книги из ГПНТБ / Ждановский, Н. С. Надежность и долговечность автотракторных двигателей

rpC

лгт

1-

1

Г. Ср

1 ( е _ 1 )

( 2 - B l )

Средняя температура за такт расширения

опреде­

ляется

по формуле:

при

одноразовой

подаче топлива

7-р

е _

!

0 , 5 ( р * - 1 ) -

-п*

\р J

)

г. ср

при

двухразовой

подаче

топлива

за

цикл

(рис. 54)

4

5

7

8

_1_

5Г d F +

С Т

d F + ^

7 W

+ \ Т

dV\.

у Р _ = _|_ |

r . c p - j / ^

На

участке

3 — 4

4

4

!i T d V = = V s

\ F

^ = ^ f H - ^ ! ) = 0 , 5 7 ' 1 e n « - 1 X ( p ? - l ) ;

на

участке

^ — 5

J TdV =

T t

V ? -

1 ^

р ^ г

2 — л 2

на

участке

6 — 7

2 — м 2

=

О . б Г ^ ' - у ^ Д , 2 _ n ,

л) у.

на участке

7 — 8

8

8

[

dV

-1

т/2 —п2

2 - n ,

6 i n » ~ l

-n2 _

•1) F , .

Окончательно

получаем

Т

Р

- r i e n ' ~ %

0 , 5 ( p J - - l ) + - P l - ( 6 ? - r i « - l ) +

r. cp

8 — 1

2 — n 2

6

n 2

- !

(Pi

1 J + 6

n , - l ( 2 _ W s

)

^

цикловой подаче топлива за первый и второй

впрыски

средняя

температура

за

такт

расширения

составляет

1555 К ,

то при 100-процентной

подаче

за первый

впрыск

и 20-процентной

подаче за второй впрыск

Тр с р

составляет

1810 К . Соответственно при этом возрастают

температуры

и давления в узловых точках цикла . Еще

большее

ужесто­

чение температур за такт расширения можно

получить

при трехразовой

подаче топлива за цикл .

Расчетное уравнение для определения средней темпе­

ратуры

за

такт

расширения получено

аналогично

ц и к л у

с двухразовой подачей

топлива

и

имеет

вид:

1

г. с р "

г _ \

0 , 5 ( р ? - 1 ) + 2 = ^ ( б 1 2 - П 2 - 1 )

+

+

0 , 5

$ Щ

(pi - 1 )

+

— P f

^

i

_ _

( 6 2 - * . _ ! )

+

+

0 5

P ^ W ,

( l _ 1 } +

P I ^ P I ^ A

( 2 _ „ , _ 1 }

С возрастанием цикловой подачи топлива при основном

впрыске и с уменьшением при дополнительном

впрыске

(суммарная цикловая подача составляет 120%

от номиналь­

ной А^ц.н) также повышается и температура

распылителя .

Если при основной цикловой подаче топлива,

равной

20%

от

А^ц.н и дополнительной,

равной

100%

от

A g 4 - H ,

темпе­

ратура корпуса распылителя в зоне запорного конуса tK

=

=

181

°С,

температура

иглы

в

зоне

запорного

конуса

ta

— 138

°С,

то

при

основной

подаче,

равной

100%

от

Аг?ц.н и

дополнительной,

равной

20%

от

А ^ ц н ,

tK

=

=

214

°С и ta

=

167

°С. Средняя

температура

за такт

рас­

ширения при этом возрастает с 1268 до 1810

К .

Расхождение в расчетных и экспериментальных

опре­

делениях

основных

параметров

и

температурных

показа ­

ет (L —x)_^e—m(L

— х)

Л И Т е Л Я

dt

e m < L - * > _ e - m ( L - * >

V t x

" l t " - Р

е - Ч е - ^

'

( 5 ? )

Тепловой

поток

вдоль

оси

распылителя:

rlt

pni(L

— x)_—m(L

— x)

0

>

= -

V

-

=

^

, Р

e

m

L + e

_ m L

(58)

и

^

/

e m L - t - e — m L \

J -

(59)

= a r . c p / N ' 3 K B - V p ) = W P ^ 3 H B - * L

—г

В

этих

уравнениях:

tx

— искомая

температура в сечениях по длине

распылителя;

<н .р

— температура

носка

распылителя;

L

— длина

распылителя

от

носка

до

заплечиков;

х

— расстояние

от

носка

распылителя

до

сечения,

в

котором определяется

температура;

/

Qx

— площадь

поперечного сечения

распылителя;

— тепловой

поток в сечениях

распылителя;

Sjtx

— температурный

градиент

в

сечениях

распы­

т

лителя;

— размерный

параметр;

е — основание

натурального

логарифма;

|3 — коэффициент,

учитывающий

форму

поверх­

ности носка

распылителя

(для

плоского

носка

Р

=

1,

для

фигурного

носка

р

1,3);

к г . с р

— среднее

значение

коэффициента

теплоотдачи

от газов

к стенкам

цилиндра за

ц и к л ;

*экв

— эквивалентная температура газов .

