное увеличение

275

температуры, связанное со сгоранием ВУС, наступает только после того, как температура в цилиндре превысит значение более, чем 900К. Таблица 6.16.

Основные параметры рабочего процесса двигателя 645 EMD фирмы General Motors в зависимости от величины запального коэффициента* Запальный коэффициент

Количество запального топлива, мм3

pтах, МПа.

Tmax, K

Tвып, К

0,17750 0,13630 0,08810 0,0749 0,0584 0,0512

80,00 58,50 35,80 30,00 22,05 20,00

7,79 6,96 7,38 6,48 5,79 5,52

1572 1422 1438 1366 1254 1179

627,37 621,15 616,09 606,15 589,15 554,15

Тепловыделение (максимальное), кДж/кг

Эффективность сгорания, %

860,0 788,7 780,0 738,8 661,0 571,2

88,7 85,8 90,1 86,8 79,4 69,0

* Цикловая подача ВУС 814,6 мм 3 .

6.27. Полнота выгорания и эффективная мощность двигателя 7FDL как функция величины запального коэффициента (УОВ запального топлива и ВУС – 45°; отношение углерода к водороду 1:0,8).

Максимальная теплонапряженность от сгорания угольного топлива увеличивается по мере возрастания запального коэффициента, а угол, в течение которого достигается максимальное значение, соответственно, сокращается. В результате этого максимум скорости тепловыделения перемещается в сторону более ранних углов поворота, приближаясь к ВМТ, а количество теплоты, выделяющееся в ходе последующего расширения, уменьшается. Тепловыделение возрастает по мере увеличения запального коэффициента. Часть кривой, соответствующая сгоранию запального топлива по мере увеличения его количества, становится более четко

276

выраженной, однако вклад запального топлива в общую теплоту сгорания значительно меньше, чем ВУС. Угол поворота кривошипа, при котором завершается процесс сгорания запального топлива (кривая выходит на горизонтальный участок), сдвигается в сторону более ранних углов поворота кривошипа.

Рис. 6.28. Влияние запального коэффициента на изменения давления (а), температуры (б), теплонапряженности (в) и тепловыделения (г) в процессе совместного сгорания запального топлива и ВУС. 1 – 0,178; 2 – 0,089; 3 – 0,0572; 4 – 0,0512 (п = 837 мин -1 ; количество ВУС – 814,6 мм 3 /цикл; впрыск ВУС – 20°; впрыск запального топлива – 40° (до ВМТ)).

При малых количествах запального топлива наблюдается снижение интенсивности тепловыделения. Это указывает на то, что теплота, выделившаяся вследствие сгорания запального топлива, меньше, чем скрытая теплота парообразования воды, входящей в состав ВУС. При этом температура газа остается все еще достаточно высокой, чтобы обеспечить активацию процесса сгорания угольных частиц. Очевидно, вследствие этого задержка зажигания возрастает, а количество ВУС, которое сгорает в течение периода расширения, увеличивается. Это приводит к снижению давления и температуры в цилиндре двигателя. Аналогичные закономерности наблюдались при испытании двигателя JS-1 фирмы Cooper-Bessemer. В качестве основного топлива использовалась ВУС со средним размером частиц 11 мкм, в качестве запального – ДТ №2. 277

Температура воздуха на входе поддерживалась в пределах 174...177°С, а давление впрыска в диапазоне 62...69 МПа. При увеличении запального коэффициента с 0,07 до 0,16 задержка зажигания уменьшалась с 6,2 до 5,4 мс (с 15 до 13° п.к.в.). Максимальное давление цикла составило 8,27 МПа. Хотя задержка воспламенения изменялась незначительно, с увеличением запального коэффициента максимальная теплонапряженность возрастала с 3,59 до 7,4 кДж/град., а удельный расход теплоты уменьшался с 5,31 до 5,04 МДж/(кВт×ч). Описанные выше тенденции указывают на то, что при достаточно раннем впрыске запального топлива уменьшение его количества приводит к увеличению задержки воспламенения ВУС. При этом температура и давление в цилиндре понижаются, а эффективность выгорания угольных частиц ухудшается. Очевидно, что для устранения указанных недостатков при снижении количества запального топлива угол начала впрыска необходимо смещать в сторону ВМТ. 6.7. Регулирование двигателей, работающих на ВУС. Процесс регулирования двигателей, работающих на ВУС, более сложен, чем обычных дизельных двигателей. Это обусловлено чрезвычайно высокой чувствительностью процесса сгорания угольных частиц к параметрам воздушного заряда в конце сжатия и к моменту начала впрыска топлива. Особенности сжигания твердого топлива в рабочем пространстве двигателя состоят в том, что эффективность его сгорания в значительной мере зависит от большого числа факторов, к которым относятся: - характеристики исходного топлива и ВУС; - параметры воздушного заряда на входе в двигатель; - характер и особенности протекания процесса сжатия; - особенности организации процесса сгорания и турбулизации воздушного заряда; - параметры процесса впрыска основного и запального топлива. Как уже было показано, отклонение хотя бы одного из вышеназванных параметров от оптимального значения приводит к снижению эффективности выгорания топлива и всего рабочего процесса двигателя в целом. В связи с этим регулирование двигателя должно осуществляться с учетом названных выше факторов: изменение одного параметра должно сопровождаться корректировкой остальных. Основным параметром, позволяющим в достаточно широких пределах регулировать мощность, является изменение цикловой подачи ВУС. В этом двигатели, работающие на ВУС, схожи с обычными дизельными двигателями, однако изменение цикловой подачи основного топлива приводит к некоторым особенностям сгорания, характерным только для данного типа двигателей. Регулировка количе-

278

ства основного топлива, подаваемого в цилиндр, позволяет изменять мощность двигателя в широком диапазоне, что видно из рис. 6.29 а, б, в, г, на которых представлены закономерности, характерные для такого регулирования.

Рис. 6.29. Регулирование мощности двигателя 645 EMD путем изменения цикловой подачи ВУС. Изменение давления (а), температуры (б), теплонапряженности (в) и тепловыделения (г) в процессе совместного сгорания запального топлива и ВУС. 1 – 824,0 мм3; 2 – 688,5 мм3; 3 – 405,5 мм3 (п = 837 мин-1; количество запального топлива 100 мм3/цикл; впрыск ВУС – 11° (до ВМТ); впрыск запального топлива – 40° (до ВМТ)).

На рисунках показаны основные зависимости для рабочего процесса двигателя 645 EMD фирмы General Motors. При уменьшении подачи ВУС с 824,0 до 405,5 мм3/цикл и неизменном количестве запального топлива (100 мм3/цикл) величина запального коэффициента возрастает с 0,17 до 0,343. Это определяет некоторые особенности протекания рабочего процесса двигателя на режимах частичных нагрузок. Увеличение давления в рабочем цилиндре, практически, прямо пропорционально увеличению цикловой подачи ВУС, при этом максимальные значения давления сдвигаются к более поздним углам поворота кривошипа. Температура газа внутри цилиндра так же, как и давление увеличивается пропорционально увеличению цикловой подачи ВУС, но 279

максимум температуры рабочего тела достигается при более поздних углах поворота кривошипа, чем максимум давления. Теплонапряженность и тепловыделение, вследствие сгорания водоугольного топлива, возрастают с увеличением его количества. При этом наблюдается более раннее сгорание запального топлива, а максимум теплонапряженности от сгорания ВУС сдвигается к более поздним углам поворота кривошипа. Во всех случаях выделение теплоты прекращается примерно за 25° после ВМТ. В отличие от изменения давления и температуры тепловыделение при сгорании ВУС непропорционально увеличению ее количества. При больших подачах водоугольного топлива, за счет испарения воды, возрастает задержка зажигания, в результате чего эффективность сгорания ухудшается. При уменьшении цикловой подачи и неизменных параметрах воздушного заряда происходит увеличение коэффициента избытка воздуха, в результате чего эффективность сгорания топлива ухудшается. Механизм процесса ухудшения сгорания твердого топлива при большом избытке воздуха рассмотрен нами в пункте 6.2.1. Следует отметить, что в значительной степени повысить эффективность сгорания на режимах частичных нагрузок можно путем повышения температуры воздуха на входе в двигатель. Таким образом, для эффективного регулирования двигателя, кроме системы изменения подачи ВУС, необходимо предусмотреть систему регулирования температуры подводимого к двигателю воздуха. Дополнительно корректировка параметров рабочего процесса может осуществляться по УОВ запального и основного топлива. Существенным резервом в повышении эффективности регулирования двигателя является применение аккумуляторных систем впрыска ВУС. Как показали результаты испытаний двигателя 7FDL фирмы General Electric, использование таких систем позволяет повысить давление впрыска. При этом появляются возможности получить не только более мелкий аэрозоль, но и добиться его оптимального распределения в пространстве воздушного заряда. Кроме того, электронное управление процессом впрыска позволяяет в широких пределах менять цикловую подачу, угол опережения впрыска основного топлива, продолжительность подачи топлива в камеру сгорания. Оценка оптимального сочетания параметров регулирования может осуществляться с использованием микропроцессорной техники, что существенно повысит эффективность регулирования. Как показали исследования, при увеличении нагрузки оптимальное опережение впрыска и необходимое количество запаль-

280

ного топлива уменьшаются, в то время как для ВУС наблюдается увеличение УОВ. При полной нагрузке оптимальной является поздняя подача запального топлива. В этом случае создаются благоприятные условия для самовоспламенения угольного топлива, а запальный впрыск только интенсифицирует сгорание. При этом выделение теплоты сосредотачивается в непосредственной близости к ВМТ, что благоприятно сказывается на параметрах рабочего процесса двигателя (рис. 6.30а). Изменение рабочих параметров и параметров сгорания при изменении нагрузки представлено в табл. 6.17. Таблица 6.17.

Оптимизированные рабочие параметры и параметры сгорания при работе двигателя 7FDL фирмы General Electric на различных режимах Рабочие параметры Частота вращения, мин-1 620 880 880 960 960 960 1050

Среднее эффективное давление, МПа 0,30 0,49 0,56 1,03 1,35 1,71 1,98

Угол начала подачи, град. ДТ 24 23 22 20 19 18 12

ВУС 15 15 15 20 20 25 35

Параметры сгорания Вклад топлива в процесс тепловыделения, % ДТ 23,8 23,9 16,9 9,2 6,7 5,0 4,0

ВУС 76,2 76,1 83,1 90,8 93,3 95,0 96,0

pmaх, МПа

Эффективность выгорания, %

Удельный расход теплоты, кДж/(кВт×ч)

4,9 5,5 5,9 8,2 9,9 12,3 17,1

92,8 94,9 96,5 97,5 98,5 99,0 99,5

12165 10450 9255 8560 8258 8403 8159

Снижение нагрузки характеризуется очень низким давлением наддува или его полным отсутствием во впускном коллекторе. При таких условиях температура после испарения воды снижается, а самовоспламенение ВУС становится невозможным. Теплота сгорания запального ДТ расходуется на повышение температуры. Типичную характеристику выделения теплоты при сгорании двух топлив на частичной нагрузке (620 мин-1, среднее индикаторное давление 0,3 МПа) показано на рис. 6.30б. Первый пик скорости тепловыделения соответствует сгоранию запального дизельного топлива, которое в этом случае выделяет приблизительно 24% и от всей энергии по сравнению с 4% на режиме полной нагрузки двигателя. Эффективность сгорания снижается до 93%, а максимальная температура горения не превышает 1560К, что намного ниже температуры при полной нагрузке двигателя (1900К).

281

Рис. 6.30. Изменение скорости тепловыделения в рабочем цилиндре двигателя 7FDL фирмы General Electric, a – на режиме полной нагрузки (частота вращения – 1050 мин -1 ; давление и температура воздуха на входе 360 кПа и 360К соответственно); б – на режиме частичной нагрузки (частота вращения – 620 мин -1 ; давление и температура воздуха на входе 102 кПа и 332К соответственно).

6.8. Расход топлива в двигателях, работающих на ВУС. Эффективность использования твердого топлива в поршневых ДВС зависит от двух основных факторов: полноты выгорания угольных частиц и характера тепловыделения при сгорании топлива. Последнее оказывает существенное влияние на эффективные и удельные показатели двигателя, в том числе и на удельный расход топлива. На начальной стадии современного этапа исследований по сжиганию угольных суспензий в поршневых двигателях эффективность выгорания твердого топлива не превышала 50...85%. Более поздние исследования показали, что количество топлива, успевшего сгореть в рабочем пространстве двигателя, может составлять 92...99,5%. При этом теоретические расчеты показывают, что принципиально возможно в условиях двигателя с частотой вращения около 1000 мин -1 сжигать до 100% топлива. Эффективные показатели двигателей в значительной степени зависят от того, как выделение теплоты от сгорания твердого топлива согласуется с параметрами его термодинамического цикла. Исследования показали, что, несмотря на принципиальные различия в механизмах сгорания твердого и ДТ, можно получить такие характеристики сгорания, которые позволяют сохранить, а в некоторых случаях даже улучшить эффективность рабочего процесса двигателя. Наиболее полно угольное топливо может быть сожжено в малооборотных двигателях с большим объемом цилиндра при запальном методе зажигания. 282

Следует отметить, что, как правило, удельный расход топлива для двигателей, работающих на ВУС с запальным зажиганием, рассчитывают исходя из полной теплоты, выделившейся в рабочем цилиндре. Такая методика не позволяет объективно оценить отдельно расход основного и запального топлива, поэтому при оценке эффективности использования топлива необходимо обязательно учитывать величину запального коэффициента. Значения удельного расхода топлива для различных типов ВУС, полученные при испытании малооборотного двигателя 1RSA76 фирмы Sulzer, приведены на рис. 6.31 [65]. Данные по расходу основного и запального топлива приведены к стандартной теплоте сгорания 42,7 МДж/кг. Каждая ВУС характеризуется двумя кривыми, из которых нижняя показывает расход топлива при теплоте сгорания, определенной по методике швейцарского федерального института испытания материалов (ФИИМ); верхняя – по теплоте сгорания, определенной исходя из методики, разработанной фирмой Resource. Несовпадение значений теплоты сгорания объясняется тем, что суспензия представляет собой негомогенный продукт, поэтому определение ее теплотворной способности более сложно, чем для ДТ. Расхождение для обеих методик составляяет менее 2%, причем значения, получаемые по методике ФИИМ, неизменно ниже. Измерения проводились при 90-, 75-, 50- и 25%-ной нагрузке при частоте вращения вала 120 мин -1 . Данные по расходу топлива при более высоких нагрузках получить не удалось, поскольку теплота сгорания топлива оказалась ниже значения 16,75 МДж/кг, использовавшегося при расчете системы впрыска. Значения удельного расхода топлива, приведенные на рис. 6.31 включают в себя данные по дизельному топливу, которое в виде утечек смешивалось с основным. Утечки в количестве 4...6% от суммарного теплоподвода при нагрузках 50...90% обусловлены особенностями конструкции системы впрыска топлива фирмы Sulzer. ВУС фирмы Otisca дает расход топлива, который не превышает аналогичный показатель для ДТ № 2. Далее в порядке возрастания расхода следуют ВУС АМАХ (мелкодисперсная), Resource и АМАХ (крупнодисперсная). Максимальным относительно ДТ № 2 является расход крупнодисперсной суспензии АМАХ (около 3...8% в зависимости от нагрузки). Интересно отметить, что расход суспензии Resource, имеющей минимальный размер частиц, больше, в то время как ВУС Otisca, получаемая методом гравитационного обогащения, показывает минимальный расход.

283

Рис. 6.31. Удельный расход топлива в двигателе 1RSA76 (экспериментальные данные), пересчитанный по теплоте сгорания 42,7 МДж/кг.

*** Рассмотренные выше результаты как теоретических, так и экспериментальных исследований позволяют предположить, что термодинамические аспекты проблемы применения твердых топлив в настоящее время практически решены. Использование твердых топлив в составе ВУС позволяет получить довольно устойчивые показатели работы двигателей. Уже в настоящее время они по эффективности использования топлива не уступают двигателям, работающим на нефтепродуктах. Для коммерческого использования осталось решить проблему износа основных деталей двигателей и проблему снижения вредных выбросов в окружающую среду.

284

Глава 7 Теоретические основы горения угольного топлива в рабочем пространстве поршневого двигателя 7.1. Процесс выгорания твердого топлива в рабочем пространстве двигателя. Фактические механизмы горения угольных частиц, особенно в твердой фазе, в пределах пространства камеры сгорания в настоящее время исследованы недостаточно. Также слабо изучено влияние параметров твердого топлива (элементарный состав, размеры его частиц, их форма, внутренняя структура, содержание летучих и др.) на характеристики двигателя. При выборе начальных условий, необходимых для эффективного использования того или иного вида твердого топлива, задача усложняется тем, что параметры выгорания частиц должны согласоваться с характеристиками протекания термодинамического цикла двигателя. В настоящее время известны только качественные характеристики, указывающие на влияние турбулентности, коэффициента избытка воздуха, частоты вращения двигателя, давление в цилиндре, температуры и интенсивности нагрева топливных частиц на процесс горения пылеугольного топлива. Существует неопределенность относительно роли кинетических и диффузионных процессов на суммарный тепловой эффект реакции выгорания топлива. Это затрудняет процесс определения времени, необходимого для полного сгорания угольной частицы в рабочем пространстве двигателя. Именно этим временем ограничивается максимально возможная частота вращения двигателя и эффективность выгорания топлива, а значит и эффективность всего термодинамического цикла в целом. Для оптимизации процессов выгорания необходимы дополнительные исследования, касающиеся непосредственно подготовки и сгорания топлива в цилиндрах двигателя, а именно: - оптимизация топливной системы, которая включает в себя поиск рациональных конструкций распылителей, определение наиболее эффективных углов распыла топливного факела, оптимального давления и характера впрыска, а также его продолжительности; - оптимизация задержки воспламенения и характеристик сгорания угольных топлив; - оптимизация формы камеры сгорания, включая исследования возможности использования предкамер и расслоенного заряда; - оптимизация методов активации процесса горения, в качестве которых могут быть использованы искровое зажигание, воспламенение от сжатия, применение запального жидкого топлива;

285

- уменьшение шлакообразования и других видов отложений, связанных с неполным выгоранием угольного топлива, на деталях двигателя. Кроме термодинамических характеристик двигателя полнота выгорания топливных частиц оказывает существенное влияние на содержание токсичных веществ и сажи в отработавших газах. Для того чтобы получить общее представление о процессе сгорания твердого топлива в рабочем пространстве поршневого двигателя, далее, в наиболее общем виде, рассмотрим процесс сгорания с точки зрения протекания термодинамического цикла двигателя, отдельные стадии процесса сгорания и факторы, влияющие на эффективность выгорания твердого топлива. 7.2. Модель состояния рабочего тела в цилиндре двигателя. Как видно из рис. 7.1, на состояние рабочего тела в цилиндре двигателя в зависимости от угла поворота коленчатого вала оказывают влияние следующие термодинамические факторы: изменение работы, совершаемой над газом со стороны поршня, теплопередача от рабочего тела к стенкам цилиндра, сгорание топливных частиц и тепломассообмен рабочего цилиндра с окружающей средой. Для описания мгновенного термодинамического состояния газа в цилиндре, к контрольному объему применим первый закон термодинамики (рис. 7 . 1 ) [35, 68].

Рис. 7.1. Компоненты замкнутой термодинамической системы рабочего цилиндра.

286

Записав первый закон термодинамики для контрольного объема (ко) в дифференциальной форме, получим: dEко & = Qсгор − W& − Q& конв − Q& рад − m& мо , (7.1) dt где Q&сгор – количество теплоты; выделившейся при сгорании топлива; W& – член уравнения, эквивалентный теплоте, затрачиваемой на работу, совершаемую поршнем; Q&конв – член уравнения, учитывающий теплоотдачу между газом и стенками камеры сгорания; Q& рад – член уравнения, учитывающий радиационную теплопередачу между топ& мо – потери ливными частицами и стенками камеры сгорания; m энергии вследствие массообмена с окружающей средой. Для учета неравномерности распределения различных компонентов содержимое цилиндра необходимо разделить на отдельные области и зоны (см. ниже). В процессе газообмена рабочего цилиндра с окружающей средой формируются три основные области: одна – для воздуха, вторая – для продуктов сгорания и третья – для смеси этих двух компонентов (воздух и продукты сгорания). Уравнение (7.1) необходимо применять к каждой из областей при продувке, к каждой из зон при сгорании, а также ко всему содержимому цилиндра при сжатии и расширении. Уравнение (7.1) не учитывает потери теплоты, связанные с излучением от газа, так как по ряду оценок они составляют относительно небольшую величину в общем балансе тепловых потерь [46]. Изменение внутренней энергии в контрольном объеме можно также записать как сумму изменения внутренней энергии газа ( U& г ) и топливных частиц (U& ч ): dEко = U& г + U& ч . (7.2) dt Преобразовав уравнение (7.2) с учетом изохорной теплоемкости газа cvг частицы с, для произвольной массы газа и частицы получим: dEко = m& г cv Tг + mг cv T&г + m& ч cTч + mч cT&ч , (7.3) dt где Тг и Тч – температура газа и частицы соответственно; mг, тч – масса газа и частицы соответственно. Решая это уравнение относительно величины мгновенного значения температуры рабочего газа для каждой области при продувке и для каждой зоны при сгорании, приравняв уравнения ( 7 . 1 , 7.3), имеем: 1 T&г = {Q& сгор − W& − Q& конв − Q& рад − m& мо − mг cvг (7.4) г

г

− m& г cv Tг − m& ч cTч − mч cT&ч }. г

287

Полученное уравнение (7.4) позволяет определить мгновенное значение температуры ( T&г ) в любой момент времени по углу поворота коленчатого вала. При определении состояния рабочего тела в ходе сжатия до момента впрыска топлива уравнение упрощается, в частности, такие параметры, как Q& сгор , Q& рад , m& г cvг Tг , m& ч cTч , mч cT&ч и m& мо принимаются равными нулю. В зависимости от вида жидкого носителя и способа активации процесса сгорания, суммарная теплота Qсгор, выделившаяся за цикл при сгорании топлива, состоит из нескольких компонент. Они характеризуют тепловыделение от сгорания запального топлива или горючего жидкого носителя, а также тепловыделение от сгорания летучих и косоугольного остатка. При использовании ВУС теплота, затрачиваемая на испарение водяного носителя, также входит в показатель Qсгор со знаком минус. 7.3. Стадии процесса сгорания угольных суспензий в рабочем пространстве поршневого двигателя. Подготовка угольного топлива к сгоранию начинается еще на стадии его распыливания. Как уже отмечалось ранее, характеристики распыливания суспензий оказывают существенное влияние, как на процесс воспламенения угольного топлива, так и на процесс его последующего сгорания. Наиболее важными параметрами с точки зрения эффективного сжигания угольного топлива являются: размер капель аэрозоля и характер их распределения в пространстве камеры сгорания, термодинамическое состояние газовой среды в цилиндре, размер и состав угольных частиц, характер тепло- и массообмена между частицами топлива и газовой средой, процесс теплообмена между частицами топлива и стенками цилиндра. Характер выделения теплоты в результате сгорания запального топлива и угольной суспензии в рабочем цилиндре двигателя в значительной степени зависит от вида используемого носителя и способа активации процесса сгорания. Наибольшее число стадий процесса сгорания наблюдается при использовании ВУС и тепловом способе зажигания. Отдельные стадии процесса сгорания ВУС хорошо прослеживаются по характеристике изменения скорости тепловыделения, которая показана на рис. 7.2. Приведенные зависимости получены по результатам испытания тепловозного двигателя EMD 645. В рассматриваемом случае использовалась повышенная цикловая подача запального топлива. Это было сделано для того, чтобы

288

более четко проследить влияние раздельной подачи запального и основного топлива на процесс сгорания в рабочем цилиндре. Из рис. 7.2 видно, что на кривых скорости тепловыделения имеется два максимума, которые соответствуют сгоранию запального и водоугольного топлива. Оба процесса, в принципе, могут накладываться друг на друга, при этом на участке сгорания ВУС может иметь место догорание запального топлива (при запальном способе зажигания).

Рис. 7.2. Изменение скорости тепловыделения в двигателе EMD 645 при использовании ВУС с тепловым зажиганием (количество и начало впрыска запального ДТ 100 мм 3 /цикл и 40° до ВМТ, соответственно; впрыск ВУС за 11° до ВМТ; количество ВУС: 1 – 806мм 3 /цикл; 2 – 711 мм 3 /цикл; 3 – 495 мм 3 /цикл; 4 – 394 мм 3 /цикл).

Как уже было отмечено в гл. 6, в процессе совместного сгорания двух топлив (основного ВУС и запального ДТ) можно выделит пять основных стадий процесса. Для других видов суспензий и способов активации количество и последовательность отдельных стадий могут значительно отличаться. Некоторые стадии могут накладываться друг на друга или протекать одновременно. Таким образом, сжигание твердого топлива необходимо рассматривать как совокупность одновременных и последовательных физических и химических процессов, которые зависят от мгновенного состояния всех компонент термодинамической системы и от скорости поверхностно-кинетических реакций.

289

290

Рис. 7.3. Схема процесса сгорания ВУС в цилиндре двигателя при запальном зажигании

В качестве примера, на рис. 7.3 в наиболее общем виде показана схема процессов физического и химического взаимодействия между каплями аэрозоля ВУС и газовой средой при запальном способе зажигания [76]. Рассмотренная далее модель позволяет в общем виде учесть влияние сгорания запального топлива, испарение жидкого носителя, выделение и сгорание летучих, выгорание коксоугольного остатка. 7.4. Формирование активных зон. Топливо, состоящее из смеси жидкого носителя и угольных частиц, впрыскивается в камеру сгорания двигателя. Частицы топлива, в свою очередь, состоят из соответствующих массовых долей коксоугольного вещества, летучих компонентов и зольного остатка. По мере образования аэрозоля, отдельные капли, распространяясь в пределах некоторого пространства, перемешиваются с воздухом, вовлекая его в сложное вихревое движение. Распыленное топливо в процессе подготовки к сгоранию проходит определенные стадии и может существовать в нескольких формах. За счет разности плотностей, при распыливании, угольные частицы могут освобождаться от жидкого носителя с образованием отдельных капель жидкости и твердого вещества; несколько угольных частиц могут группироваться вместе внутри одной капельки и, наконец, каждая частица может быть окружена жидкой оболочкой. Вероятно, все эти формы существуют совместно, по крайней мере, на начальной стадии формирования аэрозоля. Процесс проникновения и перемешивания различных компонентов топлива с воздушным зарядом растянут во времени, в связи с чем существует неоднородность распределения частиц топлива в объеме камеры сгорания. Эта неоднородность оказывает существенное влияние, как на процесс воспламенения, так и на последующее сгорание топлива. При аналитических исследованиях для учета неравномерности распределения аэрозоля в пространстве камеры сгорания двигателя обычно рассматривается множество отдельных пространственных зон [34, 36, 62, 68, 76] . Эти зоны формируются по мере впрыска топлива в газовую среду. Вся порция впрыскиваемого топлива разбивается на отдельные «пакеты» (далее слово «пакет» будет употребляться без кавычек), содержащие равные массы вводимого топлива. Затем масса топлива в каждом пакете делится на ряд капель и частиц определенного диаметра. Исходя из различных условий впрыска и характеристик исходного твердого топлива, размер капель может колебаться в пределах 30...100 мкм, размер частиц 2.. .1 0 мкм. На каждом угле поворота кривошипа в цилиндр может впрыскиваться от одного до нескольких пакетов.

291

Схематично процесс формирования пакетов и их классификация показаны на рис. 7.4. Как только пакеты введены в цилиндр, они начинают погружаться в газообразное содержимое камеры сгорания, в результате чего формируются активные зоны. Размер этих зон, характер взаимодействия между каплями аэрозоля и газовой средой изменяется как по мере продвижения активной зоны в пределах объема камеры сгорания, так и во времени. Каждый пакет или зона идентифицированы по времени входа в цилиндр и в соответствии с их положением относительно ядра факела.

Рис. 7.4. Впрыск отдельных пакетов топлива и формирование активных зон [36].

Такая классификация основана на том, что масса вовлекаемого воздуха должна быть связана с массой несгоревшей смеси. При этом масса вовлекаемого воздуха должна увеличиваться по мере развития струи в ходе процесса впрыска. Присоединенная масса воздуха в активной зоне зависит от двух номеров слоя: по времени попадания в цилиндр и по расположению. Масса топливных компонентов в каждой активной зоне сохраняется в ходе всего процесса сгорания, то есть продукты сгорания топлива в каждой зоне взаимодействуют с несгоревшим топливом и связанной присоединенной массой газа. Присоединенная масса газа тпр может быть определена простым экспоненциальным выражением вовлечения, которое было предложено в работе [34]. Несмотря на простоту, данное выражение сформулировано с учетом основных особенностей процесса вовлечения.

292

⎞ ⎧ I J ⎫ ⎟⎟ exp ⎨− ⎬ I J t t ⎠ ⎩ ⎭ где К – коэффициент вовлечения; Y – продолжительность впрыска топлива; I – номер пакета (по времени попадания в цилиндр); J – номер пакета (по схеме классификации); θb – постоянная вовлечения; тнм – мгновенная масса несгоревшей зоны; It – полное число пакетов (по времени попадания в цилиндр); Jt – полное число пакетов (по схеме классификации); ∆θвш – временной шаг расчетной схемы по времени (в градусах у.п.к.). Каждый пакет описывается номерами I (по времени попадания в цилиндр) и J (по схеме классификации). Первые впрыскиваемые в цилиндр пакеты имеют номер 1, вторые – номер 2 и т. д. Пакеты каждого номера (по времени попадания в цилиндр) обозначаются по схеме классификации (например: 1, 2...). Постоянная вовлечения θb, является временем, необходимым для полного охвата окружающего газового пространства струей аэрозоля или временем, заданным для струи, чтобы охватить весь объем камеры сгорания. Оценка времени, необходимого для охвата аэрозолем окружающей газовой среды может быть сделана на основании времени, необходимого аэрозолю для достижения края поршня, исходя из уравнения проникновения струи. mпр ( I , J ) = K

⎛ ∆θ вш mнм ⎜⎜ I t J t (Y + 1) ⎝ θ b

7.5. Испарение жидкого носителя. В процессе формирования активных зон суспензия распыляется в газовой среде с высокой плотностью и температурой, при этом жидкий носитель начинает испаряться. Принято считать, что процесс сгорания твердого топлива, входящего в состав ВУС, начинается только после того, как с поверхности частицы испарится вся вода. Именно это приводит к более длинным задержкам воспламенения. Для ТУС начало процесса сгорания определяется исходя из условий самовоспламенения ДТ, являющегося жидким носителем. Поэтому механизм воспламенения для ВУС и ТУС различен. В то же время он в значительной степени определяет протекание дальнейшего процесса сгорания. Подробней эти вопросы рассмотрены в главе 6. 7.5.1. Испарение ДТ при использовании ТУС. Для оценки испарения ДТ, входящего в состав ТУС, может быть использована модель парообразования, которую предложил Spalding. Она основана на теории парообразования капельки в равновесных условиях. Эту модель использовали в своих работах по моделированию процесса сгорания ТУС в поршневом двигателе Bell и Caton [35].

293

Выражения энергетического уравнения в сферических координатах для капельки имеют вид: d ⎛ d 2 dT ⎞ 2 ⎟ − (W 4πr )с рTг = 0 ⎜ kг 4πr dr ⎝ dr ⎠ dr

и dY f ⎞ d d ⎛ ⎜⎜ ρ г D f 4πr 2 ⎟⎟ − (W 4πr 2 )Y f = 0 , dr ⎝ dr ⎠ dr

где W – массовый поток испаряемого топлива; r – радиус капли; kг – теплопроводность газа; Тг – температура газа; ср – изобарная теплоемкость газа; ρг – плотность газа; Df – коэффициент диффузии ДТ; Yf – доля топлива, находящегося в газовой фазе. После двойного интегрирования приведенных выше уравнений с применением граничных условий было получено выражение: ρk Ww = г г ln( B + 1) , Rк где Rк – мгновенный радиус капельки; В – коэффициент переноса массы (для условий близких к критическим, с учетом температуры поверхности, коэффициент может быть принят равным 0,9). 7.5.2. Парообразование воды при использовании ВУС. Несмотря на возможное разнообразие в структуре капель аэрозоля ВУС, наиболее общий случай представляют капли, состоящие из нескольких частиц угольного топлива (угольного массива) в водяной оболочке. При такой структуре (рис. 4.27) жидкая фракция капельки ВУС может быть разделена на пленочную и поровую, то есть может рассматриваться как множество молекул воды вокруг и в пределах угольного массива, соответственно. Процесс испарения пленочной и поровой воды имеет некоторые отличия. Специфические условия протекания процесса испарения в камере сгорания поршневого двигателя не позволяют рассматривать процесс парообразования как равновесное явление, то есть, процесс, при котором коэффициент теплопередачи диктуется и сбалансирован только скоростью испарения. Для определения времени, необходимого на испарение пленочной воды, нужно учитывать чувствительность парообразования к преобладающим внешним условиям в зоне, непосредственно прилегающей к поверхности капельки, а также теплоту фазового перехода и процессы переноса массы. Испарение водяного носителя можно представить как ряд последовательных физических процессов, которые влияют на полный коэффициент испарения. Сюда относятся начальный нагрев капельки, когда скорость испарения низкая, и равновесное или кипящее парообразование, когда коэффи-

294

циент испарения высок. Температура поверхности капельки в значительной степени зависит от ее состава, так как подводимое к ней тепло распределяется между водяной пленкой, поровой водой и угольным массивом. Соответствующий механизм парообразования диктуется поверхностной температурой капельки и преобладающими условиями активной зоны. Как только пленочная вода испарится, начинается второй этап парообразования, в ходе которого испаряется поровая вода. Вторая фаза начинается при более низком коэффициенте испарения, прежде всего из-за одновременного подвода теплоты к воде и угольному массиву. На этом этапе парообразования размер капельки ВУС остается практически постоянным, отдельные элементарные угольные частицы в пределах агломерата капельки удерживаются вместе силами поверхностного натяжения воды и могут рассматриваться как единая пористая частица. Размер агломерата, площадь его поверхности и время существования на втором этапе парообразования определяется размерами угольного массива. Парообразование поровой воды можно рассматривать как процесс испарения, при котором поровая вода проникает сквозь угольный массив к поверхности, где и испаряется. На рис. 7.5 представлена расчетная зависимость для скорости испарения с учетом всех перечисленных выше факторов [76].

Рис. 7.5. Скорость испарения капельки ВУС диаметром 30 мкм (давление окружающей среды 1 МПа; температура 1500К).

295

По мере испарения внутрипоровой воды угольный массив распадается на отдельные частицы, которые начинают интенсивно нагреваться и выделять летучие компоненты. 7.6. Удаление летучих веществ. Процесс сгорания угольных частиц состоит из двух основных фаз. Первая фаза этого процесса – удаление и сгорание летучих веществ, вторая фаза – выгорание коксоугольного остатка. Наиболее распространенным представлением о характере удалеения летучих веществ является предположение о том, что газообразные продукты локально удаляются с поверхности в виде струи и сгорают в газовой фазе далеко от топливной частицы, не препятствуя протеканию поверхностных реакций (рис. 7.6). Это предположение подкреплено несколькими экспериментальными наблюдениями [35]. Другая модель процесса удаления летучих веществ основана на предположении, что поверхностным реакциям предшествуют процессы, приводящие к полному удалению летучих веществ. Некоторые исследователи полагают, что при сгорании малых частиц (около 20 мкм) летучие компоненты вообще не успевают покинуть пределы угольной частицы и сгорают в ходе поверхностных реакций. Очевидно, что все описанные механизмы протекания реакций выхода летучих могут иметь место при сгорании частиц в рабочем пространстве двигателя.

Рис. 7.6. Схема сгорания угольной частицы [35].

296

В настоящее время неизвестно, какая модель лучше всего описывает процессы реакций удаления летучих веществ с поверхности угольных частиц в условиях поршневого двигателя. Выбор модели затруднен еще и тем, что никаких исследований удаления летучих веществ в условиях, идентичных поршневым ДВС, не проводилось. К числу специфических условий относятся: давление в цилиндре двигателя от 1 до 15 МПа, температура газа от 600 до 3500К, интенсивность нагрева топливной частицы от 5000 до более, чем 106 К/сек. Кроме того, время, отводимое для процесса полного сгорания угольной частицы (включая удаление летучих веществ), обычно для высокооборотных двигателей не превышает 10 мс. В связи с отсутствием экспериментальных данных, рядом исследователей были предприняты попытки смоделировать процесс удаления летучих и оценить его влияние на эффективность выгорания твердого топлива. Исследования проводились с использованием методов математического и физического моделирования. Первым попытку моделирования сгорания угольного топлива в цилиндре двигателя выполнил Caton с сотрудниками [35, 70]. Предложенная им модель взаимодействия частицы с газовой средой основывалась на механизме, который изображен на рис. 7.6. Впоследствии Wahiduzzaman, Blumberg и другие усовершенствовали данную модель [76]. Многофакторность процесса удаления летучих веществ значительно усложняет разработку фундаментальных механистических выражений для коэффициента выхода летучих, поэтому в модели, которую разработал Caton, была использована эмпирическая зависимость, аппроксимируемая уравнением первого порядка: dV = (a1k1 + a2 k 2 ) F (Vmax − V ) , (7.5) dt где Vmax – максимальное содержание летучих в топливе; ki – постоянные коэффициенты (определяются из выражения Аррениуса): ⎛ − Ei ⎞ ⎟. ki = Ai exp⎜⎜ (7.6) ⎟ R Т u ⎝ ⎠ Для оценки влияния выхода летучих на процесс сгорания твердого топлива из литературы были отобраны данные по результатам четырех исследований. Ни одно из них не соответствовало условиям в двигателе, однако в каждом из них воспроизводились некоторые параметры, относительно близкие к заданным. Для корректировки условий протекания процесса по давлению использовался поправочный коэффициент F: 297

F = B1 +

B2 − B1 , 1 + aр

где В 1 = 0,766; В 2 = 1,085 и а = 0,138 МПа; р – давление. В табл. 7.1 приводятся кинетические параметры для оценки удаления летучих веществ из угольного топлива (см. уравнения (7.5) и (7.6)). Чтобы сбалансировать соотношение углерода и водорода с располагаемым кислородом, все многообразие летучих веществ при дальнейших расчетах рассматривалось как циклопентан (С5Н10). Теплотворная способность летучих веществ принималась равной 35 МДж/кг. Таблица 7.1.

Кинетические параметры для оценки удаления летучих веществ Параметр а1 А1, с-1 E1, кДж/моль а2 А2, с-1 Е2, кДж/моль

Badzioch и Hawksley 1,0 1,14×105 74,1 0 —

Kobayashi и другие 0,3 2×105 104,7 1,0 1,3×107 167,5

Suuherg и другие 1,0 8,7×105 55,27 0 —

Ubhayakar и другие 0,39 3,7×105 73,7 0,8 1,46×1013 251,2

Энтальпия летучих веществ рассматривалась как линейная функция от температуры топливной частицы:

hv=слvTч , где с лv = 1,67 кДж/(кг×К). Впоследствии Wahiduzzaman и Blumberg описывали механизм удаления летучих веществ на основании модели, предложенной Kobayashi [76] . В этой модели углеводороды дегазирования представлены двумя разновидностями с установленными соотношениями Н/С (~2,29 и ~1,02 для угля с полным Н/С отношением 0,8). Каждая из этих разновидностей углеводородов произведена соответствующей высокоточной реакцией. Одна из реакций (Н/С ~ 2,29) характеризует низкотемпературный выход летучих, другая (Н/С ~ 1,02) – высокотемпературный. Соотношение разновидностей углеводородов и температура угольного массива зависят от соотношения двух типов реакций удаления летучих веществ, которые, в свою очередь, самостоятельно зависят от температуры массива. Модель предсказывает, что для типичных параметров воздушного заряда в цилиндре низкотемпературная реакция первоначально преобладает, доминируя 298

в процессе выделения летучих компонентов. Позже, когда температура повышается, вторая реакция становится доминирующей, и в полном углеводородном отношении значительно возрастает количество летучих соединений, полученных по второй разновидности реакции выхода. На рис. 7.7. представлены расчетные скорости реакций выхода летучих в зависимости от температуры окружающей газовой среды, и от начальных условий, принятых по результатам ряда исследований. Учитывая, что у различных топлив даже с одинаковым содержанием летучих характер выхода последних может значительно отличаться, все четыре зависимости могут иметь место при использовании ВУС. Из этого следует, что характер сгорания угольных частиц в большей степени зависит от скорости выхода летучих, чем от их содержания в топливе. Применительно к условиям в камере сгорания поршневого двигателя с подогревом воздуха на входе, расчетная зависимость выхода летучих по углу поворота коленчатого вала показана на рис. 7.8. Кроме расчетных кривых, на рис. 7.8 показана точка, в которой выход летучих достигает 50% от всего количества, содержащегося в топливе. Полученные результаты хорошо согласуются с экспериментальными данными. Так как удаление летучих может происходить одновременно с протеканием поверхностных реакций, некоторая их часть выгорает непосредственно на поверхности частицы. Первые три зависимости (А, В, С) удаления летучих соответствуют полному удалению их еще до начала поверхностных реакций, в то время как четвертая зависимость (D) указывает только на их частичный выход. Оставшаяся часть расходуется в ходе поверхностных реакций. Выделение и сгорание летучих оказывают существенное влияние на процесс сгорания угольного топлива в целом. С одной стороны, освобожденное летучее вещество смешивается с газообразным содержанием соответствующей активной зоны, после чего оно начинает выгорать с образованием равновесных продуктов сгорания. Это повышает температуру в активной зоне и ускоряет нагрев угольного массива, что приводит к дальнейшему ускорению выхода летучих, а также способствует ускорению реакций выгорания коксоугольного остатка. С другой стороны, летучие компоненты быстро сгорают с образованием равновесных продуктов, в результате чего концентрация кислорода в активной зоне снижается, а скорость реакций твердой фазы несколько уменьшается.

