Московский государственный технический университет

имени Н.Э. Баумана (НИУ)

На правах рукописи

БИРЮКОВ Владимир Владимирович

МЕТОДЫ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ РАБОТЫ

ДИЗЕЛЯ ПРИ ИСПОЛЬЗОВАНИИ ЭТАНОЛА

В КАЧЕСТВЕ ЭКОЛОГИЧЕСКОЙ ДОБАВКИ

К ДИЗЕЛЬНОМУ ТОПЛИВУ

Специальность 05.04.02 – «Тепловые двигатели»

Диссертация

на соискание ученой степени

кандидата технических наук

Научный руководитель -

доктор технических наук,

профессор В.А. Марков

Москва – 2017

2

ОГЛАВЛЕНИЕ

Стр.

Список основных обозначений………………………………………………. 4

Введение……………………………………………………………………….. 6

Глава 1. Обоснование целесообразности использования биотоплив в

транспортных дизелях………………………………………………………...

11

1.1. Тенденции развития мирового топливно-энергетического

комплекса и типы биотоплив, используемых в транспортных

дизелях…………………………………………………………………..

11

1.2. Спиртовые топлива и направления их использования в

двигателях внутреннего сгорания……………………………………..

14

1.3. Показатели топливной экономичности и токсичности

отработавших газов дизелей…………………………………………

24

1.4. Цель работы и задачи исследования……………………………. 34

Глава 2. Расчетные исследования течения нефтяного и эмульгированного

топлива в распылителях дизельных форсунок………....................................

37

2.1. Направления использования биотоплив в транспортных

дизелях…………………………………………………………………..

37

2.2. Физико-химические свойства рапсового масла и этанола……… 39

2.3. Иследования вязкостных характеристик биотоплив……………. 41

2.4. Обоснование целесообразности моделирования течения

топлива в проточной части распылителя форсунки………………….

64

2.5. Моделирование течения топлива в распылителях форсунок

при использовании различных топлив………………………………..

69

2.6. Основные результаты и выводы по второй главе……………….. 100

Глава 3. Экспериментальные исследования дизеля, работающего на

эмульсиях рапсового масла и этанола………………………………………..

103

3.1. Методы решения проблем использования этанола в качестве

3

Стр.

моторного топлива для дизелей……………………………………….. 103

3.2. Экспериментальные исследования дизеля, работающего на

смесях рапсового масла и этанола…………………………………......

110

3.3. Основные результаты и выводы по третьей главе………………. 119

Глава 4. Экспериментальные исследования дизеля, работающего на

смесях нефтяного дизельного топлива и абсолютного этанола……………

121

4.1. Проблема получения стойких смесей нефтяных топлив и

этанола…………………………………………………………………..

121

4.2. Экспериментальные исследования дизеля, работающего на

нефтяном дизельном топливе и его смеси с абсолютным

этанолом…………………………………………………………………

123

4.3. Методика сравнительной оценки экологических качеств

нефтяного дизельного топлива и смесевого биотоплива с добавкой

этанола…………………………………………………………………...

133

4.4 Основные результаты и выводы по четвертой главе…………….. 141

Основные выводы и заключение ……………………………………………. 144

Список литературы………………………………………………………........ 147

Приложение…………………………………………………………………....

.

166

4

СПИСОК ОСНОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ

ДВС – двигатель внутреннего сгорания;

ВИЭ – возобновляемые источники энергии;

ВМТ – верхняя мертвая точка;

ВСХ – внешняя скоростная характеристика;

ВТЭ – водотопливная эмульсия;

ГМ – горчичное масло;

ДТ – дизельное топливо;

ИПС – изопропиловый спирт;

КМ – кукурузное масло;

КПГ – компримированный природный газ;

КПД – коэффициент полезного действия;

КС – камера сгорания;

ОГ – отработавшие газы;

ПАВ – поверхностно-активные вещества;

ПАУ – полициклические ароматические углеводороды;

ПЗВ, τi – период задержки воспламенения;

ПК – программный комплекс;

п.к.в. – поворот коленчатого вала двигателя;

ПМ – подсолнечное масло;

РМ – рапсовое масло;

СМ – соевое масло;

СПГ – сжиженный природный газ;

СУГ – сжиженный углеводородный газ;

ТА – топливоподающая аппаратура;

ТНВД – топливный насос высокого давления;

ТЧ – твердые частицы;

УОВТ, θ – угол опережения впрыскивания топлива;

5

ЦЧ – цетановое число;

ЭС – этиловый спирт;

РР – масло Pongamia Pinnata;

NOx, CO, CHx – оксиды азота, монооксид углерода, углеводороды;

СNOx, СCO, СCHx – их объемные концентрации в ОГ;

ЕNOx, ЕCO, ЕCHx – их часовые массовые выбросы;

еNOx, eCO, eCHx – их удельные массовые выбросы;

Gт, Gтопл – часовой расход топлива;

ge, ge усл – удельный эффективный расход топлива; условный удельный

эффективный расход топлива;

KХ – дымность ОГ по шкале Хартриджа;

ηe, ηe усл – эффективный КПД дизеля; условный эффективный КПД;

iр – число распыливающих отверстий;

dр, lр, lр тек – диаметр, длина и текущая длина распыливающего отверстия;

L, В, β – длина, ширина и угол струи распыливаемого топлива;

hи, hи max – подъем и максимальный подъем иглы форсунки;

μрfр – эффективная площадь распылителя в сборе;

рвпр, рвпр max – давление впрыскивания, максимальное давление впрыскивания;

ртопл, ртопл вх, ртопл вых – давление топлива; давление топлива на входе и выходе из

распыливающего отверстия;

Eтурб – турбулентная энергия потока топлива;

Qгаз – объемная доля газовой фазы в топливе;

Qэс – объемная доля капель этилового спирта в топливе;

Vакс – аксиальная скорость течения топлива;

n, nтн – частоты вращения двигателя и топливного насоса;

Ne, Ме – эффективная мощность двигателя и его крутящий момент;

α – коэффициент избытка воздуха;

ρ, ν, μ – плотность, кинематическая и динамическая вязкость.

6

ВВЕДЕНИЕ

На современном этапе развития двигателестроения в качестве основных

показателей двигателей внутреннего сгорания рассматриваются показатели

топливной экономичности и токсичности отработавших газов. Транспортные

двигатели являются основным источником выбросов токсичных веществ в

атмосферу. Так, например, доля автомобильного транспорта в выбросе

вредных веществ составляет в США 60,6 %, в Англии – 33,5 %, во Франции –

32 %. В Москве годовые суммарные выбросы вредных веществ

автотранспортом достигают 1,7 млн. тонн. Поэтому одним из приоритетных

направлений совершенствования поршневых двигателей является улучшение

их экологических показателей, в первую очередь – показателей токсичности

отработавших газов. В качестве эффективного средства улучшения названных

показателей рассматривается применение различных альтернативных топлив.

Среди альтернативных топлив необходимо выделить биотоплива,

вырабатываемые из различного растительного сырья. Привлекательность этих

топлив обусловлена практически неисчерпаемой сырьевой базой для их

производства и хорошими экологическими качествами. К биотопливам

следует, в первую очередь, отнести биоэтанол, а также топлива, производимые

из растительных масел. Они имеют приемлемую стоимость и могут быть

использованы в качестве моторных топлив для дизелей. Широкое

использование биоэтанола сдерживается отличиями его физико-химических

свойств от аналогичных свойств нефтяных дизельных топлив. Эта проблема

может быть решена путем использования смесевых и эмульгированных топлив,

т.е. смесей этанола с нефтяными или альтернативными топливами.

Диссертационная работа посвящена проблемам использования

биоэтанола в качестве биодобавки к моторному топливу для транспортных

дизелей. В диссертации проведена оценка эффективности различных

направлений использования этанола в качестве экологической добавки к

7

дизельному топливу. Разработана методика расчета показателей вязкости

нефтяного дизельного топлива, биотоплив на основе растительных масел и

эмульгированного биотоплива с добавкой этанола. Проведены расчетные

исследования вязкости этих топлив. Разработана методика расчета показателей

потока эмульгированного биотоплива с добавкой этанола в проточной части

распылителей дизельных форсунок и проведены его расчетные исследования.

Проведены экспериментальные исследования показателей дизеля,

работающего на эмульгированных биотопливах – эмульсиях рапсового масла и

этанола, а также экспериментальные исследования показателей дизеля,

работающего на смесевых биотопливах – смесях нефтяного дизельного

топлива и абсолютного этанола. Разработана методика сравнительной оценки

экологических качеств нефтяного дизельного топлива и смесевого биотоплива

с добавкой этанола.

Актуальность диссертационной работы обусловлена необходимостью

улучшения показателей токсичности отработавших газов дизелей.

Эффективным методом улучшения названных показателей является

использование этанола в качестве кислородсодержащей добавки к дизельному

топливу. Такая добавка этанола позволяет улучшить качество протекания

процессов распыливания топлива, смесеобразования и сгорания и, тем самым

снизить выбросы оксидов азота и сажи с отработавшими газами. Вместе с тем,

одной из основных проблем применения этанола в качестве

кислородсодержащей добавки является его плохая смешиваемость с

нефтяными и многими альтернативными топливами. Эта проблема может быть

решена путем использования абсолютного (безводного) этанола. Другое

направление применения этанола в качестве кислородсодержащей добавки –

использование эмульсий этанола с различными топливами. При этом

возникают эффекты, способствующие улучшению качества процессов

распыливания топлива, смесеобразования и сгорания. В первую очередь – это

турбулизация потока топлива в распылителях форсунок за счет образования

8

паровой фазы и струй распыливаемого эмульгированного топлива за счет

быстрого выкипания этанола из топлива. В результате удается заметно снизить

выбросы основных токсичных компонентов отработавших газов дизелей –

оксидов азота и сажи. При анализе проблем использования этанола в качестве

кислородсодержащей присадки необходимо проведение комплекса расчетно-

экспериментальных исследований, направленных на исследование названных

эффектов и на исследование параметров дизеля, работающих на смесевых и

эмульгированных топливах с добавкой этанола. Результаты этих исследований

будут способствовать достижению требуемых показателей токсичности

отработавших газов современных транспортных дизелей.

Цель работы: разработка методов повышения эффективности работы

дизеля при использовании этанола в качестве экологической добавки к

дизельному топливу.

Методы исследований. Поставленная в работе цель достигается

сочетанием теоретических и экспериментальных методов. С помощью

теоретических методов проведены расчетные исследования вязкости смесевых

биотоплив и параметров потока различных топлив в проточной части

распылителей форсунок, а также оценка экологических показателей смеси

нефтяного дизельного топлива и этанола. Экспериментальная часть работы

заключалась в определении показателей дизеля, работающего на смесевых

биотопливах с добавкой этанола.

Научная новизна работы заключается в следующем:

- разработана методика расчета вязкости биотоплив на основе

растительных масел и эмульгированного биотоплива;

- разработана методика расчета показателей потока эмульгированного

биотоплива в проточной части распылителей дизельных форсунок;

- разработана методика сравнительной оценки экологических качеств

нефтяного дизельного топлива и смесевого биотоплива с добавкой этанола.

9

Достоверность и обоснованность научных положений определяются:

- использованием современных методик расчета показателей потока

топлива в проточной части распылителей форсунок;

- использованием современных методик сравнительной оценки

экологических качеств различных топлив;

- совпадением результатов расчетных и экспериментальных

исследований, полученных при испытаниях на развернутом двигателе.

Практическая ценность состоит в том, что:

- разработанная методика расчета вязкости эмульгированного биотоплива

и проведенные по этой методике расчеты позволили оценить вязкость

эмульсии рапсового масла и этанола;

- разработанная методика расчета показателей потока топлива в

проточной части распылителей дизельных форсунок и проведенные расчетные

исследования позволили оценить влияние свойств эмульсии рапсового масла и

этанола на параметры процесса топливоподачи;

- проведенные экспериментальные исследования дизеля, работающего на

эмульсиях рапсового масла и этанола, подтвердили эффективность их

использования для улучшения показателей токсичности отработавших газов

дизеля;

- проведенные экспериментальные исследования дизеля, работающего на

смеси нефтяного дизельного топлива с добавкой абсолютного этанола,

подтвердили эффективность ее использования в отечественных дизелях;

- разработанная методика сравнительной оценки экологических качеств

нефтяного дизельного топлива и смесевого биотоплива с добавкой этанола и

проведенные оптимизационные расчеты показали возможность использования

этой методики при разработке практических рекомендаций по выбору

оптимальной добавки этанола.

Реализация результатов работы. Работа проводилась в соответствии с

планами госбюджетных и хоздоговорных работ кафедр «Поршневые

10

двигатели» и «Теплофизика» МГТУ им. Н.Э. Баумана, а также лаборатории

«Автоматика» НИИЭМ МГТУ им. Н.Э. Баумана. Результаты исследований

внедрены в ООО «ППП «Дизельавтоматика», г. Саратов и в ЗАО «Форант-

Сервис» (г. Ногинск).

Апробация работы:

Основные положения и результаты диссертации обсуждались:

- на заседании кафедры «Поршневые двигатели» МГТУ им. Н.Э. Баумана

(Москва, 2017 г.);

- на международной научно-технической конференции «6-е Луканинские

чтения. Решение энергоэкологических проблем в автотранспортном

комплексе» в ГТУ «МАДИ» (Москва, 2013 г.);

- на международной научно-технической конференции «Двигатель-

2017», посвященной 110-летию кафедры «Поршневые двигатели» МГТУ им.

Н.Э. Баумана (Москва, 2017 г.);

- на заседаниях Всероссийской научно-технической конференции

(ВНТК) им. проф. В.И. Крутова по автоматическому управлению и

регулированию теплоэнергетических установок при кафедре «Теплофизика»

(Э-6) МГТУ им. Н.Э. Баумана (Москва, 2014-2017 г.г.).

Публикации. По теме диссертации опубликовано 8 работ, все – по

списку ВАК [21, 70, 71, 72, 75, 82, 117, 163] и 6 материалов конференций [15,

48, 49, 50, 85, 112].

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех

глав, основных выводов и заключения, списка использованной литературы и

приложений. Общий объем работы 171 страница, включая 146 страниц

основного текста, содержащего 62 рисунка и 30 таблиц. Список литературы

содержит 187 наименований на 20 страницах. Приложение на 8 страницах

включает листинг программы аппроксимации экспериментальных данных по

вязкости эмульсионной смеси и документы о внедрении результатов работы.

11

ГЛАВА 1. ОБОСНОВАНИЕ ЦЕЛЕСООБРАЗНОСТИ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ

БИОТОПЛИВ В ТРАНСПОРТНЫХ ДИЗЕЛЯХ

1.1. Тенденции развития мирового топливно-энергетического комплекса

и типы биотоплив, используемых в транспортных дизелях

Современный этап развития энергетики характеризуется неизбежным

истощением мировых запасов полезных ископаемых при одновременном

увеличении энергопотребления. По прогнозам к 2020 г. потребление

энергоресурсов составит 18 … 20 млрд. тонн в год в нефтяном эквиваленте

[6, 94, 126]. Ожидается, что к середине нынешнего столетия рост потребления

первичных ресурсов по сравнению с 2010 г. удвоится и составит около 28

млрд. тонн в нефтяном эквиваленте. При этом возрастет роль возобновляемых

энергетических ресурсов. Планируется, что через ближайшие 10 лет доля

возобновляемых источников энергии в энергобалансе ведущих промышленных

стран составит от 10 до 30 % [6, 94]. Так, в соответствии с данными работы [45]

к 2019 г. объем рынка «чистых» технологий составит 325,9 млрд долл. США

(Рис. 1.1).

Рис. 1.1.

Прогноз развития мирового рынка «чистых» технологий до 2019 г.:

1 – 2009 г.; 2 – 2019 г.

12

При этом рынок биотоплив оценивается в 112,5 млрд долл. (около 30 %

всех возобновляемых источников энергии).

В связи с указанной тенденцией в сравнительно недалекой перспективе

сырьевая база для производства энергоносителей для транспортных

энергетических установок существенно расширится. Их будут производить не

только из полезных ископаемых, но и из возобновляемых источников энергии

(биомасса, растительные масла, спирты и др.) [1, 16, 35, 51, 90, 129].

Пристальное внимание к альтернативным топливам обусловлено быстрым

ростом мирового автопарка и необходимостью его бесперебойного

обеспечения моторными топливами [5, 9]. Лидером по развитию

альтернативной энергетике являются США, которые существенно опережают

другие страны по использованию альтернативных моторных топлив. При этом

необходимо отметить, что в США потребление спиртовых топлив значительно

опережает потребление других альтернативных топлив – пропан-бутановых

смесей (сжиженного углеводородного газа – СУГ), компримированного

природного газа (КПГ) и сжиженного природного газа (СПГ), см. Рис. 1.2 [86].

Рис. 1.2.

Динамика роста транспортных средств, работающих на альтернативных

топливах: 1 – СУГ; 2 – КПГ; 3 – Е85 (смесь 85% этанола и 15% бензина);

4 – СПГ

13

Планируется, что через 10 лет доля возобновляемых источников энергии

(ВИЭ) в энергобалансе ведущих промышленных стран составит от 10 до 30%

[6, 126]. При этом значительная доля ВИЭ приходится на биотоплива,

производимые из растительного сырья [13, 14, 36, 172, 174]. Наибольшее

потребление этих ресурсов предполагается в странах Европейского союза.

Среди альтернативных топлив, производимых из растительного сырья, в

первую очередь, необходимо выделить биоэтанол, получение которого

возможно из различного растительного сырья – сахарной свеклы, сахарного

тростника, кукурузы, пшеницы, картофеля, сладкого сорго, топинамбура и

других сельскохозяйственных культур [63, 137, 140]. Это наиболее широко

применяемый на транспорте вид биотоплив. Современное мировое

производство этанола составляет около 100 млрд. литров в год

(приблизительно 80 млн. т/год) [94, 126]. Большая его часть приходится на

топливный этанол.

В странах Европейского союза кроме этанола широкое применение нашли

топлива, получаемые из растительных масел [47, 63, 80]. При этом

рассматривается целый ряд растительных масел: рапсовое, подсолнечное,

хлопковое, соевое, льняное, пальмовое, арахисовое и некоторые другие.

Перспективными биотопливами являются сами растительные масла, их смеси с

нефтяными и альтернативными топливами, сложные эфиры (метиловые,

этиловые, бутиловые) растительных масел, называемые биодизельными

топливами. Схожие с нефтяными моторными топливами энергетические

характеристики растительных масел и их производных позволяют

использовать эти топлива в качестве альтернативных моторных топлив.

Необходимо отметить, что в 2013 году на долю биодизельного топлива,

производимого из растительных масел, приходится около 70 % (по объему)

всего объема биотоплив, производимых в странах Европейского Союза, а на

долю биоэтанола – около 28 %. В 2009-2012 г.г. биоэтанол импортировался как

14

топливо Е90 (смесь 90% бензина и 10% этанола). Динамика производства и

потребления биотоплива в странах ЕС представлена на Рис. 1.3 [70].

Рис. 1.3.

Динамика производства и потребления биотоплива в странах ЕС:

1 – потребление биодизельного топлива; 2 – его производство; 3 – его импорт;

4 – потребление биоэтанола; 5 – его производство; 6 – его импорт

Таким образом, среди альтернативных энергоносителей, используемых на

транспорте, одними из наиболее перспективных являются спирты и топлива,

производимые на их основе. Как отмечено выше, спиртовые топлива можно

получить из любого углеводородного сырья – как органического

(сельскохозяйственные культуры, растительные отходы, водоросли и др.), так и

минерального (природный газ, уголь, горючие сланцы). Среди преимуществ

спиртовых топлив можно отметить наличие в их молекулах атомов кислорода,

способствующих снижению вредных выбросов с отработавшими газами

двигателей внутреннего сгорания [61, 69].

1.2. Спиртовые топлива и направления их использования

в двигателях внутреннего сгорания

Спирты относятся к кислородсодержащим топливам (оксигенатам), что

позволяет заметно улучшить показатели токсичности ОГ двигателей

15

внутреннего сгорания либо путем их конвертирования на работу на спиртовых

топливах, либо путем добавления спиртов в нефтяные и альтернативные

топлива [6, 53, 91, 110, 137, 139].

Спирты являются соединениями органического происхождения и

характеризуются присутствием в их молекуле одной или нескольких

гидроксильных групп ОН (Рис. 1.4) [13, 63, 76]. В зависимости от числа этих

групп спирты подразделяют на одноатомные, двухатомные и многоатомные. В

группе одноатомных спиртов выделяют нормальные спирты, в которых

соединенные между собой атомы углерода образуют неразветвленную цепочку

углеводородных групп СН3 и СН2, а гидроксильная группа ОН соединена с

последней группой СН2 в этой цепи (нормальный пропанол, нормальный

бутанол и др. на Рис. 1.4), и изомеры этих спиртов. Среди одноатомных

спиртов в зависимости от положения гидроксильной группы различают

первичные RСН2ОН (например, нормальный бутанол), вторичные RСНОН

(втор-бутанол) и третичные спирты RСОН (трет-бутанол, R – радикал).

Рис. 1.4.

Молекулярные структуры простейших спиртов: С, Н, О – атомы углерода,

водорода и кислорода

Простейший из спиртов – метиловый спирт (метанол, древесный спирт)

СН3ОН легко смешивается с водой в любых соотношениях, смешивается со

спиртами, бензолом, ацетоном и другими органическими растворителями, не

16

смешивается с алифатическими углеводородами. Обладает высоким октановым

числом, поэтому его добавляют в автомобильные бензины. Метанол является

ядовитым веществом. Другой характерный представитель спиртов – этиловый

спирт (этанол, винный спирт) СН3СН2ОН (или С2Н5ОН) смешивается с водой в

любых пропорциях. Кроме этих двух простейших спиртов в качестве

моторного топлива могут быть использованы и другие спирты – нормальный

пропанол (н-пропанол), изопропанол, нормальный бутанол (н-бутанол), втор-

бутанол, трет-бутанол, изобутанол и более тяжелые спирты. Свойства этих

спиртов приведены в Таблице 1 [13, 63, 76]. В качестве моторных топлив

используются и смеси этих спиртов с нефтепродуктами, а также с различными

альтернативными топливами [91, 137]. Так в ряде стран широкое применение в

качестве топлива для ДВС получил газохол – смесь бензина с этанолом в

соотношении 9:1) [6]. Он представляет собой жидкость с плотностью ρ=730-

760 кг/м3, пределами выкипания от 25 до 210°С, низшей теплотой сгорания

HU=41900 кДж/кг, теплотой испарения Qисп=465 кДж/кг.

Наиболее привлекательным для использования в ДВС является этанол. Это

обусловлено его хорошими экологическими качествами (предельно допустимая

концентрация этанола в воздухе рабочей зоны – наивысшая среди

рассматриваемых спиртов, см. Таблицу 1) и возможностью его получения из

различных сырьевых ресурсов. В качестве сырья для получения этанола

используются сахарная свекла, сахарный тростник, кукуруза, пшеница,

картофель, сладкое сорго, топинамбур и другие сельхозкультуры (Таблица 2).

Цены на мировом рынке этанола даны в Таблице 3 [13, 35]. Около 93% этанола

производится с использованием процесса брожения. При этом 60% спирта

получают из сахара и 40% – из зерна. Примерно 7% этанола вырабатывается

химическим синтезом (преимущественно из природного газа). Сегодня

основная часть биоэтанола производится в Северной и Южной Америке, а

мировыми лидерами в его производстве являются США и Бразилия (Рис. 1.5)

[86].

17

Таблица 1.

Физико-химические свойства простейших спиртов

Показатели

Спирты

метанол этанол

н-

пропа-

нол

изопро

панол

н-

бутанол

втор-

бутанол

трет-

бутанол

изобута

нол

Формула состава СН3ОН С2Н5ОН С3Н7ОH С3Н7ОH С4Н9ОН С4Н9ОH С4Н9ОH С4Н9ОH

Молекулярная масса 32,04 46,07 60,10 60,10 74,12 74,12 74,12 74,12

Плотность при 20°С, кг/м3 791,7 789,0 803,5 785,1 809,8 806,0 788,7 802,1

Вязкость кинематическая

при 20о С, мм

2/с

0,75 1,00 2,81 3,09 3,60 5,22 4,20 4,50

Поверхностное натяжение

при 20о С, мН/м

22,1 22,0 23,8 21,7 24,2 23,0 - 22,1

Цетановое число 5 8 - - 18 - 15 -

ОЧ по моторному методу 98 99 - 90 87 - 95 94

ОЧ по

исследовательскому

методу

112 111 - 110 - 112 - 113

Температура плавления,

°С

-97,8 -114,6 -126,2 -89,5 -89,8 -114,7 25,5 -108,0

Температура кипения, °С 64,7 78,4 97,2 82,4 117,5 99,5 82,9 108,4

Критическая температура,

°С

249,4 243,7 263,7 235,6 288,6 264,0 235,0 271,0

Критическое давление,

Мпа

8,02 6,38 5,10 5,38 4,68 4,53 4,96 4,58

Температура вспышки, °С 10,0 12,2 23,0 13,0 34,0 24,0 10,0 28,0

Температура

самовоспламенения, °С

464 426 371 - 345 - 480 390

Концентрационные

пределы воспламенения,

%

6,7-36,5 3,2-19,0 2,1-13,5 2,2-13,0 1,8-12,0 1,9-7,9 - 1,8-7,3

Теплота сгорания низшая,

кДж/кг

19670 26800 30700 32800 33100 - - 32980

Количество воздуха,

необходимое для

сгорания 1 кг вещества, кг

6,49 9,01 10,36 10,36 11,20 11,20 11,20 11,20

Теплота испарения,

кДж/кг

1115 870 749 670 591,2 562,4 535,4 578,4

Давление насыщенных

паров при 0,1 МПа и

20°С, кПа

24,6 12,2 2,0 5,2 0,8 2,4 5,6 1,2

Теплоемкость Ср при 0,1

МПа и 20°С, Дж/(кгград)

2,51 2,47 2,45 2,68 2,43 2,73 - 2,38

Содержание, % по массе

С

Н

О

37,5

12,6

49,9

52,2

13,1

34,7

60,0

13,4

26,6

60,0

13,4

26,6

64,8

13,6

21,6

64,8

13,6

21,6

64,8

13,6

21,6

64,8

13,6

21,6

Растворимость в воде при

20°С, г/100 г воды

не

огранич

ена

не

ограниче

на

хороша

я

хороша

я

10,0 12,5 не

огранич

ена

11,1

ПДК рабочей зоны, мг/м3 5 1000 10 980 10 150 300 150

Примечание: ОЧ – октановое число; ПДК – предельно допустимая

концентрация

18

Таблица 2.

Показатели процесса производства этанола из различного сырья

Сырье Урожайность, т/га Стоимость, долл./м3

Сахарная свекла 2,5 – 3,0 300 – 400

Сахарный тростник 3,5 – 5,0 160

Кукуруза 2,5 – 3,0 250 – 400

Пшеница 0,5 – 2,0 380 – 400

Картофель 1,2 – 2,7 800 – 900

Сладкое сорго 3,0 – 5,0 200 – 300

Кассава 1,5 – 6,0 700

Синтетический спирт – 540

Таблица 3.

Цены на этанол на мировом рынке

Страна Цена (евро/м3)

Бразилия 160

Бразилия (безводный спирт) 220

США (безводный спирт) 250

Европа (безводный спирт из сахарной свеклы) 350 – 450

Импорт спирта в Европу 190

Рис. 1.5.

Динамика мирового производства биоэтанола: США (1); Бразилия (2);

страны ЕС (3); Китай (4); Канада (5); остальные страны (6)

19

Как отмечено выше, современное мировое производство этанола

составляет 80 млн. тонн в год, из них 10 млн. тонн приходится на пищевой

этанол, 20 млн. тонн – на этанол для химической промышленности и 50 млн.

тонн – на топливный этанол. В то же время мировая потенциальная

потребность в этом спирте достигает 2 млрд. тонн в год. Топливный этанол

используется различным образом: около 26% его смешивают с бензином, около

3% применяется в качестве топлива для дизелей [13, 35]. В США для

бензиновых двигателей используются, в основном, топливо E-85, содержащее

85 % этанола в смеси с автомобильным бензином. Цены на бензин и смесевое

топливо E-85 приведены на Рис. 1.6 [86]. Следует отметить, что в странах ЕС

на автозаправочных станциях (АЗС) отпускается смесевое топливо E-90 (смесь

90% этанола и 10% бензина). Данные по количеству АЗС, реализующих

топливо Е90 в ряде европейских стран, приведены на Рис. 1.7 [86].

Рис. 1.6.

Сравнительная стоимость бензина (1) и смесевого биотоплива E-85 (2) в США

20

Рис. 1.7.

Количество АЗС, реализующих топливо E-90 в странах ЕС

В некоторых странах уже действуют стандарты на биоэтанол. В

соответствии с этими стандартами требования к выпускаемому этанолу в

различных странах различаются, но эти отличия незначительны (Таблица 4)

[13]. Только в США допустимым является содержание этанола 92,1% в смеси с

водой и денатурирующими веществами. То есть, по сути, допускается

применение азеотропной смеси, с регулированием содержания воды при

помощи денатурирующих присадок. В других странах этанол для

автотранспорта должен быть безводным, т.е. абсолютным спиртом.

Этанол используется в качестве топлив в двигателях с принудительным

воспламенением. Следует, однако, отметить, что сжигание спиртовых топлив,

причем с лучшей топливной экономичностью, возможно и в дизелях [13, 138,

140]. Из данных, приведенных на Рис. 1.8, следует, что дизели с

неразделенными камерами сгорания (КС), работающие на этаноле, имеют

термический КПД ηt на 20-35% выше, чем бензиновые двигатели [13, 76]. В то

же время, этот спирт обладает рядом недостатков, которые препятствуют его

широкому использованию в качестве топлив для дизелей. Это, в первую

очередь, его плохая самовоспламеняемость (низкое цетановое число – ЦЧ).

21

Таблица 4.

Требования к составу этанола в различных странах

Параметры Бразилия Канада США Герман

ия

Украи

на

Польша

Объемная концентрация

этанола, %, не менее

99,3 98,7 92,1 99,8 99,3 99,6

Воды, %, не более - 0,1 %

(масс.)

7,9 %

(об.)

- 0,02 %

(об.)

0,4 %

(об.)

Концентрация альдегидов, в

расчете на ацетальдегид, г/л

безводного этанола, не более

- - - 0,004 - 0,20

Объемная концентрация

метанола, % об., не более

- - 0,50 - - -

Концентрация кислот в

пересчете на уксусную, г/л

безводного этанола, не более

0,03 0,03 0,07

(об.)

- - 0,03

Концентрация эфиров в

пересчете на этилацетат, г/л

безводного этанола, не более

- - - 0,002 - 0,20

Сухой остаток, г/л безводного

этанола, не более

- - 0,05 - - 0,02

Содержание меди, мг/кг, не

более

0,07 0,10 0,10 - - 0,10

Денатурирующие вещества,

% (об.)

3,0 1 л

бензина

на 100 л

этанола

1,96 –

4,76

- - -

Рис. 1.8.

Относительная термическая эффективность использования нефтяных топлив и

простейших спиртов в бензиновых и дизельных двигателях: t –

относительный термический КПД (за единицу принят термический КПД

бензинового двигателя со степенью сжатия ε=8)

22

При организации процесса сгорания простейших спиртов в цилиндрах

дизеля возникает проблема их воспламенения, поскольку эти спиртовые

топлива имеют низкие цетановые числа (Рис. 1.9) [13, 76]. При этом

используются различные методы улучшения воспламенения низкоцетановых

спиртов. Для улучшения воспламеняемости этанола в дизелях используются

увеличение степени сжатия, повышение давления наддува, установка

подогревателей воздуха на впуске, теплоизоляция деталей КС и др. При этом,

наиболее распространенными способами воспламенения является

воспламенение этанола от запальной дозы нефтяного дизельного топлива (ДТ),

от свечи зажигания и с использованием присадок к топливу.

Рис. 1.9.

Применимость топлив с разными цетановыми числами: 1 – нормальная работа

дизеля; 2 – работа возможна, но с пониженной топливной экономичностью,

повышенной шумностью, с затрудненным холодным пуском; 3 – работа

возможна только с присадками к топливу и со средствами, облегчающими

самовоспламенение и сгорание топлива

Возможные способы подачи спиртового топлива в КС дизелей

представлены на Рис. 1.10 [13, 76]. Подача этанола и метанола в дизель

возможна несколькими способами: они могут впрыскиваться в чистом виде или

23

в смеси с дизельным топливом в непосредственно цилиндры, подаваться во

впускной трубопровод в жидкой фазе или в виде пара. Непосредственное

впрыскивание спирта в КС может осуществляться с помощью штатного

топливного насоса высокого давления (ТНВД) дизеля. Используется также

непосредственная подача спирта в КС в виде эмульсии с дизельным топливом.

Эффективными являются системы с раздельным впрыскиванием спирта и

запальной дозы ДТ в цилиндры дизеля. Кроме представленных на Рис. 1.10

способов использования метанола и этанола в дизелях, возможно разложение

их с получением синтез-газ (смеси монооксида углерода СО и водорода Н) и

последующей его подачей в цилиндры двигателя или использование спиртов в

качестве энергоносителя для топливных элементов [5, 13].

Рис. 1.10.

Способы подачи простейших спиртов в дизелях

Таким образом, использование для питания дизелей этанола наиболее

целесообразно в виде экологической добавки к нефтяному дизельному

топливу. При этом возможно два пути его применения – либо в виде эмульсии

24

нефтяного ДТ и обычного (водосодержащего) этилового спирта (т.е.