_

e m l + e - m L

' н . р - ^

2

'

где ti — температура распылителя в

сечении заплечиков

Д л я определения

т пользуемся уравнениями

(58), (59).

Откуда

I

emL

I е — mL

\

е «г (L — х) e—m(L

— x)

а г . орР {1эпв -

lL

2

j = h n t L

2

'

где / 8 К В = [ ( 0 , 6 - 0 , 8 )

( Г г . е р - 2 7 3 ) +

Г г . с р ] - 2 7 3

[33].

Определение

а г с р

и Тг с р

на основе планиметрических

операций с использованием

зависимостей от угла

поворота

деления

а г

с р

и

Тг

с р

использовать

связи

в

координатах

ccr

-

V

и

Тг

-

V.'

Средняя температура

расчетного

цикла:

„

/ттН

[

Т ' С

I

'Т'Р

_1_ 'Т'В

г, с р —

г,

ср "Г"

г. ср ~г

г.

ср ~г

г. ср

.

1

4"

:

Здесь средняя температура за такты впуска и выпуска

(Т^ с р

и Т*

) принимается по экспериментальным

данным.

Мгновенное значение коэффициента теплоотдачи от га­

зов в

стенки

цилиндра

определяется по

формуле

Вошни

с

учетом

поправочного

коэффициента

для

координат

аг

— V:

a r = 3 2 5 0 r f - 0 ' 2 I 4 c n ' 7 8 V ' 7 8 6 ^ 0 ' 5 2 5 ,

где: с п

— средняя

скорость

поршня;

р — давление

в

цилиндре;

Т

— температура

газов;

d

— средний

диаметр

потока

воздуха

(принимается

равным

диаметру

цилиндра) .

Путем

интегрирования

а г =

/ (У) получены

конечные

уравнения для

расчета а г с р

за отдельные

процессы цикла

а г . ср =

X

т/0,475 — 0,261n,

т/0.475 — 0,261n,

окончательное

уравнение

имеет вид

р _ 3 2 5 0 ^ ' 7 8 6

( C i ? ) 0 ' 5 8 5

0,261

/т/0.475

T/ 0,i75 '

I ,

* 4'

— ^ 3

х г . ср ~~

d»-^V

h

/'а

л Т т с

+

0,475

уп,

/т/0,475 — 0,261п2 _

т/0,475 — 0,261п2 ,

I

/

40,261 (

8'

_4J

1

Т

^ 4

'

^

\

0 , 4 7 5 - 0 , 2 6 1 л 2

/

двухразовая

подача

топлива

« г . с р

~

К ^

a r d F +

|j

aTdV + ^ а г

+ ^ а г tf F J;

v

v,

t

v, e

v,

I

v 3

v 4

в

окончательном

виде

получим

Р

_

0,786 , „ D ,0. 525

T/o,.i75

va,m

3250сп

(GR)

ат. ср

d»'s'-iVh

.0,201 F *

-

УЯ

3

0,475

71,40,261

/т/0,475 — 0,261па

т/0,475 —0,261п2

У 5

— v i

0,475 — 0 , 2 6 1 п 2

1^0,475

т/0,475

0,475-0,261n2 _

1/0,470—0,261x1,\

+р. 0,261 7

• V

f

( / , j F n , ) 0 , 2 e i / ' ^

0,475

2

где:

Fft — рабочий

объем

цилиндра;0,475 — 0 , 2 6 1+я

G — масса рабочего

тела;

R — газовая

постоянная рабочего

тела.

Средние значения коэффициента теплоотдачи в процессе

наполнения

и выпуска

определяются по

эксперименталь-

делении

температуры

L.mm

I

п'—

распылителей форсунок

'"11

дизелей

Д-50 и Д-60.

\

Полученные

разли ­

чия

между

эксперимен­

л

тальными и

расчетными

ч ^

значениями

температу­

ры

для

многосопловых

и

штифтовых

распыли­

т

180

220tp;c

телей дизелей

Д-50 и

Д-60 не превышают 6 %.