299

Рис. 7.7. Расчетный выход летучих как функция времени для температур 1000, 1200, 2000K и давления 3 МПа, полученный в зависимости от начальных условий, принятых по результатам четырех исследований. А – Ubhayakar, и др.: В – Badzioch и Hawksley; С – Kobayashi; D – Suuherg и др.

300

Рис. 7.8. Выход летучих веществ как функция угла поворота коленчатого вала для частиц первого пакета (D/S =220/260 мм; n =1000 мин-1; Vmax =0,7; Тa = 450K).

Влияние характера выгорания летучих на процесс полного выгорания угольных частиц в первом пакете представлено на рис. 7.9 и 7.10. На рис. 7.9 показана скорость реакции твердой фазы как функция угла поворота коленчатого вала для четырех случаев, рассмотренных ранее.

Рис. 7.9. Скорость реакции твердой фазы как функция угла поворота коленчатого вала для частиц первого пакета (D/S =220/260 мм; n = 1000 мин-1; Vmax = 0,7; Тa = 450K).

301

На рис. 7.10 показано изменение диаметров топливных частиц первого пакета в процессе выгорания как функция угла поворота коленчатого вала. Пунктирной линией на обоих рисунках показан случай выгорания топливной частицы, горящей без выхода летучих компонентов (частицы кокса).

Рис. 7.10. Изменение диаметра топливной частицы как функция угла поворота коленчатого вала для частиц первого пакета (D/S =220/260 мм; n = 1000 мин-1; Vmax =0,7; Тa = 450K).

Из рисунка видно, что в топливах с большим содержанием летучих и с высокой скоростью их выхода полное время горения топливной частицы значительно сокращается. Расчетные и экспериментальные данные показывают: чем выше возможный выход летучих, тем выше индикаторный КПД двигателя. Скорость реакций выгорания летучих превышает скорость поверхностных реакций примерно в четыре раза. Теплонапряженность в рабочем цилиндре тем выше, чем больше содержание летучих и чем выше скорость их выхода. Такой характер выделения теплоты приводит не только к увеличению полноты сгорания топлива в рабочем процессе, но и к более рациональному ее использованию, так как основная часть теплоты выделяется в непосредственной близости от ВМТ. Расчетная зависимость между количеством, скоростью выхода летучих и термической эффективностью двигателя представлена на рис. 7.11.

302

Рис. 7.11. Термический КПД как функция угла поворота коленчатого вала для частиц первого пакета (D/S =220/260 мм; п = 1000 мин-1; Vmax=0,7; Та = 450K).

7.7. Выгорание коксоугольного остатка. Первый этап выгорания угольных частиц заканчивается процессом удаления летучих веществ. Оставшийся после этой стадии процесса пористый массив состоит главным образом из углерода (кокса) и негорючих материалов (золы). Горение коксового остатка является основной стадией, интенсивность которой обусловливает скорость выгорания топлива и эффективность рабочего цикла двигателя в целом. Определяющая роль выгорания углерода объясняется следующим: - твердый углерод, содержащийся в топливе, является основной горючей составляющей почти всех натуральных твердых топлив; - выгорание коксового остатка является наиболее длительной из всех стадий и может занимать до 90% всего времени, необходимого на процесс сгорания. Для эффективного использования твердых топлив в поршневых ДВС необходимо создать оптимальные условия для процесса горения углерода. При этом нужно учитывать основные факторы, действующие в ходе сгорания коксоугольного остатка [30, 31]. В основе горения пылевидных топлив лежит химическое реагирование горючих составляющих топлива с кислородом воздушного заряда. Химические реакции горения в рабочем пространстве двигателя, как уже отмечалось, протекают в течение чрезвычайно короткого промежутка времени пребывания топлива и окислителя в рабочем пространстве двигателя ( 5 . . . 80 мс). Эти реакции протекают в 303

условиях сильного взаимного влияния с одновременно протекающими физическими процессами. Такими процессами являются: - турбулентная и молекулярная диффузия и конвективный перенос исходных веществ и продуктов реакции в газовом потоке, а также перенос газовых реагентов к диспергированными частицам; - теплообмен между газовыми потоками продуктов сгорания и исходной смесью; - теплообмен между газовыми потоками и содержащимися в них частицами топлива; - радиационный теплообмен частиц с газовой средой и экранными поверхностями камеры сгорания. Таким образом, горение коксоугольных частиц является сложным физико-химическим процессом, состоящим из химических реакций и физических процессов, протекающих в условиях взаимной связи и взаимного влияния. Химической реакции горения коксоугольного остатка предшествует подвод окислителя к реагирующей поверхности. В результате чего горение углерода необходимо рассматривать как сложный гетерогенный физико-химический процесс, состоящий из двух стадий: подвода кислорода к поверхности частицы за счет молекулярной диффузии и химической реакции на ее поверхности. Рассмотрим общую схему гетерогенного горения, принимая сле дующие условия: - концентрация кислорода по всей поверхности частицы одинакова; - скорость реагирования кислорода с углеродом пропорциональна концентрации кислорода у поверхности (т. е. имеет место реакция первого порядка, что для гетерогенных процессов наиболее вероятно); - реакция протекает на поверхности частицы с образованием конечных продуктов сгорания. Учитывая принятые упрощения, скорость выгорания углерода можно представить зависящей от скорости двух основных стадий процесса, а именно от скорости подвода окислителя к поверхности коксоугольного массива и от скорости самой химической реакции, протекающей на поверхности. В результате взаимодействия этих процессов наступает динамически равновесное состояние между количеством доставляемого диффузией и расходуемого на химическое реагирование окислителя при определенной величине его концентрации на поверхности коксоугольного массива. В наиболее общем виде выгорание углерода кокса характеризуется процессами газификации и определяется набором разнородных поверхностных реакций, в ходе которых углерод превращается в газообразные 304

продукты, взаимодействуя с О2, СО2, и Н2О согласно следующей системе: С + ½О2 = СО, С + СО2 = 2СО, С + Н2О = СО + Н2.

(7.5) (7.6) (7.7)

Расход массива коксоугольного вещества происходит в зависимости от величин локальных концентраций реагентов на поверхности коксоугольного массива, совместимых со скоростями реакций для описанных механизмов, а также характером переноса массы в газовой фазе. Продукты гетерогенных реакций (СО и Н2) далее окисляются в газовой фазе в пределах активной зоны. При этом реакции окисления в газовой фазе приближаются к равновесному пределу, если давление, температура и концентрации водяного пара в активной зоне достаточно высоки. В связи с этим, применительно к условиям в двигателе, равновесные условия протекания реакций дают более реалистические результаты, чем неравновесные [76]. Учитывая диффузионный характер поверхностных реакций, в любой точке активной зоны на некотором удалении от коксоугольного массива могут находиться разнородные продукты сгорания. Эти продукты будут взаимодействовать с окислителем, распределенным внутри активной зоны, с образованием равновесных продуктов сгорания в соответствии с термохимическими условиями, существующими в данной точке. При температурах свыше 2000К начинают протекать реакции газификации двуокисью углерода и паром. На этом участке зона горения удалена от поверхности массива, а реакции газификации кислородом практически прекращаются из-за отсутствия кислорода у поверхности. Для давлений, имеющих место в дизеле, роль газификации СО2 и Н2О будет значительно возрастать с увеличением температуры свыше 2000К, в результате чего скорость расходования горючего вещества будет увеличиваться. 7.7.1. Выгорание отдельно взятого коксоугольного масссива в рабочем пространстве поршневого двигателя. Для того чтобы получить наиболее общее представление о процессе выгорания твердого топлива в рабочем цилиндре поршневого двигателя, рассмотрим этот процесс на примере отдельно взятого коксоугольного массива. Основным параметром процесса выгорания коксоугольного массива в условиях рабочего цилиндра поршневого двигателя является потеря им своей массы. Учитывая, что роль реакции газификации водяным паром возрастает при температурах свыше 305

2000К, ограничим весь процесс выгорания лишь двумя поверхностными реакциями по уравнениям (7.5) и (7.6). Кроме этого, для рассмотрения процесса выгорания примем следующие допущения: - температура массива во всем объеме является постоянной величиной (т.е. в массиве отсутствуют внутренние градиенты температур); - будем считать, что коксоугольный массив правильной сферической формы и сохраняет эту форму в течение всего процесса выгорания ; - все реакции протекают на поверхности массива (отсутствует внутрипоровое реагирование); - свойства массива в процессе выгорания остаются постоянными. Как показывают экспериментальные данные, несмотря на значительное упрощение в рассмотрении процессов, такой анализ позволяет с достаточной степенью адекватности определить влияние различных факторов, действующих в цилиндре, на выгорание углерода топлива и на параметры термодинамического цикла двигателя [34, 36, 62]. Учитывая малые размеры массивов можно предположить, что все они в процессе сгорания находятся во взвешенном состоянии и двигаются вместе с потоком рабочего газа, заключенного в цилиндре. Таким образом, относительная скорость между газом и коксоугольными массивами равняется нулю. Теплота, выделившаяся на поверхности массива, передается газу только посредством теплопроводности, а поверхностные реакции протекают в диффузионной области. В процессе выгорания углерода в рабочем газе увеличивается концентрация СО2 и уменьшается концентрация кислорода. Схематически модель выгорания коксоугольного массива показана на рис. 7.12. Скорость горения угольной частицы определяется как сумма скоростей для уравнений 7.5 и 7.6. В непосредственной близости от поверхности угольного массива никаких реакций в газовой фазе не происходит, а образовавшаяся моноокись углерода рассеивается далеко от поверхности массива, где происходит ее окончательное окисление в газовой фазе, согласно уравнения: СО+½ О2 → СО2 .

(7.8)

Скорость реакции (7.8) ограничивается быстротой образования моноокиси углерода и поэтому зависит от скорости реакций на поверхности коксоугольного массива. Таким образом, скорость выгорания массива определяется только быстротой протекания поверхностных реакций. 306

Рис. 7.12. Схема выгорания коксоугольного массива.

Скорости реакций для уравнений (7.5) и (7.6) должны одновременно удовлетворять массовое уравнение сохранения для установившегося радиального, неподвижного относительно массива, потока кислорода, потока двуокиси углерода к поверхности частицы и поверхностной химической кинетике. С учетом этого, в условиях сохранения массы, скорости реакций для уравнений (7.5) и (7.6) определяются: ρ D ⎛ 1 + f O YO W&O = г ln⎜ Rч ⎜ 1 + f O YO ⎝ 2

2∞

2

2R

2

⎞ ⎟, ⎟ ⎠

(7.9)

и ρ D ⎛ 1 + f CO YCO ⎞⎟ W&CO = г ln⎜ . (7.10) Rч ⎜ 1 + f CO YCO ⎟ ⎝ ⎠ где ρг – плотность газа; D – коэффициент молекулярной диффузии; R ч – радиус частицы; f – массовое отношение топлива к окислителю; YR, Y∞ – массы газовых фракций, рассматриваемого газа, образующихся на поверхности частицы и в свободном потоке. Переписав эти уравнения в форме Аррениуса, получим: W&O = AO YO pг exp(− EO / RuTч ) , (7.11) 2

2∞

2

2R

2

2

2

2R

2

W& CO = ACO YCO pг exp(− ECO / Ru Tч ) , 2

2

2R

(7.12)

2

где предэкспоненциальные константы поверхностных реакций, AO , АСО и энергия активации поверхностной реакции, ЕO , ЕCO являются константами реакций, величины которых внесены в таблицу 7.2; Ru – универсальная газовая постоянная. 2

2

307

2

2

Итерацией значения YO2 R путем замещения в уравнении 7.9 и 7.11, может быть получено единственного значения величины W&O2 . Таблица 7.2. Нижний индекс

Параметры и константы реакций сгорания Реакция

О2 C+ ½O 2 →CO CО2 C+ CO 2 →2CO

Локализация

fi

кг ⎛ ⎞ Ai ⎜ 2 ⎟ ⎝ м × кПа × с ⎠

Ei/Ru

⎛ МДж ⎞ QVi ⎜ ⎟ ⎝ кг ⎠

882,30

18000

9,28

25,00

21050

-14,24

*

*

10,07

Поверхность коксоугольной частицы 0,75 Поверхность коксоугольной частицы 0,273

— CО+ ½O 2 →CO 2 Граница газовой фазы

––

* Оценивать нет необходимости; скорость реакции принимать равной бесконечности.

Таким же способом может быть получено значение величины W&СO (путем единственного замещения YCO2 в уравнениях 7.10 и 7.12). R При помощи этой процедуры соответствующие скорости реакций могут быть получены независимо от того, какие факторы в процессе сгорания являются преобладающими – химические или диффузионные. Зная скорости реакции W&O2 и W&СO2 определим величину скорости образования монооксида углерода: (7.13) W& CO = 2,33W& O + 4,66W& CO . 2

2

2

Теплота, выделившаяся в ходе сгорания, частично получена за счет поверхностных реакций, частично – в ходе реакции газовой фазы: Q = A (W& Q + W& Q + W& Q ) , (7.14) сгор

ч

O2

VO2

CO2

VCO2

CO

VCO

где Ач – площадь поверхности коксоугольного массива, QV – теплота реакций (табл. 7.2) Зная скорость выгорания угольной частицы, можно определить мгновенную скорость расхода кислорода и диоксида углерода в контрольном объеме, прилегающем к угольной частице, а также ее температуру и мгновенный радиус. Массовая концентрация свободного кислорода и двуокиси углерода изменяется во времени, согласно Aч Y&O = (W& O + W& CO ) , (7.15) 0,375mг Aч Y&CO = (W& O + W& CO ) , (7.16) 0,273mг где константы отношения масс использованного кислорода и двуокиси углерода отнесены к массе прореагировавшего углерода. 2∞

2

2∞

2

2

308

2

Уменьшение радиуса коксоугольной частицы определяется (7.17) R& ч = (W&O + W&CO ) / ρ ч , где ρч – плотность коксоугольной частицы. Чтобы определить величину изменения температуры массива, запишем уравнение энергетического баланса для контрольного объема, как показано на рис. 7.12. Для этого определим теплоту, подведенную к контрольному объему в ходе поверхностных реакций, получив ее из уравнения: (7.18) Q& пр = Aч (W& O QV + W& CO QV ) . 2

2

2

O2

2

CO2

Горящие частицы теряют свою энергию за счет теплопереноса к газу и путем излучения к экранным поверхностям рабочего объема. Частицы топлива, только входящие в цилиндр в течение какого-то очень короткого интервала времени, холоднее, чем газ внутри цилиндра и его стенки. В этот промежуток времени частицы получают энергию путем теплопередачи. Теплообмен между частицей и газом, может быть определен из уравнения: Nuk г Q& конд = Aч (Tч − Tг ) . 2 Rч

(7.19)

где kг – теплопроводность газа в цилиндре; Nu – число Нуссельта. Исходя из предположения, что относительная скорость между газом и частицами равна нулю, число Нуссельта можно принять равным 2. Величину радиационного теплообмена между частицей и стенками ограничивающего объема находим из уравнения: Q& рад = εσAч (Tч − Tс ) ,

(7.20)

где Tч и Tс – температура частицы и стенки камеры сгорания; ε – коэффициент излучения, может быть принят постоянным – равным 0,8; σ – постоянная Стефана-Больцмана. Изменение внутренней энергии в непосредственно прилегающем к частице контрольном объеме: (7.21) U& ко = Q& пр − Q& конд − Q& рад . Зная теплоемкость угольной частицы, находим величину мгновенного значения ее температуры: 1 & T&ч = (Qпр − Q& конд − Q& рад ) . mч с

(7.22)

Интегрирование уравнения 7.22 по времени позволяет определить температуру угольной частицы как функцию угла поворота коленчатого вала исходя из принятой геометрии рабочего цилиндра. Рассматривая сгорание коксоугольного массива с точки зрения диффузионных процессов, происходящих в непосредствен309

ной близости от поверхности топливных частиц, следует отметить, что большая часть процесса выгорания происходит под влиянием диффузии. Именно диффузия, а не собственная скорость поверхностных реакций, является тем фактором, который ограничивает скорость горения частиц топлива в рабочем пространстве двигателя. Эквивалент теплоты затрачиваемой на работу, совершаемую поршнем, может быть оценен из выражения: W& = pг (dV/dt ) (7.23) где рг – текущее значение давления в цилиндре двигателя; dV/dt – изменение объема цилиндра. Конвективная составляющая теплопередачи для рассматриваемого уровня температур в течение располагаемого времени, оставалась незначительной. Qконв = hAc (Tг − Т с ) (7.24) где Ас – площадь стенок камеры сгорания; h – коэффициент переноса теплоты. 7.8. Суммарное воздействие различных факторов на процесс сгорания водоугольного топлива в рабочем пространстве двигателя. На рис. 7.13 показаны расчетные данные изменения основных параметров в процессе сгорания первого и последнего пакетов водоугольного топлива, введенного в камеру сгорания двигателя. Все величины представлены как функция угла поворота коленчатого вала при такой установке момента впрыска, которая обеспечивает получение наилучших характеристик двигателя. Приведенные данные соответствуют пакетам, попадающим в цилиндр на начальном и конечном этапе впрыска и имеющим средний номер по схеме классификации. Представленные кривые характеризуют изменение температуры всего пакета и отдельных частиц, диаметры капель аэрозоля и частиц твердого топлива. Кроме этого представлены графики изменения коэффициента поверхностной реакции кислорода (G 1 ), коэффициента поверхностной реакции двуокиси углерода (G 2 ) и коэффициента удаления летучих веществ (G 4 ). Все пакеты ведут себя аналогичным образом, но обладают собственными индивидуальными характеристиками, определяемыми у.п.к. при впрыске и их положением по схеме классификации. Изменение давления и температуры газа в цилиндре определяется суммарным тепловым эффектом от сгорания всех топливных пакетов, поданных в рабочий цилиндр. 310

Рис. 7.13. Расчетные данные изменения температуры пакета (Т пак); частиц (Тчаст); диаметров капли аэрозоля (Dкапл); частицы твердого топлива (Dчаст); коэффициента поверхностной реакции кислорода (G1); двуокиси углерода (G2); коэффициента удаления летучих веществ (G4) в процессе сгорания первого и последнего пакетов водоугольного топлива, введенного в камеру сгорания двигателя (D/S = 229/267 мм, п = 1050 мин-1, ε =11,5).

После впрыска жидкий носитель (вода) практически сразу начинает испаряться под действием высокой температуры газа в цилиндре. Испарение жидкости приводит к снижению локальной температуры пакета, однако этот процесс является кратковременным. Из частиц угля выделяются летучие. Когда они начинают гореть (при достижении надлежащих локальных эквивалентных отношений), повышаются температуры как газа, так и частиц пакета. При дальнейшем

311

увеличении локальных температур газа температура частиц повышается до уровня, при котором происходит интенсивное выделение летучих и начинается выгорание коксоугольного массива. Начальное быстрое увеличение температуры коксоугольного массива и уменьшение его в радиусе происходит сразу после испарения жидкого носителя. Скорость сгорания на этом этапе составляет примерно 2...3 кг/м2/с. Процесс разогрева частиц продолжается, приблизительно в течение 2...3° по углу поворота кривошипа. В конце фазы принудительного воспламенения все параметры теплового состояния газа определяются только выгоранием угольных частиц. Как показано на рис. 7.13, диаметр коксоугольных частиц в первом пакете на стадии испарения жидкого носителя остается практически постоянным и только с момента начала роста температуры устойчиво уменьшается в продолжение 13°. В отличие от выгорания первого пакета, которое происходит в пределах 43° после его подачи в цилиндр, воспламенение угольных частиц последнего пакета происходит в газе, нагретом до достаточно высокой температуры за счет энергии сгорания предыдущих пакетов. В связи с этим, на первом этапе сгорания температура частиц в последнем пакете возрастает гораздо интенсивней, чем в первом. Несмотря на это, сгорание последнего пакета оказывается менее эффективным, поскольку оно происходит в условиях уже остывающего рабочего тела с ограниченным содержаниием кислорода. 7.9. Влияние частоты вращения на эффективность рабочего процесса двигателя. Частота вращения – ключевой параметр, влияющий на эффективность выгорания угольного топлива. С одной стороны, от частоты вращения зависит время, отводимое в двигателе на процесс сгорания. С другой стороны, тепловой КПД двигателя в значительной степени зависит от величины относительной теплоотдачи в стенки камеры сгорания к общему количеству теплоты, выделившемуся в процессе сгорания топлива. Оптимизируя момент начала подачи топлива, можно добиться максимального теплового КПД для каждой частоты вращения двигателя. Однако для скоростей свыше 1500 мин -1 тепловой КПД устойчиво уменьшается, что, в первую очередь, связано с ограниченной скоростью горения. На рис. 7.14 представлены расчетные данные влияния частоты вращения на эффективность процесса выгорания высококалорийного угольного топлива в цилиндре двигателя с запальным зажиганием [68]. 312

Расчеты показывают, что если выпускной клапан открывается за 150° после ВМТ, при частоте вращения, равной 1500 мин-1, все частицы, поступившие в цилиндр, успевают сгореть прежде, чем происходит открытие выпускного клапана.

Рис. 7.14. Расчетная зависимость продолжительности сгорания (∆θb); термического КПД (ηt); суммарных тепловых потерь (Qконв+ Qрад) и коэффициента неполноты сгорания (1-Х) от частоты вращения двигателя (D/S=82/80 мм, ε =18).

При частоте вращения 3000 мин-1 7% от массы топливных частиц не успевают сгореть и удаляются вместе с отработавшими газами. В результате этого расчетное значение индикаторного КПД двигателя снижается на 14%. При этом снижение теплового КПД происходит не так интенсивно, поскольку относительные тепловые потери при увеличении частоты вращения снижаются с 22 до 16%. При частотах вращения ниже 1500 мин-1 термический КПД остается, по существу, константой, поскольку устанавливается баланс между выделением теплоты и тепловыми потерями в экранные поверхности рабочего цилиндра. Величина радиационной передачи при этом составляет примерно 2% во всем диапазоне скоростей, а в общем балансе тепловых потерь ее доля находится в пределах 8...11%.

313

Глава 8 Износ при использовании твердого топлива в поршневых ДВС и методы борьбы с ним 8.1. Механизмы износа, действующие в твердотопливном ДВС. Наиболее важной проблемой, которую предстоит решить для практического использования двигателей на угольном топливе, является проблема повышенного износа. Износ быстро понижает механический и термический КПД двигателя, приводит к необходимости проведения более частого обслуживания, ремонта и регулировочных работ. Причиной повышенного износа являются абразивные частицы как входящие в состав природного топлива, так и образуемые при его сгорании, а также коксовые частицы, оседающие на внутренних поверхностях рабочего пространства двигателя в результате неполного сгорания. В табл. 8.1. представлен типичный состав минеральной части исходного топлива, используемого при производстве УС. Она содержит большое количество металлов, включая железо и кальций, которые связаны с более мягкими минералами. Рентгеновский анализ золы показывает присутствие кварца, каолинита, кальция, доломита, ангидрита и т.д. Наиболее твердый из этих минералов кварц присутствует в небольших количествах, в то время как более мягкие глины составляют основу минеральной материи. Таблица 8.1.

Состав минеральной части золы исходного угля, используемого фирмой Otisca для производства ВУС Соединение

Содержание 22,4% 29,15% 1,80% 28,54% 9,86% 3,00% 0,17% 0,54% 0,62% 0,33% 1,09% 0,67% 0,04%

SiO2 Аl2O3 ТiO Fe2O3 СаО MgO К2О Na2O SO3 Р2О5 SrO ВаО МnО

Вторым источником износа являются продукты, образующиеся в результате сгорания топлива. Частицы, отобранные из выпускного

314

тракта двигателя, показаны на рис. 8.1. Здесь наблюдаются четыре типа продуктов сгорания: оплавленная зола, несгоревшее коксоугольное вещество, пары металлов и сажа. Последние две составляющие имеют размеры частиц 5...50 мкм, которые, наиболее вероятно, образуются при конденсации паров в ходе расширения рабочего тела.

Рис. 8.1. Снимок с большим увеличением частиц в выхлопе дизельного двигателя, работающего на ВУС.

Частицы золы в виде стеклянных сфероидов (на снимке показаны стрелками) первоначально были сплавлены в факеле и затем застыли. То, что они округлены и стекловидны, очевидно, снижает их вклад в износ по сравнению с их угловатыми кристаллическими предшественниками. Они имеют в среднем 1,1 мкм в диаметре. Каждый сфероид имеет уникальную композицию, связанную с ее локальным минеральным содержимым, сформировавшимся в воздушном заряде в ходе процесса сгорания. Даже если бы можно было достаточно экономично полностью отделить минеральные примеси от горючих компонентов топлива, проблему износа это бы не решило. К повышенному износу приводят не только достаточно твердые частицы минеральных примесей, содержащихся в золе, но и сравнительно непрочные коксовые частицы. Попадая между трущимися поверхностями, они нарушают режим смазки, абсорбируя масло с рабочих поверхностей, и увеличивают механические потери. Даже при эффективности сгорания не меньше 99%, коксоугольное вещество фактически составляет подавляющую часть твердых продуктов сгорания. Эксперименты показали, что,

315

имея высокую пористость и полую оболочку, косоугольные частицы формируют большую абразивную поверхность, образуемую в зоне трения кольца и гильзы. Кроме абразивного износа при сжигании натуральных твердых топлив, процесс износа в двигателе может быть вызван химической коррозией в результате образования различного рода органических и минеральных кислот. Наличие абразивных и химически активных материалов приводит к износу и коррозии как подвижных, так и неподвижных деталей двигателя, однако степень воздействия различных факторов на отдельные детали двигателя различна. Влияние химической коррозии на отдельные элементы двигателя в настоящее время определить достаточно сложно, поскольку все известные испытания были достаточно непродолжительными. Данные немецких компаний, которые проводили длительные испытания двигателей, работающих на твердом топливе, являются или недостоверными, или недоступными. В известных исследовательских работах заметного влияния химической коррозии на элементы двигателя не отмечается, однако это не означает, что такая проблема не может возникнуть при длительной эксплуатации данного типа двигателей. Вопросы абразивного износа являются более изученными. Результаты проведенных исследований позволяют предположить, что именно нерешенность проблемы абразивного износа является главным препятствием на пути внедрения двигателей на твердых топливах в практику эксплуатации [49]. Очевидно, что для успешного использования двигателей, работающих на угольном топливе, необходимо принимать специальные меры по защите его элементов от чрезмерного абразивного износа. Все методы борьбы с износом условно можно разделить на три группы: - мероприятия, направленные на ограничение контакта между де талями двигателя и абразивными частицами, в том числе и снижение минеральных примесей в исходном топливе; - конструктивные изменения, призванные уменьшить влияние повышенного износа на работу двигателя; - мероприятия по подбору соответствующих материалов, более устойчивых к износу (в том числе и неметаллических). В большинстве случаев для уменьшения вредного влияния абразивного износа все перечисленные мероприятия применяются в комплексе. Таким образом, повысить долговечность угольнотопливного двигателя возможно одновременно двумя путями: улучшением качества используемого топлива и совершенствованием конструкции двигателя. Первый путь ведет к увеличению стоимости топлива, второй – к

316

удорожанию самого двигателя, что, в свою очередь, снижает прибыли от сжигания более дешевого топлива. На рис. 8.2 показаны обе составляющие как функции качества топлива. Эти составляющие долговечности угольнотопливного двигателя будут должным образом оптимизированы в точке пересечения двух кривых.

Рис. 8.2. Соотношение между уровнем очистки топлива и стоимостью его использования.

8.2. Износ элементов системы впрыска. Элементы топливных систем: топливные насосы, уплотнительные поверхности клапанов, иглы распылителя – подвергаются большому износу в результате прямого контакта с угольными частицами. Это приводит к изменению параметров впрыска топлива, потере давления, нарушению герметичности клапанов, что, в свою очередь, приводит к снижению эффективности двигателя в целом. Для уменьшения вредного воздействия угольного топлива на элементы топливной аппаратуры имеется ряд конструктивных решений, позволяющих ограничить влияние угольных частиц на основные детали топливных систем. Некоторые из имеющихся конструктивных решений нами рассмотрены в гл. 4. Эти разработки позволяют организовать процесс впрыска топлива таким образом, что единственным элементом топливной аппаратуры, работающим под высоким давлением ВУС, является распылитель форсунки. В таких конструкциях именно износ распылителя определяет надежность работы системы впрыска топлива. Высокий уровень воздействия абразивных частиц на элементы распылителя приводит к тому, что расход ВУС через отверстия распылителя в процессе работы двигателя возрастает, в результате чего характеристика давления впрыска изменяется. При этом происходит ухудшение параметров протекания рабочего процесса. Это наглядно демонстрируют результаты исследования, выполненного на

317

двигателе 7FDL, на начальной стадии испытаний которого использовались корпуса распылителей, изготовленные из обыкновенной стали [52]. Максимальное давление в системе впрыска топлива с новым распылителем форсунки было приблизительно 52 МПа. Кончик распылителя имел 16 отверстий диаметром 0,5 мм. Из-за износа отверстий распылителя в процессе испытаний давление впрыска снизилось до 47 МПа, в результате чего характеристика двигателя ухудшилась. В табл. 8.2 приведены результаты сравнения параметров рабочего процесса с новым и изношенным распылителем. На рис. 8.3 показана закономерность изменения давления в цилиндре, давления впрыска, теплонапряженности для рассматриваемых случаев.

Рис. 8.3. Изменение параметров рабочего процесса в зависимости от давления впрыска ВУС. ─── давление впрыска 52 МПа; ─ ─ ─ давление впрыска 47 МПа.

318

Таблица 8.2.

Влияние давления впрыска на рабочий процесс двигателя 7 FDL Максимальное давление впрыска, МПа

Полнота выгорания, %

Удельный расход теплоты, кДж/(кВт×ч)

ртах, МПа

52,2 46,9

88,8 81,1

9114 10432

17,2 14,7

Из графика теплонапряженности видно, что фаза сгорания ВУС при снижении давления вследствие износа распылителя протекает медленнее. Это происходит из-за больших размеров капель введенного топлива, в результате чего реакционная поверхность уменьшается, а время, необходимое для полного выгорания, увеличивается. Таким образом, в модифицированных системах впрыска эрозия распылителя является важнейшим фактором, ограничивающим максимальное время непрерывной работы двигателя на ВУС. Элементы распылителя должны выдерживать высокие давления и расходы, чтобы получить мелкие капельки, которые могут воспламеняться и сгорать в пределах времени, отводимого на этот процесс в двигателе. Это один из самых высоконагруженных и коротких участков рабочего процесса дизельного двигателя. Рабочее давление в распылителе лежит между 70 и 140 МПа. Чтобы достигнуть лучшего распыления топлива, двигатель на ВУС будет работать в верхней части этого диапазона. В дизелях с непосредственным впрыском используют распылители с несколькими отверстиями. Скорость жидкости через эти отверстия в двигателях на ВУС достигает 250 м/с, в то время как в двигателях, работающих на нефтяных топливах она не превышает 200 м/с. При использовании сталей, применяемых обычно для стандартных распылителей, уже через два часа работы двигателя на ВУС наблюдается существенный износ проточной части отверстий распылителя и седла клапана. Механизм износа является комбинацией кавитации и эрозии под действием твердых частиц. На рис. 8.4 показаны микрофотография сечения распылителя двигателя JS-1, проработавшего 40 мин. на ВУС с содержанием золы в исходном топливе 0,6%, а также микрофотография поверхности проточной части отверстия, полученная с большим увеличением с помощью растрового электронного микроскопа [44]. Для ВУС с зольностью менее 1% износ отверстий неоднороден как по размеру, так и по механизму. На рис. 8.5 показан продольный разрез отверстия распылителя из закаленной углеродистой стали с 12 отверстиями по 0,55 мм в диаметре после 4,5 часов работы на ВУС с зольностью 0,9% [49]. Как видно из рис. 8.4 и 8.5, выход отверстия изнашивается больше, чем вход. Воронкообразная форма отверстий на выходе, очевидно, объясняется резким перепадом

319

давления жидкости, приводящим к кавитационному разрушению. Износ вначале распространяется по диаметру, а затем и вдоль отверстия по направлению к его входному концу. Фронт продвижения уноса материала хорошо прослеживается по микрофотографии (рис. 8.4б). Поверхность в средней части канала образована крупными элементами, сформировавшимися в результате выноса материала между мартенситными массивами с некоторым травлением самого массива. Здесь не наблюдается никаких эрозионных канавок, которые имеют место на входе. Со стороны входа в отверстие износ гораздо меньше. Здесь при ударах частиц образуются царапины, в результате чего острая кромка на входе в отверстие скругляется. Последнее хорошо видно на электронном микроснимке (рис. 8.6).

Рис. 8.4. а – разрез распылителя с несколькими отверстиями (науглероженная азотированная сталь марки 8620) после 40 мин. работы на низкозольной ВУС (зольность сухого угля 0,6%); б – поверхность отверстия распылителя после работы на низкозольной ВУС (при большом увеличении).

Рис. 8.5. Поперечный разрез стального наконечника распылителя после 4,5 часов работы на ВУС с зольностью исходного топлива 0,9% (предельная нагрузка).

320

Рис. 8.6. Микрофотография входа в отверстие топливного наконечника, показанного на рис. 8.5. Край отверстия скруглен, на нем четко видны царапины. Изменение во внешнем виде после входа указывает на изменение в механизме износа.

Повышение зольности исходного топлива приводит не только к увеличению износа, но и к изменению характера его протекания. На рис. 8.7 показана микрофотография разреза кончика распылителя после 40 мин. работы на топливе с зольностью 3,8%, а также микрофотография поверхности проточной части отверстия [44]. Здесь наблюдается постепенное увеличение диаметра отверстия от входа к выходу. Унос материала в данном случае определялся эрозией под действием зольных частиц, что хорошо видно на микрофотографии выходной части отверстия при большом увеличении (рис.8.3б).

Рис. 8.7. а – разрез распылителя с несколькими отверстиями (науглероженная азотированная сталь марки 8620) после 40 мин. работы на высокозольной ВУС (зольность сухого угля 3,8%); б – поверхность отверстия распылителя после работы на высокозольной ВУС (при большом увеличении).

321

Большая часть исследований с использованием распылителей стандартной конструкции, изготовленных из обычных материалов, проводилась с топливами, в которых содержание золы не превышало 1%. Как правило, уже в течение первого часа работы размер отверстия на выходе, по сравнению с исходным, увеличивался на 50%. Поэтому для увеличения срока службы до практически приемлемой величины необходимо использовать весьма стойкие материалы или принципиально новые конструкции распылителей, способных работать в условиях повышенного износа. Зольность топлива является основным, однако не единственным фактором, определяющим срок службы распылителя. Как показывают результаты испытания двигателя 1RSA76 фирмы Sulzer, при повышенных давлениях впрыска топлива существенное влияние на износ распылителя форсунки оказывают размеры частиц угля [65]. Было установлено, что в исследуемых условиях решающим фактором в процессе эрозионного разрушения материала (в отличие от его абразивного изнашивания) было ударное воздействие, а не твердость частиц. Для увеличения срока службы распылителя в ходе исследований его наконечник изготавливался из спеченного карбида вольфрама и кобальта (94%WC 6%Co). Однако даже применение этого материала позволило непрерывно эксплуатировать двигатель всего в течение 5...10 часов. Форсунки выходили из строя вследствие усталостного разрушения распылителя или увеличения проходного сечения отверстия для впрыска (хотя эти повреждения и не приводили к аварийному отказу, как это происходило в случае использования стальных распылителей). Подбору материалов для изготовления кончика распылителя уделялось большое внимание всеми исследователями, занимавшимися разработкой твердотопливных дизельных двигателей. Как правило, предварительно материалы для изготовления распылителя испытывались в потоке ВУС, прокачиваемом сквозь малые отверстия. Как критерий для оценки износа в таких испытаниях использовалось изменение эффективного проходного сечения отверстия, определяемого как функции коэффициента расхода потока и геометрической площади поперечного сечения. Подобные оценки износа являются традиционными при выборе материала распылителя в дизелях, работающих на нефтепродуктах. На рис. 8.8 представлены результаты испытания, выполненного в стационарном потоке ВУС, подаваемой под давлением 28 МПа [49]. Изменение проходного сечения определялось через каждые 5 минут, для чего через отверстие пропускали воду под давлением 0,7 МПа. Такой эксперимент хоть и не отражал предполагаемые сроки эксплуатации распылителя в двигателе, но все же давал возможность

322

сравнить динамику износа различных материалов в эрозионном потоке.

Рис. 8.8. Результаты исследования износа отверстия.

Следует отметить, что изменение в проходном сечении линейно не связано с объемной потерей материала в канале распылителя. Быстрое увеличение коэффициента расхода является результатом округления острых краев отверстия под действием потока. Материал, который изнашивался наиболее быстро, Стеллит 6В, имел полностью округленный вход, а диаметр изменялся от 0,46 до 0,61 мм в течение 40 минут испытания. Искусственный алмаз и кубический нитрид бора показали высокую устойчивость к эрозионному износу. Искусственный алмаз использовался в виде готового изделия, которое обычно применяется в матрицах для волочения проволоки. Он изнашивался очень незначительно после первоначального короткого промежутка времени, в течение которого алмазные зерна ошлифовывались потоком. Механизм износа кубического нитрида бора отличался несколько от случая с алмазом. Острый край отверстия изнашивался равномерно, но чрезвычайно медленно. Вероятно, после того, как заканчивался первоначальный интенсивный износ, связанный с большим ускорением потока вокруг острого края отверстия, скорость истирания образца из кубического нитрида бора значительно уменьшалась. Острый край отверстия в образце из спеченного карбида кремния изнашивался со скоростью более значительной, чем образец из нитрида бора. Но подобно кубическому нитриду бора, не отмечалось никакого заметного изменения в диаметре отверстия. Спеченный карбид

323

вольфрама с добавлением 6% кобальта несмотря на то, что на порядок более устойчив к эрозии, чем Стеллит 6В, все равно изнашивался слишком быстро. Таким образом, наиболее подходящими материалами для использования при изготовлении распылителей для двигателей, работающих на УС, являются кубический нитрид бора и искусственный алмаз. Оба эти материала являются достаточно хрупкими, поэтому использоваться могут только в виде вставок в канал распылителя. Примером успешного использования новых материалов для увеличения срока службы распылителя является конструкция, разработанная фирмой General Electric [48]. Для предотвращения износа корпуса на выходных концах отверстий были установлены стандартные алмазные калибры, используемые при волочении проволоки. Волочильный калибр – стандартное изделие, состоящее из алмазной вставки, помещенной в цилиндр из карбида вольфрама. Поперечный разрез корпуса распылителя со вставками показан на рис. 8.9. Корпус распылителя был выполнен из нержавеющей стали, а вставки закреплены в нем пайкой. Для увеличения износостойкости седла игольчатого клапана оно было изготовлено в виде вставки из карбида вольфрама, которая запрессовывалась в стальной корпус. Число отверстий по сравнению со стандартным распылителем было сокращено, чтобы увеличить пространство между каждой алмазной вставкой, поэтому распылители имели по 10 отверстий диаметром 0,4 мм. Два распылителя данной конструкции в течение 40 часов проработали на двигателе 7DFL, после чего форсунки были демонтированы и проверены на стенде. Испытания показали, что характеристика форсунки практически не изменилась. Разборка показала, что алмазные Рис. 8.9. Корпус вставки не претерпели каких-либо изменераспылителя с алмазными ний, а стальные участки каналов имели невставками. значительный износ. 1 – седло клапана из карбида вольфрама; Для оценки ресурса распылителей с ал2 – алмазная вставка. мазными вставками проводились ускоренные испытания отдельного элемента, имитирующего проточную часть канала. На рис. 8.10 показана схема контрольного образца. Испытание проводилось на установке с круговым движением потока ВУС при температуре окружающей среды и давлении 41,5 МПа. Суспензия прокачивалась непрерывно сквозь отверстие в образце, что давало возможность ускорить процесс ис-

324

пытания (на реальном двигателе процесс впрыска занимает только 1/20 продолжительности рабочего цикла).

Рис. 8.10. Элемент, имитирующий проточную часть канала, используемый для ускоренных испытаний ресурса распылителя с алмазными вставками.

Эксперимент продолжался в течение времени эквивалентного 600 часам работы распылителя на двигателе. За это время коэффициент расхода распылителя возрос всего на 0,25% (рис. 8.11). При дальнейших испытаниях, проводившихся на 12-цилиндровом двигателе, использовались только распылители с алмазными вставками. Всего, включая лабораторные и дорожные испытания, двигатель с такими распылителями проработал около 1000 часов. Каких-либо серьезных отказов со стороны распылителей зарегистрировано не было.

