Добавил:
Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.
Вуз: Предмет: Файл:

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

.pdf
Скачиваний:
55
Добавлен:
23.10.2023
Размер:
20.63 Mб
Скачать

заряда в цилиндр является установившимся. Тогда, если пре­ небречь разницей удельных весов свежего заряда во всех сече­

ниях впускного тракта,

получим

 

О

 

О

 

9

 

ft

2g

Yo

+

ёв"

(1.48)

Yo '

^ 2 g ^

2g ’

где w0— начальная

скорость

потока

при

входе в патрубок;

wa — скорость потока в сечении впускного клапана при давлении, равном ра; у 0 — удельный вес заряда; |вп — коэффициент' сопро­ тивления впускной системы, отнесенный к скорости потока wa.

Пренебрегая начальной скоростью w0, после некоторых пре­ образований получим выражение для определения потерь в виде

РО — Ре Дра = -^г(1+1вп)о»о-

(1-49)

Разность р 0

ра представляет

собой потери

давления на

впуске, которые

пропорциональны

скорости движения заряда

во второй степени. В соответствии с условием неразрывности по­ тока заряда, движущегося в системе впускного тракта, можно записать

к Wa = ?пСт,

где /к, Fn — площадь проходного сечения в клапане и площадь днища поршня, м2; ст— средняя скорость движения поршня, м/с, откуда скорость заряда в клапане

wа

F„

FnSri

Vsn

к т

30/к

30к '

 

Подставляя значения wa в уравнение (1.49), получим

V a =

Yo

2^900

или окончательно

Vsn

(1 + £вп) ■

 

APa = k ( l + u f ,

(1.50)

 

IК

 

,

^sYo

двигателя и

где k =

-f^Tgoo — постоянная величина для данного

данных условий окружающей среды.

Согласно опытным данным величина коэффициента сопро­ тивления всей системы, отнесенная к проходному сечению в кла­ пане, £вп = 2,5ч-4.

Следовательно, из уравнения (1.50) видно, что потери в системе впуска Дра пропорциональны числу оборотов коленчатого вала во второй степени и обратно пропорциональны квадрату проход­ ного сечения в клапане.

50

При форсировании двигателя потери Ара не возрастут, если при соответствующем расчете увеличить диаметр клапана или поставить, допустим, два впускных клапана с соответствующей заданию суммарной площадью их проходного сечения. Кроме этого, при конструировании двигателя сопротивление системы впуска £вп может быть уменьшено путем создания деталей и ком­ муникаций впуска обтекаемых форм, выбором оптимальных сече­ ний труб по длине всего впускного тракта при наименьшем числе поворотов (колен).

Весьма существенной являет­ ся тщательность обработки вну­ тренней поверхности впускных трубопроводов.

 

 

 

 

75

т

 

 

 

 

ffff, %

Рис. 1.19. Температура

смеси в мо­

Рис. 1.20.

Температура смеси, посту­

мент входа в цилиндр при разных

пившей в цилиндр при разных степенях

степенях

дросселирования

 

дросселирования

 

Средние

скорости воздуха

во впускных клапанах

дизелей

колеблются в пределах 30— 70

м/с; в двигателях с принудитель­

ным зажиганием

(карбюраторные) — в

пределах 50— 80 м/с,

а в некоторых типах (спортивные) двигателей эти значения могут достигать 150 м/с.

Величина Ара у четырехтактных двигателей без наддува лежит в пределах Ара = (0,10-Ю,25) р 0.

Большие значения относятся к карбюраторным и газовым

двигателям,

меньшие — к дизелям.

 

Для двигателей с наддувом величина Ар"а зависит от давления

воздуха после нагнетателя

и колеблется у выполненных

кон­

струкций

в

пределах

Ар"а =

(0,05-Ю, 10) рк.

 

Ниже приводятся исследования, уточняющие определение

основных

показателей

в конце наполнения (ра и Та) [3 и

11].

На рис. ЫЭ'И 1.20 даются средние значения температуры смеси во впускной трубе перед клапаном, т. е. перед входом в цилиндр, и смеси, уже поступившей в цилиндр, в зависимости от величины площади открытия дроссельной заслонки /др.

