авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 ||

«На правах рукописи ТИХОМИРОВ СТАНИСЛАВ АЛЕКСАНДРОВИЧ РАЗРАБОТКА СИСТЕМЫ ПУСКА И ПРОГРЕВА КОНВЕРТИРОВАННОГО АВТОМОБИЛЬНОГО ГАЗОВОГО ДВС С ДИСКРЕТНЫМ ...»

-- [ Страница 2 ] --

0,785 1 W p1 RT При ps/p1=0,97 параметр W составит 0,13, что в целом даст величину минимального диаметра седла ограничителя при полностью поднятой мембране. Например, при ходе мембраны 4 мм и расходах, соответствующих рабочему объему двигателя 1,6 дм3, минимальный диаметр седла составит dc=16 мм.

2.3.2. Определение передаточной функции ограничителя давлений Основной задачей статического расчета мембранного ограничителя давлений является определение усилий, действующих в его редуцирующей системе. Уравнения равновесия сил целесообразно составлять с учетом направления их действия. Силы, действующие в сторону открытия клапана, будем считать положительными, а в сторону его закрытия – отрицательными (рис. 2.9).

В случае применения упругой мембраны, снабженной жестким центром, применяют параметр приведенной площади мембраны, равный Sп = S ам.

Рисунок 2.9. Схема ограничителя давлений Коэффициент активности мембраны (ам) представлен в работе [63], и учитывает подъем и прогиб мембраны, значения которых не превышают 10% и могут быть учтены в расчетах соответствующей поправкой. В нашем случае общую площадь мембраны условно разделим на две: S2 – площадь седла клапана, на которую опирается мембрана, и S1 – внешняя площадь мембраны вокруг седла.

Сила, возникающая от разности давлений на внешнюю часть мембраны S1, может быть представлена выражением:

(р1 – ру) S1 ам, (2.14) где: р1 - давление газа после газового редуктора, Па;

ру – управляющее давление в надмембранной полости, Па;

ам - коэффициент активности мембраны;

S1 – активная площадь внешней части мембраны, м2.

Аналогично для внутренней части мембраны:

(рs – ру) S2 ам, (2.15) где: рs - пониженное давление газа после ограничителя, Па;

ру – управляющее давление в надмембранной полости, Па;

ам - коэффициент активности мембраны;

S2 – активная площадь внутренней части мембраны, м2.

В сторону закрытия клапана действует сила пружины, равная (N – Nпс) i, (2.16) N - сила давления пружины, способствующая закрытию клапана, где Н;

Nпс - сила предварительного сжатия пружины, Н;

i – передаточное отношение рычажной системы, которое в нашем случае равно единице (рычаг отсутствует).

Выражение (2.21) представляет собой разницу величины усилий пружины, препятствующей закрытию клапана, и предварительного ее сжатия:

Nпс = спр hкл, где спр - жесткость пружины, Н/м;

hкл - величина подъема клапана.

Для простоты окончательного выражения обозначим силу пружины как П, поскольку перемещения клапана при высоких перепадах на нем очень малы, и текущее усилие пружины не намного отличается от усилия предварительного ее сжатия.

Условие равновесия всех сил, действующих на клапан при любом его положении, может быть представлено выражением:

(р1–ру) S1 ам - (ру–р2)S2ам – (N – Nпс) i =0 (2.17) С учетом принятых допущений, а также пренебрегая пока жесткостью мембран, выражение (2.22) примет следующий вид:

(р1 – ру) S1 – (ру – рs) S2 – П = 0.

Введем коэффициент К – отношение площадей частей мембраны:

S1/ S2 = К, тогда:

р1 S2 К – ру S2 К – ру S2 + рs S2 – П = 0.

р1 К – ру (К + 1) + рs – П/S2 = 0.

Решая уравнение относительно рs, получим следующее выражение П рs = р1 –. (2.18) S Полученное выражение представляет собой зависимость величины давления газа на выходе из ограничителе в зависимости от входного давления р1 и конструктивных параметров при статическом состоянии рs = ру.

Однако в динамике следует предположить, что равенство рs = ру будет нарушаться, вызывая дополнительные силы в механизме. В работах C.А.

Горшкова [30] показано, что работа подобных пневмоповторителей в динамике значительно зависит от сечения канала управления Sу. Чтобы проанализировать поведение механизма представим выражение (2.23) в форме:

(р1 – ру) S1 – (ру – рs) S2 – П = Р. (2.19) где Р – результирующая сила на мембране.

Преобразования приводят к следующей зависимости:

P ps – ру (К + 1) + p1 K = S2 S P П ps – ру (К + 1) + (р1 – )K= S S рs + А – Вру = С т.е. (2.20) П где А = (р1 – )K и В = (К + 1) константы, С – величина, пропорциональная S суммарному усилию на мембране.

При С = 0 несбалансированных усилий на мембране нет, как и в статике давление рs уменьшается на некоторую величину относительно давления редуктора р1 (см. выражение 2.18).

При С 0 присутствует сила, направленная вверх, что вызывает резкий подъем тарелки мембраны и соответствующее увеличение сечения. Работа в таком режиме сопровождается существенным перерегулированием.

При С 0 аналогичная сила направлена вниз, и прижимает тарелку к седлу. Это означает кратковременное блокирование подачи газа при изменении режимов.

Соответственно, необходимо провести поиск рациональных сечений и объемов полостей в ограничителе, при которых протекание процесса газоподачи на переходных режимах будет максимально близко к статическому.

Рисунок 2.10. К вопросу графического способа оценки параметров ограничителя Предположим, на систему воздействует стандартный единичный импульс, что в данном случае будет выражаться скачкообразным увеличением расхода газа через форсунку Ф (рис. 2.10). Расход через форсунку можно записать следующим образом: dminj Ginj dt ;

Расход через управляющий жиклер: dm у G у dt.

Gу S у pу W RT Для сжиженных газов R = 186 Дж/(кг К), холодный пуск будем рассматривать в рамках Европейской процедуры оценки токсичности, т.е. при температуре –7оС (266 К), коэффициент расхода примем =0,8. Тогда:

RT RT dminj ;

dp у dm у G у S у p у W 0.0376 ;

dps (2.21) Vу V Очевидно, что при резком изменении расхода газа через ограничитель наступает кратковременное падение давлений как после него рs, так и в камере управления ру. Причем падение управляющего давления протекает медленнее (рис. 2.11).

Рисунок 2.11. Изменение давлений в ограничителе при воздействии единичного импульса Поскольку изменения давлений максимально значимы именно на первом отрезке времени, можно заменить реальную экспоненциальную зависимость падения давления на первом малом отрезке времени dt линейной зависимостью.

Рассмотрим при этом изменение величин давлений и сил в ограничителе, пользуясь стилизованным уравнением (2.20). Результаты отразим на графике (рис. 2.12).

Слева на графике до ключевого момента t0 представлено статическое состояние с двумя характерными уровнями давлений – редуктора p1 и выходного ps. Они отличаются в соответствии с 2.18 на величину, определяемую усилием пружины П. От момента воздействия единичного импульса t0 давления ps и pу начинают линейно снижаться. Более информативной является линия эквидистантная ps на величину коэффициента А.

Управляющее давление pу может снижаться с различным темпом, зависящим от объема надмембранной камеры ограничителя Vу и сечения канала Sу. Эти вариации представлены тремя линиями pу1, pу2, pу3, отражающими разный темп изменения pу.

Условно продлевая любую линию pу до абсолютного нуля можно определить точку, в которую придет вторая линия Вpу (см. 2.20). В зависимости от того, совпадет ли она с линией ps + А, пройдет выше или ниже, будет зависеть величина параметра С, т.е. результирующей силы.

В качестве оптимума следует рассматривать случай, где С = 0 и отсутствуют несбалансированные силы в механизме. Такой случай изображен на рисунке 2.13.

Для выбора конструктивных параметров ограничителя можно решить следующую систему уравнений. Как и раньше принимаем, что определяющим является первый малый отрезок времени dt, следовательно, можно принять изменение давлений линейным. Давление после ограничителя при dps прохождении единичного импульса снижается со скоростью, в то время dt как падение управляющего давления для достижения желаемого уровня сил dpу должно отставать, идти со скоростью (рисунок 2.13).

dt Рисунок 2.12. Графический способ оценки параметров ограничителя dp у Введем коэффициент. За период времени Т, за который давление dp s условно упадет до нуля, справедливо следующее:

p s dpу dps ( p s A) T dt dt T p s ( p s A) 1 A ps K K ps ps (2.22) K Рисунок 2.13. Оптимальное изменение параметров ограничителя при единичном импульсе В развитие (2.26) можно записать:

RT dp у [ Fу p у W 0,0376] dt dps Vу K RT dp у Ginj dt K 1 V 1 S у p у W 0,0376 Ginj (2.23) Vу ( K 1) V Поскольку Ginj S inj p s W 0.0376, а параметр W будет различаться для истечения через форсунку с закритическим перепадом и через управляющий жиклер с докритическим, можно записать:

1 S у Wу Sinj Winj (2.24) Vу ( K 1) V или Sу Sinj Winj (2.25) Vу ( K 1) V2 Wу Для конкретных исполнений ограничителя, рассматриваемых в данной работе, следует ожидать, что Winj = 0,7, а Wу = 0,07. Соотношение Winj/ Wу = 10. Тогда:

Sу Sinj 10 (2.26) Vу ( K 1) V Из последнего уравнения можно выбрать сечение управляющего жиклера Sу и объем управляющей камеры Vу достаточные для того, чтобы в динамике система находилась максимально близко к равновесию.

Таким образом, выявлены основные элементы, определяющие расходные характеристики представленной схемы. Требуемая настройка системы достигается выбором, прежде всего, коэффициента К – соотношения доли площади мембраны ограничителя – задающего основные коэффициенты А и В (см. 2.25).

Усилие пружины П задает желаемое снижение давления в рампе газовых форсунок исходя из принятой в базовом двигателе степени обогащения, которую надо убрать на газе.

Окончательный выбор производится для объема камеры управления и сечения управляющего жиклера. В качестве критерия выступает сбалансированность сил на тарелке мембраны при резких скачках расхода, вызванных открытием газовых форсунок.