Рис. 8.11. Изменение коэффициента потока для алмазной вставки с одним отверстием.

325

Примером конструктивного решения, направленного на уменьшение влияния износа на параметры работы распылителя, является конструкция, предложенная фирмой Cooper-Bessemer (гл. 4, рис. 4.4). Использование тарельчатого клапана позволяет, с одной стороны, увеличить площадь прилегания уплотняющих поверхностей, а с другой, дает возможность по мере износа компенсировать увеличение зазора за счет поднятия клапана. Преимуществом распылителя с переменным сечением является также удобство нанесения покрытия на поверхности, подверженные изнашиванию. При испытаниях двигателя, снабженного распылителем с тарельчатым клапаном, были получены результаты, аналогичные для распылителя с несколькими отверстиями [44]. На рис. 8.12 показана микрофотография износа седла тарельчатого клапана примерно через час работы на ВУС с зольностью исходного топлива 0,6%. Показанный на фотографии клапан был покрыт тонким слоем нитрида титана, следы которого видны в некоторых местах седла клапана. Осталось невыясненным, разрушается ли покрытие седла под действием кавитации и эрозии твердыми частицами или же под действием ударной нагрузки при повторяющихся открытиях и закрытиях клапана. При использовании данного типа распылителя можно ожидать сопоставимого износа, так как в данной конструкции гидродинамические условия в потоке – перепад давления и скорость – очень похожи на условия, наблюдаемые в распылителе с несколькими отверстиями. Однако за счет автоматической регулировки проходного сечения срок службы распылителя может быть продлен.

Рис. 8.12. Микрофотография седла тарельчатого клапана через час работы на ВУС с зольностью исходного топлива 0,6%.

326

8.3. Износ элементов двигателя. Воздействие абразивных частиц на детали двигателя можно условно разделить на непосредственное и вторичное. Непосредственному воздействию абразивных частиц подвержены детали, прямо контактирующие с продуктами сгорания твердого топлива. Это гильза цилиндра, поршневые кольца, юбки поршней, седла, тарелки, направляющие втулки клапанов, лопатки турбокомпрессора. Защита этих деталей от повышенного износа является наиболее важной и в то же время наиболее сложной задачей. Увеличение содержания угольных и металлических частиц в моторном масле приводит к ухудшению фильтрации, вплоть до полной забивки фильтров. Помимо крупных частиц в масле накапливаются частицы, величина которых настолько мала, что они не задерживаются фильтрующими элементами. Эти частицы оказывают вторичное абразивное воздействие, они постоянно циркулируют вместе с потоком масла и приводят к повышенному износу элементов двигателя, которые смазываются под давлением. Кроме того, наличие этих частиц приводит к увеличению сил трения в механизмах двигателя, в результате чего происходит снижение его механического КПД. Рис. 8.13 воспроизводит микроснимок пробы отложений, отобранных из центрифуги очистки смазочного масла двигателя 7DFL. Обращает на себя внимание присутствие фрагментов коксоугольного вещества и сфер золы в концентрациях, соизмеримых с их концентрацией в выхлопе. Обе формы макрочастиц, коксоугольного вещества и золы, служат доказательством износа; грани коксоугольного вещества округлены, в то время как сферы золы несколько деформированы.

Рис. 8.13. Снимок с большим увеличением частиц, находящихся в смазочном масле дизельного двигателя, работающего на ВУС.

327

Для предотвращения попадания минеральных и коксовых частиц в смазочное масло наиболее рациональным является изоляция подпоршневого пространства от картера двигателя. Наиболее просто такая изоляция может быть выполнена в крейцкопфных двигателях, однако конструктивно такие двигатели более сложны и имеют ограниченную область применения. Другим способом уменьшения абразивного износа является уменьшение времени контакта трущихся поверхностей с абразивными частицами. Для этого используются специальные системы, позволяющие очищать пары трения от абразивных частиц. На ранних стадиях исследований (основная часть которых проводилась в канун второй мировой войны в Германии) для очистки поверхностей, цилиндров, поршневых колец, седел клапанов использовались продувка потоками сжатого воздуха или промывка жидкими нефтепродуктами. Для снижения влияния износа на работоспособность двигателя применялась регулировка вылета поршневых колец. Эффективность таких методов борьбы с износом неизвестна, так как не сохранилось каких-либо достоверных сведений о данного рода исследованиях. Можно полагать, что даже при очень эффективной очистке исходного топлива и при высокой степени его выгорания, как в продуктах сгорания, так и в смазочном масле всегда будут присутствовать микрочастицы золы и угля. Абразивный износ от их присутствия должен быть сведен к минимуму. Это может быть достигнуто путем подбора специальных износостойких материалов, в том числе и неметаллического происхождения. Кроме этого отдельные детали могут подвергаться специальной термической обработке, а также иметь покрытия, повышающие их износостойкость. Из всех элементов двигателя, подверженных прямому воздействию абразивных частиц, в наиболее тяжелых условиях работают компрессионные кольца. При использовании материалов, обычных для стандартных дизелей, срок службы комплекта поршневых колец исчисляется 5...30 часами. Поршневое кольцо и гильза цилиндра формируют главную трибологическую пару в двигателе. Это поверхность раздела между неподвижными и подвижными частями двигателя, на ее долю приходится большая часть потерь на трение. Она также должна герметизировать рабочее пространство в течение сжатия и сгорания и удерживать смазочные материалы в картере. Худшие условия износа характерны для момента прохождения поршнем ВМТ. Это самая горячая часть гильзы и наиболее удаленная от смазочных материалов. Давление газа в этой точке принимает максимальное значение, а скорость кольца проходит через нулевую отметку при перекладке поршня. Комбинация этих факторов приводит к большому износу втулки в районе перекладки верхнего поршневого

328

кольца. Наиболее значительный износ кольца также происходит в течение этой части цикла. На рис. 8.14 приведена зависимость увеличения замкового зазора верхнего компрессионного кольца двигателя JS-1 от времени работы на угольной суспензии [44]. Эти данные соответствуют кольцу из ковкого чугуна твердостью 400 кг/мм2 и хромированной гильзе цилиндра. Скорость изнашивания не была постоянной, так как двигатель испытывался в течение 25 часов при различных условиях, в том числе при приработке.

Рис. 8.14. Зависимость износа верхнего компрессионного кольца от времени (кольцо из ковкого чугуна, гильза с хромовым покрытием).

Одним из главных различий в условиях работы на отдельных этапах испытаний было содержание золы в исходном топливе. При этом абразивное воздействие зольных частиц возрастало как при использовании более высокозольного исходного топлива, так и при увеличении степени выгорания углерода. Механизм непосредственного воздействия абразивных частиц выглядит примерно следующим образом: выгоревшие частицы угля оседают на масляной пленке, которая покрывает стенки цилиндра, что приводит к износу комплекта поршневых колец при их движении. Решающая роль зольного остатка на износ подтверждается тем, что в последний час работы двигателя JS-1 использовалась ВУС с зольностью исходного топлива 3,8% (в отличие от используемого ранее исходного топлива с зольностью 0,4...0,6%). На рисунке видно, что наклон кривой, описывающей зависимость изменения замкового зазора кольца от времени, в этот период резко возрастал. Результирующее изменение конечного зазора после 24 часов работы для четырех компрессионных колец приведено в табл. 8.3. Для 329

маслосъемных колец данные не были получены, а для хромированной гильзы заметного износа не наблюдалось. Таблица 8.3.

Скорость изнашивания компрессионных колец двигателя JS-1 после 24 часов работы на угольном топливе зольностью 0,4...0,6% Кольцо 1 (верхнее) 2 3 4

Изменение замкового зазора,* мм 1,88 0,36 0,48 0,30

Скорость изнашивания, мм/ч 0,078 0,015 0,020 0,012

* Изменение замкового зазора за 1 ч.

В табл. 8.4 приводится скорость изнашивания стандартных деталей сопряжения гильза-поршень для четырех видов суспензий, которые испытывались в малооборотном двигателе 1RSA76 фирмы Sulzer [65]. В стандартном исполнении все детали цилиндропоршневой группы изготавливаются из обычного серого чугуна марки GG-25. Данные по скорости износа при работе двигателя на ДТ № 2 сопоставляются с аналогичными данными, систематизированными по скоростям изнашивания поршневых колец и гильзы цилиндра при сжигании различных типов ВУС. На рис. 8.15 это сопоставление иллюстрируется графически. Для сравнения приведены результаты, полученные для ТУС с содержанием угольных частиц 32% по массе. Следует отметить, что гильза цилиндра изнашивается в 3...10 раз медленнее, чем поршневые кольца. ВУС Otisca и АМАХ (мелкодисперсная) дают примерно одинаковые скорости изнашивания гильзы цилиндра и поршневых колец, которые являются самыми низкими среди всех четырех суспензий. При сжигании ВУС Resource скорость изнашивания гильзы цилиндра является наибольшей, а скорость изнашивания верхнего поршневого кольца – второй по величине среди всех исследованных суспензий. При использовании ВУС АМАХ (мелкодисперсной) верхнее поршневое кольцо изнашивается почти в два раза быстрее, чем при сжигании ВУС Otisca и АМАХ (крупнодисперсной), в то время как скорость изнашивания гильзы цилиндра для этих трех ВУС имеет примерно одинаковую величину. По результатам экспериментов с суспензиями всех четырех типов можно вывести средние скорости изнашивания гильзы цилиндра и поршневых колец стандартной конструкции. При использовании для

330

смазки цилиндра минерального масла SAE 40 (расход 1 г/(кВт×ч)) износ гильзы цилиндра происходил в среднем в 22 раза быстрее, чем при работе двигателя на ДТ№2 (диапазон 13...42). Поршневые кольца изнашивались в среднем в 90 раз более интенсивно (диапазон 56...160).

Рис. 8.15. Сравнение износа гильзы цилиндра (а) и поршневых колец (б) двигателя при сжигании дизельного топлива, ТУС и различных типов ВУС.

331

Таблица 8.4.

Скорость изнашивания деталей одноцилиндрового дизельного двигателя 1RSA76 при сжигании ВУС различных типов

Радиальный износ, мм

Скорость изнашивания, мм/ч

Относительная скорость изнашивания *

Диаметральный износ, мм

Скорость изнашивания, мм/ч

Относительная скорость изнашивания*

Гильза цилиндра

Суммарная наработка двигателя, ч

Верхнее поршневое кольцо

Otisca АМАХ крупнодисперсная

17,5

2,05

0,117

56

0,12

0,00686

16

11,0

1,575

0,143

68

0,06

0,00545

13

Resource АМАХ мелкодисперсная

8,75

1,763

0,301

96

0,155

0,0177

42

5,85

1,78

0,339

61

0,04

0,0076

18

Вид топлива

* Вычислена по расчетной скорости изнашивания в течение первых (после установки новой гильзы цилиндра) 20 часов работы двигателя на ДТ №2; в случае верхнего поршневого кольца эта скорость принимается равной 0,0021, а в случае гильзы цилиндра – 0,00042 мм/ч.

8.3.1. Влияние размеров частиц и их зольности на скорость изнашивания деталей цилиндропоршневой группы. В экспериментах, проводимых на двигателе 1RSA76, испытывались различные суспензии, отличающиеся в довольно широких пределах по фракционному составу. Это позволило проследить влияние на характеристику износа не только зольности исходного топлива, но и размеров частиц, входящих в состав ВУС. На рис. 8.16 показаны зависимости скорости изнашивания от среднего размера частиц и зольности угля. Кривые скоростей изнашивания верхнего поршневого кольца и гильзы цилиндра от среднего размера частиц имеют минимумы в интервале 6...10 мкм. Между скоростью изнашивания гильзы цилиндра и зольностью угля обнаруживается линейная зависимость, в то время как между скоростью изнашивания поршневого кольца и зольностью систематической зависимости не прослеживается. Взаимосвязь между размером частиц угля и его зольностью для трех типов ВУС носит случайный характер. Если не принимать во внимание данные по скорости изнашивания при работе двигателя на ВУС Resource, то можно отметить сильное влияние размера частиц на скорость изнашивания поршневых колец и слабое – на скорость изнашивания гильзы цилиндра. Зависимость между скорос-

332

тью изнашивания и зольностью угля остается практически неизменной для всех четырех видов суспензий.

Рис. 8.16. Зависимость скорости изнашивания поршневых колец и гильз цилиндров от среднего размера частиц угля (1 и 2 соответственно) и его зольности (3, 4 соответственно). Скорость изнашивания определяется как отношение скоростей изнашивания при работе двигателя на той или иной ВУС и на дизельном топливе № 2.

Тот факт, что ВУС Resource дает результаты, отличные для трех других ВУС, возможно, объясняется тем, что уголь, входящий в состав суспензии, имеет наименьший размер частиц и наибольшую зольность. 8.3.2. Состав минеральных остатков и их влияние на скорость изнашивания двигателя. Как уже отмечалось в гл. 3 и табл. 8.1, в состав золы натуральных твердых топ лив входит большое количество различных элементов и соединений. Среди всех минеральных компонентов золы наибольшей твердостью обладают оксиды кремния и алюминия. Именно их присутствие в значительной степени определяет скорость изнашивания деталей цилиндропоршневой группы двигателя, работающего на угольном топливе. При испытании двигателя 1RSA76 были получены зависимости скорости изнашивания поршневых колец и гильзы цилиндра от содержания глинозема (Al2O3) и суммарного содержания кремнезема и глинозема (SiO2+Al2O3) в исходном топливе (рис. 8.17) [65].

333

Рис. 8.17. Зависимость скорости изнашивания поршневых колец и гильзы цилиндра от концентрации SiO2 и Al2O3 в угле (скорость изнашивания определяется как отношение скоростей изнашивания при работе двигателя на ВУС и на ДТ №2).

В случае А12О3 зависимости скорости изнашивания гильзы цилиндра и поршневых колец носят несистематический характер. В то же время в случае SiO2+Al2O3 обнаруживается строгая зависимость для скорости изнашивания поршневых колец. Если не учитывать данные для ВУС Otisca, то можно констатировать строгое монотонное увеличение износа поршневых колец по мере повышения в угле суммарной концентрации SiO2+Al2O3. Отсутствие систематической зависимости для скорости изнашивания поршневых колец от концентрации Al2O3 и более или менее строгая зависимость от концентрации SiO2+Al2O3 может быть объяснено тем, что в золе глинозем и кремнезем присутствуют в связанном состоянии в виде алюмосиликатов, твердость которых обычно меньше, чем у глинозема (2100 кг/мм2), но больше, чем у кремнезема (800 кг/мм 2 ). Аналитически зависимость скорости изнашивания от размера (диаметра d) частиц угля и его зольности может быть оценена как произведение суммарной концентрации SiO2+Al2O3 на средний диаметр частиц в степени т. Исходя из результатов испытаний малооборотного двигателя 1RSA76 скорость изнашивания гильзы цилиндра, для рассматриваемых условий, наиболее корректно 334

аппроксимируется выражением (SiO2+Al2O3)×d -0,2, а скорость изнашивания поршневых колец выражением (SiO2+Al2O3)×d -0,5. Анализ приведенных зависимостей дает основания полагать, что износ гильз цилиндров зависит преимущественно от суммарной концентрации в угле кремнезема и глинозема, в то время как износ поршневых колец зависит не только от концентрации SiO2+Al2O3, но и от диаметра частиц угля. Эта особенность позволяет предположить, что частицы угля или зола прилипают к стенкам гильзы цилиндра либо в результате их размягчения, либо в силу адгезионной способности масляной пленки, так что эти частицы истирают поршневое кольцо, а не прокатываются между ним и гильзой цилиндра. На основании данных, приведенных в табл. 8.4, можно записать выражение, позволяющее приблизительно оценить влияние различных факторов на механизм изнашивания путем расчета порядка величины по следующему уравнению [65]:

W=KLD/H, где W – объем унесенного в результате износа материала; L – приложенная нагрузка; D – путь скольжения; Н – сопротивление вдавливанию; К – безразмерный коэффициент износа. Суть метода заключается в следующем: сначала, по экспериментальным данным и по приведенному выше уравнению, вычисляется коэффициент К, затем он сравнивается с характерными коэффициентами износа, присущими тому или иному механизму изнашивания. На рис. 8.18 приводятся расчетные значения и диапазоны коэффициентов износа, характерных для различных механизмов изнашивания гильзы цилиндра и поршневого кольца. В основной своей массе расчетные коэффициенты износа для ВУС располагаются в зоне слабого абразивного изнашивания, а также в области адгезионного изнашивания с удовлетворительной смазкой. Следует отметить, что в случае использования ДТ № 2, все расчетные коэффициенты износа лежат в области адгезионного изнашивания с обильной смазкой, при этом полностью отсутствуют признаки коррозионного или фреттинг-износа. Из сказанного выше следует, что определенного снижения износа можно добиться путем усовершенствования механизма смазки трущихся поверхностей, а также путем рациональной организации отвода минеральных частиц и других продуктов неполного сгорания угля из рабочего цилиндра. Следует отметить, что вихревое движение заряда в процессе сгорания и расширения может

335

привести к повышенному оседанию абразивных частиц на стенках цилиндра.

Рис. 8.18. Сравнительный анализ типичных значений коэффициентов износа, полученных при сжигании ВУС для одних и тех же пар трения металла по металлу.

8.3.3. Механизм изнашивания элементов двигателя при непосредственном контакте с абразивными материалами. Анализы микрофотографий поверхностей поршневых колец и гильз цилиндров показывают, что в результате взаимодействия тру-

336

щихся поверхностей в присутствии минеральных и коксоугольных частиц обнаруживаются признаки как адгезионного (рваные поверхности, пластическое деформирование, металлические продукты износа), так и абразивного (четкие прямые борозды) износа. Механизм адгезионного изнашивания преобладает, если твердые частицы топлива и золы, осаждаясь на стенках, адсорбируют и абсорбируют масляную пленку со стенок гильзы цилиндра, в результате чего возникает режим масляного голодания. Если же преобладает механизм абразивного изнашивания, то кончики бороздок на сопрягающихся поверхностях пары трения при движении поршневого кольца могут взаимодействовать друг с другом, в результате чего на этих поверхностях появляются рваные следы. Если исходить из того, что твердые частицы угля и золы прилипают к стенкам гильзы цилиндра, то появление рваных следов на трущихся поверхностях может быть также результатом эффекта прокатывания твердой частицы между трущимися поверхностями. В некоторых случаях в результате совместного действия адгезионного и абразивного воздействия частиц золы наблюдаются признаки пластического течения, когда разрушаются как сама поверхность поршневого кольца или гильзы цилиндра, так и нанесенная на их поверхность пленка смазки. 8.4. Пути снижения износа в двигателях, работающих на твердых топливах. 8.4.1. Подбор материалов для элементов цилиндропоршневой группы двигателя. Перспективным направлением совершенствования элементов двигателя, работающего на твердых топливах, с целью уменьшения износа является использование твердых покрытий, получаемых путем плазменного напыления. Разные фирмы исследовали несколько типов различных напылений, которые наносились на поверхности поршневых колец и гильзы цилиндров. Как правило, все исследования подразделялись на лабораторные, с использованием установок, имитирующих условия трения в реальном двигателе, и непосредственные испытания покрытий на двигателях. При этом моторные испытания в ряде случаев носили имитационный характер, когда двигатель работал на штатном топливе, а абразивный материал вносился в цилиндр или вместе с топливом или со смазочным маслом. Для такого рода испытаний применялись, как правило, двигатели меньшей размерности, чем те, по которым велось основное исследование. В большинстве случаев исследования носили комплексный характер с использованием всех перечисленных методов. С целью определения пригодности того или иного покрытия для использования в двигателе фирмой General Electric было

337

выполнено два вида испытаний [48, 49], общая методика проведения которых показана на рис. 8.19 и 8.21. Испытание «штифт по диску» проводилось при комнатной температуре (21°С) с минеральным маслом в качестве смазки. Материалы, участвующие в испытании, были изготовлены в виде штифтов и (или) дисков в виде покрытий или в монолитном исполнении. Монолитные материалы были испытаны, чтобы установить базовую скорость износа для сравнения с данными по износу покрытий тех же самых или подобных композиций. Покрытия наносились рядом методов, включая плазменное осаждение, химическое осаждение пара и гальваностегию. Штифты имели длину 1,27 см и диаметр 4,75 мм с полированными полусферическими концами радиусом 4,75 мм. Относительно диска штифты перемещались со скоростью 18,8 см/с и прижимались к нему с удельной силой 0,28 кг/см2. Все испытания проводились со стандартным минеральным маслом вязкостью 75 сСт, которое находилось в емкости, окружающей неподвижный диск и вращающийся контрольный штифт. В качестве загрязняющего вещества применялся глинозем (Al2О3) со средним размером частиц 2,0 мкм, добавляемый к минеральному маслу в количестве 2 г/л.

Рис. 8.19. Схема стенда для испытания типа «штифт по диску», используемого для оценки оптимального сочетания покрытий гильзы и кольца.

338

Прибавление Al2О3 к смазочному материалу привело к значительному увеличению в скорости истирания поверхностей. Скорость истирания нержавеющей стали марки 440С с прибавлением Al2О3 возрастала приблизительно в 100 раз (рис. 8.20). Увеличение износа при добавлении глинозема зависело от твердости элементов пар трения. Износ карбида вольфрама по диску из того же материала после прибавления глинозема увеличивался всего в 2 раза. В качестве потенциального материала было рассмотрено приблизительно 100 различных пар трения, которые включали в себя следующие компоненты: Al2О3, WC+Co, Сr2О3, Cr3C2, TiC, и Si3N4. Из этих материалов, напыления из карбида вольфрама (WC 96%) с кобальтом (Со 6%) неизменно показывали лучшие характеристики. Кроме того, для этой группы материалов имеется несколько отработанных методов нанесения покрытий.

Рис. 8.20. Результат испытания «штифт по диску» из нержавеющей стали 440С и спеченному карбиду вольфрама.

Наилучший результат был получен для образцов, которые предоставили фирмы APS и Sermatech. Результаты испытания покрытий даны в табл. 8.5. Таблица 8.5.

Результаты испытаний типа «штифт по диску» Производитель покрытия Степень износа* APS 0,05 Sermatech 0,09 Plasma Technology 0,15 Plasma Technic 0,3 Union Carbide 0,6 * Степень износа определена относительно износа хромовой пластины при взаимодействии с покрытием WC-Со без абразивов.

339

Испытания сегмента поршневого кольца проводились при 177°С. В качестве смазочного материала использовалось стандартное моторное масло. Как и в первом случае, в качестве абразивного материала применялся глинозем со средним размером частиц 2 мкм, который вводился в смазочное масло из расчета 2 грамма на литр. Схема данного вида испытания приведена на рис. 8.21, а условия проведения испытаний даны в табл. 8.6. Таблица 8.6.

Условия проведения испытания типа «сегмент по кольцу» Масло Температура Абразив Удельная нагрузка R1 R2 R3 Угол поворота кольца Максимальная скорость

Mobil Bulk Motor Oil 177°C Al2О3 (2 мкм); 2 г/литр 1,4 кг/см2 17,5 мм 50,8 мм 38,1 мм 75° 366 мм/с

Кольцевые сегменты, имеющие плазменное напыление, располагались напротив полированного монолитного кольца из спеченного карбида-вольфрама и кобальта. Кольцу сообщалось вращательное движение в обоих направлениях. Интенсивность износа оценивалась путем сравнения с износом хромового сегмента, испытуемого в среде незагрязненного масла.

Рис. 8.21. Испытание типа «сегмент по кольцу» для определения степени износа покрытий поршневого кольца.

340

В данной серии испытаний наилучший результат показали образцы, предоставленные фирмами APS и Union Carbide (табл. 8.7). Таблица 8.7.

Результаты испытаний типа «сегмент по кольцу» Покрытие

Степень износа

APS Union Carbide Plasma Technology Sermatech Plasma Technic

3 9 11 13 16

На основании лабораторных данных для дальнейших испытаний были отобраны покрытия фирм APS, Sermatech и Union Carbide. Испытания проводились на малоразмерном четырехтактном одноцилиндровом дизеле Yanmar мощностью 9 кВт при частоте вращения 2100 мин-1. Для этих испытаний корпорацией Kaydon (подразделение Plasma Technology) были изготовлены несколько комплектов поршневых колец диаметром 101,6 мм. Эти кольца в различных комбинациях с материалом гильзы цилиндра проработали в течение 500 часов. В качестве топлива использовалось стандартное ДТ с добавлением каменноугольной золы или октаметилциклотетрасилоксана (ОМТС). При сгорании эта присадка формировала коллоидную двуокись кремния, которая, подобно каменноугольной золе, оседала на втулке цилиндра и кольцах во время работы двигателя. Первая серия испытаний проводилась со стандартным топливом. Новый двигатель использовался для снятия базовых характеристик. Во второй серии испытаний 2,0% ОМТС (по массе) были добавлены к дизельному топливу. В заключительной стадии испытаний к дизельному топливу было добавлено 0,2% каменноугольной золы, которая была получена при сжигании битуминозного угля Otisca в воздушном потоке. Результат машинных испытаний представлен в табл. 8.8. Всего было испытано 50 различных комбинаций материалов. Гильза цилиндра и поршневые кольца из монолитного карбида вольфрама с кобальтом испытывались на дизельном топливе с присадкой ОМТС. Как показано в табл. 8.8 (поз. 6), монолитные материалы оказались чрезвычайно твердыми. Скорость их истирания при работе с абразивами была меньше, чем износ стандартных элементов на чистом топливе. Кольца с плазменным напылением при работе в паре с монолитной гильзой из карбида вольфрама (поз. 7) также показали низкие скорости истирания. Интересно заметить, что в отсутствие абразивов хромированное кольцо изнашивалось значительно меньше, когда оно работало в паре с монолитной гильзой из

341

карбида вольфрама (поз. 8), чем при работе в паре с гильзой из железа (поз. 3). Покрытая плазменным напылением гильза цилиндра оказалась чрезвычайно жесткой. При работе на дизельном топливе это приводило к высокому износу колец. Таблица 8.8.

Результаты испытаний малоразмерного двигателя Yanmar

Позиция

Материал кольца

Материал гильзы

Без загрязнения 1 Хром Чугун 2 WC+Co (ST) WC+Co (LPPD) Загрязнитель, ОМТС (2%) 3 Хром Чугун 4 WC+Co (ST) WC+Co (LPPD) 5 WC+Co (PT) WC+Co (LPPD) 6 WC+Co (K96) WC+Co (K703) 7 WC+Co (ST) WC+Co (K703) 8 Хром WC+Co (K703) 9 Хром Чугун 10 Cr3C2+Mo (K1008) WC+Co (703) Загрязнитель, зола Otisca (2%) 11 WC+Co (K96) WC+Co (K703) 12 WC+Co (ST) WC+Cо (K703) 13 Хром Чугун Вид технологии ST – SermaTech (Плазменное напыление) PT – Dlasma Technics (Плазменное напыление) LPPD – CRD (Плазменное осаждение при низком давлении) K96 – Kennametal (Монолитный карбид) K703 – Kennametal (Монолитный карбид)

Скорость истирания кольца, мм3/ч 1,80×10-5 1,40×10-5 41,50×10-5 55,00×10-5 64,00×10-5 0,80×10-5 3,50×10-5 7,10×10-5 28,80×10-5 24,50×10-5 1,43×10-5 7,00×10-5 250,00×10-5

С добавлением золы в ДТ скорость изнашивания стандартных материалов возрастала примерно в 100 раз (поз. 13). Напротив, монолитное кольцо из карбида вольфрама при работе в паре с монолитной гильзой из этого же материала, показало хорошие результаты (поз. 11). По окончании полного цикла испытаний не было обнаружено никаких признаков раскалывания или повреждения покрытия на микроструктурном уровне. В связи с этим отобранные покрытия были нанесены на кольца диаметром 228,6 мм, которые в дальнейшем использовались при испытании в двигателе 7FDL. Сначала новая гильза цилиндра прирабатывалась на дизельном топливе, при этом после обкатки в течение 8,5 часов наблюдался

342

быстрый износ верхних и нижних поршневых колец. Дальнейшее испытание показывало быстрое уменьшение скорости истирания, пока она не устанавливалась на уровне приблизительно 20 мкм за 1000 часов на предельной нагрузке. Первоначально для покрытия гильзы цилиндра использовалось имеющее коммерческое применение плазменное напыление из карбида вольфрама. На первом этапе на ВУС испытывались: верхнее поршневое кольцо с покрытием из карбида хрома, хромированные средние кольца и стальные маслосъемные кольца. На следующем этапе испытаний были установлены кольца с гальваническими покрытиями: верхнее было покрыто карбидом вольфрама, нижние хромом. В течение обоих периодов (продолжительность каждой серии испытаний составляла 13 часов) износ гильзы при работе на ВУС был намного ниже, чем с гильзой из чугуна. Скорость износа в районе верхнего кольца была всего в два раза выше, чем гильзы из чугуна при работе на ДТ (рис. 8.22). Скорость износа в районе нижней мертвой точки была очень низкой, в пределах ошибки используемых средств измерения.

Рис. 8.22. Износ гильзы цилиндра в верхнем положении хода кольца. Чугунная гильза и гильза с плазменным напылением карбида вольфрама.

Несмотря на то, что при предварительных испытаниях скорость износа упрочненной поверхности цилиндра была в два раза больше, чем при работе на дизельном топливе, можно считать, что проблема износа гильзы цилиндра может быть решена в пределах существующей технологии материалов.

343

Износ колец исследовался по аналогичной методике, что и гильза цилиндра. Чтобы понять разницу в механизмах износа, материалы сначала испытывались на дизельном топливе, а затем на ВУС. При работе на дизельном топливе все три кольца показали типичный режим обкатки. Первая попытка увеличения долговечности верхнего кольца была предпринята путем нанесения на него (методом плазменного напыления) покрытия из карбида хрома с добавкой молибдена. Предварительно это кольцо было испытано в паре с гильзой из карбида вольфрама при работе на дизельном топливе. Скорость износа данного кольца на ВУС была в два раза выше, чем у стандартного хромированного кольца (рис. 8.23).

Рис. 8.23. Износ верхнего кольца. Хромированное кольцо при работе на ДТ и ВУС. Плазменное напыление карбида хрома и карбида вольфрама при работе на ВУС.

Верхнее кольцо, покрытое путем плазменного напыления карбидом вольфрама, хорошо зарекомендовало себя при работе на ВУС. Скорость его истирания была всего приблизительно в два раза больше, чем у стандартного кольца, покрытого хромом, при его работе на ДТ. Скорости истирания среднего и маслосъемного колец были значительно уменьшены путем их хромирования. В течение 13 часов хромированное среднее кольцо изнашивалось очень незначительно. Скорость его истирания была примерно на одну четверть больше, чем у среднего стального кольца при работе на ДТ. Хромированное маслосъемное кольцо вообще не имело заметного износа.

344

Достигнутые результаты по снижению скорости износа колец дают основания для оптимизма. Как и в случае с гильзой цилиндра, применение достижений в технологии материалов позволяет уже сегодня получить скорости изнашивания, соизмеримые с двигателями, работающими на ДТ. *** Аналогичная программа исследований по определению износостойкости различного рода покрытий для поршневых колец и гильзы цилиндра была выполнена специалистами фирмы Cooper-Bessemer. Свои исследования они проводили на трех установках: на двигателе серии JS-1, двигателе меньшего размера на газовом топливе и на лабораторной установке [44]. Для определения износостойкости различных материалов и покрытий для колец и гильз использовался дизельный двигатель с размерностью цилиндра D/S= 104/125 мм и частотой вращения 1000 мин-1, переоборудованный для работы на газовом топливе. Имитационные испытания проводили, в первую очередь, для того, чтобы изучить механизм износа при возвратно-поступательном движении. Условия абразивного износа, характерные для двигателя, работающего на угольном топливе, имитировались путем впрыска через боковую стенку цилиндра суспензии, состоящей из угля с зольностью 20% и масла SAE 20 W. Были выполнены эксперименты с чугунными кольцами и хромированной гильзой цилиндра (материалы, используемые в стандартных двигателях серии JS), а также с кольцами, имеющими покрытие из карбида вольфрама и кобальта и гильзой цилиндра из чугунного литья. Все покрытия колец были выполнены методом плазменного напыления. Скорость изнашивания верхнего компрессионного кольца для этих двух случаев приведена в табл. 8.9. Таблица 8.9.

Скорость изнашивания верхнего компрессионного кольца в ходе имитационных испытаний Материал гильзы

Материал кольца

Время работы, ч

Хром Чугун

Чугун WC-Co

40 98

Изменение замкового зазора, мм 0,89 0,13

Скорость изнашивания*, мм/ч 0,022 0,001

* Изменение замкового зазора за 1 ч.

Результаты имитационных испытаний показали, что износ малоразмерного двигателя составляет примерно третью часть износа двигателя JS-1. Оказалось, что кольца с напылением из карбида вольфрама обладают в 20 раз большей устойчивостью к износу, чем

345

чугунные. Заметного износа поверхности цилиндров обнаружено не было. Кроме того, проведенные исследования подтвердили линейную зависимость износа от содержания золы в исходном топливе и концентрации абразива в масле. 8.4.2. Защита элементов газораспределительного механизма, лопаток турбокомпрессора и деталей, смазывающихся под давлением. Твердые частицы, образующиеся в двигателе при сгорания угля, оказывают вредное воздействие не только на элементы цилиндропоршневой группы, но и на детали газораспределительного механизма. Кроме того, они могут выводить из строя турбонагнетатель и теплообменное оборудование. Осаждаясь на поверхностях проточной части выпускного тракта двигателя, они уменьшают проходное сечение, что приводит к увеличению противодавления на выпуске. Влияние абразивных частиц и химической коррозии на детали газораспределительного механизма в настоящее время изучено весьма слабо. На первых этапах исследований отмечался ряд случаев, когда попадание твердых частиц между поверхностями трения приводило к заклиниванию выпускных клапанов, однако процент выгорания угольного топлива в этих опытах был очень низким, поэтому число частиц в отработавших газах было достаточно большим. В более поздних исследованиях, когда полнота выгорания составила 90...99,5%, какого-либо существенного износа элементов газораспределительного механизма не отмечалось, однако все эксперименты имели достаточно непродолжительный характер. Из имеющихся сведений можно сделать вывод, что интенсивность износа деталей газораспределительного механизма, по крайней мере, в несколько раз ниже, чем у деталей цилиндропоршневой группы. Это позволяет предположить, что при подборе износостойких материалов и использовании соответствующих конструктивных решений, скорость изнашивания элементов выпускной системы может быть доведена до уровня, приемлемого с точки зрения коммерческого использования данного типа двигателей. Оптимальным конструктивным решением для сведения к минимуму влияния износа элементов газораспределения на надежность и эффективность двигателя является использование золотникового газораспределения с петлевой схемой продувки. Полное отсутствие клапанов снимает проблему их износа, с которой так или иначе придется сталкиваться во время эксплуатации четырехтактных двигателей или двухтактных двигателей с прямоточно-клапанной продувкой. Кроме того, петлевая продувка предотвращает возникновение осевого вихря, который отбрасывает частицы золы к стенкам цилиндра, увеличивая тем самым износ гильзы и поршневых колец.

346

Для двигателей с клапанным газораспределением может быть применен обдув поверхностей трения сжатым воздухом или промывка пар трения нефтепродуктами. При соответствующем подборе материалов промывка зазоров в направляющей втулке может осуществляться водой, а обдув седел и рабочих фасок клапанов водяным паром. При этом пар может быть получен за счет утилизации теплоты воздухоохладителя или отработавших газов. При такой схеме очистки расход жидких нефтепродуктов может быть сведен к минимуму. Кроме абразивного воздействия на детали механизма газораспределения, твердые частицы, движущиеся с большой скоростью в потоке отработавшего газа, оказывают разрушающее воздействие на направляющий аппарат и лопатки турбокомпрессора. Поэтому желательно извлечь твердые частицы из потока на участке между выходом из двигателя и входом в турбонагнетатель. Температура на этом участке может достигать 540°С, это требует использования методов горячей очистки газов, что несколько усложняет задачу. К настоящему времени выполнены некоторые исследования по очистке потока горячих газов от твердых частиц. Рассматриваемое оборудование включает барьерные фильтры, фильтры с зернистым слоем, циклоны и электрофильтры. Однако крупномасштабных исследований по очистке отработавших газов от твердых частиц в дизельных установках, работающих на угольном топливе, проведено мало. Наиболее перспективным методом очистки в настоящее время считается компактный высокотемпературный барьерный фильтр, выполненный из керамики или другого неметаллического материала и установленный складками поперек потока. Попадание угольных и зольных частиц в машинное масло, а также накопление в масле продуктов износа ведет к быстрому засорению фильтрующих элементов. Наличие в масле сверхмелких частиц, которые не задерживаются фильтрами, приводит к повышенному износу всего двигателя. Наиболее интенсивному воздействию со стороны абразивных частиц подвержены подшипники и шейки коленчатого вала двигателя, а также другие пары трения, смазывающиеся под давлением. Снижение износа этих элементов может быть достигнуто путем: - уменьшения зольности исходного топлива; - подбора соответствующих материалов, более стойких к износу; - уменьшения количества абразивного материала, попадающего в подпоршневое пространство двигателя; - сокращение контакта абразивных частиц с элементами двигателя. Как уже отмечалось, даже при минимальной зольности топлива, частицы угля и кокса всегда будут присутствовать в некотором количестве в смазочном масле. Поэтому эффект от их воздействия

347

должен быть сведен к минимуму. Это может быть достигнуто путем использования износостойких материалов из числа новых сплавов или неметаллических материалов, которые могут быть применены для изготовления соответствующих элементов двигателя. Кроме этого, для повышения твердости поверхностей пар трения может использоваться соответствующая термическая обработка или различные покрытия, в том числе и такие же, как для гильз цилиндров и колец. Для уменьшения попадания абразивных частиц в подпоршневое пространство может быть использована специальная система изоляции картера двигателя от пространства рабочего цилиндра. Наиболее просто такое разделение может быть достигнуто в крейцкопфных двигателях. Эта схема позволяет устанавливать между цилиндром и картером двигателя дополнительное уплотнение. Кроме того, такая конструктивная особенность дает возможность использовать две раздельные смазочные системы, благодаря чему предотвращается загрязнение масла, используемого для смазывания подшипников коленчатого вала, а также позволяет выбрать оптимальный сорт смазочного материала для различных пар трения. Использование разделенной системы смазки возможно и в двигателях, у которых поршень непосредственно соединяется с шатуном. В таких двигателях уплотнение может быть установлено непосредственно на поршне. Имеется несколько вариантов различных конструкций поршней с такой разделительной системой. Очевидно, что для двигателей, работающих на твердых топ л ивах, необходима доработка системы очистки смазочного масла с целью более эффективного извлечения твердых частиц и продуктов износа. В ряде конструкций штатная система смазки модернизировалась: устанавливались дополнительные насосы и фильтры для очистки масла, а также магнитные уловители и центробежные очистители. Борьба с вторичным износом в двигателях на угольном топливе должна носить комплексный характер, все перечисленные методы снижения износа могут одновременно присутствовать в каждой конкретной конструкции. Большое количество вопросов, связанных с вторичным износом, в настоящее время мало исследовано и требует дальнейшей проработки.

348

Глава 9 Экологические аспекты проблемы прямого сжигания твердых топлив в поршневых ДВС. Методы снижения вредных выбросов 9.1. Содержание вредных веществ в отработавших газах поршневых двигателей при использовании угольного топлива. Критика двигателей внутреннего сгорания как источника механической энергии, в основном, ведется по двум направлениям: это потребление нефтепродуктов и загрязнение окружающей среды токсичными составляющими отработавших газов и двуокисью углерода. Последняя считается причиной возникновения «парникового эффекта» в атмосфере Земли [29]. Поэтому, говоря об использовании в качестве альтернативного топлива для ДВС углей, нельзя обойти проблему экологического воздействия угольнотопливных двигателей на окружающую среду. Предварительные результаты исследований, проведенных в рамках программы Министерства энергетики США, а также других исследований показали, что дизельные двигатели, работающие на водоугольной суспензии, выбрасывают существенно меньшее количество окислов азота (NOx), хотя выбросы твердых частиц и окислов серы (SОx) могут быть в принципе более высокими. В значительной степени это зависит от зольности исходного топлива и содержания в нем серы. В то же время анализ существующих методов очистки продуктов сгорания указывает на то, что имеется реальная возможность выполнить не. только действующие нормы на основные виды загрязнений, но и более жесткие нормы, которые будут введены в будущем. Разработка установок, использующих твердые топлива, потребует применения очистки горячих газов от загрязняющих примесей, чтобы сжигание угля происходило без ущерба для окружающей среды. Целью настоящей главы является: анализ проблемы вредных выбросов; анализ подходов и методов очистки отработавших газов двигателя от загрязнений; анализ конструкций оборудования, которое может быть использовано для очистки продуктов сгорания таким образом, чтобы дизельный двигатель на ВУС удовлетворял современным и перспективным нормам охраны окружающей среды. Имеющиеся в настоящее время данные указывают на то, что основную роль среди выбросов двигателя на водоугольном топливе будут играть окислы серы и твердые частицы. Окислы азота, в силу особенностей сгорания ВУС, будут играть второстепенную роль и, согласно предварительным данным, не повлекут за собой серьезных проблем. Достигнутая в настоящее время высокая полнота сгорания угольного топлива позволяет предположить, что монооксид углерода

249

и некоторые углеводороды могут образовываться только при пуске или при сбоях в работе двигателя. В процессе нормальной работы содержание этих вредных соединений будет ниже уровня, характерного для обычных установок, использующих ДТ. В табл. 9.1 приведены результаты испытаний малооборотного двигателя 1RSA76 фирмы Sulzer [65]. Испытания проводились с использованием четырех типов исходных топлив, содержание золы и серы в которых не превышало 1%. Таблица 9.1.

