между зарядом и окружающими его деталями; d Q_w- ~cc_TF(T_w—T)d_lz, здесь Oj— коэффициент .теплоотдачи, определя­емый выражением

_ . „«.в п«,

CL, — C^D р 1 Сц ,

Т_щ — средняя во времени и поверхности температура деталей, окружающих заряд, определяемая по эмпирическим выражени­ям, учитывающим материал деталей, режим и условия работы двигателя: T_w—f(D, p_If Т_х, с_п, a); dГ_г—изменение энтальпии открытой системы в результате истечения продуктов сгорания через выпускные органы; Т_р определяется по параметрам затор­моженного потока.

• Уравнение материального баланса

dG=d(?₁-dG_?,

где G_t и G_p — секундные расходы свежей смеси и выпускаемых из цилиндра продуктов сгорания; d<7_K и dG_p определяются по урав­нениям вида

Величина эффективного проходного сечения в функции подъ­ема клапана определяется опытным путем — продувкой на спе­циальных установках или по геометрическим проходным сечени­ям и приводимым в литературе зависимостям коэффициентов расхода от относительного подъема клапанов

В случае надкритического выпуска вместо отношения p₂l?i подставляется выражение

( 2 \^kxt(*x-V

Систему замыкает уравнение состояния, например, в виде plp = RT.

Разработаны и значительно более сложные и детализирован­ные методики расчета, позволяющие учесть инерционные и вол­новые явления, особенности газообмена в конкретных цилиндрах многоцилиндровых двигателей.

3.1.7. Влияние различных факторов на процессы газообмена

Сложная взаимосвязь факторов, определяющих величину г]„ при формальном подходе к оценке их влияния на коэффициент наполнения может привести к неточным выводам. Например, из

96

(3.8) и (3.10) следует, что с ростом £ коэффициент наполнения будет уменьшаться пропорционально величине е/(е — 1). В дейст­вительности эта связь сложнее, так как при росте степени сжатия уменьшаются у и Т„ а также изменяются некоторые другие величины, влияющие на r\_Y. Поэтому, как показывают экспериме­нты, в результате комплексного изменения ряда величин коэф­фициент riv от е практически не зависит. Отсюда следует, что при рассмотрении влияния на показатели качества процессов газооб­мена того или иного фактора необходимо учитывать воздействие этого фактора на все зависящие от него величины, которые входят в аналитические выражения для определения рассмат­риваемого показателя.

• Сопротивление на впуске. Чем больше потеря Ар_а, тем меньше давление р_а, а следовательно, меньше плотность свежего заряда в цилиндре и коэффициент наполнения.

На Ар_а оказывают влияние сопротивление впускной системы и скорость заряда. Сопротивление впускной системы в первую очередь зависит от сопротивления впускного клапана, а также от наличия поворотов, местных сужений и шероховатости поверх­ности каналов в головке цилиндров и впускного трубопровода, сопротивления карбюратора и воздухоочистителя. Сопротивле­ние впускных систем дизелей и двигателей с впрыскиванием бензина меньше, чем у карбюраторных.

Выражение (3.10) показывает, что давление р_а влияет на Цу сильнее, чем р_г, поэтому в двигателях без наддува обычно стре­мятся по возможности увеличить диаметр впускного клапана и делают его несколько больше по сравнению с выпускным. В дизеле с камерой в поршне при центральном расположении форсунки и в двигателях с искровым зажиганием для легковых автомобилей заметный эффект по увеличению r]_v дает примене­ние четырех клапанов — по два впускных и два выпускных на каждый цилиндр. Реже используют два впускных и один выпуск­ной клапан на цилиндр.

В ряде случаев для создания интенсивного вихревого движе­ния заряда в цилиндре впускные каналы в головке специально профилируют (винтовые и тангенциальные каналы) или устанав- ' ливают дополнительные заслонки и отклоняющие пластины; со­противление таких каналов несколько увеличивается.

Влияние гидравлического сопротивления впускной системы на Tj_v используется в двигателях с искровым зажиганием для количественного регулирования нагрузки. При повороте дрос­сельной заслонки от полного до минимального ее открытия r\_Y уменьшается от 0,75...0,9 до 0,15...0,25.

При эксплуатации двигателей нельзя допускать значитель­ного загрязнения воздухоочистителя, чрезмерного увеличения зазоров в приводе впускных клапанов и износа кулачков

4—487

97

распределительного валика, так как при этом уменьшается вре­мя-сечение впускных клапанов, что ведет к увеличению сопротив­лении на впуске, а значит, и к снижению мощностных показа­телей двигателя.

• Параметры остаточных газов. Давление р_г зависит от сопротивления выпуску и режима работы двигателя; при увеличении р_г (например, при возрастании скоростного режима) и неизменной Т_г растут плотность и масса ОГ. При эксплуатации необходимо своевременно проверять и регулировать зазоры в приводе выпускных клапанов, так как при зазорах сверх рекомендуемых значении могут понизиться наполнение и мо­щность двигателя. К таким же последствиям приводит воз­растание из-за загрязнения сопротивления глушителя шума или нейтрализатора ОГ.

Температура Т, на коэффициент наполнения влияет незначи­тельно. Например, при охлаждении от большей Т, во время теплообмена со свежим зарядом остаточные газы значительнее уменьшаются в объеме, освобождая место для свежего заряда, что компенсирует соответствующее увеличение температуры Т_а.

ф Управление системой впуска. Для расширения диа­пазона скоростных режимов, на которых двигатель работает с динамическим наддувом, используются впускные системы с управляемой настройкой и системы с переменными фазами газораспределения.

На рис. 3.6, а показана схема системы впуска, обеспечива­ющая изменение длины впускного тракта посредством управле­ния заслонкой 4. При работе высокооборотного двигателя с не­большой и средней частотой вращения коленчатого вала заслон­ка находится в горизонтальном положении и воздух, пройдя воздухоочиститель 1, поступает в ресивер 2, а затем перемещает­ся по длинному каналу, что обеспечивает эффективную дозарядку

О) б)

Рис. 3.6. Управление динамическим наддувом: а - схема системы (7 - воздухоочиститель; 2 - ресивер; 3 - впускной хладан; 4 - заслонка); б - изменение ij „ при различном положении заслонки 4(1 - вертикальное; 2 - горизонтальное;

3 - управление заслонкой)

98

цилиндров на этих режимах. На высоких частотах вращения заслонка автоматически перемещается в вертикальное положе­ние, обеспечивающее движение воздуха по короткому каналу, что улучшает дозарядку на этих режимах. Системы с управляемой настройкой применяют в основном в сочетании с впрыскиванием бензина и установкой двух впускных клапанов для каждого цили­ндра, так как в этом случае общее сопротивление системы впуска снижается (из-за уменьшения потери давления в клапанах и от­сутствия потери давления в карбюраторе), а эффективность дина­мической настройки повышается. Изменение коэффициента напо­лнения при использовании системы с управляемой настройкой показано на рис. 3.6, б.

ф Режимы работы. На рис. 3.7 показано изменение Tf_r в зависимости от мощности при работе дизеля 1 и двигателя с искровым зажиганием 2 при постоянной частоте вращения. Зависимости rj_v=f(N_e) имеют для этих двигателей неодинаковый характер, что является следствием принципиально различных способов регулирования мощности. В дизеле для увеличения мощности в цилиндры впрыскивается большее количество топ­лива, поэтому температурный режим деталей повышается, что усиливает подогрев свежего заряда во впускной системе и в цили­ндре. По этой причине, несмотря на неизменное сопротивление впускной системы, с ростом нагрузки коэффициент ijy несколько уменьшается.

Дросселирование, применяемое в двигателе с искровым за­жиганием для уменьшения нагрузки, сопровождается снижением давления во впускной системе и в цилиндре и усилением подогре­ва свежего заряда АТ. При дросселировании число молей М_т остаточных газов изменяется мяло, в ю время как количество молей М_1а свежей смеси уменьшается, поэтому имеет место за­метный рост коэффициента остаточных газов. По указанным причинам уменьшение нагрузки в двигателе с искровым зажига­нием связано со снижением величины t]_v.

Общий характер зависимости Цу⁼/(^п) для обоих типов

20 SO 40 50 60 70 80 90N_e,%

WOO 1500 2000 2500 п,ман'

Рис. 3.7. Зависимость i\_v от нагруз- Рис. 3.8. Влияние частоты враще-

1 - дизель; 2 - карбюраторный двигатель

ния на изменение ti_v (полная нагруз-

ка):

1 - дизель, 2 - карбюраторный двигатель

99

двигателей при полной нагрузке принципиально одинаков (рис. 3.8) и определяется воздействием следующих факторов. Во-пер­вых, при увеличении частоты вращения возрастает скорость заря­да во впускной системе, а следовательно, потеря давления Ар_а. По этой причине с ростом частоты вращения от величины, при которой достигается наибольшее значение rj_y, коэффициент напо­лнения снижается, несмотря на увеличение дозарядки и снижение подогрева воздуха (смеси) во впускном тракте. Во-вторых, в об­ласти малой частоты вращения в период запаздывания закрытия впускного клапана имеет место обратный выброс заряда из цилиндра во впускную систему. Этот выброс тем больше, чем меньше частота вращения вала, что вместе с ростом АТ и обус­ловливает снижение tj_v в этой области.

• Атмосферные условия. Чем ниже температура и выше атмосферное давление воздуха, тем больше свежего заряда М_1п заполняет цилиндры. При этом, естественно, возрастает и те­оретическое количество заряда М_т. Опыты показывают, что по­вышение р₀ практически мало влияет на значение r\_Y. С другой стороны, по результатам опытов коэффициент наполнения ока­зывается пропорциональным величине ^/Tq, где т=2.А. Таким образом, увеличение температуры Т₀ приводит к росту ij_r, но при этом значительнее снижается плотность воздуха, а значит, и цик­ловая подача свежего заряда G_bn=r},V_hp₀. Отсюда следует, что увеличение t}_v не всегда означает, что в цилиндры поступает большая масса свежего заряда. В то же время мощность, кото­рую может развивать двигатель, зависит именно от массы воз­душного заряда (при соответствующей подаче топлива). Таким образом, следует различать относительную характеристику напо­лнения, каковой является коэффициент r\_v, и массовое наполнение, обычно характеризуемое абсолютным количеством свежего заря­да (?„, кг/ч, поступающего в двигатель в течение 1 ч: G_t— =(120/т) iV_hnp₀t\_v,

В зависимости от атмосферных условий G, изменяется про­порционально изменению плотности воздуха. Особенно значи­тельное уменьшение р₀ и <7, может иметь место при движении автомобиля по дороге со значительным подъемом.

2. ПРОЦЕСС СЖАТИЯ

Посредством сжатия свежего заряда достигают увеличения температурного перепада, при котором осуществляется дейст­вительный цикл, улучшаются воспламенение и горение топлива. Это позволяет получить большую работу при расширении про­дуктов сгорания и повысить экономичность двигателя.

Идея сжатия рабочей смеси серед ее сжиганием и последу-

100

а - расчетная схема в координатах р— V; б - изменение температуры в координатах 7—5

ющим рабочим ходом обеспечила конкурентоспособность по­ршневого двигателя внутреннего сгорания.

Сжатие в двигателе происходит при движении поршня от НМТ к ВМТ после закрытия впускного клапана (продувочных окон) и сопровождается теплообменом.

Направление движения теплоты в процессе сжатия изменяет­ся. Вначале теплота q' от более горячих стенок цилиндра и каме­ры сгорания передается заряду (участок а1 на рис. 3.9, б), а затем по мере движения поршня к ВМТ и роста температуры она (q") начинает передаваться от заряда в стенки (участок 1с). По этой причине процесс сжатия протекает по политропе с переменным показателем.

Текущее значение показателя политропы изменяется следу­ющим образом: в начале сжатия n_t>k, в какой-то момент л, =к, а затем n_t < к.

Преобладание теплоотвода (q‘ < \q"\) в процессе сжатия обу­словливает то, что средний показатель политропы сжатия лежит в пределах 1,2<л₁ < 1,4.

С увеличением частоты вращения коленчатого вала показа­тель п₁ растет, а процесс сжатия приближается к адиабатному. Такой же эффект наблюдается при увеличении размеров цилинд­ра. Это происходит потому, что уменьшается относительная величина поверхности охлаждения цилиндра. Этим же объясня­ется более трудный запуск двигателей с малыми геометричес­кими размерамицилиндра.

С увеличением нагрузки и при применении наддува показа­тель n_t несколько увеличивается.

Конструктивные мероприятия, например введение охлажде­ния поршня или увеличение интенсивности охлаждения цилинд­ра, приводят к снижению среднего показателя n_L.

Представление процесса сжатия как политроиного со средним постоянным для всего процесса показателем политропы позволяет применить термодинамические зависимости для

101

количественных оценок давления и температуры конца сжатия, а также определить работу сжатия (расчетная схема процесса показана на рис. 3.9, а):

Рс~Ра Qjт_е= ТУ’-¹.

Таким образом, Т_с и р_е растут с повышением р_с и Т„ а также с увеличением степени сжатия £ и показателя п_х.

В процессе сжатия имеют место утечки газов через неплот­ности. Это обстоятельство приводит к уменьшению р_с и Т_с, и формально это можно учесть соответствующим понижением n_v

К концу сжатия заряда в дизеле необходимо во всех случаях, включая и пуск холодного двигателя, достичь температуры, при которой впрыснутое топливо хорошо воспламеняется. Этим определяется минимальное значение степеци сжатия. С увеличе­нием степени сжатия, как показывает анализ термодинамических циклов, улучшается теплоиспользование. В то же время при увеличении е повышаются нагрузки от газовых сил на КШМ и тепловые нагрузки на такие детали, как головка цилиндров, поршень и др. Поэтому значение степени сжатия в дизеле опре­деляется его конструктивными особенностями и условиями эксп­луатации. Дизели с разделенными камерами сгорания, малыми размерами цилиндра без наддува, а также дизели, эксплуатиру­ющиеся при низких температурах, имеют, как правило, более высокие степени сжатия (табл. 3.2).

Таблица 3.2

Параметр	Дизель без наддува	Дизель с наддувом*	Бензиновый двигатель**
Степень сжатия в Средний показатель политро­	15...23	12...15	6.5... 10
пы сжатия п1	1,35-1,38	1,33..1,37	1,35-1,38
Давление в конце сжатия р0
МПа	2,9...6.0	До 8,0	1,2—2,2
Температура в конце сжатия
Го к	700...900	1000	600...900

* При давлении наддува />* < 0,2 МПа и без промежуточного охлаждения воздуха после компрессора.

** При полностью открытом дросселе.

В карбюраторных двигателях допустимое значение г зависит от октанового числа бензина; при недостаточно высоком ок­тановом числе может нарушиться сгорание, так как наступает детонация (см. п. 3.4.4). Процесс сжатия используют также для интенсификации движения воздушного заряда, что необходимо

102

для улучшения смесеобразования и сгорания. Это достигается соответствующим сочетанием формы впускного канала и камеры сгорания, а также применением разделенных камер сгорания. Естественно, что интенсификация движения заряда связана с до­полнительными гидравлическими и тепловыми потерями.

2. ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ СГОРАНИЯ

1. ПРОЦЕСС СГОРАНИЯ.

РАСПРОСТРАНЕНИЕ ВОЛНЫ ГОРЕНИЯ В ОБЪЕМЕ

Для преобразования химической энергии топлива в тепло­вую в ДВС используется процесс сгорания.

Его химические и физические закономерности являются след­ствием практически двух основных особеностей, выделяющих этот процесс среди других. Это наличие высокого результиру­ющего экзотермического эффекта химических реакций и сильной зависимости скорости указанных реакций от температуры.

Практически все основные реакции, определяющие химичес­кую сторону процесса сгорания, могут быть описаны формулой Аррениуса. Поэтому и суммарная скорость химической реакции W_x в процессе сгорания* может быть представлена с помощью выражения Аррениуса с использованием эффективных значений констант

1¥_х=К₀сГ_тс^е~^'^ЛТ),

где К₀ — предэкспоненциальный множитель; с_т, с₀ — концент­рации топлива и окислителя; п, m — эффективные показатели порядка реакции до соответствующим компонентам; Д, — эф­фективная энергия активации; Т — температура; R — газовая постоянная.

Множитель характеризующий долю молекул, об­

ладающих энергией большей, чем Е_а, при температуре Т, ум­ноженный на предэкспоненциальный множитель К₀, получил на­звание константы скорости химической реакции. Поскольку чем

больше 2?„ тем сильнее зависимость _e~^E^^(RT) _от температуры, то можно определить горение как эффективную химическую реак­цию с экзотермическим эффектом и высоким значением эффек­тивной энергии активации.

Если обозначить через Е₀ начальную и Е_х конечную энергии молекулы, то ход химической реакции от Е₀ к Е_х возможен, когда

•Массовая скорость горения (как и вообще скорость химической реакции) определяется массовым расходом одного из компонентов реакции.

103

молекула имеет энергию, большую Е_л (рис. 3.10). Если Е₀ > Е_г, то в результате реакции выделяется теплота ДQ.

В принципе любая реакция может идти в обоих направлени­ях. На схеме (рис. ЗЛО) для обратной реакции Ј_afo6Pj — энергия активации, a AQ — эндотермический эффект.

При осуществлении химической реакции концентрации ис­ходных компонентов обычно уменьшаются, а продуктов сгора­ния — увеличиваются. Поэтому наступает момент, когда ско­рость прямой и обратной реакций выравнивается. Такое состоя­ние носит название химического равновесия, а соответствующие концентрации — равновесных. Поскольку как правило, от­личается от Д,₍обр), то с изменением температуры скорости пря­мой и обратной реакций изменяются в различной степени, а сле­довательно, изменяются и равновесные концентрации. Однако время достижения нового равновесия зависит в значительной степени от общего уровня температуры. В области высоких температур при изменении Т новое равновесие достигается быст­ро, а при низких Т может быть вообще не достигнуто. Следует учитывать не только скорость изменения Т, но и скорость хими­ческой реакции. Обычно для сравнения скоростей разнородных процессов используется понятие характерного времени процесса, которое обратно пропорционально его скорости. Если характер­ное время уменьшения температуры значительно меньше харак­терного времени химической реакции (быстрое охлаждение), то получаемые концентрации продуктов реакции будут больше рав­новесных. Такое явление носит название закалки.

Химическая реакция часто происходит в ограниченном реак-

Т-Тф

Рис. ЗЛО. Энергия активации E_t Рис. 3.11. Изменение относительно ко-

и тепловой эффект A Q прямой и об- нцентрации топлива, относительной

ратной реакции температуры и скорости химической

реакции в ходе выгорания ограничен­ного количества смеси

104

ционном объеме (например, в камере сгорания ДВС), при этом в случае сгорания существует связь (подобие) между расходова­нием исходных компонентов и ростом температуры. Наиболее просто она выражается в виде зависимости концентрации одного из компонентов (стехиометрически связанного с концентрацией другого), например топлива с„ и температуры от любого из параметров, характеризующих ход химической реакции, напри­мер той же температуры (рис. 3.11). Здесь (Т— Т₀)/(Т_ад — Т₀), Ст/Сто — относительное изменение температуры и концентрации; Т₀ и с_то — начальные температура и концентрация; T_ta — мак­симальная температура горения.

При указанном характере изменения с_г(с₀) и Т скорость химической реакции достигает максимального значения не при максимальной температуре, а при температуре T_w=T_m—RT^JE_a. При этом изменение скорости химической реакции будет опреде­ляться в области от Т₀ до T_w ростом температуры (назовем эту область кинетической), а в области от T_w до Т_ла — уменьшением концентрации (диффузионная область). Добавление в реакцион­ный объем исходных компонентов с температурой, близкой к Т₀, в кинетической области приведет к уменьшению скорости хими­ческой реакции, а в диффузионной — к ее росту.

Если в среде, где происходит сгорание, коэффициенты пере­носа массы и теплоты близки друг к другу, что характеризуется критерием Льюиса L_s—Dja as 1 (D — коэффициент диффузии, а — коэффициент температуропроводности), то подобие между кон­центрацией и температурой имеет место и при пространственном сгорании. Таким образом, в зонах камеры сгорания, где достига­ется максимальная температура, концентрации исходных ком­понентов минимальны, и наоборот.

Явление горения обладает характерной особенностью — оно является самоподцерживающимся. Перемещение в пространстве зоны горения может происходить по нескольким химико-физи- ческим механизмам:

• передача теплоты из зоны горения в зону свежей смеси (тепловой механизм);

• диффузия активных продуктов (например, радикалов) из зоны горения в зону свежей смеси.