азеотропной смеси этанола и воды), либо в виде смеси ДТ и абсолютного

(безводного) спирта. Реализация этих двух направлений использования этанола

существенно улучшает экологические показатели дизеля. Это обусловлено

следующими факторами. Во-первых, как отмечено выше, наличие в молекулах

этанола атомов кислорода способствует снижению вредных выбросов с

отработавшими газами двигателей внутреннего сгорания. Во-вторых, высокая

теплота испарения этанола (870 кДж/кг у этанола против 230-250 кДж/кг у

нефтяного ДТ) приводит к снижению максимальных температур сгорания, и,

как следствие, к снижению выбросов оксидов азота. Еще одним фактором

улучшения показателей токсичности ОГ дизелей является повышение качества

процесса смесеобразования за счет низкой температуры кипения этанола

(78,4 оС у этанола против 160-360

оС у нефтяного ДТ), что приводит к

быстрому испарению этанола из смесевого топлива и дополнительной

турбулизации нефтяного ДТ за счет такого испарения. Этот эффект,

отмеченный для широкого спектра эмульгированных топлив [57, 66, 67, 84, 97,

107, 121], способствует и улучшению показателей топливной экономичности

дизеля. В связи с этим, необходимо рассмотреть показатели, характеризующие

топливную экономичность и токсичность ОГ дизелей.

1.3. Показатели топливной экономичности и токсичности

отработавших газов дизелей

В современных условиях к показателям работы дизелей транспортного

назначения предъявляется целый комплекс достаточно жестких требований.

Среди этих показателей приоритетными считаются топливная экономичность и

токсичность ОГ [2, 3, 4, 23, 38, 39, 41]. Необходимость экономного

расходования топлива обусловлена продолжающимся истощением мировых

запасов нефти, повышением цен на нефтепродукты и ростом выбросов в

25

атмосферу СО2 [89]. Поэтому при совершенствовании дизелей особое

внимание обращается на снижение расхода топлива.

Общепринятыми показателями топливной экономичности дизелей

являются удельный эффективный расход топлива на режимах внешней

скоростной характеристики (ВСХ) – на режимах номинальной и

максимального крутящего момента. При этом в лучших высокооборотных

зарубежных дизелях достигнутый минимум расхода топлива ge составляет 190-

192 г/(кВт·ч), а в отечественных – 210-230 г/(кВт·ч) [30]. Однако транспортные

дизели работают в широком диапазоне режимов. На режимах с низкой

частотой вращения и неполной нагрузкой показатели экономичности дизелей

обычно ухудшаются. Об этом свидетельствуют представленные на Рис. 1.11

многопараметровые характеристики быстроходных дизелей типа КамАЗ-7406

(8 ЧН 12/12) и 6076 Н (6 ЧН 11,6/12,1) фирмы John Deere (CША).

а б

Рис. 1.11.

Многопараметровые характеристики быстроходных дизелей: а - КамАЗ-7406 (8

ЧН 12/12); б – 6076 Н (6 ЧН 11,6/12,1) фирмы John Deere (США); Ме –

крутящий момент; gе – удельный эффективный расход топлива

Поскольку оценка топливной экономичности дизеля по удельным

эффективным расходам топлива на режимах номинальной мощности и

26

максимального крутящего момента не является исчерпывающей, такую оценку

можно провести с использованием условного среднего на режимах

испытательного цикла расхода топлива, определяемому по выражению [30, 69]:

k

i

k

iiieiie KNKGg

1 1 тср )(/)( , (1.1)

где Gтi – часовой расход топлива на i-ом режиме; Nei – мощность двигателя на

этом режиме; Ki – коэффициент, отражающий долю времени каждого режима, k

– число режимов. Таким образом, при выборе средств улучшения топливной

экономичности предпочтительными являются те из них, которые обеспечивают

снижение расхода топлива сразу на многих эксплуатационных режимах работы

транспортных дизелей.

Другой важнейший показатель работы двигателей – токсичность их ОГ

[27, 39, 61, 69]. В настоящее время снижению токсичности ОГ дизелей

придается большое значение в связи с расширением сферы их применения и

увеличением общего количества автомобилей, автобусов и других машин с

дизельными силовыми установками [83]. Поэтому, наряду с улучшением

экономических показателей дизелей, снижение токсичности их ОГ становится

серьезной проблемой.

Отработавшие газы дизелей представляют собой многокомпонентную

смесь, содержащую продукты полного сгорания топлива (диоксид углерода

CO2 и вода Н2О) и продукты неполного сгорания (монооксид углерода СО,

газообразные углеводороды СНx, альдегиды RCHO, сажа С). В ОГ

присутствуют также неиспользованный при сгорании топлива кислород О2,

основной компонент воздуха – азот N2 и продукты его окисления – оксиды

азота NOx, газообразные продукты окисления серы, содержащейся в топливе (в

основном диоксид SO2). Кроме газообразных компонентов, в ОГ присутствуют

так называемые «твердые частицы», основным компонентом которых является

сажа С. Всего ОГ дизелей сгорания содержат около 250 компонентов, часть из

которых нетоксичны. Токсичность ОГ дизелей определяется 0,1-1% объема ОГ.

27

При этом примерно 80-95% от общей массы токсичных компонентов

приходится на долю пяти из них: NOx, CO, CHx, альдегидов RCHO, диоксида

серы SO2 (Таблица 5) [26, 77]. Нормируемыми компонентами являются оксиды

азота NOx, монооксид углерода CO, легкие газообразные углеводороды CHx и

сажа или твердые частицы [47, 69].

Таблица 5.

Усредненный состав ОГ отечественных дизелей

Компонент ОГ Концентрация в

ОГ на различных

режимах

Токсичные компоненты ОГ дизелей на

режиме полной нагрузки

Концентрация, г/м3 Удельный

выброс, г/(кВтч)

Азот N2 74-78% - -

Кислород О2 2-18% - -

Водяной пар Н2О 0,5-9,0% 15-100 -

Диоксид углерода СО2 1-12% 40-240 -

Оксиды азота NОх,

в том числе:

монооксид азота NO

диоксид азота NO2

0,004-0,5%

0,004-0,5%

0,0001-0,013%

1-8

1,0-4,5

0,1-0,8

10-30

6-18

0,5-2,0

Монооксид углерода СО 0,005-0,4% 0,25-2,5 1,5-12,0

Углеводороды СНх 0,009-0,3% 0,25-2,0 1,5-8,0

Бенз(а)пирен С20Н12 0,05-1,0 мкг/м3 (0,2-0,5)10

-6 (1-2)10

-6

Сажа С 0,01-1,1 г/м3 0,05-0,5 0,25-2,0

Диоксид серы SO2 0,0018-0,02% 0,1-0,5 0,4-2,5

Триоксид серы SO3 (0,4-6)10-4

% - -

Альдегиды RCHO,

в том числе:

формальдегид HCHO

акролеин CH2CHCHO

0,002%

(1-19)10-4

%

(1-1,3)10-4

%

1,0-10,0

-

0,001-0,04

-

-

0,06-0,2

Примечание: «-» – показатель не приведен

Одними из основных токсичных компонентов ОГ дизелей являются

оксиды азота NОx – монооксид NО, диоксид NО2, закись азота или гемиоксид

N2О, азотистый ангидрид или сесквиоксид азота N2О3, пентаоксид диазота или

азотный ангидрид N2О5. Из оксидов азота NOx, содержащихся в ОГ дизелей,

95-98% приходится на монооксид NO и 2-5% – на диоксид NO2. Токсичность

NO2 в 7 раз выше токсичности NO. Монооксид азота нестабилен. При

нормальных условиях NO окисляется до NO2 в течение от 0,5-1 до 100 часов (в

28

зависимости от концентрации в воздухе). Оксиды азота образуются при

высоких температурах в КС путем окисления азота воздуха. Наиболее

интенсивно окисление азота происходит в первой фазе сгорания до момента

достижения максимальной температуры сгорания [69].

Монооксид углерода (угарный газ) CO присутствует в атмосфере в малых

количествах, а в ОГ двигателей внутреннего сгорания его содержание может

быть значительным (в бензиновых двигателях – до 12%) [69]. Дизели

отличаются сравнительно небольшой концентрацией этого токсичного

компонента в ОГ, не превышающей 0,4-0,5%. По сравнению с диоксидом СO2

монооксид углерода CO менее стабилен. Время его существования в атмосфере

составляет 2-42 месяца. Монооксид углерода – неполного окисления топлива.

В камере сгорания дизеля CO образуется из-за неравномерного распределения

топлива в зоне горения, что приводит к возникновению зон с низким

коэффициентом избытка воздуха , где наблюдается недогорание топлива.

Другим источником образования CO являются высокотемпературные зоны КС,

в которых химическое равновесие смещено в сторону диссоциации CO2 с

образованием CO и O2.

Легкие газообразные углеводороды CHx ОГ дизелей относятся, в

основном, к парафиновым (метан CH4, этан C2H6, пропан C3H8, бутан С4Н10) и

олефиновым углеводородам (этилен C2H4, пропилен C3H6, бутилен С4Н8). В

бензиновых двигателях на долю метана приходится 14-58% от общего

содержания в ОГ несгоревших углеводородов, а в дизелях – 2-6% [69]. Другие

углеводороды присутствуют в ОГ дизелей в меньших количествах.

Углеводороды образуются при термическом распаде топлива в ядре и в

переднем фронте факела, на топливной пленке на стенках КС и в результате

подвпрыскивания топлива. Одна из основных причин образования CHx –

наличие холодных пристеночных слоев в КС. При сгорании топлива пламя

распространяется к стенке, от которой отводится теплота, и радикалы,

образовавшиеся при горении, рекомбинируются на холодных стенках. В

29

результате в пристеночных холодных слоях КС толщиной 0,005-0,3 мм

остаются углеводородные частицы из нагретого, не до конца сгоревшего

топлива. Другая причина образования CHx – наличие в КС зон с низким

коэффициентом избытка воздуха , в которых остаются несгоревшие

углеводороды.

Важнейшим токсичным компонентом ОГ дизелей являются твердые

частицы (ТЧ) – вещества, улавливаемые специальным фильтром при

прохождении через него ОГ [69]. Они состоят из растворимых и

нерастворимых в органических растворителях фракций. Первые содержат

несгоревшие частицы топлива и моторного масла. Нерастворимые

составляющие ТЧ включают сажу, сульфаты, образующиеся при сгорании

серы, имеющейся в топливе, и оксиды металлов, добавляемых в топливо и

масло в качестве присадок. Но главный компонент ТЧ – сажа, которая, в свою

очередь, состоит в основном из углерода С (95-98%). Частицы сажи

представляют собой пористые формирования углерода С и имеют линейные

размеры 0,1-100 мкм (в основном от 0,2 до 1,0 мкм). Наличие сажи в ОГ

дизелей приводит к потере их прозрачности (увеличению оптической

плотности) и появлению черного дыма. Оптическая плотность ОГ зависит от

количества и размеров частиц сажи. Видимое дымление соответствует

содержанию сажи в ОГ, большему 0,1 г/м3.

Механизм образования сажи – это последовательность процессов

термического разложения топлива, образования активных углеводородных

частиц в пламени, роста ядер сажи, агломерации частиц и окисления сажи.

Поэтому содержание сажи в ОГ является результатом протекания двух

определяющих процессов – ее образования и окисления. Сажеобразование в

дизелях зависит, в первую очередь, от коэффициента избытка воздуха, а также

от особенностей смесеобразования, свойств топлива, температуры и времени

сгорания. Повышенное содержание сажи в ОГ дизеля имеет место на

переходных режимах (что связано с недостатком воздуха, вызванным

30

инерционностью системы воздухоснабжения дизеля с турбонаддувом), а также

на режимах с пониженной частотой вращения и полной нагрузкой,

характеризуемых низким давлением наддувочного воздуха и ухудшением

качества распыливания топлива [69].

Токсические свойства сажи обусловлены не углеродом, а присутствием

на ней канцерогенных полициклических ароматических углеводородов (ПАУ).

В ОГ дизелей обнаружено более 20 различных ПАУ. Их основой является

структура, называемая бензольным ядром, содержащая шесть атомов углерода,

соединенных в кольцо, с тремя одинарными и тремя двойными связями.

Некоторые ПАУ, кроме бензольного ядра, имеют одну или несколько боковых

цепей. В ОГ дизелей содержатся, в основном, углеводороды, в молекулы

которых входят две, три и четыре кольцевые структуры и 12-20 атомов

углерода [26, 77]. Наиболее опасен среди них бенз(а)пирен C20H12, являющийся

индикатором присутствия в ОГ и других ПАУ. Эти углеводороды либо

непосредственно переходят из топлива в ОГ, либо образуются в КС в

результате термического разложения (пиролиза) тяжелых фракций топлива в

зонах с недостатком кислорода. В КС дизеля ПАУ адсорбируются на частицах

сажи и удерживаются ими.

Рассмотренные компоненты ОГ дизелей обладают выраженными

токсикологическими свойствами, вызывают тяжелые заболевания человека,

оказывают негативное влияние на сельскохозяйственные растения и животных.

Поэтому вводятся ограничения на их выбросы с ОГ. Нормы на токсичность ОГ,

принятые во многих странах, устанавливают максимально допустимые

удельные массовые выбросы токсичных веществ (NОx, CO, CHx, ТЧ). В России

введены общеевропейские нормы на токсичность ОГ транспортных дизелей.

Эти нормы ограничивают эмиссии NOx, CO, CHx, ТЧ. Введены ограничения и

на дымность ОГ.

Дизельные двигатели грузовых автомобилей испытывают на

установившихся режимах, соответствующих режимам принятого в Европе

31

испытательного 13-режимного цикла ЕСЕ R 49 (Рис. 1.12, а). Этот

испытательный цикл включает 13 установившихся режимов: три режима

холостого хода с минимальной частотой вращения, пять нагрузочных режимов

(10, 25, 50, 75, 100% нагрузки) при номинальной частоте вращения nном и пять

нагрузочных режимов (10, 25, 50, 75, 100% нагрузки) при частоте вращения

n=0,6nном, соответствующей максимальному крутящему моменту двигателя

[69]. В конце каждого из режимов длительностью 10 минут определяются

средние значения концентраций NОx, CO, CHx в ОГ и эффективная мощность

Ne. Начиная с 2003 г., 13-режимный цикл ECE R 49 заменен на цикл ESC

(European Steady State Cycle), в котором к 13-ти фиксированным режимам (Рис.

1.12, б) добавлены еще три произвольных режима работы дизеля при его

исследованиях на беговых барабанах.

а б

Рис. 1.12.

Испытательный 13-режимный цикл ЕСЕ R 49 (а) и 16-режимный цикл ESC (б)

При оценке токсичности ОГ дизеля по 13-режимному испытательному

циклу для каждого режима рассчитываются часовые массовые выбросы

токсичных компонентов ОГ (ENOx, ECO, ECHx). Полученные значения вредных

выбросов суммируются за весь цикл по каждому компоненту (с учетом

32

коэффициентов Ki, отражающих долю времени каждого режима), и затем

делением на условную среднюю мощность дизеля за испытательный цикл

определяются удельные выбросы вредных веществ по формулам [30, 69]:

13

1

13

1 x NOxNO )(/)(

i iiieii KNKEe ;

13

1

13

1 COCO )(/)(

i iiieii KNKEe ; (1.2)

13

1

13

1 x CHxCH )(/)(

i iiieii KNKEe .

Полученные значения удельных выбросов токсичных компонентов ОГ,

отнесенные к единице вырабатываемой мощности, сравниваются с предельно

допустимыми нормами, установленными соответствующими нормативными

документами.

Дымность ОГ (содержание сажи в ОГ) транспортных дизелей

нормируется на режимах ВСХ (номинальный режим, режим максимального

крутящего момента), а также на режимах свободного ускорения без нагрузки. В

общеевропейских стандартах EURO-1 … EURO-6 показатель «дымность ОГ»

заменен показателем «выброс твердых частиц».

Нормы на предельные выбросы вредных веществ с ОГ вводятся по

классам двигателей и транспортных средств. Динамика ввода ужесточающихся

требований к показателям токсичности ОГ для автомобилей с полной массой

до 3,5 тонн с дизелями показана на Рис. 1.13 и 1.14 [30]. При этом, как

отмечено выше, основными токсичными компонентами ОГ дизелей являются

оксиды азота NOх и сажа (углерод С или твердые частицы, содержащие не

только углерод, но и ряд других составляющих – сульфаты, оксиды металлов и

др.).

33

Рис. 1.13.

Динамика ввода ужесточающихся требований к показателям токсичности ОГ

дизелей легковых автомобилей (с полной массой до 3,5 т)

Рис. 1.14.

Нормы вредных выбросов с ОГ дизелей легковых автомобилей в европейском

испытательном цикле (РМ – твердые частицы, HC + NOx – суммарный выброс

легких несгоревших углеводородов и оксидов азота)

Приведенные данные, а также публикации [4, 42, 52, 56, 109],

свидетельствуют о необходимости внедрения в двигателестроение средств и

методов снижения токсичности ОГ. Разработка мероприятий по уменьшению

токсичности ОГ может проводиться по следующим основным направлениям

[12, 23, 27, 61, 69]: совершенствование конструкции двигателя, учет

эксплуатационных факторов, применение нетрадиционных (альтернативных)

топлив. Последнее направление улучшения экологических показателей дизелей

привлекательно и тем, что оно позволяет не только уменьшить выбросы в

34

атмосферу токсичных компонентов ОГ, но и обеспечить частичное или полное

замещение нефтяных моторных топлив топливами, производимыми из

альтернативных сырьевых ресурсов.

Среди альтернативных моторных топлив наиболее привлекательными

представляются биотоплива, получаемые из возовновляемых сырьевых

ресурсов. Применительно к дизелям наиболее перспективными считаются

биоэтанол и топлива, производимые из растительных масел. Эти биотоплива

отличаются сравнительно невысокой стоимостью и хорошими экологическими

качествами. Однако широкое применение таких биотоплив сдерживается

отличиями их физико-химических свойств от аналогичных свойств нефтяных

моторных топлив. Достижение требуемых свойств биотоплив обеспечивается

при использовании смесевых и эмульгированных топлив, в которых подбор

компонентов таких смесей и оптимизация их состава позволяют получить

топлива с заданными свойствами.

1.4. Цель работы и задачи исследования

Проведенный анализ результатов опубликованных работ, проведенных

отечественными и зарубежными исследованиями, еще раз подтвердил

перспективность использования смесевых и эмульгированных топлив с

добавками этанола при улучшении показатели токсичности ОГ и топливной

экономичности дизелей. Проблемам использования в дизелях смесевых и

эмульгированных биотоплив посвящены работы отечественных ученых – Л.В.

Грехова [30, 31], С.В. Гусакова [35], С.Н. Девянина [70, 73, 78], В.И. Ерохова

[41], Н.А. Иващенко [30], Р.З. Кавтарадзе [51], А.С. Кулешова [31, 159], А.Р.

Кульчицкого [7, 56], В.А. Лиханова [59, 61], В.И. Мальчука [68, 73], В.А.

Маркова [13, 47, 69, 76], Н.Н. Патрахальцева [27, 76, 90, 91], Г.С. Савельева

[104], А.М. Сайкина [4, 61], А.С. Хачияна [63, 93], М.Г. Шатрова [110]. По этой

тематике защищены диссертационные работы [8, 43, 58, 118, 132]. Проблемам

организации работы дизелей на смесевых и эмульгированных топливах

35

посвящено ряд расчетых и экспериментальных исследований, проведенных в

МГТУ им. Н.Э. Баумана [6, 13, 30, 47, 69, 73], МГАУ им. В.П. Горячкина [70,

73, 78], Российском университете дружбы народов (РУДН) [27, 35, 76, 90, 91],

ГТУ «МАДИ» [63, 68, 73, 93, 110], ФГУП «НАМИ» [4, 61, 52], Владимирском

государственном университете [7, 56], Вятской ГСХА [59, 61]. Известны и

работы зарубежных исследователей по этой тематике – C.E. Goering [151, 176],

W. Heinrich [152], G. Knothe [156, 178], J. Krahl [158], T. Murayama [166, 183], T.

Myo [167], A.R. Schroeder [179], S.C. Sorenson [176], M. Tsukahara [182, 183], Y.

Yoshimoto [182, 183, 187].

Вместе с тем, недостаточно изученными являются вопросы определения

физико-химических свойств смесевых и эмульгированных топлив с добавками

этанола, оценки параметром потока этих топлив в распылителях дизельных

форсунок, определения показателей топливной экономичности и токсичности

ОГ дизелей, работающих на таких топлива, оптимизации состава указанных

смесевых биотоплив и сравнительной оценки экологических качеств нефтяного

дизельного топлива и смесевого биотоплива с добавкой этанола.

Целью настоящей работы является разработка методов повышения

эффективности работы дизеля при использовании этанола в качестве

экологической добавки к дизельному топливу. При этом в работе решаются

следующие научные и практические задачи:

1. Оценка эффективности различных направлений использования этанола

в качестве экологической добавки к дизельному топливу.

2. Разработка методики расчета вязкости нефтяного дизельного топлива,

биотоплив на основе растительных масел и эмульгированного биотоплива с

добавкой этанола.

3. Расчетные исследования вязкости нефтяного дизельного топлива,

биотоплив на основе растительных масел и эмульгированного биотоплива с

добавкой этанола.

4. Разработка методики расчета показателей потока эмульгированного

36

биотоплива с добавкой этанола в проточной части распылителей дизельных

форсунок.

5. Расчетные исследования показателей потока эмульгированного

биотоплива с добавкой этанола в проточной части распылителей дизельных

форсунок.

6. Проведение экспериментальных исследований показателей дизеля,

работающего на эмульгированных биотопливах – эмульсиях рапсового масла и

этанола.

7. Проведение экспериментальных исследований показателей дизеля,

работающего на смесевых биотопливах – смесях нефтяного дизельного

топлива и абсолютного этанола.

8. Разработка методики сравнительной оценки экологических качеств

нефтяного дизельного топлива и смесевого биотоплива с добавкой этанола.

37

ГЛАВА 2. РАСЧЕТНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕЧЕНИЯ

НЕФТЯНОГО И ЭМУЛЬГИРОВАННОГО ТОПЛИВА

В РАСПЫЛИТЕЛЯХ ДИЗЕЛЬНЫХ ФОРСУНОК

2.1. Направления использования биотоплив в транспортных дизелях

Как отмечено в первой главе диссертации, применяемые в двигателях

внутреннего сгорания биотоплива весьма разнообразны. К ним можно отнести

жидкие (спирты, эфиры, растительные масла) и газообразные (биогаз,

биоводород) биотоплива (Рис. 2.1) [13]. В качестве отдельной группы

рассматриваются смесевые топлива, содержащие нефтяные и альтернативные

топлива с добавками жидких биотоплив. В эту же группу можно включить

эмульгированные топлива – эмульсии несмешивающих жидкостей, например,

смеси нефтяных дизельных топлив или растительных масел с водой, этанолом

или другими спиртовыми топливами [6, 13, 128, 141, 146, 152, 173].

Рис. 2.1.

Виды альтернативных топлив для двигателей внутреннего сгорания

38

Перспективными биотопливами считаются топлива, производимые из

растительных масел [6, 167, 178]. Это обусловлено возобновляемой сырьевой

базой для производства этих топлив, их хорошими экологическими

качествами, возможностью подачи этих топлив в камеру сгорания дизеля его

штатной системой топливоподачи, их приемлемой воспламеняемостью в

дизельной КС [17, 37, 47]. Для условий европейской части России наибольшее

распространение среди масличных культур, используемых для выработки

биотоплив, получил рапс [13, 104]. Рапсовое масло (РМ) хорошо смешивается с

традиционным дизельным топливом, что позволяет использовать его в качестве

экологичной биодобавки к нефтяному ДТ. Другими направлениями

использования рапсового масла в транспортных дизелях являются получение

из него метилового или этилового эфиров и их использование либо в качестве

самостоятельного топлива, либо в качестве биодобавки к нефтяному ДТ.

Возможно также смешивание растительных масел с другими альтернативными

топливами, в частности с биоэтанолом.

Следует отметить, что этанол может быть использован либо в качестве

самостоятельного топлива для двигателей с принудительным воспламенением

рабочей смеси или как кислородсодержащая присадка к автомобильным

бензинам. Последнее направление широко реализуется в США, Бразилии и

ряде других стран, где имеются сырьевая база для производства дешевого

этанола [6, 13, 40, 157]. Но сжигание спиртовых топлив в дизелях более

экономично, что обусловлено высокой эффективностью дизельного цикла [38,

49, 179]. Однако применение этанола в качестве топлива для дизелей

затруднено из-за отличий его физико-химических свойств от свойств нефтяных

моторных топлив. В связи с этим, использование этанола в качестве основного

топлива может привести к неполадкам в работе дизеля. Вместе с тем, этанол

может использоваться как биодобавка к нефтяным или альтернативным

топливам. Применение таких добавок к топливам, получаемым из

растительных масел, в частности к рапсовому маслу, для решения

39

экологических проблем еще мало изучено. Следует отметить невысокое

качество процесса топливоподачи при использовании в качестве топлива

рапсового масла. Качество этого процесса можно улучшить при добавке в РМ

этанола. Поэтому определенный интерес представляют исследования работы

дизелей на смесях РМ и этанола. В связи с указанными выше проблемами,

возникающими при использовании этанола в качестве дизельного моторного

топлива, и возможностью использования для этих целей смесей рапсового

масла и этанола рассмотрим их физико-химические свойства.

2.2. Физико-химические свойства рапсового масла и этанола

По своим физико-химическим свойствам этанол ближе к автомобильным

бензинам, а не к дизельным топливам. Различия в физико-химических

свойствах нефтяного дизельного топлива и этилового спирта весьма

существенные (Таблица 6). Основные проблемы при использовании ЭС в

качестве дизельного моторного топлива вызывают низкие вязкость и плотность

этанола (соответственно 1,0 мм2/с и 790 кг/м

3 при 20

оС), а также низкое

цетановое число, которое составляет около 8 единиц. Такое цетановое число

свидетельствует о плохой воспламеняемости спирта в КС дизеля, которая не

позволяет обеспечить стабильную работу дизеля на нефорсированных

режимах, а на форсированных режимах влечет за собой жесткое сгорание

топлива. По Таблице 6 следует отметить также различия в химическом составе

нефтяного ДТ и этанола, низшей теплотворной способности и

стехиометрическому соотношению (соотношение воздух/топливо) этанола и

дизельного топлива (ДТ) [13]. При этом значительное содержание атомов

кислорода в молекулах ЭС (34,7%) обусловлавливает низкую теплоту сгорания

этанола (соответственно 42,5 МДж/кг у ДТ и 27,5 МДж/кг у ЭС, см.

Таблицу 6). В тоже время, большое содержание кислорода в молекуле этанола

значительно улучшает экологические качества ЭС по сравнению с нефтяным

40

ДТ. Рапсовое масло также содержит значительное количество атомов

кислорода – около 11 % (против 0,4 % у нефтяного ДТ).

Таблица 6.

Химический состав и свойства исследуемых топлив

Топливо

Массовые доли

Теп

ло

та

сго

ран

ия

ни

зшая

НU,

кД

ж/к

г

Цет

ано

во

е

чи

сло

Сте

хи

ом

етр

и

чес

ко

е

соо

тно

шен

ие

l о, кг/

кг

Пло

тно

сть,

ρт,

кг/

м3

Вязк

ост

ь,

νт,

мм

2/с

С Н О

Дизельное

топливо (ДТ) 0,87 0,126 0,004 42500 45 14,3 840 3,8

Рапсовое

масло (РМ) 0,77 0,12 0,11 37300 36 12,5 921 75,0

Этиловый

спирт (ЭС) 0,521 0,132 0,347 27500 8 9,0 790 1,0

Таким образом, определенный интерес представляет совместное

использование двух кислородсодержащих биотоплив – рапсового масла и

этанола. Первое из этих топлив отличается более тяжелым фракционным

составом, второе, напротив, имеет низкую температуру кипения. Вместе с тем,

эти два биотоплива плохо смешиваются, поэтому их применение в качестве

моторного топлива возможно лишь в виде эмульсий РМ и ЭС.

При анализе работы дизеля на эмульсиях рапсового масла и этилового

спирта, в первую очередь – работы его топливоподающей аппаратуры,

необходимо иметь данные о физико-химических свойствах этих смесей.

Важным аспектом практического использования рассматриваемых биотоплив

являются особенности физических свойств этих биотоплив – их плотности и

вязкости. Плотность топлива является его энергетическим показателем. Чем

выше плотность топлива, тем больше энергии выделяется в процессе его

сгорания. Кроме того, плотность топлива предопределяет дальнобойность

топливных струй, распространяющихся в камере сгорания дизеля. Одним из

основных эксплуатационных свойств моторных топлив является вязкость. Под

вязкостью понимают способность частиц (молекул) топлива противостоять

взаимному перемещению относительно друг друга под действием

41

приложенных внешних сил. Этот параметр важен для процессов нагнетания

топлива и его последующего впрыскивания. Вязкость и плотность определяют

процессы испарения и смесеобразования в дизеле. Низкая плотность и вязкость

обеспечивают лучшее распыливание топлива, что улучшает сгорание. С

повышением плотности и вязкости увеличивается диаметр капель, ухудшается

полное их сгорание, увеличивается удельный расход топлива, растет дымность

продуктов сгорания. Вязкость влияет также на смазывающие характеристики

топлива. Слишком низкая вязкость топлива ведет к повышенному износу

плунжерных пар форсунок, слишком высокая же вязкость ухудшает

фильтрацию топлива и затрудняет работу топливных насосов. Вязкость

дизельного топлива должна находиться в пределах от 1,8 до 7,0 мм²/с. В этом

случае износ плунжеров топливной аппаратуры современных быстроходных

дизелей находится в приемлемых пределах. Таким образом, актуальными

являются исследования вязкости и вязкостно-температурных характеристик

различных биотоплив.

2.3. Иследования вязкостных характеристик биотоплив

При таких исследованиях целесообразно рассмотреть вязкостные

характеристики самих растительных масел, а также их эмульсий с этанолом.

Следует отметить, что вязкость растительных масел на порядок выше вязкости

нефтяного ДТ (Таблица 6). В связи с этим целесообразно использование смесей

нефтяного ДТ с растительными маслами [13, 47, 114, 116]. Многочисленные

исследования показали, что применение смесей ДТ с растительными маслами и

их эфирами позволяет значительно улучшить показатели токсичности

отработавших газов (ОГ) дизелей [17, 69, 115, 156, 167].

Смеси нефтяного ДТ с растительными маслами с определенным

содержанием указанных компонентов имеют приемлемые плотность и

вязкость. Об этом свидетельствуют, в частности, результаты исследований,

проведенные в работе [81]. Вначале исследована зависимость плотности ρ и

42

кинематической вязкости ν чистого ДТ и РМ, смешиваемых в различных

пропорциях, от температуры. Объемная доля РМ в смесях с ДТ составляла 10,

20 и 30 %. Результаты этих исследований представлены на Рис. 2.2.

а б

Рис. 2.2.

Зависимость плотности (а) и кинематической вязкости (б) смесей нефтяного

ДТ и РМ от температуры: 1 – 100% ДТ; 2 – 90% ДТ +10% РМ; 3 – 80% ДТ

+20% РМ; 4 – 70% ДТ +30% РМ

Как следует из данных Рис. 2.2, плотность и кинематическая вязкость

смесей ДТ и РМ заметно отличаются от аналогичных свойств чистото ДТ. По

ГОСТ 305-82 плотность топлива для дизелей должна быть в пределах ρ=860

кг/м3, а вязкость не должна превышать ν=6 мм

2/с при t=20 °C [28, 34, 83]. В

связи с этим, по данным Рис. 2.2 следует отметить, что максимальная

концентрация РМ в смеси не может превышать 10 % по значению вязкости

(ν=5,97 мм2/с). Плотность смеси с содержанием РМ, равным 10% (ρ=841 кг/м

3),

находится в пределах нормы, установленной ГОСТ 305-82. Дальнейшее

увеличение объемной концентрации РМ в смеси и, соответственно, вязкости,

может неблагоприятно повлиять на работу топливной системы и двигателя в

целом. Вязкое топливо плохо прокачивается по элементам топливоподающей

43

аппаратуры, возможна потеря подвижности плунжеров топливного насоса

высокого давления (ТНВД), нагнетательных клапанов, игл форсунок. Плохое

качество распыливания вязкого топлива сопровождается ухудшением качества

процессов смесеобразования и сгорания, снижением показателей топливной

экономичности и токсичности ОГ. Таким образом, высокая концентрация РМ в

смеси с нефтяным ДТ может потребовать внесения изменений в конструкцию

топливной аппаратуры из-за значительного повышения кинематической

вязкости такой смеси. Кроме того, вязкость такого смесевого биотоплива

сильно зависит от его температуры, и при низких температурах окружающей

среды она может оказаться чрезмерной.

Избежать повышенной вязкости указанных смесевых биотоплив можно с

помощью маловязких присадок, уменьшающих вязкость рассматриваемых

смесевых биотоплив. В качестве маловязких присадок к смесям ДТ и РМ могут

быть использованы предельные одноатомные спирты (метанол, этанол,

пропанол, изопропанол), которые благодаря своим физико-химическим

свойствам служат эффективными разбавителями [20, 106, 113, 127].