2.3.3. Анализ герметичности редуцирующей системы и расходные характеристики редуктора Оценка герметичности редуцирующей системы может быть проведена путем анализа уравнений статики. Типичная зависимость величины рабочего давления на выходе из газового редуктора от его расхода представлена на рис.

2.14.

Точке Б соответствует минимальный расход газа. При дальнейшем уменьшении отбора газа клапан соприкасается с седлом и появляется его реакция Rс. При полном прекращении отбора газа (точка А), реакция достигает величины, необходимой для обеспечения герметичности соединения клапанной упомянутого усилия (равной реакции Rс) седла пары. Обеспечение сопровождается повышением давления в рабочей полости на величину рпер.

При дискретном отборе газа редуктор может регулярно переходить из точки А полностью закрытого клапана в точку В, соответствующую определенному расходу. Такая работа сопровождается быстрым выходом клапана из строя ввиду его истирания. Исключить касание при дискретной газоподаче можно использованием фазированной подачи, когда цикловые дозы подаваемые форсунками разнесены по времени, и увеличением объемов газовых полостей после редуктора так, чтобы истечение одной цикловой дозы не приводило к запиранию клапана.

Основным является участок характеристики 2, который близок к прямолинейному, и определяет основную зависимость величины рабочего давления от количества отбираемого газа. Величина угла наклона линии на участке 2 характеризуется жесткостью пружины выходной ступени. С увеличением жесткости пружины угол наклона возрастает.

Такая падающая характеристика газовых редукторов типична для рычажно-мембранных механизмов. Попытки устранить «наклон» привели к разработке электронноуправляемых редуцирующих механизмов, которые, однако, не нашли пока широкого применения.

А рпер Б рА В рБ рВ Gмин Gмакс Рисунок 2.14. Зависимость рабочего давления от величины расхода газа В свете данной работы, применение электронноуправляемых редукторов, имеющих в своей основе дискретное управление сечением, на режимах пуска совершенно неоправданно. Наложение двух дискретных систем – редуктора регулятора и форсунки – усугубит проблемы истечения газа из непрогретых механизмов.

Из рисунка 2.14. следует, что пространственно-геометрическое положение клапана определяется значением давления рвх и р2. Величина (рвх – р2)Sкак = Fкл представляет собой разность усилий до и после запорного клапана и является характеристикой газового редуктора. Большему значению давления на выходе соответствует перепад Fкл = (0,25…0,5)р2, а меньшему – Fкл = (2…10)р2. Перепад давлений рпер зависит от применяемого материала, конструкции и качества изготовления клапанной пары. При расчетах значением рпер задаются исходя из особенностей работы редуцирующей системы. При этом традиционно считается, что клапан установлен «нормально» по потоку газа, т.е. воздействие входного давления открывает его. В тоже время в рамках данного исследования была проведена работа по модернизации типичного газового двухступенчатого редуктора для «выравнивания» характеристики.

P, бар NN P обычно Gmax Gгаз Рисунок 2.15. Схема изменения выходного давления редукторов с традиционным и экспериментальным (NN) входом газа Если клапан развернуть «обратно» по потоку, то усилие на клапанно рычажном механизме изменяется таким образом, что вся характеристика становится менее зависимой от расхода. При правильном подборе геометрических размеров элементов можно сформировать характеристику восходящую, что очень важно для работы форсунок с малой производительностью.

В данной работе посвященной холодному пуску параметры газового редуктора на больших расходах незначимы, поэтому большого внимания этому вопросу не уделено.

2.4. Выводы 1. Предлагаемый вариант системы газоподачи с корректором пуска предполагает неизменным дискретное управление цикловыми дозами с помощью форсунок, но с введением дополнительных ограничений на пуске двигателя.

2. Для обеспечения пуска подача газа должна стать непрерывной на участке газового редуктора и проходить под пониженным перепадом давлений на газовых форсунках.

3. Основным элементом системы пуска становится мембранный ограничитель давления, выполняющий обе указанные задачи. По истечении некоторого числа циклов после пуска этот узел должен быть легко выведен из работы.

4. Выявлены основные элементы ограничителя, определяющие расходные характеристики представленной схемы. Наиболее значимым из них определен параметр К – соотношения долей площади мембраны ограничителя.

5. Установлено, что для обеспечения плавности работы ограничителя в условиях пульсирующей среды необходим правильный выбор объема камеры управления и сечения управляющего жиклера. В качестве критерия выступает сбалансированность сил на тарелке мембраны при резких скачках расхода, вызванных открытием газовых форсунок.

3. МЕТОДЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ИССЛЕДОВАНИЯ 3.1. Общие методы исследования Проведенное аналитическое исследование возможностей организации пуска двигателя непосредственно на газе, показало богатые возможности по организации составов смеси для системы с ограничителем давления. В ходе экспериментального исследования главное внимание было уделено подбору основных элементов системы.

При распределенном впрыске газа во впускную трубу через электромагнитные форсунки, вопрос равномерности распределения смеси по отдельным цилиндрам кажется излишним. Однако, в попытках увеличить производительность форсунок изготовители часто идут по пути увеличения хода якоря и соответствующего увеличения проходного сечения. При этом автоматически снижается быстродействие форсунок и растет межцикловая нестабильность заряда.

Поэтому определенное внимание было обращено на оценку быстродействия использованных газовых электромагнитных форсунок, а также влияния точек ввода газа во впускную трубу. Экспериментальные исследования разных систем газоподачи с разветвленной системой, проводимые ранее в лаборатории ДВС НГТУ, выявили значительный разброс состава смеси по цилиндрам (до 30% на режиме холостого хода и малых расходов газа).

Типизированные характеристики (нагрузочные, скоростные) снимались в соответствии с принятыми стандартами с ограничениями, которые в некоторых случаях накладывала конструкция моторного стенда.

Для оценки собственно пусковых свойств двигателя с экспериментальным корректором пуска в условиях отрицательных температур в лабораторных условиях была разработана методика приближения к условиям холодного пуска прямо на моторном стенде.

3.2. Изыскания смесеобразующей части системы.

Как уже отмечалось, для повышения выходных показателей двигателя недостаточно обеспечить точное дозирование газа на всех режимах.

Непременным условием выступает организация высокой однородности смеси при равномерном распределении ее по отдельным цилиндрам. В настоящей работе не ставилась цель специального изучения вопросов смешения, однако опыт создания газосмесительных устройств в нашей стране и исследования других авторов [75, 85] позволяет выделить некоторые предпосылки к организации смесеобразующей части системы.

Во всех традиционных механических системах газоподачи с центральным смесителем горючая смесь образуется в газосмесительных устройствах за счет инжекции, молекулярной диффузии и турбулентного перемешивания пассивной газовой струи в спутном активном потоке воздуха. Такой способ внешнего смесеобразования не использует в полной мере всех свойств и состояний горючей смеси для получения еще большей однородности. Заметное увеличение удельных показателей работы двигателя достигается за счет развития сечений впускного тракта, подбора элементов для использования инерционных явлений в газовоздушных потоках, выбора рациональной конструкции каналов.

Ввод газа во впускной трубопровод через форсунку под избыточным давлением способствует качественному улучшению смесеобразования за счет гомогенизации смеси. В отличие от центральных смесителей установка топливных форсунок на каждый цилиндр (при условии равенства подач через них) исключает возможные различия в составе смеси отдельных цилиндров.

Отличительной особенностью системы ввода газа под избыточным давлением, по сравнению с инжекционной, является более полное использование потенциальной энергии газа в зоне смесеобразования. Эта энергия преобразуется в кинетическую энергию струи [85]. Скорость движения газа через распылители превосходит скоростной поток воздуха в 5…6 раз.

Газовая струя, имея переменную плотность при различных давлениях, становится активной и эффективно воздействует на поток воздуха. Все это вызывает более глубокую турбулизацию воздушного потока, обеспечивает повышенную объемную однородность горючей смеси и улучшает условия сгорания.

Для максимальной реализации эффектов, упомянутых выше, необходимо газовые форсунки устанавливать непосредственно на впускной трубе, как это делается в системах, монтируемых непосредственно на заводе. Например, в двигателе автомобиля Fiat Multipla, спроектированного для работы на природном газе, форсунки установлены на впускной трубе по касательной к воздушному потоку (рисунок 3.1).

ЭМФ-газ Рисунок 3.1. Схема расположения газовых форсунок на впускной трубе двигателя Fiat Multipla В случае монтажа газового оборудования вне завода блок форсунок устанавливается отдельно, а в каналы впускной трубы максимально близко к цилиндрам ввернуты распылители, соединенные с форсунками шлангами.

Соблюдать здесь направление струи зачастую не представляется возможным.

Рисунок 3.2. Вариант расположения распылителей на впускной трубе двигателя Однако для оценки качества смешения и равномерности распределения газовоздушной смеси по цилиндрам проводилось сравнение разных точек ввода газа. Расположение отличалось близостью или отдаленностью расположения штуцеров от впускного клапана, а также углом наклона штуцеров по отношению к потоку (рисунок 3.3) Подача газа проводилась также и с помощью разных распылителей, вворачиваемых в каналы. В одних случаях это были штуцера с цилиндрическим отверстием, в других штуцера удлинялись трубками так, чтобы выход газа осуществлялся примерно в центре канала, в третьих – удлиненные штуцера имели несколько отверстий в разных направлениях (рисунок 3.4).

Наилучшим способом сравнения вариантов является получение регулировочных характеристик по составу смеси. Наиболее удобными из всех являются регулировочные характеристики при постоянном расходе газа, впервые введенные в практику кафедры Горшковым С.А. Чем выше достигаемая мощность при некотором постоянном расходе газа, и чем беднее при этом смесь (выше давление в трубе), тем лучше качество смешения и выше равенство распределения смеси.

Рисунок 3.3. Расположение штуцеров ввода газа на впускной трубе ВАЗ Рисунок 3.4 Формы штуцеров ввода газа В случае постоянства давления газа при закритическом истечении, цикловой расход газа зависит только от времени открытия форсунки, которое можно регулировать вручную. Установив постоянный расход газа можно изменением положения дросселя изменять состав смеси. При этом максимум достигаемой мощности автоматически показывает экономичный состав смеси без построения огибающих.