Оба механизма имеют место при распространении зоны горения по гомогенной смеси, т. е. в условиях двигателя с внеш­ним смесеобразованием. В этих двух случаях скорость перемеще­ния зоны горения (называемая обычно скоростью распростране­ния пламени) зависит от коэффициентов переноса (а или D) и скорости химической реакции W_K. Если характерное время переноса на расстояние / равно т_n=/²/Z) (формула Энштейна),

а характерное время химического процесса т_х^—, то в случае

105

стационарного распространения пламени т_и=т,=т. Перемножив эти выражения и обозначив через U_B=I/т скорость пламени, получим при Lb=1 U_n=^jDW_k или U_u—\]aW_x. Таким образом, коэффициенты переноса и скорость химической реакции оказы­вают сопоставимое влияние на скорость распространения пла­мени;

• перенос энергии в ударной волне с амплитудой, превыша­ющей критическое значение, достаточное для нагрева смеси в ударной волне до значений, обеспечивающих самоподдержание процесса. Подобное явление носит название детонации. Скорость распространения детонационной волны равна скорости звука за фронтом волны в данной среде. Такой механизм горения может наблюдаться в двигателях с искровым зажиганием и является нарушением нормального сгорания;

• индукционный режим распространения сгорания, который наблюдается только как перемещение зоны горения, в то время как его механизм заключается в последовательном воспламене­нии областей горючей смеси, имеющих различные значения пери­ода индукции (или периода задержки воспламенения). Видимая скорость распространения пламени по такому механизму может изменяться от 0 до ос. Такой механизм имеет место в процессе охвата пламенем топливной струи в дизеле.

В зависимости от характера пространственного распределе­ния компонентов химической реакции в объеме различаются гомогенные системы с равномерным исходным распределением компонентов, наиболее характерные для двигателей с внешним смесеобразованием, и гетерогенные системы с неравномерным распределением (вплоть до разделения в пространстве) компоне­нтов, более характерные для дизелей. Четкой границы между этими системами не существует, однако если для гомогенной системы характерным проявлением развития сгорания во време­ни является упомянутое выше распространение пламени по объ­ему, то для гетерогенной — разделение компонентов (топлива и окислителя) в пространстве фронтом горения и диффузия в эту зону компонентов с обеих сторон фронта. В этом случае скорость сгорания, выраженная скоростью потребления исходных компо­нентов, в стационарном или квазистационарном режиме лимити­руется более медленным из двух последовательных процессов (диффузионного смешения и химического реагирования) — диф­фузией. Такой режим горения в гетерогенных системах называет­ся диффузионным, он характерен для сгорания в дизеле.

Большое влияние на процесс сгорания оказывает газодина­мическое состояние заряда. Так, турбулизация заряда увеличива­ет интенсивность тепломассопереноса и скорость сгорания как гомогенных, так и гетерогенных смесей. Пламя, имеющее место в турбулентной среде, носит название турбулентного пламени. Во

106

а)

д)

Рис. 3.12. Схема фронта турбулентного пламени при малом (а) и большом (б) отношении пульсаци онной скорости к нормальной скорости распространения

пламени

фронте турбулентного пламени, распространяющегося по гомо­генной смеси, увеличивается перенос теплоты из зоны продуктов сгорания в свежую смесь и соответственно свежей смеси в высо­котемпературную зону продуктов сгорания. Перенос термически и химически активных продуктов осуществляется путем движе­ния отдельных объемов смеси со средней скоростью W, называ­емой пульсационной и характеризующей интенсивность турбулен­тности. В зависимости от соотношения между нормальной ско­ростью распространения пламени С1_П и пульсационной W* воз­можен различный характер структуры турбулентного пламени (рис. 3.12). При малом отношении W'/U,, фронт пламени искрив- лец слабо (рис. 3.12, а), а с ростом W/U-a искривления возрастают и переходят в развитый фронт пламени (рис. 3.12, б) с большим числом очагов горения и значительной его шириной, существенно превосходящей ширину фронта пламени при отсутствии турбуле­нтности. Излишне интенсивная турбулентность при недостаточ­ной скорости химической реакции может в принципе привести к переохлаждению зоны горения и угасанию пламени.

Различают поверхностный и объемный механизмы турбу­лентного горения. Возможно одновременное сосуществование по­верхностного и объемного механизмов. Так, например, при высо­кой температуре и интенсивной турбулизации может происхо­дить объемное горение. Следует отметить и наличие эффекта обогащения смеси во фронте пламени одним из двух (топливо, окислитель) компонентов, имеющих большее по сравнению с другим компонентом значение коэффициента диффузии. Этот эффект проявляется в возможности сжигания в двигателе очень бедных смесей легких топлив, имеющих коэффициент молекуляр­ной диффузии больше, чем для окислителя.

При сгорании гетерогенных систем турбулизация уве­личивает встречный перенос компонентов в зону горения

♦Можно также говорить о соотношении характерных времен смешения и химической реакции.

107

к

к

диффузионного пламени. Так же как и в предыдущем случае, с ро- стом скорости химических реак- ции (например, из-за роста тем- пературы) ширина фронта пламен- на уменьшается и химические ре- акции происходят в диффузион- ной области реагирования. Это адекватно переходу к диффузион- ному режиму со скоростью горе- ния, контролируемой скоростью диффузиии.

Так же как и при сгорании гомогенных смесей, могут одно- временно сосуществовать михро- диффузионный режим горения и кинетический.

Таким образом, процесс сго- рания, как правило, локализуется в ограниченном объеме во фронте пламени, распространяющемся по камере сгорания при гомоген- ных смесях и во фронте диффузи- онного пламени при гетерогенных смесях. В последнем случае поло- жение фронта определяется глав- ным образом протеканием про- цесса смешения паров топлива с окислителем. При непринципи- альных упрощениях можно счи-

тать, что положение фронта диффузионного пламени определяет- ся положением поверхности с <х= 1 при смешении (можно назвать ее изостехиометрической поверхностью), а ее перемещение опре- деляется ходом процесса смешения. Поэтому в гетерогенных системах, характерных, например, для дизелей, смешение наряду с химическими процессами определяет закономерности горения.

S)	Л r
s WcmS 1 1
Г
0) л	г
Wc#S I	*',s
ГГ	S.
4(1
h

Рис. 3.13. Характер

скорости сгорания при различном отставании (а...г) процесса хими- ческого реагирования от процесса смешения

2. ВЛИЯНИЕ СМЕШЕНИЯ НА ПРОЦЕСС СГОРАНИЯ

Рассмотрим общий случай, когда наряду со сгоранием про­исходит смешение (со скоростью Wau) топлива с окислителем на единице поверхности их раздела по произвольному закону (рис. 3.13). Пусть химические реакции начинаются одновременно на всей поверхности контакта топлива с окислителем. Можно выде­лить несколько вариантов протекания процесса сгорания:

• топливо успело полностью смешаться с окислителем до

108

воспламенения, и полученная смесь находится в пределах горю­чести (рис. 3.13, а);

9 процесс сгорания начинается до полного перемешивания топлива с окислителем и лишь частично перекрывается во време­ни смешением (рис. 3.13, б).

Эти случаи мало отличаются друг от друга. В двигателе t внешним смесеобразованием практически всегда имеет место Случай, представленный на рис. 3.13, б;

• процесс, смешения продолжается и после выгорания об­разовавшейся к этому моменту смеси и перехода процесса в диф­фузионный режим. При этом возникает участок кривой измене­ния скорости сгорания в диффузионном режиме, когда она под­держивается подводом окислителя и топлива в зону горения со скоростью смешения W^. Так как относительное изменение скорости смешения в диффузионном режиме значительно ниже

константы скорости химической реакции K=K₀e~^E'^^RT) (равенст­во W„=W_ctiJ поддерживается снижением действующей концент­рации компонентов реакции в зоне горения), то процесс сгорания на этом участке является квазистационарным по отношению к скоростям химических реакций в пламени (рис. 3.13, в);

• случай с малым периодом задержки воспламенения харак­терен тем, что максимум скорости смешения достигается на квазистационарном участке диффузионного режима сгорания и общая скорость сгорания имеет два максимума во времени (рис. 3.13, г).

Варианты, представленные на рис. 3.13, в, г, характерны для дизелей.

Аналогичный характер кривых скоростей W_K1 и полу­чится и в частном случае, если процесс воспламенения проис­ходит в локальном объеме, после чего пламя распространяется по топливовоздушной смеси. Тогда варианты на рис. 13, а, б соответствуют сгоранию в двигателе с внешним смесеобразова­нием и распространением пламени по всему объему, а остальные случаи — сгоранию в дизеле. Таким образом, процесс смешения оказывает значительное влияние на процесс сгорания в дизеле.

Для химического взаимодействия топлива и окислителя не­обходим их контакт на молекулярном уровне, в связи с чем молекулярная (градиентная) диффузия является обязательным этапом смешения. Однако скорость смешения посредством гра­диентной диффузии (т. е. диффузии, не связанной с переносом отдельных объемов) резко снижается с увеличением расстояния, на котором необходимо обеспечить смешение. Поэтому при ло­кализации топлива в камере сгорания большую роль в смешении играет турбулентная (мольная) диффузия, связанная с переносом ограниченных объемов (молей) топлива и окислителя. Естест­венно, что вынужденное движение топлива (развитие факела)

109

и организованное движение воздушной среды (вихрь) на опреде­ленном этапе процесса смесеобразования в дизеле способствуют более равномерному распределению топлива в камере сгорания.

В связи с тем что действующие при сгорании в дизеле; факторы различным образом влияют на молекулярную и тур-¹ булентную диффузию, а также на аэродинамику факела, процесс смешения топлива с окислителем в дизеле удобно рассматривать на следующих различных масштабных уровнях: мажрораспреде- ления топлива, определяемого развитием топливного факела в движущейся среде, макросмешения, связанного с турбулентным переносом, и микросмешения, определяемого испарением топ­лива и молекулярной диффузией (рис. 3.14).

Макрораспределение определяется прежде всего формой и размерами камеры сгорания и факела, его развитием в объеме камеры сгорания (заполнением камеры сгорания) и взаимодейст­вием с движущимся воздушным зарядом. Макрораспределение в большой степени определяет полноту использования воздушно­го заряда в дизеле.

Макросмешение определяется крупномасштабной турбули-

Рис. 3.14. Структура топливной струи при ее анализе на различных уровнях (ct„, - коэф­

фициенты избытка воздуха, соответствующие ве­рхнему и нижнему концентрационным пределам горения)

110

задней среды и вынужденным переносом топлива и окислителя. При оценке интенсивности макросмешения может быть исполь­зовано значение коэффициента турбулентной диффузии. По­скольку коэффициент турбулентной диффузии можно считать не зависящим от температуры, макросмешение, как и макрорасп­ределение, можно в первом приближении считать также не зави­сящим от температурных возмущений при сгорании. Интенсив­ность турбулентности зависит от организации движения воздуш­ного заряда и от характеристик турбулентности топливной струи.

Микросмешение определяется мелкомасштабной турбулент­ностью среды, молекулярной диффузией паров топлива, а в дис­персной смеси и испарением капель топлива. Скорость последних двух процессов зависит от температуры, поэтому возникновение очага горения или прохождение фронта пламени резко интен­сифицирует микросмешение.

3. КРИТИЧЕСКИЕ ЯВЛЕНИЯ ПРИ СГОРАНИИ

Процессы сгорания, происходящие при высоких температу­рах, всегда сопровождаются отводом теплоты, что проявляется в наличии критических явлений при горении: воспламенения и по­гасания.

При отсутствии потерь теплоты любая экзотермическая ре­акция должна привести к саморазгону процесса. Наличие же потерь устанавливает в качестве необходимых условий возник­новения сгорания превышение скорости выделения теплоты над теплоотводом.

Существует два способа теплового инициирования горения (воспламенения):

• создание условии превышения скорости выделения тепло­ты над теплоотводом, что приводит через саморазогрев смеси к возникновению устойчивого горения;

• подведение от внешнего источника (например, при ис­кровом зажигании) энергии, достаточной для поддержания реак­ций горения. Такой способ носит название поджигания.

В ДВС возможно сочетание обоих способов воспламенения.

С целью анализа критических явлений при горении сравним (при прочих равных условиях) зависимости от температуры Т скоростей химической реакции смеси, реагирующей в локаль­ном объеме, например в центре камеры сгорания (W_x~

//ВТ')

~const . е ) (рис. 3.15), и теплоотвода в среду (или стенку) с температурой Т₀ (Q ~ const л(Т— Т₀)), считая коэффициент те­плоотдачи а постоянным. В зависимости от начальной темпе­ратуры Т₀ и величины а возможны различные стационарные тепловые режимы (А, В и С) реагирования смеси, определяемые

ш

T, 7l 7*7'

lag 1

Рис. 3.15. Сравнение скорости тепловыделения от химических реакций и теплоотвода при различных температурах (к анализу воспламенения)

равенством скоростей тепловыделения и теплоотвода (А и С — устойчивые, В — неустойчивый).

Если увеличивать температуру Т₀ (например, в процессе сжатия), то температура реагирования в режиме А также будет расти до значения Т, когда скорость химической реакции бу­дет равна скорости теплоотвода (режим А' при температуре окружающей среды То) и превысит ее. В этом случае произой­дет воспламенение и переход на режим С'. Такой же результат можно получить при уменьшении значения коэффициента тепло­отвода от а до а" (критические условия воспламенения в режиме А" при температуре в зоне реагирования Т‘ и окружающей среды

Т₀).

Второй способ воспламенения (поджигание) может быть осу­ществлен при подведении энергии, например в виде искрового разряда. Скорости химических реакций в условиях высоких тем­ператур в зоне искрового разряда имеют огромные величины. Если подведенной энергии хватает на прогрев определенного объема (обычно радиусом порядка трех толщин фронта пламени) до температур, имеющих место в распространяющемся пламени, то от такого объема будет распространяться пламя. В противном случае очаг остынет и воспламенения не произойдет. При восп­ламенении струи топлива, впрыскиваемого в камеру сгорания дизеля, одновременно имеет место подвод теплоты от горячего источника, которым является окружающий заряд, к наружной оболочке струи, где химические реакции протекают наиболее интенсивно, и отвод теплоты из этой зоны в холодную централь­ную часть топливной струи. По мере прогрева топливной струи скорость отвода теплоты снижается до критического значения, при котором происходит воспламенение наружной оболочки струи.

Период времени от момента начала впрыскивания топлива

112

Ряс. 3.16. Структура фронта диффузионного пламени (а) и фронта пламени, распространяющегося по гомогенной смеси (б)

до воспламенения, именуемый периодом задержки воспламенения, зависит от интенсивности прогрева струи, температуры горячего заряда и скорости химических реакций.

Наличие излишне высокого локального теплоотвода или тепловых потерь может приводить к противоположному кри­тическому явлению — погасанию. Характерными примерами яв­ляются гашение пламени у стенки цилиндра, разбавление смеси инертным компонентом, недостаточной по сравнению с необ­ходимой для прогрева свежей смеси скоростью выделения те­плоты (например, при значительном избытке одного из ко­мпонентов смеси). В последних двух случаях замедление рас­пространения пламени ведет к возрастанию потерь теплоты из фронта пламени.

Последний факт связан с существованием предельных кон­центраций, при которых еще происходит горение (так называ­емые концентрационные пределы распространения пламени): верхний предел — при переобогащеняи смесей, нижний яри ях переобеднении.

4. МЕХАНИЗМ ОБРАЗОВАНИЯ НЕКОТОРЫХ ТОКСИЧНЫХ ВЕЩЕСТВ

ПРИ СГОРАНИИ

Исходя из обратимости химических реакций процесс сгора­ния теоретически не может пройти до конца, причем неполнота сгорания в большой степени определяется условиями протекания процесса.

Механизм образования продуктов неполного сгорания и ха­рактер побочных реакций, протекающих при горении, связан со структурой фронта пламени. На рис. 3.16 приведены структуры фронта диффузионного пламени (рис. 3.16, а) и фронта пламени, распространяющегося по гомогенной смеси (рис. 3.16, б). В диффузионном пламени в камере сгорания дизеля (рис. 3.16, а) топливо и окислитель диффундируют во фронт пламени, где в узкой области смешения протекает химическая реакция и дости-

113

гаются максимальные температуры. К этой области примыкает со стороны топлива область его термического распада, в которой в отсутствие окислителя образуются наряду с промежуточными продуктами распада водород и сажа. Водород, диффундируя во фронт пламени, сгорает, а сажевые частицы увеличиваются за счет распада на их поверхности углеводородов и коагуляции отдельных сажевых частиц при их диффузии и выгорают во фронте пламени со значительно меньшей скоростью. Часть caacef вых частиц диффундирует в сторону топлива. Со стороны окис­лителя к фронту пламени примыкает область образования оксида азота N0, который диффундирует в обе стороны. При диффузии в сторону фронта пламени N0 разлагается с высокой скоростью при температуре пламени в области, ограниченной содержанием в смеси кислорода. При диффузии от фронта пламени NO также разлагается, но по мере снижения температуры происходит за­калка, т. е. концентрация перестает изменяться при уменьшении равновесного значения концентрации N0.

В пламени, распространяющемся по гомогенной смеси в дви­гателе с внешним смесеобразованием (рис. 3.16, б), полнота сгорания связана в первую очередь с составом смеси. Если избы­точным компонентом (по сравнению со стехиометрией) является тошшво (а< 1), то имеет место неполнота его окисления (напри­мер, до СО), а если избыточным компонентом является окисли­тель (а>1), то более интенсивным будут реакции образования N0. Однако благоприятные для образования N0 условия огра­ничены и при росте избытка окислителя, так как увеличение содержания кислорода в смеси сверх теоретически необходимого (стехиометрического) снижает температуру продуктов сгорания. Обычно максимальное количество N0 образуется в смеси с ис­ходным коэффициентом избытка воздуха порядка 1,05.

В том случае, когда температура в области горения гетеро­генной смеси невысока, теплоты (подводимой в зону распада углеводородов) может не хватить для обеспечения распада до конечных продуктов. Температура при этом будет падать, эн­дотермический процесс — «самотормозиться». В результате об­разуются несгоревшие углеводороды (крайний случай недогора- ния). Причинами падения температуры могут служить и иные факторы, например охлаждение смеси в пристеночной зоне при горении как гетерогенных, так и гомогенных смесей. В зависимо­сти от состава смеси (наличия кислорода) результатом этого процесса могут быть несгоревшие углеводороды или оксид угле­рода СО.

Среди множества соединений, образующихся в процессе оки­сления углеводородного топлива, можно выделить ряд углеводо­родов, которые объединяют по их структуре или особенностям воздействия на живой организм.

Среди них основными являются альдегиды — кислородсоде­

114

ржащие углеводородные соединения, отличающиеся повышен­ным негативным воздействием на живые организмы.

Канцерогенными являются также полициклические аромати­ческие углеводороды. Наиболее характерный из них — 3,4-бенз- а-пирен, методы определения содержания которого наиболее раз­работаны.

Содержание в топливе различных соединений может вызвать образование и других токсичных продуктов.

Так, например, добавление в бензин антидетонатора (напри­мер, тетраэтилсвинца) приводит к выбросу токсичных соедине­ний свинца, а повышенное содержание серы в некоторых дизель­ных топливах является причиной образования оксидов серы.

5. О ВОЗМОЖНОСТИ ОБРАЗОВАНИЯ ВОЛНЫ ДАВЛЕНИЯ В ЦИЛИНДРЕ ДВС

Известно, что выделяющаяся теплота может возбуждать колебания упругой среды. При распространении фронта пламени с любой скоростью впереди него всегда будут возникать волны сжатия: безударные (акустические) при малых скоростях фронта пламени (мщ,<с) и ударные — при больших скоростях (и_пл>с). Выделение большого количества теплоты за короткий промежу­ток времени при самовоспламенении приводит к возбуждению ударной волны (взрыву).

В ряде работ сделан теоретический анализ возникновения и распространения ударной и детонационной волн в камере сгорания карбюраторного двигателя. В этих работах показано, что в результате взаимодействия волны со стенками цилиндра могут возникать вибрации и, следовательно, шум.

В цилиндре дизеля отсутствуют условия, необходимые для возникновения стационарной детонации. Маловероятной являет­ся также возможность распространения сформировавшегося фро­нта пламени со звуковыми скоростями. Однако в стадии восп­ламенения топливовоздушной смеси охват пламенем подготов­ленной смеси может происходить со скоростями, близкими к зву­ковым. Таким образом, видимо, в начальный момент воспламе­нения в дизеле возникают благоприятные условия для образова­ния ударной волны. Очевидно, что количество смеси, способной воспламеняться со звуковыми скоростями, зависит в основном от типа смесеобразования, характеристик топливоподающей аппа­ратуры и в первую очередь от закона подачи топлива.