Выбросы вредных веществ по результатам испытаний малооборотного двигателя 1RSA76 фирмы Sulzer при частоте вращения 120 мин-1 Топливо Нагрузка, % NOх, млн-1 СО, млн-1 СН, млн-1 Частицы, мг/м3

ВУС АМАХ (мелкодисп.) 90 75 50 25 610 760 740 370 82 63 40 60 60 60 85 80 99 –– –– ––

ВУС Resource 90 430 90 70 135

75 640 50 60 116

50 600 53 74 168

25 380 68 80 102

ВУС АМАХ ДТ №2 (крупнодисп.) 90 75 50 25 90 75 50 25 480 590 590 315 1565 1780 1695 1520 94 70 77 147 110 58 84 90 55 50 53 70 76 80 100 100 82 69 69 78 –– –– –– ––

Как видно из таблицы, при использовании водоугольного топлива в малооборотных двигателях содержание NOx приблизительно в два раза ниже, чем при использовании ДТ №2. При этом выбросы углеводородов ниже уровня, характерного для ДТ. Данные по содержанию СН в отработавших газах малооборотного двигателя не достаточно хорошо согласуются с результатами других исследований на двигателях с более высокой частотой вращения. Это несогласование может быть объяснено более оптимальными условиями для выгорания твердого топлива в малооборотных ДВС. Подтверждением этому является низкое содержание СО в отработавших газах, которое не превышает аналогичный показатель для ДТ. Измерения содержания SОx в ходе испытания двигателя 1RSA76 не проводили. Были измерены выбросы твердых частиц, но полученная величина оказалась меньше, чем содержание золы в топливе. Из этого следует, что не вся образующаяся зола учитывалась. При 90%-ной нагрузке в виде твердых частиц улавливалась приблизительно половина золы, входящей в состав топлива. Аналогичные данные были получены в других известных экспериментах. Далее приводятся результаты исследований состава отработавших газов для двигателей различных назначений и конструкций. Имеющиеся сведения отличаются своей полнотой и способом представления. Здесь они воспроизводятся в том виде, в котором они были опубликованы самими исследователями.

250

В табл. 9.2 приводятся результаты испытания среднеоборотного дизельного двигателя JS-1 фирмы Cooper-Bessemer [44, 79]. При использовании запального зажигания (запальный коэффициент 0,14) и при самовоспламенении ВУС уровни NOx, CO и СО2 были очень близкими. Некоторое увеличение содержания СО при отсутствии принудительного запала указывает на меньшую полноту сгорания топлива. Анализ отработавших газов существенной разницы в содержании NOx, СО и СО2 не показал. Таблица 9.2.

СО2 %

О2 %

CO млн-1

0,30×8 0,30×8 0,25×8 0,25×8 0,30×8 0,25×8 0,25×8 0,25×8 0,25×8

169 173 227 226 223 223 176 218 219

9,0 8,7 7,8 8,5 8,4 8,3 8,9 7,6 8,8

8,75 10,6 10,4 11,2 11,5 11,6 10,8 10,7 10,8

800 360 –– 210 95 150 200 510 108

при 15% О2

Коэффициент избытка воздуха

Отношение СО/СО2

NOх млн-1

измерение

Базовое ДТ №2 ВУС + запал Базовое ДТ №2 ВУС + запал ВУС + запал ВУС ВУС + запал Базовое ДТ №2 ВУС + запал

Температура воздуха на входе, °С

Топливо

Диаметр отверстий распылителя и их количество, мм×шт.

Состав отработавших газов двигателя JS-1 фирмы Cooper-Bessemer в зависимости от условий испытаний

850 750 1250 1200 1650 1440 1080 1325 1200

403 426 697 725 1029 907 626 864 695

1,68 2,00 1,92 2,08 1,16 2,20 2,00 1,98 2,00

0,009 0,004 –– 0,002 0,001 0,002 0,02 0,007 0,001

Все опыты выполнены при частоте вращения вала 400 мин-1, среднем эффективном давлении 1,06 МПа. Изменения в величине избытка воздуха являются следствием нестабильности наддува, в качестве запального использовалось ДТ №2.

Для рассмотренных случаев отношение СО/СО2 было меньше 0,5%, что указывает на весьма высокую полноту выгорания топлива. В табл. 9.3 представлены результаты испытания двухтактного тепловозного двигателя EMD 567 [79]. Данные, полученные в ходе исследования, демонстрируют ту же тенденцию, что и данные фирмы Sulzer, за исключением выбросов HС, которые в этом случае оказались более высокими. Содержание NOx было почти в два раза меньше, чем при работе двигателя на ДТ №2, а выбросы СО практически сопоставимы. Выбросы твердых частиц при работе двигателя на ВУС были в 10...30 раз больше, чем при работе на ДТ №2. Эти цифры выше, чем полученные фирмой Sulzer, но все-таки они меньше, чем можно было

251

ожидать исходя из того, что содержание золы в угле на два порядка выше, чем в ДТ №2. Таблица 9.3.

Результаты исследования вредных выбросов при работе дизельного двигателя EMD 567 фирмы General Motors на ВУС Вид топлива Частота вращения вала, мин-1 Мощность, кВт Расход дизельного топлива, кг/ч Расход вспомогательного топлива, кг/ч УОВ запального ДТ, град. Расход ВУС, кг/ч Углеводороды (измерения), млн-1 Углеводороды (пересчет на уголь), млн-1 СО (измерение), млн-1 СО ( пересчет на уголь*), млн-1 NOх( измерение), млн-1 NОх (пересчет на уголь*), млн-1 Твердые частицы (измерение), млн-1 Твердые частицы (пересчет на уголь**), мг/м3

806 106 31,8 –– –– –– 140 –– 817 –– 947 –– 57,2 ––

ДТ №2 801 804 108,2 107,5 31,8 31,8 –– –– –– –– –– –– 198 169 –– –– 992 904 –– –– 786 866 –– –– 102,8 79,8 ––

––

806 103 –– 4,6 35 35,7 190 240 –– –– 676 486 459,1

ДТ №2 и ВУС 806 794 112 100 –– –– 4,7 4,6 35 45 42,2 36,5 260 218 322 267 –– 779 –– 858 601 601 336 336 1144,2 1126,5

805 103 –– 4,3 55 36,1 240 311 –– –– 671 476 953,5

837,0 2207,2 2171,8 1829,3

* Усредненные данные. ** Включая вспомогательное топливо.

Анализ результатов различных испытаний показывает, что газообразные продукты сгорания у двигателей, работающих на ВУС и на ДТ, состоят из одних и тех же компонентов, но количественные содержания этих компонентов различны. В табл. 8.4 приведены примерные соотношения выбросов вредных веществ тепловозным двигателем при его работе на ВУС и ДТ. Уровни выбросов были рассчитаны в Юго-Западном исследовательском институте (США) на основе обработки экспериментальных данных. Уровень SOx был определен исходя из допущения, что в процессе сгорания основная масса серы, содержащейся в топливе, переходит в SOx. Таблица 9.4.

Ожидаемый уровень вредных выбросов тепловозного дизеля при работе на ВУС (для сравнения приведен аналогичный показатель на ДТ) Углеводороды СО NОx SOx Твердые частицы

Уровень выбросов (без очистки), г/(кВт×ч) Двигатель на ВУС Двигатель на ДТ №2 0,765 0,765 3,45 3,45 4,92 9,84 2,08...3,72 0,60 1,04...6,27 0,36

252

Приведенные данные соответствуют установкам, не оснащенным устройствами для снижения количества вредных выбросов. Из таблицы видно, что при работе двигателя на ВУС выбросы NOx снижаются примерно на 50%. Выбросы SОx увеличиваются, при этом уровень возрастания изменяется в зависимости от теплоты сгорания исходного топлива (лежит в диапазоне 30...33 МДж/кг) и содержания в нем серы (0,6...1,0% вес.). Выбросы твердых частиц по сравнению с ДТ №2 увеличиваются примерно в пять раз. Таким образом, при сжигании ВУС двигатель выбрасывает приблизительно на 4,9 г/(кВт×ч) меньше количество NOx, на 1,5...3,1 г/(кВт×ч) больше количество SОx и на 0,68...5,91 г/(кВт×ч) больше количество макрочастиц. Следует отметить, что уровень выброса SOx отвечает требованиям NSPS для стационарных котлов, сжигающих высокосернистый уголь. Но нельзя исключать, что для двигателей, работающих на ВУС, может потребоваться система улавливания SОx, способная регулировать состав отработавших газов в зависимости от содержания серы в исходном топливе, а также система улавливания макрочастиц. Далее будет подробнее рассмотрен механизм образования различных вредных компонентов, входящих в состав отработавших газов, и методы снижения их выбросов в окружающую среду. 9.1.1. Содержание оксидов азота в отработавших газах. Практически во всех опытах по сжиганию ВУС в поршневых двигателях отмечается, что количество выбросов NOx снижается на 32...68% по сравнению с аналогичным параметром для ДТ. На рис. 9.1 представлена зависимость изменения концентрации NOx в зависимости от нагрузки малооборотного двигателя 1RSA76 фирмы Sulzer при использовании различных видов ВУС и ДТ [65, 79]. Снижение содержания окислов азота происходит несмотря на то, что концентрация азотсодержащих соединений в углях составляет 1,5...2% (по сухой массе), в то время как в ДТ азот в связанном виде практически отсутствует. Таким образом, уменьшение количества соединений на основе азота воздуха выглядит еще более значительным. Снижение содержания NOx происходит главным образом за счет действия воды, присутствующей в суспензии в качестве носителя. Вода понижает локальную температуру пламени, в результате чего подавляется образование термических окислов NOx. Решающая роль снижения температуры в зоне горения на уменьшение содержания NOx в отработавших газах подтверждается тем, что повышение температуры приточного воздуха во всех случаях приводит к увеличению образования NOx в процессе сгорания.

253

Рис. 9.1. Интенсивность выбросов NOx с отработавшими газами двигателя 1RSA76.

В ранних опытах, проводимых фирмой Cooper-Bessemer при температуре приточного воздуха 95°С, концентрация NOx составляла не более 380 млн-1. При увеличении температуры до 222°С содержание NOx увеличивалось до 1650 млн-1. Рис. 9.2. демонстрирует влияние температуры воздуха на содержание NOx при выгорании микрочастиц в среднеоборотном двигателе JS-1. Следует отметить, что в опытах, выполненных при повышенной температуре приточного воздуха (166...227°С), содержание NOx в случае использования ВУС и ДТ №2 отличалось незначительно (табл. 9.2). Интересно также, что увеличение размера отверстий в распылителе с 0,25 до 0,30 мм сопровождалось снижением образования NOx на 30%. Не отмечалось также никакой разницы в 254

выбросах NOx при использовании ВУС со стандартным и ультратонким помолом.

Рис. 9.2. Влияние температуры приточного воздуха на содержание NOх в отработавших газах.

Из сказанного выше следует, что двигатели, работающие на твердом топливе при достаточно высоком КПД, без ущерба для эксплуатационных характеристик вполне могут иметь показатели токсичности по NOx менее 600 млн-1 (в пересчете на 35%-ный КПД и концентрацию О2 – 15%). Это соответствует нормам, установленным Агентством по охране окружающей среды США, а также национальными агентствами других стран. Если требования по содержанию NOx будут в дальнейшем возрастать, для снижения содержания окислов азота можно использовать ряд методов, включая дожигание, каталитическую очистку газа, процесс Raprenox и NOx OUT. Рассмотрим кратко суть этих методов [47, 79]. *** Дожигание. К отработавшим газам двигателя подводится дополнительная порция топлива, при этом образуются обогащенные топливом зоны, в которых понижается концентрация кислорода, в результате чего происходит отрыв его атомов от молекулы оксида азота и восстановление NOx до N2 углеводородными радикалами, образующимися в пламени «низкотемпературного» факела. Снижения NOx на 50...90% были достигнуты в лаборатории при использовании природного газа для повторного дожига в условиях, характерных для топок котлов и нагревателей [47] . Хотя данный метод до

255

настоящего времени не применялся к дизельным двигателям, в системах с объединенными циклами газовых турбин его использование позволяет понизить до 50% содержание NOx в отработавших газах. При этом температура газов повышается, что улучшает условия для рекуперации тепла. Предварительные результаты испытаний позволяют считать, что этот же способ может быть с успехом использован в ДВС. Низкая стоимость повторного обжига, объединенного с более эффективной рекуперацией тепла и более полным выгоранием коксоугольного вещества, делает данный процесс довольно привлекательным. *** Каталитическая очистка газов. Существует две модификации этого процесса снижения NOx, в первом из которых в качестве катализатора используется углерод макрочастиц, содержащихся в выхлопе. При использовании данного метода аммиак впрыскивается прямо во выпускной коллектор двигателя, а пористые фильтры при температуре 200°С улавливают твердые частицы и углерод, увеличивая тем самым время взаимодействия между реагентами. Если время пребывания недостаточное, выпускная система может быть оснащена специальным реактором, обеспечивающим лучший контакт между газом и твердыми частицами. Использование реактора несколько удорожает процесс очистки, однако, несмотря на это, эксплуатационные расходы остаются сравнительно низкими и определяются в основном стоимостью аммиака. Вторая модификация метода понижения NOx с использованием аммиака получила название «процесс Shell/UOP». В поток газа, проходящего над катализатором, впрыскивается аммиак, при этом NOx разлагается на азот и воду. Этот метод успешно применяется для понижения NOx и SO2 в дымовых газах. При его использовании в дизелях на угольном топливе могут возникнуть некоторые трудности, связанные с тем, что каталитическое разложение происходит в узком температурном диапазоне. При низких температурах реакции каталитической очистки замедляются или не идут вообще, а при высоких температурах выходит из строя металлический катализатор. Капитальные затраты при использовании этого метода довольно высоки, но так как процесс снижает содержание NOx, SО2, а возможно и твердых частиц, стоимость системы очистки, использующей этот процесс, могла бы быть сопоставима с другими рассмотренными системами. Эксплуатационные расходы высоки главным образом из-за необходимости восстановления катализатора, регенерация которого производится с использованием достаточно дорогого водорода. Если этот процесс использовать, чтобы понизить NOx и содержание твердых частиц, дорогой регенерации можно избежать. Однако необхо-

256

димо установить, снижает ли материал твердых частиц активность катализатора при температуре отработавших газов. Если в будущем предпочтение будет отдано этому методу, необходимо дополнительно исследовать влияние твердых частиц на сроке службы катализатора. Как показывают опыты использования данного метода на стационарных установках, он способен обеспечить значительное снижение NOx. Но методы с использованием аммиака в присутствии металлического катализатора являются более дорогими. *** Процесс Raprenox. Это сравнительно новый процесс, использующий для удаления NOx циануровую кислоту. Процесс недоработан, практическое использование его для очистки выхлопных газов дизельных двигателей от NOx потребует значительных научных исследований. *** Процесс NOx OUT. Предусматривает впрыск водного раствора мочевины в различные точки выпускного тракта двигателя. Процесс может успешно использоваться при температурах от 400 до 1100°С. 9.1.2. Содержание монооксида углерода и углеводородов в продуктах сгорания. Содержание монооксида углерода и углеводородов в отработавших газах в значительной степени зависит от полноты сгорания угольного топлива. Анализ состава отработавших газов по результатам различных исследований показывает, что достигнутая на сегодня полнота выгорания угольного топлива на уровне 92...99,5% позволяет получить очень низкое соотношение СО/СО2. Это подтверждает высокую эффективность сгорания угля. Несмотря на более высокое углеродно-водородное соотношение в ВУС, фактические уровни выброса СО зачастую ниже, чем для ДТ №2. Как уже отмечалось, полнота выгорания топлива в значительной степени зависит от температуры воздуха на входе в двигатель. Зависимость между содержанием СО в отработавших газах и температурой приточного воздуха представлена на рис. 9.3. На этом же рисунке показана взаимосвязь между температурой входящего воздуха и полнотой выгорания топлива. Данные получены в ходе испытания среднеоборотного двигателя JS-1 фирмы Cooper-Bessemer [44]. Еще более низкие значения содержания СО в отработавших газах наблюдаются у малооборотных двигателей, особенно на режимах частичных нагрузок. Это свидетельствует о том, что в данном типе двигателей создаются наиболее благоприятные условия для сгорания угольного топлива. На рис. 9.4 показаны зависимости содержания

257

СО в отработавших газах двигателя 1RSA76 фирмы Sulzer на различных нагрузочных режимах [65, 79].

Рис. 9.3. Зависимость между содержанием СО в отработавших газах, полнотой выгорания и температурой воздуха на входе в двигатель.

Рис. 9.4. Интенсивность выбросов СО с отработавшими газами двигателя 1RSA76.

258

Процесс сгорания угольного топлива в цилиндре поршневого двигателя протекает таким образом, что выгорание углеводородных соединений происходит на первых его стадиях. Сначала выгорает запальное топливо, а затем летучие соединения. Основная часть времени процесса сгорания идет на выгорание коксоугольного остатка. Параллельно с выгоранием углерода кокса заканчиваются практически все реакции выгорания газообразных углеводородов. В связи с этим их содержание в отработавших газах не превышает, а в ряде случаев даже меньше аналогичного показателя для этого же двигателя при его работе на ДТ. Интенсивность выбросов СH для малооборотного двигателя 1RSA76 фирмы Sulzer иллюстрируется на рис. 9.5.

Рис. 9.5. Интенсивность выбросов СH с отработавшими газами двигателя 1RSA76.

259

Приближенный анализ состава твердых частиц, выносимых из рабочего цилиндра с потоком отработавших газов, указывает на наличие в них летучих компонентов. Присутствие летучих в количестве 11...20% объясняется их присутствием в части угля, который вылетает недожженным из двигателя. Наличие летучих веществ может также указывать на то, что их выход замедляется под действием высокого давления или в связи с коротким временем пребывания угля в цилиндре. При высоких температурах и давлениях в цилиндре горение коксоугольного вещества, вероятно, происходит на поверхности, и не обязательно следует полный выход летучих и их сгорание в газовой фазе. Из всех видов углеводородов, которые потенциально могут содержаться в твердом выхлопе двигателя, работающего на ВУС, наибольший интерес представляют полициклические ароматические углеводородные соединения в связи с их потенциальной канцерогенностью. Содержание соединений этой группы для пяти опытов представлено в табл. 9.5, из которой видно, что молекулы, содержащие приблизительно 2...4 бензольных кольца, присутствуют в отработавших газах в количестве 1...70 нг/л. Более тяжелые молекулы (5...6 колец) содержатся в количествах, не превышающих 0,1...0,5 нг/л. Таблица 9.5.

Содержание полициклических ароматических углеводородных соединений в выхлопе двигателя JS-1 фирмы Cooper-Bessemer, нг/л Состав Нафталин Аценафталин Аценафтен Флуорен Фенантрен Антрацен Флуорантен Пирин Бензо (a) антрацен Кризин Бензо (b) флуорантен Бензо (k) флуорантен Бензо (a) пирин Дибенз (a, h) антрацен Бензо (g, h, i) перилен Индено (l, 2,3-c, d) пирин

Ароматические кольца 2 2-1/2 2-1/2 2-1/2 3 3 3-1/2 4 4 4 4-1/2 4-1/2 5 5 6 6

260

Опыт 1 40 <1 <6 <1 <4 <1 7 <5 6 20 <0,2 <0,1 <0,4 <0,4 <0,5 <1

2 30 <1 100 2 10 2 6 70 2 20 <0,2 <0,l <0,4 <0,4 <0,5 <1

3 10 <1 40 <1 4 <1 10 <5 2 10 0,6 <0,1 <0,4 <0,4 <0,5 1

4 30 <1 70 <1 6 <1 4 20 10 20 <0,2 <0,1 0,5 <0,4 <0,5 <1

5 40 <1 90 2 <4 <1 6 9 30 7 0,5 <0,1 <0,4 <0,4 <0,5 1

Сравнение результатов использования ДТ и ВУС указывает на подобное или немного более высокое содержание полициклических углеводородных соединений в твердых частицах, содержащихся в отработавших газах при работе двигателя на ВУС. Однако, так как общее содержание твердых частиц в выхлопе на ВУС в десять раз выше, чем для ДТ, удельная концентрация этих соединений на единицу массы приблизительно в десять раз ниже для ВУС, чем для ДТ [47]. 9.1.3. Содержание оксидов серы в отработавших газах. Остаточное количество серы в ВУС зависит от количества органической серы в исходном топливе и метода предварительной очистки угля. Современные физические и химические методы очистки угля позволяют эффективно удалить большую часть пиритной серы. Но так как характеристики исходного угля сильно меняются в зависимости от большого числа факторов, следует ожидать, что и содержание серы в ВУС также будет меняться. В углях, испытанных к настоящему времени, после сухой очистки содержание серы обычно становится меньше 1% по массе. При сжигании угля сера переходит в окислы SOx. Все методы снижения содержания SOx в отработавших газах двигателя можно условно разделить на методы снижения содержания серы в исходном топливе еще до его сжигания и на методы, основанные на извлечении оксидов серы из продуктов сгорания. Далее основное внимание будет уделено рассмотрению методов, направленных на извлечение оксидов серы непосредственно из отработавших газов двигателя. Наиболее рационально извлекать соединения серы перед турбонагнетателем, однако это может быть не всегда удобно. Из нескольких способов снижения содержания окислов серы, разработанных для использования в других типах установок, одним из наиболее приемлемых в ДВС является добавление сорбента на основе соединений кальция. При эксплуатации теплоэлектростанций в качестве эффективного поглотителя серы используется гидрооксид кальция (Са(ОН)2). Распыление осуществляется на входе в экономайзер, работающий в диапазоне температур, характерных для газов на выходе из дизельного двигателя (500...540°С). Несмотря на то, что химизм процесса удаления серы из потока горячих газов довольно хорошо известен, применение такого способа очистки к системам дизельных двигателей требует дополнительной проработки ряда вопросов, связанных с особенностями работы силовой установки при использовании угольнотопливных ДВС, в частности: - с ограниченностью времени реагирования, отводимого для поглощения серы в объеме выпускного тракта;

261

- с недостаточной изученностью влияния воды на протекание реакций при температурах, характерных для отработавших газов; - с отсутствием сведений о механизме взаимодействия твердых частиц и различного рода поглотителей с фильтрующими элементами. Чтобы ответить на эти вопросы, два вида сорбентов на основе кальция были исследованы в трубчатом реакторе, разработанном университетом штата Юта [48]. Реактор, показанный на рис. 9.6, продувался газовой смесью с содержанием SOx в диапазоне от 200 до 500 млн-1.

Рис. 9.6. Поперечное сечение реактора, разработанного в Университете штата Юта для испытания различных сорбентов.

Сухой порошок Са(ОН)2 и СаМg(ОН)4 вводился в реактор через трубку Вентури. Чтобы определить скорость поглощения SOx сорбентом, пробы газов отбирались в нескольких точках восходящего потока. На рис. 9.7 показана кинетика поглощения SO2 для обоих сорбентов во времени. Полное время взаимодействия между сорбентом и газовым потоком составляло 500 мс. Как видно из рис. 9.5, при 500°С и соотношении Ca/S=2 большее количество SOx, было захвачено Са(ОН)2

262

(приблизительно 500 млн-1). Для СаМg(ОН)4 эта величина не превышает 200 млн-1. Следует отметить, что оба сорбента практически полностью прекращают реагировать с газовым потоком после 300 мс, а максимальная скорость реакции достигается в течение первых 50 мс. Испытания сорбентов на основе соединений кальция показали достаточно хорошие результаты. Учитывая дешевизну этих сорбентов (Са(ОН)2 представляет собой обычную гашеную известь), можно предположить, что в дальнейшем этот способ очистки отработавших газов будет использоваться в дизельных силовых установках, работающих на твердом топливе.

Рис. 9.7. Кинетика поглощения SOx сорбентами кальция в экспериментальном реакторе.

Другим перспективным способом очистки отработавших газов от соединений серы является их продувка через зернистый слой катализатора на основе оксида меди. Несколько гранулированных сорбентов на основе окиси меди были испытаны в лабораторной установке, имитирующей реактор со слоевым расположением катализатора [48]. Гранулы, содержащие 5,4% оксида меди (СuО), нанесенного на пористый оксид алюминия, успешно поглощали SOx, после чего были успешно восстановлены. Отработавшие газы двигателя имитировались путем смешения в соответствующих пропорциях О2, СО2, N2 и 300 млн-1 SOx, смесь нагревалась до температуры 427°С. Уровни SOx были измерены на отметке 150 мм глубины реактора (рис. 9.8). Уровень поглощения оксида серы исследовался как функция скорости фильтрации газа через слой сорбента. При скорости 500 мм/с

263

время, отводимое на реакцию, было недостаточным для полного поглощения SO2 в пределах слоя, к тому же в ходе эксперимента уровень поглощения не был постоянным. При данной скорости продувки слоя коэффициент поглощения в среднем составлял 80%. При понижении скорости потока до 120 мм/с коэффициент поглощения стабилизировался в течение короткого промежутка времени на уровне 93% и оставался неизменным в течение более 20 часов.

Рис. 9.8. Влияние скорости газового потока на поглощение SO2 зернистым слоем окиси меди.

Оксид меди, в отличие от извести, довольно дорогой сорбент (стоимость примерно 10 дол./кг). Высокая стоимость приводит к необходимости его регенерации для повторного использования. Регенерация может быть выполнена восстановлением металлической меди из сульфата в ходе реакции с метаном. SO2, выделяющийся при восстановлении в виде газа, может быть собран в специальной емкости и в дальнейшем переработан. Металлическая медь вновь может быть окислена и повторно использована в качестве сорбента. Кроме описанных выше методов, уже нашедших некоторое применение в различных типах энергетических установок, можно выделить и другие, которые потенциально могут быть использованы в перспективных разработках. Метод Shell/UOP для комплексного снижения содержания NOx и SO2 нами был рассмотрен выше.

264

В отдаленной перспективе для снижения содержания окислов серы могут быть использованы методы поглощения сернистых соединений еще на стадии сгорания твердого топлива в рабочем цилиндре. В частности, захватить серу при температурах 1000...2000°С могут соединения кальция (уксуснокислый кальций), впрыснутые в двигатель в виде мелкого аэрозоля. Для этого метода не требуется никакое дополнительное оборудование. Чтобы его реализовать, достаточно добавить уксуснокислый кальций в ВУС [47]. В качестве сорбента для поглощения SO2 могут быть использованы углеродсодержащие частицы в отработавших газах двигателя. Этот метод сравнительно недорогой, но количество серы, которое может быть захвачено таким способом, не определено, также остается нерешенным вопрос утилизации карбонатного остатка. 9.1.4. Содержание твердых частиц в отработавших газах. Твердые частицы образуются в результате сгорания угля в дизельном двигателе. Они не только загрязняют окружающую среду, но и могут выводить из строя турбонагнетатель и теплообменное оборудование. Поэтому наиболее желательно извлекать твердые частицы сразу на выходе из двигателя. Температура на этом участке равна 500...540°С, что требует использования специальных методов очистки, позволяющих извлекать твердые частицы из горячих газов. Механизм формирования твердых частиц и их состав до настоящего времени изучен плохо. В основном частицы состоят из минеральных примесей, содержащихся в исходном топливе, и непрореагировавшего коксоугольного остатка. Вполне очевидно, что под действием высоких температур и давлений некоторые соединения, входящие в состав золы, могут претерпевать различного рода изменения, которые в конечном итоге влияют на состав твердого остатка, выносимого с отработавшими газами. Результаты замеров показывают, что концентрация твердых частиц в отработавших газах двигателей, работающих на ВУС, примерно в 10 раз больше, чем при работе на ДТ(10 2 ...10 3 мг/л). На рис. 9.9 представлен микроснимок твердых частиц, отобранных с фильтра двигателя JS-1, работавшего на ВУС. Наблюдается ряд характерных форм частиц. Малые частицы сферической формы – это минеральные вещества, высвобожденные и сплавленные в факеле при сгорании угольного топлива, они имеют размеры примерно 2 мкм и ниже. Рентгенографический анализ показал, что эти частицы содержат алюминий, кремний, железо, кальций, серу и титан. Есть также некоторые острые частицы, которые напоминают исходный уголь. Данные о том, что 45% частиц исходного угля имели размер больше, чем 10 мкм, позволяют предположить, что большую часть этой фракции могут составлять частицы недогоревшего угля,

265

которые в ходе сгорания коксоугольного вещества только уменьшились немного в размере. Макрочастицы, наблюдаемые на снимке, – это цепные или агломерированные образования более мелких частиц углерода, они имеют размеры от 5 до 10 мкм. Рентгенографический анализ показал, что в этих макрочастицах практически полностью отсутствуют минеральные компоненты. Большая часть этого материала может быть агломератом угольных частиц, которые горели, соединившись вместе [47]. Также возможно, что небольшое количество частиц образовалось уже в выпускном канале двигателя, это в основном агломераты частиц сажи и сконденсировавшиеся пары металлов.

Рис. 9.9. Макрочастицы в отработавших газах дизельного двигателя: крупный план.

Ряд исследователей отмечает, что даже при очень хорошей очистке суммарное количество задержанных частиц оказывается меньшим, чем содержание золы в исходном топливе. На рис. 9.10 приводятся результаты замера содержания твердых частиц в отработавших газах двигателя 1RSA76 фирмы Sulzer [65]. Для сравнения на рис. 9.10 приведены кривые концентрации твердых частиц в отработавших газах, построенные исходя из зольности исходного топлива (сплошные линии). Кривые фактически измеренного количества твердых частиц неизменно располагаются ниже этих значений, несмотря на то, что опыты повторялись многократно, а их

266

результаты отличались хорошей воспроизводимостью (особенно на режимах 50 и 75%-ной нагрузки) [65]. Более низкая концентрация твердых частиц в ходе экспериментальных исследований, возможно, является результатом либо прилипания некоторых частиц к деталям двигателя и стенкам выхлопных трубопроводов, либо выноса их в пространство под поршнем вместе со смазкой цилиндра. Нельзя исключать также того, что более низкое содержание твердых частиц в отработавших газах объясняется тем, что температура горения в двигателе значительно превышает 815°С, стандартную температуру обеззоливания углей (нормы Американского общества по испытанию материалов). При столь высоких температурах оксиды, присутствующие в отработавших газах, теряют содержащийся в них кислород и восстанавливаются до металлов. Не исключено также, что щелочные металлы испаряются с образованием тонкодисперсных твердых частиц, которые, конденсируясь, проходят через фильтр. Подтверждением данного предположения является то, что более высокие концентрации твердых частиц наблюдаются при нагрузках 25...50% (по сравнению с нагрузками 75...90%). Это может быть связано с пониженными температурами горения на режимах низких нагрузок.

Рис. 9.10. Расчетная и экспериментальная интенсивность выбросов твердых частиц с отработавшими газами двигателя 1RSA76.

267

К настоящему времени выполнен ряд исследований по очистке потоков отработавших газов от твердых частиц. Оборудование, используемое для горячей очистки газов, включает в себя барьерные фильтры, фильтры с зернистым слоем, циклоны и электрофильтры. Для эффективного решения проблемы очистки отработавших газов от твердых частиц необходимо решить ряд вопросов, к числу которых относятся: - выбор оптимальных методов очистки и конструкций фильтров для отделения зольных и несгоревших коксоугольных частиц от газового потока исходя из области использования двигателя и предъявляемых к нему экологических требований; - предотвращение повторного вовлечения твердых частиц в газовый поток вследствие колебаний давления в системе очистки; - подбор материалов для изготовления фильтров и фильтрующих оболочек с учетом работы в условиях высоких температур и достаточно агрессивной среды (особенно при использовании некоторых методов снижения токсичности отработавших газов, описанных выше); - организация очистки фильтров в процессе их работы для предотвращения увеличения сопротивления на фильтрующем устройстве в процессе его забивания. Очевидно, методы очистки отработавших газов от твердых частиц должны носить комплексный характер. С одной стороны, это связано с высокой нагрузкой на фильтрующие элементы, а с другой стороны, с тем, что твердые частицы, содержащиеся в выхлопе, имеют бимодальное распределение по размерам и состоят из относительно больших угольных совокупностей (<10 мкм), намного меньших угольных фрагментов и минеральных частиц (>10 мкм). Доля крупной угольной фракции может составлять 20...40% от общей массы макрочастиц выхлопа. В связи с этим затруднительно использовать какой-либо один метод, который позволил бы эффективно отделять от газового потока как достаточно крупные, так и мелкие частицы. На рис. 9.11 показано распределение частиц по размерам в отработавших газах двигателя 7FDL фирмы General Electric [48]. В ходе испытания двигатель работал на ВУС, содержащей очищенный битуминозный уголь с зольностью 0,8% на сухую массу. Аккумуляторная система впрыска с распылителем, оборудованным алмазными вставками, обеспечивала высокий коэффициент выгорания твердого топлива в процессе всего испытания. Двигатель развивал мощность 187 кВт/цил. при частоте вращения 1050 мин -1 .

268

Меньшие частицы золы имели средний размер 3 мкм. Большие частицы, как правило, состояли из несгоревшего коксоугольного вещества и имели средний размер 9 мкм.

Рис. 9.11. Распределение по размерам макрочастиц в отработавших газах двигателя 7FDL фирмы General Electric, модернизированного для работы на ВУС.

На рис. 9.12 показана схема устройства, используемого фирмой General Electric для исследования различных методов очистки отработавших газов угольнотопливного двигателя от твердых частиц. Система очистки состоит из циклона, слоевого, металлического и пористого фильтров. Дополнительный тканевый фильтр для сбора твердых частиц устанавливался на выходе устройства, чтобы определить эффективность очистки отработавших газов тем или иным способом. Для испытаний отбиралась часть потока отработавших газов двигателя 7FDL. Система вентилей позволяла пропускать газовый поток через циклон, фильтр с зернистым слоем или пористый фильтр как по отдельности, так и в различных комбинациях. Газ для анализа отбирался после конечного фильтра. Экспериментальные исследования показали, что циклон позволяет очистить газовый поток практически от всех частиц размером более 5 мкм, основную массу которых составляют непрореагировавшие коксоугольные частицы. В то же время он пропускает большую часть зольных частиц с размером менее 3 мкм (рис. 9.13).

269

Рис. 9.12. Установка для исследования методов очистки отработавших газов двигателя.

Рис. 9.13. Характеристика очистки отработавших газов угольнотопливного двигателя с помощью циклона.

Эффективность очистки с помощью циклона достигает примерно 75%. Учитывая простоту такого способа и минимальное сопротивление газовому потоку, циклон может использоваться для первой ступени очистки и устанавливаться перед фильтром с зернистым слоем или пористым фильтром.

270

Сетчатые фильтры из нержавеющей стали, имеющие несколько размеров пор, позволяют задерживать более 99% частиц, содержащихся в отработавших газах. Однако мелкие зольные и коксовые частицы достаточно быстро забивают поры фильтра, приводя к росту противодавления на выходе. Особенно интенсивно это происходит, если к отработавшим газам добавляется пылевидный сорбент на основе соединений кальция для извлечения из газового потока оксидов серы. Очистка забитых пор может осуществляться импульсной продувкой фильтров сжатым воздухом. Кратковременная продувка фильтрующих элементов позволяет неоднократно понижать сопротивление фильтров до нескольких десятков сантиметров водяного столба (рис. 9.14).

Рис. 9.14. Сопротивление сетчатого фильтра из нержавеющей стали при его импульсной очистке сжатым воздухом.

Применение системы очистки отработавших газов, особенно на транспортных силовых установках, требует простого и надежного устройства с низким сопротивлением и компактными размерами. Так, 12-цилиндровый локомотивный двигатель мощностью 2200 кВт производит приблизительно 4 кг отработавших газов в секунду. При этом противодавление газов на выходе турбонагнетателя не должно превышать 2600 Па (254 мм водяного столба). Устройство должно справляться с высоким выбросом газов в приемлемом диапазоне высоких температур (510°С перед турбиной и 400°С после турбины). Если устройство будет установлено между двигателем и

271

турбонагнетателем, его размер должен быть ограничен, чтобы сохранить приемлемые инерционные качества. Устройство должно быть рассчитано таким образом, чтобы очищать отработавшие газы в течение 50 часов (типичное время одной поездки). В течение этого периода в зависимости от уровня зольности исходного топлива в бункере-накопителе соберется от 130 до 200 кг макрочастиц и сорбентов, используемых для снижения содержания SOx. На рис. 9.15 показано схемное решение системы очистки отработавших газов, которая использовалась в составе силовой установки локомотива, оборудованного 12-цилиндровым двигателем 7FDL фирмы General Electric, работающем на ВУС [39].

Рис 9.15. Схема комплексного фильтрующего элемента для очистки отработавших газов двигателя от окислов серы и твердых частиц.

Двигатель был оснащен аккумуляторной системой впрыска и распылителями с алмазными вставками. Высокое давление впрыска, которое обеспечивала данная система, позволяло эффективно сжигать твердое топливо в ходе всего испытания, которое в общей сложности продолжалось около 1000 часов. В результате было установлено, что выделение NOx и СО сократилось более чем на 90%, а применяемая система очистки отработавших газов, с ис-

272

пользованием сорбентов, позволяла снизить содержание двуокиси серы на 85%. Принципиальная схема системы снижения токсичности и очистки угольнотопливного дизеля, работающего в составе дизель-электростанции, показана на рис. 9.16. Она включает в себя высокотемпературный циклонный уловитель, предохраняющий турбонагнетатель; повторный дожиг после турбонагнетателя; парогенератор рекуперации тепла; распыление сорбента (гашеная известь для SO2 аммиак для NOx) при 150°С; пористый фильтр для конечной очистки от частиц и сорбентов, поглотителей NOx, и SO2; вытяжной вентилятор, обеспечивающий гарантированный выброс газов через дымовую трубу. Ожидаемая характеристика этих устройств представлена в табл. 9.6 [47].

Рис. 9.16. Очистка выхлопа угольнотопливного дизеля для комбинированной выработки энергии.

В другой конфигурации возможно размещение повторного дожига перед турбонагнетателем. Как уже отмечалось, повторный дожиг эффективен как для сокращения содержания NOx, так и макрочастиц. Использование природного газа для повторного дожига разбавит продукты сгорания и понизит концентрацию вредных веществ примерно на 20%. Деструкция NOx в факеле повторного обжига может доходить до 50%. Кроме того, следует ожидать дальнейшего выгорания угольных частиц, полное сокращение содержания которых может достигать 36%. Понижение SO2 происходит путем распыливания гашеной извести с использованием пористых фильтров для сбора частиц. Пористые фильтры в свою очередь увеличивают

273

контактную поверхность реакции между аммиаком и углеродосодержащими частицами, которые могут быть каталитически активны для этой реакции. Таблица 9.6.

Предварительные характеристики системы управления выбросами угольнотопливной дизельной электростанции мощностью 5 МВт

Элемент системы управления выбросами Циклон (включая золоудаление) Повторный дожиг Низкотемпературное распыление извести Пористый фильтр и впрыск NН3 (включая золоудаление)

Твердые частицы, г/(кВт×ч) снидо после жение, %

SО2, г/(кВт×ч) до

NOx, г/(кВт×ч)

снипосле жение, %

до

снипосле жение, %

0,97 0,45

0,45 0,28

54 36

1,03 1,03

1,03 0,83

0,00 20

1,55 1,55

1,55 0,62

0,00 60

0,28

1,64

––

0,83

0,65

20

0,62

0,62

0,00

1,64

0,02

98,8

0,65

0,32

50

0,62

0,39

38

*** Изложенные выше соображения позволяют считать, что сжигание угольного топлива в поршневых двигателях может осуществляться без негативного воздействия на окружающую среду. Разработка же приемлемых методов очистки отработавших газов приведет к тому, что силовые установки с двигателями, работающими на ВУС, будут загрязнять окружающую среду меньше, чем используемые в настоящее время двигатели на дизельном топливе.

