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

соответствующей корректировкой полученных значений еп. Ус­ ловная степень черноты стенки определяется по формуле (V. 11).

Шиткей (табл. V. 2, формула в графе 11) определяет степень черноты пламени по зависимости

еп = еп. о (1 — <Гкр1*).

Степень черноты факела пламени еп 0 принята равной 0,8, коэф­

фициент k в показателе (суммарный коэффициент ослабления

луча) для интервала температур 1100— 1500 находится в пределах

1,8— 2,0 .

Условная степень черноты факела

6п = Х8П,

где х — относительная величина объема, занимаемого пламенем

V

о

0,8

в рассматриваемый момент. Степень черноты стенки 8СТ прини­

мается равной 0,9.

Значения показателя степени k p l3 и х , полученные для пред-

камерного двигателя, приведены на рис. V.I.

Г. Вошни (табл. V.2, формула в графе 13) предлагает оцени­ вать теплоотдачу радиацией пламени, принимая еп = 0 , 6 (для

устойчивого пламени дизельного топлива), температуру пламени при оценочных расчетах заменять температурой газов. В. Аннанд считает, что при современном уровне знаний нецелесообразно пытаться определять теплоотдачу лучеиспусканием по углу по­ ворота коленчатого вала и предлагает ограничиваться оценкой

средней за цикл величины

Q „ = C ( T t ~ T t r ) F ,

где для дизелей С = 1,6-10"12, а для двигателей с принудитель­

ным зажиганием С = 2,1 •10'3.

Как видно из приведенного материала, в методы определения

З л.п вносится много условностей. К ним в первую очередь следует отнести принятие еп постоянной (табл. V.2, формулы в графах 10, 12, 13), не зависящей от угла поворота коленчатого вала

440

Т а б л и ц а V.3. Относительная величина теплоотдачи лучеиспусканием в %

и режима работы дизеля, замену температуры пламени темпера­ турой газов (графы 10, 12, 13) или оценку Т п по методике, приня­

той в практике котлостроения для стационарных процессов горе­ ния топлива в топках большого объема. Все это в значительной степени сужает возможность примене-

асвойственны общие недостатки.

1.Все формулы носят эмпирический и полуэмпирический характер и в той или иной степени справедливы лишь для сходных двигателей. Значения as , полученные по разным формулам для

одного и того же двигателя, отличаются в несколько раз

(рис. V.2 ).

441

2. Расчетные зависимости позволяют определить лишь услов­ ные средние для всей поверхности значения а 2. Невозможна диф­ ференцированная оценка значений коэффициента теплоотдачи по элементам тепловоспринимающей поверхности. Данные же экс­

периментальных исследований показывают, что изменение вели­

чины a s по поверхности весьма велико (гл. I, § 2). Пренебреже­ ние этим фактом может привести к значительным ошибкам.

3. Современные исследования процессов теплообмена в ци­ линдре Д ВС показывают необходимость учета теплоотдачи из­ лучением пламени. Однако методы расчета ал пв большой степени условны.

§ 3. ТЕПЛООТДАЧА В ОХЛАЖДАЮЩУЮ СРЕДУ

Теплоотдача от стенки цилиндра в охлаждающую среду

Количество теплоты, отданной единицей поверхности стенки

охлаждающей среде (воде, маслу и т. п.) за единицу времени, определится по закону Ньютона

среде; Тст2 — температура стенки со стороны охлаждения; Т охл —

температура охлаждающей среды.

До настоящего времени нередко интенсивность теплообмена

в полости охлаждения цилиндра оценивают по эмпирической

с достаточной полнотой физическую сущность процесса. Она могла удовлетворять в то время, когда степень форсирования двига­ телей была незначительной, применялась система охлаждения с низкими температурами охлаждающей воды, детали были мас­ сивными, толстостенными.

В современных форсированных двигателях условия тепло­

обмена в полости охлаждения цилиндра в значительной степени

изменились: охлаждающая жидкость повышенной температуры (65— 90° С и выше) омывает вибрирующую с большой частотой

нагретую до высоких температур поверхность. Нередко в отдель­ ных зонах охлаждаемой поверхности, а иногда и на большей ее части наблюдается поверхностное кипение. Поверхностное кипение наблюдается при сравнительно низкой температуре ос­ новного потока охлаждающей жидкости и температуре теплоотда­ ющей поверхности, превышающей температуру, кипения соответст-

442

вующую давлению в зарубашечном пространстве. Образующиеся на поверхности при перегреве пристенного слоя воды пузырьки пара, отрываяь от нее, попадают в относительно холодный ос­ новной поток и конденсируются. Как показывают исследования, полная конденсация пара происходит уже на глубине 3— 6 мм

от поверхности. Паросодержание в пристенном слое доходит до

50— 60%. При возникновении поверхностного кипения наблю­ дается резкое возрастание интенсивности теплообмена. Последнее объясняется в основном не влиянием теплоты парообразования, а возмущающим действием пузырьков пара на пограничный слой. Влияние скорости движения жидкости в этих условиях отходит на второй план. Формула (V. 14) оказывается непригод­

ной даже для ориентировочной оценки аохл. Значения коэффи­

Таким образом, при рассмотрении условий теплоотдачи от стенки цилиндра в охлаждающую ее воду следует иметь в виду возможность двух видов теплообмена: при отсутствии и при нали­ чии изменения агрегатного состояния.

