ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
advertisement
ДВИГАТЕЛИ
ВНУТРЕННЕГО
СГОРАНИЯ
Всеукраинский научно-технический журнал
2'2004
Издание основано Национальным техническим университетом
"Харьковский Политехнический Институт" в 2002 году
Госиздание
Свидетельство Госкомитета информационной политики,
телевидения и радиовещания Украины КВ №6393 от 29.07.2002 г.
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ
Главный редактор
А.П. Марченко, д. т. н., проф.
Заместители главного редактора
А.Ф. Шеховцов, д. т. н., проф.
Н.К. Рязанцев, д. т. н., проф.
Ответственный секретарь
А.А. Прохоренко, к. т. н., доц.
У.А. Абдулгазис, д. т. н., проф.
Ф.И. Абрамчук, д. т. н., проф.
А.В. Белогуб, к. т. н., доц.
Ю.С. Бородин, к. т. н., доц.
Ю.Ф. Гутаревич, д. т. н., проф.
К.Е. Долганов, д. т. н., проф.
В.Г. Дьяченко, д. т. н., проф.
Я.С. Егоров, д. т. н., проф.
С.В. Епифанов, д. т. н., проф.
С.А. Ерощенков, д. т. н., проф.
В.Н. Зайончковский, д. т. н., проф.
А.И. Крайнюк, д. т. н., проф.
А.П. Кудряш, д. т. н., проф.
А.С. Куценко, д. т. н., проф.
В.И. Мороз, д. т. н., проф.
И.В. Парсаданов, д. т. н., доц.
В.И. Пелепейченко, д. т. н., проф.
В.А. Пылев, д. т. н., проф.
Е.Л. Пиротти, д. т. н., проф.
А.Н. Пойда, д. т. н., проф.
М.Г. Сандомирский, к. т. н., проф.
А.П. Строков, д. т. н., проф.
И.И. Тимченко, к. т. н., проф.
АДРЕС РЕДКОЛЛЕГИИ
61002, г. Харьков, ул. Фрунзе, 21
Кафедра ДВС
Тел. (0572)400-848, 400-314
E-mail: dvs@kpi.kharkov.ua
СОДЕРЖАНИЕ
ОБЩИЕ ПРОБЛЕМЫ ДВИГАТЕЛЕСТРОЕНИЯ
А.П. Марченко
Термодинамическая оценка резервов повышения КПД двигателей внутреннего сгорания. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3
А.П. Кудряш, П.Я. Перерва, В.Н. Киреева, А.А. Потапченко
Экологическое совершенствование дизелей путем использования водотопливных эмульсий . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6
В.Г. Некрасов
Двигатель для автомобиля малого класса . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10
И.И. Неяченко, Ю.И. Ямолов, В.А. Егоров
Применение компьютерного моделирования в технологии
калибровочных работ по холодному пуску двигателей ВАЗ . . . 14
Н.А. Крестлинг, В.В. Попов
Пути использования сбросной теплоты на судах . . . . . . . . . . . . . 19
Б.Г. Тимошевский
Эффективность стационарных электростанций на базе двигателей внутреннего сгорания . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24
Г.А. Щербаков, C.Б. Сафонов, Н.А. Шевченко, А.М. Левтеров,
В.П. Мараховский, А.А. Кайдалов
Гидроуправляемая форсунка для газового двигателя с внутренним смесеобразованием . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
Е.Л. Меркиш, О.Р. Игнатов
Влияние особенностей конструкции цилиндропоршневой
группы на расход масла в автомобильных двигателях . . . . . . . .33
В.И. Истомин
Регенерируемый тканевый фильтр . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36
В.А. Шкабура
Исследование возможности применения турбокомпрессора с
общим рабочим колесом в газотурбинных двигателях. . . . . . . . 39
Б.А. Абаджян, Е.В. Снижко, А.Б. Стефановский
Двигатель Стирлинга модели ДС-КАДИ-1: проблемы и перспективы разработки. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42
РАБОЧИЕ ПРОЦЕССЫ В ДВС
Ю.К. Чернышев
Применение теории систем для алгоритмизации прямого математического моделирования течения газа . . . . . . . . . . . . . . . . . 44
П.М. Канило, Н.И. Расюк, А.В. Тымчик, К В. Костенко, В.Е. Костюк, А.Н. Коваленко
Отработка конструкции СВЧ-плазменной горелки на основе
численного исследования течения пылеугольной аэросмеси . . 47
Д.Д. Матиевский, А.Е. Свистула
Влияние степени эффективного использования воздушного
заряда цилиндра дизеля на сажевыделение и индикаторный
КПД. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53
Ю.И. Шеховцов, Л.С. Заиграев
Исследование термокаталитической регенерации сажевого фильтра дизелей . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57
В.В. Душко
Расчетный метод оценки периода задержки самовоспламенения топлива в цилиндре дизельного двигателя . . . . . 60
П.Е. Куницын, Н.А. Шевченко, А.Ф. Доровской, А.Г. Крушедольский
Пути улучшения экологических показателей работы двухтактного дизельного двигателя типа 6ТД с регулируемым давлением наддува. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63
Н.К. Рязанцев, Ю.А. Анимов
Учёт эксплуатационного загрязнения центробежного компрессора наддува при согласовании его характеристик
с расходными характеристиками быстроходного двухтактного транспортного дизеля . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66
В.А. Жуков
Задача многофакторной оптимизации режимов охлаждения комбинированных ДВС . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71
С.А. Алёхин, В.И. Пелепейченко, А.Ф. Доровской, П.Я. Перерва, Д.Ю. Бородин
Анализ влияния угла закрутки впускного окна на характер течения заряда в цилиндре тепловозного двухтактного дизеля 6ДН в период газообмена . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74
З.Х. Керимов
Особенности моделирования потока в щели клапана при математическом моделировании трехмерного потока
газа в цилиндре поршневого двигателя . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76
В.Г. Солодов, Ю.В. Стародубцев, А.А. Хандримайло
Численная модель течения вблизи впускного клапана ДВС . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 81
И.И. Петухов, А.В. Минячихин, В.П. Парафейник
Оценка эффективности процесса сжатия реального газа в неохлаждаемом компрессоре . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .85
Д.Д. Матиевский, А.Е. Свистула, А.В. Еськов, А.В. Клочков
Экспериментальный стенд диагностики и контроля характеристик массопереноса распыленного топлива дизельной форсункой. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 90
КОНСТРУКЦИЯ ДВС
И.В. Парсаданов, С.И. Третьяков
Оценка влияния угла начала подачи топлива на показатели токсичности отработавших газов быстроходного дизеля . 92
Н.Г. Шульженко, П.П. Гонтаровский, Н.Г. Гармаш, Т.В. Протасова
Развитие расчетных моделей для исследования теплового и термонапряженного состояний составных поршней ДВС . 95
А.А. Жуков, Н.Н. Михайлов ,В.А. Жуков, А.П. Навоев
Анализ напряженного состояния и повышение эксплуатационной долговечности зубчатых колес привода агрегатов двигателей ЯМЗ-84 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 99
В.И. Ершов, З.Г. Ершова
О крутильных колебаниях коленчатых валов . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104
Н.Д. Чайнов, Л.Л. Мягков, В.С. Руссинковский
Программный комплекс для расчета вибрации и структурного шума корпусных деталей автомобильного дизеля . . 105
Г.А. Василенко, Ю.П. Манжос
Расчет устойчивости гидроцилиндра с двухсторонним штоком с учетом погрешностей его изготовлении . . . . . . . . 110
Н.А. Ходак, О.А. Вишневский, В.А. Шолопов
Модернизация оборудования и средств для исследования процессов абразивного изнашивания материалов и их
моделирования . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114
В.О. Пильов, А.Ф. Шеховцов, В.Т. Турчін, В.С. Вікторов, О.В. Просяник
Підвищення ефективності метода конструктивної оптимізації поршня ДВЗ за сукупністю критеріїв його термонапруженості . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122
ТЕХНОЛОГИЯ ПРОИЗВОДСТВА ДВС
Л.П. Клименко, Л.М. Дыхта, В.И. Андреев, О.Ф. Прищепов
Центробежная отливка гильз цилиндров ДВС с обратным градиентом твердости по сечению . . . . . . . . . . . . . . . . . . 126
В.А. Матюхин, И.А. Жданов, С.К. Колтун
Математическое моделирование кинематики процесса течения металла при вальцевании пера компрессорных лопаток . 131
ЭКСПЛУАТАЦИЯ ДВС
В.П. Мараховский
Низкотемпературный пуск форсированных дизельных двигателей . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 135
В.Г. Ивановский, Р.А. Варбанец
Мониторинг рабочего процесса судовых дизелей в эксплуатации . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 138
РЕФЕРАТЫ ОПУБЛИКОВАННЫХ СТАТЕЙ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .142
Двигатели внутреннего сгорания // Научно-технический журнал. Харьков: НТУ “ХПИ”. – 2004, №2(5). – с. 156.
Всеукраинский научно-технический журнал по вопросам усовершенствования конструкций, эксплуатации, технологии производства и расчетов двигателей внутреннего сгорания. Материалы статей были рекомендованы Программным комитетом IX Международном конгрессе двигателестроителей к открытой публикации в
журнале и приняты редакционной коллегией.
Издается по решению Ученого совета НТУ “ХПИ” протокол № 7 от 2.07.2004 г.
© Национальный технический университет "Харьковский Политехнический Институт", 2004.
Общие проблемы двигателестроения
УДК 621.43
А.П. Марченко, д-р техн. наук
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКАЯ ОЦЕНКА РЕЗЕРВОВ ПОВЫШЕНИЯ КПД ДВИГАТЕЛЕЙ
ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ
На протяжении почти полувековой истории
двигателей внутреннего сгорания повышение коэф-
КПД определяет максимальные теоретические резервы повышения i.
фициента полезного действия является доминирую-
Вопрос относительно max не является новым.
щей тенденцией их совершенствования. К сегодняш-
Часто max определяют как КПД цикла Карно, реали-
нему дню усилиями многих поколений ученых и
зованного в диапазоне максимальной и минимальной
практиков индикаторный КПД (i ) ДВС вырос прак-
температур реального цикла теплового двигателя. В
тически в 10 раз от примерно 5% у двигателя Ленуа-
связи с этим возник термин «карнотизация циклов»,
ра до 45…50% у большинства современных дизелей.
под которым подразумевают совершенствование
Каждый из этих процентов роста i достигнут благо-
действительных циклов с целью повышения их тер-
даря серьезным интеллектуальным усилиям и фи-
модинамической эффективности. Причем, одни ис-
нансовым затратам.
следователи [2] карнотизацию понимают как при-
С другой стороны, на всех исторических этапах
ближение действительного цикла к прямоугольному
развития ДВС, в том числе и сегодня, звучат пред-
в T-s координатах. Другие же [3] отстаивают проти-
ложения по такому изменению конструкции и рабо-
воположную точку зрения: карнотизация – это не
чего процесса, которое обеспечит рост i от достиг-
приближение действительного цикла к двум изотер-
нутого уровня на 10…20%, а то и на более значи-
мам и двум адиабатам. Это методология повышения
тельную величину. В этой связи примером может
КПД теплового двигателя за счет приближения сред-
служить статья [1], автор которой предлагает новый
них температур на участке теплоподвода к макси-
способ работы теплового двигателя. В статье для
мальным и средних температур на участке теплоот-
дизеля Д70 (16ЧН25/27) обосновывается возмож-
вода – к минимальным, что, очевидно, для анализа
ность увеличения i от 46,6% до 73,2%. При этом
автор статьи обращает внимание читателей на тот
факт, что новое значение i на 5,5% выше термического КПД цикла Тринклера-Сабатэ и на 2,2% выше
КПД цикла Карно, вычисленных по параметрам дизеля Д70. К сожалению, подобные предположения по
достижению i = 70…80% не являются единичными.
Они постоянно звучат на различных научных семинарах, конференциях и конгрессах, посвященных
проблемам двигателестроения. Именно эти обстоятельства и побудили автора к очередному ежегодному IX Конгрессу двигателестроителей приурочить
данную статью. По замыслу статья должна ответить
на вопрос о максимально возможном теоретическом
циклов поршневых ДВС является более предпочтительным. Воспользуемся этим подходом.
Рассмотрим именной цикл Тринклера-Сабатэ
(рис. 1) и модернизируем его таким образом, чтобы
значение работы было максимально возможным
(впервые такие модернизированные циклы были исследованы лет 15 назад и результаты исследования
представлены в [4, 5]).
От традиционного модернизированный цикл
отличается тем, что адиабата расширения 4-5 продлена до точки 7, которая одновременно соответствует изотерме 1-7. Теплота Q1, как и в цикле Тринклера-Сабатэ, подводится в изохорном и изобарном
процессах на участках 2-3 и 3-4. Отвод же теплоты
Q2 осуществляется в изотермическом процессе 7-1
коэффициенте полезного действия теплового двига-
при минимально возможной температуре, равной
теля (max), разница между которым и индикаторным
температуре окружающей среды T0.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
3
Общие проблемы двигателестроения
Таблица 3. Энергетические параметры процессов
модернизированного цикла
P
3
4
2
Процесс
Теплота,
кДж
1-2
2-3
0,0
1,065
6,713·10-
3-4
5
6
P=P0
7
1
V2
V
V5
2-3-4
4-5
4-6
4-7
5-1
V7
1,737
0,0
0,0
0,0
5,548·101
-
6-1
V6
1
7-1
4,848·10
1
3,534·101
Эксергия
теплоты,
кДж
0,0
8,191·10-1
Анергия
теплоты,
кДж
0,0
2,464·10-1
9,127·10-1
0,0
5,643·10-1
1,07·10-1
1,918·10-1
1,3834
0,0
0,0
0,0
3,534·10-1
0,0
0,0
0,0
1,918·10-1
1,903
2,111
2,458
2,015·10-1
3,534·10-1
0,0
1,315·10-1
3,534·10-1
1,383·10-1
0,0
3,534·10-1
3,534·10-1
Работа,
кДж
Рис. 1. Модернизированный цикл Тринклера-Сабатэ
Для представленных на рис.1 циклов Тринклера-Сабатэ, а также новых с отводом теплоты Q2 по
изобаре 6-1 (цикл 1-2-3-4-5-6-1) и изотерме 7-1 (цикл
1-2-3-4-5-6-7-1) выполним расчетные исследования,
исходные данные и результаты которого представлены в табл.1–табл.3.
Значение
параметра
Диаметр цилиндра теплового двигателя,
м
Ход поршня для традиционного теплового двигателя, м
Показатель адиабаты
Мольные теплоемкости, кДж/(кмоль∙К)
mCV
mCp
Температура окружающей среды, К
Давление окружающей среды, МПа
Степень сжатия
V1
0,12
p3
4
чем окружающая среда, что, естественно, отразится
как на значении КПД цикла 1-2-3-4-5-6-1, так и на
величине полезной работы.
КПД исследуемых циклов. Так, для цикла 1-2-3-4-5-1
20,785
29,099
300
0,1
Ltv L45 L34 L12 1,182 кДж,
Ltv
100% 68,1%,
Q1
для цикла 1-2-3-4-5-6-1
tv
Ltp L4 6 L34 L1 2 L61 1,252 кДж,
1,8
p2
1,2
V3
Ltp
100% 72,1%,
Q1
и, наконец, для цикла 1-2-3-4-5-6-7-1
tp
Ltt L4 7 L3 4 L12 L7 1 1,383 кДж,
Таблица 2. Параметры рабочего тела в характерных
точках цикла
Точка
цикла
1
2
3
4
5
6
7
цессе на участке 6-1. В этом случае отвод теплоты
1,4
Степень предварительного расширения
V4
1-2-3-4-5-6-1 с отводом теплоты Q2 в изобарном про-
Данные табл. 3 позволяют определить работу и
Степень повышения давления при сгорании
лением окружающей среды p0, получим цикл
0,14
18
V2
только до точки 6, соответствующей изобаре с дав-
будет осуществлен при температуре более высокой,
Таблица 1. Исходные данные
Наименование параметра
В случае продления адиабаты расширения 4-5
Т, К
р, МПа
V, м3
300
953,3
1715,9
2059
697
547,9
300
0,1
5,72
10,3
10,3
2,324·10-1
0,1
1,215·10-2
1,667·10-3
9,314·10-5
9,314·10-5
1,118·10-4
1,667·10-3
3,062·10-3
1,38·10-2
Ltt
100% 79,7%.
Q1
В соответствии с теорией, теплота может быть
tt
представлена в виде суммы
Q EQ AQ
,
где EQ – эксергия теплоты, равная максимально
возможной работе при переходе рабочего тела в обДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
ратимом процессе из заданного состояния до состоя-
внешние потери эксергии EQ в цикле 1-2-3-4-5-1 с
2
ния равновесия с окружающей средой;
отводом теплоты Q2 по изохоре. Согласно табл. 3
AQ – анергия теплоты, которая определяет ее
неработоспособную часть.
эти внешние потери эксергии приводят к уменьше-
Данные табл. 2 позволяют вычислить эксергию
и анергию теплоты на участке ее подвода и отвода,
значения которых приведено в табл.3.
В расчетном исследовании получили, что работа модернизированного теоретического цикла 1-2-34-5-6-7-1 численно равна эксергии теплоты Q1, а следовательно, она является максимально возможной
(Ltt = Lmax) для принятых начальных условий. При
этом теплота Q2 численно равна анергии подведенной теплоты AQ . Следовательно, внешние потери
1
работоспособной энергии в рассматриваемом цикле
отсутствуют. Отсутствуют и внутренние потери эксергии, что и определяет равенство Ltt Lmax EQ .
1
В общем случае
k
i 1
j 1
– сумма внешних потерь эксергии;
i 1
k
D
j
Выше изложенное позволяет сделать вывод о
том, что значения Lmax и max являются предельными
для принятых условий, достичь значения которых в
реальном цикле невозможно из-за обязательных
внутренних и внешних потерь эксергии (потерь работоспособности энергии), а также естественных
проблем по техническому обеспечению расширения
рабочего тела до температуры окружающей среды.
Вместе с тем, величины Lmax и max могут служить
точкой отсчета при определении максимальных теоретических
резервов
повышения
индикаторного
Возвращаясь к проблеме «предложений» по
n
i
tv 68,1% .
i max i .
Lt E Q1 E i D j ,
E
нию КПД теоретических циклов – tp 72,1% ,
КПД i и индикаторной работы Li : Li Lmax Li ,
n
где
они численно равны 0,2015 кДж. В конечном итоге
– сумма внутренних потерь эксергии.
j 1
Чем больше величина отмеченных выше потерь, тем больше разница между величинами Lmax и
обеспечению i = 70…80%, следует сказать, что в
этом случае значения предлагаемых i становятся
соизмеримыми с max, что, как показано в статье,
противоречит теории, а следовательно, не может
быть осуществлено на практике.
Li.
Максимально возможным для принятых условий цикла 1-2-3-4-5-6-7-1 является и теоретический
КПД (tt = max).
Можно показать, что для такого теоретического
цикла
max
EQ1
Q1
1
ln k
k 1 1 k 1
,
а максимальная степень расширения
V7
1
k 1
.
V1
Переход к циклу 1-2-3-4-5-6-1 с отводом тепло max
ты Q2 по изобаре 6-1 приводит к возникновению
внешних потерь эксергии EQ 0,1315 кДж . На эту
Список литературы:
1. Захребётков Ю.В. Эффективность нового способа работы теплового двигателя // Двигателестроение. – 2001. – № 2. – С. 34-36. 2. Маравский А.В.,
Файн М.А. Огонь в упряжке, или как изобретают
те6плове двигатели. – М.: Знание, 1990. – 192 с. 3.
Двигатели внутреннего сгорания. Теория поршневых
и комбинированных двигателей / Д.Н. Вырубов, Н.А.
Иващенко, В.И. Ивин и др. / Под ред. А.С. Орлина,
М.Г. Круглова. – М.: Машиностроение, 1983. – 372 с.
4. Процессы в перспективных дизелях / Ф.И. Абрамчук, В.И. Крутов, А.П. Марченко и др. / Под ред. А.Ф.
Шеховцова. – Х.: Изд-во «Основа», 1992. – 352 с. 5.
Шокотов Н.К., Марченко А.П., Глушко А.В. Эксергия
теплоты и образцовые циклы двигателей внутреннего сгорания // Двигатели внутреннего сгорания. –
1993. – Вып. 54. – С. 45 – 54.
2
величину уменьшается работа цикла. Еще большие
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
5
Общие проблемы двигателестроения
УДК 621.436
А.П. Кудряш, д-р техн. наук, П.Я. Перерва, канд. техн. наук, В.Н. Киреева, инж.,
А.А. Потапенко, инж.
ЭКОЛОГИЧЕСКОЕ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ДИЗЕЛЕЙ ПУТЕМ
ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ВОДОТОПЛИВНЫХ ЭМУЛЬСИЙ
Вопросы экономии и рационального использо-
определяемый максимальной экономией топлива.
вания топливно-энергетических ресурсов не теряют
Причем оптимум имеет узкий диапазон изменения
своей актуальности. Сложная ситуация с экологиче-
Сw (2-4 %). Температура отработавшего газа (ОГ)
ской обстановкой в промышленно развитых регио-
стабильно снижается по мере увеличения Сw, что
нах в перспективе приведет к увеличению доли аль-
является своего рода резервом к форсировке дизеля.
тернативных топлив при эксплуатации тепловых
двигателей и котельных установок.
В процессе работы двигателя на дизельном топливе (ДТ) детали камеры сгорания (КС) покрыва-
Одним из важнейших направлений борьбы за
ются прочным нагаром, клапаны имеют обширные
сохранение чистоты воздушного бассейна является
зоны лаковых отложений, а на распылителях образо-
поиск более «чистого» топлива, а также изыскание
вываются коксовые отложения.
различных присадок и примесей к обычному углево-
Перевод двигателя на ВТЭ не только улучшает
дородному топливу, которые могли бы снизить ток-
показатели рабочего процесса (уменьшается удель-
сичность продуктов сгорания [1].
ный эффективный расход топлива ве) и снижает теп-
С недавних пор большой интерес проявляется к
лонапряженность деталей КС, но и существенно
применению в качестве альтернативных топлив во-
уменьшаются и теряют прочность нагароотложения,
дотопливных эмульсий (ВТЭ). Исследования эффек-
исчезают лаковые зоны на клапанах и коксовые от-
тивности использования ВТЭ в качестве топлив для
ложения на форсунках.
дизелей проводятся довольно широко. Однако опре-
Раскоксовывание сопел распылителей форсу-
деление оптимального состава ВТЭ по содержанию
нок с помощью ВТЭ – этот эффект проявляется даже
воды и степень ее воздействия на эффективные и
при кратковременном переводе двигателя на ВТЭ и
экологические показатели дизеля неоднозначны.
имеет особо важное значение для эксплуатации ДВС.
Большинство авторов считают оптимальным содер-
Применене эмульгированного водой топлива
жание воды в ВТЭ 10-20 %. Исследования других
существенно «облагораживает» работу дизелей, од-
авторов [2] свидетельствуют, что оптимальным явля-
нако четкого механизма, объясняющего все обнару-
ется содержание воды в ВТЭ до 50 %. Существенные
женные положительные эффекты, исследователями
различия в оценке оптимальной концентрации вод-
не предложено.
ной фазы зависит не только от типа двигателя и мар-
Одни считают [4], что наибольшую положи-
ки применяемого топлива, а также и от режима экс-
тельную роль в рабочем процессе дизеля играют
плуатации (нагрузки) двигателя.
микровзрывы и увеличение местных значений коэф-
При общих положительных результатах выяв-
фициента избытка воздуха. Микровзрывы разбивают
лены некоторые общие тенденции и особенности [2].
капли топлива крупных размеров и асфальтовые
Для каждого типа двигателя существует свой
включения, разрушают коксовые отложения на рас-
оптимум по содержанию массовой доли воды (Сw),
6
пылителях форсунок.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
Другие авторы [5] считают, что процесс испа-
ют непосредственным участием паров воды, идеаль-
рения капель ВТЭ значительно сложнее. Существен-
но перемешанных с парами углеводородного топли-
ное значение имеют два фактора. Один из них – раз-
ва, в протекании окислительных процессов при вы-
мер частиц водной фазы. Авторы приводят данные
соких температурах.
визуальных наблюдений, согласно которым горение
Считается, что вода очень устойчивое вещест-
капель мазута М-60 со средним диаметром частиц
во. Это заключение основано на его высокой терми-
воды 3,710 м не сопровождается явлением микро-
ческой устойчивости. Так, при 1000 оС его степень
взрыва, а напоминает горение мазута, но без коптя-
диссоциации (распад на Н2 и О2) составляет 310-5 %,
щего пламени, чем и объясняется снижение дымно-
а при 2000 оС - 0,588 % [10]. Однако в то же самое
сти при работе двигателя на ВТЭ.
время вода достаточно реакционноспособное веще-
-6
Второй фактор, оказывающий существенное
влияние на микровзрыв капель ВТЭ – давление сре-
ство и при 1000-1100 оС она реагирует с углем и углеводородами [11]:
ды. По данным авторов [6] микровзрыв водной фазы
Н2О + С = СО + Н2,
в каплях ВТЭ имеет место при относительно низких
Н2О + СН4 = СО + 3 Н2
(до 1 мПа) давлениях. Причина микровзрыва капли
ВТЭ – резкое увеличение объема воды при переходе
из жидкой фазы в газообразную.
При более высоком давлении, которое наблю-
Со многими другими органическими соединениями реакции происходят при относительно низких
температурах. Так, реакция
дается в КС дизелей, капля ВТЭ не взрывается, а
СН3ОН + Н2О = СО2 + Н2О
происходит хаотичный выброс микроструй паров
водной фазы. Это происходит потому, что при воз-
происходит уже при 250 оС [11].
растании давления внешней среды объем воды при
«Облагораживающее» действие воды авторы
переходе жидкость-пар уменьшается по экспоненте
[4, 8] объясняют гипотезой каталитического влияния
[7]. Это и приводит к перерастанию взрывного ха-
воды на механизм воспламенения и горения топлива.
рактера процесса испарения воды в более спокойный
Показано, что высокая температура в КС может вы-
процесс истечения микроструй. По-видимому, в ре-
звать не только термическую диссоциацию перегре-
альных условиях существует несколько различных
того пара
2Н2О → 2Н2 + О2,
механизмов процесса разрушения капель ВТЭ. Существенное влияние на эти процессы оказывают вид
но и диссоциацию на радикалы водорода и гидро-
топлива, размер частиц, давление среды, распреде-
ксила
Н2О → 2Н' + ОН’.
ление температурного поля в КС.
Некоторые авторы [8] считают, что значительную роль в улучшении экологических показателей
На стадии догорания повышенная концентра-
при сжигании углеводородного топлива на основе
ция активных радикалов способствует доокислению
ВТЭ играют пары воды, которые могут действовать
осколков молекул углеводородов, т.е. снижению ток-
как катализатор химических реакций окисления и
сичности ОГ.
газификации углерода.
В пользу этой теории свидетельствуют иссле-
Ряд авторов [9] существенное улучшение пол-
дования авторов [9]. Масспектрометрический анализ
ноты сгорания топлива при работе на ВТЭ объясня-
продуктов сгорания двигателя 1ЧН 18/20, работав-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
7
Общие проблемы двигателестроения
шего на 40 % ВТЭ, которая содержала помеченную
18
изотопом О
воду, показал, что 60 % кислорода во-
ды, входящей в состав ВТЭ, непосредственно участвует в окислении углеводородов топлива.
ся эталонными характеристиками двигателя, работавшего на дизельном топливе.
Испытания ВТЭ проводились при разных углах
опережения впрыска топлива. Уровень дымности
Кроме всего вышеизложенного, сжигание ВТЭ
измерялся дымомером «ИНА-109», измерение со-
приводит к перераспределению температурного поля
держания NOx производилось с помощью газоанали-
в зоне горения и снижению уровня температур в об-
затора «HORIBA».
ласти образования оксидов азота, что приводит к
уменьшению их концентрации в ОГ двигателя.
Как и следовало ожидать, при работе на ВТЭ
резко увеличивается период индукции и поэтому с
В ИПМаш НАН Украины коллективом авторов
помощью изменения угла опережения впрыска не
[12] были получены и испытаны обратные ВТЭ с
удалось организовать проведение испытаний при
содержанием 10,20 и 30 % воды.
равных pz.
Для приготовления эмульсий использовалась
На рис. 1 и 2 представлены результаты измере-
обычная (водопроводная) вода. Тип ВТЭ определя-
ний содержания оксидов азота и дымности при рабо-
ется исходя из требований к антикоррозионным
те на эталонных дизельных топливах и приготовлен-
свойствам эмульгированного топлива. Поэтому для
ных из них ВТЭ с 10, 20 и 30%-м содержанием воды.
исследований была выбрана эмульсия обратного типа (вода – дисперсная фаза, топливо – дисперсионная
350
среда). В такой эмульсии даже при неблагоприятных
300
условиях (в случае потери седиментационной устойчивости) частично отслаивается дизельное топливо и
эмульсий обратного типа был подобран двухкомпонентный стабилизатор, содержащий органическое
вещество и катион щелочно-земельного металла.
NOx, ppm
вода в чистом виде не выделяется. Для стабилизации
250
200
150
100
Такой стабилизатор покрывает каплю воды прочной
многослойной сольватной оболочкой поверхностно-
50
активного вещества, что и обеспечивает заданные
0
антикоррозионные свойства ВТЭ.
На полученных эмульсиях были проведены
сравнительные испытания на моторном стенде с дизелем 1Ч 8,5/11.
Испытания в силу производственных причин
проводились в разное время. Поэтому оценка результатов дается в сравнении с несколько отличающими-
8
1
1.5
2
2.5
3
N, кВт
ДТ-эталон 20% ВТЭ
20% ВТЭ (30град. до ВМТ)
20% ВТЭ (27град. до ВМТ)
ДТ-эталон для 10 и 30%ВТЭ
10% ВТЭ (27град. до ВМТ)
30% ВТЭ(32град. до ВМТ)
Рис. 1. Содержание оксидов азота в ОГ двигателя
1Ч 8,5/11 при работе на ДТ и ВТЭ
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
Список литературы:
14
1. Химия окружающей среды / Пер.с англ., Под ред.
А.П. Цыганкова. – М.: Химия, 1982. – 672 с.
Дымность, %
12
2. Лерман Е.Ю., Гладков О.А. Высококонцентриро10
ванные водотопливные эмульсии – эффективное
средство улучшения экологических показателей лег-
8
ких быстроходных дизелей // Двигателестроение. –
1986. – № 10. – С. 35 – 38. 3. Воржев Ю.И. Примене-
6
ние водотопливных эмульсий в судовых дизелях //
Двигателестроение. – 1986. – № 12. – С. 30 – 33.
4
1
1.5
2
2.5
N, кВт
3
4. Лебедев О.Н., Сомов В.А., Сисин В.Д. Водотопливные эмульсии в судовых дизелях. – Л.: Судостроение,
ДТ-эталон для 20%ВТЭ
20%ВТЭ ( 30град. до ВМТ))
20% ВТЭ (27град. до ВМТ)
ДТ-эталон для 10 и 20% ВТЭ
10% ВТЭ (27град. до ВМТ)
30% ВТЭ (32град. до ВМТ)
1988. – 105 с. 5. Школьный А.А, Сенчило В.В. Анализ
процесса испарения водотопливных эмульсий методами теории бинарных смесей // Двигателестроение.
– 1978. – № 8. – С. 6 – 8. 6. Лебедев О.Н., Марчен-
Рис. 2. Дымность ОГ двигателя 1Ч 8,5/11
при работе на ДТ и ВТЭ
ко В.Н. Исследование процессов испарения и сгора-
Из приведенных графиков видно, что наблюда-
телестроение. – 1979.– № 12. – С. 26 – 27.
ния эмульгированного моторного топлива // Двига-
ется заметное снижение дымности (с 8,5 до 6,5 %)
7. Литвин А.М.