Одна из таких характеристик, снятая для трех вариантов ввода газа, представлена на рисунке 3.5. Видно, что некоторое различие в протекании характеристик заметно. Хуже всего показал себя вариант с установкой распылителей под углом к потоку воздуха. Однако в целом различия невелики, и при монтаже газового оборудования можно уделять внимание только технологической простоте установки распылителей.

Рисунок 3.5 Регулировочная характеристика по составу смеси при постоянном расходе газа, снятая для разных вариантов ввода газа при n=2500 мин-1, УОЗ=34о п.к.в.

1 – перпендикулярно потоку на 220 мм от клапана (рис. 3.3);

2 – перпендикулярно потоку на 310 мм от клапана;

3 – под углом к потоку на 180 мм от клапана.

3.3. Макетный образец системы газоподачи Для экспериментального исследования работоспособности и проверки теоретических закономерностей был изготовлен макетный образец системы газоподачи, установленный на стенде с двигателем ВАЗ 21114 с распределенным впрыском бензина.

Рисунок 3.6. Схема врезки системы газоподачи в цепи бензинового двигателя В двигателе были внесены стандартные изменения, организуемые при монтаже газового оборудования на сервисных станциях. В разрыв жгута бензиновых форсунок сделана врезка для передачи сигнала на ЭБУ-ГАЗ (рисунок 3.6).

В каналы впускной трубы врезаны распылители в тех местах, что показали лучшие характеристики по распределению смеси по цилиндрам (раздел 3.2). Сечение распылителей выбрано достаточным для обеспечения газом двигателя рабочим объемом 1,6 дм3 (ВАЗ 21114) при постоянном избыточном давлении газа в рампе форсунок 0,8 бар, а именно, 3 мм2.

Газовый редуктор-испаритель врезан в систему охлаждения двигателя для организации испарения газа, поступающего из баллона. Для того, чтобы анализировать качество работы испарителя, датчик температуры охлаждающей жидкости двигателя, обычно установленный в корпусе термостата, был перенесен в шланг отвода жидкости сразу после выхода из редуктора. Это позволило оценивать падение температуры жидкости, связанное с испарением газа.

Рисунок 3.7. Внешний вид газового редуктора-испарителя OMVL На участке от газового редуктора до рампы газовых форсунок установлен ограничитель давления газа. В разделе 2.2 при описании подхода к организации пуска с корректором подчеркивается, что по истечении некоторого числа циклов, достаточных для прогрева, корректор должен быть легко отключен.

Поэтому в теоретическую схему ограничителя (рисунок 2.9) были внесены некоторые изменения (рисунок 3.8).

Рисунок 3.8. Схема ограничителя давлений с отключением В схему был добавлен электромагнитный клапан и пневматический делитель давлений, подключенный к входу, выходу ограничителя и его камере управления.

При выключенном электромагнитном клапане ограничитель давления приобретает свой классический вид. Давление газа на его выходе меньше давления на входе p1 на величину, определяемую соотношением площадей мембраны и усилием пружины (см. 2.23). Это давление должно соответствовать тому, которое назначено для работы на прогретых режимах. Давление газа на выходе из редуктора p1 следует, соответственно, поднять на указанную величину за счет перерегулирования редуктора.

При активированном электромагнитном клапане через два последовательных жиклера пневмоделителя Fs и Fу идет расход газа из выходной ступени газового редуктора (давление p1) на выход ограничителя (давление ps). Равенство давлений pу = ps, которое имело место в предыдущем случае, здесь нарушается. Поскольку соотношение давлений p1 и pу однозначно определено через усилие пружины, то в результате закономерно снижается выходное давление ps.

Это состояние полностью соответствует принятой концепции организации холодного пуска. Настройка пониженного уровня давления после ограничителя производится регулировочным жиклером Fs.

Рисунок 3.9. Рабочий чертеж крышки ограничителя давления Анализ всех иных вариантов отключения корректора показал, что данная схема оказывается самой простой, обеспечивающей автономность (отсутствие его подключения к редуктору дополнительными шлангами).

После сборки всей системы была проведена калибровка газоподачи.

Избыточное давление в рампе газовых форсунок должно быть pг = 80 кПа. Для выполнения этого условия при установленном ограничителе давлений было поднято выходное давление газового редуктора до p1 = 110 кПа. Затем на прогретом двигателе последовательно проходились несколько нагрузочных характеристик. При работе на бензине основной блок управления по сигналу кислородного датчика устанавливает для себя коэффициенты долговременной коррекции.

Задача калибровки на газе заключается в подборе таких передаточных коэффициентов «бензин-газ», чтобы коэффициенты долговременной коррекции практически не изменялись. Это позволяет системе при переходе на газ после бензина не тратить время на самообучение.

Определенные сложности представляет калибровка системы в зоне полных нагрузок, представленной в таблице участком с длительностями импульсов более 10 мсек. Здесь сигнал кислородного датчика игнорируется, и блок управления переходит на богатые смеси. При работе на стенде оценить степень обогащения можно по показаниям газоанализатора, чем богаче смеси, тем больше концентрации окиси углерода в отработавших газах. Мощностные смеси при работе на сжиженном углеводородном газе характеризуются величинами концентраций 2…3%.

При настройках систем на автомобиле, как правило, устанавливают коэффициенты приблизительно, соблюдая уже отмеченные тенденции изменения коэффициентов таблицы в зоне, где кислородный датчик работал.

Здесь ошибка может быть значительной. И если переобогащение приведет в конечном итоге только к повышенному расходу и увеличению выбросов токсичных компонентов, то переобеднение может приводить к повреждению самого двигателя.

Рисунок 3.10. Таблица коэффициентов «бензин-газ»

3.4. Экспериментальная установка и методика исследования Исследовательские и доводочные работы проведены в лаборатории кафедры «Энергетические установки и тепловые двигатели» Нижегородского государственного технического университета на двигателе ВАЗ 21114.

Испытательный стенд SAK 670 оборудован электрическим тормозом и необходимым минимумом контрольной аппаратуры.

В качестве топлива во время стендовых испытаний использовался сжиженный углеводородный газ по ГОСТ 27578-87, получаемый на АГНС города Н.Новгорода. Расчет величины теоретически необходимого количества воздуха производился для каждой используемой партии газа по данным состава газа из паспорта на отгрузку.

Для оценки потенциальной возможности работать в дальнейшем на сжатом газе определен запас по проходным сечениям. Массовый расход природного газа (метана) Gм больше такового для сжиженного газа (пропана) Gп во столько раз, во сколько его стехиометрический коэффициент l0м меньше такового для сжиженного газа l0п.

Gм l0п (3.1).

Gп l0м Массовый расход газа при небольших перепадах давлений, типичных для участков после дозатора и в зоне распылителей, можно считать подчиняющейся упрощенной зависимости:

(3.2) G S 2p, – коэффициент расхода;

S – площадь проходного сечения;

– где плотность газа;

р – перепад давлений.

В результате потребная площадь проходного сечения каналов и распылителей при одинаковых коэффициентах расхода и перепадах давлений для природного газа SM больше, чем для сжиженного пропана SП в число раз:

S М l0 п п, (3.3) м S П l0м что составляет примерно в 1,6 раза. На участках, где наблюдается закритический перепад, увеличение площади проходных сечений следует определять по уравнениям 2.14. Целесообразно проходные сечения для этих участков оставить теми же, как и для сжиженного газа, а компенсировать расход за счет иного уровня давлений.

Расход газа, поступающего в двигатель, измерялся счетчиком струйного типа (рисунок 3.12). Достоинство данного типа счетчика – пониженная чувствительность к пульсациям потока, неизбежным при работе двигателя.

Счетчик установлен в барокамеру объемом 1 дм3, частота вращения крыльчатки считывается парой: фотодиод ФД 3А – светодиод АЛ 107. Сигнал с фотодиода подается в формирователь импульсов и далее на частотомер Ч3-34.

Относительно небольшие размеры барокамеры допускают возможность его установки на автомобиле, в моторном отсеке. В барокамере установлены датчики температуры и давления, данные которых используются для приведения результатов измерения к стандартным условиям.

Рисунок 3.11. Вид исследовательского стенда с двигателем ВАЗ Давление в газовом счетчике и редукторе-регуляторе измерялось манометрами типа МО-1213 ГОСТ 6521-60. Температура газа в газовом счетчике – хромель-копелевой термопарой с индикацией на потенциометре ЭПВ2-14 ГОСТ 7164-58.

Перед счетчиком установлен отдельный одноступенчатый редуктор испаритель, позволяющий регулировать давление газа в барокамере. После счетчика газ поступает в основной редуктор и далее в дозатор. Подача жидкости в испаритель основного редуктора при этом отключается для предотвращения перегрева газа.

На рисунке 3.12 приведена также тарировочная кривая, показывающая высокую линейность расхода газа в зависимости от частоты вращения крыльчатки. Для удобства пользования тарировочной кривой выведено уравнение зависимости расхода газа от частоты вращения крыльчатки с учетом приведения к стандартным условиям:

pг T f Vг =. (3.4) Bt Tг Рисунок 3.12. Схема газового расходомера струйного типа и его тарировочная кривая При испытаниях двигателя на стенде отбор проб отработавших газов производился непрерывно из приемной трубы и выпускных патрубков отдельных цилиндров. Газоотборные трубки располагались в непосредственной близости от выпускных клапанов. Для анализа газов использовались оптико акустические газоанализаторы на окись углерода, пропан и окись азота типа ОА-2109, АВТОТЕСТ СО-СН, «BECKMAN» 315А. Подсчет основных результатов испытаний производился согласно ГОСТ 14846-82. Результаты измерений приводились по известной формуле к стандартным условиям.

Система охлаждения двигателя, установленного на моторном стенде, имеет в отличие от автомобильного варианта вместо радиатора систему замещения горячей воды холодной. Контур самого двигателя негерметичен, а через клапан, связанный с термостатом, в систему может подаваться холодная вода из водопровода. Избыток воды свободно переливается в канализацию. Для повышения точности регулирования получившейся системы, на входе перед водяным дозатором установлен редуктор, понижающий давление воды до фиксированной величины pв= 0,8 бар. После установки такого редуктора температурный режим двигателя изменяется не более чем на два градуса (85оС на холостом ходу, 87оС на максимальных нагрузках).