В работах, посвященных изучению природы самовоспла­менения в дизеле, указывается, что при объемном (многооча­говом) воспламенении создаются наиболее благоприятные усло­вия для возникновения ударных волн. При этом реакция сго­рания протекает с большими скоростями в начале процесса

115

сгорания, постепенно замедляясь в последующие стадии. При точечном самовоспламенении в начальной стадии скорости сгора­ния несколько меньше, в дальнейшем процесс сгорания ускоряет­ся. В любом из этих случаев начавшийся процесс сгорания обус­ловливает определенные сроки выделения теплоты, которые должны быть более высокими в начальной стадии в двигателях с объемным самовоспламенением. На интенсивность ударно* волны, возникающей при самовоспламенении, решающим об­разом влияют местные скорости выделения теплоты, отнесенные к единице массы вещества. Определение местных скоростей выде­ления теплоты экспериментальным путем затруднительно. В на­иболее близкой, видимо, пропорциональной связи с местными скоростями выделения теплоты находится скорость выделения теплоты, интегральным эффектом которой является определен­ный характер индикаторной диаграммы на участке сгорания.

Сказанное подтверждает правомерность анализа экспериме­нтальных данных на основе характеристик тепловыделения.

Возникновение и распространение пламени, а также картина ударных воли в цилиндре дизеля носят сложный характер, не поддающийся точному описанию. Качественное описание поведе­ния ударной волны можно сделать с помощью уравнений газоди­намики, которые устанавливают зависимость перепада давлений в волне от скоростей движения среды и₀ и ударной волны d.

Так, для ударной волны

Pt _2k /d-иЛ* *-1

где к — показатель адиабаты; с — скорость звука в невозмущен­ной волной среде.

Если позади ударной волны существует фронт пламени и в результате горения смеси происходит теплоподвод, то пере­пад давления в волне определяется уравнением

В свою очередь,

+

гач^-ч-нн

где q — параметр, характеризующий интенсивность теплоюодво-

116

да в волне; р₂ — давление за фронтом ударной волны; р_х — дав­ление за фронтом пламени.

Из этих уравнений следует, что скорость волны тем больше, чем больше величина q. Очевидно, что в этом случае будет увеличиваться р₂1Ри ^т* ^е ударное воздействие волны на стенку будет более значительным. Отождествляя параметр q с вели­чиной q_a, можно сделать вывод о том, что шум в результате развития ударных волн будет более интенсивным и при более высоких скоростях выделения теплоты.

Приведенные уравнения написаны на основе работ В. К. Трошина, рассмотревшего так называемый двойной разрыв (удар­ная волна и фронт пламени — границы разрывов), который луч­ше подходит для описания развития ударной волны в двигателе, чем одинарный разрыв, описанный в других работах.

Известно, что если движущаяся по газу ударная волна встре­чается с преградой (стенкой), то при отражении амплитуда волны увеличивается более чем в два раза: лишь при акустической безударной волне этот рост точно равен двум. Возникшее при отражении волны повышение давления будет действовать на стенку в течение времени от момента отражения до прихода к стенке фронта пламени, т. е. стенка за этот промежуток времени испытывает какой-то ударный импульс pAt. Очевидно, что этот импульс будет тем больше, чем больше отношение p₂fp_u напри­мер при d-+ со и ь£_о-*0₃ т. е. если воспламенение будет проис­ходить в более спокойной среде, то ударный импульс, воздейст­вующий на стенку, будет больше.

Таким образом, два фактора будут определять интенсив­ность ударной волны в двигателе: количество топлива, воспламе­няющегося в начальный период процесса видимого сгорания (оно зависит главным образом от типа смесеобразования и харак­теристик топливоподающей аппаратуры), и газодинамическое состояние среды, в которой это воспламенение будет происхо­дить, зависящее от типа смесеобразования и конструкции камеры сгорания, впускного тракта, скоростного режима работы двига­теля. Первым фактором будет определяться скорость ударной волны d, вторым — среды и₀. Вместе эти две скорости определя­ют перепад давлений в начальной ударной волне.

С увеличением частоты вращения процесс выделения тепло­ты во времени будет более интенсивным, более интенсивными будут и скорости движения воздуха. Эти два фактора действуют противоположно друг другу: один — интенсифицирует перепад давлений в волне, другой — снижает. Экспериментально отмече­но, что прирост q_cz происходит пропорционально частоте враще­ния в первой степени, а скорости воздушного заряда — во вто­рой. Отсюда следует, что действие второго фактора с увеличени­ем частоты вращения должно проявляться сильнее.

117

В результате можно сделать вывод о том, это при фор­сированна двигателей по частоте вращения не следует опасаться значительного увеличения шума от сгорания. Итак, интенсив­ность ударной волны решающим образом зависит от скорости выделения теплоты в двигателе.

Скорость распространения ударной волны, как было указано выше, больше местной скорости звука. Экспериментально от­мечено, что частота воздействия ударного импульса на стенки /может быть рассчитана по формуле

где Ь—1,05...1,15; D — диаметр цилиндра; с — скорость звука.

2. ПРОЦЕССЫ СМЕСЕОБРАЗОВАНИЯ И СГОРАНИЯ В ДВИГАТЕЛЯХ С ИСКРОВЫМ ЗАЖИГАНИЕМ

Протекание процессов смесеобразования и сгорания в двига­телях с искровым зажиганием помимо режимных факторов зави­сит от физико-химических свойств топлива и от способа его подачи (карбюрация, впрыскивание бензина, смеситель газового двигателя).

Смесеобразование влияет на последующее сгорание топлива, так как скорость и полнота сгорания зависят от состава и качест­ва смеси, на которое влияют испарение топлива и его смешение с воздухом.

1. СМЕСЕОБРАЗОВАНИЕ В БЕНЗИНОВЫХ ДВИГАТЕЛЯХ

Под смесеобразованием в двигателе с искровым зажиганием понимают комплекс взаимосвязанных процессов, имеющих ме­сто при дозировании топлива и воздуха, распиливании, испаре­нии и перемешивании топлива с воздухом.

Дозирование топлива, от которого зависит состав смеси, рассмотрено в § 5.1.

Для четырехтактных двигателей с искровым зажиганием применяется, как правило, внешнее смесеобразование, а для двух­тактных предпочтительным является внутреннее смесеобразова­ние, позволяющее исключить потери топлива при продувке цили­ндров.

У четырехтактных двигателей смесеобразование начинается в карбюраторе, форсунке или смесителе, продолжается во впуск­ном тракте и заканчивается в цилиндре.

Механизмы смесеобразования при карбюрации и централь­ном впрыскивании (рис. 3.17, а, б) имеют много общего, так как топливо в обоих случаях вводится в воздушный поток в одном

118

6}

Рис. 3.17. Подача топлива при карбюрации (а), центральном (б) и распределенном (в) впрыскива- нии

и том же месте впускного тракта — перед впускным трубопрово­дом.

• Распиливание топлива. Сразу же после выхода струи топлива (или ТВС) из распылителя карбюратора начинается ее распад в результате воздействия сил аэродинамического сопроти­вления и наличия воздуха в ТВС, причем скорость воздуха суще­ственно выше скорости топлива. Такой способ распыливания называют воздушным или пневматическим, так как для дробле­ния топлива используется кинетическая энергия воздуха. На рас­стоянии нескольких миллиметров от отверстия распылителя струя распадается на пленки и капли различных диаметров, в дальнейшем капли могут дробиться на более мелкие. Улучше­ние процесса распиливания увеличивает суммарную поверхность капель и способствует более быстрому их испарению. Средний диаметр капель на выходе из карбюратора ориентировочно мож­но считать равным 100 мкм.

Распыливание топлива в карбюраторе интенсифицируется

119

при увеличении скорости воздуха в диффузоре, и, наоборот, мелкость и однородность распиливания ухудшаются при боль­ших значениях вязкости и коэффициента поверхностного натяже­ния топлива. При запуске карбюраторного двигателя распилива­ния топлива практически нет.

Системы с впрыскиванием осуществляют подачу топлива под давлением, как правило, во впускной трубопровод (центра­льное впрыскивание) или впускные каналы в головке цилиндров (распределенное впрыскивание) (рис. 3.17, б, в).

Для обеих систем мелкость распиливания зависит от давле­ния впрыскивания, формы распиливающих отверстий форсунки и скорости течения бензина в них, а также от вязкости и поверх­ностного натяжения топлива.

В системах впрыскивания бензина наибольшее применение получили электромагнитные форсунки (см. п. 5.1.2), к которым топливо подводится под давлением 0,15...0,4 МПа, что обеспечи­вает получение капель со средним диаметром по Заутеру (см. п.

1. для струйной, штифтовой и центробежной форсунок

220. .400, 200...270 и 50...100 мкм соответственно.

Процесс распиливания топлива происходит и при прохожде­нии жидкой фазой (пленка, капли) сечения между впускным кла­паном и его седлом, а на частичных нагрузках и в щели, образу­емой прикрытой дроссельной заслонкой.

• Образование и движение пленки топлива. Направ­ление движения топлива при выходе его из распылителя карбю­ратора, силы, возникающие при взаимодействии капель с пото­ком воздуха, а также гравитационные силы обусловливают осе­дание частиц на стенках главного воздушного канала, карбюрато­ра и впускного трубопровода. Растекаясь на стенках, капли об­разуют топливную пленку. При достаточно большом количестве пленки с нее потоком воздуха могут срываться капельки топлива, т. е. наблюдаются вторичные процессы образования капель. На пленку топлива воздействуют силы сцепления со стенкой, каса­тельное усилие со стороны потока воздуха, перепад статического давления по периметру сечения, а также силы тяжести и поверх­ностного натяжения. В результате действия этих сил траектория движения пленки приобретает сложный характер. Скорость дви­жения пленки в несколько десятков раз меньше скорости потока смеси.

В карбюраторных двигателях наибольшее количество пленки образуется на режимах полных нагрузок и малой частоты враще­ния, когда скорость потока воздуха, а следовательно, и мелкость распыл ив ан ия топлива сравнительно невелики. На этих режимах количество пленки на выходе из впускного трубопровода может доходить до 25% от общего расхода топлива. При дросселирова­нии двигателя пленка во впускном трубопроводе оказывается меньше из-за вторичного распиливания топлива около дроссель- 120

ной заслонки и повышения температуры внутренней поверхности трубопровода (при жидкостном подогреве).

Количество пленки, образующейся при впрыскивании бен­зина, зависит от места установки форсунки, дальнобойности струи, мелкости распиливания, а при распределенном впрыскива­нии в каждый цилиндр — от момента его начала. Опыты показы­вают, что при любом способе организации впрыскивания в плен­ку высаживается до 60...80% топлива.

• Испарение топлива. Для обеспечения качественного смесеобразования необходимо прежде всего испарить топливо, так как только при одинаковом агрегатном состоянии (однофаз­ная смесь) диффузионные процессы смешения (паров топлива и воздуха) протекают с наибольшей полнотой. До поступления в цилиндр топливовоздушная смесь является двухфазной, так как топливо в ней находится в газовой и жидкой фазах.

С поверхности капель и пленки топливо испаряется при сравнительно небольших температурах. Капли находятся во впускной системе двигателя примерно в течение 0,002...0,05 с. За это время успевают полностью испариться лишь самые мелкие из них.

Низкие скорости испарения капель определяются главным образом молекулярным механизмом переноса теплоты и массы, поскольку большую часть времени капли движутся при незна­чительном обдуве воздухом. Поэтому на испарение капель за­метно влияют мелкость распыливания и начальная температура топлива, влияние же температуры воздушного потока незна­чительно.

Существенную роль играет испарение с поверхности пленки, которая интенсивно обдувается потоком, большое значение для испарения пленки имеет теплообмен со стенками впускного трак­та, поэтому при центральном впрыскивании и карбюрации впуск­ной трубопровод обычно обогревается охлаждающей двигатель жидкостью или отработавшими газами.

В зависимости от конструкции впускного тракта и режима работы карбюраторного двигателя и при центральном впрыски­вании на выходе из впускного трубопровода содержание в горю­чей смеси паров топлива может составлять 60...95%. Процесс испарения топлива продолжается в цилиндре во время тактов впуска и сжатия, к началу сгорания топливо практически испаря­ется полностью.

Особенно интенсивно испаряется пленка с поверхности впускного клапана, однако продолжительность этого испарения невелика, поэтому при распределенном впрыскивании на тарелку впускного клапана и работе двигателя с полным дросселем до поступления в цилиндр испаряется лишь 30...50% цикловой дозы топлива.

При распределенном впрыскивании на стенки впускного

121

канала увеличивается время испарения из-за малой скорости движения пленки и доля испарявшегося топлива возрастает до

50. .70%. Чем выше частота вращения, тем меньше время испаре­ния, а значит, уменьшается и доля испарившегося бензина.

Подогрев впускного трубопровода при распределенном впрыскивании не нужен, так как он не может заметно улучшить смесеобразование, а приведет лишь к снижению наполнения ци­линдров свежим зарядом.

Наихудшие условия для испарения бензина имеют место на режимах холодного пуска и прогрева, когда температуры топ­лива, поверхностей впускного тракта и воздуха малы, а при карбюрации, как отмечалось выше, на режиме пуска к тому же почти отсутствует распыливание топлива.

Доля топлива, испарившегося перед поступлением в ци­линдр, на режимах холодного пуска может уменьшаться до

5. .10%.

ф Неравномерность состава смеси по цилиндрам. Скорости движения воздуха и паров топлива во впускном тракте равны, а скорость капель на 2...6 м/с меньше, чем скорость воздуха. Из-за неодинакового сопротивления ветвей впускного тракта наполнение отдельных цилиндров воздухом может от­личаться, но не более чем на 2.. .4%. Распределение топлива по каналам разветвленного впускного трубопровода, а значит, и по цилиндрам карбюраторного двигателя яли при центральном впрыскивании может характеризоваться значительно большей неравномерностью главным образом за счет неодинакового рас­пределения плевки. Это означает, что и состав смеси в цилиндрах будет неодинаковым.

Степенью неравномерности состава смеси будем называть а,—а

величину Di= • 100%, где а₍— коэффициент избытка воз­

духа в I-м цилиндре; а — коэффициент избытка воздуха смеси, приготовляемой карбюратором. Если, например, А>0, то это означает, что в данном цилиндре смесь более бедная, чем в целом по двигателю. Значение а,- проще всего определить по анализу состава отработавших газов, выходящих из г-го цилиндра. Сте­пень неравномерности состава смеси при неудачной конструкции впускного тракта может достигать величины Д = ±20%, что заметно ухудшает экономические, мощностные и другие показа­тели.

Для более равномерного распределения состава смеси по цилиндрам важно обеспечить возможно более полное испарение топлива до зон разветвления впускного трубопровода. В этой связи, например, улучшение распиливания уменьшает степень неравномерности состава смеси.

Неравномерность состава смеси зависит также от режима

122

работы двигателя. В карбюраторном двигателе или при це­нтральном впрыскивании с ростом частоты вращения улучша­ются распыливание и испарение топлива, поэтому неравноме­рность состава смеси снижается (рис. 3.18, а). Смесеобразование улучшается и при уменьшении нагрузки, что, в частности, вы­ражается в уменьшении степени неравномерности состава смеси (рис. 3.18, б).

Различные фракции бензина выкипают в интервале темпера­тур 35...200 °С, поэтому при смесеобразовании происходит фрак­ционирование бензина, при котором в первую очередь испаряют­ся легкие фракции (они имеют более низкое октановое число), а в каплях и пленке оказываются преимущественно средние и тя­желые. В результате неравномерного распределения жидкой фа­зы топлива в цилиндрах может оказаться не только смесь с раз­ным а, но и фракционный состав топлива (а следовательно, и его октановое число) также может быть неодинаковым. Сказанное относится и к распределению по цилиндрам присадок к бензину, в частности антидетонационных. Вследствие указанных особен­ностей смесеобразования в цилиндры карбюраторных двигателей или при центральном впрыскивании поступает смесь, в общем случае различающаяся по а, составу топлива и его октановому числу.

У двигателей с распределенным впрыскиванием неравномер­ность состава смеси по цилиндрам зависит от качества (идентич­ности) форсунок и дозы впрыскиваемого топлива. В целом при распределенном впрыскивании неравномерность состава смеси

1000 2000 3000 то п,мин~

Bi,% S)

в 10 Л

а 0

■6

Ь

»

-ю

		11					—	■—
					..	2	3 —1.-

10 го SO to 50 60 70 80 30 N_t,%

Рис. 3.18. Изменение степени неравномерности состава смеси в четырехцилиндровом кабюра- торном двигателе в зависимости от: а - частота вращения (полный дроссель), 6 - нагрузки (л=2000 мин"¹); 1, 2, 3 и 4 - цилиндры

123

невелика, наибольшее ее значение имеет место при минимальных цикловых дозах (на режиме холостого хода) и может достигать ±4%, при работе двигателя на полном дросселе неравномер­ность состава смеси не превышает ±1,5%.

2. ОСОБЕННОСТИ СМЕСЕОБРАЗОВАНИЯ В ГАЗОВЫХ ДВИГАТЕЛЯХ

Автомобильные четырехтактные газовые двигатели с искро­вым зажиганием по принципу организации внешнего смесеоб­разования не отличаются от карбюраторных двигателей.

Газовые двигатели работают на сжатых или на сжиженных газах. В обоих случаях топливо в воздушный поток вводится в газообразном состоянии. При внешнем смесеобразовании каче­ство смеси зависит от температуры кипения и коэффициента диффузии газа. По этим показателям газовое топливо имеет преимущество перед бензином, поэтому при работе на газовом топливе н внешнем смесеобразовании обеспечивается формиро­вание практически однородной смеси и исключается образование жидкой пленки на поверхностях впускного тракта. В связи с этим для газовых двигателей подогрев впускного трубопровода не требуется.

Газовоздушная смесь распределяется по цилиндрам равно­мернее, чем безвоздушная.

Внутреннее смесеобразование применяется для двухтактных, а также для больших четырехтактных стационарных газовых двигателей. Качество смесеобразования при этом хуже, чем при внешнем смесеобразовании, но исключаются потери газа с про­дувкой.

3. ВОСПЛАМЕНЕНИЕ И СГОРАНИЕ ТОПЛИВА В ДВИГАТЕЛЯХ С ИСКРОВЫМ ЗАЖИГАНИЕМ

Индикаторный КПД двигателя зависит от полноты, скоро­сти и своевременности сгорания топлива. Чем однороднее и силь­нее турбулизнрована смесь, тем быстрее она горит. О полноте, скорости и своевременности сгорания можно судить, анализируя индикаторную диаграмму, для чего на ней условно выделяют три фазы (рис. 3.19).

А. Первая фаза 6_V начинающаяся в момент проскакивания электрической искры и заканчивающаяся, когда давление в цили­ндре становится в результате выделения теплоты выше, чем при сжатии смеси до ВМТ без сгорания, называется начальной фазой сгорания или фазой формирования фронта пламени. В этот период времени очаг горения, формирующийся в зоне высоких темпера­тур между электродами свечи, постепенно превращается в разви­тый фронт турбулентного пламени. Развитие сгорания в течение этой фазы в основном определяют закономерности мелкомасш- 124

табного турбулентного горе- ния. Доля топлива, сгорающе- го в период в_ь меньше 2..,3%, поэтому индикатор не регист- рирует увеличение давления от- носительно давления сжатия.

На длительность в₁ в градусах ПКВ влияют следующие фак- торы.

• Состав смеси. Наимень- шее значение 0_Г соответствует составу смеси, при котором скорость сгорания имеет на- ибольшее значение («=

= 0,8...0,9). При СИЛЬНОМ обед- Рис. 3.19. Индикаторная диаграмма

нении смеси не только заметно двигателя с искровым зажиганием

увеличивается в„ но и резко (фол - Угол опережения зажигания, 9„

ухудшается стабильность восп- V ш' Ф⁴³¹*¹ “Р⁰¹®⁰⁰» ^сг°Р^ани^

ламенения, ВПЛОТЬ ДО появле- X* - коэффициент выделения тепло-

ния пропусков в отдельных ци- клах.

ф Вихревое движение заряда. Применение винтовых или тангенциальных впускных каналов позволяет создать интенсив­ное вихревое движение заряда в цилиндре, что способствует увеличению мелкомасштабной турбулентности, а это в свою очередь приводит к сокращению длительности d_v

• Степень сжатия. С ростом г увеличиваются температура и давление рабочей смеси, а это способствует повышению нор­мальной скорости сгорания и соответствующему сокращению длительности Q_v По этим же причинам уменьшение угла опереже­ния зажигания приводит к некоторому уменьшению в_{.

