2548

Динамика изменения углового ускорения выбега в (момента меC

ханических потерь) дизеля на этапе горячей обкатки с нагрузкой при РО показывает его некоторое снижение по мере протекания этапа, что может быть объяснено ростом температуры Тм и Тв, и снижением момента механических потерь вследствие приработки сопряжений (в основном кольцоCгильза), хотя оно оказывает меньшее влияние на величину углового ускорения выбега изCза малых газовых нагрузок на кольца при свободном выбеге.

Т а б л и ц а 7 . 2

Результаты испытаний дизеля ДC240 после экспериментальных обкаток

Рис. 7.1. Динамика температуры масла (Тм), охлаждающей жидкости (Тв), момента механических потерь (Мп) и ускорения выбега ( )

в процессе экспериментальной тормозной и бестормозной обкатки

221

По окончании всех РО величина в находилась в пределах, харакC

терных для данной марки дизеля, т.к. согласно инструкции по диC агностированию прибором ИМДCЦ для дизеля ДC240 в штатной комC плектации в = 75 19 с–2, а при установке на стенде КИC5543

в = 42 11 с–2.

Эффективная эксплуатационная мощность, измеренная тормозом ( Nет ) и прибором ИМДCЦ ( Nед ), часовой Gт и удельный gе расход топC

лива после ТО и РО находились в допустимых пределах, причем при РО2 получены несколько лучшие результаты. Завышенные значения мощности, измеренные бестормозным способом, объясняются в основном неполным соответствием комплектации дизеля, устаC новленного на экспериментальной установке, требуемой инструкцией по диагностированию прибором ИМДCЦ, что может быть устранено введением поправки.

Наименьший расход картерных газов Qк.г получен в результате РО1 и РО2, что свидетельствует о хорошей приработке поршневых комC прессионных колец.

С целью определения потребления топлива при рассматриваемых вариантах обкаток производились замеры часового расхода топлива на тормозных Gтт и динамических режимах Gтд (рис. 7.2).

Рис. 7.2. Зависимости часового расхода топлива от эффективной мощности на тормозных (–+–) и динамических режимах (–х–)

222

В результате статистической обработки экспериментальных данC ных получены аппроксимируемые зависимости часового расхода топC лива от эффективной мощности:

Из анализа рис. 7.2 видно, что при обкатке с динамическим нагруC жением двигателя расход топлива значительно меньше, чем при торC мозном, что объясняется потреблением топлива только на тактах разгона и меньшим значением средней УСКВ за ЦДН. Так, для стуC пеней обкатки отношение Gтд/Gтт, выраженное в процентах, составляет 61, 58, 54, 48 и 47 %. Суммарный расход топлива с учетом продолжиC тельности ступеней составляет: Gтт= 13,5 кг, Gтт = 5,1 кг, т.е. при раздельной обкатке достигается уменьшение суммарного расхода топлива на 61 % (в 2,6 раза).

Анализ результатов исследований состояния поверхностей поршC невых колец показал, что первые компрессионные хромированные кольца после всех обкаток имели равномерный по периметру циC линдрической поверхности двойной приработочный поясок, причем после РО2 его ширина была наибольшей (0,7–1,2 мм). Вторые и третьи компрессионные конические кольца также имели приработочный пояC сок, но при значительных колебаниях его ширины (от 0,1 до 0,7 мм). После холодной обкатки с повышенным давлением сжатия ширина приработочного пояска несколько больше по сравнению с шириной пояска при типовой холодной обкатке.

Общая площадь приработанных цилиндрических поверхностей первых компрессионных колец после обкатки достигала при ТО – 31–38 %, Р01 – 35–50 %, РО2 – 38–44 %, а вторых и третьих при ТО – 12–20 %, РО1 – 15–27 %, Р02 – 15–29 % от всей поверхности.

Шатунные вкладыши во всех рассматриваемых случаях обкатки работали в условиях устойчивого жидкостного трения. На нижних вкладышах следы контактирования практически отсутствуют, а на верхC них вкладышах имеются линейные следы контакта на дуге 90–120 симC метрично вертикальной оси, равномерно расположенные по ширине вкладышей. Наличия задиров и следов перегрева вкладышей не обнаружено. У отдельных вкладышей наблюдаются пятна полной приC работки с хорошим качеством приработанной поверхности в зоне плоскости разъема.

Анализ шероховатости приработанных поверхностей показал, что значение среднего арифметического отклонения профиля (Ra) шатунC ных вкладышей после холодной и горячей обкаток имело несколько

223

лучшие результаты при раздельной обкатке (0,36–0,38 и 0,26–0,28 мкм) по сравнению с значениями при тормозной (0,40–0,43 и 0,30–0,39 мкм).

Микрометрирование шатунных шеек коленчатого вала дизеля, шатунных вкладышей и деталей ЦПГ до и после экспериментальных обкаток показало отсутствие заметных величин износов деталей и нахождение величин зазоров в допустимых пределах при капитальном ремонте.