При проведении работ, связанных с проверкой пусковых свойств двигателя при низких температурах, в конструкцию системы охлаждения вносились следующие изменения. При проведении экспериментов вода из системы охлаждения сливалась полностью. Вместо нее непосредственно перед пуском двигателя система заполнялась охлаждающей жидкостью предварительно охлажденной до отрицательной температуры. Вместе с ней при каждом эксперименте заливалось охлажденное моторное масло. Учитывая высокую теплоемкость всего двигателя, охлаждающая жидкость и масло остужались до заведомо более низких температур. Так, чтобы провести пуск при температуре минус 7оС жидкости охлаждались до температуры минус 19оС.

Рисунок 3.13. Общая схема газобаллонной установки ЭБУБ – электронный блок управления ДВС;

ЭБУГ – блок-наездник управления подачей газа;

ГАЗ – баллоны с СНГ;

РЕД1 – редуктор-испаритель предварительный;

РЕД2 – редуктор-испаритель основной;

ДД – датчик дифференциального давления;

КОРР – корректор пуска.

4. РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ ПОЛНОРАЗМЕРНОГО ДВИГАТЕЛЯ 4.1. Сравнительные характеристики на бензине и газе Для того, чтобы правильно оценивать качество вспомогательных режимов, таких как переходные или пусковые, необходимо иметь выверенную базовую характеристику системы газоподачи в статических режимах прогретого ДВС. Настройка режимов должна быть проведена с использованием различных регулировочных характеристик (по составу смеси, по углу опережения зажигания) для исключения отклонений от оптимума. Отсутствие таких объективных характеристик приводит к возникновению предвзятого мнения и различных «мифов».

Достаточно распространено мнение, что при работе на газе необходимо увеличивать угол опережения зажигания по сравнению с тем, который устанавливается штатной системой для бензина. Основанием служит утверждение, что газ горит в цилиндрах двигателя медленнее и это необходимо компенсировать. Как следствие, вытекает утверждение о повышенной термической напряженности деталей газового двигателя, вызванной переносом тепловыделения на линию расширения, и катастрофическом износе седел выпускных клапанов и самих клапанов.

Такое утверждение не может не настораживать, поэтому началом работы стало сравнение действительных скоростей сгорания и температур отработавших газов бензо- и газовоздушных смесей в условиях стандартного бензинового двигателя, конвертированного на питание сжиженным углеводородным газом.

Понятно, что сгорание должно быть завершено как можно быстрее.

Причиной снижения скорости может выступить обеднение смеси, насыщение ее инертными газами, снижение плотности заряда, плохая испаряемость (последнее характерно для жидких топлив). Результатом становится затянутое сгорание и соответствующий перенос тепловыделения на линию расширения.

Теплота, выделившаяся в конце хода расширения, вместо совершения полезной работы будет только нагревать выпускные клапаны и выпускную систему.

Чтобы поставить цикл «на место» требуется правильный выбор угла опережения зажигания. Угол, который при данных условиях обеспечивает максимальную работу цикла, называется оптимальным.

Таким образом, угол опережения зажигания выступает ярким индикатором совершенства рабочего процесса искрового ДВС. Всякая необходимость увеличения угла говорит о неблагополучном протекании режима, прежде всего, неоптимальной смеси. Определение оптимальных углов опережения зажигания и их анализ позволяют косвенно сравнить скорости протекания процесса сгорания в целом.

Для проведения такой работы на тормозном стенде в лаборатории ДВС НГТУ пришлось штатный блок управления двигателем «Январь 7.2» заменить экспериментальным, который позволил одновременно в широком диапазоне изменять как состав бензовоздушной смеси, так и угол опережения зажигания.

Дополнительно в выпускную систему была установлена термопара для замеров температуры отработавших газов. Термопара ввернута на расстоянии 1 метр от головки цилиндров, поэтому замеренные температуры газов, естественно, ниже, чем внутри цилиндров или выпускных каналах. Однако получить сравнительную картину температур при работе на различных режимах и различных топливах такая установка термопар позволяет.

В качестве режимов выбраны полные нагрузки, как наиболее опасные в плане перегрева выпускных клапанов. Выбраны частоты вращения 2200 мин-1 и 4000 мин-1 при полном дросселе. Дополнительно рассмотрен режим малой нагрузки с эффективной мощностью около 10 кВт при частоте 2400 мин-1, соответствующий движению автомобиля ВАЗ 2118 (для нашего двигателя) с постоянной скоростью.

Результаты регулировочных характеристик по углу опережения зажигания для двух режимов полных нагрузок представлены на рисунках 4.1 и 4.2. Для максимального подобия при работе на бензине и газе подобраны одинаковые составы смеси с коэффициентом избытка воздуха =0,93 при n=2200 мин-1 и =0,91 при n=4000 мин-1.

Рисунок 4.1. Регулировочная характеристика по углу опережения зажигания.

n=2200 мин-1, полная нагрузка, =0,93, сплошные линии – бензин, пунктирные – газ.

Рисунок 4.2. Регулировочная характеристика по углу опережения зажигания.

n=4000 мин-1, полная нагрузка, =0,91, сплошные линии – бензин, пунктирные – газ.

Анализ кривых показывает, что и на бензине и на газе оптимальные углы опережения равны, что доказывает примерное равенство скоростей сгорания этих двух топлив. Следует подчеркнуть малую значимость угла опережения в отношении выходной мощности (не более 1,7%) в рассматриваемом диапазоне углов от 14 до 24 опкв. Максимальная мощность на бензине и газе различается примерно на 4%.

Здесь же представлены температуры отработавших газов, которые монотонно уменьшаются с ростом опережения зажигания. Разница в температурах, достигаемых на бензине и газе (около 20 градусов), полностью согласуется с различием в теплотворной способности бензо- и газовоздушных смесей данного состава.

Более опасным следует признать обеднение смеси до значений, близких к стехиометрии. Здесь теплота сгорания смесей, а значит и температуры отработавших газов, максимальны. Кроме того, в отработавших газах появляется свободный кислород, который при общих высоких уровнях температур существенно повышает коррозионное изнашивание клапанной пары.

На рисунке 4.3 приведена регулировочная характеристика по составу смеси на сжиженном газе, полученная на полной нагрузке при n=2200 мин-1.

Исходная точка характеристики соответствует составу смеси, =0,93, оптимальному для бензина (см. рисунок 4.1). Видно, что для газа максимальная мощность достигается при более бедных смесях, примерно при =0,96, хотя влияние состава смеси на мощность здесь также минимально. При снятии характеристики в каждой точке подбирался оптимальный угол опережения зажигания. Полученные точки представлены на графике и связаны линией тренда. Видно, что классическая зависимость роста оптимального угла зажигания при обеднении смеси прослеживается, но фактическое снижение скорости сгорания при обеднении, очевидно, минимально.

Температура отработавших газов закономерно изменяется, достигая максимума при стехиометрической смеси. При дальнейшем обеднении температуры снижаются ввиду увеличения в смеси доли балластного воздуха.

Однако можно подчеркнуть, что при любом раскладе температура отработавших газов на бензине все равно остается выше, чем на газе (см.

рисунок 4.1).

Рисунок 4.3. Регулировочная характеристика по составу газовоздушной смеси.

n=2200 мин-1, полная нагрузка.

На рисунке 4.4 представлена регулировочная характеристика по углу опережения зажигания для режима малой нагрузки при стехиометрических смесях. Здесь изменения мощности при отклонении опережения зажигания в диапазоне от 25 до 35 опкв только 0,7%, и определение оптимальных углов зажигания здесь очень условно. Примерные значения: для бензина 34 опкв, а 27 опкв. Формально это следует расценивать как более высокую для газа скорость сгорания для газа, но, учитывая сказанное, можно признать примерное равенство скоростей сгорания бензиновых и газовых смесей и для данного режима. Разность температур отработавших газов на бензине и газе составила от 8 до 20 градусов.

В целом можно заключить, что проведенные эксперименты не выявили никакой склонности газовоздушных смесей к замедленному сгоранию. Это дает возможность оставить углы опережения зажигания, заложенные в штатном блоке управления ДВС для бензина, без изменений.

Рисунок 4.4. Регулировочная характеристика по углу опережения зажигания.

n=2400 мин-1, pa = 47,7 кПа, =1,0, сплошные линии – бензин, пунктирные – газ.

В отношении температур отработавших газов и деталей ДВС опасение должна вызывать только неправильная регулировка состава газовоздушной смеси на полной нагрузке, прежде всего длительная работа на смесях близких к стехиометрии с повышенными температурами и наличием свободного кислорода в отработавших газах.

4.2. Действительные нагрузочные и скоростные характеристики Нагрузочные характеристики снимались при семи частотах вращения коленчатого вала n = 1200, 1600, 2000, 2400, 2800, 3200, 3600 мин-1. Поскольку работа в большинстве рабочих режимов проходит на стехиометрической смеси, особой информативности нагрузочные характеристики не несут. Они необходимы как часть процесса калибровки газового блока-наездника при определении коэффициентов таблицы (см. рисунок 3.10).

Вид типичной нагрузочной характеристики представлен на рисунке 4.5.

На графике представлены кривые, показывающие изменение состава смеси, положения дросселя др, расхода газа Gг, выбросов окиси углерода СО в зависимости от крутящего момента Ме. Поскольку границы предельного обеднения нигде не были нарушены, выбросы углеводородов оставались на минимальном уровне и поэтому не представлены.

Общий обзор нагрузочной характеристики показывает, что система обеспечивают характеристику с обратной связью по датчику кислорода в значительной области частичных нагрузок и переходом к некоторому обогащению при полных. Понятие полной нагрузки здесь несколько условно, поскольку при малой частоте вращения открытие дросселя на 20% уже обеспечивает наполнение близкое к полному. Соответственно, здесь же, при коэффициенте избытка воздуха меньше единицы, наблюдаются значительные выбросы СО. В зоне частичных нагрузок при работе на стехиометрической смеси «сырые» выбросы СО составляют около 0,4…0,5 %.

