Книга
← К списку книгЗагрузка разделов…
активнаАктивные записи участвуют в каталоге и синках. Неактивная книга скрыта, но не удалена из базы.
Книга
ВВЕДЕНИЕ
Рациональное использование природных ресурсов, и особенно топливно-энергетических (ТЭР),—одна из важнейших задач, решение которых обеспечивает интенсивный путь развития народного хозяйства СССР. Крупным потребителем ТЭР является транспорт, на долю которого приходится до 13 % энергетических ресурсов. Преобладающим типом энергетических установок на наземном и водном транспорте являются поршневые двигатели внутреннего сгорания (ДВС), использующие жидкое нефтяное топливо.
В настоящее время основное топливо автомобильного транспорта— бензин. Тяжелые автомобили, тракторы, железнодорожные локомотивы, суда речного, морского и рыбопромыслового флота в основном оснащены дизельными двигателями, потребляющими более тяжелые фракции нефти — так называемое дизельное топливо. Бензин, дизельное топливо, а также керосин вместе образуют группу светлых нефтепродуктов, которые получают из сырой нефти путем достаточно сложной переработки. При этом общий выход этой продукции не превышает при существующей технологии 45 % •
В последние два десятилетия в СССР удельный расход жидкого топлива сократился на грузовом автомобильном транспорте в 1,7, на железнодорожном — в 4, на морском — в 1,8 и на речном— в 2,4 раза. Это достигнуто главным образом за счет реконструкции транспорта и использования новых высокоэффективных двигателей внутреннего сгорания. Тем не менее проблема экономии жидких топлив остается одной из самых острых. Увеличение потребления жидкого топлива на транспорте сопровождается истощением хорошо освоенных и удобно расположенных нефтяных месторождений, вследствие чего приходится осваивать новые месторождения, расположенные в труднодоступных районах. Это, в свою очередь, приводит к удорожанию как сырой •нефти, так и получаемых из нее нефтепродуктов.
Между тем страна располагает большими запасами высококачественного моторного топлива, не требующего для использования в двигателях никакой химической переработки. Речь идет о природном газе. Как моторное топливо природный газ в натуральном виде превосходит нефтяное топливо. При использовании его в транспортных двигателях обеспечиваются высокие техникоэкономические показатели таких машин, так как природный газ имеет хорошие антидетонационные качества, благоприятные условия смесеобразования и широкие пределы воспламенения в смеси с воздухом. По-видимому, по, этой причине первые ДВС делались Для работы именно на газе.
Рассматривая вопрос об использовании природного газа на транспорте, нельзя обойти вниманием и состояние газоснабжения страны. Важность этого вопроса становится особенно очевидной при рассмотрении опыта применения природного газа в качестве моторного топлива на автотранспорте в нашей стране. В конце 40-х — начале 50-х годов в СССР было освоено производство газобаллонных автомобилей, использовавших сжатый природный газ. Несколько тысяч таких автомобилей в течение нескольких лет эксплуатировались на Украине и в Поволжье—районах достаточно обеспеченных в то время природным газом. Однако начальный уровень газоснабжения и относительно малый в то время объем добычи газа не позволили расширить применение газобаллонных автомобилей, а возросшая потребность в природном газе народного хозяйства, особенно промышленности по производству удобрений, не обеспеченная приростом добычи, привела в конечном итоге к прекращению производства таких машин и изъятию их из эксплуатации.
К настоящему времени положение в корне изменилось. За два последних десятилетия газовая промышленность СССР шагнула в новое качественное состояние. Отдельные магистральные газопроводы теперь объединены в Единую систему газоснабжения (ЕСГ), которая достаточно густой сетью покрывает всю европейскую часть СССР, Среднюю Азию, Приморский край и о-в Сахалин.
Таким образом, имеется комплекс факторов — от высоких качеств природного газа как моторного топлива до эффективного уровня развития ЕСГ,— определяющих широкие перспективы применения газового топлива на транспорте.
Кроме того, использование природного газа в качестве топлива на транспорте, и особенно на автомобильном, приведет к оздоровлению воздушных бассейнов крупных городов.
Правда, для применения природного газа на транспортных средствах необходимо решить вопрос об его хранении. На практике это, пожалуй, единственное существенное препятствие для широкого использования природного газа в этой области. Однако это препятствие может быть преодолено. Ориентация на газовое топливо как основное для транспорта открывает широкие перспективы в надежном обеспечении его энергетическими ресурсами.
Авторы выражают глубокую благодарность Г. Г. Мансфельду, Л. А. Гнедовой, В. Б. Перетряхиной, Н. А. Иванцову, В. Н. Демченко, Н. В. Скворцову, Л. А. Чеснокову, принявшим участие в проведении экспериментальных исследований нового компрессорного оборудования для АГНКС, а также лабораторно-дорожных испытаний первых отечественных газобаллонных автомобилей.
Авторы будут признательны читателям за отзывы и критические замечания.
Глава 1
ПРИРОДНЫЙ ГАЗ ВМЕСТО жидких топлив
Моторное топливо из природного газа
Природный газ в основном состоит из метана с примесью других углеводородов и инертных газов. Примерный состав природного горючего газа может характеризоваться следующими значениями (% ПО объему); метан — 85—99, этан — 1,0—8,0, пропан, бутан —0,5—3; азот — 0,5—0,7; углекислота — до 1,8. Октановое число (ОЧ) основного компонента газа — метана имеет значение 104 единицы (ОЧ/М), тогда как у бензина «Экстра» лишь 95.
Низшая теплота сгорания природных газов высокая до 47 000 кДж/м3. По теплоте сгорания 1 м3 природного газа эквивалентен 1,0—1,12 л бензина.
Низшая теплота сгорания природного газа средневзвешенного состава при стандартных условиях (температура ^ = 20 °C и давление р = 0,1013 МПа) равняется 34 622 кДж/м3. При стандартных условиях (/=0 °C и /7=0,1 МПа) она составляет 37 044 кДж/м3. Природный газ месторождений характеризуется различным составом. В зависимости от состава природного газа изменяются его теплотехнические характеристики (табл. 1).
Как следует из табл. 1, большая часть природных газов обладает высокой теплотой сгорания стехиометрической топливновоздушной смеси (у бензина 3570, у дизтоплива 3470), что делает особенно желательным их применение в качестве моторного топлива. Эти особые свойства газа в сочетании с доступностью определили его широкое использование в газовой промышленности в качестве моторного топлива для поршневых газоперекачивающих агрегатов (ГПА) и газовых мотор-генераторов, созданных ВНИИГАЗом совместно с отечественными дизелестроительными заводами. Суммарная мощность таких двухтактных и четырехтактных поршневых машин с искровым и форкамерно-факельным зажиганием составляет около 1 млн. кВт, а диапазон мощностей лежит в пределах от 3,5 до 3500 кВт.
На основе многолетнего опыта ВНИИГАЗом для указанных двигателей рекомендуется принять степень сжатия до 12,5 а в отдельных случаях до 14 и наддув до 0,06 МПа, что обеспечит увеличение мощности на 25—30 % по сравнению с базовым автомобильным двигателем. В табл. 2 приведены е для некоторых типов пор™евых газовых двигателей, созданных с участием ВНИИГАЗа.
Обобщение и анализ многолетнего опыта эксплуатации поршневых газовых двигателей на различных объектах газовой про-
Теплотехнические характеристики природного газа различных месторождений
Теплота сгорания, кДж/м3
Объемная теплота сгораниядстехиометрической смеси, кДж/м3
Месторождение
низшая еи
высшая
«в
необходимого для сгорания I м3 газа, м3/м3
Ухтинское Саратовское Бугурусланское Курдюмское- Мелитопольское Дашавское Ставропольское Шебели некое Коми АССР Газлииское Волгоградское Астраханское Наипское Оренбургское Вуктылское Шатлыкское
33 294
35 866
36 830
33 684
35 158
35 711
35 568
35 515
34 312
36 956
35 506
36 830 36’667
37 132
47 007
36 227
36 923
39 763
40 643
37 392
39 051
39 633
39 470
39 344
37 987
40 982
39 386
40 794
40 702
41 054
51 621
40 224
8,84 9,50 9,72 8,94 9,34
9,48 9,44 9,41 9,09 9,80
9,42 9,75
9,73 9,85
12,40 9,62
3383 3415 3435 3408 3400 3407 3408 3411 3401 3421
3407 3426
3417 3422
3507 3411
Табл и ца 2
Степени сжатия газовых двигателей
Марка газовогом „
двигателяТип двигателя"m^kEt*
Степень сжатия газового двигателя е
2Э-4РГ148,5/113 5
1Э-8РГ248:5/11Г
448,5/1116
ЮДН20,7/2X25,4Ю00
6-ГА16ДН23/2Х 303500
8Г4Н26/268Г4Н 26/26500
10±0,5 10±0,5 10±0,5 12,5 И 11,5
мышленностимышленностисвидетельствуют о высокой эффективности газового топлива в указанных двигателях. Достаточно отметить, что коэффициент полезного действия газовых двигателей т]е достигает 38— 40 % в широком диапазоне режимов. Для сравнения укажем, что це бензинового двигателя составляет лишь 30—35 % и только на наиболее экономичных режимах работы.
мышленности
мышленности
В цилиндрах двигателей сгорает топливно-воздушная смесь, для приготовления которой применяется весьма сложная топливная аппаратура. Особенно усложнено приготовление смеси для бензиновых двигателей при низких температурах атмосферного 6
воздуха вследствие того, что бензин в этих условиях плохо испаряется. При газовом топливе приготовление равномерной смеси не вызывает труда.
Кроме перечисленных, природный газ, как будет показано далее, обладает еще рядом специфических свойств, в частности широкие пределы воспламенения, которые вместе с отмеченными показателями дают основания для конструирования двигателей с повышенными показателями по мощности и топливной экономичности.
На износ бензиновых двигателей существенное влияние оказывает проникновение в цилиндры неиспарившихся частиц топлива, которые смывают смазку со стенок цилиндров, вызывают их коррозию и износ. В дизелях, кроме того, наблюдается образование при сгорании частиц углерода, вызывающих абразивный износ и ухудшающих смазку. В газовых двигателях эти явления отсутствуют, что, помимо уменьшения износа, обусловливает значительное увеличение срока службы смазочного масла, уменьшение его расхода.
Обобщение и анализ многолетнего опыта эксплуатации газовых двигателей на различных объектах газовой промышленности, выполненные ВНИИГАЗом, свидетельствуют о том, что при переходе с жидкого топлива на газообразное срок службы двигателя до капитального ремонта возрастает в 1,5 раза, а сроки смены масла увеличиваются в 2 раза, что в масштабах страны обеспечит многомиллионную экономию.
Выявились и другие положительные стороны газовых двигателей. Однако главным недостатком природного газа как моторного топлива является очень низкая объемная концентрация энергии. Если теплота сгорания одного литра жидкого топлива равна примерно 31426, то у природного газа при нормальных условиях она равна 33,52—35,62 кДж, т. е. почти в 1000 раз меньше. В этой связи для использования запаса газа как моторного топлива на транспортном средстве его надо предварительно подготовить:
сжать до высоких давлений 20—25 МПа и более (КПГ) и заправить им специальные баллоны;
сжижить природный газ (СНГ) охлаждением до —162 °C и заполнить им теплоизолированные емкости;
получить из природного газа жидкость — метанол.
Как показывает проведенный во ВНИИГАЗе анализ, энергети- ческие затраты на получение КПГ в 2—3 раза меньше, чем на
Кроме применения природного газа в качестве моторного топлива в сжатом, сжиженном и жидком состоянии предпринимались попытки, правда неудачные, применить его при нормальном давлении.^ Для этих целей на крыше автобуса устанавливался громадный резиновый баллон (газгольдер), в котором природный газ находился при атмосферном давлении (рис. 1). Несмотря на внушительные размеры этого газгольдера, количество газа в нем
эквивалентно по энергоемкости 3—4 л бензина, что естественно, сводит на нет преимущество таких установок.
Различные методы хранения газа на транспортном средстве характеризуются показателями энергоемкости единицы хранения в таре. К таким показателям относятся удельные теплоты сгорания топлива, отнесенные: на единицу массы хранения топлива с тарой (кДж/кг), на единицу габаритного объема хранения (кДж/м3). Кроме того, следует учитывать затраты на подготовку газа при соответствующем виде хранения. Значения этих показателей приведены в табл. 3.
На значения показателей энергоемкости хранения сжатого природного газа в основном влияют два фактора: давление сжатия и применяемый материал баллонов. В СССР выпускаются баллоны
Рис. 1. Автобус с резиновым баллоном на крыше для газа низкого давленияРис. 1. Автобус с резиновым баллоном на крыше для газа низкого давленияиз углеродистых и легированных сталей на давления 15—32 МПа.
Рис. 1. Автобус с резиновым баллоном на крыше для газа низкого давления
Рис. 1. Автобус с резиновым баллоном на крыше для газа низкого давления
Давление газа в баллоне в основном влияет на габаритные показатели хранения (см. табл. 3). Масса же тары при увеличении давления растет почти пропорционально увеличению плотности сжа
средства не удается. Для снижения общей массы устройств для хране- наиболее эффективно применениесредства не удается. Для снижения общей массы устройств для хране- наиболее эффективно применениетого газа, вследствие чего снизить этим способом вес транспортного
средства не удается. Для снижения общей массы устройств для хране- наиболее эффективно применение
средства не удается. Для снижения общей массы устройств для хране- наиболее эффективно применение
ния сжатого природного газаз^минии примене
баллонов из специальных конструктивных материалов. Замена углеродистой стали на легированную позволяет снизить массу баллонов на 30—33 %.
Однако, несмотря на то, что применяемые в современной практике баллоны пока тяжелы, они полностью обеспечивают среднесуточный пробег автомобиля и могут применяться повторно при списании автомобиля. В некоторых отраслях техники применяются армированные пластмассовые сосуды, которые легче стальных в 4—4,5 раза. В этом случае массовый показатель хранения КПГ хотя и остается ниже, чем у бензина, но отличается от него на величину малосущественную в практике.
Лучшими показателями хранения обладает сжиженный природный газ (СПГ). Поскольку температура его кипения 111 К, для хранения нужны сосуды с высокоэффективной тепловой изоляцией стенок. В качестве такой изоляции применяют пенопласт, керамику, вакуумированную прослойку. Наиболее эффективной является вакуумированная керамическая изоляция. Промышленностью СССР выпускаются сосуды Дюара шаровой и цилиндрической формы, объемом 5, 16, 25, 100 дм3. Сосуды изготавливаются из алюминиевого сплава с двойными стенками, пространство между которыми вакуумируется.
При более высоких показателях этот способ требует больших затрат на подготовку. Кроме того, при заправке в емкость теря- 8
Показатели хранения моторных топлив на основе природного г
аза
о 3 i • «
у я 2 S °
я0.0® § ”
Способ храненияа.=ggо”£з«<siS^s1-
О Я ^С £ X «- я о о я
топливаt == 2
X X Я£
(D X X X ^ и
Сжатый природный газ
в баллонах из углеро-93 20_253 450880-1100
диетой стали _zu zo
1,8
Сжатый природный газ
в баллонах из легиро-g 20_254 940885—1110
ванной сталиz/d zuo zu
1,8
Сжатый природный газ
^с,"" УГ,е,°' 273-293 32—403 4701340-1670
1,9
Сжатый природный газ
в баллонах из легиро-1350-1680
ванной стали2(6—2.^6
1,9
Сжиженный природныйQ1136?()2550
5,0
газ974 994о’ 14 5404040
Метанол273-293029 8007000
Бензин230U>1
15,5 0,8
Таблица 3
постоянные потери на
имеются
на испарение,
ется около 3 % газа г .испарение и при хранении, которые могут доходить до несколькихется около 3 % газа г .испарение и при хранении, которые могут доходить до несколькихпроцентов в сутки.
ется около 3 % газа г .
испарение и при хранении, которые могут доходить до нескольких
ется около 3 % газа г .
испарение и при хранении, которые могут доходить до нескольких
Наиболее просто осуществляется хранение метанола. Он может заливаться в емкости, аналогичные бензиновым. Однако вследствие низкой по сравнению с бензином теплоты сгорания (22 207 кДж/кг) метанол имеет худшие, чем бензин, показатели хранения. Кроме того, современная технология производства метанола требует значительных энергетических затрат, что не дает ему, несмотря на простоту хранения, безусловных технико-экономических преимуществ перед первыми двумя способами подготовки газа.
Несмотря на сложности, связанные с хранением моторных топлив на основе газа на транспортных средствах, значительная экономия нефтяного сырья за счет замены традиционных топлив, а также меньшие затраты на их производство дают основания для широкого применения газовых топлив в ближайшей перспективе.
Использование сжатого газового моторного топлива за рубежом
Сжатый (компримированный) природный газ (^ПГ) в качестве моторного топлива в данное время применяется гР
в автомобильном транспорте. *жатого
Ведущее положение за рубежом в области примен
природного газа как моторного топлива принадлежит Италии, где этому вопросу в силу обстоятельств (отсутствия собственной нефти) было уделено большое внимание после второй мировой войны. В настоящее время правительствами Новой Зеландии и Нидерландов принят ряд законодательных актов по вопросу широкого применения природного газа в качестве моторного топлива. В Новой Зеландии реализуется программа перевода автомобильного парка на КПГ, что позволит на 30—50 % сократить импорт нефти и более эффективно использовать национальные ресурсы природного газа. В ближайшее время предусматривается перевести около 500 тыс. автомобилей на сжатое газовое топливо. В стране сооружается широкая сеть автомобильных газонаполнительных компрессорных станций (АГНКС), оборудуемых электропривод- ными поршневыми компрессорами швейцарской фирмы «Зульцер Буркхарт» с подачей 176 м/ч и давлением нагнетания 27,5 МПа. Компрессоры имеют воздушное охлаждение и поставляются в блочном исполнении.
Ведутся работы по использованию сжатого газового моторного топлива на автомобильном транспорте в ФРГ, Канаде, США и других странах.
Фирма «Белл», располагающая крупнейшим в Канаде автотранспортным парком, провела в течение двух лет испытания четырех автомобилей, дооборудованных для работы на КПГ в условиях городского движения. Испытания проводились на автомобилях грузоподъемностью 0,75 т с шестицилиндровыми ДВС рабочим объемом 4 и 3,85 дм3. На автомобилях было установлено по два баллона объемом 43,6 дм3 каждый, в которые закачивалось по 8,5 м3* газа под давлением около 16 МПа при 21 °C.
Испытания показали, что при эксплуатации двигателей на КПГ общее количество углеводородов в выпускных газах не снизилось, однако количество смогообразующих углеводородов уменьшилось на 50 %. Содержание окиси углерода в выпускных газах сократилось в 3,3 раза. При этом разгон автомобиля при работе на КПГ ухудшился с 12 (на бензине) до 39 с.
В Канаде одна из фирм по результатам испытаний приняла решение о переводе 7000 автомобилей на сжатый газ [16].
В США фирмой «Аризона» было переведено в порядке эксперимента в г. Феникс 40 автомобилей для работы на КПГ. Отмечается, что токсичность выпускных газов при работе на природном газе на 90 % ниже токсичности выпускных газов бензиновых двигателей. В городе организована сеть заправочных станций, оборудованных автономными V-образными четырехступенчатыми компрессорами, специально разработанными и изготовленными фирмой «Вортингтон». Компрессоры компримируют газ и подают его в аккумуляторы с давлением около 25 МПа. Два баллона заправляют до давления 16,5 МПа. КПГ подается в карбюратор через фильтр
особо, объем газа определен при дав-
и двухступенчатый редуктор. Пробег между заправками составляет 180 км [17].
Большие работы в области конвертирования на КПГ грузовых автомобилей, автобусов и автопогрузчиков провела компания «Па- цифик Лойтинг Сервизе» (США). Перевод двигателей на КПГ вместо бензина обеспечил снижение содержания в выпускных газах окиси углерода с 1,3 до 0,13 %, углеводородов с 221 до 88 млн. долей и окислов азота и соединений с 1000 и более до ЮО—200 млн. долей. Помимо улучшения экологии использование КПГ в автомобильных двигателях сокращает расход смазочного масла и увеличивает срок службы свечей до 85 тыс. км. Смена масла в двигателях, работающих на КПГ, производится один раз в год. Стоимость газовой топливной аппаратуры, включая баллоны (при сохранении возможности работы на бензине), составляет 300 дол., время монтажа на автомобиле — несколько часов.
При эксплуатации двигателей на природном газе резко повышается моторесурс двигателя. Кроме того, нет испарения топлива, не образуются паровоздушные пробки в топливоподающей системе, обеспечиваются устойчивая работа на холостом ходу, хорошая приемистость и пожаробезопасность.
В настоящее время во всем мире эксплуатируется свыше 400 тыс. газобаллонных автомобилей, работающих на КПГ. Самое большое число газобаллонных автомобилей на КПГ, в основном легковых (270 тыс. шт.), эксплуатируется уже несколько десятков лет в Италии. Для их заправки имеется 230 автомобильных газонаполнительных компрессорных станций (АГНКС) с общим годовым расходом газа порядка 300 млн. м3. Как правило, все оборудованные для работы на КПГ автомобили сохраняют возможность работы на бензине.
Пропускная способность станций различных типов колеблется от 500 до 2000 заправок автомобилей в день. Автомобильная газозаправочная станция представляет собой обособленную территорию площадью от 0,9 до 1,5 га по периметру, огражденную металлической сеткой или бетонным забором. Въезд и выезд на территорию, как правило, раздельные. Станции оборудуются водяной системой пожаротушения и углекислотными установками.
Поступающий из газопровода на станцию газ проходит через фильтр очистки от механических примесей и подается на регулятор давления, который обеспечивает поддержание заданного давления газа на входе в компрессоры. Количество поступающего на станцию газа измеряется с помощью газовых расходомеров. Кроме того, узел замера расхода оборудован самопишущими приборами для регистрации давления и температуры газа в течение суток.
В зависимости от пропускной способности станции на ней устанавливается 2—6 компрессоров, которые сжимают газ до 25МПа. После очистки от масла и охлаждения газ подается в аккумуляторы — толстостенные стальные баллоны объемом 1 м3 каждый. Аккумуляторы хранятся в заглубленной бетонной ванне, заполненной водой. Из аккумуляторов газ подается к заправочным
11
постам и через гибкие шланги в баллоны автомобилей. Заправка автомобилей сжатым газом осуществляется персоналом станции. Компримируемый газ для заправки автомобилей на станциях не одорируется.
На всех газовых линиях станции установлены предохранительные клапаны, заправочные посты отделены, друг от друга бетонными перегородками. На постах заправки предусмотрены устройства выпуска оставшегося газа в атмосферу после каждой заправки.
Компрессоры оборудованы приборами контроля, кроме того, имеется устройство аварийной остановки компрессоров и выпуска газа из всех коммуникаций.
Многолетняя практика безаварийной работы АГНКС в Италии подтверждает правильность принятых проектных решений.
Более 20 лет занимается изготовлением электроприводных компрессоров для АГНКС итальянская фирма «Нуово Пиньоне». Большая часть станций для заправки автомобилей сжатым природном газом принадлежит фирме «Аджип», которая, как фирма «Нуово Пиньоне», входит в состав государственного концерна ЭНИ. Отдельные АГНКС находятся в частном владении.
Компрессоры для АГНКС первого поколения, производимые фирмой «Нуово Пиньоне», были горизонтального типа с электродвигателями мощностью 100 кВт. Такие компрессоры до настоящего времени работают на некоторых станциях (в городах Болонья, Санминьято и др.). Компрессоры двухступенчатые, охлаждение цилиндров, а также межступенчатое охлаждение компримируемого газа производится водой, которая в свою очередь, охлаждается в компактной градирне.
Компрессоры второго поколения — вертикального типа с приводом через клиноременную передачу от электродвигателей мощностью 73—113 кВт во взрывозащищенном исполнении. Электродвигатели допускают 4—5 пусков в час.
Выпускаемые фирмой двух-, трех- или четырехступенчатые вертикальные компрессоры охватывают широкую область давлений всасывания: 0,01—12 МПа. В большинстве случаев компрессоры используются при давлении всасывания 0,1, 0,2 и 0,4 МПа. С низким давлением всасывания компрессоры используются редко.
Помимо электроприводных компрессоров на АГНКС в Италии также используются и газомотокомпрессоры (ГМК). Например, на АГНКС в селении Траверситоло кроме компрессоров с электрическим приводом установлено три ГМК фирмы «Ингерсол — Ренд» (США) и один ГМК фирмы «Нуово Пиньоне» мощностью соответственно 220, 177 и 147 кВт. По мнению руководителей этой АГНКС, газомотокомпрессоры являются самыми экономичными компрессорами (такое мнение согласуется с анализом, выполненным во ВНИИГАЗе). Особенно эффективно применение ГМК для заправки передвижных газовозов, которые широко используются в Италии. Такие газовозы (газоматки) имеют до 600 баллонов объемом 40 дм3 каждый и массой 36 кг. Баллоны располагаются 12
Сравнительные показатели в качестве моторного 'Сравнительные показатели в качестве моторного 'АвтомобилиВместимость баллонов с газом, дм3 Количество заправляемого газа, м3 Общее количество воды (мг) одной заправки при влагосодержании, м2/м3: 70 609Минимальная температура, °C Количество накапливаемой в баллонах влаги в течение суток (мг/м3) при влагосодержании. м8/м3:70609Компенсация охлаждения газа при Дросселировании АвтомобилиВместимость баллонов с газом, дм3 Количество заправляемого газа, м3 Общее количество воды (мг) одной заправки при влагосодержании, м2/м3: 70 609Минимальная температура, °C Количество накапливаемой в баллонах влаги в течение суток (мг/м3) при влагосодержании. м8/м3:70609Компенсация охлаждения газа при Дросселировании Способ обогреваСпособ обогреватоплива в Италии и СССРИталия Легковые малого и среднего класса 75—120 16,5—26,4СССР (Грузовые, автобусы 300—400 60—801155—18484200—5600990—15843600—4800148,5—136,1540—720—5—300—56005000Обогрев редуктораПодогрев газа передгазаредуктором первой ступениЖидкость из систе-Отработавшими га-топлива в Италии и СССРИталия Легковые малого и среднего класса 75—120 16,5—26,4СССР (Грузовые, автобусы 300—400 60—801155—18484200—5600990—15843600—4800148,5—136,1540—720—5—300—56005000Обогрев редуктораПодогрев газа передгазаредуктором первой ступениЖидкость из систе-Отработавшими га-зами двигателязами двигателяприродного газаприродного газамы охлаждения двигателямы охлаждения двигателя
Сравнительные показатели в качестве моторного '
Сравнительные показатели в качестве моторного '
Автомобили
Вместимость баллонов с газом, дм3 Количество заправляемого газа, м3 Общее количество воды (мг) одной заправки при влагосодержании, м2/м3: 70 60
9
Минимальная температура, °C Количество накапливаемой в баллонах влаги в течение суток (мг/м3) при влагосодержании. м8/м3:
70
60
9
Компенсация охлаждения газа при Дросселировании
Автомобили
Вместимость баллонов с газом, дм3 Количество заправляемого газа, м3 Общее количество воды (мг) одной заправки при влагосодержании, м2/м3: 70 60
9
Минимальная температура, °C Количество накапливаемой в баллонах влаги в течение суток (мг/м3) при влагосодержании. м8/м3:
70
60
9
Компенсация охлаждения газа при Дросселировании
Способ обогрева
Способ обогрева
топлива в Италии и СССР
Италия Легковые малого и среднего класса 75—120 16,5—26,4
СССР (Грузовые, автобусы 300—400 60—80
1155—1848
4200—5600
990—1584
3600—4800
148,5—136,1
540—720
—5
—30
0—5
60
0
50
0
0
Обогрев редуктора
Подогрев газа перед
газа
редуктором первой ступени
Жидкость из систе-
Отработавшими га-
топлива в Италии и СССР
Италия Легковые малого и среднего класса 75—120 16,5—26,4
СССР (Грузовые, автобусы 300—400 60—80
1155—1848
4200—5600
990—1584
3600—4800
148,5—136,1
540—720
—5
—30
0—5
60
0
50
0
0
Обогрев редуктора
Подогрев газа перед
газа
редуктором первой ступени
Жидкость из систе-
Отработавшими га-
зами двигателя
зами двигателя
природного газа
природного газа
мы охлаждения двигателя
мы охлаждения двигателя
на прицепе, группируются по секциям (обычно по три секции) и подсоединяются к трубопроводам параллельно. Заправка газовозов до давления 220 МПа осуществляется на АГНКС, питаемых от магистральных газопроводов. Раздача газа по автомобилям производится на АГНКС, не имеющих связи с магистральным газопроводом. Для компрессорного отбора газа из газовоза используют электроприводные вертикальные компрессоры фирмы «Нуово Пиньоне» или компрессоры с гидравлическим приводом фирмы «Идромекканика».
Предельное влагосодержание применяемого в Италии газа в зависимости от источника поставки следующее: Нидерланды — 70, Алжир — 60 и СССР — 70 мг/м3.
При использовании обогреваемого водой редуктора в климатических условиях Италии на легковых автомобилях не наблюдается нарушений топливоподачи вследствие образования гидратных или ледяных пробок. Запуск двигателей при низких температурах осуществляется на бензине.
Сравнение данных о влагосодержании применяемого за рубежом газа с утвержденными техническими условиями на газ, используемый в качестве моторного топлива в СССР, показывает, что принятое у нас предельное влагосодержание (9 мг/м3) в 6,5— 7,5 раз меньше. В то же время даже при небольшом опыте эксплуатации в СССР автомобилей на газе с влагосодержанием 15 — 35 мг/м3 имели место случаи «перемерзания» газовых трубопроводов. Поэтому прямое заимствование опыта эксплуатации автомобилей в Италии невозможно. Необходимо учитывать различия конструкции автомобилей, природно-климатических условий и конструкции газоподающей аппаратуры.
Из приведенных данных видно, что общее количество воды, которое может выделиться в топливной аппаратуре легкового автомобиля при влажности газа, принятой в Италии, не превышает 1,8 см3, в то время как у грузового автомобиля это количество достигает 5,6 см3. Такого количества вполне достаточно для образования пробки в трубопроводе диаметром 8 мм.
Особенность климатических условий в СССР — низкие температуры в ночное время. В этом случае вода, содержащаяся в газе, заправленном в баллоны автомобиля, может сконденсироваться на стенках. В результате возможно накопление влаги в баллонах с последующим (при повышении среднесуточных температур) выходом в топливную аппаратуру. В СССР при низких ночных температурах накопление влаги в случае принятия итальянских норм влагосодержания в 12 раз превысит возможное накопление по природным условиям Италии.
Принятая в конструкциях газоподающей аппаратуры итальянских фирм система обогрева деталей редуктора горячей водой более эффективна против образования пробок, чем применяемый в СССР предварительный нагрев газа. Она препятствует налипанию льда или гидратов на стенках каналов и деталей, обдуваемых потоком газа. Предварительный же прогрев сжатого природного газа перед редуцированием теплом отработавших газов двигателя хотя и предотвращает образование льда и гидратов, но требует создания больших потоков тепла. Такая система длительно включается в работу, а также плохо реагирует на изменения режимов работы двигателя, в частности при переходе от холостого хода к работе под нагрузкой.
В связи с повышением спроса на компрессоры для АГНКС итальянская фирма «Идромекканика» начала также изготовление типоразмерного ряда поршневых горизонтальных компрессоров с гидравлическим приводом с подачей 75—300 м3/ч и мощностью электродвигателя 22—74 кВт (рис. 2).
Указанные компрессоры не требуют специальных фундаментов. Однако ввиду низкого механического к. п. д. гидропривода их применение на АГНКС целесообразно в случае использования специальных энергосберегающих схем компримирования.
Помимо перевода автомобильных двигателей на природный газ в Италии серьезное внимание уделяется использованию газа в тракторных дизелях. Так, фирма «Тессари» занимается переводом дизельных двигателей на природный газ и биогаз по чисто газовому и газодизельному циклам. В настоящее время фирмой переоборудован дизельный двигатель мощностью 100 кВт для работы по газодизельному циклу, который предполагается использовать для автобусов в г. Флоренции с целью уменьшения загазованности воздушного пространства этого города. Во время испытаний указанного дизеля расход дизельного топлива составлял 20 %, а расход природного газа — 80 % при номинальной нагрузке.
Переоборудование дизеля на газодизельный процесс требует 14
установки только дополнительной газоподающей аппаратуры без принципиального изменения конструкции двигателя.
При переводе дизельных двигателей на работу по чисто газовому циклу фирма «Тессари» снижает степень сжатия двигателя 8 с 17 до Л. Фирма также проводит широкие исследования по использованию в тракторных дизелях биогаза, теплота сгорания которого составляет 23 045 кДж/м3.
Разработкой и изготовлением газобаллонной топливной аппаратуры для использования сжатого природного газа в бензиновых
Рис. 2. Принципиальная схема поршневого компрессора с гидроприводом:
/ — масляный насос; 2 — масляный цилиндр; 3 —масляный поршень; 4 — газовый цилиндр;
5 — газовый поршень; 6 — газовсасывающий клапан; 7 — газонагнетательиый клапан
двигателях автомобилей в Италии занимается ряд фирм, в частности фирмы «Тартарини» и «Ланди Ренцо».
Газобаллонные установки этих фирм комплектуются баллонами фирмы «Фабер» вместимостью 18—60 дм3 и массой 16,5—54,5 кг. Обычно в багажнике легкового автомобиля размещается три баллона суммарной вместимостью 75—87 л и общей массой 65— 75 кг (2 баллона по 24 или 30 дм3и 1 баллон — 27 дм3). Редуктор обогревается жидкостью из системы охлаждения двигателя.
В настоящее время фирма «Ланди Ренцо» вместо двухступенчатого разработала трехступенчатый редуктор для сжатого газа и предполагает применять двухпозиционную электромагнитную воздушную заслонку для корректировки расхода воздуха при работе на природном газе или бензине.
Монтаж всего газобаллонного оборудования на автомобиле по данным фирм занимает 3—4 ч. Стоимость аппаратуры, включая монтаж, составляет 790 тыс. лир (412 руб), в том числе комплект непосредственно газовой аппаратуры — 340 тыс. лир (177 руб.) и баллонов — 450 тыс. лир (23*5 руб.).
Применение сжиженного природного газа и метанола
За рубежом накоплен значительный опыт применения сжиженного природного газа (СНГ) как моторного топлива в двигателях внутреннего сгорания автомобилей, морских судов и вертолетов.
Легковые и грузовые автомобили, включая автобусы, эксплуатируемые на СПГ, созданы в Европе фирмами «Волво» (Швеция), «Пежо», «Эйр Ликид», «Газ де Франс» (Франция); «Ман», «Даймлер-Бенц», «Линде» (ФРГ), в США фирмами «Форд», «Понтпак» и др. При этом наибольшее распространение получили устройства, так же как и для работы на сжатом природном газе (КПГ), представляющие собой «добавку» газовой аппаратуры к серийному бензиновому двигателю. Переход с одного вида топлива на другой осуществляется путем поворота переключателя и не сопровождается существенными изменениями динамики автомобиля. Переоборудование автомобиля для работы на СПГ заключается в установке специальной криогенной емкости, небольшого испарителя, использующего тепло выпускных газов, и монтаже газовой топливной аппаратуры, аналогичной применяемой на газобаллонных автомобилях при работе на КПГ.
Несмотря на различие в выполнении отдельных элементов и узлов, современные системы питания транспортных двигателей, работающих на СПГ, характеризуются единым принципом работы и общими конструктивными решениями основных функциональных узлов. Испаритель и регулятор подачи СПГ обычно конструктивно объединяются в одном агрегате и выполняются в виде двухступенчатого, двухмембранного регулируемого редуктора. В камере первой ступени, где испаряется СПГ, предусматривается регулирующий орган для поддержания в этой камере постоянного давления. Камера второй ступени, соединенная с полостью смесеобразующего устройства, содержит дросселирующий узел, управляющий перепуском газа из первой ступени во вторую в соответствии с разрежением в проточном тракте смесителя и режимом ДВС. Благодаря этому достигается рациональное соотношение топлива и воздуха в смеси. Во всех современных топливных системах питания СПГ предусматриваются автоматические корректирующие устройства для дополнительного обогащения газовоздушной смеси при пуске ДВС, на режимах самостоятельного (принудительного) холостого хода, полной нагрузки и при разгоне. Для повышения безопасности эксплуатации эти системы оснащены автоматическими схемами защиты, прекращающими задачу газа в случае непредвиденной остановки двигателя, а также при появлении чрезмерных утечек газа из системы. Некоторые образцы топливной аппаратуры для очистки СПГ от смол комплектуются фильтрующими устройствами, которые устанавливаются между топливной емкостью и испарителем регулятором.
Содержание в выпускных газах
Автомобиль «Рамблер» 1965
Автомобиль «Форд» 1968
Бензин
СПГ
Бензин
СПГ
со, %
4,4
0,14
1,3
0,13
Углеводородов, млн. долей
825
133
221
88
Окислов азота, млн. долей
1315
337
1070
554
Токсичность выпускных газов автомобилей
Таблица 4
Обобщение и анализ опыта эксплуатации газовых автомобилей на СНГ показывают техническую, экологическую и экономическую целесообразность применения СНГ в качестве моторного топлива.
По данным фирмы «Форд» (США), мощность автомобильного двигателя, работающего на СПГ после 55 тыс. миль пробега, была на 10 % выше, чем аналогичного, работающего на бензине (соответственно 74 и 66 кВт), а содержание окиси углерода в выпускных газах двигателей на СПГ было в 5 раз ниже (соответственно 0,21 и 1,2 %). Аналогичные результаты показывают также и другие фирмы (табл. 4).
Одновременно со снижением токсичности выпускных газов отмечается, что замена бензина СПГ сопровождается повышением моторесурса двигателя, увеличением пробега автомобиля между сменой масла с 5000 до 65 тыс. км, ростом срока службы свечей зажигания вследствие уменьшения нагарообразования до 50— 85 тыс. км. Увеличивается межремонтный пробег газобаллонных автомобилей на СПГ, в результате чего обеспечивается значительная экономия средств на ремонт и эксплуатацию автомобилей, особенно на рефрижераторах, где СПГ может использоваться как хладоагент. При переводе автотранспорта на СПГ его низкую температуру возможно использовать для компенсации потерь мощности или кондиционирования воздуха в салоне автомобиля.
Большие работы по переводу автотранспорта на природный газ проводятся фирмой «Мерседес-Бенц» (ФРГ), которая конвертировала на этот вид топлива автобусный дизель мощностью 127 кВт при и=2200 об/мин. При использовании для питания указанного газового двигателя сжатого до 20 МПа газа на автобусе было установлено 72 баллона (579 дм3) общим объемом 116 м3, что соответствовало 105 л дизельного топлива. Баллоны размещены под полом салона.
Автобус, работающий на СПГ был оборудован криогенной емкостью, что позволило увеличить его запас до 225 дм3 (соответствует 160 дм3 дизельного топлива). Дополнительная масса по сравнению с дизельным автобусом составила при работе на КПГ около 700 кг, а при эксплуатации на СПГ — 130 кг, при этом расход топлива при городской езде увеличился на 10 %. Опытная эксплуатация автобусов на природном газе также проводится в ФРГ фирмами «Ман», легковых автомобилей «Даймлер-Бенц» и др. [18].
Во Франции в настоящее время более 250 тыс. транспортных средств переведены на работу на СНГ, которые потребляют свыше 200 тыс. т указанного топлива. Обобщение и анализ опыта эксплуатации этих средств показывают, что использование СНГ вместо бензина исключает наличие конденсата на стенках цилиндров двигателя, а также сопровождается повышением однородности топливно-воздушной смеси, расширением пределов ее воспламеняемости, снижением потребной энергии искрового разряда свечей зажигания, уменьшением отложений на свечах и стенках камеры сгорания. В выпускных газах существенно снижено содержание тяжелых углеводородов, обладающих канцерогенной активностью, а также их токсичность на режимах пуска и прогрева, так как не требуется обогащение смеси [19].
По результатам испытаний и опытной эксплуатации многие фирмы приходят к выводу о том, что автомобили с двойным топ- ливопитанием целесообразно использовать при работе на КПГ в городских условиях с учетом частых остановок, с переключением на бензин при выезде на автострады. Применение СПГ наиболее рационально на грузовых автомобилях и автобусах для междугородных перевозок.
Интенсивное развитие морских перевозок сжиженного природного газа на танкерах-газовозах обусловило все более широко проявляющиеся тенденции создания на базе основного дизельного производства для таких судов специальных двухтопливных газожидкостных двигателей -газодизелей.
Это положение не случайно, оно закономерно отражает специфику эксплуатации танкеров-газовозов, на которых при перевозке СПГ в результате теплообмена с внешней средой в сутки испаряется до 0,3—0,4 % сжиженного газа, подлежащего удалению из танков. Так, у газовоза грузоподъемностью 20 тыс. т количество испаряющегося газа в сутки составляет 60 т, выпуск которого в атмосферу не только не безопасен, но и нецелесообразен с экономической точки зрения. В то же время оборудование метаново- зов установками повторного сжижения испаряющегося газа значительно повышает стоимость судна и не всегда экономически выгодно. Поэтому в ряде случаев на танкерах-газовозах оказывается наиболее рациональным иметь судовую энергетическую установку (СЭУ), приспособленную для работы на испарившемся во время рейса метане.
Преимущественное применение в данное время в СЭУ морских газовозов в качестве главных двигателей-газодизелей объясняется рядом таких важных факторов, как более высокий к. п. д. (по сравнению с газовыми и паровыми турбинами), достигающий в двухтактных газодизелях 35—37 % и четырехтактных 38—41 %, возможность (как отмечалось выше) организации их изготовления на базе серийных дизелей, снижение токсичности выпускных газов и требований к качеству смазочных масел, увеличенный моторесурс. Так, срок службы цилиндровых втулок и поршневых колец у газодизелей на 50 % выше, чем в дизелях. Преобладающим ти- 18
пом газодизелей, которые используются в качестве главных двигателей метановозов, являются двухтактные двигатели крейцкопфного типа с петлевой продувкой (табл. 5). К числу наиболее мощных двухтактных газодизелей относятся судовые газодизели, оборудованные газотурбинным наддувом, швейцарской фирмы «Зульцер» мощностью 6624 и 25 760 кВт соответственно при 119 и 122 об/мин, среднее эффективное давление которых 0,8—1,1 МПа и удельный расход тепла 9120—9690 кДж/(кВт-ч). Удельный расход тепла в газодизелях без наддува составляет 9690—10 260 кДж/(кВт-ч).
Фирма «Зульцер», продолжая работы по созданию и дальнейшему совершенствованию судовых мощных двухтактных газодизелей типов RD-76 и RVMD-90, значительное внимание уделяет исследованию явлений детонационного сгорания газовоздушных смесей различного состава и методам его устранения. Фирма пришла к убеждению, что, несмотря на склонность этих двигателей к детонации, ее последствия для цилиндров больших размеров все же менее опасны, чем для малых. Проведенные в этом направлении работы позволили в значительной мере устранить эти явления за счет улучшения продувки цилиндров, увеличения подачи воздуха в цилиндр посредством подключения дополнительной воздуходувки охлаждения продувочного воздуха и стенок камеры сгорания, а также уменьшения степени сжатия. Это дало возможность достигнуть на газодизелях типов RD-76 и RVMD-90 среднего эффективного давления ре=0,8-т-1,085 МПа при бездетонационном сгорании заряда различных составов. Так, испытания главного газодизеля типа RVMD-90 номинальной мощностью 14 941 кВт при 122 об/мин на газовозе «Венатор» показали, что полная мощность достигается при 30 % запального жидкого топлива и 70 % природного газа, а при 5 % запального жидкого топлива и 95 % природного газа его мощность составляет И 334 кВт.
При переводе дизеля на газожидкостный цикл требуется в основном дополнить его системой, обеспечивающей смесеобразование, дозирование и регулирование газообразного топлива. Как правило, существующая система регулирования жидкого топлива не претерпевает существенных изменений. Однако трудности обеспечения стабильной дозировки малых количеств запального жидкого топлива штатными топливными насосами иногда приводят к необходимости установки дополнительных насосов, предназначенных для обеспечения работы двигателя по газожидкостному циклу.
В схеме систем регулирования судового главного газодизеля танкера-газовоза природный газ из резервуара с теплоизоляционным покрытием 1 (на судне может устанавливаться несколько) по трубопроводу 2 поступает в магистраль 3 (рис. 3). Магистраль 3 оборудована устройством для подогрева проходящего по нему газа и предохранительным клапаном 8, который выпускает в атмосферу через дымовую трубу часть раза, когда давление его в магистрали превышает заданное. Магистраль имеет отвод 5, соединяющий ее
Основные параметры некоторых типов газодизелейОсновные параметры некоторых типов газодизелей2020Рис. 3. Схема систем регулирования судового главного газодизеля танкера-газовозаРис. 3. Схема систем регулирования судового главного газодизеля танкера-газовоза
Основные параметры некоторых типов газодизелей
Основные параметры некоторых типов газодизелей
20
20
Рис. 3. Схема систем регулирования судового главного газодизеля танкера-газовоза
Рис. 3. Схема систем регулирования судового главного газодизеля танкера-газовоза
с компрессором 6. Привод компрессора осуществляется от электромотора, включаемого реле-регулятором 4, реагирующим на изменение давления в резервуарах 1 и магистрали 3.
Природный газ из компрессора поступает по трубопроводу 7 в коллектор газодизеля в систему управления топливоподачей по трубопроводу 14. По трубопроводу газ подводится к манометру
15 и регулятору давления 16. В зависимости от давления топливного газа регулятор давления перемещает регулирующий стержень-рейку 17 топливного насоса 19 впрыска жидкого топлива двигателя. Последний подает топливо по трубкам 14 к цилиндрам двигателя. Регулировочный стержень 17 перемещается продольно и регулирует в зависимости от своего положения количество впрыскиваемого в цилиндры двигателя жидкого топлива. Двуплечий рычаг 20 связывает регулирующий стержень 17 с рейкой 25 насоса 23. Насос управляет через трубки 22 не показанной здесь системой газовпускных органов, расположенных в трубопроводах подачи газа в двигатель. Насос 23 и топливный насос 19 приво-
21
дятся в действие от коленчатого вала дизеля. К насосу, управляющему ходом газовпускных органов, подсоединен трубопровод, по которому в него подается рабочая жидкость, например смазочное масло или жидкое топливо. Насос 23 с помощью этой рабочей жидкости, нагнетаемой в выходные трубопроводы, управляет величиной и длительностью открытия дозирующего дросселя газового клапана.
Рейка 25 обеспечивает управление насосом 16 аналогично рейки 17 насоса 19. Положение стрелки «О» означает прекращение подачи, а положение на «10» — максимальную подачу газообразного топлива. Регулятор скорости двигателя 24 осуществляет управление подачей топлива через систему рычагов. Соотношение между количеством жидкого и газообразного топлива, подаваемого в цилиндры двигателя, осуществляется регулятором давления 16 и рейкой 17 и определяется давлением топливного газа в трубопроводе 7. При давлении в трубопроводе ниже определенного двигатель работает на жидком топливе, по мере возрастания давления топливного газа количество жидкогб топлива сокращается до определенного минимума, обеспечивающего стабильность протекания рабочего процесса в цилиндрах двигателя на различных нагрузках. В данной схеме предусмотрена корректировка соотношения между жидким и газообразным топливом в зависимости от мощности на валу 10, приводящем в действие винт 22 газовоза. Корректировка осуществляется системой, состоящей из измерителя крутящего момента 12, профильного кулачка 13 и системы рычагов. Подача топлива в цилиндры двигателя в случаях резких колебаний давления топливного газа в трубопроводе 14 (например, срабатывание предохранительного клапана 8) корректируется регулятором 21.
В перспективе не исключена возможность применения на морских газовозах в качестве главных двигателей поршневых двигателей внутреннего сгорания, работающих по чисто газовому циклу. Такие газовые двигатели, созданные с участием ВНИИГАЗа, серийно изготавливаются отечественной промышленностью и широко используются в качестве энергетического привода компрессоров 61ГА (16ГДПЕ 23/2x30) мощностью 3600 кВт и электрических генераторов 11ГД100 (10ГДН, 20,7/2x25,4); МГ-3500 (16ГДПН 23/2x30) мощностью 1000 и 3600 кВт соответственно. Кроме того, выпускаются газовые двигатель-электрические агрегаты Г-68 (6ГЧН 36/45) мощностью 630 кВт.
Данные двигатели могут быть использованы на морских газовозах в качестве главных двигателей для привода гребных винтов и электрических генераторов.
Как показывают технико-экономический анализ и предварительные конструкторские проработки, перевод тепловозов на СПГ наиболее рационален при конвертировании их дизелей на работу по рассмотренному выше газодизельному циклу. В настоящее время в печати постоянно появляются сообщения о разработке проектов таких тепловозов, у которых емкости СПГ размещены 22
в виде дополнительных баков на раме либо между секциями тепловоза.
Следует отметить, что как в нашей стране так и за рубежом, проведены исследования по переводу на СПГ двигателей самолетов и вертолетов (работы, в частности, выполнялись ВНИИГАЗом и ЦИАМ). Несмотря на положительные результаты разработок, в целом практическое внедрение СПГ для авиадвигателей пока не начато.
Тем не менее можно отметить некоторые свойства СПГ, делающие применение этого вида топлива в авиации весьма перспективным. В первую очередь обращает на себя внимание высокая удельная массовая низшая теплота сгорания природного газа. Основной его компонент — метан имеет удельную теплоту сгорания 48 600 кДж/кг, что на 13,7 % превышает этот показатель реактивного керосина. Естественно, теплота сгорания природного газа, включающего и другие горючие и даже негорючие газы, несколько ниже. Однако технология получения СПГ — сжижение путем глубокого охлаждения — позволяет попутно осуществлять отделение примесей от основного вещества путем последовательной разгонки жидкого газа на компоненты и получать таким образом жидкое топливо с высокими энергетическими показателями.
Другим важным обстоятельством, положительно сказывающимся на перспективности применения ректифицированного природного газа в авиации, является относительная простота его хранения на летательных аппаратах тяжелее воздуха. Сущность этого факта состоит в том, что при наличии расхода газа из емкости, в которой он хранится, происходит самоохлаждение хранимого запаса за счет отбора скрытой теплоты испарения. Более того, для обеспечения требуемого расхода газа оказывается необходимым подводить тепло в емкость. Следовательно, в течение времени, когда двигатель аппарата работает и расходует газ, потребность в теплоизоляции емкостей отпадает. В полете двигатели самолетов и вертолетов непрерывно находятся в работе и потребляют топливо, что создает непрекращающийся процесс испарительного охлаждения. Поэтому теплоизоляция баков должна обеспечивать только процесс заправки, что позволяет иметь ее на борту самолета по массе, не превышающей массы топливных баков.
В Канаде, ФРГ, Франции и других странах находит применение метанол в качестве автомобильного топлива взамен бензина или в виде добавки к бензину. По мнению иностранных специалистов [20], на первом этапе метанол целесообразно добавлять в бензин в небольших концентрациях 3—6 %, не требующих никаких переделок автомобильных двигателей, а затем концентрацию метанола в топливной смеси можно повысить до 10—40 %. В перспективе возможен переход на применение чистого метанола.
При малых концентрациях метанола в бензине сбыт топливной смеси может осуществляться, через действующую сеть автозаправочных станций (АЗС). В отношении безопасности использования
23
таких смесей Агентство по охране окружающей среды США после всестороннего изучения одобрило использование смеси бензина с 4,75 % метанола и таким же количеством стабилизирующего сольвента, необходимого для предотвращения фазового разделения смеси в присутствии воды, в которой метанол хорошо растворяется [28].
Как автомобильное топливо метанол имеет некоторые преимущества перед бензином. Главное из них — высокое 04 и более широкие пределы обеднения, что дает возможность улучшить экономичность и снизить токсичность автомобильных двигателей.
Метанол по этим качествам уступает сжатому природному газу, но простота его хранения на автомобиле — в обычных топливных баках — делает его применение в качестве автомобильного топлива перспективным.
Академией наук СССР в настоящее время ведутся исследования по конверсии метанола на автомобиле, что позволяет устранить некоторые недостатки этого топлива, приводящие к потери мощности двигателем по сравнению с работой на высокооктановом бензине.
Сырьем для наиболее экономичного получения метанола является природный газ, что позволяет, таким образом, путем соответствующей переработки использовать его в качестве квалифицированного моторного топлива. Однако в настоящее время для производства 1 т метанола-сырца (87 %-ная концентрация) в зависимости от принятой технологии требуется 995—1150 м3 природного газа и 1160—1210 кВт/ч электроэнергии. Это обусловливает его сравнительно высокую себестоимость, которая по разным заводам колеблется в пределах 70—80 руб. за 1 т. В этой связи для широкого внедрения метанола в качестве моторного топлива необходимо разработать новую технологию с повышенным выходом целевого продукта — метанола и уменьшенными энергозатратами на его производство.
Глава 2
СРАВНИТЕЛЬНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ТРАНСПОРТНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ НА ЖИДКОМ И ГАЗОВОМ ТОПЛИВЕ
Особые качества природного газа как моторного топлива и условия сопоставимости показателей
Преимущественное использование в мировой практике и в СССР на автомобилях получили двигатели с искровым зажиганием вследствие их значительно меньшей стоимости и лучших удельных мощностных показателей (в 1,4—1,8 раза) по сравнению с дизелями. Рассматривая вопрос о применении природного газа в качестве моторного топлива для автомобилей, естественно, в пер- 24
Таблица 6
Высшая мольная теплота сгорания предельных углеводородных газов
Наименование
Химическая формула
Теплота сгорания, кДж/(г-моль)
Погрешность расчета
Справочные данные [10]
По фор- муле (2.1)
Метан
сн4
891,6
892,5
0,10
Этан
1562,1
1559,9
0,14
Пропан
с3н8
2223,2
2223,6
0,02
Нормальный бутан Нормальный пентан
СН3—CH—-СН—СН3
2882,6
2886,2
0,12
СНз—СН-СН-СН—СНз
3541,2
3540,6
0,02
вую очередь рассмотреть его пригодность именно для этого типа двигателей.
Качества газа как моторного топлива могут быть распределены по трем группам:
собственно моторные качества, т. е. свойства, определяющие протекание сгорания и всего рабочего процесса двигателя;
свойства, определяющие работу топливной аппаратуры автомобиля;
свойства, определяющие условия приготовления топлива и доставки его до потребителя.
Главными, определяющими целесообразность и в наибольшей степени народнохозяйственную эффективность газового моторного топлива являются качества первой группы. Однако это не исключает необходимости тщательного рассмотрения и остальных качеств, поскольку они в значительной степени влияют на конструктивные и технологические решения.
Рассматривая собственно моторные качества газа, важно, в первую очередь, обратить внимание на энергетические показатели газа, которые в основном зависят от теплоты сгорания.
Теплота сгорания газового топлива — аддитивный показатель, т. е. она может быть определена как средневзвешенная сумма теплот сгорания компонентов газа. Это позволяет установить некоторые связи между теплотой сгорания и другими физическими свойствами природного газа.
Теплота сгорания горючих компонентов природного газа (табл. 6) предельных углеводородов, химическая формула которых, как известно, имеет вид СпН2п+2, может быть вычислена по формуле
QM= 221,8 +672,66п—1,7778иа,(2.1)
где QM — высшая мольная теплота сгорания, кДж/(г • моль); п— число атомов углерода в молекуле парафина. Погрешность вычислений не превышает 0,14 %.
Формула (2.1) позволяет вычислять и низшую теплоту сгорания, для чего из значений QM надо вычесть скрытую теплоту испарения образующейся при сгорании воды.
Согласно химической формуле предельных углеводородов при сгорании одной молекулы газа образуется п+1 молекула воды. Так как мольная скрытая теплота парообразования воды равна 40,68 кДж/(г-моль), низшая теплота сгорания углеводородного газа парафинового ряда может быть вычислена по формуле
Qh = Qm—40,68 (п + 1)= 181,1+ 631,98и—1,7778л2.(2.2)
Для стандартных условий низшая удельная объемная теплота сгорания, следовательно, может вычисляться по формуле
Яи^ = 7532+ 26 290л—73,9л2,(2.3)
где Ниу — низшая объемная удельная теплота сгорания, кДж/м3.
Таким образом, низшая объемная теплота сгорания смеси газов, в которой горючие компоненты представлены предельными углеводородами нормального ряда, может рассчитываться по формуле
sS5
HuV = 7532 £ гл + 26 290 £ лгп — 73,9 X ^Гп» (2.4) 111
где гп — объемная доля в смеси углеводородного газа, содержащего л атомов углерода в молекуле.
Аналогичным образом может быть получена формула плотности углеводородного газа парафинового ряда, имеющего в молекуле и атомов углерода при стандартных условиях:
рп = 0,583л+ 0,08386.(2.5)
Из формулы (2.5) может быть получено выражение для стандартной плотности природного газа, содержащего кроме парафиновых газов инертные компоненты — азот и углекислый газ
5s
ро= 0,0839 £>„ — 0,583 £ пгп + 1,165rN +1,831rc0 ,(2.6)
ii22
где rNa и гсо2 — объемные доли азота и углекислого газа.
В формулах (2.6) и (2.4) следует учитывать соотношения s
Хгп + гк2 + гсо2 = 0;
ss
Цгп= Г1 + Хгп\
2
S
Цпгп = Г1+ ^пгп;
2
5S
X n^n = Г1 + X П2Гп.
2
Напоминаем, что в силу принятых обозначений гх — объемная доля метана в газе.
Применив эти формулы, получим
77^ = 33 748^77^ = 33 748^1 + 0,2231 + 0,22355
77^ = 33 748^
77^ = 33 748^
1 + 0,223
1 + 0,223
5
5
5+ 0,779 ^ п-у"25+ 0,779 ^ п-у"222(2.7)(2.7)ро = 0,0839+ 1,081г n2 + 1,747гСо2 +ро = 0,0839+ 1,081г n2 + 1,747гСо2 +
5
+ 0,779 ^ п-у"
2
5
+ 0,779 ^ п-у"
2
2
2
(2.7)
(2.7)
ро = 0,0839+ 1,081г n2 + 1,747гСо2 +
ро = 0,0839+ 1,081г n2 + 1,747гСо2 +
+ 0,583+ 0,583(2.8)(2.8)
+ 0,583
+ 0,583
(2.8)
(2.8)
Численный коэффициент в формуле (2.7) — низшая объемная теплота сгорания метана, а сумма (0,0839 + 0,583) в формуле (2.8) — стандартная плотность метана.
Выше уже отмечалось, что основным компонентом природного горючего газа является метан. Для количественной оценки приводим данные о составе газа основных газоносных и нефтегазоносных регионов СССР (табл. 7).
Как видно из табл. 7, лишь в газе отдельных относительно небольших месторождений концентрация метана оказывается меньше 80%. Но даже и в этих случаях отношение ги]гх значительно меньше 1. Это позволяет при дальнейших преобразованиях пренебрегать квадратами этих величин по сравнению с 1. С учетом этого фактора после сопоставления формул (2.7) и (2.8) получим
[
5
Ро + 0,0816 + 0,0853 X (1—0,192n2)r„ —
2
— l,25rNs—l,91rc0J.— l,25rNs—l,91rc0J.(2.9)(2.9)
— l,25rNs—l,91rc0J.
— l,25rNs—l,91rc0J.
(2.9)
(2.9)
5
Учитывая, что величина ^ (1—0,192н2)гп весьма мала по от-
2
ношению к плотности газа, можно считать, что теплота сгорания линейно зависит от плотности газа при малых изменениях содержания азота и углекислого газа.
Таблица
Химический состав газов газовых н газоконденсатных месторождений, основных газоносных и нефтегазоносных регионов СССР
LO
О О СА
Ф ОО — СО оГ оГ ю со
*На отдельных участках месторождения содержание H2S достигает 4,5 %
(2.10)(2.10)Разделив формулу (2.9) на плотность, получим выражение для вычисления низшей удельной массовой теплоты сгорания
(2.10)
(2.10)
5
0,0816 + 0,0853 ^(1 — 0,192п3) гп
//ий = 45090
1 +?
Lро
1-25^2 ЬЭ^еОг
Ро
Как видно из формулы (2.10), с увеличением плотности газа уменьшается массовая теплота сгорания (конечно, в том случае, когда примеси азота и углекислоты невелики). Это обстоятельство уже отмечалось ранее, когда оценивалась перспектива применения природного газового топлива в авиации. Метан, как наименее плотный из всех углеводородов, обладает наибольшей удельной массовой теплотой сгорания. Таким образом, можно утверждать, что газовое топливо обладает более высокой массовой теплотой сгорания, чем жидкие топлива, и более низкой объемной теплотой, чем даже пары жидкого топлива.
Показатель теплоты сгорания сам по себе характеризует лишь возможность создания запасов энергии на транспортном средстве, ни в коей мере не затрагивая собственно моторные качества топлива.
Энергоемкость топлива как способность обеспечивать высокие мощностные показатели двигателя оценивается другими показателями, учитывающими, с одной стороны, возможность внесения энергетического заряда в цилиндр и, с другой стороны, возможность реализации внесенного заряда по условиям рабочего процесса.
Поскольку в цилиндре поршневого двигателя независимо от способа организации рабочего процесса в конечном итоге сгорает топливно-воздушная смесь, возможность внесения энергетического заряда в цилиндр определяется максимальной теплотой сгорания, которую может иметь эта смесь.
Обычно полагают, что максимальное количество тепла выделяется при сгорании стехиометрической смеси, т. е. смеси, в которой воздух и топливо находятся в соотношении, теоретически необходимом для полного сгорания топлива. Приняв это положение в качестве первого приближения, определим теплоту сгорания стехиометрической смеси природного газа и воздуха.
Рассчитаем стехиометрически необходимые для сгорания единицы массы и единицы объема топливного газа количества воздуха, которые в дальнейшем будем называть соответственно массовым и объемным стехиометрическими коэффициентами.
В случае, когда сгорающими компонентами топлива являются только углерод и водород, массовый стехиометрический коэффициент может быть вычислен по формуле
/0 = 34,5 (0,3360,+ НТ),(2.11)
где Ст и Нт — массовые доли в топливе неокисленных углерода и водорода соответственно.
Для жидких углеводородных топлив с достаточной степенью точности можно принимать Ст + Нт=1. Для газового топлива такое допущение неприемлемо. Однако ограниченный по номенклатуре состав компонентов газового топлива позволяет несколько ограничить возможные пределы значений Ст и Нт.
Из очевидных молекулярных соотношений следует
5
С, = 0,4996
Z-J Ро
1
ц 0,08386 Л п х
Нт =V (1 + п) г„.(2.12)
Ро 1
Подставляя формулы (2.12) в формулу (2.11) и учитывая установленные выше соотношения между объемными долями компонентов, получаем
/5\
/0 =| 1 _г г + з £ пгп ).(2.13)
Ро \2/
После подстановки в формулу (2.13) формулы (2.8) и некоторых упрощений приходим окончательно к выражению
(
5\
1 +2,494^ 4-4,492^-3 £r„ 1
3? .(2.14)
Ро/
Из формулы (2.14) видно, что с ростом плотности газа массовый стехиометрический коэффициент уменьшается. Влияние состава газа на значение /о более заметно, чем на теплоту сгорания, так как коэффициенты при мольных долях примесей в данном случае в 3 раза больше, чем при расчете теплоты сгорания. Однако в качестве самого первого грубого приближения суммой объемных долей по сравнению с 1 можно пренебречь. В результате получается упрощенная формула для определения массового стехиометрического коэффициента
/0= 11,57(3—1/р0).(2.15)
Чтобы получить формулу объемного стехиометрического коэффициента, достаточно формулу (2.13) умножить на относительную к воздуху плотность газа. Так как стандартная плотность воздуха 30
равна 1,205, получаем формулу объемного стехиометрического коэффициента
/5 х
Lo = 9,602 1_г Гс0+з£пг„ .(2.16)
X 22/
Применив преобразования, аналогичные предыдущим, получим подробную и упрощенную формулы для вычисления объемного стехиометрического коэффициента
г /\1
Lo = 9,602 Зр0- 1 + 2,494гм+ 4,492гс0 -3 £ г J ; (2.17) Lx222
Lo = 28,81 (pg—0,333).(2.18)
Как и формула (2.14), формула (2.17) позволяет сделать вывод о большем влиянии состава газа на объемный стехиометрический коэффициент, чем на объемную удельную теплоту сгорания. Кроме того, можно отметить, что объемный стехиометрический коэффициент почти линейно возрастает с повышением плотности газа.
Имея формулы для вычисления стехиометрических коэффициентов, можно вычислить и низшую теплоту сгорания стехиометрической смеси:
//ист V =-^-= 1565 X
5
ро + 0,0816 — 1,25rNa — 1.91гСО2 + 0,0853 £ (1 — 0,192п2) гп
р0 - 0,298 - 0,831г - 1,497гсО + ^гп
при односторонности оценки энергетических качеств топлива по теплоте сгорания стехиометрической смеси. Всесторонняя оценка энергетических качеств топлива предусматривает определение количества тепла, которое реально может выделиться при сгорании топлива в двигателе, т. е. то количество тепла, которым «располагает» двигатель для превращения его в механическую работу в каждом цикле. В этом смысле на значение теплоты сгорания стехиометрической смеси накладывается действие еще двух факторов — влияние свойств топлива на коэффициент наполнения и состав рабочей смеси, при которых двигатель развивает максимальную мощность.
Из этих условий определяется показатель Фэ, оценивающий энергетические качества моторного топлива в полном объеме, который мы будем называть энергетическим фактором:
ФН^РвТо(2 20.
aNlo Го + ДГ
где На — низшая массовая теплота сгорания топлива при коэффициенте избытка воздуха а, кДж/кг; рв— нормальная плотность воздуха, кг/м3; а^— коэффициент избытка воздуха топливновоздушной смеси, обеспечивающей максимальную мощность двигателя; То — температура газов; АТ — повышение температуры воздуха при заполнении цилиндра.
Формулу (2.20) следует рассматривать как определение понятия энергетического фактора моторного топлива. Отношение ^a/(«jvLo) есть тепло, которое может выделиться при сгорании порции топливно-воздушной смеси мощностного состава, полученной из единицы объема воздуха, поступившего в двигатель. Второе отношение То/(То+АТ) есть отношение объема воздуха, фактически поступившего в двигатель, к объему, который должен был бы поступить на место рабочего объема, свободное от остаточных газов. Если зависимость первого отношения только от качеств топлива достаточно очевидна, то второе отношение на первый взгляд представляется свойством двигателя, а не топлива. Однако более подробное рассмотрение убеждает в обратном. Повышение температуры при входе воздуха в цилиндр зависит от двух причин, одна из которых неустранима, другая задается конструктором. Неустранимая причина связана с нагревом вследствие соприкосновения с горячими частями двигателя. Конструктором предусматривается подогрев для сообщения свежей смеси параметров, обеспечивающих эффективную работу двигателя. Эти параметры зависят от свойств топлива. При использовании жидкого топлива в двигателях с внешним смесеобразованием (рассматривать энергетические качества топлива целесообразно только для двигателей с внешним смесеобразованием, что будет показано ниже) смесь подогревают для обеспечения испарения топлива. Газовое топливо не нуждается в подогреве воздуха для испарения, так как его температура превышает температуру кипения. Более того. 32
сжиженный природный газ, вводимый в поток воздуха в жидком виде, может даже снижать температуру воздушного заряда.
Итак, из опыта известно, что для обеспечения испарения2 бензина воздух, входящий в цилиндр, должен быть нагрет до 50— 60 °C. Эта же цифра получается расчетом, исходящим из стандартизованных точек кривой разгонки бензина.
Сжатый природный газ не требует разогрева.
Сжиженный природный газ охлаждает входящий воздух на величину
АТ = <?%ва/0), (2.21)
где q— скрытая теплота испарения природного газа, кДж/кг; СрВ — изобарная теплоемкость воздуха, кДж/(кг«К); а — коэффициент избытка воздуха в свежей смеси; /0 — массовый стехиометрический коэффициент.
Для вычисления первого сомножителя энергетического фактора надо установить коэффициент избытка воздуха, при котором на топливе соответствующего вида получается наибольшая мощность. То, что этот показатель действительно определяется свойствами топлива, подтверждается опытом. Так, по данным К. И. Генкина [2], максимум мощности соответствует значению коэффициента избытка воздуха 0,87—0,9 при работе на бензине, 0,94—0,96 — на смеси бутана с пропаном и 0,98—1,00 — на метановом природном газе. Таким образом, если бензиновый двигатель при достижении им максимальной мощности не может использовать всего сообщенного ему с топливом тепла вследствие недостатка кислорода, то двигатель, работающий на природном газе, имеет такую возможность. Степень недоиспользования тепла — химическую неполноту сгорания — в бензиновом двигателе можно установить исходя из состава продуктов сгорания. При расширении газов в двигателе происходит температурное торможение реакции водяного газа СО + Н2О^СО2+Н2 в интервале температур 950—970 К. Константа равновесия этой реакции при условиях торможения
К = Pco2PhJPcoPh2o= 1,83, (2.22)
где рсо2, рну Рсо, рн2о — парциальные давления при условиях равновесия соответственно углекислого газа, водорода, окиси углерода и паров воды.
Используя соотношение (2.22), а также баланс сгорания по кислороду, водороду и углероду, можно рассчитать состав продуктов сгорания и, следовательно, теплоту сгорания богатой топливно-воздушной смеси, учитывающую эффект химического недо- горания. Для бензина, в котором отношение массы водорода к углероду равно V6 при коэффициенте избытка воздуха 0,9, теплота сгорания топливно-воздушной смеси составляет 2683 кДж/кг.
Учитывая приведенные данные, можно сопоставить энергетический фактор различных топлив. Для бензина он составляет 2 Заказ № 1584 3Q
3130, для сжатого природного газа 3210, для сжиженного природного газа 3570 кДж/м3. Как видно из сравнения, наибольшими потенциальными возможностями обладает сжиженный природный газ. Но и сжатый природный газ превосходит бензин по потенциальной возможности получения от двигателя максимальной мощности. Широко распространенное мнение о том, что газовые двигатели теряют мощность по сравнению с бензиновыми, основано на опыте, при котором перевод машины на газовое топливо осуществляется без учета особенностей газового топлива. Как правило, в этих случаях сохранялись подогрев свежей смеси, имевшийся в базовом бензиновом двигателе, необходимый для испарения бензина, и регулирование на мощностной состав, соответствующий бензину.
В двигателях с искровым зажиганием ограничения на возможность более полного использования вводимого с топливом энергетического заряда определяются детонационной стойкостью топлива. Этот показатель главный в оценке сортности топлива. Поэтому особенно важным является то обстоятельство, что все горючие компоненты природного газа имеют более высокие октановые числа (ОЧ), чем бензины. Вследствие этого значение 04 природного газа недостижимо для бензина без применения специальных антидетонационных присадок.