при 10%-м содержании воды в ВТЭ и при этом со-
М.:Л.: ГЭИ, 1959. – 312 с. 8. Хилько С.Л., Титов Е.В.
держание NOx в ОГ уменьшается с 250 до 150 ppm
Коллоидные композиции как экологически чистые
при нагрузке 3 кВт. Это происходит при практически
виды топлив // Экотехнологии и ресурсосбережение.
равном удельном расходе топлива. Следует отме-
– 2001. – № 6. – С. 12 – 15. 9. Бернштейн Е.В., Глад-
тить, что при содержании воды в ВТЭ более 20 %
ков О.А. Уменьшение вредных выбросов дизелей при
резко возрастает pz. Необходимо в будущем всесто-
их стендовых испытаниях: Обзор. – М.: ЦНИИ-
ронне оценить целесообразность использования ВТЭ
ТЭИтяжмаш, 1989. – 28 с. 10. Неницеску К. Общая
с содержанием воды более 20 %.
химия. – М.: Мир, 1968. – 176 с. 11. Реми Г. Курс
Техническая
термодинамика.
–
В заключение следует сказать, что результаты
неорганической химии. – М.: Изд-во иностр. лит-ры,
экспериментальных исследований подтвердили ра-
1963. – Т. 1. – С. 44 – 46. 12. Особенности получения
ботоспособность дизельного двигателя и улучшение
водотопливных эмульсий и их применение в дизель-
экологических показателей при работе на ВТЭ.
ных
Авторы выражают признательность Марахов-
двигателях
А.А. Потапенко,
/
А.П. Кудряш,
В.Н. Киреева,
В.П. Шпачук,
В.М. Семикин.
–
скому Владимиру Петровичу и Семикину Виталию
Харьков: 1996. – 41 с. (Препр. / Ин-т проблем маши-
Максимовичу за оказанную помощь в проведении
ностроения НАН Украины; № 395).
стендовых испытаний.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
9
Общие проблемы двигателестроения
УДК 629.621.43
В.Г. Некрасов, канд. техн. наук
ДВИГАТЕЛЬ ДЛЯ АВТОМОБИЛЯ МАЛОГО КЛАССА
Введение
Насыщение городов автомобильным транспортом, проблемы с парковкой автомобилей в деловых и
спальных районах городов, ухудшение состояния
атмосферы в городах, рост стоимости моторного топлива привели к тому, что автомобиль малого класса
становится все более популярным. Это подтолкнуло
автомобильные фирмы на увеличение выпуска таких
автомобилей и совершенствование этого класса автомобилей.
Увеличивается производство автомобилей малого класса и в странах СНГ. Россия в "Концепции
развития автомобильной промышленности" при общем росте объема производства автомобилей ставит
задачу увеличения доли автомобилей малого класса.
В связи с этим в России в дополнении к уже выпускающимся автомобилям малого класса ("Ока") на
ЗМА КамАЗ и СеАЗ организуется производства таких автомобилей на заводе в Елабуге, возобновляет
производство "Оки" ВАЗ ("Ока-2"), создана новая
модель микроавтомобиля "Мишка" и начато его производство на ЗИЛе. В Украине на ЗАЗ продолжается
выпуск "Таврии" и ее новых модификаций Nova и
Slavuta. В Узбекистане действует сборочное производство автомобилей "Тicо". В Казахстане завод "Искер" имеет соглашение с КамАЗом о сборочном про-
ется чисто производственной проблемой, но и отсутствие качественного двигателя, отвечающего современным требованиям. Этот факт подчеркивался
практически на всех последних автомобильных и
двигательных выставках.
Качество двигателя – это высокие показатели
топливной экономичности, удовлетворение экологическим требованиям, высокая надежность и большой
межремонтный ресурс при минимальном техническом обслуживании. Требования высокой экономичности нашли уже воплощение в понятии "трехлитровый автомобиль", подразумевая под этим средний
эксплуатационный расход топлива на 100 км. Экологические требования - это удовлетворение нормативам "Евро-3" и "Транспортные средства со сверх
низкими выбросами" (США), а в перспективе и "Евро-4" (вводятся в ЕЭС с 2005 г.) и "Транспортные
средства с нулевыми выбросами" (эмиссия токсичных компонентов в сумме менее 0,00... г/км).
Двигатель современного автомобиля должен
иметь высокую надежность. При этом производство
двигателей, хотя и должно использовать современные технологии, но такие, которые освоены в массовом масштабе и были бы посильны машиностроительным заводам с традиционными современными
технологиями машиностроения.
изводстве автомобилей "Ока".
В то же время в странах СНГ ощущается дефицит двигателей для автомобилей малого класса, что
Постановка задачи работы
Отсутствие на рынке стран СНГ двигателя для
ограничивает возможность производства таких авто-
автомобиля малого класса, удовлетворяющего со-
мобилей. Проблемой расширения производства ав-
временным требованиям, послужило основанием
томобилей малого класса является не только дефи-
того, что Национальная Инженерная Академия Рес-
цит двигателей соответствующего класса, что явля-
публики Казахстан выступила с инициативой по раз-
10
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
работке двигателя для автомобиля малого класса но-
зующиеся в таком режиме в большом количестве,
вого поколения. Непосредственная работа в этом на-
как окись углерода и водород [5] раскисляют малый
правлении (этап ОКР) началась с 2002 г. Но этому
проскок оксидов азота, снижая их содержание до
предшествовал достаточно большой период информа-
минимума и обеспечивая их возможную эмиссию на
ционно-аналитических и расчетно-теоретических ис-
порядок меньше, чем во всех известных двигателях
следований (этап НИР) по двигателям малой мощно-
[11]. Последующее дожигание продуктов неполного
сти, поскольку в большинстве случаев имеющиеся
сгорания позволяет снизить до минимума содержа-
конструкции двигателей такого типа далеко не соот-
ние в продуктах сгорания токсичных окиси углерода
ветствовали современным требованиям.
и углеводородов [1]. Тепло отработанных газов, как
и тепло дожигания используется для выработки по-
Технологическая схема двигателя
В соответствии с тенденциями в двигателестроении, высокие качественные показатели двига-
лезной мощности в паровом утилизаторе [15, 16, 19].
теля могут быть получены только при реализации
Технические решения
Кроме отмеченных выше основных приемов
ряда перспективных технических решений, увязан-
для получения высоких показателей в конструкции
ных в единый комплекс [4]. Основным принципом,
двигателя применен комплекс технических решений
используемым при конструировании двигателя, яв-
второго уровня. В отличие от обычного дизельного
ляется сочетание бинарного (парогазового) цикла
цикла в конструируемом двигателе на всех режимах
[15, 16] и двухступенчатого сгорания топлива в ре-
работы поддерживается постоянное значение коэф-
жиме неполного окисления в первичном двигателе
фициента избытка воздуха. Количество воздуха в
(partial oxidation) с дожиганием продуктов неполного
цикловом заряде регулируется при помощи цикла
сгорания в камере вторичного сгорания перед паро-
Аткиснсона, заключающегося в перепуске в режиме
вым утилизатором [12, 13].
частичной нагрузки двигателя излишнего воздуха во
Двигатель оптимизирован по мощности, что
впускной коллектор после прохождения поршнем
исключает его работу в нерасчетном режиме на ав-
нижней мертвой точки [8]. Такой цикл реализуется
томобиле малого класса. Базой комбинированного
благодаря применению гидравлической системы
двигателя является поршневой дизельный двигатель
управления клапанами с регулируемой фазой закры-
[6]. В состав двигателя включается утилизатор с па-
тия впускного клапана, что снижает насосные потери
ровой турбиной, работающий по циклу Ренкина [14].
и повышает механический КПД двигателя. В двига-
Высокая степень сжатия, характерная для дизельного
теле на всех режимах работы поддерживается посто-
двигателя [6], и утилизация энергии в паровом ути-
янная степень сжатия, при этом степень расширения
лизаторе [19] обеспечивают высокий термический
по мере снижения вырабатываемой мощности уве-
КПД. Достижение экологических требований обес-
личивается. Следовательно, в режимах частичной
печивается использованием в поршневой части бога-
нагрузки, как наиболее вероятной для городского
той топливо - воздушной смеси, обеспечивающей
автомобиля, реализуется продолженное расширение,
образования малого количества оксидов азота [5, 7,
при этом термический КПД в этом режиме работы
20]. Кроме того, продукты неполного сгорания, обра-
возрастает, увеличивая эффективный КПД.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
11
Общие проблемы двигателестроения
В двигателе благодаря применению бесшатун-
трение в цилиндропоршневой группе.
ного механизма преобразования движения с линейно
В системе дожигания продуктов неполного сго-
движущимся штоком поршней [2, 3] обеспечивается
рания применяются методы интенсификации массо-
изолирование подпоршневого пространства цилинд-
обмена, а именно, высокая турбулизация газов в ка-
ра от картера и использование нижней части цилин-
мере промежуточного дожигания при ее выполнении
дра в качестве воздушного компрессора для получе-
в виде циклонного аппарата [10], воздействие на га-
ния сжатого воздуха, используемого для дожигания
зы ультразвука [9, 18] и обогащение воздуха озоном
продуктов неполного сгорания в камере вторичного
[17]. Это обеспечивает полное сгорание окиси угле-
сгорания парового утилизатора. При этом обеспечи-
рода, углеводородов и сажи и максимальное сниже-
вается внутренне охлаждение цилиндра и тыльной
ние концентрации этих токсичных компонентов в
стороны поршня воздухом, а также исключается не-
продуктах сгорания с получением нейтральных ди-
обходимость иметь дополнительный компрессор для
оксида углерода и паров воды и с последующим ис-
получения воздуха для дожигания горючих и ток-
пользованием тепла сгорания горючих компонентов
сичных продуктов неполного сгорания, также как и
в паровом утилизаторе.
отдельную систему охлаждения. Отделение картера
двигателя от горячего цилиндра исключает загрязне-
Прогнозные показатели
Прогнозный эффективный КПД двигателя при
ние масла продуктами сгорания и потерю смазы-
номинальной мощности ожидается равным не менее
вающих свойств за счет разложения масла при кон-
50 %, причем с возрастанием эффективности двига-
такте с горячими поверхностями.
теля при пониженных нагрузках. Этому соответству-
Гильза цилиндра и его головка выполняются из
ет удельный расход топлива в режиме номинальной
жаростойкой стали с низким коэффициентом тепло-
мощности 164…158 г/кВт·ч. При использовании та-
проводности. Это позволяет иметь температуру
кого двигателя на автомобиле малого класса первой
гильзы около 500о С, за счет этого исключить специ-
группы (субкомпактного класса или микроавтомоби-
альную систему охлаждение, что уменьшает потери
ле) ожидаемый эксплуатационный расход топлива
тепла на охлаждение и повышает относительный
составит менее 3 л/100 км.
КПД. Уплотнение поршня в цилиндре планируется
Прогнозные экологические показатели должны
"сухим" с использованием твердого антифрикцион-
удовлетворять нормативам «Евро-3» и «Транспорт-
ного материала и с упрочнением зеркала цилиндра
ные средства со сверхнизкими выбросами» (ТССНВ,
напылением нитрида титана. Горячий цилиндр влия-
США) и приближаются к требованиям «Евро-4»
ет на уменьшение содержания в продуктах неполно-
(вводятся в странах ЕЭС с 2005 г.) и «транспортные
го сгорания углеводородов, опасных как канцероге-
средства с нулевыми выбросами» (ТСНУВ) (суммар-
ны. Бесшатунный механизм преобразования движе-
ные
ния (механизм С.С. Баландина [2]), в сочетании с
0,00….г/км).
сухим уплотнением поршня в цилиндре обеспечивает повышенный механический КПД за счет линейного движения штока поршня и снижения потерь на
12
выбросы
токсичных
компонентов
менее
На опытный образец двигателя в полном объеме выполнена конструкторская документация.
В настоящее время опытный образец рассмотДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
ренного двигателя выполняется на одном из пред-
Способ преобразования теплоты топлива в полез-
приятий ВПК в Казахстане. В 2005 г. планируется
ную механическую энергию в цикле с многоступен-
провести доводку опытного образца двигателя и вы-
чатым подводом теплоты к рабочему телу /
полнить его стендовые испытания.
В.М. Масленников, В.Я. Штеренберг. 13. Модерни-
Список литературы:
1. Азарова Ю.В., Кузнецова Н.Я. Новое об относи-
зация паротурбинных установок путем газотурбинных надстроек с частичным окислением природного
тельной агрессивности углеводородов // Автомо-
газ / В.М. Масленников, В.М. Батенин, В.Я. Штерен-
бильная
–
бегр, Ю.А. Выскубенко, Э.А. Цалко // Теплоэнергети-
С. 14 – 16. 2. Баландин С.С. Бесшатунные двигатели
ка. – 2000. – № 3. – С. 39 – 46. 14. Некрасов В.Г.
внутреннего сгорания. – М.: Машиностроение, 1972. –
Плюс цикл Ренкина // Автомобильная промышлен-
176 с. 3. Будкин А. Не шатун, а шток // За рулем. –
ность.
1999. – № 11. – С. 168 – 169. 4. Великанов Д.П. Науч-
15. Селиверстов Р.М. Утилизация тепла в судовых
но-технические проблемы транспортной энергетики
дизельных установках. – Л.: Судостроение, 1973. –
// Совершенствование транспортной энергетики:
354 с. 16. Сырмай А.Г. Основные направления энер-
Сб. науч. тр. – М.: Наука, 1988. – С. 11 – 43.
гетики
5. Воинов А.Н. Сгорание в быстроходных поршневых
транспортной энергетики: Сб .науч. тр. – М.: Нау-
двигателях. – М.: Машиностроение, 1977. – 274 с.
ка, 1988. – С. 89 – 123. 17. Цыганков С.Г. Влияние
6. Современные автомобильные двигатели и их пер-
добавок озона на характеристики тепловозного дви-
спективы / М.А. Григорьев, В.Т. Желтяков, Г.Г. Тер-
гателя 10Д100 // Новое в охране труда, окружаю-
Мкртичьян, А.Н. Терехин // Автомобильная промыш-
щей среды и защите человека в чрезвычайных си-
ленность. – 1996. – № 6. – С. 10 – 14. 7. Гусаров А.П.
туация: Сб. науч. тр. – Алматы, 2002. – С. 87 – 88.
Оксиды азота - основная забота разработчиков
18. Шапко В.Ф.,
АТС // Автомобильная промышленность. – 1992. – №
уменьшают выброс сажи // Автомобильная про-
8.– С. 13 – 15. 8. Дмитриевский А. Как обойтись без
мышленность. – 1998. – № 4. – С. 18 – 19.
дросселя // За рулем. – 1999. – № 1. – С. 53 – 54.
19. Шокотов Н.К. О располагаемых резервах повы-
9. Источники мощного ультразвука / Под ред.
шения КПД дизеля 6ЧН26/34 и карбюраторного дви-
Л.Д. Розенберга. – М.: Наука, 1967. – 378 с.
гателя ЗИЛ-130 в случае применения на них систем
10. Калишевский Л.Л., Кацнельсон Б.Д., Кнорре Г.Ф.
утилизации. // Двигатели внутреннего сгорания: Сб.
Циклонные топки. – М.: ГЭИ, 1958. – 216 с.
науч. тр. – Харьков, Вища шк., 1984. – Вып. 40. –
11. Патент РФ № 2113890. Способ очистки дымо-
С. 18
вых
транспорт и защита окружающей среды. – М.:
промышленность.
газов
от
С.А. Кужетаева,
оксидов
–
1999.
азота
Т.В. Зайцева,
/
–
№ 3.
О.Н. Кулиш,
В.П. Герасимова,
–
1997.
морского
–
23.
–
№ 2.
флота
Дунь С.В.
–
//
С. 13
–
16.
Совершенстование
Звуковые
20. Якубовский Ю.
колебания
Автомобильный
Транспорт, 1979. – 198 с.
Н.Г. Гладкая, Г.С. Акопова. 12. А.с. СССР 1809141.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
13
Общие проблемы двигателестроения
УДК 621.43.068.4
И.И. Неяченко, инж., Ю.И. Ямолов, инж., В.А. Егоров, инж.
ПРИМЕНЕНИЕ КОМПЬЮТЕРНОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ В ТЕХНОЛОГИИ
КАЛИБРОВОЧНЫХ РАБОТ ПО ХОЛОДНОМУ ПУСКУ ДВИГАТЕЛЕЙ ВАЗ
Введение
Ужесточение требований по экологической
безопасности и потребительским качествам автомобильного транспорта вынуждает производителей
внедрять высокотехнологичные решения, одним из
которых является применение электронных систем
управления двигателем (ЭСУД). Такие системы позволяют оперативно управлять работой двигателя
внутреннего сгорания (ДВС) на основе показаний
датчиков,
характеризующих
текущее
состояние
ДВС. В последние пять-десять лет ЭСУД нашли широкое применение и получили интенсивное развитие,
что позволило значительно улучшить показатели
ДВС. Однако прогресс во многом
достигается за
счет применения все более сложных алгоритмов
управления, что в свою очередь значительно увеличивает трудоемкость и сроки калибровочных работ.
могут быть использованы ни для анализа эксперимента, ни тем более для оперативного управления;
3) ввиду наличия большого количества случайных внешних возмущений режим холодного пуска
отличается невысокой воспроизводимостью результатов, что вынуждает проводить большое количество
повторных экспериментов;
4) необходимость длительного кондиционирования объекта испытаний при заданной низкой температуре значительно увеличивает трудоемкость и
стоимость калибровочных работ.
Облегчить решение вышеперечисленных проблем возможно за счет применения компьютерного
моделирования процесса передачи топлива от форсунок в цилиндры двигателя – процесса, вносящего
основные затруднения при калибровочных работах
по холодному пуску двигателя.
Наибольшие затруднения вызывает оптимизация
управления ДВС на неустановившихся режимах, в
частности на режимах холодного пуска и прогрева.
Ситуация при пуске дополнительно осложняется
рядом обстоятельств:
Цель исследования
Целью данной работы являлось оценка возможности использования известной Х- модели процесса транспортировки топлива во впускной системе
1) в процессе пуска для компенсации плохой
бензинового двигателя для прогнозирования поведе-
испаряемости бензина состав подаваемой смеси из-
ния двигателя при холодном пуске на основе экспе-
меняется на порядок, что сопровождается обильным
риментальных данных реального пуска, а также соз-
образованием топливной пленки во впускной систе-
дания компьютерной модели в программной оболоч-
ме и цилиндрах двигателя, которая в свою очередь
ке Matlab-Simulink для использования в качестве
приводит к переменным задержкам подачи топлива в
инструмента анализа экспериментальных данных
цилиндры и как следствие к затруднениям анализа
при проведении калибровочных работ.
результатов эксперимента при калибровочных рабоФормулирование проблемы
Традиционная технология калибровочных ра-
тах;
2) на начальных фазах пуска (работа стартера и
бот по холодному пуску ДВС предполагает выпол-
разгон) датчики, характеризующие текущее состоя-
нение серии испытаний при различных температурах
ние двигателя (расход воздуха, состав смеси) не
с последовательным приближением к заданным кри-
обеспечивают получение достоверных данных и не
териям качества пуска. В настоящее время критери-
14
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
ем для двигателей ВАЗ является достижение надеж-
вестная феноменологическая Х- модель процесса
ного пуска двигателя за одну попытку продолжи-
транспортировки топлива во впускной системе бен-
тельностью не более 10 с при температурах пуска до
зинового двигателя [1-4], используемая как основа
-27С. Более быстрый пуск оценивается при прочих
стратегии управления топливоподачей на неустано-
равных показателях (частота вращения коленчатого
вившихся режимах работы двигателя, включая ре-
вала после пуска, способность к принятию нагрузки,
жим холодного пуска. В основе модели лежит пред-
содержание токсических компонентов в отработав-
ставление впускной системы двигателя в виде инер-
ших газах) как более качественный. Одним из основ-
ционного звена первого порядка по отношению к
ных инструментов, по показаниям которого инже-
транспортировке топлива.
нер-калибровщик проводит оценку оптимальности
настроек топливоподачи, является быстродействующий анализатор состава смеси (-анализатор). В
данной работе применялся анализатор LA-4 ф. ETAS
GmbH (постоянная времени 2 мс). Такой анализатор
имеет широкополосный кислородный датчик (зонд), располагаемый в выпускной системе двигателя. На основании показаний -зонда после получения стабильного процесса сгорания в цилиндрах
двигателя регистрируется текущий состав смеси.
Ввиду отсутствия сгорания при первых поступлениях топлива в цилиндры, а также вследствие смеши-
Рис. 1. Показания -анализатора
Основные уравнения следующие:
вания газов в выпускной системе в первые несколько
циклов после получения сгорания, достоверные показания -анализатора появляются к моменту, когда
пуск двигателя практически состоялся (см. рис. 1). В
таких условиях инженер-калибровщик вынужден
ориентироваться при подборе топливоподачи главным образом на скорость и ускорение коленчатого
вала двигателя. Показания -анализатора принимаются с учетом упомянутых искажений и задержек.
Таким образом, действия инженера-калибровщика в
большой степени неопределенны и приводят к необходимости проведения большого количества повторных экспериментов.
Для облегчения калибровочных работ предлагается применение компьютерного моделирования
процесса передачи топлива от форсунок в цилиндры
двигателя.
Gcyl Gmet dm / dt
(1)
dm / dt X Gmet m /
(2)
где Gcyl – расход топлива, поступающего в цилиндры двигателя;
Gmet – расход топлива, подаваемого топливодозирующим устройством;
m – масса топливной пленки на стенках впускного тракта;
X – доля топлива, оседающего на стенках в виде
топливной пленки (параметр м.м.);
– постоянная времени топливной пленки (параметр м.м.);
t – время.
Более подробно описание модели и расчетноэкспериментальных методов ее идентификации приведены в (5). На рис. 2, 3 приведены параметры модели X и , характерные для двигателей ВАЗ, осна-
Описание модели
В данной исследовании была применена изДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
щенных электронной системой впрыска топлива во
впускной канал. Значения параметров были опреде-
15
Общие проблемы двигателестроения
лены экспериментально и частично заимствованы из
инерционного звена первого порядка. Такая форма
публикаций работ с аналогичными двигателями
оказывается пригодной и полезной для анализа ди-
[2, 3].
намических процессов передачи топлива во впускной системе двигателя при наличии экспериментальных данных во временной шкале и при достаточно
высокой частоте вращения коленчатого вала двигателя.
Однако при низкой частоте и быстром изменении топливоподачи, что характерно для режима пуска, такое упрощение может приводить к большим
погрешностям. Более правильным является представление двигателя дискретной системой с 4-мя (по
числу цилиндров) инерционными элементами, работающими параллельно с фазовым сдвигом и с индиРис. 2. Параметры модели X
видуальным периодом.
Дискретная форма записи уравнений (1), (2) для
отдельного цилиндра следующая:
Mcyl (k ) Minj (k ) [m(k ) m(k 1)]
m(k ) m(k 1) X Minj (k ) m(k 1)
(3)
T (k )
(4)
где Mcyl(k) – масса топлива, поступившая в цилиндр в k-ом цикле;
Minj(k) – масса топлива, поданного форсункой в
k-ом цикле;
m(k), m(k-1) – масса топлива в настенной пленке
в k-ом, (k-1) цикле;
Рис. 3. Параметры модели
Параметры модели X и зависят также от испаряемости применяемого топлива. В данном исследовании применялся бензин АИ-95 с показателями испаряемости на границе «зимний-летний» по ГОСТР51105-97.
X – доля топлива, оседающего на стенках в виде
топливной пленки (текущий параметр м.м. в k-ом
цикле);
– постоянная времени топливной пленки (текущий параметр м.м. в k-ом цикле);
T(k) – длительность k-го цикла.
Длительность цикла при индивидуальном по-
Компьютерная модель
Уравнения (1), (2) представляют форму записи
цилиндровом расчете принимается равной длитель-
математической модели, пригодной для компьютер-
ности 4-х тактов рабочего цикла (т.е. длительности
ного моделирования в непрерывных системах и
2-х оборотов коленчатого вала) для конкретного ци-
предполагает рассмотрение двигателя как единого
линдра.
16
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
либровочных работ по холодному пуску двигателей:
1) как уже упоминалось ранее, прежде всего,
проводится серия экспериментов со ступенчатым
изменением толивоподачи и регистрацией динамической реакции двигателя по -анализатору при постоянных частотах вращения коленчатого вала для
определения параметров математической модели X и
[5]. Такие эксперименты позволяют характеризовать динамические свойства по каналу топливоподачи целого семейства двигателей, имеющих одинаковые системы питания, например 8-и или 16-и клапанные головки блока цилиндров. Таким образом,
Рис.4. Модель поцилиндрового прогноза состава
смеси
набрав базу данных по параметрам математической
модели для разных типов впускных систем, различ-
Такая дискретная модель поцилиндрового сме-
ных свойств применяемых бензинов и пусковых
сеобразования на основе уравнений (3), (4) была реа-
температур, в дальнейшем возможно использовать
лизована в программной среде Matlab-Simulink. На
данную базу для аналогичных моделей двигателей
Рис. 4 представлена структурная схема разработан-
априори;
ной модели. При помощи блока “DATA” из рабочей
области Matlab в качестве исходных данных для моделирования загружаются предварительно сохраненные экспериментальные данные реального пуска
двигателя. Блок “Solver” обеспечивает разделение
исходных данных по цилиндрам и решение разностных уравнений (3), (4) с определением массы топли-
2) на реальных пусках двигателя в качестве
первого приближения определяется начальная подача топлива, обеспечивающая получение вспышек в
цилиндрах двигателя;
3) полученные
экспериментальные
данные
«прогоняются» через компьютерную модель с целью
определения расчетного уровня по составу смеси в
цилиндрах двигателя, соответствующего достиже-
ва, поступающей в каждый из цилиндров, и расчетом
нию первых вспышек в цилиндрах. Затем, в процессе
состава смеси. Блок “X-TAU tables” обеспечивает
компьютерного моделирования, изменяя в исходных
введение в расчет переменных значений параметров
данных подачу топлива, добиваются достижения за
модели X и , задаваемых калибровочными таблица-
минимальное количество циклов определенного вы-
ми как показано на рис. 2, 3. Блок “ALPHAinj” рас-
ше расчетного состава смеси в цилиндрах. Причем,
считывает состав смеси, подаваемой форсунками, и
первая подача топлива подбирается таким образом,
выводит данные на осциллоскоп для сравнительного
чтобы расчетный состав смеси был близок к необхо-
анализа.
димому, но заведомо «беднее». Для предотвращения
излишнего обогащения вторая и последующие пода-
Результаты экспериментальных исследований
В процессе проведения экспериментальных исследований была определена новая технология ка-
чи топлива меньше первой в несколько раз. После
достижения расчетного состава смеси в цилиндрах,
необходимого для получения первых вспышек, и
возрастания оборотов двигателя подача топлива рез-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
17
Общие проблемы двигателестроения
ко уменьшается для достижения по возможности
пуска показала свою работоспособность и эффектив-
состава смеси, соответствующего устойчивому горе-
ность при выполнении калибровочных работ по те-
нию, т.е. = 0,75 0,85, и последующему обеднению
кущим проектам и может быть рекомендована для
до = 0,85 0,95. Вследствие того обстоятельства,
дальнейшего использования.
что не все топливо, попавшее в цилиндры двигателя,
2. Очевидно, что управление с индивидуальным
участвует в процессе горения, необходимый расчет-
поцилиндровым расчетом топливоподачи с учетом
ный состав смеси должен быть несколько богаче ука-
переменной массы топливной пленки в каждом из
занных величин;
цилиндров позволит более точно отслеживать необ-
4) подобранные подачи при компьютерном моделировании реализуются при помощи имеющихся в
ходимый состав смеси внутри цилиндра, что и будет
являться целью продолжения данной работы.
распоряжении инженера управляющих алгоритмов и
проверяются при реальных пусках двигателя. При
необходимости проводится вторая серия расчетных
экспериментов с уточненными экспериментальными
данными.
Описанная технология была апробирована при
калибровке 2-х проектов и показала свою эффективность – количество реальных пусков, необходимых
для проведения цикла калибровочных работ, было
сокращено в несколько раз.
На рис. 1 приведена запись пуска двигателя после цикла калибровочных работ по вышеприведен-
Рис. 5. Моделирование состава смеси в цилиндрах
при пуске (t = -20C)
ной технологии, результаты компьютерного моделирования которого приведены на рис. 5, 6. В данном
случае подача топлива была оставлена несколько
повышенной для компенсации возможных отклонений качества бензина в эксплуатации. Применявшийся в данных экспериментах алгоритм управления
топливоподачей на пуске не обеспечивал индивидуального учета по цилиндрам двигателя накапливающейся топливной пленки и как следствие при разгоне двигателя после получения первых вспышек (18 20 циклы) некоторые цилиндры были переобогащены, что привело к задержке набора оборотов.
Заключение
1. Представленная
Рис. 6. Моделирование поступления топлива в цилиндры при пуске (t = -20)
Список литературы:
методика
расчетно-
1. Hires S.D.,
Overington M.T.
Transient
Mixture
экспериментального прогнозирования поступления
Strength Excursions - An Investigation of Their Causes
топлива в цилиндры двигателя во время холодного
and the Development of a Constant Mixture Strength
18
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
Fueling Strategy // SAE Pap. No 810495. 2. Horie K.,
tion // SAE Pap. No 950067. 4. Neyachenko I. Method of
Takahasi H., Akazaki S. Emissions Reduction during
A/F Control during SI Engine Cold Start // SAE Pap.
Warm-Up Period by Incorporating a Wall-Wetting Fuel
No 982521. 5. Неяченко И.И. Метод оценки смесеоб-
Model on the Fuel Injection Strategy during Engine
разования в бензиновых двигателях внутреннего сго-
Starting // SAE Pap. No 952478. 3. Shayler P.J.,
рания // Авіаційно-космічна техніка і технологія: Зб.
Teo Y.C., Scarisbrick A. Fuel Transport Characteristics
наук. праць. – Харків: ХАІ, 2003. – Вип. 41/6. – С.16 –
of Spark Ignition Engines for Transient Fuel Compensa-
21.
УДК 662.997
Н.А. Крестлинг, канд. техн. наук, В.В. Попов, инж.
ПУТИ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ СБРОСНОЙ ТЕПЛОТЫ НА СУДАХ
Использование тепловых насосов на судах
флота
Более эффективное и полное использование
вторичных энергоресурсов (ВЭР) на судах морского
флота возможно с помощью теплонасосных установок (ТНУ) повышающих потенциал теплоносителя.
Рассматривая процесс передачи теплоты тепловоспринимающей среде (теплоприемника) как обратимый, количество теплоты, воспринятой им, изобразим площадью 4 - 5 - 5’ - 3’ - 4, равной по величине площади 1 - 4 - 3’ - 1’ - 1.
В данном случае повышение температуры теплоносителя происходит за счёт охлаждения низкотемпературных энергоносителей или источников теплоты.
При этом происходит перенос теплоты от тела с более низкой температурой к телу с более высокой
температурой в обратных круговых процессах.
В этом плане (ТНУ) аналогичны холодильным
машинам, но отличаются от них целевым назначением, а циклы этих установок отличаются положением
интервала температур. В частности, холодильные
машины позволяют получить искусственное охлаждение, тепловые насосы - нагрев.
Принципиальная целесообразность применения
ТНУ для теплоснабжения на судах наглядно видна
при сравнительном рассмотрении на Т- s диаграмме
процессов теплоснабжения острым паром и при помощи ТНУ (рис. 1).
