2548

При нахождении поршня в НМТ при максимальном закрытии

где Vh – рабочий объем цилиндра; Vс – объем камеры сжатия; Vк – объем выпускного коллектора, ограниченный месторасположением оси дросC сельной заслонки.

При дальнейшем движении поршня от НМТ к ВМТ происходит сжатие воздуха, при этом рабочий объем зависит от угла поворота коC ленчатого вала , т.е. Vh = f( ), и объем воздуха также будет зависеть от угла поворота коленчатого вала :

Сжатие воздуха при этом будет происходить до момента открытия впускного клапана (у двигателя ДC240 за 16 до ВМТ) [49].

Объем, на который сожмется газ, будет равен

где Fп – площадь поршня; S – ход, пройденный поршнем от НМТ до момента открытия впускного клапана.

где r – радиус кривошипа; – отношение радиуса к длине шатуна. Таким образом, объем воздуха в момент открытия впускного клаC

пана определится как

где pв – давление воздуха в момент начала открытия впускного клапаC на; n1 – показатель политропы сжатия на такте выпуска с дросселироC ванием газов.

Просчитанная по формуле (3.39) зависимость давления выпуске от соотношения объема выпускного коллектора к рабочему объему цилиндра графически представлена на рис. 3.3. Из анализа графика

91

Рис. 3.3. Зависимость давления выпуска при дросселировании газов на выпуске от объема выпускного коллектора

Приняв допущение, что давление остаточных газов равно давлению воздуха в конце такта выпуска с дросселированием газов, и подставив значение pв в выражения (3.5) и (3.6), получим давление сжатия при

где рг и Tг – давление и температура остаточных газов.

92

Температура воздуха в конце сжатия определяется выражением

где Та – температура газов в конце впуска, К.

Температура воздуха в конце расширения определяется выраC

По аналогии с формулой для определения температуры конца сжатия определим температуру воздуха в конце такта выпуска с дросселированием газов:

Подставив последнее выражение в выражения (3.42) и (3.43) при допущении, что температура остаточных газов равна температуре воздуха в конце такта выпуска с дросселированием газов, определим температуру конца сжатия:

выбега с дросселированием газов повышение Ра и Та приводит к соC ответственному увеличению значения Рс, что обуславливает рост наC грузок на сопряжения и температуры деталей ЦПГ. При максимальном дросселировании газов на выпуске расчетные значения параметров рабочего процесса дизеля

Рс = 4,14 МПа, Тс = 872 К, Рв = 0,13 МПа, Тв = 436 К (без дросселиC рования те же параметры имеют значения рiн = 0,2 МПа, Рс = 3,9 МПа,

Тс = 833 К, Рв = 0,12 МПа, Тв = 416 К).

Таким образом, повышение противодавления при использовании дросселирования газов позволяет увеличить как средние нагрузки на сопряжения на такте выбега за счет роста рiн, так и максимальные за счет некоторого роста Рс.

3.5.2. Нагрузочные режимы обкатки с динамическим нагружением

Нагрузочные режимы обкатки с ДН определяются с помощью универсальной методики, приведенной в работах [83, 92], основанной на равенстве нагрузок ступеней, рекомендованных для тормозных способов обкатки и действующих при обкатке с ДН:

93

где Mтi – нагрузочный момент, рекомендованный для iCй ступени обкатки данного дизеля тормозным способом.

Учитывая, что нагрузочные моменты ступеней задаются в долях от номинального момента, выражение (2.47) может иметь вид:

где Мен – номинальный крутящий момент дизеля; ki – коэффициент

для iCй ступени, определяющий величину нагрузки. Тогда с учетом уравнения (3.48)

или

рi I ki рэ I ,

откуда

рi ki рэ ,

т.е. нагрузочный режим на такте разгона обкатки с ДН определяется величиной углового ускорения разгона для данной ступени, которое может оперативно контролироваться приборами типа ИМДCЦ [101].

Величина углового ускорения при разгоне эр является эталонной

для дизеля в штатной комплектации и приводится в инструкциях по диагностированию дизелей динамическим методом (например, прибором ИМДCЦ). В случае обкатки дизеля с другой комплектацией величина эталонного ускорения разгона должна быть скорректирована.

Эталонные значения ускорений разгона и выбега дизеля ДC240, установленного на обкаточноCтормозном стенде КИC5543, определяC лись экспериментальным путем в соответствии с инструкцией по техC ническому диагностированию приборами типа ИМДCЦ в области ноC минальной частоты вращения и составили: эталонное значение угловоC го ускорения разгона эр = 100 с–2, а углового ускорения выбега

эв = 40 с–2 при моменте инерции системы Iс = 2,5 Н м2, что соответстC вует эталонным значениям в стендовой комплектации ( эр 100 с–2,

эв 42 с–2), рассчитанным в соответствии с инструкцией по испольC зованию прибора ИМДCЦМ.