274

Глава 10 Слоевое сжигание твердых топлив в поршневых ДВС 10.1. Метод циклической газификации твердого топлива в рабочем пространстве поршневого двигателя. В 1993 году американским изобретателем Джозефом Фиреем (Joseph С. Firey) был предложен принципиально новый метод сжигания твердых топлив в рабочем пространстве ДВС – путем продувки воздушного заряда через слой разогретого топлива [24]. Сразу же следует отметить, что разработанная Фиреем конструкция имеет ряд существенных недостатков, которые вряд ли позволят с ее помощью эффективно использовать твердые топлива в ДВС. Основная заслуга изобретателя состоит в том, что он впервые предложил изменить подход к принципу получения рабочего тела для осуществления термодинамического цикла. На протяжении достаточно длительного времени основное внимание исследователей было направлено на сжигание мелкораспыленного угольного топлива в объеме воздушного заряда. Фирей предложил получать генераторный газ, а затем и продукты полного сгорания в рабочем пространстве двигателя путем продувки воздушного заряда через слой топлива, разогретого до температуры активации окислительно-восстановительных реакций. Сущность предложенного метода иллюстрируется на рис. 10.1. Воздух заполняет цилиндр двигателя в процессе газообмена с окружающей средой. Твердое топливо, предварительно разогретое до температуры около 1000°С, находится в специальном выносном реакторе, который через систему каналов соединяется с рабочим пространством двигателя. В результате сжатия воздушного заряда в рабочем цилиндре происходит перераспределение первоначальной массы заряда между сообщающимися с рабочим цилиндром объемами. Вследствие этого часть воздуха по специальному каналу поступает в первичную камеру реактора, далее заряд проходит через слой топлива и попадает во вторичную камеру. При этом кислород воздуха вступает в ряд последовательных реакций с разогретым топливом. Толщина разогретого слоя и распределение в нем температур подобраны таким образом, что на выходе из слоя образуется генераторный газ, который и заполняет вторичную камеру реактора. При движении поршня в рабочем цилиндре от ВМТ к НМТ генераторный газ из вторичной камеры реактора поступает в рабочий цилиндр двигателя. При этом он может снова проходить через слой топлива или непосредственно поступать в рабочий цилиндр двигателя. В результате повторного прохождения газа через слой

375

топлива образуется дополнительное количество горючих компонентов. Движение газовых потоков управляется посредством специальных органов газораспределения. В рабочем цилиндре генераторный газ смешивается с непрореагировавшим кислородом воздуха первичной камеры, образуя горючую смесь, которая воспламеняется с помощью электрической искры или путем впрыска запального топлива. Под действием давления со стороны продуктов сгорания поршень совершает рабочий ход.

Рис. 10.1. Схема двигателя со слоевым сжиганием топлива путем циклической газификации и дожиганием генераторного газа.

Как уже отмечалось, описанному выше методу присущ ряд существенных недостатков, а именно: - в процессе сжатия часть воздуха, проходя через слой разогретого топлива и вступая с ним в реакцию, значительно нагревается, что приводит к более резкому росту давления. В результате этого увеличивается отрицательная работа сжатия; - процесс сгорания топлива протекает через целый ряд промежуточных реакций, в которых не только выделяется, но и поглощается теплота, в результате чего значительная ее часть теряется; - истечение генераторного газа из вторичной камеры реактора и образование горючей смеси продолжается в течение всего процесса расширения. В результате этого подвод теплоты растягивается на весь рабочий ход, что приводит к увеличению температуры отрабо-

376

тавших газов, снижает эффективность использования теплоты, делает невозможным работу двигателя по наиболее рациональным термодинамическим циклам. Несмотря на перечисленные недостатки, слоевой метод сжигания твердого топлива имеет хорошие перспективы к применению в твердотопливных ДВС. Топливо, которое находится в слое с достаточно высокой начальной температурой, практически сразу вступает в окислительно-восстановительные реакции, что позволяет при продувании воздухом избежать подготовительных стадий прогрева частиц. Это, в свою очередь, позволяет сократить время протекания предпламенных процессов. Указанные обстоятельства приводят к значительному увеличению скорости протекания реакций и более эффективному использованию топлива. Таким образом, слоевое сжигание, при условии усовершенствования метода, имеет ряд существенных преимуществ перед объемным сжиганием. 10.2. Процесс слоевого сжигания твердого топлива в ДВС путем принудительной продувки слоя. Для снижения затрат работы на сжатие воздушного заряда продувку слоя целесообразно производить не в течение всего процесса сжатия, а только когда рабочий поршень находится в непосредственной близости от ВМТ. Для этого реактор должен быть дооборудован специальным вытеснительным устройством, которое позволяет производить продувку слоя разогретого топлива принудительно. При этом управление потоками газов внутри рабочего пространства осуществляется путем перераспределения объемов между первичной и вторичной камерой топочного устройства по заранее заданному закону [23]. Такой способ управления газовыми потоками и термодинамическими процессами широко используется в двигателях Стирлинга, где он себя достаточно хорошо зарекомендовал [27]. Установка в реакторе дополнительного вытеснительного поршня позволяет не только ограничить попадание воздушного заряда в слой топлива на такте сжатия, но и управлять процессом подвода теплоты к рабочему телу в период, когда рабочий поршень находится в ВМТ, а также в ходе процесса расширения. При этом двигатель, оборудованный реактором для слоевого сжигания твердого топлива, может полностью или частично сохранять способность работать на жидком топливе. Изложенный выше подход позволяет не только избавиться от большинства недостатков, свойственных рассмотренному ранее методу циклической газификации, но и получить существенные преимущества в организации рационального сжигания твердого топлива.

377

Схема двигателя, оборудованного реактором для слоевого сжигания твердого топлива путем принудительной продувки, показана на рис. 10.2, а его работа на рис. 10.3. В зависимости от организации газообмена с окружающей средой данный способ применим как к двух- так и четырехтактным двигателям.

Рис. 10.2. Схема устройства для подвода теплоты к рабочему телу путем принудительной продувки воздушного заряда через слой горящего топлива: 1 – рабочий цилиндр двигателя; 2 – соединительный канал вытеснительной камеры реактора и рабочего цилиндра; 3 – запорное устройство; 4 – первичная (вытеснительная) камера реактора; 5 – вторичная (топочная) камера реактора, заполненная разогретым топливом; 6 – топливоподающее устройство; 7 – устройство для удаления золы; 8 – соединительный канал топочной камеры реактора и рабочего цилиндра; 9 – запорное устройство; 10 – механический вытеснитель воздуха; 11 – шток привода вытеснителя; 12 – соединительный канал между вытеснительной и топочной камерами реактора.

В общем виде работа двигателя выглядит следующим образом: Воздух заполняет рабочий цилиндр 1 через органы газораспределения. На такте сжатия, под действием поршня в рабочем цилиндре 1, воздух вытесняется в первичную (вытеснительную) камеру реактора 4 по специальному каналу 2, снабженному запорным устройством 3, которое на такте сжатия остается открытым. К концу сжатия в первичной камере 4 сосредотачивается весь воздух или его определенная часть.

378

Топочная камера представляет собой теплоизолированный контейнер, часть которого заполнена твердым топливом. Топливо, с помощью специального устройства (на рисунке не показано), предварительно разогрето до температуры активации реакций между горючими компонентами и кислородом воздуха. Эта часть представляет собой вторичную (топочную) камеру реактора 5.

Рис. 10.3. Рабочий цикл поршневого двигателя со слоевым сжиганием твердого топлива методом принудительной продувки: а – процесс сжатия; б – подвод теплоты; в – рабочий ход; г – процесс газообмена рабочего цилиндра с окружающей средой.

379

Кроме емкости для топлива, вторичная камера 5 оснащена устройством 6 для его подачи в контейнер и устройством для удаления золы 7. Конструкция этих устройств должна обеспечивать герметичность реактора на такте сжатия и рабочего хода. Вторичная камера 5 сообщается с рабочим цилиндром 1 посредством специального канала 8, снабженного запорным устройством 9, с приводом от коленчатого вала двигателя (на рисунке не показано). Также в канале может быть установлено устройство для очистки продуктов сгорания или генераторного газа (на рисунке не показано). Вторая часть реактора отделена от первой вытеснительным поршнем (вытеснителем) 10. Вытеснитель приводится от двигателя через шток 11. Свободная от вытеснителя и твердого топлива часть пространства реактора образует первичную (вытеснительную) камеру 4, где и накапливается воздух в процессе сжатия. При этом во время сжатия в реакцию с топливом вступает лишь незначительная часть воздуха, равная объему свободного пространства между частицами топлива. В процессе сжатия воздуха рабочим поршнем 1, вытеснитель 10 остается неподвижным (рис. 10.3а). Когда поршень в рабочем цилиндре 1 на такте сжатия достигает ВМТ, запорное устройство 3 канала первичной камеры 4 закрывается, а запорное устройство 9 вторичной камеры 5 открывается (рис. 10.3б). В то же время начинает перемещаться вытеснитель 10, уменьшая объем первичной камеры реактора 4 и увеличивая объем вторичной камеры 5. Обе камеры реактора сообщаются между собой посредством специального соединительного канала 12 таким образом, что воздух, вытесненный из первичной камеры 4, проходит через слой разогретого топлива и заполняет освобождаемое вытеснителем 10 пространство. При прохождении через слой топлива кислород воздуха вступает в реакции с горючими компонентами. При этом конечным продуктом реакций может быть как генераторный газ, так и чистые продукты сгорания. Последнее, в значительной степени, зависит от толщины слоя топлива и от распределения в нем температур. Выделившаяся в ходе реакций теплота частично расходуется на поддержание температурного режима слоя топлива, а основная часть – на увеличение внутренней энергии продуктов сгорания. Это, в свою очередь, приводит к росту давления в реакторе и в рабочем цилиндре 1. Далее продукты сгорания по каналу 8, соединяющему вторичную камеру реактора 5 с рабочим цилиндром двигателя 1, через открытое запорное устройство 9 попадают в рабочий цилиндр 1, где при ходе поршня от ВМТ до НМТ совершают полезную работу (рис. 10.3в).

380

Затем продукты сгорания, через органы газораспределения двигателя, удаляются, после чего цикл повторяется (рис. 10.3г). Поскольку все объемы двигателя и реактора между собой постоянно сообщаются, то и давление, соответственно, во всех объемах увеличивается примерно одинаково (если не учитывать газодинамическое сопротивление каналов). По этой причине на привод вытеснителя не потребуется значительных затрат энергии. Для успешной реализации рабочего процесса в твердотопливном поршневом двигателе (ТТПД) необходимо, чтобы выполнялись два основных условия: - тепловая инерционность слоя должна быть достаточной для поддержания твердого топлива в активированном состоянии в период между продувками; - скорость протекания гетерогенных реакций в условиях топочного устройства реактора ТТПД, должна быть достаточная для того, чтобы во временных промежутках, отводимых на продувку слоя, обеспечивался эффективный подвод теплоты к рабочему телу. Впервые исследование процесса сгорания твердого топлива слоевым методом с принудительной продувкой проводилось в Украинском государственном морском техническом университете. Экспериментальная часть исследования была выполнена на макетном образце ТТПД, основой которого послужил поршневой двигатель 1Ч 5,1/4 [1, 3-5]. Компоновочная схема экспериментального двигателя показана на рис. 10.4. На рис 10.5 показан общий вид установки, а в табл. 10.1 приводятся ее основные параметры. Таблица 10.1.

Основные параметры экспериментального двигателя со слоевым сжиганием твердого топлива методом принудительной продувки Параметр Диаметр рабочего цилиндра, см Ход рабочего поршня, см Рабочий объем, см3 Диаметр вытеснительной камеры, см Ход вытеснительного поршня, см Объем вытеснительной камеры, см3 Мертвый объем (объем соединительных каналов), см3 Объем топочной камеры, см3 Коэффициент заполнения топочной камеры Степень сжатия геометрическая Степень сжатия реальная Принудительная частота вращения, мин-1 * в зависимости от типа топочного устройства. ** в зависимости от размеров используемого топлива.

381

Значение 5,1 4,0 81,7 3,0 1,4 9,9 0,8…1,2* 8 0,6…0,8** 8,36…8,63* 5,3…7,3(*)** 120…500

Рис. 10.4. Компоновочная схема экспериментальной установки. 1 – рабочий поршень; 2 – топочное устройство; 3 – вытеснительный поршень (вытеснитель); 4 – датчик давления; 5 – клапан газораспределения; 6 – коромысла привода клапанов и вытеснителя; 7 – толкатель привода вытеснителя; 8 – кулачек привода вытеснителя; 9 – головка цилиндра; 10 – штанга толкателя; 11 – базовый двигатель.

Головка цилиндра экспериментального двигателя имела клапанный механизм газораспределения с приводом от расположенного в картере кулачкового вала, а также съемное топочное устройство, что позволяло одну и ту же головку использовать для проведения экспериментов с разными типами топочных камер. Испытывалось два варианта топочного устройства: одно с вертикальной шахтой для топлива, другое – с горизонтальной. В первом случае топливо на колосниковой решетке удерживалось под собственным весом, во втором – колосниковая решетка ограничивала попадание частиц топлива в соединительный канал с рабочим цилиндром. Кроме механиз382

ма газораспределения в головке размещалась вытеснительная Камера реактора с расположенным в ней вытеснительным поршнем и механизм привода вытеснителя (рис. 10.6). Кулачковый вал привода вытеснителя с помощью двухрядной цепи приводился от коленчатого вала двигателя.

Рис. 10.5. Экспериментальная установка для исследования процесса слоевого сжигания твердого топлива с принудительной продувкой слоя.

В рассматриваемой конструкции управление газовыми потоками осуществлялось за счет вытеснительного поршня, который дополнительно выполнял функции золотника. Такое решение позволило не только упростить конструкцию, но и сократить длину соединительных каналов. Последнее обстоятельство особенно важно для уменьшения потерь тепла в канале, по которому горячие продукты сгорания возвращаются в рабочий цилиндр, так как небольшие размеры установки не позволили сделать необходимую теплоизоляцию этого канала.

383

Рис. 10.6. Головка цилиндра с вытеснителем (a) и привод вытеснителя (б).

Схема экспериментальной установки с золотниковым управлением газовыми потоками показана на рис. 10.7. В общем виде рабочий процесс экспериментального двигателя выглядит следующим образом: воздух, сжимаемый рабочим поршнем, перетекает по каналу А в вытеснительную камеру реактора. При приближении рабочего поршня к ВМТ, вытеснитель начинает подниматься вверх, перекрывая канал А и заставляя воздух из вытеснительной камеры перетекать в топочную по каналу С. Здесь воздух проходит через разогретый слой топлива, в результате чего кислород вступает в реакцию с углеродом с образованием продуктов сгорания. Далее продукты сгорания заполняют пространство, освобождаемое вытеснителем, и по каналу В поступают в рабочий цилиндр, где, расширяясь, совершают полезную работу. Чтобы уменьшить аэродинамическое сопротивление слоя, в экспериментах использовалось топливо с узкофракционным распределением частиц по размерам. Для основной серии исследований частицы топлива были получены путем просеивания на сите со стороной ячейки 2 мм и отсеивания через сито со стороной ячейки 1 мм. Обе топочные камеры для простоты конструкции не имели топливоподающих и шлакоудаляющих устройств. В связи с этим выгорание топлива в топочной камере приводило к росту мертвого объема, что серьезно искажало результаты исследования. Поэтому все данные снимались в течение первых нескольких десятков секунд после приведения установки в действие. Чтобы исключить шлакование колосниковой решетки, для экспериментов использовался нефтяной кокс, который при низшей теплоте сгорания в 35 МДж/кг имел зольность

384

около 0,3...0,5%. Разогрев твердого топлива до температуры активации окислительно-восстановительных реакций осуществлялся с помощью электрической спирали, которая располагалась в корпусе топочного устройства и имела прямой контакт с топливом. Это позволяло ускорить прогрев топлива до температуры активации. Внутри все топочные камеры имели керамический корпус, который служил одновременно теплоизолятором топочного объема и электрическим изолятором.

Рис. 10.7. Принципиальная схема экспериментальной установки с золотниковым управлением газовыми потоками. Vраб – объем рабочего цилиндра; Vвыт – объем вытеснительной камеры; Vтоп – объем топочной камеры; А – канал между рабочим цилиндром и вытеснительной камерой; В – канал между топочной камерой и рабочим цилиндром; С – канал между вытеснительной и топочной камерами.

10.3. Протекание рабочего процесса в ТТПД с принудительной управляемой продувкой слоя. Несмотря на общее сходство в протекании процессов в ТТПД и ДВС, имеются некоторые различия, в частности, в протекании термодинамических процессов сжатия и подвода теплоты, а также технологических процессах подачи топлива в топочную камеру реактора и отвода зольных остатков.

385

10.3.1. Процесс сжатия. С одной стороны, наличие достаточно длинных соединительных каналов между различными объемами рабочего пространства двигателя приводит к значительным потерям воздушным зарядом первоначальной теплоты. Это, в свою очередь, ведет к снижению температуры и давления в конце сжатия. С другой стороны, в процессе сжатия концентрация кислорода во всех объемах двигателя возрастает, вследствие чего определенная его часть из рабочего цилиндра поступает и заполняет свободное пространство между частицами разогретого топлива в топочной камере реактора. При этом кислород вступает в химическое взаимодействие с горячими частицами топлива, в результате чего к рабочему телу подводится некоторое количество теплоты. Поскольку все объемы двигателя между собой сообщаются, дополнительный подвод теплоты приводит к более резкому росту давления и температуры во всем рабочем пространстве ТТПД. Оба фактора в какой-то мере друг друга компенсируют, однако при определенных условиях каждый из них может оказывать преобладающее воздействие. Если проанализировать особенности протекания термодинамического цикла ТТПД, можно прийти к выводу, что снижение температуры вследствие отвода части теплоты от воздушного заряда не только не скажется на эффективности рабочего процесса, но и приведет к снижению затрат механической энергии на сжатие воздушного заряда. В отличие от дизельных двигателей, где активация процесса сгорания осуществляется за счет теплоты воздушного заряда, и двигателей с искровым зажиганием, где температура заряда оказывает существенное влияние на качество смесеобразования, в ТТПД температура заряда в конце сжатия не играет столь решающей роли. Активация процесса горения в таком двигателе происходит не за счет теплоты воздушного заряда, а за счет теплоты, аккумулированной слоем топлива, а смесеобразование в обычном понимании этого термина вообще отсутствует. Температура воздуха на входе в слой может быть достаточно низкой без всякого ущерба для полноты выгорания топлива. Таким образом, в ТТПД вполне целесообразно отводить часть тепла от воздушного заряда в процессе его сжатия, приближая тем самым этот процесс к изотермическому. Для отвода теплоты воздух при перетекании из рабочего цилиндра в вытеснительную камеру может проходить через специальный теплообменник или охлаждаться путем распыливания воды в объеме воздушного заряда. Интересно отметить, что последний способ охлаждения воздушного заряда рассматривался Р. Дизелем в его первоначальном патенте [11, 12]. В ходе экспериментального исследования, проводимого на малоразмерном двигателе, охлаждение заряда осуществлялось за счет

386

большой теплоемкости головки блока цилиндров. Для этого сама головка, в которой располагается канал для перетекания воздуха из рабочего цилиндра в вытеснительную камеру, была выполнена достаточно массивной. Поскольку каждое испытание длилось сравнительно короткое время, а активация слоя не производилась (серия опытов, в которых слой оставался холодным), большая масса металла, прилегающего к каналу, обеспечивала достаточно эффективный отвод тепла, особенно на начальной стадии процесса сжатия, когда плотность теплового потока оставалась сравнительно небольшой. Для сокращения утечек заряда через поршневые кольца при данной серии экспериментов маслосъемное кольцо было заменено сплошной резиновой манжетой. На рис. 10.8, 10.9 представлена расшифровка полученных рφ осциллограмм, сделанная по результатам пяти различных серий испытаний. При проведении данной серии экспериментов продувка слоя не производилась. Для этого привод вытеснителя отключался, а сам вытеснитель фиксировался в положении, соответствующем максимальному объему вторичной камеры. Это позволило получить данные о протекании процесса сжатия без влияния продувки (при подключенном приводе вытеснителя продувка начиналась еще до прихода поршня в ВМТ, в результате чего на процесс сжатия накладывался процесс подвода теплоты).

Рис. 10.8. Процесс сжатия в экспериментальном двигателе при деактивированном слое. 1 – линия сжатия, построенная по результатам 5 экспериментов; 2 – расчетное значение линии сжатия по давлению в конце процесса; 3 – расчетная линия сжатия, построенная исходя из равенства работ, затрачиваемых на сжатие заряда.

387

Кроме экспериментально полученной линии сжатия на графиках показаны расчетные зависимости изменения давления, вычисленные по стандартной методике, исходя из среднего значения показателя политропы. Кривые 2 и 3 рассчитаны исходя из геометрической степени сжатия 5,24, что соответствует реальной степени сжатия в экспериментальном двигателе с учетом момента закрытия впускного клапана и плотности засыпки слоя топлива (последняя определялась гидравлическим методом). Кривая 2 построена исходя из условия равенства максимального значения давления в конце сжатия, полученного экспериментальным и аналитическим методом. Показатель политропы аналитически полученной зависимости равен 1,15. Кривая 3 построена исходя из условия равенства величины механической работы, необходимой на осуществление процесса сжатия. Показатель политропы в этом случае равен 1,1. Значительное влияние на величину показателя политропы оказывало и то, что все элементы двигателя в процессе проведения испытания оставались холодными. Полученные данные указывают на то, что в ходе сжатия с интенсивным отводом теплоты текучее значение показателя политропы в ТТПД изменяется в более широких пределах, чем в обычных ДВС. Можно отметить следующие тенденции. В начале процесса сжатия плотность теплового потока и температура изменяются незначительно. Это связано с тем, что газовый поток, проходя через соединительный канал, успевает отдать значительную часть своей теплоты. При увеличении плотности потока, несмотря на возрастание температуры и увеличение теплового градиента, скорость теплообмена оказывается недостаточной для эффективного отвода тепла от газового потока. В связи с этим линия изменения давления начинает резко возрастать, приближаясь к аналитически полученной кривой. Из-за перераспределения массы воздушного заряда между объемами двигателя в процессе сжатия часть воздуха попадает во внутрислойное пространство между частицами топлива. При этом кислород воздуха вступает в окислительно-восстановительные реакции с выделением теплоты, что приводит к непродуктивному выгоранию топлива и более интенсивному возрастанию давления. На рис. 10.9. показана закономерность изменения давления в ходе процесса сжатия с активированным слоем топлива. В остальном условия эксперимента те же, что и в предыдущем случае. С учетом подводимой теплоты кривая 3, построенная из условия равенства затрат механической работы на процесс сжатия, имеет показатель политропы 1,255, в то время как кривая 2, построенная исходя из условия равенства давлений конца сжатия, име-

388

ет показатель политропы 1,32. Это указывает на то, что в рассматриваемых условиях процесс охлаждения заряда преобладает над процессом подвода теплоты в слое. В более ранних экспериментах с топливом более крупных размеров наблюдалось преобладающее воздействие на изменения давления процесса подвода теплоты за счет выгорания топлива в слое [1]. Таким образом, плотность засыпки слоя, а также размеры топочной камеры оказывают существенное влияние на протекание процесса сжатия в ТТПД. В целом, подвод теплоты в процессе сжатия приводит к более интенсивному росту давления.

Рис. 10.9. Процесс сжатия в экспериментальном двигателе при активированном слое. 1 – линия сжатия, построенная по результатам 5 экспериментов; 2 – расчетное значение линии сжатия по давлению в конце процесса; 3 – расчетная линия сжатия, построенная исходя из равенства работ, затрачиваемых на сжатие заряда.

Более объективный расчет процесса сжатия с подводом теплоты во внутреннем пространстве слоя может быть выполнен по методике, изложенной в работе [1]. Данная методика позволяет, учитывая баланс теплоты как самого заряда, так и подводимой к нему теплоты, определять текущее значение показателя политропы на дискретном участке перемещения поршня. Заброс воздуха в слой на такте сжатия является паразитным фактором, в связи с чем при разработке конструкции реактора необходимо принимать комплекс мер для сокращения непродуктивного выгорания топлива.

389

Как показывают произведенные расчеты, существенное влияние на процесс сжатия оказывает плотность засыпки слоя топлива, а также соотношение начальных объемов вытеснительной камеры реактора к топочной. При этом уменьшение плотности засыпки и увеличение объема топочной камеры ведет к возрастанию потерь на сжатие и непродуктивному выгоранию топлива. Влияние плотности засыпки слоя и степени сжатия на показатель политропы сжатия показано на рис. 10.10. На рис. 10.11 приведена зависимость давления конца сжатия от плотности засыпки топлива в реакторе ТТПД и от степени сжатия в двигателе. Как видно из рисунка, данная зависимость носит линейный характер. На основании анализа, приведенного в работе [1], можно определить некоторые пути снижения непродуктивного выгорания топлива в процессе сжатия.

Рис. 10.10. Зависимость показателя политропы сжатия от плотности засыпки слоя.

390

Рис. 10.11. Зависимость давления в конце сжатия от плотности засыпки слоя и степени сжатия.

Сократить потери можно несколькими способами. Один из них – увеличить плотность топливного слоя. Это приведет к сокращению объема свободного пространства между частицами топлива – Vтоп. Вместе с тем рост плотности ведет к повышенному аэродинамическому сопротивлению слоя топлива, которое в значительной степени зависит от геометрических параметров топочного устройства. Последнее обстоятельство предоставляет некоторую свободу при выборе конкретной конструкции. Второй путь – увеличить плотность топлива путем создания «вскипающего» слоя. При достижении потоком рабочего тела определенной скорости движения такой слой переходит в псевдокипящее состояние, что приводит к резкому уменьшению сопротивления. В остальных случаях, в том числе и на такте сжатия, частицы топлива под собственным весом укладываются достаточно плотно на колосниковую решетку топочного устройства реактора. Третий путь – рационально использовать сопряженные с топочным пространством «мертвые объемы» двигателя. В частности, распределить «мертвые объемы» прилегающих каналов так по отношению к топочному устройству, чтобы на такте сжатия в топочное устройство поступал не свежий заряд, а остаточные газы из соединительных каналов, которые содержат значительно меньше кислорода.

391

В результате этого предварительное горение будет протекать менее интенсивно. Четвертый путь – установить дополнительное запорное устройство, которое в ходе сжатия будет ограничивать доступ воздушного заряда в топочную камеру реактора. Такой путь может оказаться наиболее рациональным, однако его использование ведет к усложнению конструкции как самого реактора, так и двигателя в целом. 10.3.2. Процесс подвода теплоты. Как показывает анализ, действующие в ТТПД факторы: повышенные давление и температура, высокая концентрация реагирующих веществ, принудительная продувка слоя топлива – ведут к ускорению окислительно-восстановительных реакций. В свою очередь, это способствует более эффективному выгоранию топлива в условиях реактора ТТПД. В то же время все известные исследования слоевого сжигания относились в основном к режимам со стационарной продувкой слоя. Поэтому прежде чем говорить о возможности и эффективности слоевого сжигания твердых топлив в ДВС, необходимо выяснить, как будет протекать горение в слое при его импульсной продувке. Это особенно важно, так как в паузах между продувками происходит остывание слоя, что может в принципе привести к снижению энергии активации частиц топлива и полному прекращению процесса горения. В значительной степени потеря слоем активности зависит не только от времени паузы между продувками, но и от качества теплоизоляции топочной камеры, параметров самого слоя и ряда других факторов. В топочном устройстве ТТПД время активной продувки слоя может быть меньше времени паузы в 12...25 раз для четырехтактных двигателей и в 6...12 раз для двигателей, работающих по двухтактному циклу. Уже предварительные результаты испытаний, выполненных на экспериментальной установке (рис. 10.5), показали, что скорость сгорания угольного топлива в режиме принудительной продувки достаточна для эффективного подвода теплоты к рабочему телу в рабочем процессе двигателя. Остывание слоя не происходило даже при минимальной частоте вращения вала двигателя (120 мин-1). Таким образом, было установлено, что инерционность слоя позволяет поддерживать его в активированном состоянии даже тогда, когда время паузы между продувками в десять раз меньше времени самой продувки. При увеличении частоты вращения до 480 мин-1 наблюдалось возрастание температуры в топочной камере реактора, что указывает на увеличение скоростей реакций в слое. На рис. 10.12 приведены осциллограммы изменения давления в рабочем цилиндре без подвода теплоты (а) и для режима продувки,

392

соответствующего изобарному подводу теплоты (б). На рис. 10.13 представлены результаты расшифровки приведенных выше осциллограмм, а на рис. 10.14 представлен фрагмент pV диаграммы для рассматриваемого процесса.

Рис. 10.12. Изменение давления в цилиндре ТТПД без подвода теплоты к рабочему телу (а) и для режима продувки, соответствующего изобарному подводу теплоты (б).

Результаты расшифровки осциллограмм показывают, что при горении твердого топлива в топочном устройстве ТТПД подвод теплоты происходит практически изобарно на участке 180...220° по у.п.к. Использовавшиеся средства измерения не позволили отследить изменение давления в цилиндре вплоть до открытия выпускного клапана двигателя. Однако во время проведения экспериментов с горением топлива в топочном устройстве прослушивались сверхзвуковые хлопки при открытии выпускного клапана, являющиеся свидетельством того, что давление, при котором открывался выпускной клапан, было не менее 0,182 МПа. Для того чтобы избежать погрешностей, связанных с утечкой заряда, степень сжатия установки при данной серии экспериментов была ограничена в пределах 4,3...4,6. Это не позволило добиться от двигателя самостоятельной работы ввиду малой величины индикаторной мощности, которая составила около 50 Вт, однако позволило получить достаточно объективную информацию о происходящих в цилиндре двигателя процессах. Описанные выше исследования, несмотря на ограниченное количество полученных данных, тем не менее, позволяют ответить на ряд основных вопросов, связанных с реализацией слоевого сжигания в поршневых двигателях. Их результаты свидетельствуют о том, что рабочий процесс твердотопливного поршневого двигателя обладает положительным балансом работы, что подтверждает его

393

работоспособность. Процесс воспламенения и горения топлива происходит устойчиво в большом диапазоне изменения режимов продувки, которые позволяют реализовать рабочий процесс с использованием слоевого сжигания в мало- и среднеоборотных, а в перспективе и в высокооборотных двигателях.

Рис. 10.13. Подвод теплоты в экспериментальном ТТПД. 1 – слой не активирован; 2 – слой активирован.

Рис. 10.14. Фрагмент свернутой рV – диаграммы рабочего процесса в экспериментальном двигателе.

394

10.3.3. Влияние режима продувки слоя на характер подвода теплоты в термодинамическом цикле. Особенность подвода теплоты, связанная с принудительной продувкой слоя, позволяет организовать в ТТПД различные термодинамические циклы, реализуемые в обычных ДВС, и специальные [5]. Основным фактором, который влияет на характер подвода теплоты, является соотношение фаз перемещения вытеснительного поршня относительно рабочего. Поскольку перемещение рабочего поршня происходит по уже определенной зависимости, то задача сводится к определению закона перемещения вытеснительного поршня. При рассмотрении как идеальных, так и реальных процессов (кроме изохорного), количество теплоты, подведенной к рабочему телу, определяется количеством кислорода, прошедшего через слой разогретого топлива. В ходе перемещения рабочего поршня концентрация кислорода во всех объемах двигателя изменяется. Следовательно, на каждом дискретном отрезке вытеснитель должен перемещаться по отношению к рабочему поршню, с учетом изменения объемной концентрации кислорода. Приняв следующие допущения: кислород воздуха, проходящий через слой топлива, расходуется на окислительные реакции полностью; температура и давление в процессе подвода теплоты изменяются равномерно во всем объеме рабочего тела, определим характер перемещения вытеснителя для обеспечения различных способов подвода теплоты.

Рис. 10.15. Расчетная схема для определения величины перемещения вытеснителя для обеспечения заданного закона подвода теплоты.

395

При изменении внутреннего объема цилиндра под действием рабочего поршня происходит изменение концентрации кислорода, в том числе и в топочном устройстве. Таким образом, при изобарном и изотермическом подводе теплоты необходимо учитывать изменение плотности воздушного заряда. Изменение плотности на участке ∆Vраб можно определить исходя из рис. 10.15. Поскольку текущее значение объема есть функция расстояния, пройденного поршнем в зависимости от угла поворота коленчатого вала, для центрального кривошипно-шатунного механизма можно записать: ⎞ ⎛ λ ⎡ ⎤ ∆Vраб = ⎜⎜Va − ⎢(1 − cos ϕ) + (1 − cos 2ϕ) ⎥ rS раб ⎟⎟ + Vвыт + Vтоп + Vмертв 4 ⎣ ⎦ ⎠ ⎝

где r – радиус кривошипа; φ – угол поворота коленчатого вала; λ – постоянная кривошипно-шатунного механизма; Sраб – площадь рабочего поршня; Vа – полный объем рабочего цилиндра; Vвыт, Vтоп, Vмертв, – объем вытеснительной топочной камер и мертвого пространства соответственно. Если определен характер подвода теплоты к рабочему телу, а также параметры состояния рабочего тела Т1, р1 при Vраб1, определим количество топлива с низшей теплотой сгорания Hu, которое необходимо сжечь, чтобы подвести на дискретном отрезке [Vраб1, Vраб2] необходимое количество теплоты. Для изохорного процесса v −const mтопл =

Hu lзар

Vраб 2 Vраб 1

сv (T2 − T1 )

;

(10.1)

для изобарного процесса Hu

р −const mтопл =

lзар

Vраб 2 Vраб 1

⎛ Va c pT1 ⎜ ⎜ Vраб 2 + Vтоп + Vвыт ⎝

⎞ ⎟ ⎟ ⎠

;

(10.2)

для изотермического процесса Hu

t −conct mтопл =

lзар

Vраб 2 Vраб 1

p1 ln

Vраб 2

,

(10.3)

Vраб1

где lзар – масса воздушного заряда, участвующего в процессе горения на участке [Vраб1,Vраб2], которая равна: 396

lзар

V раб 2 Vраб 1

= (ρ1 + ∆ρ) × (Vраб1 − Vраб 2 ) ,

где ∆ρ – изменение плотности воздушного заряда в процессе уменьшения объема рабочего двигателя от Vраб1 до Vраб2; ρ1 и Т1 – плотность заряда и температура соответственно при Vраб1; Vа – полный объем рабочего пространства двигателя; сv и ср – изохорная и изобарная теплоемкость рабочего тела соответственно. Зная массу топлива, которую необходимо сжечь, а также учитывая теоретически необходимое количество воздуха, необходимое для сжигания 1 кг твердого топлива L0, можно определить объем воздуха, который нужно пропустить через слой для получения заданного закона подвода теплоты. Через этот объем можно найти величину хода вытеснительного поршня hвыт на дискретном участке [Vраб1, Vраб2] Vраб 2

hвыт V

раб 1

=

mтопл × L0 , S выт

(10.4)

где Sвыт – площадь вытеснительного поршня. Для определения дискретного перемещения вытеснительного поршня в выражение (10.4) необходимо подставить значение mтопл, соответствующее выбранному процессу подвода теплоты (10.1-10.3). Определив необходимое перемещение вытеснительного поршня, можно перейти к установлению параметров приводного механизма вытеснителя. В спроектированной экспериментальной установке (рис. 10.6) был применен кулачковый механизм привода вытеснителя с профилем, соответствующим изобарному подводу теплоты. В других конструкциях привод вытеснителя может осуществляться другими типами механизмов, в том числе с электро- и гидроприводом. Использование таких механизмов привода позволит не только эффективно воздействовать на процесс продувки, но и изменять характер подвода теплоты в процессе работы двигателя в зависимости от его нагрузочных и скоростных режимов. 10.4. Процесс подачи топлива в топочное устройство TТПД. В отличие от объемного сжигания твердых топлив при слоевом методе в процессе сгорания участвует большое количество топлива, достаточное для осуществления нескольких десятков или даже сотен рабочих циклов. При этом начало и характер подвода теплоты к рабочему телу не зависят от процесса подачи топлива, а определяются началом и характером принудительной продувки. Названные обстоятельства указывают на то, что подача топлива в топочную камеру может осуществляться независимо от стадий рабочего процесса или синхронно с временными промежутками, когда давление в цикле

397

будет небольшим (например, процесс выпуска или впуска). Это позволит значительно снизить требования, предъявляемые к устройствам для подачи топлива и отвода золы. В настоящее время достаточно трудно спрогнозировать, как могут выглядеть эти устройства. В то же время, можно утверждать с достаточной степенью достоверности, что к этим устройствам будут предъявляться более низкие требования, чем к устройствам топливоподачи двигателей, работающих на суспензиях или на ДТ. Большой опыт в создании таких устройств и схем подачи сыпучих материалов в полости с повышенным давлением накоплен в химической промышленности. Здесь достаточно большие объемы различного рода сыпучих веществ (катализаторы, реагенты, продукты реакций) непрерывно подаются и извлекаются из реакционных колонн, работающих под давлением до 20 МПа. Безусловно, частично этот опыт может быть использован при создании устройств топливоподачи и шлакоудаления из реактора ТТПД. На рис 10.16 представлена схема золотникового устройства для подачи топлива в реактор.

Рис. 10.16. Золотниковое устройство для подачи твердого топлива в реактор двигателя без разгерметизации. 1 – корпус; 2 – нижняя золотниковая шайба; 3 – верхний золотник; 4 – канал для подачи твердого топлива; 5 – прижимная пружина.

398

Топливо по каналу 4 под собственным весом поступает в полость, образованную верхним золотником и корпусом устройства. Часть топлива попадает в отверстие верхней золотниковой шайбы. В процессе совместного проворачивания обоих золотников отверстие в верхней шайбе совпадет с отверстием в средней шайбе, выполненной как одно целое с корпусом 1. В результате топливо высыпается в полость между корпусом и нижним золотником. Далее отверстие в корпусе совпадает с отверстием в нижней золотниковой шайбе 2, в результате чего топливо высыпается в полость топочной камеры. Прижатие золотниковых шайб к средней шайбе устройства осуществляется с помощью пружины 5. Таким образом, топливо попеременно шлюзуется относительно центральной шайбы. Производительность подающего устройства зависит от размеров отверстий в золотниках и их количества на каждой из шайб. Такое устройство позволяет подавать топливо в топочную камеру реактора без его разгерметизации. Несмотря на это, желательно синхронизировать частоту вращения золотников таким образом, чтобы отверстие в нижней шайбе совпадало с отверстием в средней шайбе, когда в цилиндре нет максимального давления. Аналогичную конструкцию может иметь устройство для удаления зольных остатков из реактора. Помимо непрерывной, может использоваться периодическая подача топлива в реактор. В этом случае реактор оснащается двумя топочными камерами, которые работают и пополняются топливом попеременно. 10.5. Топлива для слоевого сжигания в ТТПД. Как уже ранее неоднократно отмечалось, при объемном сжигании твердого топлива, особенно в составе ВУС, решающую роль на процесс самовоспламенения и сгорания оказывают летучие компоненты топлива. В связи с этим при выборе исходного сырья для приготовления суспензий предпочтение следует отдавать битуминозным углям, которые имеют достаточно высокое содержание летучих при приемлемой теплотворной способности. Для прочих равных условий использование этих углей, теплотворная способность которых в 1,5...2 раза ниже, чем у ДТ, приводит к увеличению абсолютного расхода топлива. При использовании такого двигателя в составе силовой установки транспортного средства увеличенный расход топлива приводит к снижению его автономности. Это является существенным недостатком объемного метода сжигания. Кроме того приготовление угольной пыли требует значительных затрат энергии на помол, что увеличивает себестоимость пылеугольного топлива.

399

При слоевом сжигании топливо все время находится в активированном состоянии, при этом летучие не оказывают решающего влияния на процесс горения. В связи с этим для сжигания в двигателе слоевым методом наиболее целесообразно использовать высококалорийные твердые топлива как природного происхождения (антрациты), так и искусственные (кокс). Отсутствие жидкого носителя позволяет избавиться от инертного балласта (как в случае с ВУС), что также приводит к снижению абсолютного расхода топлива. Как уже отмечалось, для слоевого сжигания необходимо топливо, состоящее из достаточно крупных кусков (от нескольких миллиметров до нескольких сантиметров, в зависимости от типа двигателя) приблизительно одинакового размера. В связи с этим для получения необходимых фракций достаточно подвергнуть исходное топливо дроблению – процессу более дешевому, чем размол с целью получения угольной пыли. После дробления исходное топливо может быть подвергнуто просеиванию через сита с различными размерами ячеек для отбора необходимых фракций. Оставшееся после просеивания топливо может быть подвергнуто размолу и сжиганию в стационарных пылеугольных котлоагрегатах. Основным недостатком такого способа получения топлив является то, что их при производстве трудно произвести очистку от минеральных примесей. Существующие на сегодня методы обогащения топлива в большинстве своем основаны на его предварительном измельчении. В то же время, сгорание топлива в ТТПД происходит вне цилиндра двигателя, а сам слой обладает фильтрующим действием. Это приводит к тому, что значительная часть образовавшейся золы остается в топочной камере, откуда она может быть удалена. Кроме того при перетекании горячих продуктов сгорания из топочной камеры в рабочий цилиндр газы могут подвергаться горячей очистке, например, с использованием теплоизолированных микроциклонов. В ряде случаев может оказаться целесообразным использование специального гранулированного твердого топлива, полученного из очищенной угольной пыли. Это позволит свести зольность топлива к минимуму, однако значительно повысит его стоимость. Независимо от вида и способа получения топлива для слоевого сжигания, оно может быть получено по ныне существующим технологиям, которые освоены в промышленных масштабах, что может способствовать скорейшему внедрению слоевого метода сжигания.

