Главная > Геометрия свободнопоршневых двигателей > Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть6)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть6)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть1)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть2)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть3)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть4)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть5)

Перевод Илья Духанин

2.9 Система газоснабжения

Первоначально предполагалось, что система газоснабжения для  пневматического динамометра должна была получать газ от одного или нескольких воздушных компрессоров, работающих при давлении 1000 фунтов/дюйм2 (psi) (6,895 МПа) (см. рис. 42). Выход компрессора будет питать давлением от 0 до 1000 psi (6,89 Мпа) регулятор давления с электронным управлением, чей выход будет питать четыре буферные емкости объемом 13,3 л, присоединенные к головкам буферных камер. Последующее моделирование системы показало, что 1000 psi (6,89 Мпа) едва хватает для привода поршня в движение и что величина требуемого потока была от трех до четырех раз больше, чем доступная при имеющемся  компрессоре.

Рис.42. Пневматическая система привода подачи газа. Воздушный компрессор (слева) и 16-баллонная азотная батарея

Для решения этой задачи, чтобы удовлетворить требуемые условия потока, была собрана система газоснабжения на основе батареи из 16 однолитровых азотных баллонов с давлением 2 640 psi (18,2 Мпа) (рис. 42), и регулятор был заменен регулятором с номиналом 0-1500 psi (10,34 Мпа). Компрессор был оставлен в линии, однако изолирован от азота обратным клапаном и отдельным предохранительным клапаном, позволяющим буферным емкостям быть заполненными при помощи компрессора перед началом испытания. Клапан ограничения расхода питания азотом допускал большой необходимый расход, обеспечивая соответствующий верхний предел давления, предотвращая превышение давления нижеследующих по потоку компонентов в случае поломки регулятора или компонента.

Азотная система имела возможность питать достаточным количеством газа, чтобы система работала непрерывно 10 минут при наибольшем ожидаемом расходе. Поскольку большинство экспериментов были короткой длительности (~ 10 мин), 10 или больше экспериментов могли быть запущены при каждой батарей из 16 однолитровых баллонов. Батарея из 16 баллонов легко заменялась при помощи вилочного погрузчика и дополнительно готова была еще  одна батарея.

2.10 Гелиевая пусковая система

Дополнительно к воздушной системе привода требовались средства запуска движения поршня, которые давали возможность поршням приводить в движение клапанные пластины впуска воздуха. Таким образом, была спроектирована система для запуска поршней посредством подачи газа высокого давления, через клапаны с соленоидами в каждую буферную камеру. Для достижения достаточной кинетической энергии поршней цилиндры буферных камер должны быстро заполняться газом под давлением, а также сбрасывать давление, что должно обеспечиваться коммерчески доступными соленоидными клапанами,  которые должны размещаться в отведенном пространстве. Поэтому в качестве рабочей среды был выбран гелий. Следует заметить, что в системе запуска использовал только гелий. Соответственно механически приводимые клапана использовали сжатый воздух или азот. На рис. 43 показаны система питания воздухом головок буферных камер и система запуска с гелием.

Рис.43. Фотография подачи газа к одной из буферных камер

Гелиевая система запуска состоит из малого баллона  высокого давления выше по потоку каждого электромагнитного клапана. В таком случае доступна управляемая и повторяемая  входная  энергия, требующаяся только для того, чтобы эти два соленоидных клапана открылись одновременно. Баллон спускается в окружающую среду, когда происходит выпуск из цилиндра, так что соленоидному клапану не нужно иметь способность закрытия в пределах ~15 мс половины цикла двигателя. Были выбраны  соленоидные клапаны фирмы Circle Seal VR4177-ZHH, номиналом 3600 psig (24,8 Мпа абс) с коэффициентом клапана 2,7 и постоянным напряжением питания катушки 24 В. Клапана работали на номинальном постоянном напряжении 60 В, чтобы снизить время, требуемое для подъема тока и минимизировать влияние различий индуктивностей катушек. Поскольку они открываются только импульсом на короткое время, то пределы рассеяния тепла не достигаются. Дополнительно, два отдельных источника электропитания позволяют настройку напряжения питания каждой катушки, создавая способ компенсации любых оставшихся различий.

