Исследование образования оксидов азота в дизелях и HCCI-двигателях

Исследование образования 34 оксидов азота в дизелях

и HCCI-двигателях

I

В.Г. Камалтдинов, профессор Южно-Уральского государственного университета (Челябинск), д.т.н.,

В.А. Марков, профессор МГТУ им. Н.Э. Баумана, д.т.н.

Представлена математическая модель процесса сгорания топлива в дизельном двигателе. С помощью разработанной модели выполнены расчетные исследования процесса сгорания гомогенной смеси воздуха и диметилового эфира. По результатам расчета проведен анализ влияния инертных составляющих рабочей смеси на параметры процесса сгорания и эмиссию оксидов азота в дизельном двигателе.

__Ключевые слова:

дизельный двигатель, НСС1-двигатель, оксиды азота, дизельное топливо, природный газ, диметиловый эфир, процесс сгорания.

абота двигателей внутреннего сгорания (ДВС) оценивается целым комплексом эксплуатационно-технических показателей, среди которых мощностные и массогабаритные показатели, динамические и пусковые качества, показатели топливной экономичности, выбросы с отработавшими газами (ОГ) токсичных компонентов [1-3]. В настоящее время важнейшими из них являются показатели токсичности ОГ, что обусловлено как ухудшением экологической обстановки, так и ужесточением требований, предъявляемых к двигателям внутреннего сгорания современными нормативными документами на токсичность ОГ [4-6]. При этом по показателям токсичности ОГ дизельные двигатели имеют преимущество по сравнению с бензиновыми [7].

Отработавшие газы дизелей представляют собой сложную многокомпонентную смесь газов, паров, капель жидкостей и дисперсных твердых частиц. Всего ОГ ДВС включают около 280 компонентов, среди которых содержащиеся в воздушном заряде азот N3 и кислород 02, продукты полного сгорания топлива (диоксид углерода С02 и водяной пар Н20), вещества, образующиеся при термическом синтезе из воздуха и высоких температурах (оксиды азота NОx), продукты неполного сгорания топлива (монооксид углерода СО, углеводороды СН, дисперсные твердые частицы, основным компонентом которых является сажа), а также оксиды серы, альдегиды, продукты конденсации и полимеризации (табл. 1) [7-9].

Наиболее значимыми газообразными токсичными компонентами ОГ дизелей вне зависимости от их типа, класса, размерности и конструктивных особенностей считаются оксиды азота N0^ их доля в суммарных токсичных выбросах составляет 30...80 % по массе и 60...95 % по эквивалентной токсичности [7,10-12]. В камере сгорания (КС) дизеля химически инертный азот при повышенных давлениях и температурах выше 2000 К реагирует с кислородом воздуха,

Таблица 1

Усредненный состав ОГ отечественных дизелей

Концентрация в ОГ на различных режимах Токсичные компоненты ОГ дизелей на режиме полной нагрузки

Компонент ОГ Концентрация, г/м3 Удельный выброс, г/

Азот N 74...78 % - -

Кислород О2 2...18 % - -

Водяной пар Н2О 0,5...9,0 % 15...100 -

Диоксид углерода СО2 1...12 % 40...240 -

Оксиды азота NО_e, в том числе монооксид азота N0 диоксид азота N02 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 СН 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...2И0-6

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

Диоксид серы 802 0,0018...0,02 % 0,1...0,5 0,4...2,5

Триоксид серы 803 (0,4...6)10-4 % - -

Альдегиды ЯСН0, в том числе формальдегид НСН0 акролеин СН2СНСН0 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.

и образуется преимущественно монооксид азота N0. Окисляется азот за фронтом пламени в зоне образования продуктов сгорания. При этом наблюдается диссоциация молекул кислорода, азота, водорода и паров воды, продукты которой отличаются повышенной химической активностью, и происходят следующие реакции [7,9]:

N2 + О ^ N0 + N N + 02 ^ N0 + О;

N + ОН ^ N0 + Н;

NH + 02 ^ N0 + ОН;

N + 02 ^ 2 N0.

Первые две основные реакции идут по цепному механизму в соответствии с общепринятой теорией окисления азота воздуха, предложенной Я.Б. Зельдовичем, П.Я. Садовниковым и Д.А. Франк-Каменецким.