Использование топливных смесей с добавками этанола достаточно хорошо

изучено [6, 13, 47, 95, 144]. В частности, исследованы смеси биоэтанол-ДТ-

биодизельное топливо (эфиры растительных масел) [153, 169], биоэтанол-

бензин [135], биоэтанол-дизельное топливо [148, 164]. Для изучения

воздействия предельных спиртов на вязкость смесей ДТ и РМ в работе [81]

были проведены исследования возможностей использования наиболее

известных спиртов – этанола и изопропанола (применение для этих целей

метанола сдерживается его токсичностью и требованиями строгих мер

безопасности). На первом этапе исследовалась разбавляющая способность

этанола как наиболее распространенного и доступного спирта. Как отмечено в

первой главе, при фракционной перегонке продуктов брожения производят

этиловый спирт с концентрацией около 95,6 % по массе. Он представляет

собой неразделимую азеотропную смесь, содержащую около 4,4 % воды. Такой

44

спирт не смешивается с нефтепродуктами и растительными маслами, что

усложняет его применение в качестве добавки к топливу. В ряде случаев эта

смесь подвергается обработке специальными поглощающими воду веществами

(негашеной известью CaO или прокаленным медным купоросом CuSO4) с

целью получения абсолютного спирта, практически не содержащего воду.

При температуре t=20 °C добавление абсолютного этанола в смеси ДТ и

РМ сопровождается расслаиванием этой смеси. Указанное расслоение

смесевого биотоплива происходит до температуры около 35 °C. И только при

t=40 °C этанол полностью смешивается со смесью ДТ и РМ. Таким образом,

для стабильного работы дизеля на смесях ДТ, РМ и абсолютного этанола

необходим предварительный прогрев смеси до температуры 40 °C.

Других широко распространенным спиртом является изопропиловый

спирт (ИПС) или изопропанол – простейший вторичный одноатомный спирт с

формулой состава CH3CH(OH)CH3. (Таблица 1). Он широко применяется как

технический спирт в средствах для чистки стекол и оргтехники, как

растворитель в промышленности. В нем хорошо растворяются многие эфирные

масла, алкалоиды, некоторые синтетические смолы и другие химические

соединения. Температура кипения ИПС составляет 82,4 °C, (выше, чем у

этанола), а его плотность несколько ниже (785 кг/м3, у этанола – 789 кг/м

3) [20].

Для оценки влияния добавки ИПС в смеси ДТ и РМ на их плотность и

кинематическую вязкость в работе [81] были исследованы нефтяное ДТ, а

также смеси ДТ и РМ с объемным содержанием растительного масла 10, 15 и

20 % с добавками ИПС в количестве 5, 10 и 15 % по объему. В отличие от

этанола, при температуре 20 °C смешивание 5 и 10 % ИПС с ДТ и РМ

проходило без расслаивания биотоплива. Смешивание ДТ и РМ с 15 % ИПС и

более сопровождалось расслаиванием смеси, поэтому объем ИПС в

исследуемых биотопливных смесях не превышал 10 %. Результаты

исследований представлены на Рис. 2.3.

45

а б

Рис. 2.3.

Зависимость плотности (а) и кинематической вязкости (б) смесей нефтяного

ДТ и РМ от температуры и добавки ИПС: 1 – без ИПС; 2 – с 5% ИПС;

3 – с 10% ИПС

Исследования подтвердили выраженную зависимость плотности и

вязкости исследуемых многокомпонентных смесевых биотоплив от

содержания ИПС в смеси. Как следует из Рис. 2.3, при добавлении 5 % ИПС в

смесь 85% ДТ и 15% РМ кинематическая вязкость этой смеси снижается с 7,4

до 6,0 мм2/с, при этом плотность уменьшается с 845 до 840 кг/м

3, что

соответствует требованиям ГОСТ 305-82. При добавлении 10 % ИПС вязкость

смеси 80% ДТ и 20% РМ снижается до уровня, установленного ГОСТ 305-82, –

от 9 до 6 мм2/с. При этом плотность уменьшается от 849 до 841 кг/м

3, что также

соответствует требованиям ГОСТ 305-82 к плотности и вязкости нефтяного ДТ.

Приведенные результаты исследований работы [81] подтвердили

возможность использования изопропилового спирта в качестве разбавляющего

компонента для смесей ДТ и РМ. Однако его применение ограничено

вследствие расслоения этого смесевого биодизельного топлива при большом

содержании рапсового масла и изопропилового спирта.

46

Таким образом, использование биотоплив, содержащих рапсовое масло

(РМ), сложный метиловый эфир рапсового масла (МЭРМ) и этиловый спирт

(ЭС) возможно в двух направлениях. Либо это полностью растворимые друг в

друге компоненты, либо – это эмульгированные биотоплива – эмульсии

нефтяного ДТ, воды, рапсового масла и этилового эфира. Второе направление

представляется более сложным из-за необходимости создания стойких

эмульгированных топлив. Но оно имеет и некоторые преимущества.

Наличие в эмульгированном топливе легкокипящих компонентов – воды,

этанола и др., обладающих высокой теплотой испарения (у нефтяного ДТ – 250

кДж/кг, у этанола – 870 кДж/кг, см. Таблицу 1), приводит к значительному

снижению температур сгорания. В результате удается уменьшить образование

оксидов азота в камере сгорания дизеля. Еще один эффект от применения таких

эмульгированных топлив связан с улучшением качества процесса

смесеобразования, вызванного различными температурами парообразования

(выкипания) компонентов смесевого топлива. В частности, при использовании

эмульсий нефтяного ДТ и воды из-за более низкой температуры кипения

(парообразования) воды при нагреве частиц воды, содержащихся в

эмульгированном топливе, в камере сгорания дизеля они взрывоподобно

превращаются в пар, подвергая окружающие их частицы топлива

дополнительному дроблению и турбулентному перемешиванию за счет

выбросов паров воды из капель топлива [57, 66, 87, 111]. Аналогичный эффект

возникает и при использовании эмульсий рапсового масла и этанола. В этом

случае легкокипящий этанол при испарении турбулизирует частицы

растительного масла, способствуя их быстрому распаду в КС дизеля.

В связи с указанными факторами использование эмульгированных

топлив рассматривается в настоящее время в качестве эффективного средства

уменьшения выбросов оксидов азота NОx и сажи [22, 67, 74, 111, 142]. При

этом определенный интерес представляют сравнительные исследования

вязкостно-температурных характеристик обычных смесевых биотоплив и

47

эмульгированных топлив. Однако эти исследования сопряжены с

определенными трудностями, вызванными зависимостью вязкости

эмульгированных топлив от многих факторов – типа эмульсии (вода в топливе

или топливо в воде), соотношения смешиваемых компонентов, способа и

условий получения эмульсии, дисперсности частиц эмульгированного

вещества, наличия в эмульсии поверхностно-активных веществ и механических

примесей [7, 8, 58]. При этом вязкость эмульсии не является аддитивным

свойством, т.е. она не равна сумме вязкостей топлива и воды.

Следует отметить, что проблемы использования в дизелях смесевых и

эмульгированных топлив достаточно хорошо изучены [6, 8, 13, 47, 58, 132,].

Известны и работы, посвященные исследованию вязкостных характеристик

таких топлив [81, 147, 160, 171, 177]. Вместе с тем, в связи с расширением

видов используемых эмульгированных топлив и необходимостью получения

простых и достоверных эмпирических формул, описывающих их вязкость,

необходимо проведение дополнительных исследований, направленных на

получение их аппроксимационных вязкостных характеристик. В уже

проведенных исследованиях вязкостных характеристик смесевых жидкостей

использованы различные теоретические подходы, основанные на описании

взаимодействия компонентов смеси [149, 162, 186]. Но получение полностью

теоретических формул, описывающих вязкостные характеристики смесей

нефтяного ДТ с водой и различными альтернативными топливами,

практически невозможно в связи со сложным составом компонентов указанных

смесевых топлив. Поэтому для описания вязкостных характеристик смесевых

топлив обычно используют полуэмпирические формулы [186].

В предлагаемом исследовании использованы известный

логарифмический и предложенный авторами алгебраический

аппроксимационные подходы для аппроксимации кинематической вязкости

различных топлив, включая водотопливные эмульсии (ВТЭ), от их

температуры и состава. К первому подходу относится метод Ниссана и

48

Грюнберга [186], позволяющий определить кинематическую вязкость смеси в

виде:

i

n

inij

n

i

n

ij

n

jkijkkji

n

i

n

ijijjii

n

ii xDDxxxDxxx П... lnln ...

, (2.1)

где ijD , ijkD , …, nijD ... – коэффициенты, зависящие от температуры и

концентрации компонентов в смеси и учитывающие взаимодействие между

компонентами. Значения коэффициентов ijD , ijkD , …, nijD ... рассчитывались по

следующим формулам:

ijij

ij Bt

AD ,

ijkijk

ijk Bt

AD

2,

nijn

nijnij A

t

AD ...

...... . (2.2)

Коэффициенты ijA , ijkA , …, nijA ... и ijB , ijkB , …, nijB ... , входящие в выражения

(2.2), определяются методом наименьших квадратов. Они могут быть заданы

либо постоянными, либо зависящими от концентрации компонентов в смеси.

Их взаимосвязь с концентрацией воды в ВТЭ определяется коэффициентом

корреляции R. В этом случае описание зависимости вязкости смеси от

температуры может быть задано в виде нелинейной суммы:

tDt

C

t

BA t

tttt ln

2 или

tDt

C

t

BA

t

ttt

t

e

2

, (2.3)

где коэффициенты Аt, Bt, Ct и Dt также могут быть заданы либо постоянными,

либо зависящими от концентрации компонентов в смеси.

Во втором, предложенном авторами, методе аппроксимации

кинематической вязкости ВТЭ используется следующая формула (см.

приложение 1):

n

i

ii

i

ii

iii

t

ED

x

xC

t

BAx )](

2)([ , (2.4)

49

где Аi, Bi, Ci, Di, Ei – постоянные коэффициенты, относящиеся к i-ому

компоненту и определяемые методом наименьших квадратов. С

использованием этих двух методов получены аппроксимационные формулы

для различных видов смесевых и эмульгированных топлив.

На первом этапе исследований проведен анализ кинематической вязкости

некоторых смесевых биотоплив на основе растительных масел. При

проведении расчетных исследований использованы экспериментальные данные

работы [17] по кинематической вязкости смесей нефтяного ДТ с некоторыми

растительными маслами при температуре t = 20 оС (Таблица 7).

Таблица 7.

Кинематическая вязкость смесей нефтяного ДТ и растительных масел

Кинематическая вязкость [мм2/с] смесей нефтяного ДТ с различными

растительными маслами при различной концентрации масел в смеси

0% 10% 20% 30% 40% 50% 60% 70% 80% 90% 100%

РМ 4,00 5,50 7,20 9,30 12,30 16,90 22,40 30,20 41,50 58,60 63,90

ПМ 3,99 5,47 7,12 9,10 11,98 15,37 20,44 26,79 34,32 49,79 61,60

СМ 4,91 6,04 7,31 10,13 15,85 20,60 26,70 33,20 42,30 59,50 73,90

КМ 4,00 5,56 7,64 9,58 13,43 17,90 23,80 30,10 39,10 55,20 69,30

ГМ 4,79 6,50 8,00 10,80 15,20 20,20 25,60 34,60 46,20 57,00 76,00

РР 3,94 5,70 6,90 8,30 15,20 16,50 22,40 31,40 52,10 65,50 90,80

Примечание: РМ – рапсовое масло; ПМ – подсолнечное; СМ – соевое; КМ –

кукурузное; ГМ – горчичное; РР – масло Pongamia Pinnata

Для рассматриваемых двухкомпонентных смесей и при t = 20 оС формула

(2.4) имеет вид:

*2

2

2*22

*1

1

1*11I

22D

x

xAxD

x

xAx

, (2.5)

50

где I – кинематическая вязкость смеси, определенная с использованием

алгебраического метода; x1, x2 – концентрации нефтяного ДТ и растительного

масла; *1A , *

1D , *2A , *

2D – коэффициенты, описываемые следующими

соотношениями

ii

ii Ct

BAA * ;

t

EDD i

ii * ,

и являющиеся постоянными. С использованием исходных данных Таблицы 7 и

метода наименьших квадратов определены величины этих коэффициентов. Их

значения приведены в Таблице 8.

Таблица 8.

Значения коэффициентов формулы (2.5) для смесей нефтяного ДТ

с различными растительными маслами

Коэффициенты Смесевые топлива

ДТ+РМ ДТ+ПМ ДТ+СМ ДТ+КМ ДТ+ГМ ДТ+ PP *1A 11,170 -53,293 -57,171 -42,471 -54,945 -128,020 *1D 52,730 129,293 126,471 116,371 116,545 218,820 *2A -38,657 10,583 16,332 2,928 17,213 42,066 *2D 42,657 -5,793 -12,332 1,982 -13,223 -38,126

При логарифмическом подходе к описанию зависимости кинематической

вязкости II двухкомпонентных смесей нефтяного ДТ и растительных масел

формула (2.1) принимает вид:

12212211II lnlnln Dxxxx или 122121

21IIDxxxx

e (2.6)

где x1, x2 – концентрации нефтяного ДТ и растительных масел; ν1 и ν2 – их

кинематическая вязкость. При температуре t=20 оС коэффициент D12 имеет

постоянную величину для каждого вида смеси. С использованием метода

51

наименьших квадратов проведен расчет коэфициентов D12. Полученные

расчетные результаты приведены в Таблице 9.

Таблица 9.

Значения коэффициента D12 формул (2.6) для вязкости смесей нефтяного ДТ

с различными растительными маслами

Коэффициент Значения коэффициента D12 для различных смесевых топлив

ДТ+РМ ДТ+ПМ ДТ+СМ ДТ+КМ ДТ+ГМ ДТ+ PP

D12 0,293 0,119 0,245 0,042 0,002 -0,324

Для сравнения точности аппроксимации характеристик кинематической

вязкости исследуемых смесей описанными выше методами построены

расчетные зависимости вязкости этих смесей от их состава, приведенные на

Рис. 2.4. В Таблице 10 представлены результаты оценки точности указанной

аппроксимации относительно исходных данных. Данные Рис. 2.4 и Таблицы 10

свидетельствуют о возможности использования обоих используемых подходов

к аппроксимации вязкостных характеристик исследуемых смесевых биотоплив,

а также о преимуществах предложенного авторами алгебраического подхода.

Таблица 10.

Оценка точности аппроксимации вязкостных характеристик исследуемых

смесевых биотоплив различными методами

Виды

смесей

Предложенный авторами

алгебраический подход

Логарифмический подход

Отн

оси

тельн

ая

мак

сим

альн

ая

погр

ешн

ост

ь,%

Сред

нее

отк

лон

ени

е,

мм

2/с

Сред

няя

квад

рат

ичн

ая

ош

иб

ка,

м2/с

Отн

оси

тельн

ая

мак

сим

альн

ая

погр

ешн

ост

ь,%

Сред

нее

отк

лон

ени

е,

мм

2/с

Сред

няя

квад

рат

ичн

ая

ош

иб

ка,

м2/с

ДТ+РМ 27,234 0,511 2,422 15,141 0,982 2,847

ДТ+ПМ 5,74 0,13 0,97 5,89 0,12 0,99

ДТ+СМ 10,802 0,007 1,114 16,304 0,315 1,265

ДТ+КМ 3,974 0,074 0,835 4,195 0,012 0,832

52

Таблица 10 (Продолжение)

ДТ+ГМ 3,896125 0,05185 0,657517 6,07425 0,064671 0,711148

ДТ+PP 18,442 0,079 1,910 15,876 0,416 2,163

Примечание: РМ, ПМ, СМ, КМ, ГМ – рапсовое, подсолнечное, соевое,

кукурузное, горчичное растительные масла, соответственно

а б

в г

д е

Рис. 2.4.

Зависимости кинематической вязкости ν смесей нефтяного ДТ с

растительными маслами от содержания масла в смеси См, построенные по

экспериментальным данным νо Таблицы 7, с использованием алгебраического

подхода νI и логарифмического подхода νII к аппроксимации вязкостных

характеристик смесевых биотоплив: смесь нефтяного ДТ и РМ (а); ДТ и КМ

(б); ДТ и СМ (в); ДТ и ПМ (г); ДТ и ГМ (д); ДТ и Pongamia Pinnata (е)

53

Приведенные выше данные по вязкости растительных масел

свидетельствуют об их большой кинематической вязкости, достигающей 90

мм2/с при температуре t=20

оC. В связи с этим, целесообразно рассмотреть

возможность использования смесевых топлив, включая эмульгированные

топлива.

В представленной работе исследована вязкость водотопливной эмульсии

(ВТЭ) типа вода в топливе, полученная ультразвуковым методом и имеющая

размеры капель воды в топливе порядка 50 мкм. При этом использованы

экспериментальные данные по этим эмульсиям, приведенные в работе [58] и

представленные в Таблице 11.

Таблица 11.

Кинематическая вязкость водотопливных эмульсий

при различном содержании воды в ВТЭ и различных температурах

Температур

а, оС

Кинематическая вязкость [мм2/с] различных видов топлива

100%

ДТ

90% ДТ + 10%

воды

90% ДТ + 10%

воды

90% ДТ + 10%

воды

20 4,11 4,21 4,35 4,47

30 3,70 4,01 4,09 4,20

40 3,55 3,75 3,87 4,03

50 3,33 3,67 3,78 3,89

60 3,12 3,52 3,70 3,79

70 2,91 3,35 3,63 3,72

80 2,75 3,21 3,55 3,67

С использованием данных Таблицы 11 по кинематической вязкости

двухкомпонетной ВТЭ, имеющей массовые концентрации ДТ и воды,

соответственно x1 и x2, кинематическую вязкость ВТЭ ν с учетом вязкости

чистых ДТ ν1 и воды ν2 и использованием описанного выше алгебраического

подхода можно представить в виде

)(2

)()(2

)( 22

2

22

222

11

1

11

111I

t

ED

x

xC

t

BAx

t

ED

x

xC

t

BAx

, (2.7)

54

При использовании логарифмического подхода выражение для вязкости

рассматриваемых ВТЭ принимает вид

)(lnlnln 212211II CBtt

Axxxx или

)(

21II

2121

CBtt

Axx

xxe

(2.8)

С использованием логарифмического подхода аппроксимация

кинематической вязкости ВТЭ может быть определена следующим образом.

Принято, что входящие в выражение (2.8) коэффициенты A, B и C зависят от

концентрации воды x2. Для определения зависимости этих коэффициентов от x2

водится коэффициент корреляции R. В Таблице 12 приведены значения

коэффициентов A, B и C при разных концентрациях воды в ВТЭ, полученные

методом наименьших квадратов, а также значения коэффициента корреляции

R. При этом имеет место нелинейная зависимость коэффициентов A, B и C от

концентрации воды x2, определяемая следующими формулами:

121221 cxbxаA , 222

222 cxbxаB , 323

223 cxbxаC . (2.9)

Коэффициенты формул (2.9) были определены методом наименьших

квадратов по известным значениям коэффициентов A, B и C при различных

концентрациях воды в ВТЭ. Полученные результаты сведены в Таблице 13.

Таблица 12.

Значения коэффициентов формул (2.8) для вязкости ВТЭ различного

состава и коэффициента корреляции

Концентрация воды в ВТЭ x2 и

коэффициент корреляции R

Значения коэффициентов

A B C

10% -5,309 0,032 16,906

20% 11,942 0,041 18,039

30% 7,15 0,035 21,148

R 0,700 0,327 0,966

55

Таблица 13.

Значения коэффициентов формул (2.9)

a1 b1 с1 a2 b2 с2 a3 b3 с3

1173,5

4

537,815 -47,728 -0,755 0,32 -0,0076 101,3

8

-19,548 17,855

С учетом полученных значений коэффициентов Таблиц 12 и 13 формулы

(2.8) принимают вид:

t

xxxxxx

728,47815,53754,1173[lnlnln 2

22

212211II

]855,17548,1938,101 )0076,032,0755,0( 2222

22 xxtxx

или

]855,172

548,1922

38,101 )0076,02

32,022

755,0(728,47

2815,5372

254,1173

[21

2211II

xxtxxt

xxxx

exx (2.10)

Для сравнения, на основе исходных данных по кинематической вязкости

чистого ДТ с помощью метода наименьших квадратов определена зависимость

кинематической вязкости чистого ДТ от температуры в виде:

ttte

009,0562,172598,13

832,1

II2

.

На Рис. 2.5 приведены вязкостно-температурные характеристики ВТЭ

при различных концентрациях воды, определенные экспериментально

(Таблица 11) и по формулам (2.10). Отметим, что во всем исследуемом

температурном диапазоне формулы (2.10) дают хорошее совпадение расчетных

и экспериментальных данных. Это подтверждается представленными в

Таблице 14 значениями погрешностей аппроксимации рассматриваемых

вязкостных характеристик. Средняя квадратичная погрешность расчета

вязкости ВТЭ по формуле (2.10) не превышает 0,0335 мм2/с, а максимальная

относительная погрешность – не более 1,67%. Таким образом, результаты

56

аппроксимации вязкостно-температурных характеристик рассматриваемых

ВТЭ с использованием логарифмического метода можно считать вполне

приемлемыми.

а б

в г

Рис. 2.5.

Вязкостно-температурные характеристики ВТЭ, построенные по исходным

экспериментальным данным (1), приведенным в Таблице 11, и расчетные

характеристики (2), рассчитанные по формулам (2.10): 100% ДТ (а);

90% ДТ + 10% воды (б); 80% ДТ + 20% воды (в) ; 70% ДТ + 30% воды (г)

57

Таблица 14.

Оценка точности аппроксимации вязкостных характеристик ВТЭ

логарифмическим методом

Метод

Аппроксимации

Максимальная

относительная

погрешность,%

Средняя

погрешность,

мм2/с

Среднеквадратичная

погрешность, мм2/с

Логарифмический

метод 1,67 0,0247 0,0335

С использованием предложенного авторами алгебраического метода

проведена аппроксимация кинематической вязкости рассматриваемых ВТЭ.

При этом на основе исходных данных по кинематической вязкости ВТЭ,

приведенных в Таблице 15, методом наименьших квадратов определены

значения входящих в формулу (2.7) коэффициентов, представленные в

Таблице 15. С учетом значений этих коэффициентов формулу (2.7) можно

представлять в виде:

)028,0701,261

356,5()444,45

525,9(2

)016,0977,34

41,13( 2

1

11I t

tx

tx

xt

tx

)503,543

811,5(2 2

2

tx

x

. (2.11)

Таблица 15.

Значения коэффициентов формулы (2.7)

A1 B1 C1 D1 E1 A2 B2 C2 D2 E2

13,41 -34,977 -0,016 -9,525 45,444 -5,356 -261,701 0,028 5,811 543,503

По результатам проведенной аппроксимации с использованием

алгебраического подхода – по формуле (2.11) построены вязкостно-

температурные характеристики исследуемых ВТЭ, представленные на Рис. 2.6.

Отметим, что в рассматриваемых пределах изменения температуры различия

между аппроксимационными кривыми и экспериментальными точками

58

невелики. Это подтверждается приведенными в Таблице 16 оценками

погрешности примененного алгебраического подхода для описания вязкостно-

температурных характеристик ВТЭ. Так, среднеквадратическая ошибка

аппроксимации не превышает 0,027 мм2/с, а максимальная относительная

погрешность составляет не более 1,635%. При этом следует отметить, что

предложенный авторами алгебраический метод позволяет получить более

точные результаты аппроксимации, по сравнению с логарифмическим методом

(Таблица 14 и 16).

а б

в г

Рис. 2.6.

Вязкостно-температурные характеристики ВТЭ, построенные по исходным

экспериментальным данным (1), приведенным в Таблице 6, и расчетные

характеристики (2), рассчитанные по формуле (11): 100% ДТ (а); 90% ДТ +

10% воды (б); 80% ДТ + 20% воды (в); 70% ДТ + 30% воды (г)

59

Таблица 16.

Оценка точности аппроксимации вязкостных характеристик ВТЭ

алгебраическим методом

Метод

Аппроксимации

Максимальная

относительная

погрешность,%

Средняя

погрешность,

мм2/с

Среднеквадратичная

погрешность, мм2/с

Алгебраический

Метод 1,635 0,0226 0,0270

На завершающем этапе исследований вязкостных характеристик

эмульгированных топлив рассмотрены эмульсии рапсового масла и этанола.

Свойства этих компонентов приведены в Таблице 1 и работах [6, 13, 47, 127].

Следует отметить плохую растворимость этилового спирта в рапсовом масле.

При температуре, равной t=25 оС, растворимость этанола в РМ не превышает

5%, а при t=80 оС достигает лишь 35% (Рис. 2.7) [29]. Таким образом, при

нормальной температуре (t=20 оС) и содержании этилового спирта в смеси с

рапсовым маслом, превышающем 5%, эти два компонента могут находиться в

смеси лишь в эмульгированном состоянии. Поскольку плотность и вязкость

этилового спирта существенно ниже, чем у рапсового масла (см. Таблицу 6), с

ростом содержания ЭС в смесях с РМ плотность и вязкость этих смесей

снижается. Это подстверждается экспериментальными данными Рис. 2.8,

приведенными в работе [29].

Рис. 2.7.

Температурная зависимость растворимости этилового спирта в рапсовом масле

60

а б

Рис. 2.8.

Зависимости вязкости (а) и плотности (б) смесей рапсового масла и этилового

спирта от содержания спирта в смеси при t=20 оC

Эмульгированных топлив производят с помощью эмульгирующих

устройств (диспергаторов) различных типов [58, 65, 131]. В настоящей работе

для получения эмульсий РМ и ЭС использовано эмульгирующее устройство,

работа которого основана на электромагнитном вибрационном перемешивании

компонентов (Рис. 2.9) [78, 98, 123]. Оно включает основание 1 в виде

массивной плиты, на которой закреплены четыре направляющие стойки 2,

выполненные в виде прутков, имеющих резьбу по всей длине. Реактор 3

выполнен в виде цилиндрической емкости с верхней 4 и нижней 5 крышками.

Каждая из крышек снабжена патрубком 6, предназначенным для впуска и

выпуска компонентов. Нижняя крышка 5 имеет фланец, выходящий за габарит

реактора 3, с четырьмя отверстиями для стоек 2. Фиксация реактора 3

осуществляется с помощью гаек 7. В реакторе 3 установлен ряд чередующихся

неподвижных 8 и подвижных 9 дисков. Последние посредством штока 10

связаны с якорем 11 электромагнитного двигателя, статор 12 которого через

фланец 13 связан со стойками 2 с помощью гаек 14. Между якорем 11 и

реактором 3 на стойках 2 смонтированы три параллельных диска: внешние – 15

и внутренний – 16. Внешние диски фиксируются на стойках 2 с помощью гаек

61

17, а внутренний диск закреплен на штоке 10 на равном расстоянии от внешних

дисков. В промежутках между дисками установлены пружины 18. В

совокупности они образуют упругую систему.

Рис. 2.9.

Схема эмульгирующего устройства: основание (1); направляющие стойки (2);

реактор (3); верхняя крышка (4); нижняя крышка (5); патрубок (6); гайки (7, 14,

17); неподвижные диски (8); подвижные диски (9); шток (10); якорь

электромагнитного двигателя (11); статор электромагнитного двигателя (12);

фланец (13); внешние диски (15); внутренний диск (16); пружины (18)

62

Эмульгирующее устройство работает следующим образом. Через

верхний патрубок 6 (Рис. 2.9) в реактор вводятся смешиваемые компоненты –

рапсовое масло и этанол. При поступлении их в реактор включают

электромагнитный двигатель, якорь 11 которого совершает колебательные

движения с заданной частотой и амплитудой. Они, в конечном итоге, и

определяют свойства получаемой эмульсии. Колебательные движения якоря 11

через шток 10 передаются на подвижные диски 9, которые перемещаются

между неподвижными дисками 8, изменяя объем пространства между дисками.

Это вызывает попеременное растяжение и сжатие сред, находящихся между

дисками, их турбулизацию и возбуждение в средах кавитационных пузырьков.

Все это способствует тщательному перемешиванию РМ и ЭС. Для снижения

энергоемкости процесса перемешивания расчетным или экспериментальным

методами определяется частота собственных колебаний подвижной части

устройства путем изменения затяжки пружин 18 упругой системы. За счет

перемещения внешних дисков 15 относительно внутреннего диска 16

осуществляется корректировка собственной частоты подвижной части

устройства, приближая ее к фиксированной частоте вынуждающей силы,

развиваемой якорем 11 и добиваясь резонансного режима работы устройства.

Размещение устройства на направляющих стойках с возможностью

перемещения его основных узлов значительно облегчает сборку устройства и

осуществление различных регулировок, например, установку расстояния

между подвижными и неподвижными дисками в реакторе, регулирование

магнитного зазора между якорем и статором электромагнитного двигателя и

др.

Для получения стойких эмульсий этих компонентов применен

эмульгатор – алкенилсукцинимид мочевины (СИМ), производимый по ТУ

38.1011039-85. Он представляет собой вязкую, прозрачную, растворимую в

углеводородах жидкость светло-коричневого цвета. Содержание эмульгатора в

эмульгированных топливах не превышало 0,5 % (масс.). Полученные эмульсии

63

были достаточно стабильны: расслоение эмульсии на две фракции

происходило лишь после нескольких недель хранения, но первоначальные вид

и свойства эмульсии восстанавливались путем ее простого взбалтывания.

Для определения вязкости исследуемых эмульсий использован

ротационный вискозиметр испанской фирмы Fungilab. Исследована

кинематическая вязкость двухкомпонентной эмульсии рапсового масла (РМ) и

этилового спирта (ЭС) с объемным содержанием этанола 10 и 30% при

температуре 20 оС. В Таблице 17 приведены исходные данные по

кинематической вязкости для среднедисперсной эмульсии на основе рапсового

масла с диаметром капель этанола 50 мкм.

Таблица 17 .

Кинематическая вязкость эмульсий РМ и ЭС

Состав смесей

100% РМ 90% РМ+10% ЭС 70% РМ+30% ЭС

Кинематическая

вязкость, мм2/с

63,90

31,3

10,8

Анализ полученных значений кинематической вязкости исследуемых

смесей показывает, что зависимость кинематической вязкости эмульсии РМ и

ЭС от состава топлива может быть описана нелинейной зависимостью вида

211 xcxba ,

где x1 – объёмная концентрация этанола в эмульсии. Значения коэффициентов

этой формулы, найденные с использованием метода наименьших квадратов,

оказались равны: a=63,9; b=-4,005 и с=0,0745. Тогда формула для

аппроксимации кинематической вязкости эмульсий РМ и ЭС при 20 оС

принимает вид:

211 0745,0 005,49,63 xx . (2.12)

64

По выражению (2.12) построена зависимость кинематической вязкости

эмульсий рапсового масла и этилового спирта от концентрации этанола в смеси,

представленная на Рис. 2.10.

Рис. 2.10.

Зависимость кинематической вязкости эмульсии рапсового масла и этанола от

концентрации этанола в эмульсии при 20 оС: экспериментальные точки (1);

аппроксимационная зависимость (2)

Проведенные исследования вязкостных характеристик

многокомпонентных и эмульгированных топлив подтвердили возможность их

использования в отечественных дизелях. Полученные формулы для вязкостных

характеристик рассмотренных топлив могут быть использованы при выборе

целесообразного состава таких топлив, в частности, при расчетных

исследованиях течения топлива в элементах системы топливоподачи. При этом

наибольший интерес вызывает течение топлива в распылителях форсунок.

2.4. Обоснование целесообразности моделирования течения топлива

в проточной части распылителя форсунки

Одним из наиболее эффективных методов удовлетворения действующих

и перспективных требований к показателям токсичности ОГ является

совершенствование процессов распыливания топлива и смесеобразования [30,

39, 73, 92]. Улучшение качества протекания этих процессов может быть

65

достигнуто путем применения альтернативных топлив [27, 56, 69]. При этом

перспективно использование смесевых и эмульгированных топлив, подбором

состава которых можно обеспечить заданные физико-химические свойства

моторного топлива, и, тем самым, целенаправленно воздействовать на

протекание процессов распыливания топлива и смесеобразования.

Необходимость дальнейшего совершенствования процессов

распыливания топлива и смесеобразования отмечена во многих

опубликованных работах [30, 31, 37, 64]. Причем, при разных способах

смесеобразования к параметрам впрыскивания и распыливания топлива

предъявляют различные требования, которые и определяют конструкцию

топливоподающей системы, и, в частности, форсунок [68, 73, 93, 122, 124].

Наиболее жесткие требования к процессу топливоподачи относятся к дизелям с

объемным и объемно-пленочным смесеобразованием, которые получили в

настоящее время наиболее широкое распространение на транспорте и в

сельскохозяйственной технике. Это объясняется тем, что смесеобразование в

таких дизелях характеризуется малым временем его проведения (30-40

градусов п.к.в.) и, как следствие, неоднородностью состава горючей смеси по

времени и в объеме КС. Поэтому основное значение при смесеобразовании

имеют процессы топливоподачи и распыливания топлива.

Качество распыливания топлива определяется, в певую очередь,

геометрическими параметрами проточной части распылителей форсунок и

свойствами используемого топлива [73, 77, 154, 155, 183, 185]. Это

объясняется особенностями течения топлива по проточной части распылителя

и его истечения через распыливающие отверстия. В системах топливоподачи

разделенного типа топливо от ТНВД поступает в форсунку, воздействует на

иглу 1 (Рис. 2.11, а), поднимая ее, протекает через образовавшийся между

иглой 1 и корпусом 2 кольцевой зазор 3 и поступает в полость 4 под иглой 3,

где устанавливается давление впрыскивания рвпр. Под этим давлением топливо

и поступает в распыливающее отверстие 5 форсунки. Непосредственно перед

66

входом в распыливающее отверстие линии тока топлива искривляются (Рис.