Рис. 1. Диаграмма процесса теплоснабжения
острым паром при помощи ТНУ
Допустим, что при теплоснабжении ТНУ, использующим низкотемпературный источник теплоты
с температурой T2 , двигатель, использующий острый пар и приводящий в движение тепловой насос,
работает
по
циклу,
выраженному
площадью
1 - 2 - 3 - 4 - 1. Работа идеального ТНУ выражается
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
19
Общие проблемы двигателестроения
Fueling Strategy // SAE Pap. No 810495. 2. Horie K.,
tion // SAE Pap. No 950067. 4. Neyachenko I. Method of
Takahasi H., Akazaki S. Emissions Reduction during
A/F Control during SI Engine Cold Start // SAE Pap.
Warm-Up Period by Incorporating a Wall-Wetting Fuel
No 982521. 5. Неяченко И.И. Метод оценки смесеоб-
Model on the Fuel Injection Strategy during Engine
разования в бензиновых двигателях внутреннего сго-
Starting // SAE Pap. No 952478. 3. Shayler P.J.,
рания // Авіаційно-космічна техніка і технологія: Зб.
Teo Y.C., Scarisbrick A. Fuel Transport Characteristics
наук. праць. – Харків: ХАІ, 2003. – Вип. 41/6. – С.16 –
of Spark Ignition Engines for Transient Fuel Compensa-
21.
УДК 662.997
Н.А. Крестлинг, канд. техн. наук, В.В. Попов, инж.
ПУТИ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ СБРОСНОЙ ТЕПЛОТЫ НА СУДАХ
Использование тепловых насосов на судах
флота
Более эффективное и полное использование
вторичных энергоресурсов (ВЭР) на судах морского
флота возможно с помощью теплонасосных установок (ТНУ) повышающих потенциал теплоносителя.
Рассматривая процесс передачи теплоты тепловоспринимающей среде (теплоприемника) как обратимый, количество теплоты, воспринятой им, изобразим площадью 4 - 5 - 5’ - 3’ - 4, равной по величине площади 1 - 4 - 3’ - 1’ - 1.
В данном случае повышение температуры теплоносителя происходит за счёт охлаждения низкотемпературных энергоносителей или источников теплоты.
При этом происходит перенос теплоты от тела с более низкой температурой к телу с более высокой
температурой в обратных круговых процессах.
В этом плане (ТНУ) аналогичны холодильным
машинам, но отличаются от них целевым назначением, а циклы этих установок отличаются положением
интервала температур. В частности, холодильные
машины позволяют получить искусственное охлаждение, тепловые насосы - нагрев.
Принципиальная целесообразность применения
ТНУ для теплоснабжения на судах наглядно видна
при сравнительном рассмотрении на Т- s диаграмме
процессов теплоснабжения острым паром и при помощи ТНУ (рис. 1).
Рис. 1. Диаграмма процесса теплоснабжения
острым паром при помощи ТНУ
Допустим, что при теплоснабжении ТНУ, использующим низкотемпературный источник теплоты
с температурой T2 , двигатель, использующий острый пар и приводящий в движение тепловой насос,
работает
по
циклу,
выраженному
площадью
1 - 2 - 3 - 4 - 1. Работа идеального ТНУ выражается
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
19
Общие проблемы двигателестроения
площадью 6 - 7 - 8 - 9 - 6, которая равна по величине
прокачивает воду через кондиционер 6 и конденса-
площади цикла 1 - 2 - 3 - 4 - 1.
тор 14. Вода, в последнем нагревается за счёт тепло-
Количество теплоты, которую отдаёт теплоприёмнику ТНУ, выразится площадью 8 – 9 - 6’ - 7’ - 8 и
ты рабочего агента ТНУ и в кондиционере подогревает воздух помещения.
будет равно T1 S8 S9 . 1
Исходя из равенства работ, запишем:
Q1 T2 (S1 S 4 ) (T1 T2 )(S 8 S9 ) ,
(1)
откуда:
T1 (S8 S9 ) Q1 T2 S8 S 9 S1 S 4 . (2)
Поскольку:
(Tп T2 ) T1 T2 ,
то:
S 8 S 9 S1 S 4 .
И, следовательно, при одинаковом расходе острого пара ТНУ передаёт в теплоприёмник больше
теплоты, чем может быть отнято от острого пара.
Наиболее эффективными являются ТНУ, в которых греющей средой является низкотемпературные ВЭР. Перспективным и рациональным является
комплексное использование ТНУ как для теплоснабжения, так и для процессов охлаждения. Такая
Рис. 2. Схема установки с компрессионной ТНУ:
1, 8 – насос; 2, 3, 4, 5, 9, 10, 15, 16, – вентиль;
6 – кондиционер; 7 – редукционный вентиль;
11 – испаритель; 12 – теплообменник;
13 – турбокомпрессор с электроприводом;
14 – конденсатор
установка с компрессионной ТНУ совмещает задачу
зимнего отопления с летним кондиционирования
воздуха на судах. (рис. 2).
Пары рабочего агента поступают в конденсатор
14, где конденсируются и жидкий рабочий агент че-
В летний период вентили 2, 4, 9 и 15 открыты, а
рез теплообменник 12 и редукционный вентиль 7
вентили 3, 5, 10 и 16 закрыты. Вода из внешнего ис-
подаётся в испаритель 11. Из испарителя пары рабо-
точника подаётся насосом 1 в конденсатор 14 и затем
чего агента засасываются турбокомпрессором 13,
сбрасывается наружу, Насос 8 прокачивает через
имеющим электропривод. Перед поступлением в
кондиционер 6 воду, используемую в качестве хла-
компрессор пары проходят теплообменник 12, где
доносителя. В кондиционере воздух охлаждается и
несколько подогреваются. В компрессоре происхо-
нагревается вода. Подогретая вода поступает в испа-
дит сжатие паров, и перегретые пары из компрессора
ритель 11, где охлаждается и снова направляется в
поступают конденсатор 14 3.
кондиционер.
В схеме установки с абсорбционным тепловым
В зимний период вентили 2, 4, 9, и 15 закрыты,
насосом (рис. 3.) в отличие от компрессионного в
вентили 3, 5, 10 и 16 открыты. Насос 1 прокачивает
качестве рабочего тела вместо однородной жидкости
внешнюю воду, являющуюся в это время источни-
применяется двойная смесь, температура кипения
ком теплоты низкого потенциала, через испаритель
которой при заданном давлении зависит от концен-
11, после чего она сбрасывается наружу. Насос 8
трации кипящего раствора.
20
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
дт
Qп Qг
т.н . .
Qг
(4)
В последнее время нашли применение термоэлектрические и термомагнитные тепловые насосы.
Работа первых ТНУ основана на использовании эффекта Пельтье. Эффект заключается в выделении и
поглощении теплоты на спаях двух разнородных
металлов или полупроводников при прохождении
через них тока.
В основе работы термомагнитных ТНУ лежит
Рис. 3. Схема установки с
абсорбционным тепловым насосом:
1 – испаритель; 2 – абсорбер; 3 – насос; 4 – генератор; 5, 7 – редукционный вентиль; 6 – конденсатор
В испарителе 1 происходит выпаривание из
раствора легкокипящего компонента (аммиака). В
эффект Эттингсхаузена. При пропускании постоянного тока через полупроводник, находящийся в магнитном поле, в материале полупроводника возникает
градиент температур, перпендикулярный направлению поля электрического тока.
абсорбере 2 пары аммиака абсорбируются слабым
раствором, поступившим из генератора 4. Выделяю-
Тепловые установки с компрессорными тепловыми насосами (ТН)
щаяся при этом теплота Qa отводится охлаждающей
Энергетическая целесообразность применения
водой. Насыщенный раствор насосом 3 подаётся в
ТН для получения пара по сравнению с котлом, ра-
генератор, в котором при более высоком давлении за
ботающим на жидком топливе, может быть доказана
счёт подводимой теплоты Qг происходит выпарива-
следующим образом.
ние аммиака. Пары последнего поступают в конден-
Количество полезного тепла, произведённое:
сатор 6, где конденсируются и через редукционный
- вспомогательным котлом:
вентиль 7 снова подаются в испаритель. Генератор
Qп Вк Q нр к . у ,
(5)
обогревается острым паром или паром из отборов
- тепловым насосом:
турбин. Испаритель обогревается низкотемператур-
Qп Вд Q рн е ,
ными ВЭР 2. Из конденсатора отводится теплота к
(6)
где: Вк , Вд – расходы топлива на котёл и дви-
потребителям:
Qк Qп Qг Qн Qа ,
(3)
где: Qн – тепловой эквивалент затраченной на
гатель; приводящий во вращение компрессор ТН
кг/ч;
к. у , е – к.п.д. котельной установки и двига-
насос работы.
Величина Qн незначительна по сравнению с Qп
и Qг.
теля теплового насоса.
Из совместного решения уравнений (5) и (6)
Согласно уравнению:
дт т т.н. ,
действительный тепловой коэффициент абсорбцион-
получим:
Вд Вк
к . у
е
.
(7)
ного теплового насоса будет равен:
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
21
Общие проблемы двигателестроения
Расход топлива на ТУ будет меньше, чем на
вспомогательный котёл, если соблюдается неравенство:
к. у
е
.
(8)
Полученное уравнение (8) является основным
критерием, определяющим энергетическую целесообразность использования в судовых условиях теплового насоса вместо вспомогательного котла.
Принимая к. у 0,78 0,82 , а е 0,35 0,4 и
подставляя их в уравнение (8), видим, что тепловой
насос может дать экономию топлива при условии,
если
его
коэффициент
эффективности
равен
2,0 2,5.
При повышении температурного уровня во вторичном контуре системы охлаждения дизеля с 60 до
120о С коэффициент эффективности компрессорного
теплового насоса, работающего по обратному циклу
Карно, составит 6,6. Принимая для установок с теплопроизводительностью 8 млн. кДж/ч и более коэффициент суммарных потерь е 0,6 , получаем действительное значение коэффициента эффективности
теплового насоса, равное 4,0.
Из сказанного видна энергетическая целесообразность применения теплового насоса для повышения температурного уровня потери теплоты с охлаждающей водой при дальнейшем её использовании в
системе теплоснабжения судна.
Рассмотрим схему такой установки (Рис. 4) и её
цикл в диаграммах Т - s и lgP - i.
Рис. 4. Повышение температурного уровня во вторичном контуре системы охлаждения дизеля при
помощи компрессорного теплового насоса:
а) - схема установки: 1 – двигатель; 2 – испаритель;
3 – кран; 4 – переохладитель; 5 – турбокомпрессор
с электроприводом; 6 – конденсатор;
7 – холодильник; 8, 9 – насос;
б)- цикл в диаграмме Т-s;
в)- цикл в диаграмме lgP- i
Установка состоит из испарителя 2, по трубкам
которого прокачивается насосом 8 охлаждающая
вода двигателя 1. В испарителе за счёт испарения
22
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
фреона охлаждается вода внутреннего контура двигателя на 6 - 10о С.
Из конденсатора жидкий фреон через переохладитель идёт к дроссельному клапану 3. После
При работе теплонасосной установки на доле-
дросселирования влажный фреоновый пар поступает
вых режимах доохлаждение воды происходит в хо-
в испаритель 2. В этой установке при большой теп-
лодильнике двигателя 7, через который прокачивает-
лопроизводительности можно использовать центро-
ся забортная вода.
бежные компрессоры. Расчётным путём доказано,
Из испарителя фреоновый пар с параметрами
что при работе теплового насоса можно получить
P1 и t о засасывается турбокомпрессором 5, имею-
дополнительно на 1 кВтч мощности главного двига-
щим электропривод. Перед поступлением в компрес-
теля 0,35 0,50 кг насыщенного пара давлением
сор пар проходит переохладитель 4 конденсатора,
0,20 0,25 МПа и тем самым уменьшить расход топ-
где несколько подогревается. Применение в схеме
лива по судну.
переохладителя конденсатора позволяет повысить
При низком значении к.п.д. не соблюдается не-
коэффициент эффективности теплового насоса. В
равенство (8) и полученный, за счёт работы теплово-
компрессоре происходит сжатие фреона до давления
го насоса, водяной пар полностью идёт на паровую
Р2 , соответствующего температуре конденсации t к .
турбину, приводящую во вращение компрессор.
Перегретый пар из компрессора поступает конденса-
Отсюда следует, применение компрессорного
тор 6, который является одновременно пароводяным
теплового насоса для получения пара за счёт теплоты
котлом.
охлаждающей воды может быть оправдано только
Вода насосом 9 подаётся в конденсатор 6, в котором за счёт конденсации фреонового пара при
температуре t к образуется водяной пар давлением
Ро в количестве:
D
при замещении им в ходовом режиме вспомогательного котла в дополнении к утилизационному котлу.
Список литературы:
1. Кутателадзе С.С., Основы теории теплообмена.
qв в g е N е Q рн 3600Ре
i " iп. в
– М.: Атомиздат, 1979. – 416 с. 2. Справочник по
,
(9)
где: N е , Pе - мощность главного двигателя и
компрессора, кВт;
"
i , iп.в - энтальпия водяного пара, образовавше-
теплообменникам: В 2 т.; Пер. с англ. / Под. ред.
Б.С. Петухова, В.К. Широкова. – М.: Энергоатомиздат, 1987. – Т. 1. – 561 с. 3. Захаров А.П. Судовое
холодильное оборудование и кондиционирование. –
М.: Транспорт, 1976. – 210 с.
гося в котле, и питательной воды, кДж/кг.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
23
Общие проблемы двигателестроения
УДК 629.5:621.436
Б.Г. Тимошевский, д-р техн. наук
ЭФФЕКТИВНОСТЬ СТАЦИОНАРНЫХ ЭЛЕКТРОСТАНЦИЙ НА БАЗЕ
ДВИГАТЕЛЕЙ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ
Постановка проблемы
Несмотря на высокую топливную экономичность тепловых электрических станций, достаточное
количество тепловой энергии выбрасывается в окружающую среду и по ряду термодинамических и технических причин не может быть полезно использовано. Даже при работе по теплофикационным циклам коэффициент использования топлива на этих
станциях не превышает 70 %. В большой энергетике
предпочтение всегда отдавалось паротурбинным и,
частично, газотурбинным установкам, агрегатные
мощности которых соответствовали потребностям
энергетиков. Одним из путей дальнейшего повыше-
Рис. 1. Сравнительная эффективность тепловых
двигателей, используемых для привода
электрогенераторов
1 – малооборотные ДВС;
2 – среднеоборотные ДВС; 3 – газовые турбины,
работающие по сложным циклам;
4 – газовые турбины; 5 – паровые турбины
ния эффективности тепловых электрических станций, на наш взгляд, является применение ДВС в качестве приводов электрогенераторов.
На рис. 1 представлено сравнение эффективности наиболее распространенных тепловых двигателей. Эти данные свидетельствуют о том, что малообо
Обзор публикаций и выделение нерешенных
проблем
Паротурбинные установки эксплуатируемых
ныне в Украине и странах СНГ тепловые электрических станций имеют КПД не превышающий 25 %, а
ротные ДВС являются конкурентоспособными в об-
общий коэффициент использования топлива в теп-
ласти малых и средних генерирующих мощностей.
лофикационных циклах реально не превышает 60 %
На сегодняшний день коэффициент полезного дейст-
[1, 2]. Мировой уровень этих показателей несколько
вия (КПД) современного сверхдлинноходового тур-
выше, однако, также не превышает 36 % и 70 %, со-
бопоршневого ДВС при эксплуатации на природном
ответственно [3]. Стремление существенно повысить
газе составляет 54%, агрегатная мощность достигает
эффективность современных генерирующих мощно-
100 МВт, а ресурс исчисляется 150 тыс. часов, что в
стей привело к тому, что внимание специалистов
определенных условиях дает основание для исполь-
привлекли малооборотные двухтактные ДВС боль-
зования этих двигателей в составе электроэнергети-
шой мощности, которые ранее использовались ис-
ческих комплексов средней и большой мощности.
ключительно в качестве главных двигателей на
Актуальность использования ДВС в составе таких
крупных транспортных судах. Одна из первых выла
комплексов целью повышения эффективности теп-
введена в эксплуатацию такая электростанция в
ловых станций обусловлена неуклонным ростом цен
г. Чиба (Япония). На этой электростанции использо-
на топливо, повышением эксплуатационных расхо-
вался
двухтопливный
двигатель
MAN
B&W
-1
дов и, в конечном итоге, ростом стоимости выраба-
12K80MC-GI-S с частотой вращения 103,4 мин , 30-
тываемой энергии.
полюсный электрогенератор фирмы Meidensha мощ-
24
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
ностью 40 МВт [4]. Эффективный КПД двигателя
вышение эффективности рабочего процесса ДВС
составил 49,3 %, определенный по электрической
привело к существенному снижению доли тепла,
мощности, отдаваемой в сеть, – 42,6 %, а коэффици-
отводимого с охлаждающей водой и маслом, но в то
ент использования топлива (КИТ) с введением ком-
же время существенно возросла доля тепла, отводи-
плексной системы глубокой утилизации тепла на
мого от надувочного воздуха. При больших мощно-
теплофикацию составил 65,3 % [4].
стях ДВС, характерных для стационарных генери-
На острове Гуам корпорацией ENRON (США)
была построена электростанция мощностью 90 МВт,
рующих установок эти ресурсы низкопотенциального тепла становятся весьма заметными.
на которой установлены два двигателя 10K90MC-S с
утилизацией энергии выпускных газов отдельной
Цель исследований
газовой турбиной, используемой для привода асин-
Задачей данного исследования является разра-
Теплофикационное
ботка и оценка эффективности рациональной тепло-
оборудование не было установлено ввиду отсутствия
вой схемы электрической станции на базе ДВС вы-
потребителей тепла. В этом варианте эффективный
сокой мощности, позволяющей получить высокие
КПД генерации электроэнергии дизельгенератором
значения КИТ, существенно превышающие сего-
составил 49,2 %, а генерируемой турбогенератором –
дняшний уровень.
хронного
электрогенератора.
1,2 %. Суммарный эффективный КПД – 50,4 % [5].
На Филиппинах в г. Минданао в 1999 – 2000 гг.
введенные в эксплуатацию две плавучие электро-
Решение проблемы
Рассмотрим
укрупненную
тепловую
схему
станции мощностью 100 MВт. Каждая станция обо-
электростанции на базе малооборотных сверхдлин-
рудована двумя двигателями 12K90MC-S по 50 MВт
ноходовых ДВС с комплексной когенерацией, пред-
каждый работающих по турбокомпаундной схеме.
ставленную на рис.2. Электростанция комплектуется
Утилизация тепла для целей теплофикации не преду-
четырьмя газовыми двигателями18К108МЕ-S, кото-
смотрена. Эффективный КПД по электроэнергии
рые обеспечивают электрическую мощность на
составляет 55,7 % [6].
клеммах генератора 105 МВт каждый. При разработ-
Приведенные выше данные свидетельствуют о
ке схемных и конструктивных решений энергетиче-
том, что КИТ электростанций на базе современных
ских объектов подобного рода следует учитывать тот
высокоэффективных ДВС остаются не достаточно
факт, что даже в случае когенарации наиболее эф-
высокими и значительно количество тепла выбрасы-
фективным является получение максимальной элек-
вается в окружающую среду. Это объясняется, в пер-
трической мощности, а тепловая мощность в этом
вую очередь, тем, что существующая концепция ра-
случае является все же дополнительной, хотя и весь-
ционального использования низкопотенциального
ма важной составляющей энергетического баланса.
тепла не предполагает утилизацию энергии надувоч-
Это объясняется, прежде всего, тем, что в случае
ного воздуха, воды и масла на таких объектах. Было
необходимости тепловая энергия может быть полу-
принято считать, что эти источники низкопотенци-
чена в котельных установках, эффективность кото-
ального тепла существенно малы и их утилизация не
рых (КИТ) достигает 92 %. Таким образом, когена-
дает существенного эффекта, а лишь приводит к ус-
рацию все же следует рассматривать, как утилизаци-
ложнению тепловой схемы и неоправданному увели-
онный процесс. Отличительной особенностью при-
чению капитальных вложений. Действительно, по-
веденной схемы является то, что двигатели работают
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
25
Общие проблемы двигателестроения
по турбокомпаундной схеме и выпускные газы раз-
ную на асинхронный генератор 6. Расчеты показы-
деляются на два потока: основной поток направляет-
вают, что электрическая мощность, снимаемая с это-
ся в газовую турбину 4 привода компрессора турбо-
го генератора на номинальном режиме двигателя,
наддувочного агрегата, а оставшаяся часть газов по-
составляет 12,4 МВт.
ступает в свободную газовую турбину 5, нагружен-
Рис. 2. Тепловая схема ТЭС на базе малооборотных ДВС:
1 – компрессор турбонаддувочного агрегата; 2 – охладитель надувочного воздуха;
3 – синхронный генератор; 4 – газовая турбина турбонаддувочного агрегата; 5 – свободная турбина
привода асинхронного генератора; 6 – асинхронный генератор; 7 – комбинированный утилизационный
водогрейный котел; 8 – главный двигатель 18К108МЕ-S; 9 – циркуляционный насос охлаждающей воды;
10 – охладитель воды; 11 – охладитель масла; 12 – циркуляционный масляный насос
26
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
Такое схемное решение позволяет повысить
двигателей в случае снижении потребностей в элек-
суммарный КПД двигателя до 59,8 % и, соответст-
троэнергии. Такое техническое решение также по-
венно, снизить приведенный удельный расход стан-
зволяет проводить регламентные работы на двигате-
3
.
дартного газового топлива до 0,188 нм /(кВт ч) или
.
143 г/(кВт ч) в пересчете на массовый расход.
С целью глубокой утилизации тепла для тепло-
лях и вспомогательном оборудовании без вывода
станции из эксплуатации, а лишь при снижении номинальной мощности на 25 %.
фикации предусмотрено использование тепла охла-
Внедрение тепловых электростанций на базе
ждающей воды, циркуляционного масла и наддувоч-
ДВС в Украине существенно сдерживается отсутст-
ного воздуха. С этой целью оборотня вода сначала
вием производителей мощных и высокоэкономич-
подается в теплообменник 10, где подогревается за
ных ДВС. Однако при небольших мощностях могут
счет тепла охлаждающей воды, затем в маслоохлади-
быть
тель 11 и далее в охладитель надувочного воздуха.
ГП "Завод имени Малышева" среднеоборотные газо-
Подогретая вода поступает в комбинированный ути-
вые машины 10ГД100А. Если использовать эти ма-
лизационный котел 7, который оборудован дополни-
шины по схеме, приведенной на рис. 2 и заменить
тельной топкой для обеспечения потребностей в теп-
систему наддува с использованием турбокомпаунд-
ловой энергии в холодное время года, и далее к по-
ной системы, то вполне возможно получить удовле-
требителям.
творительные результаты. Расчеты показывают, что
использованы
серийно
выпускающиеся
Учитывая, что в качестве топлива двигатели
суммарная электрическая мощность на клеммах син-
используют природный газ, в конструкция утилиза-
хронных генераторов в этом случае составит при-
ционного котла 7 предусматривает установку кон-
мерно 7900 кВт, а дополнительная мощность, кото-
денсационной секции, которая позволяет осущест-
рую можно снять с асинхронных генераторов – при-
вить глубокую утилизацию тепла выпускных газов и
мерно 1030 кВт. Приведенный такой станции при-
о
снизить их температуру до 358 К (85 С).
мерно
КПД
3
49,5%,
а
.
удельный
расход
газа
.
При работе двигателей на номинальном режиме
0,227 нм /(кВт ч) или 173 г/(кВт ч) в пересчете на
такая электростанция обеспечивает электрическую
массовый расход. Благодаря когенерационному обо-
мощность 469,4 МВт и вырабатывает 149,2 МВт теп-
рудования можно получить дополнительно 4340 кВт
ла для целей теплофикации (без дожигания топлива в
тепловой мощности для теплофикации, что позволя-
комбинированном котле). Таким образом, коэффи-
ет достигнут КИТ примерно 76,7 %. С учетом затрат
циент использования топлива в данном варианте со-
энергии на собственные нужды действительные зна-
ставляет 78,8 %, что представляется достаточно вы-
чения КПД по электроэнергии составит 47%, а КИТ
соким показателям для тепловых станций.
– 72,8 %, соответственно.
С учетом потребления энергии на собственные
Несмотря на несколько более низкие показате-
нужды действительный КПД такой электростанции
ли электростанций на базе отечественных газовых
составит примерно 58,6 %, а КИТ – 74,9 % соответ-
ДВС, их тепловая эффективность оказывается выше,
ственно.
чем аналогичных тепловых станций с паротурбин-
Использование четырех газовых двигателей в
ными или газотурбинными агрегатами.
составе электростанции позволяет работать в широ-
Электрические станции такой мощности пред-
ком диапазоне нагрузок при высоких показателях
ставляются достаточно эффективными, особенно в
топливной экономичности путем выключения части
связи с внедрением концепции децентрализованного
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
27
Общие проблемы двигателестроения
регионального энергоснабжения.
Известно, что эффективная когенерация выравнивает значения КИТ, который практически зависит
все возможные источники вторичного тепла – охлаждающая вода, циркуляционное масло, наддувочный
воздух и выпускные газы.
только от совершенства утилизационного оборудо-
3. Резервом дальнейшего повышения эффек-
вания и почти не зависит от эффективности теплово-
тивности является совершенствование систем возду-
го двигателя. Однако при принятии решений всегда
хоснабжения с целью снижения температуры наду-
следует учитывать, что получение высокопотенци-
вочного воздуха, перераспределения теплового ба-
альной (электрической) энергии является наиболее
ланса в сторону снижения количества тепла, отводи-
эффективным.
мого двигателя и повышения доли энергии топлива,
Дальнейшие исследования должны определить
преобразованной в механическую работу.
пути совершенствования рабочих процессов в турбопоршневых газовых ДВС с целью перераспределения тепловых балансов в сторону снижения тепла,
Список литературы:
1. Новости экономики и промышленности // Промышленные ведомости. – 2003. – № 9 – 10. – С. 64 –
отводимого с охлаждающими жидкостями, надду-
65. 2. Гильбо Е. Экономика и энергетика России в
вочным воздухом и выпускными газами и увеличе-
условиях природных ограничений // Промышленные
ние доли полезной работы в цикле турбокомпаунд-
ведомости. – 2003. – № 11 – 12. – С. 66 – 67.
ного ДВС. В этой связи представляются перспектив-
3. Болдырев В.
Устойчивое
ными работы, связанные с совершенствованием сис-
фективность
мировой
тем охлаждения надувочного воздуха, которые при-
Промышленные ведомости. – 2003. – №15 – 16. –
званы обеспечить рациональные параметры рабочего
цикла ДВС. Снижение температуры наддувочного
развитие
и
экоэф-
электроэнергетики
//
С. 68 – 71. 4. Project for Independent Power Supply 40
MW, Chibo, Japan. Project Guard. Tokyo, 2001.
5. Herbert S., Winokur Jr. Annual Report Pursuant for
воздуха ниже значений, которые обеспечиваются
the Fiscal Year Ended December 31, 2003 of ENRON
сегодня традиционными системами, позволяет не
Corp., Pergamon Press, 2004. 6. Project for 2 x 100 MW
только положительно влиять на перераспределение
barges with two 50 MW diesel engines in Mindanao, The
теплового баланса, но и существенно снизить тепло-
Philippines.
напряженность наиболее нагруженных деталей ДВС,
7. Мошенцев Ю.Л., Тимошевский Б.Г., Бао В.Д. Ох-
а также снизить выбросы окислов азота с выпускны-
лаждение наддувного воздуха с использованием воз-
ми газами [7, 8, 9].
Project
Guard.
Manila,
2000.
душной холодильной машины // Авіаційно-космічна
техніка і технологія: Зб. наук. праць. – Харків: ХАІ,
2001. – Вип. 23. – С. 90 – 92. 8. Мошенцев Ю.Л.,
Выводы
1. Применение турбопоршневых газовых ДВС в
Бао В.Д. Влияние охлаждения наддувного воздуха на
рабочий
цикл
турбопоршневого
двигателя
//
составе тепловых электрических станций позволяет
Авіаційно-космічна техніка і технологія: Зб. наук.
повысить их тепловую эффективность до 75 % и
праць. – Харків: ХАІ, 2002. – Вип. 30. – С. 33 – 36.
увеличить долю производимой высокопотенциаль-
9. Тимошевский Б.Г.,
ной энергии до 47…58 % в зависимости от типа и
Повышение эффективности судового двигателя
совершенства используемых двигателей.
2. Целесообразным является применение турбокомпаундных газовых ДВС с развитой системой
комплексной когенерации, в которых используются
28
Мошенцев Ю.Л.,
Бао В.Д.
внутреннего сгорания путем совершенствования
системы
воздухоснабжения
//
Український
державний морський технічний університет: Зб.
наук. праць. – Миколаїв: УДМТУ, 2003. – № 2 (388). –
С. 67 – 75.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
УДК 621.433.038.8
Г.А. Щербаков, инж., C.Б. Сафонов, инж., Н.А. Шевченко, инж.,
А.М. Левтеров, канд. техн. наук, В.П. Мараховский, инж., А.А. Кайдалов, инж.
ГИДРОУПРАВЛЯЕМАЯ ФОРСУНКА ДЛЯ ГАЗОВОГО ДВИГАТЕЛЯ С
ВНУТРЕННИМ СМЕСЕОБРАЗОВАНИЕМ
Введение
используется как система гидроуправления с не-
Конвертация дизелей в газовые двигатели или
большим запасом нерасходуемого дизельного топли-
газодизели, как правило, проводится при организа-
ва. Газовая форсунка устанавливается вместо ди-
ции рабочего процесса с внешним смесеобразовани-
зельной форсунки и производятся соответствующие
ем с использованием серийно выпускаемой газовой
регулировки по началу подачи газового топлива. До-
аппаратуры [1, 2]. Газовые двигатели с внутренним
полнительно монтируется система зажигания и уста-
смесеобразованием и форкамерно-факельным вос-
навливаются свечи зажигания.
пламенением более эффективны и экономичны за
счёт использования качественного регулирования,
Особенности конструкции газовой форсунки
расширения пределов обеднения до = 3,5 и более,
На рис. 1 приведен общий вид газовой форсун-
низким содержанием вредных выбросов в отрабо-
ки, которая состоит из корпуса 1, в котором установ-
тавших газах, но значительно усложняется конст-
лен клапан 2. Подвод газообразного топлива обеспе-
рукция их систем питания и регулирования [3].
чивается через штуцер 3, а гидравлический привод
В последние годы появились газовые двигатели
клапана (дизельное топливо) - через штуцер 4 к зо-
с микропроцессорным управлением и подачей топ-
лотнику 5, который обеспечивает постоянную вели-
лива электромагнитным клапаном, причём подача
чину хода клапана. Расход газа определяется про-
топлива (природного газа) осуществляется на такте
должительностью топливоподачи, а на частичных
впуска во впускной коллектор и имеет недостатки
режимах и величиной хода клапана.
внешнего смесеобразования за исключением равномерности подачи газа по цилиндрам. Стоимость таких систем от 5 до 8 тыс. долларов США.
Реализовать все преимущества внутреннего
смесеобразования при конвертации дизеля в газовый
двигатель или газодизель с подачей газа непосредственно в цилиндр двигателя на такте сжатия, особенно для двухтактных двигателей, можно с помощью
газовой форсунки, управляемой штатным топливным
насосом высокого давления (ТНВД) [4].
Целью настоящей работы является доводка
конструкции и исследование характеристик газовой
форсунки в условиях безмоторного стенда.
Гидравлическая газовая форсунка
При конвертации дизельного двигателя в газовый сохраняется система топливоподачи, которая
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Рис. 1. Газовая форсунка
29
Общие проблемы двигателестроения
Исследования газовой форсунки на безмоторном стенде
вия впрыска при безмоторных испытаниях к условиям в реальном двигателе. Для регистрации хода газо-
Экспериментальный безмоторный стенд
вого клапана в газовую форсунку был установлен
На рис. 2 представлена схема лабораторного
специальный датчик (на рисунке не показан).
стенда для безмоторных испытаний.