Октановые числа (ОЧ/М) бензинов и газовых компонентов
Вид топлива Бензин Бензин Метан Пропан Бутан Природный А-76 АИ-93 газ
ОЧ/М 76 86 107—120 105 93,6 104—107
Приведенные данные показывают, что основной показатель сортности моторного топлива для двигателей с воспламенением от искры у природного газа много выше, чем у наиболее распространенных в СССР товарных автомобильных бензинов. Именно это качество природного газа позволяет считать его самым перспективным моторным топливом. Однако его влияние на рабочий процесс газового двигателя наиболее полно выявляется при рассмотрении совместно с другими особенностями газового топлива. Наиболее интересным в этом отношении является соотношение пределов воспламенения и пределов эффективной работы двигателя при бензине и газовом топливе.
Коэффициенты избытка воздуха в топливно-воздушной смеси,
предельные по условиим воспламенении
Наибольший(бедный предел)2,001,701,80—2,001,65—1,75Наибольший(бедный предел)2,001,701,80—2,001,65—1,75Наименьший(богатый предел)
Наибольший(бедный предел)
2,00
1,70
1,80—2,00
1,65—1,75
Наибольший(бедный предел)
2,00
1,70
1,80—2,00
1,65—1,75
Метан 0,65
Пропан 0,40
Природный газ. . 0,55—0,65
Бензин 0,30—0,35
У природного газа оба предела, смещены в сторону бедных смесей, что в первую очередь сказывается на возможности дости-
жения большей топливной экономичности, так как смещение концентрационного предела сопровождается, как правило, смещением эффективного предела. Важное значение имеет также смещение богатого предела, что уже отмечалось при оценке энергетического фактора.
На рис. 4 приведена диаграмма областей нормальной работы двигателя на различных видах топлива. Кривые 1, 2, 3 в координатах коэффициент избытка воздуха а —степень сжатия е являются пределами безцетонационной работы двигателя соответст-
5,4 0,5 0,6 03 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 13 1,5 1,6 1,7 1,8 Коэффициент избытка 6oa3vxa а
Рис. 4. Диаграмма областей нормальной работы двигателей на различных видах топлива
венно на метане, пропане, низкооктановом бензине (ОЧ/М = 58). Штриховкой отмечена недопустимая область работы. Аналогично кривые 4, 5, 6 означают предел обеднения по воспламенению смеси соответственно для метана, пропана, бензина. Соответственно кривые 7, 8, 9 дают положение пределов обогащения по условию воспламенения смеси. Верхняя граница области для каждого вида топлива определяется условиями воспламенения от сжатия. Наивысший уровень (прямая 10) имеет метан, температура воспламенения которого самая высокая. Прямые 11 и 12 соответственно ограничивают области работы для пропана и бензина. На каждом из видов топлива область нормальной работы двигателя изображается на диаграмме «двухрукавной» зоной. Однако на газовом топливе эта зона значительно шире и смещена в сторону бедных смесей. Наибольшие возможности выбора оптимальных параметров двигателя имеются при работе на метане. 2* 35
Область допустимых условий работы на природном газе близка к «метановой» вследствие малости концентраций в нем других компонентов.
При рассмотрении этой диаграммы важно обратить внимание в первую очередь на то, что в смысле конструирования двигателя координаты диаграммы неравнозначны. В конкретном реальном двигателе степень сжатия остается неизменной, в то время как коэффициент избытка воздуха изменяется в зависимости от фактических характеристик топливной аппаратуры. Поэтому степень сжатия двигателя приходится ограничивать минимальным значением детонационного предела, что снижает экономичность двигателя. Возможно и другое решение, когда при повышенной степени сжатия ограничивается предел обогащения. В этом случае снижается энергетический уровень заряда, поступающего в двигатель. Таким образом, можно констатировать, что природный газ как моторное топливо имеет более широкие перспективы для получения высоких удельных мощностных показателей двигателя как по энергетическим возможностям, так и по условию бездето- национной работы.
Свойствами топлива, определяющими экономические показатели двигателя, являются его детонационная стойкость и пределы эффективного обеднения. Детонационная стойкость дает возможность использовать высокие степени сжатия, т. е. применять рабочий процесс, имеющий высокий термодинамический к. п. д. Диаграмма рис. 4 показывает существенные преимущества природного газа перед бензином по этому показателю. Такими же преимуществами обладает природный газ по отношению к бензину по пределам эффективного обеднения. Как известно, этот предел прямо связан с бедным пределом воспламенения смеси. При низких степенях сжатия газовое топливо имеет существенно смещенный в сторону обеднения предел воспламенения, а значит, и предел эффективного обеднения. Однако и при высоких степенях сжатия газовое топливо имеет сдвинутый в сторону бедных смесей предел эффективного обеднения вследствие лучшего протекания процесса смесеобразования. Предел эффективного обеднения смеси отличается от предела воспламенения вследствие действия в реальном двигателе ряда факторов, интегрально выражающихся в степени невоспроизводимости последовательных циклов и неравномерности работы цилиндров двигателя. Опыты лаборатории двигателей АН СССР показали, что при работе на бензине в идентичных условиях по степени невоспроизводимости последовательных циклов на одноцилиндровом отсеке предел эффективного обеднения соответствует коэффициенту избытка воздуха, на 0,2—0,25 превышающему тот же показатель развернутого многоцилиндрового двигателя. Причиной этого обстоятельства является неравномерность распределения смеси по цилиндрам, связанная со сложностью смесеобразования при использовании жидкого топлива. Неравномерность создается вследствие образования пленки топлива на внутренней поверхности впускного коллектора, неравно- 36
мерного разделения капельного топлива в разветвлениях коллектора, наличия частичной сепарации топлива при поворотах каналов коллектора и особенно при прохождении смесью дроссельной заслонки. Очевидно, что при использовании газового топлива таких проблем не существует. Поэтому предел эффективного обеднения для газового топлива оказывается приближенным к пределу воспламенения по сравнению с соотношениями пределов для жидкого топлива. На рис. 4 показано ориентировочное положение пределов эффективного обеднения для метана, пропана и бензина (соответственно кривые 13, 14, 15). Точное положение этих пределов не может быть установлено, так как они зависят не только от свойств топлива, но и от конструктивных особенностей двигателя. Однако относительное расположение кривых правильно отражает влияние на предел эффективного обеднения рода топлива. Следует подчеркнуть вытекающую из значения предела эффективного обеднения особенность газового топлива — возможность качественного регулирования мощности двигателя в широких пределах. При степени сжатия 12 на метане максимальная экономичность двигателя достигается при а=1,5, а максимальная мощность при а=1. Следовательно, имеется возможность снизить мощность двигателя примерно в 1,5 раза за счет уменьшения подачи топлива, при этом топливная экономичность будет возрастать. В широком диапазоне нагрузок двигатель может работать при высокой экономичности.
Заканчивая рассмотрение группы свойств природного газа, характеризующих собственно моторные показатели этого вида топлива, следует отметить еще и эксплуатационные качества газа. Природный газ всегда попадает в двигатель в газообразном состоянии, поэтому он не создает эффекта разжижения масла и не смывает масляную пленку с поверхности цилиндров, что значительно снижает износ двигателя, особенно при холодном запуске. Это же облегчает смесеобразование при холодном запуске, исключая переобогащение смеси, необходимое в этих условиях при использовании бензина. Нельзя, однако, считать, что тем самым устраняются все сложности с запуском холодного двигателя, этот вопрос подробнее будет рассматриваться ниже.
Вторая группа свойств газа определяет работу устройств топливной аппаратуры автомобиля, которая должна обеспечивать хранение запаса газа, дозирование его расхода и подачу газа в цилиндр двигателя в зависимости от принятой схемы смесеобразования. На выполнение этих функций влияют определенные свойства газового топлива.
нимый запас:нимый запас:VxP = V6VxP = V6Рх — Р1, XРоРх — Р1, XРо(2.23)(2.23)Сложность хранения топлива уже отмечалась. Здесь будут рассмотрены лишь показатели газового топлива, влияющие на хра
нимый запас:
нимый запас:
VxP = V6
VxP = V6
Рх — Р1, X
Ро
Рх — Р1, X
Ро
(2.23)
(2.23)
где Vg — суммарная вместимость баллонов, установленных на транспортном средстве, м3; р?—плотность газа в баллонах в конце
37
заправки, кг/м3; pi,x— минимальная плотность, до которой может быть опустошен баллон по условиям работы топливной аппаратуры, кг/м3; ро — плотность газа при стандартных условиях (температура 293 К, давление 0,1013 МПа), кг/м3.
Плотность газа р0 вычисляется по стандартизированным методикам в соответствии с составом газа путем взвешенного суммирования стандартных плотностей компонентов газа.
Плотности рж и pi, ж вычисляются исходя из соответствующих значений давления и температуры по формуле
р = р/(^Л> (2-24)
где р— давление, Н/м2; 5—коэффициент сжимаемости; R— газовая постоянная, Дж/(кг-К); Т— температура газа, К.
Для расчета по этой формуле требуется знать газовую постоянную и коэффициент сжимаемости. Газовая постоянная, как известно, может быть рассчитана взвешенным суммированием по компонентам, однако ее можно получить для стандартизированных условий, применяя следующую формулу:
R = РоКТoSoPo). (2.25)
Для пользования последними двумя формулами необходимо знать g=f (7, р). В пределах реально имеющихся соотношений компонентов на основании закона сходственных состояний сжимаемость природного газа может вычисляться по формуле
1,262— 1,655—^— +0,55—^—1,(2.26)
Рп.К \7+кТп к J
где р— давление газовой смеси; Т— температура газовой смеси (индексом п. к обозначены псевдокритические значения этих параметров) .
С малой ошибкой средние значения псевдокритических температуры и давления могут быть приняты равными 193 К и 4,57 МПа, тогда формула для расчета коэффициента сжимаемости примет вид:
g=l— рй — 0,646— + 0,108 Y-
1 юо V юо /
(2.27)(2.27)—р Го,0604 — 0,0411 ——Г 0,00707(—
(2.27)
(2.27)
Lюок юо
Из формулы (2.27) следует, что при стандартных условиях коэффициент сжимаемости равен 0,966. Применив формулу (2.25), 38
с использованием вычисленного коэффициента к формуле (2.24) получим новое выражение для плотности газа
Р=Р.4+=^ + + [1+р[1-0.М6-;^+
Pole, Ро 1 к L
+ 0,108f—Y-P [о,О6О4—0,0411 4~ + 0,00707Y1L
к юо 7 Lюо к юо )
(2.28)
Отклонения свойств природного газа от свойств идеального газа состоят не только во влиянии сжимаемости. Большое значение при перетекании газа из баллонов в смесительное устройство имеет дроссельный эффект охлаждения.
Дифференциальный дроссельный эффект газа может быть определен из формулы
<2'Я)
где t — удельная массовая энтальпия газа; ср— изобарная теплоемкость газа.
Соответственно интегральный дроссельный эффект (средний на заданном перепаде давлений) определяется формулой
Р2
=(2.30)
Рг — Pi J к Ор ) Ср
р1
Таким образом, для вычисления обоих эффектов надо знать зависимости удельной энтальпии и изобарной теплоемкости от давления.
Энтальпию реального газа вычисляют как сумму идеально газовой энтальпии, зависящей только от температуры и поправки на давление.
Анализ данных по встречающимся составам природного газа показывает, что идеально газовая энтальпия может вычисляться по формуле
io= 139,3—^— + 15,0 [—Y—0,075[—Y + 55-18 —>(2‘31)
юо к юо 7 к юо 7 т х 1
где Г — температура газа, К.
Аналогично идеально газовая изобарная теплоемкость может быть вычислена по формуле
с“ = 0,564 —- _ 0,0168 [ —Y + 0,000062 [—Y - 1.663 — • юо к юо 7к юо 7 т
(2.32)
Для поправок на давление предложены различные формулы.
39
Анализ рекомендуемых методов расчета в приложении к природному газу показал, что в интервале реальных температур и давлений газа, которые имеют место в топливной аппаратуре газобаллонных автомобилей, может быть использована формула
Ai =23,89Ai =23,89Т 100Т 100/7 х+- 0,269р I 1 —0,239 —V юо)/7 х+- 0,269р I 1 —0,239 —V юо)(2.33)(2.33)1 — 1,281 — 1,28Т .1 — 2,77 100Т .1 — 2,77 100где Ai — поправка к энтальпии газа, кДж/кг; р— давление газа, МПа; Т— температура газа, К-Полная энтальпия природного газа будет вычисляться суммированием результатов, полученных по формулам (2.31) и (2.33), т. е.где Ai — поправка к энтальпии газа, кДж/кг; р— давление газа, МПа; Т— температура газа, К-Полная энтальпия природного газа будет вычисляться суммированием результатов, полученных по формулам (2.31) и (2.33), т. е.i = i°+Ai.(2.34)i = i°+Ai.(2.34)Аналогично поправка на давление для теплоемкости вычисляется по формулеАналогично поправка на давление для теплоемкости вычисляется по формуле0,305р(1 4-0,109р)0,305р(1 4-0,109р)2567/ 7 х2гТ1 —+ 1,641 1 + 0,538 1 — 1,52+ 0,305 Xюоу юо 7Lюо2567/ 7 х2гТ1 —+ 1,641 1 + 0,538 1 — 1,52+ 0,305 Xюоу юо 7Lюох(-^)2]р +0,23 [1+0,404х(-^)2]р +0,23 [1+0,404(2.35)(2.35)а полная теплоемкостьа полная теплоемкостьср = с® +Аср.ср = с® +Аср.(2.36)(2.36)Используя формулы (2.33) и (2.36), можно вычислить тегральный дроссельный эффект при изменении давления до pi и температуре ТИспользуя формулы (2.33) и (2.36), можно вычислить тегральный дроссельный эффект при изменении давления до pi и температуре Ти ин- от Рхи ин- от Рх2~_ М р^ — М (Т, Рх)7 Jс? (Т) (р2 — pi);2~_ М р^ — М (Т, Рх)7 Jс? (Т) (р2 — pi);(2.37)(2.37)Зависимости сжимаемости и дроссельного эффекта от параметров газа приведены на рис, 5. Плотности и коэффициенты сжимаемости приведены в Приложении.40Зависимости сжимаемости и дроссельного эффекта от параметров газа приведены на рис, 5. Плотности и коэффициенты сжимаемости приведены в Приложении.40
Ai =23,89
Ai =23,89
Т 100
Т 100
/7 х
+- 0,269р I 1 —0,239 —
V юо)
/7 х
+- 0,269р I 1 —0,239 —
V юо)
(2.33)
(2.33)
1 — 1,28
1 — 1,28
Т .
1 — 2,77 100
Т .
1 — 2,77 100
где Ai — поправка к энтальпии газа, кДж/кг; р— давление газа, МПа; Т— температура газа, К-
Полная энтальпия природного газа будет вычисляться суммированием результатов, полученных по формулам (2.31) и (2.33), т. е.
где Ai — поправка к энтальпии газа, кДж/кг; р— давление газа, МПа; Т— температура газа, К-
Полная энтальпия природного газа будет вычисляться суммированием результатов, полученных по формулам (2.31) и (2.33), т. е.
i = i°+Ai.(2.34)
i = i°+Ai.(2.34)
Аналогично поправка на давление для теплоемкости вычисляется по формуле
Аналогично поправка на давление для теплоемкости вычисляется по формуле
0,305р(1 4-0,109р)
0,305р(1 4-0,109р)
2567/ 7 х2гТ
1 —+ 1,641 1 + 0,538 1 — 1,52+ 0,305 X
юоу юо 7Lюо
2567/ 7 х2гТ
1 —+ 1,641 1 + 0,538 1 — 1,52+ 0,305 X
юоу юо 7Lюо
х(-^)2]р +0,23 [1+0,404
х(-^)2]р +0,23 [1+0,404
(2.35)
(2.35)
а полная теплоемкость
а полная теплоемкость
ср = с® +Аср.
ср = с® +Аср.
(2.36)
(2.36)
Используя формулы (2.33) и (2.36), можно вычислить тегральный дроссельный эффект при изменении давления до pi и температуре Т
Используя формулы (2.33) и (2.36), можно вычислить тегральный дроссельный эффект при изменении давления до pi и температуре Т
и ин- от Рх
и ин- от Рх
2
~_ М р^ — М (Т, Рх)
7 Jс? (Т) (р2 — pi);
2
~_ М р^ — М (Т, Рх)
7 Jс? (Т) (р2 — pi);
(2.37)
(2.37)
Зависимости сжимаемости и дроссельного эффекта от параметров газа приведены на рис, 5. Плотности и коэффициенты сжимаемости приведены в Приложении.
40
Зависимости сжимаемости и дроссельного эффекта от параметров газа приведены на рис, 5. Плотности и коэффициенты сжимаемости приведены в Приложении.
40
Рис. 5. Коэффициент сжимаемости и интегральный дроссельный эффект природного газа для расширения от 20 МПа
Мощностные и топливно-экономические показатели двигателей
Особые свойства газового топлива позволяют добиваться в газовых двигателях более высоких мощностных и топливно-экономических показателей, чем у аналогичных по способу организации рабочего процесса бензиновых двигателей. Специально сконструированные газовые двигатели по удельным показателям мощности превосходят бензиновые, а по топливной экономичности близки к дизельным. Однако широкое применение таких машин в народном хозяйстве, особенно на транспорте, оказывается
нерациональным вследствие сложности создания резервов топлива. Система хранения необходимых для бесперебойной работы транспорта запасов газа оказывается чрезвычайно громоздкой и требует значительных капитальных вложений. Достаточно сказать, что стоимость емкостей для хранения часового запаса сжатого газа в несколько раз превышает стоимость компрессора такой же часовой производительности. Стоимость емкостей для длительного хранения сжиженного газа оказывается еще выше вследствие применения дорогостоящих материалов. Применение двухтопливных двигателей, способных одинаково надежно работать как на газовом, так и на жидком топливе, решает эту проблему. Такие двигатели могут работать на бензино-газовом или дизельногазовом топливе. В обоих случаях их конструктивное исполнение накладывает определенные ограничения на возможности реализации специфических свойств газа в направлении повышения мощности или улучшения топливной экономичности. Тем не менее народнохозяйственная целесообразность требует выявления возможностей именно таких двигателей.
В простейшем варианте, наиболее распространенном в мировой практике, газовый двигатель выполняют с внешним смесеобразованием и искровым зажиганием, т. е. в виде, аналогичном карбюраторному бензиновому двигателю. Рассмотрим регулировочные по составу смеси характеристики двух видов рабочего процесса, полученные на одном и том же двигателе (рис. 6).
Как видно из графиков, показатели рабочего процесса существенно отличаются у газового и бензинового двигателей.
Индикаторный к. п. д. бензинового двигателя на всех общих для обоих процессов составах смеси оказывается выше, чем у газового. Однако максимум к. п. д. газового двигателя соответствует более бедным составам смеси. Для бензинового двигателя оптимальный по экономичности коэффициент избытка воздуха аОпт = 1,1, для газового аОпт=1,3. Более низкий к. п. д. газового двигателя объясняется повышенными вентиляционными потерями и меньшей развиваемой мощностью. Среднее индикаторное давление рг при газовом рабочем процессе ниже, чем при работе на бензине. Недобор мощности связан с худшим наполнением и меньшей теплотой сгорания стехиометрической смеси. Поскольку двигатель в обоих случаях применялся один, возможности повышения наполнения цилиндров, которыми располагает газовое топливо, не использовались. Преимущества газового топлива по энергетическому фактору остались нереализованными. Более того, наполнение двигателя в газовом варианте было снижено более интенсивным, чем в бензиновом двигателе, подогревом воздуха. Подогревающее устройство обеспечивает повышенную температуру воздуха при использовании двигателем газового топлива, по сравнению с работой на бензине отсутствует расход тепла на испарение.
Работа газового двигателя была «мягче» вследствие меньших максимальных давлений цикла pz. Особенно важно, что оптималь- 42
ный угол опережения зажигания 60пт на газовом топливе в режиме максимальной экономичности (6опт = 35° поворота коленчатого вала (п. к. в), а=1,3) больше, чем на бензине в том же режиме (9опт = 30° п. к. в., а=1,1). Из этого следует, что при работе на газовом топливе характеристика системы регулирования угла опережения зажигания должна быть изменена. Меньшие значения pz и более ранние углы опережения зажигания свидетельствуют о более медленном сгорании газовоздушных смесей по сравнению с бензовоздушными.
Рис. 6. Сравнительные показатели двигателя ГАЗ при работе на бензине (1) и природном газе (2)Рис. 6. Сравнительные показатели двигателя ГАЗ при работе на бензине (1) и природном газе (2)Рис. 7. Сравнительные показатели двигателя ГАЗ при работе на бензине (/) и метановом газе с вспрыском газа в цилиндр (2)Рис. 7. Сравнительные показатели двигателя ГАЗ при работе на бензине (/) и метановом газе с вспрыском газа в цилиндр (2)
Рис. 6. Сравнительные показатели двигателя ГАЗ при работе на бензине (1) и природном газе (2)
Рис. 6. Сравнительные показатели двигателя ГАЗ при работе на бензине (1) и природном газе (2)
Рис. 7. Сравнительные показатели двигателя ГАЗ при работе на бензине (/) и метановом газе с вспрыском газа в цилиндр (2)
Рис. 7. Сравнительные показатели двигателя ГАЗ при работе на бензине (/) и метановом газе с вспрыском газа в цилиндр (2)
Таким образом, несмотря на индивидуальность топливной аппаратуры и специфичность регулирования угла опережения зажигания, газовый вариант бензинового двигателя будет уступать базовому двигателю по достижимой мощности и топливной экономичности. Девчиной этого обстоятельства является неиспользование в этом случае основного преимущества газового топлива — высокого октанового числа, которое позволяет существенно Улучшать характеристики газового двигателя. Однако традиционный путь использования высокого октанового числа — повышение степени сжатия — малопригоден для двухтопливных двигателей, поскольку он неприемлем для условий работы на бензине. Конструкции же двигателей с изменяемой в эксплуатации степенью сжатия хотя и известны, но достаточно сложны, что лишает
двигатель с искровым зажиганием одного из главных достоинств — малой стоимости в производстве. Поэтому для использования высокого октанового числа газового топлива должны применяться устройства форсировки двигателя, действующие только в газовом варианте и отключающиеся в бензиновом. Такими возможностями обладают устройства непосредственного впрыска газового топлива в цилиндр двигателя и нагнетатель наддувочного воздуха.
Непосредственный впрыск газового топлива по разработкам ВНИИГАЗа наиболее целесообразно осуществлять через специальную форсунку, расположенную на боковой поверхности цилиндра, в начале процесса сжатия. В этом случае газовое топливо не занимает места в пределах рабочего объема цилиндра двигателя в процессе впуска и наполнение цилиндра воздухом оказывается выше, чем при работе на бензине, который испаряется при прохождении через впускной клапан и вследствие значительного удельного объема паров уменьшает наполнение. Поскольку газ хранится при значительном избыточном давлении, для подачи его в цилиндр не требуется каких-либо компрессорных устройств. Размещение же форсунки на боковой поверхности цилиндра удобно тем, что в период сгорания форсунка оказывается отсеченной поршнем от объема, в котором оно происходит, и тем самым защищается от образования на ее поверхности нагара и прочих нежелательных воздействий. Это особенно важно для двухтопливного двигателя, который значительные периоды времени может работать на бензине и эффект самопродувки форсунки будет отсутствовать.
В случае применения непосредственного впрыска коэффициент наполнения двигателя по воздуху в зависимости от состава смеси должен увеличиваться на 9—15 % с пропорциональным увеличением среднего индикаторного давления (рис. 7). При этом рост удельной мощности двигателя сопровождается повышением его к. п. д. вследствие уменьшения доли потерь тепла в стенки и роста термодинамической эффективности вследствие увеличения максимального давления цикла. Кроме того, снижаются вентиляционные потери в результате уменьшения количества смеси, проходящей через впускную систему. При таком решении газовый двигатель не уступает бензиновому по мощности и топливной экономичности. Причем на полной мощности его топливная экономичность оказывается выше, чем у бензинового двигателя.
В газовой промышленности эксплуатируются более 15 лет газовые двигатели большой мощности, оборудованные таким устройством подачи топлива. В этих двигателях форсунка оснащена автоматическим клапаном, открывающимся под воздействием перепада давлений между газовой магистралью и цилиндром двигателя, а расход топлива регулируется дросселированием потока в газовой магистрали. Таким образом, этот метод не требует создания специального привода газоподающего клапана. Подача газа обеспечивается конструкцией газовой топливной аппаратуры. Это, правда, не исключает целесообразности создания специального 44
двухтопливного двигателя с приводными газоподающими клапанами, поскольку специально разработанный двигатель, как^ правило, оказывается более эффективным, чем конвертированный.
Применение наддува для двигателей с искровым зажиганием в последние годы получило некоторое распространение за рубе
жом как средство повышения не столько мощности, сколько топливной экономичности двигателей за счет уменьшения потерь при дросселировании на частичных нагрузках. Одиннадцать зарубеж
ных фирм, среди которых такие известные концерны по производству автомобилей, как «Форд» и «Дженерал моторе», США, «БМВ» и «Фольксваген», ФРГ, «Нисан», Япония, «Рено», Франция, выпускают 17 моделей двигателей, оснащенных турбонад- дувным агрегатом. Основным ограничением распространения этих двигателей являются высокие требования к ОЧ бензина, они предполагают применение бензина с ОЧ в пределах 91— 100 единиц по моторному методу. Природный газ не только обеспечивает эти требования, но и позволяет увеличить наддув еще на 15—20 % ,так как имеет ОЧ не менее 104 единиц. В то же
Рис. 8. Сравнительные показатели двигателя ГАЗ с применением наддува при работе на разном топливе: ; _ бензин; 2 — газовое топливо, степень наддува 1,3; 3 — газовое топливо, степень наддува 1,6Рис. 8. Сравнительные показатели двигателя ГАЗ с применением наддува при работе на разном топливе: ; _ бензин; 2 — газовое топливо, степень наддува 1,3; 3 — газовое топливо, степень наддува 1,6время агрегат турбонаддува может отключаться при работе на бензине или использоваться с меньшей эффективностью. Условия применения турбонаддува
Рис. 8. Сравнительные показатели двигателя ГАЗ с применением наддува при работе на разном топливе: ; _ бензин; 2 — газовое топливо, степень наддува 1,3; 3 — газовое топливо, степень наддува 1,6
Рис. 8. Сравнительные показатели двигателя ГАЗ с применением наддува при работе на разном топливе: ; _ бензин; 2 — газовое топливо, степень наддува 1,3; 3 — газовое топливо, степень наддува 1,6
требуют включения в конструк
цию агрегата устройства для управления его работой, в качестве которого повсеместно применяется перепуск отработавших газов и воздуха параллельно турбонагнетателю. Таким образом, оснащение двухтопливных двигателей системой турбонаддува не требует введения конструктивных изменений обычного бензинового дви
гателя.
На рис. 8 приведены мощности и топливно-экономические характеристики двухтопливного двигателя на бензине и газовом топливе при применении турбонаддува. Как видно из графиков, газовый вариант в этом случае по мощности и экономичности может превосходить бензиновый. В практике газовой промышленности более 20 лет эксплуатируются мощные (750—2080 кВт) Двигатели, оснащенные турбонаддувом, имеющие высокие мощностные и топливно-экономические показатели по сравнению с без- наддувными модификациями.
Возможность использования специфических свойств природного газа как моторного топлива не ограничиваются приведенными выше. Большое значение в повышении топливной экономичности двигателей имеют широкие пределы воспламенения, смещенные в сторону бедных смесей, которыми характеризуется газовое топливо. Это свойство особенно проявляется при использовании форкамерно-факельного зажигания (ФФЗ), разработанного в СССР в качестве средства повышения топливной экономичности двигателей с воспламенением от искры.
Сущность ФФЗ состоит в оснащении каждого цилиндра двигателя дополнительной камерой сгорания, соединенной с основной камерой узким, коротким каналом. Объем дополнительной камеры (форкамеры) у автомобильных двигателей составляет 3—5 % от объема основной камеры сгорания. В форкамере бензинового двигателя с помощью специальной топливной аппаратуры создается топливно-воздушная смесь, близкая к стехиометрии по составу и требующая минимальной энергии искры для своего воспламенения. При воспламенении искрой смесь, содержащаяся в форкамере, быстро сгорает и выбрасывается в основную камеру в виде поджигающего факела. Это позволяет сместить предел эффективного обеднения в область более бедных смесей, чем при прямом искровом зажигании, что и дает повышение топливной экономичности двигателя. Для бензиновых двигателей предел эффективного обеднения при форкамерно-факельном зажигании смещается со значения коэффициента избытка воздуха а, равного 1,1—1,15, до 1,25—1,3. Для газового же двигателя предел эффективного обеднения смещается от значения 1,35—1,45 да 2—2,2, что приводит к качественно новому эффекту — возможности изменения мощности двигателя за счет изменения подачи топлива, так называемому качественному регулированию двигателя. При этом в диапазоне нагрузок от 45—50 до 100 % мощности отпадает необходимость в дросселировании потока воздуха, идущего в двигатель, что, в свою очередь, заметно повышает к. п. д. машины. В газовой промышленности форкамерно-факельные двигатели с качественным регулированием мощности эксплуатируются-более 20 лет. Важной особенностью такой организации процесса является нечувствительность двигателя к составу топливного газа, что обеспечивает одинаково эффективную работу на газах различных месторождений.
Таким образом, имеется перспектива создания двухтопливного бензиногазового двигателя, способного работать на бензине, обеспечивая основные мощностные и топливно-экономические показатели, не уступающие показателям бензинового двигателя.
Экологические характеристики
Экологические характеристики автомобильных двигателей в связи с существенным воздействием парка автомобилей на состояние атмосферных загрязнений последние два десятилетия при- 46
обрели большое значение. Так, высокие требования к чистоте отработавших газов, принятые в начале 70-х годов в США, привели к отставанию американских автомобилей от европейских по показателям топливной экономичности. Это было вызвано тем, что принятие мер по снижению токсичности выбросов автомобильных двигателей, как правило, сопровождается снижением топливной экономичности.
В СССР так же, хотя и в меньшей степени, чем в США, имеется опасность возникновения повышенных концентраций токсичных компонентов, особенно на крупных магистралях и в районе оживленных перекрестков.
Основными токсичными веществами, определяющими загрязнение атмосферы, в отработавших газах двигателей с воспламенением от искры являются окись углерода СО, окислы азота NOZ и углеводороды CnHm. Кроме того, в случае применения этилированного бензина образуется очень опасный загрязнитель — соединения свинца. И наконец, особое место в загрязнениях занимают канцерогенные вещества, основным представителем которых в отработавших газах является бенз (а) пирен.
Причиной образования окиси углерода и углеводородов в отработавших газах является неполное сгорание топлива, которое особо велико при богатой рабочей смеси, поступающей в цилиндр двигателя. Окислы азота образуются в процессе сгорания топлива в зонах, где возникает высокая температура. Процесс окисления азота становится заметным лишь при нагреве до температуры более 1700 °C. Столь высокие температуры имеют место в зонах, где сгорание происходит при давлении близком к максимальному в цикле. Поэтому образование окислов азота идет тем более интенсивно, чем выше максимальное давление цикла. Кроме того, на количестве образовавшихся окислов азота сказывается наличие свободного кислорода, который ускоряет окисление. Поэтому наибольшие концентрации окислов азота в отработавших газах наблюдаются при слегка обедненных смесях, когда температура сгорания достаточно высока и имеется в достаточных количествах свободный кислород. Обеднение смеси с этого уровня снижает температуру сгорания, а обогащение—концентрацию свободного кислорода. В обоих случаях имеет место снижение концентрации окислов азота.
Наименее изучены закономерности и причины образования канцерогенных веществ, в частности бенз (а) пирена. Последний является представителем конденсированной ароматики, молекула которого включает в себя пять связанных бензольных колец. Трудно предположить возможность образования столь сложной молекулы из веществ, входящих в состав бензина, а тем более природного газа. Наиболее конденсированная ароматика, входящая в состав бензина в микроколичествах, представлена нафталином и его производными, содержащими лишь сдвоенное бензольное кольцо. Газовое же топливо вообще не содержит ароматических углеводородов. Наиболее вероятный путь образования бенз(а)пирена — кон-
денсация ароматических соединений, присутствующих в моторном масле,—процесс, протекающий в сравнительно узком диапазоне температур (600—650 °C) в восстановительной среде в присутствии железа в качестве катализатора. Отмеченная совокупность условий может иметь место на стенках цилиндров двигателя, при этом основная часть образующегося продукта должна смываться маслом и попадать в картер двигателя, что косвенно подтверждает
Рис. 9. Токсические регулировочные характеристики при работе двигателя на бензине и газовом топливе. Содержание в отработавших газах: окисн углерода: 1 — на газовом топливе; 2 — на бензине; окислов азота; 3—на газовом топливе; 4 — на бензине; углеводородов: 5 — на газовом топливе* 6 — на бензинеРис. 9. Токсические регулировочные характеристики при работе двигателя на бензине и газовом топливе. Содержание в отработавших газах: окисн углерода: 1 — на газовом топливе; 2 — на бензине; окислов азота; 3—на газовом топливе; 4 — на бензине; углеводородов: 5 — на газовом топливе* 6 — на бензинеописанную предположительную модель, так как в картерных газах содержание бенз (а) пирена более высокое, чем в отработавших. Более того, усиленная вентиляция картера за счет отвода картерных газов во впускной трубопровод двигателя приводит к увеличению содержания канцерогенных веществ в отработавших газах.
Рис. 9. Токсические регулировочные характеристики при работе двигателя на бензине и газовом топливе. Содержание в отработавших газах: окисн углерода: 1 — на газовом топливе; 2 — на бензине; окислов азота; 3—на газовом топливе; 4 — на бензине; углеводородов: 5 — на газовом топливе* 6 — на бензине
Рис. 9. Токсические регулировочные характеристики при работе двигателя на бензине и газовом топливе. Содержание в отработавших газах: окисн углерода: 1 — на газовом топливе; 2 — на бензине; окислов азота; 3—на газовом топливе; 4 — на бензине; углеводородов: 5 — на газовом топливе* 6 — на бензине
Особенности образования токсичных веществ в двигателях внутреннего сгорания отражаются на токсических регулировочных характеристиках бензинового и газового двигателей (рис. 9). Кривые 1 и 2 показывают изменение концентрации
окиси углерода соответственно для бензинового и газового двигателей. Газовым топливом является метановый природный газ. Эти характеристики мало отличаются одна от другой. Особенность обеих характеристик — наличие СО при стехиометриче
ском составе смеси (а=1). Причем концентрация этого продукта неполного сгорания доходит до 1 % при работе на бензине и составляет ^0,5 % при работе на газовом топливе. Это означает, что на обоих видах топлива при стехиометрическом составе смеси имеет место недогорание, которое на газовом топливе несколько меньше, чем на бензине. Тем не
менее газовый двигатель в отношении этого компонента имеет существенные преимущества. Пределы воспламенения топливно-воздушной смеси газового топлива смещены в сторону бедных составов, т. е. рабочая область газового двигателя лежит в зоне малых концентраций СО.
Иная картина наблюдается с образованием окислов азота. Кривые 3 и 4 (см. рис. 9) показывают изменение их концентрации в зависимости от коэффициента избытка воздуха соответственно для бензинового и газового двигателей. Обе кривые имеют острый мак-
симум в области бедных смесей, однако максимум для газового двигателя смещен в сторону бедных смесей и имеет примерно в 2 раза более низкое значение. Оба максимума примерно соответствуют по положению пределу эффективного обеднения, вследствие чего регулирование двигателя на максимум экономичности соответствует максимальному выбросу окислов азота. Однако для газового двигателя этот выброс в 2 раза ниже. Кроме того, газовый двигатель допускает широкие возможности регулирования за пределом эффективного обеднения, т. е. в области, где и окислы азота, и окись углерода содержатся в очень малых количествах. Таким образом, оптимизация регулировок газового двигателя позволяет снизить поступление загрязнителей в атмосферу в несколько раз по сравнению с бензиновым.
Выброс углеводородов газовым двигателем находится примерно на том же уровне, что и бензиновым, в пересчете на углерод. Однако состав углеводородов, содержащихся в отработавших газах бензинового и газового двигателей, различен. В отработавших газах бензинового двигателя преимущественно содержатся этан и этилен, в то время как у газового двигателя, работающего на метановом газе, основу углеводородной части отработавших газов составляет метан. Это обстоятельство играет существенную роль в экологии, поскольку углеводороды сами по себе не представляют серьезной опасности для здоровья. Их вредное воздействие состоит в образовании смога вследствие окисления их окислами азота, интенсифицируемого ультрафиолетовой частью солнечного излучения. Из всех предельных углеводородов метан обладает наибольшей устойчивостью к этому процессу. Поэтому углеводородный выброс газового двигателя наименее опасен.
Что касается сравнения токсичности газового и бензиновых двигателей по выбросу канцерогенных веществ, то в этом направлении нет достаточно достоверных исследований. Нет оснований даже для предположительной оценки влияния смены вида топлива на содержание бенз (а) пирена в отработавших газах.
Эксплуатационные показатели газовых двигателей
Длительный опыт эксплуатации газовых двигателей, накопленный газовой промышленностью, доказывает значительные эксплуатационные преимущества их по сравнению с жидкотопливными двигателями.
Газовая машина по сравнению с жидкотопливной имеет в 1,5— 2 раза большую наработку между ремонтами, так как отсутствуют разрушения (смывания) масляной пленки жидким топливом. Кроме того, при сгорании газового топлива образуется значительно меньше твердых частиц и сажи, чем при сгорании жидкого топлива, что также снижает изросы. Важным обстоятельством, повышающим срок службы двигателей, является почти полное
отсутствие в газовом топливе серы и других вызывающих коррозию элементов.
Срок службы масла на газовых двигателях в 1,3—1,8 раза выше, чем у жидкотопливных, что объясняется также пониженным нагарообразованием и отсутствием разжижения масла топливом.
Установленный опытным путем срок службы масла газового двигателя 64ГА (газовые мотор-генераторы МГ-3500) составляет ~7000 ч, а для дизельного прототипа 4000 ч. У газового двигателя 6ГЧН 25/34 расход масла ниже в 1,3 раза, а у 11 ГД-100 в 1,7 раза, чем у соответствующих дизельных прототипов.
В транспортных двигателях этот эффект должен быть еще заметнее, так как разжижение масла, как и смывание его со стенок, происходит в основном в период «холодного» запуска. При запуске «холодного» бензинового двигателя вследствие отсутствия в этот период подогрева входящего воздуха испаряется только малая часть топлива, а большая часть попадает в цилиндр в жидком виде. Принято считать, что по износам один холодный запуск бензинового автомобильного двигателя равносилен 500 км пробега. Аналогичный эффект наблюдается и в дизельном двигателе. Впрыснутое, но не воспламенившееся вследствие недостаточного нагрева топливо попадает на стенки цилиндра, смывая и разжижая масла.
Поскольку для хорошего смесеобразования не требуется избытка газового топлива, а также в силу агрегатного состояния этого топлива отмеченные явления несвойственны газовым двигателям как с внешним, так и с внутренним смесеобразованием.
Отсутствие трудностей в создании гомогенной смеси независимо от температуры окружающего воздуха, по-видимому, является причиной весьма широко распространенного мнения о легкости запуска газового двигателя при низких температурах. Однако практика эксплуатации газобаллонных автомобилей показывает обратное. Так, в конструкции топливной аппаратуры газобаллонных автомобилей, предназначенных для работы на пропан-бутановом газе, предусматривается специальный пусковой бензиновый карбюратор. Эксплуатировавшиеся в СССР газобаллонные автомобили на метановом газе по действовавшей инструкции также должны были пускаться в холодное время года на бензине. Аналогичные указания дают зарубежные фирмы, выпускающие газовую топливную аппаратуру. Поэтому целесообразно рассмотреть пуск холодного газового двигателя подробнее.
Причинами, усложняющими пуск холодного двигателя, кроме уже отмеченного затрудненного смесеобразования, являются загустевание масла и усложнение воспламенения. Конечно, могут быть и другие причины, например снижение емкости аккумулятора, но они непосредственно к двигателю и роду топлива отношения не имеют. Загустевание масла также не зависит от вида топлива, хотя эффект разжижения масла неиспарившимся бензином несколько облегчает пуск.
Как показал опыт, при отрицательных температурах на свечах
после нескольких вспышек в цилиндре осаждается вода, шунти рующая искровой промежуток. После этого вспышки прекраща ются и двигатель, как правило, не заводится. У двигателя на га зовом топливе это явление возникает при более высоких темпе ратурах окружающей среды, чем у бензинового.
Поскольку воздух и газ, попадающие в цилиндр двигателя имеют точку росы, соответствующую окружающей температуре
а свеча даже после первой вспышки становится несколько теплее, влага, поступающая со свежей смесью, не может выпадать. Следовательно, вода, осаждающаяся на свечах зажигания, образуется в процессе сгорания. После вспышки она конденсируется на деталях, имеющих температуру ниже точки росы отработавших газов. Температура же точки росы зависит от количества образующейся при сгорании воды. Если рассматривать только углеводородную часть газа, можно отметить, что в массе топлива Нт тем выше, чем меньше молекулярная масса вещества или его стандартная плотность. Формула (2.12) это показывает вполне отчетливо. Для индиви-
Козффициент избытка воздухаКозффициент избытка воздухаРис. 10. Точка росы продуктов сгорания:/ — природный газ; 2 — бутан-пропан; 3 — бензинРис. 10. Точка росы продуктов сгорания:/ — природный газ; 2 — бутан-пропан; 3 — бензиндуальных газов закономерность может быть проиллюстрирована следующими данными: для метана (СН4) Дт = 0,25, этана (С2Н6) Дт = 0,20, пропана (С3Нв) ^ = 0,182, бутана (С4Ню)
Козффициент избытка воздуха
Козффициент избытка воздуха
Рис. 10. Точка росы продуктов сгорания:
/ — природный газ; 2 — бутан-пропан; 3 — бензин
Рис. 10. Точка росы продуктов сгорания:
/ — природный газ; 2 — бутан-пропан; 3 — бензин
Дт = 0,172 и т. д. Следовательно, приДт = 0,172 и т. д. Следовательно, припрочих равных условиях при сгорании метанового газа воды образуется больше, чем при сгорании бензина или даже бутан-про-
Дт = 0,172 и т. д. Следовательно, при
Дт = 0,172 и т. д. Следовательно, при
папа.
Свеча, являясь «инициатором процесса сгорания», дольше других деталей находится в атмосфере сгоревшей смеси и поэтому может служить поверхностью для осаждения влаги с большей вероятностью, чем другие части поверхности камеры сгорания. Кроме того, свеча соприкасается с продуктами сгорания в тот период времени, когда нагрев деталей вследствие сгорания еще не начинался. Совокупность этих факторов и приводит к образованию росы на поверхности изолятора свечи после первой вспышки, если за время до поступления в цилиндр свежей смеси поверхность не нагрелась до температуры выше точки росы. Таким образом, определяющим фактором легкости пуска двигателя- явля-
ется температура точки росы продуктов сгорания в процессе выхлопа, так как, если свеча к моменту выхлопа нагреется до более высокой, чем точка росы, температуры, вода, осевшая на ее поверхности, испарится в горячие отработавшие газы.
На рис. 10 приведены зависимости Температуры точки росы отработавших газов от коэффициента избытка воздуха свежей смеси при работе двигателя на разных видах топлива. Как видно из графиков, самая высокая температура точки росы оказывается у продуктов сгорания метана. Она на 4—9 К превышает температуру выпадения росы при пропан-бутановом топливе и на 10— 12 К тот же параметр при работе на бензине. Следовательно, при прочих равных условиях нижний предел температуры холодного пуска двигателя без средств подогрева для бензинового двигателя должен быть на 3—8 К ниже, чем для пропан-бутанового двигателя, и на 10—12 К, чем у двигателя, работающего на метановом газе. Примерно такое соотношение наблюдается на практике.
Таким образом, для обеспечения возможности запуска холодного двигателя на газовом топливе при столь же низких температурах, что и на бензине, необходимо создать устройство, предотвращающее выпадение росы на свечах зажигания, или систему зажигания, не чувствительную к шунтирующему сопротивлению.
Глава 3.
АВТОМОБИЛЬНЫЕ ГАЗОНАПОЛНИТЕЛЬНЫЕ КОМПРЕССОРНЫЕ СТАНЦИИ (АГНКС)
Классификация АГНКС
Обеспечение автотранспорта страны сжатым природным газом связано с необходимостью создания разветвленной сети автомобильных газонаполнительных компрессорных станций (АГНКС) различной производительности и разного проектно-технологического решения. Сеть АГНКС по своей организационно-технологической структуре является подсистемой Единой газоснабжающей системы страны (ЕГС), а по назначению — одним из звеньев системы снабжения автотранспорта моторным топливом.
Тип АГНКС и ее производительность зависят от условий и места ее размещения, от объема и стабильности потока машин в месте размещения станции, а также от моделей машин в обслуживаемых автохозяйствах. При размещении, определении типа и производительности станции важно обеспечить минимальные затраты как по времени на пробег автомобиля к месту заправки и простой его в ожидании заправки, так и на подводку к станции питающего газопровода и других внешних инженерных сетей и коммуникаций.
С учетом изложенных общих требований целесообразно создать системы газоснабжения автомобилей в виде сети АГНКС, размещенных в городах; непосредственно в автотранспортных предприятиях; на незначительном удалении от городской черты, в том числе на кольцевых автомагистралях; в районах подземных хранилищ газа (ПХГ), а также на компрессорных станциях магистральных газопроводов, на компрессорных станциях, расположенных на газовых промыслах и вблизи автомобильных дорог, соединяющих населенные пункты. Кроме того, АГКНС целесообразно создавать на базе газоперерабатывающих заводов.
Расчеты и технико-экономические исследования показали, что для создания сети газоснабжения автотранспорта в масштабе страны необходимы станции следующих типов и производительности:
стационарные автомобильные газонаполнительные компрессорные станции (АГНКС) производительностью 5—50 тыс. м3/сут;
гаражные автомобильные газонаполнительные компрессорные станции (ГАГНКС) производительностью до 10 тыс. м3/сут;
передвижные автомобильные газонаполнительные станции или передвижные автогазозаправщики (ПАГЗ) производительностью 1000—4000 м3 газа за рейс.
Из перечисленных типов АГНКС основным является стационарная АГНКС, конструкция и технология которой широко апробированы в мировой практике в течение нескольких десятилетий. В одиннадцатой пятилетке стационарную АГНКС следует рассматривать в качестве базового элемента создаваемой системы газоснабжения автотранспорта страны. Следует подчеркнуть, что целесообразно создавать стационарные АГНКС с несколькими ступенями производительности, удовлетворяющими различным условиям их эксплуатации:
40—50 тыс. м3/сут — для размещения за городской чертой на магистральных грузонапряженных шоссе крупных и средних городов;
20—30 тыс. м3/сут— для размещения за городской чертой на магистральных шоссе средних и мелких городов и населенных пунктов, а также на автодорогах крупных городов с соответствующим грузопотоком;
10—20 тыс. м3/сут — для размещения за городской чертой на автодорогах в средних и мелких городах и населенных пунктах;
5—10 тыс. м3/сут — для размещения за городской чертой на автодорогах мелких городов и населенных пунктов.
Стационарные АГНКС оборудуются относительно крупными компрессорными установками (500—1000 м3/ч) и обеспечивают заправку любого автомобиля не более чем за 10 мин. В отличие от них гаражные АГНКС предназначены для медленной (в течение нескольких часов) заправки группы автомобилей. Они оборудуются компактными компрессорами с меньшей подачей.
Гаражные АГНКС предусматривается размещать в небольших автохозяйствах (50—100 автомашин) и эксплуатировать преиму-
53
щественно в ночное время (приблизительно в течение 10 ч). При этом они должны комплектоваться двумя компрессорами с часовой подачей соответственно 250 и 500 м3. Их суточная подача составит 5000 и 10 000 м3.
При необходимости время работы станции может быть увеличено максимум вдвое. Соответственно возрастает и число заправляемых автомобилей.
Передвижные автогазозаправщики (ПАГЗ) производительностью 1000—4000 м3 газа за рейс предназначены для заправки автомобилей преимущественно городских, удаленных от стационарных газонаполнительных станций и лишенных возможности использования гаражных АГНКС. Они могут быть применены также для заправки автомобилей в полевых условиях и в местах стоянки автомобилей на магистральных шоссе.
Выбор производительности и оборудования для стационарных АГНКС
В конце 40-х начале 50-х годов в стране эксплуатировалось около 25 тыс. автомобилей на сжатом газе (КПГ). Причем промышленность выпускала и специальные модификации автомобиля и компрессор для АГНКС. Обобщение опыта работы заправочных станций и автомобилей на сжатом природном газе показывает, что требования к указанным станциям, а также к эксплуатации газобаллонных автомобилей на КПГ в настоящее время значительно выше, чем в 1950 г. Автомобили должны не просто работать, а работать эффективно, с малыми расходами топлива и соблюдением норм на выброс токсичных веществ. Для такого подхода к решению поставленной задачи не менее важное значение, чем конструкция автомобиля, имеет производство сжатого газа. Чтобы на практике реализовались преимущества газового топлива, оно должно обладать высокими качествами. К ним прежде всего относится достаточное постоянство основных показателей. Исходным продуктом для производства сжатого газа является магистральный газ, получаемый из Единой системы газоснабжения, которая питается от месторождений с самым различным составом. От месторождений газ распределяется по точкам потребления с учетом текущей потребности и минимальности затрат на его транспорт. Поэтому состав исходного сырья подвержен известным колебаниям и зависит от географического размещения пункта потребления. В этом и состоит сложность обеспечения постоянства показателей. В этой связи АГНКС, помимо компрессоров, должна оборудоваться фильтрующими и осушительными устройствами и устройствами стабилизации давления. Кроме того, должны быть предусмотрены- измерители поступающего и отпускаемого газа;
При проектировании АГНКС возникает ряд проблем, связанных прежде всего с выбором оптимальной производительности 54
Таблица 8
Показатели эксплуатации автомобилей в зависимости от мощности АГНКС
Показатели
Мощность АГНКС, заправок в сутки
250
500
1000
1500
Средняя длина ездки на заправку, км Снижение коэффициента использования
1—2
2—3
3-5
5—10
пробега, %
1,7
2,9
4,7
8,8
Рост себестоимости перевозок, %
1,5
2,5
4,1
7,7
этих станций, с подбором для них соответствующего оборудования, а также с правильным их размещением.
В практике эксплуатации автомобилей сложился типовой ряд автозаправочных станций (АЗС) с производительностью 250, 500, 750 и 1000 заправок в сутки. Наиболее распространены АЗС на 250 и 500 заправок. С точки зрения эксплуатации автотранспорта концентрация заправочных мощностей экономически нецелесообразна. Списочная численность автомобилей автотранспортного предприятия (АТП) составляет 150—250 единиц. Даже при условии перевода всех автомобилей автохозяйства на сжатый природный газ АГНКС мощностью 500 заправок будет обслуживать 2— 3 АТП, на 1000 заправок — 4—6 АТП, на 1500 заправок — 6— 10 АТП. Следовательно, даже при наиболее удачном расположении АГНКС относительно обслуживаемых предприятий средняя длина ездки на заправку для более мощной АГНКС оказывается больше (табл. 8).
Запас хода на одной заправке газобаллонного автомобиля лишь на 20—30 % превышает среднесуточный пробег, следовательно, эти автомобили должны заправляться ежедневно и увеличение мощности АГНКС увеличивает холостой пробег.
Первые отечественные АГНКС будут оборудоваться электро- приводными поршневыми компрессорами. Наибольшая мощность электродвигателя, который можно выпускать во взрывозащищенном исполнении (на напряжение 380 В), составляет 160 кВт. При такой единичной мощности для АГНКС на 500 заправок в сутки требуется пять компрессоров. Это число определено из условия минимальности очереди на заправку (без резерва) в наиболее загруженный час.
Для АГНКС на 1000—1500 заправок в сутки соответственно' потребуется 10 и 15 компрессоров, что усложнит эксплуатацию, не улучшив использование оборудования. Другое оборудование АГНКС (аккумуляторы газа, заправочные посты) не резервируется, поскольку оно определено по загрузке в наиболее напряженный час.
При проектировании АГНКС предусматриваются централизованное обслуживание оборудования и выполнение других вспомо-
55
нательных операций, вследствие чего численность работающих на станции пропорциональна ее производительности. Таким образом, увеличение мощности АГНКС свыше 500 заправок в сутки практически не дает существенных преимуществ в строительстве и эксплуатации самой станции и снижения удельных капитальных вложений.
В этой связи принятая для первой серии АГНКС производительность 500 заправок в сутки близка к оптимальной, и именно она взята за основу при проектировании первой серии АГНКС. Однако, учитывая, что конкретные условия привязки могут в отдельных случаях потребовать другой производительности, в «Основных технических требованиях на АГНКС», утвержденных Мингазпромом, предусмотрена разработка ряда мощностей.
Однако для АГНКС характерна значительная неравномерность потребления сжатого газа на протяжении суток. Анализ показывает, что в первую смену должно быть выработано 55 % суточной производительности, что определяет среднюю часовую потребность для АГНКС на 500 заправок в 3440 м3. Расход газа в наиболее напряженный ночной час будет составлять 812 м3. Таким образом, регулирование производительности АГНКС должно перекрывать диапазон значений 812—3440 м3/ч. Для решения этой задачи необходимо применять ступенчатое регулирование производительности путем отключения отдельных компрессоров. Наибольший общий делитель пределов регулирования лежит в диапазоне 820— 860 м3/ч.
Параметры компримирования определяются условиями на всасывании и требуемым давлением нагнетания. Анализ давлений в сетях газоснабжения и магистральных газопроводах показывает, что давление на всасывании колеблется от 0,4 до 5,0 МПа, а давление нагнетания должно составлять 24,7 МПа (максимальное давление в аккумуляторах — избыточное). Следовательно, степень сжатия компрессора должна регулироваться в пределах 5—64, что, конечно, в одной модификации машины неосуществимо. Для обеспечения всего диапазона давления всасывания необходимо создать несколько модификаций компрессора со следующими условиями всасывания: 0,4—0,6 МПа; 1,0—1,2 МПа; 2,5—3,5 МПа.
Природный газ, предназначенный для использования в сжатом виде в качестве моторного топлива для газобаллонных автомобилей, должен отвечать определенным требованиям, отличающимся от требований, предъявляемых другими потребителями, и условиям транспорта. К числу таких требований относятся: отсутствие пыли, и жидкого остатка, минимальная влажность, исключающая замерзание и выпадение гидратов в каналах топливной системы автомобиля. В состав АГНКС помимо электроприводных (газомоторных) компрессоров входят фильтрующее и сепарационное оборудование, осушительные устройства и устройства стабилизации давления (аккумуляторы). Кроме того, должны быть предусмотрены измерители поступающего и отпускаемого газа. 56
Сущность способа со ступенчатой заправкой автомобильных баллонов (рис. 11) состоит в том, что закачка газа осуществляется в два или более аккумулятора от своего компрессора или группы компрессоров 4. В каждом аккумуляторе поддерживается свое давление газа, а баллоны заправляются из этих аккумуляторов поочередным их подключением, начиная с низкого давления и кончая аккумулятором с самым высоким давлением.
Применение двухступенчатой заправки обеспечивает снижение энергозатрат на 10—20 %, а трехступенчатой — на 15—27% (рис. 12). Это объясняется тем, что часть газа сжимается до более низкого давления, а при заполнении автомобильных баллонов этот газ меньше нагревается.
Для сжатия в АГНКС используется природный газ, транспортируемый по магистральным газопроводам. Избыточное содержание влаги в этом газе может привести к закупориванию каналов топливной системы автомобиля образующимися гидратами или ледяными пробками.
Области значений параметров состояния газа в баллонах автомобиля, при которых возможно образование гидратов, определяются условиями равновесия системы вода — природный газ — гидрат. В области давлений и температур, имеющих место в баллонах автомобиля, граница этой области представляется ломаной линией, состоящей из лучей 1\ и Г2 (рис. 13). Ниже этой линии гидраты не образуются. Область образования гидратов имеет весьма широкие пределы. Сужение области гидратообразования может быть достигнуто применением осушки. Промысловая обработка газа, доводящая его состояние по влажности до требований ОСТ 51.40—81, смещает границу в положение Ai (см. рис. 13), соответствующее влажности 0,13 г/м3 (наименьшее ограничение- влажности).
При снижении влажности до 0,09 г/м3 (средние условия ОСТ) граница смещается в положение А2. Случай наиболее жестких требований ОСТ ■— влажность 0,03 г/м3 соответствует положению границы А3.
В начальный момент соединения баллонов автомобиля с аккумулятором газа происходит глубокое дросселирование газа, сопровождающееся значительным понижением температуры. По мере- заполнения баллонов степень дросселирования снижается и температура газов в баллоне растет, достигая в конце заполнения значений близких значению температуры в баллоне.
Конкретные значения температуры газа в баллонах автомобиля зависят от давления и температуры газа в аккумуляторе. Кривые- 1, 2 и 3 на рис. 13 показывают изменение температуры и давления газа в автомобильных баллонах при их заполнении из аккумуляторов, температура которых 20 °C, начальное давление имеет значения соответственно 24,5; 17,7 и 14,7 МПа. Как видно из графиков, во всех трех случаях параметры состояния соответствуют зоне гидратообразования даже при самых жестких ограничениях влажности по ОСТ.
Рис. 11. Схема АГНКС:
— расходомер; 2 — фильтр; 3 — сепаратор; 4 — группа компрессоров; 5 — межступенчатые и концевые холодильники;
— адсорбер для газа; 7 — подогреватель газа регенерации; 8 — аккумулятор высокого давления; 9 — аккумулятор низкого давления; 10 — трехходовой край; 11 — заправочный шланг
0,4 0,5 0,81,02,04,0 6,0 8,0
Остаточное давление в баллоне, МПа
Рис. 12. Снижение затрат энергии на заправку баллонов при двух (/)- и трехступеичатой (7/) системе заполнения при различном давлении всасывания компрессора, МПа:
1-0,15; 2-0^0; 3-0,5; 4—1,0; 5 - 2Д;
6 — 4.0 (давление заполненного баллона 19,7 МПа)
Температура В баллоне автомобиля
Рис. 13. Условия гидратообразования
Кривые 4, 5 и 6 показывают изменение состояния газа для тех же давлений, но при температуре газа в аккумуляторе 40 °C.. В этом случае двухступенчатое заполнение, начинающееся от ак-. кумулятора с давлением 14,7 МПа (I ступень) с переключением на 11 ступень при достижении давления в баллоне уровня не ме-. нее 8,8 МПа, может обеспечить безгидратный процесс даже при самых малых ограничениях влажности по ОСТ.
Поскольку последние условия (температура 40 °C) трудновы-. полнимы, исключить осушку газа не представляется возможным, даже имея в виду двухступенчатую схему заполнения. Кроме того, влажный газ в баллонах автомобиля может привести к закупори-, ванию каналов в процессе суточной эксплуатации автомобиля.
Поскольку автомобиль эксплуатируется вне помещения, температура газа в его баллонах устанавливается близкой к температуре окружающей среды и в климатических условиях СССР может колебаться в широких пределах.
Из неосушенного газа, находящегося под давлением 19,6 МПа, при низких температурах должна выпадать капельная влага.
По мере расходования газа из баллона давление в нем падает и выпавшая влага испаряется, повышая влажность выходящего, из баллона газа. Газ дросселируется до 0,98 МПа, вследствие чего, снижается его температура и параметры могут войти в зону образования гидратов (см. рис. 13).
Эффект гидратообразования возможен и при эксплуатации автомобиля, если с помощью двухступенчатой заправки удалось бы, заполнить баллоны автомобиля без появления гидратов при температуре в аккумуляторе 40 °C.
Эксплуатационные показатели автомобиля на КП Гпри наибольшей и наименьшей влажности
Наибольшая, Наименьшая
Влажность газа, поступившего в баллон, г/м3 0,1300,030
Температура окружающего воздуха, °C —20—20
Влажность газа при давлении 19,7 МПа, г/м3 0,01640,0164,
Выпадение влаги при выравнивании температуры с окружающей средой, г/м3 0,01860,0186
Влажность газа при давлении 9,81 МПа (после расходования газа наполовину), г/м3 0,0220,022
Температура газов при дросселировании от 9,81 до 0,981 МПа, °C —50—50
При температуре —50 °C, давлении 0,981 МПа и влажности. 0,022 г/м3 происходит интенсивное гидратообразование (см, рис. 13).
Для предупреждения гидратообразования при эксплуатации автомобиля газ должен иметь влажность меньшую, чем предусмотрена ОСТ.
Особенности поведения природного газа при компримировании диктуют место установки осушительных устройств в общей схеме АГНКС. Максимальная влажность газа не должна превышать
59,
0,0005 г/м3. В этом случае на всех режимах работы гидратообра- зование исключается.
Установленная предельная влажность в зависимости от давления газов соответствует различным температурам точки росы.
Температура точки росы при влажности газа 5-10-4 г/м3
Давление газа, МПа 0,100,200,501,002,0
Температура точки росы, °C —76—67—66—58—55
Осушка при давлении на входе в АГНКС 1,0 МПа должна обеспечить точку росы —76 °C, что практически недостижимо. Поэтому целесообразно установить аппарат на линии высокого давления, где точка росы соответствует температуре —55 °C.
Снизив требования к сушке до 0,009 г/м3, что возможно вследствие незначительного количества образующихся гидратов, получим требуемые значения точки росы: на входе —52 °C и на выходе —30 °C. Значение точки росы на выходе позволяет применять активированный алюмогель.
Таким образом, для удовлетворения требованиям эксплуатации автомобилей топливный газ подлежит осушке, при этом осушительный аппарат следует ставить на выходе из компрессора АГНКС. Такое расположение осушительной установки вносит известные затруднения в конструктивные решения, связанные с работой устройств при высоком давлении. При этом особые сложности возникают при осуществлении перехода оси режима осушки к режиму регенерации адсорбента. Тем не менее обеспечение высокого качества газа требует обязательного включения процесса осушки газа в технологическую схему станции.
Изучение технологии приготовления КПГ, предназначенного для использования в качестве топлива газобаллонных автомобилей, показывает, что АГНКС — технологически сложное производство, требующее строгого технически обоснованного подхода. Этим следует руководствоваться с самого начала осуществления программы развертывания сети таких станций для обеспечения автомобилей газовым топливом.
Потребная единичная мощность компрессоров для стационарной АГНКС
Как отмечалось ранее, средняя часовая производительность в максимально загруженную смену для стационарной АГНКС на 500 заправок должна приниматься равной 3440 м3/ч. Поскольку дополнительные издержки народного хозяйства за счет потери линейного времени автомобиля при простое в очереди на заправку значительно превышают капитальные затраты на повышение пропускной способности АГНКС, производительность последней должна обеспечивать минимальный размер очереди даже в часы «пик». Из теории массового обслуживания следует, что при случайном потоке требований, для того чтобы очередь на обслужи- 60
вание не превышала одного требования с вероятностью, большей 0,96, следует обеспечить загрузку системы обслуживания не более 0,75. Таким образом, установочная подача компрессоров должна составлять 4,57 тыс. м3/ч.
Потребная мощность на компримирование газа рассчитывается по формуле, учитывающей многоступенчатость сжатия,
К=СГУ(3.1)
Z—/X/ щ
i=i
где cPi — удельная массовая теплоемкость газа при температуре всасывания, кДж/(кг-К); TBGt— температура газа на входе в i-ю ступень, К; ip ■— коэффициент полезного действия t-й ступени сжатия; п— число ступеней сжатия.
Число ступеней сжатия принимается минимальным из условия ограничения температуры газа на выходе из ступени, которая по конструктивным соображениям не должна превышать 403 К (130 °C) и зависит от температуры всасывания и степени сжатия в ступени. Температура всасывания определяется возможностью межступенчатого охлаждения газа. Так как АГНКС должна обладать автономией, газ охлаждается в конечном итоге в результате сбрасывания тепла в окружающую среду, т. е. температура газа на входе в ступень компрессора обязательно должна превышать температуру окружающего воздуха. Из практики конструирования и эксплуатации систем охлаждения известно, что для обеспечения приемлемых габаритов охлаждающих установок перепад температур между охлаждаемым рабочим телом и воздухом должен составлять 10 °C. В этом случае для большей части климатических зон СССР температура всасывания на ступенях, кроме первой, должна приниматься 303 К (40 °C). Принимая показатель адиабаты сжатия для осредненного состава газа 1,3 и -qi = 0,85, можно в зависимости от давления всасывания получить максимально допустимую степень сжатия на ступени из уравнения
Тпред = Твс I 8 6 —1)К Р-Рвс (Бпред1),(3-2)
X/ T]i
где ц — средний дроссельный эффект.
Давление всасывания, МПа 1 10 20
Предельная степень сжатия ступени 2,92 2,91 2,90
Таким образом, для всех ступеней может быть принята максимальная степень сжатия 2,9. Число ступеней для компрессора определяется по формуле (табл. 9):
lg ~ /1g 8пред,(3-3)
Рвх
где рн — требуемое давление нагнетания; рвх— располагаемое давление на входе; епред — предельная степень сжатия ступени.
Потребное число ступеней сжатия в зависимости от давления на входе в компрессор
Показатели
Давление на входе в компрессор, МПа
0,15
0,3
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
Расчетное число ступеней сжатия Принимаемое число ступеней ежа-
4,8
4,15
3,88
3,50
3,23
3,02
2,85
тия
5
5
4
4
4
3
3
Степень сжатия на ступени
2,78
2,42
2,81
2,54
2,36
2,92
2,75
Таблица 10
Потребная мощность привода (кВт) для АГНКС в зависимости от давления на входе
Число
Максимальная часовая подача газа, мч
Давление на входе, МПа
условных заправок
прикрепленных автомобилей
0,15
0,30
0,40
0,6
0,8
1,0
1,2
500
1000
4 590
1022
869
827
738
673
646
604
750
1500
6 890
1533
1303
1240
1107
1009
969
906
1125
2250
10 330
2299
1955
1860
1660
1514
1453
1359
В соответствии с полученными значениями температуры всасывания, степени сжатия ступени и числа ступеней сжатия получаем потребную на компримирование мощность для различных по производительности АГНКС. Результаты расчетов приведены в табл. 10. Различные производительности АГНКС приняты по модулю 1,5 (за модуль принято отношение производительностей типового ряда АЗС).
АГНКС производительностью менее 500 заправок выполнять по модулю 1,5 нецелесообразно, так как получающееся при этом значение 330 условных заправок мало отличается от исходного значения 500. Рационально выбирать производительность АГНКС самой низкой размерности исходя из возможности оборудования.
По данным табл. 10 можно установить наибольшее значение единичной мощности компрессора, при которой возможно построение ряда АГНКС по производительности путем изменения числа установленных машин.
Едииичиаи мощность компрессоров для АГНКС
Давление подаваемого газа,МПа 0,150,300,400,60,81,01,2
Наибольшая единичная мощность
компрессора, кВт 345320305270245235220
При расчете принимались как допустимые отклонения от расчетной мощности потребления на 10 %.
62
Мощность электродвигателей для компрессорных установок с учетом их к. п. д. выбирают в зависимости от интервала давления всасывания.
Мощность, кВт355—370320—325255—270Мощность, кВт355—370320—325255—270Интервал давления всасывания, МПа
Мощность, кВт
355—370
320—325
255—270
Мощность, кВт
355—370
320—325
255—270
0,15—0,30
0,4—0,6
0,8—1,2
Особенности процесса заправки автомобилей сжатым газовым топливом
Современные АГНКС предусматривают осуществление заправки газобаллонных установок автомобилей из промежуточной емкости — аккумулятора газа. Аккумуляторы же заполняются газом путем закачки его компрессорами высокого давления. Это позволяет стабилизировать работу компрессоров, снизить частоту их включения и упростить автоматизацию АГНКС. Такая схема заправки имеет два существенных дефекта: перерасход энергии на компримирование газа; недозаправку газобаллонных установок.
Сущность первого дефекта состоит в том, что весь газ сжимается до давления, превышающего максимальное давление в баллонах, установленных на автомобиле, в то время как для заполнения газобаллонной установки только последняя порция газа должна сжиматься до рабочего давления. Весь остальной газ требуется сжимать до более низкого давления. Минимальная работа на сжатие газа для заполнения баллонов при наличии концевого холодильника, поддерживающего постоянной температуру подаваемого газа, может быть вычислена по формуле
dp, (3.4)dp, (3.4)рр
dp, (3.4)
dp, (3.4)
Г вс ®ал
J к 1 Т’наг I^k рвс
где рвс и рр — давление соответственно всасывания компрессора и рабочее газобаллонной установки; Твс и Т^аг — температуры соответственно на входе в компрессор и на выходе из концевого холодильника; Убал — геометрический объем заполняемого баллона; £к — к. п. д. компрессора; р — текущее давление в наполняемом баллоне; g— коэффициент сжимаемости газа при температуре Тнаг и давлении р.
При заполнении баллона из емкости с давлением ре затраты энергии на компримирование определяют по формуле
г&Т вс ———& — 1Тнагг&Т вс ———& — 1ТнагV бал Пк.V бал Пк.РвсРвс(3-5)(3-5)
г&Т вс
———
& — 1Тнаг
г&Т вс
———
& — 1Тнаг
V бал Пк.
V бал Пк.
Рвс
Рвс
(3-5)
(3-5)
Таким образом, к. п. д. компримирования при заправке через емкость, понимаемый как отношение минимальной требуемой работы к затраченной, может рассчитываться по формуле
ЛзпрЛзпрРис. 14. Зависимость к. п. д. компримирования от давления на входе в компрессор (давление в емкости — аккумуляторе р — 25,0 МПа)Рис. 14. Зависимость к. п. д. компримирования от давления на входе в компрессор (давление в емкости — аккумуляторе р — 25,0 МПа)(3.6)(3.6)Рис. 15. Схема заправки автомобилей на АГНКС с гидропрнводными компрессорами фирмы «Идромекка- ника»Рис. 15. Схема заправки автомобилей на АГНКС с гидропрнводными компрессорами фирмы «Идромекка- ника»
Лзпр
Лзпр
Рис. 14. Зависимость к. п. д. компримирования от давления на входе в компрессор (давление в емкости — аккумуляторе р — 25,0 МПа)
Рис. 14. Зависимость к. п. д. компримирования от давления на входе в компрессор (давление в емкости — аккумуляторе р — 25,0 МПа)
(3.6)
(3.6)
Рис. 15. Схема заправки автомобилей на АГНКС с гидропрнводными компрессорами фирмы «Идромекка- ника»
Рис. 15. Схема заправки автомобилей на АГНКС с гидропрнводными компрессорами фирмы «Идромекка- ника»
Принимая для коэффициента сжимаемости среднее на интервале интегрирования значение, получим окончательную формулу для коэффициента полезного действия заправки из емкости
к—
. (Рр/РвС 1)1,
2fe 1Pplpae 1
Цзпр——':— •(о./)
Ре/Рвс —1
(Ре/рвс)1
Зависимость к. п. д. компримирования от давления на входе в компрессор приведена на рис. 14. Как видно из графика, непроизводительно затрачивается более половины энергии.