Поскольку большая часть приведенных реакций идет с поглощением теплоты, определяющее влияние на эмиссию N0 с ОГ оказывает температура сгорания. Причем наибольшая концентрация N0 имеет место в локальных зонах КС с низкими коэффициентами избытка воздуха а и максимальными температурами сгорания (локальные температуры газов в КС дизелей достигают 2500 К, а в КС двигателей с принудительным воспламенением - 3000 К) [4]. Наиболее интенсивно окисление азота происходит в первой фазе сгорания до момента достижения максимальной температуры процесса при углах ф поворота коленчатого вала (ПКВ) дизеля от 360 (ВМТ) до 380 °ПКВ [9]. На такте расширения охлаждение продуктов сгорания

происходит более резко, чем при естественном охлаждении с неизменным объемом. В результате резкого уменьшения температуры в процессе расширения образование NOx прекращается (при температуре около 2000 К), происходит 36 закалка продуктов реакций окисления азота. При дальнейшем снижении темпера-

туры изменение содержания NOx в ОГ практически не происходит.

Рассмотренный механизм образования оксидов азота характерен для зон КС с высокой температурой и называется термическим. Наряду с «термическими» различают так называемые «быстрые» оксиды азота, образующиеся непосредственно в зоне горения в результате связывания молекул азота углеводородными радикалами, получаемыми при сгорании топлива. Основной реакцией в этом механизме является следующая [9]:

СН + N2 ^ HCN + N.

Далее образовавшийся атомарный азот быстро превращается в монооксид азота NO по реакции

N + O2 ^ NO + O,

а соединение HCN переходит в монооксид азота с некоторой задержкой по схеме

HCN ^ CN ^ NH ^ HNO ^ NO.

Эти реакции характеризуются быстрым протеканием и слабой зависимостью от температуры сгорания. Поэтому «быстрые» оксиды азота образуются даже при сравнительно невысокой температуре сгорания (например, на режимах с неполной нагрузкой), но при повышенных концентрациях углеводородов. По данным В.А. Звонова - Г.С. Корнилова, при работе дизеля на режиме с полной нагрузкой и коэффициенте избытка воздуха а=1,8 соотношение «термических» и «быстрых» оксидов азота составляет 72,0:28,0 %. На режимах с неполной нагрузкой при больших значениях коэффициента избытка воздуха а доля «быстрых» оксидов азота увеличивается. Так, при а=2,0 указанное соотношение равно 69,2:30,8 %, при а=3,0 - 55,9:44,1 %, при а=5,0 - 37,9:62,1 %.

При температурах ниже 650.. .700 К монооксид азота NO окисляется до диоксида NO2 в результате следующей реакции [7,8]:

2 NO + O2^ 2 NO2.

На большинстве эксплуатационных режимов быстроходных форсированных дизелей температура ОГ, как правило, выше указанных значений, поэтому из оксидов азота NOx, содержащихся в ОГ дизелей, 80.90 % приходится на монооксид NO и 10. 20 % - на диоксид NO2. Содержание других газообразных оксидов азота (N2O, N2O3, N2O4, N2O5) в ОГ ничтожно мало. Монооксид азота является нестабильным компонентом - в атмосфере при нормальных условиях он окисляется до NO2 в течение от 0,5.1,0 до 100 ч (в зависимости от концентрации в воздухе). Причем токсичность NO2 в 7 раз выше токсичности NO.

Важными факторами, влияющими на содержание оксидов азота в ОГ дизелей, являются скоростной и нагрузочный режимы (частота вращения коленчатого вала n и среднее эффективное давление ре, характеризующее нагрузку). Оценить это влияние можно по экспериментальным данным о дизеле типа КАМАЗ-740 (8 ЧН 12/12), приведенным на рис. 1а,б [4].

