Для расчета скоростей воздуха при перетекании из цилиндра в камеру в процессе сжатия следует учесть, что ход поршня на этом такте равен
|
S = |
Rf (ф), |
где |
X |
X |
f (ф) = 1 -J— ^-----cos(p------ |
^-cos2(p — функция, зависящая |
от угла поворота коленчатого вала ф, считая от в. м. т.; R — ра диус кривошипа; X = R/L. Тогда объем заряда в ци линдре
Схема камеры сгорания типа ЦНИДИ
V = Vc [ l + -B=±f(q>)
(III. 15)
где Vc — объем камеры -сжатия, и относительная скорость изменения объема цилиндра
dV _(е — 1) л
dip ~ Ус 2-180 •Ф (ф), (III.16)
где ф (ф) = sin ф + |
XI2 sin 2ф. |
Для упрощения |
расчетов следует учесть, что для интервала |
Ф = ±30° п. к. в. с погрешностью, не превышающей 5%, объем |
цилиндра можно вычислить по формуле |
|
у = М 1 + ^ в ) * |
(Ш Л 7) |
о |
4 (180)2 |
; ф — |
угол поворота, |
град. |
где Д = |
' (е _ 1 ) ( 1 ^ . Я)п.2 |
Тогда |
скорость изменения объема |
|
|
|
dV_ |
|
(III.18) |
|
|
dtp |
|
|
|
|
|
и перемещение поршня |
|
|
|
|
|
5 - 5 |
с ^ . |
(III.19) |
На основании уравнения неразрывности для части объема цилиндра перетекание будет определяться по формуле
dm _
dt ~~ — P fw ,
откуда скорость перетекания
6/г dm ■
( 111. 20)
Р/ diр '
Но так как плотность заряда в цилиндре
И
ГП = ViP,
то массовая скорость перетекания в полость объемом 1Д будет определяться по выражению
dm _ |
dVi |
, у |
dp _ |
9аУа |
( dVx |
Уг dV \ |
(III.22) |
rfcp |
^ dtp |
‘ |
1 drp |
V |
\ dcp |
V dtp /' |
|
При расчете осевой скорости перетекания заряда через гор ловину в камеру в поршне следует учитывать, что объем камеры
Vi — VK -- const и проходное сечение горловины f = |
/ г = |
const, |
и тогда из (III.20)— (III.22) имеем |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
6«1/K dV |
|
|
|
|
(III.23) |
|
|
|
w — ---- ------- |
|
|
|
|
|
|
|
|
hV |
diР |
|
|
|
|
|
Для интервала ф = ±30° с учетом (III. 17) и (III. 18) получим |
|
|
|
|
6nVK |
2ср |
|
|
|
|
(III.24) |
|
|
|
|
/г |
В + |
ф2 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Максимального значения скорость достигает при ц> |
= |
\fВ |
т. е. |
при V = 2VC, и в этот момент отношение ~V |
dV |
|
1 |
откуда |
dtp |
у в ' |
|
|
|
|
6п |
VK |
|
|
|
|
|
|
|
|
wг max |
|
|
|
|
|
|
|
Преобразование полученной формулы позволяет получить |
|
|
гшах |
180 |
ст |
VK D2 |
|
|
|
(III.25) |
|
|
у г ~ е — 1 у с |
|
|
|
|
Следовательно, увеличить скорость ©rmaxвозможно повыше |
нием средней скорости |
поршня ст, величины отношения |
VJVC |
и уменьшения отношения dr/D. |
|
|
|
|
|
|
|
Так, для двигателя с камерой ЦНИДИ при ст = 9 м/с; VJVZ = |
= 0,8; |
dTID = 0,35; |
е = |
16,5 и К = |
0,264 |
получим |
В = |
670 и |
Шг тах = |
40 м/с при ф |
= |
26° п. к. в. до в. м. т. |
|
|
|
При расчете радиального перетекания из надпоршневого зазора |
через кольцевое сечение над горловиной имеем: |
|
|
|
|
|
П |
= |
Кк + / г (6 + |
5); |
|
|
(Ш.26) |
|
|
/ |
= |
/к = ndr (б + |
$), |
|
|
(Ш.27) |
где б — толщина зазора между крышкой цилиндра и поршнем в в. м. т.; 5 — текущий ход поршня; dr и fr — диаметр и сечение горловины камеры.