• Частота вращения. Опыты показывают, что 0,~п”, где т»=0,5... 1,0. Чем сильнее возрастают мелкомасштабные пуль­сации при увеличении частоты вращения п, тем меньше значение показателя т.

ф Нагрузка двигателя. По мере закрытия дроссельной за­слонки увеличивается относительное количество ОГ и уменьша­ется давление рабочей смеси. Все это приводит к увеличению длительности в_ь а также к ухудшению стабильности воспламене­ния.

• Характеристики искрового разряда. Чем выше пробивное напряжение, длительность и стабильность разряда, тем меньше в₍, поэтому электронные (транзисторные) системы зажигания не­сколько улучшают по сравнению с классическими контактными системами воспламенение и сгорание, особенно на режимах раз­гона или при значительном обеднении смеси.

125

А Вторая фаза б_п называется основной фазой сгорания, ее длительность отсчитывается от конца первой фазы до момента достижения максимального давления в цикле. Длительность 9_П определяется закономерностями крупномасштабного турбулент­ного горения. Максимальная скорость распространения пламени в этой фазе сгорания может достигать 60.. .80 м/с, а доля сгоре­вшего топлива 80...85%. Как показывают эксперименты, 9_а слабо зависит от физико-химических свойств рабочей смеси и только при очень сильном дросселировании наблюдается некоторое уве­личение 9_П. Интенсивность турбулентности заряда в цилиндре пропорциональна частоте вращения, поэтому с ростом и длите­льность второй фазы во времени уменьшается пропорционально изменению длительности всего цикла, т. е. фаза в градусах ПКВ практически не изменяется. Уменьшению длительности в_в способствует расположение свечи зажигания ближе к центру ка­меры сгорания, а также усиление турбулизации заряда.

К моменту окончания второй фазы сгорание не заканчивает­ся, поэтому средняя температура газов продолжает возрастать, достигая максимума в точке 1 (рис. 3.19).

А Третья фаза 9_т, или фаза догорания, начинается в момент достижения максимального давления цикла. В этой фазе смесь горит в пристеночных слоях, где масштабы турбулентных пуль­саций заметно меньше, чем в основном объеме камеры сгорания. Отдельные объемы смеси догорают за фронтом пламени, особен­но когда зона турбулентного горения имеет большую глубину. Идет выделение теплоты и от рекомбинации молекул. Скорость тепловыделения в этой фазе уменьшается, а расширение газов из-за движения поршня к НМТ увеличивается, что одновременно с увеличением теплоотдачи в стенки определяет падение давления в цилиндре. На длительность 6_Ш влияют те же факторы, которые воздействуют на 0_Х, т. е. от которых зависит скорость мелкомас­штабного турбулентного горения. С ростом в увеличивается доля смеси, догорающей в пристеночных слоях и в зазорах между головкой и днищем поршня (в вытеснителях), что оказывает решающее влияние на затягивание третьей фазы. Определить момент окончания этой фазы, характеризующийся концом тепло­выделения, без специальных расчетов и обработки индикаторной диаграммы нельзя.

Опыт показывает, что двигатель с искровым зажиганием работает с максимальным г)_е, когда вторая фаза сгорания рас­полагается примерно симметрично относительно ВМТ. При ра­боте на полном дросселе q_emM достигается, когда основная фаза сгорания заканчивается через 12...15° после ВМТ, при этом 0_Ц=25...3О°.

Основным средством изменения расположения фаз процесса сгорания в цикле является управление углом опережения зажига­ния (р_ол.

126

Скорость тепловыделения в основной фазе определяет интен­сивность нарастания давления dpjd(p, от которой зависит так называемая жесткость работы двигателя.

Выгорание топлива по времени характеризует показанная на рис. 3.19 кривая Xx = QJQtv Коэффициент выделения теплоты х* равен отношению количества теплоты, выделившейся к текущему моменту (Q_x), к теплоте, введенной в цикл с топливом (<2-щ)- Часть теплоты Q_x путем теплопередачи отдается окружающей среде, а основная часть £>_а (активное тепловыделение) расходует­ся на совершение рабочим телом работы {L—J р d V) и увеличение

его внутренней энергии (Д(У_С_Д

Коэффициент активного тепловыделения

9

[pW+tJJ

Таким образом, функция £»=/( <р) характеризует связь между процессом сгорания и использованием в цикле выделившейся теплоты. Коэффициент £„ определяют путем несложных термо­динамических расчетов по индикаторной диаграмме.

Например, на рис. 3.20 показаны результаты расчетного

ВМТ

Рис. 3.20. Изменение р, Т, AU и L в зависи­мости от угла поворота коленчатого вала, (г=9,0; и = 3000 мин^-1; а =1,0; полный дроссель)

127

определения AU, L и К моменту окончания второй фазы сгорания (точка z) выделилось 75% активной теплоты (£„=0,75). Максимальная средняя температура (точка Т_теж) достигается че- рез 12° после точки Z и к этому моменту £_а=£.1шх=0,915, оста- льные 8,5% теплоты 0_ТД теряются на теплопередачу через стенки и на неполноту сгорания. По мере уменьшения нагрузки £_адшх сни- жается и достигается дальше от ВМТ.

4. НАРУШЕНИЯ ПРОЦЕССА СГОРАНИЯ В ДВИГАТЕЛЯХ С ИСКРОВЫМ ЗАЖИГАНИЕМ

• Детонационное сгорание. Часть рабочей смеси, до которой фронт пламени доходит в последнюю очередь, нагревается в ре- зультате поджатая (увеличение давления от сгорания) до тем- ' пературы, превышающей температуру самовоспламенения. Не- смотря на это, при нормальном сгорании самовоспламенение последней порции смеси не происходит, так как для его развития не хватает времени. Если же период задержки самовоспламене- ния окажется настолько коротким, что в последней порции заря- да возникнут очаги воспламенения от поджатая, то такое само- воспламенение может приобретать взрывной характер. При этом возможны возникновение и распространение по заряду ударных волн, которые со своей стороны способствуют самовоспламене- нию хорошо иодготовленной к нему смеси.

Сгорание в цилиндре двигателя с искровым зажиганием последних порций заряда после его объемного самовоспламене- ния, сопровождающееся возникновением ударных волн, называ- ют детонационным. Скорость ударных волн может достигать 1500 м/с, что во много раз превышает скорость распространения фронта турбулентного пламени.

При отражении ударных волн от стенок камеры сгорания возникает звонкий металлический стук, который служит внешним

проявлением детонации. На Индикаторных диаграммах при детонационном сгорании реги- стрируются колебания давле- ния, амплитуда и частота кото- рых зависят от интенсивности детонации (рис. 3.21, а, б). При сильной детонации стуки ста- новятся громче, увеличивается диссоциация продуктов сгора- ния, мощность двигателя пада- ет, а в отработавших газах по- является черный дым.

л ~ сляб&я дбтонзция,’ б * сильная дстонздия) Работа лвйгятйля пои

в - преждевременное воспламенение

а) 5) 6)

ВМТ if ВМТ Ч> ВМТ ip

Рис. 3.21. Индикаторные диаграммы при нарушениях процесса сгорания в двигателе с искровым зажиганием:

128

сильной детонации (рис. 3.21, б) связана с большими тепловыми и механическими нагрузками на ряд деталей, в результате чего могут обгореть хромки поршней и прокладки головки цилинд­ров, а также электроды свечи. Ударные волны разрушают масля­ную пленку на поверхности верхней части цилиндра, и последняя при детонации интенсивно изнашивается. Продолжительную ра­боту двигателя с детонацией допускать нельзя. Детонация явля­ется основным препятствием повышения е и применения наддува для двигателей с искровым зажиганием.

Подавлению детонации способствуют следующие факторы, увеличивающие задержку самовоспламенения последней порции заряда.

• Использование топлив с достаточно высоким октановым числом. Октановое число легких фракций бензина меньше, чем у средних и тяжелых. При интенсивном разгоне автомобиля (быстрое открытие дроссельной заслонки) тяжелые фракции по­ступают в цилиндр с некоторой задержкой, что приводит к появ­лению детонации в начале разгона из-за временного снижения октанового числа топлива, поступившего в цилиндр.

ф Уменьшение угла опережения зажигания. При этом сни­жаются максимальное давление и скорость нарастания давления Ар/Аср цикла, что способствует меньшему поджатаю смеси, нахо­дящейся перед фронтом пламени.

ф Увеличение частоты вращения. В этом случае повышается скорость распространения основного фронта пламени и соответ­ственно становится меньше время развития предпламенных про­цессов в последних частях заряда. С другой стороны, интенсив­ность этих процессов снижается из-за большей концентрации в рабочей смеси ОГ. По этим причинам с ростом п вероятность возникновения детонации снижается.

• Нагрузка двигателя. Дросселирование связано с уменьше­нием давления и температуры в процессе сгорания заряда, а так­же с увеличением у. В результате этого при уменьшении нагрузки склонность двигателя к детонации понижается.

• Конструктивные мероприятия. Уменьшению вероятности появления детонации способствуют снижение б, уменьшение диа­метра цилиндра, усиление турбулизации заряда, улучшение охла­ждения последних порций заряда, уменьшение пути, проходимо­го фронтом пламени от свечи до наиболее удаленных частей камеры сгорания (например, при зажигании от двух свечей).

• Преждевременное воспламенение. Вследствие разогрева от горячей поверхности центрального электрода свечи, голов­ки выпускного клапана, а также от тлеющих частиц нагара воспламенение смеси может возникнуть во время процесса сжа­тия еще до момента появления искры. Воспламенившаяся от накаленных поверхностей (/„>700...800 °С) смесь сгорает затем

5—487

129

с нормальной скоростью, однако момент такого воспламенения оказывается неуправляемым и наступает по мере саморазвития процесса все раньше и раньше. Обнаружить по внешним призна- кам преждевременное воспламенение затруднительно, так как сопровождающие его шумы глухие.

При возникновении преждевременного воспламенения силь- но увеличиваются давление и температура, максимумы которых могут достигаться еще до прихода поршня в ВМТ (рис. 3.21, в), что приводит к уменьшению мощнэсти двигателя н его перегре- ву. Начавшееся преждевременное воспламенение выключением зажигания устранить нельзя, поэтому в таких случаях необходи- мо быстро закрыть дроссельную заслонку, иначе возможен вы- ход двигателя из строя в результате прогара поршня.

Чтобы предупредить появление преждевременного воспла- менения, следует не допускать эксплуатации двигателя со свеча- ми с недостаточно высоким калильным числом.

А Воспламенение от сжатая при выключенном зажигании. В некоторых случаях после выключения зажигания хорошо про- гретый карбюраторный двигатель не останавливается и продол- жает работать на холостом ходу с пониженной частотой враще- ния вала, большой нестабильностью и вибрациями. Это явление имеет место при б >8,5, когда в конце сжатия при невысокой частоте вращения (л=300...400 мин^-1} температура смеси оказы- вается достаточной для самовоспламенения. Для устранения воз- можности работы двигателя с воспламенением смеси от сжатия одновременно с выключением зажигания в некоторых карбюра- торах автоматически прекращается подача топлива через систему холостого хода.

4. ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ НА СГОРАНИЕ В ДВИГАТЕЛЯХ С ИСКРОВЫМ ЗАЖИГАНИЕМ

Для анализа процесса сгорания в двигателях чаще всего используются индикаторные диаграммы. Индицирование двига- телей с искровым зажиганием показывает, что сгорание в после- довательных циклах протекает нестабильно, т. е. их индикатор- ные диаграммы на участках сгорания отличаются (рис. 3.22).

Соответственно от цикла к ци- клу наблюдается разброс зна- чений р_г, dp/d(p, Т_пш и длитель- ности фаз сгорания.

Изменение характеристик индикаторной диаграммы в ста последовательных циклах (в= = 9,0; полный дроссель, а = 1, п=3000 мин^-1) приведено в табл. 3.3.

г

Рис. 3.22. Нестабильность последова­тельных циклов (е=6,2; я= 1500 мин^-1; v а=1,23; полный дроссель)

130

Таблица 33

Ншменованне величины	Значение рг
	минимальное	среднее	мшсямалкное
рг, МПа	38,6	52,5	61,3
К	2520	2720	2800
0t, град	17	15	9
0„, град	30	29	30
Ђamu	0,89	0,874	0,870
т	0,392	0,396	0,37

Основной причиной нестабильности последовательных цик­лов является случайный характер сочетания условий развития начального очага горения (местные значения а и у, интенсивность и масштаб турбулентности в зоне свечи зажигания, параметры искрового разряда). Эта особенность двигателей с искровым зажиганием затрудняет анализ и оценку характеристик процесса сгорания, так как требует правильного выбора для такого анали­за некоторой средней индикаторной диаграммы.

• Угол опережения зажигания <р₀.₃ оказывает большое

Рис. 3.23. Влияние <р_аз на длительность фаз про­цесса сгорания (г=9,5; л=2000 мин^-1; а=1,0; полный дроссель; — - 7, = 0,47)

131

влияние на процесс сгорания (рис. 3.23). Каждому режиму двига- теля соответствует свой наивыгоднейший угол опережения зажи- гания <р„.j.при котором основная фаза процесса сгорания в_а располагается максимально близко к ВМТ и двигатель работает с наилучшей эффективностью, т. е. развивает наибольшую для данного режима мощность и, следовательно, имеет наименьший удельный расход топлива. <р₀.₃.опт зависит от длительности фаз (в первую очередь 0,) процесса сгорания; чем она больше, тем раньше необходимо поджигать смесь. В то же время при увеличе- нии (р₀,₃ возрастает и 0„ что связано с ухудшением условий воспламенения смеси из-за уменьшения ее температуры и давле- ния, а также из-за некоторого снижения энергии искры. Поэтому при большом обеднении смеси или при сильном дросселировании «Р0.3.0ПТ выбирается с учетом требований к стабильности восп- ламенения и сгорания в последовательных циклах, т. е. устанав- ливается <р_{о ъ} < <Ро.₃.<шт- При работе на полном дросселе увеличение ф_0шз связано с опасностью появления детонации из-за роста Pz И ^тах-

Система зажигания обеспечивает автоматическое изменение Ф„.а в зависимости от режима работы двигателя и его температур- ного состояния.

• Состав смеси. Изменение а влияет на количество тепло-

ты и скорость ее выделения при сгорании топлива. Состав смеси оказывает сильное влияние и на токсичность ОГ (см. § 6.1). При а=0,85...0,95 значения Щ, 0_П и sat»* достигают минимума, а Pi, p_z и Pi — максимума (рис. 3.24),

МПа _{так как П}р_И этом в цилиндре вы-

• деляется наибольшее количество

j теплоты, высоки скорость сгора-

ния и значение коэффициента мо- лекулярного изменения. Обедне- ние бензовоздушной смеси сопро- вождается увеличением rj_h но при а> 1,1...1,2 процессы воспламене- ния и сгорания резко ухудшаются и заметно увеличивается неравно- мерность последовательных цик- лов. Газовые топлива, особенно водород, имеют более широкие

Рис. 3.24. Влияние а на длитель- пределы воспламеняемости и по- ность фаз процесса сгорания этому позволяют эффективно (в=8,9; п=3000 мин'¹; полный сжигать сильно обедненные сме- дроссель) _си Например, при использовании

132

в качестве топлива водорода двигатель работает с при а» 2,5 и развивает р_1ша при а «1,0. Значения ос, соответствующие мак­симумам Pi и r}j, зависят от нагрузочного н скоростного режимов работы двигателя. При работе двигателя изменение а обеспечи­вается системой топливоподачи автоматически (см. § 5.1).

• Нагрузка. Дросселирование при неизменном скоро­стном режиме понижает давление цикла и увеличивает у, что ухудшает условия воспламенения, поэтому возрастает 9_V При значительном дросселировании ухудшается и неравномерность последовательных циклов, что вызывает необходимость обога­щения смеси для улучшения ее воспламенения искрой. Ухудшение сгорания на малых нагрузках является большим недостатком двигателей с искровым зажиганием, так как оно влечет за собой перерасход топлива и большие выбросы с отработавшими газа­ми СО и СН.

• Частота вращения. При увеличении п возрастает ско­рость смеси в клапанной щели и при перетекании из вытесни­телей, поэтому усиливается турбулизация заряда. Это в сочета­нии с улучшением смесеобразования приводит к тому, что 9_Пяаconst. Что же касается длительности в_ь то она возрастает, поэтому при увеличении и требуется увеличить <р_{0 3}. С другой стороны, с ростом п несколько затягивается фаза догорания 0_Ш, однако это компенсируется снижением относительной потери теплоты в стенки. В целом с ростом и эффективность сгорания улучшается.

• Форма камеры сгорания. Турбулизация, которая воз­никает в процессе впуска, может быть сохранена или даже усиле­на при перетекании заряда из цилиндра в камеру сгорания в кон­це такта сжатия. Этому способствуют вытеснители, которые представляют собой зазоры между поверхностью головки цилин­дров и днищем поршня. В зависимости от общей конструктивной схемы двигателя камерам сгорания придают различную ком­пактную форму (рис. 3.25), при этом вытеснители обычно рас- полагают так, чтобы усилить турбулизацию заряда в зонах, до которых фронт пламени от свечи доходит в последнюю очередь. Такое расположение вытеснителей способствует ускоренному до­горанию смеси. Площадь вытеснителей обычно не превышает

30. .40% площади поршня, так как при большей величине вытес­нителей относительное количество находящейся в них интенсив­но охлаждаемой и плохо сгорающей смеси оказывается значи­тельным, что приводит к ухудшению тепловыделения и сниже­нию rji.

При выборе места расположения свечи стремятся к тому, чтобы обеспечивалась хорошая очистка зоны свечи от ОГ, для чего к ней направляют часть потока смеси, поступающей через впускной клапан. Кроме того, свечу следует размещать

133

Рис. 3.25. Схемы камер сгорания двигателей с искровым зажиганием: а - полусферическая; б - плосхоовальная; в - клиновая; г - полухлиновая; д - шатровая; 1 -

вытеснитель

возможно ближе к центру камеры сгорания, чтобы сократить путь пламени до наиболее удаленных ее точек.

Например, шатровая камера (рис. 3.25, д) с центральным расположением свечи обеспечивает большую поверхность фрон­та пламени и соответственно высокую скорость тепловыделения. Четыре клапана, размещаемые в такой камере, позволяют полу­чить высокое значение rj, при большой частоте вращения, поэто­му она все чаще применяется в двигателях легковых и спортив­ных автомобилей.

• Степень сжатия. Чем больше в, тем соответственно больше давление и температура рабочей смеси в момент ис­крового разряда, что способствует увеличению его энергии. Вто­рым положительным фактором является снижение у. По этим причинам увеличение в улучшает условия воспламенения смеси

134

(сокращается Qj) и расширяет пределы возможного обеднения смеси. Большие значения давления и температуры в процессе сгорания обусловливают повышение скорости сгорания в основ- ной фазе и приближение ее окончания к ВМТ. Все это приводит к тому, что с ростом в уменьшается <i?_O3._0m, а г/, возрастает. С другой стороны, при больших значениях е возрастает отноше- ние поверхности камеры сгорания к ее объему, а это означает, что количество смеси в пристеночных слоях и в вытеснителях увели- чивается, т. е. доля смеси, догорающей в третьей фазе, будет больше. Главным препятствием увеличению в является детона- ция.

О Расслоение смеси. Теоретически улучшению процесса сгорания должно способствовать расслоение рабочего заряда

таким образом, чтобы в зо- не свечи зажигания была обогащенная смесь, а по мере удаления от свечи она обеднялась. Опыты показа- ли, что в однополостных камерах сгорания обеспе- чить требуемое расслоение на всех режимах очень сложно. Некоторое приме- нение получили разделен- ные камеры с форкамерно- факельным зажиганием (рис. 3.26). В предкамере форкамере) небольшого объема (VJV,_с=0,03...0,2) устанавливаются свеча за- жигания и небольшой впускной клапан, через ко- торый подается сильно обогащенная смесь (гх₂). В основной камере имеется свой впускной клапан, че- рез который в нее поступа-

ет обедненная смесь (а₁>1,5). Факелы активных пламенных га- зов, выбрасываемые из сопловых отверстий форкамеры в основ- ную камеру, обеспечивают надежное поджигание и эффективное сгорание в ней бедной смеси. Такая организация процесса сгора- ния позволяет получить хорошие экономические и мощностные показатели. В то же время двигатели с форкамерно-факельным зажиганием отличаются повышенной сложностью, плохими условиями работы свечи зажигания, неравномерным распределе- нием по цилиндрам форкамерной смеси.