2.11, б), причем, их кривизна увеличивается от оси отверстия к его периферии.

В результате возникает неравномерное поле распределения давлений и

скоростей потока. При этом минимальные давления (и максимальные

скорости) достигаются в периферийных участках потока, где локальные

давления могут оказаться ниже давления насыщенных паров топлива.

Характерно, что сразу за входным сечением распыливающего отверстия поток

топлива сужается и возникает вихревое течение топлива (отрыв, зона А на Рис.

2.11, б). Здесь зарождаются и нарастают кольцевые вихри, затем частично

распадающиеся и увлекаемые топливом [73, 118]. В этом нестационарном

течении возникают пульсации давлений и скоростей в зоне отрыва,

распространяющиеся на весь поток топлива в распыливающем отверстии. В

результате зародившиеся у входной кромки распыливающего отверстия вихри,

приводят к усилению возмущения потока топлива в этом отверстии,

оказывающему влияние на последующий распад струи топлива. Но на степень

турбулизации струи распыливаемого топлива оказывает влияние не только

характер течения топлива в распыливающем отверстии форсунки, но и

возмущения потока топлива, возникающие при его течении в кольцевом канале

между корпусом и иглой распылителя (т.е. в кольцевом зазоре 3 на Рис. 2.11, а).

Поэтому форма линий тока, степень сжатия потока топлива (наименьший

диаметр сжатия струи dс в сечении х, длина участка lс, Рис. 2.11, б), размеры

зоны отрыва, турбулизация потока топлива на выходе из распыливающего

отверстия, параметры струи (ее длина L, ширина B, угол раскрытия ),

мелкость распыливания топлива зависят от геометрических параметров

проточной части распылителя форсунки, а также от свойств топлива – его

плотности, вязкости, поверхностного натяжения, давления насыщенных паров

и др.

67

а б

Рис. 2.11.

Схема распылителя форсунки с геометрическими характеристиками струй

распыливаемого топлива (а) и схема течения топлива по распыливающему

отверстию форсунки (б)

В настоящее время в качестве одного из основных направлений

совершенствования рабочего процесса дизелей с целью достижения требуемых

показателей топливной экономичности и токсичности ОГ рассматривается

повышение эффективности смесеобразования путем интенсификации

топливоподачи, т.е. повышения давления впрыскивания рвпр [24, 30, 73].

Увеличение давлений впрыскивания улучшает процесс смесеобразования –

растет длина струй распыливаемого топлива, повышается их турбулизация,

распад струи топлива начинается непосредственно у распыливающего

отверстия. Эти факторы приводят к улучшению качества распыливания

топлива. По данным работы [132] при увеличении давления впрыскивания

топлива рвпр системой типа Common Rail с 60 до 180 МПа длина струй топлива

увеличивается с 18 до 23 см (на момент времени t=2,0 мс после начала

впрыска).

Основной целью повышения давления впрыскивания является

повышение турбулизации струй распыливаемого топлива и улучшение

68

показателей мелкости распыливания. Но, следует отметить, что максимальные

давления впрыскивания топлива в серийно выпускаемой топливоподающей

аппаратуре уже перешли рубеж рвпр max=150 МПа [24, 30]. При таком

достигнутом уровне давлений впрыскивания целесообразно реализовать и

другие мероприятия, улучшающие качество распыливания топлива и

смесеобразования. Среди этих мероприятий следует выделить использование

альтернативных топлив, в частности, эмульгированных топлив [6, 73, 88, 110,

120].

Как отмечено выше, влияние альтернативных топлив на параметры

распыливания топлива и смесеобразования определяется свойствами

распыливаемого топлива. Среди этих свойств наиболее важными являются

плотность топлива, его вязкость, сжимаемость, коэффициент поверхностного

натяжения, испаряемость, теплота испарения, гомогенность топлива

(гомогенное смесевое топливо или эмульгированное топливо) [73, 83, 130].

Поэтому в качестве одного из направлений совершенствования процессов

распыливания топлива и смесеобразования рассматривается подбор того или

иного альтернативного топлива, включая смесевые и эмульгированные

топлива. При этом различия физико-химических свойств компонентов таких

топлив, в частности, различия в теплоте парообразования и температуре

кипения, вызывают при распыливании и смесеобразовании такие явления, как

кавитация в проточных частях распылителей форсунок, возникновение

значительной паровой фазы, «микровзрывы» в КС дизеля, дополнительная

турбулизация потока топлива в распыливающих отверстиях и в струях

распыливаемого топлива [6, 25, 26, 66, 73, 84, 130]. Эти эффекты позволяют

существенно улучшить качество процессов топливоподачи, распыливания

топлива и смесеобразования. В связи с этим определенный интерес

представляют расчетные исследования этих процессов при работе дизелей на

различных топливах.

69

2.5. Моделирование течения топлива в распылителях форсунок

при использовании различных топлив

Изменение характера протекания рабочего процесса дизеля, повышение

его технико-экономических показателей при конвертации к работе на

альтернативных топливах ярко выражено при использовании эмульгированных

топлив. Различия указанных свойств компонентов эмульгированных топлив

сказываются в первую очередь на процессах топливоподачи, распыливания

топлива, его испарения и смесеобразования [6, 180-184, 187]. Наилучшие

результаты достигаются при работе дизелей на эмульгированных топливах, в

которых присутствуют легкоиспаряющиеся жидкости – этанол, метанол,

диметиловый эфир и др.

Улучшение показателей дизеля, работающего на эмульгированных

топливах, объясняется следующими факторами. Капли эмульгированного

топлива, образовавшиеся после его впрыскивания в КС, состоят из частиц

более тяжелого топлива (в рассмотренном ниже случае – рапсового масла),

внутри которых располагаются частицы легкокипящего топлива (этанола).

Размеры этих частиц обычно колеблются от одного до нескольких

микрометров и практически не зависят от условий распыливания топлива. Из-

за более низкой температуры кипения и парообразования воды при нагреве

частиц ЭС, содержащихся в эмульгированном топливе, в КС дизеля они

взрывоподобно превращаются в пар, подвергая окружающие их частицы РМ

дополнительному дроблению и турбулентному перемешиванию за счет

выбросов паров ЭС из капель РМ. Поэтому время существования капелек

эмульгированного топлива сокращается по сравнению с существованием

капелек чистого РМ, что уменьшает продолжительность процесса

смесеобразования и улучшает его качество. Кроме того, впрыскивание в КС

дизеля эмульгированного топлива позволяет снизить температуру конца

сжатия, среднюю и максимальную температуры цикла, что благоприятно

сказывается на сгорании. В результате, применение эмульгированных топлив в

70

дизелях позволяет снизить дымность ОГ, уменьшить выбросы оксидов азота,

сократить расход топлива.

Следует еще раз отметить, что течение топлива в проточной части

распылителей форсунок, отличающееся большими скоростями, высокими

числами Рейнольдса, наличием местных гидравлических потерь и отрывных

течений. Возможно появление областей, в которых имеют место пониженные

давления, появление газовой фазы и двухфазный поток топлива. В связи с

этим, расчет таких течений также является достаточно сложной

гидродинамической задачей, при решении которой необходимо использование

специализированных программных комплексов (ПК) [54, 62, 103].

Существуют и успешно используются различные программные

продукты, позволяющие решать задачи гидродинамики. Наиболее известны

следующие ПК: Ansys (Ansys Inc.), NX Nastran (Siemens PLM software), SAMCEF

(SAMTECH), Star-CD, ABAQUS, CAELinux, SINF (Supersonic to Incompressible

Flows), ряд отечественных программных комплексов [10, 30, 99]. При

моделировании течения исследуемых топлив в проточной части распылителя

форсунки использован ПК Fluent, предназначенный для решения различных

задач механики жидкостей и газов [10, 11, 96]. Начиная с 2006 года ПК Fluent

входит в состав программного комплекса Ansys и является одним из лучших

пакетов для CFD-моделирования. Этот пакет позволяет моделировать течения

однофазных и многофазных сред. ПК Fluent включает такие многофазные

модели, как VOF (Volume of Fluid), mixture и модель Эйлера. Для некоторых

многофазных течений может использоваться модель дискретной фазы (DPM).

VOF-модели используются для расчета течений со свободными поверхностями.

Этот ПК позволяет учитывать взаимодействие частиц в эмульгированных

средах. При моделировании потока эмульгированного топлива используется

модель кавитации, включенная в ПК Fluent, а также множество моделей

турбулентности – несколько версий модели k-ε, модели k-ω, Reynolds stress-

модель (RSM), LES-модель, DES-модель.

71

В ПК Fluent используется неструктурированная сеточная технология

(типы элементов – гексаэдры, тетраэдры, призмы и пирамиды). Тщательная

адаптация расчетной сетки к реальной геометрии проточной части

распылителя форсунки способствует получению точного решения для областей

с большими градиентами потока, например, для пограничных слоев. В этот ПК

включены ламинарные и турбулентные модели гидродинамики, теплопередачи,

фазовых переходов и радиации, а также модели для расчета кавитации,

сжимаемых жидкостей, теплообмена, теплопроводности, реальных газов, и

модуль для расчета влажного пара. Постпроцессор Fluent позволяет

представлять результаты расчета в векторном и контурном видах, а также

отображать траектории движения частиц.

Одной из наиболее сложных проблем использования ПК Fluent является

разбивка исследуемой области на элементы (ячейки) принятой геометрии,

образующих расчетную сетку. В этом ПК для решения задач гидромеханики

используется метод конечных объемов (МКО) [108]. Основные положения

МКО удобно излагать, рассматривая «стандартное» уравнение баланса

некоторого параметра φ в контрольном объеме Ω, ограниченном поверхностью

S=ΣSk с внешней нормалью n:

, , (2.13)

где – вектор плотности потока параметра φ, включающий конвективную и

диффузионную составляющие; Q – плотность распределения объемных

источников; – вектор скорости; ρ – плотность среды; α – коэффициент

диффузии. В качестве параметра φ может фигурировать, например, внутренняя

энергия текущей среды, концентрация примеси, кинетическая энергия

турбулентности и т.д.

При использовании МКО пространственная дискретизация решаемой

задачи осуществляется путем разбиения расчетной области на небольшие

соприкасающиеся объемы, показанные на Рис. 2.12, для каждого из которых

72

записывается балансовое соотношение [118]. Внутри каждого контрольного

объема находится одна точка «привязки» искомого сеточного решения. В

большинстве разработок, ориентированных на решение трехмерных задач

гидродинамики для областей сложной геометрии, в качестве контрольного

объема используются ячейки расчетной сетки: узлы сетки располагаются в

вершинах многогранника (для структурированных сеток – гексаэдра), сеточные

линии идут вдоль его ребер, а значения искомых величин приписываются

геометрическому центру ячейки [118]. Альтернативными вариантами выбора

контрольного объема могут быть построение контрольного объема вокруг узла

сетки или введение различных контрольных объемов для разных переменных.

Но такой выбор контрольного объема используется реже.

Рис. 2.12.

Контрольные объемы при разбиении расчетной области проточной части

распылителя форсунки

Для получения дискретного аналога балансового уравнения в выбранной

ячейке вычисляются интегралы, входящие в выражение (2.13), используя

какие-либо квадратурные формулы. При этом крайне важно, чтобы для

соприкасающихся ячеек поверхностный интеграл по их общей грани Sk

вычислялся идентично. Последнее требование, легко реализуемое при

составлении компьютерной программы, обеспечивает консервативность

73

численной схемы, т.е. точное (в рамках принятого способа вычисления

интегралов) соблюдение баланса параметра φ согласно уравнению (2.13) для

всей области течения. Это свойство МКО выгодно отличает его от метода

конечных разностей (МКР) и метода конечных элементов (МКЭ), в которых

реализация строгой консервативности схемы является скорее исключением,

чем правилом [44, 89, 105, 125].

Моделированию течения топлива в проточной части распылителей

дизельных форсунок посвящены работы [32, 33, 79, 100, 101, 168, 170]. При

этом, как правило, исследуется поток нефтяного дизельного топлива в

распылителе форсунки. Вместе с тем, определенный интерес представляют

исследования параметров потока эмульгированного топлива. Для оценки

степени турбулизации этого топлива в процессе его течения по каналам

распылителя форсунки проведены расчетные исследования параметров такого

потока. При моделировании течения эмульгированного биотоплива в

распылителе дизельной форсунки исследована форсунка типа ФДМ-22

производства Ногинского завода топливной аппаратуры с распылителем типа

171.07.00 Алтайского завода прецизионных изделий (АЗПИ). Конструктивная

схема этого распылителя представлена на Рис. 2.13, а, зависимость

эквивалентного проходного сечения рfр распылителя от хода hи иглы

форсунки – на Рис. 2.13, б.

74

А Б

Рис. 2.13.

Конструктивная схема распылителя АЗПИ типа 171.07.00 (а) и зависимость

суммарной эффективной площади распылителя в сборе рfр от хода иглы hи (б):

распыливающее отверстие (1); колодец (2); седло (3); игла (4)

Характеристики этого распылителя приведены в Таблице 18 и 19.

Таблица 18.

Некоторые параметры распылителя АЗПИ 171.07.00

Изготовитель,

маркировка

Диаметр

распыливающи

х отверстий dр,

мм

Число

распыливающи

х отверстий iр

Максимальны

й ход иглы

hи max, мм

Суммарная

эффективная площадь

распылителя в сборе

рfр, мм2

АЗПИ,

171.07.00

0,35 5 0,32 0,270

Примечание: значения рfр даны при максимальном подъеме иглы форсунки

hи max=0,32 мм; указаны значения hи и рfр средние для комплекта распылителей.

Таблица 19.

Расположение распыливающих отверстий распылителя АЗПИ 171.07.00

№

отверстия

Угловое расположение

отверстия относительно

штифта, град

Угол наклона отверстия

относительно оси распылителя,

град

1 8 62

2 90 70

3 172 62

4 237 52

5 303 52

75

Моделирование течения топлива в проточной части распылителя

дизельной форсунки проведено для дизельного топлива и эмульгированного

топлива, содержащего 70% рапсового масла и 30% этилового спирта (по

объему), который представляет собой эмульсию ЭС в РМ с диаметром капель

ЭС, равным 50 мкм. Некоторые физико-химические свойства исследованных

ниже топлив приведены в Таблице 20 [6, 13, 47, 102, 106, 127, 136].

При моделировании двухфазного течения эмульгированного топлива –

эмульсии 70% РМ и 30% ЭС в распылителе АЗПИ типа 171.07.00 исследована

геометрия расчетной области распылителя, схема которой приведена на

Рис. 2.14. Этот распылитель имеет иглу диаметром dи=5 мм с максимальным

ходом hи=0,32 мм, суммарную эффективная площадь в сборе рfр=0,270 мм2

(при полностью поднятой игле) и пять распыливающих отверстий диаметром

dр=0,35 мм и длиной lр=1,1 мм (Таблица 18), угловое расположение которых

приведено в Таблице 19.

Таблица 20.

Свойства ДТ, РМ, ЭС и эмульсии, содержащей 70% РМ и 30% ЭС

Физико-химические свойства Топлива

ДТ РМ ЭС 70% РМ + 30% ЭС

Условная формула состава С16,2Н18,5 С57,0Н101,6О6 С2Н5ОН -

Молекулярная масса 223,3 883,04 46,07 631,95

Плотность, кг/м3:

- при 20 оС

- при 40 оС

830,0

822,7

921,0

914,6

790,0

782,2

890,0

883,2

Вязкость кинематическая, мм2/с (сСт):

- при 20 оС

- при 40 оС

3,8

2,4

75,0

36,0

1,5

1,1

10,8

7,2

Вязкость динамическая, мПа·с (сПз):

- при 20 оС

- при 40 оС

3,15

1,97

69,1

32,9

1,19

0,86

9,6

6,4

Коэффициент поверхностного

натяжения при 20 оС, мН/м

27,1

33,2

22,4

-

Теплота сгорания низшая, кДж/кг 42500 37300 27500 34397

Цетановое число 45 36 8 -

76

Таблица 20 (Продолжение)

Количество воздуха, необходимое для

сгорания 1 кг вещества, кг

14,3

12,5

9,0

11,3

Содержание, % по массе

С

Н

О

87,0

12,6

0,4

77,0

12,0

11,0

52,1

13,2

34,7

69,5

12,4

18,1

Теплоемкость Ср, кДж/(кг∙град):

- при 20 оС

- при 40 оС

2,1

2,2

2,0

2,1

2,4

2,5

2,1

2,2

Теплопроводность, Вт/(м∙К):

- при 20 оС

- при 40 оС

0,127

0,123

0,162

0,160

0,168

0,163

0,164

0,162

Давление насыщенных паров, кПа:

- при 20 оС

- при 40 оС

2,7

4,8

0

0

15,8

18,0

0,27

0,31

Рис. 2.14.

Расчетная схема проточной части распылителя АЗПИ,

установленного в форсунке типа ФДМ-22

При расчетных исследованиях проведено моделирование стационарного

течения нефтяного ДТ и эмульсии 70% РМ и 30% ЭС в проточной части

распылителя при максимальном подъеме иглы форсунки hи max=0,32 мм

(проливка распылителя, но при повышенном давлении). Давление на входе в

расчетную область принято равным ртопл вх=51,5 МПа, что соответствует

давлению в процессе топливоподачи серийной топливной системы дизеля Д-

77

245.12С (4 ЧН 11/12,5) [47]. Температура топлива принята постоянной и

равной t=40 оС. Для ограничения времени расчета рассмотрена симметричная

геометрия элемента проточная часть распылителя с одним распыливающим

отверстием (отверстие № 2, см. Таблицу 19), представленная на Рис. 2.15, а.

а б

Рис. 2.15.

Принятая геометрия элемента проточная часть распылителя АЗПИ с одним

распыливающим отверстием (а) и разбивка на элементы (сетка) принятой

геометрии проточной части (б)

На первом этапе исследований моделировалось стационарное течение

нефтяного дизельного топлива (ДТ) марки Л (летнее) по ГОСТ 305-82 в

проточной части распылителя АЗПИ. Некоторые свойства этого топлива

приведены в Таблице 20. Топливо считалось несжимаемым. Моделирование

течения топлива в распылителе проведено при неизменном давлении на входе в

расчетную область ртопл вх=51,5 МПа и при двух давлениях на выходе из

расчетной области (на выходе из распыливающего отверстия). В первом случае

давление на выходе составляло ртопл вых=0,1 МПа (впрыскивание в атмосферу), а

во втором – ртопл вых=8,878 МПа, что соответствует давлению в камере сгорания

дизеля в момент начала впрыска. Это давление определено для дизеля Д-

245.12С с использованием ПК Дизель-РК, разработанного в МГТУ им. Н.Э.

Баумана проф. А.С. Кулешовым [55, 159].

78

Перед исследованиями проведено построение расчетной сетки. Следует

отметить, что точность расчетной модели сильно зависит от размеров сетки.

При разбивке проточной части распылителя на относительно крупные

элементы требуемая точность расчетов не обеспечивается. Это иллюстрируется

полученными при расчете значениям массового расхода топлива,

представленным на Рис. 2.16 (данные получены при размерах элементов сетки

0,06 мм; 0,05 мм; 0,04 мм; 0,03мм; 0,02 мм и 0,15 мм). Из этих данных следует,

что приемлемая точность расчета достигается при размерах элементов сетки

меньше 0,04 мм. По мере уменьшения размеров элементов сетки точность

заметно увеличивает, но при этом значительно возрастает и продолжительность

расчета. При размере элементов сетки менее 0,02 мм значение массового

расхода топлива почти не зависит от этого размера. При этом для дальнейшего

моделирования минимальный размер элементов сетки принят равным 0,02 мм,

а максимальный – 0,04 мм. Построенная при данных допущениях сетка

показана на Рис. 2.15, б. Она позволяет обеспечить достаточно хорошую

точность расчетных исследований.

Рис. 2.16.

Зависимость часового расхода топлива Gтопл через распылитель форсунки от

размеров элементов сетки Lэ, описывающей расчетную область - проточную

часть распылителя форсунки

Результаты моделирования течения нефтяного ДТ в распылителе

дизельной форсунки при двух принятых давлениях на выходе из расчетной

области ртопл вых=0,1 и ртопл вых=8,878 МПа представлены на Рис. 2.17-2.20. При

79

моделировании течения топлива по проточной части распылителя с

противодавлением рвых=0,1 МПа (впрыскивание в атмосферу) массовый расход

топлива через одно отверстие распылителя оказался равным Gт=0,015226 кг/с, а

при давлении на выходе из отверстия ртопл вых=8,878 МПа этот расход был

равным Gт=0,015150 кг/с. Для анализа течения топлива внутри

рассматриваемого распыливающего отверстия использована одноосевая

система отчета, начальная точка которой совпадает с центром сечения на входе

в отверстие, а ось координаты этой системы отсчета наплавлена по оси

отверстия и имеет координату lр тек. Таким образом, значение lр тек=0 мм

соответствует входу потока топлива в распыливающее отверстие, а значение lр

тек=1,1 мм – выходному сечению отверстия.

На Рис. 2.17 показано распределение давления топлива в продольном

сечении всей проточной части распылителя при указанных противодавлениях,

а на Рис. 2.18 – это распределение в исследуемом распыливающем отверстии.

По Рис. 2.17 следует отметить, что давление топлива в проточной части

распылителя форсунки резко уменьшается при входе в распыливающее

отверстие. Внутри распыливающего отверстия (в средней его части) давление

топлива практически достигает атмосферного давления даже при наличии

противодавления на выходе (см. Рис. 2.18).

а б

Рис. 2.17.

Распределение давления топлива в продольном сечении всей проточной части

исследуемого распылителя при противодавлениях р топл вых=0,1 МПа (а) и

р топл вых=8,878 МПа (б)

80

а б

Рис. 2.18.

Распределение давления топлива в распыливающем отверстии при

противодавлениях ртопл вых=0,1 МПа (а) и ртопл вых=8,878 МПа (б)

На Рис. 2.19 приведены распределения векторов скорости течения

топлива в продольном сечении распыливающего отверстия при

противодавлении на выходе из отверстия ртопл вых=8,878 МПа.

Рис. 2.19.

Распределения векторов скорости течения топлива в продольном

сечении распыливающего отверстия при противодавлении на выходе

ртопл вых=8,878 МПа (обведены области появления обратных потоков

топлива)

При рассмотрении представленного распределения скоростей потока

81

следует отметить наличие вихревого движения топлива. Появление вихрей с

обратным потоком топлива подтверждается распределением скорости топлива

в анализируемых продольных сечениях распыливающего отверстия (Рис. 2.20).

Возникновение вихрей во входной части отверстия обусловлено резким

изменением направления потока и сужением канала. Наличие вихрей на

выходе отверстия объясняется высоким противодавлением на выходе, что

приводит к конденсации газовой фазы, и искажением картины течения.

Полученные расчетные результаты свидетельствуют о том, что при

течении топлива по распыливающему отверстию в этом потоке появляется

газовая фаза, что обусловлено резким понижением давления по мере течения

топлива по этому отверстию и выделением пузырьков газовой фазы. Это

отражено на Рис. 2.21.

Рис. 2.20.

Распределение скоростей течения топлива в поперечных сечениях

распыливающего отверстия при противодавлении ртопл вых=8,878 МПа

82

а б

Рис. 2.21.

Распределение объемных долей газовой фазы в исследуемом распыливающем

отверстии при противодавлениях на выходе ртопл вых=0,1 МПа (а) и

ртопл вых=8,878 МПа (б)

Возникновение пузырьков газовой фазы напрямую связано со снижением

давления – в сечениях, близких к входному сечению распыливающего

отверстия объемная концентрация газового топлива (пузырьков) вдоль

направления течения сначала быстро растет, потом этот процесс

стабилизируется. Причем при противодавлении ртопл вых=8,878 МПа газовая

фаза на выходе отверстия отсутствует – наличие противодавления на выходе из

распыливающего отверстия приводит к конденсации газового топлива, которая

в этом случае на выходе из распыливающего отверстия не отмечена.

На Рис. 2.22 приведены распределения турбулентной энергии потока

топлива по длине распыливающего отверстия. Во входной части

распыливающего отверстия наблюдается резкое увеличение турбулентной

энергии потока, обусловленное резким изменением направления течения,

резким сужением проточной части, возникновением вихрей и появлением

пузырьков газовой фазы. На выходе отверстия наличие противодавления также

проводит к повышению турбулентности потока.

83

а б

Рис. 2.22.

Распределение турбулентной энергии потока топлива в распыливающем

отверстии при ртопл вых=0,1 МПа (а) и ртопл вых=8,878 МПа (б)

С использованием представленных выше расчетных данных получены

средние по выбранным сечениям распыливающего отверстия значения

параметров потока топлива, представленные в Таблице 21. Характеристики

изменения средних по сечению параметров потока нефтяного дизельного

топлива по длине распыливающего отверстия lр тек приведены на следующих

рисунках – давления топлива ртопл ср на Рис. 2.23, аксиальной скорости течения

топлива Vакс ср – на Рис. 2.24, объемной доли газовой фазы Qгаз ср – на Рис. 2.25,

турбулентной энергии потока топлива Eтурб ср – на Рис. 2.26. Эти

характеристика рассчитаны при двух давлениях топлива на выходе из

распыливающего отверстия форсунки – при ртопл вых=0,1 МПа и при

ртопл вых=8,878 Мпа.

84

Таблица 21.

Распределение средних значений параметров потока нефтяного дизельного

топлива по сечениям распыливающего отверстия при впрыскивании в

атмосферу – при ртопл вых=0,1 МПа и при противодавлении ртопл вых=8,878 МПа

Ном

ер с

ечен

ия

Зн

ачен

ие

l р т

ек, м

м

Среднее

давление

топлива, МПа

Средняя

аксиальная

скорость (м/с)

Средняя

объемная доля

газовой фазы

Средняя

турбулентная

энергия (м2/с

2)

рто

пл в

ых

= 0

,1

МП

а

рто

пл в

ых =

8,8

78

МП

а

рто

пл в

ых =

0,1

МП

а

рто

пл в

ых =

8,8

78

МП

а

рто

пл в

ых =

0,1

МП

а

рто

пл в

ых =

8,8

78

МП

а

рто

пл в

ых =

0,1

МП

а

рто

пл в

ых =

8,8

78

МП

а

0

(вход)

0 22,76 22,79 193,0 192,3 0,028 0,028 1105,8 1272,7

1 0,1 13,32 13,44 258,4 257,8 0,247 0,249 1388,5 1473,3

2 0,2 7,20 7,28 287,1 287,0 0,315 0,318 1464,8 1493,9

3 0,3 3,54 3,55 298,3 298,3 0,339 0,342 1482,0 1490,3

4 0,4 1,72 1,68 301,1 301,3 0,346 0,349 1480,8 1478,0

5 0,5 0,86 0,84 299,7 300,0 0,346 0,348 1485,4 1467,9

6 0,6 0,47 0,54 296,5 296,6 0,342 0,344 1494,7 1466,0

7 0,7 0,28За 0,62 292,8 291,8 0,337 0,336 1499,2 1460,2

8 0,8 0,19 1,64 288,9 281,0 0,329 0,300 1496,3 1477,6

9 0,9 0,14 4,18 284,9 258,6 0,316 0,177 1487,6 1684,7

10 1,0 0,10 7,04 281,0 237,3 0,297 0,030 1471,1 2057,3

11

(выход)

1,1 0,10 8,88 276,8 224,7 0,275 0,001 1444,2 2198,9

Рис. 2.23.

Зависимость среднего по сечению давления нефтяного дизельного

топлива ртопл ср от текущей длины распыливающего отверстия lр тек:

ртопл вых=0,1 Мпа (1); ртопл вых=8,878 Мпа (2)

85

Рис. 2.24.

Зависимость средней аксиальной скорости течения нефтяного ДТ Vакс ср

от текущей длины распыливающего отверстия lр тек: ртопл вых=0,1 Мпа (1);

ртопл вых=8,878 Мпа (2)

Рис. 2.25.

Зависимость средней объемной доли газовой фазы нефтяного ДТ Qгаз ср от

текущей длины распыливающего отверстия lр тек: ртопл вых=0,1 Мпа (1);

ртопл вых=8,878 Мпа (2)

86

Рис. 2.26.

Зависимость средней турбулентной энергии потока нефтяного ДТ Eтурб ср

от текущей длины распыливающего отверстия lр тек: ртопл вых=0,1 Мпа (1);

ртопл вых=8,878 МПа (2)

Полученные аналитические результаты хорошо согласуются с

расчетными данными работ [32, 33, 79, 100, 101, 168, 170], а также с

экспериментальными данными работ [30, 68, 73, 121]. Это свидетельствует о

возможности использования описанной выше расчетной методики для

моделирования течения эмульгированного биотоплива в распылителе

дизельной форсунки. Как отмечено выше, в качестве такого биотоплива

исследована эмульсия 30% этилового спирта в 70% рапсового масла (по

объему). Свойства этой эмульсии представлены в Таблице 20. При расчетах

рассмотрен описанный выше распылитель АЗПИ. Исследована геометрия

проточной части с одним распыливающим отверстием – отверстием № 2

Таблице 19. Как и при анализе параметров потока нефтяного ДТ в расчетной

области, при исследовании течения эмульгированного топлива давление на

входе в расчетную область было принято ртопл вх=51,5 МПа, а давления на

выходе из нее – ртопл вых=0,1 МПа и ртопл вых=8,878 МПа. Температура эмульсии в

распылителе принята равной t=40 оС. Эмульгированное топливо

рассматривалось как несжимаемое.

87

При расчетных исследованиях с использованием ПК Fluent рассмотрена

дисперсная фаза, состоящая из капель этилового спирта с диаметром 50 мкм,

равномерно распределенная по объему рапсового масла. Для учета влияния

этих капель на характеристики потока эмульгированного топлива использована

многофазная модель Эйлера (Eulerian Model of Multiphase Flows), в которой

закон сохранения масс для q-ой фазы имеет вид

qqp

n

ppqqqqqq SmmV

t

)()()(1

,

где n – количество фаз; q – объемная концентрация q-ой фазы; q – ее

плотность; qV

– скорость течения q-ой фазы; pqm и qpm – скорость переноса

масс из p-ой фазы в q-ую фазу и наоборот; qS – объёмный источник масс q-ой

фазы. Закон сохранения количества движения (момента) описан в виде

gpVV

tqqqqqqqqqq

)()(

)()( ,,,,1

qtdqvmqwlqliftqqpqppqpq

n

ppq FFFFFVmVmR

,

где g

– ускорение свободного падения; p – давление; q – тензорные

напряжения q-ой фаза; pqR

– сила взаимодействия между фазами; qppq VVV

и pqqp VVV

– скорости дрейфа; qF

– внешние массовые силы; qliftF ,

–

подъемная сила; qwlF ,

– сила, возникающая между жидкостью и стенкой; qvmF ,

– виртуальная массовая сила (virtual mass force) – это сила присоединения масс,

учитывающая ускорение капель; qtdF ,

– сила турбулентной дисперсии. В

комплексе Fluent сила взаимодействия между жидкими фазами

pqR

описывается формулой

)( qppqpq VVKR

,

88

где pqK – коэффициент переноса между фазами определяется формулой

ipp

eppq Ad

fK

6 ,

где iA – концентрация площади взаимодействия (для рассматриваемого случая

она определяется суммой площадей поверхности капель в единице объёма); pd

– диаметр капель; p – время релаксации капель; ef – функция переноса. При

расчете функция переноса ef описана моделью Шиллера-Науманна (Schiller

and Naumann Model).

В этой модели функция переноса имеет вид

24

ReDe

Сf ,

где Re – число Рейнольдса, определяемое из выражения

q

pqpp dVV

)(Re

.

Константа DС определяется следующим образом

Re/)Re15,01(24 687,0DC при Re1000

и 44,0DC при Re>100.

Сила турбулентной дисперсии qtdF ,

определяется моделью Лопеса-де-

Вертодано (Lopez de Bertodano Model) и описывается формулой

qqqTDqtd kCF ,

,

где qk – кинетическая энергия турбулентности; TDC – константа, которая

уточняется по результатам экспериментальной проверки; в настоящем

89

расчетном исследовании принято TDC =1. При моделировании выбрана хорошо

зарекомендовавшая себя k-ε модель турбулентности.

С использованием представленной модели проведено моделирование

стационарного течения смеси 70% РМ и 30% ЭС в распылителе дизельной

форсунки. При моделировании течения такого эмульгированного топлива с

противодавлением ртопл вых=0,1 МПа (впрыскивание в атмосферу) массовый

расход топлива через одно отверстие распылителя оказался равным

Gт=0,015771 кг/с, а при давлении на выходе отверстия ртопл вых=8,878 МПа –

Gт=0,015700 кг/с. Результаты моделирования течения эмульгированного

топлива в исследуемом распылителе дизельной форсунки при двух давлениях

на выходе из расчетной области ртопл вых=0,1 и ртопл вых=8,878 МПа показаны на

Рис. 2.27-2.33.

На Рис. 2.27 представлены распределения давления эмульгированного

топлива в продольном сечении распыливающего отверстия. Из данных Рис.

