«СМОЛИН Андрей Александрович ПОВЫШЕНИЕ КАЧЕСТВА СМЕСЕОБРАЗОВАНИЯ ПРИ ПУСКЕ ДИЗЕЛЕЙ В УСЛОВИЯХ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР С ПОМОЩЬЮ СВЧ КОЛЕБАНИЙ Специальность 05.04.02 – Тепловые двигатели Диссертация на соискание ученой степени ...»

При более низких температурах необходимо применять средства облегчения пуска дизеля.

Существуют следующие методы облегчения пуска двигателя в условиях низких температур окружающего воздуха [40, 57, 63, 64, 67, 76, 83, 88]:

- применение моторных масел с низкой вязкостью. Недостатком этого метода является то, что при температурах ниже минус 35 С практически все масла замерзают;

- разогрев двигателя с использованием горячей воды, заливаемой в систему охлаждения. К недостаткам этого метода является его большая продолжительность по времени (до 5 мин.) и необходимость наличия источника горячей воды;

- подогрев масла в картере двигателя с помощью нагревателей различного типа. К недостаткам этого метода также относят большую продолжительность по времени (в зависимости от температуры окружающего воздуха – до 60 мин.), наличие дополнительных источников питания и наличие специального оборудования;

- пуск двигателя буксированием. Недостатки этого метода заключаются в следующем: ходовая часть, трансмиссия и двигатель испытывают большие ударные нагрузки, которые могут привести к поломкам, а также отмечается значительная продолжительность по времени (на организацию буксирования уходит от 2 до 3 мин), возможность проведения буксирования может быть ограничена по месту;

- использование средств, облегчающих пуск двигателя в условиях низких температур.

Средства, облегчающие пуск дизеля в условиях низких температур, воздействуя на отдельные системы двигателя, температурное состояние его деталей и эксплуатационных материалов, снижают моменты сопротивления вращению коленчатого вала, улучшают условия образования и воспламенения топливовоздушной смеси. Эффективность различных методов и устройств для облегчения пуска зависит от типа двигателя, его конструктивных особенностей и условий эксплуатации.

К средствам облегчения пуска дизеля предъявляются следующие требования [29]:

- обеспечение высокой эффективности пуска (низкое значение предельной температуры, минимальное время, небольшая величина минимальной пусковой частоты вращения коленчатого вала);

- подготовка автомобиля к движению в минимальные короткие сроки;

- потребление минимального количества электрической энергии АКБ;

- обеспечение пуска двигателя с использованием эксплуатационных материалов, рекомендованных заводом - изготовителем;

- исключение больших износов деталей при пусках;

- снижение жесткости работы дизеля;

- обеспечение работоспособности в условиях пурги, пониженного атмосферного давления;

- сохранение работоспособности в летний период без дополнительных мер по консервации;

- простота конструкции и обслуживания;

- долговечность;

- выполнение требований пожарной безопасности.

Анализ литературных и патентных источников показывает, что основными вспомогательными средствами облегчения холодного пуска дизелей в настоящее время являются [9, 29, 40, 57, 63, 64, 67, 76, 83, 88]:

- пуск дизелей при использовании свечей накаливания обеспечивается до температур минус 10 - 15 °С при частоте вращения коленчатого вала 60 - мин -1. Из-за потери теплоты при большой длине трубопровода снижается эффективность работы свечей подогрева в условиях низких температур. Поэтому их используют на дизелях с малыми рабочими объёмами (до 4,5 л), пуск которых до лжен обеспечиваться до температур минус 12 - 17 °С;

- электрофакельные подогреватели воздуха во впускном трубопроводе, что в сочетании с маловязким моторным маслом позволяет снизить минимальную температуру пуска холодного дизеля на 10-15 °С;

- пусковые приспособления с использованием легковоспламеняющихся жидкостей могут привести к повышенным пусковым износам деталей дизеля, кроме того, необходимо специальное обучение водителей, наличие громоздких баллонов с легковоспламеняющейся жидкостью, что в случае повреждения пр иводит к возгоранию, не позволяет использовать эти устройства на МТ;

- электрические подогреватели, используемые для подогрева жидкости в системе охлаждения двигателя, масла в картере, топлива в топливной системе и электролита аккумуляторной батареи. По способу превращения электрической энергии в тепловую их подразделяют на нагреватели индукционные, полупрово дниковые, электродные, сопротивлений, инфракрасные, излучатели и т. д. Наибольшее распространение получили нагреватели сопротивлений, однако все большее внимание уделяется полупроводниковым подогревателям;

- использование ТЭНов. Питание ТЭНов в основном от сети переменного тока напряжением 220 В и реже от бортового напряжения 24 В. Количество ТЭНов подбирается таким образом, чтобы обеспечить прогрев дизельного двигателя до пусковых температур за 20-30 мин. При этом потребляемая мощность ТЭНов не должна превышать 1000 Вт;

- индивидуальные предпусковые подогреватели. Подогрев картерного масла, блока цилиндров и подшипников коленчатого вала перед пуском позволяет уменьшить вязкость моторного масла, облегчить его прокачиваемость по смазо чной системе и тем самым уменьшить момент сопротивления вращению и износ деталей двигателя при пуске. С другой стороны, подогрев головки и стенок блока цилиндров и впускного трубопровода улучшает условия смесеобразования и во спламенения топлива и способствует снижению минимальной пусковой частоты вращения. Время работы подогревателей в зависимости от температуры окружающего воздуха составляет до 30 мин;

- системы пуска дизеля с использованием сжатого воздуха, которые на МТ используются как вспомогательные. К недостаткам указанной системы относят:

ограниченный запас энергии, которого хватает на 10 - 20 пусков; возможность утечки воздуха через неплотности, а также в результате повреждений осколками баллонов со сжатым воздухом; усложнение конструкции двигателя; переохлаждение стенок цилиндров и камер сгорания при расширении вводимого в них сжатого воздуха; трудность размещения пусковых клапанов при малых размерах цилиндров; коррозию деталей двигателя при влажном воздухе.

Как показал анализ и ряд испытаний, проведенных в 21 НИИ АТ, существующие системы и устройства облегчения пуска не в полной мере удовлетворяют требованиям, которые к ним предъявляются по времени подготовки к пуску, выходу на режим рабочей нагрузки, продолжительности работы средств облегчения пуска и предельным температурам пуска [9].

Низкая температура окружающего воздуха отрицательно сказывается на качестве распыливания топлива форсунками, что затрудняет пуск дизеля [9, 40, 57, 63, 64, 67, 76, 83, 88]. Происходит это из-за повышения вязкости дизельного топлива и возрастания сил его поверхностного натяжения, уменьшения частоты вр ащения кулачкового вала топливного насоса высокого давления и скорости плунжеров нагнетательных секций, что ведет к снижению давления нагнетаемого в форсунки топлива и соответствующему уменьшению подъема иглы форсунки. В результате образуется меньший зазор между седлом и запорной частью иглы распылителя и возрастает сопротивление впрыску, что уменьшает скорость истечения топлива из распылителя. Происходящее при этом снижение качества распыливания топлива в сочетании со снижением температуры воздуха в конце такта сжатия увеличивают период задержки самовоспламенения топлива, затрудняя пуск дизеля. Иногда сочетание этих факторов вообще не обеспечивает самово спламенения дизельного топлива, и пуск дизеля становится невозможным. Практикой установлено, что надежный пуск дизелей по условиям воспламеняемости и прокачиваемости топлива можно произвести при температуре окружающего во здуха не ниже минус 15 °С. При более низких температурах необходимо применять средства облегчения пуска дизеля.

С изменением давления впрыска меняется скорость потока в сопловом канале форсунки, а следовательно, меняется и степень его завихренности. С увеличением давления размеры капель топлива уменьшаются [9].

В ходе исследований установлено заметное влияние вязкости топлива на степень распыливания [12, 13, 14].

Эта зависимость может быть выражена посредством формулы [6]:

где – средний диаметр капель при кинематической вязкости – известный средний диаметр капель при кинематической вязкости.

При увеличении плотности среды наблюдаются уменьшение диаметра наиболее мелких капель и увеличение диаметра наиболее крупных капель [6].

Мелкость распыливаемого топлива, подаваемого в цилиндр двигателя, в течение первого периода впрыска влияет на предпламенные процессы и на протекание цикла, на втором этапе происходит процесс горения основной массы топлива, в случае ухудшения процесса дробления струи на третьем этапе с уменьшением давления впрыска в камеру может попасть почти не распавшаяся струя [13].