Копирование импульсов бензиновых форсунок автоматически вынуждает копировать и накладываемые на них корректирующие воздействия. Так, например, известно, что бензин далеко не полностью испарен во впускной трубе. Часть его при подаче из форсунки оседает на стенках впускной системы в виде пленки. На статических режимах наступает некое равновесие между топливом, ушедшим в пленку, и вышедшим из нее. В динамике (открытие или закрытие дросселя) баланс нарушается. По исследованиям [74] и собственным экспериментам восстановление происходит после 20…30 циклов работы (рисунок 4.6). В программе управления бензоподачей в течение всех циклов с нарушенным балансом обязательно заложена компенсация пленки, выражающаяся в подаче дополнительного топлива на этот период.

Рисунок 4.5. Нагрузочная характеристика при n=1600 мин-1.

В нашем случае (рисунок 4.6), линия перехода экспоненциальная, а длительность перехода к статической подаче соответствует N=30 циклам работы двигателя. Количество дополнительного топлива, которое будет подано для того, чтобы «залить» нарушение баланса пленки, определится как площадь между соответствующими кривыми.

Рисунок 4.6. Протекание цикловых подач бензина:

Gтц_впр – цикловая доза, впрыскиваемая форсункой;

Gтц_цил – цикловая доза, попавшая в цилиндр при наличии пленки.

При подаче Gтц_впр=10 мг/цикл (соответствует среднестатистическому нажатию на педаль акселератора), дополнительная доза составит почти 100 мг бензина. Например, для автомобиля ВАЗ 2118 в движении по городу со средней скоростью 30 км/ч совершается 10 подобных набросов нагрузки за минуту, а за час теряется 60 г бензина. Если общий расход 7 кг/100 км (или 2 кг/час), то экономичность автомобиля в целом снижается на 3%. При работе на газе все алгоритмы увеличения цикловых доз сохраняются, хотя и становятся совершенно неоправданными. Прирост расхода газа составит те же 3%.

Аналогичный «проигрыш» можно обнаружить и на режимах полных нагрузок. Здесь обратная связь игнорируется блоком управления, и длительности бензиновых импульсов существенно увеличиваются. На внешней скоростной характеристике двигатель показал две характерные зоны высокого обогащения, т.е. существенно больше того, что необходимо для обеспечения мощностной смеси (рисунок 2.1).

На рисунке 4.7 представлена внешняя скоростная характеристика после проведения всех калибровочных работ, т.е. составы газовоздушной смеси на всех частотах вращения подобраны оптимальными для газа. Максимальный крутящий момент двигателя на бензине составил 134 Нм при частоте n = мин-1. Максимальная мощность – 62 кВт при n = 5050 мин-1. При работе на сжиженном газе достигнуто Me max = 128 Нм и Ne max = 60,5 кВт примерно при тех же частотах вращения. Эти величины хорошо согласуются с ожидаемыми, а именно, снижение крутящего момента относительно бензинового варианта примерно 4%, что типично для современных двигателей, работающих на сжиженном нефтяном газе.

Снижение максимальной мощности при работе на газе наблюдается всего около 3%. Объяснение этому полностью совпадает с тем, что приведено на рисунке 2.1. В зоне высоких частот вращения при работе на бензине искусственно организуется переобогащение смеси с целью снизить температуру свежего заряда за счет испарения бензина.

При работе на газе подобное обогащение не поможет, следовательно, можно установить такие коэффициенты в блоке-наезднике, чтобы обогащение было в пределах мощностных смесей. Это соответствует, примерно, концентрации окиси углерода в отработавших газах 2…3%.

Достигнуть максимума мощности для этого двигателя не представилось возможным из-за опасения за целостность тормозного стенда при частотах вращения больше чем n = 5000 мин-1. Однако, учитывая тенденции в поведении кривых и отсутствие характерных «провалов» можно рассчитывать на то, что и при предельных частотах вращения составы смеси не выйдут за оптимальные границы.

В целом внешние скоростные характеристики выглядят типично для данного двигателя, т.е. имеют характерные экстремумы на кривой крутящего момента, связанные с динамическими волновыми процессами во впускном трубопроводе. Следует признать чрезмерно богатую смесь на бензине на режимах минимальных частот вращения, а также в зоне частот 2200 мин-1.

Установка более оптимальных смесей на газе значительно «выравнивает»

характеристику.

Рисунок 4.7. Внешняя скоростная характеристика:

- газ;

- бензин 4.3. Пусковые характеристики Ненадежный пуск при отрицательных температурах окружающего воздуха является одним из наиболее серьезных недостатков существующих газовых двигателей. И это при том, что работа непрогретого двигателя на газе, когда не требуется специальное обогащение и не смывается масляная пленка со стенок цилиндра, является наиболее выигрышным режимом газовых двигателей. Нежелание или неспособность реализовывать режим холодного пуска в существующих системах газоподачи привели к упрощенному алгоритму перехода на газ только после прогрева двигателя на бензине до температуры не менее 35оС.

Для проверки пусковых качеств двигателя с экспериментальным ограничителем давления в системах моторного стенда пришлось сделать некоторые изменения. Во-первых, в магистраль после газового редуктора врезан сам ограничитель давления, настроенный понижать давление на кПа. Поскольку процесс пуска достаточно скоротечный, проведение замеров стандартными способами приводит к большим ошибкам. Поэтому текущие мгновенные значения параметров фиксировались электронным запоминающим осциллографом с последующей дешифровкой сигналов.

Записывались импульсы, подаваемые блоком на бензиновые форсунки, сигнал с датчика давления и температуры газа. Если длительности импульсов на форсунках обрабатывались каждый цикл работы двигателя, то сигналы с датчиков каждые десять циклов. На рисунке 4.8 представлены фрагменты осциллограмм трех записанных сигналов. Верхний луч (Вход 3) отражает напряжение с датчика массового расхода воздуха.

Нижний луч (Вход 5) подключен к управляющему выводу одной из бензиновых форсунок. Здесь четко видны моменты включения, где напряжение резко падает. Каждое включение производится через один цикл работы двигателя, замеряя период между импульсами (на представленном фрагменте 92 мс) легко определить текущую частоту вращения (n = 1310 мин-1).

Рисунок 4.8. Процесс пуска на бензине при -7оС на третьей минуте Сигнал расхода воздуха изменяется мало, соответствует расходу примерно 12 кг/час. Совершенно иная картина на первых оборотах прокрутки коленчатого вала и пуска (рисунок 4.9). Здесь расход воздуха движется большими волнами, отражая каждый такт впуска в каждом цилиндре Наполнение цилиндров близко к максимальному.

Характерно, что открытие форсунок происходит на очень большие длительности и вдвое чаще – каждый оборот коленчатого вала. Все это призвано в кратчайшие сроки «залить» бензином впускную трубу для образования топливной пленки – необходимое условие для осуществления холодного пуска.

На рисунке 4.10 представлена обработанная запись процесса пуска на бензине при стартовой температуре –7оС. По горизонтальной оси отложены порядковые номера рабочих циклов двигателя. Запись была остановлена после того, как двигатель перешел на регулирование по кислородному датчику по завершении (в нашем случае) 980 циклов. По времени это заняло 78 секунд.

Рисунок 4.9. Первые пять оборотов процесса пуска на бензине при -7оС Кривая изменения состава смеси закономерно поднимается, демонстрируя постепенное обеднение смеси по мере прогрева. Начальные фазы (см. 2.3.1, фаза I и II, около 15 циклов) не представлены, поскольку отражают резкие изменения в составе, заложенные в алгоритме холодного пуска на бензине, и не принципиальные для нас.


К моменту перехода на регулирование по кислородному датчику T кривая концентрации окиси углерода СО в отработавших газах приближается к величине около 0,4%. Ломаный вид кривой отражает только погрешности замера газоанализатором и сглажен линией тренда.

T Период для дальнейших экспериментов принят в качестве безразмерной величины, характеризующей длительность пуска-прогрева. Для разных двигателей и разных начальных температур этот период будет разным.

Однако выключение корректора пуска во всех случаях можно осуществлять в зависимости от него.

СО, % Nцикл 150 300 450 600 750 о Рисунок 4.10. Процесс пуска на бензине при -7 С В штатном режиме блок управления газом организует пуск только на бензине и не дает переключаться на газ до момента достижения температуры охлаждения 35оС. Однако для аварийных ситуаций (сломан бензонасос…) в программе предусмотрена возможность пуска непосредственно на газе.

Рассчитано такое включение, прежде всего на «теплые» летние условия.

Мы сделали пробные пуски в таком режиме (сразу на газе) при температуре – 7оС. Газовые форсунки получают импульсы от бензинового блока со всеми обогащающими коэффициентами. Результаты представлены на рисунке 4.11 в зависимости от безразмерного коэффициента T.

Видно, что в начальной фазе пуска состав смеси и концентрация СО в целом повторяет то, что наблюдалось на бензине. Смесь существенно переобогащена, и если на бензине это необходимо ввиду низкой испаряемости, то на газе это совершенно не оправдано и является следствием слепого копирования бензиновых импульсов. Однако по истечении времени всего 0,1T (в нашем случае примерно 8 секунд) наблюдается «выравнивание» кривой, что указывает на неконтролируемое дополнительное обогащение. Ко времени 0,3T коэффициент избытка воздуха начинает снова падать.

СО p, бар % 0,1 0,2 0,3 T Рисунок 4.11. Пуск на газе дискретный.

Здесь же представлена кривая изменения давления газа в газовом редукторе рред. Теоретически давление должно оставаться постоянным на уровне 1,1 бар, но после ста циклов оно начинает скачкообразно подниматься, и к концу испытания превышает исходное давление почти втрое.

Объяснение кроется в дискретной работе газовых форсунок. Их циклическое открытие-закрытие инициирует пульсирующий расход газа через систему. Холодный газовый редуктор не успевает справиться с испарением газа, попадающего в него в жидкой фазе во время «бросков». Жидкая фаза постепенно заполняет полости редуктора, затем начинает попадать в выходной трубопровод и сами форсунки в частично капельном виде. Плотность такой двухфазной струи газа многократно повышается, что никак не контролируется блоком управления. К концу записи двигатель заглох от огромного переобогащения (залит жидким газом).