Итальянской фирмой «Индромекканика» разработана схема, в которой для повышения к. п. д. компримирования применены 64
промежуточный аккумулятор давления и двухстадииная заправка (рис. 15). Закачка в аккумулятор 1 производится главными компрессорами 2, которые создают давления 60—75 % от номинального. Дожимающие компрессоры 3 закачивают газ в автомобиль по принципу «каждый компрессор — свой автомобиль». Как показывает анализ, работа по такой схеме требует меньших затрат на компримирование газа. Более приемлема двухступенчатая заправка, которая имеет аккумуляторы с двумя давлениями газа. Газобаллонные установки заправляют вначале из аккумулятора с меньшим давлением, затем из аккумулятора с большим давлением.
Такая система позволяет значительную часть газа сжимать до промежуточного давления pt, вследствие чего уменьшаются затраты энергии на компримирование.
Работа сжатия при многоступенчатой заправке может быть записана формулой (предполагая, что компрессоры имеют концевые холодильники для поддержания температуры нагнетаемого газа)
ч dp
(3.8)
где п— число ступеней заправки; pt — давление в емкости i-й ступени заправки.
Принимая осредненное значение для g в каждом интеграле, получим формулу для вычисления к. п. д. компримирования цри многоступенчатой заправке
где gp и gi — средние коэффициенты сжимаемости природного газа для интервалов давления соответственно рвс—р и р^-х—Рг-
Из формулы (3.6) нетрудно получить путем прямого дифференцирования уравнения для оптимального значения промежуточного давления pt в двухступенчатой схеме заправки
Заказ № 1584Заказ № 1584(3.10)65(3.10)65
Заказ № 1584
Заказ № 1584
(3.10)
65
(3.10)
65
Оптимальные значения pi и к. п. д. двухступенчатой заправки в зависимости от давления всасывания приведены на рис. 16 (соответственно графики 1 и 2). График 3 на этом рисунке показывает экономию энергии при применении двухступенчатой заправки, которая составляет 27—30 %.
Сложнее объясняется эффект недозаправки газобаллонных установок. С точки зрения термодинамики заправка газобаллонной установки из аккумуляторной емкости есть в конечном итоге про
цесс дросселирования газацесс дросселирования газаРис. 16. Влияние давления всасывания на показатели двухступенчатой заправкиРис. 16. Влияние давления всасывания на показатели двухступенчатой заправкиот давления ре до давления рр. При этом согласно дроссельному эффекту конечная температура газа должна снижаться на 5—7 °C по сравнению с температурой в аккумуляторе. Однако на практике этого не происходит. Более того, в конце заправки наблюдается повышение температуры газа по сравнению с температурой в аккумуляторе. Это и приводит к недоза- правке газобаллонной установки.
цесс дросселирования газа
цесс дросселирования газа
Рис. 16. Влияние давления всасывания на показатели двухступенчатой заправки
Рис. 16. Влияние давления всасывания на показатели двухступенчатой заправки
Испытания, результаты которых приведены в табл. 11, , выполнены ЗИЛом по следующей методике.
Заправка автомобиля осуществлялась из аккумулирующих газ баллонов. После достижения давлением в газобаллонной установке автомобиля давления близкого к 20 МПа установку отключали, и она отстаива-
лась без расхода газа в течение 1—2 ч. Давление заправленного газа измеряли перед началом отстоя (сразу
после заправки) мобиля. Кроме того, измеряли температуру
и после отстоя авто-окружающей среды ии после отстоя авто-окружающей среды иподаваемого на заправку газа. Повышение температуры при заправке определяли по формуле
и после отстоя авто-окружающей среды и
и после отстоя авто-окружающей среды и
(3.11)(3.11)ДТ = тг р2
(3.11)
(3.11)
Pi
где Тг — температура заправляемого газа, К; pi и р2— давление газа в газобаллонной установке соответственно до и после отстоя, МПа.
Как следует из табл. 11, в результате заправки имеет место «перегрев» газа от 9,9 до 55,6 К, что составляет 3—19 % по отношению к температуре заправляемого газа и определяет недоза- правку, а следовательно, потерю запаса хода на ту же относительную величину.
66
Изменение параметров газа в газобаллонной установке автомобиля непосредственно после заправки
Температура окружающей среды, °C
Температура заправляемого газа, °C
Давление газа в газобалониой установке в конце заправки, МПа
Продолжительность остывания газа, мин
Давление газа после остывания МПа
Повышение температуры газа по сравнению с начальной, К
6
20
20,5
120
19,2
18,6
9
20
20,5
197
18,9
32,9
12
24
19,9
60
18,3
23,9
13
26
21,1
68
19,1
28,3
8
24
22,3
58
19,9
32,0
8
21
20,7
80
17,9
39,8
3
18
21,1
57
17,2
53,8
4
18
17,6
70
17,0
9,9
4
16
19,8
51
17,6
32,1
6
16
18,2
124
17,0
19,1
3
16
20,8
135
16,8
55,6
3
17
21,4
57
18,1
44,7
7
18
20,3
63
17,7
37,2
1
15
21,1
87
18,9
30,0
10
22
21,1
64
18,7
33,6
2
15
21,3
58
18,9
31,2
Причину обнаруженного эффекта можно понять, рассмотрев промежуточные процессы, происходящие при заправке. В начальный момент заправка осуществляется из аккумуляторной емкости, имеющей давление ре, в газобаллонную установку с остаточным давлением ре. При этом происходит дросселирование, вследствие чего температура газа в баллоне снижается до (—60) — (—70) °C. Одновременно вследствие торможения струи входящего в баллон газа происходит интенсивный теплообмен между баллоном и газом, состоящий в быстром подводе тепла от баллона к газу. По мере заполнения баллона давление в нем растет и дроссельный эффект снижается. Температура газа возрастает в результате снижения степени дросселирования и увеличения теплосодержания за счет теплообмена с баллоном. Таким образом, в конце заправки удельное теплосодержание газа в баллоне оказывается выше теплосодержания единицы газа в аккумуляторе, что и является источником перегрева (рис. 17).
На схеме приведены изобары а, b и с, соответствующие последовательно давлению в аккумуляторе ре, рабочему давлению в газобаллонной установке рр и остаточному давлению газов в газобаллонной установке. Состояние газа в аккумуляторе характеризуется точкой 1. Кривая /—2—3 изображает процесс дросселирования, идущий с постоянной энтальпией. Горизонтальная линия d—d показывает изменение температуры стенок заполняемого баллона. Если бы п^йщесс заполнения не сопровождался 3* 67
теплообменом, к концу заправки газ из состояния 1 пришел бы к состоянию 2 и к концу заправки температура снизилась. В действительности же газ в начальный момент времени дросселируется до состояния 3 и между стенкой баллона и газом возникает температурный напор, равный Тб—73. К моменту, когда давление газа в баллоне будет соответствовать состоянию 3', он получит прибавку энтальпии теплоотдачей от баллона М' и окажется в состоянии 4'. Аналогично при давлении, соответствующем состоянию
Рис, 17. Схема процесса заполнения баллонов в Т—s-диаграмме
3", газ в баллоне придет к состоянию 4". В конце заполнения вместо состояния 2 будет состояние 4, характеризующееся повышенной по отношению к состоянию 1 температурой. Из рассмотренной схемы следует, что перегрев газа в конце заправки пропорционален разности температур М0 = Тб—Т3.
Заправка от промежуточного давления (график f на рис. 17 соответствует изобаре р=р») в первый момент времени будет происходить в соответствии с изоэнтальпией 5—6, вследствие чего первоначальный температурный напор окажется равным М\ = — Тб—Т3, причем A7i<A7o. Баллоны будут заполняться в соответствии с кривой 6—7, отличие которой от кривой 5—6 много меньше, чем разница между кривыми 1—3 и 3—4. После включения второй ступени наполнения процесс в баллоне будет идти по кривой 8—9. В результате прирост энтальпии за счет тепло- 68
обмена окажется существенно меньше. Расчет, выполненный по Т— S-диаграмме для метана и исходящий из того, что при одноступенчатой заправке газ перегревается в баллоне на 90 °C, показал, что при двухступенчатой заправке перегрев не превысит 15 °C, что сводит недозаправку к неощутимой величине.
Таким образом, применение двухступенчатой заправки с промежуточным давлением в аккумуляторе 13—14 МПа позволяет уменьшить затраты энергии на компримирование на 27—30 % и практически ликвидировать недозаправку газобаллонной установки, увеличивая тем самым запас хода автомобилей на 7—10 %.
Компрессорная установка для стационарной АГНКС
Основное оборудование АГНКС — компрессорная установка, обеспечивающая компримирование газа до требуемых параметров, от совершенства которой зависит надежная и экономичная работа станции в целом.
На основе исходных требований, разработанных во ВНИИГАЗе, заводом «Борец» создана компрессорная установка 2ГМ4-1,3/12— 250, предназначенная для сжатия природного газа от 0,98—1,2 до 24,5 МПа для работы во взрывоопасном помещении класса В1а.
Компрессор относится к типу поршневых крейцкопфных машин (рис. 18). Он имеет оппозитное расположение трех цилиндров (оппозитная база 2М4: I—III ступеней и II—IV ступеней), при котором силы инерции возвратно-поступательно движущихся масс направлены в противоположные стороны, благодаря чему достигается хорошая уравновешенность инерционных сил. Над компрессором на раме установлены промежуточные охладители II и III ступеней, охладитель I ступени расположен рядом с компрессором. Охладитель IV ступени может устанавливаться в цеху. Привод компрессора осуществляется от встроенного электродвигателя. Регулирование производительности трехпозиционное (100, 50 %, 0); в позициях 100 и 50 % оно осуществляется изменением числа оборотов электродвигателя, а в нулевой позиции — остановкой его.
Компрессор оборудован автоматикой защиты и сигнализации по основным его параметрам. На патрубках, расположенных на выходе газа из охладителей, установлены предохранительные клапаны, предотвращающие опасное повышение давления газа.
Смазка компрессора осуществляется двумя независимыми системами. Система смазки низкого давления, предназначенная для смазки механизма движения, осуществляется от шестеренчатого насоса через сетчатый и пластинчатые фильтры. Система смазки высокого давления служит для подачи масла в цилиндры от многоплунжерного насоса (лубрикатора). Корпус компрессора состоит из рамы, представляющей собой чугунную отливку коробчатой формы, в которой монтируются узлы механизма движения и системы смазки: коленчатый вал, крейцкопф, шатун, блок смазки,
маслопровод. Рама выполнена заодно с фонарем, к которому крепится статор электродвигателя. С помощью фундаментных болтов рама компрессора закрепляется на фундаменте. Для свободного доступа ко всем частям, требующим осмотра и ремонта, сверху рамы имеются три люка, закрытые во время работы люковыми крышками.
Для крепления цилиндров на раме с противоположных сторон расположены круглые приливы. В отверстиях внутренних поперечных ребер рамы установлены крейцкопфные гильзы, которые являются направляющими крейцкопфов. Гильзы выполнены из спе-
Рис. 18. Продольный разрез компрессорной установки 2ГМ4-1,3/12-250:
/ — цилиндр III ступени; 2 — поршень I ступени; 3 — шатуи; 4 — втулка цилиндра II ступени; 5 —поршень II ступени; 6—поршень IV ступени; 7— цилиндр IV ступени; 8 —цилиндр II ступени; 9 — корпус; 10 — крейцкопф; И — цилиндр I ступени; 12 — поршень III ступени
циального чугуна и в случае износа могут быть провернуты или заменены.
Масло заливают в раму через одну из люковых крышек. Полость нижней части рамы служит емкостью для масла, применяемого в системе смазки механизма движения.
Для измерения уровня масла на раме размещен стержневой маслоуказатель. В отверстие передней стенки рамы входит всасывающая труба маслопровода. Рядом в крышке установлен кран для спуска масла из рамы. На блоке смазки расположен кронштейн с многоплунжерным насосом высокого давления, служащим для подачи смазки в цилиндры. К блоку смазки крепится приемная крышка, предназначенная для подвода смазки в канал коленчатого вала. Коленчатый вал имеет два кривошипа, предназначенных для установки шатунов, и опирается на два роликоподшипника. На один конец вала на шпонке насажен ротор электродвигателя. К торцу вала привернут фланец с квадратным отверстием для проворачивания вала компрессора перед запуском 70
с помощью специальной рукоятки, входящей в комплект ЗИП. Шестерня, установленная на другом конце вала, передает вращение на блок смазки.
Для повышения поверхностной прочности шатунные и рамо- вые шейки вала подвергнуты закалке токами высокой частоты. Внутренние каналы вала служат для подвода масла на рабочую поверхность кривошипных шеек и к шатунам. Роликоподшипник со стороны электродвигателя имеет уплотнительное кольцо, которое задерживает масло, разбрызгиваемое внутри рамы.
Крейцкопф отлит из модифицированного чугуна заодно с направляющими. Поверхность направляющих закалена токами высокой частоты. Крейцкопф соединен со штоком закладной гайкой и контргайкой, которые контрятся стопорными болтами. Такое соединение позволяет регулировать зазор между торцами поршня и цилиндра в крайних положениях.
Палец крейцкопфа выполнен из легированной стали, подвергнут цементации и закалке до высокой твердости. При сборке палец запрессовывается в крейцкопф и стопорится пружинным кольцом. Шатун имеет кривошипную головку с отъемной крышкой и неразъемную крейцкопфную головку. Разъемные вкладыши кривошипной головки снабжены антифрикционным слоем из алюминиевого сплава. В крейцкопфную головку запрессована бронзовая втулка. Смазка пальца крейцкопфа осуществляется через отверстие шатуна, кольцевую выточку и отверстие втулки.
Работает компрессор следующим образом: вращение ротора электродвигателя передается кривошипно-шатунному механизму, который приводит в движение поршни цилиндров I—III ступеней и II—IV ступеней.
Вследствие разрежения во время хода поршня газ из всасывающего патрубка поступает через всасывающие клапаны в рабочую полость цилиндра I ступени, где сжимается до промежуточного давления. Из цилиндра I ступени газ выталкивается через нагнетательные клапаны в промежуточный охладитель I ступени, где охлаждается водой и поступает последовательно в цилиндры и охладители II, III и IV ступеней. Отделение влаги и масла из сжимаемого газа происходит во влагомаслоотделителях, расположенных после охладителей на каждой ступени сжатия.
Техническая характеристика компрессорной установки
2ГМ4-1,3/12—250
Давление всасывания, МПа0,98 . . . 1,18
Давление нагнетания, МПа 24,5
Подача при давлении всасывания 0,98 МПа, м3/ч 820
Температура всасываемого газа, К (°C) 268—303 (—5-^30)
Мощность, потребляемая компрессором (в кВт) при п, об/мин: 740 125
370 62
Частота вращения вала компрессора, с-1 (об/мин) 12,33/6,17(740/370)
Удельный расход мощности компрессора, кВт/(м3/мин) (ие более) 8,33
Удельная металлоемкость компрессора, кг/(м3/мин) 200
0,6627,780,6627,78Удельная площадь установки, м2/(м3/мин)
0,6627,78
0,6627,78
Удельный расход охлаждающей воды, дм3/м3
Примечание. Удельные показатели указаны при номинальной температуре всасываемого газа 293 К (20 °C)
Испытания компрессора проводились на стенде Московского газоперерабатывающего завода (рис. 19). Большая часть измерений выполнялась при отрицательной температуре газа на входе в компрессор. Это объясняется кольцевой схемой обвязки машины. После выхода из концевого охладителя компрессорной установки газ, находясь под давлением 23,0—24,5 МПа, имел температуру
Рис. 19. Схема компрессорной установки 2ГМ4-1,3/12-250:1 — компрессор с электродвигателем; 2, 3 и 5— охладители; 4 и 6 — влагомаслоотдели- тель; 7 — градирняРис. 19. Схема компрессорной установки 2ГМ4-1,3/12-250:1 — компрессор с электродвигателем; 2, 3 и 5— охладители; 4 и 6 — влагомаслоотдели- тель; 7 — градирня
Рис. 19. Схема компрессорной установки 2ГМ4-1,3/12-250:
1 — компрессор с электродвигателем; 2, 3 и 5— охладители; 4 и 6 — влагомаслоотдели- тель; 7 — градирня
Рис. 19. Схема компрессорной установки 2ГМ4-1,3/12-250:
1 — компрессор с электродвигателем; 2, 3 и 5— охладители; 4 и 6 — влагомаслоотдели- тель; 7 — градирня
близкую к 40 °C. Дросселируясь до давления 1,17 МПа, газ охлаждался и температура его на входе в компрессор принимала значение в пределах (—5) — (—30) °C. В то же время температура газа на входе в I ступень компрессора оказывалась в среднем на 25 °C выше, и ее значения лежали в пределах 0—32 °C, несмотря на то, что нагрев газа теплопередачей от окружающей среды не может достигать такого значения на участке трубы длиной 12 м. Для получения температуры газа, заданной в программе испытаний (0; —• 5 °C), была применена масляная тепловая ванна, т. е. подогреватель, исключающий обмерзание газопровода к компрессорному цилиндру I ступени. В остальном испытания проводились в соответствии с программой и методикой испытаний.
Экспериментальные данные обрабатывались с использованием показателей работы компрессора при нерасчетных условиях, приведенных к средней расчетной температуре газа 12,5 °C и давле- 72
нию нагнетания 24,5 МПа. Время испытаний на режимах рВх= = (0,8; 1,0; 1,2) МПа составило 500 ч, в течение которого было установлено следующее:
значения давления нагнетания III ступени компрессора при изменяющихся давлениях на входе в I ступень во всех случаях занижены по сравнению с расчетными, в то время как на I и II ступенях они находятся в установленных пределах, при этом температура нагнетаемого газа по ступеням соответствует нормативным данным;
температура воды на выходе из рубашек цилиндров I и III ступеней снижается, в то время как из рубашек цилиндров II— IV ступеней почти не меняется;
подача компрессорной установки, приведенная к условиям всасывания, равна 1,14—1,15 м3/мин;
мощность на валу компрессора при рвх=1,2 МПа составляет в среднем 125 кВт, что соответствует современному уровню ком- прессоростроения. С уменьшением давления на входе в I ступень мощность на валу компрессора уменьшается, соответствуя при рвх=1,0 (МПа) — N= 116-7-128 кВт; рвх = 0,8 (МПа) — V=95-4- -4-112 кВт, что, однако, соответствует данным зарубежной практики;
общий теплосъем с компрессорной установки составил 218— 440 тыс. кДж/кг и изменялся в зависимости от режима компримирования;
количество тепла, отводимого водой от цилиндров II—IV ступеней, очень мало, а в некоторых случаях равно нулю; в цилиндрах I—III ступеней вода охлаждается, вместо нагрева, предполагаемого конструкцией компрессорной установки.
Результаты испытаний показывают, что при относительно высоких показателях работы имеются резервы совершенствования конструкции для повышения подачи и снижения удельной мощности компрессорной установки.
Проведенный анализ показал, что снижение давления на входе в компрессор приводит к быстрому снижению подачи и потребляемой мощности. В то же время распределение выполняемой работы между ступенями сжатия (рис. 20) изменяется мало. Следовательно, снижение эффективности работы агрегата связано со снижением плотности газа на входе в компрессор. Это же подтверждается зависимостью удельных энергозатрат на компримирование газа от входного давления. На рис. 21 кривые 1 и 2 показывают изменение удельных энергозатрат соответственно на валу компрессора и на клеммах электродвигателя. Увеличение этих затрат при снижении давления связано с увеличением степени сжатия, что хорошо видно по кривой 3 (см. рис. 21), которая изображает изменение отношения затраченной работы к изотермической работе сжатия. Изотермическая работа сжатия выбрана в качестве эталона, поскольку компримирование сопровождается межступенчатым охлаждением, являющимся приближением именно к изотермическому процессу. Термодйнамическая эффективность сжатия 73
практически не меняется с уменьшением давления всасывания, это означает, что давление всасывания не влияет на процесс сжатия. Таким образом, можно утверждать, что расширение интервала допустимых по компрессору значений давления всасывания в сторону уменьшения (до 0,8 МПа) вполне допустимо. В то же время снижение потребляемой компрессором мощности свидетельствует о возможности дальнейшего улучшения показателей путем изменения геометрических параметров рабочих цилиндров. Изве-
Рис. 20. Распределение загрузки между I, И, Ш, IV ступенями сжатия
Давление на 8хо6е В компрессор, МЛаДавление на 8хо6е В компрессор, МЛаРис. 21. Удельные энергозатраты на компримирование газаРис. 21. Удельные энергозатраты на компримирование газастно, что при изменяющемся давлении на входе могут быть подобраны такие значения мертвого пространства, при которых мощность машины будет отклоняться в весьма узких пределах и тем самым не допускать столь значительного снижения производительности.
Давление на 8хо6е В компрессор, МЛа
Давление на 8хо6е В компрессор, МЛа
Рис. 21. Удельные энергозатраты на компримирование газа
Рис. 21. Удельные энергозатраты на компримирование газа
Анализ измеренного теплосъема с концевого охладителя показал, что он отличается от требуемого в номинальном режиме, это определяется двумя факторами: давление нагнетания отличается от номинального значения, вследствие чего температура газа на входе в концевой охладитель также отличается от номинальной; температура газа на выходе из охладителя также не соответствует номинальной, обе температуры влияют на теплоотвод, вследствие чего необходимо ввести поправку к теплосъему с концевого охладителя. Уточненные зависимости теплосъемов с охладителей от давления газа на входе в компрессор приведены на рис. 22. Графики 1, 2, 3, 4 показывают изменение теплосъема с охладителей 74
соответственно с I, II, III ступеней сжатия и концевого. Кривая 5 относится к суммарному теплосъему всеми охладителями. Общий теплосъем в номинальном режиме составляет 419 тыс. кДж/ч. При снижении давления на входе до 0,7 МПа теплосъем уменьшается до 285 тыс. кДж/ч. Около 40 % всего отводящегося тепла приходится на охладитель I ступени, что соответствует доле затрат работы на компримирование, приходящейся на эту ступень. При
этом теплосъем с охладителя I ступени заметно падает с уменьшением давления всасывания. Это также связано с уменьшением работы сжатия. Теплосъем же с охладителей II и III ступеней почти не меняется с изменением давления всасывания и составляет в номинальном режиме соответственно 16 и 19 % от общего тепло- съема. Отвод тепла от концевого охладителя в среднем находится на том же уровне, что и охладителей II и III ступеней, однако он существенно меняется с изменением давления всасывания. Отмеченная разница в характере работы охладителей объясняется различием влияния давления всасывания на параметры работы ступеней компрессора. Снижение давления всасывания меньше всего влияет на степень повышения давления IV ступени, вследствие чего
Рис. 22. Зависимость теплосъема с холодильников от давления иа входе в компрессорРис. 22. Зависимость теплосъема с холодильников от давления иа входе в компрессоруменьшение расхода газа почти
Рис. 22. Зависимость теплосъема с холодильников от давления иа входе в компрессор
Рис. 22. Зависимость теплосъема с холодильников от давления иа входе в компрессор
пропорционально влияет на теплосъем. Степень повышения давления II и III ступеней сжатия увеличивается, и дополнительная работа частично компенсирует эффект снижения расхода. Приведенные зависимости могут применяться для проектирования систем охлаждения АГНКС.
В процессе испытаний выявился, как уже отмечалось ранее, новый факт, состоящий в том, что цилиндры II—IV ступеней сжатия практически не охлаждаются водой — теплоотвод очень мал или равен 0, цилиндры I—III ступеней даже «греются» от воды, циркулирующей в рубашке. Это тем более парадоксально, что температура газа на выходе из цилиндров всех ступеней превышает температуру воды в рубашках охлаждения. Вместе с тем уже отмечался другой парадоксальный факт, состоящий в том, что температура газа на входе в цилиндр I ступени в среднем на 30 К превышает температуру газа в подводящей трубе. Причины
такого подогрева не могут быть связаны с внешними явлениями.
По результатам опытов были определены значения расхода тепла, необходимого для создания такого разогрева газа. Определенный теплопоток меняется в пределах от 32,17 до 46,01 тыс. кДж/ч или от 8,6 до 12,8 кВт, что составляет 9,6—13,1 % от мощности на валу компрессора. Этот разогрев газа не позволяет улучшить показатели по затратам мощности и подаче компрессора. Действительно, если принять за условия всасывания параметры газа на входе в цилиндр I ступени, получаемый в опытах расход
Рис. 23. Схема перетечек газа в компрессоре
на 8—20 % превышает фактический. Таким образом, выяснение факторов, ограничивающих рост подачи компрессорной установки, совпадает с выявлением пути разогрева газа на входе в компрессор и одновременно с объяснением факта отсутствия охлаждающего эффекта воды, циркулирующей в рубашках компрессорных цилиндров.
Поставленные вопросы могут быть объяснены на основе рассмотрения схемы перемещения компримируемого газа при выполнении полного цикла машины (рис. 23).
Кривошипно-шатунный механизм, выполненный по оппозитной схеме, приводит в движение поршни /, 2, 4, 5 соответственно I, II, III и IV ступеней. Поршни 2 и 4 (I и II ступеней) перемещаются в цилиндрах, образуя рабочие полости 7/ и 7 соответственно I и II ступеней. Противоположные рабочим торцы поршней 2 и 76
4 образуют с цилиндрами переходные полости 12 и 6 I и II ступеней. Полость 12 соединена с входным патрубком I ступени каналом 10, а полость б трубопроводом 8. Направление вращения коленчатого вала принимается согласно стрелке на схеме. В положении механизма рис. 23, а поршни 2 и 4 движутся в направлении к коленчатому валу. В этом случае в рабочих полостях б и 7 имеет место процесс нагнетания, когда открыты нагнетательные клапаны и закрыты всасывающие. Переходные полости 12 и 6 этот период времени работают в режиме всасывания. При этом вследствие того, что всасывающий клапан I ступени закрыт, весь подаваемый к компрессору газ направляется в переходные полости 12 и 6. После прохождения внешней мертвой точки направление дви-
Рис. 24. Зависимость непредусмотренного подогрева газа от температуры газа на входе в компрессорРис. 24. Зависимость непредусмотренного подогрева газа от температуры газа на входе в компрессорРис. 25. Схема буферной емкостиРис. 25. Схема буферной емкости
Рис. 24. Зависимость непредусмотренного подогрева газа от температуры газа на входе в компрессор
Рис. 24. Зависимость непредусмотренного подогрева газа от температуры газа на входе в компрессор
Рис. 25. Схема буферной емкости
Рис. 25. Схема буферной емкости
жения поршней 2 и 4 меняется и становится таким, как показано на схеме рис. 23, б. В этом режиме рабочие полости 11 к 7 работают на всасывании, впускной клапан I ступени открыт. Переходные полости 12 и б, наоборот, работают в режиме выталкивания. При этом, поскольку суммарный по двум полостям описанный объем переходных полостей превышает описанный объем рабочей полости 11, поступление газа из входного трубопровода прекращается, рабочая полость 6 заполняется перетекающим из переходных полостей 12 и 6 газом. Поскольку температура стенок цилиндров превышает температуру поступающего газа в полостях 12 и б, происходит интенсивный его разогрев. Таким образом, в цилиндр I ступени сжатия поступает предварительно подогретый газ, что и ограничивает производительность установки. Еще одним подтверждением факта разогрева газа может служить зависимость подогрева газа на входе в цилиндр (рис. 24). Разогрев уменьшается с ростом температуры входящего газа. Это происходит вследствие снижения температурного напора при теплоотдаче от стенок цилиндра к газу.
Устранением подогрева газа на входе в компрессор можно добиться заметного (8—20%) повышения производительности, периодически прекращая при этом прохождение поступающего в компрессор газа через переходные полости. Этот эффект может 77
Показатели
Страна-изготовитель
СССР ПО «Борец*
Италия «Нуово-Пиньоне*
ГДР «Цвнкауер Машиненфабрнк*
Марка компрессора Давление на входе.
2ГМ4-1.3/12—250
2BVTN/3
4НРЗК-200/210-5-249
МПа
Подача, м3/ч
Потребляемая мощ-
0,6—1,2 460—925
0,6—1,2 450—925
0,4—0,6 1040—1560
ность компрессора, кВт
Удельные энергоза-
125
113
295
траты, кВт-ч/м3
0,11—0,089
0,098—0,078
0,11—0,103
Таблица 12
Удельные энергозатраты
быть достигнут установкой буферной емкости 4 на каналах, соединяющих переходные полости с трубопроводами (рис. 25) 2 и 3 с переходными полостями I и II ступеней соответственно. Для выравнивания давлений емкость соединяется трубопроводом малого диаметра 1 с входным трубопроводом компрессорной установки. В емкости должен быть предусмотрен патрубок с запорным краном для продувки. Диаметр трубопроводов, соединяющих емкость с переходными полостями, должен быть 35—40 мм.
Фактические затраты электроэнергии, расходуемой на компримирование 1 м3 газа до 25 МПа у компрессорной установки завода «Борец» (табл. 12), находятся на уровне установок для аналогичных целей итальянской фирмы «Нуово-Пиньоне», а также компрессорных установок, выпускаемых в ГДР.
Опыт эксплуатации головного образца компрессорной установки подтверждает результаты проведенных испытаний. Компрессор эксплуатировался на режимах рвх=0,84-1 МПа, риаг=214-23 МПа, при этом распределения давления и температуры нагнетаемого газа по ступеням соответствовали техническим условиям.
Показатели эксплуатационных режимов работы компрессорнойустановки
Давление на входе рвХ, МПа
Давление нагнетания рнаг (МПа) по ступеням: I
II
III
IV
Рабочий0,8—12,24,68,421Рабочий0,8—12,24,68,421Нормативный1—1,23,26,813,024,5Нормативный1—1,23,26,813,024,5нагнагступеням:ступеням:II Ill IV Температура в картере, °C . Давление в картере, МПа Расход на цилиндрах, г/чII Ill IV Температура в картере, °C . Давление в картере, МПа Расход на цилиндрах, г/ч11510410896310,3210311510410896310,321031201301201150,25—0,301201301201150,25—0,30Температура нагнетания Т, (°C) по
Рабочий0,8—1
2,2
4,6
8,4
21
Рабочий0,8—1
2,2
4,6
8,4
21
Нормативный1—1,2
3,2
6,8
13,0
24,5
Нормативный1—1,2
3,2
6,8
13,0
24,5
наг
наг
ступеням:
ступеням:
II
Ill
IV
Температура в картере, °C . Давление в картере, МПа Расход на цилиндрах, г/ч
II
Ill
IV
Температура в картере, °C . Давление в картере, МПа Расход на цилиндрах, г/ч
115
104
108
96
31
0,32
103
115
104
108
96
31
0,32
103
120
130
120
115
0,25—0,30
120
130
120
115
0,25—0,30
(
Подача компрессорной установки достигла в среднем 95—НО делений по перепадометру (800—900 м3/ч).
)При эксплуатации компрессорной установки были заменены
|поршневые кольца II и III ступеней. Полное разрушение поршне-
Iвых колец II ступени вызвало сильные задиры на зеркальной
поверхности втулки цилиндра, это повлекло замену втулки цилиндра II ступени; одновременно были заменены сальники што-
( ков II и III ступеней.
IОсобое внимание следует обратить на относительно слабое
I звено компрессорной установки — клапаны. За время годичной эксплуатации они заменялись на нагнетании I, II, III ступеней.
। В клапанах, как правило, из строя выходили такие элементы, как | пружины, которые при разрушении рассыпались либо снимались b с наклепом. Завод-изготовитель установил на компрессорной ус- |тановке новые клапаны с цилиндрическими пружинами, заменив клапаны с коническими пружинами.
Смазочное масло МС-20 после 300 ч эксплуатации на компрессоре 2ГМ4-1.3/12—259 имело показатели на уровне свежего масла.
Характеристика смазочного масла
СвежееПосле 300 ч
Вязкость при 100 °C, 10-2 см2/с..20,020,19
Кислотное число, мг КОН/г ...Неболее0,030,022
Температура вспышки, °C . ...270275
Зольность, % 0,0030,02
Содержание воды ОтсутствуетОтсутствует
В процессе эксплуатации компрессорную установку останавливали для промывки охладителей III ступени 2 раза и IV ступени— 4 раза. Охладители промывали раствором соляной кислоты. Отложение в холодильниках солей в трубках с небольшим сечением вызвано тем, что циркулирующая охлаждающая вода не подготавливается специально, а подается из водопровода. Испытания показали работоспособность установки при расширенном в сторону низких давлений диапазоне давлений всасывания. В порядке повышения технического уровня установки и лучшего удовлетворения особенностям ее работы на АГНКС целесообразно проводить исследования в направлении выбора оптимальных величин мертвого пространства в цилиндрах компрессора, позволяющих широко регулировать давление на всасывании при минимальном изменении подачи.
Применение газомотокомпрессоров на АГНКС
Как показывает проведенный во ВНИИГАЗе анализ, значительное повышение эффективности работы АГНКС, особенно расположенных вдали от линий электропередач, можно обеспечить, используя на станциях газомоторные компрессоры (ГМК).
Как известно, ГМК состоит из газового двигателя (силовая часть) и поршневого компрессора, соединенных одним коленчатым, и предназначен для компримирования природных и попутных нефтяных газов. Топливом для ГМК служит компримируемый
газ, поэтому их эксплуатация не зависит от внешних источников энергообеспечения.
^Современные ГМК характеризуются высоким к.п.д. двигательной части, достигающим при работе на номинальном режиме 0,37— 0,38 (в отдельных моделях доходит до 0,40—0,42), а также высокой эффективностью компрессорной части, адиабатический к.п.д. которой составляет 86—88%. Кроме того, они могут изменять степень повышения давления от 1,15 до 3,0 и более при 100 %-ной нагрузке на двигатель и практически неизменном к.п.д.
Отечественное машиностроение выпускает ГМК с максимальным давлением нагнетания до 35,0 МПа, что дает возможность применять их не только на компрессорных станциях, но и для закачки газа в пласт при разработке газоконденсатных месторождений (сайклинг-процесс), для интенсификации добычи нефти и, самое главное, для заправки автомобилей на АГНКС.
Из числа серийно выпускаемых ГМК для АГНКС наиболее приемлемы агрегаты типов 10ГКМ и ГМ8.
Технические характеристики ГМК для использования на АГНКС
10 ГКМ ГМ-8 (КС-550)
Мощность, кВт 736406
Частота вращения вала, мин-1 300600
Тактность 22
Число цилиндров двигателя 106
Наибольшее число цилиндров компрессоров54
Диаметр цилиндра двигателя, мм 355220
Ход поршня, мм 355225
Масса, т 58,525,2
Удельная масса, кг/кВт 79,557
ГМК типа 10ГКМ имеет газовый дигатель с V-образным расположением силовых цилиндров, от кривошипа коленчатого вала которого приводятся поршни горизонтально расположенных компрессорных цилиндров.
На верхних полостях фундаментной рамы под углом 60° в два ряда установлены 10 цилиндров двигателя. К вертикальной боковой стенке рамы крепятся пять продувочных насосов, на которые монтируются компрессорные цилиндры. Топливный газ в цилиндры двигателя поступает под давлением через газовпускные клапаны, расположенные на крышках цилиндров. Открытие клапанов осуществляется через штанги и рычаги от кулачков, закрепленных на коленчатом валу. Регулировка количества газа, поступающего в двигатель, автоматическая с помощью регулятора числа оборотов, соединенного тягами с газорегулирующими клапанами. Распределение газа по цилиндрам корректируется клапанами ручной регулировки, установленными на газовпускных клапанах.
Для компримирования природного газа на АГНКС необходима на базе рассматриваемого ГМК разработка двух модификаций с давлением газа на входе 0,8—1,2 и 3,5—5,5 МПа и давлением на выходе 25,0—32,0 МПа. При этом силовая часть агрегата остается без изменений, а требуются соответствующий набор цилиндров и обвязка. Например, для модификации 10ГКМ4/(0,8— 80
— (25,0—32,0) требуются два цилиндра I ступени с диаметром 197 мм, один цилиндр II ступени—180 мм и сдвоенный цилиндр III и IV ступеней диаметром 140/110 мм.
ГМК обладают хорошими показателями надежности. Так, общий ресурс до капитального ремонта составляет 80 тыс. ч. При этом снижение адиабатического к.п.д. за межремонтный период не превышает 2 %. Применение ГМК на АГНКС обеспечивает экономичное регулирование по давлению на входе за счет изменения «мертвого» пространства путем отключения-включения карманов. В отечественных ГМК применяется до пяти ступеней регулирования.
Регулировать подачу на АГНКС в случае применения ГМК целесообразно посредством перепуска компримируемого газа по обводному трубопроводу.
Расчет экономического эффекта от внедрения модификации ГМК типа 10ГКМ4/(0,8—1,2) — (25,0—32,0) на АГНКС для заправки автомобилей показывает, что применение указанного ГМК по сравнению с компрессорной установкой завода «Борец» обеспечивает экономию 82 тыс. руб/год на одну машину. Этот экономический эффект в основном образуется за счет сокращения числа агрегатов для АГНКС из-за увеличенной подачи ГМК и, следовательно, снижения капитальных затрат на строительно-монтажные работы, а также уменьшения по сравнению с электроэнергией расходов на топливный газ.
Созданные на базе ГМК типа ГМ8 компрессорные станции КС-550 могут также применяться для газоснабжения автомобильного транспорта. Блочно-комплектная поставка этих станций обеспечит сокращение сроков строительства АГНКС. Станция смонтирована на двух рамах-салазках. На одной из них установлены ГМК, щит управления, гидронасосы, блок питания и буферные емкости всасывания и нагнетания компрессора, на другой — аппараты воздушного охлаждения (АВО) для газа и масла ГМК. Блок сепараторов I и II ступеней, предназначенный для очистки компримируемого газа, а также блок масляных фильтров смонтированы на отдельных подрамниках. ГМК этого вида состоят из рядного газового двигателя с газотурбонаддувом и горизонтального компрессора, расположенных перпендикулярно друг к другу и соединенных общим коленчатым валом.
Система воздушного охлаждения — замкнутая, одноконтурная. Вода из силовых цилиндров и охладителей продувочного воздуха, а также смазочное масло и сжатый газ I и II ступеней охлаждаются в отдельных секциях АВО, установленных параллельно по потоку просасываемого воздуха.
Топливный газ ГМК подается под давлением 0,3—0,4 МПа из магистрали через фильтр и ресивер, установленный на раме агрегата. Топливом для ГМК служит природный или попутный нефтяной газ.
Экономический эффект от внедрения на АГНКС компрессорных станций КС-550 составляет 38‘тыс. руб/год на один агрегат.
Стационарные АГНКС на 500 заправок
Эти АГНКС комплектуются двумя видами технологического оборудования: оборудованием для производства и хранения газомоторного топлива, размещенным в производственно-технологическом корпусе и вне его на площадке, а также оборудованием для раздачи газа, установленным на автозаправочной площадке (рис. 26).
Основные техинческие показатели стационарной АГНКС
Производительность (заправка 100 м3) 500заправок/сут
Потребляемая мощность одним компрессором, кВт 125
Число компрессоров 5(1 резервный)
Число газозаправочных колонок 8
Объем аккумуляторов газа (два аккумулятора), м318
Численность персонала (трехсменная работа) при
различном теплоснабжении: автономном 20 чел.
централизованном 15 чел.
Площадь территории, га 0,67
Коэффициент загрузки компрессоров 0,5
Списочное число обслуживаемых автомобилей1122
Рис. 26. Стационарная автономная АГНКС:<— производственно-технологический корпус; 2 — автозаправочнаяРис. 26. Стационарная автономная АГНКС:<— производственно-технологический корпус; 2 — автозаправочная
Рис. 26. Стационарная автономная АГНКС:
<— производственно-технологический корпус; 2 — автозаправочная
Рис. 26. Стационарная автономная АГНКС:
<— производственно-технологический корпус; 2 — автозаправочная
Станция имеет производительность 50 000 м3/сут, или 500 заправок в сутки по 100 м3 каждая. В производственно-технологическом корпусе установлено пять компрессорных установок 2ГМ4-1,3/12—250 завода «Борец», из них четыре установки рабочие, одна — резервная. Станция рассчитана на режим круглогодичной трехсменной работы. Число заправочных колонок на АГНКС — 8. Мощность компрессорного блока и число заправочных колонок определены из условия следующего распределения запра-
вок автомобилей в течение суток: 1-я смена — 55, 2-я смена — 35 и 3-я смена — 10 %.
Как показали расчеты, максимальная пропускная способность станции при почти полной загрузке—пять компрессоров в 1-у наиболее нагруженную смену при раздаче газа через восемь колонок—составляет 667 автомобилей в сутки. Списочное число обслуживаемых грузовых автомобилей одной АГНКС составляет 1122 автомашины.
В число сооружений на АГНКС входят: производственно-технологический корпус с газораздаточной и операторной, автозаправочная площадка с навесом и колонками, площадка для наруж-
Рис. 27. Принципиальная технологическая схема АГНКС: 1 — газомоторное топливо; 11 — газ регенерации
ной установки технологического оборудования, котельная (при автономном теплоснабжении) и внешние инженерные коммуникации— газопровод подключения к газовым сетям, водопровод от городских сетей для хозяйственных и противопожарных нужд, сеть канализации, теплопроводы (при снабжении от внешних сетей), линии электропередачи от местных сетей (6—10 кВ) и телефонный кабель от сети местной телефонной станции.
Основное оборудование АГНКС разделено на ряд функциональных блоков: сепараторов 1, компрессоров 2, осушки 5, аккумуляторов газа 4 и раздачи газа 5 (рис. 27) .
В соответствии с технологической схемой газ, поступающий из газопровода, проходит сепарацию, хозрасчетный замер и направляется на прием компрессорных установок. Сжатый компрессорами до 25,0 МПа газ поступает на установку осушки, после нее в аккумуляторы, а из них — к газозаправочным колонкам через узлы запорной и регулирующей арматуры. При этом выполняется хозрасчетный замер расхода газа для расчета с потребителями.
Основное технологическое оборудование АГНКС включает: комплектные компрессорные устаровки 2ГМ4-1.3/12—250, первичный сепаратор производительностью до 4000 м3/ч; аккумуляторы газа
83
(два объемом по 9 м3 и массой 27 т каждый) на рабочее давление 25 МПа; комплектную установку осушки газа и регенерации адсорбента, состоящую из двух адсорберов производительностью до 4000 м3/ч, электроподогревателя газа регенерации, холодильника, сепаратора и влагомаслоотделителей; блоки запорной и регулирующей арматуры; аппараты воздушного охлаждения (АВО); комплектную трансформаторную подстанцию (КТП); насосное оборудование, систему централизованного контроля и управления, газозаправочные колонки и др.
Основное технологическое оборудование и материалы
стационарной А ГН КС
Компрессорная установка 2ГМ4-1,3/12-250, шт 5
Блок осушки газа АдМ-4, шт 1
Аккумуляторы газа объемом по 9 м3, шт 2
Газосепараторы ГС-1-2,5-600-1-И, шт 1
Арматура высокого и низкого давления, шт. . 360
Трубы и детали трубопроводов высокого давления, т . . . 10,7
Аппарат воздушного охлаждения (АВО)
АВГ-9-Ж-6-БГ-ВЗ, 1ИТ
Б-6-4Вентиляторы разные, шт 10
Колонки газозаправочные, шт 8
Система централизованногоконтроля и управления, шт.1
Насосы разные, шт 6
Кабельная продукция, км 12
Комплектная подстанция КТП 2X630 кВ-А, шт 1
Металлоконструкции каркасаздания, т 90
Ограждаюшие конструкции, т 60
Основное технологическое оборудование устанавливается в производственно-технологическом корпусе, в состав которого входят: компрессорное отделение, отделение охлаждения воды с насосным оборудованием, воздушная компрессорная, вентиляционная камера, щитовая, КТП, отделение запорно-регулирующей арматуры, механическая мастерская и операторская.
В компрессорном отделении размещены компрессорные установки с щитами КиП и обвязочной арматурой, продувочные емкости, оборудование установки осушки газа. На площадке у компрессорного отделения расположены: первичный сепаратор газа, а также сепаратор, электроподогреватель и охладитель газа регенерации блока осушки.
В отделении охлаждения воды и насосного оборудования установлены насосы для подачи воды, масла, антифриза, соответствующие емкости и охладители воды. Вне помещения монтируются аппараты воздушного охлаждения, охладители воды и расширительные емкости для воды и антифриза. Аккумуляторы газа заглубляют за зону промерзания в грунт и сооружают приямок для наблюдения за показаниями приборов. Из отделения запорной и регулирующей арматуры автоматически или вручную производится выдача газа под давлением 20 МПа к газозаправочным колонкам. Ручное управление арматурой осуществляется из смежного помещения операторской.
Сжатый газ 200Сжатый газ 200Рис. 28. Газозаправочная колонкаРис. 28. Газозаправочная колонка
Сжатый газ 200
Сжатый газ 200
Рис. 28. Газозаправочная колонка
Рис. 28. Газозаправочная колонка
Автомобили заправляют на автозаправочной площадке с навесом, где расположено восемь газозаправочных колонок, по одной на каждый заправочный пост. Заправочные посты для обеспечения безопасности отделены друг от друга бетонными перегородками.
В газозаправочную колонку (рис. 28) входит арматура, обеспечивающая раздачу газа в баллоны автомобиля при ручном управлении, арматура для продувки заправочных линий, а также датчики давления и температуры газа, обеспечивающие возможность дистанционной регистрации показаний и автоматического управления заправкой.
Датчик давления «Сапфир» преобразует давление газа в электрический сигнал, который подается в систему централизованного контроля и управления станцией (СЦКУ). Давление контролируется по контактному манометру, установленному на колонке. Кроме того, на колонке размещена система световой сигнализации для наполнителя баллонов, фиксирующая моменты открытия заправочного вентиля на автомобиле, подачи газа из аккумуляторов и окончания заправки. Датчики температуры и давления выдают показания, на основании которых по специальным таблицам или номограммам осуществляется расчет с потребителями газа, который
оформляется специальным талоном, где указаны параметры, объем и стоимость отпущенного газа.
Каждая колонка оснащена шлангом высокого давления со специальной головкой для присоединения к газобаллонной системе автомобиля. Головка навинчивается от руки и не требует подтяжки инструментами.
Технологический цикл заправки с учетом всех операций и освобождения бокса для грузового автомобиля составляет 10—12,. а легкового — 6—8 мин.
В соответствии с требованиями технических условий «Газ природный сжатый — топливо для газобаллонных автомобилей» (ТУ 51-166—83) температура газа, подаваемого на заправку, должна быть не выше 40 °C, а температура точки росы газа по влаге при давлении заправки 20 МПа не выше 30 °C. Принятые величины обеспечивают отсутствие гидратообразования в топливной системе автомобиля при любых ^условиях его эксплуатации.
Численность и состав обслуживающего персонала АГНКС on
es-
Таблица 13
Состав и численность обслуживающего персонала стационарной АГНКС (500 заправок автомобилей в сутки)
Должность, профессия
По сменам
Всего
Общая численность
I
П
III
Начальник АГНКС
1
1 7
1
Наполнитель баллонов (4-й разряд)
3
2
2
9
Машинист технологических установок (5-й разряд)
1
1
1
3
5
Итого
5
3
3
11
15
Машинист (кочегар котельной)
1
1
1
3
5
Всего
6
4
4
14
20
ределены на основании действующих нормативов с учетом централизации управления и ремонтного обслуживания (табл. 13). При круглосуточной работе АГНКС с учетом неравномерности загрузки станции на ее обслуживание требуется 20 чел. при автономном теплоснабжении и 15 чел. — при централизованном теплоснабжении.
Для охраны окружающей среды технологией АГНКС предусмотрено снижение до минимума выбросов газа через свечи рассеивания. При нарушениях технологического процесса и в аварийных ситуациях системой автоматики обеспечивается отключение компрессоров и подводящего газопровода. Производственные и бытовые стоки раздельными сетями подключаются к соответствующим городским сетям канализации.
Управление основными технологическими процессами производится дистанционно со щита управления, так что пребывание персонала в помещениях с источниками шума, вибрации и возможными газовыделениями сведено к минимуму. Коммуникации и оборудование заземлены для отвода статического электричества, а станция в целом защищена молниеотводами.
Станция оборудована необходимыми системами отопления, вентиляции, водоснабжения и канализации и бытовыми помещениями, обеспечивающими комфортные условия пребывания обслуживающего персонала. Основные помещения и службы АГНКС обеспечены средствами связи и сигнализации (телефонизация, радиофикация и громкоговорящая связь). На станции также предусмотрена электрохимзащита внутриплощадочных подземных коммуникаций и внешних подводящих сетей.
Капитальные вложения в одну АГНКС на 500 заправок в обычном исполнении составляют 1,2—1,3 млн. руб. и изменяются в зависимости от конкретной стоимости привязки внешних инженер- 86
ных коммуникаций. Экономически оправданный срок строительства не должен превышать шести месяцев. При разработке типовых проектов на АГНКС различной производительности с учетом блочно-комплектной поставки всего оборудования (включая арматуру и трубную обвязку) можно ожидать снижение стоимости и продолжительности строительства на 30—40 %.
Эксплуатационные затраты на одну типовую АГНКС в среднем без учета затрат на сырьевой газ составляют 364,9 тыс. руб. (табл. 25). Стоимость очистки, компримирования, осушки и раздачи 1000 м3 газа без учета стоимости сырьевого газа составляет около 20 руб.
Эксплуатационные расходы (тыс. руб.) по стационарной АГНКС
С автономным теплоснабжением
С теплоснабжением от внешних сетей
Основные расходы: материалы
4,8
2,0
тепло
—
21,9
электроэнергия
86,9
84,6
зарплата
48,0
36,0
начисления на зарплату . . .
6,7
5,0
амортизация основных средств
84,7
80,5
Итого основных расходов . . .
231,1
230,0
Накладные расходы: текущий ремонт
39,8
34,3
расходы на содержание оборудования
7,8
7,5
цеховые расходы
28,0
28,0
общепроизводственные расходы
58,2
58,2
Итого накладных расходов
133,8
128,0
Всего затрат по смете . . . . .
364,9
358,0
Себестоимость очистки, компримирования и осушки 1000 м8 газа
20
Переход на массовое строительство АГНКС требует обязательной индустриализации этого процесса. Наиболее перспективным представляется, как указывалось выше, создание блочно-контейнерной станции полной заводской готовности. Состав такой блочно-контейнерной станции должен включать блок автоматизированных компрессорных станций, обеспечивающих очистку, осушку, компримирование и хранение газомоторного топлива; блок-операторную с системой контроля и дублирующей системой управления станцией; автогазозаправочную, собираемую из отдельных блоков, каждый из которых является самостоятельным постом.
Блок компрессорных установок состоит из отдельных автономных компрессорных установок производительностью по 5000— 10 000 м3 газа в сутки, размещенных в боксах-контейнерах, не требующих фундамента. В блок-боксе автоматически поддерживается
87
необходимый микроклимат. Изготовляются такие установки в заводских условиях и могут работать в любых природно-климатических районах. Из компрессорных блоков в сочетании с раздаточными постами может быть создана типовая АГНКС желаемой производительности с необходимой пропускной способностью по автомобилям. Реализация перечисленных технических решений и является условием удешевления АГНКС и ускорением их строительства.
Малогабаритные гаражные АГНКС
Гаражная АГНКС — одно из возможных технических решений на пути приближения источника заправки к автомобилям. Прин- ’ципиальное отличие гаражной АГНКС от стационарной заключа- <ется в том, что она предназначена для заправки автотранспорта в ночное время. Гаражную АГНКС можно разместить на небольшой площадке в автохозяйстве и подключить к городской газовой сети низкого давления, потребление газа из которых в ночное время на коммунальные нужды резко сокращается.
Гаражная АГНКС (рис. 29) состоит из автоматизированной компрессорной станции (один или более блоков с компрессорными установками, размещенными в контейнерах) и рампы с постами заправки автомобилей. Компрессорные установки работают в автоматическом режиме. В особых случаях возможно ручное управление. Станция обслуживается одним оператором.
Газ, поступающий из городской сети, очищается, затем компримируется и поступает через аккумуляторы газа и рампу в баллоны автомобилей (рис. 30). Как правило, компрессоры ведут закачку газа в баллоны автомобиля непосредственно до давления 20 МПа. Аккумуляторы газа выполняют при этом роль гасителей пульсации и дополнительно могут использоваться для «быстрой» заправки одного-двух автомобилей при возникновении экстренной необходимости.
По условиям безопасности аккумуляторы газа, щиты управления и сигнализации вынесены в изолированные секции контейнера. Возможна установка аккумуляторов газа вне контейнера. Вне контейнера также размещают АВО. Компрессорная установка укомплектована счетчиком газа и необходимыми предохранительными устройствами по газу и электротоку. Привод компрессорной установки электрический во взрывозащищенном исполнении.
Охлаждение газа воздушное в АВО. Цилиндры и сальники компрессоров охлаждаются комбинированной воздушно-жидкостной системой по типу автомобильной.
При сооружении станции не требуется фундаментов. Она монтируется на стандартных железобетонных плитах. Для пуска компрессорной станции в работу необходимо осуществить ее заземление и подключение только к газовой и электрической сетям.
Текущий ремонт компрессорной установки осуществляется внутри контейнера с использованием ручной тали. При среднем 38
Рис. 29. Стационарная гаражная АГНКС
Рис. 30. Принципиальная технологическая схема гаражной АГНКС:
/ _ трехходовой кран; 2 — предохранительный клапан; 3 — кран; 4 — прессостат; 5 — фильтр; 6 — свеча
и капитальном ремонте контейнер отделяется от основания — рамы.
Система автоматики обеспечивает автоматическое отключение компрессорной установки, включение световой и звуковой сигнализации при нарушении режима работы:
повышении давления газа на приеме или выходе компрессора; повышении температуры газа и охлаждающей жидкости;
повышении или понижении температуры воздуха в контейнере сверх заданных пределов;
возникновении пламени или загазованности в контейнере.
Кроме того, система автоматики и соответствующее технологическое оборудование обеспечивают автоматический режим работы компрессорной станции и с помощью вентиляционной установки и электроподогревателей поддерживают температурный режим внутри контейнера (от 50 до 10 °C) при изменении температуры окружающего воздуха от —50 до 60 °C.
Автозаправочная рампа обычно имеет 5—10 постов. Каждый пост оснащен трехходовым краном и гибким шлангом с заправочной головкой. Линия раздачи газа снабжена предохранительным клапаном.
Как показывает анализ, важной особенностью малогабаритных гаражных АГНКС является их высокая эффективность.
Для заполнения баллонов до давления 20 МПа принципиально могут применяться три режима работы: прямая закачка в баллоны; закачка в аккумуляторную емкость с последующим опорожнением ее в баллоны автомобилей (режим с накоплением); непрерывная подача в аккумуляторную емкость газа в количестве, компенсирующем в основном расход из нее газа для заправки автомобилей (буферный режим). Прямая закачка газа, исключая несовершенство газозаправочных колонок, является наиболее экономичным способом заправки, так как при этом затрачивается ровно столько работы, сколько нужно для заполнения баллонов. Этот режим совершенно неприемлем на стационарных АГНКС для массовой заправки автомобилей вследствие значительной продолжительности наполнения. Применение же его на автотранспортных предприятиях (АТП) для заправки в ночное время представляет интерес.
Сопоставление работы компримирования малогабаритной гаражной АГНКС и стационарной АГНКС (табл. 14) при одинаковом давлении всасывания рВх=1,2 МПа показывает, что удельные энергозатраты на 1 м3 компримируемого газа выше у стационарной АГНКС вследствие закачки газа в баллоны через аккумуляторы, а также за счет более высокого давления нагнетания (25 МПа в аккумуляторах вместо 20 МПа непосредственно в автомобиле).
Если предположить, что малогабаритные компрессорные установки на автотранспортных предприятиях будут потреблять газ для заправки автомобильных баллонов из городских коммуникаций сети, где давление в трубопроводах составляет 0,1; 0,2; 0,3;
Таблица 14
Сопоставительный анализ работы гаражной и стационарной АГНКС
Ночная заправка гаражной
Стационар-ная АГНКССтационар-ная АГНКСПараметрыПараметрыАГНКС при давлениивсасывания, МПа
Стационар-ная АГНКС
Стационар-ная АГНКС
Параметры
Параметры
0,10,20,30,61,2
Давление нагнетания, МПаУдельная мощность на 1 м3 компримируемого газа, кВт/м3Затраты на компримирование 1000 м3 газа, руб/1000 м3Цена электроэнергии, руб/1000 м3Давление нагнетания, МПаУдельная мощность на 1 м3 компримируемого газа, кВт/м3Затраты на компримирование 1000 м3 газа, руб/1000 м3Цена электроэнергии, руб/1000 м30,209 0,177 0,164 0,1331,456 1,220 1,100 0,930 70,209 0,177 0,164 0,1331,456 1,220 1,100 0,930 70,1070,7400,1070,74025,20,1134,03525,20,1134,035
Давление нагнетания, МПа
Удельная мощность на 1 м3 компримируемого газа, кВт/м3
Затраты на компримирование 1000 м3 газа, руб/1000 м3
Цена электроэнергии, руб/1000 м3
Давление нагнетания, МПа
Удельная мощность на 1 м3 компримируемого газа, кВт/м3
Затраты на компримирование 1000 м3 газа, руб/1000 м3
Цена электроэнергии, руб/1000 м3
0,209 0,177 0,164 0,133
1,456 1,220 1,100 0,930 7
0,209 0,177 0,164 0,133
1,456 1,220 1,100 0,930 7
0,107
0,740
0,107
0,740
25,2
0,113
4,0
35
25,2
0,113
4,0
35
0,6 МПа, то, как видно из табл. 14, удельные энергозатраты на 1 м3 компримируемого газа малых установок значительно возрастают по мере уменьшения давления в трубопроводе, а следовательно, на входе в компрессор. Тем не менее льготные цены на электроэнергию, отпускаемую потребителю в ночное время, позволяют получить экономический эффект, который составит 30— 35 тыс. руб. на 1000 автомобилей.
Применение малогабаритных гаражных АГНКС на автотранспортных предприятиях позволит улучшить использование газовых сетей и линий электропередач, так как в ночное время число потребителей значительно уменьшается. Установка малогабаритных компрессоров непосредственно на АТП исключает «нулевой» пробег автомашин от гаража до заправочной станции, тем самым уменьшая затраты на топливо.
Отечественная практика применения автомобилей на сжатом природном газе практически не имеет примеров использования малогабаритных гаражных АГНКС для заправки автомобилей непосредственно в АТП. За рубежом же такой способ имеет достаточное распространение.
Как показывает зарубежный опыт автотранспортных предприятий (частные гаражи), где устанавливаются гаражные АГНКС, поставляемые фирмами «Нуово Пиньоне» (Италия), «Леоберсдор- фер Машиненфабрик» (Австрия) и «Гидромекканика» (Италия), время заправки автомобилей составляет 6 ч. Эти станции работают только в ночное время, когда автомобили находятся на стоянке. Для этих целей гаражные АГНКС фирмы «Нуово Пиньоне» комплектуются двух-, трех- и четырехступенчатыми компрессорами моделей BVTN/2; BVTN/3; 2BVTN/3; 2BVTN/4 (в зависимости от числа автомобилей, находящихся в парке автотранспортных предприятий) (табл. 15). Компрессор помещается в контейнере, который устанавливается отдельно от здания гаража (рис. 31). В контейнере поддерживается микроклимат с температурой в диапазоне от 5 до 45 °C, а также предусмотрена трехкратная в час вентиля-
91
ция воздуха при нормальной работе и восьмикратная при аварийной ситуации. В связи с возможностью аварий рекомендуется установка в контейнере датчика пожара. Помещение, где осуществляется заправка автомобилей, оснащено оборудованием для распределения газа с переменным числом распределителей от общего питающего трубопровода, а также имеет постоянную вентиляцию и аварийную, зависящую от устройства, сигнализирующего о загазованности помещения.
Гаражные АГНКС, поставляемые австрийской фирмой «Лео- берсдорфер Машиненфабрик», комплектуются компрессорами
Рис. 31. Модульная гаражная АГНКС:
1—АВО; 2 — холодильник (антифриз-газ); 3 —дефлактор; 4 — компрессор; 5 — пульт управления; 6 — электродвигатель; 7 — циркуляционный насос (вода)
с оппозитным расположением цилиндров двойного действия серий VGd и VHGd с водяным охлаждением, а также компрессорами с цилиндрами простого действия типов V13G; V15G; V16G; V17G с воздушным охлаждением, компримирующими природный газ до 41,2 МПа.
Своеобразное решение обустройства гаражной АГНКС предлагает фирма «Идромекканика», которая изготовляет типоразмерный ряд поршневых горизонтальных компрессоров без коленчатого вала с гидравлическим приводом для различных целей, включая компримирование природного газа на АГНКС для заправки автомобилей. Наиболее подходящими для применения на АГНКС являются компрессоры моделей TR-2.20.10.05 (N = 22 кВт); TR-3.32.16.08 (N = 74 кВТ); TR-2.40.20.10.05 и TR-3.40.20.10.05 (N = 74 кВт) с подачей 75—300 м3 (см. табл. 15).
Таблица 15
Технические характеристики компрессорных установок для гаражных АГНКС
Технические данные установок
Фирма, страна, выдавшая предложение
«Бауэр», ФРГ
«Бауэр», ФРГ
«Кеплер унд
Хертер», ФРГ
Компрессор
1-КА-25-75
А 150-15
TWD 12.22/42
CNG-200/SE/GZ
CNG-200/SE/SZ
44/6
Подача, м3/ч
132
34,2
250
Давление всасывания, МПа
0,137
0,15
0,15
Давление нагнетания, МПа
22,0
22,0
19,6
Частота вращения, об/мин
1100
1300
530
Число ступеней сжатия
4
4
3
Охлаждение
Воздушное
Воздушное
Водяное
Габариты, мм
1800Х 1240Х 1400
1700X950X 1185
3200X1800X2200
Масса, кг
1600
440
2500
Электропривод
Установленная мощность, кВт
55
-11
75
Напряжение, В
3X380
380
380
Частота, Гц
50
50
50
Масса, кг
—
х
—
Вид передачи
—
—
—
Частота вращения, об/мин
2850
2850
1460
Продолжение
Технические данные установок
Фирма, страна, выдавшая предложение
«Кеплер унд Хертер», ФРГ
«УНГ фьюэл система», Кан ада
Компрессор
TWD10.21/21.44/6
Фьюэл Пак-1 QDP2
Подача, м3/ч
Давление всасывания, МПа
Давление нагнетания, МПа
Частота вращения,
31
0,15
19,6
150
0,245
23,5
320
об/мин
—
Число ступеней сжатия
3
4
Охлаждение
Водяное
Водяное
Габариты, мм
1800X1000X 1100
3200X2100X1900
Масса, кг Электропривод Установленная
1500
75 380/220
мощность, кВт Напряжение, В
11 3X380
Частота, Гц
50
50
Масса, кг
'—
—•
Вид передачи
—
Гидравлическая
Частота, вращения, об/мин
1455
—
Технические данные установок
Фирма, страна, выдавшая предложение
Технические данные
Фирма, страна, выдавшая предложение
«КНГ фьюэл система», Канада
«КНГ фьюэл система», Канада
«КНГ фьюэл система», Канада
ЛМФ, Австрия
«Гидромеханика», Италия
«Гидромеханика», Италия
Компрессор
Фьюэл Пак-1
Фьюэл Пак-1
Фьюэл Пак-1
Компрессор
Подача, м®/ч
V16G/4411L20
QDP2.40.20.10.05
QDPI.40.20.10.05
QDP2
TR2-40
DP2-26-16
31,2
125
35
Подача, м3/ч
200
282
428
Давление всасывания,
Давление всасывания,
МПа
0,15
0,15
0,15
МПа
0,294
0,42
2,0
Давление нагнетания,
Давление нагнетания,
МПа ■
19,6
19,6
19,6
МПа
23,5
23,5
23 5
Частота вращения,
Частота вращения,
об/мин
700
—-
—
об/мин
—
—
Число ступеней сжатия
4
4
4
Число ступеней сжатия
4
3
2
Охлаждение
Воздушное
—
Воздушное .
Охлаждение
Водяное
Водяное
Водяное
Габариты, мм
1800X 1000X1100
3200X 2100X1900
3200X 1550Х 1500
Габариты, мм
—
—
—
Масса, кг
500
2850
1800
Масса, кг
—
—
—
Электропривод
Электропривод
Установленная мощ-
Установленная мощ-
■ ность, кВт
11,0
75
. 30
ность, кВт
75
75
55
Напряжение, В
3X380/220
—
—
Напряжение, В
Частота, Гц
380/220
380/220
380/220
Частота, Гц
50
50
50
50
50
50
Масса, кг
—
—
—
Масса, кг
—
—
—
Вид передачи
—
Гидравлическая
Гидравлическая
Вид передачи
Гидравлическая
Гидравлическая
Гидравлическая
Частота вращения,
Частота вращения.
об/мин
1500
—
—
об/мин
—
—
—•
Продолжение
Продолжение
фирма, страна, выдавшая предложение
Фирма, страна, выдавшая предложение
Технические данные установок
«Петрогаз, ГЭС
«Петрогаз, ГЭС
ЛМФ,
Технические данные установок
«Нойман, Эссер»,
«Литвин»,
«Нуово Пиньоне»,
Нидерланды
Нидерланды
Австрия
ФРГ
Франция
Италия
Компрессор
Зульцер С4Ш.12
Зульцер C4N108
VGD4418W20
Компрессор
4VS1
Норволок-Чард-
Вертикальный
Подача, м3/ч
125
31,2
250 '
Подача, м3/ч
жер NQSW3
2BVTN/4
Давление всасывания,
250
80
165
МПа
0,245
0,245
0,15"
Давление всасывания,
Давление нагнетания,
19,6
19,6
МПа
0,15
(0,15-0,245)
(0,15—0,294)
МПа
19,6
Давление нагнетания,
Частота вращения,
880
МПа
19,6
24,5
24,5
об/мин
1030
960
Частота вращения,
Число ступеней сжатия
4
4
4
об/мин
735
600
600
Охлаждение
Воздушное
Воздушное
Водяное
Число ступеней сжатия
4
3
4
Габариты, мм
1800Х 1240Х 1400
1700Х 950Х 1185
3200X 1800X 2200
Охлаждение
Водяное
Водяное
Антифриз
Масса, кг
1840
780
3000
Габариты, мм
—
750X1300X1600
960X1400X1766
Электропривод
Масса, кг
6700
—
Установленная мощ-
Электропривод
ность, кВт Напряжение, В
40
13,5
75
Установленная мощ-
3X380
3X380
3X380/220
ность, кВт
90
25
70
Частота, Гц
50
50
50
Напряжение, В Частота, Гц
3X380/220
3X380
Масса, кг
400
150
—
—
50
Вид передачи
Клиноременная
Клиноременная
—
Масса, кг
1050
—.
Частота вращения,
1500
1500
1500
Вид передачи
—
Клиноременная
Клиноременная
об/мин
Частота вращения.
об/мин
750 *
—
—
Однако применение малогабаритной гаражной АГНКС на АТП для заправки баллонов автомобилей затруднено вследствие особых требований взрывной и пожарной безопасности, связанных со специфическими свойствами природного газа, относящегося к легким газам, имеющим плотность по отношению к воздуху не более 0,8 при температуре окружающей среды 20 °C и давлении 0,1013 МПа и пределы взрываемости 4,17—17 % по объему.
Сооружение производственных помещений автотранспортных предприятий, где осуществляется ремонт, а также находятся службы сервиса, должно выполняться в соответствии с Нормами технического проектирования автотранспортных предприятий (НТП АТП-80), которые предусматривают хранение автомобилей, как правило, на открытых площадках. В помещениях могут храниться лишь легковые автомобили и автобусы, а также грузовые автомобили на Крайнем Севере и в местах, к нему приравненных. Поэтому ночная заправка баллонов автомобилей должна предусматриваться в основном на открытых площадках. В этом случае не возникает вопроса о категории взрывоопасности и взрывопожа- роопасности производства. Для автомобилей, хранящихся в закрытом помещении, этот вопрос требует специального рассмотрения. Согласно СНиП П-90—81 помещения, где хранятся и находятся для ремонта или заправляются газобаллонные автомобили, должны относиться к категории А или Е. Этим нормативным документом к категории А отнесены производства, характеризующиеся применением в производстве веществ, т. е. горючих газов, нижний предел взрываемости которых 10 % и менее к объему воздуха при условии, что указанные газы могут образовать взрывоопасные смеси в объеме, превышающем 5 % объема помещения. Категория производства Е характеризуется наличием горючих газов без жидкой фазы и взрывоопасной пыли в таком количестве, что они могут образовать взрывоопасные смеси в объеме, превышающем 5 % объема помещения, и в котором по условиям технологического процесса возможен только взрыв (без последующего горения).
Таким образом, поскольку объем емкостей с газом, которыми укомплектован компрессор (цилиндры), меньше объема баллона автомобиля, объем помещения, в котором находятся автомобили, оснащенные газобаллонной установкой, не требующего специальных мероприятий, предусмотренных категориями А и Е, должен удовлетворять неравенству:
—-<Кп,(3.12) 0,0417-0,05
где Кг — объем газового баллона автомобиля, м3; р— рабочее давление в баллоне, МПа; 0,0417—минимальная концентрация газа во взрывоопасной смеси, которая при соединении с воздухом становится взрывоопасной (%); 0,05 — допустимая норма (5%) со-
держания газа в смеси по СНиП 11 = 90—81; п — число баллонов с газом в секции.
Иными словами, взрывоопасность помещения определяется соотношением объема газа в баллонах автомобиля к объему помещения, где они находятся. Отсюда следует, что компрессор можно ставить в помещении, если оно удовлетворяет требованиям к помещению, где производится заправка автомобилей.
В действующих автотранспортных предприятиях помещения, пригодные для хранения и заправки газобаллонных автомобилей, практически отсутствуют. Поэтому целесообразно оценить объем работ для приспособления существующих зданий для хранения бензиновых автомобилей к условиям хранения и заправки газобаллонных машин.
Рассмотрим случаи применения помещений АТП под заправочные станции. Если помещение АТП удовлетворяет условию (3.12), то переделка строительных решений, принятых для здания, не требуется. Хранение и заправку газобаллонных автомобилей можно допустить в этом помещении, если будут выполнены условия, оговоренные в ПУЭ. По свойствам газа среда в таком здании относится к классу В-16, поскольку газ летуч и имеет плотность относительно воздуха не более 0,8. При наличии негерметичности баллонов, газовых коммуникаций он будет скапливаться в верхней части помещения. В этом случае верхняя часть здания должна быть выполнена по требованиям класса В-1а, а нижняя часть, где размещено оборудование, по требованиям класса В-16, т. е. в пылевлагонепроницаемом исполнении.