В случае теплообмена без изменения агрегатного состояния коэффициент теплоотдачи в охлаждающую жидкость аохл является функцией следующих определяющих параметров:

“ охл = f («\ V-, К ср, у ', g , р, d, I, Ф ).

С переходом на режим теплоотдачи при поверхностном кипе­ нии функциональная зависимость аохл значительно усложняется

коэффициент динамической вязкости, теплоемкость, коэффици­ енты теплопроводности и объемного расширения охлаждающей жидкости; у ' и у " — удельные веса охлаждающей жидкости и пара; t0XJI и Дts — средняя температура охлаждающей жидкости

и величина недогрева ее до температуры насыщения при давле­ нии в полости охлаждения; g — ускорение силы тяжести; q — удельная тепловая нагрузка поверхности теплообмена; i и Г —

теплосодержание охлаждающей жидкости при средней темпе­ ратуре toxn и при температуре насыщения ts \ г — теплота паро­ образования; о — коэффициент поверхностного натяжения; г — число центров парообразования; d, I и Ф — геометрические раз­

меры и форма теплоотдающей поверхности.

При отсутствии изменения агрегатного состояния, когда тем­

пература охлаждаемой поверхности ниже температуры насыще­ ния охлаждающей жидкости, для расчета теплообмена можно

рекомендовать формулу В. М. Бузника

Nu = 0,017Ре°’8Рг0’4 ( ~ ^ ) ° ' 18 е/>

44 3

Я, a, v — коэффициенты теплопроводности, температуропровод­

ности и кинематической вязкости охлаждающей цилиндр жидкости; w — скорость потока в кольцевом канале; ц — поправочный

коэффициент, учитывающий изменение среднего коэффициента

теплоотдачи по длине канала; d3KB = da— d x\ определяющая тем­ пература tonр = V2 (tg— tj).

Для оценки величины коэффициента теплоотдачи при поверх­

Теплоотдача от днища поршня в охлаждающую среду

Интенсивность теплоотдачи от поршня зависит в основном от

способа охлаждения и свойств охлаждающей среды. Обычно раз­ личают следующие способы охлаждения: опрыскиванием струей

внутренней поверхности головки поршня в масло можно исполь­

зовать следующие зависимости.

При о п р ы с к и в а н и и м а с л о м (формула Г. Б. Розен-

блита)

Nu = 0,18Re°-63Pr0'38,

откуда

у0,68

а м— 846^t;^.0,8iv6,2o ккал/м2 -ч.град.

444

В качестве определяющего параметра принята средняя тем­ пература

^ср — V 2 (Ci + ^ст)>

масла при температурах масла и охлаждаемой поверхности

При водяном охлаждении коэффициент теплоотдачи оказы­ вается значительно выше (до 4000 и более ккал/м2 -ч-град). Если

отсутствует специальное охлаждение, то коэффициент теплоот­ дачи от внутренней поверхности в масляный туман в картере обычно находится в пределах 50— 150 ккал/м2 -ч-град (58—

174 Вт/м2 -К).

Интенсивное охлаждение поршня позволяет отвести в систему охлаждения до 70— 90% тепла, воспринятого поршнем от рабо­ чего тела в цилиндре.

445

Г Л А В А XI V

ТЕПЛОВОЙ поток

§I. ТЕПЛОВОЙ ПОТОК ЧЕРЕЗ СТЕНКИ ЦИЛИНДРА

Нарушение в работе деталей цилиндро-поршневой группы

часто обусловливается высокой их температурой, вызывающей ухудшение механических свойств материала, изменение зазоров; высоким градиентом температур в теле детали, определяющим величину температурных напряжений, высокой температурой тру­ щихся поверхностей, что во многом определяет условия смазки и т. д. Все эти величины — максимальная температура, темпера­ турный градиент, температура поверхности — определяют работо­ способность детали, уровень ее теплонапряженности. Последний находится в прямой зависимости от конструктивных особен­ ностей детали или узла и характера протекания рабочего про­ цесса. В случае детали или узла определенного конструктивного исполнения их теплонапряженность будет зависеть лишь от па­

раметров рабочего процесса, определяющих величину теплового потока через тепловоспринимающую поверхность, поэтому тепло­

вой поток принимается за основной критерий теплонапряженности

Характер теплового потока

Тепловой поток от рабочего тела в цилиндре к тепловоспри­ нимающей поверхности за цикл претерпевает большие изменения по абсолютной величине и направлению. На рис. V.3 показан

характер изменения теплового потока в стенке цилиндра двух­ тактного молооборотного двигателя по углу поворота коленча­

того вала. Максимальная величина мгновенного значения тепло­ вого потока наблюдается в период наибольших величин давления

и температуры газов (в данном случае около 1,16-106 ккал/м2-ч или 1,35 - 106 Вт/м2). В период продувки и первой половины сжа­

тия происходит отдача теплоты от стенок свежему заряду воз­ духа. Среднее за рабочий процесс значение теплового потока при этом не превышает 1,60-104 ккал/м2-ч (1,87-104 Вт/м2).