В точке г (рис. 1.21) расширение остаточных газов до давления/^ оценивается объемом ]/'; следовательно, для свежего заряда остается свободным объем]/", а весь рабочий объем равен сумме

4*

51

объемов Vs — V + V". Имеется в виду, что работа, расходуемая на сообщение скорости поступающему в цилиндр заряду, впослед­ ствии превращается в теплоту, что можно выразить следующим равенством [11]:

= V" (р0 — ра) &

Vs1\v (Ро — Ра)-

 

На основании изложенного составляется баланс энергии для

процесса наполнения в следующем виде:

 

U0-f- Uг -\- Uд Ш г

(1.51)

где Uа, U0, Uг — внутренняя энергия газов: в конце наполнения,

свежего заряда, остаточных газов;

t/д — кинетическая энергия

газов, превращенная в тепловую;

A— уменьшение

вслед­

ствие расширения газов от

давле-

Г

V '

Рис. 1.21. Диаграмма наполнения (к расчёту)

НИЯ Рг ДО ра

По данным проф. В. В. Махалдиани, уменьшение внутренней энергии остаточных газов в зави­ симости от дросселирования со­ ставляете— 20%, что можно учи­ тывать в балансе коэффициентом (3, который можно принять равным 0,80 для холостого хода и 0,94 при работе с полностью открытым дросселем. В связи с этим по­ правка может быть выражена в виде

иг - ш г = $иг.

Учитывая, кроме этого равенства, уравнение (1.51), можно получить уравнение баланса в следующем виде:

Ua =

Uо £>Ur + Vslty (Ро ра).

(1.52)

Если

 

 

 

 

иа =

Р а У а

,ПС[/а Та

Р а У а

 

8312 Та

k — l ’

 

и 0 = PoVsnv ncvoTo = To (Pops'll/)

 

8312Г„

T 0

( k - l )

 

и ,

PrVc

pcVrTr =

PrVc

 

8312Tn

k — l

 

то, подставив правые части этих равенств в уравнение баланса

(1.52), получим

Po4v

$Рг

' РоЦУ (k —•1)

е — 1

Ра

у + 1Щ(£ — 1)

1 В единицах измерения СИ.

52

На дроссельных режимах подогрев смеси во всасывающем тракте оказывается незначительным и им можно пренебречь, тогда То i=& То, а поэтому выражение для ра будет иметь следующий вид:

Po^v+ ~~~~y + РоНе — 1)

Ра = ----------- ё------------ -------------- ,

у + X]v(k- 1)

ИЛИ

(1.53)

J ± T + nv(k^ l)

Все эти формулы ценны тем, что позволяют кроме более точного результата подсчета ра широко представить связь одного из ос­ новных показателей наполнения с другими параметрами, оказы­ вающими влияние на его величину.

К о э ф ф и ц и е н т о с т а т о ч н ы х г а з о в уг — отно­ шение количества оставшихся в цилиндре от предыдущего цикла газов М г (в молях) к количеству поступившего свежего заряда М3

Уг

м г

(1.54)

Ж '

 

При уменьшении уг возрастает наполнение цилиндра свежим за­ рядом и повышаются скорости сгорания горючей смеси в связи с тем, что отработавшие газы, как инертные газы, тормозят реак­ ции окисления моторных топлив.

Для четырехтактных двигателей (табл. 1.6) величины рп Тг, уг представлены в соответствующих пределах.

Т а б л и ц а 1.6. Параметры выпускных газов

Рг

Двигатели

кгс/смг

МПа

тг к

 

 

 

 

Карбюраторные

1,02— 1,2

0,101—0,118

900— 1100

0,07— 0,12

Дизельные

1,06— 1,2

0,104—0,118

600—800

0,03—0,06

У двухтактных двигателей несколько другие данные по вели­ чине коэффициента остаточных газов и зависят они от схем про­ дувок, а именно:

П етлевая.................................................................................

0,08—0,25

Петлевая с управляемым золотником............................

0,10—0,12

Прямоточная . . ................................................................. 0,06—0,15

Кривошипно-камерная .....................................................

0,25—0,40

53

Двигатели большей быстроходности будут характеризоваться данными рг, Тг и у,, больших значений, т. е. ближе к верхнему пределу, а тихоходные к нижнему пределу этих значений.

Величина сильно зависит от количества свежего заряда М3, поступившего в цилиндр. Поэтому в четырехтактных двигателях уг зависит не только от рп но и от отношения p jp a, быстро возрастая с увеличением этого отношения, т. е. с уменьшением ра.

Большое влияние на уменьшение уг в четырехтактных двига­ телях оказывает подбор углов перекрытия впускного и выпуск­

ного клапанов, а также

продувка объема камеры сжатия Vc,

но последнее может быть

существенным только для двигателей

с наддувом, которым обычно задается большой угол перекрытия

(см. табл. 1.4).

При полном сгорании топлива коэффициент уг можно получить экспериментальным методом из соотношения

со;

Тг~ с о ; - с о ; ’

где СОг — количество углекислого газа, полученного при анализе на линии сжатия; СО2 — количество углекислого газа, получен­ ного в конце процесса расширения в процентах по объему.

