Автореферат (1026339), страница 3
Текст из файла (страница 3)
Граничные условия не меняются по углу поворота коленчатоговала. В качестве начальных условий заданы давление, температура ипараметры турбулентности.Результаты моделирования (линии тока и изменение вихревого числа взависимости от угла поворота коленчатого вала) представлены на Рис. 7.Вихревое число в момент закрытия впускных клапанов составляет 1.209, вВМТ – 1.121.Рис. 6. Результаты моделирования процесса впуска (линии тока и вихревоечисло Dn).Было проведено исследование изменения вихревого числа понагрузочной характеристике (Рис. 7).
Из рисунка видно, что вихревое числопрактически одинаково на режимах 100, 75 и 50% нагрузки и снижается нарежиме холостого хода из-за большого противодавления на выпуске.Рис. 7. Изменение вихревого числа по нагрузочной характеристике(1000 мин-1). Отдельными точками показаны значения на 400 мин-1.9Для определения влияния различных режимных параметров навихревое число было проведено исследования вихревого числа приварьировании температуры и давления воздуха на впуске во впускной канал,а также частоты вращения коленчатого вала. Результаты приведены на рис.
8.Видно, что вихревое число практически не зависит от параметровнаддувочного воздуха и уменьшается с ростом частоты вращенияколенчатого вала n.Рис. 8. Влияние давления наддува (pk), температуры наддувочного воздуха(Tk) и частоты вращения коленчатого вала (n) на вихревое числоЗависимость вихревого движения воздуха от частоты вращенияколенчатого вала можно представить в виде зависимости частоты вращениявихря nv от n (Таблица 1).Таблица 18989_;<== >?88;<=@8 = 400. .1200минIAAaВМТ0.990.89Закрытие впуска0.990.88Также могут быть получены зависимости скорости вихря от частотывращения коленчатого вала и давления наддува (Таблица 2).Таблица 2.8989_;<=10>?88;<=AKLN@ JMKL_;<=8400. .1200минI KL 1.
. 5барAabВМТ0.990.880.026Закрытие впуска1.010.920.019Используя экспериментальные данные, а также результатынульмерного моделирования и моделирования процесса впуска, былопроведено моделирование процессов сжатия и сгорания в программномкомплексе FIRE для сектора (одна восьмая) камеры сгорания. При этомиспользовалась модель турбулентности k-ζ-f, гибридные пристеночныефункции, стандартная модель теплообмена, модель распада струи Vaweмодель испарения топлива Dukowitz. Индиакторная диаграмма и скоростьтепловыделения представлены на Рис. 9. Распределение топлива (1/αв) приУПКВ 735 градусов представлено на Рис.
10.Рис. 9. Экспериментальные и расчётные индикаторные диаграммы искорости тепловыделения на номинальном режиме работы дизеля1ЧН26,5/31Рис. 10. Распределение топлива (1/αв) при УПКВ 735 градусовИспользуя математическую модель рабочего процесса дизеля, проведёнпоиск значений вихревого числа, числа отверстий распылителя и формыкамеры сгорания, позволяющих снизить выбросы оксидов азота.
При этомприняты следующие ограничения: мощность на номинальном режиме неменее 334 кВт и максимальное давление в цилиндре (pz) не более 195 атм.Было проведено исследование влияния вихревого числа на показателидизеля. Результаты представлены на Рис. 11. Из рисунка видно, чтонаименьшее значение расхода топлива достигается при текущем вихревомчисле (Dn = 1.209).11Рис. 11. Влияние вихревого числа (слева) и числа сопловых отверстийраспылителя (справа) на ge (г·кВт-1ч-1), pz (бар) и содержаниеоксидов азота (г·кВт-1ч-1)Также было проведено исследование влияния числа сопловыхотверстий распылителя при сохранении суммарного проходного сечения(Рис. 13). Наименьшее значение расхода топлива достигается при восьмисопловых отверстий распылителя.Для поиска оптимальных размеров камеры сгорания исследоваласьзависимость ge, gNOx и pz от двух размеров камеры сгорания.