Задачи исследований
Целью исследований являлось определение
возможностей работы газовой форсунки с гидроприводом от насоса двигателя ТД, оценка влияния на
качество её функционирования различных параметров (частоты вращения кулачкового вала ТНВД и
профиля кулачка, величины затяжки пружины дроссельной форсунки, диаметра и длины золотника,
размеров трубопроводов высокого давления), выбор
оптимальных условий и снятие расходных характеристик. При этом необходимым условием было огРис. 2. Схема испытательного стенда:
1 - топливный насос; 2 - дроссельная форсунка; 3 газовая форсунка; 4 - камера; 5, 8 - вентили; 6 -
раничение времени открытия газового клапана в
пределах 400 п.к.в. при 1500 мин-1 и обеспечение
максимального расхода газа.
баллон с воздухом; 7 - редуктор высокого давления;
9 - расходный баллон; 10, 12, 13 - манометры; 11 редуктор низкого давления
Результаты исследований
На рис. 3 представлены осциллограммы открытия газового клапана при различных параметрах с
В качестве топливного насоса 1 используется
указанием длительности открытия форсунки и объ-
насос двигателя ТД. Нагнетающий штуцер насоса
ёмного расхода воздуха. При этом давление воздуха
соединён с газовой форсункой 3 и параллельно - с
перед форсункой и давление в камере оставалось
дроссельной форсункой 2. Дроссельная форсунка
постоянным и составляло соответственно 0,8 МПа и
предназначена для регулировки давления в гидро-
0,25 МПа.
приводе и стравливания избыточной части топлива,
Вид осциллограмм подъёма клапана газовой
подаваемого от ТНВД. Питание форсунки газом
форсунки указывает на наличие в гидравлическом
осуществляется с помощью воздушного баллона 6.
тракте волнового процесса. Волновой характер опре-
Баллон 9 служит для измерения расхода газа через
деляется соотношением указанных выше величин
форсунку. Для обеспечения противодавления на вы-
(скорость плунжера, ход золотника, давление откры-
ходе из форсунки (иммитирующее давление в ци-
тия дроссельной форсунки, жёсткость пружины га-
линдре) служит камера 4 с дроссельным вентилем 5
зового клапана), а также параметрами трубопровода
и манометром 13. Регулировкой вентиля можно с
и величиной объёма гидравлического тракта.
достаточной точностью получить совпадение давле-
Уменьшение длины и диаметра трубопровода
ния в камере, соответствующее таковому в камере
приводит к уменьшению интегральной величины
сгорания двигателя, что позволяет приблизить усло-
(время - сечение) открытия газового клапана.
30
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
Уровень давления открытия дроссельной форсунки определяет количество топлива, перепускаемого через золотник и, следовательно, величину его
хода и продолжительность открытия газового клапана. Уменьшение давления открытия дроссельной
форсунки (pо) вызывает уменьшение расхода газа
(Qг) и продолжительности его подачи (г) (осциллограммы № 2, 3 и 4, 5). Наилучший результат получен
при pо = 5 МПа для скорости плунжера 0,35 м/с и
pо = 2,5 МПа для скорости плунжера 0,41 м/с.
Увеличение Ро либо установка жиклёра в дроссельную форсунку приводит к недопустимому увеличению хода штока газового клапана.
Необходимо отметить, что наличие в системе
Рис. 3. Осциллограммы подъёма клапана газовой
форсунки (по № эксперимента)
гидропривода дроссельной форсунки усложняет конструкцию.
Таким образом, ни один вариант комплектации
Постановка аккумулятора давления в гидравли-
гидравлического тракта управления газовой форсун-
ческом тракте (объём 20 см3) позволяет снизить
ки с золотником диаметром 3,5 мм не обеспечивает
амплитуду импульса давления, действующего на
требуемого расхода газа ( 230 л/мин. в течение
золотник, даже при максимальной скорости плунже-
40 град. п.к.в.). Кроме того, зависимость расхода
ра (2, 04 м/с), что позволяет ограничить максималь-
газа от работы дроссельной форсунки усложняет
ный ход штока газового клапана. Рост расхода газа
конструкцию, регулировку аппаратуры и уменьшает
сопровождается существенным увеличением про-
надёжность системы.
должительности его подачи, что обусловлено неод-
Постановка золотника диаметром 6,0 мм позво-
нократным ходом клапана до закрытия за период
лила исключить дроссельную форсунку. Приемле-
одного цикла (осциллограмма 1).
мые значения максимального хода штока газового
Бóльшая скорость нагнетания топлива приво-
клапана получены при:
дит к увеличению подъёма штока клапана, что огра-
— скорости плунжера 0,55 м/с;
ничивает величину активного хода плунжера насоса
— ходе золотника до открытия дренажных ка-
и уменьшает расход газа через форсунку. Наилучшие
налов 1,0…1,2 мм.
результаты для золотника 3,5 мм достигнуты при
Используемый кулачковый вал привода имеет
скорости плунжера 0,35…0,41 м/с (осциллограммы
профиль с возрастанием скорости движения плунже-
№ 5, 6).
ра при увеличении его активного хода. Это не позво-
Увеличение хода золотника от 0,9 мм до 1,4 мм
лило эффективно увеличить расход газа путём уве-
(до открытия дренажных каналов) привело к некото-
личения производительности насоса из-за возникно-
рому увеличению расхода газа (осциллограммы № 2,
вения интенсивных колебаний штока клапана (ос-
4) и уменьшению продолжительности его подачи
циллограмма 7).
(осциллограммы № 3, 5).
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
При существенной затяжке пружины газового
31
Общие проблемы двигателестроения
клапана и давлении воздуха перед форсункой
0,8 МПа клапан начинает открываться при давлении
топлива pт, действующего на золотник диаметром
6,0 мм pт 1,8 МПа, что находится на уровне остаточного давления в трубопроводе. При увеличении
диаметра золотника необходимо уменьшать и остаточное давление в трубопроводе. Невысокое давление топлива для открытия газового клапана, при отсутствии дроссельной форсунки, приводит к обеспечению расхода газа 80 л/мин. уже при активном
ходе поршня hn.a.= 0.
На рис. 4 представлена зависимость расхода газа QГ и продолжительность его подачи Г от величины выхода рейки топливного насоса hУ. Из рисунка
Рис. 4. Регуляторная характеристика
видно, что расход газа и продолжительность его подачи нелинейно увеличиваются с увеличением ак-
Список литературы:
тивного хода плунжера за счёт выхода рейки топ-
1. Льотко В., Луканин В.Н., Хачиян А.С. Применение
ливного насоса. При продолжительности подачи,
альтернативных топлив в двигателях внутреннего
ограниченной 40 град. п.к.в., достигнута производи-
сгорания. – М.: МАДИ (ТУ), 2000. – 311 с. 2. Бганцев
тельность газовой форсунки 130 л/мин. Дальнейшее
В.Н., Левтеров А.М., Мараховский В.П. Газовый дви-
увеличение производительности форсунки возможно
гатель на базе четырёхтактного дизеля общего на-
при модернизации топливорегулирующей аппарату-
значения // Мир техники и технологий: Междунар.
ры (кулачковый вал, золотник).
техн. ж-л. – 2003. – № 10. – С. 74 – 75. 3. Генкин
К.И. Газовые двигатели. – М.: Машиностроение,
Заключение
1977. – 196 с. 4. Разработка методов конвертации
Таким образом, в результате проведенного
двигателей внутреннего сгорания на альтернатив-
комплекса доводочных испытаний выбраны рацио-
ные топлива / Н.К. Рязанцев, В.М. Григорьев, А.П.
нальные конструктивные и регулировочные пара-
Кудряш, В.П. Мараховский, П.Я. Перерва, А.А. Кай-
метры для эффективной работы газовой форсунки, в
далов // Технологические системы. – 2000. – № 4(6). –
результате чего обеспечивается её использование
С. 8 – 10.
при конвертации дизелей типа ТД на газовое топливо.
32
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
УДК 621.436.068.9
Е.Л. Меркиш, д-р техн. наук, О.Р. Игнатов, канд. техн. наук
ВЛИЯНИЕ ОСОБЕННОСТЕЙ КОНСТРУКЦИИ ЦИЛИНДРОПОРШНЕВОЙ
ГРУППЫ НА РАСХОД МАСЛА В АВТОМОБИЛЬНЫХ ДВИГАТЕЛЯХ
Введение
Применение моторных масел в современных
ДВС включает два аспекта. Первый – экологический:
действие высоких температур и давлений в цилиндре
Таблица 1. Применяемые типы колец (обозначения
фирмы GOETZE AG [2]) в исследуемых двигателях
Кольца
Двигатель,
Nemax, nmax
второе
третье
первое
126A1.076 77/70,
17.6 кВт, 4500мин-1
BR-C
77x1.5
N
77x2
GSF
77.5x3.95
126A1.076 77/70,
17.6 кВт, 4500 мин-1
BR-C
77x1.5
N
77x2
GSF
77.5x3.95
зочного масла и топлива. В конечном итоге это при-
126A1.076 77/70,
17.6 кВт, 4500 мин-1
BR-C
77x1.5
N
77x2
GSF
77.5x3.95
водит к образованию токсических компонентов в
115С.076/52 7/79,5,
51.5 кВт, 5400 мин-1
R-C
77x2
N
77x2
GSF
77x3.95
R-C
91.5x2.38
M
91.5x2.38
M
91.5x2.38
Второй аспект – экономический, связанный с
D3.152UR/P-08
91.5/127,
31.0 кВт, 2550 мин-1
применением дорогостоящих, качественно улучшен-
4C90 90/95,
52.5 кВт, 4200 мин-1
T-C
90x3
M
90x2.5
GSF
90x4.5
двигателя и лабиринте кольцевого управления способствует физико-химическим превращениям сма-
отработавших и картерных газах двигателя и выбросу их в окружающую природную среду [1].
ных сортов масла и их расходом в процессе эксплуатации двигателя.
SW400 107.2/120.7,
92 кВт, 2400 мин-1
T-IF
T-IF
SSF
107.2x2.36 107.2x2.36 107.2x6.34
SW680 (SB3.1) 127/146,
147.1 кВт, 2200 мин-1
T-IF
127x2.53
T-IF
127x2.53
SSF
127x6.34
Условия и результаты эксперимента
уплотнительное кольцо, прямоугольное
В ранге значимости факторов, влияющих на
BR-C с хромированной рабочей поверхностью
(бочкообразное)
расход смазочного масла в ДВС особенности констNM
рукционного выполнения цилиндропоршневой группы (ЦПГ) стоят на первом месте.
T-C
С целью оценки влияния отдельных колец в
комплекте ЦПГ на расход масла в лаборатории По-
T-IF
знаньского технического университета были провеM
дены исследования на двигателях 115С.076/52 и
126А2.000, которые были оснащены типичными 3-х
SSF
h
кольцевыми комплектами ЦПГ (табл. 1 и рис. 1).
Измерения проводились для каждого двигателя с
h
тремя вариантами комплектов, а именно:
GSF
— серийный комплект поршневых колец;
уплотнительное кольцо,
трапециидальное
с хромированной рабочей поверхностью
уплотнительное кольцо,
трапециидальное
с внутренней конфигурацией
«минутное» уплотнительное кольцо
маслосъемное кольцо
с расширительной пружиной
маслосъемное кольцо
с односторонней фаской и
расширительной пружиной
маслосъемное кольцо
DSF-C с двухсторонней фаской,
h
— комплект без второго уплотнительного ко-
уплотнительное кольцо с
маслосъемными функциями
(«минутное»)
расширительной пружиной и
хромированной рабочей поверхностью
льца;
— комплект без третьего маслосъемного кольца.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Рис. 1. Конструкционные особенности
исследуемых колец
33
Общие проблемы двигателестроения
упругости колец порядка 67…76 Н. Такие величины
Результаты проведенных экспериментальных
обычно находятся в верхних пределах допуска.
исследований показали, что отсутствие второго компрессионного кольца вызывает двух- и 2,5- кратное
увеличение расхода масла на двигателях 126А2.000 и
go ,
г/(кВт·ч)
16
115С.076/52 соответственно. Работа двигателей без
12
третьего маслосъемного кольца вызвала 9-ти и 14-ти
8
кратный рост расхода масла для указанных двигателей. Отмечено, что форма поршневого кольца играет
4
существенную роль в формировании величины расхода масла. Замена уплотнительного кольца бочкообразной формы на кольцо с прямоугольным сечени-
3
ем на одном из двигателей способствовала более
высокому расходу масла. Это подтверждают резуль-
2
таты теоретических исследований, проведенных
проф. В. Сердецким [3].
Анализ конструкционных параметров масло-
1
0
0
20
40
60
80
120 Fу , Н
1 00
съемных колец показывает, что решающее влияние
на расход масла в ДВС оказывает удельное давление
кольца на рабочую поверхность цилиндровой втулки
[4, 5]. Из элементов конструкции колец существенным оказался параметр h – высота буртика кольца
(рис. 1) [6]. С целью установления степени влияния
удельного давления кольца и параметра «h» на рас-
Рис. 2. Зависимость изменения удельного расхода
масла go от изменения силы упругости Fу
go,
г/(кВт·ч)
1
4
4
3
ход масла были проведены экспериментальные исследования. Исследования проводились на двигателях с самовоспламенением и с искровым зажигани-
2
2
3
1
ем. Результаты эксперимента, представленные в
табл. 2 и графиков на рис. 2 и 3 позволили устано-
0
0,2
0,4
0,6
0,8 h, мм
вить гиперболическую зависимость удельного расхода топлива go от изменения величины силы упругости кольца Fу и линейный характер его уменьшения при уменьшении параметра h.
Рис. 3. Зависимость изменения удельного расхода
масла go от изменения параметра h
Более высокие значения сил упругости харак-
В исследованиях были расширены диапазоны
терны для колец ремонтного назначения. Рекомен-
изменений величин h и Fу за пределы, рекомендо-
дуемые величины высот буртов колец составляют
ванные фирмами, изготавливающими поршневые
для двигателей с диаметром цилиндра D ≤ 80 мм –
кольца [2, 7]. Установлено, что для исследуемых
h = 0.3 ± 0.07 мм или h = 0.3 ± 0.05 мм, для D > 80 мм
ДВС, возможны средние серийные величины сил
– h = 0.4 ± 0.07 или h = 0.4 ± 0.05.
34
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
Таблица 2. Результаты исследований удельного расхода масла go в зависимости от величины силы упругости Fу
и величины параметра h маслосъемных колец при полной нагрузке двигателя
Двигатель,
Конструкционные
Математические зависимости
Тип двигателя
расхода масла go, г/(кВтּчас)
режимные параметры испытаний
параметры колец
Бензиновые
Дизельные
126А1.076; масло: Selectol Special
10W/30; n=4000мин-1; Ne~15,5кВт
h = 0,337 ± 0,015 мм
Fу = (7…70) ± 0,5 H
go=5,75·Fу -0,41
Franklin PZL-2FA-120C; масло: Shell
Aero 100; n=2400мин-1; Ne~30,8кВт
h = 0,400 ± 0,030 мм
Fу = (9…82) ± 0,5 H
go=85,84·Fу -0,65
126А2.000; масло: Selectol Special
20W/40; n=4000мин-1; Ne~17,4кВт
h = 0,411 ± 0,015 мм
Fу = (8…80) ± 0,5 H
go=5,46·Fу -0,45
155C.076/52; масло: Selectol Special
10W/30; n=4000мин-1; Ne~43,5кВт
h = 0,311 ± 0,016 мм
Fу = (6…80) ± 0,5 H
go=1,70·Fу -0,27
Perkins D3.152UR/P-08; масло: Superol
CA SAE-30 n=2250 мин-1; Ne~25,8кВт
h = 0,446 ± 0,012 мм
Fу = (11…97) ± 0,5 H
go=15,65·Fу -0,63
4С90ж масло: Superol CA SAE-30 ;
n=3000мин-1 Ne=44,1кВт
h = 0,329 ± 0,0015 мм
Fу = (13…97) ± 0,5 H
go=15,09·Fу -0,44
SW400; масло: MT16P; n=3000мин-1;
Ne~59,1кВт
h = 0,399 ± 0,0015 мм
Fу = (15…90) ± 0,5 H
go=15,78·Fу -0,77
SB3.1(SW680); масло: Selectol Special
20W/40; n=1600мин-1; Ne~20,0кВт
h = 1,004 ± 0,0015 мм
Fу = (12…139) ± 0,5 H
go=20,98·Fу -0,71
Заключение
Список литературы:
Анализ полученных результатов позволяет сде-
1. Меркиш Е.Л., Игнатов О.Р. Экологические аспек-
лать выводы и дать рекомендации по разработке
ты применения моторных масел // Двигатели внут-
конструкций поршневых маслосъемных колец:
реннего сгорания. – 2003. – № 1 – 2. – С. 61 – 68.
1. Принимая во внимание гиперболический характер зависимости go = f(Fу) не рекомендуется применять кольца с повышенной величиной силы упругости, т. к. экономия, полученная от уменьшенного
2. Kolbenring – Handbutch. Herausgegeben von der
Goetze AG. D-5093 Burscheid. Drucksache. – № 2. –
893800-08/89.
3. Serdecki W.
Wplyw
piersciewi
uszczelwiajacych na ksztaltowanie filmu oljowego na
gladzi cyliandzovey silwika spalinowego / Wydavnictwo
расхода масла может быть утрачена вследствие па-
Politechniki Poznanskiej / Seria Pozprawy: Poznan,
дения эффективного к.п.д. ДВС из-за роста потерь на
1990. – № 2,235. 4. Sygniewicz J. O mozliwostci badan
трение и увеличивающегося износа деталей ЦПГ.
zjawisk
2. Рекомендуются к применению маслосъем-
tovazzyszacych
piersciewie
tlokowe
–
wspolpracy
tuleja
zespolu
cyliodrowa.
tlokSilwiki
ные кольца с относительно небольшими величинами
Spaliwowe, 1986. – № 2 – 3. 5. Duck G. Staud der
Pt, но для обеспечения требуемого удельного давле-
Kolbenringentwicklung aus der Sicht der Goetze AG.
ния на рабочую поверхность втулки можно уменьшить max высоту бурта кольца (h).
3. Для ДВС с искровым зажиганием выявлено
Fachschrift “K27”, Goetze AG, Burscheid 5093:
Drucksacke,
1979. –
№ 197Е/10/79. 6. Merkisz J.
Studium problemu zuzicia oleju w szterosuwowych
siwikach
spaliwowych.
Wydawnictwo
Politechniki
более значительное влияние силы упругости колец
Poznanskiej. Seria Posprawy: Poznan, 1989. – № 212.
на расход масла по сравнению с дизельными двига-
7. Evolution of rings in the internal combustion engines /
телями в районах более высоких расходов.
E. Landell de Mouro, M. Longewio, F. Saade, N. Freire,
E. Tomanik // CTPM “Cofap” PO103: San Paulo, 1988.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
35
Общие проблемы двигателестроения
УДК 629.12.03:628.33
В.И. Истомин, канд. техн. наук
РЕГЕНЕРИРУЕМЫЙ ТКАНЕВЫЙ ФИЛЬТР
Введение
Решение проблемы
Основной экологической проблемой при экс-
В результате теоретического и эксперимен-
плуатации судовых энергетических установок явля-
тального исследования процесса коалесценции неф-
ется загрязнение водоемов нефтепродуктами, кото-
тесодержащих вод в тканевых фильтрах разработана
рые используются в качестве основных видов топли-
новая
ва и смазочных масел в энергетических установках и
фильтра, изображенного на рис. 1. Новизна конст-
представляют наибольшую опасность для водных
рукции фильтра защищена авторским свидетельст-
ресурсов планеты [1].
вом СССР №1546105 [3].
конструкция
регенерируемого
тканевого
Формулирование проблемы
Эксплуатируемые в настоящее время отечественные и зарубежные сепарационные установки не
вполне отвечают современным требованиям, предъявляемым к ним Международной морской организацией IMO. Одни не обеспечивают требуемой степени
очистки нефтесодержащих вод, другие имеют малый
ресурс работы и большие габариты, третьи сложны в
изготовлении и эксплуатации [2]. Поэтому является
актуальным и своевременным проведение исследований в области повышения эффективности очистки
нефтесодержащих вод СЭУ и разработки нового сепарационного оборудования, обеспечивающего высокое качество очистки нефтесодержащих вод,
имеющего большой ресурс работы фильтроэлементов и обладающего простотой конструкции и экс-
Рис.1. Регенерируемый тканевый фильтр
плуатации. Анализ преимуществ и недостатков различных методов и типов сепарационных установок
Фильтр содержит корпус 1 с патрубками под-
для очистки нефтесодержащих вод СЭУ показал, что
вода очищаемой эмульсии 2, отвода укрупненной
наиболее перспективными и имеющими значитель-
эмульсии 3 и механических примесей 4, фильтрован-
ные возможности повышения эффективности работы
ный патрон 5, состоящий из тканевого фильтрующе-
являются коалесцирующие элементы, имеющие воз-
го элемента 6, подвижной шайбы 7, неподвижной
можность регенерации. Для эффективной регенера-
шайбы 8, круглых перфорированных дисков 9, сво-
ции фильтроэлементов необходимо, чтобы они име-
бодно насаженных на шток 10, который соединен с
ли нежесткую структуру. Этим требованиям удовле-
подвижной шайбой 7 и выходит из корпуса 1 через
творяют тканевые коалесцирующие фильтроэлементы.
уплотнение 11.
36
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
Фильтр работает следующим образом. Очищаемая нефтеводяная эмульсия поступает через пат-
удельный расход через тканевый фильтроэлемент не
должен превышать 2,5 м/ч.
рубок 2 в объем корпуса 1 и проходит сквозь фильт-
Эффективность работы тканевого фильтроэле-
рующий элемент 6 во внутреннюю часть фильтро-
мента будет зависеть в основном от параметров са-
ванного патрона 5. Проходя через коалесцирующий
мой ткани: размера ячейки, диаметра нити, числа
материал фильтрующего элемента 6, эмульсия очи-
слоев ткани. Разработанный регенерируемый ткане-
щается от механических примесей и укрупняется.
вый фильтр, благодаря своей оригинальной конст-
Затем очищенная от механических примесей и ук-
рукции, обеспечивает эффективную регенерацию
рупненная эмульсия выводится из корпуса 1 и легко
фильтроэлемента без его разборки и замены, поэтому
разделяется в стандартном отстойнике. Патрубок 4
в данной конструкции фильтра возможно примене-
для отвода механических примесей закрыт. В про-
ние фильтрующей ткани с минимальным размером
цессе работы фильтра происходит засорение поверх-
ячейки равным 0,05·10-3 м. При использовании ткани
ности тканевого фильтрующего элемента 6, что при-
с более мелкой ячейкой существенно возрастает гид-
водит к увеличению перепада давления на нем. При
равлическое сопротивление фильтра, вследствие че-
достижении критического перепада давления на
го насос сильно измельчает нефтеводяную эмуль-
фильтроэлементе 6 патрубки 2 и 3 закрываются,
сию, что отрицательно сказывается на работе фильт-
фильтрованный патрон 5 периодически сжимается
роэлемента. В случае же применения ткани с разме-
при перемещении штока 10 с помощью кулачкового
ром ячейки более 0,25·10-3 м увеличивается ресурс её
или кривошипно-шатунного механизма. При сжатии
работы, однако при этом существенно снижается
фильтровального патрона 5 фильтрат из его объема
очистная способность фильтроэлемента вследствие
перетекает обратно в объем корпуса 1 через фильт-
того, что значительное количество капелек нефте-
рующий элемент 6, смывая с него отфильтрованные
продуктов проскакивают сквозь увеличенные ячейки
механические примеси, которые выводятся из корпу-
без укрупнения и коалесценции.
са 1 через патрубок 4. Эффективности регенерации
При увеличении диаметра нити и, следователь-
тканевого фильтрующего элемента 6 способствует
но, толщины ткани увеличивается время контакта
также его деформация при периодическом сжатии
капелек нефти с материалом фильтра, что повышает
фильтровального патрона 5. После регенерации про-
эффективность коалесценции. Однако, при увеличе-
цесс фильтрации возобновляется.
нии диаметра нити уменьшается пористость фильт-
Предварительные
испытания
предлагаемого
рующей ткани и увеличивается её гидравлическое
фильтра показали надежность его работы и высокое
сопротивление, что отрицательно сказывается на
качество регенерации тканевого фильтроэлемента.
работе очистного оборудования. В целом увеличение
Регенерация фильтра проста, не требует много вре-
диаметра нити приводит к некоторому повышению
мени, осуществляется без промывочной воды и раз-
интенсивности коалесценции.
борки фильтра и может осуществляться даже в процессе работы фильтра.
Повысить интенсивность процесса коалесценции и, следовательно, качество очистки нефтесодер-
Как было установлено ранее, оптимальный
жащих вод в тканевых фильтрах можно путем уве-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
37
Общие проблемы двигателестроения
личения числа слоев ткани. Как установлено в про-
том же перепаде давления, вследствие большей пло-
цессе исследований, наиболее оптимальное число
щади фильтроэлемента. Однако при увеличении
слоев фильтрующей ткани равно 5. При этом числе
диаметра нити ткани уменьшается ее пористость и
слоев ткани наблюдается максимальная эффектив-
возрастает гидравлическое сопротивление фильтра,
ность повышения качества очистки нефтесодержа-
поэтому размер ячейки ткани должен быть увеличен
щих вод.
до 0,25·10-3 м.
На основе проведенных исследований [4] разработан следующий типоразмерный ряд производительностей сепарационных установок для очистки
нефтесодержащих вод энергетических установок:
0,6; 1,0; 2,5; 4,0; м³/ч. Исходя из вышеизложенного,
рассчитаем основные размеры тканевых фильтроэлементов данных производительностей, приняв
удельный расход нефтесодержащих вод 2,5 м/ч, высоту фильтроэлемента Н = 0,5 м для производительностей 0,6 и 1,0 м³/ч и Н = 1,0 м для фильтроэлементов производительностью 2,5 и 4,0 м³/ч. Результаты
расчета представлены в таблице 1.
Заключение
В результате исследований разработана новая
конструкция тканевого фильтра для очистки нефтесодержащих вод, регенерация которого осуществляется без разборки и замены фильтроэлемента, определены основные конструктивные параметры типоразмерного ряда регенерируемых тканевых фильтров. Разработанный регенерируемый фильтр может
быть также использован для очистки жидкостей от
механических примесей.
Список литературы:
1. Международная конвенция по предотвращению
Таблица 1. Основные конструктивные размеры типоразмерного ряда регенерируемых тканевых фильтров
Произво- Высота Диаметр Размер Диаметр
дитель- фильтро- фильтро- ячейки
нити
ность, элемента элемента ткани
ткани
Q, м³/ч
Н, м
dф, м
а ·10³, м dн·10³, м
загрязнения с судов 1973 г. Протокол 1978 г. – М.:
Изд-во
ЦРИА
«Морфлот»,
1980.
–
364 с.
2. Зубрилов С.П. Охрана окружающей среды при
эксплуатации судов. – Л.: Судостроение, 1989. –
256 с. 3. А.с. № 1546105 СССР МКИ В 01 Д 35/10,
0,6
0,5
0,15
0,05
0,45
17/022.
Фильтр
для
очистки
жидкости
/
1,0
0,5
0,25
0,05
0,45
В.И. Истомин (СССР). –
2,5
1,0
0,32
0,25
0,85
13.05.88; – Опубл. 28.02.90; Бюл. № 8 // Открытия,
4,0
1,0
0,51
0,25
0,85
№ 4425722/31-26; Заявл.
изобретения. – 1990. – № 8. 4. Истомин В.И. Выбор
Диаметр нити фильтрующей ткани у фильтров
оптимальной производительности нефтеводяных
производительностей 2,5 и 4,0 м³/ч должен быть уве-
сепараторов // Вестник СевНТУ Оптимизация про-
личен с 0,45·10-3 до 0,85·10-3 м, так как ткань в этих
изводственных процессов. – Севастополь. – 2003. –
фильтрах подвергается повышенным нагрузкам при
Вып. 6. – С. 100 – 103.
38
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
УДК 621.438:621.515
В.А. Шкабура, канд. техн. наук
ИССЛЕДОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ ТУРБОКОМПРЕССОРА С
ОБЩИМ РАБОЧИМ КОЛЕСОМ В ГАЗОТУРБИННЫХ ДВИГАТЕЛЯХ
Введение
условиях запылённого воздуха неприемлемо. Поэто-
Известно, что основными направлениями раз-
му для вертолётных ГТД малой мощности применя-
вития двигателей является повышение параметров их
ют турбины, имеющие упрощённую схему охлажде-
цикла работы и эффективности происходящих в них
ния со сравнительно низкой температурой газа перед
процессов. Традиционные подходы во многом себя
турбиной. Это приводит к невысокой эффективности
уже исчерпали, и поэтому серьёзные сдвиги в этом
работы двигателя.
направлении возможны лишь при использовании
новых подходов, технологий и технических решений. Например, в двигателях с высокой суммарной
степенью повышения давления использование только осевых компрессоров в газогенераторе вследствие
слишком малых размеров лопаток последних ступеней оказывается невозможным, и появляется необходимость применения замыкающей центробежной
или другого типа ступени вместо нескольких осевых
Решение проблемы
Одним из способов решения данной проблемы,
как было сказано выше, является использование новых технических решений, например, применение в
двигателе турбокомпрессора с общим рабочим колесом (ТКО) [3]. В силу особенностей его устройства и
работы имеется возможность в два раза увеличить
высоту лопаток рабочего колеса по сравнению с остальными схемами турбомашин, что позволяет зна-
[1, 2].
чительно уменьшить величину концевых (вторичФормулирование проблемы
ных) потерь [4] и увеличить температуру газа перед
Расчёты показывают, что для достижения КПД
турбиной. В первом приближении среднюю темпера-
действительного цикла (p = const)
e = 45...50 %
ГТД ЛА [1] без утилизации теплоты выхлопных газов при нынешней эффективности турбомашин необходимо применить схему турбокомпрессора, способного работать при температуре газа перед турбиной 2100…2200 К и степени повышения давления в
компрессоре * не менее 40. Однако пока не созданы
туру газа перед лопатками определяют по формуле
Tср
Tк G к Tг G г
,
Gк G г
(1)
где Tк , Tг температуры воздуха после компрессора и соответственно газа перед турбиной;
Gк , Gг массовые расходы воздуха через компрессорную часть и газа через турбинную часть.
турбины и материалы, способные работать при таких
Поэтому определённая неоптимальность гео-
температурах, и компрессоры, достигающие столь
метрии рабочих лопаток для одного из режимов ра-
больших давлениях с высоким КПД.
боты турбокомпрессора компенсируется уменьшени-
Вторая насущная проблема состоит в следую-
ем величины вторичных потерь энергии.
щем. Использование турбин со сложной схемой ох-
Чтобы приблизить эффективность работы тур-
лаждения (конвективно-плёночной) рабочих лопаток
бокомпрессора с общим рабочим колесом к уровню
в газотурбинных двигателях небольшой мощности в
традиционных турбокомпрессоров, была выполнена
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
39
Общие проблемы двигателестроения
кропотливая поисковая работа. Исследования прове-
малоразмерный газотурбинный двигатель АИ-450.
дены с самими различными типами рабочих колёс и
Для определения эффективности использования
формой профиля лопаток [5, 6]. В результате поиска
нового турбокомпрессора в составе газотурбинного
была подобрана форма рабочего колеса и его лопа-
двигателя были проведены расчётные исследования.
ток, которые при авиационном уровне геометриче-
Для сравнения был выбран взлётный режим газотур-
ских и режимных параметров могут достигать эф-
бинного двигателя АИ-450. Его основные параметры
фективности выше 82 %.
на этом режиме имеют следующие значения:
На рис. 1 показана схема размещения в ГТД
Tг 1300 К ; к 7,8 ; к 0,80 ; т 0,83 .
турбокомпрессора с общим рабочим колесом.