Испытания проводились с одним клапаном, осуществляющим сброс на каждой стороне дифференциального датчика давления, чтобы первоначально установить эти напряжения и подтвердить одновременность открытия. Эти напряжения настраивались нужным образом всякий раз, когда замечалась разность в открытии клапанов в записи давления буферных камер. Времена закрытия, особенно, когда была работа на повышенном напряжении, были слишком длинные для клапанов, чтобы закрыться в пределах половины цикла, так что они открывались импульсом за произвольное время 40 мс.

Чтобы компенсировать утечки из буферных резервуаров после кольцевого клапана без повышения давления в цилиндре и движения поршней, был установлен клапан Circle Seal SV на каждом цилиндре буферной камеры. Эти выпускные клапаны держались открытыми всякий раз, когда двигатель останавливался, так что любые утечки после кольцевых клапанов выпускались в помещение. Непосредственно перед открытием соленоидов гелиевого запуска эти клапаны закрывались и держались закрытыми во время работы двигателя.

Обратный клапан расположен между электромагнитным клапаном и цилиндром для предотвращения обратного потока газа в электромагнитный клапан и баллон выше по потоку, когда в цилиндре происходит сжатие. Внутренняя геометрия основана на обратном клапане Circle Seal 2332R-4PP, а тарельчатые сборки были удалены от штоковых клапанов для использования в этой области. Закрывающие пружины были склонны к продуванию во время открытия клапана, вследствие высокого расхода потока, и было использовано увеличение жесткости пружин, до тех пор, пока проблема не была решена. На клапан Century Spring S-271 поток не влиял, и оставшиеся сотни запусков прошли без проблем.

На рис. 44 показан пример испытания гелиевого пуска с начальным давлением гелия 138 Бар. При таком давлении поршень приводился в движение с достаточной скоростью, чтобы достичь значительной степени сжатия (47:1) и отскакивал назад достаточно далеко, чтобы привести в действие воздушные клапаны на 0,3 дюйма. Однако, в этих начальных испытаниях штыри, присоединенные к поршням, чтобы контактировать и приводить в

движение клапанную пластину были удалены. Без дальнейшего поступления энергии, движении поршня затухало из-за трения и электромагнитных сил сопротивления.

Рис.44. Пример испытания с He-запуском

Эти начальные тесты с гелиевым пуском показали, что система выпуска буферной камеры не способна справляться с таким давлением и расхода потока, требуемых от системы воздушного привода, чтобы привести в движение поршни. Таким образом, выпускные коллекторы и нижестоящие по потоку трубопроводы были переработаны и заменены.

Рис.45. Влияние гелия на зависимость log P-log V буферной камеры

Использование гелия вызывает некоторые проблемы для сжатия в буферных камерах при первых нескольких циклах. Это вызвано тем, что более высокая удельная теплоёмкость гелия требует больше энергии для сжатия при  заданной степени сжатия. Этот эффект продемонстрирован на рис. 45. На рисунке показана логарифмическая зависимость давления Р от объема V для одной из буферных камер во время цикла подачи гелия  в сравнении с воздухом и азотом. Синяя линия показывает подачу гелия, расширение, выпуск и  последующее сжатием.

Рис.46. Спиральный насос, используемый для вакуумирования продувочного коллектора буферной камеры перед испытаниями.

Следует отметить, что кривая сжатия гелия в начале сжатия нелинейна. Пусковой резервуар не может полностью опорожниться за короткий ход расширения (~15мс), так что газ из резервуара пока еще перетекает в цилиндр буферной камеры во время такта сжатия до тех пор, пока газ в цилиндре не будет сжат до давления выше, чем в резервуаре. Также нужно отметить, что наклон кривой сжатия Не намного более крутой, чем зеленая кривая (воздух/азот). Это эффект сжимаемости. При имеющейся энергии сжатия, ограниченной кинетической энергией поршней,  дополнительный газ, вместе с более высокой работой сжатия для гелия, приводит к тому, что поршень уходит назад, не доходя до срабатывания кольцевого клапана. Тогда, без добавления энергии, движение поршня быстро затухает вследствие электромагнитных сил и сил трения.