Оценку качества распыливания топлива проводят двумя методами [4]: методом оценки совокупности капель по осредненным критериям и методом, позволяющим установить количество капель определенного размера.

При создании и разработке математической модели смесеобразования и сгорания жидких углеводородных топлив используются математические выражения и критериальные зависимости, предложенные А.С. Лышевским и уточненные Н.Ф. Разлейцевым применительно к быстроходным форсированным дизелям [52, 72].

Рассмотрим математические выражения, по которым определяются характеристика впрыскивания топлива и критериальные зависимости.

Средняя скорость за время впрыскивания цикловой порции топлива:

где Вц – цикловая порция топлива;

m fс – площадь эффективного проходного сечения распыливающих отверстий;

i – количество распыливающих отверстий;

Т – плотность топлива;

t впр – продолжительность впрыскивания порции топлива.

Оценка влияния физических параметров топлива на мелкость его распыливания осуществляется с помощью критериального уравнения для отыскания средних диаметров капель топливной струи:

где dk – средний диаметр капель топливной струи;

Ek – постоянный коэффициент, зависящий от конструкции форсунки и способа осреднения размеров капель;

dc – диаметр струи;

– критерий, характеризующий отношение плотности воздуха и топлива;

We – критерий Вебера, характеризующий отношение сил поверхностного натяжения и сил инерции;

M – критерий, характеризующий отношение сил поверхностного натяжения и вязкости.

Пусковые качества дизельного двигателя в значительной степени зависят от угла опережения впрыскивания и величины цикловой подачи топлива (весовой gц или объемной qц) [52, 72]. Для большинства отечественных дизелей оптимальные установочные углы опережений впрыска топлива при пуске лежат в пределах от 16 до 22 угла поворота коленчатого вала до ВМТ. При пуске холодного дизельного двигателя цикловая подача топлива gц должна быть больше, чем на режиме максимальной мощности. Повышение gц улучшает условия воспламенения, увеличивает индикаторный момент дизельного двигателя на режимах разгона и уменьшает общую продолжительность пуска. Величина gц должна составлять 100мг на литр рабочего объема цилиндра [11].

Влияние цикловой подачи и угла опережения впрыскивания показаны на рисунке 1.2.

Рисунок 1.2 – Влияние параметров топливоподачи на пуск дизеля:

а – влияние цикловой подачи на продолжительность пуска; б – влияние угла опережения впрыскивания на продолжительность пуска; – продолжительность пуска; g – цикловая подача; – угол опережения впрыскивания.

1.3 Использование СВЧ – нагрева топлива для обеспечения ускоренного и надежного пуска дизеля в условиях низких температур Как было указано выше, существующие на сегодняшний день методы облегчения пуска дизеля в условиях низких температур окружающего воздуха не удовлетворяют современным требованиям ведения боевых действий. Как нам представляется, использование СВЧ нагрева топлива и тепловой трубы для нагрева моторного масла позволит обеспечить надежный пуск дизеля в условиях низких температур.

В подавляющем большинстве случаев нагрев каких - либо физических тел производится путем передачи тепла снаружи внутрь за счет теплопроводности [24, 102].

Используя СВЧ нагрев, при рациональном подборе частоты колебаний и параметров камер, где происходит преобразование СВЧ энергии в тепловую, можно получить равномерное выделение тепла по объему тела. Эффективность преобразования энергии электрического поля в тепло возрастает прямо пропорционально частоте колебаний и квадрату напряженности электрического поля.

При этом следует отметить простоту подачи СВЧ энергии практически к любому участку нагреваемого тела.

Механизм нагрева материалов СВЧ энергией основан на явлении поляризации - перемещении в некоторых ограниченных пределах связанных электрических зарядов - диполей. Под действием внешнего переменного электромагнитного поля в материале происходит их колебательное движение и переориентация, в р езультате чего возникают токи проводимости и смещения. Совокупность обоих явлений и обеспечивает нагрев материала.

Удельная активная мощность, определяющая количество тепла, выделенного при СВЧ - нагреве в единице объёма материала, рассчитывается согласно классическому закону Джоуля - Ленца по формуле:

Длина волны СВЧ генератора (магнетрона) может быть выбрана из условия:

где – длина волны;

tg – тангенс угла диэлектрических потерь;

– диэлектрическая проницаемость;

l – толщина изделия.

Преимущества СВЧ нагрева перед другими видами [40]:

- тепловая безынерционность, т. е. возможность практически мгновенного включения и выключения теплового воздействия на обрабатываемый материал.

Отсюда высокая точность регулировки процесса нагрева и его воспроизводимость;

- принципиально высокий КПД преобразования СВЧ энергии в тепловую, выделяемую в объеме нагреваемых тел. Теоретическое значение этого КПД близко к 100 %. Тепловые потери в подводящих трактах обычно невелики, и стенки волноводов и рабочих камер остаются практически холодными;

- возможность осуществления и практического применения новых необычных видов нагрева – избирательного, равномерного, сверхчистого.

Основным генератором СВЧ энергии является магнетрон (электровакуумный генератор электромагнитных СВЧ колебаний, основанный на взаимодействии электронов, движущихся в магнитном поле, с возбуждаемыми ими электромагнитными полями). Основу его конструкции составляет коаксиальный цилиндрический диод с внутренним электродом – катодом в однородном магнитостатическом поле, направленном вдоль его оси.

Для передачи энергии источника к приемнику используются как волноводные линии, так и свободное пространство. Волновод, по которому распространяется волна, представляет собой трубку круглого или прямоугольного сечения.

Наиболее применим на практике волновод прямоугольного сечения [6,17].

Генерируемая мощность поступает по волноводу (линия связи) в рабочую зону, представляющую собой камеру (рабочая камера).

В устройствах СВЧ нагрева находят применение резонаторные камеры в виде прямоугольных объемных резонаторов, линейные размеры которых в 5 - раз превышают длину волны генератора. В подобном резонаторе может сущес твовать несколько различных видов колебаний (более десяти), у каждого из которых свое распределение электрического и магнитного полей внутри объема рез онатора. Такие резонаторы называются многомодовыми, т. е. в них может быть одновременно возбуждено несколько видов колебаний.

Размеры и параметры объемных резонаторов могут быть рассчитаны на ЭВМ и оптимизированы. Задача оптимизации состоит в том, чтобы выбрать такие размеры резонатора, при которых в нем можно было бы возбуждать только опр еделенные виды колебаний, а интерференция между ними давала бы возможно более равномерное по объему поле. При этом возбуждающие колебания устройства должны устанавливать строго определенные соотношения между амплитудами тех видов колебаний, которые дают суммарное равномерное поле.

Существует несколько иной способ получения равномерности нагрева – это применение двух или более генераторов, работающих на разных, но обычно близких частотах, или введение изменения во времени генерируемой длины волны в некоторых возможных пределах ± d.

Чем ближе по шкале длин волн расположены виды колебаний рассматриваемого многомодового резонатора, тем меньшее изменение длины волны генер атора оказывается достаточным для улучшения равномерности нагрева и получ ения равномерного электромагнитного поля в нем даже при слабой загрузке резонатора обрабатываемым диэлектриком.

Для СВЧ нагрева наиболее пригодны такие многомодовые резонаторы, у которых резонансные длины волн различных видов колебаний расположены по шкале длин волн не сгустками, а возможно более равномерно. Это получается, когда размеры резонатора соизмеримы, но не равны, т. е. когда резонатор представляет собой параллелепипед, близкий к кубу.

1.4 Выводы по главе. Постановка задач исследования Проведенный анализ позволяет сформулировать следующие выводы:

1. Существующие методы и средства облегчения пуска не в полной мере удовлетворяют требованиям, которые к ним предъявляются: по времени подготовки к пуску, продолжительности работы средств облегчения пуска, температурным условиям, при которых они должны обеспечивать надежный пуск двигателя;

2. Проведенный анализ показал, что значительное влияние на физические свойства топлива оказывает его температура. На основании анализа существующих представлений о физике процессов, происходящих при СВЧ нагреве топлива, а также проведения предварительного эксперимента по реализации СВЧ нагрева дизельного топлива установлена принципиальная возможность реализации СВЧ нагрева в системах топливоподачи дизелей.