Рис. 3.26. Схема карбюраторного двигате­ля с форкамерно-факельным зажиганием

135

3S. ПРОЦЕССЫ СМЕСЕОБРАЗОВАНИЯ И СГОРАНИЯ В ДИЗЕЛЯХ

1. ВПРЫСКИВАНИЕ И РАСПЫЛИВАНИЕ

• Процесс подачн топлива в дизеле. Характеристи­ки впрыскивания. Для осуществления действительного цикла в конце процесса сжатия (до прихода поршня в ВМТ) топливной системой в камеру сгорания начинает подаваться топливо. Впры­скивание (истечение) топлива в цилиндр происходит из распыли­теля форсунки под действием перепада давлений в канале перед распиливаю щимя отверстиями и в камере сгорания — давления впрыскивания. Проходные (дросселирующие) сечения распыли­теля и давление впрыскивания изменяются в процессе подачи, поэтому будут также переменными скорости истечения и мас­совые (объемные) секундные расходы топлива. Их значения и ха­рактер изменения по времени (градусы поворота коленчатого вала) зависят от конструкции топливной системы, режимов ее работы и свойств топлива.

Для эффективного протекания последующих процессов рабо­чего цикла подача топлива в дизеле должна удовлетворять сле­дующим требованиям.

Необходимо осуществлять впрыскивание топлива в течение строго определенной фазы цикла. Начало подачи, характеризу­емое углом опережения впрыскивания, и конец подачи, завися­щий от продолжительности впрыскивания, должны обеспечивать наиболее полное использование теплоты топлива. Для автотрак­торных дизелей на полных нагрузках углы опережения впрыски­вания 5...30°, а продолжительность подачи топлива 20...45 град ПКВ.

Следует отметить, что не всегда удается обеспечить оптима­льные моменты начала и окончания впрыскивания на всех воз­можных режимах работы дизеля. В этом случае стремятся уста­новить наиболее выгодные (оптимальные) фазы впрыскивания на наиболее часто встречающихся в эксплуатации режимах.

При впрыскивании должно обеспечиваться требуемое качест­во распиливания и распределения топлива в камере сгорания. Это обусловлено тем, что после попадания в камеру сгорания топлива необходимо быстрое протекание последующих физичес­ких и химических процессов: нагревание, испарение, смешение, окисление и др.

Желательно, чтобы изменение объемной скорости подачи топлива в процессе впрыскивания отвечало определенным усло­виям, которые изложены ниже при рассмотрении типов харак­теристик впрыскивания.

Цикловая подача должна соответствовать нагрузочному и скоростному режимам двигателя, при этом необходимо обес­печивать идентичность протекания процесса подачи топлива во

136

всех циклах и во все цилиндры дизеля.

Для оценки параметров процесса впрыскивания и опре- деления количества топлива, поступившего из распылителя, пользуются дифференциальной и интегральной характеристи- ками впрыскивания.

Дифференциальная харак- теристика впрыскивания пред- ставляет собой зависимость объемной (или массовой) ско- рости подачи топлива из рас- пылителя форсунки от времени или угла поворота кулачкового вала топливного насоса высо- кого давления. При анализе ра- бочего цикла двигателя диффе-

ренциальную характеристику впрыскивания строят в зависимо- сти от угла поворота коленчатого вала двигателя (рис. 3.27, кривая Г). По оси абсцисс отложены углы поворота коленчатого вала, по оси ординат — величина объемной подачи топлива на градус угла поворота коленчатого вала (dV_tJdq>); <р_ж._вп, (р_т, <Ро._т — моменты начала, конца, продолжительности и угла опе- режения впрыскивания топлива.

Интегральная характеристика впрыскивания определяет ко- личество топлива, поступившего из распылителя форсунки с на- чала до любого момента подачи. Если обозначить зависимость дифференциальной характеристики впрыскивания от угла пово- рота/^, то впрыснутый объем топлива

V_№= ) f(<p)d<p. (3.12) •

Графически величина V_m представляет собой заштрихован- ную площадь на рис. 3.27, а интегральная характеристика впры- скивания показана кривой 2. При этом по оси ординат отклады- вают объем V_m топлива, поступившего из распылителя. В случае Ф = 9>*..п на интегральной характеристике впрыскивания получим

все количество топлива, поданного в цилиндр дизеля на один

Цикл (V_m— V„), которое называют цикловой подачей. Объем V_a (мм или см³) определяется скоростным и нагрузочным режи- мами работы дизеля. При известной плотности топлива р_Т цик- ловую подачу (мг и г) можно определить из выражения

Сщ=р_т V_a. (3.13)

Рис. 3.27. Дифференциальная (?) и ин­тегральная (2) характеристики впры­скивания

137

dif ' град

dVi. мм*

W'W

Как видно из рис. 3.27, характеристик а впрыскивания позво- ляет определить не только количество топлива, поступившего из распылителя, но также действительные фазы и продолжитель- ность впрыскивания. Кроме того, если известны параметры рас- пиливающих отверстий, то по данным характеристики впрыски- вания и формулам гидравлики можно рассчитать скорости ис- течения и перепады давления, определяющие эти скорости, а так- же кинетическую энергию вытекающей струи. При проведении указанных расчетов процесс впрыскивания разбивают на ряд участков, для которых истечение принимают квазиустановив- шимся и все параметры осредняют.

Рассмотрим наиболее типичные виды характеристик впрыс- кивания (рис. 3.28). У характеристики впрыскивания, приведен- ной на рис. 3.28, а, скорость подачи нарастает монотонно и впрыскивание заканчивается достаточно рюзко. В случае харак- теристики на рис. 3.28, б количество топлива, подаваемого на начальном участке, меньше, чем для характеристик на рис. 3.28, а. Характеристики с малым нарастанием скорости подачи наибо- лее приемлемы для дизе- лей, у которых топливо по-

дается в объем камеры сго- рания. У характеристики впрыскивания (рис. 3.28, в) велика скорость подачи вначале, а также большая часть топлива впрыскива- ется с убывающей скоро- стью. Объем топлива, по- даваемого с нарастающей скоростью, соответствует площади 1, л с убывающей скоростью — площади 2. У характеристики впрыски- вания (рис. 3.28, г) растянут конец подачи, на рис. 3.28, д характеристика впрыски- вания имеет основное (кри- вая 3) и дополнительное (кривая 4) впрыскивания топлива. Наличие дополни- тельного впрыскивания (подвпрыскивания) крайне нежелательно, так как теп- лота топлива, поданного после ВМТ, выделяется на линии расширения и поэто-

■ я dtf (]	град гС
■	Л

г) dv_t„ мм

iif ‘град

<р, град

tp, град

д)

W'tpaf

?, то

Рве. 3.28. Различные виды (а..х>) дифферен­циальных характеристик впрыскивания

138

му используется неэффективно. Увеличивается также дымность ОГ.

• Распиливание топлива. Распиливание струи на мел­кие капли резко увеличивает поверхность жидкости. Отношение поверхностей образовавшегося множества капель к единичной капле той же массы примерно равно корню кубическому из количества капель. Общее количество капель в результате рас­пиливания достигает (0,5...20) • 10^е, что дает увеличение поверх­ности приблизительно в 80...270 раз. Последнее обеспечивает быстрое протекание процессов тепло- и массообмена между кап­лями и воздухом в камере сгорания, имеющим высокую тем­пературу.

• Распад струи топлива и параметры, принятые для характеристики мелкости и однородности распи­ливания. При истечении жидкости через отверстия малых раз­меров в пространство, заполненное газом, происходит распад струи с последующим образованием капель, имеющих различные диаметры.

Рассмотрим распад струй, вытекающих из круглых отвер­стий с различными скоростями. При движении потока в рас­пиливающем отверстии на поверхности жидкости возникают начальные возмущения. При малых скоростях истечения эти возмущения приводят к появлению осесимметричных колебаний, возрастание амплитуды которых разрывает струю с образовани­ем отдельных капель. Рост амплитуды колебаний обусловлен различной силой давления газа на выступы и впадины, образова­вшиеся на внешней поверхности струи. С увеличением скорости истечения струя теряет устойчивость, возникают волновые дефо­рмации ее оси, что приводит к волновому распаду. При истече­нии струи с еще большими скоростями начинается распад с об­разованием большого количества капель непосредственно вблизи распиливающего отверстия. Такой распад струи называется рас­пиливанием. Граница перехода от одной формы распада к другой зависит, следовательно, от скорости истечения, а также от физи­ческих свойств жидкости и начальных возмущений, возникающих в потоке при его движении в распылителе.

В процессе впрыскивания, как это следует из рис. 3.28, ско­рость истечения топлива из распылителя изменяется в широких пределах, поэтому могут иметь место все три вида распада струи. Основным видом распада, при котором происходит дробление на капли большей части подаваемого топлива, является распилива­ние.

У некоторых автотракторных дизелей с разделенными ка­мерами сгорания в топливоподающих системах применяют шти­фтовые распылители. В этом случае топливо вытекает в камеру сгорания через кольцевую щель, образованную поверхностями штифа и корпуса распылителя. Движение этого топлива на

139

начальном участке идет как бы ло поверхности конуса. В резуль­тате колебаний, возникающих на поверхности топлива, и умень­шения толщины пленки из-за увеличения боковой поверхности конуса происходит ее распад с дальнейшим образованием капель различных размеров.

Определяющими в процессе распиливания жидких струй яв­ляются начальные возмущения в потоке топлива, возникающие при его движении в распылителе. Величина начальных возмуще­ний зависит от конструкции распылителя, скорости течения топ­лива в его каналах и дросселирующих сечениях, геометрической формы распиливающих отверстий, остроты их входных кромок и физических свойств жидкости.

Под действием начальных возмущений и сил аэродинамичес­кого сопротивления струя разрывается на отдельные частицы, нити, крупные и мелкие капли. Частицы, двигаясь далее в газовой среде, деформируются под действием аэродинамических сил и сил поверхностного натяжения. Последние способствуют раз­рыву пленок и нитей топлива и образованию капель. Крупные капли, двигаясь с большими скоростями в плотной газовой среде, также начинают деформироваться и под действием сил аэродина­мического сопротивления могут дробиться на более мелкие. Де­формации и распаду капель препятствуют силы поверхностного натяжения и вязкость, поэтому процесс дробления продолжается до тех пор, пока сипы, стабилизирующие каплю, не станут боль­ше сил, вызывающих ее распад.

Скорость движения частиц топлива по сечению струи и в от­дельные моменты впрыскивания различна, отличаются также условия движения частиц струи, пленок, нитей и капель в объеме камеры сгорания. В результате образуется широкий спектр диа­метров капель. Для оценки дисперсности распыливания, получа­емой общей поверхности и количества капель пользуются сред­ними диаметрами. Наибольшее применение находят средне­объемный doб и средний диаметр капель по Заутеру d₃. Средне­объемный диаметр капель используют для оценки мелкости рас­пиливания и фактического количества образующихся капель. Он находится из условия равенства количества капель и сумм объ­емов капель фактических и средних размеров. Средний диаметр капель по Заутеру находится из условия равенства сумм поверх­ностей и сумм объемов капель фактических и средних размеров. Следовательно, средний диаметр капель по Заутеру может быть использован для расчетов нагревания и испарения капель в рас­пыленной струе, так как нагреваемый объем и тепловоспринима­ющая поверхность у фактических и средних капель будут одина­ковыми. Уменьшение величины средних диаметров капель указы­вает на более мелкое распыливание топлива.

Средние диаметры не могут достаточно полно характеризо­

140

вать однородность распиливания. Одно н то же значение среднего диаметра мож- ^д но получить для капель с широким диапа- зоном истинных размеров и для капель, диаметры которых равны среднему диа- метру. Для одновременной оценки мелко- 0JS сти и однородности распылив ания пользуются графическими зависимостя- ми между диаметрами капель и их от- o,s носительным содержанием. Такие зависи- мости называют характеристиками рас- пиливания. При построении суммарных _a?J характеристик распиливания по оси абс- цисс откладывают диаметры капель, а по оси ординат — отношение объема ка- пель, имеющих диаметры от минималь- ного до данного, к объему всех капель.

Это отношение обозначим J2, следовате- р_ис. 3.29. Суммарная льно, для максимального диаметра ка- кривая распиливания и пель суммарный относительный объем кривая частот

капель равен единице. Зависимость £2=

—f(d^) на рис. 3.29 соответствует кривой 1. Чем круче и ближе к оси ординат располагается суммарная характеристика распи- ливания, тем мельче и однороднее распылено топливо. Вместо объемов по оси ординат можно откладывать относительную массу капель.

Характеристики распиливания строят и в виде кривых частот относительных объемов (масс) капель в зависимости от их диаметров (кривая 2 на рис. 3.29). Они получаются диффе- ренцированием суммарных характеристик распиливания. Улуч- шение мелкости и однородности распиливания соответству- ет смещению максимума кривой частот в направлении оси ор- динат и увеличению относительных объемов более мелких ка-

пель.

• Развитие и структура распы- ленной струи топлива.

При впрыскивании возни- кает совокупность движу- щихся капель. Распылен- ную струю обычно харак- теризуют следующими геометрическими разме- рами (рис. 3.30): длина струи топлива L^, шири-

на В_а И угол рассеивания Рис. 3.30. Схема струи распыленного топли- ва

f

				f
			ч
■о,с	3
				' — ■
-0,0
-0,0	1 /
	/у
	У

141

7ст- Развитие струи оценивается также скоростью движения ее переднего фронта и>_ст.

Важное значение имеет структура струи, т. е. распределение топлива в ее поперечных сечениях и по длине. Опыты показыва- ют, что распределение капель в струе, а следовательно, и локаль- ных концентраций топлива весьма неравномерное. Капли, обра- зовавшиеся в начале впрыскивания, встречая плотную неподвиж- ную газовую среду, быстро теряют скорость и в дальнейшем перемещаются лишь в результате движения газа. Последний, получая энергию от капель, начинает двигаться вдоль оси струи. Последующие каяли встречают меньшее сопротивление и имеют большие начальные скорости по выходе из отверстия распыли- теля. Они догоняют и оттесняют заторможенные капли к пери- ферии во внешние слои струи. Эти процессы торможения капель и оттеснения их к периферии происходят непрерывно в переднем фронте в процессе развития струи. В результате в поперечных сечениях струи скорость движения капель н их количество воз- растают по мере приближения к оси струи. На рис. 3.30 показано распределение топлива (кривая 1) и скорости движения частиц (кривая 2) в поперечном сечении струи, там же условно нанесены внешние 3 и внутренние 4 слои распыленной струи.

Все величины, характеризующие развитие струи, изменяются во времени по мере подачи топлива (рис. 3.31). Длина L_CT и ши- рина увеличиваются по мере развития струи. Скорость перед- него фронта на начальном участке резко возрастает, а затем убывает. На среднем участке подачи может наблюдаться нара- стание скорости w_CT, если на этом участке повышается скорость

истечения топлива из распылителя.

ф Влияние раз- личных факторов на мелкость распы- лнвания, развитие и структуру струи. К таким факторам от- носятся параметры впрыскивания (харак- теристика впрыскива- ния и давление распы- ливания), конструктив- ные особенности рас- пылителя, физические свойства топлива и га- зовой среды и режимы

Рис. 3.31. Изменение геометрических парамет- работы ТОПЛИВНОЙ си- ров струи и скорости ее переднего фронта в зави- стемы. сим ости от времени

142

На рис. 3.32 приведены характеристика впрыскивания, мик­рофотографии с отпечатков капель, соответствующие различным моментам подачи топлива, и изменение средних диаметров rfoe и <4, полученных экспериментально. Характеристика впрыски­вания построена в зависимости от угла поворота кулачкового вала насоса. Из рисунка видно, что средние диаметры капель находятся в обратной зависимости от скорости истечения топ­лива. Следовательно, на мелкость и однородность распиливания существенно влияет давление впрыскивания, которое зависит от ряда конструктивных параметров топливной системы (диаметра плунжера, профиля топливного кулачка, суммарной площади распиливающих отверстий и др.), ее регулировок и режимов работы. Поэтому, например, распиливание зависит также от силы предварительной затяжки пружины форсунки, определя­ющей давление начала впрыскивания топлива р^. С ростом />фо распиливание топлива улучшается. Давление может сни­жаться при эксплуатации, что ведет к увеличению диаметров капель.

В проходных сечениях распылителя возникает турбулизация потока топлива. Увеличение энергии вихрей и турбулентных пульсаций способствует дроблению струи и улучшает мелкость и однородность распиливания, а также увеличивает угол рассе­ивания струи топлива. Поэтому распиливание улучшается при более острой входной кромке у распиливающего отверстия.

Рис. 3.32. Изменение объемной подачи топлива, и средних диаме­тров капель в процессе впрыскивания

143

В процессе эксплуатации происходит сглаживание входных кро­мок. В результате мелкость распыливания несколько ухудшается. На распиливание влияет также отношение длины /_с распилива­ющего отверстия к его диаметру сЦ. Более мелкое распиливание

1с

получается при — = 3...4. У отверстий с большей длиной успевают

затухать возмущения, создаваемые в потоке входной кромкой. В случае коротких отверстий уменьшается турбулизация потока при его движении в самом отверстии.

Один из основных факторов, определяющих длину струи,— кинетическая энергия топлива, вытекающего из распылителя. Она зависит от массы топлива и скорости истечения, которые определяются формой характеристики впрыскивания (или давле­нием распиливания) и проходным сечением распиливающего отверстия, поэтому характеристика впрыскивания существенно влияет на развитие и длину струи топлива. Чем резче нарастает скорость подачи в начале впрыскивания, тем больший путь будет проходить струя на этом участке.

Конструкция распылителя оказывает существенное влияние на распыленную струю топлива. У многоструйного распылителя при истечении из цилиндрического отверстия наибольшая кон­центрация топлива будет на оси струи. Штифтовой распылитель дает полую струю с наибольшей концентрацией топлива на ее боковой поверхности. Угол рассеивания струи в случае миого- сгруйного распылителя может изменяться незначительно в зави­симости от отношения длины отверстия 1_С к его диаметру <4- У штифтового распылителя этот угол можно изменять в широ­ких пределах, уменьшая или увеличивая угол конуса на концевой части штифта. Увеличение угла рассеивания струи снижает ее длину.

Увеличение диаметра распиливающих отверстий при неиз­менном их общем эффективном проходном сечении, равном про­изведению коэффициента расхода отверстия д. на их суммарную площадь /_с const), у многоструйных распылителей приво­дит к увеличению длины струи. Это объясняется увеличением массы и, следовательно, кинетической энергии вытекающего топ­лива. Количество распиливающих отверстий и соответственно струй топлива при этом сокращается. В случае засорения или закоксовывания распиливающего отверстия уменьшается коли­чество топлива, поступающего через него, и сокращается длина распыленной струи.

Из физических свойств топлива наибольшее влияние на мел­кость и однородность распиливания оказывает вязкость. Вяз­кость уменьшает возмущения в потоке при его движении в рас­пылителе, с увеличением вязкости мелкость и однородность рас-

144

пыливания ухудшаются. Силы поверхностного натяжения пре­пятствуют распаду струй и капель, но способствуют дроблению пленок и нитей, поэтому влияние этих сил менее значительно. С увеличением вязкости и сил поверхностного натяжения умень­шаются угол рассеивания и ширина струи и увеличивается ее длина. Плотность топлива мало влияет на параметры распили­вания. Длина струи с увеличением плотности топлива при прочих равных условиях увеличивается. На параметры распыливания и развитие струи влияет вид топлива, а при пуске дизеля — тем­пература окружающей среды. При снижении последней возраста­ет вязкость топлива, находящегося в топливной системе, что ухудшает мелкость и однородность распиливания, пока двига­тель не будет прогрет.

Физическое состояние заряда в камере сгорания к моменту впрыскивания топлива характеризуется следующими величина­ми: давлением в начале впрыскивания (2,5...5,0 МПа), температу­рой (750...1000 К), плотностью газов в камере сгорания, превы­шающей плотность окружающей среды в 12...30 раз. Температу­ра и давление в камере после начала видимого сгорания резко возрастают.