Для смягчения этого эффекта перед каждым испытанием выпускная система буферной камеры вакуумировалась с помощью спирального насоса (рис. 46). Чтобы изолировать выпускную систему от атмосферы, 2 дюймовый шаровой клапан с пневматическим приводом, расположенный ниже по потоку  от двухстворчатого клапана,  закрывался перед каждым испытанием. Как только происходил запуск двигателя и выпускные ёмкости начинали заполняться, этот клапан открывался, чтобы дать выйти потоку из выпускные ёмкостей. При вакуумированной выпускной системе с открытыми клапанами из баллона может выйти больше гелия, снижая давление при запуске такта сжатия и, таким образом, снижая требуемую работу сжатия. Этот метод был признан достаточным для запуска двигателя, однако требовалось высокое давление подачи гелия и высокая степень сжатия на первом цикле.

2.11 Сгорание при содействии пусковой системы

Чтобы сделать запуск более совместимым и использовать меньше гелия при более низком давлении, была разработана система для впрыска и сжигания топлива на первом цикле. При этом давление подачи гелия было значительно ниже,  отрегулированное лишь настолько, чтобы получить степень сжатия, при которой водород может воспламениться. На рис.47 показан пример этого метода запуска. Во-первых, смесь водорода и воздуха подается баллона непосредственно перед началом движения поршня. Воздушный нагнетатель вручную настраивался в начале каждого испытания, обеспечивая поток воздуха 130 фут3/мин через камеру сгорания. Импульсный генератор создает командные сигналы для привода топливной форсунки, чтобы достичь требуемой смеси водорода с воздухом. Эти импульсы, показанные красным на рисунке, действуют, когда стартовый выключатель включен, так что только топливо впрыскивается примерно 200 мс перед движением поршня. Как только обнаруживается движение поршня, модельные импульсы впрыска выключаются, оставляя соответствующую топливно-воздушную смесь в камере сгорания, так как движением поршня впускные и выпускные отверстия закрываются. Смесь сжимается и самовоспламенение создает достаточно энергии для движения поршня достаточно далеко, чтобы привести в действие пневматическую систему привода, в то же время сжимая гелий, оставшийся в буферных камерах.

Рис.47. Пример системы запуска с вспомогательным сгоранием

Затем последующие циклы приводятся в действие только посредством пневматической системы привода, так как гелий заменяется на воздух-азот, в то время как давление выпускного коллектора переходит от вакуума до стационарного состояния. Если запускается эксперимент со сгоранием, то задействуются импульсы впрыска, основанные на положении поршня. В данных испытания, показанных на рис.47, запускаемый поршнем топливный впрыск возникает после задержки на 6 цикле. Эта задержка намеренно запрограммирована в логике управления и будет описана в последующих разделах.