3. СВЧ излучение позволяет в течении непродолжительного времени осуществить равномерный нагрев топлива, необходимого на весь период осуществления пуска дизеля, тем самым способствуя сокращению времени на подготовку к пуску в условиях низких температур окружающего воздуха до 1 – 1,5 минуты;

В соответствии с выводами в работе необходимо решить следующие задачи:

1. Провести анализ особенностей процесса пуска дизеля в условиях низких температур окружающего воздуха и способов его облегчения;

2. Разработать способ повышения качества смесеобразования за счет нагрева топлива перед впрыскиванием с помощью СВЧ энергии при пуске дизеля;

3. Уточнить математическую модель для оценки качества смесеобразования топлива, нагретого с помощью СВЧ энергии;

4. Разработать методику экспериментальных исследований по оценке особенностей и качества смесеобразования при пуске дизеля в зависимости от параметров СВЧ нагрева топлива;

5. Провести технико-экономическую оценку эффективности повышения качества смесеобразования при пуске дизеля в условиях низких температур.

ГЛАВА 2 ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ СИСТЕМЫ

ТОПЛИВОПОДАЧИ С УСТРОЙСТВОМ СВЧ НАГРЕВА ТОПЛИВА

Работа двигателей в условиях низких температур имеет ряд особенностей, обусловленных как непосредственным снижением температуры воздушного заряда, поступающего в двигатель, так и снижением его общего теплового состояния.

На функционировании двигателя и его систем сказывается также изменение физических свойств топлива [27, 54, 77]. Изменение температуры топлива (рисунок 2.1) отражается на его кинематической вязкости, поверхностном натяжении, коэффициенте сжимаемости Т, теплопроводности, плотности дизельного топлива и его удельной теплоемкости С.

Рисунок 2.1 – Изменение физических свойств топлива в зависимости от его температуры Именно эти показатели оказывают определенное влияние на протекание процессов впрыскивания, испарения, смесеобразования и сгорания в цилиндре дизеля, что в конечном итоге оказывает влияние на пуск дизеля.

Одно из важнейших требований к качеству дизельного топлива – легкая прокачиваемость при различных температурах окружающей среды [96]. Это качество определяется вязкостью и температурой застывания топлива. Вязкость дизельного топлива зависит от температуры (таблица 2.1).

Таблица 2.1 – Кинематическая вязкость дизельного топлива Дизельное топливо С повышением температуры топлива плотность, поверхностное натяжение и вязкость его уменьшаются, а коэффициент сжимаемости увеличивается.

Распыливание топлива ухудшается с повышением вязкости за счет образования крупных капель, хотя увеличивается глубина их проникновения в среду сжатого воздуха [19]. При малой вязкости процесс смесеобразования также ухудшается из-за снижения скорости проникновения капель топлива в камеру сгорания, в результате чего топливовоздушная смесь становится неоднородной [46].

Оптимальная вязкость дизельного топлива, с точки зрения распыливания и прокачиваемости, 3 - 8 мм2/с при 20 °С [53]. Поскольку для приборов системы питания дизельное топливо служит одновременно смазывающей жидкостью, то использование топлива с вязкостью меньше указанных значений недопустимо. В противном случае возрастает износ плунжерных пар, а также снижается коэффициент подачи топлива в камеру сгорания из-за увеличения утечек топлива через зазоры прецизионных пар. При повышении вязкости с 3 до 8 мм 2/с коэффициент подачи топлива увеличивается на 15 - 16 % [96].

Удельная теплоемкость жидкости в значительной степени зависит от ее температуры. Для определения теплоемкости нефтепродуктов применяют следующую формулу [23]:

где Т – температура С, при которой измеряется теплоемкость.

Зависимость удельной теплоемкости от температуры жидкости имеет линейных характер и при увеличении температуры жидкости этот коэффициент увеличивается. Разница в коэффициенте теплоемкости в зависимости от вида то плива составит для одинаковых температурных условий 2,4 % [23]. Увеличение температуры топлива с минус 40 до 0 °С приведет к увеличению коэффициента теплоемкости на 3,34 %.

Теплопроводность Т также зависит от температуры дизельного топлива. У нефтепродуктов теплопроводность невелика и может быть определена по эмпирической формуле [23]:

где 15 – плотность при температуре 15 С.

Зависимость коэффициента теплопроводности от температуры жидкости имеет линейный характер, и при увеличении температуры жидкости этот коэффициент увеличивается [23].

Разница в коэффициенте теплопроводности в зависимости от вида топлива (его плотности) составит для одинаковых температурных условий 4,6%, а изменение температуры топлива от минус 40 до 0 °С приведет к изменению коэффициента теплопроводности на 1,1 % (рисунок 2.2).

Температура топлива в значительной степени оказывает влияние на его вязкость, особенно в области низких температур, где эта зависимость имеет резко выраженный степенной характер (рисунок 2.2).

Рисунок 2.2 - Зависимость кинематической вязкости дизельного топлива от его температуры [50]:1 - летнее К физическим характеристикам топлива, оказывающим влияние на процессы его испарения и выгорания, можно отнести среднюю объемную температуру кипения по характеристикам разгонки топлива, критические температуру и давление фазового перехода жидкого топлива в пар и др.

На рисунке 2.3 приведена кривая фракционной разгонки дизельного топлива.

Рисунок 2.3 - Кривая фракционной разгонки дизельного топлива.

Для количественной оценки испаряемости топлива можно воспользоваться формулой определения среднеобъемной температуры кипения [42, 52]:

где Т10, Т30, Т50, Т70 – температуры соответствующие выкипанию 10, 30, 50, 70% объема топлива.

2.2 Математическое моделирование нагрева дизельного топлива в Для расчета мощности источника СВЧ нагрева известно выражение [6]:

где - функция, определяющая распределение удельной поглощенной мощности по поперечному сечению прямоугольного волновода;

V – объем камеры нагрева;

– диэлектрическая проницаемость топлива;

– угол диэлектрических потерь топлива;

f – частота электромагнитного поля;

– квадрат модуля напряженности электромагнитного поля.

Для локализации области, в которой распространяется электромагнитное поле, используют направляющие системы. Они служат для передачи электромагнитной энергии от источника к потребителю. Различают направляющие системы открытого и закрытого типов. В линиях передачи закрытого типа вся энергия электромагнитного поля сосредоточена в пространстве, окруженном металлич еской оболочкой той или иной формы, например, прямоугольной или круглой [10, 17, 24, 56, 79], поэтому их применение в технологических установках СВЧ нагрева является более предпочтительным по следующим причинам: во-первых, электромагнитная энергия передается от источника к диэлектрику практически без потерь, так как она не рассеивается в окружающем пространстве; во-вторых, электромагнитные волны, распространяющиеся в волноводе, безопасны для человека; в-третьих, использование многомодового режима возбуждения позволяет создавать в волноводе электромагнитные поля со сложной пространственной конфигурацией и др.

Известно [6, 56], что продольные составляющие электрического и магнитного полей удовлетворяют однородным уравнениям Гельмгольца:

для продольной составляющей электрического поля:

где Е – напряженность электрического поля;

для продольной составляющей магнитного поля:

где Н – напряженность магнитного поля.

Здесь – поперечное волновое число:

Решение уравнения (2.6) при условии Еz = 0 на стенках волновода, т. е.

при х = 0, х = а и у = 0, у = b, имеет вид где m и n - определяют число длин полуволн, укладывающихся вдоль стенок волновода по осям х и у соответственно.

Подставляя продольную составляющую электрической волны Ez(x, y,z) в уравнения, связывающие продольные и поперечные составляющие [56], получим – постоянная распространения.

Низшим типом среди волн Еmn обладающим наибольшей критической длиной волны, является волна Е11, с критической длиной волны равной имеет вид Подставляя продольную составляющую магнитного поля Hz(x, y, z) в уравнения, связывающие продольные и поперечные составляющие [56], получим Если a > b, то низшим типом среди волн Hmn является волна H10 с критической длиной волны = 2а.

Нужно отметить, что волна H10 является низшим типом волн среди всех возможных типов волн в прямоугольном волноводе. При заполнении волновода диэлектриком с · > 1 критические длины волн для всех типов волн увеличиваются пропорционально множителю.

При математическом моделировании СВЧ нагрева топлива предполагается, что в прямоугольном волноводе возбуждается единственный тип волны.

Наибольший практический интерес представляют моды с наибольшими значениями критической длины волны Е11 и H10. Выражение для квадрата модуля напряженности электрического поля записывается в следующем виде где,z) и,z) - поперечные и продольные составляющие напряженности электрического поля волн mn-го типа;

mn – постоянная распространения волн mn-го типа;

L - длина заполненной части волновода.