Определение нагрузочного режима работы сопряжений при обC катке дизеля после текущего ремонта основано на равенстве средних индикаторных нагрузок при разгоне и выбеге с дросселированием газов на выпуске Mi = Mi [92]. В этом случае угловое ускорение выбега iCй

ступени обкатки с дросселированием газов на выпуске ( вдi )

94

определится суммой ускорений разгона для этой ступени и ускорения выбега:

где вi – среднестатистическое угловое ускорение свободного выбега на iCй ступени обкатки данного дизеля.

При таком характере нагружения сопряжений дизеля обеспечивают расчетные газовые нагрузки на поршневые кольца и их эффективную приработку на тактах выбега, однако в сечениях коленчатого вала на последней ступени теоретически возможна некоторая (до 10 %) перегрузка, которая допустима для приработанных подшипников коC ленчатого вала при текущем ремонте. Практически максимальное зарегистрированное значение нагрузочного динамического момента при дросселировании на общем выпуске не превышает максимального крутящего момента дизеля [64].

Использование данной методики при определении нагрузочных реC жимов обкатки дизеля после капитального ремонта нецелесообразно, так как перегруженность шеек вала может привести в нарушению процесса приработки и образованию задиров.

В связи с этим при обкатке дизелей после капитального ремонта наC грузочный режим iCй ступени при обкатке с ДН и дросселированием газов на выпуске необходимо определять из условия равенства нагруC зочного и крутящего динамических моментов на тактах разгона и выбега, при которых угловые ускорения разгона и выбега равны, т.е.

Нагрузочные режимы этапа горячей обкатки с ДН дизеля ДC240 после капитального ремонта, определенные с помощью приведенной выше методики при эталонных значениях ускорения разгона 100 с–2 , выбега – 43 сC2, коэффициенте ступеней ki = 0,66; 0,80 и 0,88, предC ставлены в табл. 3.5.

Т а б л и ц а 3 . 5 Расчетные нагрузочные режимы этапа горячей обкатки

с ДН дизеля ДC240 после капитального ремонта при реализации раздельной обкатки

95

3.6. Продолжительность ступеней обкатки с динамическим нагружением и дросселированием газов на выпуске

Продолжительность ступеней обкатки с ДН и свободным выпуском определяется, исходя из условия равенства работы силы трения на данC ной ступени при обкатке рассматриваемым и базовым способом, по известной формуле [92]:

где Мпi , i , ti – момент механических потерь, угловая скорость и время iCй

ступени тормозной горячей обкатки; Мп.срi , срi , tiд – средний за ЦДН момент механических потерь, средняя УСКВ ЦДН и время iCй ступени горячей обкатки с ДН; kу – коэффициент увеличения времени обкатки с ДН по сравнению с временем тормозной обкатки (для дизеля ДC240

kу = 1,3).

Анализ уравнения показывает, что время обкатки с ДН увеличиC вается по сравнению с тормозной обкаткой вследствие пониженных средних значений момента механических потерь и УСКВ. Это расхожC дение может быть уменьшено за счет повышения срi и увеличения средC

него момента механических потерь путем дросселирования газов на выC пуске, позволяющего увеличить угловое ускорение выбега и сократить время выбега и всего ЦДН в целом.

При обкатке с ДН и дросселированием газов вследствие увелиC чения момента механических потерь и уменьшения времени такта выбега и ЦДН продолжительность ступеней будет уменьшаться.

Время ступеней горячей обкатки с ДН и дросселированием газов на выпуске определяется равенством числа циклов динамического нагружения при обкатке с дросселированием газов ( nц ) и без него (nц),

т.е.

Количество ЦДН при обкатке без дросселирования газов можно определить следующим образом:

где tц – время ЦДН без дросселирования газов.

96

Количество ЦДН при обкатке с дросселированием газов опреC

горячей обкатки с ДН и дросселированием газов.

Приравняв выражения (3.54) и (3.55), после соответствующих преобразований получим время iCй ступени горячей обкатки с ДН и дросселированием газов:

Согласно данным работ [83, 92], время такта разгона на iCй ступени обкатки определяется по следующей формуле:

где = 2 – 1 – интервал изменения УСКВ в ЦДН; pi и вi – угловые ускорения разгона и выбега iCй ступени обкатки.

Продолжительность выбега в пределах изменения угловой скоросC ти от 2 до 1 можно определить по формуле

где I – приведенный момент инерции двигателя; – тактность двигаC теля; Vh – рабочий объем одного цилиндра; z – число цилиндров;

b = 30b1/ ; a1 и b1 – коэффициенты уравнения рмп = a1 + b1n. Время такта выбега

Время такта разгона для обкатанного дизеля при ЦДН с дросC селированием газов и без него остается неизменным и для iCй ступени обкатки с учетом выражения (3.51) определится следующим образом:

tpi k э . (3.61)

i р

97

При ЦДН без дросселирования газов ускорение выбега на iCй

Выразив эталонное ускорение выбега через эталонное ускорение

э э

где k в – коэффициент, учитывающий соотношение мощности меC

эр

ханических потерь и эффективной мощности, определяемый, наприC мер, по данным, приведенным инструкции по эксплуатации прибора ИМДCЦМ.