2.27, а, полученных при впрыскивании в атмосферу (ртопл вых=0,1 МПа), следует,

что давление на входе в распыливающее отверстие превышает ртопл вх=21 МПа,

а затем резко снижается и на выходе из отверстия соответствует атмосферному.

При наличии противодавления (ртопл вых=8,878 МПа) распределение давления

топлива на входе в отверстие и в его средней части очень близко к

распределению давлений, полученных при впрыскивании в атмосферу. Но на

выходе из распыливающего отверстия давление эмульгированного топлива

возрастает примерно до 8,8 МПа (Рис. 2.27, б).

На Рис. 2.28 представлены расчетные результаты по распределению

объемной доли капель этилового спирта в эмульгированном топливе в

различных сечениях (продольном и поперечном) внутри распыливающего

отверстия при давлении на выходе из отверстия ртопл вых=8,878 МПа,

полученные без учета кавитации. Они свидетельствуют о том, что капли ЭС

неравномерно распространяются по всем объему отверстия – в большей

степени они концентрируются в верхней зоне отверстия, а в нижней зоне

90

отверстия их концентрация минимальна. Это объясняет меньшей плотностью

ЭС по сравнению с РМ. В результате при резком повороте потока

эмульгированного топлива на входе в распыливающее отверстия за счет сил

инерции частицы ЭС отбрасываются на меньший радиус, чем частицы РМ.

а б

Рис. 2.27.

Распределение давления эмульгированного топлива в продольном сечении

распыливающего отверстия при давлении на выходе из отверстия

ртопл вых=0,1 МПа (а) и ртопл вых=8,878 МПа (б)

На Рис. 2.29 показано распределение объемных долей капель этилового

спирта и его паров, полученное при учете кавитации. По этим данным следует

отметить, что учет кавитации сравнительно слабо влияет на распределение

капель этилового спирта. В первую очередь, это относится к в нижней зоне

отверстия. Вместе с тем, максимальное содержание паровой фазы отмечается в

верхней зоне отверстия, особенно – в области, близкой к входу отверстия.

Здесь объемная доля пара превышает 90%. Наличие противодавления на

выходе из распыливающего отверстия подавляет процесс кавитации и

проводит к конденсации. В результате, по мере течения эмульгированного

топлива по распыливающему отверстию объемная доля пара уменьшается, и на

выходе паровая фаза практически отсутствует.

91

а б

Рис. 2.28.

Распределение объемной доли капель этилового спирта по длине

распыливающего отверстия (а) и в поперечных сечениях этого отверстия (б)

при давлении на выходе из отверстия ртопл вых=8,878 МПа, полученное без учета

кавитации

а б

Рис. 2.29.

Распределение объемной доли капель этилового спирта (а) и объемной доли

его паров (б) в продольном сечении отверстия при давлении на выходе из

отверстия ртопл вых=8,878 МПа, полученное с учетом кавитации

Для оценки влияния противодавления на процесс кавитации на Рис. 2.30

и 2.31 приведены распределения объемной доли пара этилового спирта и

92

объемной доли его капель по распыливающему отверстию при различных

давлениях на выходе из отверстия. Как следует из данных Рис. 2.30, а, при

течении смеси 70% РМ и 30% ЭС по распылителю без противодавления

(ртопл вых=0,1 МПа) содержание пара в смеси сначала увеличивается. Примерно в

середине распылителя (сечения 6-5 Таблицы 21) паровая фаза

эмульгированного топлива начинает занимать около половины площади

поперечного сечения распыливающего отверстия, а затем средняя доля пара

практически не изменяется. Наличие противодавления на выходе

(ртопл вых=8,878 МПа) приводит к тому, что в зоне сечений 9-10 объемная доля

пара в смеси резко снижается, и на выходе из отверстия (сечение 11) паровая

фаза в топливе практически отсутствует (Рис. 2.30, б).

а б

Рис. 2.30.

Распределение объемной доли паровой фазы этилового спирта в продольном

сечении распыливающего отверстия при давлении на выходе из отверстия

ртопл вых=0,1 МПа (а) и ртопл вых=8,878 МПа (б)

Давление на выходе из распыливающего отверстия оказывает влияние и

на распределение капель этилового спирта в рапсовом масле, но это влияние

менее выражено. Данные Рис. 2.31, полученные с учетом кавитации,

свидетельствуют о том, что капли ЭС концентрируются, в основном, в верхней

зоне отверстия. При впрыскивании эмульгированного топлива в атмосферу

93

(при ртопл вых=0,1 МПа) эта закономерность наблюдается практически по всей

длине распыливающего отверстия (см. Рис. 2.31, а). При наличии

противодавления (ртопл вых=8,878 МПа) на выходе из распыливающего

отверстия происходит выравнивание распределения капель ЭС в РМ (см. Рис.

2.31, б).

а б

Рис. 2.31.

Распределение объемной доли капель ЭС в эмульгированном топливе в

продольном сечении распыливающего отверстия при давлении на выходе из

отверстия ртопл вых=0,1 МПа (а) и ртопл вых=8,878 МПа (б)

При расчетных исследованиях параметров потока эмульгированного

топлива получены распределения кинематической энергии турбулентности потока

эмульгированного топлива в продольных сечениях проточной части распылителя

форсунки (Рис. 2.32) и в продольном сечении распыливающего отверстия

(Рис. 2.33) при давлении на выходе из отверстия ртопл вых=0,1 (впрыскивание в

атмосферу) и ртопл вых=8,878 МПа. Они свидетельствуют о том, что наибольшая

турбулизация потока топлива наблюдается в распыливающем отверстии в его

верхней части. Это вызвано сильным уменьшением сечения проточной части,

резким поворотом потока, парообразованием – появлением паровой фазы и ее

последующей конденсацией. При наличии противодавления на выходе из

отверстия турбулентность потока возрастает.

94

Представленные на Рис. 2.27-2.33 распределения значений параметров

потока эмульсии 70% РМ и 30% ЭС использованы для определения средних

значений параметров потока этой эмульсии в различных поперечных сечениях

распыливающего отверстия.

а б

Рис. 2.32.

Распределение кинематической энергии турбулентности потока эмульсии в

продольном сечении проточной части распылителя форсунки при давлении на

выходе из отверстия ртопл вых=0,1 МПа (а) и ртопл вых=8,878 МПа (б)

а б

Рис. 2.33.

Распределение кинематической энергии турбулентности потока эмульсии в

продольном сечении распыливающего отверстия при давлении на выходе из

отверстия ртопл вых=0,1 МПа (а) и ртопл вых=8,878 МПа (б)

По аналогии с исследованием течения нефтяного дизельного топлива по

распыливающему отверстию при расчетах параметров потока

95

эмульгированного топлива использована система отчета, начальная точка

которой совпадает с центром сечения на входе в отверстие, а ось координаты

этой системы отсчета наплавлена по оси отверстия и имеет координату lр тек (на

входе в отверстие lр тек=0 мм, а на выходе lр тек=1,1 мм). В Таблицах 22, 23

представлены полученные таким образом значения параметров,

характерирующих режим течения (средние по сечению давление топлива,

аксиальные скорости, объемная доля газовой фазы, турбулентная энергия).

Таблица 22.

Распределение средних значений параметров (среднее давление топлива,

средняя аксиальная скорость, средняя объемная доля газовой фазы) потока

эмульсии 70% РМ и 30% ЭС по сечениям распыливающего отверстия при

впрыскивании в атмосферу – при ртопл вых=0,1 МПа и при противодавлении

ртопл вых=8,878 МПа

Номер

сечения

Значение

lр тек, мм

Среднее давление

топлива, МПа

Средняя аксиальная

скорость (м/с)

Средняя объемная

доля газовой фазы

ртопл вых =

=0,1 МПа

ртопл =

вых=8,878

МПа

ртопл вых

=0,1 МПа

ртопл

вых=8,878

МПа

ртопл вых

=0,1 МПа

ртопл

вых=8,878

Мпа

0

(вход) 0 21,15 21,20 122,9 121,9 0,032 0,032

1 0,1 8,49 8,50 167,7 167,7 0,243 0,243

2 0,2 3,75 3,75 188,8 188,9 0,304 0,304

3 0,3 1,61 1,61 203,8 203,8 0,329 0,329

4 0,4 0,70 0,70 214,9 215,0 0,340 0,339

5 0,5 0,33 0,34 223,1 223,1 0,343 0,343

6 0,6 0,19 0,23 229,1 228,9 0,344 0,343

7 0,7 0,13 0,27 233,7 232,6 0,343 0,339

8 0,8 0,11 0,85 237,3 229,1 0,342 0,317

9 0,9 0,09 2,81 240,3 213,1 0,341 0,238

10 1,0 0,07 6,03 242,7 190,7 0,340 0,083

11

(выход) 1,1 0,10 8,88 258,4 188,7 0,336 0,012

96

Таблица 23.

Распределение средних значений параметров (средняя объемная доля капель

этилового спирта, средняя турбулентная энергия) потока эмульсии 70% РМ и

30% ЭС по сечениям распыливающего отверстия при впрыскивании в

атмосферу – при ртопл вых=0,1 МПа и при противодавлении ртопл вых=8,878 МПа

Номер

сечения

Значение

lр тек, мм

Средняя объемная доля капель

этилового спирта

Средняя турбулентная энергия

(м2/с

2)

ртопл вых =0,1 МПа ртопл вых =

=8,878 МПа

ртопл вых =0,1

МПа

ртопл вых = 8,878

Мпа

0

(вход) 0 0,278 0,278 2,9 23,6

1 0,1 0,218 0,218 110,3 135,9

2 0,2 0,202 0,203 150,5 181,6

3 0,3 0,197 0,197 176,5 211,5

4 0,4 0,196 0,196 215,7 254,7

5 0,5 0,196 0,197 257,8 300,5

6 0,6 0,197 0,198 299,6 346,2

7 0,7 0,199 0,200 340,1 392,2

8 0,8 0,200 0,207 378,1 456,2

9 0,9 0,201 0,232 413,4 628,4

10 1,0 0,203 0,289 445,9 1049,2

11

(выход) 1,1 0,204 0,319 475,8 1452,4

По данным Таблиц 22, 23 построены характеристики изменения по длине

распыливающего отверстия lр тек средних по сечению значений параметров

потока эмульсии – давления топлива ртопл ср (Рис. 2.34), аксиальной скорости

течения топлива Vакс ср (Рис. 2.35), объемной доли газовой фазы в топливе Qгаз ср

(Рис. 2.36), объемной доли капель этилового спирта в топливе Qэс ср (Рис. 2.37),

турбулентной энергии потока топлива Eтурб ср (Рис. 2.38). Эти параметры

рассчитаны при двух давлениях топлива на выходе из распыливающего

отверстия – при ртопл вых=0,1 МПа (впрыскивание в атмосферу) и при ртопл

вых=8,878 МПа. Примерно до поперечного сечения № 7 (lр тек=0,7 мм)

характеристики указанных параметров потока для случаев с противодавлением

и без него достаточно близки. После этого сечения различия в указанных

параметрах возрастают. Их максимальные различия имеют место в выходном

97

сечении распылителя – в сечении № 11 (lр тек=1,1 мм). Это обусловлено более

высоким давлением топлива на выходе из распыливающего отверстия, его

повышенной турбулизацией, конденсацией газовой фазы.

Рис. 2.34. Зависимость среднего по сечению распыливающего отверстия

давления эмульсии ртопл ср от его текущей длины lр тек: ртопл вых=0,1 Мпа (1);

ртопл вых=8,878 Мпа (2)

Рис. 2.35.

Зависимость средней аксиальной скорости течения эмульсии Vакс ср от

текущей длины распыливающего отверстия lр тек: ртопл вых=0,1 Мпа (1);

ртопл вых=8,878 Мпа (2)

98

Рис. 2.36.

Зависимость средней объемной доли газовой фазы эмульсии Qгаз ср от

текущей длины распыливающего отверстия lр тек: ртопл вых=0,1 Мпа (1);

ртопл вых=8,878 Мпа (2)

Рис. 2.37.

Зависимость средней объемной доли капель этилового спирта в эмульсии

Qэс ср от текущей длины распыливающего отверстия lр тек: ртопл вых=0,1 МПа

(1); ртопл вых=8,878 МПа (2)

99

Рис. 2.38.

Зависимость средней турбулентной энергии потока эмульсии Eтурб ср от

текущей длины распыливающего отверстия lр тек: ртопл вых=0,1 МПа (1);

ртопл вых=8,878 МПа (2)

Проведенный комплекс расчетных исследований показал, что при

использовании нефтяного ДТ и эмульгированного биотоплива, содержащего

70% РМ и 30% ЭС параметры потока этих топлив в проточной части

распылителя форсунки и, в частности, в распыливающих отверстиях форсунки

имеют некоторые различия. Так, поскольку рассматриваемое эмульгированное

биотливо является высоковязким (Таблица 20), то и скорости его течения

оказались заметно меньшими по сравнению с нефтяным ДТ (Рис. 2.24 и 2.35).

Обращает на себя внимание и существенно меньшая турбулентная энергия

потока эмульгированного биотопливом по сравнению с нефтяным ДТ (Рис.

2.26 и 2.38), что также обусловлено высокой вязкостью рассматриваемого

эмульгированного биотоплива. Так, при наличии противодавления ртопл

вых=8,878 МПа и работе на нефтяном ДТ средняя по поперечному сечению

распыливающего отверстия на выходе из него аксиальная скорость течения

нефтяного ДТ составляет Vакс ср=224,7 м/с (Таблица 21), а у эмульгированного

топлива – Vакс ср=188,7 м/с (Таблица 22). Соответственно, в этом сечении

турбулентная энергия потока нефтяного ДТ оказалась равна Eтурб ср=2198,9 м2/с

2

(Таблица 21), а у эмульгированного топлива – Eтурб ср=1452,4 м2/с

2 (Таблица 23).

100

Такая картина течения рассматриваемых нефтяного ДТ и эмульгированного

биотоплива в проточных частях исследованного распылителя позволяет

предположить наличие различий и в характере протекания дальнейших

процессов распыливания топлива, смесеобразования и сгорания.

Существующие различия распределений энергетических характеристик

потоков рассматриваемых топлив, безусловно, окажут влияние и на показатели

топливной экономичности и токсичности ОГ дизеля, работающего на

исследуемых видах топлива. Но следует отметить, что меньшие скорость

течения эмульгированного биотоплива и турбулентная энергия его потока

отчасти компенсируются дополнительной турбулизацией струй этого топлива

за счет низкой температуры испарения этилового спирта, вызывающей резкое

(«взрывоподобное») испарение капель ЭС, что способствуют более

качественному распыливанию эмульгированного биотоплива.

2.6. Основные результаты и выводы по второй главе

1. В качестве наиболее перспективных биотоплив для дизелей

рассматриваются биоэтанол и топлива, производимые из растительных масел.

Физико-химические свойства этих биотоплив существенно отличаются от

аналогичных свойств нефтяного дизельного топлива.

2. Процесс топливоподачи предопределяет характер протекания

последующих процессов смесеобразования и сгорания и, как следствие

показатели токсичности отработавших газов дизеля и его топливную

экономичность. Отмечено невысокое качество процесса топливоподачи при

использовании в качестве топлива рапсового масла. Улучшение качества

процесса топливоподачи можно обеспечить за счет использования

эмульгированного биотоплива. Рассмотрена возможность использования

эмульсии 70% рапсового масла и 30% этилового спирта.

3. Среди физических свойств топлива наибольшее влияние на характер

протекания процесса топливоподачи оказывает его вязкость. Вязкость

биоэтанола и топлив, производимых из растительных масел, существенно

101

отличается от вязкости нефтяного дизельного топлива.

4. Разработана методика расчета вязкости нефтяного дизельного топлива,

биотоплив на основе растительных масел и эмульгированного биотоплива с

добавкой этанола и проведены расчетные исследования. Полученные

аппроксимационные формулы для определения вязкости указанных топлив

хорошо согласуются с экспериментальными данными.

5. Обзор и анализ программных комплексов, используемых для

моделирования потока жидкости в областях со сложной геометрией, позволил

выбрать для проведения расчетных исследований течения топлива в проточной

части распылителя форсунки программный комплекс Fluent.

6. Разработана методика расчета показателей потока эмульгированного

биотоплива с добавкой этанола в проточной части распылителей дизельных

форсунок с использованием ПК Fluent. Проведены расчетные исследования

показателей потока эмульгированного биотоплива – смеси рапсового масла и

этанола в распылителях форсунок.

7. Расчетные исследования распылителя типа 171.07.00 форсунки ФДМ-

22 дизеля Д-245.12С подтвердили различия в показателях качества процесса

топливоподачи при использовании смеси 70% рапсового масла и 30%

этилового спирта по сравнению с нефтяным дизельным топливом.

8. При работе на эмульгированном топливе – смеси 70% рапсового масла

и 30% этилового спирта отмечена существенно меньшая турбулентная энергия

потока эмульгированного биотопливом по сравнению с нефтяным дизельным

топливом. Так, при противодавлении 8,878 МПа и работе на нефтяном

дизельном топливе средняя по поперечному сечению распыливающего

отверстия на выходе из него аксиальная скорость течения составила 224,7 м/с

против 188,7 м/с у эмульгированного топлива. Соответственно, в этом сечении

турбулентная энергия потока нефтяного дизельного топлива оказалась равна

2198,9 м2/с

2, а у эмульгированного топлива – только 1452,4 м

2/с

2.

102

9. Следует отметить, что меньшие скорость течения эмульгированного

топлива и турбулентная энергия его потока отчасти компенсируются

дополнительной турбулизацией струй этого топлива за счет низкой

температуры испарения этилового спирта, вызывающей резкое

(«взрывоподобное») испарение капель этилового спирта, что способствуют

более качественному распыливанию эмульгированного топлива.

103

ГЛАВА 3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ДИЗЕЛЯ,

РАБОТАЮЩЕГО НА ЭМУЛЬСИЯХ РАПСОВОГО МАСЛА

И ЭТАНОЛА

3.1. Методы решения проблем использования этанола

в качестве моторного топлива для дизелей

При использовании этанола в качестве моторного топлива для дизелей

возникает ряд проблем, обусловленных, в основном, существенными

различиями физико-химических свойств нефтяного дизельного топлива и

этилового спирта (см. Главу 2). Среди этих проблем следует выделить

проблемы подачи этанола в камеру сгорания дизеля, его воспламенения в

камере сгорания, снижения ресурса деталей топливной аппаратуры дизеля,

подающей спиртовое топливо в КС.

Как отмечено в первой главе, возможны различные способы подачи

этанола в цилиндры дизеля: оно может впрыскиваться в чистом виде или в

составе спирто-топливной смеси (эмульсии) непосредственно цилиндры,

подаваться во впускной трубопровод в жидкой фазе или в виде пара [30, 68,

166, 175, 176]. При этом одновременная подача в камеру сгорания дизеля

этанола и нефтяного ДТ позволяет решить проблему воспламенения

низкоцетанового спиртового топлива – обеспечить его стабильное

воспламенение и снизить период задержки воспламенения (ПЗВ) τi.

В работе [152] представлены результаты исследований работы дизелей

фирмы Mercedes-Benz (Германия) на биоэтаноле. Испытаны автомобильные

дизели моделей OM 352 и OM355/50, работающие на этаноле с присадкой

TE6DN, изготовленной бразильской фирмой Britanite und Explo на основе

триэтиленгликольденитрата. Эта присадка улучшает самовоспламенение

этанола до требуемого уровня при ее добавке 4,5 % (объемные доли).

Результаты исследований свидетельствуют о том, что при работе указанных

104

дизелей на этаноле с присадкой износы деталей одинаковы или даже ниже

износов при работе на ДТ.

Другим направлением обеспечения воспламеняемости спиртовых топлив

является их воспламенение от свечи зажигания [6, 143, 161, 166]. В работе

[150] представлены результаты испытаний четырехцилиндрового тракторного

дизеля фирмы Steyr размерности S/D=110/100, адаптированного для работы на

биоэтаноле. На дизеле была установлена модернизированная головка

цилиндров с размещенной в ней свечей зажигания. Кроме того, была изменена

геометрическая форма КС в днище поршня, установлены новый ТНВД,

форсунки и топливоподкачивающий насос повышенной производительности.

Исследования показали, что дизель на этаноле работал практически бездымно.

По сравнению с работой на ДТ выброс NOх снижался, что являлось

результатом уменьшения температуры вследствие повышенной теплоты

испарения этанола. При работе дизеля на этаноле выброс монооксида углерода

СО оказался повышенным, но одинаковым с ДВС с искровым зажиганием.

Выброс углеводородов СНх был относительно высоким, но он может быть

радикально снижен при установке окислительного нейтрализатора. Объемный

расход этанола оказался в два раза больше, чем расход нефтяного дизельного

топлива, что являлось следствием более низкой теплоты сгорания этанола, а

удельный приведенный расход этанола – лишь немного выше расхода

нефтяного ДТ.

Проведено ряд исследований дизелей, работающих на

многокомпонентных смесях, содержащих дизельное топливо, спирты,

растительные масла и другие компоненты. В работах [13, 151] сообщается о

результатах испытаний дизеля, работающего на микроэмульсионной смеси

дизельного топлива, соевого масла и спирта, проведенных по программе EMA

(Engine Manufacturers Association), предназначенной для исследования влияния

альтернативных топлив на долговечность дизелей. Испытывалось два дизеля

модели 4219D фирмы John Deere (США) с рабочим объемом iVh=3,6 л и

105

степенью сжатия ε=16,3. Дизели имели систему турбонаддува и мощность

Ne=41,8 кВт при n=2200 мин-1

. Один из них работал на ДТ, а другой на

экспериментальном микроэмульсионном топливе марки SNI-Shipp Nonionic,

разработанном фирмой Shipp Implement Co. Топливо содержало 50 % (об.) ДТ,

25 % соевого масла, 20 % бутанола и 5 % этанола. Вязкость этого топлива

составляла ν=4,03 мм2/с при 38

оС и ЦЧ=34,7. После наработки 200 часов

параметры дизеля, работающего на ДТ, не изменились по сравнению с

начальными, а в дизеле, работавшем на топливе SNI, значения Nе и ре снизились

на 5 %. После 200 часов работы в нем обнаружены отложения нагара на

распылителях форсунок и уменьшение диаметра сопловых каналов. По

большинству показателей топливо SNI может быть использовано для

исследуемого дизеля. Однако надежность его работы ограничена коксованием

форсунок и ухудшением качества распыливания топлива, следствием которого

является снижение Nе на 5 %. Результаты испытаний сопоставлены с данными

испытаний дизеля аналогичного класса модели 4331 фирмы Allis-Chalmers,

работавшего на смеси 75 % ДТ и 25 % растительного масла. После 200 часов

работы этого дизеля отмечено значительно большее закоксовывание

распылителей. Отмечено, что наличие спиртов в топливной смеси способствует

очищению игл и каналов распылителя. Кроме того, из-за повышенной теплоты

парообразования спиртов происходит дополнительное охлаждение КС.

Проводятся работы по использованию этанола в качестве топлива для

дизелей и в нашей стране [13, 61]. При этом используется различная

топливоподающая аппаратура (ТА). В Вятской государственной

сельскохозяйственной академии (ГСХА) исследована система топливоподачи с

раздельным впрыскиванием спирта и запальной дозы ДТ в КС дизеля [19].

Испытывался дизель типа Д21А1 (2 Ч 10,5/12,0) при его работе на этаноле,

подаваемом в КС с помощью ТНВД и штатных форсунок, а запальная доза ДТ

впрыскивалась в цилиндры дополнительными ТНВД и форсунками (Рис. 3.1).

106

Рис. 3.1.

Схема системы подачи в КС дизеля этанола и запальной дозы ДТ:

автоматические регуляторы (1, 9); ТНВД для подачи ДТ и этанола (2, 8);

топливопроводы высокого давления (3, 6); форсунки для впрыскивания ДТ и

этанола (4, 5); камера сгорания (7); топливопроводы низкого давления (10, 13);

баки с этанолом и ДТ (11, 12)

Значения основных показателей исследуемого дизеля на режимах с

полной подачей топлива (режимы ВСХ) приведены на Рис. 3.2. На режиме с

частотой вращения коленчатого вала n=1200 мин-1

расход ДТ составил

GДТ=3,80 кг/ч, а суммарный расход топлива при работе двигателя на этаноле

оказался равным Gт=4,65 кг/ч. На режиме с n=2000 мин-1

эти расходы

составили соответственно GДТ=5,50 кг/ч и Gт=8,51 кг/ч. При этом при работе

на этаноле расход запального ДТ не превышал GДТ=1,0 кг/ч (Рис. 3.2). Таким

образом, по часовому расходу работа на этаноле с запальной дозой ДТ уступает

работе на дизельном топливе. Поэтому удельный эффективный расход топлива

в дизельном цикле ge оказался ниже, чем суммарный эффективный расход

топлива при двухтопливной работе ge.

107

Рис. 3.2. Показатели дизеля типа Д21А1 при его работе на режимах ВСХ

на дизельном топливе (1) и этаноле с запальной дозой ДТ (2)

На режиме с n=1200 мин-1

на дизельном топливе эффективный КПД

дизеля был равен ηе=0,275, а на этаноле с запальной дозой ДТ – ηе=0,325

(увеличение на 18,2 %). Однако при n=2000 мин-1

значения ηе для дизеля,

работающего на ДТ, равнялось 0,318, а на этаноле с запальным ДТ – лишь

0,315. При работе дизеля на этаноле во всем диапазоне изменения частоты

вращения n температура ОГ tг была заметно меньше, чем при работе на ДТ.

При n=1200 мин-1

и работе на ДТ коэффициент наполнения был равен ηv=0,850,

а при работе на этаноле – ηv=0,865. С ростом n до 2000 мин-1

значения ηv

оказались равными соответственно 0,860 и 0,890. Такой рост коэффициента

наполнения обусловлен большей теплотой испарения этанола.

Показатели токсичности ОГ дизеля типа Д21А1 представлены на Рис. 3.3.

При работе на этаноле с запальной дозой ДТ во всем диапазоне исследованных

108

скоростных режимов содержание в ОГ оксидов азота СNOx оказалось

существенно ниже, чем при работе на дизельном топливе. Так, если в

дизельном цикле концентрация СNOx уменьшалась от 725 ppm на режиме с

n=1200 мин-1

до 630 ppm на режиме с n=2000 мин-1

, то в двухтопливном цикле

– от 610 ppm на режиме с n=1200 мин-1

до 460 ppm на режиме с n=2000 мин-1

.

Таким образом, на режиме с n=1200 мин-1

разница в эмиссии NOх составила

15,9%, а на режиме с n=2000 мин-1

– 27,0%.

Рис. 3.3.

Показатели токсичности ОГ дизеля типа Д21А1 при его работе на

режимах ВСХ на дизельном топливе (1) и этаноле

с запальной дозой ДТ (2)

При работе дизеля на режимах ВСХ и изменении скоростного режима

содержание в ОГ диоксида углерода ССО2 (углекислого газа) изменялось

109

незначительно и сравнительно слабо зависело от вида применяемого топлива.

В дизельном цикле концентрация ССО2 изменялась от 6,40% при n=1200 мин-1

до 6,42% при n=2000 мин-1

, а в двухтопливном цикле – соответственно от 6,65

до 6,55 %. Таким образом, работа на этаноле с запальной дозой ДТ

сопровождалась несколько бóльшей эмиссией углекислого газа: на 3,9% при

n=1200 мин-1

и на 2,0% при n=2000 мин-1

. В дизельном цикле содержание

монооксида углерода в ОГ ССО снижалось с 0,73% при n=1200 мин-1

до 0,41%

при n=2000 мин-1

, а в двухтопливном цикле – соответственно от 0,47 до 0,37%.

То есть на первом режиме снижение ССО составило 35,6%, а на втором – 9,8%.

В дизельном цикле при n=1200 мин-1

концентрация в ОГ несгоревших

углеводородов ССНх была равна 0,094%, а при n=2000 мин-1

– 0,047%. В

двухтопливном цикле эти величины были равны соответственно 0,071 и

0,055%. Таким образом, на режиме с n=1200 мин-1

преимущество по эмиссии

СНх имеет этанол с запальной дозой ДТ (на 25,4%), а на режиме с n=2000 мин-1

– дизельное топливо (на 14,5%).

При работе на дизельном топливе содержание в ОГ сажи (дымность ОГ

Kх) изменялось с 3,5 ед. по шкале Bosch на режиме с n=1200 мин-1

до 6,6 ед. на

режиме с n=2000 мин-1

, а на этаноле соответственно с 0,16 до 0,70 ед. (см. Рис.

3.3). То есть перевод дизеля на этанол с запальной дозой ДТ уменьшал

эмиссию сажи в 21,9 раза при n=1200 мин-1

и в 9,4 раза при n=2000 мин-1

.

Таким образом, исследования работы [19] свидетельствуют о том, что

реализация двухтопливной работы – на этаноле с запальной дозой ДТ

позволила заметно улучшить показатели токсичности ОГ исследуемого дизеля,

в первую очередь по выбросам сажи, монооксида углерода и оксидов азота.

Подача этанола и дизельного топлива в КС дизеля через одну форсунку

исследована в ГТУ «МАДИ» [68]. Разработанная система топливоподачи

включает форсунку, в которую одновременно подается этанол и ДТ, которые

смешиваются в подыгольной полости форсунки. При этом в первой фазе

впрыскивания обеспечивается преимущественная подача дизельного топлива

110

(до 80 %), а во второй фазе подача смесевого топлива в КС происходит с

преимущественным содержанием этанола (до 60 %). Испытания дизеля Д-120

(2 Ч 10,5/12), укомплектованного этой топливной системой, подтвердили ее

эффективность при улучшении показателей токсичности ОГ. В частности, на

режиме максимального крутящего момента дымность ОГ снизилась в 1,5-2,0

раза по сравнению с работой на чистом ДТ.

Рассмотренные результаты получены при экспериментальных

исследованиях дизеля, работающего на смесях этанола и нефтяного дизельного

топлива. При этом нефтяное ДТ является запальным топливом,

обеспечивающим воспламенение и горение этанола в КС дизеля. Вместе с тем,

определенный интерес представляют исследования работы дизеля на смесях

этанола с растительными маслами, в частности с рапсовым маслом. В этом

случае рапсовое масло, несмотря на его несколько меньшее цетановое число

(ЦЧ=36 у этанола против ЦЧ=45 у нефтяного дизельного топлива (Таблица 6)),

также обеспечивает стабильное воспламенение и горение его смесей с

этанолом.

3.2. Экспериментальные исследования дизеля, работающего

на смесях рапсового масла и этанола

Для оценки показателей дизеля, работающего на смесях рапсового масла

и этанола, проведены экспериментальные исследования на одноцилиндровой

установке типа ИДТ-69, созданной в Российском университете дружбы

народов (РУДН) [15, 48, 49]. Некоторые параметры этой установки,

адаптированной к работе на различных альтернативных топливах, приведены в

Таблице 24. На этой установке можно проводить не только традиционные

моторные испытания дизеля на различных топливах, но и определять

параметры, характеризующие воспламеняемость этих топлив в условиях

камеры сгорания дизеля [133, 134]. Приведенные ниже результаты получены

111

доцентом РУДН П.Р. Вальехо Мальдонадо при участии автора диссертации

[15].

Исследование рабочего процесса дизеля, питаемого эмульсиями РМ и

этанола, проведено на указанной установке ИДТ-69, предназначенной для

оценки воспламеняемости различных топлив методом совпадения вспышек

(определения ПЗВ τi). Общая схема экспериментальной установки

представлена на Рис. 3.4. Для получения более точных данных по

воспламеняемости моторных топлив одноцилиндровая установка оснащена

устройствами, необходимыми для стабилизации внешних условий, которые

обеспечивают идентичность температур в КС при воспламенении различных

топлив.

Таблица 24.

Основные параметры и характеристики установки ИДТ-69

№ Параметр Единица

измерени

я

Значение

1 Частота вращения вала мин-1

90010

2 Диаметр цилиндра см 8,5

3 Ход поршня см 11,5

4 Степень сжатия 7-23

5 Расход топлива кг/ч 0…1,3

6 Угол опережения впрыскивания

топлива (УОВТ)

0…30 п.к.в.

до ВМТ

7 Давление впрыскивания топлива МПа 10,60,4

8 Температура всасываемого воздуха С 691

9 Температура жидкости, охлаждающей

цилиндр С 1001

10 Температура жидкости, охлаждающей

форсунку С 301

11 Температура масла в картере С 601

12 Давление масла в магистрали МПа 0,190,02

13 Зазор между штоками и коромыслами

клапанов на холодном двигателе

- впускной клапан

- выпускной клапан

мм

мм

0,20

0,25

112

Установка представляет собой стенд с одноцилиндровым вихрекамерным

дизельным отсеком 43 (Рис. 3.4), приводимым электродвигателем 48 для

поддержания постоянной частоты вращения коленчатого вала и осуществления

пуска. Управление работой установки производится с пульта управления 1,

имеющего органы управления работой установки и контрольно-измерительные

приборы.

Рис. 3.4.