В случае, когда имеющееся помещение АТП не удовлетворяет условию (3.12) и относится к категории производства А или Е, необходимы изменения в конструкции здания: увеличение оконных проемов и ворот в соответствии с требованиями, предъявляемыми к помещениям соответствующих категорий, т. е. легкосбрасывае- мые наружные ограждающие конструкции (окна, двери, распашные ворота) должны иметь площадь не менее 0,05 м2 на 1 м3 взрывоопасного помещения. Все электрооборудование должно применяться во взрывобезопасном исполнении.
При хранении автомобилей на открытой площадке компрессор может находиться как в помещении АТП (случаи рассматривались выше), так и за пределами здания, т. е. в специальном контейнере. Технические возможности компрессора и отсутствие отечественной практики эксплуатации не позволяют размещать его на открытой площадке из-за переменной температуры окружающей среды. За рубежом также не имеют опыта эксплуатации гаражных АГНКС на открытой площадке в климатической зоне с температурой окружающей среды от —40 до +40 °C. В связи с этим компрессор помещается в контейнер.
Технология заправки баллонов автомобилей гаражной АГНКС позволяет применить газовые сети небольшого диаметра из-за малых расходов газа, что обусловливается значительной продолжительностью заправки в ночное* время (8—6 ч). С целью преду- 4 Заказ № 1584 97
Таблица 16
Эквивалентные по располагаемой энергии расширения диаметры (м) трубопроводов низкого давления
Диаметр трубопровода высокого давления, м
Давление в сравниваемом трубопроводе, МПа
0,3
0.6
1,2
1,6
0,008
0,153
0,086
0,053
0,044
0,010
0,191
0,109
0,067
0,055
0,012
0,229
0,130
0,079
0,066
преждения аварийной ситуации оценим энергию расширения газа в трубопроводах различного диаметра, тем самым определив необходимо допустимый эквивалентный диаметр газовой сети на площадке для хранения автомобилей.
Энергию расширения газа в трубопроводе можно определить по формуле
лР^РоР^рСр^WiлР^РоР^рСр^Wiк— 1к— 1(3.13)(3.13)
лР^РоР^рСр^Wi
лР^РоР^рСр^Wi
к— 1
к— 1
(3.13)
(3.13)
pD2
где V = p0-^—I—объем газа (м3) в трубе длиной /=1 (м); Di — расчетный диаметр бесшовной трубы, м; Л — температура газа в трубе после компримирования, К.
Определив энергию расширения газа в трубопроводах различного заданного диаметра (£>i = 8; 10; 12 мм) при температуре газа после концевого холодильника компрессора Z = 40 °C и давлении компримирования 19,6 МПа, находим расчетный эквивалентный диаметр газопровода (табл. 16) при нормативно-допустимых давлениях газовых сетей (р=1,2; 1,6 МПа) [9].
Расчетный эквивалентный диаметр определяем по формуле
Как видно из табл. 16, эквивалентный диаметр возрастает по мере уменьшения нормативно-допустимого давления в газовой сети, но во всех важных для практики случаях не превышает 230 мм, т. е. опасность газовых сетей с давлением 20 МПа не превышает опасности широко применяемых на практике городских сетей газоснабжения.
98
Таким образом, применение гаражных АГНКС для заправки баллонов автомобилей в ночное время на АТП позволит получить экономический эффект за счет использования электроэнергии в льготное время, увеличивая использование газовых сетей, а также исключая «нулевой» пробег автомобилей. При этом гаражные АГНКС для заправки автомобилей в ночное время могут размещаться на АТП без нарушения требований взрывной и взрывопожарной эксплуатации. Газовые сети для заправки автомобилей на стоянках при давлении до 20 МПа имеют потенциальную аварийную опасность не выше, чем широко распространенные сети внутреннего газоснабжения.
Передвижные автогазозаправщики (ПАГЗ)
Передвижные АГНКС — автогазозаправщики (ПАГЗ) предназначены для заправки сжатым природным газом автомобилей преимущественно городских АТП, удаленных от стационарных АГНКС и лишенных возможности размещения гаражных АГНКС, а также для заправки транспортной техники в полевых условиях или на междугородных шоссе (рис. 32).
Автогазозаправщик представляет собой автопоезд, состоящий из автомобиля-тягача и полуприцепа (или прицепа), на котором смонтирована газобаллонная установка с блоками раздачи газа автомобилям и для заправки самого автогазозаправщика. Газобаллонная установка ПАГЗ состоит, как правило, из трех секций газовых баллонов для ступенчатой заправки автомобилей бескомп- рессорным способом. Наибольшее давление газа в баллонах ПАГЗ 32 МПа (табл. 17). Автопоезда, выбранные для газозаправщиков общего назначения, выполнены на базе автомобилей заводов ЗИЛ,
Таблица 17
Основные технические показатели передвижных автогазозаправщиков
Показатели
Модели
I
П
Автомобиль-тягач
ЭИЛ-133ГЯ
КАМАЗ-5410
Полуприцеп
—
О ДАЗ-9370
Грузоподъемность, т
10,0
14,2
Общее число баллонов на р = 32 МПа
10
14
Вместимость одного баллона, л
400
400
Число баллонных секций
3
3
Число заправочных устройств
Общий объем газа в баллонах (асж =
2
2
= 0,9), м8
Численность обслуживающего персо-
1422
2490
нала
1
2
4*
99
Показатели
Модели
III
IV
Автомобиль-тягач
МАЗ-504В
МАЗ-6422
Полуприцеп
МАЗ-93971
МАЗ-9389
Грузоподъемность, т
20,0
32,4
Общее число баллонов на р = 32 МПа
21
33
Вместимость одною баллона, л
400
400
Число баллонных секций
3
3
Число заправочных устройств Общий объем газа в баллонах (а.ж =
2
2
= 0,9), м3
Численность обслуживающего персо-
2987
4693
нала
2
2
КаМАЗ и МАЗ. Заправка ПАГЗ планируется на стационарных АГНКС, укомплектованных дополнительно дожимным (с 22,0 до 32,0 МПа) компрессором, в основном во вторую и третью смены. Обычно за одним автомобилем-тягачом закрепляется 2—3 полуприцепа.
Передвижными газозаправщиками может быть дополнительно взято на каждой стационарной АГНКС 25—30 тыс. м3/сут газа, что существенно улучшает технико-экономические показатели этих станций.
Общий недостаток рассматриваемых ПАГЗ — значительное количество остаточного газа в газовых баллонах (до 50%) заправщика, который нельзя использовать для заправки баллонов автомобилей. Для повышения степени опорожнения газовых баллонов ПАГЗ в зарубежной практике нашел применение компрессорный отбор по схеме, приведенной на рис. 33.
Проведенный во ВНИИГАЗе анализ показывает, что применение таких схем механического отбора требует специальных компрессорных установок, а также трубовой обвязки, при которой теряется мобильность заправки.
Можно повысить эффективность использования запаса газа ПАГЗ за счет лучшего опорожнения газовых баллонов при одновременном повышении степени заполнения автомобильных баллонов при помощи последовательного подключения к баллонам эжекторов с регулируемым отношением площади сечения активного и пассивного сопел в пределах 0,2—5.
Такой эжекторный ПАГЗ (рис. 34) состоит из двух однопат- рубочных 6 и 10 и одного или нескольких двухпатрубочных 7, 8 и 9 газовых баллонов для хранения сжатого газа.
Патрубки 4 газовых баллонов снабжены запорными вентилями 5 и обратными клапанами 2. Газовые баллоны 6 и 7 одним патрубком соединены с раздаточным трубопроводом 1, который 100
имеет отводы, соединяющиеся с входом активных сопел эжекторов 11, 14 и 16. Выход эжекторов 11, 14 соединен трубопрово- - дом 15, снабженным обратными клапанами 13 с входом пассивного газа эжектора 16. Вход пассивного газа эжектора 11 соединен трубопроводом 12 с другим патрубком газовых баллонов 6 и 7. Обратные клапаны 2 оборудованы байпасными каналами 3 1 с запорными вентилями. Выходы эжекторов 11, 14 и 16 соединены
Рис. 32. Передвижные автогазозаправщики (ПАГЗ):
1 — ЗИЛ-133ГЯ; 2 —тягач КаМАЗ-5410; 3 —полуприцеп АЗ-9370; 4 — тягач MA3-504B; 5 — полуприцеп MA3-937I; 6 — тягач МАЗ-6422; 7 — полуприцеп МАЗ-9389
трубопроводом 17 с запирающими вентилями к заправочному патрубку 18, к которому присоединяется автомобильный баллон 19.
Работает эжекторный ПАГЗ в следующем порядке: сначала расходуется газ из газового баллона 10. После снижения в этом баллоне давления до уровня меньшего номинала для автомобильного баллона начинают расходовать газ из баллона 7. По мере падения давления в расходуемом баллоне к заправке последовательно подключаются баллоны 8, 9. Последним расходуется газ из баллона 6.
Автомобильный баллон 19 заполняется при закрытых байпасных каналах следующим образом: на стадии расходования газа из одного газового баллона открывают вентиль этого баллона и один вентиль трубопровода 17, соединяющего эжектор первой ступени
11 с заправочным патрубком 18. Заполнение автомобильного баллона происходит прямым перетеканием газа из баллона 10. Этот режим может осуществляться лишь до тех пор, пока давление в этом баллоне остается выше номинального в автомобильном баллоне. Когда давление в баллоне 10 оказывается меньше номинального для баллона 19, перетекание газа прекращается в момент выравнивания давлений в баллонах. В этом случае для заполнения баллона до номинального давления открывают вентиль патрубка баллона 7. Газ высокого давления по трубопроводу 1
Рис. 33. Схема компрессорного отбора газа из ПАГЗРис. 33. Схема компрессорного отбора газа из ПАГЗРис. 34. Принципиальная схема эжекторного ПАГЗРис. 34. Принципиальная схема эжекторного ПАГЗ
Рис. 33. Схема компрессорного отбора газа из ПАГЗ
Рис. 33. Схема компрессорного отбора газа из ПАГЗ
Рис. 34. Принципиальная схема эжекторного ПАГЗ
Рис. 34. Принципиальная схема эжекторного ПАГЗ
поступает в активное сопло эжектора 11 первой ступени, запорный вентиль на трубопроводе которого открыт. За счет эффекта эжекции начнет опорожняться баллон 7, заполняя баллон 19 до номинального давления. При этом обратные клапаны устраняют возможность перетечки газа из эжекторов 14, 16 верхних ступеней. При снижении давления в газовом баллоне 10 до уровня, приводящего к запиранию эжектора 11 первой ступени, закрывают запорный вентиль на трубопроводе 17, идущем от эжектора 11, и открывают запорный вентиль трубопровода 17, идущего от эжектора 14 второй ступени, что позволяет продолжать опорожнение баллона 10. Путем аналогично осуществляемого последовательного включения эжекторов 14 и 16 более высоких ступеней можно добиться максимального опорожнения резервуара 10. При снижении давления газа в резервуарах 7, 8 и 9 до уровня, недостаточного для выполнения функций активного газа на всем диапазоне давлений до номинального значения в автомобильном баллоне 19, на период окончательной заправки к трубопроводу 12 подключают газовый 102
баллон 6. При этом обратный клапан устраняет возможность пе- ретечки газа в газовый баллон с пониженным давлением.
,Далее для более полного опорожнения баллонов 7, 8 и 9 их
отключают от трубопровода 1 и присоединяют к трубопроводу 12, при этом установленные здесь обратные клапаны устраняют пере- течку в баллоны с пониженным давлением. Эжекторы 11, 14 и 16 '• оставшимся газом пониженного давления газового баллона 6 более полно опорожняют баллоны 7, 8 и 9.
Заполнение баллонов 6—10 газом производится путем подсоединения заправочного патрубка 18 к источнику газа высокого давления при открытых вентилях трубопроводов 1 и 12, патруб- i ков 4, а также байпасных каналов 3.
Применение эжекторного ПАГЗ позволяет улучшить использо- , вание запасов газа в газовых баллонах на 25 % и повысить степень заполнения автомобильных баллонов на 5—7%.
Расчетные методы определения количества заправленного газа
?Результат измерения расхода газа на АГНКС— определение
количества отпускаемого автотранспортному средству газа. Следовательно, примененный способ измерения расхода должен обеспечивать интегральный замер порции газа, прошедший через измерительное устройство. При этом должны быть учтены потери газа при разъединении соединительных устройств и уплотнение газа в присоединительных магистралях при заполнении баллонов.
Для измерения расходов газа в современной практике применяются следующие методы: установка сужающих устройств; применение объемных расходомеров; выпуск газа из мерной емкости.
Рассмотрим возможности применения указанных способов на АГНКС.
Применение сужающих устройств (диафрагм, сопел, сопел Вентури) требует для получения результатов в условиях АГКНС интегрирования результатов измерения, поскольку эти приборы показывают мгновенное значение расхода. Кроме того, вследствие существенной зависимости значения мгновенного расхода газа от времени расходные коэффициенты устройства могут существенно изменяться в течение одной заправки. Количество заправленного в установку газа при применении такого устройства в общем случае можно вычислить по формуле
G = С Фд/AppdT—AG,(3.15)
о
где Ф — эффективная площадь сечения измерительного устройства, учитывающая изменение расходных коэффициентов; Ар— перепад давлений на измерительном устройстве; т — время, про-
шедшее от начала замера; AG — изменение количества газа, заключенного в присоединительных устройствах, за время производства замера.
Все величины, входящие в формулу, изменяются в течение каждого замера и потому должны учитываться интегрирующим устройством. Возникающие при этом сложности требуют создания специального прибора, что требует значительного времени и затрат. Главный же недостаток метода — отсутствие надежных гарантий возможности создания соответствующего прибора.
Объемные расходомеры по принципу действия измеряют именно интегральное количество газа, и потому их применение для АГНКС представляется более удобным. При установке такого устройства в линии, где автоматически поддерживается постоянная плотность газа, такой расходомер может сразу же показывать количество заправленного газа. Корректировка потребуется лишь на количество дополнительного газа в присоединительных трубопроводах. В условиях АГНКС место постоянной плотности расходуемого газа может быть создано только в линии подачи газа до регулятора давления, т. е. на участке с рабочим давлением не менее 22 МПа. Кроме того, в наиболее перспективных схемах заправочной станции, предусматривающих ступенчатое заполнение газобаллонной установки, такой участок выделить невозможно. Эти обстоятельства приводят к выводу, что гарантии возможности создания прибора, действующего по объемному принципу, также неубедительны.
В 50-х годах на АГНКС применялся способ выпуска газа из емкости, который состоял в следующем: прежде чем заправлять автомобильную газобаллонную установку, газом заполняли специальную мерную емкость до давления, значительно превышающего рабочее давление заправки. Затем газобаллонную установку заполняли газом из этой емкости. Количество заправленного газа в этом случае может быть рассчитано по формуле
(3.16)(3.16)G = ~ ( Рн — РкR V бн^н ~ ЕКТК
(3.16)
(3.16)
где V—объем мерной емкости; R— газовая постоянная; р— давление газа в емкости; Т — абсолютная температура газа в емкости; индексы ник означают соответственно начало и конец заправки.
Конечное давление рк должно превышать рабочее давление в газобаллонной установке, что приводит к повышенным затратам энергии на сжатие газа. Кроме того, определить температуру Тк прямым измерением не удается вследствие инерционности приборов. На практике Тк рассчитывалась с использованием эмпирических коэффициентов, зависящих от скорости опорожнения емкости. Это, конечно, вносило ошибку в результат. Из приведенных данных следует, что применение этого способа вряд ли целесообразно.
В настоящее время в СССР (АГКНС в г. Львове) и в зарубежной практике («Нуово—Пиньоне», Италия) нашел применение модифицированный способ измерения расхода газа, с помощью мерной емкости, в качестве которой используется газозаправочная емкость газобаллонной установки автомобиля. Количество заправ
(3.16):(3.16):ленного газа определяется по результатам замеров параметров газа в газобаллонной установке в начале и конце заправки. Способ основывается на применении формулы, аналогичной формуле
(3.16):
(3.16):
(3.17)(3.17)Ра Pi \ ВоГрагТ a51Т 1 / Ро
(3.17)
(3.17)
где Uз — количество заправленного газа, м3; Ue — объем баллонов, м3; р, Т, |—соответственно давление, температура и сжимаемость газа в баллоне.
Индексы 0, 1, 2 означают соответственно стандартные условия, начало заправки, конец заправки.
Давление можно измерять образцовыми манометрами со шкалой 100 и 300 делений. Соответственно погрешность в определении давлений не превысит 0,24—0,08 МПа, или 1,0—0,3%.
Температура газа в баллоне в начале заправки может быть принята равной температуре окружающей среды и, следовательно, измерена с точностью 0,3 %.
Как уже отмечалось, температура газа в баллонах автомобиля в конце заправки Т2 непосредственно не измеряется. Ее можно вычислить на основе баланса энтальпий, в котором, однако, должен учитываться теплообмен между газом и стенками сосуда. Как было показано ранее, этот теплообмен возникает вследствие разности температур газа и стенок баллона, создающейся благодаря дроссельному эффекту. На практике в Италии это явление учитывают упрощенной формулой, которая в коммерческом применении имеет вид
Уэ = Уб(22-р1-Ар)1,25, (3.18)
где 22 — давление конца заправки, МПа; pi— давление газа в баллоне в начале заправки; Ар — прирост давления за счет разогрева газа при заправке; 1,25 — коэффициент, учитывающий сжимаемость газа и приведение его к нормальным условиям.
Величина Ар в этой формуле зависит от остаточного давления.
Значения прироста давления газа за счет разогрева
Интервал значений Прирост давления от разогреваостаточного давления, МПагаза, МПа
0—3,02,0
4,0—7,01,5
8,0—13,01,0
14,0—15,00,5
Свыше 15,00
Достаточная точность формулы (3.18) обеспечивается лишь в условиях, когда точно выдерживается значение коэффициента 1,25, т. е. в весьма узких пределах значений окружающей температуры, температуры и давления газа в аккумуляторах. Это 105
обстоятельство объясняет причину того, что в проектах итальянских АГНКС предусматривается размещение аккумуляторных емкостей в бассейнах с водой, которая создает почти изотермические условия.
Эта методика, кроме того, обладает тем преимуществом, что исключается необходимость учитывать потери газа из соединительных устройств. Однако, как видно из формулы (3.17), она требует либо измерения параметров газа непосредственно внутри газобаллонной установки, либо использования расчетного способа ее определения, что оказывается весьма сложным. Причем наибольшую сложность влечет за собой измерение температуры Т2, так как для ее определения нужно иметь температурные датчики во всех баллонах газобаллонной установки. Эти датчики должны иметь малую инерционность и обеспечивать достаточную точность показаний. Поскольку автомобильные газобаллонные установки такими датчиками не оборудуются, необходимо определять Т2 на основании расчета, исходя из измерения других параметров.
Как уже отмечалось, по применяемой в Италии методике учитывают изменение температуры внутри баллонов путем введения поправки Ар, зависящей от остаточного давления в баллоне. Прежде чем решать вопрос о наиболее приемлемой методике, целесообразно оценить удовлетворительность такой поправки.
Температура Тг в формуле (3.17) может быть найдена решением уравнения энтальпий
V6p2i2 = VePih-T Кб (Р2—Pi) t'a,(3.19)
где Kg — объем заполняемой емкости; pi и р2— плотности газа в заполняемых емкостях соответственно в начале и конце заправки; ib i2, ta— удельные массовые энтальпии газа соответственно в заполняемых емкостях в начале и конце заправки и в аккумуляторах газа; Q — количество тепла, подведенного газу из окружающей среды.
Левая часть уравнения (3.19) есть полная энтальпия газа в заправляемых емкостях в конце заправки. Первый член правой части — та же величина в начале заправки. Второй член правой части — это энтальпия, внесенная с газом, заполнившим емкость. Третий член учитывает возможный теплообмен с окружающей средой. Предполагая, что газ идеальный, уравнение (3.19) можно переписать в виде
V бСрРгV бсрР1 q
(Р2- Pi) Кб =^;
Ср1 а
ИЛИ
к= р2~Рк-Кб = Кб-^-(р2-Р1(3.20)
где К — объем газа, заправленного в баллон; ро, То, ро — параметры газа при нормальных условиях соответственно плотность, температура, давление.
106
Сравнение формул (3.20) и (3.18) показывает, что поправка Др обусловлена наличием теплообмена между газом, заполняющим емкость, и окружающей средой, поскольку она выражается формулой
^P = ^.A
Уб Ср
Если Q = 0, то Др = 0. Это значит, что теплообмен зависит от остаточного давления в баллонах автомобиля, так как поправка при высоком остаточном давлении падает до 0.
Из формулы (3.20) виден и смысл коэффициента 1,25 формулы (3.18), его значение зависит непосредственно от температуры TV
Формула (3.20) получена из
Рис. 35. Т—s-диаграмма изменения состояния метана при заполнении емкости без теплообменаРис. 35. Т—s-диаграмма изменения состояния метана при заполнении емкости без теплообменауравнения (3.19) в предположении идеальности газа. Если принимать во внимание реальность рабочего газа, то формула оказывается значительно сложнее и применение простой поправки Др, как будет показано далее, недостаточно.
Рис. 35. Т—s-диаграмма изменения состояния метана при заполнении емкости без теплообмена
Рис. 35. Т—s-диаграмма изменения состояния метана при заполнении емкости без теплообмена
Сопоставление указанных способов измерения количества заправленного газа показывает, что наиболее простым для применения является последний.
Однако практическое его исполь
зование требует экспериментального подтверждения расчетных формул и обеспечения упрощенных способов расчета по уточненным формулам.
Ранее рассматривались причины возникновения теплообмена между заправляемым газом и стенками баллона. Для получения расчетных формул качественная схема процесса требует количественной конкретизации.
На рис. 35 представлен фрагмент Т— S-диаграммы для чистого метана, на которой нанесены кривые изменения температуры газа внутри заправляемого баллона при отсутствии теплообмена с окружающей средой соответственно для давлений в начале заправки 0,2, 0,5, 1,0, 2,0 МПа. При этом принято, что температура газа в баллоне в начале заправки 7\ равна 278 К, температура и давление газа в аккумуляторе равны соответственно 298 К и 25,0 МПа.
Кривая 5 отображает изоэнтальпический процесс дросселирования газа, имевшего исходное состояние, соответствующее параметрам в аккумуляторе. Как видно из графиков, минимум температуры зависит от давления в начале заправки и достигает значения 228 К при Pi = 0,2 МПа. При pi = 2,0 МПа минимум имеет значение 258 К. В рассмотренном примере температурный перепад между стенкой баллона и содержащимся в нем газом изме-
нялся в пределах 20—50 К. В этих условиях неизбежно возникает тепловой поток от стенок баллона к газу. Высокая скорость струи втекающего в баллон газа создает интенсивную турбулентность, интенсифицируя тем самым теплоотдачу. Наличие теплового потока к газу увеличивает температуру тела в баллоне, вследствие чего реальные значения температуры оказываются выше, чем предполагаемые по расчету.
Поскольку расчетная модель нестационарного теплообмена, удовлетворительно отвечающая реальному процессу, до настоящего времени в литературе не описана, количественные данные для использования при измерениях могут быть получены лишь в эксперименте. Построение же методики, очевидно, требует предварительного анализа действующих факторов.
Общеизвестно, что одним из главных факторов, влияющих на интенсивность теплообмена, является температурный напор. Действительная его величина в процессе наполнения баллона, как было показано ранее, непрерывно меняется. В то же время закон изменения температурного напора во времени имеет определенный вид, возникающий вследствие первоначального дросселирования газа от давления ра до давления pi, и, следовательно:
Ti—Т3=Тх—ТаPia (Ра—Pi),(3.21)
где Ц1а — интегральный дроссельный эффект на интервале давлений от pi до ра‘, 73 —температура газа, получающаяся при дросселировании от давления ра до рх.
Температурный напор характеризует поток тепла, подводимого к содержимому заправляемой емкости. Воздействие же этого потока на находящийся в емкости газ должно характеризоваться отношением потока к энергии, которой газ обладает. Так как в конечном итоге содержимое емкости в большей части состоит из поступившего в нее газа, величиной, характеризующей воздействие потока, целесообразно считать отношение ^Ti— Т3)/Та.
Используя формулу (3.21) и известное выражение для интегрального дроссельного эффекта, преобразуем это отношение
Ti — TgСр1а [7\ — Та — Ц} (Ра — Р1)1С — ia/о Пох
гргр~ гр '\*
I аСр^д! aCpia' а
где Cpia — средняя изобарная теплоемкость на интервале температур от Тх до Т а", 1\ и ia — удельные энтальпии соответственно для состояний 1 и а.
Существует однозначная зависимость между средней теплоемкостью ср1а и мгновенным значением изобарной теплоемкости ср2а при параметрах р=р^ и Т=Та. Из этого следует, что отношения (й— i"a)/cpia и (й— 1а)/(сР2айа) в качестве определяющего критерия равносильны. Второе отношение удобнее для применения, вследствие чего оно и используется в дальнейшем. Для него принято обозначение
(3.23)(3.23)$1а — (й1"я)/(с/,2аТ' а)>
(3.23)
(3.23)
Оценим теперь возможное влияние продолжительности наполнения емкости на разогрев. Количество подведенного к газу тепла можно определить по формуле
Q = F f ат(Тг-—T^dx,(3.24)
6
где F— площадь внутренней поверхности заполняемого сосуда; ат — коэффициент теплоотдачи от стенок к газу; Тг и Тб — мгновенные значения температур соответственно газа и стенок сосуда; г—время; ti— общая продолжительность заполнения емкости.
Как уже отмечалось, авторам не удалось найти в литературе известных решений задачи о теплоотдаче при заполнении сосуда. Поэтому для оценки влияния времени заполнения приходится принимать соотношения по аналогии. В качестве аналогичного процесса в первом приближении можно предположить вынужденную конвекцию в цилиндрических трубах. В обоснование такого предположения приведем следующие рассуждения. Существенный тепловой напор проявляется лишь в период, когда отношение давлений в аккумуляторе и заполняемой емкости превышает критическое (см. рис. 35), т. е. теплоотдача имеет место лишь в период, когда скорость течения заполняющего баллон газа в критическом сечении трубопровода равна критической скорости звука. Так как давление газа в аккумуляторе за время заполнения емкости мало меняется (при заполнении через заправочную колонку давление на входе в трубопровод поддерживается постоянным с помощью регулятора), расход газа в период сверхкритического перепада остается постоянным. По длине баллона происходит постепенное снижение скорости течения газа вплоть до остановки. Однако, так как расход заполняющего газа неизменен, можно считать, опять- таки в качестве первого приближения, что скорость течения в каждом сечении постоянна. Таким образом, баллон может рассматриваться как труба, по которой с некоторой средней скоростью течет газ.
Такая модель позволяет для коэффициента теплоотдачи применить известную формулу
Nu = ARe°'8,(3.25)
где Nu = aTZ/X— критерий Нуссельта; А— коэффициент, зависящий от свойств газа; Re = tyZ/v— критерий Рейнольдса; I — определяющий геометрический размер; w— скорость течения газа; X— коэффициент теплопроводности газа; v — кинематическая вязкость газа.
Из формулы (3.25) следует зависимость
ccI = Bw°’^,(3.26)
где В — коэффициент, зависящий от свойств газа и геометрических размеров сосуда.
Из уравнения неразрывности следует соотношение ty*p*s* = typs,(3.27)
где w, р, s — соответственно скорость течения, плотность и площадь поперечного сечения; w*, р*, s*— те же величины в критическом сечении.
Пока имеет место сверхкритический перепад, левая часть уравнения (3.27) постоянна. Следовательно,
сУр = const.(3.28)
Из газодинамики следует, что
V
_y±
к (—)= т ,(3.29)
к к +1 ) VRTa VRTa V ’ где к — показатель адиабаты; R — газовая постоянная, отнесенная к единице массы газа; ра и Та— параметры газа в аккумуляторе соответственно давление и температура;
т = А / к (] к~х .
V к £ + 1 7
Кроме того, заполнение емкости характеризуется условием A_ = w*v*s*.(3.30)
Подставив соотношения (3.25) — (3.29) в формулу (3.24), получим:
Как видно из формулы (3.31), прямой зависимости количества подведенного тепла от времени нет. Однако, поскольку коэффициент В зависит от Тг и р, значения интеграла в формуле (3.31) меняются в зависимости от соотношения величин В и р в разные моменты времени. Следовательно, некоторая связь между количеством подведенного тепла и временем заполнения может существовать. Эта зависимость подлежит экспериментальному уточнению. Можно ожидать, что влияние времени заполнения на степень заполнения емкости окажется несущественным. Из формулы (3.29) следует, что безразмерным временем заполнения, влияющим на количество подведенного тепла, можно принять симплекс
Ъ PaS*^! /о „п.
т Увтг (Р2-Р1)^ •()
Формула (3.30), кроме отмеченного ранее, показывает, что на количество подведенного тепла влияет также и геометрическая форма заправляемой емкости отношением F[s, которое для цилиндрических баллонов равносильно геометрическому соотношению
y = L!D, (3.33)
где L — длина баллона; D — диаметр баллона.
Таким образом, экспериментальное исследование теплообмена должно состоять в определении влияния на количество подведенного к газу тепла безразмерных критериев 6ia, &т, У-
Рассмотрим способ расчета количества газа, попавшего в емкость, если известно количество тепла, подведенного в процессе заполнения. Обратимся вновь к уравнению (3.19), не делая предположения об идеальности газа. В этом случае уравнение (3.19) может быть переписано в виде
(р2—Pi) i2 + Pi (1'2—й)= (Рг—Pi) й + —— • (3.34)
Из уравнения (3.34) нетрудно получить формулу, дающую изменение плотности газа в заполняемом баллоне за время заправки,
р2- Р1 = ^б-рЦ^-й) .(3.35)
12 1а
Применение формулы (3.34) для расчета не представляется возможным, так как остается неизвестной температура конца заправки и, следовательно, величина i2.
Введем для удобства расчета особое состояние газа 2а, которое соответствует давлению конца заправки р2 и температуре газа в аккумуляторе Та. Тогда можно записать
la = i2— l2a + l2a — ia = Cp2a (Ta— T^ -ф Ha — ia-(3.36)
Разделив обе части равенства (3.36) на произведение, получим то же соотношение в безразмерном виде
-А=^ = 6Т + 62а,
Срга' а
где 6Т = -^^-«1; 82а = -^^«1.
aCp^i а
Обозначим отношения количества газа, заправленного в емкость, и количества газа, имевшегося в емкости в начале заправки, к количеству, которое могло бы в ней быть при состоянии 2а, соответственно g и р. Эти величины могут быть записаны формулами:
g=(p2 — Р1)/р2а и Р = Р1/р2а,(3.37)
i
где рза — плотность газа в состоянии 2а.
(3.38)(3.38)Кроме того, введем величину удельного разогрева газа с помощью формулы
(3.38)
(3.38)
V бРааСрга^ а
В этих обозначениях можно преобразовать формулу (3.34)
(3.39)(3.39)Р^1 + д
(3.39)
(3.39)
8 6Т + 62а
Для пользования формулой (3.39) надо знать величину ЬТ. Определим ее из уравнения (3.19), для чего запишем его еще в одной форме p2(i2 — ia)=pi(ii — ta) + Q/V6.
Разделив обе части равенства на произведение ргаСриаТз, получим уравнение в новых обозначениях
(бТ + бга) 92^923= рб1а +<7.(3.40)
Рассмотрим отношение плотностей, стоящее в левой части уравнения (3.40),
Ра SaaTa/о 41ч
Раз ^гП
где g2a и ^2 — сжимаемость газа в состояниях соответственно 2а и а.
Поскольку ^2з и |2 относятся к состояниям при одинаковых давлениях, а температуры П и П отличаются на относительно малую величину, можно записать
^2-^23 ^(Т.-Та)^)
X ЙТ /2а
ИЛИ
= 1 + ?2~ Га -^- (= 1 + хбТ,(3.42)
ига4 а ?2а\ 01 /2а
где
;(_ П / 3g \/ ding \
gaa X дТ /2 V д In Т Д№
Подставив (3.42) в (3.41) и заметив, что Т2/Та=1+б7’, получим выражение для отношения плотностей, которое после пренебрежения квадратами малых величин по сравнению с 1 может быть записано в виде:
_№_ да!да! (з.43)
Раз Ц НПО+х6Л 1+(1+х)6Тv 7
Решив уравнение (3.40) и подставив в него формулы (3.43), получим
= рв1а -- §23 + <7/О
1-(1+х)ф61а + 9) ■( ■
.11.2
Подставив ЬТ из формулы (3.44) в выражение (3.39) и применив допустимые приближения, получим окончательную формулу для вычисления величины g
g= 1 -(1 + X) (<7—63а) — р [1 + (14-х)61а].(3.45)
Физический смысл входящих в формулу (3.45) членов очевиден.
Второй член правой части — недозаправка емкости вследствие подвода тепла к газу из окружающей среды, уменьшенного на разницу энтальпий в конце заправки и в аккумуляторе газа. Третий член правой части определяет недозаправку вследствие того, что часть емкости занята имевшимся в ней к началу заправки газом.
С использованием формулы (3.45) количество газа (м3), заправленного в емкость, может быть рассчитано по формуле
V = V6_P^g= уб^_{1-(1 + х)((7_б2а)-р[1 + (1 + х)61аП, РоРо
(3.
где Уд — геометрический объем заполняемой емкости, м3; р2а — плотность газа в состоянии 2а, кг/м3; ро — плотность газа в нормальных условиях, кг/м3.
Таким образом, состав газа (газовая постоянная R) прямым образом на результат расчета не влияет. Он сказывается лишь в той мере, в какой от него зависят соответствующие значения энтальпии, теплоемкости и сжимаемости. Иными словами, влияние состава газа сказывается на значениях псевдокритических давления и температуры, а следовательно, на приведенных давлении и температуре и может быть учтено путем поправки, вводимой на температуру и давление при расчете упомянутых свойств смеси.
Используя полученные формулы, можно получить экспериментальную зависимость нагрева газа при заполнении емкости, не прибегая к измерению температуры газа внутри баллона. Для этого достаточно сравнить расчетное и фактическое количество газа, заправленного в емкость. При этом расчетное количество газа определяется по данным эксперимента в предположении отсутствия теплообмена. Основу установки для определения фактического количества газа, попавшего в емкость (рис. 36), составляет рычажное устройство 4, на одном плече которого подвешен изотермический контейнер 2, в котором размещен заполняемый баллон 1. На другом плече устройства помещают уравновешивающий груз 5, который подбирают из условия выравнивания с весом контейнера 2 с баллоном / на другой стороне устройства. Причем на ту же сторону, где подвешен контейнер, дополнительно устанавливают набор разновесов 3. Баллон / заполняют из аккумуляторной емкости 7 через трубопровод, имеющий запорный вентиль 6, дроссельную диафрагму 9 и гибкий трубопровод 16. Стравливание газа из заполняемого баллона осуществляется
в атмосферу трубопроводом, имеющим запорный вентиль 8 и объемный расходомер 11.
Порядок выполнения эксперимента состоял в следующем.
Баллон 1 освобождался от газа через расходомер 11 до установления в нем некоторого давления. После достаточно продолжительной выдержки измерялась температура стенок баллона, которая и принималась за значение Л- В этом состоянии баллона 1 уравновешивалось весовое устройство 4 путем подбора груза 5. Затем открывали вентиль 6 и заполняли баллон 1 газом из аккумуляторной емкости 7 по трубопроводу, имеющему диафрагму 9. После достижения в баллоне 1 заданного давления конца заправки вентиль 6 перекрывали.
Рис. 36. Схема экспериментальной установки для исследования теплообмена при заполнении емкостиРис. 36. Схема экспериментальной установки для исследования теплообмена при заполнении емкостиРис. 37. Зависимость относительного нагрева газа от условий заполнения баллона
Рис. 36. Схема экспериментальной установки для исследования теплообмена при заполнении емкости
Рис. 36. Схема экспериментальной установки для исследования теплообмена при заполнении емкости
Измеряли давление и температуру газа в аккумуляторе, а также уравновешивали весовое устройство путем удаления части разновесов 3.
Проверка чувствительности метода показала, что количество поступившего в баллон газа может быть взвешено с погрешностью не более 2 г, что определило максимальную относительную погрешность 0,5%. Зависимость безразмерного критерия q от 6ia приведена на рис. 37. При построении графика величина q находилась по данным эксперимента решением относительно нее уравнения (3.46), а 6ia рассчитывалась по формуле (3.23). Как видно из графика, результаты пяти независимых серий опытов легли на одну кривую, уравнение которой может быть записано формулой
(3-47)(3-47)q= 0,5561а + 0,561а—0,02,
(3-47)
(3-47)
Перечень выполняемых измерений
Таблица 18
Измеряемая величина
Прибор
Цена деления не более
Наибольшая абсолютная погрешность
Избыточное давление в баллонах автомобиля до начала заправки, МПа
Избыточное давление в баллонах автомобиля в конце заправки, МПа
Манометр образцовый
о,1
1,0
То же
0,2
2,0
Избыточное давление в заправочной колонке, МПа
Температура газа в заправочной
То же
Термопара с показыва-
0,2
2,0
колонке, °C
Температура окружающего воздуха, °C
Суммарный объем заправляемых баллонов, л
ющим прибором
0,1
1,0
Термометр стеклянный
Клеймо завода-изготовителя на баллонах
0,1
1,0
Для проверки влияния продолжительности наполнения баллонов на величину q была проведена оценка коэффициента корреляции между значениями q и ke, которая показала слабую отрицательную корреляцию, что позволяет исключить параметр продолжительности из расчета количества заправленного газа.
Таким образом, совместное применение формул (3.46) и (3.47) позволяет рассчитать количество газа, заправленного в автомобиль.
Если раскрыть значение безразмерных параметров, входящих в эти формулы, нетрудно выявить, что в расчете исходными данными являются следующие, подлежащие измерению величины: давление газа в баллонах автомобиля до начала заправки Тх; давление газа в баллонах автомобиля в конце заправки р2; давление газа в измерительной части заправочной колонки ра; температура газа в измерительной части заправочной колонки Та; температура окружающего воздуха Д; суммарный объем заправляемых баллонов Уб.
Рекомендуемые способы измерений и требуемая точность приведены в табл. 18. Допускается применение иных измерительных средств, обеспечивающих требуемую согласно табл. 18 точность.
Расчет по формулам (3.46) и (3.47) по данным измерений, полученным при заправке, настолько трудоемок, что не может применяться на практике. Безразмерные величины, входящие в формулы, требуют для вычисления привлечения справочного материала или использования сложных формул гл. 1. Для упрощения расчетов разработана номограмма, при построении которой учтены упомянутые справочные данные.
Номограмма графически отображает зависимость, определенную формулой (3.46) с подстановкой формулы (3.47).
Прологарифмировав формулу (3.46), получим
lgV = lgy6 + lg-P^ + lgg.Ро
(3.48)(3.48)Величина g вычисляется по формуле (3.45).
(3.48)
(3.48)
Формула (3.45) позволяет построить линейную номограмму в логарифмическом масштабе. Схема такой номограммы приведена на рис. 38. На вертикальных осях 2, 5 и 1 нанесены в своем масштабе соответственно значения lg Ve; lg -^-; Igg- Ось 4 слу- Ро
жит вспомогательной линией при построении. Шкала 3 в своем масштабе представляет величину lg V. Геометрическое построе-
Рис. 38. Схема построения номограммы:
— шкала объемов баллонов; 2— шкала плотности; 3 — шкала функции Ч’*; 4 — вспомогательная шкала;
— шкала - объема заправленного газа
акакХ1 Х21 + Х1 1 + Х2Х1 Х21 + Х1 1 + Х2Х1Х1111 + Х1 1 + Х21 + Х1 1 + Х2"р+ттг^ (3-49)"р+ттг^ (3-49)ние, изображенное на схеме, определяет следующие соотношения между отрезками, отсекаемыми на осях, в обозначениях, принятых на рис. 38:
ак
ак
Х1 Х21 + Х1 1 + Х2
Х1 Х21 + Х1 1 + Х2
Х1
Х1
1
1
1 + Х1 1 + Х2
1 + Х1 1 + Х2
"р+ттг^ (3-49)
"р+ттг^ (3-49)
Сопоставляя это выражение с формулой (3.48) и имея в виду, что отрезки осей означают каждый в своем масштабе логарифмы соответствующих величин, можно получить соотношения масштабов осей:
^=(1+%!)^/,
Мр = (1 + %2)^^М/,Мр = (1 + %2)^^М/,(3.50)(3.50)
Мр = (1 + %2)^^М/,
Мр = (1 + %2)^^М/,
(3.50)
(3.50)
Mv =Mv =(1 + Xi) (1 + Хг) дд
Mv =
Mv =
Х1Х2
где Мх, Mg, Мр, Mv — масштабы, устанавливаемые для шкал величин соответственно объема заправленного газа, поправочной функции g, относительной плотности и объема заправляемых баллонов.
Как видно из формул (3.50), получаемый в результате расчета по такой номограмме объем заправленного газа имеет наименьший масштаб Мх. Это позволяет повысить точность расчетов геометрическим построением, увеличивая масштаб изображения исходных величин. Для пользования номограммой рис. 38 необходимо предварительно вычислить значения g и отношений р2а/р0. Для их вычисления также могут быть построены номограммы, отвечающие соответствующим формулам:
g_ 1-(1 + х) (<7—62а)—Р [1 + (1 + х) 61а]; (3.51)
(3.52)
Ро Ро Т а£2а
В формуле (3.51) величины дир вычисляются соответственно' по формулам (3.47) и (3.37).
Подставив в формулу (3.52) стандартные значения р0, То и go и прологарифмировав ее, получим рабочую формулу для построения номограммы расчета отношения р2а/р0
1g = 2,446 + lgp2-lgTa-lgg2a. (3.53) Ро
В формуле (3.53) давление р2 измерено в кгс/см2, так как она предназначена для практического пользования на основании показаний манометра, градуированного именно в таких единицах.
Согласно формуле (3.53) при неизменном значении g2a линии постоянного значения отношения ргз/ро в координатах 1g р2 — 1g Та должны быть прямыми, параллельными биссектрисе координатного угла. Для сохранения этой формы сетки с учетом изменения g2a необходимо применить криволинейные координаты по- температуре.
Аналогичным образом построена номограмма для вычисления g. Однако, поскольку g есть функция многих переменных, ее вычисление приходится выполнять с помощью вспомогательной номограммы, построенной по схеме рис. 38.
Пользование такой номограммой в условиях АГНКС несколько- затруднено. Поэтому для рабочих расчетов целесообразно выделить частные номограммы, пригодные для определенного интервала значений параметров, мало меняющихся в течение рабочего- дня. Такими параметрами являются температура окружающего воздуха и давление газа в аккумуляторах. Разумеется, давление в аккумуляторах меняется непрерывно, однако в расчете вместо- него может использоваться давление в мерном участке заправочной колонки, которое поддерживается постоянным специальным регулятором давления. Именно это значение и следует принимать в расчете. Температура Та, естественно, должна измеряться в этом же мерном участке. Пример .такой частной номограммы приведен на рис. 39.
Объем баллоноб автомобиля,Объем баллоноб автомобиля,Рис. 39. Частная номограмма для расчета количества отпускаемого газаРис. 39. Частная номограмма для расчета количества отпускаемого газа
Объем баллоноб автомобиля,
Объем баллоноб автомобиля,
Рис. 39. Частная номограмма для расчета количества отпускаемого газа
Рис. 39. Частная номограмма для расчета количества отпускаемого газа
Принципы конструирования топливной аппаратуры автомобилей на сжиженном газе
Сжиженный природный газ (СПГ) по показателям, характеризующим горение в двигателе, а также по другим качествам, характеризующим его как собственно моторное топливо, не отличается от сжатого природного газа (КПГ). Исключение составляют два фактора: уже упоминавшийся энергетический фактор и возможность корректировки состава газа. По показателям, характеризующим его взаимодействие с топливной аппаратурой, он существенно отличается, начиная от агрегатного состояния и температуры и кончая влажностью топлива. Поэтому основные отличия автомобилей с газовыми двигателями, применяющих СПГ, от таких же автомобилей, работающих на КПГ, состоят в конструкции топливной аппаратуры.
При разработке топливной системы для автомобиля на сжиженном газе, в первую очередь, необходимо решить, в каком агрегатном состоянии следует подавать газ в двигатель. В большинстве практически осуществленных решений газ подается в испаренном виде. Такое решение требует установки на автомобиле испарителя, так как простой теплопередачи от окружающего воздуха оказывается недостаточно для компенсации скрытой теплоты испарения. В то же время такой способ не позволяет использовать в полной мере энергетический фактор СПГ. Суть вопроса состоит в том, что при подаче жидкого газа в воздух для образования топливно-воздушной смеси происходит охлаждение ее, что позволяет улучшить наполнение двигателя и получить повышенную мощность.
Рассмотрим тепловые процессы, происходящие при подаче жидкого газа в воздух. Тепловой баланс смеси в этом случае может быть записан уравнением, если принять, что газ полностью' испарился,
г + срг (Тем' Тк) = а/0Ср в (Тв—Тем),(3.54)
где г — скрытая теплота испарения СПГ; срг и срв— изобарные теплоемкости соответственно газа и воздуха; Тсм, Тв — температуры соответственно смеси и входящего воздуха; Тк — температура кипения СПГ; а — коэффициент избытка воздуха; /0 —массовый стехиометрический коэффициент.
Из уравнения (3.54) следует, что температура смеси на входе в двигатель
р ^в -4 Cpr/(aZoCpB) Тк f/(ctloCpB)
СМ1 + срг/(а/0СрВ)
Из формулы (3.55) видно, «что температура смеси существенно' ниже температуры воздуха, входящего в двигатель. Это должно
11»
дать увеличение коэффициента наполнения, а значит, и прибавку мощности:
^ЛГ АЛ/ ^в — ^м
Ли NТ см
(3.56)(3.56)rKCp-аТ в) +£рг/£рв_(1_“ Гк/Гв)os/о СррТ н](сръТ в) Н^Ср-цТ в)
(3.56)
(3.56)
Подставив в формулу (3.56) численные значения теплоемкости, температуры кипения, теплоты испарения, массового стехиометрического коэффициента, а также учитывая, что коэффициент избытка топлива при мощностном составе смеси на природном газе близок к 1, получим формулу прироста мощности для работы на чистом метане
(3.57)(3.57)— = о, 128 2jl±1^L = о 128 395 + <в ,NТв — 15’258 + <в
(3.57)
(3.57)
тде /в — температура окружающего воздуха, °C.
Из формулы (3.57) следует, что прибавка мощности уменьшается с ростом температуры окружающего воздуха и может составлять от 18,8 % при температуре 30 °C до 20,5 % при температуре —30 °C, т. е. почти независимо от внешних условий можно -ожидать увеличения мощности на 19 %.
В применении к двухтопливному бензиногазовому двигателю подача в воздух неиспаренного СПГ позволяет полностью компенсировать факторы, снижающие мощность двигателя, и получить тем самым машину, не имеющую недостатков по сравнению •с бензиновым вариантом. Такое решение требует создания сдвоенной системы подачи воздуха в двигатель. После воздушного -фильтра поток воздуха должен разделяться на два рукава. Один из рукавов должен подходить к бензиновому карбюратору, а другой— к СПГ-карбюратору, т. е. устройству, осуществляющему дозирование СПГ, смешение его с потоком воздуха и испарение -СПГ в потоке. Выход из СПГ-карбюратора должен соединяться -с выходом из бензинового карбюратора. Таким образом, СПГ- карбюратор находится на трубопроводе, параллельном бензиновому карбюратору, что требует дополнить функции СПГ-карбюратора операцией запирания воздухопровода при работе на бензине.
Дозирующая система СПГ-карбюратора должна выполняться по схемам беспоплавковых карбюраторов, но иметь при этом устройство для подачи в двигатель испарившегося газа. Разумеется, подводящие топливо трубопроводы, а также элементы дозирующих устройств, соприкасающиеся с СПГ, должны иметь тепловую изоляцию, исключающую образование паровых пробок при самых малых расходах СПГ.
Существенное значение имеет способ испарения СПГ в потоке -воздуха. Здесь могут рассматриваться два направления: испаре- .120
ние от смачиваемой СПГ поверхности и прямое испарение в факеле.
Схема устройства поверхностного испарения приведена на рис. 40. Струя сжиженного газа из дозирующего устройства 1 подается на размещенную в потоке газа поверхность 2, образуя пленку. В этой схеме материал поверхности должен смачиваться СПГ. Поток воздуха, обдувая поверхность, подводит к ней необходимое для испарения количество тепла, обеспечивая одновременно сдувание испарившегося газа.
Расчет площади поверхности, необходимой для испарения требуемого количества СПГ, может быть выполнен по следующей схеме.
Пусть поток воздуха, проходящий над элементом поверхности dF, имеет температуру Т. Количество тепла dQ, передаваемое от
Рис. 40. Схема устройства поверхностного испарителя:
— дозирующее устройство; 2 — испаряющая поверхность; 3 — воздушный трубопровод; 4 — пористая теплоизоляция; 5 — вакуумнопорошковая теплоизоляция; 6 — сжиженный природный газ
воздуха к пленке, размещенной на поверхности dF, в единицу времени, выразится тогда формулой
dQ = aT(T—T^dF,(3-58)
где <zr — коэффициент теплоотдачи; Тк — температура кипения СПК.
Количество СПГ dG, испаряющегося с поверхности dF в единицу времени, тогда можно записать формулой
dG=^-= аЛТ-тк) dF(3 59)
Поток воздуха, проходя над элементом поверхности dF, потеряет тепло, переданное пленке, и тепло, израсходованное на нагревание испарившегося с поверхности газа, до температуры воздуха. Вследствие этого температура воздуха снизится на величину dT. Тепловой баланс может быть записан уравнением
(3.60)(3.60)dQ + ср rdG (Т—Тк) + GBcp BdT=0,
(3.60)
(3.60)
где GB — расход воздуха через сечение воздушного трубопровода, в котором находится элемент йлощади dF.
Подставив формулы (3.58) и (3.59) в уравнение (3.60), получим дифференциальное уравнение изменения температуры воздуха при его прохождении вдоль поверхности, покрытой пленкой СПГ,
ат(Т-Тк)[1 + -^(Т-ТкД + СъсрВ^ = 0.(3.61)
Температура воздуха меняется от значения Тв до Тсм, вычисляемой по формуле (3.55).
Интегрирование уравнения (3.61) в этих пределах дает формулу для определения общей площади поверхности, покрытой пленкой СПГ,
F = G^Cp^ 1п г JГ1,(3.62)
«Т L aZocPB (Гд — Гк) J
Приближенно эта формула может быть записана в виде:
F =r°i(1 +— Г—П •(3.63)
ат (Гв — Гк)I3 LСХ^оСрв (^в^к) J J
В уравнении (3.63) первый член — площадь, необходимая для испарения топлива GT, если температура воздуха остается постоянной вдоль всей поверхности, второй член — поправка на эффект охлаждения воздуха. Обозначим удельный эффективный расход топлива ge. Тогда удельная площадь поверхности на единицу мощности запишется:
fN = -—=[ 1 + ~ Г> (3-64)
N Ne а,(Тв-Тк) I 3 L а/оСрв (7g - Тк)
где Ne—эффективная мощность двигателя.
Формула (3.64) позволяет оценить размеры испарительной поверхности в смесителе для двигателей различной мощности. Удельная площадь в зависимости от условия теплоотдачи может находиться в пределах 0,003—0,015 м2/кВт, т. е. испаритель может быть выполнен в габаритах, безусловно приемлемых для компоновки на автомобиле или другом транспортном средстве.
Заслуживает также внимания система испарения в факеле. Однако до настоящего времени отсутствуют надежные экспериментальные данные, позволяющие рассчитывать испарение СПГ в этих условиях. Основная сложность состоит в том, чтобы исключить образование неиспарившейся пленки на поверхности трубопровода, поскольку в этом случае вследствие переохлаждения трубопровода на нем будет выпадать иней, что в конечном итоге приведет к обледенению трубы и возникновению труднопредсказуемых осложнений в эксплуатации.
Как уже говорилось, в эксплуатирующихся в настоящее время установках применяется предварительное испарение сжиженного газового топлива. В этом случае система питания должна содер- 122
жать следующие основные элементы (рис. 41): топливный криогенный бак 1, управляющий испаритель 2, основной испаритель 3, дозатор топливного газа 4, смеситель 5, трубопровод газовой фазы 6, дозатор газовой фазы 7 и предохранительный клапан 8.
Рис. 41. Схема системы питания двигателя СПГРис. 41. Схема системы питания двигателя СПГХранящееся при низкой температуре в топливном баке 1 сжиженное газовое топливо благодаря избыточному давлению поступает в основной испаритель 3, где выкипает и перегревается. После испарителя через дозирующее устройство 4 газ подается в смеситель 5, где смешивается с воздухом, образуя топливно-воздушную смесь. Для поддержания постоянного рабочего давления в топливном баке служит управляющий испаритель 2. В нем испаряется точно такое количество сжиженного газа, которое при рабочем давлении в баке компенсирует объем вытекшей из бака жидкости. Такое функционирование системы имеет место почти весь период работы двигателя. Однако сразу же после запуска двигателя некоторое время работа топливной системы осуществляется в ином порядке. Во время стоянки, предшествовавшей запуску двигателя, вследствие притока тепла из окружающей среды часть топлива в баке испарилась, в результате
Рис. 41. Схема системы питания двигателя СПГ
Рис. 41. Схема системы питания двигателя СПГ
чего давление в нем стало превышать рабочее. В свободном от жидкости объеме бака накапливается испарившаяся газовая фаза, которую надо сработать в двигателе в первое же время после запуска. В противном случае длительное время давление в баке будет превышать установленное рабочее значение. Для выполнения этой задачи и служат трубопровод 6, врезанный в бак таким образом, чтобы в него попадала только газовая фаза, и дозатор газовой фазы 7. В функцию последнего входит открывание трубопровода 6 и перекрытие канала, ведущего к испарителю 3, на период времени, пока давление в баке держится выше рабочего, В этом случае питание двигателя осуществляется газовой фазой прямо из бака. В целях безопасности бак должен быть снабжен предохранительным клапаном 8, который сбрасывает газ в атмосферу при достижении в баке предельно допустимого уровня давления. Согласно требованиям Госгортехнадзора проходное сечение в клапане должно выбираться из условия обеспечения расхода газа, перекрывающего возможную интенсивность испарения при температуре окружающей среды 50 °C.
На выбор значения рабочего давления в баке влияет ряд факторов конструктивного характера, связанных с конкретными решениями дозирующего устройства, испарителей и других узлов. В общем случае следует отметить лишь один фактор — хладостойкость материала. Для работы при температуре ниже —150 °C Госгортехнадзор допускает применение либо цветных металлов — медь, алюминий, либо сталей *с высоким содержанием никеля.
При выполнении бака из алюминия, не говоря уже о меди, возникают значительные трудности с обеспечением теплоизоляции вводов вследствие высокой теплопроводности материала. Применение никельсодержащих легированных сталей в изделиях массового производства, например в автомобилях, нежелательно. Поэтому целесообразно предусматривать рабочие параметры топливного бака, не допускающие температур ниже —150 °C. Температура кипения метана при атмосферном давлении —162 °C. СПГ, являясь смесью газов, имеет несколько более высокую температуру кипения, но она ниже отмеченного уровня. Температура кипения, равная —150 °C, имеет место при давлении 0,1 МПа. Имея в виду гарантию превышения уровня —150 °C, целесообразно устанавливать рабочее давление в баке на уровне 0,15—0,20 МПа.
Важное значение имеет выбор предельно допустимого давления газов в баке, т. е. уровня, при котором должна начаться утечка газа через предохранительный клапан. Эта утечка, кроме потери ценного топлива, может представлять также серьезную опасность для окружающих. Холодный газ, выходящий из клапана, образует с воздухом смесь, стелющуюся по поверхности вследствие весьма низкой температуры и выпадения из воздуха влаги в виде тумана. Следовательно, имеется возможность образования некоторого объема взрывоопасной смеси. Поэтому желательно свести случаи открытия предохранительного клапана к минимуму. ж’’
При работающем Двигателе вследствие расхода СПГ условий для превышения давления над уровнем рабочего не возникает. Иное положение складывается при остановке двигателя. Наличие теплового потока через изоляцию приводит к испарению части жидкости и повышению давления. Это испарение еще не является потерей топлива. Как уже отмечалось, образовавшаяся газовая фаза используется при очередном запуске двигателя. Потери начнутся тогда, когда откроется предохранительный клапан. Поэтому желательно устанавливать предельное давление достаточно высоким, чтобы избежать открывания клапана, хотя бы при непродолжительных остановках двигателя.
Интенсивность испарения зависит от количества тепла, поступающего через теплоизоляцию емкости. Как показывает анализ эффективности теплоизоляции выпускаемых промышленностью емкостей, она зависит от размеров и формы емкости, от вида изолирующего слоя и конструктивного исполнения элементов. Влияние размеров и формы резервуара видны из графиков рис. 42 [16].
Для емкостей, предназначенных для хранения сжиженных криогенных газов, применяется несколько видов теплоизоляции: высоковакуумная, вакуумно-порошковая, вакуумная многослойная. Высоковакуумная изоляция предусматривает двойную стенку бака, внутреннее пространство которой вакуумировано. Передача тепла через вакуум определяется двумя потоками: теплопроводностью разреженного газа и излучением. Поток тепла теплопро- 124
водностью зависит от остаточного давления газа в вакуумированном пространстве и для случая, когда остаточный газ является воздухом, может быть выражен формулой
q = 1,91- 10-в -р,(3.65)
где q — поток тепла через единицу площади поверхности, Вт/м2; р— абсолютное давление в вакуумированном пространстве, Па.
Таким образом, снижение давления позволяет уменьшить тепловой поток.
Формула (3.65) применима при давлении меньше 1,3 кПа. Однако даже высокий вакуум, сводя к минимуму тепловой поток теплопроводностью, не сказывается на передаче тепла излучением. Кроме того, высокий вакуум трудно сохранять длительное время.
Рис. 42. Зависимость удельных потерь на испарение СПГ от размеров и формы резервуара:
1 — цилиндрические резервуары одного диаметра и различной длины; 2 — геометрически подобные резервуары с постоянной толщиной изоляции; 3— резервуары, геометрически подобные по всем параметрам
Поэтому высоковакуумная теплоизоляция нашла применение лишь в сосудах малого объема.
Большего теплоизолирующего эффекта удается достигнуть, применяя вакуумно-порошковую изоляцию. В этом случае вакуумированное пространство заполняется порошковыми материалами, имеющими пористую структуру зерен, такими, как перлит, аэрогель. Для повышения надежности вакуума в качестве заполнителя применяют активированный уголь, природные и синтетические цеолиты. Из последних наиболее эффективен цеолит марки СаА. Передача тепла теплопроводностью остаточного газа при наличии порошков резко снижается вследствие многократного соударения молекул разреженных газов с зернами порошка. При этом имеет место лишь частичная передача энергии теплового движения молекул порошка молекулами газа. Таким образом, несмотря на то, что длина свободного пробега молекул достаточна для прямого переноса тепла от стенки к стенке, происходит ступенчатый перенос от зерна к зерну, при этом на каждой ступени поток ослабляется.
Порошок создает также ослабление теплопередачи излучением, являясь экраном прямого теплопотока. Однако степень черноты зерен порошка весьма близка к 1. Поэтому ослабление потока оказывается не очень эффективным. Зерна хорошо поглощают инфракрасное излучение, нагреваются и хорошо излучают в менее нагретые слои. Улучшение изоляции от излучения может быть достигнуто добавлением к засыпке металлических порошков, зерна
которых в наиболее эффективном случае должны иметь форму чешуек. Этим приемом удается снизить эффективную теплопроводность изоляции в 2—3 раза.
При вакуумно-порошковой изоляции возникает дополнительный теплопоток теплопроводности через зерна. Поэтому эффективность ее ограничена. Применение высокого вакуума в этом случае нецелесообразно. Снижение остаточного давления ниже 13 Па не дает дополнительного эффекта.
Наиболее приемлемой для транспортных целей является вакуумно-многослойная теплоизоляция, предполагающая размеще-
Рис. 43. Зависимость потерь от испарения в резервуарах для сжиженных газов от вместимости резервуаров:
/ — вакуумная изоляция; 2 — вакуумно-порошковая изоляция (аэрогель с металлическим порошком); 3 — вакуумио-миогослойиая изоляция
ние между стенками вакуумированного пространства параллельных экранов, разделенных между собой вакуумными слоями. Такое решение снижает передачу тепла как теплопроводностью остаточного газа, так и излучением, не создавая дополнительного потока через материал наполнителя. Основной сложностью в создании изоляции такого типа является разделение экранов между собой. На практике это достигается прокладкой между экранами разрозненных волокнистых материалов.
Влияние конструкции бака на теплоизолирующую способность состоит в теплопроводности подвесок внутреннего сосуда и присоединительных устройств (патрубков, выводов на измерительные приборы и т. п., а также конструкций изолирующего слоя). Как показывает анализ, общий тепловой поток может в несколько раз превышать значение, рассчитанное на основании показателей изоляции. В интегральном виде этот эффект проявляется в зависимости удельного теплового потока от объема резервуара. На 126
Таблица 19
Продолжительность безрасходного хранения СП Г в топливном баке, ч
Вид применяемой изоляции
Предельное давление в тепловом баке, МПа
Доля объема, ие занятого жидкостью
Объем топливного бака, дм3
20
40
80
150
300
600
Вакуумная многослой-
0,5
0,10
0,4
0,7
40
1,4
2,0
2,9
ная
0,30
0,5
0,8
1,1
1,5
2,2
3,1
0,50
0,5
0,8
1,2
1,8
2,4
3,5
1,0
0,1
0,8
1,3
1,8
2,5
3,5
5,2
0,3
0,7
1,3
1,8
2,5
3,5
5,2
0,5
0,8
1,3
1,9
2,6
3,7
5,3
1,5
0,1
1,2
2,0
2,8
3,9
5,7
8,1
0,3
Ы
1,8
2,6
3,6
5,4
7,3
Вакуумно-порошковая
1,5
0,1
0,4
0,5
0,8
1,1
1,7
2,5
рис. 43 приведена зависимость суточных потерь кислорода от геометрического объема сосуда, где он хранится при разных типах изоляции. Как видно из графиков, для сосудов объемом 50— 1000 дм3 (диапазон, соответствующий автомобильным топливным бакам) наименьшие потери дает применение вакуумной многослойной изоляции [13].
_ 770^"Р ~ у0,521 ’_ 770^"Р ~ у0,521 ’По данным рис. 43 для баков, объем которых лежит в пределах 20—1000 дм3, суточный удельный тепловой поток (кДж/(м3 • К • сут) может быть выражен соответственно для вакуумной многослойной и вакуумно-порошковой изоляции формулами
_ 770
^"Р ~ у0,521 ’
_ 770
^"Р ~ у0,521 ’
(3.66)
(3.67)(3.67)_ 2370
(3.67)
(3.67)
^НР ~ у0,602 *
где V — геометрический объем емкости, м3.
Понятие суточного удельного теплового потока определяется формулой
9пр 9пр QnpУ(Т0-тк)QnpУ(Т0-тк)(3.68)(3.68)
9пр
9пр
Qnp
У(Т0-тк)
Qnp
У(Т0-тк)
(3.68)
(3.68)
где Qnp—количество тепла, поступающего в емкость в течение суток, кДж; То и Тк — температуры соответственно окружающей среды и испаряющейся в баке жидкости.
Используя формулы (3.65) — (3.67), можно определить количество тепла, поступающего в бак за время, пока расход газа отсутствует. В этом случае в баке протекает процесс подвода тепла при постоянном объеме, который сопровождается ростом давления (табл. 19). *
Как показывают данные табл. 19, только весьма крупные баки при предельном давлении 1,5 МПа обеспечивают достаточно длительное хранение газа без потерь. Удовлетворительные результаты можно ожидать лишь в случае применения вакуумной много- слой изоляции. Примечательно еще и то обстоятельство, что свободный объем мало сказывается на продолжительности безрас- ходного хранения, что позволяет рекомендовать баки с малым свободным объемом.
Испарители, являющиеся важными составными частями системы топливной аппаратуры, требуют для своей работы подвода энергии. При этом для основного испарителя на покрытие теплоты испарения необходимы существенные энергозатраты. При рабочем давлении в баке 0,25 МПа потребная на испарение энергия составляет 0,035—0,050 Вт на 1 Вт развиваемой двигателем мощности. Для двигателя мощностью НО кВт потребляемая испарителем мощность составляет 3,8—5,4 кВт. Эту тепловую мощность можно получить из трех источников: системы охлаждения двигателя, отработавших газов и окружающей среды, поскольку температура кипения в этом случае —150 °C. При всех трех источниках основную трудность составляет исключение намерзания на теплопередающую поверхность. При применении жидкостного испарителя, использующего тепло системы охлаждения, температура стенок, соприкасающихся с охлаждающей жидкостью, должна превышать температуру замерзания жидкости. Поскольку все двигатели должны допускать использование воды в качестве охлаждающей жидкости, температура теплообменной поверхности должна быть выше 0 °C. Это требует создания стенок с повышенным тепловым сопротивлением. Такая же задача стоит при использовании двух других источников тепла, с той лишь разницей, что температура стенок должна превышать точку росы. Если источником тепла являются отработавшие газы, то температура должна быть выше 80 °C. Когда тепло подводится воздухом, стенки должны иметь температуру выше окружающей среды, так как воздух может иметь 100%-ную влажность. Это делает необходимым его предварительный подогрев, устанавливая, например, испаритель в потоке воздуха, прошедшего радиатор.
Управляющий испаритель, как показывает расчет, требует весьма малой мощности. Для двигателя мощностью 65 кВт потребляемая им энергия составляет 5 Вт. Поэтому для него целесообразно использовать безынерционный источник тепла — электроподогрев. В этом случае управляющий испаритель сможет с высокой степенью стабильности поддерживать постоянство давления в баке на рабочих режимах.
Кроме описанных устройств топливная система должна снабжаться контрольно-измерительным оборудованием, к которому относятся: указатель уровня топлива в баке; указатель давления; заправочное устройство, обеспечивающее герметичность при заправке и контроль переполнения; запорные вентили на трубопроводах; устройство аварийного опорожнения бака.
Рассмотренные в настоящем разделе принципы должны приниматься во внимание при разработке конструкций топливной аппаратуры транспортных средств, использующих СПГ в качестве топлива.
Глава 4
ДВИГАТЕЛИ НА ГАЗОВОМ ТОПЛИВЕ
Особенности двигателей, работающих на газовом топливе
В практике мирового и отечественного двигателестроения нашли реализацию различные по схеме действия и конструктивному исполнению поршневые двигатели, работающие на газовом топливе. Это позволяет на основе опыта их эксплуатации выявить наиболее перспективные принципы конструирования таких машин.
Поршневые двигатели, в том числе и газовые, различаются по трем основным признакам: методу воспламенения рабочей смеси, способу смесеобразования, тактности.
Различие по методу зажигания является важнейшим, так как оно обусловливает особенности протекания рабочего процесса и накладывает отпечаток на основные параметры и показатели двигателя.
По методу воспламенения рабочей смеси применяются газовые двигатели трех типов: с искровым зажиганием, с зажиганием от запальной дозы дизельного топлива (газодизели) и с форкамерно-факельным зажиганием. Хотя двигатели с перечисленными методами воспламенения значительно различаются между собой, все они работают с зажиганием газовоздушной смеси от постороннего источника.
Для газовых двигателей не нашел применения метод воспламенения от сжатия, используемый в дизелях, из-за высокой температуры воспламенения природного газа, которая требует чрезвычайно высокой степени сжатия. Следует, однако, отметить, что известна удачная попытка осуществить процесс по дизельному принципу за счет специфической формы ее организации, заключающейся в том, что в обычный дизель подавалась на впуске сильно обедненная газовоздушная смесь. Затем в конце сжатия газовоздушной смеси через компрессор подавалось дополнительно некоторое количество газа. Оказалось, что в сильно сжатой, а потому и нагретой газовоздушной смеси происходит надежное самовоспламенение газа, не возникающее в так же нагретом воздухе. В практике двигателестроения этот способ организации рабочего процесса применения не нашел, по-видимому, вследствие того, что, с одной стороны, он требует введения специальных компрессоров в составе топливной аппаратуры двигателя, а с другой— не дает столь ощутимых преимуществ перед другими видами газовых двигателей, какие имеет, например, дизельный 5 Заказ № 1684 129
процесс перед бензиновыми двигателями с воспламенением от искры. Уже отмечалось, что природный газ позволяет работать с посторонним зажиганием при таких же степенях сжатия, какие имеют место у дизелей, что приближает газовые двигатели по экономичности к дизелям.
Применяемые в двигателях, работающих на газовом топливе, системы принудительного зажигания предусматривают создание в цилиндре к моменту начала сгорания подготовленной к воспламенению рабочей смеси. Различие же состоит в том, каким обра-
Рис. 44. Различные схемы поджигания рабочей смеси:
а — искровое зажигание; б — газожидкостное зажигание; в — форкамерно-факельное зажигание; / — стенки цилиндра; 2 — поршень;
3— камера сгорания; 4— массовый электрод зажигания; 5 — центральный электрод свечи зажигания; 6 — пространство межэлектродного зазора свечи зажигания; 7 — объем заряда, прогреваемый искрой зажигания; 8 — форсунка дизельного топлива; 9 — факелы дизельного топлива; 10— форкамера; // — клапан форкамерного газа; 12 — сопло форкамеры; 13 — поджигающий факел форкамеры
зом образуется очаг, начинающий процесс горения основной части рабочей смеси. При искровом зажигании таким очагом является объем, прилежащий к межэлектродному пространству свечи зажигания. В двигателе с газожидкостным процессом очаги сгорания образуются в объеме, охваченном факелом впрыснутого дизельного топлива. Форкамерно-факельное зажигание предусматривает принудительное создание очага факельного типа за счет предварительного сжигания небольшого объема газовоздушной смеси в специальной форкамере. Схема рис. 44, а иллюстрирует искровое зажигание. Искра, проходящая между массовым 4 и центральным 5 электродами, разогревает межэлектродный зазор 6. Тепло из зазора распространяется в некоторый прилегающий объем 7, образуя очаг воспламенения. Схема газожидкостного воспламенения (рис. 44, б) не нуждается в специальных пояснениях. Впрыскиваемые форсункой 8 факелы 9 дизельного топлива становятся очагами воспламенения. Организацию форкамерно-факельного зажигания поясняет схема рис. 44, в.