Одним из наиболее эффективных методов снижения эмиссии NOx является регулирование угла опережения впрыскивания топлива (УОВТ) 6, что обусловлено сильной зависимостью максимальных температур сгорания от момента самовоспламенения рабочей смеси, который определяется УОВТ [7]. Об этом свидетельствуют, в частности, характеристики содержания в ОГ дизеля типа КАМАЗ-740 вредных веществ при различных УОВТ, показанные на рис. 1е [4]. В дизелях для

б

Рис. 1. Зависимость содержания в ОГ дизеля типа КАМАЗ-740

регулирования УОВТ применяются различные устройства - муфты опережения впрыскивания топлива, устройства, встроенные в насосную секцию топливного насоса высокого давления (ТНВД), и др. [7]. В двигателях с самовоспламенением гомогенного заряда (двигатели с рабочим циклом HCCI - Homogeneous Charge Compression Ignition) регулирование момента воспламенения смеси может быть достигнуто путем добавления в нее различного количества высокоцетанового топлива, например, диме-тилового эфира (ДМЭ) [13].

Другим эффективным методом уменьшения выброса NOx является разбавление свежего заряда инертными компонентами, например, диоксидом углерода СО2, что способствует затягиванию периода задержки воспламенения, смещению сгорания на такт расширения, уменьшению максимальных температур сгорания и эмиссии NOx [14]. В дизелях этот эффект реализуется путем регулирования рециркуляции ОГ (возврат части ОГ в КС) дизеля [15]. Этот метод снижения выброса NOx эффективен не только в традиционных дизелях, но и в двигателях, работающих на гомогенной рабочей смеси, - HCCI-двигателях [16-18]. Известны работы, посвященные моделированию рабочего процесса дизелей и HCCI-двигателей [19-21]. Однако недостаточно исследованным остается вопрос о закономерностях образования оксидов азота в этих двигателях. Для проведения аналитического исследования этого влияния разработана математическая модель сгорания топлива в ДВС.

Математическая модель процесса сгорания топлива в ДВС

Разработанная модель базируется на следующих основных положениях. 1. Весь процесс сгорания рассматривается как совокупность последовательных реакций окисления до диоксида углерода и воды групп активных молекул топлива, протекающих по закону Аррениуса и имеющих энергию, больше условной энергии активации при данной температуре.

38

2. Количество активных молекул топлива в группе, вступающих в реакцию, зависит от общего количества молекул топлива, текущей температуры смеси и условной энергии активации, изменяющейся в зависимости от доли выгоревшего топлива.

3. Условная продолжительность окисления этой группы активных молекул принимается зависящей не только от общего количества молекул топлива, но и от других важных для процесса горения параметров: объема КС, количества молекул кислорода, количества молекул инертных компонентов (азот, диоксид углерода, вода, оксид углерода и др.) и турбулентности внутри камеры сгорания.

4. Теплота, выделяющаяся при окислении каждой группы активных молекул топлива, определяется через низшую теплотворную способность топлива и расходуется на повышение температуры и давления смеси в зоне горения.

5. На каждом шаге расчета корректируется количество молекул всех веществ в результате выгорания топлива, расходования на это кислорода, образования диоксида углерода и воды, образования оксида углерода и кислорода при диссоциации, последующего окисления оксида углерода.

Согласно принятой схеме процесса сгорания топлива в ДВС его скорость определяется по выражению

^ = ^ = ,

dN _ Z£

dx т„

где dN - изменение количества вещества в результате реакции; дт - интервал времени; - количество активных молекул топлива, энергия которых выше энергии активации и которые составляют группу одновременно реагирующих молекул; ту - условная продолжительность реакции окисления группы активных молекул топлива.

Количество активных молекул топлива определяется по закону Аррениуса

Z , _ Z, e

где Zт - общее количество молекул топлива в рассматриваемом объеме V цилиндра двигателя; Еа - энергия активации; Я - универсальная газовая постоянная; Т - температура смеси.

Условная продолжительность реакции окисления группы активных молекул топлива ту определяется по новому выражению:

Т у _

V

const K K2 V Cp Cq const K K2 Zp-1 Z С

где const - константа, учитывающая количество активных соударений молекул реагирующих веществ в единицу времени в единице объема; K1 - коэффициент загазованности окислителя, учитывающий влияние инертных составляющих рабочего тела и продуктов сгорания; K2 - коэффициент, учитывающий турбулентность внутри камеры сгорания, K2>1; CI=ZI/ Vи CO = ZO / V - концентрации всех молекул топлива ZT и кислорода ZO в объеме V соответственно; p, q - показатели степени, причем p+q=n (кинетический порядок реакции), n=2.