Скорость перетекания через кольцевое сечение /к на основании
(III.20)— (III.22) получим в виде
|
|
|
|
6п ( dVх |
УхdV \ |
(III.28) |
|
|
|
w« ~ |
/к ( <*ф |
У d<p) ' |
|
|
|
|
Так как текущий объем цилиндра |
|
|
|
|
|
|
|
V = |
FK+ Fn (6 + |
5), |
(III.29) |
то отношение |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
dVх jdV __с |
,р |
|
(III.30) |
|
|
|
|
d(p 1 d<p |
' |
г п' |
|
После подстановки |
(III.26), (III.27) |
и (III.29) в (III.28) и учета |
(III.30), |
(III.17), (III.18) |
и (III.19) |
получим |
|
|
|
wu |
Ук |
l 2 n ( f - / r) B y |
|
|
|
Ус яdr (В + ф2) Ф2 + S ( - Й ) |
|
|
|
|
|
Максимальное значение скорости wKдостигается при |
|
|
|
|
<р = |
УВ |
|
1— |
Ук |
|
|
|
|
|
|
Ус |
|
|
|
|
|
|
2 — |
Ук |
|
|
|
|
|
|
|
|
Ус |
|
Для двигателя с е = |
16,5, К = |
0,264 и VJVC= 0,8 получим |
Ф = 11° |
П. К. в. и величину |
wKmax = 3 , 8 |
— -^f) . |
При 5/D |
= |
1,08, ст = 9 м/с и dr/Z) |
= |
0,35 имеем шктах = 80 м/с |
при ф = |
11° |
п. к. |
в. |
|
|
|
|
|
Величина отношения скоростей w jw r, характеризующая тан генс угла наклона равнодействующей скорости возле кромки ка меры,
Дк |
8 — 1 D |
1 — |
Д |
dr |
шг |
~Т~ ~S |
|
D 2 / |
D |
Ф2 +
Следовательно, при ф0 = 0 отношение w jw r стремится к наиболь шему значению, это означает, что направление равнодействующей скорости приближается к радиальному.
При достижении поршнем верхней мертвой точки осевая и ра диальная скорости у кромок горловины становятся равными нулю и воздействие на вихрь, возникший в камере сгорания, прекра щается. Этот факт отражается на характере изменения скорости заряда в камере у кромок (рис. III. 16, б) при подходе поршня к в. м. т. и вызывает временное прекращение роста скорости воз духа под кромками. Увеличению скорости заряда у кромки спо собствует увеличение доли объема сжатия, приходящегося на камеру в поршне, увеличение степени сжатия, уменьшение про-
330
ходного сечения горловины, рост скорости вращения коленчатого вала, уменьшение высоты зазора над поршнем при его положении в в. м. т. Следовательно, без изменения формы впускных каналов и без создания вихревого движения в процессе впуска возможно на ходе сжатия создать вихревое движение заряда, а выбором не обходимых геометрических соотношений камеры в поршне типа ЦНИДИ можно обеспечить требуемую интенсивность вихря без ухудшения наполнения цилиндра.
Выполненные экспериментальные исследования для камер сго рания типа ЦНИДИ позволяют рекомендовать следующие соот ношения: отношение объема камеры в поршне к объему сжатия
VJVс = |
0,8; |
степень |
сжатия |
е = 15; |
отношение диаметра гор |
ловины |
к диаметру |
цилиндра |
dT!D = |
0,35; отношение высоты |
камеры |
к диаметру цилиндра hlD = 0,25; угол наклона кромок |
а = 45°; |
радиус кривизны боковой поверхности камеры R6/D = |
= 0,09. |
Камера ЦНИДИ применяется в двигателях с диаметрами |
цилиндра D = |
100-ь230 мм. |
|
|
§4. ГАЗОДИНАМИКА ЦИЛИНДРОВ ДВИГАТЕЛЕЙ
СРАЗДЕЛЕННЫМИ КАМЕРАМИ СГОРАНИЯ
Наиболее интенсивное вихревое движение воздушного заряда по ходу сжатия создается в двигателях с разделенными вихревыми камерами. Вихрекамерный способ смесеобразования применяется для двигателей с малыми геометрическими размерами цилиндра. При малых размерах цилиндра невозможно обеспечить смесеобра зование применением непосредственного впрыска, так как в них для получения высокой тонкости распыливания и небольшой даль нобойности топливных факелов при использовании многодырча того распылителя потребуется применение сопловых отверстий весьма малого диаметра — менее 0,25 мм и высоких давлений впры ска—до 150МПа (1500 кгс/см2) ивыше. Небольшое сечение сопловых отверстий повышает склонность к их засорению и закоксовыванию, а высокие давления впрыска повышают износьг и снижают надеж ность работы топливной аппаратуры. При вихрекамерном смесе образовании требуемое качество достигается использованием ин тенсивных вихревых потоков воздуха, возникающих при перете кании на ходе сжатия из цилиндра в вихревую камеру через соеди нительный канал.