Повышение плотности газовой среды, в которую впрыскива­ют топливо, увеличивает аэродинамическое сопротивление дви­жению капель, что способствует распаду струи и дроблению крупных капель. Однако при повышении плотности газовой сре­ды капли быстрее тормозятся и могут не успевать достичь не­устойчивой формы. Такие капли дробиться не будут, так как при снижении их скорости силы аэродинамического сопротивления станут меньше сил, создаваемых поверхностным натяжением, препятствующим деформации капель. Опыты показывают, что с повышением плотности газовой среды мелкость распыливания изменяется незначительно. Существенное влияние плотность га­зовой среды оказывает на длину, угол рассеивания и ширину струи. С повышением плотности среды резко снижается длина струи (из-за увеличения сил аэродинамического сопротивления). Одновременно в случае многоструйных распылителей при умень­шении длины увеличивается угол рассеивания струи и выравнива­ется распределение топлива в ее поперечных сечениях.

При использовании штифтового распылителя повышение плотности газовой среды приводит к уменьшению угла рас­сеивания и ширины струи топлива. Объясняется это тем, что в случае штифтового распылителя струя внутри заполнена газом, который подсасывается в оболочку струи. В результате давление на внутреннюю поверхность становится меньше, чем на внеш­нюю, и струя сжимается. Эффект сжатия возрастает с уве­личением давления газовой среды. Для многоструйных распы­лителей рост температуры газовой среды при сохранении ее плотности постоянной, как показали опыты, несколько снижает

145

Рис. 3.33. Изменение скорости w„ переднего фронта и длины Ь„ струи на различных режимах работы топливной системы дизеля ЯМЗ-236

(Рпр МПа);

а - при постоянной цикловой подаче Г_в= 115 мм³; б - при постоянной частоте вращение кулачкового вала; 1 - 1050 мин^-1, 2 - п*=850 мии'³, 3 - я,=550

мин^-*, 4 - Рд=80мм^э, J - Кд==30 мм³

длину распыленной струи топлива. Наличие движения заряда в камере сгорания дизеля может в значительной степени влиять на развитие и структуру распыленной струи топлива.

Увеличение частоты вращения кулачкового вала насоса при­водит к повышению давления впрыскивания и скорости истече­ния топлива из распылителя. В результате распыливание стано­вится более мелким и однородным. Повышение кинетической энергии струи при истечении из распылителя приводит с ростом скоростного режима к увеличению длины струи. Сравнение дли­ны и скорости продвижения переднего фронта струи для различ­ных частот вращения приведено на рис. 3.33, а. Как видно из рисунка, увеличение частоты вращения кулачкового вала насоса в два раза (с 550 мин^-1, кривая 3, до 1050 мин^-1, кривая 1) к моменту т= 1 мс увеличивает продвижение переднего фронта в 2,5 раза.

На рис. 3.33, б показано влияние изменения цикловой подачи на длину струи и скорость движения ее переднего фронта. Дан­ные относятся к топливной системе, у которой при увеличении цикловой подачи V_a начало впрыскивания остается почти посто­янным, конец впрыскивания наступает позже, продолжитель­ность впрыскивания возрастает. Можно отметить, что на началь­ном участке т<0,4 мс увеличение цикловой подачи мало влияет на продвижение переднего фронта струи. В дальнейшем по мере

146

развития процесса впрыскивания с увеличением У_ц расхождения между кривыми длин струй и скоростей движения их передних фронтов нарастают. Объясняется это тем, что с ростом V_a на начальном участке давление впрыскивания топлива увеличивает­ся незначительно. Соответственно незначительно увеличиваются скорость истечения топлива и кинетическая энергия на этом участке. Однако общий запас кинетической энергии струи воз­растает с увеличением цикловой подачи, что приводит далее к расхождению кривых I» и w_CT.

Поскольку с увеличением цикловой подачи растет давление впрыскивания, распыливание топлива становится более мелким и однородным. Сопоставление данных на рис. 3.33 показывает, что на динамику развития струи большее влияние оказывает изменение скоростного режима, чем изменение цикловой подачи.

2. СМЕСЕОБРАЗОВАНИЕ

В дизелях смесеобразование происходит внутри цилиндра. Существуют также двигатели с комбинированным смесеобразо­ванием, например газодизели, в которых основная часть топлива, обычно газ, бодается через впускную систему, а небольшая по­рция дизельного топлива впрыскивается в цилиндр и обеспечива­ет воспламенение.

Процессы смесеобразования в дизелях включают в себя рас­пиливание топлива и развитие топливного факела, прогрев, ис­парение, перегрев топливных паров и смешение их с воздухом.

Смесеобразование начинается практически в момент начала впрыскивания топлива и заканчивается одновременно с концом его сгорания. Развитие и совершенство смесеобразования опреде­ляется характеристиками впрыскивания и распиливания, скоро­стями движения заряда в камере сгорания, свойствами топлива и заряда, формой, размерами и температурами поверхностей камеры сгорания, взаимным направлением движения топливных струй и заряда. Степень влияния отдельных факторов зависит от типа камеры сгорания.

• Объемное смесеобразование. Если топливо распили­вается в объеме камеры сгорания и лишь небольшая часть его попадает в пристеночный слой, то смесеобразование называют объемным. Оно осуществляется в однополостных (неразделен­ных) камерах сгорания, имеющих малую глубину и большой диаметр, характеризуемый безразмерной величиной — отноше­нием диаметра камеры сгорания к диаметру цилиндра: <4._с//) = 0,75...0,85. Такая камера сгорания располагается обычно в поршне, причем оси форсунки, камеры сгорания и цилиндра совпадают (рис. 3.34, е). При объемном смесеобразовании про­грев и испарение топлива происходят в основном за счет энталь-

14-7

Рис. 3.34. Камеры сгорания в поршне: а - полусферическая типа дизелей ВТЗ; б - типа четыреитаггных дизелей ЯМЗ я АМЗ, е - тала ЦНИДИ; г - типа дизелей «МАН»; д - типа «Дойтц»; е - типа «Гесоельман»; ж - типа дизелей «Даймлер-Бенц»; ^ ₃ - вадпоришевой зазор

пии части заряда, охваченной струями топлива. Скорость испаре­ния зависит от упругости паров топлива, а последняя помимо свойств топлива определяется температурным режимом испаре­ния, поэтому большое значение имеет распределение топлива в объеме сжатого заряда.

Важное значение имеет поверхность топливных струй, через которую происходит диффузия паров топлива в окружающий воздух. Угол рассеивания топливных струй обычно не превышает 20°. Для обеспечения полного охвата струями всего объема каме­ры сгорания и использования воздуха число распыливающих отверстий форсунки теоретически должно быть i_c=360/20= 18.

Величина проходного сечения распыливающих отверстий Ус определяется типом и размерами дизеля, условиями перед впускными органами. Она существенно влияет на продолжитель­ность и давление впрыскивания и ограничена условиями обес­печения хорошего смесеобразования и тепловыделения. Поэтому при большом количестве распыливающих отверстий их диаметр должен быть небольшим. Изготовить точно отверстия малого

148

Рис. 3.3S. Схемы, иллюстрирующие методы создания в процессе впуска вращательного движения заряда в цилиндре: а - тангенциальный впускной хавал и эпюра изменения тангенциальной схоросги движения заряда вдоль диаметра цилиндра; 6 - винтовой канал; в - клапан с экра­ном; г - жрав на седле клапана; д - тангенциальные продувочные окна и эпюра изменения тангенциальной составляющей скорости движения заряда вдоль диамет­ра двухтактного дизеля

диаметра трудно. Сложна также эксплуатация дизеля с распыли- телями, имеющими малый диаметр сопловых отверстий. Кроме того, интенсивнее происходит уменьшение проходного сечения распыливающих отверстий из-за отложения на их поверхности кокса, поэтому целесообразно применение меньшего, чем 18, ко- личества отверстий. При этом для полного сгорания топлива воздух приводится во вращательное движение тем более интен- сивно, чем меньше количество распыливающих отверстий, так как в этом случае заряд за характерный промежуток времени, принимаемый обычно равным продолжительности впрыскивания топлива, должен повернуться на больший угол. Достигают этого применением винтового или тангенциального впускного каналов, а также экранированием впускного клапана или его седла (рис.

35. а...г). Если ось потока воздуха, поступающего в цилиндр, не пересекает оси цилиндра, то создается вращательное движение всего заряда. Тот же эффект в случае двухтактных дизелей до- стигается тангенциальным направлением осей продувочных окон (рис. 3.35, д).

Для четырехтактных дизелей наиболее эффективно исполь- зование винтовых каналов. Определенные трудности при этом связаны с обеспечением идентичности формы и расположения винтовых каналов в процессе производства. При эксплуатации следует принимать меры к предупреждению накопления замет- ных отложений на стенках каналов.

Показанный на рис. 3.36, а характер перетекания заряда из полости над вытеснителем в собственно камеру сгорания при подходе поршня к ВМТ обусловлен взаимодействием сил вытес- нения заряда, центробежных сил и сил инерции. Сложение скоро- стей вращательного движения, созданного при впуске, и вытесне- ния при сжатии вызывает

движение заряда, схемати- чески показанное на рис. 3.36, б. Процесс перетекания связан с определенными по- терями энергии, которые тем больше, чем больше ис- ходная энергия вращатель- ного движения заряда при впуске и меньше отношение dtJD. В результате перете- кания заряда в камеру ско- рость его вращения увеличи- вается. Из-за отмеченных потерь энергии ее увеличе- ние происходит в меньшей степени, чем следует из зако-

Авижеиие поршня

Рис. 3.36. Схемы перетекания и движения заряда в камере сгорания: а - перетекание вращающегося заряда из надпо- ршневого пространства в камеру сгорания; б -

пространственное движение заряда в сгорания

150

на сохранения момента количества движения, однако ускорение вращения заряда больше при меньших значениях d^JD. Уско- рение вращения заряда при вытеснении его в камеру сгорания типа «Гессельман» невелико, так как диаметр этой камеры сгора- ния лишь незначительно меньше диаметра цилиндра (см. рис.

34. ё).

Заряд в цилиндре и камере сгорания движется по сложным пространственным траекториям. На характер движения заряда влияет переменная скорость перемещения поршня и перетекания заряда из объема над вытеснителем. Наибольшее влияние на процессы объемного смесеобразования оказывает тангенциаль- ная составляющая скорости заряда направленная по касатель- ной к окружности камеры сгорания. Другие составляющие малы, и их влияние невелико. На рис. 3.35, а, д иллюстрируется харак- тер изменения тангенциальной составляющей скорости заряда вдоль диаметра цилиндра. В пределах камеры сгорания (см. рис.

34. а) величина га, растет от центра к периферии, т. е. заряд вращается «как твердое тело». Над вытеснителем ш, убывает к периферии.

Создание вращательного движения заряда при впуске приво- дит к снижению rj_t. Увеличение максимального значения танген- циальной скорости to_lmai вызывает уменьшение т]„ более интен- сивное при больших «4 с. (рис. 3.37).

При большом отношении d^jD (см. рис. 3.34, е) имеет место

малое ускорение вращения заряда при вытеснении его в камеру сго- рания, поэтому, чтобы избежать значительного падения наполне- ния (из-за создания сильного вих- ря при впуске), используют отно- сительно большое количество распиливающих отверстий

(6... 10). В рассматриваемом слу- чае наибольшее значение скоро- сти движения заряда не превыша- ет 12.. .15 м/с.

Рассеивание струй топлива вращающимся зарядом (рис. 3.38, б, в) заметно влияет на объем и поверхность факела и динамику их изменения во времени. Так как теплообмен между зарядом и то-

пливом происходит преимущественно в объеме факела, то тем самым ускоряются прогрев и испарение топлива. Пары топлива диффундируют в направлении поверхности струй, где концент- рация топлива меньше, чем в ядре. Интенсивность смешения

Рис. 3.37. Взаимосвязь между ко­эффициентом наполнения и макси­мальным значением тангенциаль­ной составляющей скорости движе­ния заряда:

1 - dfJD—0,5; 2 - 4^0=0,693

151

Рис. 3.38. Развитие топливных струй: а - в неподвижном заряде; б- в заряде, движущемся со сторостью IS м/с; в - то же, 35 м/с

паров топлива в воздуха в большой мере определяется поэтому поверхностью топливных струй. Важную роль играет тепломас­сообмен около переднего фронта струй. На начальный период смесеобразования положительное влияние оказывает: направлен­ное турбулентное движение заряда. Турбулизация заряда поло­жительно действует и на заключительной фазе смесеобразова­ния — при догорании топлива. Связано это с тем, что при недо­статке кислорода турбулентные пульсации повышают вероят­ность соприкосновения окислителя и продуктов неполного окис­ления и распада топлива.

После начала горения движение заряда способствует сносу продуктов сгорания с поверхности крупных капель и обеспечива­ет подвод к ним окислителя. При объемном смесеобразовании, очевидно, должен существовать оптимум: направленной скорости движения заряда. При чрезмерном ее значении мелкие капли, пары топлива и продукты сгорания из объема одной струи могут движением заряда переноситься в объем соседней струи, приводя к ухудшению смесеобразования. Чрезмерно интенсивный вихрь может также быть причиной недостаточного проникновения ка­пель топлива в объем заряда. Эти явления называют перезавих- риванием.

Еще до начала интенсивного тепловыделения капли топлива должны проникнуть на периферию камеры сгорания, где сосре­доточена наибольшая часть воздуха. Обеспечить это трудно из-за малого времени, отводимого для развития струй, и малого диа­метра распыливающих отверстий. Поэтому в дизелях с объем­ным смесеобразованием и частотой вращения до 3000 мин^-1 наилучшие показатели обеспечиваются при величине давления впрыскивания, доходящей до 150.. .200 МПа. Такое давление лег­ко получить применением насосов — форсунок. Их использова­

152

ние, однако, связано с усложнением конструкции в эксплуатации дизеля (в частности, трудно обеспечить равномерную подачу топлива по отдельным цилиндрам). При разделенных системах тошшвоподачи (см. п. 5.2.1) предельно достижимые и допусти­мые значения давления впрыскивания обычно не превышают

80. .100 МПа. Ограничения здесь обусловлены усилиями, дейст­вующими на детали топливной аппаратуры, и искажающим вли­янием объемов топлива в системе на характеристику впрыскива­ния, а также появлением крайне нежелательных подвпрыскива- ний топлива, связанных с колебательными процессами в топли­вопроводах высокого давления.

• Комбинация объемного и пристеночного смесе­образования. Такое смесеобразование получается при меньших диаметрах камеры сгорания, когда часть топлива достигает ее стенки и концентрируется в пристеночном слое. Часть этого топлива непосредственно соприкасается со стенкой камеры сго­рания. Другая часть капель топлива располагается в погранич­ном слое заряда. Попадание топлива в пристеночный слой суще­ственно изменяет скорость смесеобразования до начала сгорания из-за низких температур и малой турбулентности заряда в этой зоне, уменьшения скорости испарения топлива и смешения его паров с воздухом. В результате снижается и скорость тепловыде­ления в начале сгорания. После появления пламени скорости испарения и смешения резко возрастают. Поэтому подача части топлива в пристеночную зону не затягивает завершения сгора­ния, если температура стенки в местах попадания на нее струй находится в пределах 200...300 °С.

При £4^-0 = 0,5.. 0,6 (см. рис. 3.34, а, б, ж) к :зязи со значи­тельным ускорением вращения заряда при перетекании его в ка­меру сгорания удается использовать 3...5 распиливающих отвер­стий достаточно большого диаметра. Значение тангенциальной составляющей скорости движения заряда достигает 25...30 м/с. Максимальные значения давлений впрыскивания, как правило, не превышают 50...80 МПа.

В случае применения меньших отношений d_K/D удается су­щественно снизить усилия в деталях топливной аппаратуры, а следовательно, повысить ее износостойкость и надежность. Неоптимальное соотношение между скоростью переднего фрон­та топливной струи и тангенциальной составляющей скорости заряда вблизи стенки камеры сгорания при более высоких значе­ниях давления впрыскивания может приводить к образованию в зоне попадания струй на стенку переобогащенной жидким топливом смеси, которая не успевает сгореть вблизи ВМТ.

Уменьшение отношения d^jD вносит ряд других изменений. Появляются возможности смещения оси камеры сгорания и рас­пылителя от оси цилиндра, увеличения размера впускного

153

клапана и обеспечения высокого наполнения при одном впускном клапане.

Нередко для рассматриваемых камер сгорания форсунки располагают наклонно н выносят из-под крышки головки цилин­дра. При этом облегчаются установка и снятие форсунки в про­цессе эксплуатации. В случае смещения распылителя с оси каме­ры сгорания и наклонной установки форсунки оси отдельных распыливающих отверстий располагаются под разными углами к оси распылителя. В этом случае, чтобы обеспечить правильное положение струй в камере сгорания, необходима фиксация рас­пылителя относительно корпуса форсунки и корпуса форсунки относительно камеры сгорания. При наклонном расположении форсунки углы поворота струй топлива при входе в отверстия неодинаковы, поэтому отличается и подача топлива через них.

Важное значение в рассматриваемых камерах приобретают радиальные составляющие скорости перетекания заряда из объ­ема над вытеснителем в камеру сгорания, преобразующиеся в осевые, т. е. направленные вдоль оси цилиндра. Перетекающий заряд захватывает пары, мелкие калли, продукты сгорания и пе­реносит их в глубь камеры сгорания. На такте расширения во время обратного перетекания заряда из камеры часть несгоре­вшего топлива переносится в пространство над вытеснителем, где имеется еще не использованный для сгорания воздух. Послед­ний, однако, не полностью участвует в процессе окисления. По­этому стремятся уменьшить до минимума объем заряда, находя­щегося в пространстве между поршнем (при положении в ВМТ) и головкой цилиндра, доводя высоту его (см. рис . 3.34, а) до 0,9... 1 мм. При этом важной оказывается стабилизация зазора зри изготовлении и ремонте дизеля. Положительные результаты обеспечивает также минимизация зазора между головкой поршня и гильзой и уменьшение расстояния от днища поршня до первого компрессионного кольца.

Следует отметить, что в случае малых d^D при прочих равных условиях большим оказывается количество воздуха, со­средоточенного в зазоре между вытеснителем поршня и головкой цилиндра, что приводит к менее полному использованию воздуха для сгорания топлива и снижает величину наибольшей нагрузки, которую может преодолеть дизель. Долю воздуха, участвующего непосредственно в сгорании, можно охарактеризовать в первом приближении отношением V_tJ V_c, где — объем части камеры сгорания, расположенный в поршне. Увеличению этого отноше­ния кроме отмеченных выше мероприятий способствует ликвида­ция или уменьшение глубины выточек под клапаны на днище поршня, достигаемое рациональным выбором фаз работы газо­распределения и профиля кулачков распределительного вала, а также применением рациональной конструкции газового стыка.

154

ф Пристеночное смесеобразование. В ряде конструк­ций камер сгорания почти все топливо направляется в пристеноч­ную зону, т. е. имеет место пристеночное смесеобразование. При таком смесеобразовании камера сгорания может быть располо­жена соосно с цилиндром, а форсунка смещена к ее периферии. Одна или две струи топлива направляются либо под острым углом на стенку камеры сгорания, имеющей сферическую форму (см. рис. 3.34, г), либо вблизи и вдоль стенки камеры сгорания (см. рис. 3.34, д). В обоих случаях заряд приводится в достаточно интенсивное вращательное движение (тангенциальная скорость движения заряда достигает 50...60 м/с), способствующее распро­странению топливных капель вдоль стенки камеры сгорания.

Согласно одной из гипотез, в вихревом заряде осуществляет­ся сепарация рабочей смеси. Менее плотные продукты сгорания переносятся в центр камеры сгорания, а более плотный воздух из центральной части камеры сгорания — к периферии, где сконцен­трировано топливо, обеспечивая его постепенное и полное окис­ление. Осуществляется так называемое термическое смесеобразо­вание*. Многочисленные опыты показали, что при таком механи­зме смесеобразования количество ТВС, подготовленной к быст­рому сгоранию, уменьшается, горение сопровождается малыми скоростями нарастания давления в цилиндре, дизель работает «мягко» и менее шумно. Кроме того, он оказывается в большей степени приспособленным к работе на топливах различного фра­кционного состава, в частности на бензине.

При впрыскивании топлива из-за затрат теплоты на его испарение существенно снижается температура заряда (до

150. .200 °С по осям струй). Это затрудняет воспламенение топ­лива вследствие уменьшения скорости химических реакций, пред­шествующих возникновению пламени. В случае использования легких топлив, имеющих высокую температуру воспламенения и нередко большую теплоту парообразования, снижение тем­пературы в объеме факела может привести к увеличению периода задержки воспламенения х_и в результате чего г, окажется больше продолжительности впрыскивания топлива и тогда почти вся порция топлива будет участвовать в быстром сгорании. При этом скорости нарастания и максимальные значения давления в цилиндре будут недопустимо высоки. Возможны случаи, когда воспламенение становится нерегулярным или вовсе прекращает­ся. Попытка добиться надежного и быстрого воспламенения увеличением е создает опасность уменьшения длины топливных струй из-за большой плотности заряда, особенно в случае камер сгорания с большим d^D.