В форкамеру 10 через клапан 11 подается газ или богатая газовоздушная смесь. В ходе сжатия в форкамеру через сопло 12 поступает рабочая смесь из цилиндра. В результате к моменту, когда требуется зажечь заряд, в форкамере создается хорошо подготовленная к воспламенению смесь, имеющая состав, определяющий быстрое сгорание всего объема. Воспламенение заряда форкамеры осуществляется с помощью свечи зажигания аналогично обычному способу искрового воспламенения. Быстро сгорающий в форкамере заряд создает воспламеняющий факел 13 горячих продуктов сгорания, выбрасываемых из форкамеры через сопло 12. Этот факел и становится очагом воспламенения в основной камере сгорания.
Все три описанных способа воспламенения имеют место в конструкциях двигателей, использующих жидкое топливо. Искровое и форкамерно-факельное зажигание применяется в бензиновых двигателях, а зажигание от сжатия факела топлива — в дизелях. Однако при газовом топливе описанные способы зажигания имеют особенности протекания, отличающие их от применяемых в жидкотопливных машинах. Эти особенности требуют в ряде случаев иного конструктивного оформления.
Теория теплового взрыва в приложении к искровому (очаговому) зажиганию устанавливает, что топливо воспламеняется, когда количество тепла, вводимого электрической искрой в газ, достаточно для нагрева определенного близлежащего объема газа до такой температуры, что выполняется условие, записываемое неравенством:
Е
— ^^е-^ >12,1Г1п—^(Тх—То)]0'®,(4-1)
RT20| RT2]
где Е — эффективная энергия активации реакции горения в формуле закона Аррениуса; Q —мольный тепловой эффект реакции горения; R — газовая постоянная; X — коэффициент теплопроводности газовой среды; г—радиус очага воспламенения; 2—пред- экспоненциальный множитель в законе Аррениуса, зависящий от порядка реакции и концентрации компонентов; То и Т\ — температура соответственно поджигаемого заряда и в центре очага воспламенения.
Особенность искрового разряда состоит в том, что температура, до которой нагревается искровой промежуток, ограничена значением, при котором ионизация межэлектродного пространства создает такую электропроводность канала, что тепло практически прекращает выделяться. В силу этого, а также из-за преобладания азота в газовоздушной смеси температура Тх не зависит от вида топлива, а определяется лишь плотностью среды в момент прохождения искры. Следовательно, правая часть неравенства (4.1) для разных видов топлива и систем искрообразования остается неизменной и зависит только от степени сжатия и температуры воздуха на входе в двигатель. Природа топлива, и главным 5*131
образом его термохимические свойства, влияет только на значение левой части неравенства (4.1). Количество тепла, введенное с искрой, может быть выражено формулой
Q^CpP^VTx—T^, (4.2) где Ср — изобарная теплоемкость рабочей смеси; р — плотность рабочей смеси в момент прохождения искры; и — коэффициент, учитывающий форму нагретого объема.
При сферическом объеме х=4/3л.
Подставив формулу (4.2) в формулу (4.1), после преобразований получим условие воспламенения искрой, определяющее энергетический минимум источника зажигания:
Q«>BQ«>Bе з хр"е RT° RT^ |
Q«>B
Q«>B
QzE )
где В — константа, зависящая от плотности смеси в момент зажигания; п— порядок химической реакции по топливу.
Поскольку отношение p"/z мало отличается для различных углеводородных топлив, природа топлива сказывается на значение потребной для зажигания энергии только тепловыми эффектами реакции и энергией активации. Мольный тепловой эффект горения метана меньше, чем у других углеводородов, а эффективная энергия активации выше. Поэтому потребная для зажигания энергия искры при метановом топливе значительно больше, чем при других видах горючего.
Следует также обратить внимание на то, что QH — это количество тепла, переданное искровым разрядом газу, а не энергия электрического импульса в системе зажигания. Как показали известные опыты Я. Б. Зельдовича, эффективное тепло составляет лишь 14 % от энергии электрического импульса. Причиной этого является специфический механизм выделения энергии в искровом разряде. Хорошо известно, что искровой разряд проходит несколько стадий развития. Первая стадия состоит в прохождении через искровой промежуток так называемого «лидера» — зоны интенсивной ионизации среды. В следующих стадиях разряда ток проходит по образовавшемуся ионизированному каналу— следу «лидера». В этих последующих стадиях тепло в канале, имеющем вследствие ионизации относительно малое сопротивление, почти не выделяется, так как сопротивление цепи создается в этом случае за счет металлических проводников, имеющих во много раз большую длину, чем искровой промежуток. Основная часть энергии, переходящей в газ, состоит в энергии ионизации искрового канала, которая после окончания разряда переходит в тепло вследствие рекомбинации ионов. Из этих свойств разряда следует и влияние формы электрического импульса на поджигающую способность искры. Импульс должен формироваться таким, чтобы доля энергии, приходящаяся на ионизацию, была максимальной.
Все эти общие положения о поджигающей способности искрового разряда имеют прямое отношение к двигателям, использующим газовое топливо, поскольку такое топливо требует более эффективного источника зажигания. Эти требования привели к тому, что в практике конструирования газовых поршневых двигателей нашли широкое применение более эффективные источники зажигания.
В первую очередь применяется сдвоенная система зажигания, когда в каждом цилиндре устанавливают две свечи с независимыми системами формирования искрового импульса. Это повышает надежность зажигания, что особенно важно, когда воспламеняющаяся способность искры близка к нижнему допустимому уровню. Увеличение поджигающей способности искры требует увеличения энергии в первой части импульса, что связано со снижением длины проводов высокого напряжения, соединяющих катушку зажигания со свечой. Для решения этой задачи применяются индивидуальные катушки зажигания для каждой свечи. Распределение же искры между цилиндрами осуществляется в цепи низкого напряжения. Для формирования электрического импульса применяют тиристорную систему, в которой импульс образуется разрядкой конденсатора через тиристор в первичную цепь соот ветствующей катушки зажигания. Тиристорное прерывание позволяет применять импульс более высокого напряжения, чем контактное, с очень крутым фронтом. Таким образом, тяжелые условия воспламенения газового топлива требуют применения систем искрообразования, имеющих повышенную надежность и высокоэнергетический импульс.
Газожидкостный процесс предполагает воспламенение факела дизельного топлива вследствие нагрева его до достаточной температуры в результате сжатия рабочей смеси. Аналогичный процесс (имеет место в дизельных двигателях. Однако и в этом случае наличие газового топлива создает свои особенности. В основном они сводятся к двум факторам: во-первых, в отличие от дизеля в газожидкостном процессе дизельное топливо впрыскивается не в воздушную среду, а в газовоздушную смесь, во-вторых, мощность газодизеля регулируется количеством газа, поданного в цилиндр, а порция впрыскиваемого жидкого топлива неизменна, в то время как в дизеле регулирование мощности достигается изменением количества впрыскиваемого топлива. Этими особенностями определяются специфические требования к работе топливной аппаратуры. Главным образом это возможность работы с малыми подачами топлива при сохранении хорошего распыла. Это достигается специальными топливными насосами и форсунками, предназначенными для малых цикловых подач топлива. Газовая топливная аппаратура обладает большей инерционностью, чем дизельная. Поэтому регулирование мощности только изменением количества подаваемого газа приводит к снижению устойчивости работы ’двигателя. Наиболее рациональным поэтому является двойное регулирование мощности: изменение
количества газа и дизельного топлива. При этом изменение количества дизельного топлива должно происходить лишь при малых по амплитуде, но высокочастотных отклонениях нагрузки, а изменение подачи газового топлива должно уравновешивать большие изменения требуемой мощности двигателя. Кроме того, только изменением количества газа нельзя перекрыть весь диапазон регулирования мощности двигателя, что также требует двойного управления топливоподачей. Эти особенности и отличают устройства, соединяющие топливную аппаратуру с регуляторами газодизелей, от таких же устройств дизельных двигателей.
Форкамерно-факельное зажигание у газовых двигателей, как и в двух предыдущих случаях, имеет свои отличия от такой же системы воспламенения в бензиновых двигателях. Здесь отличия связаны в основном с более высокой степенью сжатия, применяемой в газовых двигателях. Выше уже отмечалось, что состав рабочей смеси в форкамере к моменту прохождения искры определяется как составом смеси, поданной непосредственно в форкамеру, так и притоком рабочей смеси из основного объема цилиндра.
Пусть состав смеси, поступающей в форкамеру, характеризуется коэффициентом избытка воздуха оф, а состав смеси, поступающей в цилиндр,— коэффициентом ац. Кроме того, следует учесть, что рабочая смесь в цилиндре характеризуется наличием остаточных газов в количестве, характеризуемом коэффициентом остаточных газов у, под которым понимают отношение массы этих газов к массе поступившей свежей смеси. К моменту закрытия впускного клапана (или продувочных окон) форкамера оказывается заполненной форкамерной смесью, т. е. парциальные объемы топливного газа и кислорода в ней равны соответственно
Ут г = ——4—•1 4"Ут г = ——4—•1 4"(4-4)
Ут г = ——4—•
1 4"
Ут г = ——4—•
1 4"
уо = Jty**L» .0,21, (4.5)
1 -р СХф^о
где Уф— геометрический объем форкамеры.
После закрытия впускного клапана плотность заряда будет увеличиваться во всех частях цилиндра, включая форкамеру. При этом соотношение объемов вошедшей ц камеру рабочей смеси и имевшейся в ней к моменту закрытия клапана будет выражаться формулой
где Урс — объем, занятый в форкамере вошедшей рабочей смесью; УОг — объем цилиндра в момент закрытия впускного клапана; Уь — объем цилиндра в момент подачи искры.
134
Из геометрических соображений следует формула
(4-7)(4-7)в — (е — 1) (1 — Хк)ф^/41 + (в—1) (1 +%K)eM
(4-7)
(4-7)
где е — геометрическая степень сжатия; Хк— отношение радиуса кривошипа к длине шатуна; фа — угол запаздывания закрытия впускного клапана, радиан поворота коленчатого вала (п. к. в.); 9 — угол опережения зажигания, радиан п. к. в.
Используя соотношения, аналогичные формулам (4.4) и (4.5), для рабочей смеси, а также формулы (4.4)— (4.6), получаем выражение для коэффициента избытка воздуха в форкамере в момент прохода искры
_ (1 + ?) 0 + «ц^о) «ф.
(1 + Y) 0 + 01ц£д) -4- (ti>K 1) (1 + «ф^о)
I(1 + аф£р) (с»к — О [Q + У) “ц — У]м g\
(1 + ?) 0 + ац^-о) ~|- (<ок — 1) (1 + аф£р)
Из формулы (4.8) видно, что коэффициент избытка воздуха афР является по существу средневзвешенной величиной от «ф и ац, причем ац согласно формуле (4.7) близок к величине el—1, а аф близок к 1. Таким образом, при больших степенях сжатия, характерных для газовых двигателей, в форкамеру может подаваться чистый газ. Значение коэффициента избытка воздуха в форкамере «фр' в этом случае получим подстановкой в формулу (4.8) аф=0
(1 +у)ац£0+у+“>к
или, пренебрегая коэффициентом остаточных газов, получим
сеобразование. При этом жидкотопливные двигатели с принудительным зажиганием в основном выполняют с внешним смесеобразованием. Такие же системы применяются в двигателях на газовом топливе. Наибольшее распространение они получили на автомобильных двигателях вследствие простоты устройств для смесеобразования. Смеситель в таких устройствах, как правило, выполняется в форме сопла Вентури, встроенного в воздушный тракт. В узкое сечение этого сопла через расположенные по боковой поверхности горловины отверстия подается газ. Этого количества газа оказывается достаточно для получения гомогенной топливно-воздушной смеси в цилиндре двигателя. Однако хорошая способность газового топлива к смесеобразованию определила широкое применение внутреннего смесеобразования, особенно в крупноразмерных двигателях. При такой системе газ и воздух подаются в цилиндры двигателя раздельно. Смешение же происходит внутри каждого цилиндра.
Наиболее рационально применять систему внутреннего смесеобразования при двухтактном цикле: только такая система смесеобразования позволяет избежать потерь газа при продувке цилиндров двухтактного двигателя.
Для четырехтактных двигателей с наддувом применение внутреннего смесеобразования оказывается часто наиболее целесообразным. При такой системе газ подается внутрь цилиндров в начале сжатия —после продувки цилиндров воздухом. (В четырехтактных двигателях с наддувом продувка воздухом имеет место в период перекрытия клапанов.) На протяжении сжатия происходит смешение газа с воздухом, в конце сжатия газовоздушная смесь поджигается искрой, запальной дозой жидкого топлива или факелом, образованным форкамерой.
При подаче газа в начале сжатия требуются сравнительно небольшие давления газа, которые обычно обеспечиваются сетевым давлением, т. е. давлением газа в той системе, из которой берется газ для питания двигателя. Для транспортных двигателей это обеспечивает возможность хорошего опорожнения заправочных емкостей и, следовательно, достижения предельного запаса хода на одной заправке. Никаких специальных устройств для сжатия газа обычно не требуется. Этим система внутреннего смесеобразования для газа отличается в положительную сторону от систем непосредственного впрыска бензинового двигателя, где требуются специальные насосы подачи впрыскиваемого бензина.
При внутреннем смесеобразовании с вводом газа в начале сжатия — после заполнения цилиндров воздухом — увеличивается наполнение цилиндров горячей смесью за счет своеобразного дополнительного наддува газом.
Количество тепла, вводимого с топливом в виде теплоты сгорания на 1 м3 рабочего объема цилиндра Qu при внешнем смесеобразовании, определяется выражением
При внутреннем смесеобразовании
& = „ ~<41Z>
(1—y-^aLo \ е — 1 4 )
где Ят — объемная теплота сгорания топлива; у-1 — коэффициент остаточных газов к моменту закрытия впускного клапана; фа— угол запаздывания закрытия впускного клапана, радиан п. к. в.: Хк — отношение радиуса кривошипа к длине шатуна.
Как показывает формула (4.12), степень увеличения количества введенного на единицу объема тепла при внутреннем смесеобразовании в значительной мере зависит от соотношения между воздухом и газом в горючей смеси, так как прирост тепла происходит благодаря замещению воздухом объема, занимаемого при внешнем смесеобразовании в горючей смеси газом. Очевидно, чем меньше соотношение между воздухом и газом в смеси (чем меньше коэффициент избытка воздуха а), тем эффективней своеобразный наддув, получаемый в результате вдувания газа.
Некоторый дополнительный эффект (2—5 %) дает увеличение коэффициента наполнения при внутреннем смесеобразовании на газе вследствие уменьшения сопротивлений впускной системы (снижается коэффициент остаточных газов в формуле (4.12)).
Наряду с указанным преимуществом (увеличением наполнения) внутреннее смесеобразование имеет и недостатки.
Смешение газа с воздухом на коротком участке хода сжатия не обеспечивает такой же однородности смеси, как при внешнем смесеобразовании, что может несколько снизить к. п. д. двигателя.
Регулирование рабочего режима при внутреннем смесеобразовании сложнее, чем при внешнем.
В двадцатых годах для газовых двигателей применялась система внутреннего смесеобразования с подачей газа в цилиндр не в начале, а в конце хода сжатия.
При таком осуществлении внутреннего смесеобразования несколько уменьшается отрицательная работа сжатия индикаторной диаграммы. Однако при низком давлении в газовой сети требуется специальный газовый компрессор, так как давление вдувания газа в конце сжатия должно быть достаточно большим. Кроме того, ухудшаются условия смесеобразования. Эти обстоятельства привели к тому, что подачу газа в конце сжатия для современных газовых двигателей не применяют.
Проведенные ВНИИГАЗом исследования показали, что неоднородность смеси, возникающую при внутреннем смесеобразовании, нельзя относить только к недостаткам. Управление неравномерностью распределения газового топлива по объему заряда при искровом зажигании может обеспечить ту же эффективность рабочего процесса, которая имеет место при форкамерно-факельном воспламенении. В опытах был достигнут коэффициент избытка воздуха в районе свечи зажигания близкий к 1 при среднем по объему цилиндра коэффициенте а= 1,7. При двухтактном
Рекомендуемые степени сжатия для газовых двигателейРекомендуемые степени сжатия для газовых двигателейgОО1К ч 5S о яо[J.яя3 3ГО я яякXS03 ООф яя я о3X11 1яООр.О)яофСТЗYXUOОч фU JсоСО Z—х— 03яфЯ 1яя 103 ООфPtb*оЯяя503 XPtя XСОоОСОЯяяя3хо со5 ф х» ОннхоЯs 5 ояяН Ча.Sф Я ДяДо —я 0) я1 °0,)ЯII »»§ IIИ8л\Ц8 Он0*0.2 II2 оя яS оЯфяэЯ 8aS Я O-aSяк 3 о3 ^ ^ ” Я § ^5 й3 к§ч я Я я gО. ия" о оО.®«"tо *сСаСgОО1К ч 5S о яо[J.яя3 3ГО я яякXS03 ООф яя я о3X11 1яООр.О)яофСТЗYXUOОч фU JсоСО Z—х— 03яфЯ 1яя 103 ООфPtb*оЯяя503 XPtя XСОоОСОЯяяя3хо со5 ф х» ОннхоЯs 5 ояяН Ча.Sф Я ДяДо —я 0) я1 °0,)ЯII »»§ IIИ8л\Ц8 Он0*0.2 II2 оя яS оЯфяэЯ 8aS Я O-aSяк 3 о3 ^ ^ ” Я § ^5 й3 к§ч я Я я gО. ия" о оО.®«"tо *сСаСцикле с продувкой от на- з гнетателя внутреннее сме- § сеобразование, как указы- | валось, является единст- 5 венным средством избе- жать потерь газа при про- “ дувке и определяет целесо- “ образность преимуществен- 2 ного применения его вдви- s гателях, работающих на | газовом топливе.
Рекомендуемые степени сжатия для газовых двигателей
Рекомендуемые степени сжатия для газовых двигателей
g
ОО
1
К ч 5
S о я
о
[J.
я
я
3 3
ГО я я
я
к
X
S
03 ОО
ф я
я я о
3
X
1
1 1
я
ОО
р.
О)
я
о
ф
СТЗ
Y
X
UO
О
ч ф
U J
со
СО Z—х
— 03
я
ф
Я 1
я
я 1
03 ОО
ф
Ptb*
о
Я
я
я
5
03 X
Pt
я X
СО
о
О
СО
Я
я
я
я
3
хо со
5 ф х» Он
н
хо
Я
s 5 о
я
я
Н Ч
а.
S
ф Я Д
я
До —
я 0) я
1 °0,
)
Я
II »»§ II
И8л\Ц8 Он0*0.
2 II
2 о
я я
S о
Яф
я
эЯ 8
aS Я O-aS
я
к 3 о
3 ^ ^ ” Я § ^5 й
3 к
§
ч я Я я g
О. и
я" о о
О.®«
"t
о *
с
Са
С
g
ОО
1
К ч 5
S о я
о
[J.
я
я
3 3
ГО я я
я
к
X
S
03 ОО
ф я
я я о
3
X
1
1 1
я
ОО
р.
О)
я
о
ф
СТЗ
Y
X
UO
О
ч ф
U J
со
СО Z—х
— 03
я
ф
Я 1
я
я 1
03 ОО
ф
Ptb*
о
Я
я
я
5
03 X
Pt
я X
СО
о
О
СО
Я
я
я
я
3
хо со
5 ф х» Он
н
хо
Я
s 5 о
я
я
Н Ч
а.
S
ф Я Д
я
До —
я 0) я
1 °0,
)
Я
II »»§ II
И8л\Ц8 Он0*0.
2 II
2 о
я я
S о
Яф
я
эЯ 8
aS Я O-aS
я
к 3 о
3 ^ ^ ” Я § ^5 й
3 к
§
ч я Я я g
О. и
я" о о
О.®«
"t
о *
с
Са
С
Выбор тактности рабо- ” чего процесса у двигате- лей, использующих газовое § топливо, также имеет свою § специфику. Известно, что | распространение двухтакт- " ных двигателей ограничи- $ вается сложностью про- 5 дувки, а при внешнем сме- " сеобразовании и низким » к. п. д., связанным с поте- рями топлива при про- g s дувке. Применение газо- | £, вого топлива в значитель- »у ной мере ослабляет отри- °i цательное влияние этих s§ факторов. Внутреннее сме- = = сеобразование при газовом eg топливе значительно эф- в | фективнее, чем на жидком, «ё поэтому его применение §и для двухтактного двига- 5 g теля не усложняет кон- § S струкции, исключая потери „5 топлива при продувке. 5 5 В то же время хорошее 2.S смесеобразование на газо- §.5 вом топливе и способность с| работы двигателя на бед- "5 ных смесях существенно «о упрощают требования ® о к продувке. В этих усло- я £ виях органическое преиму- «8 щество двухтактного дви- Е| гателя — в 2 раза более до высокая частота рабочих с циклов — становится ощу- « тимее, чем в жидкотоплив-
иых двигателях. Это дает основания рекомендовать для газовых машин двухтактный рабочий процесс.
Применение газового топлива меняет также отношение к наддуву как средству повышения эффективных показателей двигателя. Высокая детонационная стойкость газового топлива допускает более высокую степень наддува, чем бензины. В сочетании с внутренним смесеобразованием, исключающим потери топлива при продувке, в том числе и у четырехтактных двигателей в фазе перекрытия клапанов, наддув позволяет поднять как мощность, так и экономичность газовых двигателей. Последнее имеет место вследствие снижения вентиляционных потерь на частичных нагрузках.
Таким образом, учитывая особенности, возникающие при использовании газового топлива, можно сделать ряд рекомендаций, касающихся конструирования газовых двигателей.
Для двигателей, работающих на газовом топливе, можно рекомендовать следующие способы осуществления рабочего процесса:
двухтактный рабочий процесс с турбонаддувом, внутренним смесеобразованием и форкамерно-факельным зажиганием;
двухтактный рабочий процесс с турбонаддувом, внутренним смесеобразованием, создающим направленную неоднородность рабочей смеси, и искровым зажиганием.
При конвертации жидкотопливных двигателей на газовое топливо, а также при создании двухтопливных двигателей в качестве эффективных способов переоборудования могут применяться:
турбонаддув, форкамерно-факельное зажигание в сочетании с внутренним смесеобразованием, качественное регулирование на расширенном диапазоне мощностей — для карбюраторных двигателей;
газожидкостный процесс, форкамерно-факельное зажигание, дополнительный турбонаддув для безнаддувных базовых машин — для дизельных двигателей.
Выбор степеней сжатия для двигателей с разными способами организации рабочего процесса рекомендуется осуществлять согласно табл. 20.
Газовые двигатели на базе дизелей Д-100
Во ВНИИГАЗе совместно с двигателестроительными отечественными заводами ведутся работы по созданию газовых двигателей, унифицированных с выпускаемыми этими заводами дизелями. Такой путь создания газовых двигателей оказался рациональным и результативным.
Наиболее значительным результатом следует признать создание газовых двигателей на баве дизелей типа Д-100 производственного объединения «Завод им. Малышева», широко распростра-
139
ненных на железнодорожном и водном транспорте и в стационарной энергетике.
Перевод двухтактных среднеоборотных дизелей Д-100 со встречно-движущимися поршнями на газ более труден, чем четырехтактных или даже двухтактных дизелей обычного типа.
Успешное решение этой задачи было достигнуто в результате тесного содружества заводского и научно-исследовательских коллективов. Большую роль сыграло создание специальной экспериментальной одноцилиндровой установки, на которой во ВНИИГАЗе отрабатывались рабочий процесс, системы питания, регулирования подачи газа, запуска, зажигания.
При разработке газовых двигателей на базе дизелей Д-100 была поставлена задача совместить максимальную технологическую унификацию газового двигателя и базового дизеля с наивыгоднейшей организацией рабочего процесса на газовом топливе. С учетом особенностей двухтактного цикла была применена система форкамерно-факельного зажигания.
Продувка и наполнение воздухом цилиндров двухтактного газового двигателя ГД-100 производится также, как и в дизеле Д-100. Воздух из нагнетателя под давлением 0,12—0,18 МПа поступает в цилиндры через верхние окна и вытесняет выпускные газы через нижние окна (рис. 45).
В начале сжатия, когда сходящиеся поршни перекрывают верхние и нижние окна, внутрь цилиндра под давлением подается газ, количество которого изменяется дозирующим органом 1, управляемым регулятором двигателя 7. В дозирующем органе давление газа автоматически снижается в зависимости от оборотов и нагрузки двигателя до 0,2 0,7 МПа. После дозирующего органа газ поступает к впускному газовому клапану 2, который открывается в начале сжатия посредством кулачка на валу 3, установленном на месте вала привода дизельных насосов. После впуска по ходу сжатия в цилиндре происходит смешение газа с воздухом.
В форкамеру 4, объем которой составляет 3—4 % от объема камеры сжатия цилиндра, в начале сжатия через автоматический клапан 6 подается небольшая дополнительная порция газа. В результате смешения дополнительной порции газа с обедненной газовоздушной смесью, поступившей из цилиндра, в форкамере образуется обогащенная легковоспламеняющаяся смесь, которая поджигается в конце сжатия искрой на свече зажигания 5, расположенной в крышке форкамеры. Из форкамеры в цилиндр выбрасывается факел горящих газов, который турбулизирует и воспламеняет основной заряд, обеспечивая быстрое сгорание обедненных смесей в цилиндре. Благодаря этому нагрузку (мощность) и число оборотов двигателя можно регулировать, как в дизеле, изменением состава смеси в цилиндре.
Следовательно, перевод дизеля Д-100 на газ не требует изменения его конструкции. Добавляется лишь одно отверстие в гильзе цилиндра для газового клапана и вместо (а также на место) ди- 140
зельной аппаратуры и привода к ней устанавливаются более про
стая газовая аппаратура с приводом и система зажигания.
Описанная система форкамерно-факельного зажигания отличается от применяемой для бензиновых двигателей заполнением форкамеры в начале сжатия только топливным газом и подачей
Рис. 45. Схема газового двигателя ГД-100Рис. 45. Схема газового двигателя ГД-100
Рис. 45. Схема газового двигателя ГД-100
Рис. 45. Схема газового двигателя ГД-100
его через неуправляемый автоматический клапан. Это значительно упростило систему и позволило в короткий срок наладить серийное производство таких газовых двигателей.
Газовые двигатели 11ГД-100 предназначаются для автоматизированных газовых мотор-генераторов электростанции, дающей энергию для собственных нужд магистральных газопроводов.
Как показывает многолетний опыт эксплуатации этих газовых двигателей, по своим мощностным и экономическим показателям они не уступают дизелям 11Д-100 (табл. 21).
Т а б^л и ц а 21
Сравнительная характеристика дизелей и газовых двигателей
Показатели
Дизели
Газовые двигатели (стационарные)
тепловозный 2Д-100
стационарный 11Д-100
ПГД-100
ИГД-ЮОм
Мощность, кВт
Частота вращения, об/мин
Степень сжатия
Среднее эффективное давление, МПа
Средняя скорость поршня, м/с
Эффективный к. п. д. , %
Максимальное давление сгорания, МПа
Скорость нарастания давления при сгорании, МПа/0 п. к. в.
Давление наддува, МПа Температура выхлопа, °C Масса двигателя с навешенными агрегатами, кг
Удельная масса двигателя, кг/кВт
1470 850
15,1
0,62 7,2 37
8,0
0,35 0,135
350
16 000
10,9
1103 750
15,1
0,53 6,35
36
7,3—7,6
0,32 0,125
340
16 000
14,5
1103 750
14,8
0,53
6,35 32—34
5,8—6,2
0,15 0,125
320
16 000
14,5
1103 750
12,5
0,53
6,35 33—35
5,2—4,6
0,13 0,125
320
16 000
14,5
Испытания и опыт эксплуатации газовых двигателей 11ГД-100 подтвердили их преимущества в отношении износов и расхода картерного масла.
Результаты техосмотров и микрометража первых двигателей 11ГД-100 после 750, 3000 и 6000 ч работы показали значительно меньшие износы и нагароотложения, чем в дизелях. Это позволило значительно увеличить межремонтные сроки работы газовых двигателей 11ГД-100.
Дизели 11Д-100 по инструкции завода необходимо останавливать каждые 250—300 ч для техосмотра и очистки окон от нагара, через 3000 ч— для ревизии с выемом поршней и сменой первых поршневых колец, а для газовых двигателей 11ГД-100 эти периоды соответственно равны 750 и 6000 ч.
Смена масла для дизеля производится через 600 ч, для газового двигателя — через 1500 ч.
Изиосы и нагароотложения газового двигателя 11 ГД-100(N = 1103 кВт, п = 750 об/мин) после 750 ч и дизеля 2Д-100(Дг = 1470 кВт, п = 850 об/мии) после 600 ч работы
Износы первых компрессорных колец, мм 2Д-100 НГД-100
Радиальный износ: верхние поршни 0,3750,16
нижние поршни 0,2730,204
Зазоры в замках (в рабочем состоянии): верхние поршни 0,790,45
нижние поршни 0,610,40
Нагароотложения, г
Канавки поршневых колец: нижний поршень 9,24Нет
верхний поршень 9,24»
Внутренняя поверхность днища поршня: нижнего 0,73»
верхнего 8,77»
Окна цилиндра: продувочные 19,47~»
выпускные 44,9Очень мало
В последние годы ПО «Завод им. Малышева» провел большие работы по дальнейшему повышению надежности газовых двигателей 11ГД-100, ресурс которых до капитального ремонта доведен до 60 тыс. ч, в то время как у дизеля 11Д-100 он не превышает 40 тыс. т.
Технико-экономический анализ показывает, что экономический эффект от внедрения газового двигателя 11 ГД-100 дает годовую экономию 33,23 тыс. руб. на машину по сравнению с дизелем.
Помимо денежной выгоды использование каждого газового двигателя 11ГД-100 вместо дизеля экономит ежегодно 2 тыс. т дизельного топлива и 10 т высококачественного масла с присадками.
Газовые двигатели типа 16ГДН 23/2x30
ВНИИГАЗ совместно с СКБД и заводом «Русский дизель» (г. Ленинград) создали двухтактный газовый двигатель с противоположно движущимися поршнями 61 ГА. Двигатель разработан на базе серийного дизеля 61 В. При разработке газового двигателя ставилась задача максимальной его технологической унификации с базовым дизелем. Это достигнуто путем применения системы форкамерно-факельного воспламенения, методы использования которого в двухтактных двигателях подробно исследованы во ВНИИГАЗе.
Конструкция газового двигателя 61ГА такова, что при мощности в 3676 кВт он имеет достаточно хорошие удельные показатели по массе—менее 10,88 кг/кВт. В сварном стальном остове двигателя двумя параллельными рядами установлено по восемь рабочих цилиндров (см. рис. 45), каждый из которых состоит из чугунной втулки с наружными продольными ребрами и напрессованной стальной гильзой которые образуют водяную рубашку. Верхняя (неохлаждаемая водой) часть втулки вставлена в ресивер продувочного воздуха и имеет окна для входа воздуха в цилиндр. Окна выполнены с осевыми и тангенциальными наклонами для образования вихревого движения воздуха в цилиндре. В нижней части втулки расположены выпускные окна. В перемычках между ними имеются каналы для охлаждающей жидкости. Нижняя часть втулки с выпускными окнами входит в секцию алюминиевого газовыпускного коллектора имеющего
двойные стенки, между которыми циркулирует охлаждающая жидкость. В каждом цилиндре расположены два поршня: верхний— продувочный и нижний — выхлопной. Соответственно каждый из них через шатун соединен с верхним и нижним коленчатыми валами. Всего двигатель имеет четыре коленчатых вала. Особенностью двигателей этого типа является встроенная зубчатая передача, которая объединяет валы и позволяет получать на выходном валу число оборотов, отличное от числа оборотов коленчатых валов. В средней части втулки цилиндра имеются две бобышки с отверстиями для форкамеры и пускового воздушного клапана, который объединен с индикаторным краном для замера давления в цилиндре. Между впускными окнами и форкамерой есть бобышка с отверстием для газовпускного клапана. Благодаря такому расположению газовпускной клапан в начальной фазе сгорания и расширения газов отделен от горячих газов поршнем, что значительно повышает надежность его работы. Управление газовпускными клапанами осуществляется при помощи двух распределительных валов. От нижних коленчатых валов приводятся крупные вспомогательные механизмы. На переднем торце остова укреплен их привод с присоединенными к нему насосами подачи масла и воды во внутренний и внешний контуры, а также турбовоздуходувка, состоящая из одноступенчатой осевой реактивной турбины и одноступенчатого центробежного нагнетателя. Энергии отработанных газов, поступающих в газовую турбину из выпускного коллектора, недостаточно для подачи необходимого количества воздуха, поэтому к турбовоздуходувке через гидромуфту и привод крупных вспомогательных механизмов подводится дополнительная мощность от коленчатых валов двигателя. Воздух после турбовоздуходувки охлаждается в холодильнике.
От базового дизеля 61В газовый двигатель конструктивно отличается тем, что вместо (и на место) дизельных форсунок ставятся форкамеры, а вместо топливных насосов высокого давления— газовпускные клапаны с приводами. Непосредственно в двигатель внесены незначительные (в технологическом отношении) изменения: понижено сжатие с 13,5 до 11 (за счет вставок поршней и изменения формы днища), изменены передаточные отношения в приводах нагнетателя и вспомогательных механизмах, конфигурация и фазы кулачков на распределительном валу. Газ в двигатель подается к газовпускным клапанам под давлением 0,58 МПа. Когда поршни, двигаясь навстречу друг другу, подходят к продувочным и выпускным окнам, газовпускные клапаны открываются и в цилиндры поступает газ на протяжении 60° п. к. в. Одновременно в форкамеру через автоматический клапан вводится дополнительная порция газа. Образующаяся в форкамере смесь поджигается искрой на свечах зажигания, расположенных в крышке форкамеры. Выбрасываемый из форкамеры факел поджигает обедненную смесь в цилиндре.
Осуществление эффективного рабочего процесса с форкамернофакельным зажиганием в мощном многоцилиндровом двигателе 144
потребовало тщательной отработки всех элементов системы подачи топлива, чтобы обеспечить надежную работу на всех режимах. На основе обширных испытаний на стендах ВНИИГАЗа и завода «Русский дизель», а также опыта эксплуатации подобных двигателей был отработан эффективный рабочий процесс, который в газовом двигателе протекает значительно мягче, чем в дизеле, о чем свидетельствует снижение максимального давления сгорания в цилиндре до 7,5 против 11,0 МПа в дизеле. Система подачи топлива газового двигателя 61ГА состоит из трех подсистем: подачи основного цилиндрового газа; форкамерного газа; питания газом при пуске и выходе на режим холостого хода. При рабочем режиме газ из магистрали поступает в коллектор цилиндрового газа. Далее газ по трубе идет к дозатору и затем к газовому клапану. Газовпускной клапан является только запорным органом. Количество же подаваемого за цикл газа определяется положением плунжера дозатора, связанного приводом с рейкой регулятора. В дозаторе расположено профилированное отверстие, открытое сечение которого регулирует плунжер. Принцип работы этой подсистемы весьма прост. При изменении нагрузки частота вращения коленчатого вала начинает меняться. Регулятор оборотов, отрегулированный на определенную частоту вращения, переместит тягу, а соответственно и плунжер в нужное положение, уменьшив или увеличив подачу газа. При пуске двигателя работает третья подсистема. В цилиндры подается сжатый воздух, подводимый одновременно и к пусковому газовому клапану, который перекрывает основной вход газа в коллектор, давая возможность газу идти в него лишь через пусковой редуктор-регулятор, где давление газа снижается до необходимого. Дозаторы при пуске открыты полностью. После запуска двигателя пусковой воздух отключается, пусковой газовый клапан открывает коллектор и газ в цилиндры идет через дозаторы.
Подсистема питания газом форкамер имеет особое значение для обеспечения устойчивой работы двигателя при всех режимах. Газ, направленный к форкамерам, поступает из основной топливоподающей магистрали к редуктору-регулятору форкамерного газа, где давление снижается до значения, зависящего от режима работы двигателя.
Из редуктора-регулятора форкамерный газ поступает в коллектор форкамерного газа, из которого по отводам к автоматическим клапанам, установленным на форкамерах. Назначение редуктора-регулятора— подача газа под переменным давлением, обеспечивающим оптимальный состав смеси в форкамерах при всех режимах, а также при пуске и выходе в режим холостого хода.
Многолетняя эксплуатация двигателей 61ГА показала надежность и эффективность описанной системы подачи топлива, обеспечивающей дистационный пуск двигателя и быстрый автоматический выход в заданный режим.
Для обеспечения надежности и долговечности элементов си-
145
стемы зажигания на двигателе 61 ГА применена автономная бесконтактная тиристорная система зажигания, разработанная НИИавтоприбором при участии ВНИИГАЗа.
Двигатель 61ГА используют в газоперекачивающем агрегате, где он служит приводом оппозитного газового компрессора, вал которого имеет частоту вращения 375 об/мин.
Газовый двигатель 61 ГА имеет массу 39 т. Полностью укомплектованные, испытанные и отрегулированные двигатели поставляются в собранном виде и после установки на подготовленные фундаменты без всяких разборок и регулировок могут быть пущены в эксплуатацию. Основные элементы масляной и водяной системы, не навешанные на
Рис. 46. Часовой расход топливного газа и удельный расход тепла мотор-генератор а МГ-3500Рис. 46. Часовой расход топливного газа и удельный расход тепла мотор-генератор а МГ-3500двигатель (маслобак, холодильники, фильтры, насосы, терморегуляторы), объединены в водо- масляный блок и поставляются также в сборе.
Рис. 46. Часовой расход топливного газа и удельный расход тепла мотор-генератор а МГ-3500
Рис. 46. Часовой расход топливного газа и удельный расход тепла мотор-генератор а МГ-3500
На базе газового двигателя 61 ГА создана также мотор-гене- раторная установка МГ-3500 мощностью 3500 кВт. Двигатель этого агрегата, получивший название 64ГА, отличается от описанного двигателя лишь передаточным отношением в главной передаче и размерами проходных сечений топливной аппаратуры (табл. 22).
Часовой расход топливного газа и удельный расход тепла газового мотор-генератора МГ-3500
приведен на рис. 47. Как видно из рис. 46 и табл. 22 двигатели 61 ГА и 64ГА имеют достаточно высокую экономичность. К. п. д. этих двигателей находится в пределах 36—37 %.
Агрегат МГ-3500 автоматизирован по 3-й степени. Такими агрегатами оснащена электростанция в г. Надыме, где установлены четыре газовых мотор-генератора и один резервный дизель-генератор той же мощности. В 1978 г. была пущена еще одна электростанция с семью мотор-генераторами МГ-3500 (месторождение Медвежье). Агрегаты наработали более чем по 20 000 ч, они удовлетворяют требованиям эксплуатации, экономичны, надежны в работе.
Газовый двигатель К-762
Газовый двигатель К-762 для автоматизированного газового мотор-генератора ГДГА-48 был создан совместно ВНИИГАЗом и токмакским дизелестроительным заводом им. Кирова на базе выпускаемых заводом дизелей 6412/14. 146
Таблица 22
Основные параметры дизеля 61В и газовых Двигателей 61 ГА и 64ГА, построенных на его базе
Параметры
61В
61ГА
64ГА
Мощность, кВт
Частота вращения коленчатого вала, об/мин
Частота вращения фланца
4412
850
350
3676
710
375
3676
710
1000
отбора мощности, об/мин
Число цилиндров
16
16
16
Диаметр цилиндров, мм
Ход поршней, мм
Степень сжатия
Среднее эффективное давление Рте, МПа
Максимальноедавление
230 2X300 13,5
0,764
230 2X300
11
0,764
230 2X300
11
0,764
6,85
171 — 176
6,85 171—176
сгорания ртах, МПа Давление наддува рв, МПа
11,25 188—196
Температура выхлопных га-
380—410
380—410
зов, °C
410—430
Удельный эффективный рас-
ход тепла при номинальной мощности, кДж/(кВт-ч)
10,28-103
10,6-103
10,4-103
Моторесурс до переборки, ч
4 500
8 000
8 000
Моторесурс до капитального ремонта, ч
Габаритные размеры, мм
25 000
50 000
50 000
6770Х 1900X3315
6650X2100X3300
Масса двигателя (сухого), т
39
39
39
Четырехтактные двигатели 6412/14 относятся к широко распространенному типу дизелей средней быстроходности, используемых в судовых и стационарных установках. Отсутствие наддува упрощает конструкцию, однако среднее эффективное давление оказывается невысоким, а удельная масса повышенной.
Перевод четырехтактного дизеля без наддува на питание газом, как известно, трудностей не представляет и может быть осуществлен по простейшей, так называемой карбюраторной схеме, предусматривающей установку на впускной трубопровод двигателя газовоздушного смесителя, через который в цилиндры двигателя на такте всасывания подается газовоздушная смесь, поджигаемая в конце сжатия искрой на свече зажигания (рис. 47)- •Газ из внешней сети под давлением до 0,6 МПа направляется через фильтр и запорный вентиль к регулятору давления (газовому редуктору), где давление газа снижается до нескольких гектопаскалей. Это давление поддерживается примерно постоянным автоматическим газовым редуктором независимо от режима работы двигателя. После газового редуктора газ через ресивер поступает в смеситель, установленный на впускном коллекторе двигателя, где смешивается в нужной пропорции с воздухом, поступающим через воздушный* фильтр непосредственно из атмо-
сферы. Заслонка мой в двигатель двигателя.сферы. Заслонка мой в двигатель двигателя.Рис. 47. Принципиальная схема перевода дизеля 6412/14 на ным газом:Рис. 47. Принципиальная схема перевода дизеля 6412/14 на ным газом:питание природ-питание природ-/ — фильтр газовый; 2 — главный запорный вентиль с электромагнитным приводом; 3 — газовый редуктор; 4 — газовый ресивер; 5 —воздушный фильтр; 6— газовоздушиый смеситель; 7 — двигатель; 8 — свеча зажигания; 9 — индукционная катушка; 10 — аккумулятор; И — прерыватель-распределитель; 12— тяга от регулятора скорости двигателя; 13 — пусковой вентиль с электромагнитным приводом/ — фильтр газовый; 2 — главный запорный вентиль с электромагнитным приводом; 3 — газовый редуктор; 4 — газовый ресивер; 5 —воздушный фильтр; 6— газовоздушиый смеситель; 7 — двигатель; 8 — свеча зажигания; 9 — индукционная катушка; 10 — аккумулятор; И — прерыватель-распределитель; 12— тяга от регулятора скорости двигателя; 13 — пусковой вентиль с электромагнитным приводом
сферы. Заслонка мой в двигатель двигателя.
сферы. Заслонка мой в двигатель двигателя.
Рис. 47. Принципиальная схема перевода дизеля 6412/14 на ным газом:
Рис. 47. Принципиальная схема перевода дизеля 6412/14 на ным газом:
питание природ-
питание природ-
/ — фильтр газовый; 2 — главный запорный вентиль с электромагнитным приводом; 3 — газовый редуктор; 4 — газовый ресивер; 5 —воздушный фильтр; 6— газовоздушиый смеситель; 7 — двигатель; 8 — свеча зажигания; 9 — индукционная катушка; 10 — аккумулятор; И — прерыватель-распределитель; 12— тяга от регулятора скорости двигателя; 13 — пусковой вентиль с электромагнитным приводом
/ — фильтр газовый; 2 — главный запорный вентиль с электромагнитным приводом; 3 — газовый редуктор; 4 — газовый ресивер; 5 —воздушный фильтр; 6— газовоздушиый смеситель; 7 — двигатель; 8 — свеча зажигания; 9 — индукционная катушка; 10 — аккумулятор; И — прерыватель-распределитель; 12— тяга от регулятора скорости двигателя; 13 — пусковой вентиль с электромагнитным приводом
смесителя, регулирующая количество подавае- газовоздушной смеси, управляется регулятором
При запуске двигателя вентиль закрыт и газ поступает к смесителю через открытый вентиль, минуя регулятор.
Для зажигания поступившей в цилиндры двигателя горючей газовоздушной смеси служит система, состоящая из аккумуляторной батареи, прерывателя-распределителя с приводом от коленчатого вала двигателя, индукционной катушки и свечи зажигания.
Принципиальные схемы питания и зажигания газового двигателя на базе четырехтактного дизеля 6412/14 идентичны обычным общепринятым схемам, используемым при переводе на газ быстроходных четырехтактных жидкотопливных двигателей, в частности автомобильных. Поэтому некоторые агрегаты питания и зажигания были взяты из числа применяемых для автомобилей.
При переводе на газ дизеля 6412/14 ставилась задача максимальной унификации газовой модели с дизельной. Некоторые изменения в дизеле при конвертировании его в газовый двигатель коснулись лишь двух основных деталей: головки цилиндров и поршня. Литье головок дизеля и газового двигателя одинаково, а механическая обработка головки цилиндров газового двигателя незначительно изменена в связи с установкой свечи зажигания вместо (и на место) дизельной форсунки.
Поршень газового двигателя К-762 также имеет некоторые несущественные отличия от поршня дизеля К-457, достигаемые несколько иной механической обработкой дизельных поршней.
Достигнутые в результате изменения головки цилиндров и поршня увеличение объема и некоторое изменение формы камеры сгорания, расположенной в поршне газового двигателя 148
К-762, преследовали две цели: снижение степени сжатия с 16 до 11 и приближение формы камеры сгорания к полусферической со свечой, расположенной вблизи центра полусферы.
Кроме описанных, в дизель внесены некоторые незначительные изменения, связанные с установкой агрегатов системы зажигания, и др.
Большая часть этих агрегатов, а также агрегатов системы питания использована из числа выпускаемых отечественной промышленностью для жидкотопливных и газовых двигателей. Исключение составляет газовоздушный смеситель, отличительной особенностью которого является конструкция органа, регулирующего количество газовоздушной смеси, поступающей во впускной трубопровод двигателя. Как правило, в карбюраторах и смесителях в качестве такого органа используется элементарная плоская дроссельная заслонка. Однако в данном случае такую простую конструкцию применить не удалось, так как орган, регулирующий количество рабочей смеси, поступающей в двигатель К-762, управляется регулятором прямого действия, имеющим малую перестановочную силу. Дроссельные заслонки обычного типа создают в потоке газа достаточно большой, а самое главное, переменный (в зависимости от величины открытия заслонки и скорости газа) момент на оси заслонки. Эксперименты показали, что с дроссельной заслонкой обычного типа газовый двигатель К-762 с серийным регулятором РИМ работает неустойчиво и не удовлетворяет предъявляемым требованиям. В связи с этим был разработан дозирующий орган, состоящий из двух симметричных пар подвижных и неподвижных заслонок с вырезами в них (рис. 48).
Две пары заслонок применены для полной разгрузки оси от моментов и усилий, вызываемых потоком газовоздушной смеси. Ось подвижных заслонок вращается в двух игольчатых подшипниках. Такая конструкция позволила удовлетворять всем предъявляемым требованиям.
Нагрузочные характеристики двигателей (рис. 49) К-457 (дизель) и К-762 (газовый) сняты во ВНИИГАЗе на одном и том же образце двигателя. По экономичности на полной нагрузке (58,8 кВт) газовый двигатель не уступает дизелю: его эффективный к. п. д. доходит до 34 %. Объясняется это тем, что при этой нагрузке газовый двигатель работает на наиболее экономичной газовоздушной смеси (а=1,32—1,36), в то время как у дизеля на этом режиме смеси несколько обогащена.
Повышенная температура (следствие пониженной степени сжатия и более богатой смеси) выпускных газов, как, показала многолетняя эксплуатация газовых двигателей, не ухудшает надежность и долговечность деталей двигателя.
Работа агрегатов ГДГА-48 на переходных режимах показала хорошую динамику регулирования.
При создании агрегатов ГДГА-48 не ставилась задача обеспечения их параллельной работы. Однако непрямолинейность
149
регулярной характеристики составляла всего 0,267, или 12,5 % от остаточной неравномерности [2], что указывает на возможность параллельной работы.
Рис. 48. Газовоздушный смеситель газового двигателя К-762:Рис. 48. Газовоздушный смеситель газового двигателя К-762:— диффузор; 2— подвижные заслонки;
Рис. 48. Газовоздушный смеситель газового двигателя К-762:
Рис. 48. Газовоздушный смеситель газового двигателя К-762:
— неподвижные заслонки; 4 — выход газовоздушиой смеси к двигателю; 5 — ввод газа холостого хода
Рис. 49. Нагрузочные характеристики дизеля К-457 (сплошные) и газового двигателя К-762 на его базе (пунктир); п=1500 об/мин
Основные технические характеристики дизельного и газовогомотор-геиераторов Токмакского завода
Мотор-генератор
Заводской индекс
Номинальная (длительная) мощность, кВт . .
Частота вращения, об/мин
ДизельныйДГА-48481500ДизельныйДГА-48481500ГазовыйГДГА-48481500ГазовыйГДГА-48481500150
Дизельный
ДГА-48481500
Дизельный
ДГА-48481500
Газовый
ГДГА-48481500
Газовый
ГДГА-48481500
Род тока Трехфазный,50 Гц,Род тока Трехфазный,50 Гц,Сухая масса мотор-генератора с навешенными агрегатами, кг
Род тока Трехфазный,
50 Гц,
Род тока Трехфазный,
50 Гц,
Габаритные размеры мотор-генератора, мм: длина ширина высота
Двигатель
Заводской индекс
Мощность номинальная при нормальных условиях, кВт
Частота вращения, об/мин
Степень сжатия
Среднее эффективное давление, МПа
Средняя скорость поршня, м/с
Максимальное давление вспышки, МПа . . . .
Удельный расход топлива на номинальном режиме, кДж/(кВт-ч)
Удельный расход масла (без учета сливаемого при замене), г/(кВт-ч)
Масса «сухого» двигателя, кг
Габаритные размеры двигателя, мм: длина ширина высота
21003500815 1445К-45758,81500160,576,0<12 53610,210801530785111221003500815 1445К-45758,81500160,576,0<12 53610,2108015307851112переменный,400 В210035008151445К-76258,8150011,50,575,0<10 8278,5 108015307851112переменный,400 В210035008151445К-76258,8150011,50,575,0<10 8278,5 108015307851112Длительные испытания головного образца (особенно 1000-часовые межведомственные испытания), а также многолетний опыт эксплуатации этих двигателей на объектах газовой промышленности показали, что износы поршневых колец, втулок, поршневых пальцев и других деталей весьма незначительны и отложений нагара значительно меньше, чем в дизеле.
2100
3500
815 1445
К-457
58,8
1500
16
0,5
7
6,0
<12 536
10,2
1080
1530
785
1112
2100
3500
815 1445
К-457
58,8
1500
16
0,5
7
6,0
<12 536
10,2
1080
1530
785
1112
переменный,400 В
2100
3500
815
1445
К-762
58,8
1500
11,5
0,57
5,0
<10 827
8,5 1080
1530
785
1112
переменный,400 В
2100
3500
815
1445
К-762
58,8
1500
11,5
0,57
5,0
<10 827
8,5 1080
1530
785
1112
Типоразмерный ряд газовых двигателей на базе дизелей 2Э-4РГ, 1Э-8РГ и 2Э-16АГ ‘
ВНИИГАЗом закончена разработка типоразмерного ряда полностью автоматизированных газовых мотор-генераторов 2Э-4РГ, 1Э-8РГ и 2Э-16АГ мощностью соответственно 3,5; 8,0 и 16 кВт на базе дизель-генераторов, серийно выпускаемых Рижским дизелестроительным заводом. Указанные агрегаты оснащены соответственно одно-, двух-, и четырехцилиндровыми газовыми двигателями Ч 8,5/11 (табл. 23).
При разработке типоразмерного ряда указанных газовых двигателей стояли две задачи: возможно более полная технологическая унификация с базовым дизелем; значительное увеличение сроков между техосмотрами и переборками.
Последнее требование связано с тем, что мотор-генераторы с этими двигателями предназначались, в первую очередь, для станций катодной защиты и радиорелейной связи магистральных
Написан совместно с В. А. Беловым.
газопроводов, расположенных в отдаленных районах, доступ к которым затруднен длительное время. Газовые двигатели должны в таких условиях работать без обслуживания не менее 1000 ч. Между тем в дизелях ряда 48,5/11 смена масла в картере и пакета фильтра тонкой очистки производится каждые 200 ч (согласно заводской инструкции). Таким образом, при непрерывной работе дизель требует обслуживания масляной системы через четверо суток.
Коромысла и толкатели механизма привода клапанов дизеля 4 8,5/11 согласно заводской инструкции следует смазывать вручную ежесуточно. Эти требования не соответствуют указанным условиям работы агрегатов на станциях катодной защиты и узлах радиорелейной связи. Испытания газового двигателя в течение 1000 ч без смены масла и вскрытия фильтров при тщательном периодическом контроле показали, что по основным параметрам (вязкость, коксуемость, кислотность, зольность, содержание механических примесей) масло пригодно для дальнейшего использования.
Таким образом, срок смены масла и пакета фильтра тонкой очистки в газовом двигателе может быть установлен 1000 ч, что с избытком удовлетворяет требованию обслуживания агрегата.
Вопрос об автоматизации смазки механизма привода клапанов газовых двигателей оказался значительно сложнее.
Коренным решением этого вопроса явилось бы введение единой системы принудительной смазки современного типа, что потребовало бы довольно серьезной переделки двигателя.
Во ВНИИГАЗе было разработано и испытано простое приспособление для автоматической одноразовой ежесуточной смазки механизма привода клапанов газовой модификации двигателей рассматриваемого ряда (рис. 50).
На крышке головки устанавливается небольшой масляный резервуар 4 с клапаном 5, который открывается под воздействием импульса от фотоэлемента 1 и преобразователя 2. Может быть использован соленоид РС-41, применяемый на дизеле 14 8,5/11.
От резервуара (за клапаном) отходят трубки 5, подводящие смазочное масло к трем точкам каждого коромысла.
В качестве реле одноразового ежесуточного привода во ВНИИГАЗе был опробован ряд устройств. Наилучшие результаты показало приспособление, включающее фотоэлемент, дающий разовый импульс при изменении ночной освещенности на дневную.
Обобщение и анализ многолетнего опыта эксплуатации этого устройства дали вполне удовлетворительные результаты. Ежесуточное включение происходит безотказно. Разовый расход масла составляет 2,0—2,5 г. Запаса масла в резервуаре 4 вполне достаточно для безотказной работы в течение месяца. Это также подтверждается микрометражом работы механизма привода клапанов, который находился в рабочем состоянии после 1000 ч эксплуатации.
Рис. 51. Крышка цилиндров газового двигателя:Рис. 51. Крышка цилиндров газового двигателя:1 — заглушка; 2 — свеча зажигания; 3 — отверстие свечи зажигания; 4 — водяная полость; 5 — уплотнительная пластина;6 — седло клапана1 — заглушка; 2 — свеча зажигания; 3 — отверстие свечи зажигания; 4 — водяная полость; 5 — уплотнительная пластина;6 — седло клапана
Рис. 51. Крышка цилиндров газового двигателя:
Рис. 51. Крышка цилиндров газового двигателя:
1 — заглушка; 2 — свеча зажигания; 3 — отверстие свечи зажигания; 4 — водяная полость; 5 — уплотнительная пластина;
6 — седло клапана
1 — заглушка; 2 — свеча зажигания; 3 — отверстие свечи зажигания; 4 — водяная полость; 5 — уплотнительная пластина;
6 — седло клапана
В базовых дизелях применена вихрекамерная головка. В газовом двигателе вставная часть вихревой камеры вынимается, а в нижнюю часть отверстия этой камеры устанавливается пластина, служащая для уплотнения прокладки головки цилиндра. Эта конструкция обеспечивает снижение е с 17 (дизель) до 9,5.
Рис. 50. Схема устройства для автоматизированной ежесуточной смазки клапанного механизма двигателя
В связи с тем, что при снижении 8 растет температура выпускных газов, а также с целью возможного увеличения моторесурса газового двигателя в крышку цилиндров были запрессованы седла клапанов, изготовленные из износостойкого материала.
Кроме того, в дообработанное отверстие запальной свечи дизеля устанавливается свеча зажигания, а отверстие под форсунку глушится пробкой (рис. 51).
154
При переводе на газ рассматриваемого типоразмерного ряда двигателей использовались в основном агрегаты из числа выпускаемых отечественной промышленностью. В схеме топливной системы газового двигателя 1ГЧ 8,5/11 (рис. 52) газ под давлением 0,0018—0,002 МПа поступает в клапан-отсекатель /, пропускающий его при пуске двигателя к регулятору давления //. Здесь давление газа понижается до 0,0001—0,00015 МПа. Под этим давлением газ поступает в пусковой клапан III, из которого при пуске двигателя направляется по пусковому каналу 11, а после
Рис. 52. Схема топливной системы МПа газового двигателя 1ГЧ 8,5/11:
Д — газ (р=0,1018—0,102 МПа); Б и В — газ (р=0,1—1,0015 МПа); Г —воздух; Д — смесь в двигатель; Е — масло из двигателя (р=0,35—0,4 МПа);
/ — клапаи-отсекатель; //— редуктор-регулятор; /// — пусковой клапан; IV — смеситель; V — золотниковая заслонка; VI — пусковой соленоид; 1— мембрана; 2 и 7 — клапаны; 3, б и 12 — пружины; 4 и 5 — соленоиды; 8 — канал основного газа; 9— золотник; 10 — виит регулировки газа; // — канал пускового газа; 12 — тяга регулятора скорости
пуска — по основному каналу 8. Пройдя клапан ///, газ поступает в смеситель IV; туда же поступает воздух из атмосферы. Количество поступающей в двигатель газовой смеси регулируется золотниковой заслонкой V, золотник 9 которой связан тягой 12 с регулятором скорости двигателя.
Воспламенение сжатой в цилиндре смеси осуществляется с помощью системы зажигания, состоящей из свечи зажигания в крышке цилиндра и магнето М27Б, которое установлено на переднем конце коленчатого вала двигателя. При разработке двигателя и его испытаниях большое внимание было уделено обеспечению надежного пуска и устойчивого регулирования режимов работы.
В отличие от двигателя 1ГЧ 8,5/11, где применен количественный способ регулирования, наиболее распространенный для такого класса двигателей, но * требующий сложных конструкций регулирующего органа, для двух- и четырехцилиндровых двига-
155
телей было применено качественное регулирование мощности. Этот выбор был основан на результатах исследований устойчивости работы и переходных процессов двигателей 2Г4 8,5/11 и 4ГЧ 8,5/11. Система подачи газового топлива у этих двигателей унифицирована (рис. 53). Газ под давлением 0,0018—0,002 МПа поступает в клапан-отсекатель 1. При запуске двигателя он открывается и пропускает газ в дозатор 2, в котором происходит изменение количества газа, поступающего в двигатель, в зависимости от режима работы двигателя. Проходя дозатор, газ попадает в смеситель 3, в котором установлено дозирующее пусковое устройство.
Данная схема системы топливоподачи позволила обеспечить надежный запуск газовых двигателей, устойчивую работу на всех
теля
Рис. 53. Схема системы подачи газового топлива двигателей 2ГЧ 8 5/11 и 4ГЧ 8,5/11
мощностных режимах и длительность переходных процессов при изменении нагрузки, равные выходным параметрам дизеля, указанным в ТУ на поставку.
Система зажигания двигателя 2Г4 8,5/11 состоит из свечей зажигания СД-38БСМ и магнето МИЭ, установленного на переднем конце коленчатого вала. В двигателе 44 8,5/11 применены батарейная система зажигания от двигателя ГАЗ-24 и свечи зажигания СД-38БСМ.
На рис. 54 и 55 представлены нагрузочные характеристики двигателей 1Э-8РГ и 2Э-16АГ. Из результатов исследований, проведенных ВНИИГАЗом на стендах, и анализа опыта эксплуатации большого числа двигателей типоразмерного ряда можно сделать следующие выводы.
Перевод дизелей ряда 4 8,5/11 на газ практически не требует изменения их конструкций. Добавляется лишь доработка крышек цилиндров, связанная с установкой жаропрочных седел и свечей зажигания.
Удельная мощность и к. п. д. газовых двигателей примерно такие же, как и у базовых дизелей.
Значительно снизилась токсичность отработавших газов, в 1,5—2 раза увеличился моторесурс до переборки и до капитального ремонта.
156
4. Увеличился срок службы и уменьшился расход смазки; снизились эксплуатационные расходы на топливо и масло.
Эксплуатационные расходы на топливо и масло для дизель-генератора 2Э-16А и мотор-генератора 2Э-16АГ при их мощности16 кВт
2Э-16А
2Э-16АГ
Топливо: стоимость . . • удельный расход
76 руб/т
5,5 кг/ч
28 руб/1ООО м8
7,8 м3/ч
Рис. 54. Нагрузочная характеристика агрегата 1Э-8РГ; а— угол опережения зажигания поворота коленчатого вала
Рис. стика
2Э-16АГ
55. Нагрузочная характери- газового мотор-геиератора
Масло: срок службы, ч количество сменяемого масла, кг стоимость, руб/т
Расход дизельного топлива за год (7000 ч работы), т Стоимость дизельного топлива, израсходованного за год, руб Расход природного газа за год (7000 ч работы) м3-103 Стоимость природного газа, израсходованного за год, руб Годовая экономия расходов на топливо, руб
Расход масла за год, кг Стоимость масла, израсходованного за год, руб. . . Годовая экономия расходов на масло, руб. . . .
200 8,5 260
38,5
2930
1000
8,5 260
298
7877,5
Суммарная экономия расходов
Разработанный типоразмерный
ряд
газовых
54,6
1510
1420
59,5
15,5
62
1482 двигателей
явился^ базой для создания - автоматизированных передвижныхэлектростанций (АПЭС), которые в настоящее время успешно
157
эксплуатируются на объектах газовой промышленности. К числу таких электростанций относятся АПЭС-3,5; АПЭС-7; АПЭС-14. Электростанция АПЭС-3,5 представляет собой фургон КУНГ П-10, который может перемещаться на санях. Внутри фургона установлено все основное и вспомогательное оборудование. К основному оборудованию относятся три газовых мотор-генератора 2Э-4РГ, два из которых, рабочий и резервный, работают на природном газе, а третий — аварийный на сжиженном газе, баллон с которым находятся в специальном отсеке фургона, и щиты автоматики, расположенные на стене фургона. Система охлаждения двигателей — рабочего и резервного — термосифонная соединяется системой отопления фургона. Система отопления фургона состоит из автоматического газового подогревателя АГВ-120, водорасширительного бака, радиаторов отопления и трубопроводов. Подобная схема позволяет не только использовать тепло, отводимое от работающего двигателя для отопления фургона, но и поддерживать резервный и аварийный агрегаты в «горячем» резерве, что повышает надежность их автоматического запуска. Для поддержания заданной температуры воздуха в фургоне установлен вентилятор, оборудованный схемой автоматического включения, выключения и контроля работы. Для предохранения системы отопления от размораживания в фургоне установлен автоматический клапан слива воды из системы.
Длительная эксплуатация электростанций АПЭС-3,5 на газопроводе показала их высокую надежность и дала большой экономический эффект, что в не малой степени сказалось на разработке и внедрении более мощных электростанций.
Электростанции АПЭС-7, АПЭС-14 в отличие от АПЭС-3,5 размещены в унифицированном цельнометаллическом энерговагоне, изготовляемом Опытным заводом ВНИИГАЗа. Поскольку принципиальных различий между обоими типами станций нет, рассмотрим конструктивные особенности только электростанции АПЭС-14 (рис. 56), (табл. 24).
Таблица 24 Основные технические данные автоматизированных передвижных электростанций
Параметры
АПЭС-3,5
АПЭС-7
АПЭС-14
Мощность электростанции, кВт
3,5
7,0
14,0
Напряжение линейное, В
230
400
400
Частота тока, Гц
50
50
50
Расход газа не более, м3/ч
4,5
7 0
11
Давление газа, МПа
0,0018
0,0018
0 0018
Расход смазочного масла, кг/ч
Ресурс до первого капитального ремон-
0,030
0,040
0,042
та, ч
Срок службы не менее, лет
22 000
22 000
22 000
8
8
8
158
Электростанция состоит из энерговагона 2, внутри которого расположены два газовых мотор-генератора 5, один дизель-генератор 2Э-16А 3, аккумуляторные батареи 7 для питания электростартеров и оперативных цепей автоматики, АГВ-120 1 для отопления станций, щит управления 4 с коммутирующими, регули
рующими и сигнальными устройствами, система вентиляции 6 для охлаждения мотор-генераторов и общей вентиляции станции, верстак.
На стене энерговагона в верхней части расположены бак для воды и элементы системы отопления. С наружной стороны станции установлен бак для дизельного топлива. Электростанция АПЭС-14 может применяться в качестве резервного и основного источника электрической энергии. При использовании электростанции в качестве резервного источника в ней подводится внеш-
159
нее питание и уже потом к потребителю. В случае исчезновения внешнего питания автоматика выдает сигнал на запуск сразу двух газовых мотор-генераторов. Тот агрегат, который запускается первым, принимает нагрузки, а второй становится в резерв. При остановке основного агрегата следует команда на запуск резервного. Дизель-генератор является аварийным и запускается вручную с местного поста управления.
Обобщение и анализ многолетнего опыта эксплуатации рассмотренного типоразмерного ряда газовых двигателей и АПЭС показывают, что экономический эффект от внедрения опытных партий, изготовленных Опытным заводом ВНИИГАЗа, составляет свыше 5 млн. руб. в год.
Газодизели
Описанные в предыдущем разделе газовые двигатели реализуют рабочий процесс на газовом топливе с воспламенением от искры. Как уже говорилось, дизельный процесс с воспламенением от сжатия на метановом газовом топливе практического применения не нашел из-за высокой температуры воспламенения метана. Попытка осуществления дизельного процесса на более легко воспламеняющихся газах — сжиженных бутане и пропане также встретила помимо чисто конструктивных (смазка топливного насоса) еще и физические трудности. Воспламенение от сжатия этих газов приводило к жесткой работе. Практически приемлемое решение было найдено в виде добавки к жидким газам дизельного топлива и специальных активизирующих присадок. Такое решение применительно к метановому топливному газу неосуществимо, поскольку создание смеси вследствие чрезвычайно низкой температуры сжижения метана невозможно. В то же время высокая степень сжатия, реализуемая в дизельном двигателе, позволяет получать более высокие значения к. п. д. Это делает попытки применения газового топлива в дизельном процессе весьма перспективными.
Попытки реализовать в газовых двигателях все возможности метанового топлива по повышению эффективности процесса встречают трудности в обеспечении надежной работы системы зажигания. Повышение плотности рабочей смеси к моменту прохождения искры требует повышения напряжения на электродах до 25 кВ и более. При этих значениях напряжения требования к изоляционным материалам в условиях малогабаритных транспортных установок становятся трудновыполнимыми. Как показал опыт эксплуатации даже стационарных газовых двигателей, наибольший поток отказов приходится на систему зажигания, и в частности на свечи зажигания. Поэтому применение газожидкостного процесса имеет смысл еще и с целью повышения надежности работы двигателя.
Наиболее привлекательная черта газожидкостного процесса — относительная простота конвертации дизельных двигателей на газовое топливо, не требующая переделок самого двигателя. Основное содержание переоборудования дизельного двигателя в га- зодизель состоит в перестройке топливной аппаратуры. При этом, поскольку сохраняется дизельная топливная аппаратура, сохраняется и возможность работы по чисто дизельному процессу. Именно это качество является определяющим в перспективе применения газодизелей на транспортных средствах. Этот путь представляется самым простым в частичной замене дизельного топлива на газовое в автомобильном транспорте, на сельскохозяйственных и строительных машинах, на железнодорожном транспорте.
Коэффициент избытка воздухаРис. 57. Области осуществления дизельного и газожидкостного процессовКоэффициент избытка воздухаРис. 57. Области осуществления дизельного и газожидкостного процессовОсновная сложность в отработке газодизельного процесса заключается в совмещении противоречивых требований: с одной стороны, следует ограничивать степень сжатия во избежание детонации или жесткой работы, с другой — степень сжатия должна быть достаточной для воспламенения дизельного топлива. Разрешение этого противоречия усложняется для двигателей с
Коэффициент избытка воздуха
Рис. 57. Области осуществления дизельного и газожидкостного процессов
Коэффициент избытка воздуха
Рис. 57. Области осуществления дизельного и газожидкостного процессов
наддувом, в которых при максимальной мощности, т. е. при полном наддуве, создаются наиболее благоприятные условия для возникновения детонации и в то же время на низких нагрузках, когда наддув незначителен, существенно усложняются условия
воспламенения.
Кроме того, газодизельный процесс осложняет регулирование нагрузки. Чисто качественное регулирование в дизелях без турбонаддува ограничено при газожидкостном процессе пределами эффективного обеднения, которые хотя и смещены у газодизеля в сторону бедных смесей по сравнению с двигателем с искровым зажиганием, но все же не позволяют снизить мощность на 25— 30 % от номинальной. При более низких нагрузках работа двигателя по газожидкостному процессу оказывается невозможной и дальнейшее регулирование его производится изменением подачи дизельного топлива.
Эти противоречия газожидкостного процесса наглядно проявляются при рассмотрении качественной диаграммы (рис. 57). Диаграмма изображает допустимые области работы дизеля и газодизеля в координатах степень сжатия е-коэффициент избытка воздуха а. Прямые В—В и Е—Е ограничивают работу дизеля со- 6 Заказ № 1584 161
ответственно по условиям воспламенения от сжатия к дымлению. Область допустимой работы дизеля ограничивается внутренней частью угла ЕОВ. Для дизеля с турбонаддувом границы В—В смещается в некоторое положение В'—В' вследствие повышения степени (давления) наддува при увеличении цикловой подачи топлива. Это, однако, не меняет фактически допустимой области работы дизеля, так как степень сжатия не регулируется в процессе работы и должна быть выше, чем требуют самые жесткие условия воспламенения. Для газодизельного процесса сохраняется только граница В—В, а вместо ограничения по дымлению появляются два других ограничения: по детонации (кривая Д—Д) и по пределу эффективного обеднения (кривая Б—Б). Кроме того, возможно ограничение по жесткости работы — кривая Ж—Ж- В двигателях с турбонаддувом ограничение по детонации смещается в сторону меньших степеней сжатия вследствие увеличения давления наддува и температуры наддувочного воздуха по мере обогащения рабочей смеси. Область рабочих режимов газодизеля ограничивается также эффективным пределом обогащения (кривая А—Л). Однако, как видно из диаграммы, при переводе дизеля на газожидкостный процесс с условием сохранения той же мощности, эта граница не реализуется. Заметим, что условие сохранения мощности является обязательным по требованиям надежности и долговечности.
Таким образом, двигатель, предназначенный для работы как по дизельному, так и по газодизельному процессам, может работать во внутренней области, ограниченной ломаными контуром ДКЛОМБ при наличии границы по жесткости работы и контуром ДСОМБ при ее отсутствии. Для двигателей с турбонаддувом имеет место соответствующее смещение границ общей области Д'К'ЛОМБ или Д'С'ОМБ.