Дальнейший эксперимент был проведен с установленным в газовую магистраль корректором пуска. Предварительно по результатам записей на бензине (рисунок 4.10) было определено время, когда дальнейшее обеднение более не нужно. По истечении времени 0,6T клапан управления ограничителем должен отключаться (в нашем случае примерно 800 циклов или 60 секунд). Ввиду отсутствия в программе управления газом специальной функции, отключение проводилось вручную.

Результаты записи холодного пуска с корректором представлены на рисунке 4.12. Следует отметить, что пуск был удачным. Сразу после пуска давление газа рред понизилось, компенсируя избыточную для газа длительность импульсов бензиновых форсунок. В результате линия коэффициента избытка воздуха идет подобно той, что на бензине, но с бльшим обеднением.

Соответственно изменяется концентрация СО, не превышая вполне приемлемой для холодного пуска величины 4%.

После выключения клапана управления корректором, давление газа поднялось на стандартную величину 1,2 бар, смесь обогатилась до значений примерно =0,8, концентрация СО поднялась. Однако к этому моменту все эти процессы уже не критичны. Двигатель успел прогреться до положительной температуры в системе охлаждения (подогрева редуктора), теперь даже тяжелый бутан не сможет оставаться в жидком виде.

Поскольку газовый редуктор был «отделен» от газовых форсунок корректором пуска, имеющим малое проходное сечение, пульсации газа сглаживались. Расход газа через редуктор шел значительно спокойнее, что позволяло ему успевать испарять газ. Это видно по более «гладкой» форме кривой давления газа.

СО,, % р, бар T 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0, Рисунок 4.12. Пуск на газе с корректором пуска В целом обеспечение надежного пуска гарантируется при условии, что редуктор при резком включении подачи газа магистральным клапаном отработает выходное давление с приемлемой точностью, не будет «залит»

жидкой фазой газов. Для гарантии такого включения должна быть задействована электронная система управления, которая на пуске должна подавать питание на магистральный клапан не раньше, чем начнется вращение вала двигателя, и коротким импульсом до того момента, когда вращение установится на уровне не ниже минимальной частоты холостого хода.

Применительно к сжиженным углеводородным газам можно предложить более простое решение, дающее близкий эффект. Здесь расчет сделан на остаточное тепло двигателя, которое испаряет газ в подводящей трубке от баллона к редуктору. Необходимо обеспечить испарение газа на ближайшем к редуктору участке газовой магистрали и невозможность его перемешивания с жидким газом во время стоянки. При последующем пуске первый бросок газа в редуктор будет в газовой фазе, после чего редуктор «запрется» и будет пропускать газ с малым расходом не способным вызвать «заливку» жидкой фазой газа.

После всех замеров было проведено сравнение площади под кривой СО за время T для случая пуска на бензине, и на газе с корректором. Эта площадь отражает интегральный (массовый) выброс окиси углерода за указанное время – МСО. На бензине величина МСО составила 2,33 г, на газе – 0,42 г. Разница в 5, раза. Величина могла бы быть больше, если увеличить степень понижения давления в ограничителе. При этом, однако, есть возможность перехода на чрезмерно бедные смеси к моменту отключения корректора, что нежелательно из-за понижения стабильности циклов и увеличения выбросов углеводородов.

4.4. Выводы 6. Непременным условием повышения выходных показателей двигателя выступает организация высокой однородности смеси и равномерности распределения ее по цилиндрам, которая в принятой сегодня схеме полностью определяется местом и способом установки распылителей.

7. При исследовании газовых двигателей целесообразно пользоваться регулировочными характеристиками по составу смеси, снятыми на частичных нагрузках при постоянном расходе газа. Основным преимуществом является совпадение точек максимальной экономичности и мощности для каждого расхода газа, определяемые по экстремуму кривой Nе в функции расхода воздуха или давления во впускной трубе. В связи с этим отсутствует необходимость построения огибающей к семейству характеристик на одном скоростном режиме и легко может быть определено поле необходимых регулировок.

8. Анализ нагрузочных характеристик показывает, что исследованный вариант системы обеспечивают полноценную базовую характеристику газоподачи со стехиометрическими смесями в области частичных нагрузок и переходом к некоторому обогащению при полных. Внешние скоростные характеристики показали высокую плавность кривых, что служит верным признаком отсутствия нежелательных отклонений, перерегулирований или срывов потоков.

9. Исследованный подход к пуску газовых двигателей с ограничителем давления не только снижает нецелесообразные для газового топлива уровни обогащения смеси, но и сглаживает поток газа через редуктор, что исключает забросы жидкой фазы в моменты открытия форсунок.

Оптимальную длительность включения корректора пуска можно выразить в долях от времени прогрева двигателя до момента перехода на регулирование по датчику кислорода – 0,6Т.

10. Желательно на пуске подавать питание на магистральный газовый клапан не раньше, чем начнется вращение вала двигателя. Тем самым дополнительно гарантируется невозможность «залить» газовый редуктор жидкой фазой газа.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ 1. Проведен анализ существующих способов газоподачи. Установлено, что в свете современных подходов снижения токсичности для конвертации искровых ДВС допустима только распределенная подача газа. В случае серийных автомобилей (переоборудования) использование систем газоподачи с ЭБУ-ГАЗ вполне оправдано. Однако, для холодного пуска двигателя непосредственно на газе разработан вариант, дополняющий дискретное электронное управление на большинстве режимов механическим модулем, выполняющим функцию корректора на режимах пуска и прогрева.

2. Параметрический анализ разработанной схемы газоподачи выявил основные факторы, обеспечивающие пуск: подача газа должна стать непрерывной на участке газового редуктора и проходить под пониженным давлением на газовых форсунках. Получено выражение передаточной функции ограничителя давления газа. Выявлены основные элементы ограничителя, определяющие расходные характеристики представленной схемы. Наиболее значимым из них определено соотношение площадей долей мембраны ограничителя, которое должно быть близко к 4,5.

3. Разработан мембранный двухкамерный ограничитель давления газа, позволяющий простыми конструктивными решениями обеспечить пониженное выходное давление газа с требуемой точностью. Определены конструктивные параметры редуцирующей системы, позволяющие видоизменять уровни и кратность выходных давлений. Установлено, что для обеспечения плавности работы ограничителя в условиях пульсирующей среды необходим правильный выбор объема камеры управления и сечения управляющего жиклера. В качестве критерия выступает сбалансированность сил на тарелке мембраны при резких скачках расхода, вызванных открытием газовых форсунок. Отношение площади жиклера к объему камеры управления в рассмотренном случае должно быть в 1,82 раза больше отношения площади сечения применяемой газовой форсунки к объему трубопровода от ограничителя до рампы.


4. Проведено экспериментальное исследование макетного образца исследуемой системы газоподачи. Предварительная схема корректора пуска была дополнена узлом отключения с электромагнитным клапаном. Проведены все предварительные калибровки системы газоподачи с установленным корректором. Проведена оценка скоростей сгорания бензиновых и газовых смесей, которая не выявила необходимости корректировки угла опережения зажигания на газе. Снят комплект нагрузочных характеристик. Параметры внешних скоростных характеристик хорошо согласуются с ожидаемыми, а именно, снижение мощности по сравнению с бензиновым вариантом примерно 4%.

5. Проведен комплекс экспериментов по холодному пуску двигателя при температуре –7оС с разными вариантами систем топливоподачи. Чисто дискретная подача газа через электромагнитные форсунки оказалась неудачной.

В случае установки корректора пуска понижение давления вместе со сглаживанием пульсаций расхода газа через ограничитель позволили осуществить холодный пуск при приемлемом уровне обогащения смеси без опасения за работоспособность газового редуктора. Оптимальную длительность включения корректора пуска можно выразить в долях от времени прогрева двигателя до момента перехода на регулирование по датчику кислорода – 0,6Т. Суммарный выброс окиси углерода за время Т при пуске-прогреве на газе составил 0,42 г, что в 5,6 раза меньше аналогичного выброса на бензине.

6. Результаты экспериментально-теоретических исследований используются для конструкторской проработки газовых систем при переоборудовании двигателей на газ в ООО «Арго» (г.Н.Новгород).

Теоретические исследования внедрены в Центре безопасности дорожного движения и технической экспертизы (ЦБДДТЭ, г. Н.Новгород) для проведения технической экспертизы газобаллонных автомобилей и выдачи заключений на переоборудованные транспортные средства, на кафедре «Энергетические установки и тепловые двигатели» в курсах «Системы ДВС», «Газовые двигатели» при подготовке инженеров по специальности 140501.

Библиографический список 1. Абрамович, Г.Н. Прикладная газодинамика // М.: 1976. - 888 с.

2. Адлер, Ю. П. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий/ Ю. П. Адлер, Е. В. Маркова, Ю. В. Грановский // М. :Наука, 1976. - 280 с.

3. Азаров, В.К. О реальном выбросе твердых частиц автомобильным транспортом/ В.К. Азаров, В.Ф. Кутенев, В.В. Степанов// Электронный ресурс.- www.rusaen.ru.

4. Андреев, В.И. Распределение смеси в карбюраторном двигателе/ В.И.

Андреев, Я.В. Горячий, К.А. Морозов, Б.Я. Черняк // М.:

Машиностроение, 1975. - 176 с.

5. Андреев, В.И. Определение состава горючей смеси по содержанию углерода в продуктах сгорания/ В.И. Андреев, Б.Я. Черняк// Автомоб.

Пром-сть, 1972. – №12. – С. 6-8.

6. Архангельский, В.М. Исследование и оптимизация работы автомобильных карбюраторных двигателей на неустановившихся режимах /

Автореферат дисс... д.т.н. 05.04.02/ Архангельский В.М.- М., 1975. - 61 с.

7. Архангельский, В.М. Работа карбюраторных двигателей на неустановившихся режимах / В.М. Архангельский, Н.Г. Злотин // М.:

Машиностроение, 1979. - 151 с.

8. Ахметов, Л.А. Экологические, аспекты автотранспорта / Л.А. Ахметов, В.И. Ерохов, А.М. Багдасаров //Ташкент.: Mexнат, 1988. -176 с.