‘Соответствующие принципы применимы в определенной мере и к рас­смотренным ранее камерам сгорания.

155

При впрыскивании в пристеночный слой в объем горячего заряда попадает, по предположениям, всего 5... 10% топлива. Основная часть топлива при этом «инертна» в связи с тем, что она сосредоточена у стенки в малом объеме заряда. Предполага­ется, что первоначально воспламеняется именно часть топлива, попавшего в объем заряда. В дальнейшем по мере испарения и смешения с воздухом сгорание распространяется на основную часть топлива, направленную в пристеночный слой. Однако впрыскивание в пристеночный слой и особенно непосредственно на стенку затрудняет пуск из-за низкой температуры стенок непрогретого дизеля. Существенное улучшение воспламеняемо­сти низкоцетановых топлив обеспечивается при увеличении е, которую у специальных многотопливных дизелей приходится повышать до 26. Для камер с пристеночным смесеобразованием опасность впрыскивания с недостаточной длиной топливных струй существенно меньше, чем в случае камер с объемным смесеобразованием. Поэтому повышение е не вызывает ухудше­ния смесеобразования.

Разработаны конструкции двигателей, в которых сочетаются методы внутреннего смесеобразования и воспламенения от ис­крового разряда. В частности, предложено использовать искро­вое зажигание в камерах с пристеночным смесеобразованием. Таким образом достигается возможность снижения степени сжа­тия, использования топлив вплоть до высокооктановых бензинов и спиртов при малых величинах р₇ и dpjd<p.

При пристеночном способе смесеобразования требуется ме­нее тонкое распыление топлива. Максимальные величины давле­ния впрыскивания не превышают 40...45 МПа. Используют одно- два распыливающих отверстия большого диаметра.

Обычно считают, что в камере сгорания ЦНИДИ (см. рис.

34. в) осуществляется комбинированное объемно-пристеночное смесеобразование. С камерами, в которых осуществляется при­стеночное смесеобразование, камеру ЦНИДИ сближают срав­нительно малый путь струй до попадания на стенку и подача струй на стенку под острым углом. В случае малоразмерных дизелей первые порции впрыскиваемого топлива быстро долета­ют до пристеночного слоя, что уменьшает количество ТВС, подготовленной за период задержки воспламенения к быстрому сгоранию. Это способствует «мягкой» работе дизеля с малыми скоростями нарастания давления.

В камере ЦНИДИ при впуске не создается вращательного движения заряда*. Заряд приводится в движение при вытеснении его из надпоршневого пространства в камеру сгорания, диаметр

•За последние годы появились дизели с камерой сгорания, по форме близкой к камере ЦНИДИ, в которых используется вихрь, создаваемый при впуске заряда в цилиндр.

156

горловины которой составляет около 0,35D. При этом в камере сгорания создается вихрь, ось которого расположена в плоско­сти, перпендикулярной плоскости чертежа. Скорость движения заряда достигает 40...45 м/с. Отличительная особенность смесе­образования — встречное движение струй топлива и заряда, вы­тесняемого из надпоршневого пространства, что способствует увеличению количества топлива, взвешенного в объеме камеры сгорания, и сближает этот процесс с объемным смесеобразовани­ем. При использовании камеры ЦНИДИ применяют 3 — 5 со­пловых отверстий. Параметры впрыскивания топлива близки к тем, которые имеют место в камерах сгорания типа ВТЗ и ЯМЗ (см. рис. 3.34, а, 6).

Недостатки камеры ЦНИДИ, так же как камер сгорания с пристеночным смесеобразованием,— большая высота головки поршня из-за значительной глубины камеры сгорания, высокая тепловая напряженность головки цилиндра, поршня и особенно горловины камеры сгорания, а также малое значение V_xc/V_c, что требует применения больших избытков воздуха. В камере ЦНИ­ДИ расположение форсунки по высоте оказывает влияние на соотношение между порциями топлива, попавшими на стенку и в объем, и экономичность дизеля. Поэтому не допускается изменение расположения форсунки при переборках дизеля в про­цессе эксплуатации.

• Смесеобразование в разделенных камерах сгора­ния. Разделенные камеры сгорания состоят из вспомогательной И основной полостей, соединенных горловиной. В настоящее время применяют в основном вихревые камеры сгорания и пред­камеры. Наименование вспомогательной камеры здесь распрост­ранено на всю камеру сгорания. Принципиально различен для рассматриваемых камер сгорания характер движения заряда в дополнительной камере (рис. 3.39). В случае вихревой камеры сгорания ось соединительной горловины направлена по касатель­ной х внутренней поверхности сферической или цилиндрической вихревой камеры сгорания (рис. 3.39, а, б). Поэтому в них созда­ется направленное вихревое движение заряда. Скорость перетека­ния заряда через горловину и близкая к ней максимальная ско­рость движения заряда в вихревой камере достигают 100...200 м/с в зависимости от относительной величины объема вихревой ка­меры сгорания (V_ajJV_c) и относительной величины проходного сечения горловины (f_rlF^ (F„ — площадь поршня). Топливо впрыскивается штифтовым распылителем в направлении, пока­занном на рис. 3.39, а.

Иногда для облегчения запуска применяют два неодинако­во расположенных (относительно иглы) распыливающих отвер­стия, причем одно из них подает топливо в зону объема заря­да с наибольшей температурой (рис. 3.39, б). Особенно велика

157

Рис. 3.39. Разделенные камеры сгорания: а - вихревая (на верхней проекции показано направление перетекши* заряда из основной полости в вихревую камеру при ссатаи, на важней - из вихревой камеры в основную при расширении); 6 - вихревая и распылитель типа «Пинтакс» со вспомогательным пусковым распиливающим отверстием; «- предкамера; г - предкамера малого перепада давления дизеля «MWM»

доля топлива, подаваемого через это отверстие на пусковом ре- жиме.

Движущимся зарядом топливо, поступающее из форсунки, отжимается к стенке вихревой камеры сгорания. Таким образом, и здесь имеют место элементы пристеночного смесеобразования. Нижнюю часть вихревой камеры нередко выполняют съемной теплоизолированной. Температура горловины вихревой камеры может доходить до 600...650 °С. Воздух, протекающий через нее, дополнительно нагревается, что способствует интенсивному сме­сеобразованию. Этому же способствует и то, что топливо прихо­дит в соприкосновение с горячей съемной частью вихревой каме­ры сгорания. С ростом частоты вращения тепловой режим вих­ревой камеры сгорания и находящегося в ней заряда возрастает,

158

что ускоряет смесеобразование Так как обычно объем 0,6)F_C, то в вихревой камере, куда подается вся порция топлива, на режимах больших нагрузок создается обогащенная смесь. Естественно, здесь невозможно полное сгорание топлива. Отсутствие избытка воздуха препятствует образованию оксидов азота. В результате воспламенения давление в вихревой камере повышается. Горящий заряд начинает перетекать во вторую (основную) полость камеры сгорания, выполненную в виде фа­сонной выемки на поршне (рис. 3.39, а), где сосредоточена значи­тельная часть еще не использованного для сгорания воздуха. При правильном выборе формы и расположения обеих полостей ка­меры сгорания и горловины в основной полости происходит быстрое и достаточно полное догорание топлива.

Относительные объем и сечение горловины в случае пред­камеры (рис. 3.39, в), как правило, меньше, чем у вихревой камеры сгорания. Малые f_tjf_a вызывают повышенные потери на перетекание заряда между обеими полостями камеры сгорания. Имеются, однако, предкамеры малого перепада давлений (рис. 3.39, г), в которых V_m/V_e и/_r/F_n близки к аналогичным значениям для вихревых камер сгорания, что вызвано стремлением умень­шить потери энергии на перетекание заряда и тем самым повы­сить экономичность предкамерного дизеля.

Направление осей отверстий, соединяющих цилиндр с пред­камерой, таково, что при перетекании заряда на такте сжатия, в последней создается беспорядочное движение заряда. Скорости перетекания достигают 300 м/с и более. Впрыскивание осуществ­ляется навстречу потоку заряда, поступающему из цилиндра. Интенсивная турбулизация заряда в предкамере способствует хорошему перемешиванию топлива с воздухом. В результате быстрого, но неполного сгорания обогащенной смеси давление в предкамере резко возрастает. Начинается перетекание горящего заряда в основную полость камеры сгорания, где благодаря интенсивному перемешиванию топливо быстро и достаточно полно догорает даже при малых избытках воздуха (а= 1,15...1,2).

Как и в случае вихревой камеры сгорания, повышение тем­пературы предкамеры и перетекающего в нее заряда, происходя­щее при увеличении частоты вращения и нагрузки, способствует интенсификации процесса смесеобразования и более быстрому воспламенению топлива. Несмотря на резкое повышение давле­ния во вспомогательных камерах сгорания (особенно при пред- камерном смесеобразовании), увеличение давления над поршнем происходит сравнительно медленно в результате постепенного перетекания горящего заряда в основную полость камеры. Топ­ливо догорает в основной полости большей частью уже после ВМТ, что не вызывает резкого повышения давления в ней.

• Смесеобразование при наддуве. При наддуве цик­

159

ловая подача топлива должна быть увеличена пропорционально отношению ър^а. Существенно большая цикловая подача топ­лива (?.„ должна впрыскиваться за время, не большее, чем в ба­зовом дизеле без наддува. Цикловую подачу можно выразить следующим образом: G_ie=/_raA_1In „_Tq₁₁₀j/>_x. Активный ход плунжера

Следовательно, для того чтобы при увеличении G_B не проис­ходило увеличение длительности активного хода плунжера Aqj_m в град ПКВ, от которой зависят длительность впрыскивания, смесеобразования и сгорания, необходимо увеличивать площадь сечения плунжера /_ш и его среднюю скорость c_{m c?} на участке активного хода h^.^. Возможности повышения с^ср ограничены условиями надежной работы кулачкового привода плунжера. Поэтому при наддуве практически всегда прибегают к увеличе­нию диаметра плунжера.

Цикловую подачу топлива можно выразить и следующим образом:

Отсюда следует, что для увеличения цикловой подачи топ­лива и сохранения общей длительности впрыскивания можно увеличить эффективное проходное сечение распыливающих от­

верстий (jif)_e пропорционально Здесь черточка над сим-

as

волами означает отношение параметра при наддуве к его значе­нию у дизеля без наддува.

_ Вторая возможность — увеличение давлений впрыскивания в G?_a раз. На практике обычно прибегают к сочетанию этих мероприятий, т. е. увеличивают (ц/)_с, но в меньшей степени, чем возрастает величина и увеличивают давление впрыскивания в меньшей степени, чем величина <*£,. Увеличение давлений впры­скивания обеспечивает более мелкое и однородное распиливание топлива, что может способствовать повышению качества смесе­образования. Необходимую степень увеличения давлений впры­скивания можно установить, исходя из требуемой степени ускоре­ния процесса смесеобразования. При впрыскивании в более плот­ную среду увеличивается угол рассеивания топливных струй.

^тц&1

160

Если выбором основных элементов топливной системы обес­печить при наддуве ускорение развития топливных струй, то можно увеличить размеры стехиометрической поверхности и из­бежать, таким образом, возрастания длительности смесеобразо­вания и горения. Этому условию соответствует достаточно суще­ственное повышение значений давления впрыскивания. Увеличе­ние /щ, и значений давления впрыскивания существенно повышает нагрузки на детали топливной системы.

В случае газотурбинного наддува плотность заряда в цилин­дре увеличивается с ростом частоты вращения и нагрузки, а про­должительность периода задержки воспламенения по времени сокращается. Чтобы обеспечить требуемое проникновение топ­ливных струй за период задержки воспламенения, топливопода­ющая аппаратура должна обеспечить более резкое увеличение значений давления впрыскивания с увеличением частоты враще­ния и нагрузки, чем на дизеле без наддува.

При высоких степенях форсирования наддувом может ока­заться необходимым применение насосов-форсунок и топливных систем аккумуляторного типа.

При наддуве вследствие увеличения плотности заряда может возрасти снос капель топлива вращающимся зарядом и, как уже отмечено, увеличиться угол рассеивания струй. Скорость движе­ния заряда не зависит в заметной степени от давления на впуске. Оптимальное значение скорости движения заряда при наддуве оказалось несколько меньшим, чем без наддува, в связи с от­меченным увеличением сноса капель и угла рассеивания струй.

3. ПРОЦЕССЫ СГОРАНИЯ И ТЕПЛОВЫДЕЛЕНИЯ

Как следует из § 3.3, сгорание является сложным физико­химическим процессом. На большую часть показателей двига­теля влияют, однако, не физико-химические особенности процес­са сгорания, а закономерности тепловыделения и вызываемого им изменения давления и температуры в цилиндре. Ими опреде­ляются энергетические, экономические и экологические показате­ли цикла, статические и динамические нагрузки на детали и т. п. Благоприятные показатели работы двигателя обеспечиваются на номинальном режиме при тепловыделении, начинающемся за

5. . 15° до ВМТ, вызывающем равномерное повышение давления в интервале углов поворота коленчатого вала 15...30° и в основ­ном завершающемся за 45...50°. Теплоиспользование в дейст­вительном цикле с таким характером тепловыделения мало от­личается от имеющего место в цикле с подводом теплоты при V= const., так как поршень у ВМТ движется с малыми скоростями и поэтому за время тепловыделения проходит малый путь. Так, если тепловыделение завершается через 35° после ВМТ, то мини­

6—487

161

мальная степень последующего расширения газов отличается от степени сжатия лишь на 11... 12%. В действительности постепен­ное тепловыделение выгоднее мгновенного в связи с уменьшени­ем потерь теплоты в охлаждающую среду и механических потерь двигателя. Физико-химические особенности процесса сгорания оказывают существенное влияние на излучение пламени, отложе­ния на деталях и токсичность ОГ.

Процесс тепловыделения в дизеле можно разделить на три фазы (рис. 3.40). В первой из них длительностью ®т1 выделение теплоты идет одновременно с интенсивным прогревом, испарени­ем топлива и перегревом его паров. До определенного момента (точка а) затраты теплоты на прогрев и испарение превалируют над выделением теплоты. Начиная с точки а превалирует выделе­ние теплоты. За конец первой фазы принимают момент, в кото­рый выделение теплоты полностью компенсирует его затраты на прогрев и испарение (точка б).

Следует подчеркнуть, что в течение первого периода тепло­выделения скорость испарения топлива существенно выше скоро­сти его выгорания. Поэтому в камере сгорания аккумулируется за первую фазу определенное для каждых условий развития процессов количество паров топлива и ТВС. В течение второй фазы длительностью в_ш тепловыделения значительная часть этой аккумулированной ТВС сгорает по механизмам, рассмот­ренным в § 3.3. Сгорает во второй фазе и часть топлива, подава­емого в цилиндр уже после завершения первой фазы. Начиная

Рис. 3.40. Характеристика скорости тепловыделе­ния в дизеле

162

с точки в преобладающий механизм тепловыделения связан с диффузионным горением, когда скорость горения лимитируется не скоростью химических реакций, которая высока вследствие высоких температур заряда, а скоростью смешения. Тепловыде­ление при диффузионном сгорании и составляет сущность про­цессов, происходящих в третьей фазе (длительностью 0_тШ).

Иногда различают и четвертую фазу тепловыделения, кото­рая начинается после завершения впрыскивания, активного раз­вития струй и размеров зоны смешения. Для этой фазы характер­но диффузионное горение с малыми скоростями. Ее можно выде­лить, если перестроить кривую скорости тепловыделения в лога­рифмические координаты. Замедление смешения и тепловыделе­ния обнаруживается по изменению углового коэффициента соот­ветствующей зависимости.

Для получения характеристики тепловыделения требуется специальная обработка индикаторной диаграммы, основанная на ряде допущений. Нередко ограничиваются анализом фаз сгора­ния по индикаторной диаграмме. Длительности фаз тепловыде­ления и сгорания по индикаторной диаграмме не совпадают. На длительность фаз сгорания по индикаторной диаграмме влияет движение поршня (изменение объема заряда).

• Первая фаза сгорания, или период задержки воспламене­ния, определяется как интервал времени т, или углов поворота коленчатого вала 0, от начала впрыскивания (<?*„„) до момента, когда давление в цилиндре становится в результате выделения теплоты выше давления при сжатии воздуха без впрыскивания топлива (точка а на диаграмме давления рис. 3.41, а).

Период задержки воспламенения при впрыскивании жидкого топлива вхлючает в себя время, необходимое для распада струй на капли, некоторого продвижения капель по объему камеры сгорания, прогрева, частичного испарения и смешения топливных паров с воздухом, а также время саморазгона химических реак­ций. Неоднородность смеси положительно влияет на развитие воспламенения, так как предопределяет существование в каких-то зонах условий, наиболее благоприятных для воспламенения по составу смеси и ее температуре.

Именно наличие всей гаммы составов смеси и температур определяет возможность воспламенения в среднем очень бедной смеси, например с а=6 и более. Если период задержки восп­ламенения больше продолжительности впрыскивания, все топ­ливо подается в цилиндр до начала воспламенения, большая часть его успевает испариться и смешаться с воздухом. В резуль­тате объемного воспламенения этой части топлива в цилиндре развиваются высокие давления, высокими оказываются динами­ческие нагрузки на детали и шумоизлучение.

На длительность т₍ влияют следующие факторы.

163

Рас. 3.41. Индикаторные диаграммы и характеристики ввода а и выде­ления Хх теплоты:

а - фазы сгорания; б - влияние формы карахтернсгахи впрыскивания на изменение давления в цилиндре при сгорания

• Воспламеняемость топлива. Чем больше цетановое число, тем лучше воспламеняемость топлива. Наименьшим из широко применяемых топлив цетановым числом обладают высокоокта­новые бензины. Их применение возможно лишь в специальных многотопливных дизелях. На склонность топлив к воспламене­нию можно влиять, добавляя к ним специальные присадки, на- аример амилнитраты, которые, однако, не получили еще широ­кого распространения.

• Давление и температура заряда в начале впрыскивания топлива. Увеличение давления и особенно температуры, как пра­вило, сокращает т₍. Поэтому применение наддува, особенно без промежуточного охлаждения воздуха, повышение степени сжа­тия, уменьшение угла опережения впрыскивания до определен­ного значения способствуют уменьшению т<. При эксплуатации в результате увеличения утечек заряда через неплотности давле­ние и температура заряда в конце сжатия снижаются, что вызыва­ет удлинение т,.

• Тип камеры сгорания. Он оказывает влияние на т,- вследст­вие различий в распределении топлива по объему заряда и в при­стеночной зоне, а также в температуре стенок камеры сгорания.

• Интенсивность направленного движения заряда. Увеличе­ние интенсивности движения заряда в дизеле, как правило, неско­лько сокращает длительность задержки воспламенения.

О Характеристики впрыскивания и распиливания. Интен­

164

сификация впрыскивания и ускорение развития топливных струй до определенного предела способствуют небольшому сокраще­нию Т/,

• Изменение нагрузки. В зависимости от конструкции топ­ливного насоса т, изменяется по-разному. Если начало подачи в зависимости от нагрузки не изменяется, то т,- незначительно удлиняется при уменьшении нагрузки в связи со снижением дав­ления и температуры заряда в момент начала впрыскивания топлива. Если же при уменьшении нагрузки начало впрыскивания топлива запаздывает, то возможно сокращение т, вследствие увеличения давления и температуры заряда в цилиндре в момент начала впрыскивания топлива.

• Увеличение частоты вращения. Увеличение п приводит к возрастанию скорости сжатия заряда, улучшению распилива­ния топлива и повышению давления и температуры заряда в мо­мент начала впрыскивания топлива. В случае разделенных камер сгорания возрастает температура горловины и горячей вставки. Все это способствует сокращению т, с ростом п, особенно в дизе­лях с разделенными камерами сгорания. Продолжительность периода 9, в градусах ПКВ при этом растет, причем в меньшей степени в случае разделенных камер сгорания.

• Вторая фаза сгорания, или фаза быстрого сгорания, начи­нается с момента, определяемого как момент воспламенения, и продолжается до достижения максимума давления. Эту фазу можно разделить на две части: от начала сгорания до точки б и участок бв (рис. 3.41, а). В течете первой сгорает часть смеси, подготовленная к воспламенению за х,-, и происходит быстрое тепловыделение и нарастание давления. Начиная с точки б про­цесс лимитируется смешением топлива и воздуха и, следователь­но, принципиально возможно направленное изменение характера тепловыделения и нарастания давления.

