Добавил:

ivanov666 Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.

Вуз:

Башкирский Государственный Аграрный Университет

Предмет:

[НЕСОРТИРОВАННОЕ]

Файл:

книги из ГПНТБ / Теория двигателей внутреннего сгорания. Рабочие процессы учебник

.pdf

Скачиваний:

226

Добавлен:

23.10.2023

Размер:

20.63 Mб

Скачать

☆

<<< < Предыдущая 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 4142 / 5542 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 > Следующая >>>

Углы фх и ф2 (см. рис. IV .15) связаны со значениями макси мальных скоростей тепловыделения соответствующих составля ющих через выражения:

	Ф1 =		и ф2 =	(^2	1) хг
	Ф1 =		и ф2 =	(dx^\	k2- 1 '
				(dx^\	ki
				\ dcp Ущахе
Для многих практических расчетных исследований удобным
является	еще более простое		выражение (IV.21) при			дополни
тельном	условии k2 =	а 2 =	2. Между параметрами составля
ющих характеристики		тепловыделения по			выражению	(IV. 30)
и параметрами ее основных			участков существует связь в соответ
ствии с	выражениями:
для наибольшей скорости тепловыделения первой состав
ляющей
	/dxх\ ^ d x I			q g dxп .
	хйф/ шах^^ф			’

для доли теплоты, выделившейся за первую составляющую,

^(^Х1/с?ф)Шах .

1 1 dxi/d(f ’

для	наибольшей скорости во второй составляющей
	fdx2\	^	dxп
	\ d(f ) шах		dtp
для	ее доли теплоты
	-^2 —	-'-шах	% 1 -

Величина коэффициента k2 определяет форму второй состав ляющей тепловыделения, которая зависит от характера и интен сивности процессов испарения и перемешивания топлива с воз духом в цилиндре, т. е. от типа камеры сгорания и интенсивности впрыска топлива.

В общем случае величина этого коэффициента не строго равна двум и определяется по одной из экспериментальных характе ристик тепловыделения в зависимости от отношения ф2/фсг (рис.

IV. 15). Для	обычного диапазона	изменения этого отношения
otJ),2 до 0,5	величина коэффициента k2 вычисляется по формуле
	к2^ Ъ ( ф 2 / ф с г	0 > 1 ) .

Для существующих дизелей с неразделенными камерами сго рания параметры составляющих характеристики тепловыделения в выражении (IV. 30) для номинального режима работы имеют следующие значения: х г = 0,15-4- 0,50, фх = 2 = 5° п. к. в. и ф3 = 10 -г- 25° п. к. в. В зависимости от типа двигателя и ре жима работы возможны различные соотношения между состав ляющими характеристики тепловыделения.

418

Повышение продолжительности периода задержки воспламе нения и увеличение доли топлива, подаваемого за этот период, приводит к повышению доли тепла и максимальной скорости тепловыделения первой составляющей. Такой характер изменения параметров первой составляющей наблюдается при изменении нагрузки двигателя (рис. IV. 16). Для объективного сравнения характеристик тепловыделения в этом случае их следует пред ставить в виде зависимостей удельного тепловыделения

*_ _	_Q_ _	Q Л		(IV.32)
a	Qi;Ct	GB Qh		(IV.32)
a	Qi;Ct	GB Qh
		1	dx	Согласно (IV.32),
и скорости удельного тепловыделения —				Согласно (IV.32),

эти зависимости пропорциональны абсолютному количеству и

абсолютной скорости	выделения теплоты в двигателе. Так как
в выражении (IV. 32)	GB есть масса воздушного заряда цилиндра,

то полученные зависимости отражают также количество теплоты, выделившейся в цилиндре, отнесенное к единице массы воздуш ного заряда.

Согласно диаграммам на рис. IV. 16 скорость выделения тепла первой составляющей при уменьшении нагрузки возрастает, но во второй составляющей она уменьшается и общая продолжитель ность сгорания становится также меньше.

При увеличении числа оборотов двигателя (рис. IV. 17) воз растает величина периода задержки воспламенения в град. п. к. в. и увеличивается доля топлива, поданного за этот период в цилиндр. Более строгий анализ характеристик тепловыделения следует вы полнять при построении их по'оси ординат в масштабе

1	dx	1	dx
a	dt	a	dcp

Максимальная скорость тепловыделения режима с большим чис лом оборотов в этих координатах является более высокой. Об щая продолжительность процесса сгорания при повышении числа оборотов возрастает.

Влияние процесса впрыска и условий в начале сгорания на величину максимальной удельной скорости тепловыделения ди зелей с объемным способом смесеобразования и непрерывным впрыском топлива соответствует выражению

	_ л	*ах‘
	a \dt ) щах	а* ’
где т(- —	продолжительность периода	задержки воспламенения
в с; а (- =	^------ средний коэффициент избытка воздуха для топ-

лива, находящегося к концу периода задержки в объеме воздуш ного заряда.