400

10.6. Процесс выгорания твердого топлива в реакторе ТТПД. 10.6.1. Общая характеристика процесса выгорания твердого топлива. Структура слоя. Учитывая, что процесс сжигания твердого топлива в слое применительно к ДВС до настоящего времени не рассматривался, имеет смысл кратко остановиться на особенностях его протекания, а также рассмотреть специальную терминологию, связанную с процессом слоевого сжигания. Как уже отмечалось, процесс получения рабочего тела при слоевом сжигании твердого топлива в реакторе ТТПД может осуществляться одноступенчатым и двухступенчатым способом. При одноступенчатом сгорании, в результате взаимодействия кислорода воздуха и углерода топлива образуются продукты полного окисления, которые непосредственно расширяются в рабочем цилиндре. При двухступенчатом сгорании сначала образуются продукты полного окисления, а затем в результате их взаимодействия с углеродом топлива образуется генераторный газ, который принудительно поджигается и сгорает в рабочем пространстве двигателя. Для одноступенчатого сгорания процесс взаимодействия между топливом и кислородом воздуха можно представить следующим образом: воздух, принудительно вытесняемый из первичной камеры реактора, пройдя через отверстия колосниковой решетки, поступает в слой горячего шлака и, нагревшись в нем, входит в зону горящего кокса. Здесь кислород вступает в реакцию с углеродом топлива, образуя в основном углекислоту и сравнительно небольшое количество окиси углерода. По мере продвижения воздуха вдоль слоя содержание в нем углекислоты и окиси углерода возрастает. Это сопровождается повышением температуры газовой смеси и уменьшением содержания в ней кислорода. Участок слоя, в котором происходят реакции между кислородом воздуха и твердым топливом, получил название кислородной зоны. При одноступенчатом подводе теплоты, отвод продуктов сгорания из реактора в рабочий цилиндр должен осуществляться сразу после кислородной зоны. При двухступенчатом сгорании толщина слоя топлива на решетке должна поддерживаться выше кислородной зоны. В этом случае процесс выгорания приводит к полному исчезновению свободного кислорода. Содержание углекислоты возрастает до некоторого максимума, а температура повышается до 1500...1600°С [22, 30]. В отсутствии кислорода образовавшаяся углекислота начинает реагировать с расположенным выше углеродом кокса по реакции: СО2+С=2СО.

401

В результате содержание углекислоты в газах, проходящих через слой, начинает уменьшаться, а количество окиси углерода интенсивно увеличиваться. Участок слоя, в котором происходит восстановление двуокиси углерода, называется восстановительной зоной. Поскольку реакция протекает с поглощением теплоты, в восстановительной зоне начинает снижаться температура. Реакция заканчивается практически полным восстановлением СО 2 в СО. Выше восстановительной зоны начинается зона инертного разогретого кокса, через которую проходит газовая смесь, состоящая примерно из 34 % окиси углерода и 65 % азота. В этой зоне реакций между газообразными продуктами и углеродом кокса не происходит. В результате теплообмена с газовым потоком кокс приобретает температуру газообразных продуктов. Над зоной разогретого кокса находится слой свежезагруженного топлива, в котором происходят подсушка и газификация под действием физического тепла генераторного газа. Летучие вещества топлива и испаренная влага присоединяются к газовому потоку. Образовавшаяся смесь, в которой отсутствует кислород, выходит в надслойное пространство и далее в рабочий цилиндр двигателя. Смешиваясь с остаточным воздухом, генераторный газ образует горючую смесь, которая воспламеняется с помощью электрической искры или путем впрыска запального топлива. Оба рассмотренных способа в принципе могут быть реализованы в ТТПД, однако по целому ряду причин, приведенных ниже, предпочтение следует отдавать одноступенчатому способу сжигания: - сжигание топлива только в пределах кислородной зоны позволяет уменьшить высоту слоя, а, следовательно, и габариты топочного устройства. Это существенное преимущество не только с точки зрения массогабаритных показателей, но и с точки зрения сокращения внутрислойного пространства, которое, как было показано, приводит к непродуктивному выгоранию топлива в ходе процесса сжатия; - сокращение объема используемого топлива позволяет сократить непродуктивные потери теплоты в стенки топочной камеры; - получение и последующее расширение продуктов полного сгорания позволяют полностью отказаться от системы принудительного воспламенения газовоздушной смеси, что упрощает конструкцию двигателя в целом; - получение продуктов полного сгорания путем принудительной продувки позволяет управлять процессом подвода теплоты и

402

реализовывать в двигателе наиболее рациональные термодинамические циклы. Исходя из приведенных выше соображений, в дальнейшем основное внимание будет уделяться способу сжигания с получением рабочего тела прямо на выходе из слоя. 10.6.2. Способы организации слоевого сжигания топлива в реакторе ТТПД и их влияние на скорость образования, состав и свойства продуктов сгорания. Сжигание твердого топлива в реакторе двигателя может осуществляться несколькими способами. Выбор соответствующей схемы оказывает влияние не только на конструктивные особенности топочного устройства реактора, но и на скорость сгорания, состав полученного рабочего тела, его характеристики. Схему процесса горения, при которой топливо в реактор поступает сверху и удерживается на колосниковой решетке под действием собственного веса, а продувка слоя осуществляется снизу, называют противоточной [22]. Эта схема является довольно простой и обеспечивает устойчивое воспламенение за счет попадания свежих порций топлива на раскаленный горящий слой. При этом вновь поступающие частицы топлива подогреваются, сушатся и воспламеняются благодаря теплу, передаваемому потоком горячих газов, выходящих из зоны активного горения, а также путем излучения слоя и факела. К недостаткам такого способа сжигания можно отнести то, что увеличение скорости продувки приводит к активной перестройке залегания частиц топлива и возрастанию выноса из слоя все более и более крупных частиц. Относительно крупные частицы топлива уже не успевают сгореть на лету в пределах топочной камеры, что приводит к резкому возрастанию механического недожега и попаданию несгоревших частиц в рабочий цилиндр двигателя. При достижении некоторой скорости продувки весь слой переходит в псевдосжиженное состояние, характеризующееся беспорядочным движением частиц над поверхностью решетки. Нарушение аэродинамической устойчивости слоя является основной причиной, препятствующей повышению теплонапряженности зоны горения в топочном устройстве, что ограничивает скорость протекания рабочих процессов в ТТПД. При противоточной схеме сжигания с целью снижения выноса мелких частиц предпочтительно использовать топливо с узкофракционным размерным составом частиц. Другой схемой слоевого процесса, которая может быть реализована в топочном устройстве ТТПД, является сжигание в зажатом слое. При таком способе подача топлива в реактор и продувка производятся либо с одной стороны, либо перекрестно. При этом

403

топливо прижимается к колосниковой решетке не только силой веса, но и за счет аэродинамического сопротивления набегающему потоку продувочного воздуха. Решетка в этом случае препятствует нарушению аэродинамической устойчивости слоя при увеличенных скоростях продувки [22]. Продукты сгорания при таком способе сжигания образуются в пределах кислородной зоны, поэтому на выходе из слоя практически не содержат летучих компонентов и продуктов неполного сгорания, а также имеют достаточно высокую температуру. Шахта топочного устройства может иметь как горизонтальное, так и вертикальное расположение. Топочные устройства такого типа позволяют значительно повысить форсировку процесса сгорания и увеличить скорость продувки слоя, сократив тем самым время продувки и увеличив скорость подвода теплоты к рабочему телу. Поскольку элементы решетки при такой схеме сжигания находятся в зоне высоких температур, для их длительной работы необходимо использование специальных жаропрочных материалов. 10.6.3. Процесс выгорания твердого топлива в пределах кислородной зоны. В отличие от стационарных процессов слоевого сжигания, в ТТПД продувка воздушного заряда через слой топлива осуществляется периодически. Характер горения и скорость химических реакций зависят в значительной мере от химической активности топлива, его фракционного состава, содержания балласта, поведения окислительной зоны и коксового остатка, параметров слоя, периодичности и способа продувки, а также от целого ряда других факторов. При одноступенчатом противоточном сжигании твердого топлива в реакторе ТТПД газовый поток, проходящий через слой топлива, лежащего на решетке, должен обеспечить как полное сжигание кокса в слое, так и полное сжигание летучих в топочном пространстве над слоем. При горении в топочное пространство выносятся продукты полного сгорания, недогоревшие продукты термического разложения и мелкие частицы топлива. Их догорание происходит в пространстве над слоем или в пространстве рабочего цилиндра. Исходя из этого, величины кусков топлива и скорость продувки необходимо выбирать такими, чтобы избежать потерь с химическим и механическим недожогами и, тем более, избежать выноса частиц топлива в рабочий цилиндр двигателя. Для эффективного дожигания продуктов неполного сгорания и коксовых частиц в смеси газообразных продуктов, прошедших через слой горящего кокса и вышедших в надcлойное пространство, должно содержаться достаточное количество кислорода. Этого можно добиться, осуществляя отвод газовой смеси из слоя еще до окончания кислородной зоны или организовав

404

вторичное дутье вдоль поверхности слоя. При такой организации горения восстановительная зона отсутствует вообще, а над окислительной сразу располагается зона инертного кокса. Вновь поступающее топливо зажигается в основном под действием тепла, отдаваемого нижележащим слоем раскаленного горящего кокса [22, 26]. Такое зажигание достаточно эффективно, так как происходит в результате совместного действия тепла, передаваемого теплопроводностью от горящих частиц, и тепла, передаваемого конвекцией от нагретых газообразных продуктов сгорания. Наряду с этим, загруженное топливо зажигается и под действием тепла, излучаемого пламенем горящих в межслойном пространстве летучих веществ. Совместное действие всех перечисленных факторов приводит к эффективной активации вновь поступившего топлива. Благоприятные условия зажигания определяют возможность эффективно сжигать в реакторе твердое топливо даже с высокой влажностью. По интенсивности и скорости горения слоевой процесс обладает значительными резервами по сравнению с другими способами сжигания твердого топлива в ДВС. Принудительная продувка слоя позволяет получить высокие относительные скорости между фильтрующимся газовым потоком и скелетом слоя. Это, в свою очередь, позволяет значительно сократить диффузионное сопротивление и перевести процесс горения в высокотемпературную кинетическую область. Оценки интенсивности работы поверхности горения для стационарных слоевых топочных устройств показывают, что слой обладает почти пятидесятикратным запасом по сравнению с достигнутыми предельными значениями [22]. Высокая концентрация горючего материала в единице объема слоя, где плотно лежащие частицы предохраняют друг друга от охлаждения; возможность получения больших относительных скоростей воздуха и горящих частиц; высокая концентрация кислорода, достигнутая в ходе сжатия рабочего тела; повышенное давление – все это основные предпосылки, позволяющие существенно повысить интенсивность горения топлива в реакторе ТТПД. Совместное действие названных выше факторов приводит к тому, что скорость тепломассообмена в условиях слоя значительно выше, чем при объемном сжигании твердого топлива в рабочем пространстве ДВС. Этому способствуют высокие скорости потока продувочного воздуха относительно неподвижного топлива, а также турбулизирующее влияние слоя. Частицы, поступившие в топочную камеру реактора, интенсивно нагреваются, в ходе чего происходит их подсушка. По мере нарастания температуры в частице начинаются более сложные химические процессы, которые сопровождаются распадом нестойких органических соединений с выделением летучих. Частица

405

становится более пористой, изменяется ее внутренняя поверхность и размер пор. Поток летучих компонентов вступает в активное взаимодействие с поступающим потоком кислорода, препятствует взаимодействию кислорода с коксовым остатком. При прогреве частицы до температуры 800...850°С практически полностью оканчивается выделение летучих и завершается ее коксование [22, 30, 31]. При высоте слоя в пределах окислительной зоны наличие свободного кислорода приводит к воспламенению и горению летучих над поверхностью слоя. При этом интенсивный тепло- и массообмен частицы с газовым потоком приводят к быстрому нарастанию температуры поверхности коксового остатка, углерод которого по мере прекращения выхода летучих начинает активно взаимодействовать с остаточным кислородом продувочного воздуха. Четкую границу кислородной зоны в слое установить трудно, так как происходит наложение границ, в силу особенностей структуры слоя. Особенно это трудно сделать в условиях периодической продувки топлива, так как параметры продувочного агента изменяются не только вдоль толщины слоя, но и во времени. В то же время, как уже отмечалось, организация горения в реакторе ТТПД только в пределах кислородной зоны имеет решающее значение. Отсутствие восстановительных реакций определяет степень чистоты продуктов сгорания на выходе из слоя. Максимальная температура рабочего тела так же, как и максимальное содержание углекислоты в продуктах сгорания, соответствуют концу кислородной зоны. Под влиянием высокой температуры зола большинства топлив расплавляется. Образовавшиеся капли шлака стекают вниз навстречу потоку продуктов сгорания и воздуха, попадая в область более низких температур. Интенсивный теплообмен с встречным, сравнительно холодным потоком, приводит к застыванию и грануляции шлака в нижних участках слоя [22]. Постепенно гранулы шлака просыпаются под колосниковое полотно, где и накапливаются. Удаление шлака может производиться из топочной камеры как непрерывно, так и периодически. 10.6.4. Скорость протекания реакций в слое. Сопоставление отдельных стадий горения частицы показывает, что, как при объемном, так и при слоевом сжигании, наиболее продолжительной является стадия выгорания углерода коксоугольного остатка. Обладая высокой химической активностью, кислород играет основную роль в выгорании топлива. Зона, в которой происходит выгорание углерода, занимает основную долю общей высоты слоя. В зависимости от ряда факторов, реакции взаимодействия в пределах кислородной зоны могут носить различный характер.

406

При низких скоростях продувки и высоких температурах, характерных для большей части зоны выгорания кокса в слоевом процессе, свойственно активное протекание вторичных реакций. То есть, таких реакций, при которых конечные продукты сгорания образуются не на поверхности угольной частицы, а на некотором удалении от нее. Область, в которой происходят реакции газовой фазы, называется пограничным слоем. При таком режиме горения кислород не достигает углеродного массива, а диффундирует в пограничный слой. В этих условиях большая толщина диффузионной области и высокая температура процесса обуславливают интенсивное протекание гомогенной реакции догорания СО на границе газовой зоны. Выгорание углерода протекает только по восстановительной реакции

С + СO2 = 2СО. Такие условия выгорания углеродной частицы называют горящим пограничным слоем [31]. Скорость выгорания частиц в этом случае не зависит от скорости поверхностных реакций, а определяется скоростью диффузии кислорода. Таким образом, при низких скоростях продувки процесс выгорания носит диффузионный характер. В процессе интенсивной продувки, благодаря высокой относительной скорости газового потока, происходит разрушение пограничного слоя. В этом случае горение углерода, в основном, определяется скоростью массообмена между поверхностью частиц и газовым потоком. При этом кислород воздуха непосредственно реагирует с углеродом, а скорости химических реакций горения становятся настолько высокими, что практически не ограничивают скорость выгорания частиц. Таким образом, с увеличением интенсивности продувки и объемной концентрации кислорода скорость выгорания значительно возрастает, а процесс горения переходит в кинетическую область [22]. При этом интенсивность горения определяется не скоростью диффузии кислорода, а скоростью поверхностных реакций. Проще говоря, скорость выгорания углерода зависит от скорости подвода к его поверхности кислорода и скорости отвода продуктов реакций. Следовательно, при интенсивной продувке скорость подвода теплоты в ТТПД в значительной степени зависит не от скорости диффузии кислорода, как это происходит при объемном сжигании, а от параметров газового потока и его скорости. Перевод процесса выгорания углерода кокса из диффузионной области в кинетическую является существенным резервом на пути повышения скорости тепловыделения в реакторе ТТПД.

407

10.6.5. Активация слоя топлива. С ростом температуры скорость химических реакций горения очень быстро возрастает [22], это объясняется тем, что большинство молекул находится в активированном состоянии. Активные молекулы образуются эндотермически из нормальных молекул. Процесс, при котором изменяется энергия молекул без химического превращения, называется активацией, а теплота, поглощаемая при образовании активных молекул, является теплотой активации. Другими словами, для того чтобы начались реакции между углеродом кокса и кислородом воздуха, необходим предварительный расход энергии, соответствующий энергии активации. Химические реакции горения в слое протекают не в соответствии со стехиометрическими уравнениями, а через ряд промежуточных состояний, соответствующих образованию активных промежуточных продуктов. Образование промежуточных продуктов в виде атомов и радикалов связано с расходом энергии. Следовательно, можно представить, что протеканию реакции препятствует энергетический барьер, для преодоления которого и требуется энергия активации. В отличие от ДВС, где активация реакций горения происходит за счет возрастания температуры заряда в ходе сжатия, в ТТПД активация процесса горения происходит от внешнего источника, с помощью которого слой предварительно разогревается. При запуске двигателя в качестве внешнего источника тепла может выступать электрическая спираль, непосредственно контактирующая с топливом или вмонтированная в футеровочный слой топочной камеры. Можно также производить первоначальный разогрев топлива за. счет пропускания через него электрического тока большой плотности. Поступающее вновь топливо активируется за счет теплоты, передаваемой излучением от более разогретых частиц топлива, а также за счет теплоты газового потока, фильтрующегося через слой. Во время работы слой поддерживается в активированном состоянии за счет того, что не вся выделившаяся в ходе реакций горения теплота выносится из слоя с продуктами сгорания. В промежутках между продувками температура слоя поддерживается за счет тепла, накопленного слоем в ходе продувки. Часть выделившейся теплоты при этом расходуется на процесс подготовки вновь поступающего топлива к горению, то есть на его активацию. Если периоды между продувками будут достаточно велики, то потери тепла слоем могут превысить его количество, накапливаемое в период продувки. В результате температура слоя уменьшится и, следовательно, снизится активация топлива вплоть до

408

полного прекращения реакций горения. При сокращении периодов между продувками и с увеличением их продолжительности слой топлива будет активироваться в большей степени. Это приведет к увеличению температуры, к росту кислородной зоны и, следовательно, к более эффективному использованию топлива в ТТПД. 10.6.6. Влияние давления в конце сжатия и плотности заряда на процесс выгорания топлива в реакторе ТТПД. Скорости как гомогенных, так и гетерогенных реакций, протекающих в слое, зависят от температуры и концентрации реагирующих веществ. Поскольку слой обладает достаточно большой тепловой инерционностью, реакции, протекающие в нем, можно условно считать изотермическими. Скорость таких реакций имеет наибольшее значение в начале процесса, а затем уменьшается пропорционально действующей концентрации. При постоянной температуре наибольшая скорость соответствует начальному моменту времени и падает по мере протекания реакции вследствие уменьшения концентраций исходных веществ. Зависимость скорости химической реакции от концентраций реагирующих веществ выражается законом действующих масс. Увеличение давления в ходе сжатия, которое предшествует процессу горения, приводит к возрастанию плотности заряда, а, следовательно, к росту концентрации кислорода в топочном устройстве ТТПД. При выражении продуктов реакции через относительные концентрации скорость мономолекулярной реакции оказывается не зависящей от давления, скорость бимолекулярной реакции пропорциональна давлению, тримолекулярной – квадрату давления. Так как все реакции, протекающие в топочном устройстве ТТПД, являются бимолекулярными и выше, увеличение давления в конце сжатия приведет к значительному возрастанию скорости горения в топочном устройстве [30]. Такая зависимость позволяет воздействовать на скорость реакций выгорания путем изменения давления в конце сжатия. Можно предположить, что чем больше частота вращения у проектируемого двигателя, тем выше должна быть степень сжатия в нем как с точки зрения повышения эффективности, так и с точки зрения ускорения процессов горения. В условиях ограниченного времени, отводимого на процесс сгорания в ТТПД, выгорание топлива будет происходить более полно за счет увеличения концентрации реагирующих веществ. Принудительная продувка позволяет поддерживать концентрации реагирующих веществ в зоне горения на достаточно высоком уровне. В течение всего времени подвода теплоты

409

концентрация реагирующих веществ будет зависеть от скорости и начального периода продувки, а также от действующей плотности заряда. Прекращение принудительного подвода окислителя приведет к быстрому затуханию реакций в топочном устройстве. 10.6.7. Аэродинамика слоя топлива в реакторе ТТПД и ее влияние на процесс получения рабочего тела. Эффективная работа ТТПД возможна только в том случае, если затраты энергии на преодоление аэродинамического сопротивления слоя топлива будут минимальными. По этой причине при проектировании ТТПД необходимо учитывать изменение сопротивления слоя в зависимости от его состояния. Сопротивление реальной засыпки, которое в значительной степени зависит от скорости продувки слоя топлива потоком, в основном определяется кинетической энергией потока в просвете. Опытные данные показали, что в струе не происходит восстановления давления и, следовательно, теряется кинетическая энергия, приобретенная при проходе потока через просвет. Сопротивление горящего слоя топлива заметно отличается от сопротивления холодного слоя. Это объясняется повышением температурного уровня и изменением в связи с этим плотности и вязкости газа. Кроме того, на сопротивление слоя значительно влияет изменение размеров частиц вследствие их выгорания. Сопротивление горящего слоя иногда в 8...10 раз выше сопротивления холодного. Из опытных данных следует, что причиной резкого возрастания сопротивления горящего слоя является его неизотермичность, приводящая к сильному изменению физических констант. Для снижения затрат на продувку необходимо уменьшить скорость потока через слой топлива. С одной стороны, это приведет к снижению турболезирующего действия слоя, однако, с другой стороны, к увеличению времени контакта между реакционной поверхностью топлива и кислородом воздуха (реакция горения приближается к изотермической). Достигнуть снижения скорости можно только путем уменьшения объема вытеснительной камеры, то есть путем увеличения степени сжатия в двигателе. При этом концентрация кислорода в вытеснительной камере к концу сжатия возрастет, вследствие чего для получения того же количества теплоты через слой будет необходимо пропустить меньший объем заряда. 10.7. Аналитические исследования слоевого сжигания топлива в реакторе ТТПД. Попытка систематизировать имеющиеся сведения о рабочем процессе твердотопливного поршневого двигателя впервые была пред-

410

принята автором совместно с сотрудниками Научно-технического центра угольных энерготехнологий НАН Украины и Минтопэнерго МайстренкоА.Ю., Пацковым В.П., Пацковой Т.В. [20]. Основные задачи проведенного исследования состояли в том, чтобы установить связь между процессом выгорания твердого топлива в реакторе и термодинамическими процессами рабочего цикла двигателя. Найти зависимости между режимом продувки слоя, характеристиками слоевого процесса сжигания и характером подвода теплоты к рабочему телу. Решение обозначенного круга задач необходимо для разработки физически корректных и надежных методов проектирования и расчета твердотопливных двигателей внутреннего сгорания, оптимизации режимов их функционирования, поиска рациональных и эффективных способов сжигания твердых топлив в них. Эти задачи могут быть успешно решены чисто экспериментальными методами, что обусловлено сложными физико-химическими закономерностями процессов слоевого сжигания твердых топлив в условиях нестационарного режима продувки. В то же время, применение методов математического моделирования, основанных на численном эксперименте, позволяет учесть воздействие на процесс тех факторов, влияние которых достаточно хорошо изучено. Это, в свою очередь, дает возможность сократить объемы более дорогостоящих экспериментальных исследований. Наиболее сложным в исследовании ТТПД являются процессы выгорания твердого топлива в реакторе двигателя и связанные с этим тепловые процессы, а также процессы получения рабочего тела. Как показал проведенный анализ, существенное влияние на протекание горения топлива в реакторе ТТПД оказывают: кинетика гетерогенных химических реакций внутри пор и на поверхности топливных частиц; кинетика вторичных гомогенных химических превращений; процесс переноса массы, импульса и энергии в газовой фазе, фильтрующейся через слой топлива; конвективный тепло- и массообмен между поверхностью топливных частиц, газовым потоком и стенками топочного устройства реактора, подводящими и перепускными каналами, стенками цилиндра двигателя; внешняя и внутренняя нестационарность и неизотермичность рассматриваемого процесса. Учитывая, что процесс моделирования основывался на той исходной информации, которая была накоплена на момент проведения исследований, необходимо отметить, что ее количество и качество оказались недостаточны ввиду малоизученности вопроса. Это

411

обстоятельство наложило отпечаток на структуру и основные свойства модели, а также на методы, используемые для ее реализации. Поэтому важную роль для дальнейшего совершенствования модели с целью повышения ее достоверности играют сбор и обобщение всех сведений о слоевых процессах как в ТТПД, так и в других устройствах. Основные задачи, которые ставились на первом этапе моделирования, сводились к тому, чтобы определить степень влияния того или иного фактора, действующего в топочном пространстве реактора, на процесс горения и получения рабочего тела. В условиях ограниченности данных для раскрытия внутреннего механизма процессов, описание физико-химических закономерностей на всех рассматриваемых уровнях проводилось на основе системного феноменологического подхода, квазиравновесного макропредставления термодинамической системы с использованием уравнений статистической и молекулярной физики и химии. Такой подход является наиболее традиционным для решения задач подобного типа. Результатом первого этапа моделирования явилась разработка укрупненного алгоритма. Его отработка позволила снизить вероятность того, что в модели отразятся ошибочные представления о закономерностях протекания процессов в реальном топочном устройстве. Применение укрупненного алгоритма облегчает понимание особенностей протекания различных процессов на рассматриваемых структурных уровнях. Далее конкретные задачи на соответствующем структурном уровне могут быть решены различными методами. Более подробно описание математической модели процесса выгорания твердого топлива в реакторе ТТПД дается в работе [20]. 10.8. Пути совершенствования ТТПД со слоевым сжиганием топлива. Особенности, характерные для протекания рабочего процесса в ТТПД, а именно, активация сгорания за счет теплоты слоя и возможность управления процессом подвода теплоты, позволяют реализовать в данном двигателе ряд специальных, наиболее рациональных термодинамических циклов, в частности, циклов с изотермическим сжатием воздушного заряда и изотермическим подводом теплоты. О предпочтительности изотермического сжатия над адиабатным или политропным создателям первых тепловых двигателей

412

было известно еще из работы Карно. Попытки реализовать такое сжатие предпринимались неоднократно, однако ощутимого успеха достичь не удалось никому. Как известно, Дизель, разрабатывая теоретические основы рационального двигателя, указывал на предпочтительное использование предварительного изотермического сжатия рабочего тела в цилиндре двигателя [11]. В предложенной им конструкции сжатие воздуха в первой части хода поршня должно было происходить по изотерме. Это достигалось благодаря распыливанию в объеме воздушного заряда воды. Во второй части хода впрыск воды прекращался, и далее сжатие происходило по адиабате до тех пор, пока температура воздушного заряда не достигала температуры самовоспламенения топлива. После этого в рабочий цилиндр постепенно должна была вдуваться угольная пыль так, чтобы сгорание происходило без повышения температуры (по изотерме). На определенной части хода подача топлива прекращалась, после чего начиналось расширение продуктов сгорания. Для практической реализации данного рабочего цикла, с приемлемыми энергетическими параметрами, необходимо было сжать воздух до высокого давления, порядка 25 МПа, которое практически недостижимо при одноступенчатом сжатии. Чтобы снизить давление до реально достижимого и получить при этом в конце сжатия температуру, достаточную для воспламенения топлива, Дизелю пришлось отказаться от изотермического сжатия, сразу перейдя к адиабатному. В противном случае, отвод тепла от рабочего тела не позволил бы осуществить в реальном двигателе самовоспламенение топлива, а это было вторым наиболее существенным положением в его концепции создания рационального двигателя. В отличие от дизельного двигателя, в ТТПД температура, которую имеет заряд воздуха к концу сжатия, не играет столь значительной роли, поскольку активация процесса горения происходит не за счет теплоты воздушного заряда, а за счет теплоты, накопленной слоем топлива. Таким образом, в процессе сжатия воздушный заряд можно охлаждать, например, интенсивно отводя тепло от канала, соединяющего рабочий цилиндр с вытеснительной камерой (рис. 1 0 . 2 ) , или впрыскивая в вытеснительную камеру воду. Это позволит приблизить процесс сжатия к изотермическому (далее для простоты изложения будем называть процесс, приближенный к изотермическому – изотермическим). Охлаждение рабочего тела в термодинамическом цикле позволяет значительно уменьшить работу, затрачиваемую на сжатие. На рис. 10.17 показана зависимость, характеризующая уменьшение затрат

413

работы при замене политропного процесса сжатия на изотермическое. На рис. 10.18 представлено изменение параметров процесса сжатия в диапазоне от адиабатного до изотермического. Как можно видеть из обоих рисунков, охлаждение рабочего тела дает возможность на 25...50% уменьшить затраты механической работы при той же степени сжатия или в 1,5...2 раза увеличить степень сжатия при том же давлении в конце сжатия. В первом случае появляется возможность, сохранив практически неизменной степень повышения давления, снизить максимальную температуру цикла, не уменьшая при этом полезной работы. Во втором случае повышение степени сжатия позволит увеличить эффективность работы двигателя при параметрах рабочего тела в конце сгорания, аналогичных дизельному двигателю. Последнее хорошо видно из рис. 10.18.

Рис. 10.17. Уменьшение затрат работы при охлаждаемом сжатии по отношению к политропному. Степень сжатия соответственно 1 – 10; 2 – 15; 3 – 20; 4 – 25; 5 – 30.

Теплота, отведенная от рабочего тела в процессе его сжатия, может быть рассеяна в атмосфере, использована на технологические нужды или накоплена в регенераторе и затем подведена к рабочему телу перед продувкой слоя (на входе в слой).

414

Рис. 10.18. Изменение параметров процесса сжатия в диапазоне от адиабатического до изотермического.

Как уже отмечалось, в своем патенте для реализации рационального цикла Дизель предлагал использовать двухступенчатое сжатие, переходя сразу после изотермического сжатия к адиабатному. Такое решение, очевидно, было продиктовано двумя основными причинами. Во-первых, желанием приблизить реализуемый реальный цикл к идеальному циклу Карно, во-вторых, необходимостью повысить температуру воздушного заряда до температуры самовоспламеняемости топлива. В ТТПД отсутствует необходимость доводить параметры рабочего тела до температуры самовоспламенения, поэтому рациональнее заряд охлаждать в течение всего процесса сжатия, а затем сразу переходить к нагреву, заменив адиабатическое сжатие изохорным подводом теплоты. При такой организации термодинамического цикла использование изотермического сжатия позволит, кроме снижения затрат механической работы, повысить эффективность использования теплоты, полученной в результате сжигания топлива. Это хорошо видно из рис. 10.19, на котором сравниваются термодинамические циклы с адиабатическим и изотермическим сжатием, изохорным и изотермическим подводом теплоты с последующим изохорным отводом.

415

По определению, термическая эффективность термодинамического цикла равна:

Q ηt = 1− 1 , Q2 где Q 1 – теплота, подведенная к рабочему телу по изохоре; Q 2 – теплота, отведенная от рабочего тела к холодильнику.

Рис. 10.19. Сравнение циклов с подводом теплоты при V=const, с адиабатическим и изотермическим процессом сжатия.

Для цикла с адиабатическим сжатием Q1=Q1', а Q2=Q2'. Для цикла с изотермическим сжатием Q1=Q1'+Q1", а Q2=Q2’+Q2". Из рис. 10.19 видно, что при одинаковой величине максимального давления в обоих циклах, степень повышения давления для цикла с изотермическим сжатием будет выше, чем в цикле с адиабатным. В связи с этим суммарная теплота, подведенная к рабочему телу в результате сжигания топлива для цикла с изотермическим сжатием, будет больше на величину Q1". При этом количество отведенной теплоты Q2', полученной в результате сжигания топлива, в обоих циклах будет одинаковым. Поскольку при изотермическом сжатии от рабочего тела отводится теплота Q2", величина термического КПД обоих циклов будет приблизительно одинаковой, а количество работы, полученной за цикл, будет больше на величину, эквивалентную площади а с'с"а. Следует отметить, что в цикле с изотермическим сжатием теплота, отводимая в результате процесса сжатия, изначально была получена рабочим телом от окружающей среды (иными словами, это теплота, которую содержал воздушный заряд на момент сжатия). Поэтому, говоря об эффективности использования теплоты в

416

термодинамическом цикле с изотермическим сжатием, следует не только учитывать абсолютные значения отводимой и подводимой теплоты, но и ее природу. С учетом этого, помимо термического КПД цикла, следует отдельно выделить эффективность использования теплоты, полученной в результате сжигания топлива. В этом случае значение Q2= Q2' то есть теплоте, подведенной к рабочему телу в результате сжигания топлива и не преобразованной в полезную работу. В отличие от термического КПД, эффективность использования теплоты топлива в циклах с изотермическим сжатием теоретически может достигать единицы. Чтобы показать это, рассмотрим частный случай идеального рабочего процесса, в котором параметры рабочего тела в начале сжатия и в конце расширения будут совпадать (рис. 10.20).

Рис. 10.20. Рациональный цикл твердотопливного поршневого двигателя.

В таком цикле вся подведенная в результате сжигания топлива теплота Q1" преобразуется в полезную работу. Фактически речь идет о цикле, в котором процесс отвода теплоты предшествует процессу нагрева рабочего тела, при этом полезная работа получается не столько за счет работы расширения, сколько за счет снижения затрат работы на сжатие. Индикаторная работа такого цикла будет в 4...5 раз меньше, чем у цикла дизельного двигателя, однако вся подведенная в результате сжигания топлива теплота будет преобразована в работу, несмотря на то, что термический КПД такого цикла будет сравнительно невысоким. Теоретический цикл двигателя, в котором отсутствует отвод теплоты в конце процесса расширения, можно рассматривать как идеальный цикл твердотопливного поршневого двигателя. Принципиально не существует каких-либо практических ограничений для реализации такого цикла в реальном двигателе. Однако, учитывая низкую индикаторную работу, наиболее рациональным для реализации в реальном двигателе следует считать циклы с изохорным или комбинированным

417

подводом теплоты с последующим отводом некоторой ее части в конце процесса расширения. В качестве примеров идеальных термодинамических циклов с изотермическим сжатием рассмотрим циклы с комбинированным подводом теплоты, реализуемые в ТТПД на базе судового малооборотного двигателя S60MC-C фирмы MAN B&W. При этом рабочий процесс в двигателе будем рассматривать без учета наддува и газораспределения, чтобы сравнить параметры работы только в цилиндре двигателя. Такой подход несколько искажает реальную картину, однако дает возможность более объективно сравнить параметры различных циклов, которые можно реализовать в ТТПД. Примем, что охлаждение заряда происходит за счет распыления воды непосредственно в объеме рабочего тела. Температура воздуха на входе в двигатель выбрана на уровне 130°С. Именно при такой температуре происходит испарение воды с поглощением теплоты на фазовый переход при давлении, соответствующем концу сжатия. Расчетные параметры некоторых таких циклов представлены в табл. 10.2. Первая колонка содержит параметры, характеризующие рабочий процесс в малооборотном дизельном двигателе с адиабатным сжатием и расширением. Для данного цикла термический КПД и эффективность использования теплоты топлива равны между собой. Таблица 10.2.

Сравнение параметров расчетных циклов с изотермическим сжатием Номер цикла Исходные данные 1 Ход поршня, м Диаметр поршня, м Объем рабочего тела в начале сжатия, м3 Объем рабочего тела в конце сжатия, м3 Масса воздушного заряда, кг Молярная масса рабочего тела, Моль Низшая теплота сгорания твердого топлива, кДж/кг Теоретически необходимое количество воздуха на 1 кг топлива, кг/кг Степень сжатия Степень предварительного расширения Давление в начале сжатия, МПа Температура в начале сжатия, К Показатель адиабаты сжатия (для t=const п1= 1) Показатель адиабаты расширения

2

3

4

5

2,40 0,60 0,6786 0,0485 0,8774 0,0203

2,40 0,60 0,6786 0,0485 0,8774 0,0203

2,40 0,60 0,6786 0,0199 0,8774 0,0203

2,40 0,60 0,6786 0,0199 0,8774 0,0203

2,40 0,60 0,6786 0,0199 0,8774 0,0203

27500

27500

27500

27500

27500

15,50 14,00 1,2000 0,10 403,0 1,34 1,3372

15,50 14,00 1,2000 0,10 403,0 1,00 1,3372

15,50 34,10 1,4400 0,10 403,0 1,00 1,3372

15,50 34,10 1,2000 0,10 403,0 1,00 1,3372

15,50 34,10 14,000 0,10 403,0 1,00 1,3372

418

Продолжение таблицы 10.2. Изотермическое сжатие 3,43 1,40 3,41 988,53 403,00 403,00 289,69 179,11 239,54 0,00 179,12 239,54 Изохорный подвод теплоты Степень повышения давления 2,023 4,962 2,023 Температура, К 2000 2000 815,3 Максимальное давление цикла, МПа 6,9 6,9 6,9 Количество подведенной теплоты, кДж 506,1 799,2 206,3 Расход воздуха через слой, кг 0,285 0,450 0,116 Изобарный (изотермический) подвод теплоты Объем в конце изобарного расширения, м3 0,0582 0,0582 0,0287

Давление в конце сжатия, МПа Температура в конце сжатия, К Работа, затраченная на процесс сжатия, кДж Количество отведенной теплоты, кДж

Температура в конце изобарного (изотермического) расширения, К Давление в конце изобарного (изотермического) расширения, МПа Количество подведенной теплоты, кДж Работа в ходе изобарного расширения, кДж Изменение внутренней энергии рабочего тела в ходе изобарного расширения, кДж Расход воздуха через слой, кг

3,41 403,00 239,54 239,54

3,41 403,0 239,5 239,5

3,520 1418 12,0 508,2 0,286

3,520 1418 12,0 508,2 0,286

0,0239

0,278

2400

2400

1174

1702

1418

6,94 267,69 67,509

6,95 267,69 67,509

6,99 240,08 60,548

12,00 1 89,86 47,883

0,8574 630,4 630,4

200,18 200,18 1 79,54 0,1509 0,1509 0,1353 Адиабатическое расширение рабочего тела Давление в конце расширения, МПа 0,2598 0,2601 0,1002 Температура в конце расширения, К 1048,1 1048,1 403,88 Работа при адиабатическом расширении, кДж 674,99 675,77 385,54 Отвод теплоты от рабочего тела

153,19 0,1070

0,00 0,355

0,1366 550,66 575,84

0,260 1050, 183,7

0,4447

73,90

324,14

206,55 3,4868 0,0162 0,0885 0,4625 0,9990

384,18 2,2297 0,0254 0,0885 0,5510 0,8941

574,6 1,366 0,041 0,088 0,504 0,715

Теплота, отводимая с отработавшими газами, кДж

322,88 322,88 Параметры рабочего процесса Работа, совершаемая за цикл, кДж 452,81 564,16 Коэффициент избытка воздуха 2,0113 1,4590 Цикловой расход твердого топлива, кг 0,0281 0,0388 Цикловой расход воды, кг ––– 0,0662 КПД цикла 0,5828 0,5295 Коэффициент использования теплоты топлива 0,5828 0,6974

Во второй колонке приведены параметры цикла, у которого адиабатное сжатие заменено изотермическим. Рассмотренный цикл имеет то же максимальное давление в конце изохорного подвода теплоты, что и у прототипа. При этом работа, полученная за цикл, при прочих равных условиях на 25% больше. При довольно близких значениях индикаторного КПД с прототипом, цикл с изотермическим сжатием имеет более высокую эффективность использования теплоты топлива.