Таким образом, для получения численного значения скорости сгорания в любой момент времени достаточно определить количество активных, одновременно реагирующих группой, молекул топлива и разделить его на условную продолжительность реакции окисления этой группы.

E

RT

2

Уточнение математической модели процесса сгорания

В модель процесса сгорания введена и проанализирована зависимость для расчета коэффициента загазованности окислителя К1, учитывающего влияние инертных составляющих рабочего тела и продуктов сгорания на условную продолжительность реакции окисления группы активных молекул топлива ту.

Коэффициент К1 определяется по формуле, полученной на основании анализа зависимости периода задержки воспламенения топлива [22] от концентрации кислорода в окислителе (рис. 2):

= 1

2 о

--

202 + 2^2 + 2С02 + 2Н20 + 2СО у

где ZN , ZC0 , ZH 0 и ZCO - количество молекул азота, диоксида углерода, воды и оксида углерода в расчетном объеме V соответственно.

Для возможности моделирования (при необходимости) влияния движения горючей смеси введен коэффициент турбулентности К2, который при моделировании НСС1-процесса сгорания принят равным К2=1.

По уточненной модели выполнены расчетные исследования влияния различных параметров горючей смеси на скорость сгорания топлива. Исследования проводились на примере сгорания диметилового эфира в камере постоянного объема при следующих начальных параметрах то-пливно-воздушной смеси: коэффициент избытка воздуха ав=2,0; давление р=1,5 МПа; температура Т=700 К. Объем смеси соответствовал объему КС двигателя с НСС1-процессом, созданного на базе двигателя типа 4 ЧН 13/15 ООО «ЧТЗ-Уралтрак» при геометрической степени сжатия 14 ед. Этот двигатель должен отвечать экологическим требованиям Евро-4 и Т1ег-4. Постоянный объем КС принимался для исключения влияния на процесс сгорания поджатия или расширения в результате движения поршня. В качестве топлива предложено использовать экологически чистое смесевое топливо, состоящее из ДМЭ и природного газа с массовой долей ДМЭ Фдмэ=0,27.

Полученные результаты приведены на рис. 3-6. На рис. 3я видно, что без учета загазованности окислителя инертными газами (К1 = 1) условная продолжительность реакции окисления группы активных молекул топлива (линия 2) в период задержки воспламенения на 25 % меньше, чем при учете загазованности окислителя коэффициентом К1 (К1=уаг). Это приводит к повышению частоты образования и окисления групп активных молекул топлива и, соответственно, увеличению скорости сгорания ДМЭ, определяемой по выражению (1), в первые 0,4-10-3 секунд (рис. 4я).

Рис. 2. Влияние концентрации кислорода в окислителе на относительную величину периода задержки воспламенения [22]

6

2

ТОк*106,с

0.8

0,6

0.4

0.2

1 //

//

/ у А

/

0.2 0.4 0.6 0.8 Г

МС

15

10

2 3

4

1 /

0.2 0.4 0.6 0.8 t,

40

30 20

10

МС

а б

Рис. 3. Результаты расчета сгорания воздушной смеси ДМЭ в камере постоянного объема (ав=2,0; р=1,5 МПа; Т=700 К):

а - изменение условной продолжительности окисления группы активных молекул ДМЭ при коэффициенте К1=1

а б

Рис. 4. Результаты расчета сгорания воздушной смеси ДМЭ в камере постоянного объема (а=2,0;р=1,5 МПа; Т=700 К):

а - изменение скорости сгорания ДМЭ; б - изменение количества активных молекул ДМЭ в группе; 1 - К1=1; 2 - К1=уаг

Характер изменения коэффициента загазованности окислителя К1, определяемого по выражению (4), приведен на рис. 5. Здесь видно, что в течение развития процесса сгорания и по мере увеличения инертных компонентов (2С02 и —н20) в рабочем теле, изменение количества которых приведено на рис. 3б, коэффициент К1 уменьшается от 0,74 до 0,52, то есть в 1,42 раза. В результате условная продолжительность реакции окисления группы активных молекул топлива, определенная с учетом коэффициента К1, не только больше на 25 % в период задержки воспламенения, но и в процессе сгорания увеличивается быстрее, чем без учета загазованности окислителя инертными газами (см. рис. 3а).