Для волн электрического и магнитного типа указанные составляющие имеют вид:

ля олныE для волны H10 :

Функцию удельной поглощенной мощности Q(x, у, z) выбираем в виде где – коэффициент затухания электромагнитной волны в материале, заполняющем волновод.

При математическом моделировании СВЧ нагрева в прямоугольном волноводе предполагается, что теплофизические свойства топлива не зависят от температуры. При сделанных допущениях распределение температуры в топливе удо влетворяет уравнению теплопроводности следующего вида:

где Q(x,y,z) – функция тепловых потерь, пропорциональная квадрату модуля напряженности электрического поля в топливе.

Граничные условия для уравнения (2.24) принимались в следующем виде:

на стенках (х = 0, х = a) задается граничное условие третьего рода на стенках (y = 0, у = b) задается граничное условие третьего рода:

Здесь k – коэффициент теплообмена на боковых стенках волновода;

Ts – температура окружающей среды.

При z = 0 и при z = L задается условие теплоизоляции:

причем значение L выбирается много большим глубины проникновения электромагнитной волны в топливо, что позволяет пренебречь при математическом моделировании влиянием отраженной волны. Начальное условие при = задается в виде:

Для решения задачи методом конечных разностей по неявной разностной схеме в трехмерной области (0 < х < a, 0 < у < b, 0 < z < L) вводится равномерная Обозначим через T’ikj=T(xi, yk,zj, n) и Tikj=T(xi, yk, zj,n-1) значения температуры в узлах сетки для последующего и предыдущего временного слоя соответс твенно n=(n-1).

Составим конечно-разностное уравнение для внутреннего элементарного объема, содержащего узловую точку(xi, yk,, zj). Этот элементарный объем окружен шестью соседними, поэтому в уравнении теплового баланса учитываются шесть тепловых потоков от соседних объемов:

Заменяя интегралы в уравнении теплового баланса квадратурными формулами, получим консервативную разностную схему для внутренних узлов:

i=2…Ni-1, k=2…Nk-1, j=2…Nj- Для узловых точек, лежащих на границах топлива при z = 0 и j = 1 из уравнения теплового баланса получим:

Аналогично для узловых точек при z = L и j = Nj получим:

i=2,…,Ni-1, k=2,…, Nk- Для точек, лежащих на боковых стенках волновода при x = 0, i =1, x = a, i = разностные уравнения имеют вид:

j=2,…,Nj-1, k=2,…, Nk- Аналогично для стенок волновода y = 0, k = 1 и y = b, k = Nk.

Для узловых точек, лежащих на ребрах, учитываются тепловые потоки двух граней. Так, например, записав уравнение теплового баланса для узловой точки (xi, y1, zj), получим разностное уравнение И аналогично, для узловых точек, лежащих в других углах, начальные условия записываются в виде Значения температуры в узловых точках на следующем временном слое находятся путем решения системы Ni, Nk, Nj линейных уравнений. Значения температуры на первом временном слое определяется из начального условия.

На рисунке 2.4 приведены изотермы в поперечном сечении прямоугольного волновода (z = 0.05 м) при возбуждении в нем волны Е11.

Рисунок 2.4 – Изотермы в поперечном сечении волновода 2.3 Определение изменения температуры топлива при его продвижении Для вычисления конечной температуры топлива перед форсункой необходимо проведение расчетов, связанных с учетом тепловых потерь топлива в каналах и трубопроводах системы топливоподачи [87].

Тепловые потери на участках системы топливоподачи можно рассматривать как конвективные потери в трубопроводах [23]. Тогда изменение температуры топлива в системе топливоподачи можно представить в виде где Ti – приращение температуры топлива на i – м участке системы топливоподачи в результате конвективного теплообмена;

Tн – нагрев топлива в процессе продвижения топлива в системе топливоподачи.

Определение температуры топлива в результате конвективного теплообмена Теплопередача включает в себя теплоотдачу от более горячей жидкости к стенке, теплопроводность в стенке, теплоотдачу от стенки к более холодной среде [48].

Для удобства расчетов теплопотерь топливо можно представить в виде стержня, у которого площадь поперечного сечения очень мала по сравнению с его длиной.

Обозначим площадь поперечного сечения стержня через f и периметр через u. Стержень находится в среде с постоянной температурой Tf, коэффициент теплоотдачи от поверхности стержня к окружающей среде будем считать постоянным для всей поверхности.

Будем полагать также, что значения коэффициента теплопроводности то плива Т достаточно велики, а площадь поперечного сечения очень мала по сравнению с его длиной. Последнее дает основание пренебречь изменением температуры в поперечном сечении и считать, что она изменяется только вдоль оси стер жня. Для удобства дальнейших выкладок отсчет температуры будем вести от Tf = const. Отсчитанную таким образом избыточную температуру стержня обозначим через.

где Tf — температура среды, окружающей стержень, T— текущая температура стержня.

Если задана температура основания стержня T1, то избыточная температура стержня (рисунок 2.5) будет: 1= T1 - Tf.

На расстоянии x от основания стержня выделим элемент стержня длиной dx.

Уравнение теплового баланса для рассматриваемого элемента можно записать в виде:

где Qx— количество теплоты, входящее в левую грань элемента за единицу времени;

Qx+dx — количество теплоты, которое выходит из противоположной грани элемента за то же время;

dQ — количество теплоты, отдаваемое за единицу времени наружной поверхностью элемента окружающей его среде.

Согласно закону Фурье где ТТ – коэффициент теплопередачи.

Значения постоянных c1 и c2 определяются из граничных условий, которые задаются в зависимости от длины стержня и других факторов.

Граничные условия принимаются в виде где — температура на конце стержня; l — коэффициент теплоотдачи с торца стержня.

Для определения постоянныx c1 и c2 в уравнении (2.35) используем граничные условия (2.36):

Подставляя полученные значенияc1 и c2 в уравнение (2.35), получаем (2.36).

Умножив и разделив правую часть уравнения (2.39) на e-ml и произведя алгебраические преобразования, получим:

тогда Граничные условия запишем в виде Последнее можно допустить для случая, когда l на торце стержня мало, а коэффициент теплопроводности топлива Т велик и отношение l / Т 0, т. е.

можно пренебречь теплоотдачей с торца стержня.

Для этих условий в соотношении (2.43) вторые члены числителя и знаменателя правой части обращаются в нуль и уравнение принимает вид:

2.4 Определение коэффициентов теплопередачи Из теории теплопередачи известно, что при конвективном теплообмене коэффициент теплопередачи является сложной функцией, зависящей от ряда различных факторов (физико-химических свойств теплоносителей, формы и размеров поверхности теплообмена) и может быть выражен в общем виде [44]:

Это уравнение устанавливает приближенную модель механизма процесса, так как определяет не точные численные зависимости, а только логический выбор переменных, влияющих на коэффициент теплопередачи. Найти функцию в общем виде аналитическим путем такого сложного процесса как теплопередача в топливопроводе топливоподающей системы и смазочной системе сводится к составлению и решению дифференциальных уравнений математической физики совместно с уравнениями однозначности. Составление такой системы уравнений связано с решением проблем гидродинамики, физической химии и пр.

Критериальные формулы для описания теплообмена во внутренней задаче (вынужденное течение) Теплообмен в канале определяется режимом течения и теплофизическими характеристиками движущейся среды, но независимо от них распределение интенсивности теплообмена по длине трубы имеет вид, приведенный на рисунке 2.6.

Рисунок 2.6 – Распределение интенсивности теплообмена Вследствие этого при ламинарном режиме течения сила инерции становится пренебрежимо малой по сравнению с силой вязкостного трения, а мера их отношения – критерий Рейнольдса – вырождается и выпадает из числа аргументов для описания интенсивности теплообмена [48].

При турбулентном режиме течения даже при стабилизировавшемся профиле скорости вследствие турбулентных пульсаций в потоке существенными являются и инерционные силы и силы вязкостного трения, так что мера их отношения – критерий Re – должна быть включена в качестве аргумента для числа Nu. Турбулентные пульсации температуры на участке стабилизировавшейся теплоотдачи приводят к тому, что существенным для интенсивности теплопереноса в потоке остается и критерий Pe.