9. Ахметов, Л.А. Экономическая эффективность и эксплуатационные качества газобаллонных автомобилей / Л.А. Ахметов, В.Н. Иванов, В.И.

Ерохов //Ташкент.: Узбекистан, 1984. -191 с.

10. Базаров, Б.И. Работа газового автомобильного двигателя с различными типами систем топливоподачи при переходных режимах /Автореферат дисс... к.т.н.05.04.02/ БазаровБ.И.- Ташкент., 1985. -20 с.

11. Бенедиктов, А.Р. Исследование процессов смесеобразования во впускном тракте автомобильного двигателя при впрыске бензина/Авто реферат дисс... к.т.н.05.04.02/ БенедиктовА.Р.- М., 1978. -14 с.

12. Боксерман, Ю.И. Перевод транспорта на газовое топливо / Ю.И.

Боксерман, Я.С. Мкртычан, К.Ю. Чириков //М.:Недра, 1988. -220 с.

13. Будыко, Ю.И. Аппаратура впрыска легкого топлива автомобильных двигателей / Ю.И.Будыко // Л.: Машиностроение, 1982. -144 с.

14. Буралев, Ю.И. Устройство, обслуживание и ремонт топливной аппаратуры автомобилей / Ю.И. Буралев, О.А. Мортиров, Е.В. Кленников // М.: Высшая школа, 1982. -272 с.

15. Валлер, Н.П. Исследование влияния работы системы топливоподачи на переходные процессы быстроходного ДВС /Автореферат дисс...

к.т.н.05.04.02/ Н.П.Валлер. –Ташкент, 1980. - 20 с.

16. Варгафтик, Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей / Н.Б.Варгафтик // М.: 1972.-720 с.

17. Васильев, Ю.Н. Транспорт на газе / Ю.Н. Васильев, А.И. Гриценко, Л.С.

3олотаревский // М.: Недра, 1992. -342 с.

18. Васильев, Ю.Н. Опыт эксплуатации автомобилей, работающих на газе / Васильев Ю.Н. [и др.] // М.: ВНИИЭгазпром, 1990. - 59 с.

19. Виппер, А.Б. Проблемы применения моторных топлив и масел / А.Б.

Виппер, С.А. Абрамов, В.И. Балакин //Двигателестроение, 1985, №1. - С.

43...45.

20. Воинов, А.Н. Сгорание в быстроходных поршневых двигателях / А.Н.

Воинов. М.: Машиностроение, 1974. - 277 с.

21. Воинов, А.Н. Влияние различных систем зажигания на содержание токсичных веществ в отработавших газах бензинового двигателя / А.Н.

Воинов, Н.И. Мищенко //М.: Труды МАДИ, 1974. вып. 71. - С. 160...166.

22. Временная типовая методика определения экономической эффективности осуществления природоохранных мероприятий и оценки экономического ущерба, причиняемого народному хозяйству загрязнением окружающей среды // М.: Госплан СССР, 1985. -140 с.

23. Вырубов, Д.Н. Термодинамика / Д.Н. Вырубов, М.П. Вукалович, И.И.

Новиков // М.: Машиностроение, 1972, 670 с.

24. Гаврилов, А.К. Газобаллонное оборудование автомобилей / А.К.

Гаврилов, Н.Г. Певнев, Л.Н. Бухаров // М.: Недра, 1991. -144 с.

25. Гайнуллин, Ф.Г. Природный газ как моторное топливо на транспорте / Ф.Г. Гайнуллин, А.И. Гриценко, Ю.Н. Васильев, Л.С. 3олотаревский // М.: Недра, 1986. - 255 с.

26. Генкин, К.И. Газовые двигатели / К.И.Генкин. М.: Машиностроение, 1977. - 196 с.

27. Голобоков, С.В. Дозирование топлива в автомобильных двигателях с искровым зажиганием по цикловому рacxoдy воздуха / Автореферат дис... к.т.н. 05.04.02/М.: 1986. -26 с.

28. Горшков, С.А. Исследование и оптимизация смесителя для двигателя газобаллонного автомобиля /Дисс... к.т.н. 05.04.02/ Горький, 1980. -226 с.

29. Горшков, С.А. Газовый смеситель двигателя легкового автомобиля / С.А.

Горшков, В.А. Гурин, А.Н. Тихомиров // Автомоб. пром-сть. -1989, №10. с 11…14.

30. Григорьев, Е.Г. Газобалонные автомобили / Е.Г. Григорьев, Б.Д.

Колубаев, В.И. Ерохов, А.А. 3убарев // М.: Машиностроение, 1989. -216 с.

31. Гуреев, А.А. Испаряемость топлив для двигателей / А.А. Гуреев, Г.М.

Камфер // М.: Химия. -1982. -264 с.

32. Гуреев, А.А. Распределение выносителей при фракционировании бензина во впускном трубопроводе / Гуреев А.А. [и др] // М.: Транспорт. В кн.:

Эксплуат. -технич. св-ва и примен. топлив. смазоч. матер. и спецжидкостей. Сб.статей НИИАТ, 1974, вып. 8. - С. 59…62.

33. Гусаров, А.П. Исследование возможностей снижения выбросов вредных веществ бензиновыми двигателями в условиях городского цикла // Дисс... к.т.н. 1981. -225 с.

34. Гусаров, А.П. Потребление топлива и выбросы СО2 автомобилями в Российской Федерации // мат. 66 международной научно-технической конференции ААИ, 2009.

35. Данилкив, И.С. Газобаллонный автобус РАФ-2203-02 / И.С. Данилкив [и др] // Автомоб. пром-сть, 1993, №1.- С. 9…12.

36. Денисов, А.С. Изнашивание деталей двигателя при переменных режимах / А.С. Денисов, В.Н. Басков // Двигателестроение, 1986. №1. - С. 10…11.

37. Дикий, Н.А. Двухтопливные двигатели / Н.А. Дикий, В.Б. Пичугин // Автомоб. пром-сть, 1989. №9. - С. 9.

38. Доброгаев, Р.П. Способ количественной оценки качества распыливания топлива форсункой и устройство для его осуществления / Р.П. Доброгаев [и др] // Патент РФ №2016217, 1994.

39. Доброгаев, Р.П. Расчет деталей и агрегатов двигателей / Р.П. Доброгаев Учебное пособие к курсовому проектированию, М.: МАМИ, 1988. -114 с.

40. Дмитриевский, А.В. Карбюраторы автомобильных двигателей / А.В.

Дмитриевский, В.Ф. Kaмeнeв // М.: Машиностроение, 1990. -288 с.

41. Дубовкин, А.Ф. Справочник по углеводородным топливам и продуктам их сгорания / М-Л. :ГосэнергоиздаТ, 1962. -288 с.

42. Ерохов, В.И. Диагностирование системы питания по анализу отработавших газов / В.И. Ерохов, В.М. Лысенко. М.: ЦБНТИ Минавтранса РСФСР // В кн.: Организацияи технология диагностики подвижного состава автомобильного транспорта, 1975. – С. 32…41.

43. Ерохов, В.И. Диагностирование двигателя по анализу продуктов сгорания / Автомоб. транспорт, 1976. №1. - 24…25 с.

44. Ерохов, В.И. Улучшение токсических характеристик автомобильных двигателей за счет оптимизации смесеобразующих систем / В.И. Ерохов, Д.А. Рубец, Р.В. Малов. Москва-Владимир // Симп. специал. стран-членов СЭВ по снижению токсичности отработавших газов ДВС (г. Суздаль). 1978. -с. 41…42.

45. Ерохов, В.И. Исследование и оптимизация систем смесеобразования карбюраторных автомобильных двигателей / М. :МАМИ. -Диссертация.

к.т.н. 1979. -219 с.

46. Ерохов, В.И. Экологические проблемы больших городов / Автомоб.

трансп. -1984. №6. - С. 35.

47. Ерохов, В.И. Новая газовая аппаратура для ДВС / В.И. Ерохов, В.М.

Леоненков. Автомоб. пром-сть, 1993. №12. - С. 8…12.

48. Ждановский, Н.С. Неустановившиеся режимы поршневых и газотурбинных ДВС автотракторного типа / Н.С. Ждановский [и др]. Л.:

Машиностроение, 1974. -224 с.

49. Жегалин, О. И. Каталитические нейтрализаторы транспортных двигателей / О.И. Жегалин [и др]. М. : Машиностроение, 1979. -80 с.

50. Закалюгин, Б.Н. Результаты экспериментально-расчетных исследований скоростных свойств и топливной экономичности автобусов малого класса / Б.Н. Закалюгин, А.А. Токарев, З.И. Наркевич. -М.: ЭИ. "Конструкция автомобилей", 1977. -№2. - С. 19…27.

51. Залманзон, Л.А. Основы теории впрыскивающих карбюраторов / М.:

Оборониздат, 1948. -75 с.

52. Залманзон, Л.А. Теория элементов пневмоники / М.:Наука. -1969. -508 с.

53. Звонов, В.А. Токсичность двигателей внутреннего сгорания / М.:

Машиностроение. -1981. -160 с.

54. Злотин, Г.Н. Изменение состава выхлопных газов при работе карбюраторного двигателя на неустановившихся режимах / Г.Н. Злотин, В.В. Малов, В.А. Треплин – Изв. вузов. Машиностроение. -1971, №2. – С.

99…103.

55. Злотин, Г.Н. О снижении неравномерности работы цилиндров на неустановившихся режимах / Г.Н. Злотин [и др.]. Автомоб. пром-сть. 1975, №1. - С. 11…13.

56. Иващенко, Н.А. Двигатели внутреннего сгорания / Н.А. Иващенко [и др] //Системы поршневых и комбинированных двигателей. -М.:

Машиностроение. -1985. - 456 с.

57. Игнатович, И.В. К оценке токсичности режимов работы автомобиля / И.В. Игнатович, В.Ф. Кутенев // Автомоб. пром-сть.-1992, №12. - С. 9-12.

58. Игнатович, И.В. Разработка комплексных экологических показателей оценки качества двигателей внутреннего сгорания / И.В. Игнатович.

Автореферат дисс.. к.т.н. -РУНД. -1994. -16 с.