Характер изменения количества активных молекул ДМЭ в группе определяемого по выражению (2), приведен на рис. 4б. Здесь видно, что в начальной фазе сгорания увеличение количества активных молекул ДМЭ в группе согласуется с ростом температуры смеси (рис. 6б). В дальнейшем по мере выгорания ДМЭ (уменьшение -т) и расходования на этот процесс молекул кислорода

(уменьшение ZO ) (см. рис. 3б) происходит увеличение условной продолжительности реакции окисления группы активных молекул топлива ту, определяемой по выражению (3) (см. рис. 3я), и снижение количества активных молекул (см. рис. 4б). Максимальная величина без учета загазованности окислителя инертными газами (К1=1) достигается раньше. Это объясняется более ранним развитием процесса сгорания с соответствующим увеличением тепловыделения, давления (рис. 6я) и температуры рабочего тела (рис. 6б) в КС. В результате развития самоускоряющейся реакции сгорания температура смеси повышается быстрее и до более высокого уровня - 2041 К (против 1944 К) за 1-10-3 с, что приводит к увеличению максимальной скорости сгорания ДМЭ пример-нов 1,6 раза.

Рис. 5. Изменение коэффициента К1 в процессе сгорания воздушной смеси ДМЭ в камере постоянного объема

р, МПа

4,0

3.5 3.0 2,5 2.0 1,5

/у

у

— 'Л

0.2

0.4

0,6

0.8

МС

Г, К

1900

1600

1300

1000

700

/ г--""""

Г/ /

V 1 /

Л- у

0,2

0.4

0,6

0,8 I,

МС

а б

Рис. 6. Результаты расчета сгорания воздушной смеси ДМЭ в камере постоянного объема (ав=2,0;р=1,5 МПа; Т=700 К):

а - изменение давления; б - изменение температуры; 1 - К1=1; 2 - К1=уаг

Далее вследствие увеличения условной продолжительности реакции окисления группы активных молекул топлива ту (см. рис. 3а) и снижения количества активных молекул (см. рис. 4б) несмотря на продолжающийся рост температуры (см. рис. 6б) происходит снижение скорости сгорания как в случае учета коэффициента К1 загазованности окислителя инертными газами, так и без учета загазованности, когда К1 = 1. Таким образом, введение коэффициента загазованности окислителя К1 в выражение для определения условной продолжительности реакции окисления группы активных молекул топлива ту позволило корректировать количество активных соударений молекул реагирующих веществ (в единицу времени в единице объема) за счет увеличения количества инертных молекул, образующихся при сгорании. В результате процесс сгорания стал более мягким и растянутым во времени - расчетный максимум скорости сгорания уменьшился примерно в 1,6 раза и сместился по времени примерно на 30 %.

Моделирование процесса диссоциации диоксида углерода

Модель диссоциации диоксида углерода, образовавшегося при сгорании топли-42 ва в цилиндре ДВС в условиях нестационарного тепло- и массообмена, включает

уравнения для определения степени диссоциации для квазиравновесного состояния по рекомендациям В.В. Померанцева [23], количества молекул СО2, распавшихся на монооксид углерода и кислород, а также затрат энергии на этот процесс. При снижении температуры в зоне горения принимается, что процесс диссоциации идет в обратную сторону с выделением теплоты за счет окисления СО. Количество молекул диоксида углерода , распавшихся за шаг расчета, определяется через степень диссоциации а при текущих давлениях, температурах и составе рабочего тела.

Степень диссоциации а определяется при решении кубического уравнения 3 2 2р (-3 - 4Р) 2 + 2в „

а +а2-+ а--+-= 0,

1 - Кр2 р 1 - Кр р 1 - Кр р

где р - давление в цилиндре; Кр - константа равновесия реакции, определяется из выражения

18 ^ = 29291 + 0,1 69 -1 С-3 Г - 03 ^ 0 - 9, 495 [24];

N. + NH

0 ^ ' -"И70

в =- - отношение суммарного числа молей азота N и воды N 0 к

N 2 2

1 * ПГ\

суммарному числу молей диоксида углерода МС0 .