Теплообмен при ламинарном вязкостном режиме течения В этом случае на ламинарное течение (0 104) длина участка тепловой стабилизации в настоящее время принимается равной [72 ] и для описания теплообмена рекомендуется формула Крауссольда–Михеева, полученная на основании обработки большого количества экспериментальных данных:

Функция CL=f(L/ ), учитывающая влияние на теплообмен расстояния от входа в канал, экспериментально установлена. Для проведения расчетов нам представилось полезным аппроксимировать ее в виде где При больших значениях имеем CL= Теплообмен при переходном режиме течения В переходном режиме (2320 < Re < 104) неустойчивость течения приводит и к неустойчивости теплообмена. Вследствие этого опытные данные различных исследователей заметно отличаются друг от друга [48].

Наш опыт проведения расчетов теплообмена в этой области течения позволяет рекомендовать следующую простую зависимость:

где Nu1 и Nu2 – значения чисел Нуссельта для ламинарного (вязкостного или гравитационно-вязкостного) режима течения при Re=Reкр=2320 и для турбулентного режима течения при Re=104, вычисленные по приведенным выше формулам.

2.5 Исследование характеристик впрыскивания и распыливания Для улучшения пусковых качеств дизеля необходимо обеспечить требуемый характер протекания процессов топливоподачи, смесеобразования и сгорания не только на основных эксплуатационных режимах, но и на режиме пуска. При этом следует отметить, что пусковые режимы работы топливной аппаратуры д изеля существенно отличаются от остальных режимов. Для облегчения холодного пуска дизеля обычно увеличивают цикловую подачу топлива (в 1,5-2,5 раза) и уменьшают угол опережения впрыскивания (на 5-10 ° п.к.в.), что приводит, соответственно, к изменению характеристик распыливания и повышению температуры воздушного заряда в цилиндре в период впрыскивания [31, 68]. В результате требования к процессам впрыскивания и распыливания топлива на пусковых и эксплуатационных режимах могут оказаться противоречивыми.

Работы по совершенствованию процессов впрыскивания и распыливания топлива в дизелях с неразделенными камерами сгорания показывают, что влияние на смесеобразование на режиме пуска оказывают конструкция и техническое с остояние форсунок, в первую очередь - распылителей форсунок, а также мелкость распыливания топлива, подаваемого в камеру сгорания. Повышение пусковых качеств дизелей может быть достигнуто путем улучшения мелкости распыливания топлива, подаваемого в камеру сгорания, и более рационального распределения топлива по объему камеры при уменьшении доли топлива, попадаемого на стенки цилиндра [4, 46, 47, 53]. Для этого необходимо обеспечить согласование геометрических характеристик струй топлива, распыливаемого на режимах пуска, с формой камеры сгорания.

К физическим свойствам топлива, оказывающим влияние на динамику топливной струи и мелкость распыливания при прочих равных условиях, относятся вязкость, поверхностное натяжение и плотность. При повышении вязкости во зрастает дальнобойность топливной струи, что уменьшает долю объемного смес еобразования и приводит к попаданию на стенки камеры сгорания большего количества топлива. С понижением вязкости топлива средний диаметр капель топлива уменьшается и становится более однородным распыл. Однако при этом угол рассеивания топливной струи увеличивается, а дальнобойность уменьшается. Чем выше поверхностное натяжение, тем более устойчива капля к воздействию внешних сил и тем больше ее размеры. Чем меньше поверхностное натяжение, тем тоньше и однороднее распыливание топлива, что способствует ускорению пр оцессов смесеобразования и сгорания.

2.5.1 Влияние физических показателей топлива на показатели работы топливной аппаратуры и параметры струи распыленного топлива Если плотность топлива обусловливает массовую цикловую подачу топлива (ЦПТ), то от вязкости зависят утечки топлива через зазоры прецизионных пар топливоподающей аппаратуры, степень дросселирования топлива в наполнительных и отсечных отверстиях втулки плунжера при их открытии и закрытии, а также в сопловых отверстиях распылителя форсунки. От вязкости и коэффициента сжимаемости топлива зависят коэффициент подачи топливного насоса высокого давления (ТНВД), действительный угол опережения подачи топлива и объёмная ЦПТ [53, 54].

При создании и разработке математической модели смесеобразования и сгорания дизельного топлива используются математические выражения и критериальные зависимости, предложенные А.С. Лышевским и уточненные Н.Ф. Разлейцевым применительно к быстроходным форсированным дизелям с камерами сгорания неразделенного типа [52, 72].

Рисунок 2.7 Геометрические характеристики струи В математических выражениях присутствуют такие физические параметры топлива как плотность топлива Т, динамическая вязкость Т и поверхностное натяжение Т. Для стандартного (зимнего) дизельного топлива вышеуказанные параметры имеют такие значения: Т = 860 кг/м3; Т = 3,8 10–3 Пас;

Т =28 10–3 Н/м.

При получении А.С. Лышевским [52] критериальных зависимостей использовались данные опытов с жидкостями, для которых Т, Т и Т изменялись в пределах: Т = (0,7 0,93)103 кг/м3; Т = (0,4 89,7)10–3 Пас; Т = (2230,7)10–3 Н/м.

Средняя скорость за время впрыскивания цикловой порции топлива:

где Вц – цикловая порция топлива;

m fс – площадь эффективного проходного сечения распыливающих отверстий;

i – количество распыливающих отверстий;

Т – плотность топлива;

впр – продолжительность впрыскивания порции топлива.

В формулах для расчета показателей струи распыленного топлива используются следующие критерии [52]:

- критерий Вебера, характеризующий соотношение сил поверхностного натяжения и инерции:

- критерий М, характеризующий соотношение сил поверхностного натяжения и вязкости:

- отношение плотностей воздуха и топлива:

где dс – диаметр распыливающего отверстия форсунки;

а – плотность воздуха в цилиндре двигателя.

Проведем оценку влияния физических параметров топлива на характеристики впрыскивания и распыливания. При проведении оценки будем считать, что изменяются только тепловое состояние топлива, а режимные, регулировочные и конструктивные параметры двигателя остаются без изменений.

2.5.2 Расчет пути, проходимого топливной струей от распылителя до границы между начальным и основным участками развития струи Выражение для расчета границы между начальным и основным участками развития струи [52]:

После ряда преобразований получим выражение LТ функции величин Т, Т где А– множитель, включающий в себя постоянные величины.

Аналогично (1.6) запишем выражение для подогретого топлива:

Разделив выражение LТГ на LТ, получаем оценку проходимого пути топливной струей от распылителя до границы между начальным и основным участками развития струи где: LT – длина струи, Т – плотность топлива, Т – динамическая вязкость; Т – коэффициент поверхностного натяжения; индекс здесь и далее обозначает наГ гретое топливо.

Как видно из выражения (2.66), увеличение или уменьшение плотности топлива относительно стандартной величины практически не влияет на границу между начальным и основным участками развития струи. Увеличение поверхностного натяжения и уменьшение вязкости топлива без изменения прочих условий распыла приводит к приближению к распылителю границы участков. Основным фактором, влияющим на расположение границы между участками, является величина динамической вязкости топлива, так как ее значение, в зависимости от теплового состояния топлива, может изменяться в широком диапазоне (десятки раз), тогда как поверхностное натяжение изменяется в 1,31,5 раза (рисунок 2.8) [52].

Рисунок 2.8 – Зависимость дальнобойности струи топлива от его температуры 2.5.3 Оценка относительного времени достижения струей топлива Рассчитаем относительное время достижения струей топлива стенки камеры сгорания. При проведении расчетов принято, что путь, проходимый струей холодного и подогретого топлива, одинаков и равен расстоянию от распылителя форсунки до стенки камеры.

Запишем выражение для определения дальнобойности струи топлива на основном участке ее развития [52, 72,]:

Ds=4…5 – коэффициент.

Время достижения топливной струей стенки камеры сгорания s запишем следующим образом [52] После преобразований получим выражение Соответственно для подогретого топлива Оценку относительного времени достижения вершиной струи топлива стенки камеры сгорания где: – время прохождения топливной струей расстояния от распылителя форсунки до стенки камеры сгорания.

Как видно из (2.71), по мере уменьшения ТГ,ТГ ТГ по сравнению с аналогичными величинами для неподогретого дизельного топлива уменьшается время прохождения топливной струей расстояния от распылителя форсунки до стенки камеры сгорания. Это приводит к уменьшению количества испарившегося топлива в объеме камеры сгорания, что оказывает влияние на динамику тепловыделения в начальной фазе процесса сгорания и уменьшению «жесткости» работы двигателя.

2.5.4 Оценка влияния физических параметров топлива на мелкость его Критериальное уравнение для отыскания средних диаметров капель топливной струи записывается в следующем виде [52, 72, 86] где Е – постоянный коэффициент, зависящий от конструкции форсунки и способа осреднения размеров капель.