Т е м п е р а т у р а р а б о ч е й с м е с и в к о н ц е

н а ­

п о л н е н и я Та представляет собой температуру рабочей

смеси

свежего заряда, получавшего теплоту от внутренних стенок ци­ линдра и остаточных газов, оставшихся в цилиндре от преды­ дущего цикла с температурой Тг.

Температура в конце наполнения Та может быть определена из уравнения баланса теплоты свежего заряда и остаточных газов до и после их смешения:

^зН-ско (То + АТ) 4- M rpcVrTг — (М3-]г M r) pcVaTa.

Учитывая теплоемкости и полагая, что pcv0 = pcVa и \x,cVr =

= ф'рсго. гДе Ф' — коэффициент, учитывающий различие в те­ плоемкостях свежего заряда и остаточных газов,

М3 (Т0+ ДГ) + ЛДфТ, = (М3 + AQ Та

делим на М3 и, учитывая, что ~ ~ = уг, получим

Т0 + ДГ + ф 'тЛ = (1 + У г)Т а.

Тогда искомое значение параметра Та получится из выражения

+

(,.55)

Для двухтактных или четырехтактных двигателей с наддувом формула остается без изменений за исключением температуры Т 0, которая заменяется температурой воздуха после компрессора,

54

т. е. ТкК. Из уравнения (1.55) видно, что температура рабочей смеси в конце наполнения Та зависит от исходной температуры Т 0 или Тк, от А Т — температуры подогрева за счет тепла стенок цилиндра, которых касается газ при наполнении цилиндра, и температуры остаточных газов Тг.

С возрастанием АТ и уг температура Та возрастает и значение коэффициента наполнения г\у падает.

Учитывая тепловой эффект при переходе кинетической энер­

гии движущихся

масс

заряда

в теплоту,

составляется

баланс

в виде равенства [11]

 

 

 

 

 

 

 

 

Mr\kCyr (Тr

Ta) + UA = M0pcVi) (Та То).

 

Ранее было показано, что UA =

(р0ра), поэтому

 

МгЦСуг (Тr Та) -f- VsPv (р0

ра) =

M0\icV0 (Та— Го),

 

допуская \xcyr «

pcVo

 

 

 

 

 

 

 

 

Уг (Тг - Та) + VrtvJPo^Pa)

= Т а _

(I. 56)

Принимая во внимание соотношения

 

 

 

 

 

лл __

PqVs'nv .

8312

=

k

 

 

° ~

8312Г0 ’

^

 

 

 

 

можно написать

 

 

 

 

 

 

 

 

 

VsT)v(P o~ Р а )

_ _

( Р о — р а ) Т 0 ( 6 - 1 ) .

 

 

М0[1Су0

 

 

Ро

 

 

 

 

С учетом подобных преобразований уравнение (1.56) можно

представить в таком виде:

 

 

 

 

 

 

 

 

Т0 + УгТг ^ Ч г ^ Т0(к-

О

 

 

Та =

 

 

**> Ро

 

 

 

 

 

 

 

 

УГ

 

 

 

или, обозначив

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Р о

Р а

T0(k — 1) =

ф,

 

 

 

 

Р о

 

 

 

 

 

 

 

получают выражение для

Та

 

 

 

 

 

 

Та

 

Т о +

У ГТ Г +

ф

 

 

(1.57)

 

 

1 + У г

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Для полного

дросселя

 

(по данным

В.

В. Махалдиани) ф =

= 18° — величина минимальная, а для холостого хода ф =

76° —

максимальная. Таким образом, пользуясь приведенным методом расчета, учитывающим кинетическую энергию потока заряда, которая трансформируется в теплоту, можно параметром ф внести существенную поправку в тепловом балансе при определении температуры смеси в конце наполнения.

55

Анализ результатов исследования двигателей позволяет привести следующие данные:

 

At, °С

та, К

Карбюраторные двигатели ............................

10—30

340—400

Четырехтактные дизели без наддува . . .

10—25

310—340

Четырех- и двухтактные дизели с наддувом

5— 10

320—380

В табл. 1.7 приводятся данные подогрева заряда для различных марок двигателей автомобилей и тракторов отечественного про­ изводства.

Влияние отдельных факторов на величину АТ рассмотрим на отдельных примерах расчета по теплообмену различных двига­ телей.

Двигатель ЗИЛ-120 при п =

1800 об/мин:

 

 

 

 

открытие дроссельной

заслонки, % 20

40

60

100

 

At,

° С ....................................................