Вследствие того, что лопатки ТКО периодически работают в компрессорной или в турбинной части, средняя температура газового потока возле лопаток будет значительно ниже, чем температура газа
перед турбиной. При температуре газа Tг 1500 К
и
температуре
воздуха
после
компрессора
Tк 756 К при к 18 средняя температура газа
согласно формуле (1) равна Tср 1120К . После взаимодействия газа с лопатками рабочего колеса в турбинной части его температура снижается до 1300 К,
что вполне приемлемо для обычной турбины. ПоРис. 1. Схема размещения турбокомпрессора
с общим рабочим колесом в составе ГТД
Работает турбокомпрессор в составе газотурбинного двигателя следующим образом. Сжатый
этому температура газа перед турбиной в ГТД с ТКО
была принята Tг 1500 К . С помощью известных
зависимостей [1] определена соответствующая степень повышения давления в компрессоре к 18 .
воздух после осевого или центробежного компрессора 1 через переходный канал 2 и направляющий аппарат 3 попадает в компрессорный рабочий канал
турбокомпрессора 4, где дополнительно сжимается.
Далее воздух через нагнетательный канал 5 поступа-
В результате газодинамического расчёта турбокомпрессора с общим рабочим колесом в составе
двигателя определены следующие параметры:
в компрессорной части: к 2 2,4 ; к 2 0,80 ;
ет в камеру сгорания 6. Затем газ с помощью сопло-
в турбинной части: т1 2,05 ; т1 0,815 .
вого аппарата 7 направляется в турбинный канал
Расчёт турбокомпрессора с общим рабочим ко-
ТКО 8, где в результате взаимодействия с лопатками
лесом намного сложнее расчёта обычного турбома-
рабочего колеса температура газа снижается на
шин, так как процесс работы рабочего колеса носит
150…300 С, а затем с помощью переходного кана-
динамичный характер, т.е. рабочее колесо работает
ла 9 газ подают на обычную турбину 10.
периодически в компрессорном и турбинном режи-
В качестве прототипа для определения эффек-
мах. Влияние геометрических и режимных парамет-
тивности применения ТКО в составе ГТД выбран
ров турбокомпрессора на коэффициент мощности
40
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
можно учесть с помощью коэффициента нестацио-
И хотя КПД в отдельности полноразмерной турбин-
нарности [5]:
ной и компрессорной ступеней выше, чем турбинной
K f L р.к. Dср , w / u, пер / к ,
(2)
и компрессорной частей турбокомпрессора с общим
рабочим колесом, однако его использование в соста-
где L р.к. Dср отношение длины проточной
части рабочего канала к её среднему диаметру [5,6];
ве двигателя позволяет повысить температуру газа
перед турбиной до 300.
w / u отношение скорости газа в относитель-
Список литературы:
ном движении к окружной скорости лопаток колеса;
1. Теория и расчёт воздушно-реактивных дви-
пер / к относительная угловая протяжен-
ность перемычки.
гателей / Под ред. С.М. Шляхтенко: Уч. для вузов.
На рис. 2 показаны зависимости удельных па-
2-е изд. М.: Машиностроение, 1987. 568 с.
раметров исходного двигателя и двигателя, имеюще-
2. Холщевников К.В., Емин О.Н., Митрохин В.Т. Тео-
го турбокомпрессор с общим рабочим колесом.
рия и расчёт авиационных лопаточных машин. – М.:
Машиностроение, 1986. – 432 с. 3. Патент України
№61913 МКИ7 F02C6/12, F04D17/00. Турбокомпресор і спосіб його роботи. 4. Дейч М.Е., Зарянкин А.Е.
Гидрогазодинамика.
М.: Энергоатомиздат, 1984.
384 с. 5. Шкабура В.А. Особенности теории рас-
чёта турбокомпрессоров с общим рабочим колесом
// Авиационно-космическая техника и технология.
2003.
№ 41/6. С. 74 – 76. 6. Шкабура В.А. Ре-
зультаты исследований энергетической эффективРис. 2. Сравнение удельных параметров двигателей:
■ серийный;
модернизированный новым ТКО
ности турбокомпрессора с одним рабочим колесом с
различными схемами течения газа: Сб. науч. тр.
ИПМаш
НАН
Украины.
–Харьков,
2000.
–
Заключение
С. 300 – 303. 7. Овсянников Б.В., Боровский Б.И. Тео-
Итак, проведенные расчётные исследования
рия и расчет агрегатов питания жидкостных ра-
показали, что турбокомпрессор с общим рабочим
кетных двигателей.
колесом благодаря особенностям его работы спосо-
ние, 1986. – 376 с.
3-е изд. – М.: Машинострое-
бен существенно повысить эффективность работы
газотурбинных двигателей, особенно малоразмерных
ГТД, без использования дорогостоящих технологий.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
41
Общие проблемы двигателестроения
УДК 621.412
Б.А. Абаджян, инж., Е.В. Снижко, инж., А.Б. Стефановский, канд. техн. наук
ДВИГАТЕЛЬ СТИРЛИНГА МОДЕЛИ ДС-КАДИ-1: ПРОБЛЕМЫ И ПЕРСПЕКТИВЫ
РАЗРАБОТКИ
Кроме
Несмотря на недостаточную обеспеченность
конструкторской
документации,
из
ископаемыми энергоносителями, Украина до сих пор
бывшего КАДИ в ТГАА был передан и ряд деталей
не имеет конструкции многотопливного двигателя
будущего ДС: картер, коленчатый вал (рис. 1) и др.
Стирлинга (ДС), пригодной для серийного производ-
Силами сотрудников ТГАА изготовлены шатуны
ства. Потребляя различные горючие или тепловые
(рис. 2) и поршни. Необходимо ещё изготовить ореб-
отходы, такой двигатель мог бы служить вспомога-
рённый нагреватель, вытеснитель и уплотнения рас-
тельным источником работы на транспортных сред-
ширительного поршня, а также ряд других ответст-
ствах или основным при энергоснабжении неболь-
венных узлов ДС (например, регенератор, при нера-
ших домовладений и производственных участков.
циональной конструкции которого ДС не будет
Кроме того, малогабаритный ДС служит хорошим
иметь проектных показателей). Поэтому авторы счи-
наглядным пособием при подготовке техников и
тают необходимым привлечь внимание украинских
специалистов в области тепловых двигателей.
специалистов и спонсоров к своей работе, которая
Много лет назад сотрудниками бывшего Киев-
официально никак не финансируется.
ского автомобильно-дорожного института (КАДИ)
Успешная постройка и начало испытаний дви-
был разработан проект малогабаритного ДС, полу-
гателя ДС-КАДИ-1 имели бы большое научно-
чившего марку «ДС-КАДИ-1». Реализация его пре-
техническое значение и свидетельствовали бы о при-
рвалась в начале 1990-х годов и возобновилась лишь
соединении Украины к «клубу» развитых стран, об-
через несколько лет силами сотрудников Тавриче-
ладающих действующими образцами ДС. С помо-
ской государственной агротехнической академии
щью построенного образца двигателя ДС-КАДИ-1
(ТГАА). Цель статьи – охарактеризовать полноту
можно решить следующие научные и практические
реализации указанного проекта и возникшие про-
задачи:
– отработать технологию изготовления деталей
блемы.
Представление о предполагаемых возможно-
ДС на выбранных предприятиях;
– провести испытания ДС, убедиться в его ра-
стях ДС-КАДИ-1 даёт сводка данных из первона-
ботоспособности и степени оправданности основных
чального технического задания:
конструкторских решений проекта;
– Номинальная мощность 1,5 кВт.
– Номинальная
частота
вращения
1500 мин .
– Среднее давление рабочего газа 5,0 МПа.
– Рабочий газ – воздух.
– Подвод теплоты от продуктов сгорания топлива к оребрённому нагревателю.
– Отвод теплоты от трубчатого охладителя к воде.
42
– сформулировать техническое задание на раз-
вала
-1
работку системы автоматического регулирования
ДС;
– посредством анализа результатов испытаний
ДС (в частности, индикаторных диаграмм, полученных для различных полостей ДС) уточнить ряд
обобщённых зависимостей, ранее полученных автоДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Общие проблемы двигателестроения
рами на малогабаритном двигателе модели УДС-1 с
внешним подогревом;
Рис. 1. Детали двигателя ДС-КАДИ-1,
изготовленные в КАДИ:
а – картер; б – коленчатый вал; в - цилиндры
а
б
Рис. 2. Комплект шатунов двигателя ДС-КАДИ-1
– исходя из особенностей конструкции ДС, наметить области его практического применения, которые наиболее перспективны с технической и экономической точек зрения.
Несомненно, что двигатель модели ДС-КАДИ-1
станет основой для разработки более совершенной
в
модели, пригодной к серийному производству и эксплуатации потребителями.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
43
Рабочие процессы в ДВС
УДК 681.322:621.5.041:533.697:532.5
Ю.К.Чернышев, канд. техн. наук
ПРИМЕНЕНИЕ ТЕОРИИ СИСТЕМ ДЛЯ АЛГОРИТМИЗАЦИИ ПРЯМОГО
МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ ТЕЧЕНИЯ ГАЗА
Введение
чение количества модельных частиц до десятков –
Представление сплошной среды в виде сово-
сотен тысяч.
купности модельных частиц дало возможность Ньютону решить вариационую задачу по нахождению
оптимальной формы обтекаемого тела; согласно его
результатам в настоящее время конструируются головные части ракет. Новый толчок эта идея получила
при возникновении современных вычислительных
средств. В большинстве задач, решаемых с помощью
модельных частиц, столкновения между частицами
либо не учитывались, либо учитывались косвенно по
методу Монте-Карло [1-3]. В предлагаемой работе
модельными частицами служат упругие сферы без
дальнодействия.
Описание расчетной схемы
В данной работе с целью оптимизации общего
времени расчетов предлагается следующий вариант
введения подсистем.
1. Расчетная область покрывается строго квадратной сеткой с единичной длиной сторон квадратов.
Каждая ячейка обретает естественную мультииндексную нумерацию. Индексы ячейки, которой принадлежит частица, рассматриваемая как объект, объявляются ее свойствами. К свойствам частицыобъекта относятся также ее номер, радиус, масса,
координаты, проекции скорости, локальное время
Формулирование проблемы
данной частицы, время до ближайшего события, свя-
Простейшие алгоритмы, по которым можно
занного с данной частицей, вид этого события и не-
рассчитать поведение системы во времени, наталки-
которые другие, используемые при сборе статисти-
ваются на резкое увеличение объема вычислений при
ческих данных.
больших количествах модельных частиц и практиче-
В свою очередь, ячейка-объект обладает свой-
ски нереализуемы, если их больше 1000 (для самых
ством, выражаемым массивом ссылок на номера час-
мощных ЭВМ), что недостаточно для адекватного
тиц, принадлежащих данной ячейке.
моделирования [4-5].
2. Все локальные времена частиц в начальный
Основной проблемой при использовании мето-
момент времени считаются нулевыми, а времена до
да модельных частиц является создание алгоритмов,
ближайших событий выстраиваются в «хип», так что
с помощью которых количество частиц будет доста-
в вершине двоичного дерева находится номер части-
точным для статистических вычислений. В данной
цы, участвующей в ближайшем по времени событии
работе предлагается системный подход, согласно
[4-6]. Среди событий в простейшем случае рассмат-
которому производится декомпозиция всего ансамб-
риваются следующие: столкновение с другими час-
ля упругих сфер на подсистемы. Модельные частицы
тицами; столкновение со стенками ячейки, в которой
в этом случае представляют собой автоматы с внут-
находится данная частица. Стенки могут быть как
ренними состояниями, изменяющимися в дискрет-
проницаемыми, так и отражающими (участки грани-
ные моменты времени. Расчет моментов, в которые
цы области и внутреннего тела).
происходят изменения состояний, оказывается, мож-
Системный подход заключается в том, что при
но осуществить так, что реальным становится увели-
нахождении событий, ближайших по времени, рас-
44
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
сматриваются лишь те частицы, которые принадлежат
четной схеме отсутствует групповое перемещение
данной подсистеме. Ею является совокупность, со-
всех частиц в соответствии с течением глобального
стоящая из данной ячейки и ее ближайших соседей.
времени. Общее время на выполнение расчетов од-
3. После обнаружения «активной» подсистемы
ного такта в основном зависит от поиска частицы, с
и активной частицы происходит изменение состоя-
которой может столкнуться данная. Без разбиения на
ния этой частицы. Ее координаты изменяются по
подсистемы оно пропорционально общему количе-
обычным законам прямолинейного движения, а ло-
ству частиц, а в предложенном методе оно пропор-
кальное время принимает значение, равное текущему
ционально количеству частиц, содержащихся в под-
глобальному.
системе; это различие является принципиальным.
4. Дополнительные изменения свойств частицы-объекта связаны с типом события. В случае
столкновения с другой частицей происходит перераспределение их импульсов с соблюдением законов
сохранения. Если частица сталкивается с отражающим участком, то ее импульс изменяется в соответствии с выбранным законом (возможны как зеркальное отражение, так и отражение с трением или с добавлением импульса от «горячей» стенки).
Если же ближайшее событие связано с пересечением проницаемой стенки, то номер данной частицы передается в список частиц, принадлежащих
ячейке, в которую она перелетает, с одновременным
вычеркиванием его из списка той ячейки, которой
она принадлежала.
5. В рассматриваемый момент глобального
Примеры тестовых расчетов
Течение Бенара
С помощью предложенного метода можно решать очень широкий круг задач. В частности, актуальным является расчет конвективных течений в атмосфере [8]. Тестом для любого метода газодинамических расчетов является задача Бенара, заключающаяся в установлении вида конвективного течения
газа в гравитационном поле между слоями, нижний
из которых имеет более высокую температуру, чем
верхний. В жидкости течение оказывается структурированным: возникают «ячейки Бенара». На рис. 1
приведены устойчивые структуры, образующиеся в
слое газа в указанных условиях, строение которых
получено рассмотренным методом.
времени производится расчет времени до ближайшего для данной частицы события. Это время снимается с вершины дерева и «подвязывается» в виде нижнего листа, после чего «всплывает», т.е. становится в
очередь [7]. Следует отметить, что время установле-
Рис. 1. Структурированное конвективное течение
для 10000 модельных частиц
ния в очередь в реализованном в данной работе ва-
Сверхзвуковое обтекание тел
рианте имеет порядок log 2 n , где n – общее количе-
Хорошо известно, что только методами частиц
ство частиц. Возможна также организация очереди с
можно получить результаты обтекания при больших
приоритетами с временным порядком O(1) на базе
числах Кнудсена [1]. Метод, рассматриваемый в
«ковшовой сортировки», но это связано со значи-
данной работе, более пригоден для расчетов течений
тельными программными усложнениями, не оку-
газа в нормальных условиях, поскольку оптимальная
пающимися сокращением времени расчетов.
скорость вычислений достигается при количестве
На этом один такт расчетов оканчивается. Су-
ячеек, сравнимом с количеством частиц. На рис.2
щественным является то, что в предложенной рас-
приведена система скачков уплотнения при обтека-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
45
Рабочие процессы в ДВС
нии тела с заострением при М = 2.8.
чего привлечение уравнений газодинамики усложнено. На рис. 4 приведено распределение чисел Маха в
струе газа, падающей на подложку, полученное
предлагаемым методом. Более светлые участки соответствуют большим значениям М; наибольшее значение М для одноатомного газа в плоском случае
равняется 3.9. Наиболее горячая область находится
по центру струи у подложки; внутри «колокола» с
большими числами Маха температура резко сниже-
Рис. 2. Система скачков при обтекании тела
с заострением при М=2.8 и n = 57664
на.
Обтекание на дозвуковом режиме
С помощью предлагаемого системного варианта метода частиц оказывается возможным получение
очень точной картины обтекания и при дозвуковых
скоростях; дополнительно можно получить оценку
подъемной силы и аэродинамического качества, подсчитав импульсы, переданные телу в результате
столкновений частиц с отражающими участками в
ячейках. На рис.3 приведено поле чисел Маха при
обтекании одной лопатки венца осевого компрессора, если на входе М=0.8.
Рис. 4. Набегание струи газа в вакууме на подложку.
Заштрихованная область соответствует М < 1
Заключение
В данной работе рассмотрена лишь малая часть
задач, которые могут решаться системным методом
модельных частиц. Для их решения первоочередным
является совершенствование основных алгоритмов
Рис. 3. Обтекание сечения лопатки.
Темная кольцевая область - М = 1 ± 0.05. n = 48772
упорядочения и декомпозиции. Можно, в частности,
добиться значительного увеличения общего числа час-
Падение газовой струи на стену
тиц введением не только подсистем, как в данной рабо-
Среди задач, которые в своей постановке со-
те, а и «надсистем», запоминая в памяти ЭВМ потоки
держат принципиальную неоднозначность, можно
вылетающих частиц и передавая их с некоторой часто-
указать на задачу натекания струи газа из сопла на
той соседним системам, что позволит производить рас-
стенку в вакууме [2]. Очень трудно определить, в
четы на нескольких ЭВМ параллельно. Предложенная
какой части струи она представляет собой «сплош-
схема строго квадратных (кубических) сеток позволяет
ную среду», а в какой – разреженный газ, вследствие
упростить процедуру передачи потоков.
46
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
Одно из перспективных направлений, для кото-
вания, вычислительного и физического эксперимен-
рого предложенный метод, по-видимому, является
тов: Междунар. науч.-техн. конф. (26-29 сент. 1994
эффективным - моделирование течений газа из час-
г.). – Змиев, 1994. – Ч. 1. – С. 39 – 40. 5. Чернышев
тиц, принадлежащих различным веществам, которые
Ю.К. Прямое моделирование течения газа в каналах
могут вступать в химические реакции. Это можно
сложной формы при малых числах Кнудсена // Со-
учесть на микроуровне введением нового типа собы-
вершенствование турбоустановок методами мате-
тий, зависящих от переданного импульса и приво-
матического и физического моделирования: Между-
дящих к изменению количества частиц и их энергий.
нар. науч.-техн. конф. – Харьков: Ин-т проблем машиностроения НАН Украины, 1997. – С. 238 – 240. 6.
Список литературы:
1. Харлоу Ф.Х. Численный метод крупных частиц в
ячейках для задач гидродинамики // Вычислительные
методы в гидродинамике / Под ред. Б. Олдер, С.
Фернбах, М. Ротенберг. – М.: Мир, 1967. – 384 с. 2.
Берд Г. Молекулярная газовая динамика. М.: Мир,
1981. – 313 с. 3. Хокни Р., Иствуд Дж. Численное
моделирование методом частиц. – М.: Мир, 1987. –
638 с. 4. Чернышев Ю.К. Методы снятия информации о состоянии газового потока в процессе молекулярно-динамического моделирования // Совершенст-
Левин С.С, Чернышев Ю.К. Алгоритмизация прямого
моделирования методом частиц течения газа по каналам сложной формы при малых числах Кнудсена // Открытые информационные и компьютерные интегрированные технологии. – Харьков: ХАИ, 2002. – Вып. 14.
– С. 54 – 60. 7. Кормен Т., Лейзерсон Ч., Ривест Р. Алгоритмы. Построение и анализ. – М.: МЦНМО, 2000. –
955 с. 8. Белоцерковский О.М., Андрущенко В.А., Шевелев Ю.Д.. Динамика пространственных вихревых течений в неоднородной атмосфере. Вычислительный
эксперимент. – М.: «Янус-К», 2000. – 456 с.
вование энергетических и транспортных турбоустановок методами математического моделиро-
УДК 621.181:662.9
П.М. Канило, д-р техн. наук Н.И. Расюк, канд. техн. наук, А.В. Тымчик, канд. техн. наук,
К В. Костенко, инж., В.Е. Костюк, канд. техн. наук, А.Н. Коваленко, асп.
ОТРАБОТКА КОНСТРУКЦИИ СВЧ-ПЛАЗМЕННОЙ ГОРЕЛКИ НА ОСНОВЕ
ЧИСЛЕННОГО ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕЧЕНИЯ ПЫЛЕУГОЛЬНОЙ АЭРОСМЕСИ
Введение
ных углей, в том числе с низким содержанием лету-
Уголь – главный источник энергоресурсов в то-
чих, является применение СВЧ-плазмотронов для
пливно-энергетическом комплексе Украины. В по-
розжига и стабилизации горения угольной пыли и
следнее время, в связи с изменением технологии до-
вывода шлака.
бычи угля и выработкой запасов на существующих
Формулирование проблемы
шахтах, качество поступающего на электростанции
Цель исследований, результаты которых пред-
угля резко ухудшилось [1]. Одним из перспективных
ставлены в данной работе, – отработка конструкции
путей решения проблемы сжигания низкокачествен-
пылеугольного горелочного устройства с СВЧ-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
47
Рабочие процессы в ДВС
Одно из перспективных направлений, для кото-
вания, вычислительного и физического эксперимен-
рого предложенный метод, по-видимому, является
тов: Междунар. науч.-техн. конф. (26-29 сент. 1994
эффективным - моделирование течений газа из час-
г.). – Змиев, 1994. – Ч. 1. – С. 39 – 40. 5. Чернышев
тиц, принадлежащих различным веществам, которые
Ю.К. Прямое моделирование течения газа в каналах
могут вступать в химические реакции. Это можно
сложной формы при малых числах Кнудсена // Со-
учесть на микроуровне введением нового типа собы-
вершенствование турбоустановок методами мате-
тий, зависящих от переданного импульса и приво-
матического и физического моделирования: Между-
дящих к изменению количества частиц и их энергий.
нар. науч.-техн. конф. – Харьков: Ин-т проблем машиностроения НАН Украины, 1997. – С. 238 – 240. 6.
Список литературы:
1. Харлоу Ф.Х. Численный метод крупных частиц в
ячейках для задач гидродинамики // Вычислительные
методы в гидродинамике / Под ред. Б. Олдер, С.
Фернбах, М. Ротенберг. – М.: Мир, 1967. – 384 с. 2.
Берд Г. Молекулярная газовая динамика. М.: Мир,
1981. – 313 с. 3. Хокни Р., Иствуд Дж. Численное
моделирование методом частиц. – М.: Мир, 1987. –
638 с. 4. Чернышев Ю.К. Методы снятия информации о состоянии газового потока в процессе молекулярно-динамического моделирования // Совершенст-
Левин С.С, Чернышев Ю.К. Алгоритмизация прямого
моделирования методом частиц течения газа по каналам сложной формы при малых числах Кнудсена // Открытые информационные и компьютерные интегрированные технологии. – Харьков: ХАИ, 2002. – Вып. 14.
– С. 54 – 60. 7. Кормен Т., Лейзерсон Ч., Ривест Р. Алгоритмы. Построение и анализ. – М.: МЦНМО, 2000. –
955 с. 8. Белоцерковский О.М., Андрущенко В.А., Шевелев Ю.Д.. Динамика пространственных вихревых течений в неоднородной атмосфере. Вычислительный
эксперимент. – М.: «Янус-К», 2000. – 456 с.
вование энергетических и транспортных турбоустановок методами математического моделиро-
УДК 621.181:662.9
П.М. Канило, д-р техн. наук Н.И. Расюк, канд. техн. наук, А.В. Тымчик, канд. техн. наук,
К В. Костенко, инж., В.Е. Костюк, канд. техн. наук, А.Н. Коваленко, асп.
ОТРАБОТКА КОНСТРУКЦИИ СВЧ-ПЛАЗМЕННОЙ ГОРЕЛКИ НА ОСНОВЕ
ЧИСЛЕННОГО ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕЧЕНИЯ ПЫЛЕУГОЛЬНОЙ АЭРОСМЕСИ
Введение
ных углей, в том числе с низким содержанием лету-
Уголь – главный источник энергоресурсов в то-
чих, является применение СВЧ-плазмотронов для
пливно-энергетическом комплексе Украины. В по-
розжига и стабилизации горения угольной пыли и
следнее время, в связи с изменением технологии до-
вывода шлака.
бычи угля и выработкой запасов на существующих
Формулирование проблемы
шахтах, качество поступающего на электростанции
Цель исследований, результаты которых пред-
угля резко ухудшилось [1]. Одним из перспективных
ставлены в данной работе, – отработка конструкции
путей решения проблемы сжигания низкокачествен-
пылеугольного горелочного устройства с СВЧ-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
47
Рабочие процессы в ДВС
плазмотроном на основе исследования особенностей
Решение проблемы
процесса течения пылеугольной аэросмеси методами
Физическая и математическая модели
вычислительной гидроаэродинамики.
Для исследования процесса течения пыле-
Схема исходного варианта горелочного устрой-
угольной аэросмеси в горелочном устройстве были
разработаны физическая и математическая модели
ства представлена на рис. 1.
движения двухфазной полидисперсной нереагирующей среды (воздух + угольная пыль).
Воздух + угольная пыль
В физической модели, разработанной для описания движения двухфазной среды, приняты следующие основные допущения: течение несущей воздушной среды квазистационарное, турбулентное,
несжимаемое, изотермическое; гравитация отсутствует; частицы сферические; турбулентность изо-
Подвод СВЧ-энергии и воздуха
тропная; турбулентное рассеивание частиц отсутствует; частицы не оказывают влияния на параметры
Рис. 1. Схема исходного варианта горелочного
турбулентности.
устройства
Течение в горелочном устройстве моделируется
как двухфазная смесь с эйлеровым описанием газо-
По результатам экспериментальных исследова-
вой фазы (сплошная среда) и лагранжевым описани-
ний, приведенных в работе 2, СВЧ-разряд пред-
ем движения частиц (траекторная модель). Взаимо-
ставляет собой плазменный факел ослепительно бе-
действие фаз учитывается на основе модели "частица
лого цвета, цилиндрической формы, локализованный
– источник в ячейке" [4], в соответствии с которой
на оси топочного объема горелки. При характерных
присутствие частицы в потоке проявляется через
для СВЧ-плазмотронов малых временах контакта
дополнительные источники импульса в уравнениях
аэросмеси и плазмы ( 1 мс) 3, принципиальным
сплошной фазы.
недостатком исходного варианта горелочного уст-
Двухмерное осесимметричное квазистационар-
ройства является то, что угольная пыль, подаваемая
ное турбулентное течение непрерывной среды в го-
через наружный контур, не попадает в разрядный
релочном устройстве моделируется полной системой
объем. Конструктивным решением, направленным
осредненных
на устранение указанного недостатка, может быть
Стокса, замыкаемых k-ε моделью турбулентности
установка в наружном контуре горелочного устрой-
по Рейнольдсу уравнений Навье-
ства специального дефлектора. Дефлектор делит по-
(V ) 0 ,
(V )V р [( эфV )] S F ,
(1)
(2)
ток пылеугольной аэросмеси на две части, одна из
(V ) k [( эф / k )k ] S k ,
(3)
которых направляется в область СВЧ-разряда. Угол
(V ) [( эф / ) ] S ,
(4)
где V– скорость газа;
– плотность газа;
p – давление;
эф – коэффициент эффективной вязкости;
k – кинетическая энергия турбулентности;
k=1,0 и =1,22 – эмпирические коэффициен-
наклона концевой кромки дефлектора необходимо
подобрать таким образом, чтобы частицы угля гарантированно попадали в разрядный объем.
Траектории
угольных
частиц
определяются
структурой двухфазного полидисперсного потока, которая, в свою очередь, сильно зависит от конструктивных и режимных параметров горелочного устройства.
48
ты;
– скорость диссипации кинетической энергии
турбулентности;
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
S k и S – источниковые члены, определяемые
выражениями
S k G C D ,
(5)
2
G C2
(6)
,
k
k
где СD = 1,00, С1 = 1,44, С2 = 1,92 – эмпиричеS C1
ские коэффициенты;
du p
dt
0,5C R S p ρ v u p (v u p )
(9)
Здесь m p ρ p d 2p / 6 – масса частицы,
ρ p – плотность частицы,
u p – скорость частицы,
S p 0,25d 2p – площадь миделевого сечения
частицы,
G – член, характеризующий генерацию кинетической энергии турбулентности, обусловленную градиентами осредненных скоростей.
~
v~
vi j .
(7)
x j xi
В уравнениях (2)-(4) эф т – коэффициG т
mp
v~i
x j
ент эффективной вязкости,
d p – диаметр частицы,
ρ – плотность газа,
v – скорость газа.
Коэффициент аэродинамического сопротивления частицы C R рассчитывается по эмпирической
зависимости для одиночной сферы.
Во время расчета траекторий частиц отслеживается импульс, приобретаемый или теряемый пото-
где – коэффициент динамической вязкости
газовой смеси;
ком частиц, следующих вдоль данной траектории.
Затем эти значения включаются в расчет непрерыв-
2
т С μ k / – коэффициент турбулентной
вязкости ( Сμ = 0,09 – эмпирический коэффициент).
ной фазы. Таким образом, учитывается обратное
влияние дискретной фазы на континуум. Это двух-
Источниковый член SF в уравнении сохранения
стороннее взаимодействие учитывается поочеред-
импульса (2) включает обмен импульсом между не-
ным решением уравнений дисперсной и непрерыв-
прерывной и дисперсной фазой.
ной фаз до тех пор, пока решения обеих фаз не уста-
Движение дисперсной фазы (частиц угля) рас-
новятся.
сматривается в лагранжевом описании. Весь диапа-
На границах расчетной области задаются сле-
зон начальных размеров частиц делится на конечное
дующие граничные условия непрерывной фазы: на
число дискретных интервалов; каждый из них пред-
входных границах задаются значения независимых
ставляется средним диаметром, для которого выпол-
переменных; на стенках задаются условия прилипа-
няется траекторный расчет. При этом каждая моде-
ния; на выходной границе принимаются "мягкие"
лируемая частица – это "пакет" частиц с одинаковы-
граничные условия. Для описания турбулентного
ми траекториями. Распределение частиц по размерам
пограничного слоя используются функции стенки.
описывается формулой Розина-Раммлера
n
Yd e (d / d ) ,
(8)
где Yd – массовая доля частиц с диаметром, большим d;
d – константа размера;
n – параметр распределения.
Траектории частиц моделируются путем интег-
При моделировании дискретной фазы задаются
начальные условия для каждого "пакета" частиц: положение частицы (координаты хi); ее скорость (компонен
ты u p i ); диаметр; массовый расход частиц, следующих
вдоль траектории. Полагается, что при столкновении со
стенкой частица упруго отражается от нее.
рирования уравнения баланса сил, действующих на
частицу, которое уравнивает инерцию частицы с си-
Метод численного решения
лой аэродинамического сопротивления
Дискретизация исходных дифференциальных
уравнений в частных производных (1)-(4) произво-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
49
Рабочие процессы в ДВС
го порядка с переменным шагом по времени.
дится методом конечных объемов с применением
схемы второго порядка точности для аппроксимации
Решение отыскивалось в осесимметричной рас-
конвективных членов. Решение, получающихся в
четной области, изображенной на рис. 2 и рис. 4, до-
результате систем линейных алгебраических уравне-
полненной успокоительным участком протяженно-
ний, выполняется методом Гаусса-Зейделя с исполь-
стью шесть калибров. Расчетная область покрыва-
зованием алгоритма SIMPLE [5]. Интегрирование
лась неравномерной расчетной сеткой, включавшей
системы обыкновенных дифференциальных уравне-
около 30 тысяч контрольных ячеек.
ний (9) осуществляется методом Рунге-Кутта второ-
а)
б)
в)
Рис. 2. Структура течения пылеугольной аэросмеси в горелочном устройстве при
αд = 25° (а), αд = 45° (б) и αд = 55° (в): слева – линии тока воздуха, раскрашенные в соответствии со значением
функции тока, кг/с; справа – траектории угольных частиц, раскрашенные в соответствии
со значением диаметра, м.