Схема установки ИДТ-69: пульт управления (1); емкости исследуемых топлив

(2); мензурка (3); слив и подвод охлаждающей воды (4, 5); расходомер воздуха

(6); впускной коллектор (7); термометры (8, 17, 38); подогреватель воздуха на

впуске (9); теплообменник (10); расширительный бак (11);

краны воды (12, 39); выхлопная трубка (13); головка отсека (14); отборник ОГ

(15); оптический приемник (16); световод (18); фотодатчик (19); фотодиод (20);

частотомер (21); осциллограф (22); усилитель (23); блок питания (24);

электрический фильтр (25); подогреватель масла (26); слив топлива форсунки

(27); изолятор (28); контакты движения иглы форсунки (29, 34);

клемма и винты регулировки зазора между контактами (30, 31-33); датчик хода

иглы форсунки (35); штифтовая форсунка (36); мензурка системы охлаждения

отсека (37); регулировочный поршень (40); маховик отсека (41);

ТНВД (42); одноцилиндровый отсек (43); топливопроводы высокого и низкого

давления (44, 46); ременная передача (45); кран переключения исследуемых

топлив (47); электродвигатель привода отсека (48); манометр (49);

реостат (50); термометр (51)

113

Для поддержания требуемой температуры воздуха на впуске установка

имеет установленный во впускном коллекторе 7 (Рис. 3.4) подогреватель 8

входящего в цилиндр воздуха, расход которого контролируется расходомером

6. Температура масла в картере двигателя стабилизируется подогревателем 26,

а температура воды в системе охлаждения – с помощью теплообменника 10,

установленного в расширительном баке 11 с проточной водой. Изменение

степени сжатия производится перемещением с помощью винтовой пары

регулировочного поршня 40, размещенного в головке 14 отсека. В результате

изменяется объем вихревой КС цилиндрической формы, имеющей соединительный

канал, расположенный тангенциально в вихревой камере и соединяющий ее с

полостью над поршнем. В вихревой КС на оси ее цилиндрической части

установлена форсунка 36 со штифтовым распылителем с контактным датчиком 35

контроля движения иглы распылителя. Выхлопная система 13 имеет отвод, к

которому через штуцер присоединен отборник ОГ 15, предназначенный для

проведения анализа ОГ по дымности выхлопа.

Для измерения содержания сажи в ОГ использовался дымомер фирмы

Bosch типа EFAW-65. Зонд для отбора ОГ в дымомерное устройство 15 (см.

Рис. 3.4) представляет собой Г-образную трубку из нержавеющей стали.

Входное отверстие зонда расположено по оси впускной трубы и направлено

навстречу потоку ОГ. Измерительная аппаратура включала фотоэлектрический

преобразователь и вторичный показывающий прибор, снабженный

потенциометром нулевого выравнивания и микроамперметром. Дымность ОГ

определялась по уровню отраженного от использованного бумажного фильтра

потока света, регистрируемого цифровым прибором непосредственно в

единицах Bosch.

Моторная установка ИДТ-69 выполнена с камерой сгорания

разделенного типа. В процессе сжатия поршень 7 (Рис. 3.5) вытесняет воздух

из надпоршневого пространства двигателя через соединительный канал 6 в

вихревую камеру 3. Тангенциальное расположение канала 6 в вихревой камере

114

3 обеспечивает закручивание воздушного заряда в этой камере при его

втекании в эту камеру. Топливо через штифтовой распылитель 4 форсунки 5

подается во вращающейся воздушный заряд камеры сгорания 3. Объем

вихревой камеры 3 может изменяться с помощью регулировочного поршня 1.

Такое изменение объема вихревой камеры приводит к изменению общей

степени сжатия двигателя.

Рис. 3.5.

Схема КС установки ИДТ-69: регулировочный поршень (1); датчик

воспламенения (2); вихревая камера (3); штифтовой распылитель (4); форсунка

(5); тангенциальный канал (6); поршень (7)

На описанной установке типа ИДТ-69 были исследованы различные

топлива: нефтяное дизельное топливо (ДТ), рапсовое масло (РМ), смесь

(эмульсия) 90% РМ и 10% этилового спирта (ЭС), смесь (эмульсия) 70% РМ и

30% ЭС. Исследование топлив, содержащих рапсовое масло и этиловый спирт,

потребовало разработки специального смесителя для получения устойчивых

смесей. Использование смесителя позволяло в процессе эксперимента получать

смеси (эмульсии) рапсового масла и спирта без добавления эмульгаторов

(поверхностно-активных веществ – ПАВ). Эти эмульсии сразу направлялись в

115

двигатель. Основные физико-химические свойства исследованных топлив

представлены в Таблице 6 и 25.

Таблица 25.

Основные физико-химические свойства исследованных топлив

№

п.п.

Топливо Плотность

ρт, кг/м3

Низшая теплота

сгорания НU,

кДж/кг

Количество

воздуха,

необходимое для

сгорания 1 кг

топлива, lо, кг/кг

1 ДТ 840 42500 14,3

2 РМ 921 37300 12,5

3 90% РМ+10% ЭС 902 36360 11,8

4 70% РМ+30% ЭС 890 34397 11,3

Примечание: для смеси РМ и ЭС указано объемное процентное содержание компонентов

Количество топлива, подаваемого в КС установки ИДТ-69, определялось

для каждого топлива индивидуально из условия сохранения постоянства

состава смеси (коэффициент избытка воздуха поддерживался на уровне α

2,25). Для обеспечения этого условия величина цикловой подачи топлива

задавалась равной [мм3/цикл]:

nl

GV

тo

8

вц

103 ,

где Gв – часовой расход воздуха, кг/ч; α – требуемый коэффициент избытка

воздуха; lо – стехиометрический коэффициент для исследуемого топлива; ρт –

его плотность, кг/м3; n – частота вращения вала установки, мин

-1.

Характеристики топливовоздушных смесей для исследованных топлив

приведены в Таблице 26. Там же представлены значения количества теплоты

Qц, подаваемой в цилиндр установки с топливовоздушной смесью за цикл.

Испытания проведены в два этапа. На первом этапе исследовались

топлива №№ 1, 2 и 3 (Таблица 25) при степени сжатия = 18 и различных

углах опережения впрыскивания топлива θ. На втором этапе испытаний

116

использовались топлива №№ 1, 2, 3 и 4 (Таблицу 25) при УОВТ θ=13 градусов

поворота коленчатого вала до верхней мертвой точки (п.к.в. до ВМТ) и

различных степенях сжатия .

Таблица 26.

Характеристики исследуемых топливовоздушных смесей

№

п.п. Топливо

Расход

воздуха

Gв, кг/ч

Количество

воздуха,

необходимое

для сгорания

1 кг топлива

lо, кг/кг

Цикловая

подача

топлива

Vц,

мм3/цикл

Коэффициент

избытка

воздуха α

Количество

теплоты,

подаваемой в

цилиндр с

топливовоздушной

смесью за цикл Qц,

Дж

1 ДТ

15,84

14,3 22,5 2,17 799,6

2 РМ 12,5 23,2 2,19 797,5

3 90%РМ+10%ЭС 11,8 24,2 2,28 790,7

4 70%РМ+30%ЭС 11,3 25,9 2,25 790,8

Результаты первого этапа испытаний, представленные на Рис. 3.6,

свидетельствуют о том, что использование рапсового масла или смеси РМ с

10% этанола приводит к снижению дымности ОГ по сравнению с работой на

ДТ. Причем, во всем исследованном диапазоне изменения УОВТ (θ от 10 до 26

град. п.к.в. до ВМТ) переход с ДТ на РМ приводит к снижению дымности на

0,2-0,8 единиц по шкале Bosch (на 3-19 %), а добавка к РМ 10% этанола

дополнительно снижает дымность еще на 0,3-0,7 единиц по шкале Bosch (на 7-

18%). Максимальное снижение дымности ОГ достигнуто при работе с θ=13

град. п.к.в. до ВМТ на рапсовом масле с 10% этанола и составило 1,6 единиц по

шкале Bosch или 24%.

117

Рис. 3.6.

Зависимость дымности ОГ KХ от УОВТ θ при степени сжатия ε=18 для

различных топлив: нефтяное ДТ (1); рапсовое масло (2); смесь 90% РМ

и 10% ЭС (3)

Увеличение дымности ОГ при уменьшении УОВТ меньше 16 град. п.к.в.

до ВМТ связано со снижением количества топлива поданного за период

задержки воспламенения и увеличением доли топлива, сгорающей в

диффузионной фазе горения, когда неиспарившееся топливо выбрасывается из

вихревой камеры в основную и при плохом смесеобразовании превращается в

сажу. По представленным на Рис. 3.6 характеристикам дымности ОГ следует

отметить излом этих характеристик при УОВТ θ=16 град. п.к.в. до ВМТ.

Увеличение дымности при УОВТ более 16 град. п.к.в. до ВМТ объясняется

затягиванием периода задержки воспламенения при раннем впрыскивании,

удлинением струй распыливаемого топлива за этот период и увеличением

количества топлива, попадающего на относительно холодные стенки КС. Как

результат этих процессов – плохое перемешивание топлива с воздухом,

затягивания его догорания и увеличения дымности ОГ. По мере роста УОВТ

более 16 град. п.к.в. до ВМТ (при еще более раннем впрыскивании) количество

топлива, попадающего на стенки КС, возрастает, что и вызывает рост

дымности ОГ.

118

Результаты второго этапа испытаний, представленные на Рис. 3.7,

свидетельствуют о том, что использование рапсового масла или смеси РМ с 10

и 30% этанола приводит к снижению дымности ОГ по сравнению с работой на

ДТ. Причем, во всем исследованном диапазоне изменения степени сжатия (ε от

18 до 22) работа на рапсовом масле приводит к снижению дымности на 0,6-1,3

единиц по шкале Bosch, добавка к РМ 10% этанола дополнительно уменьшаем

дымность еще на 0,5-0,7 единиц, а добавка к РМ 30% этанола снижает

дымность еще на 0,7-1,1 единиц по шкале Bosch. По данным Рис. 3.7 следует

также отметить, что увеличение степени сжатия ε более 18 приводит к

улучшению качества смесеобразования как за счет роста температуры

воздушного заряда, так и за счет увеличения турбулизации втекающего в КС и

вытекающего из нее потока рабочей смеси. Кроме того, увеличение степени

сжатия приводит к увеличению плотности воздушного заряда в процессе

впрыскивания, что снижает дальнобойность топливной струи и вероятность

попадания топлива на стенки КС. Поэтому для наибольшего снижения

дымности ОГ целесообразно использование рассматриваемых смесевых

биотоплив в сочетании с увеличением степени сжатия ε.

Рис. 3.7.

Зависимость дымности ОГ Kx от степени сжатия при УОВТ θ=13 град. п.к.в.

до ВМТ для различных топлив: нефтяное ДТ (1); рапсовое масло (2); смесь 90%

РМ и 10% ЭС (3); смесь 70% РМ и 30% ЭС (4)

119

Проведенные исследования подтвердили возможность и эффективность

использования смесей рапсового масла и этанола в качестве моторного топлива

для дизелей. Следует отметить и необходимость проведения дальнейших

исследований, направленных на определение оптимального состава таких

смесей. Использование смесей рапсового масла и этанола оптимального

состава обеспечит наибольшую эффективность использования их в качестве

моторного топлива. Целесообразно рассмотреть и возможность использования

в этих смесях других растительных масел – подсолнечного, соевого,

горчичного и др.

3.3. Основные результаты и выводы по третьей главе

1. Рассмотрены результаты экспериментальных исследований дизеля,

работающего на смесях этанола и нефтяного дизельного топлива. При этом

нефтяное ДТ является запальным топливом, обеспечивающим воспламенение и

горение этанола в КС дизеля. Вместе с тем, определенный интерес

представляют исследования работы дизеля на смесях этанола с растительными

маслами, в частности с рапсовым маслом. В этом случае рапсовое масло,

несмотря на его несколько меньшее цетановое число (ЦЧ=36 у этанола против

ЦЧ=45 у нефтяного дизельного топлива), также обеспечивает стабильное

воспламенение и горение его смесей с этанолом.

2. Одной из проблем использования смесей рапсового масла и этанола

является их плохая смешиваемость. При экспериментальных исследованиях

топлив, содержащих рапсовое масло и этиловый спирт, на установке ИДТ-69

был разработан специальный смеситель для получения устойчивых смесей.

Использование смесителя позволяло в процессе эксперимента получать смеси

(эмульсии) рапсового масла и спирта без добавления эмульгатора, которые

сразу направлялись в двигатель.

3. Проведенные на установке ИДТ-69 испытания показали, что

использование смесевых биотоплив – смесей этанола в количестве 10 и 30% с

120

рапсовым маслом приводит к снижению дымности ОГ по сравнению с работой

на ДТ. При добавлении в РМ 30% спирта удалось достичь снижения дымности

ОГ примерно в 2 раза большего, чем при добавлении 10% ЭС.

4. При использовании рассматриваемых смесевых биотоплив эффект по

снижению дымности сохраняется при изменении УОВТ от 10 до 26 град. п.к.в.

до ВМТ и изменении степени сжатия от 18 до 22.

5. При использовании рассматриваемых смесевых биотоплив, степени

сжатия ε=18 и УОВТ θ=13 град. п.к.в. до ВМТ максимальный эффект при

снижении дымности ОГ достигнут при работе на РМ с 10% ЭС и составил 1,6

единиц по шкале Bosch или 24% по сравнению с работой на ДТ.

6. При использовании рассматриваемых смесевых биотоплив, степени

сжатия ε=22 и УОВТ θ=13 град. п.к.в. до ВМТ максимальный эффект при

снижении дымности ОГ достигнут при работе на смеси РМ с 30% ЭС и

составил 2,0 единицы по шкале Bosch или 38% по сравнению с работой на ДТ.

121

ГЛАВА 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ДИЗЕЛЯ,

РАБОТАЮЩЕГО НА СМЕСЯХ НЕФТЯНОГО

ДИЗЕЛЬНОГО ТОПЛИВА И АБСОЛЮТНОГО ЭТАНОЛА

4.1. Проблема получения стойких смесей нефтяных топлив и этанола

Одной из серьезных проблем, возникающих при использовании этанола в

качестве моторного топлива, является его плохая смешиваемостью с

нефтяными и некоторыми альтернативными топливами. Так создание стойких

смесей этанола с нефтяным ДТ представляет сложную техническую задачу.

Основная причина этого – наличие в этаноле, полученном путем брожения

биомассы, значительного количества воды, которая практически не

смешивается с нефтепродуктами. Как указано выше (Таблица 4) в топливном

этаноле, выпускаемом в США, допустимым является содержание 7,9% (по

объему) воды и денатурирующих веществ. Смешивание такого этанола с

нефтяным ДТ возможно только путем создания этаноло-топливных эмульсий с

добавлением эмульгаторов (ПАВ). В частности, в работе [59] отечественный

дизель типа 4 Ч 11,0/12,5 испытан на эмульсии, содержащей нефтяное ДТ

(67,5%), этанол (25%), воду (7%) и эмульгатор (0,5%). В работе [165]

исследован шестицилиндровый четырехтактный дизель фирмы Cummins

(США), работающий на эмульсии нефтяного ДТ (88,7%), этанола (10%) и

эмульгаторов (1,3%). Аналогичные исследования дизелей, работающих на

этаноло-топливных эмульсиях, проведены за рубежом и в России [5, 13, 60, 61,

138, 140, 145]. Указанные смесевые (эмульгированные) топлива являются

нестойкими – при хранении они разделяются на фракции, что усложняет их

использование. Решение этой проблемы возможно путем использования в

автотранспортном комплексе безводного (абсолютного) этанола. В

большинстве стран мира топливный этанол содержит лишь десятые доли

122

процента воды, т.е. является практически безводным (Таблица 4). Такой этанол

хорошо смешивается с нефтяным ДТ, образуя стойкие смеси.

Как отмечено в первой главе, существует два основных способа получения

этанола: микробиологический (спиртовое брожение) и синтетический

(гидратация этилена). Спирт, полученный брожением (поступающий из

брагоректификационной установки) не является безводным, содержание

этанола в нём достигает 95,6%. Смесь 95,57% этанола и 4,43% воды является

азеотропной, т.е. компоненты не разделяются при перегонке.

Для более полного удаления воды прибегают к нагреванию спирта с

водуотнимающими веществами – оксидом кальция (негашёная известь CaO)

или безводной сернокислой медью (медный купорос CuSO4). Нашел

применение метод тройных, нераздельно кипящих смесей. К ректификату

добавляется бензол C6H6. При перегонке такой смеси сначала отходит пар,

содержащий 18,5% (весовых) этилового спирта, 74% бензола и 7,5% воды. С

этим паром уходит вся вода, а затем перегоняется абсолютный (безводный)

спирт. Абсолютный спирт – этиловый спирт, практически не содержащий

воды. Он кипит при температуре 78,39 °C, в то время как спирт-ректификат,

содержащий не менее 4,43% воды, кипит при 78,15 °C.

В ряде стран (Бразилия, США и др.) биоэтанол уже достаточно широко

используется в качестве топлива для двигателей с принудительным

воспламенением [13, 35, 138, 140, 157]. В частности, в двадцати штатах США

автомобили заправляют смесями нефтяных бензинов, содержащих 5,6-10,0%

(объемных) процентов этилового спирта [46]. Возможно использование этого

вида топлива и в дизелях [46, 59-61, 165]. Причем, в Бразилии, где биотоплива

уже сейчас находят широкое практическое применение, дизельное топливо,

отпускаемое потребителям на автозаправочных станциях, содержит добавку

безводного этанола в количестве около 3%. Более того, предпринимаются

попытки увеличения этого количества до 9% [13].

123

4.2. Экспериментальные исследования дизеля, работающего

на нефтяном дизельном топливе и его смеси с абсолютным этанолом

Для оценки показателей дизеля, работающего на нефтяном дизельном

топливе и его смеси с абсолютным этанолом, проведены экспериментальные

исследования дизеля типа Д-245.12С (4 ЧН 11/12,5) производства Минского

моторного завода, параметры которого приведены в Таблице 27.

Таблица 27.

Некоторые параметры дизеля типа Д-245.12С (4 ЧН 11/12,5)

Параметры Значение

Тип двигателя Четырехтактный, рядный, дизельный

Число цилиндров 4

Диаметр цилиндра D, мм 110

Ход поршня S, мм 125

Общий рабочий объем iVh, л 4,32

Степень сжатия ε 16,0

Система турбонаддува Турбокомпрессор ТКР-6

Борисовского завода автоагрегатов

Тип камеры сгорания, способ

смесеобразования

Камера сгорания типа ЦНИДИ,

объемно-пленочное смесеобразование

Номинальная частота вращения n,

мин-1

2400

Номинальная мощность Ne, кВт 80

Механизм газораспределения Клапанного типа с верхним

расположением клапанов

Система охлаждения Водяная, принудительная

Система смазки Принудительная, с разбрызгиванием

Насос масляный Шестеренчатый

Система питания Разделенного типа

Топливный насос высокого

давления (ТНВД)

Рядный типа PP4M10U1f фирмы

Motorpal с всережимным

центробежным регулятором

Диаметр плунжеров ТНВД dпл, мм 10

Ход плунжеров ТНВД hпл, мм 10

Длина нагнетательных

топливопроводов Lт, мм

540

Форсунки Типа ФДМ-22 производства ОАО

«Куроаппаратура» (г. Вильнюс)

124

Таблица 27 (Продолжение)

Распылители форсунок Фирмы Motorpal типа DOP 119S534 с

пятью сопловыми отверстиями

диаметром dр=0,34 мм и проходным

сечением рfр=0,250 мм2

Давление начала впрыскивания

форсунок рфо, МПа

21,5

При испытаниях дизеля использован абсолютный спирт, произведенный

ФГУП «Алексинский химический комбинат» (г. Алексин Тульской обл.) в

соответствии с ТУ 2421-064-07506004-2003 [119]. Этот спирт смешивался с

нефтяным ДТ. Исследовались нефтяное дизельное топливо марки «Л» по ГОСТ

305-82 и смесь, содержащая 96% ДТ и 4% этанола (по объему). Некоторые

свойства этих топлив и этанола приведены в Таблице 28.

Таблица 28.

Физико-химические свойства исследуемых топлив

Физико-химические свойства Топлива

Дизельное

Топливо

Этанол Смесь 96 %

ДТ и 4 %

этанола

Плотность при 20 оС, кг/м

3 830,0 789,3 828,4

Вязкость кинематическая при 20 оС,

мм2/с

3,8 1,0 3,5

Коэффициент поверхностного

натяжения при 20 оС, мН/м

27,1 22,4 -

Теплота сгорания низшая, кДж/кг 42500 26800 41800

Теплота испарения, кДж/кг 1115 870 -

Цетановое число 45 8 -

Температура самовоспламенения, оС 250 363 -

Температура застывания, оС -35 -114,3 -

Количество воздуха, необходимое для

сгорания 1 кг топлива, кг

14,31 9,01 14,09

125

Таблица 28 (Продолжение)

Содержание, % по массе

С

Н

О

87,0

12,6

0,4

52,2

13,1

34,7

85,6

12,6

1,8

Общее содержание серы, % по массе 0,200 - 0,192

Примечание: «-» – свойства не определялись; для смеси ДТ и этанола указано

объемное процентное содержание компонентов

По данным Таблицы 28 следует отметить, что физико-химические

свойства этанола существенно отличаются от аналогичных свойств нефтяного

ДТ [13, 34]. По сравнению с ДТ этот этанол имеет меньшие плотность и

вязкость. В частности, плотность ДТ марки «Л» по ГОСТ 305-82 при

температуре t=20 оС равна ρ=830 кг/м

3, а его вязкость ν=3,8 мм

2/с. В этих

условиях этанол имеет следующие показатели – ρ=789,3 кг/м3, ν=1,0 мм

2/с.

Коэффициент поверхностного натяжения этих топлив при 20 оС равен

соответственно =27,1 и 22,4 мН/м. Этанол имеет меньшую теплотворную

способность по сравнению с ДТ: низшая теплота сгорания этих топлив равна

соответственно HU=42500 и 26800 кДж/кг, что связано с наличием в молекулах

этанола значительного количества атомов кислорода (34,7% по массе). Следует

отметить и худшую самовоспламеняемость этанола в условиях КС дизеля

(цетановое число ДТ равно 45 единицам, а цетановое число этанола составляет

8 единиц), их температуры самовоспламенения составляют соответственно 250

и 363 оС.

Дизель типа Д-245.12С исследован на моторном стенде на режимах

внешней скоростной характеристики (ВСХ) и режимах 13-режимного

испытательного цикла Правил 49 ЕЭК ООН, описанного в работах [6, 13, 69], с

установочным УОВТ =13 град. п.к.в. до ВМТ и неизменным положением

упора рейки ТНВД. Причем, использована штатная ТА указанного дизеля.

Моторный стенд был оборудован комплектом необходимой измерительной

аппаратуры. Дымность ОГ измерялась с помощью ручного дымомера MK-3

126

фирмы Hartridgе (Великобритания) с погрешностью измерения 1%.

Концентрации NOx, CO, CHx в ОГ определялись газоанализатором SAE-7532

японской фирмы Yanaco с погрешностями измерения 1%.

На первом этапе исследований проведены испытания дизеля типа Д-

245.12С на чистом ДТ и на смеси 96% ДТ и 4% этанола на режимах ВСХ (Рис.

4.1). Исследуемая смесь имела физические свойства, приближающиеся к

свойствам ДТ, но его плотность и вязкость оказались все-таки несколько

меньше аналогичных свойств ДТ (Таблица 28). Поэтому при переходе от ДТ к

смеси 96% ДТ и 4% этанола отмечено небольшое уменьшение часового

расхода топлива Gт и некоторый рост коэффициента избытка воздуха α,

вызванный также наличием атомов кислорода в молекулах этанола.

Следствием снижения расхода топлива и меньшей теплотворной способности

(низшей теплоты сгорания) исследуемой смеси явилось заметное уменьшение

крутящего момента двигателя Ме и его эффективной мощности Nе (Рис. 4.1 и

Таблица 29). На всех исследованных режимах ВСХ при использовании смеси

96% ДТ и 4% этанола удельный эффективный расход топлива gе оказался

несколько выше, чем при работе на ДТ. В частности, при переходе с ДТ на

смесевое биотопливо на режиме максимальной мощности с частотой вращения

коленчатого вала n=2400 мин-1

удельный эффективный расход топлива gе

увеличился от 248,4 до 250,0 г/(кВт·ч), а на режиме максимального крутящего

момента при n=1500 мин-1

– от 226,2 до 229,0 г/(кВт·ч). Но при этом

эффективный КПД ηе на этих режимах повысился на 0,5-0,8% (Таблица 29).

127

Таблица 29.

Показатели дизеля типа Д-245.12С, работающего на различных топливах

Показатели дизеля Вид топлива

ДТ 96% ДТ и

4% этанола

Часовой расход топлива, кг/ч:

- на режиме максимальной мощности

- на режиме максимального крутящего момента

20,10

13,10

20,00

12,76

Крутящий момент дизеля, Н·м:

- на режиме максимальной мощности

- на режиме максимального крутящего момента

322

368

318

355

Удельный эффективный расход топлива, г/(кВтч):

- на режиме максимальной мощности

- на режиме максимального крутящего момента

248,4

226,2

250,0

229,0

Эффективный КПД дизеля:

- на режиме максимальной мощности

- на режиме максимального крутящего момента

0,341

0,374

0,344

0,376

Дымность ОГ, % по шкале Хартриджа:

- на режиме максимальной мощности

- на режиме максимального крутящего момента

16,0

43,0

12,0

36,5

Интегральные на режимах 13-режимного цикла:

- эффективный расход топлива, г/(кВтч)

- эффективный КПД

247,97

0,341

254,73

0,338

Интегральные на режимах 13-режимного цикла

удельные

массовые выбросы, г/(кВтч):

- оксидов азота

- монооксида углерода

- несгоревших углеводородов

7,018

1,723

0,788

5,798

1,879

0,856

128

Рис. 4.1.

Зависимость эффективной мощности Ne, крутящего момента Me,

часового расхода топлива Gт, коэффициента избытка воздуха ,

дымности ОГ Kx и удельного эффективного расхода топлива ge от

частоты вращения n коленчатого вала дизеля типа Д-245.12С на режимах

ВСХ: ДТ (1);

смесь 96% ДТ и 4% этанола (2 )

Вместе с тем, наличие в молекулах этанола атомов кислорода привело к

заметному уменьшению дымности ОГ при работе исследуемого дизеля на

смесевом биотопливе. Так, на режиме максимальной мощности при n=2400

мин-1

переход с ДТ на смесь 96% ДТ и 4% этанола сопровождался снижением

дымности ОГ Кх от 16,0 до 12,0% по шкале Хартриджа, а на режиме

максимального крутящего момента при n=1500 мин-1

– от 43,0 до 36,5% по

шкале Хартриджа.

129

На втором этапе испытаний двигатель Д-245.12С исследовался на режимах

13-режимного испытательного цикла Правил 49 ЕЭК ООН. Режимы этого

цикла показаны на Рис. 4.2, а результаты исследований дизеля на этих режимах

представлены на Рис. 4.3 и в Таблице 29.

Рис. 4.2.

Испытательный 13-режимный цикл ЕСЕ R49 для оценки токсичности ОГ

дизелей в стендовых условиях (около точки каждого режима указаны номер

режима и доля этого режима в общем объеме времени работы)

Результаты проведенных экспериментальных исследований

свидетельствуют о том, что использование рассматриваемого смесевого

биотоплива привело к некоторому снижению часового расхода топлива Gт на

режимах ВСХ. Однако на режимах с неполной нагрузкой на большинстве

режимов, напротив, отмечен небольшой рост расхода смеси 96% ДТ и 4%

этанола (Рис. 4.3, а).

130

а б

в г

Рис. 4.3.

Зависимость часового расхода топлива Gт (а), объемной концентрации в ОГ

оксидов азота CNOx (б), монооксида углерода СCO (в), легких несгоревших

углеводородов СCHx (г) от частоты вращения n и крутящего момента Ме дизеля

Д-245.12С на режимах 13-режимного цикла ЕСЕ R49: ДТ (1);

смесь 96% ДТ и 4% этанола (2)

При работе дизеля на исследуемом смесевом биотопливе отмечено

значительное снижение концентрации в ОГ оксидов азота CNOх (Рис. 4.3, б).

Так, перевод дизеля с ДТ на смесь 96% ДТ и 4% этанола режиме холостого

131

хода при n=900 мин-1

сопровождался уменьшением концентрации CNOх от

0,0100 до 0,0080% (от 100 до 80 ppm – миллионных объемных долей), на

режиме максимального крутящего момента при n=1500 мин-1

– от 0,0700 до

0,0575%, на режиме максимальной мощности при n=2400 мин-1

– от 0,0605 до

0,0515%.

При использовании смесевого биотоплива отмечена тенденция увеличения

содержания в ОГ монооксида углерода CСO (Рис. 4.3, в). Перевод дизеля с ДТ

на смесь 96% ДТ и 4% этанола на режиме холостого хода при n=900 мин-1

сопровождался увеличением концентрации CСO от 0,0240 до 0,0300% (от 240 до

300 ppm). На режиме максимального крутящего момента при n=1500 мин-1

значение CСO не изменилось и составило 0,0330%, а на режиме максимальной

мощности при n=2400 мин-1

концентрация CСO возросла от 0,0102 до 0,0108%.

Но в целом следует отметить сравнительно слабое влияние добавки этанола в

нефтяное ДТ на выброс этого токсичного компонента с ОГ.

Вид топлива оказывает сравнительно слабое влияние и на концентрацию в

ОГ легких несгоревших углеводородов ССНх (Рис. 4.3, г). При переводе дизеля с

ДТ на смесь 96% ДТ и 4% этанола на режиме холостого хода при n=900 мин-1

отмечен небольшой рост значения CСНх от 0,0240 до 0,0270 % (от 240 до 270

ppm), на режиме максимального крутящего момента при n=1500 мин-1

концентрация ССНх увеличилась от 0,0170% до 0,0180%, а на режиме

максимальной мощности при n=2400 мин-1

– от 0,0108% до 0,0115%.

Полученные при испытаниях концентрации в ОГ оксидов азота СNОх,

монооксида углерода СCO, несгоревших углеводородов СCНх (Рис. 4.3, б, в, г)

пересчитывались в массовые выбросы (ЕNОх, ЕCO, ЕCНх) и затем в интегральные

удельные массовые выбросы на режимах 13-режимного испытательного цикла

(соответственно еNОх, еCO, еCНх). Оценка эксплуатационного расхода топлива на

режимах 13-режимного цикла проведена по среднему (условному) удельному

эффективному расходу топлива, который определялся с использованием

экспериментальных данных Рис. 4.3, а и зависимости [47, 69]:

132

13

1

13

1 т

усл

iiie

iii

e

KN

KG

g ,

где Gт i и Ne i – часовой расход топлива и эффективная мощность двигателя на i-

том режиме; Ki – доля времени этого режима в 13-режимном цикле. Поскольку

рассматриваемое смесевое биотопливо имеет меньшую теплотворную

способность, топливную экономичность дизеля при его работе на этом топливе

целесообразно оценивать не только удельным эффективным расходом топлива

gе, но и эффективным КПД дизеля ηе. Причем, для интегральной оценки работы

дизеля на режимах 13-режимного цикла использован условный эффективный

КПД, определяемый из соотношения

усл усл

3600

eUe

gH ,

где HU – низшая теплота сгорания топлива, МДж/кг. Результаты расчетов,

представленные в Таблице 29, подтверждают возможность улучшения

экологических показателей дизеля типа Д-245.12С при его переводе с ДТ на

смесь 96% ДТ и 4% этанола. Так, при подаче в КС дизеля исследуемого

смесевого биотоплива на режимах максимальной мощности и максимального

крутящего момента дымность ОГ снизилась на 15-25% по сравнению с

использованием нефтяного ДТ. Удельный массовый выброс наиболее

значимого токсичного компонента ОГ – оксидов азота eNOx на режимах 13-

режимного цикла снизился с 7,018 до 5,798 г/(кВтч), т.е. на 17,4%. Удельный

массовый выброс монооксида углерода eСO возрос с 1,723 до 1,879 г/(кВтч),

т.е. на 9,0%. Удельный массовый выброс несгоревших углеводородов eСНх

увеличился с 0,788 до 0,856 г/(кВтч), т.е. на 8,6%. Но следует отметить, что

выбросы СО и СНх эффективно снижаются установкой в выпускной системе

двигателя каталитических нейтрализаторов. Условный эффективный КПД

дизеля ηе усл незначительно снизился (с 0,341 до 0,338, т.е. на 0,8%), однако это

снижение соизмеримо с точностью его определения. В целом, проведенные

133

исследования подтвердили возможность эффективного использования

абсолютного этанола как экологической добавки к нефтяному дизельному

топливу. В то же время целесообразно разработать методику сравнительной

оценки экологических качеств нефтяного дизельного топлива и смесевого

биотоплива с добавкой этанола.

4.3. Методика сравнительной оценки экологических качеств

нефтяного дизельного топлива и смесевого биотоплива

с добавкой этанола

Проведенный в предыдущем разделе анализ показывает, что оценка

экологических качеств различных топлив достаточно сложна и не имеет

однозначного решения. Это обусловлено тем, что работа дизеля характеризуется

целым комплексом показателей (критериев) токсичности ОГ. В результате

задача сравнительной оценки экологических качеств нефтяного дизельного

топлива и смесевого биотоплива с добавкой этанола становится

многокритериальной оптимизационной задачей [18, 69].