Исходя из того, что конструкция форсунки остается неизменной при подогреве топлива, коэффициентЕ не изменяется.

Распишем составляющие уравнения для отыскания среднего диаметра капель холодного топлива После преобразования получим где В – константа, включающая в себя все величины, неизменные для разных видов топлива.

Уравнение для расчета среднего диаметра капель подогретого топлива Относительное изменение диаметра капель при переходе от холодного топлива к подогретому Как видно из выражения (2.75), на диаметр капель оказывают влияние плотность, поверхностное натяжение и вязкость топлива. По мере уменьшения ТГ, ТГ и ТГ средний диаметр капель уменьшается. При применении подогретого топлива средний диаметр капли топлива уменьшается в 1,6 раза (по сравнению с подогретым дизельным топливом), что положительно сказывается на пуске диз еля в условиях низких температур, т.к. более мелкие капли топлива быстрее испаряются, чем достигается объемное смесеобразование. На рисунке 2.9 представлена зависимость среднего диаметра капель топлива от его температуры.

Оценка мелкости распыливания топлива производиться по величинам средних диаметров капель: арифметического d10, поверхностного d20, объемного d30 и по Заутеру dЗ2 (таблица 2.2) [52, 86]:

где f,k – целые числа, зависящие от способа осреднения; i – номер фракции, на которые разбита совокупность капель; di – средний диаметр i – той фракции, ni – число капель i – той фракции.

Однородность распыливания топлива оценивается отношением средних диаметров d 10/d30 [52,86]:

Таблица 2.2 – Оценка мелкости распыливания топлива Рисунок 2.9 - Зависимость средних диаметров капель от 2.5.5. Оценка влияния физических параметров топлива на угол рассеивания топливной струи Наиболее интенсивно идут процессы испарения и смесеобразования распыленного топлива на основном участке развития струи (при малоизменяющемся угле раскрытия струи возрастает ее боковая поверхность по мере удаления от распылителя форсунки).

Критериальное уравнение определения угла раскрытия топливной струи на основном участке [52] где Fs = 0,009 – постоянный коэффициент.

Распишем составляющие уравнения (2.79):

После преобразований получим следующее уравнение:

гдеС – константа, включающая в себя все величины, неизменные для холодного и подогретого топлив.

Аналогично для струи подогретого топлива запишем:

Оценка относительного изменения угла рассеивания топливной струи при переходе от холодного топлива к подогретому:

где: – угол рассеяния топливной струи.

При впрыскивании в цилиндр дизеля подогретого топлива, угол рассеивания топливной струи и ее боковая поверхность увеличиваются, что приведет к увеличению количества испарившегося топлива за период задержки воспламенения, а это, в свою очередь, положительно сказывается на пуске дизеля в условиях низких температур, т.к. этим достигается объемное смесеобразование.

2.5.6 Определение изменения температуры топлива при его продвижении по системе топливоподачи При подаче топлива по топливопроводам и каналам системы топливоподачи необходимо учитывать нагрев топлива от сжатия.

При этом представляет интерес определить степень влияния на нагрев то плива таких факторов как величина дифференциального напора, подачи и адиаб атического сжатия.

В работе [72] на основе выражения первого начала термодинамики было получено уравнение для расчета нагрева жидкости в насосе в следующем виде:

где Твх, Твых – температура топлива на входе и выходе из насоса; v - удельный объем топлива; Cp - удельная теплоемкость топлива; Pвх, Pвых - давление на входе и выходе из насоса; Di- коэффициент Джоуля – Томсона.

Принимая во внимание характеристику ( – Q) в виде зависимости где Q – теплота; k1, k2 – коэффициенты теплопередачи;

а также зависимость коэффициента Джоуля – Томсона от коэффициента температурного расширения формулу (2.86) можно преобразовать к виду В формуле (2.86) зависимость коэффициента объемного расширения удобно представить в виде двухчленной зависимости где aа, bа – коэффициенты аппроксимации.

Расчет коэффициентов aа и bа можно произвести, по пяти точкам табличной зависимости, приводимой в [72], применяя метод наименьших квадратов. При этом для расчета можно использовать систему двух линейных уравнений [72] В результате указанных расчетов для дизельного топлива была получена следующая зависимость После подстановки зависимости (2.90) в формулу (2.87) получим искомую зависимость для расчета нагрева топлива в системе топливоподачи где: v – удельный объем топлива; Cp – удельная теплоемкость топлива; Pвх, Pвых – давление на входе и выходе из насоса; Q – подача насоса; k1, k2 – коэффициенты теплопередачи; Т – начальная температура топлива; v – скорость движения топлива. При этом для расчета коэффициентов k1 и k2 также используется система двух линейных уравнений [62] Расчет температуры топлива по уточненной математической модели Афиногентова В.И. и характеристик впрыскивания и распыливания топлива приведен в приложении Б.

В процессе разработки главы 2 диссертационного исследования сделаны выводы:

1. На основании анализа существующих представлений о физике процессов, происходящих при СВЧ нагреве топлива, а также проведения предварительного эксперимента по реализации СВЧ нагрева дизельного топлива установлена принципиальная возможность реализации СВЧ нагрева в системах ТП дизелей.

2. Уточнена математическая модель для оценки качества смесеобразования топлива при использовании СВЧ энергии с учетом движения топлива в трубопроводе и коэффициента теплопередачи от трубопровода высокого давления к топливу и далее к наименее нагретым элементам системы.

3. Разработана методика, позволяющая учесть изменение основных параметров распыливания ( dкГ, L ТГ, sГ, tg ТГ) в зависимости от температуры (Т) топлива, при использовании СВЧ энергии для его нагрева

3 ПРОГРАММА И МЕТОДИКА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО

ИССЛЕДОВАНИЯ

Для оценки соответствия этих данных реальному процессу, проводится экспериментальное исследование натурного образца. Сопоставление экспериментальных параметров применения СВЧ нагрева топлива, полученных во время моделирования, позволит сделать вывод об их адекватности.

На основании проведённого анализа литературы и результатов теоретического исследования сформулированы задачи экспериментального исследования:

создать экспериментальную установку и разработать методику экспериментального исследования;

проверить опытным путём результаты вычислительного эксперимента;

исследовать изменения качества смесеобразования за счет нагрева топлива с помощью СВЧ колебаний;

установить закономерности изменения качества смесеобразования, времени пуска двигателя от параметров СВЧ нагрева топлива и окружающего воздуха;

проверить целесообразность применения способа повышения качества смесеобразования за счет нагрева топлива с помощью СВЧ колебаний при пуске дизеля в условиях низких температур.

Для оценки практической возможности способа повышения качества смесеобразования за счет нагрева топлива с помощью СВЧ колебаний при пуске диз еля в условиях низких температур, разработана и изготовлена экспериментальная установка. Она оборудована необходимыми системами, устройствами и контрольно-измерительной аппаратурой, обеспечивающими проведение необходимых исследований.

Для нагрева топлива и регистрации характеристик впрыскивания и распыливания топлива создана лабораторная экспериментальная установка нагрева СВЧ топлива, использованы стенд контроля качества распылителей на основе скоростной съемки и обработки изображения топливных струй и камера холода модели КХТ – 0,064/М.

Установка СВЧ нагрева топлива Установка СВЧ нагрева топлива (рисунок 3.1) позволяет производить нагрев топлива до заданных температур. В ее состав входят: блок управления, выс оковольтный источник питания, инвертор напряжения, магнетрон, камера нагрева, в роли которой выступает волновод прямоугольной формы, вентилятор охлаждения магнетрона.

Рисунок 3.1 – Общий вид устройства СВЧ нагрева топлива:

1 - топливный насос высокого давления; 2 - форсунка; 3 - волновод (камера нагрева дизельного топлива); 4 - магнетрон;5 - инвертор напряжения; 6 - трансформатор; 7 - блок управления; 8 - источник Блок управления предназначен для управления нагревом топлива в камере нагрева (волноводе). Функциональная схема блока управления представлена на рисунке 3.2.

Рисунок 3.2 – Функциональная схема блока управления установки СВЧ В состав блока управления входят: процессор управления, источник питания, элементы кварцевого генератора, зуммер, ключи управления реле, фор мирователь импульсов, схема сброса процессора, замедляющее реле. Основой служит блок управления микроволновой печи фирмы SAMSUNG Его схема представлена на рисунке 3.3.