Таким образом, сравнительные исследования ТО и РО показали примерно одинаковые результаты, как по показателям качества приC работки, так и по выходным показателям дизеля. Установлено, что при раздельной обкатке такие показатели, как общая площадь прираC ботанных цилиндрических поверхностей первых компрессионных колец, расход картерных газов существенно превышают значения, поC лученные при тормозной обкатке, при близких значениях шероC ховатости шатунных и коренных вкладышей, поршневых колец, шеек коленчатого вала и гильз цилиндров.

Полученные результаты экспериментальных обкаток подтвержC дают верность методик назначения нагрузочноCскоростных режимов и продолжительности ступеней, а также примерной технологии разC дельной обкатки [49, 96].

7.2. Результаты лабораторных исследований автоматизированной системы управления статикодинамическим нагружением сопряжений двигателя

В процессе лабораторных исследований автоматизированной систеC мы управления СДН установлено, что она обеспечивает управление первым и вторым электроклапанами гидрораспределителя в импульсC ном режиме с возможностью независимой регулировки длительности импульса и паузы в диапазоне от 30 до 250 мс. При использовании стандартной схемы питания электроклапанов и диодной схемы гашения ЭДС обмотки процесс включения и выключения электроC клапана занимает 80…90 мс, что с учетом времени, необходимого для подачи масла в цилиндр и его слива (0…110 мс), не позволяет получить частоту циклов СДН более 2…2,5 Гц. Низкая частота следования импульсов СДН снижает эффективность процесса приработки и увеличивает его время. В связи с этим была применена схема источника питания с выходным напряжением в режиме холостого хода 30 В, на выходе которого в цепь электроклапанов последовательно включены нелинейные резисторы в виде ламп накаливания, соответC ствующей мощности и напряжения (100 Вт, 24 В). В начальный моC

224

мент включения сопротивление холодной нити лампы мало и через электронный ключ на обмотку электроклапана поступает повышенное напряжение, обеспечивающее форсирование тока и скорости его включения.

В дальнейшем нить разогревается и на ней падает значительная часть (до 6 В) действующего значения выходного напряжения источC ника питания (30 В), т.е. на обмотке электроклапана будет действовать номинальное напряжение – 24 В.

При использовании данного источника питания и отказе от схемы гашения ЭДС самоиндукции (см. рисунок 5.3) время срабатывания составило 30 мс, а время выключения 40 мс. Таким образом, при использовании данной схемы питания электроклапана суммарная длительность процессов включения и выключения электроклапанов составляет 0,07 с, а максимальная частота циклов СДН может достигать 10 Гц (с учетом времени нарастания сброса давления).

Рис. 7.3. Осциллограмма изменения тока (I) и напряжения (U) в зависимости от времени цикла

Для получения более высоких частот циклов СДН и, соответсC твенно, большей скорости приработочных процессов необходимы быстродействующие электрогидравлические исполнительные механизC мы, например, на базе электромагнитных форсунок подачи топлива мощных дизелей с соответствующими схемами источников питания и выходных ключей.

225

7.3. Результаты моторных исследований процесса статикодинамического нагружения дизеля Д-144

В результате обработки экспериментальных моторных исследоваC ний процесса СДН дизеля ДC144 на ЭВМ с помощью прикладной проC граммы EXCEL получены графические и аналитические зависимости показателей нагрузочноCскоростных режимов холодной обкатки с СДН от углового положения коленчатого вала и длительности управC ляющего импульсов (см. рис. 7.4…7.8).

Анализ зависимостей максимального давления масла цикла СДН от длительности управляющего импульса при различных угловых положениях коленчатого вала показывает (см. рис. 7.4), что увеличение длительности управляющих импульсов в диапазоне от 30 до 140 мс приводит к увеличению максимального давления цикла и, соответC ственно, нагрузок на сопряжения ДВС при всех анализируемых углоC вых положениях коленчатого вала. Характер зависимости и величина давления масла существенно зависят от углового положения коленчаC того вала, что объясняется изменением объема рабочего тела в цилиндре и его сжимаемостью вследствие наличия нерастворенного в масле воздуха.

Анализ зависимости средней скорости нарастания давления в цилиндре (по времени) в зависимости от углового положения коленчатого вала и различной длительности управляющего импульса (см. рис. 7.5) показывает, что она изменяется по колебательному закону, в зоне ВМТ достигает 100 МПа/с, а в зоне НМТ имеет минимальные значения – 20 МПа/с.

Анализ зависимостей максимального давления масла циклов СДН от углового положения коленчатого вала показывает (см. рис. 7.6) его снижение по мере движения поршня к НМТ до четырех раз.

.

226

ё)

Рис. 7.5. Зависимость угла закрутки торсиона (φз) от длительности управляющего импульса (tu)

при различных угловых положениях коленчатого вала: а – 36º; б – 72º; в – 108º; г – 144º;д – 216º; е – 288º; ё – 324º

229