 

57

41

36

33

 

Для четырехтактных дизелей:

 

 

 

 

с неразделенной камерой (нагрузка

 

 

 

 

100%)

 

 

 

 

 

 

п, об/мин ............................................

 

1000

 

1400

1800

 

М,

° С ....................................................

камерой

18

 

12

6

 

с

вихревой

при п ~-

 

 

 

 

=

1600 об/мин

25

 

 

 

 

Л'е. % ....................................................

 

50

75

100

 

At,

° С ....................................................

 

14

16

19

23

 

С т е п е н ь ю

с ж а т и я четырехтактного

двигателя

назы­

вается отношение полного объема цилиндра двигателя

Va =

Vc +

+(рис. 1.16) к объему камеры сжатия Vc

 

 

Уа

_

Ve+ F s

,

 

 

 

 

(1.58)

 

 

Vc

~

vc

 

~ 1 -

T 7

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Следует

напомнить, что в двухтактных

двигателях (рис. 1.18)

часть хода

поршня,

соответствующая

высоте

выпускных

и

Т а б л и ц а

1.7. Примерные значения

продувочных окон

/

и

2 в ци-

подогрева заряда

 

 

линдре,

является

практически

некоторых типов двигателей [22]

нерабочей и называется поте­

Марка двигателя

At,

°с

рянной

частью

хода

поршня,

а

соответствующий

ей

объем

 

 

 

 

 

Vn — фУ5 — потерянным объе­

МЗМА-400, 403,

ГАЗ-51

18—20

мом части хода поршня.

В связи

с отмеченным для

заполнения

ЗИМ, ЗИЛ-110, М-20,

15— 18

цилиндра свежим зарядом может

М-21

 

 

 

быть использована только часть

ЗИЛ-120,

ЗИЛ-121

18—22

рабочего

объема

 

цилиндра,

а

именно:

Д-35, Д-54

15—

18

КДМ-46, КДМ-50,

14— 16

Д-6, В-2

 

 

ЯАЗ-204 и 200

5—

7

V's = Vs Vn = (1 — ф) l/s,

оf

который соответствует рабочей части хода поршня. С т е п е н ь с ж а т и я д в у х т а к т н о г о д в и г а т е л я , подсчитанную

56

по аналогии с четырехтактным двигателем как отношение полного объема цилиндра Va при положении поршня в н. м. т. к объему камеры сжатия Vc, называется г е о м е т р и ч е с к о й (услов­ ной) степенью сжатия ег.

Д е й с т в и т е л ь н а я с т е п е н ь с ж а т и я е двухтакт­

ного двигателя, отнесенная к п о л е з н о й

части хода поршня,

представляет собой отношение (рис. 1.18)

 

е =

Va

Vc + y's

(1.59)

 

Vc

Vc

 

Таким образом, для четырехтактных двигателей, как и для двухтактных (рис. 1.16 и 1.18), принятие действительной степени сжатия и геометрической совпадают, но для двухтактных, как это видно из рис. 1.18, полный объем цилиндра Va в отличие от полного объема четырехтактного двигателя будет представлять равенство следующего вида:

Va = Vc + Vs = Vc 4 (1 - 1|>) vs.

Следовательно, между действительной степенью сжатия е и геометрической &г устанавливается следующая связь (рис. 1.18):

8 =

V«

K + VS

, , ( 1 - 4 ) Vs = 1 + (l-t| > )(e r - l ) .

 

Vc

Vc

 

Откуда действительная степень сжатия, отнесенная к полезной части хода поршня

е = ег — я|з (ег — 1), или е = er (1 — tJj) + 4»

(1.60)

а геометрическая степень сжатия, отнесенная к полному ходу поршня,

8Г =

8 — 'll)

-1----- г~ ■

г

1 — 1(5

В двухтактных двигателях с противоположно движущимися поршнями (п. д. п.) [1], когда кривошип выпускного поршня опережает кривошип продувочного поршня на угол 2<р, геометри­ ческая степень сжатия может быть определена по формулам:

для несимметричной схемы (длины шатунов различны)

1

,

4R cos ф

Вг ~~

+ Я Г + Я Т Т

cos ф) (2 + Xi + Я2) ’

для симметричной схемы Хг = Х2 = X

ег = 1

4R cos ф

2/? (1 — cosqj) (1 + А ) J

Н к +

(1.61)

(1.62)

где R — радиус кривошипов;

ф — половина

угла опережения

кривошипов; Хг, Я2 — отношение R/L опережающего и отстающего

поршней; Як — расстояние

между днищами

поршней, когда

каждый из них находится в собственной в. м.

т.