Уравнение (5) получено для реакции

М2+Н20+2С0+02 ^ М2+Н20+2С02 после установления равновесия. Обозначим - количество молей СО2 в исход-

ной смеси, N0 - количество молей азота в исходной смеси. Тогда

N9

2 № + N

N =аN° , N = (1 -а)N0 , N = -N0 , Р = -^-^

со со2 со2 4 со2 02 2 С02 N0

СО 2

Суммарное число молей после частичной диссоциации СО2 определяется выражением

N = НС02 + Нсо + Н02 + Н02 + =

(1 -а) + а + -а+ в

NСо2 = 11 +1 + в INСо2.

Мольные доли основных компонентов реакции обозначаются следующим образом:

Ысо2 = 1 -а ; = а ; = а /2 ; = в

' со2

X ----; ХсО --. X --; X

С0о М 14-Г7/9-1-Г^ сО Л Л.П I о0 1 + N.

-2 N 1 + а/2 + в 1 + а/2+в О2 1 + а/2 + р N2 1 + а/2 + р Для реакции СО+1/2О2 ^ СО2 справедливо уравнение [23]

ХС02ХМ2 = к / р1+1-(1+1/2+1) = к / Р-1/2 = к / Р1/2

1/2 Р Р Р

•^СО *о2

После его преобразования получаем

(1-а) (1+а / 2+в) (1+а / 2+вТ = к / рУ2

(1+а/ 2+в) а (а/ 2)1/2

и далее уравнение (5).

Затраты энергии на диссоциацию этих молекул СО2 определяются по выражению

й = со 2 М- со 2 А0 >

где Мта2 - молекулярная масса диоксида углерода; Ей - энергия, затрачиваемая на диссоциацию одной молекулы СО2.

График изменения расчетной степени диссоциации СО2, определенный по выражению (5), в зависимости от температуры приведен на рис. 7. Он построен по результатам расчета процесса сгорания метановоздушной смеси в камере постоянного объема при коэффициенте избытка воздуха ав=0,807, давлении р=2,5 МПа, температуре Т=1250 К и хорошо согласуется с данными работы [23]. На рассматриваемом режиме достигается максимальная температура сгорания 3100 К при повышении давления до 6,28 МПа и максимальная степень диссоциации а=0,357. Присутствие инертных добавок в метановоздушной смеси в виде молекул азота и воды заметно увеличивает степень диссоциации СО2, что проявляется в приближении расчетной кривой 4, построенной для давления от 2,5 до 6,28 МПа, к кривой 2, построенной для давления 0,1 МПа.

Важность учета степени диссоциации С02 при сгорании смесей с коэффициентом избытка воздуха а<2,5 показана на рис. 8. Здесь видно, что при температурах сгорания, близких к 1800 К и ниже (Ттах менее 1800 К), исключение учета диссоциации СО2 и затрат на это энергии практически не влияет на результаты расчета: повышения максимальной температуры сгорания не происходит (ДТтах=0). При максимальных температурах более 2000 К степень диссоциации становится заметной и превышает 0,01. В результате затраты энергии на этот процесс существенно снижают максимальную температуру сгорания. Если не учитывать степень диссоциации С02, то прирост максимальной температуры ДТтах при сгорании ДМЭ может достигать 170 К, а при сгорании метана - до 290 К, что составляет 6,3 и 10 % соответственно. Здесь следует отметить, что уровень температуры

Рис. 7. Зависимость степени диссоциации диоксида углерода от температуры и давления:

1 - р=0,001 МПа; 2 - р=0,1 МПа;

3 -р=10 МПа без инертных добавок [23];

4 - расчетная кривая по выражению (5), полученная при повышении давления от 2,5 до 6,28 МПа с инертными добавками

сгорания (2100.2200 К), при которой становится заметной степень диссоциации С02 (0,01.0,02) (см. рис. 8), определенная по разработанной модели, практически совпадает с температурой (2150...2200 К), при которой начинает образовываться N0X (рис. 9-11) [25-27]. Это указывает на связь процессов диссоциации С02 и образования N0^ Причем диссоциация С02 происходит независимо от присутствия азота в горючей смеси. Для протекания этого процесса требуется лишь высокая температура горения.