419

В третьей колонке представлены параметры цикла, имеющего с прототипом одинаковое давление в конце сжатия. В этом случае степень сжатия возрастает более, чем в 2,4 раза. Данный цикл имеет с прототипом одинаковые давления в конце сжатия и сгорания, в то время как максимальная температура цикла более, чем в два раза меньше чем, у дизельного двигателя. Степень последующего расширения в рассматриваемом цикле выбрана таким образом, чтобы параметры рабочего тела в конце расширения совпадали с параметрами в начале сжатия. Как можно видеть из таблицы, индикаторные КПД и работа в данном цикле значительно меньше, чем у прототипа, зато эффективность использования теплоты топлива практически равна единице. Данный цикл максимально приближен к идеальному циклу ТТПД. Четвертая колонка содержит параметры цикла, имеющего с прототипом одинаковое давление в конце сжатия и ограниченного по максимальному давлению (12 МПа). Увеличение степени сжатия и степени повышения давления приводит к значительному возрастанию энергетических параметров с одновременным увеличением эффективности использования теплоты. При этом максимальная температура цикла остается на 800°С ниже, чем у прототипа. В пятой колонке рассматривается термодинамический цикл с максимальным давлением 12 МПа, у которого изобарный участок подвода теплоты заменен на изотермический. С прототипом он имеет практически одинаковые параметры рабочего тела в конце процесса расширения. Данный цикл позволяет получить работу и эффективность использования теплоты топлива, сопоставимую с циклом, параметры которого приведены во второй колонке. В то же время максимальное давление в таком цикле значительно выше, что в реальном двигателе приведет к увеличению механических потерь. Проведенное исследование с использованием имитационной модели показало, что изотермический подвод теплоты на линии расширения практически не дает никаких преимуществ перед другими термодинамическими циклами. Это также подтверждается результатами экспериментальных исследований, проведенных еще в начале прошлого века [11] . Из приведенных выше результатов расчетов можно сделать вывод, что изотермическое сжатие позволяет не только улучшить рабочие параметры двигателя, но и снизить температурные нагрузки на его детали. Возможность снижения максимального давления цикла без уменьшения полезной работы позволит сократить механические нагрузки на основные детали двигателя, что в итоге продлит срок его службы. Кроме циклов, рассмотренных выше, которые, по сути, являются модификациями известных циклов ДВС, в ТТПД возможно реализо-

420

вать специальные высокоэффективные циклы, в том числе и регенеративные. 10.9. Преимущества слоевого сжигания твердых топлив в ДВС перед другими методами. Следует отметить, что слоевое сжигание твердых топлив в рабочем пространстве поршневого двигателя путем импульсной продувки слоя в настоящее время изучено достаточно слабо. Несмотря на это, анализ факторов, действующих в процессе работы такого двигателя, позволяет выделить ряд преимуществ слоевого сжигания твердого топлива в поршневых двигателях перед другими методами. Существенным преимуществом принудительной продувки перед циклической газификацией является то, что в таком процессе может быть получен не только генераторный газ, но и продукты полного сгорания, которые, попадая непосредственно в рабочий цилиндр, совершают там полезную работу. В отличие от способа, предложенного Фиреем, это позволит избавиться от необходимости дожигания генераторного газа в рабочем цилиндре. По сравнению с объемным сжиганием пылевидного топлива в составе ТУС или ВУС, слоевое сжигание с принудительной продувкой имеет ряд как термодинамических, так и чисто технических преимуществ. С точки зрения организации термодинамического цикла, использование данного метода позволяет: - сократить время предпламенных реакций, поскольку топливо к началу продувки через слой уже находится в активированном состоянии, и реакции его горения начинаются сразу с началом продувки без дополнительных затрат жидкого топлива; - повысить скорость и эффективность горения, так как слой топлива оказывает значительное турбулизирующее действие на фильтрующийся через него газовый поток, а высокая разность относительных скоростей между потоком и частицами топлива ускоряет подвод окислителя к реакционной поверхности. В результате этого реакции носят более ярко выраженный кинетический, а не диффузионный характер, как это наблюдается в случае сжигания пылеугольного топлива. Совместное действие этих факторов приводит к более полному использованию кислорода воздуха и позволяет значительно снизить коэффициент избытка воздуха без заметного ухудшения сгорания, что, в свою очередь, позволяет улучшить массогабаритные показатели двигателя в 1,3...2 раза; - уменьшить потери горючих компонентов топлива, так как одна и та же частица принимает участие в горении в течение нескольких продувок, пока весь содержащийся в ней углерод не выгорит (при

421

объемном методе сжигания пылеугольная частица независимо от степени выгорания удаляется из рабочего цилиндра); - воздействовать на процесс подвода теплоты, что позволяет организовать работу двигателя по наиболее рациональным термодинамическим циклам; - сократить затраты механической работы на сжатие воздушного заряда путем его охлаждения. К техническим и технологическим можно отнести следующие преимущества, характерные для слоевого метода сжигания, по сравнению с объемным: - применение угольной пыли требует значительных усилий на защиту основных деталей системы питания и самого двигателя от абразивного износа. При слоевом сжигании топлива процесс горения происходит вне рабочего цилиндра, что значительно уменьшает количество абразивного материала, выносимого в цилиндр, а сам слой обладает фильтрующим действием. При необходимости продукты сгорания могут подвергаться горячей очистке прямо в реакторе или в канале, соединяющем реактор с рабочим цилиндром; - приготовление угольной пыли требует значительных затрат энергии на помол. Чтобы получить фракции топлива, необходимые для слоевого сжигания, достаточно топливо подвергнуть более дешевому процессу – дроблению; - твердое топливо, пригодное для слоевого сжигания, обладает высокой физической стабильностью и не требует дополнительных затрат при хранении. На приготовление и поддержание во взвешенном состоянии коллоидных растворов расходуется значительная энергия, что повышает стоимость их использования, особенно при длительном хранении; - требования к устройствам топливоподачи при слоевом сжигании значительно ниже, так как загрузка реактора топливом и выгрузка золы происходит периодически во время тактов выпуска и впуска, когда давление в рабочем пространстве двигателя минимально; - создание ТТПД возможно на базе уже существующих поршневых двигателей, что позволяет значительно сократить затраты на проектирование.

422

Заключение Подводя итоги изложенному в настоящей книге, хотелось бы отметить, что в настоящее время имеются вполне приемлемые технические решения, позволяющие рационально использовать твердые топлива в поршневых двигателях внутреннего сгорания. Дальнейшее совершенствование этих методов, а также поиск новых решений в области прямого сжигания твердых топлив позволят уже в ближайшее время заменить часть нефтяных топлив, используемых в ДВС, на угольные. Постепенное накопление опыта в области создания и эксплуатации таких двигателей будет способствовать повышению их надежности и расширению области их использования. На сегодня можно считать установленным фактом то, что по своей эффективности двигатели на твердом топливе вполне могут конкурировать с жидкотопливными ДВС. Кроме того, имеются значительные резервы дальнейшего совершенствования рабочего процесса таких двигателей. Автор глубоко убежден, что уже сегодня необходимо развернуть программы исследований, направленные на изучение и создание твердотопливных поршневых двигателей (пока это было сделано только правительством США). Автор также надеется, что материалы, изложенные в настоящей книге, привлекут внимание специалистов в области исследования и проектирования ДВС к проблеме использования твердых топлив в качестве альтернативы топливам нефтяного происхождения. Если прочитавший данную книгу придет к убеждению, что использование твердых топлив в ДВС уже не является достаточно экзотической областью научной деятельности, автор будет считать, что задачи, которые он ставил, приступая к написанию данной книги, полностью выполнены.

423

Список использованной литературы 1. Белоусов Е.В. Использование твердых топлив в двигателях внутреннего сгорания // Проблемы создания новых машин и технологий: Науч. труды КГПИ, № 1(8). – Кременчуг: изд. КГПИ – 2000.– С. 420-422. 2. Белоусов Е.В., Белоусова Т.П. Особенности протекания политропного процесса сжатия в твердотопливных поршневых двигателях со слоевым сжиганием топлива. // Сб. науч. трудов УГМТУ, № 3 (375). – Николаев: изд. УГМТУ – 2001. – С. 84-89. 3. Белоусов Е.В. Слоевой метод сжигания твердых топлив в двигателе внутреннего сгорания // Сб. науч. трудов УГМТУ, № 3 (369). – Николаев: изд. УГМТУ – 2000. – С. 66-70. 4. Белоусов Е.В. Слоевой способ прямого сжигания твердых топлив в двигателях внутреннего сгорания // Энергетика: экономика, технологии, экология: Сб. науч. трудов НТУ Украины «КПИ», №4. – К.: «Знания»– 2000. – С. 62-65. 5. Белоусов Е.В., Тимошевский Б.Г., Белоусова Т.П. Усовершенствование слоевого метода сжигания твердых топлив в двигателях внутреннего сгорания. // Сб. науч. трудов УГМТУ, № 6 (378). – Николаев: изд. УГМТУ – 2001. – С. 68-77. 6. Глаголев Н.М. Испытание газовых двигателей. – Харьков-Киев: Государственное научно-техническое издательство Украины, 1934. – 426 с. 7. Глобальная энергетическая проблема / Александрова И.И., Байков Н.М., Бесчинский А.А. и др. – М.: Мысль, 1985. – 239 с. 8. Головина Е.С. Высокотемпературное горение и газификация углерода. – М.: Энергоатомиздат, 1983. – 180 с. 9. Грехов Л.В. Создание и исследование дизеля, работающего на угольных суспензиях // Вестник МГТУ им. Баумана, сер. Машиностроение, № 1. – 1998. –С. 47-59. 10. Грехов Л.В. Результаты исследования реологических свойств водоугольных и топливоугольных суспензий как перспективных топлив для дизелей // Автомобильные и тракторные двигатели: Меж вуз. сб. науч. тр. МАМИ. – 1998. – Вып. XIV. – С. 48-61. 11. Гумилевский Л.И. Рудольф Дизель. – М.-Л.: ГОНТИ, 1938.– 292с. 12. Гюльднер Г. Двигатели внутреннего сгорания: их работа, конструкция и проектирование: в 2-х Т. – Т.2. – М.: «МАКИЗ», 1928. – С. 797817. 13. Дизели: Справочник. – Л.: Машиностроение, 1977. – 480 с. 14. Иващенко Н.А., Грехов Л.В. Исследование распыливания угольных суспензий и интенсификация их сжигания в дизеле // Автомобильные и тракторные двигатели: Межвуз. сб. науч. тр. МАМИ. – 1999. – Вып. XV. – С. 214-225.

424

15. Канило П.М., Бей И.С., Ровенский А.И. Автомобиль и окружающая среда. – Харьков: Прапор, 2000. – 304 с. 16. Коллеров Л.К. Применение угольного топлива в дизелях // «Двигателестроение» №2. – 1982.– С. 51-53. 17. Круглов М.Г., Грехов Л.В., Иващенко Н.А. Применение низкосортных и твердых видов топлива в ДВС // Тез. Доклада науч.-тех. конф. 21-23 ноября 1995 г. – изд-во МГТУ им. Баумана, 1995, ч. 1 – С. 110. 18. Кузнецов Б. Развитие тепловых двигателей. – М.-Л.: Госэнергоиздат, 1953. – 588с. 19. Лапидус А.Л., Крылова А.Ю. Уголь и природный газ – источники для получения искусственного жидкого топлива и химического производства. – М.: Знание, 1986. – 47 с. 20. Моделирование процесса выгорания твердого топлива в реакторе твердотопливного поршневого двигателя внутреннего сгорания со слоевым методом сжигания / Белоусов Е.В., Майстренко Ю.А., Пацков В.П., Пацкова Т.В. // Сб. науч. трудов УГМТУ, № 4 (376). – Николаев: изд. УГМТУ, 2001. – С. 93-104. 21. Моторные топлива из альтернативных сырьевых ресурсов / Терентьев Г.А., Тюков В.М., Смаль Ф.В. / М.: Химия, 1989. – 271 с. 22. Основы практической теории горения / Померанцев В.В., Арефьев К.М., Ахмедов Д.Б. и др. – Л.: Энергия, 1973. – 263 с. 23. Пат. 32644 Украина МКВ 7 F02B 45/02 Способ сжигания твердых топлив в двигателе внутреннего сгорания, Белоусов Е.В. (Украина): Заявлен 17.02.2000.; Опубликован 15.02.2001. 4 с. 24. Пат. 5216928 США, МКИ F02B 45/02 Product gas reservoirs for cyclic char burning engines and gasifies / Joseph C. Firey (США); Заявл. 30.04. 92.; Опубл. 08.06.93; – 14 с. 25. Пат. 5271357 США, МКИ F02B 45/00 Method of combustion for dual fuel engine / General Electric (США); Заявл. 24.01.92.; Опубл. 21.12.93; -14с. 26. Равич М.Б. Топливо и эффективность его использования – М.: Наука, 1971. – 358с. 27. Райдер Г., Хупер Ч. Двигатели Стирлинга. – М.: Мир, 1986. – 464 с. 28. Рудольф Дизель – изобретатель и финансист // «Автоинформ плюс», №10.-2001 .– С. 96-100. 29. Семиноженко В.П., Канило П.М., Ровенский А.И. Энергия и жизнь. Экология и будущее. – Харьков: Фолио, 1997. – 176 с. 30. Теория топочных процессов / Кноре Г.Ф., Арефьев К.М., Блох А.Г. и др. – М.-Л.: Энергия, 1966. – 491 с.

425

31. Хзмалян Д.М., Каган Я.А. Теория горения и топочные устройства. – М.: Энергия, 1976. – 488с. 32. Шкаливоа В.П., Патрахальцев Н.Н. Применение нетрадиционных топлив в дизелях. – М.: Изд. Университета дружбы народов, 1986. – 54 с. 33. Bell S.R., Caton J.A. Diesel engines: analytical evaluations of ignition options. Twenty-first Symposium (International) on Combustion // The Combustion Institute – 1986. – P. 389-397. 34. Bell S.R., Caton J.A. Numerical simulation of a coal-fueled compressionignition engine. // «Fuel», Vol. 67. – 1988. – P. 474-481. 35. Bell S.R., Caton J.A. Cycle Simulations of a Coal Fueled. Reciprocating, Internal Combustion Engine: the Role of Volatiles and Liquid Carriers // Combust Science and Technology, Vol. 50. – 1986. – P. 185-203. 36. Branyon D.P., Caton J . , Annamalai K. Coal-Fueled Diesel Cycle Simulation: The Role of Group Effects // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 112, №3. – 1990. – P. 391-397. 37. Caton J. A., Rosegay К. Н. An Analysis of Solid Particle Combustion in an IC Engine Environment. Central States Section // The Combustion Institute – CSS/March 1983. – P. 83-102. 38. Caton J.A. The Development of Coal-Fueled Diesel Engines: A Brief Review // «Energy Information Annual», Vol. 17. – 1992. – P. A89-A97.

39. Caton J.A., Hsu B.D. The General Electric Coal-Fueled Diesel Engine Program (1982-1993): A Technical Review // «ASME Transactions– Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 116, № 1. – 1994. – P. 749-757. 40. Caton J.A., Rosegay K.H. A Review and Comparison of Reciprocating Engine Operation Using Solid Fuels // «Transactions of the Society of Automotive Engineers», Vol. 82, №831362. – 1984. – P. 1108-1124. 41. Clean Coal Technology Demonstration Program // U.S. Department of Energy Secretary for Fossil Energy, – Washington: DC 20585. April 1995. – 3 p. 42. Coal Slurries-Oil Substitutes // «Mechanical Engineering», Vol. 102, № 12. – 1980. – 50 p. 43. COM and SRC-II as alternative fuels for diesel engines / Murayama Tadashi, Miyamoto Noboru, Chikahisa Takemi, Nagata Mosahisa, Yamazaki Kenji, Wen Yi Jin // «Bulletin Marine Engineering Society Japan», Vol. 14, №1.– 1986.– P. 29-36. 44. Cooper-Bessemer coal-fueled engine system – progress report / Rao A.K., Wilson R.P., Balles E.N., Mayvlle R.A., McMillian M.H., Kimberley J.A. // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 110. № 3. – 1988. – P. 498-506.

426

45. Downs W., Vecci S.J., Barsin J.A., Rovesti W.C. Characterization and Combustion of SRC-1I Fuel Oil // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 102, №3. – 1980. – P. 672-678. 46. Efficient and low-smoke combustion of various low-grade fuel in high-speed small diesel engines / Murayama Т., Miyamoto N., Chikahisa Т., Tosaka S. // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 110, № 3. – 1988.– P. 385-392. 47. Emission Characteristics and Control Technology for Stationary Coal-Fueled Diesel Engines / Benedek K. R., Menzies К. Т., Johnson S. A., Wilson R. P., Rao A. K., Schaub F. S. // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 111, №3. – 1989. – P. 507-515. 48. Flynn P.L., Hsu B.D., Leonard G.L. Coal-Fueled Diesel Engine Progress at GE Transportation Systems // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 112, №3. – 1990. – P. 369-375. 49. Flynn P.L., Leonard G.L., Mehan R.L. Component wear in coal-fueled diesel engines // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 1 1 1 , № 3. – 1989. – P. 521-529. 50. Gandhidasan P., Ertas A., Anderson E.E. Review of methanol and compressed natural gas (CNG) as alternative for transportation fuel // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 113, №3. – 1991.– P. 101-109. 51. Hsu B. D. Coal-Fueled Diesel Engine Development Update at GE Transportation Systems // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 1 1 4 , №3. – 1992. – P. 502-508. 52. Hsu B.D. Progress on the investigation of coal-water slurry fuel combustion in a medium speed diesel engine P . 1 . Ignition studies // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 110, № 3. – 1988. – P. 415-422. 53. Hsu B.D. Progress on the investigation of coal-water slurry fuel combustion in medium speed diesel engine P. 2. Preliminary full load test. // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 110, № 3. – 1988. – P. 425-430. 54. Hsu B.D., Confer G.L., Shen Z.J. Progress on the Investigation of Coal Water Slurry Fuel Combustion in a Medium Speed Diesel Engine: P. 5. Combustion Studies, in Coal-Fueled Diesel Engines 1992, Vol. 16, P. 39-46. 55. Hsu B.D., Leonard Q.L., Johnson R.N. Progress on the investigation of coal-water-slurry fuel combustion in a diesel engine P. 3. Accumulator in Coal-Fueled Diesel Engines // Energy-sources and Technology Conference and Exhibition – Houston, TX, Vol. 7. January 1989. – P. 19-25. 56. Hsu B.D., Branyon D.P. Progress on the Investigation of Coal-Water Slurry Fuel Combustion in a Medium-Speed Diesel Engine: P. 6. In-Cylinder Combustion Photography Studies // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 115, №3. – 1993. – P. 790-797.

427

57. Injection Characteristics of Coal-Water Slurries in Medium-Speed Diesel Equipment / Callahan T.J., Ryan Т W., Schwalb J.A., Benson C.E., Wilson R.P. // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 114 , №3. – 1992. – P. 522-527. 58. Kihm K.D., Caton J.A. Synchronization of a Laser Diffraction Drop Sizing Technique with Intermittent Spray Systems // «Journal of Applied Optics», Vol. 31, № 23. – 1992. – P. 1914-1916. 59. Kihm K.D., Deignan P. Dynamic surface tension of coal-water slurry fuels // «Fuel», Vol. 74, №2. – 1995. – P. 295-300. 60. Kihm K.D., Terracina D.P., Caton J.A. Spray-tip droplet SMDs of intermittent high-pressure sprays of diesel fuel compared with coal-water slurry sprays // «Journal of the Institute of Energy», Vol. 65, №3. – 1995. – P. 57-64. 61. Kihm K.D., Terracina D.P., Caton J.A. Synchronised droplet size measurements for coal-water slurry sprays generated from a high-pressure diesel injection system // «Journal of the Institute of Energy», Vol. 67, №3. – 1994. – P. 2-9. 62. Kishan S., Bell S.R., Caton J.A. Numerical Simulations of Two-Strops Cycle Engines Using Coal Fuels. // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 108, – 1986.–P. 661-668. 63. Likos W.E., Ruan T.W. Experiments with coal fuels in a high temperature diesel engine // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 110, № 3. – 1988. – P. 444-452. 64. McMillian M.H., Webb H.A. Coal-fueled diesels: systems development // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – 1989, Vol. I l l , №3. – P. 485-490. 65. Nydick S.E., Prochet F., Steiger H.A. Continued Development of a Coal Water Slurry Fired Slow-Speed Diesel Engine A Review of Recent Test Results // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 109, №3. – 1987. – P. 465-476. 66. Operating results of the Cooper-Bessemer JS-1 engine on coal-water slurry / Rao A.K., Melcner C.H., Wilson R.P., Balles E.N., Schaub F.S., Kimberley J.A. // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 110, №3 – 1988.-P. 431-436. 67. Rao A.K., Balles E.N. Wilson R.P. Features and Performance Data of Cooper-Bessemer Coat-Fueled Six-Cylinder LSB Engine, in Coal-Fueled Diesel Engines 1992, ICE-Vol. 16, P. 11-16. 68. Rosegay К.Н., Caton J.A. Cycle Simulation of Coal Particle Fueled Reciprocating Internal-Combustion Engines // M.S. Thesis. Texas A&M University – Paper № 831699, December 1982. – P. 895-908. 69. Ryan T.W. Coal-Fueled Diesel Development: A Technical Review // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 116, №3. – 1994. – P. 740-748.

428

70. Seshadri А.К., Caton J.A., Kihm K.D. Coal-Water Slurry Spray Characteristics of a Positive Displacement Fuel Injection System // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 114, №3. – 1992. – P. 528-533. 71. Siebers D.L., Dyer T.M. The Autoignition and Combustion of Coal-Water Slurry Under Simulated Diesel Engine Conditions // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 108, №3. – 1986. – P. 652-660. 72. Slurry-fueled diesels seen beneficial to cogeneration // «Cogeneration», Vol. 2, №4. – 1985. – P. 11 -12 . 73. Tataiah K., Wood C.U. Performance of coal slurry fuel in a diesel engine // «SAE – Technical Paper Series», № 800329. – 1980. – P. 12-18. 74. Urban C.M., Mecredy H.E., Ryan T.W., Angeles M.N. Coal-Water Slurry Operation in an EMD Diesel Engine // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 110, № 3. – 1988. – P. 437-443. 75. Uzkan Т., Horton C.E. Combustion of Coal-Water Slurry in a Two-Cycle Diesel Engine: Effects of Fuel Amount and Timing // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 112, №3. – 1990. – P. 376-383. 76. Wahiduzzaman S., Blumberg P.N., Keribar R., Rackmil C.I. A Comprehensive Model for Pilot-Ignited, Coal-Water Mixture Combustion in a Direct-Injection Diesel Engine // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 112, №3. – 1990. – P. 384390. 77. Wakenell J.F. Performance of Carbon/Diesel Fuel Slurries in a Medium – Speed Diesel Engine // «SAE – Technical Paper Series», № 830554.– 1983. – P. 67-75. 78. Weber R. Der Dieselmotor lauft mit Kohlestaub und Wasser // «VDINachrichten», Vol. 34, №47. – 1980. – P. 7-12. 79. Williams M.C., Holcombe N.T., McMillian M. Environmental aspects of coal-fueled diesel engines // «ASME Transactions– Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 111, № 3. – 1989. – P. 491-497.

429

Приложение

Список литературных источников, в которых имеется информация относительно проблемы прямого сжигания твердых топлив в поршневых ДВС.

1. Гюльднер Г. Двигатели внутреннего сгорания: их работа, конструкция и проектирование: в 2-х Т – Т.2. – М.: «МАКИЗ», 1928. – С. 797-817. 2. Morrison L.H. The Coal Dust Engine: Details of the Design. «Power», Vol. 68 – 1928. 3. Pawlikowski R. The Coal Dust Engine Upsets Traditions. «Power», Vol. 68 – 1928. 4. Радциг А.А. Современные достижения теплотехники. Л.: Госэнергоиздат– 1933. – С. 58. 5. Hanse O.J. Coal-Oil Mixture as a Diesel Fuel, Master of Science Thesis, University of North Carolina. – 1949. 6. Есин В.В. Исследование процесса распыливания твердого топлива в связи с проблемой непосредственного сжигания последнего в стационарных и автотракторных двигателях внутреннего сгорания. Автореф. Дис. МИМЭСХ – 1952. – 19 с. 7. Tracy E.W. Feasibility Study of the Use of Powdered Coal as a Fuel for Diesel Engines, SwRi Report № 8-681-1, Southwest Research Institute, Nov. – 1957. 8. Marshall H.P., Shelton C. The Coal Burning Piston Engine, Bulletin of the Virginia Polytechnic Institute, Engineering Experiment Station, № 135, Vol. 53. – 1959. 9. Sittauer H. Diesel eine erfindun erobert sich die welt – Transpress. S. Nr., 1961. – S. 95. 10. Rich L.L., Walker M.L. Pulverized Coal Burning Diesel Engine, Howard University, Office of Coal– Research, R D Report № 46, USGPO, Washington, D.C. – 1969. 11. Tipler W. Prospects for the Operation of Diesel Engines on Coal or Its Derivatives, Institution of Mechanical Engineers. Paper № C17/75. – 1975. 12. Soehngen E.E. The Development of the Coal Burning Diesel in Germany, US ERDA Report № WA76-3387. – 1976. 13. Marshall H.P., Walters D.C. An Experimental Investigation of Coal Slurry Fueled Diesel Engine, SAE Paper № 770795. – 1977. 14. Sulzer developing coal-fueled slow-speed diesel engine. – Zosen. № 6 – 1978. – P. 23. 15. Tataiah K., Lestz S.J. Influence of MICO Fuels n Engine Performance, Exhaust Emissions, and Endurance, Interim Report AFLR. № 125, U.S. Army Fuels and Lubricants Research Laboratory, Southwest Research Institute, San Antonio, Texas – 1979. 16. Dunlay J . B . , Davis J.P., Steiger H.A., Eberle M.K. Economic and Technological Assessment of Diesel Engines Using Coal Based Fuels for Electric Power Generation, Thermo Electron Corp., Report № ТЕ 4234 – 37-80.– 1979. 17. Rentz R.L., Renner R.A. Solid Fuel Applications to Transportation Engines, DOE Report № CS-56051-T2, Prepared by Mueller Associates, Inc. – 1980.

430

18. Tataiah K., Wood С.О. Performance of Coal Slurry Fuel in a Diesel Engine, SAE Paper № 800329 – 1980. 12 p. 19. Ryan T.W., Likos W.E., Moses C.A. The Use of Hybrid Fuel in a SingleCylinder Diesel Engine, Central State Section // The Combustion Institute, paper №CSS/CI-80-06 – 1980. 20. Ryan T.W., Likos W.E., Moses C.A. The Use of Hybrid Fuel in a SingleCylinder Diesel Engine, SAE Paper № 801380. 1980. 21. Dunlay J.B., Davis J.P., Steiger H.A., Eberle M.K. Performance Tests of a Slow Speed Two Stroke Diesel Engine Using Coal Based Fuels, Thermo Electron Corp., Report № ТЕ 7905-267-80 – 1980. 22. Fortschritte bei Versucnen mit Kuhlenschlamm-Brennstoffen bei langsamlaufenden Sulzer – Dieselmoioren. «MTZ» – 41, № 9 – 1980. – 370 s. 23. Coal Slurries-Oil Substitutes. «Mechanical Engineering», (102) № 12 – 1980. – P. 50. 24. Weber R. Der Diesel motor lauft mit Kohlestaub und Wasser. «VDI– Nachrichten», 34, № 47 – 1980.– 7 s . 25. Coal slurries in diesel engines. «Fairplay Int. Shipp Weekly», 275, № 5057.– 1980. – 26 p. 26. Fortschritte bei Versuchen mit Kohlenschlamm-Brennstoffen bei langsamlaufenden Sulrer-Diesel motren. – MTZ, № 9, – 1980. – S.41. 26. Rentz R.L., Timbario T.J., Renner H.A. Solid Fuel Applications to Transportation Engines, SAE Paper 810445 – 1981. 28. Dunlay J.B. Coal: Diesel Fuel of the Future? «Power», Vol. 125 – 1981. 29. Dunlay J.B., Davis J.P., Steiger H.A., Eberle M.K. Slow-Speed Two Stroke Diesel Engine Tests Using Coal-Based Fuels, ASME Paper 81DQP-12-1981. 30. Marshall H.P., Bhat S.M., Mulvaney ST., Sevelli J.F. Performance of Diesel Engine Operating on Raw Coal-Diesel Fuel Slurries, SAE Paper №810253 – 1981. 31. Коллеров Л.К. Применение угольного топлива в дизелях. // «Двигателестроение», №2 1982. – С. 51-53. 32. Ryan T.W., Callahan T.J., Dodge L.G., Moses C.A. Injection, Atomization and Combustion of Carbon Slurry Fuels, SAE Paper № 821199 – 1982. 33. Rosegay K.H., Caton J.A. Cycle Simulation of Coal Particle Fueled Reciprocating Internal-Combustion Engines // M.S. Thesis. Texas A&M University – Paper № 831699, December. 1982. – P. 895-908. 34. Wakenell J.F. Performance of Carbon-Diesel Fuel Slurries in a MediumSpeed Diesel Engine, SAE Paper 830554 – 1983 – P. 67-75. 35. Energy and Environmental Research Corporation, Research Engine Test of Coal Slurry Fuels, work plan for U. S. Department of Energy Contract DE-AC19-82BC10T29, January 1983. 36. Robben F. Coal-Fueled Diesel Engines, SAE Paper № 831747 – 1983. 37. Phatak R.G. Investigation of diesel Fuel Injection Equipment Response to Coal-Slurry Fuels, Southwest Research Institute, Report № SwRI7328, November 1983. 38. Caton J.A., Rosegay K.H. An Analysis of Solid Particle Combustion in an IC Engine Environment, Central States Section Spring Meeting of the Combustion Institute, Paper № CSS / CI83-02, March 1983.

431

39. Rosegay K.H., Caton J.A. Cycle Simulation of Coal Particle Fueled Reciprocating Internal-Combustion Engines, in Proceedings: A Worldwide View of Diesel Combustion, Emissions, and Analysis, at the International Off Highway Meeting and Exposition, Society of Automotive Engineers, Milwaukee, Vol. 1, 12-15 September 1983. – 1983. – P. 123-136. 40. Caton J.A., Rosegay K.H. A Review and Comparison of Reciprocating Engine Operation Using Solid Fuels «Transactions of the Society of Automotive Engineers» Paper № 831362, Vol. 92 – 1984.– P. 1108-1124. 41. Gurney M.D., Clingenpeel J.M., Eccleston D.B. A Program to Examine the Use of Coal Slurry Fuels in Diesel Engines, ASME Paper №84-DGP9 – 1984. 42. Clingenpeel J.M., Gurney M.D., Eccleston D.B. A Combustion and Wear Analysis of a Compression-Ignition Engine Using Coal Slurry Fuels, ASME Paper № 84-DGP-8 – 1984. 43. Robben F., Brehob D.D., Narnazian M., Sawyer R.F., Sherman P.M. Coal-Fueled Diesel Engines, proceedings of The Sixth International Symposium on Coal Slurry Combustion and Technology, FL; also, Lawrence Berkeley Laboratory, Report № LBL-17721 – 1984. – P. 767775. 44. Crouse F.W. Proceedings of the First Annual Heat Engines Contractors Review Meeting, Topical Report prepared by DOE-METC, Report № DOE – METC-84-31, November 1984. 45. Caton J.A. Cycle Simulation of a Coal-Particle-Fueled, Reciprocating, Locomotive Engine, 7-th Annual Energy-sources Technology Conference and Exhibition, American Society of Mechanical Engineers, Paper № 84DGP-19, February 1984. 46. Rosegay K.H., Caton J.A. Cycle Simulation of Coal Particle Fueled, Reciprocating Internal-Combustion Engines // «Transactions of the Society of Automotive Engineers» – Paper № 831299, Vol. 92, – 1984. – P. 895-908. 47. Bell S.R., Caton J.A. Cycle Simulation for a Reciprocating, InternalCombustion Engine Using a Coal Slurry Fuel: The Role of Volatiles, 1984 American Flame Research Committee Fall Symposium, Paper № 41, October 1984. 48. Caton J.A. Cycle Simulation for a Coal-Fueled Diesel Engine, Proceedings of the First Annual Heat Engines Contractors Meeting, US Department of Energy, Morgantown Energy Technology Center, November 1984. – P. 245-258. 49. Nelson L.P., Heap M.T., Sampson T.W., Seeker W.R. The Combustion Characteristics of Slurred Fuels in Diesel Engines: Detailed Measurements end Analysis, ASME Paper № 85-DGP-19, presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Dallas, TX. February 1985. 50. Brehob D.D. Compress on Ignition of Coal Slurry Fuels, Ph.D. Thesis, University of Berkeley, Department of Mechanical Engineering, also Lawrence Berkeley Laboratory, Report № LBL-20710, November 1985. 51. Siebers D.L., Dyer T.M. The Autoignition and Combustion of Coal-Water Slurry Under Simulated Diesel Engine Conditions, ASME Paper № 85DGP-15, presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Dallas, TX, February 1985.

432

52. Phatak R.G., Gurney M.D. Investigation of diesel Fuel Injection Equipment Response to Coal-Slurry Fuels, ASME Paper № 85-DGP-17, presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Dallas, TX, February 1985. 53. Carpenter L.K., Grouse F.W. Coal-Fueled Diesel Engines, Fossil Energy Activities, ASME Paper № 85-DGP-18, presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Dallas, TX, February 1985. 54. Grouse F.W. Proceedings of the Second Annual Heat Engines Contractors Review Meeting, Topical Report prepared by DOE-METC, Report № DOE-METC-85-6023, August 1985. 55. Kishan S., Caton J.A. Simulation of a Two-Stroke Cycle, Locomotive Engine Using Diesel or Coal Fuels, Joint Central and Western Slates Sections/Combustion Institute Spring Meeting, Paper № 1-1A, April 1985. 56. Bell S.R., Caton J.A. Cycle Simulation of Reciprocating, InternalCombustion Engines Using Coal Slurry Fuels, Joint Central and Western States Sections // Combustion Institute Spring Meeting, Paper № 2-1 A, April 1985. 57. Caton J.A., Bell S.R. Coal-Fueled Diesel: Cycle Simulation Study, Proceedings of the Second Annual Heat Engines Contractors Meeting, U.S. Department of Energy, Morgantown Energy Technology Center, May 1985. – P. 250-266. 58. Bell S.R., Caton J.A. Analytical Evaluations of Ignition Options for a Coal/Water Slurry Fueled Engine, 1985 American Flame Research Committee Fall Symposium, October 1985. 59. Slurry-fueled diesels seen beneficial to cogeneration // «Cogeneration» – №4 – 1985. – P. 11-12. 60. Tests positive with coal derived fuels. «Diesel and Gas Turbine Worldwide», 17, №5 – 1985.– P. 52-53. 61. Шкаливоа В.П., Потрархальцев Н.Н. Применение нетрадиционных топлив в дизелях. – М.: изд. Университета дружбы народов, 1986.– 54с. 62. Carpenter L.K., Grouse F.W. Coal-Fueled Diesels: Challenges and Progress, ASME Paper № 86-ICE-6, presented at Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, February 1986. 63. Grouse F.W. Proceedings of the Third Annual Heat Engines Contractors Review Meeting, Topical Report prepared by DOE-METC, Report № DOE – METC-86-6041, May 1986. 64. Hapeman M., Savkar S. Coal Fired Diesel System Application to Locomotive Power plants, ASME Paper № 86-ICE-14, presented at Energysources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, February 1986. 65. Leonard G.L., Fiske G.H. Combustion Characteristics of a Coal-Water Mixture in a Simulated Medium Speed Diesel Engine Environment, ASME Paper № 86-ICE-15, presented at Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, February 1986. 66. Koch R.L., Curry C.E., Slezinger J.O. Commercialization Considerations for a Coal-Fueled Diesel Locomotive, ASME Paper № 86-ICE-S, presented

433

at Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, February 1986. 67. Ryan R.W., Likos W.E., Vinyard S. Combustion Characteristics of Coal Fuel in an Insulated High Temperature Diesel Engine, presented at Energysources and Technology Conference and Exhibition, (oral only) New Orleans, LA, February 1986. 68. Kishan S., Bell S.R., Caton J.A. Numerical Simulations of Two-Stroke Cycle Engines Using Coal Fuels, Ninth Annual Energy-sources Technology Conference and Exhibition, American Society of Mechanical Engineers, Internal Combustion Engine Division Symposium, Paper № 86-ICE-13, 25 February 1986. 69. Bell S.R., Caton J.A. Coal-Fueled Diesel Engines: Analytical Evaluations of Ignition Options, the Twenty-First (International) Symposium on Combustion – 1986. – P. 389-397. 70. Bell S.R., Caton J.A. Cycle Simulations of a Coal-Fueled, Reciprocating Internal Combustion Engine: the Role of Volatiles and Liquid Carriers // Combustion Science and Technology, Vol. 50, № 4-6 – 1986. – P. 185-203. 71. Bell S.R., Caton J.A. Coal-Fueled Diesel: Simulation Study, Proceedings of the Third Annual Heat Engines Contractors Meeting, US Department of Energy, Morgantown Energy Technology Center, May 1986. – P. 308-319. 72. Kishan S., Bell S.R., Caton J.A. Numerical Simulations of Two-Stroke Cycle Engines Using Coal Fuels // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 108, № 4, October 1986. P. 661-668. 73. Kamo R., Kakwani R., Carpenter L.K. Introduction of Micronized Coal In the Intake Air of a Medium-speed Adiabatic Diesel Engine, ASME Paper № 86-ICE-19, presented at Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, February 1986. 74. COM and SRC-II as alternative fuels for diesel engines / Murayama Т., Miyamoto N., Chikahisa Т., Nagata M., Yamazaki K., Wen Y.J. // «Bulletin Marine Engineering Society Japan» – Vol. 14, №1. – 1986. – P. 29-36. 75. Siebers D.L., Dyer T.M. The Auto ignition and Combustion of Coal-Water Slurry Under Simulated Diesel Engine Conditions // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 108, №3. – 1986. – P. 652-660. 76. Byam J.W., Markel K.E. Proceedings of the Annual Heat Engines and Gas Stream Cleanup Systems Contractors Review Meeting, Topical Report prepared by DOE-METC, Report № DOE-METC-87-6077, April 1987. 77. Balles E.N., Benedek K.R., Wilson R.P., Rao A.K. Analysis of Cylinder Pressure and Combustion Products from an Experimental Coal-Fueled Diesel Engine, in New Engine Technology for Cogeneration, ICE-Vol.-2, P. 75-81, ed. J.M. Bailey, presented at the Internal Combustion Engine Division Technical Conference, Kansas City, MO, October 1987. 78. Ryan T.W., Callahan T.J., Mecredy H.E., Baker O.A., Jett B.T. Coal Slurry Combustion – Bomb and Small Engine Test Results, ASME Paper № 87-ICE-31, presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Dallas, TX, February 1987.

434

79. Likos E., Ryan T.W. Combustion Characteristics of Coal Fuels in a High Temperatures Diesel Engine, ASME Paper № 87-ICE-56, presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Dallas, TX, February 1987. 80. Caton J.A., Bell S.R., Richardson K.D., Koncke K.F. Autoignition Characteristics of Coal-Water Slurry Fuels for Diesel Engine Conditions. Numerical Results, Proceedings of the 1987 ASME-JSME Thermal Engineering Joint Conference, Mario P.J., Tanasawa L, eds., Vol. 1, March 1987. P.217-223. 81. Caton J.A., Annamalai K. Performance and Emissions of Coal-Fueled Engines Using Group Combustion Theory, Proceedings of the Annual Heat Engines and Gas Stream Cleanup Systems Contractors Review Meeting, US Department of Energy, Morgantown Energy Technology Center, April 1987. – P. 190-196. 82. Caton J.A., Annamalai K. Performance and Emissions of Coal-Fueled Engines Using Group Combustion Theory, Proceedings of the AR&TO Direct Utilization, and Instrumentation and Diagnostic Contractors Review Meeting, US Department of Energy, October 1987. – P. 31-40. 83. Nydick S.E., Prochet F., Stieger H.A. Continued Development of a Coal Water Slurry Fired Slow-Speed Diesel Engine a Review of Recent Test Results, ASME Paper № 87-ICE-10, presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Dallas, TX, February 1987. 84. Brehob D.D., Sawyer R.F. Compression Ignition of Coal Slurry Fuels, ASME Paper № 87-ICE-11, presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Dallas, TX, February 1987. 85. Lai M.C., Zhou В., Cheng W.K., Wong V.W., Benedek K.H. Parametric Studies of Coal-Water Slurry Combustion in a Rapid Compression Machine, ASME Paper №87-ICE-9, presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Dallas, TX, February 1987. 86. Nydick S.E., Prochet F., Steiger H.A. Continued Development of a Coal Water Slurry Fired Slow-Speed Diesel Engine A Review of Recent Test Results // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – 1987, Vol. 109, №3. – P. 465-476. 87. Dellefield R.J., Webb H.A. Proceedings of the Annual Heat Engines and Gas Cleanup Systems Contractors Review Meeting, Topical Report prepared by DOE-METC, Report-№ DOE-METC-88-6094, June 1988. 88. Hsu B.D. Progress on the Investigation of Coal-Water Slurry Fuel Combustion in a Medium Speed Diesel Engine: Part 1. Ignition Studies, ASME Paper № 68-ICE-4, presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, January 1988. 89. Hsu B.D. Progress on the Investigation of Coal-Water Slurry Fuel Combustion in a Medium-Speed Diesel Engine: Part 2. Preliminary Full Load Test, ASME Paper № 88-ICE-5, presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, January 1988. 90. Flynn P.L., Hsu B.D. Coal Fueled Diesel Developments, SAE Paper 881159 – 1988. 91. Benedek K.R., Menzies K.T., Johnson S.A., Wilson R.P., Rao A.K., Schaub F.S. Emission Characteristics and Control Technology for Stationary.

435

Coal-Fueled Diesel Engine, in Engine Emissions Technology for the 1990s, ICE – Vol. 4, P. 169-176, ed. Springer K.J., presented at the Internal Combustion Engine Division Conference, San Antonio, TX, October 1988. 92. Urban C.M., Mecredy H.E., Ryan T.W., Angeles M.N. Coal-Water Slurry Operation in an EMD Diesel Engine, ASME Paper № 88-ICE-28, presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, January 1988. 93. Likos W.E., Ryan T.W. Experiments with Coal Fuels in a High Temperature Diesel Engine, ASME Paper № 88-ICE-29, presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, January 1988. 94. Caton J.A., Schmidt J . , Roth J . , Bachman F., Annamalai K. Nitric Oxide Emissions from a Coal-Fueled Engine: Numerical Results, Energy-sources Technology Conference and Exhibition, American Society of Mechanical Engineers, Internal Combustion Engine Division Symposium, Paper № 88-ICE-22, January 1988. 95. Bell S.R., Caton J.A. Numerical Simulation of a Coal-Fueled, CompressionIgnition Engine, «Fuel», Vol. 67, April 1988. – P. 474-481. 96. Caton J.A., Annamalai K. Performance and Emissions of Coal-Fueled Engines Using Group Combustion Theory, Proceedings of the Annual Heat Engines and Gas Stream Cleanup Systems Contractors Review Meeting, US Department of Energy, Morgan town Energy Technology Center, June 1988. – P. 173-178. 97. Caton J.A., Annamalai K. Performance and Emissions of Coal-Fueled Engines Using Group Combustion, Proceedings of the Advanced Research and Technology Development (AR&TD) Direct Utilization, and Instrumentation and Diagnostics Contractors Review Meeting, US Department of Energy, Pittsburgh Energy Technology Center, September 1988. – P. 657-668. 98. Cooper-Bessemer coal-fueled engine system – progress report / Rao A.K., Wilson R.P., Balles E.N., Mayvlle R.A., McMillian M.H., Kimberley J.A. // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 110, № 3. – 1988. – P. 498-506. 99. Murayama Т., Miyamoto N., Chikahisa Т., Tosaka S. Efficient and lowsmoke combustion of various low-grade fuel in high-speed small diesel engines // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 110, № 3. – 1988. – P. 385-392. 100. Likos W.E., Ruan T.W. Experiments with coal fuels in a high temperature diesel engine // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 110, № 3. – 1988. – P. 444-452. 101. Hsu B.D. Progress on the investigation of coal – water slurry fuel combustion in a medium speed diesel engine. P . 1 . – Ignition studies // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 110, № 3. – 1988. – P. 415-422. 102. Hsu B.D. Progress on the investigation of coal-water slurry fuel combustion in medium speed diesel engine. P.2. – Preliminary full load test // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 110, № 3 – 1988. – P. 425-430.