Рисунок 3.3 – Схема электрическая принципиальная блока Основу блока управления составляет процессор типа М38125М7-140. Процессор отвечает за индикацию, отсчет времени, включение магнетрона, выключение СВЧ генерации.

Выводы интегральной микросхемы процессора управления имеют следующее назначение:

— выводы 38...56 используются для управления индикатором;

— выводы 61...64 используются для управления сетками индикатора;

— вывод 19 — через него выдается сигнал включения зуммера;

— выводы 30 и 31 используются для подключения кварцевого резонатора с частотой 4,194304 МГц;

— вывод 28 — на него поступают импульсы с частотой 50 Гц от ограничителя на R06 и ZD03, которые используются для работы таймера;

— выводы 1,4 — питающее напряжение + 5 В;

— вывод 2 — питающее напряжение - 24 В;

— вывод 27 — вход сброса процессора управления, сигнал на который поступает от цепочки R07, С04 и интегральной микросхемы IC02;

— выводы 12 и 37 — используются для подключения температурного датчика (термистора);

— выводы 5...7, 8...11, 13 используются для управления через транзисторные ключи реле. Эти выводы потенциальные (т. е. включенному состоянию реле соответствует потенциал +5 В на соответствующем выводе), кроме вывода 5.

На вывод 5 выдается импульсный сигнал включения главного реле устройства СВЧ нагрева топлива.

Схема сброса блока управления обеспечивает сброс, т. е. приведение в исходное состояние процессора управления, как при включении источника питания, так и при превышении напряжения питания заданной величины.

Кварцевый генератор образуется усилителем процессора и кварцевым резонатором с частотой 4,194304 МГц.

Зуммер обеспечивает усилительный транзисторный каскад, работающий на пьезокерамический излучатель.

Формирователь импульсов преобразует синусоидальное сетевое напряжение в прямоугольные импульсы. Импульсы используются для работы таймера установки нагрева СВЧ, а также для включения и выключения реле, управляющего выходной мощностью в моменты «0» сетевого напряжения, для обеспечения с окращения помех, создаваемых устройством нагрева СВЧ, и увеличения срока службы контактов реле.

Замедляющее реле предназначено для уменьшения пускового тока при включении устройства нагрева СВЧ топлива и заряде высоковольтного конденс атора. Это реле после включения устройства включает последовательно с первичной обмоткой высоковольтного трансформатора резистор. По истечении 10 мс резистор включает реле, и устройство выходит на номинальный режим работы. Это реле способствует уменьшению выбросов тока в питающей сети и помех, создаваемых устройством нагрева СВЧ.

Камера нагрева топлива представляет собой прямоугольный волновод размерами 100х42х2 см. В камере нагрева топлива размещается электрический штырь магнетрона в максимуме электрического поля вдоль силовых линий поля, которым осуществляется вывод СВЧ энергии из магнетрона. Как показано на рисунке 3.4, согласование магнетрона с волноводом осуществляется путем подбора двух размеров: расстояние от штыря до стенки волновода d должно составлять ровно четверть длины волны; расстояние от штыря до противоположной стенки волновода L должно составлять ровно четверть длины волны. Расстояние от центра штыря магнетрона до противоположной стенки должно составлять 0,25 длины волны, поскольку при таком расстоянии будут суммироваться волны, излученные магнетроном и отраженные от стенки волновода. Таким образом, вся энергия, выработанная магнетроном, распространяется по волноводу, работающему в режиме бегущих волн.

Рисунок 3.4 – Схема вывода электромагнитной энергии из Схема устройства и включения магнетрона представлена на рисунке 3. Рисунок 3.5 – Схема устройства и включения магнетронного генератора:

1– анодный блок; 2– катод; 3–резонатор типа щель – отверстие; 4 – пространство взаимодействия; 5 – вывод энергии Питание установки нагрева СВЧ осуществляется двумя аккумуляторами типа 6СТ140 через инвертор напряжения 24В постоянного тока/220В переменного тока мощностью 1500 Вт.

Инвертор напряжения (рисунок 3.6) предназначен для преобразования постоянного тока 24В, выдаваемого источником питания, в переменный ток 220В для питания установки СВЧ нагрева топлива.

Схема преобразователя постоянного напряжения 24 В в переменное 220 В приведена на рисунке 3.7.

Инвертор состоит из задающего генератора (симметричный мультивибратор на VT1, VT2) и силовой цепи (VT3...VT8). Инвертор работает следующим образом. После включения постоянного напряжения питания задающий генератор на VT1 и VT2 начинает генерировать управляющие импульсы. Эти импульсы через R5 и СЗ подаются на одно плечо силовой цепи, а через R6 и С4 – на второе.

Когда на коллекторе VT1 высокий уровень (логическая «1»), а на коллекторе VT2 низкий уровень («0»), транзисторы VT4, VT6 и VT8 открыты, и ток течет по цепи: «+» источника питания – обмотка W1 – переход коллектор-эмиттер транзистора VT8 – «-» источника питания. В этот момент транзисторы VT3, VT5 и VT7 закрыты.

В следующий момент на коллекторе VT2 будет «1», а на коллекторе VT1 – «0». Транзисторы VT3, VT5, VT7 открыты, и ток потечет по цепи: «+» источника питания – обмотка W1 – переход коллектор – эмиттер VT7 – «-» источника питания. Транзисторы VT4, VT6 и VT8 закрыты. Благодаря этому, к первичной обмотке выходного трансформатора прикладывается переменное напряжение прямоугольной формы, амплитуда которого примерно равна напряжению питания. Создаваемое в магнитопроводе магнитное поле индуцирует во вторичной обмотке электродвижущую силу, величина которой определяется числом витков вторичной обмотки W2. Диоды VD1 и VD2 служат для предотвращения выбросов напряжения отрицательной амплитуды при работе задающего генератора, а диоды VD3 и VD4 предохраняют от пробоя транзисторы в силовой цепи на холостом ходу (при отсутствии нагрузки во вторичной обмотке трансформатора).

Трансформатор TV намотан на магнитопроводе Ш 36 х 36. Обмотки W1' и W1" имеют по 28 витков провода ПЭЛ d2,1 мм (каждая), а обмотка W2 – 600 витков провода ПЭЛ d0,59 мм. Вначале намотана обмотка W2, а поверх нее – обмотки W1' и W2".

Устройство СВЧ нагрева топлива работает следующим образом.

Посредством подачи управляющего сигнала блока управления осуществляется подача к нити накала магнетрона высокого напряжения 4 кВ от аккумуляторной батареи через инвертор напряжения и трансформатор. Электромагнитная СВЧ волна, полученная с помощью магнетрона, поступает в полость камеры нагрева дизельного топлива (волновод). Осуществляется нагрев дизельного топлива, находящегося в камере нагрева дизельного топлива до заданной температуры. По достижении заданной температуры блок управления получает сигнал от датчика температуры (термистора), установленного в камере нагрева дизельного топлива, СВЧ - генерация отключается.

Для анализа диапазона изменения параметров СВЧ – установки велась регистрация температурных характеристик дизельного топлива. Экспериментальные данные фиксировались 8 датчиками температуры (термистор КМТ-1) в камере нагрева по методике, разработанной В.И. Афиногентовым [6].

Стенд контроля характеристик впрыскивания и распыливания топлива.

Для определения числовых характеристик впрыскивания и распыливания топлива форсункой был использован стенд контроля качества распылителей на основе скоростной съемки и обработки топливных струй. Общий вид стенда представлен на рисунке 3. Стенд контроля качества распылителей на основе скоростной съемки и обработки изображения топливных струй является приставкой к любому стенду настройки топливной аппаратуры ( например, MOTOR PAL, MIRKEZ и ДД-1-03 и д.р.).

Рисунок 3.8 – Общий вид стенда контроля качества распылителей на основе скоростной съемки и обработки изображения топливных струй:

а - программно – аппаратный комплекс регистрации характеристик впрыскивания и распыливания топлива; б - стенд контроля качества распылителей на основе скоростной съемки и обработки изображения топливных струй.