27*

419

Рис.	IV. 16.	Диаграммы	рабочего	цикла ди	Рис. IV. 17. Диаграммы рабочего	цикла ди	Рис. IV. 18. Диаграммы рабочего цикла
зеля	при	различной	величине	цикловой	зеля при различной частоте вращения:		дизеля при различных долях объем
		подачи:			1 — при п = пном; 2 — при п =	0,6 лном	ного и пленочного смесеобразования:
1 — при йд = йц ном; 2 - при ёц =				о,4йц ном	1 — при п = пном; 2 — при п =	0,6 лном	1 — преимущественно объемное смесеобра-
1 — при йд = йц ном; 2 - при ёц =				о,4йц ном			1 — преимущественно объемное смесеобра-
							зование; 2 — пленочное смесеобразование

На основании результатов исследования А. И. Толстова пока затели степени равны а = 1,8-103 и b = 0,5.'Длй*быстроходных форсированных дизелей с D = 146 -*- 180 мм на режимах с а (. = = 2 -г 8 и Т; = (0,3 -ь 2,1) •10_3 с величина коэффициента А = 24.

Попадание топлива, поданного за период задержки воспламе нения, на стенки камеры сгорания и уменьшение доли топлива, распыленного в объеме воздушного заряда, уменьшает скорость тепловыделения первой составляющей и даже полностью исклю чает роль этой составляющей (рис. IV. 18, кривая 2).

С ростом числа оборотов двигателей роль первой составляю щей возрастает вследствие повышения доли топлива в объеме заряда и качества его подготовки к началу сгорания. В целом отношение максимальных скоростей тепловыделения двух состав ляющих характеристики для двигателей с объемным смесеобра зованием при непрерывном впрыске топлива зависит главным

образом от степени форсирования					двигателя		по числу оборотов,
давления наддува	и	от	сорта применяемого				топлива согласно
выражению
(rf-Ex/rftplmax	__9	fi _L	1 4	п____ fl А Рк		Ро ___ 9 Q		(IV.33)
(dx2/dlP)max		’ +	’	1000	~ U’ *	р0	Z’J 45>	(IV.33)

где рк, ро — давление наддува и нормальное атмосферное давле ние; ЦЧ — цетановое число применяемого топлива.

Уменьшению этого отношения способствует переход, к объемно пленочному и пленочному смесеобразованию, а также примене ние двойного впрыска топлива. Для двигателей, имеющих отно шение (IV.33) выше 2— 2,5, применение двойного впрыска позволяет достигнуть снижения жесткости процесса сгорания до

двух	и более раз и снижения шумности от процесса сгорания
до 6	дБ.

На основании выражения (IV.33) к таким двигателям отно сятся дизели с частотой вращения выше предельной

„ пр = 300 Ро 4'- 1600 45 — 400.

Предельная частота вращения возрастает с повышением давления наддува и применением высокоцетановых топлив.

Повышению скорости тепловыделения второй составляющей, соответствующей второму слагаемому выражения (IV.30), спо собствует повышение качества распыливания, интенсивности испарения и перемешивания топлива в цилиндре. Повышение интенсивности турбулизации воздушного заряда, созданного до начала или в процессе сгорания, приводит к росту скорости второй составляющей тепловыделения,' увеличению полноты сгорания и экономичности работы двигателя.

421

§ 5. ДЫМНОСТЬ ВЫПУСКНЫХ ГАЗОВ ДИЗЕЛЕЙ

Дымность обусловлена присутствием в выпускных газах мель чайших частиц твердого углерода (сажи) во взвешенном состоянии, которые образуются при пиролизе топлива в процессе сгорания. Современные методы исследования процесса сгорания позволяют изучать процесс сажевыделения в его развитии с момента появ ления первых частиц сажи до начала выпуска.

На рис. IV. 19 показано изменение по углу поворота колен чатого вала в процессах сгорания и расширения результирующего

/ — Ре = Ю 0 % ; 2 - р е = 4 0 % ;	6415/18	при п = 1500 об/мин;
3 ~ р е = 100%;	4 - р е =	60%

сажесодержания в цилиндре среднеоборотного и быстроходного дизеля. Такой характер кривых является результатом одновре менно идущих процессов образования сажи и ее выгорания. Быстрое сгорание хорошо подготовленной смеси сразу после вос пламенения обусловливает и“высокую скорость образования сажи, которая значительно превосходит скорость ее выгорания. В даль нейшем процесс идет с преобладанием скорости выгорания сажи над скоростью ее образования. К концу сгорания последних порций топлива образование сажи прекращается, а выгорание ее продолжается вплоть до открытия выпускных клапанов. По величине сажеобразования в цилиндре к началу выпуска можно судить об уровне дымности дизеля. Более интенсивная турбулизация горящей смеси в быстроходном двигателе улучшает усло вия подвода кислорода воздуха к очагам горения. Следствием этого является менее интенсивное сажеобразование и увеличение абсолютной (по времени) скорости ее выгорания в быстроходном дизеле. Однако, как следует из рис. IV. 19, степень снижения