Известны различные методики решения многокритериальных задач

оптимизации, которые классифицируются в зависимости числа

оптимизируемых параметров, количества критериев оптимальности,

особенностей их задания и определения степени их значимости. Наиболее

известными методиками являются оптимизация иерархической

последовательности частных критериев, определение решения, основанное на

том или ином виде компромисса, определение множества неулучшаемых точек

[69]. Применительно к задаче сравнительной оценки экологических качеств

нефтяного дизельного топлива и смесевого биотоплива с добавкой этанола

можно использовать методику, приведенную в работе [69]. Она основана на

одном из наиболее эффективных методов оптимизации – метод свертки, при

котором обобщенный критерий оптимальности формируется в виде суммы

частных критериев:

134

xxxx CHCHCOCONONOо JaJaJaJaJee

, (4.1)

где Jηе, JNOx, JCO, JCHx – частные критерии оптимальности соответственно по

топливной экономичности (эффективному КПД ηе), выбросам NOx, CO, CHx;

aηе, aNOx, aCO, aCHx – весовые коэффициенты частных критериев оптимальности.

Частные критерии оптимальности, входящие в выражение (4.1), предлагается

определять на каждом i-том режиме из соотношений

ieeeJ дт / ; дт NO NONO xxx

/eeJ i ;

дт CO COCO /eeJ i ; дт CH CHCH xxx/eeJ i , (4.2)

где ηе дт, eNOx дт, eCO дт, eCHx дт – параметры дизеля, работающего на нефтяном ДТ;

ηе i, eNOx i, eCO i, eCHx i – параметры дизеля, работающего на i-том топливе (смеси

нефтяного ДТ и ЭС). При решении оптимизационной задачи с использованием

формулы (4.1) обобщенный критерий оптимальности Jo минимизируется. При

этом удельные массовые выбросы токсичных компонентов ОГ eNOx i, eCO i, eCHx i

(числители выражений для частных критериев JNOx, JCO, JCHx) минимизируются,

а эффективный КПД ηе i (знаменатель выражения для частного критерия Jηе) –

максимизируется.

Наиболее сложной проблемой использования этой методики является

выбор значений весовых коэффициентов частных критериев оптимальности,

который не имеет однозначного решения. Еще один недостаток данной

методики заключается в том, что не учитывается такой важный показатель

работы дизеля, как дымность ОГ. Следует также отметить и трудоемкость

использования этой методики, обусловленную необходимостью расчетов сразу

четырех частных критериев и их суммы – обобщенного критерия. Причем,

каждый из частных критериев формулы (4.1) вычисляется как результат

суммирования данных по соответствующим показателям на тринадцати

режимах (в монографии [69] рассматривается работа дизеля на режимах 13-

режимного цикла норм ЕСЕ R49). При оценке интегральной токсичности ОГ

135

двигателя на режимах такого цикла на каждом режиме определяются

концентрации в ОГ токсичных компонентов (СNOx, СCO, СCHx, СТЧ) и

рассчитываются их часовые массовые выбросы (ENOx, ECO, ECHx, EТЧ).

Полученные значения вредных выбросов суммируют за весь цикл по каждому

компоненту (с учетом весовых коэффициентов Ki, отражающих долю времени

каждого режима) и затем делением на условную среднюю мощность дизеля за

испытательный цикл (NeiKi) определяют удельные выбросы вредных веществ

по формулам [69]:

13

1

13

1NOx

NOx

iiie

iii

KN

KE

e ,

13

1

13

1 CO

CO

iiie

iii

KN

KE

e ,

13

1

13

1CHx

CHx

iiie

iii

KN

KE

e ,

13

1

13

1 тч

тч

iiie

iii

KN

KE

e . (4.3)

Таким образом, для определения каждого из частных критериев (4.3)

необходимо определить и рассчитать соответствующие показатели дизеля (Nei,

СNOx, СCO, СCHx, СТЧ, ENOx, ECO, ECHx, EТЧ, eNOx, eCO, eCHx, eТЧ) на 13-ти

исследуемых режимах работы дизеля.

С целью устранения указанных недостатков рассмотренной методики при

сравнительной оценке экологических качеств нефтяного дизельного топлива и

смесевого биотоплива предлагается использовать следующую методику. Во-

первых, желательно сократить число частных критериев оптимальности

выражения (4.1). При этом выше отмечено незначительное изменение

эффективного КПД е исследуемого дизеля Д-245.12С при его переводе с

нефтяного ДТ на смесевое биотопливо (Таблицу 29). Следует также отметить,

что в связи с поэтапным введением все более жестких норм на выбросы

вредных веществ с ОГ дизелей транспортного назначения и необходимостью

136

выполнения ограничений на токсичность их ОГ экологические показатели ДВС

становятся приоритетными. Поэтому, реализация мероприятий по снижению

токсичных выбросов зачастую сопровождается ухудшением показателей

топливной экономичности. Примерами реализации таких мероприятий

являются уменьшение УОВТ (позднее впрыскивание) и организация

рециркуляции ОГ с целью снижения выброса оксидов азота, которые часто

сопровождаются увеличением расхода топлива [69]. При решении задачи

сравнительной оценки экологических качеств нефтяного дизельного топлива и

смесевого биотоплива указанные факторы позволяют не учитывать частный

критерий, характеризующий топливную экономичность исследуемого дизеля.

Во-вторых, известно, что из газообразных нормируемых токсичных

компонентов ОГ дизелей наиболее значимыми являются оксиды азота NOх. Их

доля в суммарных токсичных выбросах дизелей составляет от 30% до 80% по

массе и от 60% до 95% по эквивалентной токсичности [69]. Другим важнейшим

токсичным компонентом ОГ дизелей считаются твердые частицы (выброс сажи

или дымность ОГ). Высокая потенциальная опасность этих частиц обусловлена

их способностью аккумулировать на своей поверхности многие известные

канцерогены и мутагены, а также незначительными размерами частиц,

позволяющими им проникать в органы дыхания человека и накапливаться в

них. Еще два нормируемых токсичных компонента – монооксид углерода СО и

легкие несгоревшие углеводороды СНx имеют значительно меньшую

токсикологическую значимость. Так, в соответствии с данными работы [69]

токсикологическая значимость СО, NOx, СHx, твердых частиц и оксидов серы

SOx оценивается как отношение 1:41,1:3,16:200:22. Кроме того, выброс СО и

СНx значительно снижается при использовании средств очистки ОГ

(установкой нейтрализаторов).

При формировании обобщенного критерия оптимальности,

характеризующего экологические качества нефтяного дизельного топлива и

смесевого биотоплива, указанные факторы позволяют использовать всего два

137

основных частных критерия – эмиссию оксидов азота и твердых частиц (или

дымность ОГ). Причем, концентрации в ОГ дизелей этих токсичных

компонентов СNOx и Стч находятся в противоречивой зависимости (увеличение

одного показателя как правило сопровождается уменьшением другого) [30].

Необходимо отметить, что определение концентрации в ОГ дизелей

твердых частиц Стч является достаточно сложной и трудоемкой технической

задачей. При этом используется дорогостоящее оборудование (тоннель),

которое имеется лишь в нескольких исследовательских центрах России.

Значительно проще и доступнее определение дымности ОГ с использованием

недорогих и распространенных дымомеров. При этом известно, что на

режимах работы дизеля с низкими коэффициентами избытка воздуха (<1,2-

1,3) сажа составляет большую часть массы твердых частиц (до 95-98 %). В

целом фракционный состав твердых частиц выглядит следующим образом:

углеродная фракция (среднее содержание - 75 %, диапазон значений – 33-90

%), органическая фракция (19 %, 7-49 %), сульфаты, нитраты (1 %, 1-4 %),

металлы и другие элементы (2 %, 1-5 %), прочее (3 %, 1-10 %) [69]. Это

позволяет использовать зависимости, практически однозначно (с высоким

коэффициентом корреляции) связывающие эмиссию твердых частиц и

дымность ОГ. В связи с этим, в предлагаемой методике сравнительной оценки

экологических качеств нефтяного дизельного топлива и смесевого биотоплива

в качестве двух основных частных критериев оптимизации приняты

концентрации в ОГ оксидов азота и сажи (дымность ОГ).

При определении эксплуатационных режимов, которые целесообразно

учитывать при решении рассматриваемой задачи, необходимо иметь ввиду

следующие факторы. В Европе дизели грузовых автомобилей

грузоподъемностью более 3,5 тонн (для автобусов с числом посадочных мест

свыше 9) до 2000 г. испытывались в стендовых условиях на установившихся

режимах, соответствующих режимам 13-режимного цикла ЕСЕ R49 (Рис. 4.2).

Этот испытательный цикл включает тринадцать установившихся режимов: три

138

режима холостого хода с минимальной частотой вращения n=0,25-0,3 nном

(всего 25% времени работы), пять нагрузочных режимов (10, 25, 50, 75, 100%

нагрузки) при номинальной частоте вращения nном и пять нагрузочных

режимов (10, 25, 50, 75, 100% нагрузки) при частоте вращения nMmax=0,6-0,7

nном, соответствующей максимальному крутящему моменту двигателя. Доля

номинального режима составляет 10% (режим № 8 на Рис. 4.2) от общего

времени работы двигателя, а доля режима максимального крутящего момента

(режим № 6 на Рис. 4.2) – 25%. В соответствии с ГОСТ 17.2.2.01-84 –

«Дымность отработавших газов дизелей» и Правилами ЕЭК R 24-02 ООН

дымность ОГ определяется только на режимах ВСХ [69]. При этом наиболее

важными режимами также являются режим максимальной мощности

(номинальный режим) и режим максимального крутящего момента. С учетом

изложенных факторов для решения задачи сравнительной оценки

экологических качеств нефтяного ДТ и смесевого биотоплива, используемых в

дизеле, предложено использовать метод свертки. При этом частные критерии

оптимальности сводятся к обобщенному критерию Jо, определяемому в виде

суммы основных частных критериев, характеризующих концентрацию в ОГ

оксидов азота JNOx и дымность ОГ по шкале Хартриджа JKx, в соответствии с

выражением:

ХxNOо KJJJ . (4.4)

Проведенный выше анализ показал, что при сравнительной оценке

экологических качеств нефтяного ДТ и смесевого биотоплива в первую

очередь целесообразно учитывать принятые основные показатели токсичности

ОГ на двух основных режимах – максимальной мощности Nmax и

максимального крутящего момента Mmax. Тогда выражение (4.4) принимает вид

max max max NOmax NOо ХХxx MKNKMN JJJJJ , (4.5)

139

где JNOx Nmax, JNOx Mmax, JKx Nmax , JNOx Мmax – частные критерии оптимальности

(концентрация в ОГ оксидов азота и дымность ОГ по шкале Хартриджа) на

указанных режимах.

Поскольку в предлагаемой методике в качестве частных критериев

оптимальности выбраны концентрация в ОГ оксидов азота СNOx и дымность ОГ

по шкале Хартриджа KХ, имеющие различную размерность, целесообразно их

использование в относительных величинах в следующем виде:

дт NO NO NO maxxmaxxmaxx/ NiNN CCJ ;

дт NO NO NO maxxmaxxmaxx/ MiMM CCJ ;

дт Х Х maxmaxmaxХ/ NiNNK KKJ ;

дт Х Х maxmaxmaxХ/ MiMMK KKJ , (4.6)

где параметры с индексом «дт» соответствуют нефтяному ДТ, а параметры с

индексом «i» – смесевому биотопливу с добавкой этанола.

Обобщенный критерий оптимальности (4.5) также удобно использовать в

относительном виде:

дт о оо /JJJ i , (4.7)

Таким образом, предложенная методика сравнительной оценки

экологических качеств нефтяного ДТ и смесевого биотоплива предполагает

формирование обобщенного аддитивного критерия оптимальности в виде (4.5)

или (4.7). При этом частные критерии оптимизации, характеризующие

концентрацию в ОГ оксидов азота JNOx и дымность ОГ по шкале Хартриджа JKx

на двух основных режимах – максимальной мощности Nmax и максимального

крутящего момента Mmax, определяются по выражениям (4.6). Эта методика не

предполагает ранжирования (определения значимости) этих частных критериев

оптимальности путем задания соответствующих весовых коэффициентов, как

140

это принято в выражении (4.1). Кроме того, эта методика отличается от

методики (4.1) существенно меньшим объемом вычислений.

Предложенная методика использована для сравнительной оценки

экологических качеств нефтяного ДТ и смесевого биотоплива с добавкой

этанола для дизеля типа Д-245.12С. Расчеты проведены по экспериментальным

данным, представленным выше (см. Рис. 4.2 и 4.3). Результаты вычислений

частных критериев оптимальности по выражениям (4.6) и обобщенного

критерия оптимальности (целевой функции) по формулам (4.5) и (4.7)

приведены в Таблице 30.

Таблица 30.

Экологические качества нефтяного ДТ и его смеси

с абсолютным спиртом для дизеля Д-245.12С

Вид

топлива

Показатели дизеля

СN

Ox

Nm

ax,

pp

m

J NO

x N

max

СN

Ox

Mm

ax,

Pp

m

J NO

x

Mm

ax

KХ

Nm

ax,

%

J Kx

Nm

ax

KХ

Мm

ax,

%

J Kx

Мm

ax

J о

оJ

ДТ

60

5

1,0

00

70

0

1,0

00

16

,0

1,0

00

43

,0

1,0

00

4,0

00

1,0

00

96

%

ДТ

+4

%

ЭС

51

5

0,8

51

57

5

0,8

21

12

,0

0,7

50

36

,5

0,8

49

3,2

71

0,8

18

Как следует из данных Таблицы 30, исследованная смесь 96% нефтяного

ДТ и 4% абсолютного этанола обладает заметно лучшими экологическими

качествами по сравнению с чистым нефтяным дизельным топливом. Для

дизеля типа Д-245.12С, работающего на нефтяном ДТ, обобщенный критерий

оптимальности оJ был равен единице, а при переводе дизеля на указанную

смесь он снизился до значения оJ =0,818. Причем, при переводе дизеля на

смесевое биотопливо все четыре частных критерия оптимальности (JNOx Nmax,

JNOx Mmax, JKx Nmax и JKx Мmax) уменьшились.

141

В целом, проведенные расчетно-экспериментальные исследования

подтвердили эффективность использования предложенной методики

сравнительной оценки экологических качеств нефтяного ДТ и смесевого

биотоплива с добавкой этанола, ее информативность при оценке экологических

качеств различных топлив и сравнительно небольшой объем расчетных

исследований.

В заключение необходимо отметить необходимость проведения

дальнейших исследований, направленных на определение оптимального

количества этанола, добавляемого в нефтяное дизельное топливо. Перевод

дизеля на такое смесевое биотопливо оптимального состава обеспечит

наибольшую эффективность использования смесей нефтяного ДТ и

абсолютного этанола в отечественных дизелях.

4.4 Основные результаты и выводы по четвертой главе

1. Добавка биоэтанола в нефтяное дизельное топливо позволяет не только

обеспечить частичное замещение нефтяных моторных топлив

альтернативными топливами, производимыми из возобновляемых сырьевых

ресурсов, но и значительно улучшить показатели токсичности ОГ, в первую

очередь – снизить эмиссию оксидов азота и дымность ОГ.

2. Показано, что одной из основных проблем использования смесей

нефтяного дизельного топлива и этанола является их плохая смешиваемость.

Эта задача может быть решена путем смешивания нефтяного ДТ и

абсолютного (безводного) этанола.

3. Рассмотрена возможность использования в дизеле Д-245.12С смеси

96% ДТ и 4% абсолютного этанола в качестве дизельного моторного топлива.

При смешении этих компонентов образуются стойкие однородные смеси,

обладающие хорошими экологическими качествами из-за наличия в их составе

значительного количества кислорода. Смесь 96 % ДТ и 4 % этанола содержит

1,8% кислорода (по массе), а нефтяное ДТ – только 0,4%.

142

4. Проведены экспериментальные исследования дизеля Д-245.12С на

нефтяном дизельном топливе и на смесевом биотопливе – на смеси 96% ДТ и

4% абсолютного этанола на режимах внешней скоростной характеристики и

режимах 13-режимного цикла ЕСЕ R49.

5. При переходе от нефтяного ДТ к смеси 96% ДТ и 4% абсолютного

этанола интегральный на режимах 13-режимного цикла удельный массовый

выброс оксидов азота снизился на 17,4%, выброс монооксида углерода возрос

на 9,0%, выброс несгоревших углеводородов eСНх увеличился на 8,6%. Но

выбросы СО и СНх эффективно снижаются установкой в выпускной системе

двигателя каталитических нейтрализаторов. При этом дымность ОГ на

режимах ВСХ снизилась на 15-25%.

6. Разработана методика сравнительной оценки экологических качеств

нефтяного дизельного топлива и смесевого биотоплива с добавкой этанола,

базирующаяся на использовании обобщенного критерия оптимальности в виде

суммы относительных безразмерных критериев, характеризующих выбросы

основных токсичных компонентов ОГ дизелей – оксидов азота и сажи

(дымность ОГ). Указанные частные критерии оптимальности определены на

двух основных режимах работы дизеля – на режимах максимальной мощности

и максимального крутящего момента.

7. Проведенные оптимизационные расчеты показали, что исследованная

смесь 96% нефтяного ДТ и 4% абсолютного этанола обладает заметно

лучшими экологическими качествами по сравнению с чистым нефтяным

дизельным топливом. Для дизеля Д-245.12С, работающего на нефтяном ДТ,

обобщенный критерий оптимальности оJ был равен единице, а при переводе

дизеля на указанную смесь он снизился до значения оJ =0,818. Причем, при

переводе дизеля на смесевое биотопливо все четыре частных критерия

оптимальности (JNOx Nmax, JNOx Mmax, JKx Nmax и JKx Мmax) уменьшились.

8. Проведенные расчетно-экспериментальные исследования подтвердили

эффективность использования предложенной методики сравнительной оценки

143

экологических качеств нефтяного ДТ и смесевого биотоплива с добавкой

этанола, ее информативность при оценке экологических качеств различных

топлив и сравнительно небольшой объем расчетных исследований.

144

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Проведенные расчетные и экспериментальные исследования показали,

что путем использования этанола в качестве экологической добавки к

дизельному топливу можно обеспечить значительное улучшение показателей

токсичности отработавших газов транспортного дизеля. Полученные при

исследованиях результаты сводятся к следующим основным выводам и

рекомендациям:

1. В качестве наиболее перспективных биотоплив для дизелей

рассматриваются биоэтанол и топлива, производимые из растительных масел.

Использование этих биотоплив осложняется различиями физико-химических

свойств этих биотоплив от аналогичных свойств нефтяного ДТ.

2. Разработана методика расчета вязкости нефтяного дизельного топлива,

биотоплив на основе растительных масел и эмульгированного биотоплива с

добавкой этанола и проведены расчетные исследования. Полученные

аппроксимационные формулы для определения вязкости указанных топлив

хорошо согласуются с экспериментальными данными.

3. Разработана методика расчета показателей потока эмульгированного

биотоплива с добавкой этанола в проточной части распылителей дизельных

форсунок с использованием ПК Fluent. Проведены расчетные исследования

показателей потока смеси РМ и ЭС в распылителях форсунок.

4. При работе на смеси 70% РМ и 30% ЭС отмечена существенно

меньшая турбулентная энергия потока этой смеси по сравнению с нефтяным

ДТ. При противодавлении 8,878 МПа и работе на нефтяном ДТ средняя по

поперечному сечению распыливающего отверстия на выходе из него

аксиальная скорость течения составила 224,7 м/с против 188,7 м/с у

эмульгированного топлива. В этом сечении турбулентная энергия потока

145

нефтяного ДТ оказалась равна 2198,9 м2/с

2, а у эмульгированного топлива –

только 1452,4 м2/с

2.

5. Проведенные на установке ИДТ-69 испытания показали, что

использование смесей ЭС в количестве 10 и 30% с РМ приводит к снижению

дымности ОГ по сравнению с работой на ДТ. При добавлении в РМ 30%

спирта достигнуто снижение дымности ОГ в 2 раза большее, чем при

добавлении 10% ЭС. Эффект по снижению дымности сохраняется при

изменении УОВТ от 10 до 26 град. п.к.в. до ВМТ и изменении степени сжатия

от 18 до 22.

6. При использовании смесевых биотоплив, степени сжатия ε=18 и УОВТ

θ=13 град. п.к.в. до ВМТ максимальный эффект при снижении дымности ОГ

достигнут при работе на РМ с 10% ЭС и составил 1,6 единиц по шкале Bosch

или 24% по сравнению с работой на ДТ. При степени сжатия ε=22 и УОВТ

θ=13 град. п.к.в. до ВМТ максимальный эффект при снижении дымности ОГ

достигнут при работе на смеси РМ с 30% ЭС и составил 2,0 единицы по шкале

Bosch или 38% по сравнению с работой на ДТ.

7. Рассмотрена возможность использования в дизеле Д-245.12С смеси

96% ДТ и 4% абсолютного этанола. При смешении этих компонентов

образуются стойкие однородные смеси, обладающие хорошими

экологическими качествами из-за наличия в их составе значительного

количества кислорода.

8. Проведены экспериментальные исследования дизеля Д-245.12С на

нефтяном ДТ и на смеси 96% ДТ и 4% абсолютного этанола на режимах ВСХ и

режимах 13-режимного цикла ЕСЕ R49. При переходе от нефтяного ДТ к смеси

96% ДТ и 4% абсолютного этанола интегральный на режимах 13-режимного

цикла удельный массовый выброс оксидов азота снизился на 17,4%, выброс

монооксида углерода возрос на 9,0%, выброс несгоревших углеводородов eСНх

увеличился на 8,6%. При этом дымность ОГ на режимах ВСХ снизилась на 15-

25%.

146

9. Разработана методика сравнительной оценки экологических качеств

нефтяного ДТ и смесевого биотоплива с добавкой этанола, базирующаяся на

использовании обобщенного критерия оптимальности в виде суммы

относительных безразмерных критериев, характеризующих выбросы оксидов

азота и сажи (дымность ОГ). Указанные частные критерии оптимальности

определены на двух основных режимах работы дизеля – на режимах

максимальной мощности и максимального крутящего момента.

10. Оптимизационные расчеты показали, что смесь 96% нефтяного ДТ и

4% абсолютного этанола обладает заметно лучшими экологическими

качествами по сравнению с чистым нефтяным ДТ. Для дизеля Д-245.12С,

работающего на нефтяном ДТ, обобщенный критерий оптимальности был

равен единице, а при переводе дизеля на указанную смесь он снизился до 0,818.

11. Проведенные расчетно-экспериментальные исследования

подтвердили эффективность использования предложенной методики

сравнительной оценки экологических качеств нефтяного ДТ и смесевого

биотоплива с добавкой этанола, ее информативность при оценке экологических

качеств различных топлив и сравнительно небольшой объем расчетных

исследований.

147

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Аблаев А.Р. Биотопливо в мире и в России // Экологический вестник

России. 2007. № 6. С. 8-15.

2. Автомобильные двигатели: Учебник для ВУЗов / М.Г. Шатров [и др.]

/ Под ред. М.Г. Шатрова. М.: Издательский центр «Академия», 2013.

464 с.

3. Автотранспорт и экология мегаполисов / А.А. Ипатов [и др.]. М.:

Экология машиностроения, 2011. 252 с.

4. Азаров В.К., Кутенев В.Ф., Сайкин А.М. Проблемы создания

экологически чистого автомобиля // Автомобильная промышленность.

2013. № 10. С. 5-7.

5. Альтернативные моторные топлива: Учебное пособие для ВУЗов / А.Л.

Лапидус [и др.]. М.: ЦентрЛитНефтеГаз, 2008. 288 с.

6. Альтернативные топлива для двигателей внутреннего сгорания / А.А.

Александров [и др.] / Под ред. А.А. Александрова, В.А. Маркова. М.:

ООО НИЦ «Инженер», ООО «Онико-М», 2012. 791 с.

7. Аттия А.М.А., Кульчицкий А.Р. Управление структурой водотопливной

эмульсии // Research papers of Lithuanian University of Agriculture. 2012.

Vol. 46. № 2-3. P. 112-126.

8. Аттия А.М.А. Улучшение экологических и экономических показателей

дизеля за счет изменения структуры водотопливной эмульсии: Дис. …

канд.тех.наук. М., 2012. 133 с.

9. Басков В.Н., Панцхава Е.С. Моторные биотоплива: состояние и

перспективы развития технологии в мире и в России // Теплоэнергетика.

2013. № 4. С. 43-47.

148

10. Басов К.А. ANSYS: Справочник пользователя. М.: ДМК Пресс, 2005.

640 с.

11. Батурин О.В., Батурин Н.В., Матвеев В.Н. Расчет течений жидкостей и

газов с помощью универсального программного комплекса Fluent:

Учебное пособие. Самара: Изд-во Самарcкого государственного

аэрокосмического университета, 2009. 151 с.

12. Бояренок А.Г., Подчинок В.М., Пархоменко А.В. Экологические

показатели дизелей и пути их улучшения // Тракторы и сельхозмашины.

2015. № 4. С. 5-8.

13. Биотоплива для двигателей внутреннего сгорания / В.А. Марков [и др.].

М.: НИЦ «Инженер» (Союз НИО), 2016. 292 с.

14. Биоэнергетика: Мировой опыт и прогнозы развития / Л.С. Орсик [и др.]

/ Под ред. В.Ф. Федоренко. М.: ФГНУ «Росинформагротех», 2008. 404 с.

15. Вальехо Мальдонадо П.Р., Марков В.А., Бирюков В.В. Исследования

воспламеняемости эмульсий рапсового масла и этанола // Вестник МГТУ

им. Н.Э. Баумана. Машиностроение. 2016. № 5. С. 109.

16. Вальехо Мальдонадо П.Р. Энергосберегающие технологии и

альтернативная энергетика: Учебное пособие для ВУЗов. М.: Изд-во

РУДН, 2008. 204 с.

17. Васильев И.П. Влияние топлив растительного происхождения на

экологические и экономические показатели дизеля. Луганск: Изд-во

Восточноукраинского университета им. В. Даля, 2009. 240 с.

18. Васильев Ф.П. Методы оптимизации. М.: Факториал Пресс, 2002. 824 с.

19. Влияние этанола на показатели дизеля Д21А1 / В.А. Лиханов [и др.]

// Автомобильная промышленность. 2011. № 12. С. 26-27.

20. Волков А.И., Жарский И.М. Большой химический справочник. Минск:

Современная школа, 2005. 608 с.

149

21. Вязкостные характеристики многокомпонентных и эмульгированных

топлив / В.В. Бирюков [и др.] // Автогазозаправочный комплекс +

альтернативное топливо. 2017. № 3. С. 64-69.

22. Гладков О.А., Бернштейн Е.В., Виноградов Д.П. Характер воздействия

водотопливной эмульсии на процессы сгорания в дизеле

// Двигателестроение. 1989. № 10. С. 10-12, 33.

23. Гладков О.А., Лерман Е.Ю. Создание малотоксичных дизелей речных

судов. Л.: Судостроение, 1990. 112 с.

24. Голубков Л.Н. Расчетное исследование способов повышения давления

впрыскивания топлива в дизелях // Автомобильные и тракторные

двигатели внутреннего сгорания: Сб. науч. трудов МАДИ. М.: Изд-во

МАДИ, 1986. С. 71-76.

25. Горбов В.М., Гавриш И.В. Особенности распыливания водотопливной

эмульсии в двигателях внутреннего сгорания // В сб.: «Теплоэнергетика и

хладотехника». Николаев: Кораблестроительный институт, 1992. С. 31-

35.

26. Горбунов В.В., Патрахальцев Н.Н. Исследование работы дизеля КАМАЗ-

740 при использовании водотопливной эмульсии // Вестник РУДН.

Инженерные исследования. 2004. № 2. С. 16-19.

27. Горбунов В.В., Патрахальцев Н.Н. Токсичность двигателей внутреннего

сгорания. М.: Изд-во Российского университета дружбы народов, 1998.

216 с.

28. ГОСТ 305-82. Топливо дизельное. Технические условия. М.: Изд-во

Стандартинформ, 2009. 7 с.

29. Грабов Л.Н., Шматок А.И. Инновационный способ и оборудование для

получения биодизельного топлива из растительных масел и спиртов

// Промышленная теплотехника. 2009. Т. 31. № 7. С. 36-40.

150

30. Грехов Л.В., Иващенко Н.А., Марков В.А. Топливная аппаратура и

системы управления дизелей. Учебник для ВУЗов. М.: Изд-во «Легион-

Автодата», 2005. 344 с.

31. Грехов Л.В., Кулешов А.С. Математическое моделирование и

компьютерная оптимизация топливоподачи и рабочих процессов

двигателей внутреннего сгорания. М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана,

2000. 64 с.

32. Гришин Ю.А., Копылов А.С. Численное моделирование течения топлива

в проточных частях распылителя форсунки // Известия ВУЗов.

Машиностроение. 2015. № 10. С. 31-37.

33. Гришин Ю.А., Рысс К.Н. Численный расчет течения топлива в форсунке

дизеля // Известия ВУЗов. Машиностроение. 2013. № 8. С. 3-7.

34. Гуреев А.А., Азев В.С., Камфер Г.М. Топливо для дизелей. Свойства и

применение. М.: Химия, 1993. 336 с.

35. Гусаков С.B. Перспективы применения в дизелях альтернативных топлив

из возобновляемых источников: Учебное пособие для ВУЗов. М.: РУДН,

2008. 318 с.

36. Гусев А.Б. Биотопливо – инновационная перспектива российской

энергетики // Наука. Инновации. Образование: альманах. 2008. Вып. 6.

С. 188-195.

37. Двигатели внутреннего сгорания: Системы поршневых и

комбинированных двигателей: Учебник для ВУЗов / С.И. Ефимов [и др.]

/ Под ред. А.С. Орлина, М.Г. Круглова. М.: Машиностроение, 1985. 456 с.

38. Двигатели внутреннего сгорания: Теория поршневых и

комбинированных двигателей: Учебник для ВУЗов / Д.Н. Вырубов [и др.]

/ Под ред. А.С. Орлина, М.Г. Круглова. М.: Машиностроение, 1983. 372 с.

39. Двигатели внутреннего сгорания: Устройство и работа поршневых и

комбинированных двигателей: Учебник для ВУЗов / В.П. Алексеев [и

151

др.] / Под ред. А.С. Орлина, М.Г. Круглова. М.: Машиностроение, 1990.

288 с.

40. Дугин Г.С. Применение биоэтанольного топлива на автотранспорте

// Транспорт на альтернативном топливе. 2010. № 5. С. 48-51.

41. Ерохов В.И., Николаенко А.В. Оценка экологической безопасности

современных транспортных средств // Транспорт на альтернативном

топливе. 2009. № 1. С. 67-73.

42. Жегалин О.И., Лупачев П.Д. Снижение токсичности автомобильных

двигателей. М.: Транспорт, 1985. 120 с.

43. Зенин А.А. Совершенствование процессов распыливания топлива и

смесеобразования транспортного дизеля, работающего на дизельном

топливе и биотопливах на основе рапсового масла: Дис. ...

канд.тех.наук. М., 2009. 222 с.

44. Зенкевич О.К. Метод конечных элементов в технике / под ред. Б.Е.

Победри. М.: Мир, 1975. 541 с.

45. Инновационное развитие альтернативной энергетики: Часть 1 / В.Ф.

Федоренко [и др.]. М.: ФГНУ «Росинформагротех», 2010. 348 с.

46. Использование в дизеле смесевых биотоплив с добавками растительных

масел / В.А. Марков [и др.] // Автогазозаправочный комплекс +

альтернативное топливо. 2014. № 10. С. 11-19.

47. Использование растительных масел и топлив на их основе в дизельных

двигателях / В.А. Марков [и др.]. М.: ООО НИЦ «Инженер», 2011. 536 с.

48. Исследование воспламеняемости биотоплив в условиях ДВС / В.В.

Бирюков [и др.] // Решение энерго-экологических проблем в

автотранспортном комплексе: тез. докл. междунар. науч.-тех. конф. «6-ые

Луканинские чтения». М.: МАДИ (ГТУ), 2013. С. 3-5.

49. Исследование самовоспламенения биотоплив в ДВС / В.В. Бирюков [и

др.] // Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана. Машиностроение. 2014. № 1. С.

121-122.

152

50. Исследование воспламеняемости эмульсий рапсового масла и этанола

/ В.В. Бирюков [и др.] // Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана.

Машиностроение. 2016. № 5. С. 109.

51. Кавтарадзе З.Р., Кавтарадзе Р.З. Перспективы применения поршневых

двигателей на альтернативных моторных топливах // Транспорт на

альтернативном топливе. 2009. № 6. С. 59-65.

52. Козлов А.В. Оценка выбросов вредных веществ автомобилями в

условиях эксплуатации // Автомобильная промышленность. 1999. № 2.

С. 37-40.

53. Карпов С.А., Капустин В.М., Старков А.К. Автомобильные топлива с

биоэтанолом. М.: КолосС, 2007. 216 с.

54. Кочин Н. Е., Кибель И. А., Розе Н. В. Теоретическая гидромеханика. В 2

т. Т. 1. М.: Физматгиз, 1963. 584 с.

55. Кулешов А.С. Многозонная модель для расчета сгорания в дизеле. Расчет

распределения топлива в струе // Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана.

Машиностроение. 2007. Спец. вып. «Двигатели внутреннего сгорания».

С. 18-31.

56. Кульчицкий А.Р. Токсичность автомобильных и тракторных двигателей.

Владимир: Изд-во Владимирского государственного университета, 2000.

256 с.

57. Лебедев О.Н., Марченко В.Н. Исследование процессов испарения и

сгорания капель эмульгированного моторного топлива

// Двигателестроение. 1979. № 12. С. 26-27.

58. Ливанский А.Н. Повышение эффективности работы дизеля при

использовании водотопливных эмульсий, полученных ультразвуковым

методом. Дис. ... канд.техн.наук. М., 2015. 193 с.