57

Учитывая соотношение (1.60), для транспортного двухтактного дизеля ЯАЗ-204 определим действительную степень сжатия, если известно, что геометрическая степень сжатия ег = 16; ход поршня S = 127 мм и высота продувочного пояса цилиндра h =

=17,3 мм. Получаем: потерянная доля хода поршня

17,3

0.136.

127

 

тогда действительная степень сжатия

е = вг — гНег — 1) = 16 — 0,136 (16— 1) - 13,96.

Имея формулу (1.58), можно определить расчетным путем объем камеры сжатия Vc. Если известна действительная степень сжатия, тогда

Уе = -^ Г Т , или (в % от Ks)

Практические значения степени сжатия современных двига телей могут быть следующие.

 

Е

Двигатели автомобильные, тракторные и подобные им:

6— 12

двигатели карбюраторные.....................................................

дизели с неразделенными камерами ................................

13— 16

дизели с разделенными камерами .....................................

17—20

Дизели судового типа, тепловозные и стационарные:

13— 14

тихоходные.................................................................................

средней быстроходности.........................................................

14— 15

быстроходные .........................................................................

14— 18

с наддувом .................................................................................

12— 13

§ 4. КОЭФФИЦИЕНТ НАПОЛНЕНИЯ

Количество свежего заряда, поступившего в процессе напол­ нения в цилиндр, определяет количество сжигаемого топлива, а следовательно, и величину получаемой в цилиндре работы за цикл. Так как для повышения мощности эта работа должна увеличи­ ваться, то необходимо стремиться наполнять цилиндр максимально возможным количеством свежего заряда. С этой точки зрения и оценивается совершенство процесса наполнения, характеризуемое величиной коэффициента наполнения %.

К о э ф ф и ц и е н т о м н а п о л н е н и я % называется от­ ношение количества М3 молей или G3 кг свежего заряда (воздуха), действительно поступившего в цилиндр, к такому теоретическому количеству Ms молей или Gs кг заряда (воздуха), которое могло бы поместиться в рабочем цилиндре Ks при давлении р и темпера­ туре Т воздуха в его исходном состоянии на впуске в двигатель

М3 G3 G3

(1.63)

^ ==Ж = -аГ = ТЙГ

58

За параметры состояния воздуха на впуске, по отношению к которым определяется величина % , принимаются в четырех­ тактных двигателях без наддува — давление р 0 и температура То окружающей среды, а в двигателях с наддувом (для четырех­ тактных и во всех двухтактных двигателях) — давление рк и

температура

Тк воздуха

после

компрессора

(нагнетателя)

или

после продувочного насоса. Соответственно для двигателей

без

наддува удельный вес воздуха

у о = p 0/RT0,

а для двигателей

с наддувом

(или с продувочным насосом)

ук =

pK/RTK, коэффи­

циент наполнения может быть получен из выражений:

 

 

Ли

Оз

 

 

(1.64)

 

ИЛИ Г)к =

TsYk

 

 

 

1

 

 

При определении коэффициента наполнения двухтактных дви­ гателей учитываются дополнительные условия и требуется ввести понятие коэффициента наполнения тщ, отнесенного к полезной части рабочего объема Ks (рис. 1.18). Если определять коэффи­ циент наполнения как отношение объема воздуха, поступившего в цилиндр VK, к объему Vs, то соответствие будет достигнуто при условии приведения этого воздуха к параметрам его исходного состояния на впуске, т. е. рк и Тк, тогда справедливым будет следующее равенство:

Т]и =

М3

G3

63

(1.65)

Ms

Gs

VSy*

 

 

Очевидно, что так как Vs = (1 — ф) Vs, то коэффициенты r\'v и тщ могут быть связаны между собой общим уравнением следующего вида (рис. 1.18):

' ___

Ек

Ук

тц/

Es

(1 —Ч>) Vs

(1- ф ) ’

откуда

 

 

 

 

4 v

= (1 — Ф)т1у

(1.66)

Коэффициент наполнения при практических расчетах необхо­ дим для определения действительного количества воздуха, посту­ пившего в цилиндр за один цикл, которое согласно формуле (1.63)

может быть получено по выражению

 

G3 = Ks%Yb.

(1-67>

Таким образом, приведенное равенство показывает, что весовой заряд воздуха G3 определяется тремя факторами: 1) рабочим объемом Vs, т. е. размерами цилиндра; 2) удельным весом воз­ духа YB в его исходном состоянии на впуске в цилиндр, характери­ зующим параметры состояния исходной среды; 3) коэффициентом наполнения % , характеризующим конструкцию и свойства самого двигателя с точки зрения совершенства наполнения,

59

Соседние файлы в папке книги из ГПНТБ