422

концентрации сажи по углу поворота коленчатого вала в быстро ходном дизеле меньше, чем в среднеоборотном, и к моменту от крытия выпускных клапанов в цилиндре быстроходного дизеля содержится сажи на 80% больше, чем в среднеоборотном, что при водит к значительному увеличению дымности выпуска быстро ходного дизеля. Главной причиной этого является разница во времени, которое отводится на процесс выгорания сажи. Этим объясняется практически бездымный выхлоп большинства мало- и среднеоборотных дизелей.


Рис. IV.20. Изменение	степени		черноты пламени по углу
поворота коленчатого	вала	дизелей:		ЧН24/36 при	п =
= 360 об/мин:
1 — Ре=Ю 0% ; 2—ре= 40%;		6415/18 при		п=1500 об/мин;	3 —
Ре =	100%; 4 -		ре = 60%

Величина концентрации сажи в цилиндре дизеля определяет значение степени черноты пламени — одного из важнейших пока зателей излучательной способности пламени. На рис. IV.20 пока зано изменение в процессе сгорания и расширения действительных значений степени черноты пламени быстроходного и среднеобо ротного дизелей. Сравнение графиков, представленных на рис.

IV. 19 и IV.20, показывает, что изменение концентрации	сажи
и степени черноты пламени по углу поворота коленчатого	вала

имеет одинаковый качественный характер. При этом в отдельные моменты сгорания сажа в цилиндре дизеля скапливается в коли

честве,	при	котором	степень	черноты пламени приближается
к единице,		а излучательная		способность пламени — к излуча
тельной	способности		абсолютно черного тела.

На рис. IV.21 представлены результаты опытов по определе нию температуры пламени Тп при различных нагрузках. Здесь изменение температуры пламени в функции угла поворота колен чатого вала сравнивается с аналогичным изменением температуры

423

газов Т , определяемой по индикаторной диаграмме. Из рисунка

следует, что максимальная температура пламени значительно превосходит максимальную температуру газов Т г и несколько

увеличивается с ростом нагрузки. После достижения максимума температура пламени в течение 50— 60° п. к. в. изменяется на столько слабо, что ее на этом участке можно считать примерно

т,к

Рис. IV.21. Изменение температуры пламени (а) и температуры газов (б) по углу поворота колен чатого вала дизеля ЧН24/36 при п =

= 360 об/мин:

/ - Р е=100%; 2 - р е= 80%;

3 - ре=60% ; 4—ре — 40%

постоянной.	С ростом нагрузки	продолжительность	участка
с Т п = const	увеличивается. Таким	образом, эти опыты	свиде

тельствуют о существовании в цилиндре дизеля (при сгорании топлива) двух температурных полей, одно из которых образуют нагретые газы конечных продуктов сгорания, другое— мельчай шие частицы твердого углерода в виде сажи. Причем температура горящих частиц сажи близка к максимальной температуре сго рания водорода и может достигать по опытным данным кафедры ДВС Л ПИ им. М. И. Калинина 2600— 2700 К и выше.

РАЗДЕЛ ПЯТЫЙ

ТЕПЛООБМЕН В ДВИГАТЕЛЯХ И ТЕПЛОНАПРЯЖЕННОСТЬ ИХ ДЕТАЛЕЙ

Степень возможного форсирования двигателей внутреннего сгорания в большинстве случаев ограничивается теплонапря-

женностью их деталей. Под теплонапряженностью следует по нимать температурное состояние деталей, характеризуемое абсо лютными значениями температур и температурных градиентов Их производными являются механические свойства материала температурные напряжения, условия смазки трущихся поверх ностей и т. п., что уже непосредственно определяет надежность и долговечность деталей и узлов двигателя. Дальнейшее их фор сирование по среднему эффективному давлению и оборотам Во многом зависит от того, насколько удачно будет решен вопрос о снижении теплонапряженности деталей. Основной конечной задачей практических расчетов теплообмена в Д ВС является оп

ределение температурного состояния теплонапряженных деталей, распределения тепловых потоков по отдельным элементам их поверхности и температурных напряжений. На этой основе воз можен выбор наиболее рационального конструктивного исполне

ния деталей и систем охлаждения двигателей.

В настоящее время особое значение приобретает разработка расчетных методов работоспособности двигателей еще в стадии

проектирования, что должно обеспечить сокращение времени и материальных затрат на их экспериментальную доводку.