59. Лиханов В.А., Лопатин О.П. Улучшение экологических показателей

дизеля путем применения этаноло-топливной эмульсии // Тракторы и

сельхозмашины. 2013. № 2. С. 6-7.

153

60. Лиханов В.А., Лопатин О.П. Улучшение экологических показателей

тракторного дизеля путем применения компримированного природного

газа и рециркуляции отработавших газов, метаноло- и этаноло-

топливных эмульсий // Тракторы и сельхозмашины. 2015. № 3. С. 3-6.

61. Лиханов В.А., Сайкин А.М. Снижение токсичности автотракторных

дизелей. М.: Колос, 1994. 224 с.

62. Лойцянский Л.Г. Механика жидкости и газа. М.: Наука, 1973. 848 с.

63. Льотко В., Луканин В.Н., Хачиян А.С. Применение альтернативных

топлив в двигателях внутреннего сгорания. М.: Изд-во МАДИ (ТУ), 2000.

311 с.

64. Лышевский А.С. Системы питания дизелей. М.: Машиностроение, 1981.

216 с.

65. Любанский Б.П., Дьяков Р.А. Разработка и создание высокоэффективного

смесителя диспергатора РПСД 05 // Двигателестроение. 1989. № 4. С. 23-

24.

66. Малов Р.В. К вопросу о механизме внутрикапельного распыливания

эмульсий // Двигателестроение. 1991. № 4. С. 12-13.

67. Малов Р.В., Пекшев В.В. Эмульгирование топлива и экологические

характеристики дизеля // Автомобильная промышленность. 1992. № 8.

С. 15-18.

68. Мальчук В.И., Дунин А.Ю. Способ совместной подачи двух топлив в

камеру сгорания дизеля через одну форсунку // В сб.: «Перспективы

развития энергетических установок для автотранспортного комплекса».

Труды МАДИ (ГТУ). 2006. С. 68-76.

69. Марков В.А., Баширов Р.М., Габитов И.И. Токсичность отработавших

газов дизелей. М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2002. 376 с.

70. Марков В.А., Бирюков В.В., Девянин С.Н. Работа дизеля на дизельном

топливе с добавкой этанола // Транспорт на альтернативном топливе.

2015. № 2. С. 18-28.

154

71. Марков В.А., Бирюков В.В., Каськов С.И. Использование этанола как

экологического энергоносителя для теплоэнергетических установок

// Теплоэнергетика. 2016. № 9. С. 28-35.

72. Марков В.А., Вальехо Мальдонадо П.Р., Бирюков В.В. Спиртовые

топлива для дизельных двигателей // Известия ВУЗов. Машиностроение.

2015. № 11. С. 39-52.

73. Марков В.А., Девянин С.Н., Мальчук В.И. Впрыскивание и распыливание

топлива в дизелях. М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э.Баумана, 2007. 360 с.

74. Марков В.А., Девянин С.Н., Шумовский В.А. Работа дизелей на

многокомпонентных водотопливных эмульсиях // Транспорт на

альтернативном топливе. 2014. № 2. С. 23-32.

75. Марков В.А., Ефанов А.А., Бирюков В.В. Влияние структуры регулятора

частоты вращения на динамические показатели дизеля // Грузовик. 2011.

№ 7. С. 2-11.

76. Марков В.А., Патрахальцев Н.Н. Спиртовые топлива для дизельных

двигателей // Транспорт на альтернативном топливе. 2009. № 6. С. 40-46.

77. Марков В.А., Стремяков А.В., Поздняков Е.Ф. Усовершенствование

распылителя форсунки дизеля // Автомобильная промышленность. 2010.

№ 5. С. 11-15.

78. Марков В.А., Тарантин С.А., Девянин С.Н. Использование

водотопливных эмульсий в качестве топлива для дизелей // Грузовик.

2012. № 8. С. 33-42.

79. Марков В.А., Шумовский В.А., Акимов В.С. Расчетные исследования

процесса топливоподачи дизеля, работающего на водотопливной

эмульсии // Транспорт на альтернативном топливе. 2015. № 1. С. 56-65.

80. Машиностроение. Энциклопедия. Том IV. Двигатели внутреннего

сгорания / Л.В. Грехов [и др.] / Под ред. А.А. Александрова, Н.А.

Иващенко. М.: Машиностроение, 2013. 784 с.

155

81. Медведев А.Н., Тарасова Д.А. Вязкостно-температурные свойства

многокомпонентного смесевого биодизельного топлива // Тракторы и

сельхозмашины. 2016. № 2. С. 3-5.

82. Моделирование течения эмульгированного биотоплива в распылителе

дизельной форсунки / В.В. Бирюков [и др.] // Грузовик. 2017. № 7. С. 12-

21.

83. Нефтяные моторные топлива: экологические аспекты применения / А.А.

Александров [и др.] / Под ред. А.А. Александрова, В.А. Маркова. М.:

ООО НИЦ «Инженер», ООО «Онико-М», 2014. 691 с.

84. Новиков Л.А., Борецкий Б.М., Вольская Н.А. Механизм влияния состава

водотопливных эмульсий на смесеобразование в дизелях с

неразделенными открытыми камерами сгорания // Двигателестроение.

1996. № 1. С. 35-40.

85. Оптимизация состава смесевого биотоплива / В.В. Бирюков [и др.]

// ДВИГАТЕЛЬ-2017: Материалы научно-технической конференции,

посвященной 110-летию кафедры «Поршневые двигатели» МГТУ им.

Н.Э. Баумана. М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана. С. 53- 62 .

86. Опыт и перспективы применения биоэтанольных топлив / А.М. Ершов [и

др.] // Нефтепереработка и нефтехимия. 2014. № 12. С. 33-37.

87. Опыт снижения токсичности отработавших газов дизелей за счет подачи

воды / А.К. Болотов [и др.] // Двигателестроение. 1982. № 7. С. 48-50.

88. Парсаданов И.В. Повышение качества и конкурентоспособности дизелей

на основе комплексного топливно-экологического критерия. Харьков:

Изд-во Харьковского политехнического института, 2003. 244 с.

89. Патанкар С.В. Численные методы решения задач теплообмена и

динамики жидкости: Перевод с английского под ред. В.Д. Виленского.

М.: Энергоатомиздат, 1984. 152 с.

156

90. Патрахальцев Н.Н. Повышение экономических и экологических качеств

двигателей внутреннего сгорания на основе применения альтернативных

топлив: Учебное пособие для ВУЗов. М.: Изд-во РУДН, 2008. 267 с.

91. Патрахальцев Н.Н., Савастенко А.А. Применение в дизелях

нетрадиционных топлив, как добавок к основному. М.: Изд-во «Легион-

Автодата, 2014. 162 с.

92. Плотников Л.В., Мажейко Н.А., Бусов К.А. Совершенствование процесса

распыливания топлива в поршневых ДВС // Двигателестроение. 2014.

№ 3. С. 8-11.

93. Подача и распыливание топлива в дизелях / И.В. Астахов [и др.] / Под

ред. И.В. Астахова. М.: Машиностроение, 1971. 359 с.

94. Попель О.С., Фортов В.Е. Возобновляемая энергетика в современном

мире. М.: Издательский дом МЭИ, 2015. 450 с.

95. Применение биоэтанола второго поколения в малообъемном двигателе и

влияние на экологические показатели / А.А. Власов [и др.] // Транспорт

на альтернативном топливе. 2016. № 2. С. 34-42.

96. Применение системы Ansys к решению задач механики сплошной среды:

Практическое руководство / Под ред. А.К. Любимова. Нижний Новгород:

Изд-во Нижегородского госуниверситета, 2006. 227 с.

97. Приходько А.М. Феноменология микровзрыва капли эмульгированного

топлива // Известия ВУЗов. Машиностроение. 1980. № 4. С. 74-76.

98. Работа дизелей на водотопливных эмульсиях / В.А. Марков [и др.]

// Транспорт на альтернативном топливе. 2012. № 3. С. 67-71.

99. Распределенная информационно-вычислительная система моделирования

методами вычислительной гидродинамики / В.Д. Горячев [и др.]

// Программные продукты и системы. 2004. № 3. С. 2-7.

100. Расчетные исследования процесса топливоподачи дизеля, оснащенного

распылителями форсунок с различной геометрией проточной части / В.А.

Марков [и др.] // Грузовик. 2011. № 3. С. 13-17.

157

101. Расчетно-экспериментальное исследование распылителей дизельных

форсунок с различной геометрией проточной части / В.А. Марков [и др.]

// Грузовик. 2011. № 8. С. 15-27.

102. Рид Р., Праусниц Дж., Шервуд Т. Свойства газов и жидкостей:

Справочное пособие / Пер. с англ. Б.И. Соколова. Л.: Химия, 1982. 592 с.

103. Роуч П. Вычислительная гидродинамика. М.: Мир, 1980. 616 с.

104. Савельев Г.С. Производство и использование биодизельного топлива из

рапса. М.: ГНУ ВИМ Росссельхозакадемии, 2007. 96 с.

105. Сегерлинд Л.Ж. Применение метода конечных элементов: Перевод с

английского А.А. Шестакова под ред. Б.Е. Победри. М.: Мир, 1979. 392 с.

106. Свойства органических соединений. Справочник / М.А. Кузнецов [и др.]

/ Под ред. А. А. Потехина. Л.: Химия, 1984. 520 с.

107. Сергеев Л.В., Вургафт А.В., Теренин И.Н. Смесеобразование при работе

дизелей на водотопливных эмульсиях // Двигателестроение. 1990. № 6.

С. 3-4, 22.

108. Смирнов Е.М., Зайцев Д.К. Метод конечных объемов в приложении к

задачам гидрогазодинамики и теплообмена в областях сложной

геометрии // Научно-технические ведомости СПбГТУ. 2004. № 2. С. 70-

81.

109. Снижение выбросов оксидов азота тракторных дизелей путем

организации рабочего процесса на водотопливной смеси / А.В.

Николаенко [и др.] // Двигателестроение. 2000. № 1. С. 35-37.

110. Совершенствование рабочих процессов автотракторных дизелей и их

топливных систем, работающих на альтернативных топливах:

Монография / М.Г. Шатров [и др.]. М:. МАДИ, 2012. 220 с.

111. Сомов В.А. О применении водотопливных эмульсий в дизелях

// Двигателестроение. 1988. № 3. С. 35-37.

158

112. Способы организации подачи спиртовых топлив в камеру сгорания

дизеля / В.В. Бирюков [и др.] // Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана.

Машиностроение. 2014. № 5. С. 139.

113. Справочник химика. В 5 т. Т. 2. Основные свойства неорганических и

органических соединений / Б.П. Никольский [и др.] / Под ред. Б.П.

Никольского. Л.: Химия, 1971. 1168 с.

114. Сравнение биотоплив с нефтяными топливами по физико-химическим

характеристикам / К.Е. Панкин [и др.] // Химия и технология топлив и

масел. 2011. № 1. С. 8-10.

115. Сравнение жидких биотоплив с нефтяными топливами по экологическим

характеристикам / К.Е. Панкин [и др.] // Химия и технология топлив и

масел. 2011. № 3. С. 3-6.

116. Сравнение жидких биотоплив с нефтяными топливами по

эксплуатационным характеристикам / К.Е. Панкин [и др.] // Химия и

технология топлив и масел. 2011. № 2. С. 23-25.

117. Сравнительные испытания альтернативных топлив для дизельных

двигателей / В.В. Бирюков [и др.] // Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана.

Машиностроение. 2014. № 6. С. 59-72.

118. Стремяков А.В. Улучшение показателей транспортного дизеля,

работающего на дизельном топливе и смесевых биотопливах, путем

совершенствования конструкции распылителей форсунок: Дисс. ... канд.

техн. наук. М., 2011. 191 c.

119. ТУ 2421-064-07506004-2003. Спирт этиловый синтетический

абсолютированный очищенный. М.: Изд-во стандартов, 2003. 12 с.

120. Терещенко К.И., Воржев Ю.И. Применение водотопливных эмульсий на

транспортных дизелях // «Совершенствование системы ремонта и

технического обслуживания тепловозов»: Сборник трудов ВНИИЖТ. М.:

Транспорт, 1995. С. 162-173.

159

121. Топливные системы и экономичность дизелей / И.В. Астахов [и др.]. М.:

Машиностроение, 1990. 288 с.

122. Трусов В.И., Дмитриенко В.П., Масляный Г.Д. Форсунки автотракторных

дизелей. М.: Машиностроение, 1977. 167 с.

123. Устройство для осуществления физико-химических превращений в

разнофазной среде: Патент на полезную модель № 104091 / Э.И. Деникин

[и др.] // Изобретения. Полезные модели. 2011. № 13. С. 121.

124. Файнлейб Б.Н. Топливная аппаратура автотракторных дизелей:

Справочник. Л.: Машиностроение, 1990. 352 с.

125. Флетчер К. Вычислительные методы в динамике жидкости. В 2 т. М.:

Мир, 1991. Т. 1. 502 с.

126. Фортов В.Е., Попель О.С. Состояние развития возобновляемых

источников энергии в мире и в России // Теплоэнергетика. 2014. № 6. С.

4-13.

127. Химический энциклопедический словарь / Е.В. Вонский [и др.] / Под ред.

И.Л. Кнунянца. Л.: Советская энциклопедия, 1983. 792 с.

128. Худов Н.И., Желудков Д.Н., Друцкий О.Е. Теплонапряженность судового

малооборотного дизеля при использовании водотопливной эмульсии

// Двигателестроение. 1986. № 1. С. 47-48.

129. Целесообразность использования альтернативного топлива / Л.Б.

Ларионов [и др.] // Известия МГТУ «МАМИ». 2015. Т. 1., № 3. С. 76-80.

130. Ценев В.А. Особенности работы дизелей на водно-топливных эмульсиях

// Химия и технология топлив и масел. 1983. № 12. С. 12-14.

131. Шепельский Ю.Л. Основные задачи применения эмульгированных

вязких топлив и методы их решения // Известия ВУЗов.

Машиностроение. 1989. № 9. С. 58-62.

132. Шумовский В.С. Улучшение показателей транспортного дизеля путем

совершенствования процессов распыливания топлива и

смесеобразования: Дисс. ... канд. техн. наук. М., 2016. 165 с.

160

133. Экспериментальная установка и результаты выполненных на ней

сравнительных испытаний альтернативных топлив для дизелей / П.Р.

Вальехо Мальдонадо [и др.] // Автомобильная промышленность. 2013.

№ 7. С. 31-34.

134. Экспериментальное определение кинетических констант воспламенения

биотоплив в условиях ДВС / П.Р. Вальехо Мальдонадо [и др.] // Грузовик.

2013. № 6. С. 40-47.

135. Экспериментальные исследования двигателя с искровым зажиганием и

непосредственным впрыскиванием топлива при работе на бензо-

этанольной смеси / С. Ерощенков [и др.] // Двигатели внутреннего

сгорания. Том 1. Харьков: НТУ «ХПИ», 2012. С. 8-9.

136. Эмульсии / Под ред. Ф. Шермана. Пер. с англ. под ред. А.А. Абрамзона.

Л.: Химия, 1972. 187 с.

137. Этиловый спирт в моторном топливе / В.П. Баранник [и др.] / Под ред.

В.В. Макарова. М.: ООО «РАУ-Университет», 2005. 184 с.

138. Adelman H.G. Alcohols in Diesel Engines: a Review // SAE Technical Paper

Series. 1979. № 790956. P. 1-9.

139. Ahmed I. Oxygenated Fuel: Emissions and Performance Characteristics of

Ethanol-Diesel Blends in CI Engines // SAE Technical Paper Series. 2001. №

2001-01-2475. P. 1-6.

140. Alcohols in Diesel Engines: A Review // Automotive Engineering. 1984. Vol.

92. № 6. P. 40-44.

141. Application of Emulsified Heavy Fuel to Marine Diesel Engines / H. Okada [et

al.] // Bulletin of Marine Engineering Society in Japan. 1992. Vol. 20. № 1. P.

1-9.

142. Basha J.S., Anand R.B. An Experimental Study in a CI Engine Using

Nanoadditive Blended Water-Diesel Emulsion Fuel // International Journal of

Green Energy. 2011. № 8. Р. 332-348.

161

143. Brusstar M., Stuhldreher M., Swain D. High Efficiency and Low Emissions

from a Port-Injected Engine with Neat Alcohol Fuels // SAE Technical Paper

Series. 2002. № 2002-01-2743. P. 1-7.

144. Comparative Study of Various Renewable Fuel Blends to Run a Diesel Power

Plant / E. Torres-Jimenez [et al.] // International Conference on Renewable

Energies and Power Quality (ICREPQ 2010). 2010. P. 1-5.

145. Corkwell K.C., Jackson M.M. Lubricity and Injector Pump Wear Issues with E

Diesel Fuel Blends // SAE Technical Paper Series. 2002. № 2002-01-2849. P.

1-8.

146. De Vita A. Multi-Cylinder D.I. Diesel Engine Tests with Unstabilized

Emulsion of Water and Ethanol in Diesel Fuel // SAE Technical Paper Series.

1989. № 890840. P. 1-15.

147. Erhan S.Z., Asadauskas S., Adhvaryu A. Correlation of Viscosities of

Vegetable Oil Blends with Selected Esters and Hydrocarbons // Journal of the

American Oil Chemists’ Society. 2002. Vol. 79. № 11. P. 1157-1161.

148. Ethanol as an Additive Fuel for Diesel Engines / J. Olt [et al.] // Engineering

for Rural Development (Latvija). 2011. P. 248-253.

149. Eyring H. Viscosity, plasticity, and diffusion as examples of absolute reaction

rates // The Journal of chemical physics. 1936. Vol. 4. №. 4. P. 283-291.

150. Felhofer H., Chmela F., Lenz H.P. Der Einsatz von Ethylalkohd bei

Landwirtschaftlich Genutzten Dieselmotoren // VDI-Berichte. 1988. № 714. S.

265-288.

151. Goering C.E., Fry B. Engine Durability Screening Test of a Diesel Oil / Soy

Oil / Alcohol Microemulsion Fuel // Journal of the American Oil Chemists’

Society. 1984. Vol. 61. № 10. P. 1627-1632.

152. Heinrich W. Entwicklung und Erprobung von Alkoholkraftstoffen fur

Nutzfanrzeug-Dieselmotoren // MTZ. 1987. Jg. 48. № 3. S. 91-98.

162

153. Investigation of CI Engine Emissions in Biodiesel-Ethanol-Diesel Blends as a

Function of Ethanol Concentration / N. Yilmaz [et al.] // Fuel. 2014. Vol. 115.

P. 790-793.

154. Kee S.-S., Mohammadi A., Hirano H. Experimental Study on Combustion

Characteristics and Emissions Reduction of Emulsified Fuels in Diesel

Combustion Using a Rapid Compression Machine // SAE Technical Paper

Series. 2003. № 2003-01-1792. P. 1-8.

155. Kim H., Reitz R.D., Kong S.C. Modeling Combustion and Emissions of HSDI

Diesel Engines Using Injectors with Different Included Spray Angles // SAE

Technical Paper Series. 2006. № 2006-01-1150. P. 1-11.

156. Knothe G. Analyzing Biodiesel: Standarts and Other Metods // Journal of the

American Oil Chemists’ Society. 2006. Vol. 83. № 10. P. 823-833.

157. Kremer F.G., Fachetti A. Alcohol as Automotive Fuel – Brazilian Experience

// SAE Technical Paper Series. 2000. № 2000-01-1965. P. 1-4.

158. Krahl J., Vellguth G., Munack A. Exhaust Gas Emissions and Environmental

Effects by Use of Rape Seed Oil Based Fuels in Agricultural Tractors // SAE

Technical Paper Series. 1996. № 961847. P. 1-14.

159. Kuleshov A.S., Kozlov A.V., Mahkamov K. Self-Ignition Delay Prediction in

PCCI Direct Injection Diesel Engines Using Multi-Zone Spray Combustion

Model and Detailed Chemistry // SAE Technical Paper Series. 2010. № 2010-

01-1960. P. 1-10.

160. Lang W., Sokhansanj S., Sosulski F.W. Modeling the Temperature

Dependence of Kinematic Viscosity for Refined Canola Oil // Journal of the

American Oil Chemists’ Society. 1992. Vol. 69. № 10. P. 1054-1055.

161. Lo Russo J.A., Cikanek H. Direct Injection Ignition Assisted Alcohol Engine

// SAE Technical Paper Series. 1988. № 880495. P. 1-20.

162. McAllister R.A. The Viscosity of Liquid Mixtures // AIChE Journal. 1960.

Vol. 6. №. 3. P. 427-431.

163

163. Markov V.A., Biryukov V.V., Kas’kov S.I. Ethanol Used as an

Environmentally Sustainable Energy Resource for Thermal Power Plants

// Thermal Engineering. 2016. Vоl. 63. №. 9. P. 628-635.

164. Matuszewska A., Odziemkowska M., Czarnocka J. Properties of Bioethanol-

Diesel Oil Mixtures / Mendez-Vilas A. (ed.) // Materials and Processes for

Energy: Communicating Current Research and Technological Developments.

FORMATEX 2013. P. 352-359.

165. Mendoza M.C., Woon P.V. E-Diesel Effects on Engine Component

Temperature and Heat Balance in a Cummins C8.3 Engine // SAE Technical

Paper Series. 2002. № 2002-01-2847. P. 1-7.

166. Murayama T., Miyamoto N., Chikahisa T. Elimination of Combustion

Difficulties in a Glow Plug-Assisted Diesel Engine Operated with Pure

Ethanol and Water-Ethanol Mixtures // SAE Technical Paper Series. 1983. №

830373. P. 1-9.

167. Myo T. The Effect of Fatty Acid Composition on the Combustion

Characteristics of Biodiesel (A Dissertation Submitted to the Graduate School

of Science and Engineering In Partial Fulfillment of the Requirements for the

Degree of Doctor of Philosophy in Engineering). Japan: Kagoshima

University, 2008. 171 p.

168. New Diesel Engine Fuel Supply System Able to Control Pressure of Pre- and

Post-Main Injections / V.N. Naumov [et al.] // SAE Technical Paper. 2015. №

2015-01-2805. P. 1-6.

169. Performance and Emission Characteristics of Diesel Engine Fuelled with

Ethanol-Diesel-Biodiesel Blend / G. Labeckas [et al.] // Engineering for Rural

Development (Latvija). 2010. P. 266-271.

170. Pogulyaev Yu.D., Baitimerov R.M., Rozhdestvenskii Y.V. Detailed Dynamic

Modeling of Common Rail Piezo Injector // Procedia Engineering. 2015. Vol.

129. P. 93-98.

164

171. Predicting Temperature-Dependance Viscosity of Vegetable Oils from Fatty

Acid Composition / O.O. Fasina [et al.] // Journal of the American Oil

Chemists’ Society. 2006. Vol. 83. № 10. P. 899-903.

172. Quissek F., Barbera E., Hulak K. Development and Optimization of Alcohol

Fueled SI-Engines for Passenger Cars for the Brasilian Market // SAE

Technical Paper Series. 1991. № 911730. P. 231-237.

173. Rainer P., Simon C. Einfluss der Geschichteten Wassereinspritzung auf das

Abgas- und Verbrauchsverhalten eines Dieselmotors mit Direkteinspritzung

// MTZ. 2004. Jg. 65. № 1. S. 49-55.

174. Raynolds M.A., Checkel M.D., Fraser R.A. A Case Study for Life Cycle

Assessment (LCA) as an Energy Decision Making Tool: The Production on

Fuel Ethanol from Various Feedstocks // SAE Technical Paper Series. 1998.

№ 982205. P. 1-17.

175. Saeed M.N., Henein N.A. Ignition Delay Correlations for Neat Ethanol and

Ethanol-DF2 Blends in a D.I. Diesel Engine // SAE Technical Paper Series.

1984. № 841343. P. 113-128.

176. Shirvani H., Goering C.E., Sorenson S.C. Performance of Alcohol Blend in

Diesel Engines // SAE Technical Paper Series. 1981. № 810681. P. 1-10.

177. Temperature-Dependent Kinematic Viscosity of Selected Biodiesel Fuel and

Blend with Diesel Fuel / W. Yuan [et al.] // Journal of the American Oil

Chemists’ Society. 2005. Vol. 82. № 3. P. 195-199.

178. The Biodiesel Handbook / G. Knothe [et al.]. Shampaign, Illinois: AOCS

Press, 2005. 286 p.

179. The Effect of Diesel Injection Timing on a Turbocharged Diesel Engine

Fumigated with Ethanol / A.R. Schroeder [et al.] // SAE Technical Paper

Series. 1988. № 880496. P. 1-11.

180. The Vaporizing Behavior of the Fuel Droplet of Water-in-Oil Emulsions on

the not Surface / K. Kimoto [et al.] // Japan Society of Mechanical Engineers.

1986. Vol. 29. № 258. P. 4247-4255.

165

181. Tsao K.C., Wang C.L. Puffing and Micro-Explosion Phenomena of Water

Emulsion Fuels // SAE Technical Paper Series. 1986. № 860304. P. 1-13.

182. Tsukahara M., Yoshimoto Y., Murayama T. Influence of Emulsified Fuel

Properties on the Reduction of BSFC in a Diesel Engine // SAE Technical

Paper Series. 1989. № 891841. P. 1-10.

183. Tsukahara M., Yoshimoto Y., Murayama T. W/O Emulsion Realizes Low

Smoke and Efficient Operation of DI Engines without High Pressure Injection

// SAE Technical Paper Series. 1989. № 890449. P. 1-7.

184. Use of Water Emulsion and Intake Water Injection as NOx Reduction

Techniques for Heavy Duty Diesel Engines / D.T. Hountalas [et al.] // SAE

Technical Paper Series. 2006. № 2006-01-1414. P. 1-15.

185. Vanegas A., Won H., Peters N. Influence of the Nozzle Spray Angle on

Pollutant Formation and Combustion Efficiency for a PCCI Diesel Engine

// SAE Technical Papers Series. 2009. № 2009-01-1445. P. 1-10.

186. Viscosities of the ternary mixture (2-butanol+n-hexane+ 1-butylamine) at

298.15 and 313.15 K / M. Dominguez [et al.] // Fluid Phase Equilibria. 2000.

Vol. 169. №. 2. P. 277-292.

187. Yoshimoto Y., Tamaki H. Reduction of NOx and Smoke Emissions in a Diesel

Engine Fueled by Biodiesel Emulsion Combined with EGR // SAE Technical

Paper Series. 2001. № 2001-01-0649. P. 1-9.

166

ПРИЛОЖЕНИЕ

Листинг программа аппроксимации экспериментальных данных

по вязкости эмульсионной смеси

(на примере эмульсии нефтяного ДТ и воды),

созданной в ПК MATLAB 2012

Исходные данные

load('viscositiesofemulsionfuel.mat') – читается файл с исходными данными

ss=viscositiesofemulsionfuel – матрица ss в исходном файле

t=ss(:,1) – в первом столбце матрицы ss сохраняются величины температуры

v2=ss(:,2) – во втором столбце матрицы ss сохраняются величины вязкости

чистого ДТ

v=[ss(:,3) ss(:,4) ss(:,5)] – с третьего столбца до пятого столбца матрицы ss

сохраняются величины вязкости смеси с разным составом

v1=v_water(t) – рассчитываются значения вязкости чистой воды в

определенных температурах

x1=[0.1 0.2 0.3] – концентрация воды соответствует столбцам матрицы

вязкости ν

x2=1-x1 – концентрация ДТ соотвествует столбцам матрицы вязкости ν

global a1 b1 c1 d1

[a1 b1 c1 d1]=coeff_diesel(t,v2) – находятся коэффициенты в

аппроксимационной формуле для определения вязкости чистого Д%

v3=v_diesel(t) – вязкость ДТ рассчитывается по аппроксимационной формуле

Программа для определения коэффициентов аппроксимационной формулы

для рассчета вязкости смеси

167

D=log(v)-log(v3)*x2-log(v1)*x1;

xs=1./(x1.*x2);

E=[xs(1) 0 0;0 xs(2) 0;0 0 xs(3)];

F=D*E;

n=length(t);

N=3*n;

for i=1:1:n

H(i,:)=F(i,:)*t(i);

end

r=2;

for i=1:1:3

P(i,:)=polyfit(t,H(:,i),r);

end

for i=1:1:3

H2(:,i)=polyval(P(i,:),t);

end

for i=1:1:n

F2(i,:)=H2(i,:)/t(i);

end

D2=F2*inv(E);

delta=0.1:0.1:1;

A1=P(:,3);

A1=A1';

AH=polyfit(x1,A1,2);

A2=polyval(AH,x1);

DA=A2-A1;

B1=P(:,1);

B1=B1';

168

BH=polyfit(x1,B1,2);

\B2=polyval(BH,x1);

DB=B2-B1;

C1=P(:,2);

C1=C1';

CH=polyfit(x1,C1,2);

C2=polyval(CH,x1);

DC=C2-C1;

global KA1 KA2 KA3 KB1 KB2 KB3 KC1 KC2 KC3 – искаемые коэффициенты

KA1=AH(1);

KA2=AH(2);

KA3=AH(3);

KB1=BH(1);

KB2=BH(2);

KB3=BH(3);

KC1=CH(1);

KC2=CH(2);

KC3=CH(3);

Программа для определения погрешности полученных результатов

for i=1:1:n

for j=1:1:3

V(i,j)=vexp_water_diesel8(t(i),x1(j)) – функция определения вязкости по

аппроксимационной формуле

end

end

169

E=(abs((v-V)./v)*100) – относительная погрешность полученных по

аппроксимационной формуле значений вязкости относительно исходных

данных

SD=sum(sum(abs(v-V)))/N – средняя относительная погрешность полученных

по аппроксимационной формуле значений вязкости относительно исходных

данных

MSE=sqrt(sum(sum((v-V).^2))/N) – среднеквадратная относительная

погрешность полученных по аппроксимационной формуле значений вязкости

относительно исходных данных

Функция определения аппроксимационной вязкости

function v=vexp_water_diesel8(t,x1)

global KA1 KA2 KA3 KB1 KB2 KB3 KC1 KC2 KC3

x2=1-x1;

A=KA1*(x1)^2+KA2*x1+KA3;

B=KB1*(x1)^2+KB2*x1+KB3;

C=KC1*(x1)^2+KC2*x1+KC3;

D=x1.*x2.*(A./t+B*t+C);

% v=D;

v2=v_diesel(t);

v1=v_water(t);

v=(v1.^(x1)).*(v2.^(x2)).*exp(D);

Формула для определения вязкости по алгебра-аппроксимационному методу

Программа аппроксимации для эмульсионной смеси

нефтяного ДТ и воды

load('viscositiesofemulsionfuel.mat') – читается файл с исходными данными

170

ss=viscositiesofemulsionfuel – матрица ss в исходном файле

t=ss(:,1) – в первом столбце матрицы ss сохраняются величины температуры

v2=ss(:,2) – во втором столбце матрицы ss сохраняются величины вязкости

чистого ДТ

v=[ss(:,3) ss(:,4) ss(:,5)] – начиная с третьего столбца до пятого столбца

матрицы ss сохраняются величины вязкости смеси с разным составом

v1=v_water(t) – рассчитываются значения вязкости чистой воды при

определенных температурах

x1=[0.1 0.2 0.3] – концентрация воды в смеси соответствует столбцам матрицы

вязкости ν

x2=1-x1 – концентрация ДТ в смеси соотвествует столбцам матрицы вязкости ν

Программа для определения коэффициентов, входящих

в аппроксимационную формулу для расчета вязкости смеси

n=length(t);

N=4*n;

for i=1:1:n

for j=1:1:4

s=j+(i-1)*4;

X(s,1)=x1(j);

X(s,2)=x1(j)/t(i);

X(s,3)=x1(j)*t(i);

X(s,4)=x1(j)/(2-x1(j));

X(s,5)=x1(j)/(2-x1(j))/t(i);

X(s,6)=x2(j);

X(s,7)=x2(j)/t(i);

X(s,8)=x2(j)*t(i);

X(s,9)=x2(j)/(2-x2(j));

X(s,10)=x2(j)/(2-x2(j))/t(i);

Y(s)=v(i,j);

end

end

Y=Y';

M=X'*X;

B=inv(M)*(X'*Y);

171

global A1 B1 C1 D1 E1 A2 B2 C2 D2 E2 – искомые коэффициенты

A1=B(1);

B1=B(2);

C1=B(3);

D1=B(4);

E1=B(5);

A2=B(6);

B2=B(7);

C2=B(8);

D2=B(9);

E2=B(10);

Программа определения погрешности полученных результатов

for i=1:1:n

for j=1:1:4

vd(i,j)=v_waterdiesel2(t(i),x1(j));

end

end

E=(abs((v-vd)./v)*100) – относительная погрешность полученных по

аппроксимационной формуле значений вязкости от исходных данных

SD=sum(sum(abs(v-vd)))/N – средняя относительная погрешность полученных по

аппроксимационной формуле значений вязкости от исходных данных

MSE=sqrt(sum(sum((v-vd).^2))/N) – средняя квадратичная относительная

погрешность полученных по аппроксимационной формуле значений вязкости

от исходных данных

Функция определения аппроксимационной вязкости

function v=v_waterdiesel2(t,x1)

global A1 B1 C1 D1 E1 A2 B2 C2 D2 E2

x2=1-x1;

v=x1*(A1+B1/t+C1*t)+x1/(2-x1)*(D1+E1/t)+x2*(A2+B2/t+C2*t)+x2/(2-x2)*(D2+E2/t)

172

173