Из диаграммы видно, что в режимах максимальной мощности общая область допустимой работы имеется только у двигателей с относительно малыми степенями сжатия и низкими значениями давления наддува. Если двигатель имеет степень сжатия выше уровня точки Л (С), то для достижения максимальной мощности, начиная с некоторого уровня, необходимо переходить на чисто дизельный процесс.
Так как на положение кривых ДД и ЖЖ влияют угол опережения впрыска топлива и температура наддувочного воздуха, регулируя эти параметры, можно в некоторой степени менять условия перехода с газожидкостного процесса на дизельный.
Если ограничения по жесткости и детонации не обязательно перекрывают весь существующий диапазон степеней сжатия, то граница БМБ определяет минимальное значение мощности, при котором осуществляется газодизельней процесс для всех степеней сжатия. Это означает, что малые нагрузки всегда должны реализовываться чисто дизельным процессом. Для двигателей транспортных средств такое положение особенно неудобно, так как большую часть времени в эксплуатации такой двигатель работает 162
на частичных нагрузках. Эксплуатационная экономия жидкого топлива за счет последнего обстоятельства может оказаться весьма малой. Тем не менее средства, сдвигающие пределы эффективного обеднения в область смесей с коэффициентом избытка воздуха более 2, неизвестны. Это утверждение относится к работе каждого отдельного цилиндра. В многоцилиндровом двигателе можно сдвинуть предел ББ в сторону обеднения за счет
Рис. 58. Индикаторные диаграммы газожидкостного процесса. Давление топливного газа (избыточное), МПа:
/ — 0,025; 2 — 0,030; 3 — 0,035; 4 — 0,040; 5 — 0,045; 6 — 0,050; 7 — 0,055 Давление наддува (избыточное), МПа: 1 — 0,024; 2 — 0,025; 3 — 0,0265; 4 — 0,027; 5 — 0,0295; 6 — 0,030; 7 — 0,0305
ВМТ
подачи газа только в часть цилиндров. Разумеется, на диаграмме предполагается откладывать средний по всем цилиндрам коэффициент избытка воздуха.
Как показали опыты, выполненные на двигателе с наддувом типа 6 ЧН 25/34, имеющем степень сжатия 12,5, главным пределом, ограничивающим возможность повышения мощности при газодизельном процессе, является жесткость работы, проявляющаяся в появлении своеобразных «стуков». Протекание газодизельного процесса, как показывают индикаторные диаграммы, заметно отличаются как от процесса с воспламенением от искры, так и от дизельного (рис. 58).
На диаграммах с очевидностью проявляется разделение процесса сгорания на два этапа.. Первый (см. рис. 58) от точки Л до точки Б состоит в быстром нарастании давления, второй — 6* 163
в значительно замедленном росте давления вплоть до достижения максимального значения. Простой расчет по диаграмме показывает, что сгорание продолжается и после достижения максимального давления, так как произведение давления на объем продолжает расти. Сгорание продолжается и после того, как произведение давления на объем достигает максимума, о чем свидетельствует рост активного тепловыделения. Важно отметить также, что скорость увеличения давления на втором, «медленном», этапе зависит от нагрузки, т. е. от состава смеси, поскольку этот эффект наблюдается вблизи верхней мертвой точки (ВМТ), когда скорость изменения объема в цилиндре невелика и для всех случаев одинакова. Поэтому изменение скорости роста давления при переходе от одной нагрузки к другой свидетельствует об изменении скорости сгорания на этом этапе. Отмеченные особенности позволяют объяснить двухэтапность процесса сгорания. На первом этапе сгорает смесь в объеме, «очерченном» факелом дизельного топлива. В этом объеме вследствие испарения впрыснутого дизельного топлива образуется зона легковоспламеняющейся и обогащенной топливно-воздушной смеси. Легкая воспламеняемость определяется присутствием фракций дизельного топлива, а обо- гащенность—суммированием газового и жидкого топлив. Таким образом, топливный факел в газодизельном процессе существенно отличается от дизельного значительно большей суммарной теплотой сгорания воспламеняющегося объема смеси при одинаковом количестве впрыснутого дизельного топлива. Одновременное воспламенение большого объема смеси с высокой теплотой сгорания вызывает увеличение скорости нарастания давления, что и приводит в конечном итоге к предельно жесткой работе.
После воспламенения и сгорания объема, очерченного факелом, горение распространяется на остальную часть смеси, характеризующуюся значительно более бедным составом и, следовательно, медленным сгоранием. Это и есть второй этап горения смеси в двигателе.
Следует отметить, что при очень бедных газовоздушных смесях второй этап может отсутствовать. Это будет иметь место, когда концентрация горючего газа в смеси окажется ниже нижнего предела воспламенения. Тем не менее прирост мощности за счет добавки газового топлива по отношению к работе на дизельном топливе при той же цикловой подаче будет иметь место.
Источником добавки мощности в этом случае будет сгорание газа в зоне, очерченной факелом дизельного топлива. Здесь состав смеси будет находиться в пределах сгорания. Показателями такого характера процесса будут высокие общий удельный расход топлива и содержание топливного газа в отработавших газах двигателя. По этой причине граница Б—Б диаграммы (см. рис. 58) не может быть строго определена как предел обеднения по воспламенению. Эта граница не проявляется и как предел эффективного обеднения, поскольку в газодизельном процессе изменение коэффициента избытка воздуха сопровождается измене- 164
Рис. 59. Нагрузочная характеристика газодизеля. Области нагрузок, в которых двигатель работает:/ — на одном цилиндре; 2 — на двух цилиндрах; 3 — на всех шести цилиндрах;4 — по чисто дизельному процессуРис. 59. Нагрузочная характеристика газодизеля. Области нагрузок, в которых двигатель работает:/ — на одном цилиндре; 2 — на двух цилиндрах; 3 — на всех шести цилиндрах;4 — по чисто дизельному процессуцилиндр. При повышениицилиндр. При повышении
Рис. 59. Нагрузочная характеристика газодизеля. Области нагрузок, в которых двигатель работает:
/ — на одном цилиндре; 2 — на двух цилиндрах; 3 — на всех шести цилиндрах;
4 — по чисто дизельному процессу
Рис. 59. Нагрузочная характеристика газодизеля. Области нагрузок, в которых двигатель работает:
/ — на одном цилиндре; 2 — на двух цилиндрах; 3 — на всех шести цилиндрах;
4 — по чисто дизельному процессу
цилиндр. При повышении
цилиндр. При повышении
нием мощности и, следовательно, минимума удельного расхода топлива по регулировочной характеристике не образуется. Эту границу следует находить по сочетанию двух показателей удельного расхода топлива и соотношению расходов дизельного и газового топлива. Предел воспламенения по обогащению также оказывается зависящим от цикловой подачи дизельного топлива. В случае большей подачи этот предел может сместиться в об- л*асть бедных смесей (а>1) и повлиять на положение предела по дымлению (Е—Е).
Таким образом, появление лишней степени свободы — соотношения между дизельным и газовым топливом — существенно ус
ложняет выбор оптимальных регулировок двигателя. Тем не менее экспериментальная проверка этих возможностей, выполненная на двигателе 6ЧН 25/34, показала, что соблюдение требований общей топливной экономичности и сохранения мощности при подаче газового топлива во впускной ресивер машины приводит к весьма малой экономии дизельного топлива за счет замены его на газовое. Это явилось следствием того, что полная мощность двигателя и малые нагрузки достигались только на дизельном топливе. Газовое топливо применялось лишь на средних нагрузках и в весьма малой доле. Чтобы увеличить область эффективного применения газового топлива, было применено последовательное подключение цилиндров двигателя. На малых нагрузках двигатель работал по газодизельному процессу, но дизельное и газовое топливо подавались только в с
нагрузки включался еще один цилиндр, далее все шесть цилиндров. Полная мощность двигателя достигалась, однако, отключением подачи газового топлива и переходом на дизельный процесс. Холостой ход же удавалось осуществлять на одном цилиндре, работающем по газодизельному процессу, при мощности близкой к максимальной на этом процессе (рис. 59). Такой способ организации работы двигателя требует раздельного подвода газового топлива к каждому цилиндру. Простейшим способом решения этой задачи является ввод газовой трубки непосредственно к впускному клапану каждого цилиндра. При этом, од-
нако, имеют место перетечки газа из первых по ходу воздушного потока цилиндров в последующие, что требует специальной схемы топливоподачи.
Конструктивные решения этих задач позволяют создать газодизельный двигатель, по мощности и экономичности не уступающий дизелю и высвобождающий в эксплуатации до 80 % дизельного топлива.
Дизельно-газовые двигатели
В отличие от газодизельных двигателей дизельно-газовые двигатели опускают попеременную работу как на дизельном, так и на газовом топливе, в то время как газодизель требует дизельного топлива и не может работать по чисто газовому циклу.
Разработанный во ВНИИГАЗе такой дизельно-газовый двигатель позволяет путем простой замены системы топливоподачи и подключения системы зажигания (в условиях эксплуатации примерно за 36 ч) переводить двигатель на работу по газовому или дизельному циклу. Это свойство быстрого конвертирования отвечает требованиям не только газовой и нефтяной промышленности, но и эксплуатации транспортных средств, где необходима работа на двух видах топлив. При этом обеспечивается переход с одного вида топлива на другой посредством унифицированных комплектов дизельной и газовой топливной аппаратуры с взаимозаменяемыми основными узлами, а также с помощью системы зажигания, которой снабжен двигатель. При переходе, например, с дизельного топлива на газообразное вместо дизельной форсунки устанавливается взаимозаменяемая форкамера объемом Кф = 20-=-35 % от объема камеры сгорания, что приводит к снижению степени сжатия до уровня, обеспечивающего бездетонационное сгорание газообразного топлива.
Форкамера (рис. 60) состоит из цилиндрической части 2 с конусным наконечником 2 и камерой 3, имеющей отверстие 4 под свечу зажигания и отверстие 5 под самодействующий газовый клапан. Форкамера выполнена с охлаждающим кожухом. Мощный факел, выбрасываемый из форкамеры, позволяет получить устойчивый рабочий процесс даже на режимах холостого хода и малых нагрузках.
Вместо плунжерной пары дизельного топлива в топливный насос устанавливается дозатор плунжерного типа газового топлива (рис. 61), состоящий из втулки 1 с газоподводящими отверстиями 2 и плунжера 3 с окнами 4, обеспечивающими линейную зависимость между количеством подаваемого газового топлива и перемещением рейки регулятора (не показана). Для предотвращения утечек газового топлива предусмотрены кольцевые проточки 5 и сальниковое уплотнение 6.
Кулачки топливного насоса поворачиваются на 160—180°, что позволяет подать топливный газ в начале такта впуска. Свечи зажигания, ввернутые в форкамеру, подключаются к системе зажигания.
166
А-АА-А
А-А
А-А
Таким образом, конструктивно газовая модификация выполнена так, что в базовый дизель не вносится практически никаких изменений, что позволяет переводить на природный газ любой серийный дизель без доработок его деталей.
В системе топливоподачи, регулирования и запуска дизельногазового двигателя 8ДГЧН 26/26 (рис. 62) после редукторов топливный газ попадает в ресивер 2, откуда разводится патруб-
IIРис. 62. Принципиальная схема системы топливоподачи двигателя 8ДГЧН 26/26Рис. 62. Принципиальная схема системы топливоподачи двигателя 8ДГЧН 26/26
I
I
Рис. 62. Принципиальная схема системы топливоподачи двигателя 8ДГЧН 26/26
Рис. 62. Принципиальная схема системы топливоподачи двигателя 8ДГЧН 26/26
ками 3 к индивидуальным узлам топливоподачи, каждый из которых включает дозатор 4 и приводимый кулачком 9 газовый клапан 8. От клапана газ по патрубку 10 подводится к смесительному устройству И, где перемешиваются воздух и газ.
Газовоздушная смесь вводится в цилиндр двигателя через клапан 7, который в дизеле служит для впуска воздуха. Наряду с системой подачи основного топливного газа имеется автономная система подачи форкамерного газа. Редуктор форкамерного газа 17 поддерживает в ресивере 1 переменное давление в зависимости от давления продувочного воздуха рк, что позволяет обеспечить оптимальное соотношение воздуха и газа в форкамере 6, куда газ попадает через автоматический клапан 5, а также забрасывается вместе с воздухом из цилиндра двигателя. Система топливоподачи имеет специальные устройства, обеспечивающие плавный запуск двигателя, прогрев и прием нагрузки.
Работа системы топливоподачи при запуске осуществляется следующим образом: при достижении двигателем минимальной пусковой частоты вращения закрывается кран 15 сброса газа на свечу и открывается топливный кран 16, подводя газ к регулятору давления 13 и задающему редуктору пуска 14. Регулятор давления газа 13 закрыт, а редуктор пуска 14 предварительно настраивается так, чтобы давление после него не превышало оптимального, необходимого для успешного достижения устойчивой частоты вращения холостого хода. Редуктор топливного газа поддерживает давление в топливном ресивере на заданном уровне независимо от изменения давления топливного газа в магистрали благодаря отрицательной обратной связи. После пуска двигателя открывается командой управляющего воздуха регулятор 13.
Таким образом, увеличение давления и расхода топливного газа осуществляется ступенчато: на первом этапе пуска двигателя давление в топливном ресивере 2 нарастает от нуля до заданного оптимального, необходимого для обеспечения устойчивой частоты вращения холостого хода, а на втором этапе давление топливного газа в топливном ресивере 2 поднимается до номинальной величины по закону, задаваемому регулятором 13.
Во время пуска все дозаторы 4 полностью открываются регулятором скорости 12 и топливный газ поступает к газовпускным клапанам и далее в цилиндры двигателя.
При давлении 0,04—0,05 МПа двигатель начинает развивать частоту вращения несколько большую, чем заданную регулятору скорости, и он включается в процесс регулирования.
Одна из основных характеристик форкамеры — диапазон допустимых изменений давления газа на входе в автоматический клапан. Предпочтительны при всех обстоятельствах достаточно широкие диапазоны давлений на холостом ходу и под нагрузкой.
Давление газа на входе в форкамеру обусловливается допустимыми по условиям устойчивого воспламенения amin и amax, зависит от коэффициента избытка воздуха в цилиндре и ряда кон-
структивных показателей. Соотношение параметров ац (коэффициент избытка воздуха в цилиндре) и аф (коэффициент избытка воздуха в форкамере) в момент проскока искры выражается зависимостью
«Ф = (1•(4-13)
\ Оф. г /IX Оф. г«ц /
где Оф. с — количество смеси в форкамере в момент проскока искры на свече зажигания; Оф.г-—количество газа в форкамере в конце продувки и наполнения форкамеры, т. е. в момент закрытия автоматического клапана форкамеры; Iq — массовый стехиометрический коэффициент.
С учетом коэффициента остаточных газов
Z бф. с1 Л / Г Оф. с । \ Оф. г 1 — Уф / / L Оф. гац
U (1 + Yu) j >U (1 + Yu) j >(4.14)(4.14)где уц и уф — коэффициенты остаточных газов в цилиндре и форкамере.
U (1 + Yu) j >
U (1 + Yu) j >
(4.14)
(4.14)
Для выявления оптимальной конструкции узла автоматический клапан — переходный штуцер, определяющего цикловую подачу форкамерного газа, проводились сравнительные испытания нескольких вариантов узла.
Вариант подвода форкамерного газа через жиклер диаметром 1,4 мм на выходе из автоматического клапана показал лучшие результаты и был использован в дальнейших экспериментальных работах на развернутом двигателе.
Рабочий диапазон давлений на холостом ходу при п=
Рис. 63. Нагрузочная характеристика двигателя 8ГЧН 26/26 (п=750 об/мин; рц = = 0,4 МПа; 6 = 9° п. к. в.)Рис. 63. Нагрузочная характеристика двигателя 8ГЧН 26/26 (п=750 об/мин; рц = = 0,4 МПа; 6 = 9° п. к. в.)(0,21—0,42 МПа), а на режиме Л/е=500 кВт и п = 750 об/мин — около 0,16 МПа (от 0,22 до 0,38 МПа).
Рис. 63. Нагрузочная характеристика двигателя 8ГЧН 26/26 (п=750 об/мин; рц = = 0,4 МПа; 6 = 9° п. к. в.)
Рис. 63. Нагрузочная характеристика двигателя 8ГЧН 26/26 (п=750 об/мин; рц = = 0,4 МПа; 6 = 9° п. к. в.)
Нагрузочная характеристика двигателя 8ГЧН 26/26 (рис. 63) показывает изменение давления наддувочного воздуха рк, давления конца сжатия рс, температуры выпускных газов Тг, максимального давления сгорания рх, а также рабочих давлений форкамерного газа по мере нагружения двигателя. Оптимальная нагрузочная характеристика получена при угле опережения зажигания 6 = 9° п.к. в. Двигатель устойчиво работает при
Ne до 550 кВт. На номинальном режиме работы (Л/е=500 кВт) температура выпускных газов (средняя по цилиндрам) составила 790 К, а максимальное давление сгорания 5,4 МПа, что свидетельствует о невысокой механической напряженности двигателя. Давление наддувочного воздуха рк поднимается до 0,018 МПа, в то время как у дизеля 8ЧН 26/26 при номинальной мощности ^=500 кВт рк«0,06 МПа.
Простота конструктивных решений позволяет надеяться на высокую надежность в работе дизельно-газовой модификации двигателя.
Глава 5
ГАЗОВЫЕ АВТОМОБИЛИ
Газовая топливная аппаратура
В настоящее время по дорогам Европы курсируют свыше 300 тыс. автомобилей, в которых в качестве моторного топлива используется сжатый до 20 МПа природный газ, причем самое большое число таких автомобилей (около 270 тыс.) приходится на Италию, где проблеме применения сжатого природного газа в автомобильном транспорте в силу ряда обстоятельств (отсутствие собственной нефти) было уделено большое внимание. Правительствами Нидерландов, ФРГ и Новой Зеландии принят ряд законодательных актов по вопросу широкого применения природного газа для автомобилей. Ведутся работы по его использованию в США, Канаде и других странах. При этом наибольшее распространение в данное время получили газовые устройства, представляющие собой «добавку» газовой топливной аппаратуры к серийному бензиновому двигателю. На автомобиль дополнительно к бензиновой системе устанавливаются баллоны для хра- нениия природного газа под высоким давлением, газовые редукторы (двух или трехступенчатые), форсунки для подачи газа в карбюратор, заправочный штуцер, трубопроводы, запорная арматура, электромагнитные клапаны и другое оборудование, обеспечивающее работу двигателя на сжатом газе.
Достоинство такого автомобиля — его универсальность и возможность эксплуатации как в районах, где имеются АГНКС, так и в районах, где такие станции отсутствуют.
Недостаток этого автомобиля заключается в том, что в нем не используются преимущества, присущие природному газу,— высокие антидетонационные свойства, обусловленные большим октановым числом (свыше 104 единиц). Природный газ по своим свойствам более квалифицированное моторное топливо, чем бензин, применение которого в специально сконструированных автомобильных газовых двигателях обеспечит рост степени сжатия в пределах 10—12, повышение мощности на 25—30 % и к. п. д.
до 38—40 % при одновременном увеличении срока службы двигателя в 1,5 раза и сроков смены масла в 2 раза.
Если рассматривать только положительные моменты применения сжатого природного газа в автомобилях, то, естественно, возникает вопрос, в чем причина столь затянувшегося пребывания такого перспективного топлива, по сути дела, в «колыбели». Это объясняется в основном тем, что сжатый природный газ обладает крайне низкими показателями, характеризующими удобство его хранения на автомобиле. Подсчитано, что 1 л бензина при сгорании выделяет около 33,1 млн. Дж тепла, 1 л природного газа, находящегося при атмосферном давлении, выделяет лишь 3'4,4 тыс. Дж тепла, т. е. в 960 раз меньше. Значит, «газовый топливный бак» при атмосферном давлении для автомобиля должен превышать объем самого автомобиля. Сжатие газа до 20— 25 МПа дает возможность уменьшить объем такого «бака» для хранения газа примерно в 200—250 раз. Но все же габариты «газового топливного бака» остаются большими в 4—5 раз, чем бензинового. При этом добавляется еще и масса самого бака (баллонов), выдерживающих столь высокое давление.
Применяемые в настоящее время на автомобилях баллоны различны по конструкции, вместимости, массе, габаритам и материалам, из которых они изготовлены. В основном применяются цилиндрические баллоны из легированной стали вместимостью 18—75 дм3. Масса этих баллонов, приходящаяся на 1 м3 хранимого природного газа, составляет 3,5—5,0 кг. В СССР применяются повышенные запасы прочности баллонов для большей безопасности в эксплуатации, поэтому большая цифра относится к баллонам отечественного производства.
Баллоны могут изготовляться цилиндрической, сферической и других форм (рис. 64) из легированной стали. Сферические стальные баллоны по сравнению с цилиндрическими имеют меньшие габариты и массу. Сферические баллоны (рис. 64, в) имеют вогнутые плоскости, что обеспечивает их установку в несколько ярусов, и соответственно сокращение площади для размещения этих баллонов. В период эксплуатации баллоны для сжатого газа необходимо предохранять от ударов и следить за их состоянием, особенно наблюдая за тем, чтобы стенки баллонов не корродировали.
Существенный выигрыш в массе баллонной установки дает применение баллонов из легкого сплава, усиленных оплеткой из стальной проволоки (рис. 65, а). Для увеличения надежности эксплуатации баллонов разработаны различные способы намотки: например, сначала намотку производят вдоль баллона (рис. 65, б), а затем поперек баллона.
В отечественной промышленности накоплен опыт изготовления баллонов высокого давления из стеклопластика и полимерных материалов. В данное время имеется возможность изготовления таких емкостей объемом 300—350 л до 20 МПа. Масса указанного баллона около 80 кг. Использование двух баллонов на 172
автомобиле ЗИЛ-130 обеспечит его заправку на пробег 500 км. Весьма перспективными являются баллоны, выполненные из тонкой металлической гильзы с упрочнением стекловолокном и полимерным материалом. Такого типа конструкция достаточно легка и обеспечивает максимальную надежность в эксплуатации.
Рис. 64. Баллоны для сжатого газа:Рис. 64. Баллоны для сжатого газа:Рис. 65. Баллоны для сжатого газа из легкого сплава с оплеткой из стальной проволоки и способы намотки проволокиРис. 65. Баллоны для сжатого газа из легкого сплава с оплеткой из стальной проволоки и способы намотки проволокиЧисло баллонов и места их расположения на автомобиле различны. На легковых автомобилях они могут располагаться в ба-
Рис. 64. Баллоны для сжатого газа:
Рис. 64. Баллоны для сжатого газа:
Рис. 65. Баллоны для сжатого газа из легкого сплава с оплеткой из стальной проволоки и способы намотки проволоки
Рис. 65. Баллоны для сжатого газа из легкого сплава с оплеткой из стальной проволоки и способы намотки проволоки
а — цилиндрический из легированной стали; б, в — сферические из легированной стали; г — установка сферических баллонов
гажнике за спинкой заднего сиденья и даже на крыше автомо- биля. В грузовых автомобилях и автобусах — под кузовом, в кузове, по бокам, а также на крыше.
Другая немаловажная деталь автомобиля, работающего на сжатом природном газе,— газовый редуктор, автоматически понижающий давление газа, идущего из баллонов, и поддерживающий его на выходе из редуктора постоянным. Одновременно с регулированием давления редукторы осуществляют регулирование подачи газа. Наибольшее распространение в настоящее время получили двух- или трехступенчатые редукторы мембранного типа. Эти редукторы могут изготавливаться в одном корпусе или каждая ступень отдельно.
Трехступенчатый автомобильный редуктор итальянской фирмы «Тартарини» (рис. 66) выполнен в виде единого агрегата, и в нем размещены три основные редукционные полости А, В, С и две разгрузочные D, Е. Наличие в редукторе промежуточной ступени В позволяет снизить неизбежные колебания давления, возникающие из-за несбалансированности клапана 4 в полости высокого давления А и отрицательно сказывающиеся на чувствительности ступени низкого давления.
Рис. 66. Схема редуктора газовой топливной аппаратуры фирмы «Тартарини»: /—входной штуцер для газа; 2 — газовый фильтр; 3 — входной штуцер для воды; 4 — клапан I ступени; 5 — запорный клапан; 6 — разгрузочное устройство II ступени; 7 —клапан II ступени; 8 — выпускной штуцер для воды; 9 — регулировочный винт экономайзера; 10 — экономайзер; // — клапан III ступени; /2 — регулятор холостого хода; 13 — разгрузочное устройство III ступени; 14 — выпускной штуцер для газа; /5 — штуцер к впускному коллектору; 16 — газовый электроклапан. Я — полость I ступени; В — полость II ступени; С — полость III ступени; D — разгрузочная полость Ш ступени; Е — разгрузочная полость II ступени
Первая ступень редуктора А понижает давление газа с 20 до 0,24 МПа, она снабжена нагрузочной тарированной пружиной, мембраной, клапаном 4 с рычажным механизмом.
Вторая ступень редуктора В (промежуточная) понижает давление газа от 0,24 до 0,1 МПа, она выполнена так же, как и первая ступень.
Ступень низкого давления С имеет мембрану, клапан с рычажным механизмом и регулировочный винт холостого хода 12 с пружинами.
Разгрузочные полости D, Е имеют подпружиненные мембраны. Они обеспечивают небольшое избыточное давление газа на выходе из редуктора и более надежное перекрытие газовой магистрали в нерабочем состоянии двигателя.
Наличие в редукторе обогатительного устройства 10 (экономайзера), состоящего из регулировочного винта 9, плунжер-кла- пана, пружины клапана, регулировочной гайки, позволяет регу-
лировать смесь и обогащать ее при работе двигателя в режимах наброса нагрузки.
Один из основных узлов редуктора — газовый электропневма- тический клапан 16, состоящий из катушки электроклапана, сердечника с блоком уплотняющих элементов и пружины запорного клапана. Газовый электропневмэтический клапан осуществляет блокировку подачи природного газа во время остановки автомобиля или при переключении его на жидкое топливо, блокирует питательную трубку, подающую газ из первой ступени во вторую, а также выполняет функцию электромагнитного устройства, облегчающего запуск холодного двигателя, т. е. при каждом запуске двигателя клапан автоматически подает расчетное количество топлива.
Редуктор обогревается горячей водой из системы охлаждения двигателя. Наличие обогрева позволяет избежать замораживания редуктора при редуцировании газа.
Работает редуктор следующим образом: газ поступает из баллонов через штуцер 1 и проходит сквозь фильтр 2, где очищается от примесей. Затем через клапан первой ступени 4 газ поступает в полость высокого давления А. Клапан снабжен тарированной пружиной, снижающей давление газа до 0,24 МПа и поддерживающей его на постоянном уровне независимо от количества газа, подаваемого во вторую ступень.
При выключенном двигателе газ скапливается в полости А, создавая давление, преодолевает упругость тарированной пружины и выгибает мембрану кверху. Она, в свою очередь, действует через рычажный механизм на клапан 4, закрывая его, тем самым прекращая подачу газа в полость А. Под действием создавшегося давления в полости А открывается запорный клапан 17 электроклапана и газ поступает по внутренним каналам в разгрузочное устройство 6, ограниченное диафрагмой с плунжером. Таким образом полости А и Е оказываются в уравновешенном состоянии и пружина в полости Е получает возможность преодолеть действие на нее мембраны и перекрыть запорным клапаном 5 газовый канал во вторую ступень. Клапан 11 в закрытом положении удерживается пружиной винта регулировки холостого хода и пружиной разгрузочного устройства третьей ступени.
При запуске двигателя срабатывает электроклапан, сердечник с блоком уплотнений перемещается в крайнее правое положение и перекрывает газовый канал, соединяющий полости А и Е, открывает доступ газа из полости Е в полость С. Диафрагма разгрузочной полости II ступени оказывается несбалансированной и давление газа, преодолевая усилие пружины полости Е, открывает газовый канал, ведущий во II ступень.
Тем временем в полости D создается разрежение, передаваемое из задроссельного пространства. За счет этого диафрагма полости D перемещается и полностью сжимает пружину, снимая ее действие на рычажный механизм полости С. Клапан 11 перемещается, освобождая проход газа из полости В в полость С.
175
При работе на холостом ходу под действием даже небольшого разрежения в полости С, которая соединена со смесителем, расположенным перед дроссельной заслонкой карбюратора, и пружины винта регулировки холостого хода клапан 11 приоткрывается и пропускает заданное количество газа, достаточное для работы на холостом ходу.
Нажатием на педаль акселератора дроссельная заслонка полностью открывается, что вызывает значительный рост разрежения в полости С. Мембрана III ступени передвигается вверх, открывая с помощью рычажного механизма клапан //, подача газа в III ступень увеличивается.
Каждый режим работы двигателя требует своего расхода газа, а избыток или недостаток газа соответственно уменьшает или увеличивает разрежение в полости С, следствием этого является перемещение клапана в сторону закрытия или открытия.
При остановке двигателя разрежение в полости D исчезает и под действием находящейся в ней пружины клапан 11 закрывается.
Важной особенностью редуктора является то, что чувствительность ступени низкого давления зависит только от усилий пружины винта холостого хода, регулируемой в зависимости от потребностей двигателя.
Обогатительное устройство для дополнительного впуска газа — неотъемлемый узел редуктора. При остановке двигателя плунжер экономайзера примерно на 0,5 мм отстает от рычага III ступени и под действием пружины надежно закрыт. То же самое происходит при работе двигателя на холостом ходу и при запуске, а также и на частичных нагрузках двигателя. Однако при полностью открытой дроссельной заслонке, что соответствует режиму максимальной мощности двигателя, клапан 11 полностью открывается, одновременно рычаг в полости С воздействует на плунжер экономайзера и, преодолевая усилие пружины, открывает клапан, и в полость С поступает дополнительное количество газа. Таким, образом, в режимах наброса нагрузки достигается дополнительное обогащение смеси, регулируемое с помощью винта 9 и регулировочной гайки экономайзера.
Кроме того, к газовой топливной аппаратуре относятся заправочное устройство с вентилем и штуцером для присоединения заправочного шланга, а также электромагнитные клапаны для управления газовой и бензиновой магистралью.
Испытания и опыт эксплуатации газовых автомобилей
Применение газового топлива накладывает свои требования на методику дорожных испытаний автомобиля. Наиболее сложным в этих испытаниях оказывается измерение расхода топливного газа. Выше уже рассматривались способы измерения количества газа, заправленного в емкости. При измерении расхода 176
газа из тех же емкостей возникают аналогичные трудности. Кроме сжимаемости газа надо учесть еще и теплообмен со стенками сосуда. Несмотря на эти обстоятельства, измерение расхода газа путем выпуска его из мерной емкости оказывается наиболее простым и надежным способом для дорожных испытаний. Применение расходомеров для этих целей оказывается почти невозможным, так как параметры газа в расходомере в процессе замера могут существенно меняться. Кроме того, установка стандартных суживающих устройств требует введения весьма длинных измерительных участков в газовые трубопроводы, а ротационные счетчики имеют массивные вращающиеся детали, обладающие значительной инерцией. Обе добавки к газовой топливной системе из-
Рис. 67. Схема измерения расхода газового топлива при дорожных испытаниях автомобиляРис. 67. Схема измерения расхода газового топлива при дорожных испытаниях автомобиля
Рис. 67. Схема измерения расхода газового топлива при дорожных испытаниях автомобиля
Рис. 67. Схема измерения расхода газового топлива при дорожных испытаниях автомобиля
меняют ее динамические характеристики, что сказывается на работе автомобиля в дорожных условиях, т. е. система измерения меняет свойства объекта измерения. Это не позволяет рекомендовать такие способы замера расхода топлива.
В схеме измерения (рис. 67) к штатной топливной газовой системе автомобиля, включающей баллоны 8, запорный вентиль 3, заправочные вентиль 4 и штуцер 6, редуктор 1, подсоединяется мерная емкость 5. Наиболее удобно для присоединения использовать заправочный штуцер. Кроме того, на входе в редуктор ставится точный манометр 2 и между заправочным отводом и батареей баллонов устанавливается дополнительный запорный вентиль 8. В некоторых схемах системы топливоподачи такой вентиль предусмотрен заводом-изготовителем. Это имеет место в системах, где газовые баллоны сгруппированы по секциям.
Измерение расхода газа при прохождении автомобилем мерного участка дороги выполняется в следующем порядке.
Перед началом заезда открываются вентили 7 и 4 и баллон 5 заполняется газом до давления, имеющегося в топливной системе автомобиля. Эту операцию можно выполнять как при закрытом, так и при открытом вентиле 3, т. е. при возможности управления из кабины водителя вентилями 4 и 7 операция может выполняться без остановки автомобиля.
После предварительного разгона на подходе к мерному участку закрывают вентиль 7, прекращая питание от штатных баллонов автомобиля. Эту операцию можно выполнять на стоящем и движущемся автомобиле.
В момент прохождения автомобилем начала и конца мерного участка фиксируются показания манометра 2, а также пускается и останавливается секундомер.
После проезда мерного участка вентиль 4 перекрывается, а вентиль 7 открывается.
Для следующего измерения все операции повторяются.
Количество газа (кг), израсходованного при прохождении мерного участка дороги, вычисляется по формуле
AG= —^—(Ph—Pk3sIh_Y(5.1)
ВнЯТн V рJ’
где Кб — объем мерного баллона, м3; Тн — температура газа в мерном баллоне в начале опыта; рн — давление газа в баллоне в начале заезда; |н—коэффициент сжимаемости газа при рн и 7Н; R— газовая постоянная топливного газа, Дж/(кг-К); Рк, Тк и Ь— соответственно давление, температура и коэффициент сжимаемости в момент прохождения автомобилем конца мерного участка дороги.
Температуру газа 7Н можно с удовлетворительной точностью принимать равной температуре окружающей среды. Как и в случае с измерением количества заправленного газа, неизвестной остается температура 7К, а следовательно, и |к. Однако в случае истечения из емкости теплообмен газа, находящегося внутри нее, со стенками значительно слабее, чем при заполнении. Это позволяет считать отклонения от адиабатического процесса расширения газа в баллоне малыми величинами. Тогда формула (5.1) может быть преобразована
(5.2)
где коэффициент Т отражает влияние неидеальности газа и условий теплообмена. При малых значениях разности рн—рк значение коэффициента близко к 1, но тем не менее он является функцией начального состояния газа и времени истечения из баллона. Вид этой функции может быть определен формулой
^=1-^-^,(5.3)
где Чг| и Тг — экспериментально определяемые коэффициенты; т—продолжительность истечения из баллона.
Так как при дорожных испытаниях время прохождения мерного участка дороги обязательно фиксируется с целью уточнения скорости движения, коэффициенты Т", и Ч^ позволяют точно измерять количество израсходованного газа. Эти коэффициенты являются характеристикой баллона, из которого выпускают газ, поэтому перед установкой на автомобиль измерительный бал- 178
дон должен быть откалиброван, т. е. для него должны быть определены эти коэффициенты.
Калибровку баллона производят, выпуская из него газ с различными расходами и при различных начальных условиях, измеряя при этом количество эвакуированного из баллона газа. Для этой цели может быть применен метод, описанный в гл. 3. Однако создание специального устройства для калибровки баллона не всегда целесообразно. Поэтому для выполнения этой операции можно рекомендовать другой, более доступный способ — измерение количества выпускаемого газа с помощью газового счетчика ротационного типа (рис. 68). Измерительный баллон 1 через запорный вентиль 2, редуктор 3, регулирующий кран 4 соединяется с ротационным счетчиком 5. Из счетчика газ стравливается на свечу. Обязательно
В атмосферуВ атмосферуРис. 68. Схема калибровки измерительного баллонаРис. 68. Схема калибровки измерительного баллонадолжна измеряться температура газа на входе в ротационный счетчик с помощью стеклянного термометра 6. Давление газа в баллоне измеряется манометром 7. Порядок выполнения калибровки следующий.
В атмосферу
В атмосферу
Рис. 68. Схема калибровки измерительного баллона
Рис. 68. Схема калибровки измерительного баллона
Фиксируются начальные условия— давление в баллоне и
температура среды. Одновре
менно записываются показания ротационного счетчика 5 и термо
метра 6, открывается вентиль 2 и одновременно пускается секун
домер.
Газ выпускают до тех пор, пока давление в баллоне не понизится до заданного уровня. В этот момент перекрывают вентиль 2 и останавливают секундомер. Пока выходит газ, примерно через 15—20 с записывают показания счетчика 5 и термометра 6. После закрытия вентиля 2 фиксируют показания счетчика 5, температуру— по термометру 6 и давление газа в баллоне по манометру 7. В начале и конце серии опытов измеряют барометрическое давление. Фактически вышедшее количество газа определяется графическим интегрированием площади под графиком g = t (Гсч), рассчитанным по формуле
В g"Po 1013В g"Po 1013(5.4)(5.4)
В g"Po 1013
В g"Po 1013
(5.4)
(5.4)
где ро — плотность газа при стандартных условиях, кг/м3; В — барометрическое давление, гПа; / — температура газа на входе в ротационный счетчик, °C; Кч — показания счетчика, м3.
Экспериментальная проверка метода показала, что фактическое количество вышедшего газа может быть измерено с погрешностью, не превышающей 2 %, в интервале 95 %-ной достоверности, при классе точности манометра не ниже 1,0 и цене деления в показаниях счетчика* не более 0,01 м3. Счетчик должен иметь паспортную тарировочную кривую.
По полученным значениям фактически выпущенного газа и результатам измерения остальных, входящих в формулу (5.2) величин рассчитывают экспериментальное значение Ч7. Коэффициенты 47i и Чг2 определяются в серии опытов как коэффициенты линейной регрессии.
Измерение расхода топлива позволяет определять количественный выброс токсичных компонентов. Ограниченный набор углеводородов, имеющийся в отработавших газах двигателей, работающих на газовом топливе, позволяет уточнить расчет количественного выброса токсичных компонентов. Поскольку все продукты сгорания газового топлива, кроме воды, остаются в газовой фазе, в расчете может быть учтено и неполное сгорание топлива. С учетом этих соображений расчетные формулы для определения количественного выброса токсичных веществ у бензиновых двигателей приводятся к виду:
Geo = GTCT—;(5.5)
СО + СО2 + 2CnHmn
gno = g,ct—,(5.6)
МО, T-т с0 + СОг + 2CnHm„
где Geo и Gno, — количественный выброс соответственно окиси углерода и окислов азота; GT — расход топливного газа в массовых единицах; СО, СО2 и CnHm — объемное содержание в отработавших газах соответственно окиси углерода, двуокиси углерода и углеводородов, имеющих в формуле п атомов углерода и т атомов водорода; Ст — массовая доля углерода в топливе
6пIn -р 16пIn -р 1(С„Нт)т/£щгУь(С„Нт)т/£щгУь
6п
In -р 1
6п
In -р 1
(С„Нт)т/£щгУь
(С„Нт)т/£щгУь
где (CnHm) — объемная доля углеводородного газа, имеющего п атомов углерода в формуле, в топливном газе; т; — молекулярная масса i-ro компонента топливного газа; Vi — объемная доля 1-го компонента топливного газа.
В формулах (5.5) и (5.6) расход топлива может измеряться в любой форме: в единицу времени, на единицу пробега, на единицу выполненной работы и т. п. Количественный выброс компонентов в этом случае также будет определяться в соответствующем отношении.
В свете современных требований к экономии жидкого нефтяного топлива московским автомобильным заводом им. Н. А. Лихачева начата массовая постройка автомобилей-тягачей ЗИЛ-138А и ЗИЛ-138И, работающих на сжатом природном газе (КПГ). В конструкции этих автомобилей применено оборудование, выпускаемое серийно отечественными заводами. Для этих автомобилей принята универсальная система питания, обеспечивающая полноценную работу двигателя на газе и на бензине (рис. 69). Газовая топливная установка автомобиля состоит из восьми баллонов 1 (из углеродистой стали вместимостью 50 л типа кисло- 180
родных), соединенных между собой стальными трубками высокого давления. Для большей безопасности баллоны разделены на две секции (по четыре баллона), каждая из которых имеет свой запорный вентиль И. Каждый баллон крепится двумя хомутами и двумя кронштейнами, прикрепленными, в свою очередь, к продольным брусьям платформы кузова.
Для заполнения баллонов газом имеется наполнительный вентиль 10. Рабочее давление 20 МПа, общая вместимость баллонов 400 л, объем заправленного газа 80 м3, масса установки около 800 кг.
Рис. 69. Принципиальная схема оборудования автомобиля ЗИЛ-138А и ЗИЛ- 138И для работы на КПГ
Работает установка следующим образом. Сжатый газ из баллонов 1 поступает в подогреватель 9, который выполнен в виде трубки-змеевика, заключенной в корпус, где проходят горячие выпускные газы двигателя (от приемной трубы глушителя). Специальной заслонкой, управляемой тросовым приводом из кабины, можно регулировать количество поступающих выпускных газов двигателя в подогреватель.
Из подогревателя газ поступает в редуктор высокого давления 3 (типа ДКП-1-65), где редуцируется до 1,2 МПа. Далее газ через электромагнитный клапан 4 поступает в двухступенчатый редуктор низкого давления 5 (типа ВАЗ-АК9) и затем через карбюратор-смеситель 6— в двигатель. Для слежения за работой редуктора низкого давления в кабине имеется манометр 2. В топливную бензиновую систему со стандартным баком (170 л) 8 встроен также электромагнитный клапан 7. Наличие в каждой топливной системе электромагнитных клапанов 4 и 7 с управлением или тумблером в кабине облегчает переход с одного вида топлива на другой.
Газовые баллоны размещены под полом платформы, запасное колесо установлено в задней части рамы.
На автомобиле ЗИЛ-138А установлен четырехтактный восьмицилиндровый У-образный двигатель типа ЗИЛ-130 со степенью сжатия 8 = 6,5, а на автомобиле ЗИЛ-138И— двигатель типа ЗИЛ-138 с 8 = 8,0; мощность их соответственно 110,3 и 117,3 кВт при частоте вращения 3200 об/мин. Указанные автомобили прошли лабораторно-дорожные испытания, пробеговые испытания по профилированной булыжной дороге автополигона НАМИ на 3 тыс. км для определения прочностных свойств газобаллонной установки и пробеговые испытания по обычным дорогам на 5 тыс. км. В результате испытаний было установлено, что основные параметры газобаллонных автомобилей находятся на проектном уровне, за исключением мощности, которая при работе на КПГ снижается для автомобиля ЗИЛ-138А до 88,4, а для ЗИЛ-138И — до 100 кВт.
Снижение мощности произошло в связи с тем, что для работы на сжатом газе были приспособлены низкофорсированные карбюраторные двигатели со степенью сжатия 6,5 и 8. Природный газ как моторное топливо более квалифицирован, чем бензин, и дает возможность применить более высокие степени сжатия е. Поэтому при конструировании специального двигателя, предназначенного для работы на сжатом газе с повышенной степенью сжатия, можно ожидать увеличения мощности на 25—30 % •
На износ бензиновых двигателей существенное влияние оказывает проникновение в цилиндр ней спарившихся частиц топлива, которые смывают смазку со стенок цилиндровых втулок, вызывают их коррозию и износ. В дизелях, кроме того, наблюдается при сгорании образование частиц углерода, вызывающих абразивный износ и ухудшающих смазку. В газовых двигателях эти явления отсутствуют, что помимо уменьшения износа обусловливает значительное увеличение срока службы смазочного масла, уменьшение его расхода.^
Обобщение и а'нализ многолетнего опыта эксплуатации газовых двигателей на различных объектах газовой промышленности (суммарная мощность около 1 млн. кВт), выполненные ВНИИГАЗом, свидетельствуют о том, что при переходе с жидкого топлива на газообразное срок службы двигателя до капитального ремонта возрастает в 1,5 раза, а сроки смены масла увеличиваются в 2 раза. Максимальные скорости движения автомобиля при работе на КПГ без прицепа (90—95 км/ч) и автопоезда (73,0 и 76,5 км/ч) соответствуют современному техническому уровню. Время разгона до скорости 60 км/ч не превышает 38,5 с при работе без прицепа и 60,6 с для автопоезда.
Преодоление подъемов при работе на КПГ также находится в пределах, установленных нормативами.
Для определения топливной экономичности автомобили заправляли на газонаполнительной станции Московского газоперерабатывающего завода. Природный газ, прошедший технологические установки, имел состав (%): метан —89,47, азот —5,6, про- 182
Таблица 25
Расход газа иа 100 км и максимальная дальность пробега на одной полной заправке
Условия работы автомобиля
Загрузка автомобиля
Расход на 100 км пробега, м3
Максимальная дальность пробега на полной заправке, км
В городских условиях
Без груза
36,5
220
С грузом 5400 кг
39,1
200
При движении по асфальтиро-
Без груза
23,4
340
ванному шоссе
С грузом
34,8
230
пан—1, бутан — 0,52, пентан — 0,22, углекислый газ — 0,002 при влажности 0,0045 г/м3.
В результате длительных испытаний, проведенных ВНИИГАЗом, было установлено, что расход газа на 100 км пробега в зависимости от условий работы автомобиля колеблется в пределах 23,4— 39,1 м3, при этом дальность пробега на полной заправке составляет 200—340 км (табл. 25).
В настоящее время отсутствуют утвержденные эксплуатационные нормы расхода КПГ— топлива для газобаллонных автомобилей. Поэтому для нормирования расхода газа для нужд эксплуатации следует пользоваться пересчетом нормы расхода бензина в норму расхода газа Нр.т по формуле Нр.г = Нр.б(Эб, где Нр. б — норма расхода бензина, л/100 км; Эв— эквивалент газа по бензину, л/м3.
На основании испытаний и предварительного опыта эксплуатации эквивалент газа по бензину Эб (с учетом коэффициента сжимаемости 0,92) можно принимать равным 1,25 л/м3.
При опрокидывании автомобиля газовая аппаратура повреждений не получила и соответствует требованиям пожарной безопасности. Прочностные свойства и герметичность газобаллонной установки оцениваются положительно.
Газобаллонная установка итальянской фирмы «Тартарини» для легковых автомобилей (рис. 70) в отличие от рассмотренной выше комплектуется тремя баллонами / и 2 суммарной вместимостью 75 л (16,3 м3) и общей массой 65,5 кг (два баллона по 24 л весят по 21 кг каждый и один баллон 27 л весит 23,5 кг) и одним трехступенчатым редуктором 8 (установлен в моторном отсеке на левом подкрылке).
Подача газа осуществляется непосредственно в двухкамерный карбюратор по трубопроводу 9, имеющему на конце вилочное устройство 10, размещенное внутри воздухоочистителя 11.
Заправка газовых баллонов 1 и 2 осуществляется через заправочный штуцер 7, размещенный в моторном отсеке под капотом па левом подкрылке. Штуцер выполнен совместно с запорным вен-
183
тилем топливной системы. При открытом вентиле газ из баллонов 1 и 2 идет к редуктору 8, причем заглушка заправочного штуцера 7 оказывается под давлением. Поэтому для обеспечения герметичности она снабжена маховичком, позволяющим ее заворачивать без применения ключей.
Баллоны размещены в багажнике, который оборудован вентиляционными отверстиями, расположенными попарно в полу и на подкрылках задних колес.
Газобаллонная установка для легковых автомобилей итальянской фирмы «Ланди Ренцо» также оборудована тремя баллонами,
Рис. 70. Схема газобаллонной установки иа автомобиле «Москвич-2140»:
^ баллон 24 л; 2 баллон 27 л; 3 — соединительные трубопроводы с компенсаторами; 4 — вентиляционные отверстия баллонного отсека; 5 — трубопровод подачи газа; 6 — запорный вентиль; 7 — заправочный штуцер с герметичной заглушкой, снабженной маховичком; 8 — трехступеичатый газовый редуктор; 9 — трубопровод подачи газа в карбюратор; 10 — «вилочное» устройство для подачи газа в двухкамерный карбюратор; И — корпус воздухоочистителя; 12 — трубопровод разрежения за дросселем; 13 — переключатель управления электромагнитными клапанами подачи газа и бензина
помещенными в багажнике. Суммарная вместимость этих баллонов составляет 87 л (18,9 м3), а общая масса 75,6 кг (два баллона по 30 л весят по 27 кг и один баллон на 27 л — 21,6 кг).
Редуктор двухступенчатый, обогреваемый водой из системы охлаждения, установлен в моторном отсеке на правом подкрылке. Тут же размещен заправочный вентиль, выполненный в виде пробкового крана. На двухкамерном карбюраторе сверху помещена проставка с двумя кольцевыми каналами, имеющими по периметру отверстия для подачи газа.
Во всех рассмотренных конструкциях газовой топливной аппаратуры заложен принцип количественного регулирования мощности двигателя посредством управления последней ступенью редуктора разрежением во впускном коллекторе. Так, например, на автомобиле «Москвич», оборудованном газобаллонной установкой фирмы «Тартарини», для связи редуктора с задроссельным пространством служит трубопровод 12 (см. рис. 70).
Опытная эксплуатация автомобиля «Москвич» на сжатом газе показывает, что расход газа на 100 км пробега в среднем составляет 6,21 м3 и зависит от условий работы автомобиля. При этом 184
максимальная дальность пробега на полной заправке (до 20,0 МПа) составляет 250—280 км, а автомобиля с газобаллонной установкой «Ланди Ренцо» — 270—300 км. Выявились и другие положительные стороны газобаллонных автомобилей. Пожалуй, особо важное значение среди них имеет возможность существенного снижения токсичных выбросов при хорошей отработке топливоподающей аппаратуры.
Расход газа на 100 км и максимальнаи дальность пробегана одной полной заправке без пассажиров
Расходна 100 кмпробега, м3Расходна 100 кмпробега, м3Максимальнаядальность пробегана полной заправке,км
Расходна 100 кмпробега, м3
Расходна 100 кмпробега, м3
250280250280При работе в городских условиях 6,36
250
280
250
280
При движении по асфальтированному шоссе 4,88
Если бензиновая топливная аппаратура отрегулирована на более бедные смеси, чем газовая, топливная экономичность бензина оказывается выше, а выбросы окиси углерода меньше (рис. 71,а). В то же время выбросы окислов азота при работе на бензине оказываются больше, чем при работе на газе. После перерегулировки газовой топливной аппаратуры на более бедную смесь соотношение выбросов токсичных веществ изменилось на обратное (рис. 71,6). Теперь выброс окиси углерода при работе на бензине оказывается больше, чем при работе на газе. Выброс же окислов азота в газовом варианте стал намного выше. Эти результаты подчеркивают важность выбора правильной регулировки топливной аппаратуры для достижения хороших результатов по токсичности.
Возможности газовых автомобилей по снижению выбросов токсичных веществ следуют из графика приведенной к окиси углерода токсичности выпускных газов автомобиля (рис. 72). Приведение выполнялось путем пересчета выбросов окислов азота через отношение предельно допустимых концентраций к выбросу окиси углерода. Суммарная токсичность выбросов автомобиля при работе на газовом топливе на всем протяжении характеристики оказывается ниже, чем на бензине. При этом в диапазоне наиболее характерных для городской езды скоростей движения 50— 70 км/ч токсичность на газе в 3—5 раз меньше, чем на бензине. Это показывает, что можно ожидать снижения интенсивности поступления загрязнителей в воздушный бассейн в 1,5—2 раза при массовом переводе автомобилей на газовое топливо. Однако результаты дорожных испытаний автомобилей говорят и о необходимости тщательной отработки характеристик топливной аппаратуры по признаку токсичности, которая, по сути дела, не проводилась ни для зарубежных, ни для отечественных моделей автомобилей.
Испытания автомобилей ца газовом топливе по определению токсических характеристик подтвердили большие потенциальные 185
возможности, которые имеют применение этого топлива по снижению загрязнения воздушного бассейна. Однако реализация этих возможностей требует усовершенствования конструкции работы топливной аппаратуры и рабочего процесса двигателей.Наряду с количественными показателями газовых автомоби-возможности, которые имеют применение этого топлива по снижению загрязнения воздушного бассейна. Однако реализация этих возможностей требует усовершенствования конструкции работы топливной аппаратуры и рабочего процесса двигателей.Наряду с количественными показателями газовых автомоби-Рис. 71. Токсические и экономические характеристики автомобиля на газовом топливе (сплошная линия) и бензине (пунктирная линия):/ — расход топлива; 2 — выбросы окиси углерода; 3 — выбросы окислов азотаРис. 71. Токсические и экономические характеристики автомобиля на газовом топливе (сплошная линия) и бензине (пунктирная линия):/ — расход топлива; 2 — выбросы окиси углерода; 3 — выбросы окислов азотаРис. 72. Приведеииая к окиси углерода токсичность выпускных газов автомобиля:
возможности, которые имеют применение этого топлива по снижению загрязнения воздушного бассейна. Однако реализация этих возможностей требует усовершенствования конструкции работы топливной аппаратуры и рабочего процесса двигателей.
Наряду с количественными показателями газовых автомоби-
возможности, которые имеют применение этого топлива по снижению загрязнения воздушного бассейна. Однако реализация этих возможностей требует усовершенствования конструкции работы топливной аппаратуры и рабочего процесса двигателей.
Наряду с количественными показателями газовых автомоби-
Рис. 71. Токсические и экономические характеристики автомобиля на газовом топливе (сплошная линия) и бензине (пунктирная линия):
/ — расход топлива; 2 — выбросы окиси углерода; 3 — выбросы окислов азота
Рис. 71. Токсические и экономические характеристики автомобиля на газовом топливе (сплошная линия) и бензине (пунктирная линия):
/ — расход топлива; 2 — выбросы окиси углерода; 3 — выбросы окислов азота
/ — иа газовом топливе; 2 — на бензине
ность, в процессе дорожных и эксплуатационных испытаний определялись и другие качества машин на газовом топливе.
Пожалуй, наиболее важным из них явилась проверка способности к запуску холодного двигателя. Испытывавшиеся автомобили хранились на открытых площадках. При каждом утреннем запуске делалась попытка запустить двигатель на газовом топливе. Если эта попытка не удавалась, повторная попытка запуска уже делалась на бензине. Как показала практика, при температуре окружающего воздуха ниже —5 °C запуск на газовом топливе не удавался более чем в половине случаев. При этом всегда 186
удавалось запустить двигатель на бензине, за исключением нескольких дней, когда мороз был ниже —17 °C. Погодные обстоятельства— теплая зима 1982—1983 гг.— не позволили провести более длительные и надежные оценки этого качества автомобиля. Однако собранные данные подтверждают выводы об особенностях холодного запуска двигателя, работающего на метановом топливе. Для доведения показателя надежности запуска холодного двигателя до уровня не ниже, чем на бензине, требуется создать специальные устройства в системе зажигания, позволяющие устранять конденсацию влаги на свечах либо нечувствительные к временному выпадению капельной влаги на изоляторе свечи.
Поскольку автомобили эксплуатировались на прошедшем низкотемпературную обработку газе Московского газоперерабатывающего завода, содержание влаги в топливе не превышало 7 мг/м3. При столь «сухом» газе никаких явлений, связанных с образованием ледяных или- гидратных пробок, не наблюдалось. Также не наблюдалось накопления воды в баллонах, которое имеет место при эксплуатации автомобилей на влажном газе вследствие выпадения капельной влаги в холодное время суток.
Тем не менее после 1,8 лет эксплуатации в газовых баллонах автомобиля «Москвич-2140» накопился жидкий осадок в количестве 250 см3. Этот осадок практически состоял из неизмененного компрессорного масла. Накопление масла в газовых баллонах автомобиля свидетельствует о заметном уносе масла из компрессора. Поскольку мембранная топливная аппаратура весьма чувствительна к попадающему на нее маслу, состояние системы очистки газа от масла в компрессорной установке должно отвечать требованию отсутствия жидкой фазы на выходе. Поставляемый совместно с компрессорной установкой концевой масловлагоотде- литель не может обеспечить нужной степени очистки от масла. На АГНКС следует применять дополнительные устройства.
Очень важным качеством газового автомобиля является обеспечение взрывной и взрывопожарной безопасности его эксплуатации. С целью выявления этого качества проведены испытания по определению возможности образования взрывоопасной концентрации метана в салоне газобаллонного автомобиля «Москвич». 1
Метод испытаний состоял в проверке наличия в салоне автомобиля взрывоопасных концентраций метана при стоящем и движ:у- щемся автомобиле с различной степенью герметизации газобаллонной установки. Разгерметизация создавалась искусственно путем ослабления затяжки соединений газопроводов. Степень разгерметизации регулировалась по скорости падения давления в баллонах. Измерение концентрации метана в салоне выполнялось в двух точках одновременно. Наличие взрывоопасной концентрации определялось по рудничному интерферометру с чувствительностью 0,25 % метана, т. е. прибор позволял обнаружить содержание метана, составляющее 1/19 от нижнего предела воспламенения. Пробы на стоящем артомобиле отбирались при закрытых окнах салона.
На движущемся автомобиле пробы отбирались как при закрытом салоне, так и при открытой левой форточке и частично (на 5 см) открытом окне правой передней двери. Это положение окон соответствует максимальному «подсосу» воздуха из окружающей среды у автомобиля испытываемой модели.
Автомобиль двигался по замкнутому кольцевому маршруту протяженностью 1,8 км. За время объезда одного кольца в каждой точке измерения отбирались по две пробы.
Как показали проведенные испытания, при наличии вентиляции в отсеке багажника легкового автомобиля, где установлены баллоны со сжатым газом, в салоне автомобиля не образуется взрывоопасная концентрация газа, даже при наличии утечек в топливной аппаратуре.
Экономический эффект от использования КПГ вместо бензина
Целесообразность такого крупномасштабного мероприятия, как внедрение нового вида моторного топлива для транспортных средств, безусловно, должна подтверждаться народнохозяйственным эффектом. В то же время влияние этого мероприятия распространяется сразу на несколько отраслей хозяйства, что должно учитываться в оценке эффективности. Причем воздействие на каждую отрасль неоднозначно и многопланово. Поэтому экономические факторы, связанные с этим мероприятием, требуют специального рассмотрения.
Прежде всего рассмотрим факторы, создающие в конечном итоге положительный экономический эффект. В укрупненном подходе можно выделить три таких фактора: снижение себестоимости моторного топлива; снижение эксплуатационных затрат за счет увеличения моторесурса и межремонтных пробегов двигателя, а также снижения расхода моторного масла; уменьшение ущерба народному хозяйству, создаваемого загрязнением воздушного бассейна.
Первый фактор выявляется из сопоставления себестоимости производства бензина и газового топлива. Для этого необходимо сформулировать условия их сопоставления, к которым относятся состояние, в котором продукция считается готовой (пригодной к употреблению), и количества продуктов, принимаемые эквивалентными.
В соответствии с техническими условиями на сжатый природный газ — топливо для газобаллонных автомобилей газовое топливо считается готовым, когда оно заправлено в газобаллонную установку автомобиля с давлением 19,6 МПа. Бензин же считается изготовленным, когда он заполняет резервуары склада готовой продукции нефтеперерабатывающего завода. Следовательно, сопоставление затрат на производство двух видов топлив должно производиться с добавлением к себестоимости бензина транспорт- 188
ных и складских затрат, а также затрат на эксплуатацию автомобильной заправочной станции (АЗС).
Несколько сложнее установить эквивалентные количества бензина и природного газа. В соответствии с общими правилами эквивалентными следует считать количества бензина и газа, обеспечивающие выполнение одинаковой транспортной работы. Однако автомобили разной грузоподъемности имеют различные удельные расходы топлива, отнесенные к транспортной работе, и в эксплуатации оказываются загруженными в разной степени. Это не дает возможности установить единый эквивалент по условию равенства транспортных работ. Пожлауй, единственным возможным методом является применение «эталонного автомобиля», т. е. сравнить расходы бензина и газа по результатам заездов одного и того же автомобиля с одним и тем же грузом. В качестве такого эталонного автомобиля был использован двухтопливный автомобиль ЗИЛ-138А. Были определены расходы бензина и газового топлива при скоростях движения 20, 40, 60 и 80 км/ч. По результатам испытаний было получено соотношение: 1 л бензина эквивалентен 0,8 м3 газа, или 1 м3 газа соответствует 1,25 л бензина.
При сопоставлении себестоимости производства возникает еще один вопрос—с каким бензином сравнивать газ. Известно, что бензины разных марок имеют различную себестоимость. Народнохозяйственный же эффект не может зависеть от марки бензина. Газ по показателю сортности, октановому числу соответствует самым высококачественным бензинам. Не учитывать это обстоятельство нельзя, так как в противном случае исчезнут экономические стимулы совершенствования конструкции автомобиля в направлении использования особенностей газа как моторного топлива.
Это противоречие может быть устранено следующим образом: фактический экономический эффект следует исчислять за счет разницы в себестоимости фактически замененного бензина и газового топлива, т. е. надо рассчитывать не удельную себестоимость бензина, а суммарную себестоимость замененного бензина и сравнивать ее с суммарной себестоимостью использованного газа. При установлении же цены на газ следует сравнивать его проектнорасчетную цену с ценой бензина самого близкого к газу по октановому числу, т. е. с АИ-98 или «Экстра». Несколько увеличенная вследствие такого подхода цена на газовое топливо будет стимулировать разработки по увеличению эффективности автомобилей и двигателей, работающих на этом топливе, за счет использования особых свойств газа.
Определив условия сопоставления, можно оценивать возможный эффект от снижения себестоимости топлива. Своим происхождением этот эффект обязан следующим факторам: низкой себестоимости сырьевого газа; несложной технологии получения готового продукта; отсутствию отходов.
Как себестоимость любого другого продукта, себестоимость газового топлива калькулируется по следующим основным ста- 189
тьям: заработная плата, включая установленные начисления, стоимость сырья, технологическое энергопотребление, амортизационные отчисления, накладные расходы.
При начислении заработной платы следует иметь в виду, что АГНКС не просто раздаточная станция, т. е. объект, функционирующий как сбытовая организация, а промышленное предприятие, производящее газовое топливо. Причем, как уже говорилось, производство газового топлива заканчивается тогда, когда оно заправлено в емкости автомобиля. Поэтому в затраты по этой статье входит и заработная плата рабочих-заправщиков. В этом смысле производство газового топлива включает не только собственно производство топлива (подготовка и компримирование газа), но и производство услуги. Следовательно, основная заработная плата не пропорциональна количеству отпущенного топлива. В этом состоит основная особенность исчисления затрат на производство газового топлива вообще и заработной платы в частности. Условнопеременными являются только две статьи — затраты на сырье и технологическую электроэнергию. Поэтому основную сложность расчета составляет определение производительности АГНКС.
Производительность АГНКС как объекта, оказывающего услуги, не может рассчитываться на основе производительности установленного оборудования и численности персонала. Пропускная способность АГНКС, конечно, зависит от этих показателей, однако фактически отпущенное количество газа в основном определяется потоком требований. Оборудование и численность персонала АГНКС связаны с характером этого потока и должны выби^ раться из условия минимальности затрат в народном хозяйстве. Если принять пропускную способность станции, равную средней потребности в газовом топливе, то ввиду случайного характера потока требований будут возникать на АГНКС очереди, приносящие значительные убытки на транспорте. Если же предусмотреть излишнее превышение пропускной способности над средней потребностью, производство газа будет излишне дорого.
Расчеты показывают, что убытки от очередей на АГНКС оказываются настолько высокими, что целесообразно предусматривать такую производительность заправочной станции, чтобы средняя длительность ожидания заправки не превышала продолжительности самой заправки, т. е. среднее ожидание должно быть в пределах 10 мин, а очередь не должна превышать одного автомобиля на каждую заправочную колонку при условии, что подача компрессоров обеспечивает возможность одновременной работы всех заправочных колонок с полной загрузкой.
Ограничение средней продолжительности ожидания заправки позволяет установить требуемое отношение пропускной способности АГНКС к средней интенсивности потока требований, если, конечно, известны статистические характеристики этого потока. Поскольку можно, во всяком случае до накопления конкретного опыта эксплуатации АГНКС, принимать эти характеристики аналогичными потоку требований на заправку бензином, задачей 190
расчета является определение средней интенсивности потока требований.
Годовая потребность в газовом топливе на один автомобиль в кубических метрах легко может быть определена через известную годовую потребность в бензине в литрах путем умножения ее на коэффициент эквивалентности, равный, как уже говорилось, 0,8. Таким образом, годовая производительность АГНКС вычисляется как произведение числа обслуживаемых автомобилей на годовую потребность одного автомобиля. Конечно, если АГНКС обслуживает разномарочный парк автомобилей, годовая потребность определяется как сумма потребностей групп автомобилей по маркам. Однако поток требований зависит не только от годовой потребности, но и от размера среднего требования. Кроме того, пропускная способность АГНКС зависит не от годовой потребности, а от максимальной потребности в рабочую смену.
Средний размер требования в газовом топливе равен среднесуточному его расходу, который, в свою очередь, определяется среднесуточным пробегом. Определив норму расхода топливного газа умножением на 0,8 нормы расхода бензина, нетрудно на основании среднесуточного пробега определить среднесуточный расход газа. Надо умножить пробег на норму расхода газа. При разно- марочности автомобилей определять надо средневзвешенный расход.
Максимальная потребность в рабочую смену составляет, по данным Госкомнефтепродукта РСФСР, 55 % от средней потреб^- ности в рабочие сутки. Учитывая, что в выходные дни (105 дней в году) интенсивность поступления требований на бензин примерно в 2 раза ниже, чем в рабочие, эффективное число дней в году следует принимать равным 260+105X0,5=312,5. Разделив на это число годовую потребность в газовом топливе на одну АГНКС, получим среднюю потребность в рабочие сутки. Интенсивность потока требований, по которой определяется годовая производительность АГНКС, вычисляется как среднее количество природного газа, потребляемое в час в максимальную рабочую смену.
Если принять, что в течение рабочей смены поток требований на газ чисто случайный, то для соблюдения ограничения по средней очереди отношение максимальной часовой пропускной способности АГНКС к интенсивности потока требований должно быть не менее 1,35 (в соответствии с теорией массового обслуживания). Описанная методика и численные значения определяющих величин позволяют при известных оборудовании и численности персонала определять годовую производительность АГНКС или, наоборот, рассчитывать исходные данные для проектирования АГНКС по наличию автомобилей, работающих на газовом топливе.
С целью расчета затрат на производство газового топлива необходимо принять в качестве эталона АГНКС конкретной мощности, для которой определены численность персонала, количество и стоимость установленного оборудования, объем строительно- 191
монтажных работ, а также внеобъемные капитальные вложения. По данным об имеющемся оборудовании и персонале нужно определить максимальную часовую пропускную способность. С использованием коэффициента 1,35 и других упоминавшихся параметров можно установить годовую производительность эталонной АГНКС. Далее, имея сведения о размере условно-постоянных затрат по АГНКС, можно определить вклад этих затрат в себестоимость газового тoпливaJ
Не только расчет заработной платы и других статей условнопостоянных затрат по АГНКС имеет свои особенности. Если амортизационные отчисления по неактивным составляющим капитальных затрат (здания, сооружения, внеобъемные затраты) здесь могут рассчитываться по обычным нормам, то амортизация компрессорного оборудования на АГНКС требует своих норм. Загрузка компрессорного оборудования вследствие особенностей спроса на । газ далека от 100 %. Годовая наработка компрессора при этих J условиях составит 3500—3800 ч при годовом фонде времени 8760 ч. ] Поэтому физический износ машин происходит примерно в 2 раза * менее интенсивно, чем физический износ аналогичного оборудо- 5 вания на компрессорных станциях, эксплуатирующихся в газовой j промышленности. Что касается морального износа, то существен- j ным здесь является лишь износ первого рода, связанный с удешев- • лением производства этого оборудования, так как моральный из- , нос вследствие совершенствования самого оборудования в данном случае не касается его производительности. Из сказанного следует, что нормы амортизационных отчислений для оборудования АГНКС должны быть снижены в 1,5—1,6 раза по отношению к аналогичному оборудованию, работающему в газовой промышленности.
Некоторую особенность имеет и расчет накладных расходов. Ввиду того, что АГНКС по своему назначению тяготеет к расположению у автомобильных дорог, вдали от сетей тепло- и электроснабжения, для отопления зданий приходится предусматривать собственную котельную, затраты на содержание которой являются j очевидным накладным расходом, который исчисляется в соответ- ; ствии с местными ценами на топливо и уровнем заработной платы : обслуживающего котельную персонала. Для общего же расчета экономической эффективности газоснабжения автотранспорта необходимо принимать эталонную котельную по затратам.
Условно-переменные статьи затрат — сырье и электроэнергия также зависят от местных цен на газ и электроэнергию. Поэтому для расчета экономической эффективности следует принять эталонный район газоснабжения.
Как уже отмечалось, сравнивать себестоимость газового топлива при расчете экономического эффекта по этому направлению • следует с себестоимостьюпроизводствафактическизаменяемого1
бензина, увеличенной на транспортные и сбытовые затраты. На практике такойрасчетоказываетсязатрудненнымпоследующимj
причинам:;
192)
себестоимость производства бензина на разных нефтеперерабатывающих заводах различна в связи с разными составами сырой нефти и, следовательно, различными технологиями, а также с разной стоимостью сырой нефти;
стоимость доставки бензина в места потребления зависит от географического положения этих районов относительно нефтеперерабатывающих предприятий;
затраты на складирование и сбытовые операции для бензина различны в разных регионах страны.
Экономический эффект возникает непосредственно у потребителя, т. е. на предприятиях автомобильного транспорта, поэтому приемлемой базой сравнения остается отпускная цена на бензин, освобожденная от налога с оборота. При оценке эффекта от газового топлива на данном этапе создание рыночного фонда этого топлива не предполагается и введение налога с оборота неправомерно.
Разумеется, эффективность газового топлива при такой базе сравнения должна определяться не по себестоимости, а. по приведенным затратам с учетом плановых накоплений. Стоимость сырьевого газа и электроэнергии в этом случае должны приниматься по замыкающим затратам на соответствующий вид энергоресурсов. Несмотря на принятый показатель сравнения, сущность возникающего эффекта остается прежней — относительно низкая себестоимость производства газового топлива.
При расчете приведенных затрат на газовое топливо требуется учесть дополнительные капитальные вложения, которые возникают у потребителя газового топлива на приобретение более дорогих двухтопливных газобаллонных автомобилей, а также на увеличение парка автомобилей, необходимое для компенсации снижения грузоподъемности машин за счет установки баллонов со сжатым газом. Этот последний фактор является временным, связанным в известной степени с «переходным» конструктивным исполнением автомобиля. Исключение воздействия этого фактора состоит в совершенствовании конструкции баллонов и самого автомобиля.
Двигатель на газовом топливе'' может быть выполнен при тех же условиях и показателях на более высокую мощность, что позволит не снижать грузоподъемность автомобиля, конечно, при специальных решениях в его конструкции.