На рис. 55, а, б при­

tP°c

ведены

кривые

расчет­

ных температур, а так­

же

экспериментальные

значения

температур

форсунки дизеля Д-60

160

по длине распылителя и

30

50Нр,лс.

в условиях

нагрузочной

20

40

характеристики

дизеля

Р и с .

55.

Т е м п е р а т у р а

р а с п ы л и т е л е й :

Д-50.

Д л я

форсунок

а — для

дизеля

Д-60

по длине распыли­

ФШ6

X 2 X 25° дизеля

теля;

б — для дизеля Д-50 в условиях на­

Д-50

эксперименталь­

грузочной

характеристики:

1 — экспери­

ментальная кривая; 2

— расчетная

кривая.

ные

значения

темпера­

туры

носка

распылителя

определены

в

области

запор­

ного конуса на расстоянии 2,4 мм от носка.

Расчетные значения температуры по высоте

распыли­

теля дизеля Д-60 при двухразовой подаче топлива

оказа­

лись выше, чем при одноразовой. Соотношение

цикловых

подач при двухразовой подаче топлива в расчетном

цикле

дизеля Д-60 принято следующимз

Ag„, составляет

95%

от А^ц.н и AgIh

20 % от Agn

н ; углы

начала подачи

топлива

Фп,

=

23° п.

к. в. до в. м. т.,

ф д 2 = 20°

п.

к.

в.

после

топлива с кислородными

соединениями.

32. М Е Т О Д И К А

У С К О Р Е Н Н Ы Х И С П Ы Т А Н И Й

шенной

температуры

ц и к л а

является применение

цикла

с двухразовой подачей

топлива,

характеризуемой

Agni =

= 80%

от Д £ ц . н , Д # Ц 2

=-

40%

от

А^ц.н при

ф щ

=

18°

п. к. в.

до в. м. т. и

фп2 =

45° п. к. в. после

в. м. т.

Д л я

повышения

температурного режима

цикла

в ди­

двухразовой

подачей

топлива, характеризуемой

A g 4 l =

= 95% от А^ц.н, A g 4

2

— 20% от AgnH

при ф щ =

23° п. к. в.

до в. м. т. и

ф П а =

20° п. к. в. после в. м. т.

Продолжительность ускоренных

испытаний

составляет

25—35 ч и я в л я е т с я достаточной для сравнительной

оценки

лива,

не в л и я я на

степень р а з г р у з к и внутренней

полости

форсунки . Клапан - разделитель устанавливается

на к а ж ­

дую

испытуемую

форсунку .

тинчатого

клапана

в

торце имеет конусное углубление

с углом в

вершине

90°.

К л а п а н 6 под воздействием давле­

вой поверхности наконечника к другой,

поочередно

запи­

р а я одну

из топливоподатощих

систем,

в

то

время

к а к

в другой (основной или дополнительной)

обеспечивается

нормальная подача топлива с последующей

разгрузкой

топливопровода.

Клапаны - разделители при испытании должны удовлет­

ворять следующим техническим условиям .

1. Ход

к л а п а н а 0,08—0,12 мм.

2. Статическая плотность клапана при падении давле­

ния топлива от 400 до 350 кгс/см 2

не менее

10

с.

3. Клапан - разделитель испытывается на динамическую

плотность на стенде СДТА-1 с нормально

отрегулирован ­

ной серийной форсункой на номинальном

скоростном

режиме при одноразовой подаче

топлива.

Клапан - разде ­

закреплен

к

картеру

распределительных

шестерен на

месте к р ы

ш к и

люка д л я

регулирования угла

опережения

ливаются в выпускные окна цилиндров . Регистрация

термо-

э. д. с. термопар производится милливольтметром .

Темпе­

Н а г р у з к а

двигателя

осуществляется

электрическим

тормозом. Скоростной режим двигателя,

расход

топлива

и воздуха, температурный режим двигателя

определяются

при помощи

стандартного

оборудования

в

соответствии

с ГОСТ

4 9 1 - 5 5 .

Д л я

проведения контрольно-регулировочных

операций

топливной аппаратуры применяются следующие

приборы

4. Стенд

постоянного

давления — дл я

определения

пропускной

способности

распылителей.

Н а установке с дизелем Д-60 в условиях

цикла с двух­

разовой подачей топлива

в течение 25—40

ч испытаний