Транспорт и экология

\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\V

1000 1400 1S00 2200 2600 К

Рис. 8. Влияние состава воздушных смесей метана и ДМЭ на параметры процесса сгорания в камере постоянного объема: 1 - метановоздушная смесь (р=1,5 МПа, Т=900 К); 2 - ДМЭ-воздушная смесь (р=1,5 МПа, Т=700 К); АТтах - повышение максимальной температуры смеси при отсутствии диссоциации

Для образования N0^ кроме высокой температуры, требуется присутствие молекул кислорода. Очевидно, что чем активнее будут молекулы (атомы) кислорода, тем интенсивнее будет процесс образования N0^ Отсюда вытекает, что атомарный кислород, выделяющийся при диссоциации СО2, будет активно реагировать с молекулами азота с образованием N0^ Следовательно процесс диссоциации СО2 способствует образованию N0^ Тогда однозначно прослеживается связь между повышением максимальной температуры сгорания в цилиндре, увеличением степени диссоциации СО2 и повышением содержания N0X в ОГ ДВС.

Рис. 9. Зависимость образования твердых частиц и содержания N0^ в ОГ от воздушного соотношения и температуры пламени [26]

а б в

Рис. 10. Зависимость образования твердых частиц (Soot) и выделения NO%, полученная с помощью фундаментальной (углубленная) кинетики реакций сгорания, от воздушного соотношения и температуры пламени при различных массовых долях кислорода: a - 0,233; б - 0,153; в - 0,073; концентрация NOx в ppm [27]

Как показывают расчетные данные рис. 8, учет степени диссоциации

С02

позволяет точнее определять тем-

пературу сгорания, что особенно важно с точки зрения образования N0^ На рис. 9-11 видно, что при температуре горения выше 2200 К образование N0X резко увеличивается, и уже при температуре 2400 К их концентрация достигает уровня 5000 ррт. Поэтому для обеспечения малотоксичного рабочего цикла НСС1 важно ограничивать максимальную температуру сгорания на уровне 2150.2200 К.

Таким образом, моделирование процесса диссоциации С02, образующегося при сгорании топлива, с учетом затрат энергии на этот процесс позволяет точнее определять максимальную температуру сгорания в цилиндре и контролировать ее на уровне 2150 К, практически исключающем образование N0^

Рис. 11. Трехмерное представление зависимости образования твердых частиц и N0^ от воздушного соотношения, температуры пламени и массовой доли кислорода; концентрация N0^ в ррт [27]

Литература

1. Двигатели внутреннего сгорания: Устройство и работа поршневых и комбинированных двигателей / В.П. Алексеев, В.Ф. Воронин, Л.В. Грехов и др. Под ред. А.С. Орлина, М.Г. Круглова. - М.: Машиностроение, 1990. - 288 с.

2. Машиностроение. Энциклопедия. Том IV. Двигатели внутреннего сгорания / Л.В. Грехов, Н.А. Иващенко, В.А. Марков и др. Под ред. А.А. Александрова, Н.А. Ива-щенко. - М.: Машиностроение, 2013. - 784 с.

3. Грехов Л.В., Иващенко Н.А., Марков В.А. Топливная аппаратура и системы управления дизелей. - М.: Легион-Автодата, 2005. - 344 с.

4. Кульчицкий А.Р. Токсичность автомобильных и тракторных двигателей. -Владимир: Изд-во Владимирского государственного университета, 2000. - 256 с.

5. Горбунов В.В., Патрахальцев Н.Н. Токсичность двигателей внутреннего сгорания. - М.: Изд-во РУДН, 1998. - 216 с.

6. Оценка и контроль выбросов дисперсных частиц с отработавшими газами дизелей / В.А. Звонов, Г.С. Корнилов, А.В. Козлов и др. - М.: Прима-Пресс-М, 2005. - 312 с.

7. Марков В.А., Баширов Р.М., Габитов И.И. Токсичность отработавших газов дизелей. - М.: Изд-во МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2002. - 376 с.

8. Лиханов В.А., Сайкин А.М. Снижение токсичности автотракторных дизелей. -М.: Колос, 1994. - 224 с.