Наконец, учитывая другие полезные эффекты от применения газового топлива, эффект, получаемый путем снижения себестоимости топлива по сравнению с традиционным должен быть пересчитан на один автомобиль (табл. 26). Снижение эксплуатационных затрат на топливо на один автомобиль дает экономический эффект по приведенным затратам 295,1 руб/год, Происхождение эффекта, как и говорилось ранее, обязано низкой стоимости сырьевого газа. Разница в расходах составляет 932 руб. на автомобиль. Однако большая часть этой разницы погашается за счет затрат на компримирование газа. '
1931937 Заказ № 1584
193
193
Расчет экономической эффективности от применения тазового Топлива Для автомобилейРасчет экономической эффективности от применения тазового Топлива Для автомобилей
Расчет экономической эффективности от применения тазового Топлива Для автомобилей
Расчет экономической эффективности от применения тазового Топлива Для автомобилей
Эффект от увеличения межремонтных пробегов автомобиля и сроков службы масла частично погашается увеличением затрат на техническое обслуживание и текущий ремонт газовой топливной аппаратуры, а также надбавкой к заработной плате водителей, обслуживающих газобаллонные автомобили. Эти дополнительные расходы составляют 150,6 руб/год на один автомобиль. Вследствие этого эффект от повышения ресурса двигателей и масла снижается с 206,7 до 56,1 руб.
Общий эффект по двум направлениям в приведенных затратах составляет 336,9 руб. в год на автомобиль. Эффект на 1 млн. автомобилей, предполагаемых к производству, составит 336,8 млн. руб.
Кроме экономического эффекта на транспорте имеется общий народнохозяйственный эффект от снижения ущерба, причиняемого заболеваемостью населения вследствие вредного воздействия на здоровье загрязнителей атмосферного воздуха.
Дополнительный экономический эффект от снижения выбросов вредных веществ с отработавшими газами в атмосферу может быть оценен, как это сделано во ВНИИЭгазпроме, исходя из следующих соображений.
Основным вредным компонентом является окись углерода СО. Источник газовых выбросов от автотранспорта имеет малую высоту, поэтому зона рассеивания принимается с радиусом 1 км.
Экономический эффект принимается равным предотвращенному ущербу в результате снижения выбросов СО в атмосферу при работе автомобилей на природном газе. В расчете учитывается снижение ущерба от уменьшения заболеваемости населения.
Удельный ущерб в результате заболеваемости населения, причиняемый 1000 т СО в год в расчете на 1000 жителей с учетом коэффициента корректировки на высоту источника выброса, принимается равным 1800 руб.
Суммарный ущерб У определяется по формуле
У = МУД,
где М — суммарное количество загрязнителя атмосферного воздуха, тыс. т; У—удельный ущерб в i-й зоне от выброса 1000 т загрязнителя в год, отнесенный к единице объекта (в данном случае к 1 тыс. чел.); R— численность населения, подвергающегося воздействию загрязнителя, тыс. чел. (в данном случае принимается для 1 млн. чел.).
В расчете принимается, что из 1 млн. газобаллонных автомобилей только 10 % (100 тыс. шт.) сосредоточены в крупных промышленных городах страны и способствуют оздоровлению их воздушного бассейна.
Дополнительный удельный экономический эффект от сниженияущерба за счет заболеваемости жителей крупных городов
БензиновыеГазобаллонные
автомобили автомобили
454515157*7*Удельный выброс окиси углерода одним автомобилем, г/км . . . .
45
45
15
15
7*
7*
195
1,5
0,5
2700
900
—
1800
180
Годовой выброс окиси углерода одним автомобилем, т/год
Ущерб, отнесенный к одному автомобилю, эксплуатирующемуся в крупном городе, руб/авт
Снижение ущерба, отнесенное к одному автомобилю, эксплуатирующемуся в крупном городе, руб/авт.
Снижение ущерба, отнесенное к одному выпущенному автомобилю, руб/авт
Снижение выбросов СО в 3 раза приводит к существенному эффекту на каждый выпущенный автомобиль.
Используя приведенные данные, можно оценить общий эффект от применения газового топлива на один автомобиль суммой 517 руб/год.
Следует, однако, иметь в виду приблизительность оценки снижения ущерба за счет снижения заболеваемости, поскольку принятая доля автомобилей, направляемых в крупные города (10 %), весьма занижена. Особенность газового топлива как раз и состоит в целесообразности его первоочередного применения именно в крупных городах. Поэтому экономический эффект можно оценивать в 180—270 руб., а общий эффект в пересчете на один автомобиль 517—607 руб/авт.
Поскольку осредненный годовой расход газа автомобилем составляет 10 тыс. м3, эффект на каждые 1000 м3 газового топлива составляет 52—61 руб.
Глава 6
ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ
ЭКСПЛУАТАЦИИ ГАЗОВЫХ АВТОМОБИЛЕЙ
Эксплуатация автомобилей на моторных смесях из природного газа
Как показывают проведенные исследования, увеличения пробега автомобилей на одной заправке до 200 % при штатных баллонах можно также достигнуть путем приготовления из природного газа специальных горючих смесей. Такая смесь может состоять, например, из природного газа высокого давления, в который вводят жидкие пропан и бутан в предельном отношении от 1:5 до 4:1, в количестве, образующем 10—25 % объема получающегося топлива, при давлении, в 1,1 —1,25 раза превышающем критическое для образовавшегося топлива.
Введение пропана и бутана увеличивает плотность топлива и приводит к повышению его эффективности за счет возрастания продолжительности работы двигателя от одной заправки.
196
Использование пропана и бутана в жидком виде позволяет свести к минимуму весогабаритные характеристики емкостей для их хранения и оборудования для их подачи в двигатель и тем самым увеличить эффективность сжатого топлива за счет снижения затрат на его производство и использование (в расчете на единицу запасаемой в емкостях энергии).
Введение пропана и бутана при давлении выше критического для данного состава топлива обеспечивает предотвращение конденсации этих компонентов при любой температуре образующейся смеси и тем самым увеличивает эффективность топлива за счет упрощения операций по его производству и использованию.
На рис. 73, на котором в координатах давление — температура (Р—Т) представлены кривые фазового равновесия нескольких
Рис. 73. Кривые фазового равновесия углеводородовРис. 73. Кривые фазового равновесия углеводородовсоставов рассматриваемого топлива, пунктирные линии характеризуют добавки пропан-бутановых смесей, сплошные — бутана. Кривая I соответствует добавке 10 % (здесь и далее объемных) пропан-бутана (8 % пропана и 2 % бутана) и иллюстрирует нижний из указанных пределов по составу. Кривая II соответствует добавке 25 % пропан-бутана (15 % пропана и Ю % бутана) и иллюстрирует
Рис. 73. Кривые фазового равновесия углеводородов
Рис. 73. Кривые фазового равновесия углеводородов
верхний из указанных пределов
по составу. Кривая III соответствует добавке 10 % нормального бутана в природный газ следующего состава (%): метан — 82,91; этан — 3,65; пропан-—1,36; н-пентан— 0,27; азот—1,31. Эта кривая иллюстрирует состав нижнего из указанных пределов. Кривая IV соответствует добавке 15 % н-бутана в природный газ того
же состава и иллюстрирует верхний из указанных пределов по составу топлива. Все кривые фазового равновесия рассчитаны на ЭВМ по имеющейся во ВНИИГАЗе программе.
Критическое давление для всех возможных вариантов указанных составов моторного топлива не превышает 15 МПа, что обеспечивает возможность введения жидкого пропан-бутана в баллоны для топлива ДВС с рабочим давлением на уровне 20 МПа и получение газообразной (паровой) смеси при любых темпера
турах заправки.
Использование топлива с добавкой менее 10 % пропан-бутана неэффективно, так как увеличение заряда топлива в емкости не превысит 20 % от исходного по природному газу, что не компенсирует затрат на производство и использование этого топлива.
Использование топлива с добавкой более 25 % пропан-бутана или более 15% бутана приводит, как показывают выполненные во ВНИИГАЗе эксперименты, к ухудшению работы двигателя и также является неэффективным. Для составов с содержанием про-
Таблица 27
Предельные добавки пропана и бутана (% по объему) в природный газ
Суммарная добавка пропана н бутана
Природный газ
Пропан
Бутан
Отношение пропан/бутан
10
90
2
8
0,25
10
90
8
2
4
15
85
5
15
0,3
15
85
15
15
3
25
75
15
10
1,5
25
75
20
5
4
Примечание. Состав природного газа указан ранее.
пан-бутана, близким к верхнему из указанных пределов в емкостях, возможно образование двухфазных смесей при температурах ниже 320—325 К. Это приводит к необходимости подогрева емкостей (баллонов) на 50—60 °C и также ограничивает возможность дальнейшего увеличения содержания пропан-бутана в топливе.
Пределы, характеризующие соотношение между пропаном и бутаном, определяются следующими факторами. С одной стороны, добавки в виде чистых углеводородов невыгодны, так как их емкость выше технических углеводородов, содержащих примеси. При этом следует учесть, что основной примесью в техническом пропане является бутан, а в техническом бутане—пропан. С другой стороны, при добавке пропана наличие определенной доли бутана приводит к повышению плотности смеси и, следовательно, к увеличению пробега автомобиля. При этом добавка для полу- (чения ощутимого эффекта не должна быть ниже 2%. При добавке бутана наличие в нем доли пропана приводит к снижению1 критических параметров смеси и, тем самым, к упрощению операций по ее приготовлению и использованию. При значительной величине добавки относительное содержание тяжелого компонента — бутана должно снижаться в силу ограничений по температуре конденсации смеси. Так, например, при 25 %-ной добавке- по объему содержание бутана не должно превышать 5 % (табл. 27).
Из табл. 27 следует, что указанный диапазон отношения про- пан/бутан перекрывает возможные на практике случаи и обеспечивает увеличение эффективности предлагаемого моторного топлива.
Введение жидких углеводородов должно производиться при давлении, превышающем критическое в 1,1—1,25 раза. Этим исключается влияние возможной при инженерных расчетах критического давления ошибки, достигающей 10—15%. Указанный запас по давлению гарантирует, что после введения жидких углеводородов в емкости образуется гомогенная паровая смесь. При более низком давлении может образоваться двухфазная смесь, что. 198
усложнит операции по использованию полученного топлива. Поддержание нижнего пределах давления введения выше 1,25 от критического не создает никаких реальных преимуществ.
Введение пропана и бутана или их смесей в природный газ может осуществляться как непосредственно на транспортном средстве с ДВС, так и в стационарные емкости для заправки транспортных средств топливом. Жидкие компоненты хранятся в отдельных емкостях, откуда насосами подаются в емкости с природным газом. После введения жидких компонентов топливо из емкости подается в ДВС известными средствами.
Поскольку теплотворная способность пропана и бутана практически идентична теплотворной способности метана, калорийность получаемого топлива (на килограмм) останется практически на одном уровне. Так, например, снижение калорийности при введении 20 % пропана не превышает 1,75%. Вместе с тем введение даже 8% пропана и 2% бутана (см. рис. 74, кривая /), увеличивает плотность при 25 МПа практически на 20%. При введении 10 % бутана плотность при том же давлении возрастает на 33,7%. Добавка к природному газу 25 % пропан-бутана увеличивает плотность топлива практически на 52%, а введение 15 % бутана — на 43%. Пробег транспортных средств от одной заправки при этом будет возрастать соответственно увеличению плотности топлива, т. е. в 1,2—1,5 раза.
Таким образом, как показывают исследования, автомобили на сжатом газе отвечают современным требованиям и обладают значительным резервом с точки зрения дальнейшего повышения эффективности. Несмотря на то что сжатый природный газ в данное время имеет сравнительно низкую объемную концентрацию энергии, в перспективе масса газобаллонной установки может быть существенно снижена, а запас хода автомобиля увеличен.
Однако перспектива увеличения запаса хода автомобилей за счет изменения состава топливного газа в сторону повышения содержания тяжелых углеводородов связана с изменением значения стехиометрически необходимого объема воздуха для сжигания единицы объема топливного газа и изменением пропускной способности топливной аппаратуры по количеству проходящей через нее теплоты сгорания. Соответствующие численные показатели в зависимости от состава газа (если газ углеводородный) могут быть вычислены по формулам (2.15) — (2.19). Из этих формул следует, что увеличение плотности газа влечет за собой быстрое увеличение стехиометрического коэффициента Lo и числа Воббе №в- Применяемая же в настоящее время топливная аппаратура газовых двигателей предусматривает количественное регулирование мощности, т. е. обеспечивает в широком диапазоне нагрузок постоянное топливно-воздушное соотношение. Этот эффект обусловлен введением калиброванного сопла, на котором создается перепад давлений топливного газа, управляемый разрежением за дросселем. В аппаратуре, работающей по этому принципу, изменение состава газа приводит к заметному изменению регулировок. Уве-
личение плотности газа вызывает переобогащение смеси, так кай в этом случае увеличится значение £0, а объемное соотношение топливо — воздух сохранится неизменным. В то же время увеличивается и подаваемое в двигатель количество теплоты сгорания, что требует прикрытия дросселя и приводит к ухудшению условий сгорания. В конечном итоге оба фактора отрицательно скажутся на экономичности двигателя. Следовательно, при изменении состава топливного газа аппаратура, количественно регулирующая мощность двигателя, должна заново настраиваться. В практике газовой промышленности нашел широкое применение комбинированный качественно-количественный способ регулирования мощности газовых двигателей. Этот способ оказался особенно эффективным в сочетании с форкамерно-факельным зажиганием. Его сущность состоит в том, что для изменения мощности двигателя меняют количество топливного газа, сохраняя неизменной подачу воздуха. Природный газ допускает такое регулирование мощности в отношении 1 :0,6 при обычном искровом зажигании и 1 :0,4 при форкамерно-фокельном зажигании. Дальнейшее уменьшение мощности требует уже количественного регулирования. Регулятор подачи газа при качественно-количественном принципе регулирования должен обеспечивать минимальную для каждого положения дросселя подачу топливного газа, при которой имеет место устойчивая работа двигателя. При этом момент возникновения неустойчивости должен определяться какими-либо специальным датчиком. Такой алгорифм управления топливной аппаратурой независимо от состава газа будет обеспечивать на каждом режиме наиболее экономичную работу. Для достижения максимальной мощности при полностью открытом дросселе должен включаться экономайзер, имеющий плавную характеристику регулирования, т. е. подача газа должна увеличиваться пропорционально усилию на педали акселератора. В этом случае смесь будет обогащаться до уровня, достаточного для получения необходимой мощности. Если при этом плотность топливного газа оказалась настолько высокой, что возникло переобогащение смеси, мощность, развиваемая двигателем, снизится, что послужит сигналом для водителя об уменьшении усилия нажатия на педаль акселератора. Эффекты подобного рода, когда для увеличения интенсивности разгона надо «сбросить газ», хорошо известны в практике вождения автомобилей с бензиновыми двигателями. Следовательно, улучшение показателей газового топлива должно сочетаться с переходом на топливную аппаратуру, обеспечивающую смешанное количественно-качественное регулирование мощности двигателя. Это позволит не только сделать работу двигателя независимой от состава газа, но и обеспечить максимальную топливную экономичность при сохранении возможности получения максимальной для данного двигателя мощности.
Большая металлоемкость сосудов для хранения сжатого природного газа и повышенные энергозатраты для сжижения тре-
буют поиска- иных; путей создания нужных запасов природного! газа на транспортных средствах. .
В сварочной технике широко применяется адсорбция ацетилена на твердых адсорбентах и абсорбция жидкостями для повышения емкости баллонов. Ацетилен, не допускающий длительного сжатия в газообразном состоянии, хранится в баллонах с активированным углем или специальными растворителями (ацетон), которые обеспечивают вместимость баллона по ацетилену, равносильную давлению 15 МПа при фактическом давлении 1,5— 1,6 МПа. Природный газ, состоящий в основном из метана, также можно хранить при сниженных давлениях без уменьшения вместимости. Так, по данным Н. В. Кельцева с соавторами, при давлении 5,0 МПа вместимость баллона по метану с активированным углем может в 2,5 раза превышать вместимость такого же баллона без адсорбента. Имеются зарубежные сообщения о том, что подобраны адсорбенты, увеличивающие вместимость по метану до 5 раз.
Метан все-таки относится к веществам, поглощение которых твердыми адсорбентами, равно как и растворение в жидкостях, происходит в наименьших количествах. В соответствии с общими закономерностями адсорбционных и абсорбционных явлений поглощение вещества происходит в тем больших количествах, чем больше его молекулярная масса. Метан же является одним из самых легких газов (третье место после водорода и гелия). Ий этого, конечно, не следует, что нельзя подобрать специфических поглотителей метана, позволяющих улучшить технико-экономические показатели способа его хранения.
Для адсорбции метана в практике получения чистых веществ, и особенно для аналитических целей (газовая хроматография), нашли применение следующие твердые адсорбенты: активированные угли, цеолиты, полимерные сорбенты на основе сополимеров стирола, этилстирола и дивинилбензола (порапаки Р, Q, PS, QS).
По данным хроматографических показателей наиболее перспективными для адсорбции метана могут считаться цеолиты типа СаА и NaX. Модификация последних за счет замены части ионов натрия на рубидий, цезий или серебро повышает их адсорбционные свойства по отношению к предельным углеводородам. Хроматографически измеренные значения изменения потенциала Гиббса при адсорбции метана на этих цеолитах позволяют ожидать при давлении порядка 1,5—2,5 МПа такого же заполнения баллона, как при сжатии до 25—35 МПа без адсорбента. Повышение давления не приводит к существенному увеличению вместимости. Основной эффект приходится на снижение давления при том же количестве хранимого метана. Это может дать снижение расхода металла на изготовление баллонов и снижение затрат энергии на компримирование газа. По соотношению хроматографических свойств других адсорбентов шх ожидаемая эффективность, по-ви- димому, будет несколько ниже, чем у приведенных марок цеолитов.
Однако эти данные требуют специальной экспериментальной проверки, так же как данные по цеолитам.
Растворение метана в жидких поглотителях изучено еще меньше. По оценкам хроматографическими методами можно ожидать относительно высокой емкости у ряда синтетических поглотителей, применяемых в качестве неподвижной фазы при газожидкостной хроматографии.
Список перспективных веществ, обладающих высокой по^ексану емкостью иа предельные углеводородыпри g0 „с> ^^
Полидиметилсилоксан ПМС-100 40,7
Полидиметилсилоксан ПМС-500 39,7
Полиметилфенилсилоксан ПМФС-4 23,3
Бис- (В-этоксиэтил) себацинат 26,5
Бис- (р-этоксиэтил^ адипинат 22,6
Тетракапринат пентаэритрита 50,3
Дикапринат триэтиленгликоля .39,0
Дикапринат диэтиленгликоля 40,4
Глицеринтристеарат 45,3
Динонилфталат 45,0
Дибутилсебацинат 43,0
Дидецилсебацинат 44,0
Кроме оценок адсорбционной способности этих веществ, для решения вопроса их промышленного использования должны быть проанализированы сырьевые ресурсы для их получения, а также технологические возможности крупнотоннажного производства.
Некоторые исследования ВНИИГАЗа показали весьма обнадеживающие результаты от применения кремнийорганических соединений типа силоксанов, для которых можно ожидать пятикратного увеличения вместимости сосудов.
Хранение природного газа на транспортном средстве в адсорбированном или абсорбированном виде, кроме подбора поглотителей, требует решения еще ряда задач. Первая из них — технология заполнения емкостей. В процессе поглощение газа выделяется тепло, вследствие чего температура адсорбента или растворителя повышается, что, в свою очередь, приводит к снижению поглотительной способности и уменьшению количества газа, заправленного в сосуд. Этот эффект может быть снижен и даже полностью исключен, если емкость заполнялась в течение длительного времени. Однако для заправки транспортных средств такая технология неприемлема. Другим способом пользуются при заполнении баллонов ацетиленом. В этом случае при рабочем давлении 1,5 МПа баллоны заполняют газом до давления 3 МПа. Через несколько часов заправки баллоны остывают и давление в них снижается до рабочего. Однако такой способ сводит на нет преимущества, связанные с применением адсорбции — снижение расчетного давления в баллоне. «Передавливание» баллона при заправке требует применения материала для его изготовления почти той же толщины, что и для баллонов со сжатым газом. В связи с этим заслуживает внимания способ заполнения «захоложенным» 202
тазом, т. е. газом, предварительно охлажденным до температуры более низкой, чем окружающая среда, компенсируя тем самым разогрев за счет поглощения. Это также требует дополнительных энергетических затрат, хотя в ряде случаев, например при заправке на газораспределительных станциях (ГРС), эти затраты могут быть покрыты за счет вторичных энергоресурсов.
Наиболее перспективна заправка газа в принудительно охлаждаемую емкость, заполненную поглотителем. Такая емкость, установленная на транспортном средстве, при заправке должна подсоединяться к охладительной системе, смонтированной на газонаполнительной станции. С помощью этой системы должен осуществляться интенсивный теплоотвод от заполняющейся емкости, предотвращая повышение температуры. Несмотря на значительную конструктивную сложность установок при таком способе заправки, он все же выглядит предпочтительным, поскольку позволяет решить и другую задачу — повысить степень десорбции газа при его расходовании. В случае применения сжатого до 20 МПа газа остаточное давление в баллоне, равное 0,2 МПа, ■соответствует использованию возимого запаса газа на 99%. Такое же остаточное давление в баллоне с поглотителем, имеющем рабочее давление не выше 2 МПа, соответствует использованию не более чем 90 % газа. Однако реально положение оказывается еще хуже. При выделении газа из поглотителя происходит процесс, обратный поглощению, сопровождающийся соответственно снижением температуры поглотителя. Способность поглощать газ при этом очень быстро возрастает и десорбция прекращается. Расчет показывает, что при интенсивном отборе газа, необходимом для функционирования транспортного средства, степень использования запаса газа может снизиться до 50—60 %. Противодействие этому эффекту может быть обеспечено путем подогрева адсорбента во время отбора газа через ту же систему, через которую адсорбент охлаждается при заправке.
Кроме отмеченных технологических задач, для использования поглотительного способа хранения газа необходимо обеспечить стабильность поглотительных свойств вещества при большом числе циклов поглощения — отдачи, а также стойкости поглотителя к имеющимся или встречающимся в природном газе примесям. Практика применения адсорбентов и растворителей показывает, что именно эти качества могут стать «камнем преткновения» в деле использования адсорбентов.
Повышение мощности газобензиновых двигателей
Один из наиболее эффективных способов повышения мощности двигателя — применение наддува, возможности которого при газовом топливе также существенно шире, чем на бензине. В последние годы проявился интерес к использованию наддува в качестве мероприятия, повышающего топливную экономичность автомобиля с бензиновым двигателем. С этой целью нашел применение
203
в основном трубонаддув при максимальном давлении наддувочного воздуха 0,138—0,180 МПа.
Такое давление достаточно для полной компенсации снижения мощности двигателя при переводе его на газ.
В целях выбора более перспективного направления совершенствования двухтопливных газобензиновых двигателей рассмотрим сравнительные возможности наддува и повышения степени сжатия для достижения поставленного эффекта.
При прочих равных условиях наддув и повышение степени сжатия ограничиваются одним и тем же явлением — возникновением детонации. Очевидно также, что при работе на одном и том же топливе с одинаковым составом горючей смеси и при одинаковых углах опережения зажигания условия возникновения детонации соответствуют определенным значениям давления и температуры рабочей смеси в момент прохождения искры (рс, Тс), поскольку, начиная с этого момента, дальнейшее развитие процесса не связано с условиями, имеющими место на входе в двигатель. Следовательно, сравнение двух способов повышения мощности должно проводиться при одинаковых температуре и давлении в момент прохождения искры.
При условиях конвертации конкретного двигателя развиваемая им мощность пропорциональна произведению Q4T]e, где Qn — теплота сгорания цикловой порции рабочей смеси, т;е — эффективный к. п. д. двигателя. Относительное увеличение мощности двигателя за счет какого-либо мероприятия выразится, следовательно, суммой относительных приростов обоих множителей.
kNe AQu । А^е f6 Г1
Выразим величины Q4 и г]е через параметры воздуха на входе в двигатель и значения рсиТс
Qc = УдЛуРо^см, (6-2)
где Vn— рабочий объем цилиндра; -q,, — коэффициент наполнения по воздуху, отнесенный к окружающим условиям; р0 —■ плотность воздуха в окружающей среде; 0СМ — теплота сгорания свежей смеси, поступающей в двигатель.
Коэффициент наполнения, отнесенный к окружающим условиям (а не к условиям на выходе из нагнетателя, как это обычно принято), запишется формулой
где к — коэффициент, учитывающий отношение фактической степени сжатия до момента прохождения искры к геометрической; рс и ра —- плотности заряда в цилиндре соответственно в момент прохождения искры и в начале сжатия; е — степень сжатия двигателя; ра и рг — давления соответственно в начале сжатия и в патрубке выпускного клапана. .
Из формул (6.1) — (6.3) следует, что прирост мощности при изменении степени сжатия или наддуве зависит лишь от изменения коэффициента наполнения (в принятом здесь смысле) и к. п.д. двигателя. Однако в отработанном двигателе прирост какого-либо качества практически невозможен вследствие наложенных ограничений по протеканию процесса. Иными словами, конструкция отработанного двигателя не располагает резервами для увеличения мощности — они практически использованы. Следовательно, для решения поставленной задачи необходимо ввести фактор, расширяющий возможности рабочего процесса. На газовом топливе таким фактором является высокое октановое число, которое допускает более высокие параметры в момент прохождения искры. Для работы на бензине возможно лишь «искусственное» повышение этих параметров путем установки на режимах максимальной мощности более позднего угла опережения зажигания, что приведет, конечно, к некоторому снижению экономичности на этом режиме. Однако в силу «мягкости» максимума момента при регулировании угла опережения зажигания на богатых смесях потеря экономичности будет относительно невелика и, что более важно, на режимах максимальной мощности фактор топливной экономичности в автомобильных двигателях будет несуществен. Таким образом, на обоих видах топлива возможный прирост мощности определяется некоторым допустимым приростом плотности заряда в момент прохождения искры Ар0. Однако эффект зависит от способа его образования — наддувом или повышением степени сжатия.
Дифференцированием формулы (6.3) можно получить зависимость относительного коэффициента наполнения от изменения относительной плотности заряда в момент прохождения искры.
Any Ар, _£[8-_(Ра/Рг)^]_ _Пу Рс 8 - (ра/рг)№
^^Ае,(6.4) 8(8-1)
где A (f) означает изменение соответствующего параметра f.
В случае увеличения степени сжатия отношение ра!рт практически не изменяется, а относительные изменения плотности и степени сжатия равны по абсолютной величине и противоположны по знаку. Кроме того, можно принять, что ра/Рг=1 + б, где 6<С1, и записать ^PJPrV ~1+6/&. Учитывая эти условия, а также пренебрегая величинами порядка б2 по сравнению с 1, получим выражение относительного прироста коэффициента наполнения при изменении степени сжатия
АЦу _ Арс 8/" 1 Ра Azg gx
цу ” рс “ (6 — I)2 VРгГ
При регулировании мощности наддувом Де=0, однако изменяется отношение ра]рт вследствие дополнительного сопротивления выпуску, создаваемого трубокомпрессором. Для последнего может быть записано уравнение баланса мощностей турбины и нагнетателя
/ к—\\
I _ к , I 7. /,1\
\лV—Т]тк—-/]— (6.6)
706-1''
\ Лт 6 /
где лк — степень повышения давления в нагнетателе; лт— степень расширения газа в турбине; Тг и То— температура на входе в турбокомпрессор соответственно отработавших газов и воздуха; т]тк — к. п. д. турбокомпрессора.
В формуле (6.6) изменения теплоемкости и молекулярного состава рабочего тела в двигателе учитываются величиной т]тк. Величины лк, лт и отношение ра!рт связаны очевидным выражением
pJPr^T = nK. (6.7)
Кроме того, температура Тт может быть выражена через температуру То из условия теплового баланса по газу. При этом принимается с некоторой погрешностью, что потери тепла в воду составляют работу трения
Т, = То Н—MlkzUlL, (6.8)
Ср
где g — коэффициент активного тепловыделения в конце процесса; тц— к. п. д. критериального цикла; ср— теплоемкость продуктов сгорания при постоянном давлении.
Аналогично формуле (6.6) коэффициент £ в формуле (6.8) учитывает эффекты, связанные с неидеальностью рабочего тела и «скруглением» индикаторной диаграммы.
При наддуве увеличение плотности заряда в момент прохождения искры связано со степенью повышения давления в нагнетателе формулой
Арс/рс = (лк— W- (6.9)
После подстановки формул (6.6), (6.7), (6.8) и (6.9) в формулу (6.4) и преобразований, в которых применяются приближения, пренебрегающие величиной (лк—I)2 по сравнению с 1, получим:
Ари ПиАри ПиАрсРсАрсРсОсм£ (1 Пт)СР 8 — 1Осм£ (1 Пт)СР 8 — 1(6.10)(6.10)
Ари Пи
Ари Пи
Арс
Рс
Арс
Рс
Осм£ (1 Пт)
СР 8 — 1
Осм£ (1 Пт)
СР 8 — 1
(6.10)
(6.10)
Формула (6.10) определяет относительный прирост мощности при применении наддува, так как роста к. п. д. в этом случае не происходит.
Для расчета относительного прироста мощности за счет увеличения степени сжатия следует определить относительный рост эффективности к. п. д. С малой погрешностью можно принять
Ar]A = Ап А- (6-11)
(6-12)(6-12)К. п. д. критериального цикла выражается формулой
(6-12)
(6-12)
П,= 1 —l/e”-1 ,
где п— показатель политропы, учитывающий реальность рабочего тела.
Подставляя формулы (6.5), (6.11) и (6.12) в формулу (6.1) и учитывая указанные соотношения и приближения, приходим к формуле относительного прироста мощности за счет повышения степени сжатия
kN_ Арс п — 18/1 Ра У
N рс18п-1-1"(8—1)2кРг
Разделив правые части формул (6.10) и (6.13) одна на другую, получим выражение для относительной эффективности наддува по сравнению с повышением степени сжатия е
е =е =11ПтК 1 +(1 п^L СрПтК 1 +(1 п^L Ср(6.14)(6.14)
е =
е =
1
1
ПтК 1 +(1 п^
L Ср
ПтК 1 +(1 п^
L Ср
(6.14)
(6.14)
Относительная эффективность е практически всегда превышает 1 и, следовательно, наддув при ограничениях по детонации является более эффективным средством повышения мощности (рис. 74).
При использовании наддува в зарубежной практике отмечается улучшение динамических качеств автомобиля благодаря перемещению максимума эффективной мощности по внешней характеристике в сторону меньших значений частоты вращения и повышение экономичности рабочего процесса в сравнении с двигателями, работающими без наддува и имеющими равноценные динамические и удельные мощностные показатели. Эти сведения относятся к результатам применения наддува для бензиновых двигателей. Эффективность же наддува газовых автомобильных двигателей может в настоящее время определяться лишь расчетным путем. На рис. 75 приведены расчетные характеристики газовой модификации двигателя ЗИЛ-130 с турбонаддувом при качественном (рк=const; a=var) и качественно-количественном
регулировании (pK = var; a=var). При этом внешние характеристики рк и а вычислялись из условия получения таких же значений среднего эффективного давления и эффективной мощности, как и в бензиновом двигателе, характеристики которого также приведены на рис. 76. Качественное регулирование осуществляется при избыточном давлении наддува Арк = 0,06 МПа и составе газовоздушной смеси в диапазоне 1,22^а^1,56. При качест- бенно-количественном способе регулирования требуемое измене-
прине-прине-ние Арк происходит в интервале 0,025 МПа^рк^0,056 МПа 1,04^а< 1,1. Сравнение обоих способов показывает, что, смотря на некоторое ухудшение коэффициента наполнения .|У двигателя, качественное регулирование оказывается предпочтительнее качественно-количественного по значениям эффективного к. п. д. в связи с возможностью работы двигателя на более бедных смесях во всем диапазоне внешней характеристики. Так, качественное регулирование, обеспечивающее получение необходимой внешней характеристики при более бедном составе газовоздушной смеси, позволяет достигнуть значений эффективного к. п. д. т]е~0,33, что примерно на 20 % выше, чем при работе на бензине, и на 11 % выше, чем при работе на сжатом газе с качественноколичественным регулированием. При качественно-количественном регулировании скоростная характеристика давления наддува протекает почти подобно требуемой характеристике среднего эф- 208
прине-
прине-
фективного давления, а коэффициент избытка воздуха изменяется значительно меньше, чем в случае качественного регулирования. В связи с этим важными достоинствами этого способа являются меньшие значения мощности и габаритных размеров агрегатов наддува, а также увеличение продолжительности работы свечи зажигания и, следовательно, снижение давления конца такта сжатия рс. Однако реальный путь организации рабочего процесса- может быть выбран лишь в результате экспериментальных исследований области бездетонационной работы двигателя при обоих способах регулирования его мощности.
Представляет интерес использование потенциальной энергии сжатого газа. Для автомобильного двигателя ЗИЛ-130 были рассчитаны турбокомпрессор и теплообменник, в которых расширяющийся газ в первом случае через турбину и компрессор сжимает воздушный заряд, а во втором случае охлаждает его после турбокомпрессора, работающего на отработавшем газе. В связи с тем, что максимальный расход газа не превышает 10 % (по объему) расхода воздуха, выделяемая энергия невелика. Наибольший наддув составляет 0,015 МПа, а для достижения номинальной мощности при качественном регулировании требуется избыточное давление наддува 0,06 МПа (см. рис. 76). Охлаждение воздуха после турбокомпрессора за счет адиабатического расширения газа в теплообменнике позволяет снизить температуру воздуха на 4—5 °C, что в ряде случаев может быть использовано как антидетонационное мероприятие. Применение системы форкамерно-факельного воспламенения рабочей смеси совместно с наддувом позволяет в газовом двигателе организовать более совершенный рабочий процесс, чем в бензиновом, в связи с более выгодными физическими условиями смесеобразования газа с воздухом, которые допускают подачу в форкамеру топливно-воздушную смесь любого состава, вплоть до чистого топлива, чего практически нельзя организовать в бензиновом двигателе.
Качественное регулирование газобензиновых двигателей
Эффективность всех способов повышения показателей газовых двигателей с воспламенением от искры связана с применением качественного регулирования мощности, т. е. регулирования, при котором развиваемая двигателем мощность регулируется путем изменения количества подаваемого топлива при неизменном количестве проходящего через двигатель воздуха. Это дает основания для более подробного рассмотрения способа качественного регулирования двигателя на газовом топливе.
Обычно в двигателях с искровым воспламенением применяют количественное регулирование, т. е. меняют количество свежей смеси, поступающей в двигатель, для изменения его мощности. При этом состав смеси стремятся выдерживать соответствующим пределу эффективного обеднения. Когда повышение мощности за счет наполнения оказывается невозможным, включается эконо-
209
майзер, обогащающий топливно-воздушную смесь, вследствие чего возрастает мощность двигателя. Поскольку изменение состава смеси от предела эффективного обеднения до предела эффективного обогащения приводит примерно к 20 % изменения мощности на участке нагрузочной характеристики, качественное регулирование позволяет повысить мощность двигателя на такую же величину. Однако на всем этом участке нагрузочной характеристики имеет место перерасход топлива, так как регулировка двигателя смещается от условий максимальной экономичности. В реальных конструкциях топливной аппаратуры газовых двигателей с внешним смесеобразованием обогащение смеси осуществляется «скачком», т. е. открывается канал жиклера экономайзера и дополнительное количество топлива подается в смеситель.
Качественное регулирование позволяет иметь нагрузочную характеристику совсем другой формы. Для газового двигателя она может быть рассчитана из следующих соображений.
Мощность двигателя с внешним смесеобразованием может быть вычислена по формуле
Ne = ~P-W - N.-NBm, (6.15) 30 000 гт а/0 + 1
где гт — тактность двигателя; рк — плотность наддувочного воздуха, кг/м3; f]v — коэффициент наполнения; щ— индикаторный коэффициент полезного действия: NT и тУВНт— мощности потерь соответственно трения и вентиляционных, кВт; п— частота вращения коленчатого вала, об/мин; Vh — рабочий объем цилиндра, дм3; i— число цилиндров двигателя; Ни — низшая теплота сгорания топлива, кДж/кг; а—коэффициент избытка воздуха; /о — массовый стехиометрический коэффициент.
При постоянной частоте вращения коленчатого вала остается постоянной мощность, затрачиваемая на преодоление трения. В зависимости от состава смеси у газового двигателя меняются и индикаторный к. п. д., и мощность вентиляционных потерь. Поскольку у газового двигателя значения а<1 нерациональны, так как не дают повышения мощности, можно принять, что индикаторный к. п. д. вычисляется по формулам
Bi — ВсгВотн I 1 —Bi — ВсгВотн I 1 —1g0,2364-0,04421g0,2364-0,0442припри1<а ^ 1,8;1<а ^ 1,8;(6.16)(6.16)Bi — ВсгВотн | 1 —Bi — ВсгВотн | 1 —1g0,2954-0,0113а1g0,2954-0,0113апри 1,8<а<3,4,при 1,8<а<3,4,(6.17)(6.17)
Bi — ВсгВотн I 1 —
Bi — ВсгВотн I 1 —
1
g0,2364-0,0442
1
g0,2364-0,0442
при
при
1<а ^ 1,8;
1<а ^ 1,8;
(6.16)
(6.16)
Bi — ВсгВотн | 1 —
Bi — ВсгВотн | 1 —
1
g0,2954-0,0113а
1
g0,2954-0,0113а
при 1,8<а<3,4,
при 1,8<а<3,4,
(6.17)
(6.17)
где Всг и Both — коэффициенты полезного действия соответственно сгорания и относительный; в—степень сжатия.
Влияние коэффициента избытка воздуха на вентиляционные потери состоит в том, что через одно и то же отверстие проходит при постоянном расходе воздуха различное количество газа. Од- 210
нако, если пренебречь различием в физических свойствах воздуха и топливного газа, их можно в формуле (6.15) принять постоянными. При этом изменяющейся величиной становится r]v
(6Л8>
0 aZ-o + 1
где п v„ —коэффициент наполнения при отсутствии газа; Lo — объемный стехиометрический коэффициент.
В двигателях без наддува плотность воздуха, поступающего в двигатель, остается постоянной. Тогда, используя формулы (6.15) — (6.18), можно рассчитать протекание нагрузочной характеристики в относительных координатах. При этом следует задаться относительным значением потерь мощности на трение и вентиляцию. Если принять в качестве масштаба мощности ее величину при а=1, формула относительной характеристики по a примет вид
-р = N^a) = ЛЩ)-у^(1) =
6 Ne^
Nt(a)
(6.19)(6.19)Ntm "
(6.19)
(6.19)
1 — v
где v — отношение потерь мощности к индикаторной мощности при 0=1.
Обозначим отношение индикаторных мощностей в формуле (6.19) через Nt и выразим его с использованием формул (6.16) — (6.18)
Nt= ^-t1!a/g + 1Nt= ^-t1!a/g + 1«Ц.+О сЮ<0-м «“”+"■”«--i
Nt= ^-t1!
a/g + 1
Nt= ^-t1!
a/g + 1
Н,+ 1)^-1
припри1<а< 1,8;1<а< 1,8;
при
при
1<а< 1,8;
1<а< 1,8;
^0 + 1 а (^0 + *) е—0,0113 (1,334-а) х0^0 + * а/о + *
при 1,8<а<3,4.при 1,8<а<3,4.g0,2954-0,0113а _ jg0,25-l
при 1,8<а<3,4.
при 1,8<а<3,4.
В этих же обозначениях нетрудно получить выражение для относительного расхода при a= 1 удельного расхода топлива
Go 4~J) (Е> 4" 1)1 — v
(a/o+ 1) (aE>+ 1) Ni— v
Главной особенностью характеристики, рассчитанной по формулам (6.20)—(6.21), является незначительное изменение удель
ного расхода топлива в широком диапазоне нагрузок (рис. 76). Так, в двигателе с малыми относительными потерями на трение (v = 0,2) при снижении нагрузки на 50 % удельный расход топ-
Рис. 76. Нагрузочная характеристика двигателя при качественном регулировании. Отношение мощности потерь к максимальной индикаторной мощности:/ — 0,20; 2 — 0,25; 3 — 0,30; пределы по а : 4 — а=3,4; 5 — а=2,8;6 — а=2,оРис. 76. Нагрузочная характеристика двигателя при качественном регулировании. Отношение мощности потерь к максимальной индикаторной мощности:/ — 0,20; 2 — 0,25; 3 — 0,30; пределы по а : 4 — а=3,4; 5 — а=2,8;6 — а=2,олива возрастает только на 10 %. Даже при весьма больших потерях (v = 0,3) это повышение составляет 20 %. При количественном регулировании такое изменение мощности приводит к возрастанию удельного расхода топлива в 1,5—2,0 раза. Именно такое протекание нагрузочной характеристики и является фактором, ради которого целесообразно применять качественное регулирование мощности. Однако в двигателях с воспламенением от искры и внешним смесеобразованием возможности качественного регулирования ограничены пределами воспламенения (см. рис. 76). Последний предел относится к двигателям с прямым искровым воспламенением. Предел по а = 2,8 может быть достигнут за счет форкамерно-факельного зажигания, а предел по линиям 4 возможен при хорошо отработанном рабочем процессе с неравномерным распределением топливного газа по объему заряда при интенсифицированном зажигании. Как видно из рис. 76, форкамерно-факельное зажигание позволяет охватить качественным регулированием диапазон нагрузок от 25—35 до 100 % мощности. Это очень важно для двигателей транспортных средств, особенно автомобилей, работающих главным образом на частичных нагрузках. И все же даже при самых обнадеживающих пределах воспламенения холостой ход и нагрузки до 10— 20 % не обеспечиваются возможно
Рис. 76. Нагрузочная характеристика двигателя при качественном регулировании. Отношение мощности потерь к максимальной индикаторной мощности:
/ — 0,20; 2 — 0,25; 3 — 0,30; пределы по а : 4 — а=3,4; 5 — а=2,8;
6 — а=2,о
Рис. 76. Нагрузочная характеристика двигателя при качественном регулировании. Отношение мощности потерь к максимальной индикаторной мощности:
/ — 0,20; 2 — 0,25; 3 — 0,30; пределы по а : 4 — а=3,4; 5 — а=2,8;
6 — а=2,о
стями сгорания. Эту часть нагрузок требуется обеспечивать изменением количества поступающей смеси.
Применение качественного регулирования мощности двигателя предъявляет особые требования к взаимодействию систем управления двигателем. Эти требования вытекают из особенностей протекания характеристик машины. При качественном регулирова-
нии изменяются не только нагрузочные характеристики, но и скоростные.
На основании известного соотношения между мощностью и моментом на валу двигателя можно преобразовать формулу (6.15) в выражение для вычисления момента
м—iv^HP^z—пзо. ^т + л;внт.(6 22у
314OrT(a/o+1) клп
Мощность трения почти не зависит от частоты вращения коленчатого вала. В то же время мощность вентиляционных потерь- меняется при изменении частоты следования рабочих циклов и может быть приближенно оценена по формуле
МвнтМвнтiVh kPr — Pv^n30 000rTiVh kPr — Pv^n30 000rT(6.23)(6.23)
Мвнт
Мвнт
iVh kPr — Pv^n
30 000rT
iVh kPr — Pv^n
30 000rT
(6.23)
(6.23)
где рг и рк — давления, соответственно после выпускного и перед впускным клапанами (при отсутствии наддува), Па.
Коэффициент наполнения может быть приближенно выражен формулой
= 1’<6'24>
«1(8 — 1)Рг
где «1 — показатель политропы расширения остаточных газов; е — геометрическая степень сжатия двигателя.
Подставив последние две формулы (6.23) и (6.24) в формулу (6.22), получим новое выражение для момента на валу двигателя
Ме = —_ Гр 1 ]\р — р^ —
3140гт ( а/0 + 1 L (а/01) «1 (8 — 1) pr J]
(6.25) iVh n J
Первый член в фигурных скобках формулы (6.25) не зависит от частоты вращения коленчатого вала при качественном регулировании, так как постоянный состав смеси приводит к постоянству гр. Последний член уменьшается при увеличении частоты вращения в одинаковой степени для двигателей с количественным и качественным регулированием. Различие в протекании скоростных характеристик связано с разным влиянием частоты вращения на второй член формулы. С ростом числа оборотов коленчатого вала двигателя при постоянном положении управляющих органов растет расход воздуха во впускной системе. Потери давления в этой системе пропорциональны квадрату расхода воздуха. Следовательно, разность давлений рг—Рк увеличивается пропорционально квадрату частоты вращения коленчатого вала. В двигателе с количественным регулированием во впускном тракте- установлена дроссельная заслонка, создающая на частичных нагрузках повышенное сопротивление, т. е. увеличивающая коэффи- 213
циент пропорциональности при квадрате частоты вращения коленчатого вала. Это создает круто падающую скоростную характеристику момента на частичных нагрузках. При качественном регулировании на частичных нагрузках никакого дополнительного сопротивления во впускном тракте нет. Поэтому скоростная характеристика оказывается более пологой. А это, в свою очередь, означает, что двигатель не может устойчиво работать на этих режимах без дополнительных устройств, поскольку даже небольшое изменение нагрузки приведет к большому изменению частоты вращения вала двигателя. Поэтому применение качественного регулирования требует установки на двигателе регулятора оборотов, изменяющего подачу топлива при изменении частоты вращения вала. Это устройство газового двигателя с качественным регулированием аналогично регулятору оборотов, устанавливаемому на дизельном двигателе, также имеющем качественное регулирование.
Изменение состава топливно-воздушной смеси при изменении нагрузки является причиной особого протекания нагрузочной характеристики угла опережения зажигания. По мере обеднения смеси скорость ее сгорания несколько уменьшается, а продолжительность индукционного периода — отрезка времени между прохождением искры и началом видимого сгорания — увеличивается. Это приводит к необходимости увеличивать угол опережения зажигания при снижении нагрузки. Регуляторы угла опережения зажигания такого действия на бензиновых двигателях не применяются. Повсеместно устанавливаемые вакуум-корректоры служат для уменьшения угла опережения зажигания на холостом ходу, когда в двигателях с количественным регулированием приходится сильно обогащать рабочую смесь вследствие большого относительного количества остаточных газов. Более того, разрежение за дросселем в двигателях с качественным регулированием не может быть признаком, определяющим коррекцию угла опережения зажигания, как в двигателях с количественным регулированием, поскольку этот параметр остается постоянным почти во всем диапазоне изменения нагрузок, в то время как состав смеси изменяется именно в этом диапазоне. Признаками, управляющими углом опережения зажигания, могут быть расход топливного газа или отношение расходов воздуха и топливного газа. Следовательно, система питания должна включать в себя либо датчик расхода топливного газа, либо датчик отношения расходов воздуха и газа. При этом для более полного использования возможностей качественного регулирования устройство датчиков должно предусматривать автоматическую коррекцию сигнала по составу топливного газа, поскольку составы топливных газов сказываются на значении стехиометрических коэффициентов и, следовательно, на значении а, который и определяет оптимальный угол опережения зажигания.
Сказанное позволяет синтезировать блок-схему системы управления газовым двигателем при качественном регулировании 214
7272мощности (рис. 77). Топливная система состоит из: блока топливных резервуаров 1, блока редуцирования давления 2, регулятора расхода топливного газа 3, к которому примыкают датчики расхода топливного газа 4, коррекции сигнала по составу топливного газа 5 и ограничения обеднения смеси 6. Топливный га» подается в смеситель 8, из которого топливно-воздушная смесь поступает в двигатель 9. На двигателе установлены датчик, регулятор оборотов, 10 и регулятор угла опережения зажигания 11. Подача воздуха в двигатель осуществляется через воздушный фильтр 12 и регулятор расхода воздуха 13, к которому примыкает датчик расхода воздуха 14.
72
72
55Сигналы от датчиков расхода воздуха 14, расхода топлива 4 и корректора по составу газа 5 анализируются в анализаторе 7. Взаимодействие блоков схемы осуществляется следующим образом.
5
5
8
JJАшАшРис. 77. Блок-схема системы управления двигателем с качественным регулированием:
J
J
Аш
Аш
I — газовые и воздушные трубопроводы; 7/ — управляющий сигнал; /// — информационный сигнал
Оператор устанавливает регулятору оборотов 10 скоростной режим двигателя. При отклонении частоты вращения вала двигателя от заданной регулятор 10 выдает управляющий сигнал на регулятор расхода топлива 3 и регулятор угла опережения зажигания, которые вносят соответствующие изменения в поток топливного газа и установку угла опережения зажигания. Изменение расхода газа вызывает информационный сигнал датчиков 4 и 5Т которые передаются в анализатор 7. Сопоставление сигналов от датчиков 4, 5 и 14 вырабатывает управляющий сигнал регулятору 11 на изменение угла опережения зажигания. При обеднении смеси регулятором 3 ниже допустимого уровня в датчике 6 вырабатывается управляющий сигнал, передаваемый регулятору расхода воздуха 13, который уменьшает расход воздуха и тем самым обогащает смесь до требуемого уровня.
Конструктивное исполнение элементов схемы зависит от назначения и свойств рабочего тела. Особую сложность представляет коррекция по составу смеси, которая может осуществляться изменением плотности топливного газа. Датчики расходов топливного газа и воздуха можно построить по принципу сужающих устройств. Передачу сигналов и их анализ в анализаторе 7 целесообразно осуществлять средствами пневмоавтоматики. Управляющее воздействие на поток воздуха, как правило, выполняют 215
'С помощью заслонки, а воздействие на поток топливного газа может быть двояким: путем перемещения дросселирующего устройства и изменения давления газа перед дросселирующим устройством. Таким образом, для создания качественного регулирования газовых двигателей имеются все необходимые предпосылки.
Глава 7
ПРИМЕНЕНИЕ ПРИРОДНОГО ГАЗА НА ВОДНОМ И ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНОМ ТРАНСПОРТЕ
Природный газ на морских и речных транспортных судах
Газовое моторное топливо на водном транспорте в данное время нашло практическое применение только на морских газовозах (метановозах), где во время перевозок СПГ происходит непрерывное испарение газов — 0,2—0,3 % в сутки от объема груза. Для уменьшения потерь можно повторно сжижать испарившийся газ и перекачивать его в грузовые танки либо использовать в качестве топлива для главных двигателей.
Анализ показывает, что применение испарившихся жидких газов в качестве топлива для главных двигателей позволяет покрыть годовой убыток от испарения за счет экономии расходов на нефтяные топлива и на некоторых типах метановозов бывает экономически выгоднее повторного сжижения, которое требует дорогостоящих специальных установок. Однако применение только испаряющегося газа как топлива в главных двигателях невозможно из-за неравномерного его испарения, зависящего от многих факторов: эффективности теплоизоляции, формы, объема, конструкции и степени заполнения грузовых танков, характеристик устойчивости и качки судна, погодных условий. Поэтому для равномерной подачи газа в двигатель необходимо сбрасывать в атмосферу лишний газообразный метан или его недостаток восполнять обычным нефтяным топливом. В связи с этим энергетические установки современных метановозов приспосабливаются для работы на двух видах топлив. К числу таких установок, которые наиболее просто могут быть переоборудованы для работы на природном газе и жидком топливе, относятся газодизели. Однако это -не исключает применение на морских метановозах в качестве главных двигателей паротурбинных и газотурбинных установок.
В перспективе возможно применение на метановозах главных газовых двигателей, работающих по чисто газовому циклу. В этих целях топливные танки жидкого топлива должны быть заменены на криогенные емкости для хранения в них СПГ, выполненные по типу грузовых танков-метановозов.
216
В настоящее время для перевозки СПГ на метановозах применяют разнообразные конструкции грузовых танков, которые можно подразделить на два основных типа-—объединенные с корпусом или самонесущие. К танкам объединенного типа (составная часть судового корпуса) относятся встроенные (интеграль-
ааРис. 78. НекоторыеРис. 78. Некоторыеконструктивные решения грузовых танков-газовозов:конструктивные решения грузовых танков-газовозов:/ — изоляция; 2 — грузовой танк; 3 — балластный отсек; 4 — первичный барьер; 5 — фанера;: 6— переборка; 7 — полихлорвинильный пенопласт; S—вторичный барьер (нержавеющая сталь); 9 — трубопроводы; 10 — внутренний борт; // — насосы; 12, 13 — верхнее н нижнее опорное перекрытие; 14— горизонтальный резервуар; 15 — вертикальные резервуары; 16—/ — изоляция; 2 — грузовой танк; 3 — балластный отсек; 4 — первичный барьер; 5 — фанера;: 6— переборка; 7 — полихлорвинильный пенопласт; S—вторичный барьер (нержавеющая сталь); 9 — трубопроводы; 10 — внутренний борт; // — насосы; 12, 13 — верхнее н нижнее опорное перекрытие; 14— горизонтальный резервуар; 15 — вертикальные резервуары; 16—сборный ЛОТОКсборный ЛОТОК
а
а
Рис. 78. Некоторые
Рис. 78. Некоторые
конструктивные решения грузовых танков-газовозов:
конструктивные решения грузовых танков-газовозов:
/ — изоляция; 2 — грузовой танк; 3 — балластный отсек; 4 — первичный барьер; 5 — фанера;: 6— переборка; 7 — полихлорвинильный пенопласт; S—вторичный барьер (нержавеющая сталь); 9 — трубопроводы; 10 — внутренний борт; // — насосы; 12, 13 — верхнее н нижнее опорное перекрытие; 14— горизонтальный резервуар; 15 — вертикальные резервуары; 16—
/ — изоляция; 2 — грузовой танк; 3 — балластный отсек; 4 — первичный барьер; 5 — фанера;: 6— переборка; 7 — полихлорвинильный пенопласт; S—вторичный барьер (нержавеющая сталь); 9 — трубопроводы; 10 — внутренний борт; // — насосы; 12, 13 — верхнее н нижнее опорное перекрытие; 14— горизонтальный резервуар; 15 — вертикальные резервуары; 16—
сборный ЛОТОК
сборный ЛОТОК
ные) танки, образованные двойным дном и двойными бортами газовоза, причем изоляция располагается на балластной стороне перекрытий. Газовозы этого типа строятся в Японии для перевозки нефтяных газов. К типу объединенных танков относятся мембранные танки с вторичным барьером (рис. 78, а).
Промежуточный вариант между мембранными и самонесущими танками составляю^ танки полумембранного типа (рис. 78, б), которые изготовляются в виде вставных призматиче-
21Т
ских емкостей с закругленными углами и гранями. Такое конструктивное решение позволяет танкам этого типа воспринимать температурные деформации и собственный вес в порожнем состоянии, но после заполнения жидким газом давление груза (как в мембранных танках) передается через изоляцию на судовой корпус. В объединенный тип танков входят танки с внутренней изоляцией (рис. 78, в), выполненной из пенополиуретана. К танкам самонесущего типа относятся призматические плоскостенные, цилиндрические (рис. 78, а), многорезервуарные (рис. 79, 5), сферические и цилиндрические [19].
Сферические танки изготовляются из холодостойких материалов и изолируются с наружной стороны. Несмотря на трудности сварки толстых листов холодостойкой стали, применение сферических танков дает ряд преимуществ. В частности, удается отказаться от вторичного барьера, поскольку такие танки проектируются как сосуды высокого давления, упрощается расчет прочности таких танков, появляется возможность повышения давления внутри танка (до 0,3 МПа), что позволяет в случае отказа насосов выгружать газ выдавливанием. Кроме того, повышается безопасность эксплуатации, так как уменьшается вероятность повреждения танка при столкновении благодаря тому, что только незначительная его часть расположена у наружной обшивки корпуса. -Сюда следует добавить относительную простоту изоляции сферических танков. Цилиндрические танки также выполняются из ■свариваемой стали, стойкой при низких температурах, и устанавливаются вдоль или поперек корпуса судна. В США разработаны цилиндрические танки из железобетона.
Для изготовления грузовых танков применяются металлы, сохраняющие высокую ударную вязкость при низких температурах, обладающие малым коэффициентом расширения и хорошей свариваемостью. Вкладные грузовые танки изготовляются обычно из 9 %-ной никелевой стали, алюминиевых сплавов и нержавеющей стали. Для изготовления мембран применяют сталь «инвар» с содержанием 36 % никеля в высоколегированную хромоникелевую сталь с 10 % никеля и 18 % хрома.
Изоляция танков представляет собой сложную конструкцию и обычно состоит из нескольких компонентов. В качестве изоляционных материалов наиболее широко применяются бальзовое дерево, полиуретановая и поливинилхлоридная пена, стекловата, стекловолокно и перлит [4].
Основные характеристики изоляционных материалов
Коэффициент теплопроводности, Вт/(м.°С)
Плотность, кг/м3
Бальзовое дерево
. . .0,0442—0,0582
(при 0 °C)
100—170
Поливинилхлорид
. . .0,0326
40
Полиуретановая пена . . . .
. . .0,0547—0,0663
(при 20 °C)
100—220
Стекловата
. . .0,0407
60
Перлит . .СтекловолокноПерлит . .Стекловолокно0,03490,03490,03490,034950205020
Перлит . .
Стекловолокно
Перлит . .
Стекловолокно
0,0349
0,0349
0,0349
0,0349
50
20
50
20
Особый интерес представляют многорезервуарные грузовые танки (см. рис. 79), выполненные в виде объединенных в группы вертикальных сварных алюминиевых труб диаметром ~3 м. Эти трубчатые резервуары устанавливаются в трюмы, образуя готовую конструкцию, позволяющую хорошо использовать внутренний объем корпуса судна. Разделение общего объема грузовых танков на большое число самостоятельных трубчатых резервуаров снижает транспортный риск до минимума, одновременно значительно уменьшая влияние свободной поверхности жидкого груза (СПГ) и сводя практически к нулю динамические нагрузки от гидравлических ударов. Изоляция укладывается на внутренние поверхности двойного корпуса судна, а не на танки, и при выборе типа изоляции основным требованием является обеспечение термической защиты, а не восприятие веса танков, так как дополнительные механические нагрузки, возникающие при несущих конструкциях танков, здесь отсутствуют.
Объединение отдельных трубчатых резервуаров в группы обеспечивает их равномерное заполнение при погрузке, а также создает эксплуатационную гибкость в отношении возможности одновременной перевозки различных жидких грузов.
Опытные емкости для СПГ аналогичного типа были сооружены и испытывались в 50-х годах в составе оборудования для сжижения природного газа Московского газоперерабатывающего завода.
Таким образом, разнообразие конструкций грузовых танков для перевозки СПГ свидетельствует о том, что конструктивный тип метановоза еще не сложился. Однако рассмотренные конструктивные особенности грузовых танков-метановозов являются основой для проектирования топливных емкостей СПГ, которыми могут оборудоваться не только метановозы, но и морские и речные сухогрузные суда. При этом необходимо учитывать, что СПГ по сравнению с традиционными нефтяными топливами имеет приблизительно вдвое меньшую плотность. Поэтому вместимость судовых топливных емкостей для СПГ, обеспечивающая сохранение дальности плавания от одной бункеровки, также должна быть вдвое большей, чем для дизельного топлива. Это практически во всех случаях потребует внесения изменений в конструкцию- судна, обеспечивающих размещение бункера увеличенного объема.
Применение природного газа в сжатом (КПГ) или сжиженном (СПГ) виде на морских и речных сухогрузных судах связана с развитием сети заправочных комплексов (газонаполнительных; компрессорных станций или баз производства СПГ) для бункеровки природным газом указанных судов.
В первую очередь такая сеть может быть создана внутри страны для бункеровки морских судов прибрежного плавания и судов, плавающих в закрытых бассейнах, таких, как, например, Каспийское и Азовское моря, а также речных судов и судов пор-
21»
левого флота. Для этих целей в береговой зоне морей, рек и вблизи портов сооружаются заправочные комплексы (в случае отсутствия свободных от застройки участков такие комплексы могут размещаться в прибрежной зоне на плавучих основаниях). При этом организация бункеровки судов может осуществляться •следующим образом:
строительство мощной кустовой газонаполнительной компрес- •сорной станции (ГНКС) или мощной базы по производству СПГ в прибрежных районах максимального приближения к существующим магистральным газопроводам;
создание парка плавучих бункеровочных баз сжатого и сжиженного природного газа для заправки судов во время рейса (по типу передвижных автозаправщиков).
Потребление газового топлива на речном флоте характеризу- •ется резко выраженной сезонностью. Производительность заправочных газовых комплексов выбирается, естественно, исходя из потребления в летний период. В этой связи необходимо, чтобы производимое газовое топливо в зимнее время года использовалось железнодорожным и автомобильным транспортом. Взаимная увязка потребления топлива различными видами транспорта на этих комплексах может быть осуществлена путем сооружения хранилищ СПГ, обеспечивающих создание необходимых запасов.
В этом отношении комплексы для снабжения речного транспорта будут аналогичны комплексам СПГ для резервирования запасов газа в отдельных промышленных районах.
Наиболее просто и быстро можно внедрить природный газ в качестве моторного топлива на морских железнодорожных паромных переправах Ильичевск — Варна, Ванино — Холмск и Красно- водск— Баку путем перевода их главных двигателей на работу по .тазодизельному циклу. При этом запасы дизельного топлива возрастут в 5 раз, а требуемое количество природного газа, необходимого для работы главных газодизелей паромов, может быть обеспечено за счет закатки на паром сменных железнодорожных цистерн со сжатым или сжиженным природным газом.
В настоящее время отечественной промышленностью выпускаются железнодорожные изотермические емкости с высококачественной теплоизоляцией объемом до 44 м3. Эти емкости рассчитаны на рабочее давление 0,6 МПа и предназначены для перевозки жидкого кислорода ( — 183 °C), азота ( — 195 °C) и водорода ( — 253 °C). Суточные потери хранимых продуктов составляют 0,2 % по объему.
По своим эксплуатационным показателям эти емкости в основном пригодны для хранения и транспорта СПГ (—162 °C) и могут быть использованы в качестве бункеровочных цистерн на рассматриваемых морских паромных переправах. Потребуется лишь некоторая доработка конструкции для организации отбора СПГ в требуемых количествах и измерения уровня СПГ.
Рабочее давление таких емкостей (0,6 МПа) позволяет организовать бездренажное хранение СПГ, т. е. сброса паров СПГ во 220
время движения не будет, что существенно с точки зрения безопасности эксплуатации. Отбор СПГ из указанных емкостей и его перемещение могут быть осуществлены за счет повышения давления в емкостях до 0,2—0,4 МПа путем испарения СПГ в штатном испарителе-емкости. Под этом насосов для откачки СПГ из емкости не потребуется.
Перед поступлением в газодизель СПГ должен быть газифицирован и нагрет до температуры, обеспечивающей нормальную ра
боту двигателя.
Для газификации СПГ и нагрева паров до окружающей температуры требуется около 922 кДж/кг (теплота испарения СПГ равна 502,8 кДж/кг), что составляет около 2 % от его теплоты сгорания.
После выхода главного двигателя на номинальный режим работы газификация и нагрев могут быть осуществлены выпускными газами или нагретой водой из системы охлаждения двигателя. Для пуска двигателя потребуется небольшой пусковой испаритель простой конструкции, источником тепла в котором могут являться окружающий воздух или вода из системы охлаждения. При испарении СПГ водой из системы охлаждения для обеспечения нормального пуска (1 мин) в испарителе должно содержаться около 100 л воды. В этом случае для испарения СПГ вполне достаточно теплосодержания указанного количества воды. При испарении СПГ окружающим воздухом его температура на входе в двигатель будет на 7—15 °C ниже температуры окружающей среды.
Любая желаемая температура при испарении и нагреве СПГ может быть получена в разработанном во ВНИИГАЗе газовом двигателе внутреннего сгорания с тепловой обработкой топлива.
Двигатель (рис. 79) может работать как на сжатом, так и на сжиженном природном газе. В этих целях к топливному резервуару 1 с СПГ трубопроводом подсоединен вход насоса 2, а выход насоса трубопроводом 3 через запорный орган 4 соединен с теплообменником 7, в котором коаксиально помещена нагреваемая поверхность 6 выпускного газохода, снабженного установленными в нем источником воспламенения 13 и топливной форсункой 8, подключенной трубопроводом к топливному насосу 2. С помощью обводного трубопровода форсунка 8 дополнительно подключена к паросборнику б теплообменника 7.
Выпускной газоход трубой 12, в которой установлен шибер 9, соединен с выпускным трактом 16 двигателя, а последний снабжен ответвлением 3, в котором установлена заслонка 10 для сообщения с атмосферой. Паросборник 5 соединен с теплоизолированным коллектором 26, который подключен ко входу дозатора 24, управляемого регулятором 25. Выход из дозатора соединен с органами впуска газообразного топлива в цилиндр, в данном случае с внутренней полостью газовпускного клапана 22, управляемого кулачком распределительного вала 23. Трубопроводы вместе с теплообменником, газосборыиком и полостями дозатора и клапана образуют магистраль подачи топлива к органам его впуска 221
в цилиндры. Внутренняя полость газовпускного клапана 22 сообщается с внутренней полостью рабочего цилиндра 19 при воздействии кулачка на шток клапана 22. Паросборник 5 через регулирующий орган 14 соединен с теплоизолированным коллектором: 15. Форкамера 20 соединена с этим коллектором трубопроводом, на котором установлен газовпускной клапан 15. Внутренняя по-
Рис. 79. Двухтопливный газовый двигатель
лость форкамеры сообщается с внутренней полостью рабочего цилиндра.
В форкамере установлена свеча зажигания 21. Коллекторы 15 и 22 сообщаются между собой посредством трубопровода 17, который, в свою очередь, соединен с ресивером 27, предназначенным для работы газового двигателя на природном газе из иного источника, например от баллонов со сжатым газом. Двигатель работает следующим образом.
Топливо из резервуара 1 насосом 2 подают в теплообменник 7. В теплообменнике топливо контактирует с нагреваемой поверхностью 6 и испаряется.
222
При подготовке двигателя к пуску испарение топлива осуществляется за счет работы форсунки 8 и источника воспламенения 13. После пуска двигателя нагревание и испарение топлива в теплообменнике 7 осуществляются выпускными газами двигателя, которые подаются при открытом шибире 9 и закрытой заслонке 10. Испарившееся топливо собирается в паросборник 5, откуда поступает в теплоизолированный коллектор 26, а затем через дозирующий орган 24 и газовпускной клапан И поступает в заданный момент в рабочий цилиндр 19. В цилиндре топливо перемешивается и сгорает. Одновременно с подачей в рабочий цилиндр топливо через регулирующий орган 14, теплоизолированный коллектор 15, газовпускной клапан 18 поступает в форкамеру 20, вытесняя из нее продукты сгорания предыдущего цикла. В конце такта сжатия топливно-воздушная смесь в форкамере воспламеняется от электрической искры свечи зажигания 21. В результате сгорания топливно-воздушной смеси в форкамере резко повышается давление и факел горючих газов выбрасывается в рабочий цилиндр. Двигатель работает. Топливный резервуар 1 может быть заполнен сжатым газом. В этом случае подогрев топлива нежелателен и его можно подавать к органам впуска по обводной трубе, а выпускные газы из выпускного трубопровода выпускать в атмосферу. Для работы газового двигателя на природном газе в случае его подсоединения к баллонам со сжатым газом предусмотрена система подключения, включающая ресивер топливного газа 27, в который подается газ, а затем он поступает к газовпускным клапанам 22 и 18. При поддержании двигателя в «горячем» резерве теплообменник включается в работу периодически и обеспечивает постоянное количество паров в паросборнике. При этом топливо распыляется под действием давления его паров, поступающих к фор-
самое бли- морских исамое бли- морских исунке 8 из паросборника 5.
самое бли- морских и
самое бли- морских и
Таким образом, имеется реальная возможность в жайшее время организовать опытную эксплуатацию речных судов на природном газе.
Локомотивы на газовом топливе
Эксплуатация двигателей на железнодорожном транспорте имет свои особенности, которые сказываются и на применении в этом виде транспорта газового топлива. В первую очередь это относится к способу регулирования двигателя. Для локомотивов изменение потребной мощности в зависимости от частоты вращения коленчатого вала подчиняется определенному закону — тепловозная характеристика, — связанному с типом и настройкой трансмиссии. Тепловозная характеристика отличается как от нагрузочной, так и от внешней скоростной характеристики, поскольку в этом случае изменяются как частота вращения коленчатого вала, так и цикловая подача^ топлива. Применительно к газовому двигателю это означает, что должны меняться состав смеси при
качественном регулировании или количество смеси при количественном регулировании.
Другой особенностью тепловозного двигателя является большая доля переходных режимов, когда меняется частота вращения вала двигателя. Переходные режимы характеризуются быстрым переводом управляющего органа (контроллера) в новое положение, соответствующее новой точке тепловозной характеристики. В ответ на управляющий сигнал двигатель должен перейти на новый режим работы. При этом должны измениться режимы работы обслуживающих двигатель систем, включая газовую аппаратуру и турбонаддув. Очевидно, что пока двигатель не вышел на новый заданный режим, работа топливной аппаратуры должна отличаться от работы на новом режиме и от работы по тепловозной характеристике на промежуточных между начальным и новым режимами. С одной стороны, она должна обеспечивать условия максимально быстрого выхода на новый режим, а с другой — учитывать «отставание» турбонагнетателя и других устройств, имеющих заметную инерцию — механическую, тепловую и т. п.
Расходы топлива должны быть минимальными из учета особенностей нагрузки. Значительная доля режимов работы локомотива поиходится на частичные нагрузки и холостой ход. Именно они определяют основной расход топлива в эксплуатации. Поэтому важно, чтобы на этих режимах удельные расходы топлива были минимальными.
Эти особенности сказываются на конкретном конструировании топливной аппаратуры газовых двигателей и не вызывают принципиальных сложностей для удовлетворения связанных с ними специфических требований.
Иной характер имеют условия эксплуатации тепловозов, определяемые условиями экипировки и обслуживания. Здесь надо иметь в виду, что железные дороги имеют сложившуюся систему обслуживания, ремонтов и экипировки тепловозов, перестройка которой потребует значительных капитальных вложений. Поэтому применение газового топлива должно сопровождаться минимальными перестройками этой системы.
Сложность хранения газового топлива на транспортном средстве в наибольшей степени проявляется именно на железнодорожном транспорте. Причем главную сложность составляет не дополнительная масса, нагружающая локомотив (в некоторых случаях она даже полезна), а трудность размещения емкостей с газом в габаритах тепловозов.
Применение газового топлива на тепловозах не должно увеличивать численность поездной бригады, а дополнительные затраты, связанные с обеспечением взрывной и взрыво-пожарной безопасности, не должны быть излишне большими.
В практике железнодорожных перевозок имеется относительно небольшой опыт применения газообразного топлива. Можно отметить лишь некоторые вполне удачные попытки эксплуатации локомотивов на этом виде топлива.