Для конкретной марки дизеля kэ const, поэтому можно записать

Подставив выражения (3.61) и (3.64) в выражение (3.57), после преобразований получим время ЦДН без дросселирования газов на выпуске:

Согласно методике определения нагрузочных режимов ЦДН с дросселированием газов на выпуске pi = вi. В этом случае при определении продолжительности ЦДН время выбега на iCй ступени обкатки будет уменьшаться. В этом случае время выбега можно опC ределить по формуле (3.59), определив экспериментально значение коэффициента а в зависимости от дополнительной нагрузки дросC селированием газов на выпуске. С учетом выражений (3.60) и (3.64) время ЦДН с дросселированием газов на выпуске равно:

С учетом выражений (3.65), (3.66) после соответствующих преобC разований выражение (3.58) для определения времени iCй ступени обкатки с ДН и дросселированием газов на выпуске примет вид

98

Воспользовавшись выражением (3.52), получим формулу для опC ределения времени iCй ступени обкатки с ДН и дросселированием газов на выпуске при фиксированном , выраженную через время iCй ступени тормозной обкатки:

Результаты расчета времени ступеней приведены в табл. 3.6.

Т а б л и ц а 3 . 6 Расчет времени ступеней горячей обкатки с ДН

и дросселированием газов на выпуске

Анализ данных табл. 3.6 показывает, что при обкатке с ДН без дросселирования газов продолжительность ступеней на 30 % превыC шает продолжительность ступеней тормозной обкатки, а при обкатке с ДН и дросселированием газов на выпуске продолжительность обкатки на последних ступенях сокращается на 10–15 %, при этом одинаковое количество тактов разгона, на которых в основном осуществляется приработка, происходит при меньшем времени ступеней, кроме этого несколько увеличиваются газовые нагрузки на такте выбега с дросселированием газов на выпуске, что способствует повышению интенсивности приработочных процессов.

3.7. Расчетно-теоретическое обоснование процесса статико-динамического нагружения сопряжений дизеля

Циклически повторяющиеся ударные нагрузки на детали и соC пряжения ДВС при обкатке могут быть осуществлены за счет создания импульсов давления в цилиндрах ДВС жидкостью (например, моторC ным маслом), поступающей от внешних устройств, обеспечивающих подачу масла с требуемыми частотой и давлением.

Цикл статикоCдинамического нагружения сопряжений ДВС предC ставляет совокупность тактов наброса давления масла в цилиндры ДВС с затратой возникающего индикаторного крутящего момента на преодоление момента механических потерь, динамического момента и момента закрутки торсиона и такта сброса давления, с затратой моменC

99

та раскрутки торсиона на преодоление момента механических потерь, момента от сил выталкивания масла из цилиндра и динамического моC мента.

Сущность холодной обкатки ДВС с СДН заключается в непреC рывном осуществлении циклов СДН с требуемой величиной нагрузки, переносной и относительной угловой скорости коленчатого вала в пределах одного или нескольких кинематических циклов КШМ ДВС, при сверхнизкой переносной угловой скорости коленчатого вала, при этом расчетные нагрузки и скорости скольжения прирабатываемых поверхностей обеспечиваются не за счет прокрутки коленчатого вала от внешних приводных станций большой мощности (30–100 кВт) на сравнительно высоких частотах вращения (400–1500 минC1), и как следствие инерционных и газовых нагрузок, а за счет гидроимпульсов высокого давления, воздействующих на поршень обкатываемого ДВС, коленчатый вал которого прокручивается со сверхнизкой частотой (0,2–1,5 минC1) в пределах одного или нескольких полных оборота коленчатого вала.

Врезультате действия гидроимпульсов обеспечиваются высокоC частотные (10–30 Гц) колебания деталей ЦПГ и КШМ, их нагружение и приработка. Подача масла в цилиндры ДВС осуществляется гидроC пульсатором высокого давления (до 10–15 МПа) обкаточного стенда, при этом торсион, установленный между коленчатым валом и выходC ным валом червячного редуктора приводной станции, обеспечивает расчетную тормозную нагрузку сопряжений, относительное колебаC тельное движение деталей ЦПГ и КШМ, а также передачу момента прокрутки коленчатого вала ДВС от приводной станции небольшой мощности (1–1,5 кВт).

Впроцессе приработки скорость поршня и угловая скорость коленчатого вала, а следовательно, и их ускорения будут циклически изменяться по величине и направлению, вызывая дополнительные инерционные знакопеременные нагрузки на детали и сопряжения, действующие в условиях достаточной смазки сопряжений и обеспC чивающие их приработку преимущественно за счет пластического деформирования поверхностей и их наклепа, а не их истирания.

Данный способ холодной обкатки направлен на исправление микC роC и макрогеометрии поверхностей трения деталей КШМ и ЦПГ, увеC личение их микротвердости и снижение приработочного износа [47].

Задачей расчетно-теоретического обоснования процесса статикодинамического нагружения сопряжений дизелей является определение

закономерностей изменения нагрузочноCскоростных режимов работы сопряжений ДВС в условиях СДН в зависимости от конструктивноC

100