9. Звонов В.А. Токсичность двигателей внутреннего сгорания. - М.: Машиностроение, 1981. - 160 с.

10. Смайлис В.И. Современное состояние и новые проблемы экологии дизеле-строения // Двигателестроение. - 1991. - № 1. - С. 3-6.

11. Kind W., Jacob E., Muller W. NOx - Verminderung bei Dieselmotoren // MTZ. -2001. - Jg.62. - № 1. - S. 70-78.

^Cou»^

12. Needham J.R., Doyle D.M., Nicol A.J. The Low NOx Truck Engine // SAE Technical Paper Series. - 1991. - № 910731. - P. 1-10.

13. Гусаков С.В., Махмуд Мохамед Эльгобаши Эльхагар. Управление моментом 46 воспламенения в двигателе с самовоспламенением от сжатия путем добавления

диметилэфира при работе на СПГ // Транспорт на альтернативном топливе. -2009. - № 4. - С. 22-27.

14. Камалтдинов В.Г., Марков В.А. Влияние содержания инертных компонентов в рабочей смеси на процесс сгорания в двигателях с воспламенением от сжатия // АГЗК+АТ. - 2013. - № 10. - С. 24-31.

15. Марков В.А., Сиротин Е.А. Управление рециркуляцией отработавших газов в транспортных дизелях // Вестник МГТУ - 2002. - № 4. - С.85-97.

16. Гусаков С.В., Махмуд Мохамед Эльгобаши Эльхагар, Епифанов И.В. Оценка влияния ДМЭ в смеси с природным газом на работу ДВС с гомогенным самовоспламенением // Транспорт на альтернативном топливе. - 2010. - № 2. -С. 10-13.

17. Kong S.C. A study of natural gas/DME combustion in HCCI engines using CFD with detailed chemical kinetics // Fuel. -2007. - Vol. 86. - P. 1483-1489.

18. Chen Z., Konno M., Oguma M., Yanai T. Experimental study of CI natural-gas/ DME homogeneous charge engine // SAE Technical Paper Series. - 2000. - № 2000-010329. - P. 1-10.

19. Ramos J.I. Internal combustion engine modeling. - New York: HPB, 1984. -422 p.

20. Kuleshov A.S. Model for Predicting Air-Fuel Mixing, Combustion and Emissions in DI Diesel Engines over Whole Operating Range // SAE Technical Paper Series. -2005. - № 2005-01-2119. - P. 1-10.

21. Злотин Г.Н., Федянов Е.А., Иткис Е.М., Кузьмин В.Н. Математическое моделирование индикаторного процесса в двигателе с самовоспламенением от сжатия гомогенной метановоздушной смеси // Сб. науч. трудов междунар. конф. «Двигатель-2007», посвященной 100-летию школы двигателестроения МГТУ им. Н.Э. Баумана. - М.: Изд-во МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2007. - C. 57-61.

22. Дубовкин Н.Ф. Справочник по теплофизическим свойствам углеводородных топлив и их продуктам сгорания. - М.-Л.: Госэнергоиздат, 1962. - 288 с.

23. Основы практической теории горения: Учебное пособие / под ред. В.В. Померанцева. - Л.: Энергия, 1973. - 263 с.

24. Краткий справочник физико-химических величин / под ред. А.А. Равделя и А.М. Пономаревой. - 8-е изд., перераб. - Л.: Химия, 1983. - 232 с.

25. Kitamura T., Ito T., Kitamura Y., Ueda M., Senda J., Fujimoto H. Soot kinetic modeling and empirical validation on smokeless diesel combustion with oxygenated fuels // SAE Technical Paper Series. - 2003. - № 2003-01-1789.

26. Suyin G., Hoon Kiat N., Kar Mun P. Homogeneous Charge Compression Ignition (HCCI) combustion: Implementation and effects on pollutants in direct injection diesel engines // Applied Energy. - 2011. - Vol. 88. - P. 559-567.

27. Gao Z. Using a phenomenological computer model to investigate advanced combustion trajectories in a CIDI engine / Z. Gao, R.M. Wagner, C.S. Sluder, C.S. Daw, J.B. Green Jr. // Fuel. - 2011. - Vol. 90. - P. 1907-1918.