Примеры вихревых камер показаны на рис. ШЛО, а, б. На рис. ШЛО, б показано верхнее расположение вихревой камеры с горловиной, выполненной в неохлаждаемой вставке из жаро прочной стали. На рис. ШЛО, а — боковое расположение вихре вой камеры с соединительным каналом переменного проходного
сечения, |
уменьшающимся при достижении |
поршнем |
положения |
в. м. т. |
|
50— 80% |
от объема |
Вихревая камера выполняется объемом |
сжатия. |
Впрыск топлива производится в вихревую камеру через |
однодырчатый или штифтовой распылитель при низком давлении впрыска.'— около 8— 13 МПа (80— 130 кгс/см2).
Интенсивное перемешивание топлива с воздухом начинается в вихревой камере под воздействием вращающегося воздушного заряда. При начавшемся сгорании топлива в вихревой камере сме сеобразование далее происходит вследствие перетекания продук тов сгорания и части топлива в цилиндр для перемешивания с ос тальной частью воздушного заряда, быстрого испарения и полного сгорания.
Ускорению смесеобразования способствует также неохлаждаемая раскаленная вставка. Благодаря вставке сокращается период задержки воспламенения, ускоряются процессы испарения, в том числе и тяжелых фракций топлива. Вставка способствует стабиль ности процессов смесеобразования и сгорания при переменных нагрузках и числах оборотов. Высокое качество смесеобразования позволяет вихрекамерным двигателям работать при низких зна чениях коэффициента избытка воздуха, составляющих а — 1,3-н
—ь-1,4, и достигать даже без наддува высокого среднего эффектив ного давления — до рс = 0,6 -т-0,7 МПа (6 -н7 кгс/см2).
Для получения высокого качества смесеобразования в вихревой камере требуется вращательное движение воздуха высокой интен сивности, величина которой количественно оценивается вихревым отношением njn.
Скорость перетекания заряда в камеру вычисляется по аналогии с формулой (III.23)
_ 6 nVKdV _ , У * |
Fn |
S |
2ф |
г pfrV dy |
ц/г |
(s— 1) |
(В + ср2) |
Максимального значения |
|
скорость в канале достигает при ф = |
= У В и имеет величину |
|
|
|
... |
= |
180cm |
VK Fn |
1 |
|
|
V~B |
Пс fx/r |
е — 1 ‘ |
Перетекание воздуха через горловину, расположенную тан генциально, создает вращательное движение заряда в камере. Мо мент количества движения вращающегося заряда в камере вычис ляется из выражения
360°
М = [ R1wrdm,
180°
где R у — расстояние от оси соединительного канала до оси камеры
(рис. III.18);
dm = \ifTwTр .
Учитывая, что воздушный заряд в вихревой камере вращается по закону твердого тела, т. е. w jr = const, момент количества движения заряда определится из выражения
М = /(о,
где момент инерции заряда
/ =
R 2 = 0,707RK — радиус инерции для камеры цилиндрической формы; R 2 = 0,633^к — радиус инерции для камеры по форме
Далее, |
учитывая |
формулы |
(III. 15) и |
чета СК0Р0СТ„И заряда в вих |
77тт |
J |
|
i г |
j |
\ |
/ |
ревой камере |
(III.16), |
получим |
|
|
|
|
1 |
|
|
|
я (е — 1) |
|
|
360° |
■Ф2 (ф) |
|
А = |
|
|
/■* |
dcp, |
4-180 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
180°
где А — переменный коэффициент, зависящий от угла поворота кривошипа ер, а также от степени сжатия 8 и отношения Я = R/L. Этот коэффициент за период хода сжатия возрастает от нулевого значения до наибольшего — к концу хода.