Пульсирующий характер изменения интенсивности подвода теплоты к поверхности деталей вызывает колебание ее темпера­ туры. Однако колебания температуры на поверхности сравни­ тельно малы и быстро затухают с удалением от нее. Амплитуда

колебаний и глубина их проникновения в основном определяются степенью и характером изменения значений коэффициента тепло­

отдачи от рабочего тела стенке детали, физическими свойствами ее материала, степенью изменения температуры газов за цикл

и частотой циклов.

На рис. V.4 приведены результаты расчетной оценки ампли­ туд колебания температуры детали в зависимости от частоты цик-

446

лов (принято в первом приближении синусоидальное изменение температуры в цилиндре), материала и от удаления от тепловос­ принимающей поверхности. Уже на глубине 1 мм при 300 цикл/мйн амплитуда колебания температуры в теле чугунной детали (сплош­ ные линии) уменьшается в 3— 4 раза, а при 3000 цикл/мин коле­

бания на этом удалении от поверхности практически неощутимы.

В детали из алюминиевого сплава проникновение колебаний зна­ чительно глубже, но амплитуда на ее поверхности меньше (штри­ ховые линии).

Характер изменения во времени температуры крышки ци­ линдра двухтактного дизеля на различном расстоянии от поверх-

Рис. V.3. Изменение интенсивности1 теплоотдачи от

’рабочего тела в цилиндре к стенке по углу поворота

коленчатого вала

ности виден из рис. V.5 (100 цикл/мин). Наибольшее изменение температуры на поверхности достигает 31°, на глубине 5 мм — около 1° С. Следует обратить внимание на четко выраженный сдвиг по фазе температурных кривых по мере удаления от тепло­ воспринимающей поверхности.

По мере увеличения частоты циклов двигателя колебание

температуры оказывается менее интенсивным (табл. V.4). Колебания температуры на поверхности деталей, особенно

многооборотных двигателей, малы по сравнению с температурным напором ДТ = Т г— Г ст, определяющим теплоотдачу от рабочего

тела к стенкам цилиндра. В период наиболее интенсивного тепло­

обмена (рабочего хода) отклонение температуры стенок от средней ее величины не превышает 1— 2% от ДТ. Последнее обстоятель­

ство позволяет при расчетах теплового потока от газов к тепло­ воспринимающей поверхности пренебречь колебаниями темпера­ туры на ней и принимать расчетную температуру постоянной, равной среднему значению.

447

Т а б л и ц а V.4. Колебание температуры на поверхности

В большинстве случаев основными факторами, определяющими

надежность работы теплонапряженных деталей, являются средние

по времени значения температур деталей и температурных градиен­

тов. Основной задачей при анализе работы упомянутых деталей

является определение стационарного температурного поля. Однако при решении вопросов прочности деталей пренебреже­

ние дополнительными напряжениями a t, возникающими в ре­

зультате колебания температур в поверхностном слое, в ряде

случаев может привести к ошибочным выводам. Эти дополни­ тельные напряжения оказываются значительными, особенно на поверхности деталей малооборотных форсированных двигателей.

448

Так, например, при амплитуде колебания около 50° С o t может достигнуть значений порядка 1 0 0 0 кгс/см2.

Амплитуда и характер колебания температуры на поверх­ ности деталей в значительной степени зависят от ее чистоты. По мере нагарообразования снижается средняя температура поверхности и A t. Так, например, при работе двигателя на по­

стоянном режиме в первоначальный период, когда поверхность

рообразования — наиболее интенсивным в первые часы работы

двигателя и стабилизацией со временем толщины слоя нагара. Нанесение различного рода покрытий на тепловоспринимаю­

щую поверхность поволяет в значительной степени разгрузить поверхностный слой деталей от циклического воздействия рабо­

чего тела.

Средний тепловой поток

Таким образом, при оценке теплонапряженности деталей дви­ гателя в инженерных расчетах обычно пользуются средней по времени величиной удельного потока теплоты и средними тем­

Если при оценке лучистой составляющей принять в первом приб­

Следует отметить, что при больших величинах лучистой со­ ставляющей последнее допущение может привести к значительной ошибке.

Среднее по времени значение коэффициента теплоотдачи опре­ деляется как средняя интегральная величина. При определении средних по времени величин температурных напоров А Т прене­

брегают колебанием температуры поверхности стенки со стороны

рабочего тела, считая ее постоянной Т ст. Использование же сред­

ней интегральной температуры газов(пламени) в данном случае

будет ошибочным, так как а так же, как и ДТ^, является функ­ цией температуры газов. Здесь необходимо исходить из с р е д ­ н е й р е з у л ь т и р у ю щ е й т е м п е р а т у р ы п о т е ­ п л о о т д а ч е Т Гшрез. При установившемся режиме работы