50
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
Угольная пыль и первичный воздух
Воздух
226
2
213
159
83
1
Коаксиальный волновод
Прямоугольный волновод
СВЧ-энергия
1008
Рис. 3. Эскиз прототипа промышленного образца горелочного устройства
Рис. 4. Структура течения пылеугольной аэросмеси в прототипе промышленного образца горелочного
устройства: слева – линии тока воздуха, раскрашенные в соответствии со значением функции тока, кг/с;
справа – траектории угольных частиц, раскрашенные в соответствии со значением диаметра, м
Исходные данные расчетов
= 0,8). Количество представительных частиц выби-
Численное моделирование течения пылеуголь-
ралось равным 10. Начальное положение частиц оп-
ной аэросмеси проведено для трех вариантов конст-
ределялось координатами центров граней расчетных
рукции горелочного устройства, различающихся
ячеек, описывающих входные отверстия. Начальная
значениями угла отклонения выходной кромки де-
скорость частиц полагалась равной скорости возду-
флектора: 25, 45 и 55 градусов, а также для спроек-
ха, истекающего из входных отверстий. Массовый
тированного на основе анализа результатов числен-
расход угольной пыли Gт = 0,16 кг/с. Массовый рас-
ного исследования прототипа промышленного об-
ход воздуха в горелочное устройство Gв = 0,67 кг/с,
разца горелочного устройства (рис. 3).
давление воздуха на входе в горелочное устройство
Для всех вариантов в качестве топлива исполь-
pв* = 1·105 Па, температура воздуха Тв* = 300 К.
зовался бурый уголь (p = 1250 кг/м3) следующего
помола (dmin = 10 мкм, dmax = 300 мкм; d = 120 мкм, n
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
51
Рабочие процессы в ДВС
Результаты вариантных расчетов и их анализ
уменьшения риска эрозионного износа и подгорания
центрального электрода отражающая поверхность
Результаты расчетов трех вариантов конструкции горелочного устройства, различающихся значениями угла наклона выходной кромки дефлектора αд,
представлены на рис. 2. Из рисунка видно, что во
всех вариантах горелочного устройства траектории
задней кромки дефлектора смещена относительно
торца центрального электрода на 5 мм вниз по потоку. С целью увеличения долговечности в условиях
эрозионного износа и воздействия высоких температур кромка дефлектора выполнена массивной.
угольных частиц в основном близки к линиям тока
воздуха, за исключением тех частиц, которые стал-
Заключение
киваются с поверхностью задней кромки дефлектора.
Результаты численного моделирования струк-
Последние, отразившись от поверхности дефлектора,
туры течения пылеугольной аэросмеси в прототипе
существенно изменяют свои траектории, приближа-
промышленного образца горелочного устройства,
ясь к зоне разрядного промежутка. Крупные частицы
представленные на рис. 4, подтверждают правиль-
между столкновениями со стенками движутся по
ность принятых конструктивных решений. Как вид-
траекториям, близким к прямолинейным. Мелкие
но из рис.4, угольные частицы, отразившиеся от зад-
частицы увлекаются потоком воздуха тем в большей
ней кромки дефлектора, формируют повышенную
степени, чем меньше их диаметр. Угол наклона кон-
концентрацию угольной пыли вблизи СВЧ-разряда и
цевой кромки дефлектора αд практически не влияет
в то же время не достигают торцевой поверхности
на общую картину течения воздуха, но оказывает
центрального электрода.
сильное влияние на траектории отразившихся от де-
Дальнейшие работы, связанные с созданием
флектора частиц. С увеличением угла αд концентра-
СВЧ-плазменных горелок для угольных ТЭС, будут
ция угольных частиц вблизи разрядного объема воз-
базироваться на численном исследовании взаимо-
растает. При αд = 55° наиболее крупные частицы,
действия СВЧ-плазмы с газодинамической структу-
отраженные дефлектором, достигают торцевой поверхности центрального электрода и, многократно
отражаясь от стенок, проникают в воздушный канал
первого контура. Это может приводить к повышенному эрозионному износу и подгоранию торца центрального электрода.
Разработка оптимального конструктивного
решения
рой потоков угольной пыли и физическом моделировании процессов на экспериментальных установках.
Список литературы:
1. Современное состояние угольных электростанций
Украины и перспективы их развития / Ю.П. Корчевой, А.Ю. Майстренко, А.К. Шидловский, С.В. Яцкевич // Экотехнологии и ресурсо-сбережение. – 1996.
– № 3. – С. 3 – 8; 2. Исследование СВЧ-плазменной
С учетом результатов численного исследования
технологии поджига низкосортных углей на экспе-
течения пылеугольной аэросмеси был спроектирован
риментальной установке / Д.М. Ваврив, П.М. Кани-
прототип промышленного образца пылеугольной
ло, В.И. Казанцев, Н.И. Расюк // Совершенствование
горелки с СВЧ-плазмотроном, эскиз которого пред-
турбоустановок методами математического и фи-
ставлен на рис. 3. Монтируемый на радиальных
зического моделирования: Тр. Междунар. науч.-техн.
стойках 1 дефлектор 2 выполнен с максимальным
конф. – Харьков: ИПМаш НАНУ, 2003. – С. 265 –
наклона концевой кромки αд = 55°. Для
269. 3. Дресвин С.В., Бобров А.А., Лелевкин В.М. ВЧ-
углом
52
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
и СВЧ-плазмотроны // Низкотемпературная плазма.
Vandoormaal J.P., Raithby G.D. Enhancements of the
– Т. 6. – Новосибирск: Наука. Сиб. отд-ние, 1992. –
SIMPLE Method for Predicting Incompressible Fluid
319 с. 4. Кроу. Численные модели течений газа с не-
Flows // Numer. Heat Transfer. – 1984. – No. 7. – Р. 147
большим содержанием частиц // Теорет. основы
– 163.
инж. расчетов. – 1982. – № 32. – С. 114 – 122. 5.
УДК 621.436
Д.Д. Матиевский, канд. техн. наук, А.Е. Свистула д-р техн. наук
ВЛИЯНИЕ СТЕПЕНИ ЭФФЕКТИВНОГО ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ВОЗДУШНОГО
ЗАРЯДА ЦИЛИНДРА ДИЗЕЛЯ НА САЖЕВЫДЕЛЕНИЕ И ИНДИКАТОРНЫЙ КПД
Введение
несвоевременность сгорания, радиационный и кон-
В цилиндре дизеля в результате струйного сме-
вективный теплообмен.
сеобразования образуется крайне неоднородный состав смеси, а диффузионное сгорание неоднородной
смеси всегда сопровождается интенсивным сажевыделением. Основная причина этого явления заключается в реальном существовании локальных физических условий для протекания реакций высокотемпературного пиролиза углеводородов топлива. Несгоревшая в цилиндре дизеля сажа представляет собой
так называемый механический недожог топлива и
Методика исследования
Для проведения математического прогнозирования влияния переменности состава топливновоздушной смеси в зоне горения на сажевыделение,
параметры рабочего цикла и индикаторный КПД
цикла дизеля надо знать: изменение состава топливно-воздушной смеси в зоне горения г = (), характеристику тепловыделения х = f().
Из существующих методик учета состава топ-
входит составной частью в понятие теплоты сгора-
ливно-воздушной смеси в зоне горения наибольший
ния. Основная масса сажи выгорает на линии расши-
интерес представляет методика Н.Ф. Разлейцева,
рения несвоевременно, отчего выделившаяся тепло-
доведенная до численного решения, отличающаяся
та используется малоэффективно, с низким КПД.
простотой и позволяющая учесть зависимость коэф-
Одновременно, в результате высокой излучательной
фициента выгорания х() от коэффициента г() или
способности сажи значительно возрастают потери
введенного понятия степени использования воздуш-
энергии в виде лучистой теплоты. Кроме этого, не-
ного заряда в [1].
которая доля теплоты, выделившейся при сгорании
г() = в / х.
(1)
сажи, отводится и конвективным путем. Таким обра-
Здесь величина в = f( z) однозначно устанав-
зом, как было показано в работе [4], можно предпо-
ливает связь между значением коэффициента избыт-
ложить, что участие сажи в рабочем цикле оказывает
ка воздуха в зоне горения г() и характеристикой
влияние на индикаторный КПД через неполноту и
выгорания топлива х() и отражает степень эффек-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
53
Рабочие процессы в ДВС
и СВЧ-плазмотроны // Низкотемпературная плазма.
Vandoormaal J.P., Raithby G.D. Enhancements of the
– Т. 6. – Новосибирск: Наука. Сиб. отд-ние, 1992. –
SIMPLE Method for Predicting Incompressible Fluid
319 с. 4. Кроу. Численные модели течений газа с не-
Flows // Numer. Heat Transfer. – 1984. – No. 7. – Р. 147
большим содержанием частиц // Теорет. основы
– 163.
инж. расчетов. – 1982. – № 32. – С. 114 – 122. 5.
УДК 621.436
Д.Д. Матиевский, канд. техн. наук, А.Е. Свистула д-р техн. наук
ВЛИЯНИЕ СТЕПЕНИ ЭФФЕКТИВНОГО ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ВОЗДУШНОГО
ЗАРЯДА ЦИЛИНДРА ДИЗЕЛЯ НА САЖЕВЫДЕЛЕНИЕ И ИНДИКАТОРНЫЙ КПД
Введение
несвоевременность сгорания, радиационный и кон-
В цилиндре дизеля в результате струйного сме-
вективный теплообмен.
сеобразования образуется крайне неоднородный состав смеси, а диффузионное сгорание неоднородной
смеси всегда сопровождается интенсивным сажевыделением. Основная причина этого явления заключается в реальном существовании локальных физических условий для протекания реакций высокотемпературного пиролиза углеводородов топлива. Несгоревшая в цилиндре дизеля сажа представляет собой
так называемый механический недожог топлива и
Методика исследования
Для проведения математического прогнозирования влияния переменности состава топливновоздушной смеси в зоне горения на сажевыделение,
параметры рабочего цикла и индикаторный КПД
цикла дизеля надо знать: изменение состава топливно-воздушной смеси в зоне горения г = (), характеристику тепловыделения х = f().
Из существующих методик учета состава топ-
входит составной частью в понятие теплоты сгора-
ливно-воздушной смеси в зоне горения наибольший
ния. Основная масса сажи выгорает на линии расши-
интерес представляет методика Н.Ф. Разлейцева,
рения несвоевременно, отчего выделившаяся тепло-
доведенная до численного решения, отличающаяся
та используется малоэффективно, с низким КПД.
простотой и позволяющая учесть зависимость коэф-
Одновременно, в результате высокой излучательной
фициента выгорания х() от коэффициента г() или
способности сажи значительно возрастают потери
введенного понятия степени использования воздуш-
энергии в виде лучистой теплоты. Кроме этого, не-
ного заряда в [1].
которая доля теплоты, выделившейся при сгорании
г() = в / х.
(1)
сажи, отводится и конвективным путем. Таким обра-
Здесь величина в = f( z) однозначно устанав-
зом, как было показано в работе [4], можно предпо-
ливает связь между значением коэффициента избыт-
ложить, что участие сажи в рабочем цикле оказывает
ка воздуха в зоне горения г() и характеристикой
влияние на индикаторный КПД через неполноту и
выгорания топлива х() и отражает степень эффек-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
53
Рабочие процессы в ДВС
тивного использования воздушного заряда цилиндра.
Определенный интерес представляет накопле-
Для оценки влияния сажи на формирование ин-
ние данных по эффективности использования тепло-
дикаторного КПД i цикла воспользуемся методикой
ты выгоревшей сажи, которая может быть найдена
[2, 4]. Комплексный анализ влияния сажи на i оце-
по формуле
ним через изменение всех статей неиспользования
iсж
теплоты в цикле согласно уравнению:
i сж=χвыгсж– (эсж+нссж+ксж+wрсж+wксж+ нпсж), (2)
где iсж - коэффициент использования теплоты,
выделенной в результате выгорания сажистых частиц;
χвыг
сж
– доля теплоты, выделившейся в цикле
при выгорании сажи;
коэффициенты неиспользования теплоты:
эсж – в эталонном цикле,
нссж – вследствие несвоевременности подвода
теплоты,
ксж – вследствие изменения теплоемкости рабочего тела,
wрсж – вследствие наличия радиационного теплообмена от излучения сажистых частиц,
нпсж – вследствие неполноты сгорания сажи.
Наибольшее значение в негативном влиянии на
индикаторный КПД сажа оказывает через несвоевременность сгорания – коэффициент δнссж. Учитывая отмеченные обстоятельства, в рамках данной
работы ограничимся проведением прогноза влияния
сажи на экономичность цикла только через изменение несвоевременности выгорания сажи δнссж, неполноты δнпсж и радиационного теплообмена δwp,
имея в виду, что не учет конвективной составляющей теплообмена от выгорания сажи приведет к некоторому занижению полученной количественной
оценки влияния сажи на индикаторный КПД рабочего цикла.
сж
выг
,
(3)
где сж
выг – доля теплоты, выделившейся в цикле при выгорании сажи;
iсж – полезное использование теплоты выго-
ревшей сажи.
2. Результаты прогнозирования содержания сажи в цилиндре дизеля и эффективности ее выгорания
Исследования проводились на математической
модели процесса результирующего сажевыделения
[3], модели расчета рабочего цикла, дополненной
методикой анализа индикаторного КПД с учетом
влияния на i сажевыделения [4].
Характеристику тепловыделения будем рассматривать как сумму двух слагаемых
wксж – вследствие наличия конвективного теплообмена,
сж
i
х = хмс + хс.
(4)
Величина хс характеризует теплоту выгорания
сажи, а хмс = х - хс – всю остальную теплоту.
Характер протекания кривой в() определяется
координатами ее минимума zo = 0,33 и во =
0,2...0,8.
На рис. 1 приведена зависимость содержания
сажи в цилиндре от эффективности использования
воздушного заряда с учетом влияния последней на
характеристику выгорания топлива. Из рисунка видно что, чем более однородная смесь образуется в
процессе горения, тем круче протекает кривая х=f(),
тем меньше содержание сажи в цилиндре, тем раньше процесс выгорания сажи по скорости начинает
опережать процесс ее образования. При в = 1, что
Для расчета δнпсж достаточно знать зависимость
возможно только теоретически, содержание сажи в
коэффициента выделения теплоты от выгорания са-
цилиндре минимально. Количество теплоты, выде-
жи χвыгсж.
лившееся при выгорании сажи, составляет при во =
54
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
0,2 - 1 соответственно хс = 9 - 19 % от теплоты, под-
Представляет определенный интерес связь ха-
веденной с топливом, причем меньшей величине в.
рактера сажевыделения в цилиндре и индикаторного
соответствует большее значение хс.
КПД цикла. Как отмечалось выше и в [4], основная
масса сажи сгорает на линии расширения и при этом
имеет большую излучательную способность, т.е.
имеет значительные потери теплоты вследствие несвоевременности сгорания и радиационного теплообмена. На рис. 2 показано изменение индикаторного КПД i , названных составляющих неиспользования теплоты нссж, нс, wрсж, коэффициентов использования теплоты выгорающей сажи хс и остальной
теплоты хмс., подсчитываемых по формулам:
i сж=i cж/xc;
i мс=i мс/xмс,
(5)
представляющих отношение полезно используемой
теплоты к подведенной в результате развития соответствующего процесса в зависимости от степени эффективности использования воздушного заряда цилиндра.
Из рис. 2 видно, что с увеличением подвода тепРис. 1. Влияние функции В() на характеристики
выгорания топлива и содержание сажи
- Во=1,0; × - Во=0,8; + - Во =0,6; - Во =0,4;
о - Во = 0,2.
лоты через выгорание сажи хс (при снижении величины
во), индикаторный кпд i уменьшается, а неиспользование теплоты вследствие несвоевременности нс значительно возрастает, причем изменение величины нс
достигает 60 % от общего уменьшения i. С увеличением хс возрастает доля неиспользования теплоты, связанная с несвоевременностью выгорания сажи нссж, в
общем значении нс, и, уже при хс равном 0,20, нссж
составляет более 70 % от нс. Доля неиспользования
теплоты вследствие радиационного теплообмена wрсж
также резко возрастает при увеличении хс. С возрастанием во при улучшении качества процесса увеличение
КПД i связано как с ростом iсж, так и с уменьшением
хс на величину хс, на которую автоматически возрастает хмс, вводимая в цикл с большей скоростью при
меньшей продолжительности, а соответственно и с
Рис. 2. Зависимость параметров тепловыделения,
эффективности использования теплоты в цикле,
индикаторного КПД от эффективности использования воздушного заряда цилиндра
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
большим КПД (iмс = 0,51).
Ниже в табл. 1 приведены результаты полной
55
Рабочие процессы в ДВС
раскладки потерь теплоты, связанные с наличием и
во = 0,4 и теоретически возможного рабочего про-
выгоранием сажистых частиц в цилиндре дизеля для
цесса с во = 1.
Таблица 1. Результаты полной раскладки потерь теплоты
во= 0,4
во = 1
хс ,%
17,3
9,4
эсж, %
5,6
3,0
нссж,%
2,6
0,7
ксж,%
2,3
1,24
wрсж,%
0,8
0,2
wксж,%
0,8
0,4
нпсж,%
0,6
0,3
сж,%
12,7
5,84
iсж,%
4,6
3,56
icж
0,27
0,38
Из таблицы видно, что при увеличении во все
вo и уменьшением теплоты выгорания сажи. 4. Ана-
коэффициенты неиспользования теплоты уменьша-
лизом индикаторного КПД вскрыты причины его из-
ются примерно пропорционально снижению хс, од-
менения и установлено существование потенциальной
нако, коэффициенты потерь от несвоевременности
возможности его увеличения на 6...8 % за счет сниже-
выгорания сажи нссж и радиационного теплообмена
ния всех составляющих неиспользования теплоты в
wрсж, уменьшаются примерно в 4 раза. В общей
цикле и главным образом за счет уменьшения несвое-
сложности неиспользование теплоты равно 12,7 -
временности выгорания сажи нссж и потерь от радиа-
5,84 = 6,86 %, а снижение суммы нссж + wрсж =
ционного теплообмена wрсж.
2,5%, что составляет почти 40 %.
Выводы
1. При проведении математического моделирования влияния степени использования воздушного
заряда цилиндра на процесс сажевыделения необходимо задавать взаимосвязанное изменение функций
х(), в() и (), в противном случае анализ будет
неполным и неточным. 2. Показано, что при увеличении степени использования воздушного заряда цилиндра (рост коэффициента вo с 0,2 до 1), максимальное содержание сажи в цикле Cmax снижается более
чем на 20 %, а на выхлопе Сr на 30-40 %. 3. Количество теплоты, выделившейся от выгорания сажи хс,
достигает величины 25 %, зависит от качества организации рабочего процесса и уменьшается до 9 % с уве-
Список литературы
1. Разлейцев Н.Ф. Моделирование и оптимизация
процесса сгорания в дизелях. – Харьков: Виш. шк.,
1980. – 169 с. 2. Матиевский Д.Д. Анализ экономичности использования тепла в расчетном цикле ДВС
// Изв. вузов. Машиностроение. – 1981. – № 8. – С. 71
– 74. 3. Батурин С.А. Физические основы и математическое моделирование процессов результирующего сажевыделения и теплового излучения в дизелях.
Дисс.... докт. техн. наук. – Л., 1982. – 357 с. 4. Матиевский Д.Д., Дудкин В.И., Батурин С.А. Участие
сажи в рабочем цикле дизеля и индикаторный КПД //
Двигателестроение. – 1983. – №3. – С. 54 – 56. 5.
Матиевский Д.Д. Метод анализа индикаторного
КПД рабочего цикла двигателя // Двигателестроение. – 1984. – № 8. – С. 7 – 11.
личением коэффициента вo; КПД использования теплоты выгорания сажи изменяется в диапазоне iсж =
0,25...0,40, возрастает с увеличением коэффициента
56
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
УДК 621.436.068
Ю.И. Шеховцов, инж., Л.С. Заиграев, канд. техн. наук
ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕРМОКАТАЛИТИЧЕСКОЙ РЕГЕНЕРАЦИИ САЖЕВОГО
ФИЛЬТРА ДИЗЕЛЕЙ
Введение
рации при заданных условиях эксплуатации дизеля,
Сегодня чрезвычайно остро стоит проблема за-
которая позволяет согласовывать эксплуатационные
грязнения окружающей среды вредными и токсич-
характеристики СФ и дизеля.
ными веществами, выбрасываемые с отработавшими
В зависимости режима работы дизеля регене-
газами (ОГ) двигателей внутреннего сгорания, в ча-
рация может протекать самопроизвольно – автореге-
стности с дизелями, одним из недостатков которых
нерация: расход и температура ОГ, концентрация
является увеличенный выброс в окружающую среду
кислорода достаточны для выгорания сажи, и прину-
твердых частиц (ТЧ).
дительно, когда используются методы воздействия
Современное экологическое законодательство
предъявляет высокие требования к выбросам ТЧ с
на рабочий процесс дизеля или специальные устройства, повышающие температуру газов.
ОГ дизелей: 0,02 г/(кВт∙ч) (Euro IV). Выполнение
Теоретические исследования крайне мало рас-
этих требований возможно с установлением в систе-
крывают влияние режимных параметров дизеля на
му выпуска дизеля сажевого фильтра (СФ). Надеж-
выгорания сажи, в частности концентрации кислоро-
ная работа фильтра невозможна без своевременной
да, расхода и температуры ОГ.
регенерации его фильтрующего элемента (ФЭ). Это
Целью работы является расчетно-теоретического
определяет актуальность исследования и развития
исследование термокаталитической регенерации СФ
систем регенерации СФ дизелей [1–3].
на основе математической модели выгорания сажи в
зернистом слое ФЭ, опубликованной в работе [3].
Разработанная математическая модель выгора-
Формулирование проблемы
Регенерация современных СФ дизелей базиру-
ния сажи в слое ФЭ учитывает явление нестационар-
ется на термокаталитическом выгорании углеродной
ного переноса теплоты в ФЭ, химизм и кинетику
части ТЧ (сажи), накопленной в ФЭ. Развитие техно-
термического и термокаталитического выгорания
логий регенерации СФ дизелей направлено на экспе-
накопленной сажи.
риментальное исследование каталитических систем
выгорания сажи, и расчетно-теоретическое исследование процесса регенерации ФЭ и влияние на него
Результаты расчетно-теоретического исследования регенерации
Термическое воспламенение и выгорание сажи
режимных параметров дизеля [1–3].
требуют
в структуре ФЭ происходит за счет остаточного ки-
значительных временных и материальных затрат и
слорода, содержащегося в ОГ дизельного двигателя,
исследовать таким образом все возможные условия
при достижении температуры 550…600 оС. Темпера-
эксплуатации становиться не рационально.
турный режим надежной термокаталитической реге-
Экспериментальные
исследования
Расчетно-модельные исследования позволяют
нерации составляет 300…400 оС. Длительная работа
выявить факторы, влияющие на процесс регенера-
дизеля на режимах частичной нагрузки не способст-
ции. Это очень важно для выбора стратегии регене-
вует выгоранию накопленной сажи в фильтре. Реге-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
57
Рабочие процессы в ДВС
нерация ФЭ не происходит вследствие низких тем-
рис. 1.а можно объяснить влиянием теплообмена.
ператур ОГ, однако концентрация кислорода нахо-
Рост степени регенерации при малых расходах объ-
дится на достаточном уровне.
ясняется ростом температуры слоя и воздуха.
ственно на выгорание сажи будет оказывать количество ОГ, определяемое режимом работы двигателя
или регенеративного устройства. Расход ОГ дизеля,
во-первых, непосредственно влияет на мощность,
затрачиваемую на прогрев ФЭ газами, в случае принудительной регенерации фильтра. Во вторых, высокая концентрация кислорода в газах не является гарантией надежной регенерации ФЭ фильтра, когда
расход газов небольшой.
Принудительная регенерация предполагает организацию благоприятных условий для выгорания
сажи в слое СФ и может осуществляться при участии
двигателя или без него.
100
80
Каталитическое
выгорание
[О2]= 20,9 %
Т = 350 оС
= 500 c
60
40
Общее
выгорание
20
0
0
200 400 600 800
Расход газа, кг/ч
а)
Степень регенерации, %
температура и концентрация кислорода в ОГ. Суще-
Степень регенерации, %
На процесс регенерации СФ влияет не только
100
80
60
40
3
2
1 – Т = 300 оС, = 500 с
2 – Т = 350 оС, = 500 с
3 – Т = 500 оС, = 90 с
20
1
0
800 975 1150 1325 1500
Частота вращения, мин–1
б)
Рис. 1. Влияние расхода газа и концентрации кислорода на степень регенерации:
а – принудительная регенерація вторичным воздухом; б – полнопоточная регенерация в диапазоне
режимов работы дизеля 6Ч 12/14
В области больших расходов количество тепло-
Основной задачей для принудительной регене-
ты, выделяемой при сгорании сажи, не приводить к
рации является создание простого регенеративного
значительному увеличению температуры воздуха и
устройства с минимальной энергоемкостью, согла-
слоя ФЭ, даже при увеличении скорости выгорания
сующейся с мощностью двигателя. На первый план
за счет достаточности кислорода. Температура слоя
выступают затраты энергии на регенерацию, завися-
приближается к температуре прогретого воздуха, и
щие от количества прогреваемых газов. Результаты
степень регенерации асимптотически приближается
моделирования выгорания сажи в ФЭ в зависимости
к постоянному значению для данных условий.
от расхода воздуха для определенной продолжитель-
Для полнопоточной и авторегенерации значе-
ности регенерации () и температуры газов (Т) при-
ние приобретают характеристики ОГ, зависящие от
ведены на рис. 1.
условий эксплуатации двигателя. На рис. 1.б пред-
Результаты расчетных исследований представлены для фильтра с ФЭ объемом 5,2 л. ФЭ представ-
ставлена зависимость степени регенерации от частоты вращения коленчатого вала дизеля 6Ч 12/14.
ляет собой зернистый слой глинозема со средним
При температуре ОГ 300 оС степень регенера-
размером 4,5 мм. Количество сажи распределяется
ции во всем диапазоне частот вращения коленчатого
следующим образом, с катализатором взаимодейст-
вала мала. На этих режимах сажа выгорает на ката-
вует 22,5 г, а в слое находится 27,5 г.
литической поверхности, температура ОГ и в слое
В области малых расходов выгорание зависит
ФЭ почти не повышается. За 500 секунд выгорает
от количества воздуха, попадающего в ФЭ. С увели-
23…25 % сажи, соприкасающейся с катализатором.
чением расхода воздуха растет степень регенерации,
Тем не менее, небольшая степень регенерации обес-
достигая максимума. Экстремальность кривых на
печивает скорость выгорания сажи намного больше
58
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
по сравнению со скоростью накопления ее в слое.
Заключение
Поэтому, в случае довольно частых периодов работы
Дальнейшие расчетно-теоретические исследо-
дизеля на таких режимах в течение 5…10 минут, СФ
вания процесса термокаталитической регенерации
не нужна принудительная регенерация.
необходимо направить на оптимизацию условий
о
При 350 С сажа интенсивно выгорает на ката-
протекания принудительной регенерации с учетом
литическом покрытии с концентрацией кислорода
таких факторов, как концентрация кислорода, расход
9,9…11,4 %. Длительная работа двигателя на таких
газов, масса накопленной сажи и теплофизические
режимах обеспечит работу фильтра без существен-
свойства фильтрующего материала. Такие исследо-
ной его загрузки и режим авторегенерации ФЭ. В
вания позволят минимизировать затраты мощности
таком режиме работы СФ не требуются затраты до-
на прогрев ОГ и ФЭ с учетом обеспечения термиче-
полнительной мощности для принудительной реге-
ской стойкости материала фильтра.
нерации, что улучшает экономичность дизеля, обо-
регенерации ФЭ дизельного СФ на базе математиче-
рудованного системой улавливания ТЧ.
На
режимах
полного
нагружения
Исследования процесса термокаталитической
дизеля
о
ской модели выгорания сажи в слое ФЭ с одной сто-
6Ч 12/14 температура ОГ может достигать 500 С,
роны раскрывают влияние характеристик дизеля на
что с запасом перекрывает диапазон каталитического
степень регенерации, с другой – результаты модель-
воспламенения сажи для различных катализаторов.
ных исследований позволяют прогнозировать пове-
Хотя на режимах повышенной нагрузки концентра-
дение фильтра в реальных условиях эксплуатации
ции кислорода ниже, чем на режимах частичной на-
двигателя.
грузки, скорость выгорания очень велика. Высокая
скорость выгорания способствует быстрому прогреву слоя ФЭ и ОГ до температур 600…650 оС.
Процесс термокаталитической регенерации СФ
на режимах полного нагружения протекает интенсивно: за 90 секунд выгорает 80…99 % сажи на катализаторе. Кратковременные нагрузки на двигатель в
течение 2…3 минут позволяют наиболее полно регенерировать ФЭ. Опасным для таких процессов является длительная работа дизеля на режимах частичных нагрузок и холостого хода, приводящая к значительному накоплению сажи в слое, что при регене-
Список литературы
1. Johnson T. V. Diesel Emission Control in Review // SAE
Techn. Pap. Ser. – 2000. – № 2000-01-0184. – P. 23 – 39.
2. Particulate Trap Selection for Retrofitting Vehicle Fleets
Based on Representative Exhaust Temperature Profiles / A.
Mayer, P. Nothiger, R. Zbinden, R. Evequoz // SAE Techn.
Pap. Ser. – 2001. – № 2001-01-0187. – P. 65 – 77. 3. Шеховцов Ю.И., Заиграев Л.С. Математическая модель
выгорания твердых частиц в структуре дизельного
сажевого фильтра // Авиационно-космическая техника
и технология. – 2003. – № 7/42. – С. 16 – 19.
рации способствует возникновению значительных
перепадов температур, разрушению материала ФЭ и
изменению свойств катализатора.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
59
Рабочие процессы в ДВС
УДК 621.43.019.001
В.В. Душко, инж.
РАСЧЕТНЫЙ МЕТОД ОЦЕНКИ ПЕРИОДА ЗАДЕРЖКИ САМОВОСПЛАМЕНЕНИЯ
ТОПЛИВА В ЦИЛИНДРЕ ДИЗЕЛЬНОГО ДВИГАТЕЛЯ
Предпламенные процессы в судовых дизелях
зической основе влияния энергетического состояния
занимают малый отрезок времени но, именно эти
воздушного заряда на воспламеняемость различных
процессы оказывают существенное влияние на каче-
топлив, отличающихся по концентрации цетана, ме-
ство и динамику рабочего процесса. Период задерж-
танола, Н-Бутана, -метилнафталина и др. Основной
ки воспламенения і является параметром, позво-
задачей данной модели был учет возможно большего
ляющим косвенно определять токсичность и эконо-
количества факторов (в частности свойств топлива и
мичность двигателя.
качества топливоподготовки), влияющих на і.
В настоящее время измерительная техника по-
В модели на задержку воспламенения оказыва-
зволяет получить довольно точные значения парамет-
ют влияние: закономерность подачи топлива в ци-
ров рабочего процесса дизеля, в том числе и по пе-
линдр и его параметры при впрыске, энергетическое
риоду задержки воспламенения. Разработка же мате-
состояние воздушного заряда, смесеобразование и
матической модели для расчета этого параметра яви-
химическая стабильность топлива, связанная с пре-
лась бы удобным инструментом анализа влияния раз-
вращением углеводородов, их способностью к рас-
личных факторов (таких как качество распыливания
паду, преобразованию и окислению в предлагаемый
топлива, его состав, параметры и качество топливо
период. Как следствие, і есть функция многих пере-
подготовки, а так же параметры воздушного заряда и
менных и не может быть описана одним уравнением.
пр.) на качество рабочего процесса с целью повыше-
В общем виде, исходя из диффузионной теории,
ния экономичности и экологичности работы дизеля.
Данная проблема разработана многими иссле-
продолжительность задержки воспламенения запишется уравнением [1, 6]:
дователями, такими как Ищук Ю.Г. [1, 2], Семенов
В.С. [3], Сомов В.А. [4, 5], Свиридов Ю.Б. [6] и др..