Решение этих задач ограничивается недостаточной изучен

ностью процесса теплообмена в ДВС, что в большой мере обус

ловлено его сложностью и быстротечностью. Все процессы, про

исходящие в цилиндре двигателя, взаимосвязаны. Поэтому ис следование теплообмена, анализ влияния на теплонапряженность

отдельных факторов нельзя осуществлять в отрыве от термохи мических и термодинамических процессов. Лишь комплексные

исследования, начиная с процесса тепловыделения и кончая про цессом теплообмена, позволят вскрыть эти взаимосвязи, попол

нить теорию теплообмена в Д ВС и на этой базе более надежно

решать практические задачи.

425

Г Л А В А X III

ТЕПЛООБМЕН В ДВИГАТЕЛЯХ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ

§ 1. ПЕРЕДАЧА ТЕПЛОТЫ ЧЕРЕЗ СТЕНКУ. ТЕМПЕРАТУРА

	СТЕНКИ
Примем, что	установившийся т е п л о в о й	п о т о к одно
мерный. Тогда	по закону Ньютона удельный	поток теплоты

q ккал/м2-ч (Вт/м2) через плоскую стенку будет равен со стороны

подвода

				q =	а 1 { Т 1—		Т ст1);				(V.1)
со стороны отвода теплоты
				q — tt2(7’cx2			Т%),				(V.2)
Здесь	и	а 2—	коэффициенты			теплоотдачи,			ккал/м2 -ч-град
(Вт/м2 -К);	Т 1 ,Т 2,		Т ст1, Т ст2 — температура					рабочего			тела и
стенки со стороны подвода и отвода теплоты соответственно.
Исходя из		закона		Фурье, для		рассматриваемого				случая
				Я =	{ Т ст1	Т'стг);
для плоской многослойной стенки
				Г’ст!	■г ст2		__ Т1 С Т11	— Т с:			(V.3)
			^1 _1 _^2_ I . , . ! вп								(V.3)
			^1 _1 _^2_ I . , . ! вп					«t
			Ах	Я2		hri		«t
где б ь 6 2,	. . ., б „ —			толщины слоев стенки,				м;	Я1( Х2, .		. ., Хп —
коэффициенты		теплопроводности					метариала		слоев		стенки,
ккал/м-ч-град (Вт/м-град).
Определив температурные напоры							из равенств			(V.I)— (V.3)
и сложив их,		найдем выражение для удельного теплового потока
			9 = -------- Ц Р 1 1 --------•								(V.4)

i=l

По аналогии с предыдущим, для цилиндрической многослой ной стенки удельный тепловой поток, отнесенный к единице длины стенки qt ккал/м-ч (Вт/м), определится из соотношения

Яг-	М Т \ - Г 2)			(V.5)
Яг-	и			(V.5)
—	+ V	2 lt	ln^±±	a2dfl
M i	L x	2 lt		a2dfl
	i—1

426

В формулах (V.4) и (V.5) знаменатель называется т е р м и

ч е с к и м с о п р о т и в л е н и е м т е п л о п е р е д а ч е R t
м2 -ч-град/ккал (м2 -град/Вт), которое определяет величину	тем
пературного напора, необходимого для перехода 1 ккал в	еди
ницу времени через 1 м2 поверхности стенки (для цилиндрической

стенки —	через кольцевую поверхность шириной в 1 м). Первый
и третий	члены знаменателя	называются т е р м и ч е с к и м и
с о п р о т и в л е н и я м и		т е п л о о т д а ч е ,		средний —
т е р м и ч е с к и м с о п р о т и в л е н и е м с т е н к и .					Ве
личина,	обратная термическому		сопротивлению,	получила
название	к о э ф ф и ц и е н т а		т е п л о п е р е д а ч и
k ккал/м2 -ч-град (Вт/м2 -К).		Для	плоской многослойной		стенки
					(V.6 )

для цилиндрической многослойной стенки
п	(V.7)

Коэффициент теплопередачи определяет величину теплового потока через единицу поверхности стенки при температурном напоре в 1° С.

Следует иметь в виду, что при отношении наружного диаметра цилиндрической стенки к внутреннему, меньшем 1 ,2 , расчет можно

вести (например, для втулки цилиндра) как для плоской стенки, не внося большой погрешности в его результаты.

Температура стенки может быть определена из условий ра венства количества теплоты, переходящего от теплоподводящей среды к единице поверхности [формула (V. 1)], количеству теп лоты, проходящему через стенку к охлаждающей среде

Обозначим коэффициент теплопередачи от тепловоспринимаю

щей поверхности к охлаждающей среде k ' ,

427

<<< < Предыдущая 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 4142 / 5542 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 > Следующая >>>

Соседние файлы в папке книги из ГПНТБ