59. Иванов, В.Н. Влияние режима движения автомобиля на выброс вредных веществ / В.Н. Иванов, В.И. Ерохов – Автомоб. трансп. -1980, №9. -с.

46…48.

60. Карунин, А.Л. Двухтопливная система питания для газового двигателя внутреннего сгорания / А.Л. Карунин, В.М. Леоненков, В.И. Ерохов // Заявка РФ. 95111186. -1995.

61. Карунин, А.Л. Способ работы двухтопливной системы питания газового двигателя внутреннего сгорания и устройство для его осуществления / А.Л. Карунин, В.М. Леоненков, В.И. Ерохов, В.И. Строганов – Заявка 95115413. -1995.

62. Карпушев, Н.Г. Разработка системы диагностирования топливоподающей аппаратуры газобаллонных автомобилей / Автореферат дисс... к.т.н. М. -МАДИ. -1983. -20 с.

63. Кленников, Е.В. Газобаллонные автомобили: Техническая эксплуатация / Е.В. Кленников, О.А. Мортиров, А.Ф. Крылов - М.:Транспорт. -1988. 175 с.

64. Колчин, Б.В. Исследование топливной экономичности и надежности газобаллонных автомобилей / Автореферат дисс... к.т.н., МАДИ, 1980. 19 с.

65. Корси, Е.А. Влияние неравномерности распределения составов смеси по цилиндрам на мощностные и экономические показатели двигателя / Е.А.

Корси, И.М. Адамчик, Е.Г. Нечаев -В сб. : Двигатели внутреннего сгорания. Омск, 1974, №5. - С. 37-42.

66. Колубаев, Б.Д. Исследование пробивных напряжений свечи в газовом ДВС / Автомоб. пром-сть. 198З, №10, - С. 10…11.

67. Кузнецов, Е.С. Управление технической эксплуатацией автомобилей / Е.С. Кузнецов -М. :Транспорт. -1990. -272 с.

68. Кузнецов, Л. Г. Система питания для газового двигателя внутреннего сгорания / Л. Г. Кузнецов [и др.] // Патент РФ, №1838651. -1991.

69. Кузнецов, Л. Г. Совершенствование рабочих процессов и конструкции газовой аппаратуры автомобильного двигателя внутреннего сгорания / Л.Г. Кузнецов, Дисс …, к.т.н. М. -1994. -149 с.

70. Кутенев, В.Ф. Комплексное решение проблемы снижения выброса вредных веществ и расхода топлива автомобильными двигателями / В.Ф.

кутенев. Автореферат дисс... д.т.н. М. -1989. -50 с.

71. Крутов, В.И. Основы автоматического регулирования / В.И. Крутов. -М.:

Машиностроение. -1969. 359 с.

72. Леоненков, В.М. Применение метанобензиновых топливных композиций для автомобильных двигателей с искровым зажиганием / В.М. Леоненков.

Диссертация.. к.т.н. М. МАМИ. -1988. -147 с.

73. Лобынцев, Ю.И. Подача топлива и воздуха карбюраторными системами двигателей / Ю.И. Лобынцев. -М. :Машиностроение. -1981. -143 с.

74. Лобынцев, Ю.И. Критический анализ систем карбюрации автомобилей и пути их совершенствования / Ю.И. Лобынцев. -М. : НАМИ. : 1976. -90 с.

75. Лурье, В.А. Пути повышения экономичности автотракторных двигателей / В.А. Лурье. -М. : ВИНИТИ // Итоги науки и техники. Серия ДВС. -1982.

том 3. -232 с.

76. Махов, В.З. Процессы сгорания в двигателях / В.З. Махов. -М. :МАДИ. :

1980. -77с.

77. Морев, А.И. Эксплуатация и техническое обслуживание газобаллонных автомобилей / А.И. Морев, В.И. Ерохов. -М. :Транспорт. -1988. -184 с.

78. Морев, А.И. Опыт применения газового топлива за рубежом / А.И.

Морев, В.И. Ерохов. -М. :ЦБНТИ Минавтотранс РСФСР. -1991. вып. 16. 51 с.

79. Морозов, К.А. Особенности рабочих процессов карбюраторных высокооборотных двигателей/ К.А. Морозов, Б.Я. Черняк, Н.И.

Синельников. -М. : Машиностроение. 1971. -100 с.

80. Морозов, К.А. Гомогенизация смеси в двигателе с впрыскиванием бензина / К.А. Морозов, А.Р. Бенедиктов, В.П. Серпин. Двигателестроение. -1986, №2. – С. 6…10.

81. Плужник, В.Н. Система питания для газового двигателя внутреннего сгорания / В.Н. Плужник [и др.]. Патент РФ. № 2001300. -1992. -16 с.

82. Половинкин, В.Н. Улучшение показателей автомобильных газовых двигателей путем ввода газа под избыточным давлением во впускной трубопровод / В.Н. Половинкин, И.Я. Райков. -М. :В3МИ. Эффективность ДВС. -1984.

83. Покровский, Г.П. Системы питания бензиновых автомобильных дви гателей с электронным управлением дозирования топлива / Г.П.

Покровский – Автореферат диссер... д.т.н. -МАМИ.: 1974. -59 с.

84. Покровский, Г.П. Электронное управление автомобильными ДВС / Г.П.

Покровский [и др.]. -М. :Машиностроение. -1994. -336 с.

Программа самообучения 373 VW, Система питания на природном газе 85.

EcoFuel в TOURAN и CADDY, электронный ресурс.

Программа самообучения 427 VW, Газобаллонная установка на 86.

сжиженном газе BiFuel, электронный ресурс.

Программа самообучения Skoda, Система питания на LPG, электронный 87.

ресурс.

88. Райков, И.Я. Испытания двигателей внутреннего сгорания / И.Я. Райков.

-М.: Высшая школа. -1975. -320 с.

89. Рубец, Д.А. Системы питания автомобильных карбюраторных двигателей / Д.А. Рубец, О.К. Шухов. -М. : Транспорт, 1974. -287 с.

90. Самоль, Г.И. Газобаллонные автомобили / Г.И. Самоль, И.И. Гольдблат.

-М. : Машгиз. -1963. -383 с.

91. Свиридов, Ю.Б. Влияние гомогенизации смеси на эффективные и токсические показатели бензиновых ДВС / Ю.Б. Свиридов, А.С.

Скворцов. - Двигателестроение. -1980. №5. -c. 7…9.

92. Скибарко, С.И. Улучшение показателей топливной экономичности и токсичности двигателей с искровым зажиганием при использовании альтернативных топлив / С.И. Скибарко. -М. : МГААТМ. Автореферат дисс... к.т.н., 1995. -16 с.

93. Стаскевич, Н. Л. Справочник по сжиженным углеводородным газам / Н.Л. Стаскевич, Д.Я. Вигдорчик. - М.: Недра, 1986.- 543 с.

94. Тихомиров, A.H. Пути снижения токсичности газовых двигателей / A.H.

Тихомиров, С.А. Горшков, В.А. Гурин // Альтернативные топлива в ДВС:

Тез. докл. Всесоюзн. научн. конф. 24-27 мая 1988 г. - Киров, 1988.- С. 31 32.

95. Тихомиров, A.H. Анализ современных систем подачи газа в двигатели внутреннего сгорания / А.Н. Тихомиров, О.Б. Тихомирова // Автомобильный транспорт в ХХI веке: Тез. докл. Международн. научн.

конф. НГТУ, 2008.– С.48-52.

96. Тихомиров, С.А. Экспериментальное сравнение процессов сгорания бензиновых и газовых топлив в автомобильном двигателе / Транспорт на альтернативном топливе, 2013.– №3, С–48-51.

97. Турбулентное смешение газовых струй / Под ред. Г.Н.Абрамовича. М.:

Наука, 1974.- 272 с.

98. Уильямс, А.Ф. Сжиженные нефтяные газы / Уильямс, Лом: пер. с англ. М.: Недра, 1985.- 399 с.

99. Филиппов, А.З. Токсичность отработавших газов тепловых двигателей / А.З. Филиппов. Киев: Вища школа, 1980. - 160 с.

100. Чaпчаев, А.А. Система непрерывного впрыска бензина во впускную трубу для двигателей с искровым зажиганием / А.А. Чaпчаев, Г.С.

Исавнин // Труды НАМИ, Вып. 44, 1962. –С. 96…112.

101. ADAC, Электронный ресурс, http://www.adac.de/infotestrat/tests/eco-test/ 102. Baker, A. The performance of a Spark Ignitions Engine fuelled with natural gas and gasoline. //SAE papers, 2004. – #4. – P. 124…129.

103. Clark, N.N Optimized emission reduction strategies for dual fuel compression ignition engines running on natural gas and diesel / Clark, N.N. Retrieved:

March 3, 2004, from http://www2.cemr.wvu.edu.

104. CNG for vehicles - technological and safety measures. Retrieved: February 5, 2004, from http://www.saeindia.org/saeconference/cngvehicles.htm.

105. Christian, Bach. Gaseous fuels for motor vehicles.// Retrieved: March 3, 2007, from http://www.empa.com.

106. Davies, J.G. Sulatisky, M.T., ‘Demonstration of CNG as a fuel in agricultural tractors’, Society of Automotive Engineering (SAE) Paper No. 891669.

107. Garret K. Evaluation of gaseous fuels for automobiles. // SAE papers, 2005. – #1. – P. 211…218.

108. Innovative aspects in the use of compressed natural gas (CNG) as fuel for vehicles / G. Bonvecchiato, S.D. Milanese, V. Bellini, P. Sandrelli. – IV Italy symposium on energy. Bresia, 22…23 april 2006. 19 p.

109. Katz, D.L. & Lee, R.L. 1990, Natural gas engineering - production and storage, McGraw-Hill Publishing Company, Singapore.

110. Meyer, R., Meyers, D., Shahed, S.M. & Duggal, V.K., ‘Development of a heavy duty on-highway natural gas-fueled engine’, Society of Automotive Engineering (SAE) Paper No. 922362.

111. P. Hendriksen et al [5] Evaluation of the environmental impact of modern passenger cars on petrol, diesel, automotive LPG and CNG, TNO report 03.OR.VM.055.1/PHE, 2003,

Pages:     | 1 ||
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.