Былоисследовано 13 камер сгорания. Сравнение улучшенных камер сгорания сисходной приведено в Таблице 3. Изменение размеров камеры сгоранияпозволяет уменьшить выбросы оксидов азота на 14% при сохранениитопливной экономичности и максимального давления в цилиндре.Таблица 3.Сравнение улучшенных камер сгорания с исходнойКамера сгоранияИсходнаяУлучшенныеУОВТ, градусов1515.315.4ge, г/кВт·ч206.31209.05208.33Ne, кВт331.3327.0328.1gNOx, г/кВт·ч16.4714.3914.43pz, бар189.7189.5189.8Четвёртаяглавапосвященавопросуиспользованиятермоэлектрогенератора для утилизации теплоты отработавших газовдвигателя.В России в МГТУ им.
Баумана под руководством академика А.И.Леонтьева и профессоров Р.З. Кавтарадзе и Д.О. Онищенко разрабатываютсясистемы с ТЭГ для бензиновых и дизельных автомобильных двигателей. Приучастии автора был создан и испытан ТЭГ для бензинового автомобильногодвигателя 4Ч8.2/7.56 (ВАЗ 21127) (Рис.
12).Термоэлектрический генератор для среднеоборотного дизеля (Рис. 13)состоит из горячего теплообменника, через который проходят отработавшиегазы, холодного теплообменника, через который протекает охлаждающаяжидкость и термоэлектрической батареи. Термоэлектрическая батарея12представляет собой каскад термоэлементов (термопар), преобразующихтепловой поток от отработавших газов к охлаждающей жидкости вэлектрическую энергию за счёт эффекта Зеебека.Рис. 12. Схема термоэлектрического генератора, разработанного в МГТУ им.Н.Э. Баумана (слева), установка термоэлектрического генератора настенд (справа)Однойизосновных задач припроектированиитеплообменниковсистемутилизациитеплотыявляетсяинтенсификациятеплообмена в горячемтеплообменике, так кактеплоотдача от газаменьше теплоотдачи отжидкости.
В данной Рис. 13. Схема Термоэлектрического генератораработе рассмотрен перспективный способ вихревой интенсификациитеплообмена с помощью нанесения сферических, овальных и серповидныхлунок на тепловоспринимающую поверхность.Для верификации математической модели течения газа в олунённомканале использовались опубликованные экспериментальные данные потеплообмену при обтекании одиночной сферической лунки, полученныеСапожниковым С.З., Митяковым В.Ю. и Митяковым А.В.в СанктПетербургском политехническом университете Петра Великого. Былпроведён нестационарный расчёт с использованием модели турбулентностиk-ζ-f, гибридных пристеночных функций, стандартной модели теплообмена впристеночном слое. Результаты сравнения расчётных и экспериментальныхтепловых потоков приведены на Рис.
14. Из рисунка видно приемлемоесоответствия расчёта и эксперимента.13Наоснованиинастроенной математическоймоделипроведеномоделирование течения газаи теплообмена для различныхвидов лунок, а также длягладкой стенки (базовыйвариант),приэтомрассматриваласьоднадорожка лунок (Таблица 4).Из таблицы видно, чтонаибольшейтепловойэффективностьюобладаетповерхность с овальнымилунками,позволяющаяувеличить тепловой поток в2.3 раза по сравнению сгладкой поверхностью; чутьРис.
14. Сравнение экспериментального и меньшей эффективностью –численногомоделирования поверхность с серповиднымиобтеканияодиночнойлунки. лунками.ДлямоделированияЦифрами от 1 до 5 обозначеныномера датчиков теплового потока, теплообмена в металлическойстрелкой – направление движения части термоэлектрическогогенераторасучётомвоздуха.специфики ТЭГ автором быларазработана программа в среде Matlab, реализующая метод контрольныхобъёмов в трёхмерной стационарной постановке.