436

103. Operating results of the Cooper-Bessemer JS-1 engine on coal – water slurry / Rao A.K., Melcner C.H., Wilson R.P., Balles E.N., Schaub F.S., Kimberley J.A. // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 110, № 3. – 1988. – P. 431-436. 104. Coal-water slurry operation in an EMD diesel engine / Urban C.M., Mecredy H.E., Ryan T.W., Ingalls M.N., Jett B.T. // «ASME Transactions Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 110, № 3. – 1988. – P. 437-443. 105. Webb H.A., McMillian M.H. Coal Fueled Diesels: Systems Development, Coal-Fueled Diesel Engines, Vol. 7, P. 1-8, eds., McMillian M.H., Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1989. 106. Emission Characteristics and Control Technology for Stationary Coal-Fueled Diesel Engine / Benedek K.R., Menzies K.T., Johnson S.A., Wilson R.P., Rao A.K., Schaub F.S. // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 110, № 3. – 1989. – P. 507-515. 107. Williams M.C., Holcombe N.T., McMillian M H. Environmental Aspects of Coal-Fueled Diesel Engines, presented at the Energy-sources Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1989. 108. Bedick R.C., Dorchak T.P., Rekos N.F., Webb H.A. Proceedings of the Sixth Annual Coal-Fueled Heat Engines and Gas Stream Cleanup Systems Contractors Review Meeting, Meeting, Topical Report prepared by DOEMETC, Report № DOE-METC-89-6101, March 1989. 109. Hsu B.D., Leonard G.L., Johnson R.N. Progress On the Investigation of Coal-Water-Slurry Fuel Combustion In a Diesel Engine: Part 3, Accumulator, in Coal-Fueled Diesel Engines, Vol. 7, P. 19-25, eds., McMillian M.H., Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1989. 110. Rao A.K., Wilson R.P., Balles E., Mayville R.A., Kimberly J., McMillian M.H. Cooper-Bessemer Coal-Fuel ed Diesel Systems: Progress Report, in Coal-Fuel ed Diesel Engines, Vol. 7, P. 9-18, eds., McMillian M.H., Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1989. 111. Ryan T.W., Likos W.E., Моulton D.S., Bauer H.F. Characterization, Processing, end Diesel Engine Evaluation of Coal Liquid Fuels, in CoalFueled Diesel Engines, Vol. 7, P. 43-50, eds., McMillian M.H., Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1989. 112. Caton J.A., Annamalai K. Performance and Emissions of Coal-Fueled Engines Using Group Combustion Theory, Proceedings of the Sixth Annual Coal-Fueled Heat Engines and Gas Stream Cleanup Systems Contractors Review Meeting, US Department of Energy. Morgantown Energy Technology Center, March 1989. – P. 346-357. 113. Ryan W., Annamalai K., Caton J. Relation Between Group Combustion and Drop Array Studies, Proceedings of the Central States Section // Combustion Institute Spring Technical Meeting, Paper №20, May 1989. – P. 261-267.

437

114. Kakwani R.M., Kamo R., Smith W.C., Cutlip R.G. Combustion Characteristics of a Dry Coal Powder Fueled Adiabatic Diesel Engine, in Coal-Fueled Diesel Engines, Vol. 7, P. 27-34, eds., McMillian M.H., Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1989. 115. Bell S.R., Choi G.H. Numerical Evaluation of the Carbon-Water Reaction in a Coal-Water Fueled Engine, in, Coal-Fueled Diesel Engines, Vol. 7, P. 35-42, eds., McMillian M.H., Webb H.A., presented at the Energysources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1989. 116. Yu T.U., Beer J.M., Cheng W.K. Injection and Atomization of CoalWater Slurry in High Pressure Diesel Engine Environment, in Coal-Fueled Diesel Engines, Vol. 7, P. 51-60, eds., McMillian M.H., Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1989. 117. Khandare S.S. Cycle Simulation of Volatile Coal-Fueled Diesel Engine with Coal-Dust Induction System, in Coal-Fueled Diesel Engines, Vol. 7, P. 61-74, eds., McMillian M.H., Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1989. 118. Likos W.E., Ryan T. Coal fuels for diesel and gas turbine engines // «SAE – technical Paper Series»– № 890866. – 1989. – P. 9. 119. McMillian M.H., Webb H.A. Coal-fueled diesels: systems development // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 1 1 1 , №3. – 1989. – P. 485-490. 120. Flynn P.L., Leonard G.L., Mehan R.L. Component wear in coal-fueled diesel engines, // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 1 1 1 , № 3.– 1989. – P. 521-529. 121. Hsu B.D., Leonard G.L., Johnson R.N. Progress on the investigation of coal-water-slurry fuel combustion in a medium-speed diesel engine: part 3 – accumulator injector performance // «ASME Transactions– Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 1 1 1 , №3.– 1989.– P. 516-520. 122. Williams M.C., Holcombe N.T., McMillian M. Environmental aspects of coal-fueled diesel engines // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 1 1 1 , № 3. – 1989. – P. 491-497. 123. Webb H.A., Rekos N.F., Kofhari V.P., Bedick R.C. Proceedings of the Seventh Annual Coal-Fueled Heat Engines and Gas Stream Cleanup Systems Contractors Review Meeting, Meeting, Topical Report prepared by DOE– METC, Report № DOE-METC-90-6110, March 1990. 124. Flynn P.L., Hsu B.D., Leonard G.L. Coal Fueled Diesel Engine Progress at GE Transportation Systems, in Coal-Fueled Diesel Engines 1990, ICEVol. 12, P. 1-9, ed., Caton J.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, January 1990. 125. Slaughter D., Cohen M., Samuel E., Mangel M., Gal E. Control of Emissions In the Coal Fueled Diesel Locomotive, in Coal-Fueled Diesel Engines 1990, ICE-Vol. 12. P. 11-16, ed., Caton J.A., presented at the

438

Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, January 1990. 126. Mayville R.A., Rao A.K., Wilson R.P. Cooper-Bessemer Coal Fueled Engine System: Recent Developments in Durable Components, in CoalFueled Diesel Engines 1990, ICE-Vol. 12, P. 17-22, ed., Caton J.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, January 1990. 127. Uzkan Т., Horton C.E. Combustion of Coal-Water Slurry in a TwoCycle Diesel Engine: Test System Design, in Coal-Fueled Diesel Engines 1990, ICE – Vol. 12, P. 23-30, ed., Caton J.A., presented at the Energysources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, January 1990. 128. Uzkan Т., Horton C.E., Combustion of Coal-Water Slurry In a TwoCycle Diesel Engine: Effects of Fuel Amount and Timing, in Coal-Fueled Diesel Engines 1990, ICE-Vol. 12, P. 31-40, ed., Caton J.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, January 1990. 129. Schwalb J.A., Ryan T.W., Smith W.C. Lube Oil Contamination Induced Wear In Coal Fueled Diesel Engines, in Coal-Fueled Diesel Engines 1990, ICE– Vol. 12, P. 51-58, ed., Caton J.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, January 1990. 130. Branyon D.P., Caton J . , Annamalai K. Coal Fueled Diesel Cycle Simulation: The Role of Group Effects //«ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» Vol. 1 1 2 , №. 3, – P. 391-397; also in. Coal-Fueled Diesel Engines 1990, ICE-Vol. 12, – P. 77-84, ed., Caton J.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, January 1990. 131. Kakwani R.M., Badgley P.R., Smith W.C. Development of Fuel Injection and Combustion Systems for Coal-Water-Slurry Fueled Diesel Engines, in Coal– Fueled Diesel Engines 1990, ICE-Vol. 12, P. 41-50, ed., Caton J.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, January 1990. 132. Wahiduzzaman S., Blumberg P.N., Keribar R., Rackmil C.I. A Comprehensive Model for Pilot-Ignited, Coal-Water Mixture Combustion in a Direct Injection Diesel Engine, in Coal-Fueled Diesel Engines 1990, ICE-Vol. 12, P. 59-68, ed., Caton J.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, January 1990. 133. Bell S.R., Choi G.H. Numerical Evaluation of Fuel Atomization in a Coal Fueled Engine, in Coal-Fueled Diesel Engines 1990, ICE-Vol. 12, P. 69-76, ed., Caton J.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, January 1990. 134. Weber R. MitKohie staub and Wasser. – Schweizer Mashinenmarkt. Vol. 90, №27. – 1990. – P. 84-87. 135. Flynn P.L., Hsu B.D., Leonard G.L. Coal-Fueled Diesel Engine Progress at GE Transportation Systems // «ASME Transactions– Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 1 1 2 , №3. 1990. – P. 369-375.

439

136. Uzkan Т., Horton C.E. Combustion of Coal-Water Slurry in a TwoCycle Diesel Engine: Effects of Fuel Amount and Timing // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 1 1 2 , №3.– 1990.– P. 376-383. 137. Wahiduzzaman S., Blumberg P.M., Keribar R., Rackmil C.I. A Comprehensive Model for Pilot-Ignited, Coal-Water Mixture Combustion in a Direct-Injection Diesel Engine // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 112, №3. – 1990.– P. 384-390. 138. Webb H.A., Bedick R.C., Gelling D.W., Cicero D.C. Proceedings of the Eighth Annual Heat Engines and Gas Cleanup Systems Contractors Review Meeting, Topical Report prepared by DOE-METC, Report № DOE-METC-91-6122, July 1991. 139. Hsu B.D., Confer G.L. Progress on the Investigation of Coal-WaterSlurry Fuel Combustion in a Medium Speed Diesel Engine: Part 4 – Fuels Effect, in Coal-Fueled Diesel Engines 1991, ICE-Vol. 14, P. 1-8, eds., Caton J.A., Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1991. 140. Mayville R.A., Rao A.K., Wilson H.P. Durable Component Development Progress for the Cooper-Bessemer Coal-Fueled Diesel Engine, in CoalFueled Diesel Engines 1991, ICE-Vol. 14, P. 23-28, eds. Caton J.A., Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1991. 141. Uzkan Т., Morton C.E. Effects of Engine Speed, Inlet Air Heating and Slurry Timing on the Combustion of Coal-Water Slurry in a Diesel Engine, in Coal– Fueled Diesel Engines 1991, ICE-Vol. 14, P. 9-16, eds. Caton J.A., Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1991. 142. Greenhalgh M.L., High-Pressure Coal Fuel Processor / Engine Development, in Coal-Fueled Diesel Engines 1991, ICE-Vol. 14, P. 4955, eds. Caton J.A, Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1991. 143. Schwalb J.A., Ryan T.W. Surface Finish and Particle Size Effects on Wear In Coal-Fueled Diesel Engines, in Coal-Fueled Diesel Engines 1991, ICE – Vol. 14, P. 29-38, eds. Caton J.A, Webb H.A., presented at the Energy– sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1991. 144. Caton J.A., Kihm K.D., Seshadrt A.K., Zicterman G. Micronized-CoalWater Slurry Sprays from a Diesel Engine Positive Displacement Fuel Injection System, Proceedings of the Central States Section. Combustion Institute Spring Technical Meeting, Paper № 58, April 1991. – P. 361366. 145. Caton J.A., Kihm K.D. Coal-Water Slurry Atomization Characteristics, Proceedings of the Eighth Annual Coal-Fueled Heat Engines and Gas Stream Cleanup Systems Contractors Review Meeting, U.S. Department of Energy, Morgantown Energy Technology Center, July 1991. – P. 273-282. 146. Badgley P.R., Doup D.C. Combustion Optimization of High-Speed CoalWater-Slurry Fueled Diesel Engine, in Coal-Fueled Diesel Engines 1991,

440

ICE – Vol. 14, P. 17-22, eds. Caton J.A, Webb H.A., presented at the Energy– sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1991. 147. Wahiduzzaman S., Blumberg P.N., Hsu B.D. Simulation of Significant Design and Operating Characteristics of a Coal Fueled Locomotive Diesel Engine, in Coal-Fueled Diesel Engines 1991, ICE-Vol. 14, P. 39-48, eds. Caton J.A, Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1991. 148. Webb H.A. Proceedings of the Ninth Annual Heat Engines Contractors Review Meeting, to be available, Topical Report prepared by DOE-METC, October 1992. 149. Hsu B.D. Coal Fueled Diesel Engine Development Update at GE Transportation Systems, in Coal-Fueled Diesel Engines 1992, ICE-Vol. 16, P. 1-10, eds. Caton J.A, Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1992. 150. Hsu B.D. Coal-Fueled Diesel Engine Development Update at GE Transportation Systems // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 114, №3. – 1992. – P. 502-508. 151. McDowell R.E., Basic S.L., Confer G.L. Design and Operation of a Medium Sized 12-CyUnder Coal-Fueled Diesel Engine, in Coal-Fueled Diesel Engines 1992, Vol. 16, P. 33-38, eds. Caton J.A, Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1992. 152. Hsu B.D., Confer G.L., Shen Z.J. Progress on the Investigation of Coal Water Slurry Fuel Combustion in a Medium Speed Diesel Engine: Part 5 – Combustion Studies, in Coal-Fueled Diesel Engines 1992, Vol. 16, P. 39-46, eds. Caton J.A, Webb H.A., presented at the Energysources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1992. 153. Hsu B.D., Confer G.L., Shen Z.J. Progress on the Investigation of CoalWater Slurry Fuel Combustion in a Medium-Speed Diesel Engine: Part 5 – Combustion Studies // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 114, №3. – 1992. – P. 515-521. 154. Hsu B.D., Shen Z., Caton J.A., Combustion Characteristics of CoalWater Slurry Fuel in a Medium Speed Diesel Engine, Proceedings of the Ninth Annual International Pittsburgh Coal Conference, Coal-Energy and the Environment, Pittsburgh, PA, 12-16 October 1992. – P. 335-340. 155. Rao A.K., Balles E.N., Wilson R.P. Features and Performance Data of Cooper-Bessemer Coat-Fueled Six-Cylinder LSB Engine, in Coal-Fueled Diesel Engines 1992, ICE-Vol. 16, P. 11-16, eds. Caton J.A, Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1992. 156. Rao A.K., Balles E.N., Wilson R.P. Features and Performance Data of Cooper-Bessemer Coal-Fueled Six-Cylinder LSB Engine // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 114, №3. – 1992. – P. 509-514. 157. Greenhalgh M.L. Preliminary Test Data and Systems Analysis of a HighPressure Coal Fuel Processor Engine System Concept, in Coal-Fueled

441

Diesel Engines 1992, ICE-Vol. 16, P. 17-24, eds. Caton J.A, Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1992. 158. Kakwani R.M., Winsor R.E., Wahiduzzaman S., Ryan T.W., Wilson R.P. Study for Coal-Water Slurry Fuel Combustion in a High-Speed Diesel Engine, in Coal-Fueled Diesel Engines 1992. ICE-Vol. 16, P. 25-32, eds. Caton J.A, Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1992. 159. Callahan T.J., Ryan T.W., Schwalb J.A., Benson C.E. Wilson R.P. Injection Characteristics of Coal-Water Slurries in Medium-Speed Diesel Equipment. // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 114, №3. – 1992. – P. 522-527 160. Dodge L.G., Callahan T.J., Ryan T.W., Schwalb J.A., Benson C.E., Wilson R.P. Injection Characteristics of Coal-Water Slurries in MediumSpeed Diesel Equipment, in Coal-Fueled Diesel Engines 1992, Vol. 16, P. 47-54, eds. Caton J.A, Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1992. 161. Schwalb J.A., Ryan T.W. Investigation of Break-In Wear, Ring Loading, and Oil Supply Configuration Effects on Wear In Coal-Fueled Diesel Engines, in Coal-Fueled Diesel Engines 1992, Vol. 16, P. 69-78, eds. Caton J.A, Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1992. 162. Seshadri A.K., Caton J.A., Kihm K.D. Coal-Water Slurry Spray Characteristics of a Positive Displacement Fuel Injection System, CoalFueled Diesel Engines 1992. eds. Caton J.A, Webb H.A., ICE-Vol. 16, Energy– sources Technology Conference and Exhibition, American Society of Mechanical Engineers, Internal Combustion Engine Division Symposium, Houston, TX, January 1992. – P. 55-62. 163. Caton J.A., Seshadri A.K., Kihm K.D. Spray Tip Penetration and Cone Angles for Coal-Water Slurry Using a Modified Medium-Speed Diesel Engine Injection System, Proceedings of the Central States Section. Combustion Institute Spring Technical Meeting, April 1992. – P. 234239. 164. Seshadri A.K., Caton J.A., Kihm K.D. Coal-Water Slurry Spray Characteristics of a Positive Displacement Fuel Injection System // «ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 114, № 3, – 1992. – P. 528-533. 165. Doup D.C., Badgley P.R. Novel Injector Techniques for Coal-Fueled Diesel Engines, in Coal-Fueled Diesel Engines 1992. Vol. 16, P. 63-68, eds. Caton J.A, Webb H.A., presented at the Energy-sources and Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, January 1992. 166. Caton J.A. The Development of Coal-Fueled Diesel Engines: A Brief Review // «Energy Information Annual» – Vol. 17. – 1992. – P. A89A97. 167. Kihm K.D., Caton J.A. Synchronization of a Laser Diffraction Drop Sizing Technique with Intermittent Spray Systems // «Journal of Applied Optics», Vol. 31, № 23. – 1992. – P. 1914-1916. 168. Cook C., Gal E., Mengel M., Van Kleumen W. Coal-Fueled Diesel Emissions Control Technology Development, to be presented at the 1993

442

Energy-sources Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, February 1993. 169. Hsu B.D., Najewicz D.J., Cook C.S. Coal-Fueled Diesel Engines for Locomotive Applications to be published in the Proceedings of the Joint Contractors Meeting (FE/EE Advanced Turbine Systems Conference / FE Fuel Cells and Coal-Fired Heat Engines Conference), U.S. Department of Energy, Morgan town Energy Technology Center, Morgantown, WV, Aug 1993. – P. 3-5. 170. Hsu B.D., Branyon D.P. Progress on the Investigation of Coal-Water Slurry Fuel Combustion In a Medium Speed Diesel Engine: P.6 – Cylinder High Speed Photography Studies, to be presented at the 1993 Energy-sources Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, February 1993. 171. Hsu B.D., Branyon D.P. Progress on the Investigation of Coal-Water Slurry Fuel Combustion in a Medium-Speed Diesel Engine: P.6 – InCy Under Combustion Photography Studies // «ASME Transactions– Journal of Engineering for Gas Turbines and Power», Vol. 115, №3.– 1993. – P. 790-797. 172. Schwalb J., Ryan T.W., Kakwani R., Winsor R. Study of Coal-Water Slurry Fuel Combustion in a High-Speed Diesel Engine: P. 2 – Bench Test Results and Engine Setup, to be presented at the 1993 Energy-sources Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, February 1993. 173. Schwalb J., Ryan T.W., Wilson H.P. Injection System and Combustion Chamber for a Coal-Water Slurry-Fueled Medium Speed Diesel Engine, to be presented at the 1993 Energy-sources Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, February 1993. 174. Prithiviraj M., Andrews M.J. Simulation of Coal-Water Slurry Sprays, to be presented at the 1993 Energy-sources Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, February 1993. 175. Caton J.A., Payne S.E., Terracina D.P., Kihm K.D. Coal-Water Slurry Spray Characteristics of an Electronically-Controlled Accumulator Fuel Injection System, accepted for publication, Coal-Fueled Diesel Engines 1993, eds. Caton J.A, Webb H.A., Energy-sources Technology Conference and Exhibition, American Society of Mechanical Engineers, Internal Combustion Engine Division Symposium, Houston, TX, February 1993. 176. Kihm K.D., Terracina D.P., Payne S.E., Caton J.A. Synchronized Droplet Size Measurements for Coal-Water Slurry (CWS) Diesel Sprays of an Electronically-Controlled Fuel Injection System, accepted for publication, Coal-Fueled Diesel Engines 1993, eds. Caton J.A, Webb H.A., Energysources Technology Conference and Exhibition, American Society of Mechanical Engineers, Internal Combustion Engine Division Symposium, Houston, TX, February 1993. 177. Syrimis M., Assanis D. Combustion of Low-Ash Coal-Diesel Slurries in a High Speed, Direct Injection Diesel Engine, to be presented at the 1993 Energy-sources Technology Conference and Exhibition, Houston, TX, February 1993. 178. Studium mozliwosci zastosowania zawiesiny sadzy w oleju napedowym jako paliwa dia silnika wysokopreznego / Szlachta Zygmuni // Monogr. – P. Krak. – № 154, – 1993. – P. 3-19.

443

179. Terracina D.P. Synchronized droplet size measurements for intermittent sprays of an electronically-controlled fuel injection system for both diesel and coal-water slurry, fuels MSc thesis, Texas A&M University, 1993. 180. Kihm K.D., Terracina D.P., Payne S.E., Caton J.A. Properly Synchronized Droplet Sizing for Intermittent High-Pressure Coal-Water Slurry (CWS) Sprays Using the Light Extinction as a Triggering Source at the 29-th National Heat Transfer Conference, the American Society of Mechanical Engineers, Proceedings of the Heat Transfer in Fire and Combustion Systems – 1993 – HTD-Vol. 250, eds. Farouk В., Menguc M.P., Viskanta R., Presser C., Chellaiah S. Atlanta, GA, August 1993. – P. 93-100. 181. Kihm K.D., Terracina D.P., Payne S.E., Caton J.A. Properly Synchronized Measurements of Droplet Sizes for High-Pressure Intermittent Coal-Water Slurry Fuel Sprays. Proceedings of the 1993 Joint Central and Eastern States Section/Combustion Institute Spring Technical Meeting, New Orleans, LA, Paper № 50, March 1993. – P. 271-275. 182. Caton J.A., Payne S.E., Terracina D.P., Kihm K.D. Coal-Water Slurry Sprays from an Electronically-Controlled Accumulator Fuel Injection System: Break-up Distances and Times Proceedings of the 1993 Joint Central and Eastern States Section/Combustion Institute Spring Technical Meeting, New Orleans, LA, Paper № 76, March 1993. – P. 405-409. 183. Caton J.A., Hsu B.D. The General Electric Coal-Fueled Diesel Engine Program (1982-1993): A Technical Review // «ASME Transactions– Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 116, № 1.– 1994.-P. 749-757. 184. Hsu B.D., Confe G.L., McDowell R.E., Gal E., Van Kleunen M., Mengle M. Design and Operation of a Medium Speed 12-Cy Under Coal-Fueled Diesel Engine, presented at the ASME Energy-Sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, 23-27 Jan. 1994. 185. McDowell R.E., Giammarise A.W., Branyon D.P. Durability Testing of Medium Speed Diesel Engine Components Designed for Operating On Coal-Water Slurry Fuel. Presented at the ASME Energy-Sources and Technology Conference and Exhibition, New Orleans, LA, 23-27 Jan. 1994. 186. Kihm K.D., Terracina D.P., Payne S.E., Caton J.A. Synchronised droplet size measurements for coal-water slurry sprays generated from a highpressure diesel injection system // «Journal of the Institute of Energy», Vol. 67, №3 – 1994. – P. 2-9. 187. Caton J.A., Payne S.E., Terracina D.P., Kihm K.D. Cone angles and spray tip penetrations for coal-water slurry using an electronicallycontrolled accumulator fuel injection system. Western States Section/ Combustion Institute Spring Technical Meeting, Paper № WSS/CIS 94-037, Davis, California, 1994. 188. Ryan T.W. Coal-Fueled Diesel Development: A Technical Review //«ASME Transactions – Journal of Engineering for Gas Turbines and Power» – Vol. 116, №3. – 1994. – P. 74-748. 189. Круглов M.Г., Грехов Л.В., Иващенко Н.А. Применение низко сортных и твердых видов топлива в ДВС. Тез. Доклада науч.-тех.

444

конф. 21-23 ноября 1995 г. – изд-во МГТУ им. Баумана, 1995., ч. 1 – С. 110. 190. Clean Coal Technology Demonstration Program // U.S. Department of Energy Secretary for Fossil Energy, – Washington: DC 20585. April 1995.-3 p. 191. Kihm K.D., Terracina D,P., Caton J.A. Spray-tip droplet SMDs of intermittent high-pressure sprays of diesel fuel compared with coal-water slurry sprays // «Journal of the Institute of Energy» – Vol. 65, №3.– 1995. – P. 57-64. 192. Грехов Л. В. Реология угольных суспензий как топлив для дизелей. Совершенствование мощностных, экономических и экологических показателей ДВС. Материалы VI международного научно-практ. семинара. – Владимир – 1997. – С. 104-105. 193. Грехов Л.В. Результаты исследования реологических свойств водоугольных и топливоугольных суспензий как перспективных топлив для дизелей. Автомобильные и тракторные двигатели: Межвуз. сб. науч. тр. МАМИ. – 1998. – Вып. XIV. – С. 48-61. 194. Грехов Л.В. Создание и исследование дизеля, работающего на топливных суспензиях //Вестник МВТУ (сер. Машиностроение) / №1 – 1998. С. 47-59. 195. Иващенко Н.А., Грехов Л.В. Исследование распыливания угольных суспензий и интенсификация их сжигания в дизеле. Автомобильные и тракторные двигатели: Межвуз. сб. науч. тр. МАМИ. – 1999.– Вып. XV. – С. 214-225 196. Белоусов Е.В. Использование твердых топлив в двигателях внутреннего сгорания // Проблемы создания новых машин и технологий: Науч. труды КГПИ. – Кременчуг: КГПИ – 2000. № 1(8).– С. 420-422. 197. Белоусов Е.В. Слоевой метод сжигания твердых топлив в двигателе внутреннего сгорания // Сб. науч. трудов УГМТУ № 3 (369). – Николаев: УГМТУ– 2000.– С. 66-70. 198. Белоусов Е.В. Слоевой способ прямого сжигания твердых топлив в двигателях внутреннего сгорания // Энергетика: экономика, технологии, экология: Сб. науч. трудов НТУ Украины «КПИ» №4. – Киев: «Знание» – 2000.– С. 62-65. 199. Белоусов Е.В., Белоусова Т.П. Особенности протекания политропного процесса сжатия в твердотопливных поршневых двигателях со слоевым сжиганием топлива. // Сб. науч. трудов УГМТУ № 3 (375).– Николаев: УГМТУ – 2001. – С. 84-89. 200. Белоусов Е.В., Тимошевский Б.Г., Белоусова Т.П. Усовершенствование слоевого метода сжигания твердых топлив в двигателях внутреннего сгорания. // Сб. науч. трудов УГМТУ№ 6 (378). – Николаев: УГМТУ – 2001. – С. 68-77. 201. Моделирование процесса выгорания твердого топлива в реакторе твердотопливного поршневого двигателя внутреннего сгорания со слоевым методом сжигания / Белоусов Е.В., Майстренко Ю.А., Пацков В.П., Пацкова Т.В. // Сб. науч. трудов УГМТУ № 4 (376). – Николаев: УГМТУ – 2001. – С. 93-104.

445

Патенты

1. Пат. 5216928 США. Product gas reservoirs for cyclic char burning engines and gasifies / Joseph C. Firey (США); заявл. 30.04. 1992; опубл. 08.06.1993; МКИ F02B 45/02. 2. Пат. 4558664 США. Superheated fuel injection for combustion of liquid-solid slurries / Robben Franklin; US Department of Energy; заявл. 19.10.1984; опубл. 17.12.1985; МКИ F 02 В 45/02, НКИ 123/23. 3. Пат. 32644 Украина. Способ сжигания твердых топлив в двигателе внутреннего сгорания / Белоусов Е.В. (Украина): заявл. 17.02.2000; опубл. 15.02.2001. МКВ7 F02B 45/02. 4. Пат. 3212986 ФРГ. Verfahren und Vorrichtung zum Betrieb einer Brennkraft-maschine Renz Georg (ФРГ); заявл. 7.04.1982; опубл. 13.10.1983. МКИ F02 М 25/00, F 02 В 45/00. 5. Пат. 4412511 США. Char and oil burning engine: / Joseph C. Firey (США); заявл. 9.04.1982, опубл. 1.11.1983; МКИ F 02 В 45/02, F 02 D 19/04, НКИ 123/23. 6. А.с. 1180545, СССР. Твердотопливный двигатель внутреннего сгорания / Сыркин В.К., Лашко В.А., Иевлев В.Е., Кучкин С.Н.; Хабаровский политех, ин-т.; заявл. 22.02.1984., опубл. в Б. И. М» 37 1985. МКИ F 02 В 23/00, F 02 F 3/28. 7. Пат. 5163385 США. Coal-water slurry fuel internal combustion engine and method for operating same / McMillian Michael H.; US. Department of Energy, Washington; заявл. 12.03.1992; опубл. 1 7 . 1 1 . 1 9 9 2 ; МКИ 5 F 02 В 45/00; НКИ 123/23. 8. Пат. 5251576 США. System and method for feeding fuel to a fineparticle-mixed fuel burning diesel engine / Nakagawa Hiroshi; Oda Yuuji; Mitsubishi Jukogyo K.K. (Япония); – заявл. 12.06.1992; опубл. 12.10.1993, Приор. 14.06.1991, МКИ1 F02 D 19/04.

446

Оглавление: Введение Глава 1. Прямое сжигание твердого топлива в ДВС. 1. 1. История вопроса. 1.1.1. Период с 1893 по 1939гг. 1.1.2. Период с 1945 по 1970гг. 1.1.3. Период с 1970 по настоящее время. 1.2. Аналитические исследования. Глава 2. Экономические аспекты проблемы прямого сжигания твердых топлив в поршневых ДВС. 2.1. Мировые топливные ресурсы и проблема поиска альтернативных топлив для ДВС. 2.2. Выбор метода и эффективность использования твердых топлив в поршневых ДВС. 2.3. Области использования двигателей с прямым сжиганием твердого топлива. 2.4. Экономические предпосылки для перевода двигателей на угольное топливо. 2.5. Перспективы использования твердотопливных поршневых двигателей на железнодорожном транспорте. 2.6. Перспективы использования твердотопливных поршневых двигателей в стационарной энергетике. 2.6.1 .Увеличение стоимости двигателя и расходов на его эксплуатацию при использовании ВУС. 2.6.2. Затраты на производство ВУС. 2.6.3. Затраты на борьбу с вредными выбросами. Глава 3. Исходные твердые топлива и топливные суспензии на их основе, применяемые в ДВС. 3.1. Сырье для производства пылеугольного топлива. 3.2. Очистка исходного сырья от минеральных примесей. 3.3. Использование очищенного пылеугольного топлива. 3.4. Использование угольных суспензий. 3.4.1. Выбор жидкого носителя. 3.4.2. Реологические характеристики УС, 3.5. Использование топливоугольных суспензий. 3.6. Использование водоугольных суспензий.

447

3 5 5 7 18 23 66 72 72 76 80 81 82 85 86 87 88 90 90 92 93 93 94 96 107 112

3.6.1. Влияние характеристик исходного топлива на свойства ВУС. 3.6.2. Влияние размеров частиц на характер сгорания ВУС. 3.6.3. Влияние параметров исходного топлива на воспламеняемость ВУС. 3.6.4. Использование присадок для улучшения характеристик ВУС. 3.6.5. Хранение и транспортировка топлива. 3.6.6. Характеристики двигателя при работе на ВУС. 3.6.7. Фильтрация ВУС. 3.7. Водометанолугольные суспензии. Глава 4. Впрыск суспензий в камеру сгорания двигателя. 4.1. Схемные и конструктивные решения систем впрыска УС. 4.1.1. Система впрыска топлива с пульсирующей подачей (насосом плунжерного типа). 4.1.2. Использование насос-форсунок для впрыска угольных суспензий. 4.1.3. Аккумуляторные системы впрыска. 4.2. Система впрыска запального ДТ. 4.3. Исследования процесса впрыска суспензий. 4.4. Процесс впрыска УС. 4.4.1. Развитие факела распыла и стадии процесса впрыска. 4.4.2. Характеристики распыливания и структура капель аэрозоля. 4.4.3. Изменение среднего размера капель по длине факела распыла. 4.4.4. Изменение утла конусности факела распыла. 4.5. Факторы, влияющие на качество распыливания УС. 4.5.1. Влияние давления впрыска на качество распыливания ВУС. 4.5.2. Влияние плотности воздушного заряда на качество распыливания. 4.5.3. Влияние геометрических параметров отверстия распылителя на качество распыливания УС и характеристики их сгорания. Глава 5. Особенности протекания рабочего процесса поршневого двигателя с самовоспламенением угольных топлив от сжатия. 5.1. Самовоспламенение и сгорание ТУС. 5.2. Самовоспламенение и сгорание ВУС. 5.2.1. Определение периода задержки самовоспламенения ВУС. 5.2.2. Факторы, оказывающие влияние на величину задержки само воспламенения ВУС. 5.3. Исследование процессов самовоспламенения ТУС и ВУС. 5.4. Пути улучшения самовоспламеняемости и сгорания угольных топлив. 5.4.1. Влияние угла опережения впрыска на характеристики само воспламенения и сгорания ВУС. 5.4.2. Влияние состояния воздушного заряда в конце процесса сжатия на самовоспламеняемость и эффективность сгорания угольного топлива. 5.4.3. Влияние размеров частиц и полидисперсности угольного топлива на его самовоспламеняемость и полноту выгорания.

448

118 121 125 126 128 129 130 130 134 134 135 146 150 157 161 166 166 173 175 177 182 184 186 188 198 198 198 198 200 204 208 209 210 221

5.4.4. Влияние свойств угольных топлив на их самовоспламеняемость и эффективность сгорания. 5.4.5. Повышение самовоспламеняемости ВУС путем добавки присадок. Глава 6. Рабочий процесс поршневого двигателя с принудительным воспламенением угольных топлив. 6.1. Принудительная активация процесса сгорания, запальный коэффициент. 6.2. Методы принудительного зажигания угольного топлива в камере сгорания поршневого двигателя и их влияние на рабочий процесс. 6.2.1. Метод теплового зажигания. 6.2.2. Метод запального зажигания. 6.2.3. Метод расслоенного запального зажигания. 6.2.4. Метод плазменного зажигания. 6.3. Влияние параметров воздушного заряда на входе в двигатель на эффективность рабочего процесса. 6.3.1. Влияние коэффициента избытка воздуха на эффективность рабочего процесса двигателя. 6.3.2. Влияние температуры воздуха на входе в двигатель на эффективность сгорания ВУС. 6.3.3. Влияние давления воздуха на входе в двигатель на процесс запального воспламенения ВУС. 6.4. Влияние угла впрыска запального ДТ и ВУС на эффективность рабочего процесса двигателя с запальным зажиганием. 6.4.1. Влияние УОВ запального топлива на эффективность протекания рабочего процесса. 6.4.2. Влияние УОВ ВУС на эффективность протекания рабочего процесса. 6.5. Влияние угла подачи искры на эффективность рабочего процесса двигателя с плазменным зажиганием. 6.6. Влияние количества запального топлива на эффективность рабочего процесса двигателя с запальным зажиганием. 6.7. Регулирование двигателей, работающих на водоугольном топливе. 6.8. Расход топлива в двигателях, работающих на ВУС. Глава 7. Теоретические основы горения угольного топлива в рабочем пространстве поршневого двигателя. 7.1. Процесс выгорания твердого топлива в рабочем пространстве двигателя. 7.2. Модель состояния рабочего тела в цилиндре двигателя. 7.3. Стадии процесса сгорания угольных суспензий в рабочем пространстве поршневого двигателя. 7.4. Формирование активных зон. 7.5. Испарение жидкого носителя. 7.5.1. Испарение ДТ при использовании ТУС. 7.5.2. Парообразование воды при использовании ВУС. 7.6. Удаление летучих веществ.

449

223 224 225 225 226 226 227 231 236 238 239 240 246 250 255 268 273 275 278 282 285 285 286 288 291 293 293 294 296

7.7. Выгорание косоугольного остатка. 7.7.1. Выгорание отдельно взятого косоугольного массива в рабочем пространстве поршневого двигателя. 7.8. Суммарное воздействие различных факторов на процесс сгорания водоугольного топлива в рабочем пространстве двигателя. 7.9. Влияние частоты вращения на эффективность рабочего процесса двигателя. Глава 8. Износ при использовании твердого топлива в поршневых ДВС и методы борьбы с ним. 8.1. Механизмы износа, действующие в твердотопливном ДВС. 8.2. Износ элементов системы впрыска. 8.3. Износ элементов двигателя. 8.3.1. Влияние размеров частиц и их зольности на скорость изнашивания деталей цилиндропоршневой группы. 8.3.2. Состав минеральных остатков и их влияние на скорость изнашивания двигателя. 8.3.3. Механизм изнашивания элементов двигателя при непосредственном контакте с абразивными материалами. 8.4. Пути снижения износа в двигателях, работающих на твердых топливах. 8.4.1. Подбор материалов для элементов цилиндропоршневой группы двигателя. 8.4.2. Защита элементов газораспределительного механизма, лопаток турбокомпрессора, и деталей, смазывающихся под давлением. Глава 9. Экологические аспекты проблемы прямого сжигания твердых топлив в поршневых ДВС. Методы снижения вредных выбросов. 9.1. Содержание вредных веществ в отработавших газах поршневых двигателей, при сжигании в них угольного топлива. 9.1.1. Содержание оксидов азота в отработавших газах. 9.1.2. Содержание монооксида углерода и углеводородов в отработавших газах. 9.1.3. Содержание оксидов серы в отработавших газах. 9.1.4. Содержание твердых частиц в отработавших газах. Глава 10. Слоевое сжигание твердых топлив в поршневых ДВС. 10.1. Метод циклической газификации твердого топлива в рабочем пространстве поршневого двигателя. 10.2. Процесс слоевого сжигания твердого топлива в ДВС путем принудительной продувки слоя. 10.3. Протекание рабочего процесса в ТТПД с принудительной управляемой продувкой слоя. 10.3.1. Процесс сжатия. 10.3.2. Процесс подвода теплоты. 10.3.3. Влияние режима продувки слоя на характер подвода теплоты в термодинамическом цикле.

450

303 305 310 312 314 314 317 327 332 333 336 337 337 346 349 349 353 357 361 365 375 375 377 385 386 392 395

10.4. Процесс подачи топлива в топочное устройство ТТПД. 10.5. Топлива для слоевого сжигания в ТТПД. 10.6. Процесс выгорания твердого топлива в реакторе ТТПД. 10.6.1. Общая характеристика процесса выгорания твердого топлива. Структура слоя. 10.6.2. Способы организации слоевого сжигания топлива в реакторе ТТПД и их влияние на скорость образования, состав и свойства продуктов сгорания. 10.6.3. Процесс выгорания твердого топлива в пределах кислородной зоны. 10.6.4. Скорость протекания реакций в слое. 10.6.5. Активация слоя топлива. 10.6.6. Влияние давления в конце сжатия и плотности заряда на процесс выгорания топлива в реакторе ТТПД. 10.6.7. Аэродинамика слоя топлива в реакторе ТТПД и ее влияние на процесс получения рабочего тела. 10.7. Аналитические исследования слоевого сжигания топлива в реакторе ТТПД. 10.8. Пути совершенствования ТТПД со слоевым сжиганием топлива. 10.9. Преимущества слоевого сжигания твердых топлив в ДВС перед другими методами. Заключение. Список использованной литературы. Приложение.

451

397 399 401 401 403 404 406 408 409 410 410 412 421 423 424 430

Подписано в печать 03.04.2006 г. Формат 60x84 16. Бумага офсетная № 1 Усл. печ. л. 26,273. Тираж 200. Заказ 659. ОАО «Херсонская городская типография» Украина 73000, г. Херсон, ул. 40 лет Октября, 31 Тел. факс.: (0552) 26-16-81, 32-17-99 Свидетельство ХС № 39 от 02.12.03 г

452

Уважаемые коллеги! Данное электронное издание не является точной копией бумажного варианта книги. В частности в него внесены некоторые исправления ошибок и опечаток, которые были замечены после издания книги. Если у вас имеются какиелибо замечания, предложения или пожелания, вы можете их высказать, связавшись с автором по электронному адресу в Интернете [email protected] С пожеланиями всего наилучшего

Е. Белоусов.

453