Так, например, в работе Семенова решаются задачи
обобщения опытных исследований , проведенных на
реальных судовых двигателях. Используются такие
i ф х ,
где ф и х – физическая и химическая составляющие задержки воспламенения.
В свою очередь, ф состоит из двух слагаемых
ф исп см ,
параметры как ход поршня, диаметр цилиндра, частота вращения коленчатого вала, угол опережения
подачи топлива, температура и давление наддувоч-
(1)
(2)
где исп и см – продолжительность испарения и
процесса смесеобразования.
ного воздуха. Во всех работах проведены разносто-
По представлению Ю.Б. Свиридова [6] первые
ронние исследования данного вопроса и предложены
реакции окисления паров углеводородов должны
разнообразные формулы для расчета i. Недостатком
начинаться в богатых, не очень горячих зонах, а пер-
большинства расчетных схем является узкий круг
вый очаг воспламенения рождается в том стехиомет-
исходных параметров, влияющих на период задерж-
рическом слое, где наибольшие температуры.
ки самовоспламенения топлива.
Предлагаемый метод расчета і построен на фи-
60
Эти условия записываются системой уравнений
(3, 4).
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
0 – коэффициент теплопередачи от воздуха к
lф
ф lф2
/ U ф dlф ,
(3)
0
капле топлива;
где lф – длина топливного факела;
в – коэффициент теплопроводности воздуха;
Uф – распределение скоростей частиц в топлив-
– комплексный показатель;
ном факеле.
Мт, Мсм – молекулярные массы топлива и смеси
х (const / р0 )
nm
е
Ea
RTв
соответственно;
(4)
,
где nm, const – показатели топлива;
см
- критическое давление и температура
ркр
, Т см
кр
топлива в смеси;
р0 – давление окружающей среды;
х – толщина поверхностного слоя топливной
Еа – энергия активации топлива;
Тв – температура воздуха в цилиндре двигателя.
струи, в которой идет смешение топлива с воздухом;
Анализируя особенности горения распыленных
z – число парных столкновений молекул кисло-
топлив, можно сделать вывод о том, что в условиях
дизеля допустимо принимать цикл с мгновенным
сгоранием подготовленной смеси, что позволяет [1]
рекомендовать простые решения представленных
уравнений (5, 6, 7 и 8):
исп
рода с молекулами углеводородов;
– переходный коэффициент от логарифмов к
реальным скоростям химических реакций;
сх – показатель скорости химических реакций,
зависящий от физико-химических свойств топлива,
ст d к т (Т кр Т о )
3 о 2Т с (Т о Т кр )
см 6,367 10
7
2
в см
пр х
см
Т пр
(S ) см
,
(5)
,
(6)
определяемый по формуле (7);
ЦЧ – цетановое число.
Уравнения (5), (6) и (7) являются исходными
для расчета продолжительности периода задержки
воспламенения i различных топлив в современных
х 1,29 10 2 vсх zi
1
e
Eа
RTc
(7)
,
топлива в цилиндр.
сх 7,43 10 6 ( ЦЧ ) 2
1,123 10
3
( ЦЧ ) 20,75 10
дизелях, но без учета продолжительности подачи
(8)
2
,
Изложенная методика в совокупности с современными вычислительными средствами предостав-
где ст – теплоемкость топлива;
ляет возможность, как оперативно оценивать влия-
dк – диаметр капли топлива;
ние внешних факторов (характеристики топлива,
т , в , см
пр
– плотность топлива, воздуха в ка-
наддувочного воздуха и пр.) на период задержки са-
мере сгорания, приведенная плотность смеси паров
мовоспламенения топлива, так и определять опти-
топлива с воздухом, соответственно;
мальные параметры работы дизеля. Уточнив данную
(S)см – концентрационная плотность смеси воздуха с топливом;
см
Т0, Ткр, Тс, Т пр
– температуры: воздуха (началь-
ная); критическая перед воспламенением топлива;
сжатого воздуха в цилиндре; приведенная температура смеси топлива и воздуха;
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
модель для конкретных условий, появляется возможность анализировать взаимное влияние различных методов оптимизации рабочего процесса, таких
как добавление воды в топливо (рис. 1) или повышение дисперсности топлива при его распыливании
(рис. 2).
61
Рабочие процессы в ДВС
из рисунка уменьшение диаметра капли топлива не-
2.0E-03
i, сек
избежно ведет к уменьшению i, независимо от того
1.6E-03
каким путем достигнуто это уменьшение. В данном
случае противовесом уменьшению среднего диаметра капли является нелинейный рост напряженности в
1.2E-03
деталях топливной аппаратуры.
Для подтверждения работоспособности разра-
8.0E-04
0
5
ДМХ
10
Л
15 W, % 20
ДТ
Ф5
ботанной схемы был выполнен ряд экспериментов на
дизеле 4Ч17,5/24. При работе двигателя на холостом
Рис. 1. Влияние содержания воды в топливе
на период задержки самовоспламенения:
ДМХ – дистиллятное топливо; Л – дизельное летнее
топливо; ДТ – моторное топливо; Ф5 – мазут
флотский
ходу и нагрузках в 12 и 17,5 кВт с частотой вращения 750 ±3 об/мин изменялась температура впрыскиваемого топлива. Диапазон изменения температур
стенки для трубопровода высокого давления был в
пределах 300-500 К. При настройке расчетной схемы
на данный дизель, разница в полученных результатах
составляла не более 15%. Такую разницу в результатах можно объяснить влиянием общей массы впрыснутого топлива и зависимостью характера впрыска
от температуры. На рис. 3 приведены диаграммы
рабочего процесса дизеля при температурах трубопровода высокого давления Тном=300К и Тподогр=430К.
Рис. 2. Влияние дисперсности распыленного
дизельного топлива на период задержки
самовоспламенения
Как видно из рисунка при повышении температуры
Расчеты проводились применительно к двига-
однако максимальное давление и скорость нараста-
телю 6ДКРН 42/136 – 10 (аналог 6L42МС фирмы
впрыскиваемого топлива начало впрыска более
позднее по сравнению с нормальной температурой,
ния давления меньше.
MAN B&W). Так при впрыске водотопливной эмульсии с содержанием воды до 20% период задержки
возрастает в среднем на 9-12%. Возрастание i на
этом участке носит близкий к линейному характер.
Одним из путей нейтрализации увеличения i служит
некоторое увеличение степени сжатия в дизеле. Другая характеристика топлива при впрыске – это степень дисперсности, которая непосредственно зависит
от давления нагнетания, температуры впрыскиваемого топлива, а так же особенностей распылителя форсунки. На рис. 2 представлена зависимость периода
задержки самовоспламенения от среднего диаметра
капель впрыснутого в цилиндр топлива. Как видно
62
Рис. 3 Индикаторные диаграммы дизеля 4Ч17,5/24
в зависимости от температуры подогрева
трубопровода высокого давления:
Тном – температура топлива высокого
давления 300 К; Тподогр – температура топлива
высокого давления 430 К
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
Приведенные примеры наглядно показывают,
лей. – М.: Транспорт, 1977. – 182 с. 4. Сомов В.А.,
что период задержки самовоспламенения топлива
Ищук Ю.Г. Судовые многотопливные двигатели. –
есть функция, зависящая от многих параметров. Учет
Л.: Судостроение, 1984. – 240 с. 5. Лебедев О.Н.,
и изучение возможно большего количества факто-
Сомов В.А. Водотопливные эмульсии в судовых дизе-
ров, влияющих на i, позволит определить ее вели-
лях. – Л.: Судостроение, 1988. – 108 с. 6. Свири-
чину в связке с оптимальными параметрами впрыска.
дов Ю.Б. Принципы построения обобщенной теории
Список литературы
сгорания в дизелях // Двигателестроение. – 1980. –
1. Ищук Ю.Г. Топливо и полнота его сгорания в су-
№ 11. – С. 10 – 15. 7. Капустин В.В. Проблема управ-
довых дизелях. – Л.: Судостроение, 1985. – 100 с. 2.
ления предпламенными процессами в дизелях // Мо-
Ищук Ю.Г. Интенсификация процесса сгорания то-
делирование приборов и техпроцессов: Сб. тр. Ме-
плива в судовых дизелях. – Л.: Судостроение, 1987. –
ждунар. науч.-техн. конф. – М.: МГАПИ, 2001. –
54 с. 3. Семенов В.С. Теплонапряженность и долго-
Т. 3. – C. 110 – 113.
вечность цилиндропоршневой группы судовых дизе-
УДК 621.436.068
П.Е. Куницын, канд. техн. наук, Н.А. Шевченко, инж., А.Ф. Доровской, инж.,
А.Г. Крушедольский, канд. техн. наук
ПУТИ УЛУЧШЕНИЯ ЭКОЛОГИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ РАБОТЫ
ДВУХТАКТНОГО ДИЗЕЛЬНОГО ДВИГАТЕЛЯ ТИПА 6ТД С РЕГУЛИРУЕМЫМ
ДАВЛЕНИЕМ НАДДУВА
Охрана окружающей среды является одной из
В данной работе предлагаются к рассмотрению
наиболее актуальных проблем, стоящих перед чело-
результаты экспериментальной проверки эффектив-
вечеством. На загрязнение атмосферы вредными вы-
ности конструкторских мероприятий, направленных
бросами значительная доля приходится на транс-
на снижение оптической плотности выпускных газов
портные средства. Поэтому при проектировании и
двухтактного дизельного двигателя типа 6ТД с гори-
эксплуатации транспортных средств в настоящее
зонтально расположенными цилиндрами и противо-
время, наряду с их экономической эффективностью,
положно движущимися поршнями и регулируемым
экологические показатели играют важную роль. Это
давлением наддува.
применительно и к спецмашинам, которые создают-
Для снижения оптической плотности выпуск-
ся и эксплуатируются в интересах Министерства
ных газов при пуске и на переходных режимах в КП
обороны Украины.
ХКБД реализованы следующие конструкторские
В Казённом предприятии "Харьковское конструкторское бюро по двигателестроению" этому вопросу уделяется большое внимание.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
мероприятия:
– в регуляторе установлен механизм отрицательной коррекции, обеспечивающий уменьшенную
63
Рабочие процессы в ДВС
Приведенные примеры наглядно показывают,
лей. – М.: Транспорт, 1977. – 182 с. 4. Сомов В.А.,
что период задержки самовоспламенения топлива
Ищук Ю.Г. Судовые многотопливные двигатели. –
есть функция, зависящая от многих параметров. Учет
Л.: Судостроение, 1984. – 240 с. 5. Лебедев О.Н.,
и изучение возможно большего количества факто-
Сомов В.А. Водотопливные эмульсии в судовых дизе-
ров, влияющих на i, позволит определить ее вели-
лях. – Л.: Судостроение, 1988. – 108 с. 6. Свири-
чину в связке с оптимальными параметрами впрыска.
дов Ю.Б. Принципы построения обобщенной теории
Список литературы
сгорания в дизелях // Двигателестроение. – 1980. –
1. Ищук Ю.Г. Топливо и полнота его сгорания в су-
№ 11. – С. 10 – 15. 7. Капустин В.В. Проблема управ-
довых дизелях. – Л.: Судостроение, 1985. – 100 с. 2.
ления предпламенными процессами в дизелях // Мо-
Ищук Ю.Г. Интенсификация процесса сгорания то-
делирование приборов и техпроцессов: Сб. тр. Ме-
плива в судовых дизелях. – Л.: Судостроение, 1987. –
ждунар. науч.-техн. конф. – М.: МГАПИ, 2001. –
54 с. 3. Семенов В.С. Теплонапряженность и долго-
Т. 3. – C. 110 – 113.
вечность цилиндропоршневой группы судовых дизе-
УДК 621.436.068
П.Е. Куницын, канд. техн. наук, Н.А. Шевченко, инж., А.Ф. Доровской, инж.,
А.Г. Крушедольский, канд. техн. наук
ПУТИ УЛУЧШЕНИЯ ЭКОЛОГИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ РАБОТЫ
ДВУХТАКТНОГО ДИЗЕЛЬНОГО ДВИГАТЕЛЯ ТИПА 6ТД С РЕГУЛИРУЕМЫМ
ДАВЛЕНИЕМ НАДДУВА
Охрана окружающей среды является одной из
В данной работе предлагаются к рассмотрению
наиболее актуальных проблем, стоящих перед чело-
результаты экспериментальной проверки эффектив-
вечеством. На загрязнение атмосферы вредными вы-
ности конструкторских мероприятий, направленных
бросами значительная доля приходится на транс-
на снижение оптической плотности выпускных газов
портные средства. Поэтому при проектировании и
двухтактного дизельного двигателя типа 6ТД с гори-
эксплуатации транспортных средств в настоящее
зонтально расположенными цилиндрами и противо-
время, наряду с их экономической эффективностью,
положно движущимися поршнями и регулируемым
экологические показатели играют важную роль. Это
давлением наддува.
применительно и к спецмашинам, которые создают-
Для снижения оптической плотности выпуск-
ся и эксплуатируются в интересах Министерства
ных газов при пуске и на переходных режимах в КП
обороны Украины.
ХКБД реализованы следующие конструкторские
В Казённом предприятии "Харьковское конструкторское бюро по двигателестроению" этому вопросу уделяется большое внимание.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
мероприятия:
– в регуляторе установлен механизм отрицательной коррекции, обеспечивающий уменьшенную
63
Рабочие процессы в ДВС
цикловую подачу топлива при пуске;
– установлен пневматический корректор подачи
на дымность производилась путём пуска двигателя
электростартером.
Результаты представлены на в табл. 1.
топлива, обеспечивающий ограничение подачи топлива на переходных процессах в зависимости от величины изменения давления наддува;
– в приводе топливных насосов установлен механизм автоматического изменения угла опережения
подачи топлива в зависимости от частоты вращения
Таблица 1. Оценка влияния отрицательной коррекции на дымность
Степень коррекции подачи топлива
Без коррекции
(qц 270 мм3/цикл, hр= 8 мм)
C коррекцией
(qц 100 мм3/цикл, hр= 15 мм)
коленчатого вала двигателя для снижения макси-
C коррекцией
(qц 70 мм3/цикл, hр= 16,5 мм)
мального давления сгорания при уменьшении часто-
C коррекцией
(qц 30 мм3/цикл, hр= 18 мм)
ты вращения коленчатого вала, в результате чего
Из
улучшаются пусковые качества и снижается дымность на холостом ходу.
Испытания проводились на стенде КП ХКБД и
предусматривали оценку дымности выпускных газов
на различных режимах работы: пуск, переменные
режимы, внешняя характеристика. При этом произ-
– частота вращения коленчатого вала, компрессора и турбины;
Выброс чёрного дыма
с хлопьями сажи.
Обычный выброс серого дыма без хлопьев
сажи. Визуально выброс дыма снизился в
3...4 раза.
Пуска нет.
результатов
следует,
что
уменьшение подачи топлива на пуске до величины
25...35% от максимальной снижает выброс дыма в
3...4 раза и не ухудшает пусковые качества двигателя, что свидетельствует об эффективности предложенного конструкторского решения.
водилась запись на плёнку осциллографа следующих
параметров:
полученных
Оценка дымности
Снижение дымности на переменных режимах
Методически влияние коррекции подачи топлива на дымность от величины давления наддува
– давления наддува;
(пневмокоррекция) оценивалась по стандартной ме-
– выхода рейки топливного насоса;
тодике проверки приёмистости: разгон двигателя
– дымности выпускных газов.
путём резкого увеличения подачи топлива от
По результатам осциллографирования оценива-
n=1500 мин-1 (Ne=300 л.с., винтовая характеристика
лась эффективность различной глубины коррекции
гидротормоза) до n=2500 мин-1 (Ne=1000 л.с., внеш-
подачи топлива на дымность, на основании которых
няя характеристика).
отбирались конструкторские решения.
Снижение дымности при пуске
Настройка механизма отрицательной коррекции цикловой подачи топлива производилась на лабораторном стенде для настройки регуляторов. Величина снижения подачи топлива оценивалась по
результатам проверки производительности цилиндрового комплекта топливной аппаратуры при различных положениях рейки топливного насоса. Методически оценка влияния отрицательной коррекции
64
Результаты представлены в табл. 2.
Таблица 2. Влияние коррекции подачи топлива на
дымность
Степень коррекции подачи
топлива
Без пневмокоррекции
C коррекцией, обеспечивающей выход рейки на внешнюю характеристику при
достижении
pк=1,0…1,1 кгс/см2.
C коррекцией, обеспечивающей выход рейки на внешнюю характеристику при
достижении pк=1,4 кгс/см2.
Оценка дымности, время разгона, длительность выброса
1. Выброс чёрного дыма с
хлопьями сажи течение 3 с.
2. Приёмистость = 5,5 с.
1. Обычный выброс серого дыма в течение 3 с. Визуально
дымность снизилась в 2...3 раза.
2. Приёмистость = 6 с.
1. Дымность незначительная в
течение 0,5 с.
2. Приёмистость = 12 с.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
Рис. 1. Дымность и ход рейки при разгоне дизеля по винтовой характеристике
с различной настройкой пневмокорректора:
- без пневмокорректора;
- с регулировкой пневмокорректора на pк=1,1 кгс/см2;
- с регулировкой пневмокорректора на pк=1,4 кгс/см2
Изменение основных параметров при разгоне
приведено на графиках рис. 1.
Из приведенных результатов следует, что путём
настройки пневмокорректора можно в 2…3 раза снизить дымность на переходных режимах практически
без ущерба для приёмистости двигателя. Предпочтительной является настройка пневмокорректора на выход рейки на внешнюю характеристику при давлении
наддува 1,0…1,1 кгс/см2, что обеспечивает работу двигателя на режиме крутящего момента (n=1600 мин-1)
без ограничения подачи топлива (см. рис. 2).
Таким образом, конструктивная доработка регулятора механизмом отрицательной коррекции при
пуске и пневмокорректором для работы на перемен-
Рис. 2. Изменение хода реек топливных насосов
по внешней характеристике:
- до внедрения мероприятий;
- после внедрения мероприятий
ных режимах обеспечивает устранение замечаний по
Таким образом, стендовые испытания подтвер-
дымности, имевшие место при испытаниях двигателя
дили эффективность введенных конструкторских
в объекте.
мероприятий по снижению дымности выпускных
Рекомендуемый закон изменения хода рейки
газов.
топливного насоса от частоты вращения по внешней
характеристике приведен на рис. 2.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
65
Рабочие процессы в ДВС
УДК 621.436.052
Н.К. Рязанцев, д-р техн. наук, Ю.А. Анимов канд. техн. наук
УЧЁТ ЭКСПЛУАТАЦИОННОГО ЗАГРЯЗНЕНИЯ ЦЕНТРОБЕЖНОГО
КОМПРЕССОРА НАДДУВА ПРИ СОГЛАСОВАНИИ ЕГО ХАРАКТЕРИСТИК С
РАСХОДНЫМИ ХАРАКТЕРИСТИКАМИ БЫСТРОХОДНОГО ДВУХТАКТНОГО
ТРАНСПОРТНОГО ДИЗЕЛЯ
В процессе длительной эксплуатации турбо-
Проблема рассогласования характеристик дизе-
поршневых двигателей различного назначения во
ля и агрегатов наддува из-за загрязнения проточной
многих из них наблюдается загрязнение проточной
части последних присуща турбопоршневым двигате-
части компрессора системы наддува веществами,
лям различного назначения (судовым, тепловозным
содержащимися в засасываемом воздухе, приводя-
и т.д.) и отмечается во многих публикациях, напри-
щее к рассогласованию характеристик поршневой
мер [2, 3 и др.], однако отсутствуют достаточно на-
части двигателя и компрессора. Особенно это ярко
дёжные расчётные методы учёта влияния эксплуата-
выражено у двигателей с вентиляцией картера через
ционного загрязнения проточной части на характе-
компрессор.
ристики компрессора при его проектировании. Это
В двухтактных дизелях наземных транспорт-
объясняется многообразием факторов, участвующих
ных машин (НТМ) для эффективного удаления газов
в процессе загрязнения: концентрация в воздухе
из картера применяется закрытая система вентиля-
продуктов загрязнения, их состав, температура по-
ции картерных полостей, при которой картерные
верхностей проточной части и скорость воздуха при
газы, пройдя через специальный маслоотделитель,
их обтекании, конструктивные параметры компрес-
поступают в воздухозаборный патрубок компрессо-
сора и др.
ра. Неотсепарированные частицы масла и продуктов
Так, в работе [3] предлагается определять коли-
неполного сгорания топлива, попадая в проточную
чество отложений в любом сечении центробежного
часть компрессора, оседают в ней, уменьшая про-
компрессора с помощью зависимости:
ходное сечение и увеличивая шероховатость обтекаемых воздухом поверхностей, вследствие чего изменяется характеристика компрессора - происходит
смещение её в сторону меньших расходов воздуха и
снижается к.п.д. Опыт эксплуатации форсированных
дизелей НТМ показывает, что при использовании
специальных моторных масел [1], содержащих различные присадки, в том числе, антиокислительные и
моющие, проходные сечения газовоздушного тракта
дизеля после компрессора остаются практически
неизменными в течение длительной работы. Таким
образом, при неизменной гидравлической (расходной) характеристике дизеля и смещённой характеристике загрязнённого компрессора наступает их рассогласование.
66
Gотл D м W E
bк
Dк2 э ,
tк
(1)
где D м – удельное содержание примесей в засасываемом воздухе;
W- скорость течения воздуха на диаметре Dk;
E- улавливающая способность профиля лопатки;
bк , t к - соответственно высота лопатки колеса
(br) или диффузора (b3) и шаг решётки;
Э – время эксплуатации.
Зависимость (1) можно использовать только
лишь для приблизительной качественной оценки
процесса загрязнения проточной части, для количественной же оценки она непригодна по ряду причин.
Так, в соответствии с этой зависимостью количество
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
отложений растёт пропорционально времени экс-
зависимость количества отложений от концентрации
плуатации компрессора. В действительности же, как
примесей в воздухе. Однако, опыт эксплуатации
указывает и сам автор [3], и опыт эксплуатации ди-
двухтактных дизелей НТМ показывает, что при дос-
зелей НТМ, интенсивность роста отложений различ-
таточно большом содержании моторного масла в
на в течении эксплуатации двигателя и в определён-
воздухе (около 0,05 г/кг воздуха и более) вообще не
ный момент толщина слоя отложений стабилизиру-
наблюдается загрязнения проточной части компрес-
ется.
сора.
В частности, в [3] отмечается, что у судовых ди-
Обобщая результаты работы эксперименталь-
зелей наиболее интенсивный рост отложений в про-
ных исследований загрязнённых компрессоров судо-
точной части компрессоров наблюдается в первые
вых дизелей автор [3] приводит формулу для оценки
50…100 часов работы, а стабилизация толщины слоя
влияния загрязнения проточной части на к.п.д. ком-
отложений происходит для компрессоров с К 1,5
прессора:
на уровне отл = 2…2,5 мм, с К 2,0 – на уровне
к
отл = 1,0…1,5 мм. В той же работе приводится и
к
к
(1 А' ш ) (1 А'' отл ) ,
гр .
комментарий к процессу стабилизации слоя отложегде ш
ний. Отложившиеся на поверхности проточной части
частицы находятся под воздействием давления воз-
отл
жения на поверхности отложений. Вначале силы
А'
мере нарастания слоя отложений на поверхности
силы сцепления между частицами (силы когезии)
уменьшения площади проходного сечения увеличивается, потому при определённой толщине слоя от-
отл
- относительная
tд
толщина слоя
отложений;
верхностью (адгезия) превосходят силы сдвига. По
уменьшаются, а скорость течения потока вследствие
ш
- относительная шероховатость
tд
слоя отложений в диффузоре;
душного потока, вызывающего сдвигающие напря-
сцепления между частицами и металлической по-
(3)
чист.
bз
7,3
;
sin
tд e з
А'' 6
bз
tд
и показывает, что при реально встречающейся
относительной шероховатости слоя отложений в
диффузоре ш =(40…60)10-4 максимальная величи-
ложений наступает равновесие между силами коге-
на к.п.д. компрессора на ветви К = f(GПР) при
зии и силами сдвига. Попадающие на такой слой
U
частицы уже не удерживаются силами сцепления,
поток воздуха сдувает их.
пр
= const снижается при загрязнении на 6…9%.
Применяя эту формулу, например, к компрессору
дизеля 6ТД-1 с bЗ=12 мм, tД=43 мм, ЗЛ=160, снижение
Учёт условий стабилизации слоя отложений в
лопаточном диффузоре, как основном элементе проточной части, определяющим протекание характери-
максимального значения к.п.д. при отл =0,4 мм и
ш =4010-4 должно составлять около 6,5%. В действи-
стики компрессора, автор [3] предлагает осуществ-
тельности же при стабилизировавшемся загрязнении
лять зависимостью:
проточной части ( отл =0,4 мм) максимальное значе-
Gотл Аотл Gк D м E д E
1 Ед
где Аотл 0
д
,
(2)
ние к.п.д. компрессоров двухтактных дизелей НТМ
уменьшается не более, чем на 1,5…2 %.
, а 0 – постоянная времени.
Как и (1), выражение (2) устанавливает прямую
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Всё вышесказанное говорит о том, что обобщения результатов исследований по оценке влияния
67
Рабочие процессы в ДВС
загрязнения компрессора на его характеристики кор-
При загрязнении компрессора (в рассматриваемом
ректны лишь для определённой группы дизелей, од-
примере максимальная толщина отложений на стен-
нотипных по конструкции и условиям эксплуатации.
ках диффузора около 0,4 мм) из-за уменьшения про-
Так как силы сцепления частиц с металличе-
ходного сечения канала диффузора максимальная
ской поверхностью возрастают с увеличением тем-
производительность компрессора уменьшается, а
пературы последней [1, 3], то наибольшие отложения
граница помпажа вследствие увеличения угла атаки
и, соответственно, потери по проточной части ком-
на входе в диффузор смещается в сторону меньших
прессора наблюдаются в элементах за рабочим коле-
расходов воздуха.
сом - безлопаточном и лопаточном диффузорах, что
Смещение всей характеристики компрессора в
наглядно подтверждается экспериментальными ха-
сторону меньших расходов воздуха приводит, как
рактеристиками механически связанного с коленва-
показывает рис. 1, к существенному уменьшению его
лами компрессора дизеля 6ТД-1 (рис. 1), определён-
степени повышения давления (4%) и к.п.д. (5%) по
ными после 60-часовой эксплуатации и последую-
линии рабочих режимов внешней характеристики
щей поэлементной промывки проточной части.
дизеля (и ещё большему при частичных нагрузках),
что, естественно, отрицательно отражается на технико-экономических показателях дизеля.
Рассматривая графики рис. 1, можно заметить,
что максимальные значения К и К на ветвях характеристик загрязнённого и чистого компрессора мало
(не более чем на 1,5%) отличаются друг от друга, и
это отличие можно объяснить влиянием шероховатости слоя отложений в загрязнённом компрессоре.
Механизм образования отложений в проточной
части компрессора может быть представлен следующим образом. Мелкие дисперсные частицы масла, попадающие в компрессор с картерными газами,
соударяясь с поверхностью проточной части, деформируются и растекаются по ней. Как показали наши
лабораторные исследования, если в воздух на входе в
компрессор подавать только одно масло в количестве
Рис. 1. Характеристики компрессора дизеля 6ТД-1
при U2ПР. = 415 м/с:
1 - загрязнённая проточная часть после 60 часов
эксплуатации; 2 - с промытым рабочим колесом
(РК); 3 - с промытым (РК) и лопаточным диффузором (ЛД); 4 - с промытым РК, ЛД и воздухосборной
улитой (чистая проточная часть)
(50…70) г/час
(среднестатистическое
количество
масла, неотсепарированного в маслоотделителе системы вентиляции картера), то в процессе длительной
работы поверхности проточной части остаются покрытыми очень тонкой масляной плёнкой. Приме-
Максимальная производительность компрессо-
няемые в дизельных НТМ моторные масла разлага-
ра определяется проходным сечением горловины
ются с образованием лака и нагара лишь при темпе-
межлопаточного канала диффузора, а граница пом-
ратурах выше 240 0C [1].
пажа - углами атаки потока на входе в диффузор.
68
При подмешивании к воздуху только одних отДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
работавших газов (50…70 м3/час) без масла поверхности проточной части покрываются тонким слоем
где а3 - ширина горла канала диффузора, которая приближённо равна
сажи толщиной менее 0,1 мм, легко удаляемым с
поверхности и не оказывающим заметного влияния
a3 t д sin 3 л .
Так, для компрессора дизеля 6ТД-1 величина
на характеристики компрессора.
Если же в воздух одновременно подмешивать
масло
(50…70 г/час)
и
отработавшие
газы
(50…70 м3/час), то поверхности проточной части
G max гр. в соответствии с (4) равна 0,847, что доста-
точно хорошо совпадает с экспериментальными данными (рис. 1).
компрессора покрываются плотным, трудно удаляе-
Если рабочий диапазон характеристик спроек-
мым слоем отложений, аналогичных по составу экс-
тированного компрессора по расходу воздуха охва-
плуатационным. То есть попадающие в масло части-
тывает такое изменение максимальной производи-
цы продуктов неполного сгорания топлива увеличи-
тельности, то в процессе эксплуатации дизеля неко-
вают вязкость слоя отложений и служат очагами его
торое снижение К и К будет происходить только за
затвердевания.
счёт влияния шероховатости слоя отложений в про-
При подаче с картерными газами большего ко-
точной части. Это наглядно демонстрируют графики
личества масла (200…250 г/час) движущийся по всей
рис. 2, изображающие изменение степени повыше-
поверхности проточной части слой масла уносит с
ния давления компрессора на номинальном режиме
собой оседающие частицы. Это явление использует-
работы при эксплуатации дизелей НТМ в течение
ся для стабилизации параметров наддува и лучшей
300 часов. (Все приведенные на рис. 2 дизели имеют
приработки ЦПГ при стендовой 10-часовой обкатке
механическую связь с агрегатами системы наддува –
новых дизелей.
компрессором и турбиной). Так, у дизелей 3ТД-1
Очевидно, что силы сцепления частиц с метал-
(Кн=1,95) и 5ТДФ (Кн=2,75), компрессоры которых
лической поверхностью зависят от начальной шеро-
имеют рабочий диапазон характеристик по расходу
ховатости последней. Этим можно объяснить отно-
воздуха
сительно небольшую толщину слоя отложений на
полированных (шероховатость 0,4 мкм) поверхно-
G пр
Gпр. max при 0,95
max
Gпр. уст
1
стях проточных частей компрессоров двухтактных
дизелей НТМ различного уровня форсирования, которая не превышает в процессе их эксплуатации
более 0,3 изменение номинальной величины степени
повышения давления незначительно (до 1,5%), а у
0,4 мм. Приняв эту толщину слоя отложений в каче-
более форсированных дизелей 6ТД-1 (Кн=3,35) и
стве предельной величины и считая пропускную
6ТД-2 (Кн=3,8) вследствие меньшего диапазона ха-
способность диффузора приблизительно пропорцио-
рактеристик компрессоров ( G пр 0,2 ) наблюдает-
нальной изменению проходного сечения горла его
межлопаточного канала (fr), уменьшение максимальной производительности компрессора при загрязнении его проточной части можно определить как:
G max гр. f r
(b3 2 отл.пр )
(a3 2 отл.пр )
a3 b3
ся значительное уменьшение Кн, обусловленное, как
было показано выше, рассогласованием характеристик компрессора и дизеля. Следует заметить, что
интенсивное снижение Кн происходит в течение
(a3 0,8) (b3 0,8)
a3 b3
первых 40…60 часов эксплуатации дизеля, причём,
,
(4)
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
чем выше абсолютная величина Кн, соответственно
температура наддувочного воздуха ТК, тем раньше
69
Рабочие процессы в ДВС
происходит рассогласование характеристик, что объ-
Выводы
ясняется большей скоростью образования отложений
Эксплуатационное
загрязнение
компрессора
в проточной части компрессора. Всё это хорошо со-
наддува приводит к рассогласованию его характери-
гласуется с данными автора [3].