Уравнение Фурье встационарной постановке S TSU + VW = 0 (отрицательный источниктеплоты VW = − XТЭГ *ТЭГ ⁄\ возникает в результате преобразования тепловойэнергии в электрическую), описывающее температурное поле, для каждогоконтрольного объёма заменяется дискретным аналогом. Система уравнений(2) решается методом полинейных направлений до достижения заданнойсходимости.В качестве граничных условий со стороны горячего теплообменниказадано распределения коэффициента теплоотдачи, полученное из расчётадорожки лунок, со стороны холодного теплообменника теплоотдачавычислялась по зависимости Nu = 0.023Pr0.4Re0.8.Был рассчитан термоэлектрический генератор с интенсификаторамитеплообмена в виде овальных лунок.
Контрольнообъёмная сетка состоит из112.6 тысячи кубических ячеек. В качестве термоэлектрического материалавыбран теллурид висмута (Bi2Te3).14Таблица 4.ПерепадтемпературПерепаддавленияКоэффициенттеплоотдачиNumВтКПа-ГладкаяповерхностьВтм∙К316.1817.5130109.9 42.349 42.349 134382.26Сферическая39925.7250142.6 55.289 52.631 1344915.4Овальная65554.1670256.4 101.02 92.539 1329917.1Серповидная 1 652.3653.92650255.2 100.54 92.177 1326417.1Серповидная 253.7600Вид лунки647.4253NumsReЧислоконтрольныхобъёмовТепловойпотокПараметры обтекания олунённой поверхности--млн.99.687 91.32 1325417.0Было проведено исследование влияние ТЭГ на двигатель (увеличениесопротивления на выпуске и мощности на прокачку теплоносителя).
Схемаустановки термоэлектрического генератора на дизель 12ЧН26,5/31 приведенана Рис. 15. Применение термоэлектрического генератора позволяетувеличить мощность двенадцатицилиндрового дизеля на 55 кВт и снизитьрасход топлива на 3 г·кВт-1ч-1.Рис. 15. Схема установки ТЭГ на двигатель 12ЧН26,5/31ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ1. Разработана, верифицирована и реализована в программной среде FIREобобщенная 3D-модель теплофизических процессов, протекающих как вкамере сгорания, так и в термоэлектрическом генераторе, позволяющаяисследовать возможности улучшения эффективных и экологических152.3.4.5.6.показателей среднеоборотного дизеля путем совершенствования рабочегопроцессаиутилизациитеплотыотработавшихгазоввтермоэлектрическом генераторе.В результате проведенных исследований по влиянию конструктивныхпараметров на экологические и эффективные показатели дизеляЧН26,5/31(Д500) определено оптимальное сочетание значений вихревогочисла, числа сопловых отверстий распылителя и формы камеры сгорания.Впервые было исследовано влияние давления наддува, частоты вращенияколенчатого вала и температуры впускного воздуха на вихревое числосреднеоборотного дизеля.
Установлено, что с увеличением температуры идавления наддувочного воздуха вихревое число незначительноувеличивается, а с увеличением частоты вращения коленчатого вала линейно падает. При этом частота вращения вихря растётпропорционально n0.9. Показано, что минимальный удельный расходтоплива достигается при вихревом числе в момент закрытия впуска,равном 1.2-1.3.Из исследуемых конструкции форсунок к лучшим топливноэкологическим показателям приводить применение распылителя свосьмью сопловыми отверстиями.Путём удачного выбора геометрических размеров камеры сгоранияисследуемого дизеля можно обеспечить снижение выброса оксидов азотана 13% с сохранением значений удельного расхода топлива имаксимального давления в цилиндре.Предложена трехмерная модель теплообмена в корпусах горячего ихолодного теплообменников и термоэлектрических элементах и созданапрограмма в среде программирования MATLAB. Установлено, что дляисследуемой конструкции термоэлектрического генератора овальныелунки обеспечивают интенсификацию теплоотдачи в 2.3 раза больше посравнению с гладкой поверхностью.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