На развитие и длительность второй фазы сгорания влияют следующие факторы.

ф Количество и состояние топлива, поданного в цилиндр за т,- и подаваемого в течение второй фазы сгорания. При харак­теристике 1 впрыскивания (рис. 3.41, 6) меньше подача топлива за т₍ и, как следствие, меньше (dp/d<p_m„). Чем мельче распилива­ются и быстрее охватывают объем заряда первые порции впры­скиваемого топлива, тем интенсивнее тепловыделение и нараста­ние давления во второй фазе.

• Скорость движения заряда. Вплоть до некоторого значе­ния увеличение скорости движения заряда способствует интен­сификации тепловыделения в фазе быстрого сгорания. При силь­ном перезавихривании уменьшается количество теплоты, выделя­емой за вторую часть второй фазы сгорания. Интенсивность тепловыделения в первой части этой фазы не снижается.

165

• Тип камеры сгорания. От типа камеры сгорания сущест­венно зависит характер развития второй фазы; сгорания в связи с влиянием его на длительность а также на количество ТВС, подготовленной к воспламенению за т, и после начала восп­ламенения. Чем больше топлива подается в пристеночную зону, тем меньше скорость тепловыделения и нарастания давления.

• Нагрузка. При уменьшении нагрузки сокращается продо­лжительность второй фазы сгорания за счет заключительной ее части, что связано с уменьшением величины впрыскиваемой по­рции топлива и длительности ее подачи.

• Частота вращения. При повышении частоты вращения т_п сокращается в такой степени, что продолжительность 0_П, выра­женная в градусах ПКВ, почти не возрастает. Связано это с улуч­шением распиливания топлива, уменьшением продолжительно­сти впрыскивания во времени, увеличением интенсивности движе­ния заряда, повышением параметров состояния заряда р и Т, способствующим ускорению химических реакций.

• Третья фаза сгорания, или фаза быстрого диффузионного сгорания, наиболее ярко выраженная при больших нагрузках и в дизелях с наддувом, начинается в момент достижения мак­симума давления и завершается в момент максимума температу­ры, который всегда достигается позже максимума давления. Это связано с тем, что после завершения второй фазы может проис­ходить интенсивное тепловыделение " твие высокой чувст­

вительности к изменению объема давление начинает

падать, когда достигается определенное сочетание скоростей те­пловыделения и увеличения объема. Температура заряда в мень-

понижение температуры начинается при большей скорости увели­чения объема, т. е. дальше от ВМТ. В третьей фазе имеет место диффузионное сгорание при интенсивном смешении. Топливо подается в пламя. В зонах с повышенным содержанием топлива происходит интенсивное образование сажи. Период задержки воспламенения впрыскиваемых в пламя порций топлива срав­нительно невелик. Тепловыделение в принципе является управля­емым. В ряде случаев (например, в дизелях с высоким наддувом) скорости тепловыделения в рассматриваемой фазе и во второй фазе сгорания близки по значению.

На развитие третьей фазы сгорания оказывают влияние сле­дующие факторы.

• Качество распыливания и количество топлива, впрыскива­емого после начала сгорания. Если впрыскивание топлива завер­шается до начала третьей фазы, то количество теплоты, выделя­

шей степени зависит от увеличения объема ( Т~

V у”²*¹

(

166

емой в этой фазе, невелико. Это имеет место, в частности, при малых нагрузках дизеля.

• Скорость движения воздушного заряда. Увеличение ско­рости движения заряда до некоторого оптимального значения увеличивает тепловыделение в третьей фазе. При «перез авихрива- нии» заряда тепловыделение в третьей фазе снижается. Это свя­зано с ухудшением распределения топлива в объеме заряда и с пе­реносом продуктов сгорания из зоны одного факела в зону другого. Оба фактора увеличивают неполноту сгорания и вызы­вают дымление дизеля.

• Наддув. Введение наддува увеличивает тепловыделение. При наддуве количество теплоты, выделяемой в течение третьей фазы, может превышать количество теплоты, выделяемой в тече­ние второй фазы. Высокими при этом оказываются также скоро­сти тепловыделения. С повышением степени наддува длитель­ность третьей фазы и тепловыделение за этот период возрастают.

• Увеличение частоты вращения. Подача и распиливание топлива интенсифицируются, а скорость движения заряда повы­шается вследствие увеличения. п, Продолжительность третьей фазы по времени сокращается, а в градусах может незначительно возрасти.

• Четвертая фаза сгорания (догорание) продолжается с мо­мента достижения максимальной температуры цикла до оконча­ния тепловыделения. В этой фазе также происходит диффузион­ное сгорание, но при малой скорости смешения, та/ как основная часть топлива и окислителя уже израсходована. При благоприят­ных условиях происходит достаточно полное выгорание сажи, образовавшейся в течение предыдущих фаз сгорания.

На развитие четвертой фазы сгорания влияют следующие факторы.

• Турбулентные пульсации заряда. Они увеличивают веро­ятность своевременного контакта между частицами топлива и окислителя. Высокочастотные пульсации обеспечивают относи­тельную скорость между частицами сажи и заряда, необходимую для завершения сгорания.

• Качество распиливания порций топлива, подаваемых в конце впрыскивания. Чем больше максимальный диаметр ка­пель, тем длительнее процесс догорания топлива. Продолжитель­ное снижение давления впрыскивания, подвпрыскивания способ­но вызывать недопустимое затягивание процесса сгорания и об­разование сажи. При этом ухудшается не только теплоисполь- зование, но снижается и надежность работы дизеля вследствие закоксовывания распыливающих отверстий и повышенных от­ложений на деталях.

• Попадание топлива на холодные поверхности внутрици- линдрового пространства. Это явление также вызывает затяну­

167

тое догорание, поэтому нежелательно нагружение дизеля до его прогрева.

• Наддув. Как правило, он приводит к некоторому затяги­ванию процесса догорания топлива вследствие увеличения продо­лжительности впрыскивания, а нередко и ухудшения распределе­ния топлива по объему камеры сгорания.

6. ХАРАКТЕРИСТИКИ ВВОДА,

ВЫДЕЛЕНИЯ И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ТЕПЛОТЫ.

РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ В НАЧАЛЕ ПРОЦЕССА РАСШИРЕНИЯ

Используя индикаторную диаграмму, можно установить за- кономерности выделения и использования теплоты и составить внутренний тепловой баланс двигателя. На рис. 3.42 совмещены индикаторная диаграмма и характеристики ввода и выделения теплоты. Под характеристикой ввода теплоты понимают зави- симость отношения <7= У_ЪПр_ТН_я/( V_np_rH_u) от угла поворота колен- чатого вала или времени, совпадающую с интегральной характеристи- кой впрыскивания, построен-

ной в безразмерном виде.

Под характеристикой вы- деления теплоты, как уже от- мечалось, понимают зависи- мость коэффициента выделе- ния теплоты х от угла поворо- та коленчатого вала или от времени. Чтобы рассчитать ха- рактеристику выделения тепло- ты, используют уравнение ба- ланса Q*=А _{х х} + <g_EOTI,

где Д [/</_, — изменение внут- ренней энергии заряда от мо- мента воспламенения до теку- щего момента; — работа, совершенная газами от момен- та воспламенения до текущего момента; Q_a0T._x — количество теплоты, переданной от заряда К деталям, окружающим его, за период от момента воспламе- нения до текущего момента. Введем понятие коэффициента использования теплоты £_х как доли теплоты, израсходован- ной к рассматриваемому моме-

Рис. 3.42. Внутренний тепловой ба- _НТу _на повышение внутренней ланс двигателя ^J

168

энергии РТ и совершение работы от всей введенной за цикл

теплоты:

Разделив выражение для Q_x на У_цр_тН_и, получим & = £,+ + 6потЖУпРтНи)- Разность (1— хд характеризует относительную долю теплоты, не выделившейся к рассматриваемому моменту времени.

Рис. 3.42 иллюстрирует внутренний тепловой баланс двига­теля в функции объема заряда. На участке до ВМТ Ь^__х от­рицательна, так как работа затрачивается на сжатие заряда. В какой-то момент после ВМТ положительная работа компен­сирует отрицательную и 0. В дальнейшем, вплоть до конца

расширения, L^_x возрастает. AbV-i увеличивается практически до момента достижения максимума температуры. При определе­нии приближенно можно для всего процесса считать, что

состав заряда соответствует теоретическим продуктам сгорания при данном значении коэффициента избытка воздуха а. Для вычисления количества теплоты, переданной от заряда в стенки,' можно воспользоваться, например, уравнением (2.45), приведен­ным в а. 2.2.2.

На рис. 3.42 Qmn.cr — количество теплоты, которое не выде­лилось в результате неполноты сгорания. Его можно определить по анализу отработавших газов. Внутренний тепловой баланс дает наглядное представление о динамике выделения и превраще­ния тепловой энергии в механическую, а также о динамике теп­ловых потерь. В поршневых двигателях, кроме потерь теплоты от заряда в стенки, тепловые потери происходят в результате несвоевременного и неполного сгорания. Отрезок аб на рис. 3.42, в частности, характеризует несвоевременность выделения теп­лоты.

Рассмотрим метод расчета параметров состояния в начале процесса расширения — в точке z. На рис. 3.43, б приведены действительная (сплошные линии) и расчетная (штриховые ли­нии), несколько идеализированная, диаграммы сжатия-расшире­ния дизеля. На расчетной диаграмме принято, что сгорание начи­нается в ВМТ и вызывает изменение давления, как в термоди­намическом цикле со смешанным подводом теплоты. Расчетная диаграмма не учитывает также изменение в характере снижения давления при открытии выпускного клапана. По отношению к расчетной диаграмм*; действительная является «скругленной». Точка z примерно соответствует на действительной диаграмме дизеля окончанию третьей фазы сгорания. Излагаемая ниже ме­тодика расчета основана на том, что по результатам исследова­ния тепловыделения в двигателях аналогичных конструкций с до­статочной степенью приближения можно оценить значение коэф-

169

а

Рис. 3.43. Диаграммы сжатия-расширения двигателя с искровым зажи­ганием (а) и дизеля (б)

фициента активного тепловыделения в точке z нескругленной индикаторной диаграммы проектируемого двигателя. По перво­му закону термодинамики для точки z можно записать (для упрощения уравнений рассматривают сгорание 1 кг топлива)

Ј_zH_u=AU_e-_z+L_c-_z, (3.14)

где AUc-i—Uz—Uj, причем U_z=u" (M_z+M_t) (и” — внутренняя энергия 1 кмоль продуктов сгорания при температуре T_z в точке z подсчитывается по значениям теплоемкостей или внутренних энергий газов, приводимым в справочниках); U_c— + и!'_с М_г (и„

и и" — внутренняя энергия 1 кмоль воздуха и продуктов сгора­ния при температуре Т_е в точке с).

На участке с—/ работа не совершается. Работа газов на участкеz—z будет

L_c-_Z=1*__г =p_z V_z -р^ V_c.

Так как р?=рЛ, то

L_c-_z=p_tV_z-Xp_eV_c.

По уравнению состояния, p_zV_z= 8314 (М₂+М_г) Т_г и p_cV_c= =8314 (M_t+M_r) Т_е. С учетом этих выражений уравнение (3.14) можно представить как

&tf„+J/_lUe+8314 (M_t +M_r) ХТ_С=

=(М₂+М_Г) ы" + 8314 (М₂ + М,) Т_г.

170

Разделив последнее выражение на (Му ■+ М_г) и учитывая, что M_rjM₁ = у и (М₂+М_Г)/(М₁ + М_г)=ц, получим

ьадл (1+y)]+(«.+y«0/0+у)+8314Я7;=

=^(ы;Ч8314Т_г): (3.15)

На рис. 3.43, а приведены действительная и расчетная диа­граммы сжатия-расширения двигателя с искровым зажиганием; в этом случае &#„= U_z — U_c.

При а> 1 конечное уравнение примет вид

?_гя„ и_с+уи'_с

——-+— =ци". (3.16)

Л/, (1+7) 1+у

При а< 1 часть теплоты сгорания топлива (АН)^ не может выделиться, тогда уравнение (3.16) приобретает вид

Ш-АНЖМ_Х (1 +у)] + (ис+уи'_с')1( 1 + у)=/ш;. (3.17)

Уравнения (3.15)...(3.17) решаются методом последователь­ных приближений или графически*. Подсчет и" и и₂ может,

П

например, осуществляться по выражениям и” = £ г,и_с/ и

i«l

л

(«I '

где r_t — объемные (мольные) доли компонентов продуктов сго­рания; и_ы и u_2i —внутренние энергии 1 кмоль компонентов про­дуктов сгорания соответственно при температурах Т~ и Т₂, значе­ния которых приведены в справочниках. Для дизеля при подсчете Т_г необходимо задаться степенью повышения давления, которая зависит от типа камеры сгорания. Во всех случаях задаются значения коэффициента использования теплоты &. Рекоменду­емые значения X и Ј_z для номинального режима работы дизелей приведены в табл. 3.4.

Для двигателей с искровым зажиганием Х=рТ₂/Т_с, тогда расчетное давление p_z=Хр_с. Действительное значение максималь­ного давления цикла в этом случае p_Zi = 0,85/>_г.

Для дизеля объем цилиндра при состоянии, выражаемом точкой z, определяют с использованием уравнений состояния для точек z и с. Разделив эти уравнения друг на друга, получим

Хр=ц(Т₂1Т_с), откуда р=(р/Х) (TJT_C). (3.18)

Тогда V₂= V_cp.

*Прн использовании эмпирических зависимостей U"=(T₂, я) возможно аналитическое решение уравнений.

171

Таблица 3.4

Двигатели	Рх, МПа	А	(г	Tz, К	W МПа/град ПКВ
Дизели с не­разделенной ка­мерой сгорания	7,5...15*	1,4*...2,1	0,70—0,82	1800...2200	До 1,2
Дизели с при­стеночным сме­сеобразованием	6,5...8,0	1,4...1,9	0,65...0,75	1750...2100	0,3...0,6
Дизели с раз­деленными ка­мерами сгора­ния	6,0...7,5	1.2...1.8	0,60.0,75	1700...2000	0,25...0,40
Бензиновые	3,0...5,5	3,б...4,0	0,80...0,90	2500...2850	0,15...0,25

* Для двигателей с наддувом.

6. ПРОЦЕСС РАСШИРЕНИЯ

Расширение, протекающее в течение рабочего хода поршня, является в безнаддувных двигателях единственным процессом, в котором совершается полезная работа, обеспечивающая на валу двигателя положительный крутящий момент.

Расширение происходит при переменных величинах поверх­ности теплоообмена, а также давления в надпоршневом простра­нстве, и сопровождается потерями незначительного количества рабочего тела через кольцевые уплотнения.

В начале процесса расширения еще продолжается сгорание топлива. Его теплота идет в основном на повышение внутренней энергии РТ, поскольку перемещение поршня невелико и соверша­емая газами положительная работа незначительна.Часть же вы­делившейся при сгорании теплоты отводится через поверхности КС в систему охлаждения. Несмотря на увеличение надпорш- невого объема, по мере вращения коленчатого вала давление в цилиндре в начале хода поршня от ВМТ повышается из-за сгорания топлива с выделением больших количеств теплоты, чем суммарные ее затраты на теплообмен и совершаемую работу. В дизелях увеличение давления после прохождения поршнем ВМТ продолжается дольше, чем в двигателях с искровым зажи­ганием. Следствием выделения теплоты при сгорании, вызыва­ющим увеличение давления заряда, являются отрицательные те­кущие значения показателя политропы расширения п_г в начале такта расширения.

Дальнейшее перемещение поршня в сторону НМТ сопровож­

172

дается уменьшением выделяющейся при сгорании топлива тепло­ты, а также увеличением затрат теплоты; на совершение работы и на теплообмен. Результатом этого является замедление нара­стания давления и достижение им своего максимального значе­ния, после чего начинается резкое его понижение.

Максимальное значение температуры РТ в цилиндре дости­гается позже, чем р_г. На участке между максимумами давления и температуры мгновенные значения политропы расширения щ становятся положительными. Очевидно, что при достижении Топ теплота, выделяющаяся при догорании топлива, будет чис­ленно равна (за вычетом потерь в стенки) совершаемой газами работе, т. е. в какое-то мгновение процесс расширения становится квазинзотермическим и и₂= 1. Начиная с этого мгновения имеет место падение температуры.

Дальнейшее увеличение объема заряда при движении пор­шня вниз приводит к тому, что в некоторый момент времени теплоподвод от догорания топлива становится равным потерям теплоты в стенки. В этот момент текущее значение показателя политропы п₂ станет равным показателю адиабаты к_г. Следова­тельно, в этот момент будет иметь место квазиадиабатное рас­ширение с совершением работы за счет внутренней энергии РТ.

Теплота, потерянная в начале такта в результате диссоци­ации и вновь выделяемая при последующей рекомбинации моле­кул, используется сущест­венно менее эффективно (с _pTi —

меньшей степенью расшире­ния), чем могла бы быть ис-

Тахим образом, на про- тяжении всего процесса рас- ширения происходит моно- тонное увеличение текущего значения показателя полит- ропы расширения (рис. 3.44). В расчетах обычно использу- ют среднюю величину п₂. Для этого путем обработки результатов соответствую- щих экспериментов получа- ют данные, позволяющие выбирать для проведения расчетов значения п₂ в зави- симости от конструктивных особенностей и режима ра- боты двигателя.

лользована при отсутствии диссоциации.

/

Г

вмт

НМТ V

Рис. 3.44. Изменение в процессе расшире­ния Т, р, S, п₂ и к₂

173

Параметры РТ в конце процесса расширения могут быть определены по формулам политропного процесса.

Для дизелей

Ря—Ри

(3.19)

и

(3.20)

где 6 = VJ V_z —степень последующего расширения. Для двигателей с искровым зажиганием (<5=г)

(3.21)

(3.22)

• Выбор значений показателя политропы и₂. Показа­тель п₂ зависит от типа двигателя, его конструктивных особен­ностей и режима работы.

Так как потери теплоты через стенки цилиндра зависят от поверхности, приходящейся на единицу объема (F/V.). то увели­чение диаметра цилиндра при неизменном значении его объема V_a должно сопровождаться уменьшением относительных поверх­ностей теплообмена, а потому показатель и₂ для короткоходных двигателей должен быть меньше, чем для длинноходных двига­телей того же объема. Значение показателя п₂ снижает и пропор­циональное увеличение размеров цилиндра, поскольку и в этом случае должно понижаться отношение ^/Не­существенное влияние на величину п₂ оказывает время теп­лообмена, определяемое частотой вращения коленчатого вала. По мере роста частоты вращения сокращается время теплооб­мена, понижая тем самым п₂. В том же направлении действует и некоторое затягивание процесса сгорания по углу поворота коленчатого вала. Если в двигателях с искровым зажиганием это затягивание может несколько компенсироваться более ранним поджиганием смеси, то в дизеле благодаря выделению больших количеств теплоты на линии расширения показатель политропы п_г уменьшается.

Понижение нагрузки в дизелях достигается уменьшением цикловой подачи. Так как количество теплоты, выделяемой на линии расширения, становится меньше, среднее значение показа­теля п₂ при этом возрастает.

174

В двигателях с искровым зажиганием уменьшение нагрузки обусловлено сжиганием в цилиндрах меньших количеств рабочей смеси при более неблагоприятных условиях. В результате процесс сгорания затягивается и одновременно увеличиваются относи­тельные потери теплоты на теплообмен. Кроме того, прикрытие дроссельной заслонки в двигателях с искровым зажиганием со­провождается некоторым обогащением смеси, что незначительно уменьшает скорость сгорания и наряду с более ранним зажигани­ем должно уменьшать п₂. В результате коэффициент политропы расширения при закрытии дроссельной заслонки от 100 до 50% практически не изменяется. При меньших нагрузках п₂ несколько возрастает.

Прогрев двигателя сопровождается большими потерями те­плоты в стенки KG и цилиндров, а потому значение показателя п₂ должно возрастать. С другой стороны, использование в качест­ве материалов для деталей цилиндропоршневой группы керами­ки с низкими коэффициентами теплопроводности должно приво­дить к понижению значения п₂.

Значения показателя политропы п₂, а также давление и тем­пература в конце процесса расширения для дизелей и бензиновых двигателей приведены в табл. 3.5.

Таблица 3J

Тип двигатела	Наименоваяве показателей
	«2	МПа	Т„К
Бензиновые двигатели	1,23... 1,30 *	0,35...0,5	1200...1500
Автотракторные дизели	1,18...1,28	0,2...0,40	1000...1200