При е = 15 -ь-18 и Я = |
-4--Д 5- |
величина |
Лтах «=» 0,105 |
и |
практически не зависит от е, тогда |
|
|
|
-^ |
= RiV*Vh Q 105 |
|
|
где [1 — 0,7 -ь0,8 — коэффициент расхода через |
соединительный |
канал. |
|
|
|
|
Для качественного смесеобразования необходимо, чтобы n jn |
^ |
^ 360/фг. Следовательно, |
njti ^ 30 -4-40. |
|
|
Экспериментальные исследования |
позволяют рекомендовать |
для выбора сечения канала использовать формулу |
|
У
где пэ = (0,6 -=-0,7) п — частота вращения коленчатого вала в ми нуту, соответствующая зоне эксплуатационных режимов транс портного двигателя.
При оптимальном tijti заряд совершает в камере полный оборот за время задержки воспламенения, и топливо, впрыскиваемое за время ер,-, через штифтовый или односопловый распылитель равно мерно распределяется по объему. Наибольшая скорость перетека ния заряда wr через канал наблюдается при положении поршня за 25— 27° до в. м. т. Наивыгоднейший угол опережения впрыска для вихревых камер находится в пределах 20— 25° п. к. в. до в. м. т.
Начавшееся горение топлива в дизелях влияет на последующее смесеобразование, так как в объеме камеры сгорания в этот период имеется жидкое неиспарившееся топливо, кроме того возникает движение заряда в зоне горения вследствие местных различий в степени расширения, а также влияние оказывает форма камер сгорания, создающих направленное расширение горящих газов
востальное пространство камеры.
Вдвигателях с неразделенными камерами сгорания начавшееся горение оказывает различное действие на завершение смесеобра зования. Горение, начавшееся в оболочке топливного факела, от тесняет воздух, окружающий струю, дальше от ядра. С другой стороны, повышение температуры за счет сгорания ускоряет испа рение, и парь1 увлекаются движущимся воздухом в радиальном направлении от ядра. Резкое увеличение скорости испарения с мо мента начала горения влияет на дальнейшее развитие струи. Капли быстрее теряют массу и тормозятся, у струи топлива уменьшается дальнобойность.
Неравномерное протекание сгорания в объеме топливного фа кела увеличивает турбулентность и способствует смешению.
В наибольшей степени начавшееся сгорание топлива исполь зуется для смесеобразования в двигателях с предкамерами (рис. II 1.10, в, г). Перемешивание топлива с встречным потоком воздуха начинается в предкамере на ходе сжатия. При слишком раннем впрыске встреча струи топлива с сильным потоком воздуха, вте кающим в предкамеру, приводит к отбрасыванию топлива назад в предкамеру и сгоранию со стуком. Поздний впрыск неблаго приятен вследствие несвоевременного окончания горения и полу чения невысокого к. п. д.
При расчете скорости перетекания воздуха в предкамеру на ходе сжатия следует учитывать различие в давлении и плотности заряда в цилиндре и предкамере. Скорость перетекания в процессе сжатия вычисляется по формуле
где рц и рк — давления в цилиндре двигателя и предкамере во время процесса сжатия. Зависимость изменения давлений во вре334
мели получают на основании индикаторных диаграмм, снятых для объема цилиндра и объема предкамеры (рис. III.19). Максималь ная скорость перетекания через каналы в горловине предкамеры наступает позже, чем при перетекании в вихревую камеру. Этот момент наступает за 15— 20° п. к. в. до в. м. т.
После начавшегося горения в предкамере начинается перете кание продуктов сгорания, воздуха и топлива в цилиндр. Боль-
Рис. III.19. Диаграммы давления в цилиндре двигате ля (1) и в предкамере (2)
шая часть этого перетекания происходит при отношении рк/рц больше критического, поэтому скорость определяется по формуле
|
"‘г 1 |
W = |
1 — РиЛ тг |
|
Рк / |
Показатель политропы расширения можно принять постоянным и равным тг = 1,4. Для вычисления этой скорости, помимо зави симостей давления, требуется также зависимость температуры в предкамере Тк от времени.
Общая площадь сечения отверстий в предкамере у предкамерных двигателей равна F jif = 100 ч-400.
Так как распыливание основной части топлива производится горячими газами, то этим ускоряются процессы нагревания и испарения топлива. Высокая температура газов и стенок каналов уменьшает чувствительность предкамерных двигателей к качеству топлива. Относительный объем предкамеры VJVC — 0,25-ь0,35.
§ 5. ПРОЦЕССЫ ИСПАРЕНИЯ ТОПЛИВА И ВЛИЯНИЕ ГОРЯЧИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ
Наибольшее значение в подготовке смеси топлива и воздуха к сгоранию в дизелях имеют процессы прогрева топлива, его испа рения и перегрева паров. Эти процессы зависят от размеров и ско рости движения капель по отношению к воздуху, от температуры и давления окружающей среды и физических свойств топлива.