■224
Так, в 1952 г. введены в опытную эксплуатацию газогенераторные тепловозы ТЭГ1, выполненные на базе тепловоза ТЭ1 с дизелем типа Д50 мощностью 736 кВт. Харьковским заводом транспортного машиностроения им. В. А. Малышева был построен газогенераторный трехсекционный магистральный тепловоз ТЭ4 мощностью 1472 кВт. Однако малая теплота сгорания генераторного газа, низкая эффективность газогенераторных установок не позволили широко использовать такие тепловозы на сети железных дорог. По этим же причинам использование других видов низкокалорийных газов не находит широкого применения, хотя случаи их использования известны. Фирмой «Краусс — Маффи» (ФРГ) построен маневровый четырехосный тепловоз с четырехтактным газовым двигателем с искровым зажиганием мощностью 176 кВт, работающий на сжатом коксовом газе (QH=20 866 кДж/м3). Запас газа, находящийся под давлением 20 МПа, размещен в девяти баллонах общей вместимостью 1080 л. Баллоны располагались на раме тепловоза за кабиной машиниста. В 1958—1960 гг. проводились исследования работы тепловозных дизелей на сжиженных пропан-бутановых газах и сжатом природном газе. На Азербайджанской железной дороге проведены работы по переводу на сжиженный газ тепловоза серии ТЭ1 с дизелем типа Д50 (^e=736кBт, давление наддува рк=0,119—0,131 МПа, е= 12,5) путем осуществления газодизельного процесса. При разработке газовой модификации с использованием газодизельного процесса ставились задачи: сохранение пусковых качеств двигателя; получение расхода запального топлива в пределах 12—15 % по тепловому заряду; создание простой и надежной системы регулирования; минимальное изменение узлов двигателя и сохранение возможности работы только на дизельном топливе с осуществлением быстрого переключения с одного вида топлива на другой.
При использовании сжиженных газов в качестве топлива для тепловозов применение стандартных баллонов нерационально из-за их больших габаритов. Более удобными резервуарами являются сварные баки, позволяющие хранить сжиженный газ при давлении до 20 МПа. Проведенные расчеты показали, что масса тепловоза в этом случае увеличивается на 2—3 %.
При конвертации на сжиженный газ тепловоза ТЭ1 топливные баки размещались на раме тепловоза. Для запального топлива был оставлен верхний бак, расположенный под кабиной машиниста и рассчитанный на хранение 2,7 т дизельного топлива. Сжиженный газ размещался в двух емкостях: одна (объемом 2,3 м3) находилась на месте нижнего бака дизельного топлива, между тележками тепловоза, другая (объемом 3,76 м3) — сделана в аккумуляторном помещении. Аккумуляторы были вынесены на площадку тепловоза. Это решение, принятое для теплого климата по-видимому, не может быть распространено в зоны с более суровым климатом.
Технико-экономические расчеты показали, что капитальные затраты на переоборудование тепловозов для работы на сжижен- 8 Заказ № 1584 2 25
ном газе окупаются в течение полугода за счет меньшей по сравнению с дизельным топливом стоимости газа.
Использование сжатого до 20 МПа природного газа на магистральном тепловозе серии ТЭЗ потребовало создания дополнительного газобаллонного тендера, выполненного на базе 60-тонной четырехосной платформы, что увеличило длину тепловоза на 14,6 м и массу тепловоза с запасом газа на 85 т.
На платформе располагались 30 баллонов вместимостью по 1,49 м3 каждый. Основная сложность использования сжатого природного газа состояла в размещении необходимого запаса на тепловозе.
Таким образом, как показывают общие рассуждения и результаты конкретных попыток применения газового топлива, основная техническая трудность состоит в размещении запаса газового топлива на локомотиве без изменения его габаритов. Для решения этой задачи следует, в первую очередь- определить размеры хранимого на тепловозе запаса.
Подход к этому вопросу отличается от подхода, который применяется при определении запаса жидкого топлива. Если принять, что на тепловоз устанавливается двухтопливный дизельно-газовый двигатель, то запас газа должен лишь немного превышать необходимый для прохождения среднего расстояния между заправочными пунктами. Необходимый резерв для возможности удлиненного пробега в этом случае будет обеспечиваться запасом дизельного топлива. При этом основная задача — снижение расхода дизельного топлива — будет решена, а объем потребной модернизации тепловозов заметно сократится.
Оценим возможность .создания двухтопливного дизедьно-газо- вого двигателя для тепловозов. На железных дорогах СССР эксплуатируются тепловозы, оснащенные двигателями нескольких размерностей. Основным дизелем магистральных тепловозов являются двухтактные наддувные машины серии Д100 размерности 20,7/2х Х25.4. Кроме этой серии распространены четырехтактные наддувные двигатели Д40 и Д45 размерности 23/30. Для маневровых тепловозов в последнее время стал применяться дизель Д49 размерности 26/26. Газовая модификация двигателя серии Д100 описывалась выше. ВНИИГАЗом осуществлена также в опытном образце конвертация дизеля Д49 на газовое топливо. При этом потребовалось снижение степени сжатия за счет установки форкамеры, имеющий объем 250 см3. В обоих случаях форкамера устанавливалась вместо форсунки дизельного топлива. Газовые модификации тепловозных двигателей имеют показатели, практически не уступающие базовому варианту. Однако они предназначены для работы в системе мотор-генератора, вырабатывающего электроэнергию для снабжения его стационарных объектов, т. е- должны работать по нагрузочной характеристике с постоянным числом оборотов. Для работы этих машин по тепловозной характеристике требуется изменение конструкции газовой топливной аппаратуры. Но наиболее серьезным отклонением от требований 226
применения на тепловозах является сложность переключения их на дизельное топливо. Газовая модификация дизеля Д100 требует весьма большого обьема разборно-сборочных работ, который может быть выполнен бригадой в два человека в течение 36 ч. Конструкция опытного образца двигателя Д49 в этом отношении более технологична, однако продолжительность переналадки у этого двигателя превышает рабочую смену. Поэтому считать эти модификации двухтопливными машинами нельзя. Тем не менее анализ работы этих двигателей позволяет утверждать, что двухтопливный двигатель на базе дизелей Д100 и Д49 может быть создан.
Один из вариантов двухтопливного двигателя — газодизель, по-видимому, не потребует никаких дополнительных переделок к газовому варианту. Вместо форкамер должны быть установлены штатные для базового дизеля форсунки при сохранении газовой топливоподающей системы. Отработка двигателей по этому варианту должна состоять в уточнении взаимодействия дизельной и газовой топливных аппаратур при работе по тепловозной характеристике. Разумеется, в этом случае сохраняются все особенности газодизельного процесса.
Сложнее найти решения, обеспечивающие двухтопливность при газовом варианте с искровым зажиганием. Здесь должен быть обеспечен от дизельного к газовому процессу с уменьшением степени сжатия и введением форкамеры. Поскольку оба типа дизелей имеют нераздельные камеры сгорания, они должны быть оснащены и дизельными форсунками, и форкамерами. При этом работа по дизельному процессу должна происходить с перекрытым каналом форкамеры, а работа по газовому процессу — с защищенной от попадания нагара форсункой. Особенности газового процесса — малое образование нагара — позволяют считать, что защита форсунки может быть достигнута применением штифтового распылителя с достаточно большим конусом распыливания для двигателя Д49 и малым — для двигателя Д100. Имеется опыт работы дизеля Д100 на холостом ходу и малых нагрузках с отключенным одним рядом форсунок [15]. Состояние форсунок отключенного ряда при этих условиях дает основания предполагать, что для двухтопливного двигателя окажутся пригодными и обычные форсунки.
Таким образом, можно констатировать, что имеются безусловные предпосылки возможности создания двухтопливных модификаций тепловозных дизелей. Как при работе на газовом топливе, так и при работе на дизельном топливе эти двигатели будут иметь практически совпадающие характеристики по расходам топлива. Следовательно, хранимый на тепловозе запас газового топлива может рассчитываться исходя из расходов дизельного топлива на эксплуатационных режимах.
На железных дорогах эксплуатируются два вида тепловозов — магистральные и маневровые. Эта специализация связана с различными операциями, составляющими технологию железнодорожных перевозок. Магистральные тепловозы выполняют поездную работу, т. е. осуществляют основнук/транспортную операцию — перемеще- 8* 227
ние поездов между пунктами отправки и назначения. Маневровые тепловозы выполняют транспортные операции, связанные со станционными работами по перевозке грузов и пассажиров.
Необходимый запас газа на магистральных тепловозах определяется на основании комплексного технико-экономического анализа схемы размещения заправочных узлов, технологии заправки газовым топливом, технологии поездной работы с учетом стоимости топлива и его транспорта. Поэтому на предварительной стадии может быть сделана лишь предположительная оценка. По опыту поездной работы запас дизельного топлива на локомотиве в 2—3 раза превышает необходимый для перекрытия расстояния между заправочными пунктами. Это позволяет в ряде случаев сократить простои поездов для экипировки тепловоза топливом. Исходя из предпосылки резервирования дизельным топливом хранимый на тепловозе запас газа может не превышать ’/г от запаса дизельного топлива.
Более надежно потребный запас хранения газа может быть установлен для маневрового тепловоза. Поскольку маневровая работа, как правило, производится в пределах одной станции, т. е. в достаточной близости к пункту экипировки топливом, этот запас может определяться из условий экономической оправданности, по минимуму приведенных затрат, состоящих из потерь времени на экипировку и создание запаса топлива на локомотиве.
Применение газового топлива для маневровых тепловозов решает вопросы экономии дизельного топлива и на электрифицированных железных дорогах. Это полезно и с экологической точки зрения, поскольку крупные сортировочные станции, в том числе и входящие в состав электрифицированных железных дорог, расположены в черте городов или в непосредственной близости к ним. Города-гиганты, такие, как Москва, Ленинград, Киев, располагают несколькими крупными сортировочными станциями. Анализ показал, что железные дороги СССР имеют много крупных сортировочных станций, находящихся на пересечениях с магистральными газопроводами. Причем поездная работа на этих железных дорогах почти в 80 % случаев выполняется электровозами. На всех этих станциях может оказаться целесообразным перевести маневровые локомотивы на газовое топливо, несмотря на электрификацию поездной работы.
Это говорит о рациональности первоочередного использования газового топлива в железнодорожном транспорте именно на маневровых тепловозах. Расчет расхода газового топлива маневровым тепловозом требует определения основных показателей этой машины при переходе на газовое топливо. Изменения конструкции двигателя не касаются показателей его работы. Показатели же работы локомотива изменяются в связи с размещением на нем дополнительных емкостей для хранения газа. Влияние этих изменений неоднозначно. Установка емкостей приводит к увеличению габаритов тепловоза, что до определенных пределов не сказывается на экономических результатах работы локомотива. Увеличе- 228
ние габаритов приводит к снижению экономической эффективности машины лишь тогда, когда они начинают требовать увеличения габаритов тепловозного «стойла» в депо. Прибавка массы тепловоза, с одной стороны, не намного снижает показатели его работы по сравнению с поездами малой массы, но, с другой стороны, повышает массу поезда, который может быть обработан тепловозом без расцепки, что имеет большое значение с учетом роста грузопотоков и напряженности работы сортировочных устройств.
Технические оценки показывают, что перспективным тепловозом, который может осуществлять маневровую работу на нагру-
Рис. 80. Компоновка базового тепловоза ТЭМ7:
/—дизель; 2 — главный генератор; 3 — централизованная система воздухоснабжеиия; 4 — компрессор; 5 — высоковольтная камера; 6 — кабина машиниста; 7 — аккумуляторный отсек; 8 — топливный бак; 9 — холодильная камера; 10 — возбудитель; // — стартер-геиератор
женном направлении Восток — Центр, является маневрово-вывозной тепловоз типа ТЭМ7. В связи с этим рассмотрены принципы расположения резервуаров с газовым топливом на раме этого тепловоза. В качестве газового топлива рассматривались сжатый природный газ под давлением 20 МПа и сжиженный природный газ, находящийся под давлением не свыше 0,6 МПа. В соответствии с изложенными соображениями рассматривались только чисто газовые модификации двигателя (форкамерно-факельное воспламенение), при этом газовая модификация предполагалась способной к быстрой реконвертации на дизельное топливо, а следовательно, предусматривались определенные запасы этого топлива на раме тепловоза.
Размещаемые резервуары газового топлива должны находиться в пределах габарита и длины рамы существующих тепловозов. Может быть рассмотрен вариант с удлинением рамы тепловоза.
На рис. 80 представлена общая схема тепловоза ТЭМ7. Этот тепловоз имеет один штатный бак дизельного топлива объемом около 7 м3, расположенный между тележками.
Учитывая, что сжатый природный газ имеет наиболее низкие показатели удельной концентрации энергии, рассмотрим разме- 229
щение на тепловозе резервуаров со сжатым природным газом (рис. 81). Вместо штатного бака дизельного топлива размещаются два цилиндрических баллона 1 диаметром 1235 мм и длиной 3100 мм. Толщина стенок согласно расчетам составляет около 75 мм. В этом случае полезный объем двух баллонов будет 5,6 м3. Это количество сжатого газа может обеспечить работу тепловоза с учетом суточного расхода топлива 900 кг/сут в течение 1,2 сут. Пересчет на газ выполнен исходя из условий эквивалентности топлив по теплоте сгорания. При этом 1 м3 дизельного топлива эквивалентен 4,4 м3 сжатого до 20 МПа природного газа. По существующим нормам заправка тепловоза должна производиться один раз в 7—
Рис. 81. Вариант размещения газовых баллонов на тепловозе ТЭМ7:
/ — основные газовые баллоны; 2 — резервный бак с дизельным топливом; 3 —- дополнительные газовые баллоны
10 сут, поэтому двух баков недостаточно для эксплуатации тепловоза на сжатом газе. Имеется возможность разместить еще четыре бака общим полезным объемом 0,5 м3 на передней и задней площадках тепловоза. Однако этот вариант нерационален, поскольку невелик объем газа. В качестве другого варианта может быть предложено размещение баллонов, схема которого представлена на рис. 82. В этом случае баллоны располагаются вдоль капота тепловоза. В 16 баллонах диаметром порядка 420 мм и высотой около 2500 мм можно хранить около 4,3 м3 сжатого газа, что позволит увеличить межэкипировочные сроки до двух суток. Однако в этом случае необходимо эти баллоны закреплять таким образом, чтобы их можно было быстро снять для проведения технического обслуживания. Экипировка в этом случае должна предусматривать замену батареи баллонов на полные, а не заполнение их на тепловозе.
В этих двух случаях необходимый запас дизельного топлива может располагаться в баке, расположенном над кабиной машиниста. Объем этого бака в пределах габарита составляет около 0,9 м3. В случае использования сжатого газа в качестве топлива служебная масса тепловоза возрастает до 200 т.
230
Использование сжиженного природного газа в качестве топлива может быть обеспечено при поддержании низких ( — 130— 160 °C) температур рабочего тела, что требует развитой тепловой изоляции баков газового топлива. Опыт создания автомобильных двигателей, работающих на сжиженном природном газе, метано- возов позволяет оценить толщину тепловой изоляции и увеличение служебной массы тепловоза до 185 т. Увеличение служебной массы на 5 т по сравнению с базовым вариантом сделано для обеспечения возможности работы тепловоза в районах, где это целесообразно, на пропан-бутановых смесях при давлении газа внутри резервуара
Рис. 82. Вариант размещения основных и съемных газовых баллонов на тепловозе ТЭМ7:/ — основные газовые баллоны; 2— резервный бак с дизельным топливом; 3 — жалюзи холодильной камеры; 4 — навесные топливные баки; 5 — воздухозаборник системы воздухо-Рис. 82. Вариант размещения основных и съемных газовых баллонов на тепловозе ТЭМ7:/ — основные газовые баллоны; 2— резервный бак с дизельным топливом; 3 — жалюзи холодильной камеры; 4 — навесные топливные баки; 5 — воздухозаборник системы воздухо-снабженняснабження
Рис. 82. Вариант размещения основных и съемных газовых баллонов на тепловозе ТЭМ7:
/ — основные газовые баллоны; 2— резервный бак с дизельным топливом; 3 — жалюзи холодильной камеры; 4 — навесные топливные баки; 5 — воздухозаборник системы воздухо-
Рис. 82. Вариант размещения основных и съемных газовых баллонов на тепловозе ТЭМ7:
/ — основные газовые баллоны; 2— резервный бак с дизельным топливом; 3 — жалюзи холодильной камеры; 4 — навесные топливные баки; 5 — воздухозаборник системы воздухо-
снабження
снабження
до 1,8 МПа. В этом случае рационально разместить запасы газового топлива на месте штатных баков. Тогда полезный объем резервуара может быть принят около 3,5 м3. Это количество газа обеспечит работу тепловоза в течение примерно двух суток, с учетом что 1 м3 дизельного топлива эквивалентен 1,8 м3 сжиженного газа.
При наличии требований одновременного сохранения и сцепной массы, и запаса хода на прежнем уровне может быть рассмотрен еще один вариант. При этом штатный бак дизельного топлива, сохраняемый для обеспечения требуемого запаса хода, остается на раме тепловоза. Рядовая маневровая работа обеспечивается газовым топливом. В этом случае можно разместить емкости на передней площадке (490X1230X2400 мм), задней площадке (490X X1230X1850 мм) или в проходах справа и слева (9890Х1480Х Х490 мм). Имеется принципиальная возможность размещения баллонов объемом порядка Q,8—1 м3 на промежуточной раме тележки.
При рассмотрении данного варианта можно принять сцепную массу газового тепловоза равной сцепной массе базовой модели с учетом снятия 12 т балласта. Для сжатого природного газа, имеющего наиболее низкие показатели энергоемкости, возможно использование его при давлениях до 40 МПа.
Проведенная оценка показывает, что в пределах габаритов тепловоза могут быть размещены емкости для сжатого природного газа с давлением 20 МПа вместимостью от 1000 до 1800 кг и сжиженного природного газа до 2700 кг. При этом масса тепловоза возрастает до 200 т. Эти данные позволяют перейти к расчету расхода топлива и производительности локомотива при выполнении маневровой работы. Для расчета принято, что тяговые и расходные характеристики для газовых тепловозов не отличаются от базового, поскольку не изменяются максимальная мощность двигателя и электропередача.
Для проведения расчетов выбраны условия работы на станции с сортировочной горкой, характеризующейся среднестатистическими параметрами.
Характеристика станции
Расположение парков приема и сортировки Последовательное
Длина парковых путей, м 1250
Профиль парковых путей, % 00
Приведенный подъем пути надвига до горба горки8,4
Длина приведенного пути надвига, м 400
Скорости роспуска составов с горки, м/с . . .1 94
Средняя нагрузка на ось груженого вагона, Нг/ось 490 Нажатие тормозных колодок локомотива, Нг/ось980
Производительность локомотива зависит от грузопотока и распределения составов по весам, а также от структуры вагонного парка. Среднестатистические значения этих параметров приведены в табл. 28.
Все составы условно разделены на пять градаций по весу.
Вагонный парк принят состоящим из четырехосных вагонов, 30 % которых имеют подшипники скольжения и 70 %—роликовые подшипники. Пропускная способность станции принята 2,5 млн. условных вагонов в год. Эти данные позволяют на основании тяговых
Вес, кН
Число (%) условных станций
Число условных вагонов
Среднее сопротивление от подъема надвижной части горки
19 600
2
54
8,4
5,6
4,2
3,4
2,8
29 400
23
81
39 200
50
108
49 000
23
135
58 800
2
162
Т аб лица 28
Характеристика составов
Производительность и затраты топлива маневровыми тепловозами, работающими на дизельном и газовых видах топлива
Масса железнодорожного состава, кт
Производительность (время обработки состава), мии
Расход топлива на один состав, кг
Дизельный локомотив
Локомотив на природном газе
Дизельный локомотив
Локомотив иа природном газе
сжатом
сжиженном
сжатом
сжиженном
2
18,53
18,47
18,53
12,54
13,17
12,56
з
21,59
21,50
21,52
14,47
15,12
15,10
4
24,57
24,45
24,56
16,93
17,63
16,94
5
27,49
27,34
30,20
27,47
30,36
18,90
19,62
23,75
18,90
22,94
7
33,18
—
—
27,19
—-
8
—
36,03
—
—
31,63
расчетов определить среднее время маневрового цикла и расход, топлива, необходимые для определения эксплуатационных расходов (издержек) при сопоставлении вариантов тепловозов.
В табл. 29 приведены результаты расчетов, выполненных МИИТом, по определению времени обработки железнодорожного состава и затрат топлива на эту обработку тепловозами, работающими на дизельном и газовом топливах, по циклу среднестатистической станции. Приняты массы локомотивов, работающих на дизельном топливе, сжатом и сжиженном природных газах, соответственно 180, 200 и 185 т и максимальная масса обрабатываемого состава соответственно 5, 6 и 8 т.
Экономическая оценка целесообразности применения газового топлива на маневровых тепловозах требует также учета особенностей экипировки, возникающих в этом случае, и организации экипировочного хозяйства.
Техническая сторона процесса заправки газовых локомотивов, представляющая собой или перекачивание с помощью насосов сжиженных газов, или заполнение под действием разности давлений баллонов в случае использования сжатого газа, особых сложностей вызывать не должна. Накоплен большой опыт эксплуатации газобаллонных автомобилей, заполнения танков судов-метаново- зов, перевозки сжиженных криогенных газов железной дорогой.
Важным в организации процесса экипировки является вопрос о применяемом виде топлива при осуществлении поездной работы в случае тепловозной тяги. Если в пункте экипировки ежесуточно обслуживается до 10—15 маневровых тепловозов, что имеет место в случае выполнения поездной работы электровозами, создание при депо комплексов по снижению и крупных хранилищ нецелесообразно. Использование же сжиженного природного газа при поездной работе, наоборот, приводит к экономической полезности создания таких устройств.
Организация экипировки сжиженным природным газом усложняется тем, что время его хранения не должно превышать 5—6 сут из-за значительных потерь за счет испарения, составляющих 0,4— 2 % в сутки.
Экономически оправданным можно считать хранение сжиженного природного газа в течение трех суток.
Использование тепловозов с этим видом топлива можно считать целесообразным в двух случаях. В случае электрической тяги пункты экипировки маневровых газовых тепловозов должны находиться вблизи крупных комплексов по получению сжиженного природного газа. При использовании тепловозной тяги на поездной работе в пунктах экипировки с числом экипировок до 100 в сутки возможно создание специальных комплексов с подводкой магистрального газопровода. В этом случае возможно использование передвижных экипировочных установок. Использование в качестве топлива сжатого природного газа вследствие дорогостоящей его транспортировки в цисцернах под давлением 25—30 МПа возможно только в пунктах экипировки. Необходимость подводки магистрального газопровода и установки оборудования по компримированию делает целесообразным создание крупных экипировочных пунктов с большим числом заправок в сутки.
Исходя из особенностей организации экипировки можно сделать вывод, что использование сжиженных пропан-бутановых и природного газов возможно на электрифицированных и неэлектрифици- рованных направлениях. Применение сжатого природного газа целесообразно только в случае перевода на газ и маневровых, и поездных локомотивов, т. е. на неэлектрофицированных участках железных дорог.
Экономическая эффективность применения природного газа на железнодорожном транспорте должна оцениваться по разности приведенных затрат на эксплуатацию локомотивов с новым видом топлива и на дизельном топливе.
Основные статьи эксплуатационных затрат включают: топливо, экипировку и смазку, содержание тепловозных бригад, содержание маневрового штата станции, ремонт локомотива, амортизацию дополнительных капитальных вложений. Кроме того, должны учитываться дополнительные затраты, связанные с простоем вагонов при делении составов вследствие невозможности их обработки тепловозом применяемой массы. Статьи капитальных вложений предусматривают: увеличение стоимости тепловоза вследствие установки газовой топливной аппаратуры, включая газовые резервуары; оборудование постов для экипировки тепловозов; дополнительное переоборудование депо для обеспечения возможности ремонта локомотивов на газовом топливе; сопряженные капитальные затраты в промышленности, связанные с переводом железнодорожных объектов на газовое топливо. Поскольку стоимость производства сжатого природного газа для заправки тепловозов, а также сжиженного природного газа для этих целей нельзя считать установившейся, статью затрат на топливо приходится ис- 234
ключить. При таком подходе может быть определена разница между стоимостью газового и дизельного топлива, при которой применение природного газа становится экономически оправданным.
Пример расчета, по данным МИИТа, приведенных затрат на годовую работу условной сортировочной станции без учета затрат на топливо приведен в табл. 30. Расчет учитывает увеличение производительности тепловоза на газовом топливе за счет возможности обработки составов массой свыше 5 кт. Вследствие этого потребность в тепловозах на условную станцию, работающих на сжатом природном газе, составляет 1,316, на сжиженном природном газе—1,325 и на дизельном топливе—1,336. Эти соотношения получены из условия, что тяжелые составы (массой 6 кт) составляют только 2 % от общего количества обрабатывающих комплексов. В перспективе число составов массой больше 5 кт возрастает и эффективность газового топлива увеличится. Это произойдет вследствие увеличения разницы в производительностях тепловозов и снижения размера капитальных вложении в газовые тепловозы на одну станцию, с одной стороны, а с другой вследствие увеличения затрат на простой вагонов вследствие разделения поездов при сортировке дизельным тепловозом и из-за увеличения себестоимости их обработки. В конечном итоге может произойти выравнивание приведенных затрат при газовом и дизельном топливах даже без перспективного повышения цен на жидкое топливо. Расчет показывает, что если принять, так же как и для условной станции, нормальный закон распределения вероятности поступления составов определенной массы, но распространить его действие и на составы с массой 7 кт (т. е. установить следующее распределение: составы массой 2 и 7 кт по 2 %, 3 и 6 кт по 9,5 %, 4 и 5 кт по 38,5%), то получим распределение затрат согласно табл. 31.
Как видно из табл. 31, соотношение затрат существенно изменилось. Если в первом варианте для достижения экономического эффекта 1 т сжатого природного газа должна была стоить на 33,9 руб. дешевле дизельного топлива, 1 т сжиженного газа на 32,3 руб. дешевле, то в перспективном варианте допускается удорожание сжатого газа на 48,5 руб. за 1 т и сжиженного газа на 24 руб. за 1 т. По выполненным расчетам в настоящее время можно ожидать, что стоимость 1 т сжатого природного газа соста-
ногоноговит 82 руб., что на 10 руб. дороже дизельного топлива, а сжижен- газа—90 руб. или на 28 руб. дороже дизельного топлива, . е. сегодняшние соотношения стоимости газа и дизельного топ-
ного
ного
лива уже смогут удовлетворить требованиям экономии при перспективном увеличении тяжеловесности составов.
Этим, однако, не исчерпывается перспективность применения тазового топлива. Как известно, растущий дефицит жидкого топлива выражается в росте замыкающих затрат на его производство. Вследствие изменения географического расположения промышленных запасов нефти, связанного с истощением традиционных нефтеносных районов, поддержание производства жидкого топлива на установившемся уровне требует значительного увеличения
_Таблица 30
Технико-экономический анализ применения природного газа
№ маневР°«ых тепловозов на сортировочных станциях
Статьи затрат
Затраты по вариантам
Природный газ
Дизельное
ТОПЛИВО'
сжатый (КПГ)
1 сжиженный
(СПГ)
1
—- 1
Эксплуатационные затраты, тыс. руб./год станция:
экипировка локомотива
смазка локомотива
содержание тепловозных бригад содержание маневрового штата станции
ремонт локомотива
амортизация
затраты на простой вагонов вследствие давления составов
0,7
0,5
27,6
122,4
15,2
150,8
0,7 0,5
27,9
22,1 5,4
51,3
0,4 0,9 27,0
23,6
6,2 45,6
4,7
Всего эксплуатационные затраты без учета затрат на топливо—С, тыс. руб/год станция'
Капитальные вложения, тыс. руб/станция:
стоимость локомотива Дополнительное оснащение экипировочных пунктов и депо сопряженные капитальные вложения
107,2
461,6
3,0
25,8
107,9
469,1
12,5
25,9
108,3
414,2
Всего учитываемые капитальные1
вложения ■ К, тыс. руб/станция|
Приведенные затраты на станцию — П = С+0,15-К, тыс. руб/год; станция]
Увеличение (+) приведенных затрат при применении газового топлива тыс. руб/год станция
Годовой расход топлива на станцию т/м3’
Минимальная разность в ценах дизельного и газового топлива, обеспечивающая экономичность замены жидкого топлива на газовое, руб/т
236
490,4
180,7
10,3
580
33,9|
501,5
183,1
12,7
531
32,3
414,2
170,4
—1
Сравнительные затраты на маневровую работу прн перспективном повышении тяжеловесности железно-дорожных поездов
Показатели
Значения показателей по вариантам
Природный газ
Дизельное топливо
сжатый
сжиженный
Эксплуатационные затраты по станции без затрат на топливо, тыс. руб/год
100,2
107,1
126,3
Капитальные вложения, тыс. руб/станция
463,4
481,4
408,0
Приведенные затраты, тыс. руб/год
169,7
179,3
187,5
Снижение приведенных затрат за счет применения газового топлива, тыс. руб/год
17,8
8,2
—
Годовой расход топлива по станции, т
379
376
387
Допустимое удорожание газового топлива по отношению к дизельному, руб/т
48,5
24,0
—
затрат за счет освоения новых нефтеносных районов или применения технологии глубокой переработки нефти. Эти обстоятельства приводят к росту затрат на производство дизельного топлива, вследствие чего его стоимость в перспективе должна увеличиться. Это сделает применение природного газа на железнодорожном транспорте еще более эффективным.
Таким образом, экономические тенденции как в развитии железнодорожного транспорта, так и в освоении энергетических ресурсов направлены на растущую эффективность газового топлива на железных дорогах. Рациональное освоение газового топлива на железной дороге требует создания специальных конструкций двухтопливных дизельно-газовых двигателей. Учитывая экономические тенденции, а также продолжительность освоения в производстве новых двигателей, необходимо немедленно приступать к разработке таких машин. Это позволит безболезненно решить топливную проблему на железнодорожном транспорте.
Техника безопасности при работе с газовым топливом
Использование вместо жидкого топлива, являющегося легковоспламеняющейся жидкостью, газовых топлив (сжиженные углеводородные газы, сжатый и сжиженный природный газ) приводит к усложнению эксплуатации двигателей внутреннего сгорания. Это связано с тем, что газовое топливо — горючий газ, который в определенных условиях может образовывать взрыво- и пожароопасные смеси с воздухом, (табл. 32).
Анализ данных табл. 32 показывает, что наиболее опасна утечка бутана и пропана, так как наличие в воздухе всего 1,8— 2,3 % этих газов может привести к взрыву. Утечки газов в закрытом помещении необходимо исключить. Повышенные требования
237
Пох
1затели
пожарн
ой опасности
Таблица 32
Вещество
Химическая формула
Обозначение
<1- ^ВСП*
Предел взрываемости, % по объему
*бэ
DQ, см!/с
°C
нижний
| верхний
н-Бутан Водород
С4Н10 Н2
ГГ гг
405 510 405 540 610 450
246 472
1,8
4,09
1,81
8,5
1,24
0,0605
Изобутан Метан
С4Н10 сн4
ГГ гг
80
8,5
1,24
1,21
0,66 0,0819
Окись углерода
СО
гг
5,2$
12,5
2,31
4,00
3,07
15,4
1,26
0,196
Пропан Сероводород Этан Бензин А-72
С3н8 H2S С4Н6
гг гг гг
80,0
9,5
44,5
14,95
3,3
1,24
1,45
1,27
0,146
0,0977
0,141
0,121
(зимний) по
ГОСТ 2084—77
Дизельное
Сб,991 Н13Д08
лвж
(-36)
1,08
—
2
0,0605
топливо 3
Дизельное топливо Л
012,34 Нгз.зае
лвж
(-35)
0,61
—
2
0,0470
ГОСТ ”305-73
014,51 Нгздг
лвж
(40)
0,52
—
2
0,0481
Примечания: 1. Нижний вещества в воздухе приведены при эффициент безопасности к нижнему ется при вычислении предельно поп ДацИ!1 №К>' Значения соответс равной 0,999. 3. £>0 — коэффициент ; ратуре29з К. 4. ЛВЖ - легковоспл после удаления источника зажигая
и вер давлени
концен устимо гвуют {ИффуЗИ аменяюь
ХНИЙ КО! и 0,1013 трационн [ взрыво тепенн н В ВОЗДЧ цаяся жи
цеитрацио! vina и темп ому предел безопасной 1адежности 7хе при да! дкость, СПО
4ные предел ературе 293 у восплам$ (невосплам невосплам
Ленин 0, 10 зооная само
ы восп К. 2.
‘неиия, еняемо? еияемос 13 МПа бтоятел!
ламенения Кбэ — ко- Ррименя- ) концен- ти смеси, и темпе-
(В закрытом тигле). 5. ГГ - горючий газ -Т7, температуру вспышки не выше 61 °C меняемые н взрывоопасные смеси при температурах0нТвыш^й^ОТ6 С?°ЗДУХ°М воспла- зарегистрированные температчпы 85 С’ 6' ^ — минимальные крытом тигле, °C, ламенеиия, <всп — температура вспышки в за-
к принудительной вентиляции помещений предъявляются при использовании в работе пропана с бутаном, имеющих наименьшие среди газов значения коэффициентов диффузии. Дополнительной трудностью в организации безопасной эксплуатации топлива на основе пропана и бутана является высокая плотность их паров. Так, относительная плотность газов по воздуху оставляет: пропан—1,562; изобутан—2,064; н-бутан—2,091; метан, составляющий основу природного газа, легче воздуха, имеет плотность порядка 0,67 кг/м3. Паровая фаза газов на основе пропана и бутана не поднимается вверх, как у метана, а стелется по поверхности земли или по полу помещения, вызывая дополнительные трудности для обеспечения невзрывоопасных концентраций.
Широкое применение углеводородных газов в народном хозяйстве способствовало тщательному изучению их свойств, в частности, с точки зрения безопасности эксплуатации.
238
ггСледует отметить такие их особенности, как относительно высокие температуры самовоспламенения, низкие нижние пределы и широкая область воспламеняемости смесей с воздухом, которые взрываются при импульсах относительно небольшой интенсивности, возможность образования кристаллогидратов при низких температурах. Так, минимальная энергия воспламенения (МДж) составляет для СН4 —0,33, С2Н6 —0,27; С3Н8 —0,25; Н2 — 0,019, что в 2—4 раза меньше, чем у легковоспламеняемых жидкостей.
г
г
Эксплуатацию сжиженных углеводородных и природного газов также осложняет их повышенная способность электризоваться. Углеводороды предельного ряда имеют высокое удельное объемное электрическое сопротивление (1010 —1018 Ом • см), что значительно выше предельного (10е Ом-см), при котором возможны искровые разряды вследствие электризации.
Сжиженные углеводородные газы по своей санитарно-гигиенической характеристике являются наркотиками, сила действия которых, однако, невелика из-за малой растворимости в крови. Так, вдыхание в течение 10 мин воздуха, содержащего 1 % пропана или бутана, не вызывает никаких симптомов отравления. Вследствие этого предельно допустимые концентрации (ПДК) углеводородных газов в воздухе и рабочих зон, и населенных мест весьма велики, на 1—3 порядка превышая ПДК на такой распространенный загрязнитель, как окись углерода.
Приведенные свойства углеводородных газов определяют специальные требования к эксплуатации машин, использующих эти газы в качестве топлива.
Наибольшие сложности представляет обеспечение взрывной и взрывопожарной безопасности. Помещения, в которых осуществляются процессы, связанные с применением углеводородных газов, должны относиться согласно СНиП П-90—81 к категориям А или Е (взрыво- и пожароопасным или взрывоопасным), если объем взрывоопасной смеси, которая может образоваться в помещении вследствие аварии одного из сосудов, будет превышать 5 % от общего объема помещения. Следует обратить внимание на важное требование, которое оговаривает, что при расчете надо учитывать аварию только одного, но самого вместимого сосуда. Это означает, например, что при оценке опасности размещения в помещении автомобиля ЗИЛ-138А с восемью баллонами расчет надо производить лишь на четыре баллона, так как четыре других образуют отдельную отключающуюся секцию. Для автомобиля «Москвич-2140», оборудованного газобаллонной установкой фирмы «Тартарини», каждый баллон которой имеет собственный запорный вентиль, расчет выполняют исходя из аварии баллона вместимостью 27 л, хотя имеются еще два баллона по 24 л. Для оценки необходимости отнесения помещения к категории взрывоопасного или взрыво- и пожароопасного следует разделить объем газа (отнесенный к нормальным условиям), находящегося в наиболее крупном резервуаре, ца нижний предел воспламенения, выраженный в объемных долях, и умножить на 20. Если получен-
ное число меньше объема помещения, то помещение не относится к категориям, представляющим взрывную опасность. Это значит, что в этом случае к помещению не предъявляются никакие дополнительные требования. Если же полученное число превысило объем помещения, то к строительным конструкциям и архитектурно-планировочным решениям следует предъявить соответствующие требования. Эти требования в некоторой части различаются для категорий А и Е. Поэтому следует уточнить порядок отнесения помещения к этим категориям. Согласно действующим правилам помещение подлежит отнесению к категории Е, в случае если в нем содержатся горючие вещества в количестве, дающем при сгорании не менее 419 000 кДж на каждые 10 м2 площади. Выполнение такого условия согласно действующим нормам позволяет считать помещение взрывоопасным, но не пожароопасным. Таким образом, во многих случаях, когда отсутствуют другие горючие вещества, помещение, в котором находится сосуд с газом, может быть отнесено к категории Е. При этом надо иметь в виду, что масло, залитое в редукторы станков или литой картер компрессора, можно не учитывать как горючее вещество, а резина автомобиля является высококалорийным горючим веществом. Категории А и Е помещений существенно различаются по требованиям к строительным решениям. Категория Е требует только несгораемости строительных конструкций, газонепроницаемости ограждающих конструкций и наличия достаточной площади проемов и легкосбрасываемых перекрытий для обеспечения сохранности основного здания при взрыве. При категории А нужно обеспечить еще и огнестойкость несущих конструкций, перегородок, дверей и ворот. Это означает, что в помещениях категории Е могут применяться стальные конструкции, в том числе облегченные, перегородки могут выполняться из профильного стекла или гипсобетона с надежным уплотнением и т. д. В этом случае облегчается приспособление существующих помещений для работы с газовым топливом. Для помещений категории А такие решения недопустимы. Металлические конструкции в них подлежат заделке в бетон и оштукатуриванию до сообщения им нужной огнестойкости, то же относится к перегородкам, стенам и заполнению проемов.
Вокруг аппаратов, содержащих природный газ, образуется зона, подлежащая особой охране по условию возможности взрыва. Размеры этих зон и требования, которые в этих зонах предъявляются к электрооборудованию, регламентируются «Правилами устройства электроустановок» (ПУЭ-76). В соответствии с этими правилами класс зоны, образованной вокруг установки с природным газом, если она находится в помещении, должен быть принят В 1а, а вне помещения — В 1г. Электрооборудование, размещаемое в этих зонах, должно выполняться повышенной надежности против взрыва (класс 2). Такое исполнение означает, что взрывозащищенность обеспечивается при нормальном режиме работы. На случай аварий в электрической части, равно как и во 240
взрывозащитных устройствах, оборудование в этом исполнении защиты не предполагает.
Взрывозащита электрооборудования выполняется в соответствии со свойствами газа, создающего взрывоопасность. Природный газ и его основные компоненты — метан, этан и пропан — относятся по взрывоопасности к группе ПАТ1, означающей, что безопасный экспериментальный максимальный зазор (БЭМЗ) для этих газов превышает 0,9 мм, а температура воспламенения смеси выше 450 °C. Присутствие в природном газе бутана может привести к снижению температуры воспламенения ниже 450 °C, но для этого содержание бутана должно подняться не менее чем до 10 % к остальному газу. Таких содержаний в чистом природном газе не встречается. Здесь об этом упоминается лишь в связи с возможностью применения газа после промышленной переработки, когда для увеличения объемной теплоты сгорания в газ специально добавлены тяжелые фракции.
Для завершения перечня основных правил взрывной и взрывопожарной безопасности при использовании природного газа следует еще привести размеры зон взрывной опасности, которые устанавливаются нормами на устройства и оборудование, где применяется природный газ. Эти зоны очерчиваются поверхностью, находящейся на нормированном расстоянии по горизонтали и вертикали от соответствующего устройства. Нормированное расстояние (м) составляет: от закрытого технологического аппарата — 3, от предохранительного и дыхательного клапанов — 5, от места открытого слива — 20, от запорной арматуры и фланцевых соединений трубопроводов — 3. Трубопроводы, а также заливные и заправочные эстакады с закрытыми устройствами к взрывоопасным не относятся.
Применение сжатого природного газа, так же как и в определенной мере сжиженного природного газа, связано с использованием сосудов, работающих под давлением. Изготовление и эксплуатация этих сосудов регламентируются Правилами устройства и безопасной эксплуатации сосудов, работающих под давлением, утвержденными Госгортехнадзором. Согласно этим правилам к сосудам, работающим под давлением, относятся все емкости для хранения газа, для которых произведение рабочего давления на объем в л превышает число 200. Исключение составляют емкости, выполненные из труб диаметром меньше 150 мм. Сосуды, регламентированные правилами, должны регистрироваться, сопровождаться технической документацией установленной комплектности и проходить регулярные освидетельствования. Регистрация сосудов осуществляется органами Госгортехнадзора, а сосудов малого объема — на предприятиях, которым они принадлежат. Регистрации в органах Госгортехнадзора не подлежат баллоны транспортных средств и сосуды для перевозки сжиженных газов вместимостью менее 100 л. Они, следовательно, должны регистрироваться предприятием-владельцем, которое обязано обеспечивать их регулярное освидетельствование. Порядок и периодичность 241
выполнения освидетельствования оговорены правилами. Переосвидетельствование включает обязательные гидравлические испытания на давление, в 1,5 раза превышающее рабочее.
Сосуды с СПГ в пожарном отношении являются достаточно безопасными объектами, что объясняется как особенностями конструкции этих сосудов и технологией хранения СПГ, так и свойствами метана. Смесь метана с воздухом (см. табл. 32) воспламеняется при содержании метана 5—15 % мольных. С понижением температуры область воспламенения сужается и, например, при температуре —130 °C (143 К) составляет 6—13%. При иных концентрациях метановоздушные смеси ее воспламеняются. Скорость горения относительно невысока; так, например, при 10 % метана она составляет 0,35 м/с. Для сравнения можно указать, что в чистом кислороде метан (35%) горит со скоростью 3,3 м/с, а скорость детонации такой смеси составляет более 2000 м/с. Смеси метана с воздухом не детонируют.
Минимальная энергия зажигания (наименьшая энергия искры электрического разряда, которой достаточно для воспламенения смеси) метановоздушных смесей выше, чем у других углеводородов, т. е. они воспламеняются хуже. Температура воспламенения метана 540 °C (см. табл. 32). Максимальное давление взрыва (наибольшее давление, возникающее при взрыве газовоздушной смеси в замкнутом объеме при начальном давлении 0,1 МПа) метана составляет 0,72 МПа. Это ниже, чем у других углеводородов, однако вполне достаточно, чтобы разрушить сооружение, в котором произошел взрыв.
Внутри резервуаров СПГ при их эксплуатации образование взрывоопасных концентраций практически исключено, так как давление во внутренней оболочке всегда превышает атмосферное. Однако при первоначальном заполнении резервуаров и профилактических осмотрах и ремонтах технологических трубопроводов образование взрывоопасных смесей возможно. Поэтому для предотвращения распространения пламени по трубопроводам в них устанавливают пламягасители. Их действие основано на поглощении тепла из пламени и понижении таким образом его температуры ниже температуры воспламенения.
Метан легче воздуха (относительная плотность по воздуху 0,544), поэтому при утечках газообразная фаза поднимается вверх. При утечках жидкости пары должны нагреваться до 155 К (—108°C), прежде чем их плотность станет ниже плотности воздуха (соответственно 1,26 кг/см3 при 155 К у метана и 1,993 кг/м3 у воздуха при нормальных условиях).
Образовавшуюся в замкнутом объеме горючую метановоздушную смесь можно сделать негорючей путем введения дополнительно 25 %СОг или 40 % N2.
Тушение пожаров разлитого СПГ, по зарубежным данным, проще, чем тушение бензина и дизельного топлива.
Наилучшей гарантией безопасности работ являются знание и выполнение обслуживающим персоналом правил техники без- 242
опасности. Поэтому допускать к работе с газовым топливом можно только обученных работников, имеющих удостоверения о прохождении курса обучения. Эта работа должна^ быть организована таким образом, чтобы весь персонал, имеющий отношение к сжатому и сжиженному природному газу (от оператора газонаполнительной установки и водителя автомобиля —непосредственных производственников до руководителей предприятия), регулярно проходил переаттестацию. В этом залог безаварийной работы, при использовании газового топлива.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Автомобильные газонаполнительные компрессорные станции/ Ф. Г. Гайнуллин, Ю. Н. Васильев, Л. С. Золотаревский, В. А. Маковский.— Газовая промышленность, 1983, № 4, с. 41—43.
Генкин К. И. Газовые двигатели. М„ Машиностроение, 1977.
Гриценко А. И., Васильев Ю. Н., Кобляков А, Н. Использование расширительных машин для производства моторных топлив из природного газа.— Повышение эффективности и надежности газотранспортных систем (Тр. ВНИИ- ГАЗа), 1982, с. 95—107.
Данилова С. А. Основные проблемы проектирования и постройки судов- метановозов. — Судостроение, 1974, № 4, с. 5—12.
Жданова Н. В., Халиф А. Л. Осушка природных газов. М.; Недра, 1975.
Использование природного газа в качестве моторного топлива/ Ф. Г. Гайнуллин, А. С. Осенний, Ю. Н. Васильев, В. А. Маковский.— Газовая промышленность, 1983, № 5, с. 16—18.
Использование сжатого природного газа (КПГ) в качестве моторного топлива для автомобилей/ Ф. Г. Гайнуллин, А. И. Гриценко, Ю. Н. Васильев, Л. С. Золотаревский, В. А. Маковский. — Обзорная информация, сер. Использование газа в народном хозяйстве, 1983, вып. 5.
Лурье В. А., Мангушев В. А., Маркова И. В. Пути повышения экономичности автотракторных двигателей. — Изд. ВИНИТИ. Итоги науки и техники. Двигатели внутреннего сгорания. М., 1982.
Моторные топлива из природного газа/ Ф. Г. Гайнуллин, А. И. Гриценко, Ю. Н. Васильев, Л. С. Золотаревский. — Экспресс-информация. Изд. Мннгазпрома, 1982, вып. 5, с. 4—18.
Научно-технические проблемы обеспечения автотранспорта сжатым природным газом в качестве моторного топлива/ А. И. Гриценко, 3. Т. Галиуллин, Ю. Н. Васильев, Л. С. Золотаревский.—Повышение надежности н эффективности газотранспортного оборудования (Тр. ВНИИГАЗа), 1982, с. 3—8.
Новые виды моторных топлив/ Ф. Г. Гайнуллин, П. М. Мужнливский, Ю. Н. Васильев, Л. С. Золотаревский.— Экспресс-информация. Транспорт, хранение и использование газа в народном хозяйстве, 1982, вып. 4, с. 8—17.
Особенности процесса заправки автомобилей сжатым природным газом/ Ю. Н. Васильев, Л. С. Золотаревский, Л. А. Гнедова, В. Е. Муромцев- Исследования в области эксплуатации газотранспортного оборудования (Тр. ВНИИГАЗа), 1983.
Перспективы использования сжатого природного газа/ Ф. Г. Гайнуллин, А. И. Гриценко, Ю. Н. Васильев, Л. С. Золотаревский. — Газовая промышленность, 1982, № 5, с. 20—22.
Повышение мощности транспортных газовых двигателей/ Ю. Н. Васильев, Л. С. Золотаревский, В. А. Маковский, В. И. Федчук, В. Я. Муромцев.— Исследования в области эксплуатации газотранспортного оборудования (тр. ВНИИГАЗа), 1983, с. 47—62.
Природный газ в качестве моторного топлива/ П. М. Мужнливский, А. И. Гриценко, Ю. Н. Васильев, Л. С. Золотаревский. — Газовая промышленность, 1981, № 12, с. 47—49.
Разделение воздуха методом глубокого охлаждения: Технология н оборудование. Под ред. В. И. Епифанова, Л. С. Аксельрод. Т. 2. М., Машиностроение, 1973.
Рид Р., Праусниц Дж., Шервуд Т. Свойства газов и жидкостей. Л., Химия, 1982.
Строительные нормы и правила. Ч. 2. Гл. Промышленные здания и сооружения. М., Стройиздат, 1978.
г
Транспорт сжиженного газа танкерами/ Ю. Н. Васильев, Я. С. Мкртычан, И. А. Трегубов, И. Г. Беляев. — Газовая промышленность, 1979, № 3, с. 40—42.
Трегубов И. Л., Васильев Ю. Н., Фомин В. П. Новый дизельно-газовый двигатель типа ЧН 26/26. — Двигателестроенне, 1980, № 7, с. 3—5.
Хомич А. 3. Эффективность и вспомогательные режимы тепловозных дизелей. М., Транспорт, 1979.
Bain Топу Bell Canada gives up on compressed natural gas as on e'ngine fuel “Bus and Truck Transp”, 1973, 49, N 8, 25—26.
Natural gas guels APS fleet of cars and trucks. “Elec. World", 1971, 176, N 3, 61—62.
Can West pioneers pollutionfree car. “Oilweek’’, 1970, 21, N 40, 75—76.
Goldrath Bert. Natural gas: tomorrow’s fuel today “Commer Car. J.’’, 1977, 132, N 5, 91-94.
Wirbitzky G. Erdgasbetrieb fur Kraftfahrzeuge “Z. Post- und Fernmeldew" 1972, 24, N 22, 832—838.
Colombier Claude. Une technicite bien affinee da’ns le Gaz de Petrole Li- guefie. “Auto-Volt”, 1980, N 530, 49—51.
Increased methanol. Production opens way to fuel use Olweek, 1982, vol. 33, N 20, 24—26.
Приложение
Плотность газа (кг/м3) в зависимости от относительной плотности,
Относительная плот-
Объемная концент-
Давле
по ГОСТ
рация
0,2
22667— 82
азота, %
Н До
0,5
1
2
3
4
0,56
0
—40
1,69
4,27
8,73
18,29
28,88
40,70
—■
—20
1,55
3,91
7,96
16,47
25,62
35^7
0
20
1,43
1,34
3,61
3,36
7,32
6,78
15,03
13,83
23,15
21,16
31,71
28,77
0,58
40
1,25
3,14
6,32
12,84
19,55
26,45
0
—40
1,75
4,43
9,06
19,04
30,16
42'70
—20
1,61
4,06
8,25
17,12
26,69
37,05
0
1,49
3,74
7,59
15,61
24,08
33,04
20
1,38
3,48
7,03
14,36
22,01
29^97
4
40
—40
1,29
1,74
3,25
4,42
6,55
9,03
13,32
18,88
20,32
29,72
27,52
41,74
—20
1,61
4,05
8,23
17,02
26,41
36,48
0
1,49
3,74
7,57
15,53
23,89
32,67
20
1,38
3,48
7,02
14,31
21,87
29,72
0,60
40
1,29
3,25
6,54
13,28
20,21
27^33
0
—40
1,81
4,58
9,40
19,80
31,50
44,90
—20
1,66
4,20
8,56
17,80
27,80
38,80
0
1,54
3,87
7,86
16,20
25,00
34,54
20
1,43
3,60
7,28
14,90
22,91
31,19
0,60
40
1,34
3,36
6,78
13,81
21,11
28,62
4
—40
1,80
4,6
9,4
19,6
31'0
43'8
—20
1,66
4,19
8,53
17,7
27,5
38,1
0
1,54
3,87
7,84
16,1
24,8
34,0
20
1,43
3,60
7,27
14,8
22,7
30,9
40
1,34
3,36
6,77
9,8
21,0
28,4
7
—40
1,80
4,57
9,33
19,5
30,7
43,1
—20
1,66
4,19
8,51
17,6
27,3
37,7
0
1,54
3,87
7,83
16,0
24,7
33,8
20
1,42
3,59
7,26
14,8
22,6
30,7
■ 40
1,34
3,36
6,77
13,7
20,9
28,3
10
—40
1,80
4,56
9,31
19,4
30,4
42,4
—20
1,66
4,18
8,49
17,5
27,1
37,3
0
1,53
3,86
7,82
16,0
24,6
33,5
20
1,43
3,59
7,25
14,7
22,5
30,5
0,62
40
1,34
3,36
6,76
13,7
20,8
28,1
0
-40
1,87
4,74
9,74
20,62
32,99
47,'34
—20
1,71
4,34
8,86
VMS
29,00
40,56
0
1,59
4,01
8,14
16,81
26,06
35,94
20
1,48
3,72
7,53
15,44
23,75
32,47
40
1,38
3,48
7,02
14,31
21,88
29J2
4
—40
1,87
4,73
9,70
20,43
32,45
46,09
—20
1,72
4,34
8,83
18,35
28,66
39,85
0
1,59
4,00
8,12
16,71
25,82
35,48
20
1,48
3,72
7,52
15,38
23,58
32’15
40
1,38
3,47
7,01
14,26
21,75
29,49
7
—40
1,87
4,73
9,67
20,29
32,07
45,25
—20
1,72
4,33
8,81
18,26
28,42
39'37
0
1,59
4,00
8,11
16,65
25,66
35,16
20
1,48
3,72
7,51
15,33
23,47
31,93
40
1,38
3,47
6,99
14,22
21,67
29,34
объемной концентрации азота при различных давлении и температуре
ние, МПа
5
6
8
10
15
20
25
30
35
40
54 05
69,25
105,9
146,3
215,9
253,6
278,9
297,8
313,0
325,7
46 '11
57,56
82,97
110,8
174,6
217,8
247,6
269,8
287,4
302,0
40,73
50,20
70,42
91,95
145,1
187,8
215,0
238,9
258,1
274,0
36 65
44,80
61,77
79,40
123,2
161,5
192,4
217,2
237,4
254,3
33,53
40,78
55,71
71,03
109,2
144,1
173,7
198,4
219,1
236,6
56,99
73,45
113,3
155,3
222,3
258,4
282,7
301,1
315,9
328,2
48,27
60,44
87,52
117,0
181,4
223,5
252,3
273,9
291,0
305,2
42 50
52,47
73,80
96,45
151,2
193,7
224,9
248,7
267,8
283,6
38 25
46,83
64,80
83,54
130,0
169,8
201,3
226,3
246,6
263,5
34 94
42,54
58,25
74,42
114,7
151,2
181,7
206,8
227,7
245,3
55,15
70,16
105,2
142,9
212,2
251,7
278,3
298,3
314,2
327,5
47,27
58 82
84,04
111,2
173,3
216,9
247,5
270,5
288,8
303,»
41,87
З2'б7
71,87
93,31
145,7
188,2
220,3
245,2
265,2
281,»
37’83
46,19
63,59
81,59
126,3
165,5
197,4
223,0
244,1
261,7
34,63
42,09
57,42
73,13
112,2
147,9
178,4
203,9
225,3
243,5
60,50
78,80
124,7
170,3
235,6
270,2
293,8
311,7
326,1
338,1
50,70
63,81
93,41
125,8
193,0
239,7
263,0
284,2
301,1
315,0
44,45
55,00
77,81
102,2
160,2
203,7
235,0
259,0
277,5
293,1
39’90
48,90
68,03
87,91
137,1
178,4
210,4
235,6
255,8
272,7
36,39 58 3
44,28 74,8
60,90
114,2
78,00
155,8
120,5
225,4
158,4
263,6
189,8
289,4
215,3
308,8
236,4
324,4
254,1
377,4
49^6
62,0
89,2
118,8
184,2
228,0
258,1
280,8
299,0
314,0
43 7
53,9
75,6
98,6
154,1
197,8
230,1
255,0
275,0
219,4
39'4
48,2
66,6
85,7
133,0
203,8
206,2
232,1
253,2
270,8
36,0
43,8
60,0
76,5
117,7
154,9
186,3
212,2
233,9
252,2
56'9
72,4
108,2
146,7
217,7
258,5
285,9
306,6
323,1
336,8
48,8
60,7
86,7
114,5
178,2
222,9
254,4
278,1
297,0
312,6
43,3
39,0
53,2
74,2
96,2
149,9
193,6
226,6
252,3
272,9
290,0
47,7
65,7
84,2
130,1
170,5
203,2
229,6
251,2
269,4
35,8
43,5
59,3
75,5
115,7
152,4
183,8
210,0
232,0
250,8
55,7
70,3
103,3
138,9
210,0
253,1
282,3
304,2
321,7
336,1
48,1
59,6
84,4
110,8
172,5
218,0
250,7
275,4
295,2
311,5
42 8
52,5
72,8
94,1
146,1
189,6
223,2
249,6
270,9
288,7
38,8
35,6
47'3
64,8
82,9
127,6
167,4
200,3
227,1
249,3
268,0
43,2
58,7
74,6
113,9
150,2
181,4
207,8
230,2
249,3
64,39
85,11
138,5
186,6
248,9
281,9
304,6
322,0
336,0
347,8
53,34
67’48
99,97
135,4
204,9
246,0
273,6
294,4
310,9
324,6
46'50
57,77
82,28
108,7
170,1
214,1
245,2
268,7
287,3
302,7
41 60
51,14
71,34
92,59
144,7
187,4
219,9
245,0
265,2
282,0
37’84
46,22
63,64
81,71
126,6
166,2
198,3
224,1
245,2
263,0
61,78
80,05
124,9
170,3
238,8
275,6
300,5
319,4
334,6
347,3
52,05
65,32
95,04
127,3
195,7
239,2
268,9
291,1
308,8
323,4
45'70
56,49
79,67
104,3
163,1
207,7
240,2
264,8
284,5
300,6
41'06
50,32
69,75
90,02
140,0
182,2
215,3
241,3
262,4
280,0
37,46
60,15
51 19
45,65
77,09
62,59
117,3
80,03
159,6
123,4
231,1
162,2
270,5
194,4
297,1
220,7
317,2
242,5
333,3
260,»
346,7
63’91
91,98
122,2
189,2
234,1
265,1
288,5
307,0
322,4
45,17
55’67
78,02
101,6
158,5
203,3
236,6
262,1
282,6
299,6
278,5
40'71
49,78
68,72
88,37
136,9
178,8
212,1
238,7
260,4
37,21
45,27
61,89
78,93
121,3
159,5
191,7
218,4
240,6
259,4
Продолжение п р и л. 1
Относительная плот-
Объемная концент-
Давле
нне, МПа
по ГОСТ
рацня
С F
I
25 1
22667—82
азота,
н 2.^
0,2
0,5
1
2
4
5 1
6
8
10
15
20
1
30
35
40
0,62
10
—40
1,86
4,72
9,64
20,16
31,72
44,50
58,73
74,59
111,2
150,5
223,2
265,2
293,6
314,9
332,0
346,1
—20
1,72
4,33
8,79
18,17
28,20
38,93
50,4
62,66
89,31
117,8
183,0
229,0
261,3
285,8
305,2
321,3
0
1,59
3,996
8,09
16,59
25,51
34,87
44,67
54,90
76,52
99,18
154,3
199,0
233,0
259,4
280,6
298,2
20
1,48
3,71
7,50
15,28
23,36
31,73
40,37
49,28
67,77
86,86
134,1
175,4
209,0
236,1
258,4
277,1
40
1,38
3,47
6,99
14,19
21,59
29,19
36,97
44,92
61,23
77,91
119,3
157,0
189,2
216,1
238,8
258,0
0,64
0
—40
1,93
4,90
10,0
21,4
34,5
49,9
68,7
92,5
155,3
203,6
261,9
293,3
315,2
332,0
345,7
357,2
—20
1,77
4,48
9,16
19,1
30,1
42,4
56,1
71,4
107,3
146,2
217,0
257,1
284,1
304,3
320,5
333,9
0
1,64
4,13
8,41
17,4
27,0
37,4
48,5
60,5
86,8
115,2
179,7
203,8
254,9
278,0
296,5
311,7
20
1,52
3,84
7,78
15,9
24,6
33,7
43,3
53,3
74,76
97,38
153,4
196,3
228,9
254,1
274,1
290,9
40
1,43
3,59
7,25
14,8
22,7
30,8
39,3
48,1
66,42
85,49
132,8
173,8
206,4
232,5
253,7
271,5
4
—40
1,93
4,89
10,04
21,23
33,89
48,46
65,58
86,06
137,6
186,2
252,2
287,3
311,3
329,6
344,4
356,8
—20
1,77
4,48
9,14
19,04
29,82
41,64
54,63
68,93
101,4
136,7
207,5
250,4
279,4
301,2
318,5
332,9
0
1,64
4,13
8,39
17,32
26,82
36,94
47,71
59,17
83,96
110,5
172,5
217,8
250,1
274,6
294,0
310,1
20
1,53
3,84
7,77
15,92
24,46
33,40
42,74
52,49
73,04
94,57
147,4
191,0
224,4
250,5
271,5
288,9
40
1,43
3,59
7,24
14,75
22,54
30,60
38,92
47,50
65,29
83,68
129,3
169,6
202,6
229,2
251,1
269,5
7
—40
1,92
4,88
10,0
21,0
33,4
47,5
63,6
82,3
127,9
174,1
244,4
282,31
308,1
327,6
343,3
356,4
—20
1,77
4,47
9,11
18,9
29,5
41,1
53,6
67,3
97,7
130,6
200,6
245,2
275,7
298,6
316,9
331,9
0
1,63
4,13
8,37
17,2
26,6
36,5
47,1
58,2
82,0
107,3
167,4
213,2
246,5
271,8
292,1
308,9
20
1,52
3,83
7,76
15,8
24,3
33,1
42,3
51,8
71,8
92,7
143,9
187,2
221,1
247,8
269,5
287,5
40
1.42
3,58
7,17
14,7
22,4
30,4
38,6
47,0
64,5
82,4
126,9
166,7
199,7
226,8
249,1
268,0
10
—40
1,92
4,87
9,97
20,9
33,0
46,6
61,9
79,3
120,3
163,4
236,6
277,2
304,7
325,4
342,1
355,0
—20
1,77
4,47
9,09
18,8
29,3
40,6
52,7
65,8
94,6
125,5
194,0
240,1
272,0
296,0
315,2
331,0
0
1,63
4,12
8,36
17,1
26,4
36,2
46,5
57,3
80,3
104,5
162,8
208,7;
242,8
269,1
290,2
307,6
20
1,52
3,83
7,74
15,8
24,2
32,9
41,9
51,3
70,8
91,0
140,8
183,7
217,9
245,2
267,5
284,7
40
1,42
3,58
7,22
14,6
22,3
30,2
38,3
46,6
63,8
81,3
124,8
164,0
197,1
224,4
247,3
266,6
0,66
0
—40
1,99
5,06
10,43
22,28
36,08
52,69
73,69
101,8
175,3
220,9
274,8;
304,6
325,6
341,9
355,2
366,5
—20
1,83
4,63
9,47
19,88
31,43
44,39
59,06
75,79
115,9
158,5
229,5
268,3’
294,5
314,2
330,0
343,2
0
1,69
4,27
8,69
18,03
28,10
38,99
50,78
63,54
91,91
122,7
190,2
234,6
265,0
287,7
305,9
320,8
20
1,57
3,97
8,04
16,54
25,53
35,05
45,10
55,71
78,42
102,6
160,6
205,4
238,2
263,2
283,2
299,7
40
1,47
3,70
7,49
15,31
23,47
31,98
40,85
50,05
69,35
89,51
139,3
181,7
214,9
241,1
262,3
280,0
0,66
4
—40
1,99
5,05
10,38
22^)5
35,39
51,00
69,81
93,11
153,2
203,1
265,4
298,9
322,0
339,7
354,1
366,2
—20
1,83
4,62
9,44
19,73
31,02
43,50
57,37
72,83
108,6
147,2
219,8
261,7
290,0
311,2
328,2
342,3
0
1,69
4,27
8,67
17,93
27,83
38,44
49,81
61,98
88,56
117,1
182,4
228,1
260,2
284,3
303,5
319,4
20
1,57
3,96
8,02
16,46
25,34
34,68
44,48
54,73
76,49
99.4
155,1
199,9
233,6
259,7
280,6
297,9
40
1,47
3,70
7,47
15,25
23,33
31,72
40,41
49,39
68,09
87,5
135,6
177,3
210,9
237,8
259,7
278,1
7
—40
1,99
5,04
10,35
21,88
34,92
49,91
67,49
88,43
140,7
190,0
257,9
294,2
318,9
337,8
353,1
365,9
—20
1,83
4,62
9,42
19,62
30,74
42,90
56,26
70,94
104,2
140,1
212,5
256,5
286,4
308,8
326,6
341,4
0
1,69
4,26
8,65
17,85
27,64
38,06
49,16
60,93
86,37
113,5
176,9
223,3
256,5
281,6
301,6
318,2
20
1,57
3,95
8,00
16,4
25,20
34,42
44,00
54,00
75,10
97,3
151,3
195,9
230,2
257,0
278,5
296,5
40
1,47
3,69
7,46
15,2
23,23
31,53
40,10
48,90
67,20
50,1
132,9
174,2
207,9
235,3
257,7
276,6
10
—40
1,99
5,036
10,32
21,73
34,49
48,9
65,5
84,7
131,0
177,9
250,1
289,1
315,7
335,8
352,0
354,5
—20
1,82
4,61
9,40
19,5
30,4
42,3
55,2
69,2
100,4
134,0
205,4
251,2
282,6
306,2
324,9
340,5
0
1,69
4,26
8,65
17,8
27,6
38,0
49,1
60,9
86,3
113,5
176,9
223,3
256,4
281,6
301,6
318,1
20
1,57
3,95
8,01
16,4
25,2
34,4
44,0
54,0
75,1
97,3
151,3
195,9
230,2
257,0
278,5
296,5
40
1,47
3,69
7,45
15,1
23,1
31,3
39,8
48,5
66,45
87,0
130,5
174,2
207,9
235,3
255,8
275,2
248
249
250251250251
250251
250251
е; s
к
<р S я
*
о К о
С
С
33ОГЛАВЛЕНИЕ
3
3
Введение .: 5
Глава 1. Природный газ вместо жидких топлив 5
Моторное топливо из природного газа 5-
Использование сжатого газового моторного топлива за рубежом . .9
Применение сжиженного природного газа и метанола16-
Глава 2. Сравнительные характеристики транспортных двигателей иа жидком и газовом топливе24
Особые качества природного газа как моторного топлива и условия сопоставимости показателей24
Мощностные и топливно-экономические показателидвигателей41
Экологические характеристики46
Эксплуатационные показатели газовых двигателей49
Глава 3. Автомобильные газонаполнительные компрессорные станции (АГНКС) . 52
Классификация АГНКС52
Выбор производительности н оборудования для стационарныхАГНКС 54
Потребная единичная мощность компрессоров для стационарной АГНКС69
Особенности процесса заправки автомобилей сжатым газовым топливом . . . .63
Компрессорная установка для стационарной АГНКС 69
Применение газомотокомпрессоров на АГНКС79
Стационарные АГНКС иа 500 заправок82
Малогабаритные гаражные АГНКСг88
Передвижные автогазозаправщики (ПАГЗ)99
Расчетные методы определения количества заправленного газа . . . ЮЗ
Принципы конструирования топливной аппаратуры автомобилей на сжиженном газе119
Глава 4. Двигатели иа газовом топливе129
Особенности двигателей, работающих на газовом топливе129
Газовые двигатели на базе дизелей Д-100139
Газовые двигатели типа 16ГДН 23/2x30 143
Газовый двигатель К-762 146
Типоразмерный ряд газовых двигателей на базе дизелей 2Э-4РГ, 1Э- 8РГ и 2Э-16АГ151
Газодизели169
Дизельно-газовые двигатели166
Глава 5. Газовые автомобили . .. . . 171
Газовая топливнаяаппаратура . .. 171
Испытания и опытэксплуатации газовых автомобилей176
iy Экономический эффект от использования КПГ вместо бензина . . . 188
Глава 6. Повышение эффективности эксплуатации газовых автомобилей . 196
Эксплуатация автомобилей на моторных смесях из природного газа . 196
Повышение мощности газобензиновых двигателей203
Качественное регулирование газобензиновых двигателей209
Глава 7. Применение природного газа на водном и железнодорожном ^ транспорте
Природный газ на морских и речных транспортных судах Локомотивы на газовом топливе
Список литературыПриложенияСписок литературыПриложения. 216. 223. 237244. 246. 216. 223. 237244. 246Техника безопасности при работе с газовым топливом .
Список литературы
Приложения
Список литературы
Приложения
. 216
. 223
. 237
244
. 246
. 216
. 223
. 237
244
. 246
1 Здесь н далее, где не оговорено
лении 0,1013 МПа и температуре 293 К.
Как видно из формулы (2.19), характер влияния плотности газа на теплоту сгорания стехиометрической смеси неочевиден. Следовательно, изменения в составе газа не приводят к заметным изменениям этого показателя. Фактические значения теплоты сгорания стехиометрической смеси приведены в табл. 1. Поскольку сгорание смесей близких к стехиометрическому составу имеет место только в двигателях с искровым зажиганием, сравнивать газовое топливо по этому параметру можно только с бензином. Плотность паров бензина составляет 4,2—4,7 кг/м3, что дает расчетный показатель 3485—3500 кДж/м3. Сравнение с данными табл. 1 показывает, что НИсту У газов различных месторождений лежит в пределах 95—100 % от значения этого показателя для бензина (см. табл. 1).
На первый взгляд это означает, что в свойствах газового топлива заложено снижение мощности двигателя по сравнению с бензиновым на величину, доходящую до 5%. Такой вывод возможен
1 + (1 + ИцЬо)/(®к — 1)
Ф. Г ГАЙНУЛЛИН
А. И. ГРИЦЕНКО
Ю.Н. ВАСИЛЬЕВ Л. С. ЗОЛОТАРЕВСКИЙ
Природный газ как моторное топливо на транспорте
МОСКВА „НЕДРА” 1985
I УДК 622.691.6:629.114
Гайнуллин Ф. Г., Гриценко А. И., Васильев Ю. Н., Золотарев- ский Л. С. Природный газ как моторное топливо на транспорте.— М.: Недра, 1986.— 255 с.
Впервые рассказано об опыте использования природного газа как моторного топлива на транспорте. Дана технико-экономическая оценка использования газа как моторного топлива. Приведены сравнительные характеристики транспортных двигателей на жидком и газовом топливе. Рассмотрены вопросы, связанные с проектированием, строительством и эксплуатацией автомобильных газонаполнительных компрессорных станций. Описана газовая топливная аппаратура, приведены результаты испытаний и эксплуатации газобаллонных двигателей. Освещен опыт использования таких двигателей на автомобилях за рубежом.
Для инженерно-технических работников газовой, нефтяной, автомобильной промышленности и химического машиностроения.
Табл. 15, ил. 82, список лит.— 28 назв.
Рецензент: А. А. Козобкое д-р техн, наук проф. (Московский институт нефтехимической и газовой промышленности нм. И. М. Губкина)
3608000000—0473608000000—047392—86392—86© Издательст© Издательст
3608000000—047
3608000000—047
392—86
392—86
© Издательст
© Издательст