![](/user_photo/_userpic.png)
книги из ГПНТБ / Теория двигателей внутреннего сгорания. Рабочие процессы учебник
.pdfзаряда 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) ■
/к
|
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]:
UЛ= V" (р0 — ра) & |
Vs1\v (Ро — Ра)- |
|
На основании изложенного составляется баланс энергии для |
||
процесса наполнения в следующем виде: |
|
|
Uа — 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; |
AUг — уменьшение Uг |
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 -ф £>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 = |
(р0— ра), 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/ |
|к |
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