Условия для испарения частиц топлива различны в различных зонах топливного факела и зависят от взаимного влияния частиц друг на друга. Наибольшие скорости воздуха относительно топ лива достигаются в тех частях факела, где наблюдается наибольшее торможение частиц, т. е. во фронтовой зоне и по периферии факела.
Интенсивность процессов нагрева и испарения факела зависит от условий испарения отдельных капель. В камере сгорания дизеля капля в начале процесса смесеобразования имеет низкую темпе ратуру и соответствующее низкое давление насыщенных паров'. Затем происходит прогрев до температуры начала кипения топ лива шщалее до температуры равновесного испарения. Повыше ние температуры капли при прогреве может быть определено по
формуле |
|
mKcTdTr = dQT, |
(III.31) |
яD\
гденгк = рт — ------ масса капли; ст — удельная теплоемкость топ лива при р = const; Тт— температура топлива °С; dQT — aFK X X (Тв — Тт) dr — тепло, подводимое к капле; FK = лD2k— пло-
щадь поверхности капли; а = Nu ~------коэффициент теплоотдачи
от воздуха к капле и X — коэффициент теплопроводности воздуха. Для расчета прогрева величина Nu определяется из выражения
Nu = 2 + 0 ,6 R e ,/2p r'/3.
При неподвижном воздухе Nu = 2. На основании выражения (II 1.31) находят время прогрева капли от Тн до температуры рав новесного испарения Тр, считая, что испарения в период этого прогрева не происходит. Затем происходит испарение. Уменьше ние веса капли в процессе испарения можно определить из выра жения
rTdmK= — dQH, |
(III.32) |
гдегт — удельная теплота парообразования; dQn = |
dQK— dQH— |
— dQn —; изменение теплоты, затрачиваемой на испарение капли
за время dr; dQK — теплота потока, проникающего |
от воздуха |
к капле и поглощенная топливом; dQH— теплота, |
затраченная |
на прогрев и повышение температуры капли; dQn— теплота, иду щая на перегрев паров топлива. В случае отсутствия дальнейшего
прогрева при равновесном испарении капли топлива узкого фрак ционного состава dQH= 0.
Исследования показывают, что отношение
ах
остается практически постоянной величиной на протяжении всего периода испарения капли. Тогда уменьшение диаметра капли по отношению к начальному диаметру D 0 определится из выражения
D \ = D l — kx,
где время т отсчитывается от момента начала испарения,
___ 1 Ю*'
-р dх
В процессе сжатия и в начале сгорания скорость испарения глав ным образом зависит от диффузионного переноса паров топлива.
Величина коэффициента k вычисляется как
к ____ 8 Р п (Рн Рт)
~Рт
где Dn— коэффициент диффузии пара в воздух, отнесенный к гра диенту парциального давления; рн — давление насыщенного пара жидкости при данной температуре; рт — парциальное давление паров над поверхностью жидкости.
Время полного испарения капли можно определить, приняв £>к = 0, тогда
т = Dl/k.
Коэффициент диффузии возрастает с увеличением температуры
иуменьшается с ростом давления. Упругость паров рн возрастает
сповышением температуры над поверхностью Тв, которая, в свою очередь, возрастает с увеличением температуры воздушного заряда, но уменьшается с ростом интенсивности испарения. При испарении обычных топлив упругость пара снижается по мере испарения наиболее легких фракций.
При условиях в цилиндре в процессе сгорания скорость испаре ния начинает в большой мере ограничиваться скоростью тепло отвода, который снижается вследствие больших затрат теплоты на перегрев паров испарившегося топлива. Согласно расчетам ско рость испарения одиночной капли при неподвижном воздухе умень шается с ростом давления, но это влияние значительно меньше влияния возрастающей температуры среды.
Вдвигателях с пленочным смесеобразованием испарение за висит от условий теплообмена между стенкой и пленкой топлива.
Согласно исследованиям, выполненным в ЦНИДИ, стенки сма чиваются топливом, содержащимся в крупных каплях. Мелкие сносятся газовоздушным потоком, возникающим вдоль стенок при подходе факела. Толщина потока составляет около 2— 4 мм. Сма чивание стенки каплями зависит от ее температуры. При темпера
22 Н . X . Д ьяченко |
^ |
337 |