Стенд был дополнительно оснащен закопченой сажей пластиной из дюр алюминия толщиной 1,5 мм и размером 120x140 мм, покрытой тонким слоем оксида магния, на держателе для исследования мелкости распыливания струи топлива на режиме пуска методом улавливания капель на пластину. Толщина слоя сажи при исследовании составляла 0,2-0,4 мм. При толщине слоя сажи, в 1,5-2 раза превышающей диаметр капли топлива, размер отпечатка может превышать размер капли не более, чем на 3 % [52, 72, 102, 104]. Напыление топлива на закопченную пластину производилось из распыливающего отверстия с расстояния мм. На одну пластину производилось напыливание капель топлива, поданного за одно впрыскивание. Поэтому результаты по мелкости распыливания струи топлива получены средними за впрыскивание.Схема стенда представлена на рисунке 3. Рисунок 3.9 – Стенд контроля качества распылителей на основе 1 - топливный стенд; 2 - ТНВД; 3 - оптический датчик вращения; 4 - топливопровод; 5 - закопченная пластинка; 6 - блок освещения; 7 - форсунка; 8 управляющая ЭВМ; 9 - блок синхронизации (СИНХРО-М);

10 - камера СКС-1М;11 - термометр;12 - термопары.

Регистрация параметров впрыскивания и распыливания топлива форсункой происходила следующим образом. Топливный стенд (1) вращает вал ТНВД (2), на котором укреплен оптический датчик вращения (3). Перед форсункой (7) расположена закопчённая пластинка (5). Топливопровод (4) подводит топливо к фо рсунке (7). Оптический датчик (3) вращения вала топливного насоса (2) подает синхроимпульс на управляющую ЭВМ (8), начинается отсчет времени до запуска камеры СКС-1М (10) и блока освещения (6) в блоке синхронизации 9 (СИНХРОМ). Блок синхронизации (9) вырабатывает синхроимпульс съемки развития топливных струй от распылителя форсунки (7). Топливо подается в форсунку (7). По окончании процесса съемки информация передается в управляющую ЭВМ (8). В управляющей ЭВМ (8) разработанным программным комплексом «PRAST» определяются характеристики впрыскивания и распыливания топлива форсункой.

Исследования проводились с серийной форсункой КамАЗ.

Кинорегистрация струи топлива осуществлялась скоростной кинокамерой СКС-1М с частотой около 1000 кадров в секунду, что позволяло получать за вр емя впрыскивания (20 – 25 мс) около 100 кадров. Кинорегистрация велась на кинопленку, по результатам обработки которой определялись максимальное продвижение L струи топлива и максимальная ширина струи.

Камера холода и тепла В камере холода и тепла модели КХТ0-0,064/М (рисунок 3.10) производилось охлаждение дизельного топлива до заданных температур в соответствии с методикой эксперимента.

Основа системы управления камеры микропроцессорный регулятор измерителя с собственной энергонезависимой памятью. Контроль температуры топлива велся на ЭВМ через подключение по интерфейсу RS 485 (USB - порт).

Холодильная машина камеры - каскадная, на базе герметичных компрессоров «ASPERO» воздушного охлаждения. Холодильная автоматика, системы з ащиты и аварийного отключения основаны на базе комплектующих «Danfoss».

Рисунок 3.10 – Общий вид камеры холода и тепла модели КХТ0-0,064/М Характеристики камеры тепла и холода представлены в таблице 3. Таблица 3.1 – Характеристики камеры холода и тепла КХТ-0,064/М Время достижения предельных значений воспроизводимой температуры Неравномерность распределения температуры в °С ± 1, Технологическое отверстие. Стандартное 100 мм.-1 шт 3.3 Методика экспериментального исследования Методика проведения настоящего исследования была составлена в соответствии с целью и задачами, решению которых посвящена работа, и представлена на рисунке 3.11.

На первом этапе - для определения оптимального распределения диаметров капель топлива и однородности распыливания топлива для обеспечения надежного пуска дизеля в условиях низких температур исследовалась температура топлива в зависимости от изменения параметров установки СВЧ нагрева топлива при изменении температуры окружающего воздуха. Исследования проводились на дизельном топливе марки «З-0,2 минус 35».

Разработанная лабораторная установка позволяет изменять следующие основные факторы: мощность установки СВЧ нагрева топлива P - до 1,5 кВт, начальная температура топлива T – от минус 20 до минус 40°С, время воздействия – от 60 до 90 с.

На втором этапе моторные исследования – оценивалась эффективность применения СВЧ нагрева топлива при пуске дизеля в условиях низких температур Таким образом, для проведения первого и второго этапов исследований выбраны 3 независимых фактора.

Критериями оптимизации в соответствии с поставленными задачами стали:

- на 1- м этапе – распределение средних диаметров капель и однородности распыливания топлива в зависимости от его температуры;

- на 2- м этапе – эффективность применения СВЧ нагрева топлива при пуске дизеля в условиях низких температур.

1. Получить экспериментальные данные для проведения проверки адекватности математической модели для оптимального распределения диаметров капель топлива и оценки однородности распыливания топлива при СВЧ нагреве топлива при пуске дизеля в условиях низких температур.

2. Оценить эффективность применения СВЧ нагрева топлива при пуске дизеля в условиях низких температур.

1 этап – безмоторных исследований – 2 этап – моторные исследования – определение оптимальных распределения диа- оценить эффективность применения метров капель и однородности распыливания СВЧ энергии для нагрева топлива при Подбор оборудования для проведения безмоторного эксперимента Разработка и изготовление модели системы топливоподачи с установкой СВЧ нагрева топлива Регистрация параметров диаметров ка- Регистрация параметров впрыскивапель топлива при СВЧ нагреве ния и распыливания топлива Оценка погрешностей измерений оборудования, обработка экспериментальных данных Рисунок 3.11 – Методика проведения экспериментальных исследований Проведенный анализ различных методов планирования экспериментов [18, 25, 35, 42, 50, 61, 74,75, 93, 94] показал, что реализация комбинаций всех возможных сочетаний уровней факторов и статистическая избыточность количества измерений, которая уменьшает влияние погрешностей отдельных измерений на оценку параметров, дает метод, описанный в работах [35, 94]. В связи с этим было принято решение планировать полный факторный эксперимент (ПФЭ) типа 2 3.

Математическая модель определялась в виде полинома первой степени [94]:

Уровни и интервалы варьирования факторов представлены в таблице 3.3.

Таблица 3.3 – Уровни и интервалы планирования факторов Обработка данных экспериментов по определению средних диаметров капель топлива.

Развернутая матрица планирования ПФЭ типа 23, порядок проведения, план эксперимента и результаты опытов представлены в таблице 3. Таблица 3.4 – Порядок проведения, план эксперимента и результаты опытов Проверка однородности дисперсии.

Однородность дисперсии - это когда дисперсии изменений функций отклика в каждой точке опыта одинаковы.

Проверим однородность проведенного эксперимента по критерию Кохрена.

Определяем среднее значение измеряемой величины для каждого опыта [94]:

m - количество повторений в каждом опыте, Определяем дисперсию для каждого опыта по формуле [94] По формуле (3.6) вычисляем дисперсию для каждого опыта S12=20,33; S22=30,33; S32=36,5; S 42=21; S52=40,01; S62=89,33; S 72=26,33;

S82=44.

Определяем сумму дисперсий [109]:

Вычисляем расчетное значение критерия Кохрена [94]:

Определяем числа степеней свободы f1 = m-1; f2 = N, где f1=2; f2 =8.

Для уровня значимости q=0,05 в таблице 3.5 находим Gкр=0,516. Так как экспериментальная величина Gр Gкр, гипотеза об однородности дисперсии не отвергается.

Таблица 3.5 – Критерий Кохрена Проверка значимости коэффициентов уравнения регрессии.

Определяем коэффициенты уравнения регрессии, которые находим методом наименьших квадратов с использованием расчетной таблицы 3.6.

Таблица 3.6 – Расчет коэффициентов уравнения регрессии Коэффициенты уравнения регрессии находим по следующим формулам [94] где xij – значение i-го фактора в j-ом опыте;

yi – среднее значение отклика по повторным опытам.

b0 = 9,709; b1 = 7,083; b2 = 7,833; b3 = -7,335; b12 = -7,516; b13 = -3,25;

b23 = 2;b123 = -2,45.

Определяем дисперсию воспроизводимости [109] Находим дисперсию ошибки определения коэффициентов регрессии [94] Определяем число степеней свободы f3 = N (m-1) = 8(3-1) = Выбираем уровень значимости q=0, По табличному значению определяем tкр=2,12 [117].

Для коэффициентов уравнения регрессии находим доверительный интервал Коэффициенты b1, b2, b3, b12 значимы, так как их абсолютная величина больше доверительного интервала. Так как при таком планировании все коэффициенты независимы, то незначимые коэффициенты отбрасываются без перерасч ета остальных коэффициентов.