Используемые источники

  1. Goldsborough, S. and Van Blarigan, P., «Optimizing the Scavenging System for a Two-Stroke Cycle, Free Piston Engine for High Efficiency and Low Emissions: A Computational Approach,» SAE Technical Paper 2003-01-0001, 2003, doi:10.4271/2003-01-0001.
  2. Dec, J., Yang, Y. and Dronniou, N., «Improving Efficiency and Using E10 for Higher Loads in Boosted HCCI Engines,» SAE Int. J. Engines 5(3):2012, doi:10.4271/2012-01-1107.
  3. Splitter, D., Wissink, D., Del Vescovo, D., and Reitz, R., “RCCI Engine Operation Towards 60% Thermal Efficiency,” SAE Technical Paper 2013-01-0279, 2013, doi: 10.4271/2013-01-0279.
  4. Miller, S., Svrcek, M., Teh, K-Y., and Edwards, C., “Assessing the feasibility of increasing engine efficiency through extreme compression,” Int. J. Engine Research, 2011, 12, 293-307, doi: 10.1177/1468087411404299.
  5. Das, L. M., “Hydrogen Engines: A View of the Past and a Look Into the Future,” Int. J. Hydrogen Energy, vol. 15, no. 6, pp. 425-443
  6. Van Blarigan, P. and Green, R., “NOx Emission Data Verified in a Hydrogen Fueled Engine,” CRF News, vol. 17, no. 4, Jan/Feb 1995.
  7. Onishi, S., Jo, S. H., Shoda, K., Jo, P. D. and Kato, S., “Active Thermo-Atmospheric Combustion (ATAC) – A New Combustion Process for Internal Combustion Engines,” SAE Technical Paper 570032, 1979.
  8. Karim, G. A., and Watson, H. C., “Experimental and Computational Considerations of the Compression Ignition of Homogeneous Fuel-Oxidant Mixtures,” SAE Technical Paper 710133, 1971.
  9. Christensen, M., Johansson, B., and Einewall, P., «Homogeneous Charge Compression Ignition (HCCI) Using Isooctane, Ethanol and Natural Gas — A Comparison with Spark Ignition Operation,» SAE Technical Paper 972874, 1997, doi:10.4271/972874.
  10. Christensen, M., Johansson, B., Amnéus, P., and Mauss, F., «Supercharged Homogeneous Charge Compression Ignition,» SAE Technical Paper 980787, 1998, doi:10.4271/980787.
  11. Braun, A. and Schweitzer, P., «The Braun Linear Engine,» SAE Technical Paper 730185, 1973, doi:10.4271/730185.
  12. Mikalsen, R. and Roskilly, A. P., “A review of free-piston engine history and applications,” Applied Thermal Engineering, 27 (2007), pp. 2339-2352.
  13. Hanipah, M. R., Mikalsen, R., and Roskilly, A. P., “Recent commercial free-piston engine developments for automotive applications,” Applied Thermal Engineering, 75 (2015), pp. 493-503.
  14. Kosaka, H., Akita, T., Moriya, K., Goto, S. et al., «Development of Free Piston Engine Linear Generator System Part 1 — Investigation of Fundamental Characteristics,» SAE Technical Paper 2014-01-1203, 2014, doi:10.4271/2014-01-1203.
  15. Goto, S., Moriya, K., Kosaka, H., Akita, T. et al., «Development of Free Piston Engine Linear Generator System Part 2 — Investigation of Control System for Generator,» SAE Technical Paper 2014-01-1193, 2014, doi:10.4271/2014-01-1193.
  16. Schneider, S., Rinderknecht, F., and Friedrich, H. E., “Design of Future Concepts and Variants of the Free Piston Linear Generator,” Ninth International Conference on Ecological Vehicles and Renewable Energies, Monaco, 2014.
  17. Haag, J., Kock, F., Chiodi, M., Mack, O. et al., “Development Approach for the Investigation of Homogeneous Charge Compression Ignition in a Free-Piston Engine,” SAE Technical Paper 2013-24-0047, 2013, doi:10.4271/2013-24-0047.
  18. Kock, F., Haag, J., and Friedrich, H., “The Free Piston Linear Generator — Development of an Innovative, Compact, Highly Efficient Range-Extender Module,” SAE Technical Paper 2013-01-1727, 2013, doi:10.4271/2013-01-1727.
  19. Van Blarigan, P., Paradiso, N., and Goldsborough, S., “Homogeneous Charge Compression Ignition with a Free Piston: A New Approach to Ideal Otto Cycle Performance,” SAE Technical Paper 982484, 1998, doi:10.4271/982484.
  20. Goldsborough, S. and Van Blarigan, P., “A Numerical Study of a Free Piston IC Engine Operating on Homogeneous Charge Compression Ignition Combustion,” SAE Technical Paper 1999-01-0619, 1999, doi:10.4271/1999-01-0619.
  21. Goldsborough, S. and Van Blarigan, P., “Optimizing the Scavenging System for a Two- Stroke Cycle, Free Piston Engine for High Efficiency and Low Emissions: A Computational Approach,” SAE Technical Paper 2003-01-0001, 2003, doi:10.4271/2003-01-0001.
  22. Aichlmayr, H. T., Van Blarigan, P., “MODELING AND EXPERIMENTAL CHARACTERIZATION OF A PERMANENT MAGNET LINEAR ALTERNATOR FOR FREE-PISTON ENGINE APPLICATIONS,” Proceedings of the ASME 3rd International Conference on Energy Sustainability, 2009, San Francisco, CA
  23. Shah, T., “Fuel Injector Flow Testing: Free Piston Linear Alternator,” Sandia National Laboratories memorandum to Terry Johnson, July 6, 2012.

Приложение А- Основные размеры СПДЛГ.jpg

Приложение А- Основные размеры СПДЛГ

Регистрация
Архивы