стик с расходными характеристиками двухтактного
дизеля НТМ, сопровождающемуся снижением к.п.д.
компрессора в диапазоне рабочих режимов.
Встречающиеся в публикациях обобщения по
оценке влияния загрязнения компрессоров наддува
на их характеристики справедливы только для определённой группы дизелей, однотипных по конструкции и условиям эксплуатации.
Рис. 2. Изменение номинальной величины
степени повышения давления компрессора
в течении 300-часовой
эксплуатации дизеля НТМ
Учитывая стабилизационный характер образования отложений в проточной части, предложена
методика для определения требуемого диапазона
Как было показано в работе [4], для высокофорсированных двухтактных дизелей НТМ с меха-
характеристик по расходу воздуха проектируемого
компрессора наддува двухтактного дизеля НТМ.
ническим турбонаддувом настройка центробежного
компрессора на безпомпажную работу в эксплуатационном диапазоне режимов должна осуществляться
Список литературы
на номинальном скоростном режиме. С учётом (4),
1. Рязанцев Н.К. Конструкция форсированных дви-
для обеспечения экономичной работы дизеля НТМ в
гателей наземных транспортных машин: Уч. посо-
течение всего периода эксплуатации рабочий диапа-
бие. – Ч. 2. – Харьков: ХГПУ, 1996. – 388 с. 2. Кам-
зон характеристик компрессора по расходу воздуха
кин С.В. Газообмен и наддув судовых дизелей. – Л.:
на номинальном скоростном режиме работы должен
Судостроение, 1972. – 200 с. 3. Межерицкий А.Д.
быть не менее:
Турбокомпрессоры систем наддува судовых дизелей.
G пр К у (G н. х. 1) (1 G maх
G пр. К у G н.х.
гр. )
(a 0,8) (b3 0,8)
,
3
a3 b3
– Л.: Судостроение, 1986. – 248 с. 4. Рязанцев Н.К.,
или
Анимов Ю.А. Согласование характеристик двух(5)
где К у – принимаемый запас устойчивости
компрессора;
тактного транспортного дизеля и компрессора
системы наддува по обеспечению устойчивой работы компрессора // Вісник інженерної академії України. – 2002. – № 1. – С. 43 – 50.
G н.х. – относительное увеличение расхода воз-
духа по нагрузочной характеристике дизеля при изменении нагрузки от 100% до минимально возможной.
70
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
УДК 621.431
В.А. Жуков, канд. техн. наук
ЗАДАЧА МНОГОФАКТОРНОЙ ОПТИМИЗАЦИИ РЕЖИМОВ ОХЛАЖДЕНИЯ
КОМБИНИРОВАННЫХ ДВС
Введение
- теплоотвод от поверхностей деталей (выну-
Достижение современного уровня надежности
жденной конвекцией с переходом к пузырьковому
двигателей, требуемых экономических и экологиче-
пристеночному кипению на режимах максимальной
ских показателей их работы возможно лишь при ус-
мощности и в наиболее нагретых зонах);
ловии выбора наилучших конструкций его деталей и
- кавитационно-коррозионные
разрушения
узлов и оптимальной и согласованной работы систем
поверхностей деталей, зависящие от химической
двигателя на всех эксплуатационных режимах. В
агрессивности охлаждающих сред;
последнее время традиционно наибольшее внимание
уделялось совершенствованию систем топливоподачи, оптимизации процессов смесеобразования и сго-
- образование отложений на охлаждаемых поверхностях (продукты коррозии, накипь).
Работу системы охлаждения можно охаракте-
рания, при этом недостаточно полно использовались
ризовать рядом параметров, разбив их на следующие
ресурсы конструктивного совершенствования систе-
группы:
мы охлаждения и оптимизации режимов ее работы.
Конструктивные (количество контуров охлаждения, способы подвода и распределения охлаж-
Формулирование проблемы
Для совершенствования работы системы охлаждения с целью повышения надежности двигателей,
улучшения их экономических и экологических показателей необходимо проанализировать процессы,
протекающие в системах охлаждения, параметры,
характеризующие работу системы и их связь с эксплуатационными показателями двигателя (ресурсом,
удельным эффективным расходом топлива, токсичностью отработавших газов и шумностью работы).
Общие положения
дающей жидкости по полостям охлаждения, характерные размеры полостей охлаждения и т.д.); Режимные (количество отводимой теплоты, скорость
циркуляции жидкости, давление в системе, температура жидкости);
Водно-химические (тип и состав теплоносителя, его теплофизические и химические характеристики).
Размеры полостей и каналов зарубашечного
пространства определяются в большинстве случаев
технологическими соображениями.
Для форсированных двигателей наиболее при-
Удельное количество теплоты, отводимое от
емлемой является жидкостная система охлаждения,
двигателя системой охлаждения, составляет на но-
как способная обеспечить требуемый теплосъем с
минальных режимах работы от 12 до 35 %, а с пере-
теплонагруженных деталей.
ходом на долевые нагрузки эти потери еще более
В полостях систем охлаждения при работе дви-
возрастают. Очевидно, что для повышения эффек-
гателя протекают, оказывая взаимное влияние сле-
тивности двигателей тепловые потери, в том числе, и
дующие процессы:
через систему охлаждения необходимо сокращать.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
71
Рабочие процессы в ДВС
В перспективных системах охлаждения сокра-
накипеобразования. Целью проведенных исследова-
щение тепловых потерь осуществляется за счет по-
ний было создание многофункциональной присадки,
вышения
охлаждающей жидкости.
позволяющей решать не только традиционные зада-
Экспериментальные данные о влиянии повышения
чи защиты, но и способной влиять на процессы теп-
температурного уровня системы охлаждения на ос-
лообмена.
температуры
новные параметры рабочего цикла двигателя, приведенные в работах [2,3], позволяют утверждать, что
высокотемпературное охлаждение может обеспечить
улучшение большинства характеристик двигателя, в
связи с чем, ее можно рассматривать, как одну из
перспективных систем охлаждения ДВС [4]. При
этом недостаточно внимания уделяется обоснованному выбору температуры охлаждающей жидкости и
совершенствованию
водно-химических
Тестирование большого числа веществ позволило выделить поверхностно-активные вещества
(ПАВ) и полимеры, растворимые в воде и этиленгликолевых жидкостях и не конфликтующие с ними, т.е.
не вызывающие вспенивание, расслоение, выпадение
осадка. Данные вещества явились основой для разрабатываемых присадок.
режимам
охлаждения, т.е. составу теплоносителя и его свойст-
Исследование коррозионных свойств теплоносителей
вам.
Проверка защитных свойств разработанных
Результаты исследований
присадок осуществлялась при различных температу-
Целью проводимых исследований является со-
рах теплоносителей двумя методами: гравиметриче-
вершенствование водно-химических режимов охла-
ским и потенциостатическим, что обеспечило досто-
ждения, т.е. создания охлаждающей жидкости, свой-
верность полученных результатов.
ства которой максимально отвечают эксплуатацион-
Присадки эффективно ингибируют коррозион-
ным требованиям: защищают охлаждаемые поверх-
ные разрушения в теплоносителях, не прошедших
ности от кавитационно-коррозионных разрушений и
накипеобразования, а также оптимизируют процесс
теплоотвода от деталей двигателя.
Разработка присадок к охлаждающим жидкостям
Основными теплоносителями жидкостных систем охлаждения являются вода и антифризы различных марок, представляющие, главным образом, сме-
предварительную подготовку и снижают коррозию в
тосолах промышленного производства, содержащих
традиционные присадки. Коэффициент защиты присадками черных металлов составляет 95-98%, для
цветных металлов и сплавов 50-75 %. С повышением
температуры коэффициенты защиты возрастают.
Исследование теплофизических свойств теплоносителей
си воды и этиленгликолевых спиртов. Наиболее дей-
Растворимые высокополимеры и ПАВ, присут-
ственный способ улучшения свойств теплоносителей
ствуя в растворах в малых концентрациях способны
- введение в их состав присадок, состав которых, в
влиять на их теплофизические свойства благодаря
большинстве случаев, не раскрывается производите-
изменению коэффициента поверхностного натяже-
лем. Назначение применяемых присадок - ингибиро-
ния и характера течения в пристеночном погранич-
вание кавитационно-коррозионных разрушений и
ном слое.
72
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Рабочие процессы в ДВС
При использовании в качестве теплоносителя
грева двигателя, уменьшение токсичности отрабо-
воды в условиях конвективного теплообмена при
тавших газов, что подтвердило выводы, полученные
турбулентном режиме течения ламинеризация по-
при расчетных исследованиях.
граничного слоя и увеличение его толщины приводят к снижению коэффициента теплоотдачи на
Заключение
15-25 %. В условиях поверхностного кипения в ре-
Комплексные
исследования
разработанных
зультате уменьшения поверхностного натяжения и
присадок к охлаждающим жидкостям позволяют
образования большего количества пузырьков коэф-
утверждать,
фициент теплоотдачи возрастает на 4-7 % .
химических и эксплуатационных режимов, прежде
что
совершенствование
водно-
Исследования, этиленгликолевых охлаждаю-
всего температуры, обеспечивает решение много-
щих жидкостей, содержащих полимерные присадки,
факторной задачи оптимального охлаждения ДВС.
проведенные в горизонтальной трубе и в контуре,
Оптимизация режимов охлаждения повышает на-
моделирующем зарубашечное пространство двигате-
дежность двигателя за счет эффективной защиты от
ля, подтвердили изменение интенсивности теплооб-
коррозии; повышает экономичность двигателя за
мена.
счет сокращения расхода топлива; улучшает эколо-
При конвективном теплообмене сокращение
гические характеристики двигателя за счет воздейст-
тепловых потерь приводит к повышению среднего
вия на рабочий процесс и снижение токсичности
температурного уровня гильзы цилиндров на 7-10 оС.
отработавших газов.
Проведенные расчеты позволили оценить влияние
«утепления» втулки на ее теплонапряженное состоя-
Список литературы:
ние и протекание рабочего процесса. Изменение ра-
1. Костин А.К., Ларионов В.В., Михайлов Л.И. Тепло-
бочего процесса аналогично тому, что наблюдается
напряженность двигателей внутреннего сгорания:
при повышении температурного уровня охлаждаю-
Справочное пособие. – Л.: Машино-строение, 1979.–
щей жидкости [4].
222 с. 2. Жидкостное охлаждение автомобильных
двигателей
/
А.М. Кригер,
М.Е. Дискин,
Моторные испытания теплоносителей
А.Л. Новенников, В.И. Пикус. – М.: Машинострое-
Моторные испытания, проведенные на базе
ние, 1985. – 176 с. 3. Петриченко Л.М. Системы
бензинового двигателя ВАЗ 2108, подтвердили влия-
жидкостного охлаждения быстроходных двигате-
ние присутствия присадок на процессы теплообмена
лей внутреннего сгорания. – Л.: Машиностроение,
и протекание рабочего процесса.
1975. – 224 с. 4. Теория двигателей внутреннего сго-
В результате испытаний было зафиксировано
снижение расхода топлива на долевых нагрузках и
рания / Под ред. Н.Х. Дьяченко. – Л.: Машиностроение, 1974 – 552 с.
режимах холостого хода, сокращение времени про-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
73
Рабочие процессы в ДВС
УДК 621.431.72.013
С.А. Алёхин, инж., В.И. Пелепейченко, д-р техн. наук, А.Ф. Доровской, инж.,
П.Я. Перерва, канд. техн. наук , Д.Ю. Бородин, канд. техн. наук
АНАЛИЗ ВЛИЯНИЯ УГЛА ЗАКРУТКИ ВПУСКНОГО ОКНА НА ХАРАКТЕР
ТЕЧЕНИЯ ЗАРЯДА В ЦИЛИНДРЕ ТЕПЛОВОЗНОГО ДВУХТАКТНОГО ДИЗЕЛЯ
6ДН В ПЕРИОД ГАЗООБМЕНА
Качество процесса газообмена оказывает боль-
казатели газообмена стала возможным благодаря
шое, а иногда и решающее влияние на индикаторные
использованию разработанной методике математи-
и эффективные показатели двухтактных двигателей.
ческого моделирования рабочего процесса двухтакт-
Это положение общеизвестно и достаточно
ного дизеля [3, 4].
полно обосновано в работах [1, 2], в которых указывается, что определяющее влияние на эффективность
протекания газообмена в двухтактных дизелях оказывает конфигурация и размеры впускных (продувочных) окон цилиндра.
В данной работе ставилась задача расчётным
путём определить влияния угла закрутки впускных
окон (поскольку этот конструктивный показатель
впускных окон в значительной мере определяет уровень параметров газообмена) на внутрицилиндровые
процессы в период продувки и наполнения цилиндра
свежим зарядом
В работе [3] показано, что для тепловозной модификации дизеля 6ДН с охладителем наддувочного
воздуха оптимальный максимальный угол закрутки
впускных окон прямоугольной формы составляет
З=420. При этом угле получены и наилучшие показатели газообмена (см. рис. 1).
Для пояснения физических причин, приводящих к улучшению показателей газообмена при оптимальном угле закрутки впускных окон цилиндра,
был выполнен комплекс расчётных исследований
тепловозного дизеля 6ДН на режиме номинальной
мощности Ne=588 кВт при частоте вращения колен-
Рис. 1. Регулировочные характеристики
тепловозного дизеля 6ДН с ОНВ по максимальному
углу закрутки впускных окон на номинальном режиме n=2200 мин-1 при Ne =588 кВт = const
чатого вала n=2200 мин-1 с различными значениями
Разработанная методика и программа расчёта
максимального угла закрутки впускных окон прямо-
движения заряда в цилиндре двухтактного дизеля
угольной формы З=270, 420 и 570.
типа 6ДН позволяет получить полную информацию
Количественная оценка влияния угла З на по-
74
о состоянии поля скоростей и концентраций остаДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Рабочие процессы в ДВС
точных газов в любой момент времени и в любом
зов в смеси с воздухом по диаметру цилиндра в раз-
сечении цилиндра. Эта информация позволяет сде-
личных его сечениях при продувке.
лать анализ основных закономерностей течения и
установить их количественные характеристики.
Как видно из рис. 2 б, при оптимальном максимальном угле закрутки впускных окон (З=420) прак-
На рис. 2 а, б, в приведены графики, показы-
тически во всей области течения, включая зону вдоль
вающие изменение скорости потока (осевой скоро-
оси цилиндра, осевая составляющая Wz положитель-
сти Wz, тангенциальной W, радиальной Wr) и ло-
на, то есть течение направлено от впускных окон к
кальной массовой концентрации (q) остаточных га-
выпускным.
Рис. 2. Компоненты векторов скорости и доля остаточных газо
в различных сечениях цилиндра тепловозного дизеля 6ДН на номинальном режиме
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
75
Рабочие процессы в ДВС
На рис. 2 в приведены графики, показывающие
пределении локальной концентрации остаточных
локальные параметры потока при увеличенном про-
газов. Явно прослеживается тенденция к сохранению
тив оптимального максимальном угле закрутки впу-
повышенной концентрации остаточных газов (q) в
0
0
скных окон (З=57 вместо 42 ). Из графиков видно,
центре цилиндра при увеличении З против опти-
что в осевой зоне цилиндра возникает обратное те-
мального его значения, а также и в пристеночной
чение газа, т.е. течение от выпускных окон к проду-
зоне при уменьшении З против оптимального.
вочным (Wz<0). Это вредное явление, так как оно
Список литературы
приводит к большим значениям концентрации остаточных газов (q) в центральной зоне цилиндра и
1. Орлин А.С., Круглов М.Г. Комбинированные двух-
уменьшению коэффициента наполнения.
тактные двигатели. – М.: Машиностроение, 1968. –
При уменьшении максимального угла закрутки
576 с. 2. Сладковский Ю.М. Влияние конструкции
впускных окон против оптимального (З=270 вместо
продувочных окон на качество процессов наполнения
420), как это видно из рис.2 а, возникает зона обрат-
цилиндров высокооборотных двухтактных транс-
ных потоков в пристеночной зоне цилиндра вблизи
впускных окон. Это вызывает резкое повышение
концентрации остаточных газов в этой зоне, что также приводит к увеличению коэффициента остаточных газов и, следовательно, уменьшению коэффициента наполнения.
Итак, сравнение графиков, полученных при
различном максимальном угле закрутки впускных
окон по высоте, позволяет оценить влияние интенсивности закрутки воздушного заряда на внутрицилиндровые процессы. Особо заметно различие в рас-
портных двигателей с прямоточной продувкой: Автореф. дис…. канд. техн. наук. – Л.: НИИД, 1973. –
26 с.
3.
Алёхин С.А.
Улучшение
технико-
экономических и токсических характеристик тепловозного дизеля 6ДН путём совершенствования
системы воздухоснабжения: Дис… канд. техн. наук:
05.05.03. – Харьков: КП ХКБД, 2004. – 120 с. 4. Пелепейченко В.И. Улучшение показателей двигателей
внутреннего сгорания на основе совершенствования
локальных характеристик процессов газообмена:
Дис… д-р техн. наук 05.05.03. – Харьков: ХарГАЖТ,
1995. – 310 с.
УДК 621.43.013
З.Х. Керимов, канд. техн. наук
ОСОБЕННОСТИ МОДЕЛИРОВАНИЯ ПОТОКА В ЩЕЛИ КЛАПАНА ПРИ
МАТЕМАТИЧЕСКОМ МОДЕЛИРОВАНИИ ТРЕХМЕРНОГО ПОТОКА ГАЗА В
ЦИЛИНДРЕ ПОРШНЕВОГО ДВИГАТЕЛЯ
Введение
альные затраты на проведение исследовательских
Являясь несравненно более информативными
работ. Получив сильное развитие в последнее деся-
по сравнению с экспериментальными методами ис-
тилетие в связи с большим прогрессом в области
следования, методы математического моделирования
средств вычислительной техники и методов при-
позволяют значительно экономить время и матери-
кладной математики, математические модели стано-
76
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Рабочие процессы в ДВС
На рис. 2 в приведены графики, показывающие
пределении локальной концентрации остаточных
локальные параметры потока при увеличенном про-
газов. Явно прослеживается тенденция к сохранению
тив оптимального максимальном угле закрутки впу-
повышенной концентрации остаточных газов (q) в
0
0
скных окон (З=57 вместо 42 ). Из графиков видно,
центре цилиндра при увеличении З против опти-
что в осевой зоне цилиндра возникает обратное те-
мального его значения, а также и в пристеночной
чение газа, т.е. течение от выпускных окон к проду-
зоне при уменьшении З против оптимального.
вочным (Wz<0). Это вредное явление, так как оно
Список литературы
приводит к большим значениям концентрации остаточных газов (q) в центральной зоне цилиндра и
1. Орлин А.С., Круглов М.Г. Комбинированные двух-
уменьшению коэффициента наполнения.
тактные двигатели. – М.: Машиностроение, 1968. –
При уменьшении максимального угла закрутки
576 с. 2. Сладковский Ю.М. Влияние конструкции
впускных окон против оптимального (З=270 вместо
продувочных окон на качество процессов наполнения
420), как это видно из рис.2 а, возникает зона обрат-
цилиндров высокооборотных двухтактных транс-
ных потоков в пристеночной зоне цилиндра вблизи
впускных окон. Это вызывает резкое повышение
концентрации остаточных газов в этой зоне, что также приводит к увеличению коэффициента остаточных газов и, следовательно, уменьшению коэффициента наполнения.
Итак, сравнение графиков, полученных при
различном максимальном угле закрутки впускных
окон по высоте, позволяет оценить влияние интенсивности закрутки воздушного заряда на внутрицилиндровые процессы. Особо заметно различие в рас-
портных двигателей с прямоточной продувкой: Автореф. дис…. канд. техн. наук. – Л.: НИИД, 1973. –
26 с.
3.
Алёхин С.А.
Улучшение
технико-
экономических и токсических характеристик тепловозного дизеля 6ДН путём совершенствования
системы воздухоснабжения: Дис… канд. техн. наук:
05.05.03. – Харьков: КП ХКБД, 2004. – 120 с. 4. Пелепейченко В.И. Улучшение показателей двигателей
внутреннего сгорания на основе совершенствования
локальных характеристик процессов газообмена:
Дис… д-р техн. наук 05.05.03. – Харьков: ХарГАЖТ,
1995. – 310 с.
УДК 621.43.013
З.Х. Керимов, канд. техн. наук
ОСОБЕННОСТИ МОДЕЛИРОВАНИЯ ПОТОКА В ЩЕЛИ КЛАПАНА ПРИ
МАТЕМАТИЧЕСКОМ МОДЕЛИРОВАНИИ ТРЕХМЕРНОГО ПОТОКА ГАЗА В
ЦИЛИНДРЕ ПОРШНЕВОГО ДВИГАТЕЛЯ
Введение
альные затраты на проведение исследовательских
Являясь несравненно более информативными
работ. Получив сильное развитие в последнее деся-
по сравнению с экспериментальными методами ис-
тилетие в связи с большим прогрессом в области
следования, методы математического моделирования
средств вычислительной техники и методов при-
позволяют значительно экономить время и матери-
кладной математики, математические модели стано-
76
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Рабочие процессы в ДВС
вятся важным инструментом в исследовании и со-
распределения скорости потока по окружности щели
вершенствовании различных газодинамических про-
клапана, особенно впускного [1], что не может не
цессов. На настоящем этапе развития математиче-
отразиться на адекватности моделирования потока в
ских моделей необходимым считается учет и таких
цилиндре.
факторов и явлений, которые еще в недавнем про-
Целью настоящих исследований являлся наи-
шлом считались излишним усложнением модели.
более полный учет конфигурации потока, истекаю-
Мощностные, экономические и токсические показа-
щего из щели впускного клапана, неравномерности
тели поршневых двигателей, и особенно дизелей, в
распределения скорости истечения по окружности
значительной степени зависят от качества процесса
щели клапана и влияния направления впускного ка-
смесеобразования в цилиндре, что в свою очередь, во
нала на это распределение.
многом обусловливается надлежащей организацией
движения газовой среды на тактах впуска и сжатия.
Характер макродвижения газовой среды в цилиндре
на такте впуска, да и микродвижения на такте сжатия, во многом формируется выбором направления и
формы впускного канала, а также, размеров и расположения впускного клапана. Поэтому возможно более точный учет параметров как впускного канала,
так и впускного клапана является важной задачей
для достижения такой адекватности математической
Решение задачи
При численном интегрировании трехмерных
уравнений потока в цилиндре двигателя для расчетных ячеек, сообщающихся с щелью впускного клапана необходимо иметь значения трех проекций скорости впускаемого потока в щели клапана. На рис.1
схематично представлены вертикальный разрез и
горизонтальная проекция впускного клапана. Переменные по времени скорость потока в выходном се-
модели, которая позволит с ее помощью решать
чении l l впускного трубопровода wTl и давление ркл
практические задачи.
над клапаном определяются отдельно, математическим моделированием неустановившегося потока
Формулирование проблемы
газа в трубопроводе. Впускной канал расположен
В существующих математических моделях по-
под углом к плоскости крышки цилиндра. Щель
тока газа в цилиндре поршневых двигателей основ-
впускного клапана, являющаяся боковой поверхно-
ное внимание уделяется наиболее полному учету
стью усеченного конуса (по образующей СD) разде-
конфигурации камеры сгорания и внутрицилиндро-
лена на элементарные секторы, таким образом, что-
вых факторов. При этом направление потока во впу-
бы каждый сектор сообщался только с одной расчет-
скном канале и его влияние на направление и рас-
ной ячейкой цилиндра. Одна из этих секторов АОВ
пределение потока как в щели клапана, так и в ци-
показана на рис.1 б, где является углом между бис-
линдре, изменение конфигурации потока в щели с
сектрисой сектора и направлением впускного канала
открытием или закрытием клапана учитываются не-
в горизонтальной плоскости. Допускается, что во
достаточно точно [1, 2]. Часто клапан рассматрива-
всем пространстве над тарелкой клапана до входа в
ется как отверстие с круглым сечением или как щель
щель скорость газа соответствует вектору wTl. Опре-
с истечением струи под постоянным углом 45 отно-
делим проекцию вектора скорости wTl, нормальную к
сительно оси. Кроме того, в результате пренебреже-
боковой поверхности усеченного конуса, в пределах
ния направлением потока во впускном канале и его
рассматриваемого сектора щели АОВ. Скорость wTl
инерционностью, не учитывается неравномерность
разложим на две составляющие в горизонтальной и
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
77
Рабочие процессы в ДВС
вертикальной плоскостях, соответственно wH и wV
l
(рис.1 а). Затем, проекцию wH разложим на две составляющие – в радиальном wHR и тангенциальном
wH
wH направлениях (рис.1 б). Компонента wH, направ-
w Tl
ленная по касательной к окружности щели не участвует в потоке газа через щель сектора, поэтому далее
не рассматривается. Радиальную же составляющую,
D
wv
w Tl
l
равную
C
Wn i 1/ 2,
w Tn
wHR wH cos wTl cos cos ,
а
j1 / 2 ,
k 1 / 2
w HR
расчетного сектора, получаем:
A
wHRn wHR sin wTl cos sin cos , (1)
O
(2)
впускной
клапан
Суммируя выражения (1) и (2), получаем сум-
нормаль к сечению щели клапана в пределах расчетного сектора AOB:
w H
B
w Tl
марную проекцию скорости во впускном канале на
wH
впускной
канал
Вертикальную составляющую wV также проецируя на нормаль к сечению щели, получаем:
цилиндр
б
Рис. 1. Схема разложения вектора скорости
потока в щели впускного клапана
на составляющие
wTn w HRn wVn wTl (cos sin cos
cos sin ) .
x
Проецируя составляющие скорости потока u, v,
B
90
A
маль к сечению щели в пределах данного сектора,
45
d1
d2
получаем:
r
а
(ui 1 / 2, j 1 / 2, k 1 / 2
cos vi 1 / 2, j 1 / 2, k 1 / 2 sin ) sin
w кл x
ваемым сектором щели впускного клапана, на нор-
i 1 / 2, j 1 / 2, k 1 / 2
w кл г
h
w кл кл
w в ячейке цилиндра, сообщающейся с рассматри-
Wn
j1 / 2 ,
k 1 / 2
pi 1/ 2,
p кл
проецируя на нормаль к сечению щели в пределах
wVn wV cos wTl cos sin ,
w
кл
w кл г
w кл r
цилиндр
wi 1 / 2, j 1 / 2, k 1 / 2 cos ,
H
E
O
где угол между биссектрисой дуги расчет-
F
G
D
w кл
C
ного сектора клапана и радиус-вектором системы
координат цилиндра, проведенным через центр той
O2
же дуги клапана (дуга GH на рис.2 б);
впускной
клапан
i-1/2, j-1/2, k-1/2 – номера текущей расчетной
ячейки в направлениях координатных осей соответственно r, , x.
78
O1
б
Рис. 2. Схема стыковки расчетного сектора
впускного клапана с расчетной ячейкой
цилиндра
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Рабочие процессы в ДВС
Таким образом, определены скорости потока
где f клэ площадь проходного сечения расчет-
wTn и Wn i -1/2, j-1/2, k -1/2 , нормальные к поверхности раз-
ного сектора клапана, сообщающегося с рассматри-
дела, каковой является боковая поверхность усечен-
ваемым расчетным элементом цилиндра;
ного конуса по образующей CD в пределах рассмат-
V* – объем расчетного элемента цилиндра;
риваемого сектора AOB (рис.1 б). Скорость потока
кл – плотность газа в щели клапана цилиндра.
wкл в щели клапана для каждого расчетного сектора
В уравнениях движения расчетных элементов,
определяется
методом
“распада
разрыва”
расположенных вокруг щели впускного клапана учитываются приращения секундного количества дви-
С.К.Годунова [3].
Как видно из рис.2 а, направление выходного
жения в расчетном элементе в направлениях соот-
сечения щели клапана, характеризуемое углом за-
ветствующих координат за счет поступившей массы
висит от высоты открытия клапана hкл. При
газа через щель клапана. Эти приращения соответст-
hкл (d 2 d1 ) угол определяется в зависимости от
венно равны произведениям секундного массового
hкл, а при hкл (d 2 d1 ) , считается, что поток направляется уплотняющим конусом клапана, т.е. принимается = 450.
Проекция скорости потока wкл г на горизонтальную координатную плоскость r, (рис.2 б) разлагается на радиальную w кл r и тангенциальную
wкл составляющие (на рис.2 б: CDEF контуры рас-
четного элемента; О центр тяжести элемента):
wкл r wкл г cos wкл sin cos ,
wкл wкл г sin wкл sin sin ,
wкл x wкл cos .
Для описания потока в цилиндре использованы
уравнения сплошности, движения (Навье-Стокса) и
энергии в консервативных переменных в трехмерной
цилиндрической системе координат r, , x [4].
Для учета потока, истекающего из впускного
клапана в правую часть уравнения сплошности добавляется член, учитывающий секундное изменение
расхода газа через сектор щели и соответствующих
проекций скорости истечения:
(ru) ( p u 2 )r (uv) (ruw)
r
x
2 v
1
div(W ) 2u
p v 2 ( u )r
r
r r
3
r
(4)
fклэ
кл wкл wкл sin cos ,
V
(rv) (ruv) ( p v 2 ) (rvw)
r
x
2 u
1
div(W ) 2v
uv ( v )r
r r
3 r
(5)
fэ
r кл кл wкл wкл sin sin ,
V
(rw) (ruw) (vw) ( p w 2 )r
r
x
1
w
div(W ) 2 w
( w ) r
r2
3 x
(6)
fэ
r кл кл wкл w кл cos ,
V
где div(W ) дивергенция скорости;
плотности газа в расчетном элементе в результате
2 оператор Лапласа [3].
поступления массы газа через щель клапана:
Уравнение энергии для расчетных элементов,
fэ
(r) (ru) (v) (rw)
r кл кл wкл , (3)
r
x
V
граничащих с щелью впускного клапана имеет вид:
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
79
Рабочие процессы в ДВС
( er ) (i 0,5W 2 )ur (i 0,5W 2 )v
r
(i 0,5W 2 )wr
( T ) r 2 T
x
fэ
2
( T )r r кл кл wкл wкл
2V
r
f клэ
V
(7)
=30
Масштаб
скорости
0
=90
120 м/с
кл wкл iкл ,
где iкл – удельная энтальпия газа в щели клапана;
W u 2 v 2 w 2 – суммарная скорость газа;
диссипативный член.
В правой части уравнения (7) предпоследний
член выражает кинетическую энергию, а последний
член – энтальпию, вносимые массой газа, поступающей через щель клапана.
=210
=150
Рис. 3. Эпюры распределения скорости потока по окружности щели впускного клапана при
частоте вращения коленчатого вала
n=2000 мин-1: угол поворота коленчатого
вала по ходу впуска
B-B
A
Коэффициенты турбулентного переноса опре-
A-A
деляются с использованием теории ”пути перемешиB
вания” Прандтля [4]. Уравнения потока решены чис-
B
ленным методом конечных разностей.
Результаты исследований
A
Для определения адекватности математической
модели были смоделированы газодинамические процессы в цилиндре модельного двигателя фирмы Ricardo Consulting Engineering с тангенциальным рас-
20 м/с
Масштаб скорости
Рис. 4. Поля скоростей в горизонтальном
и вертикальном сечениях цилиндра
при =60°
положением впускного канала, камера сгорания которого имеет форму диска без вытеснителей [5]. Сопоставление расчетного профиля скоростей потока в
определенном сечении цилиндра при разных поло-
дования газодинамической ситуации на тактах впуска и сжатия в цилиндре дизельного двигателя Д-120
с размерностью S/D = 120 мм/105 мм, который имеет
полусферическую камеру сгорания в поршне. Из
расчетных диаграмм, приведенных на рис.3 видно,
что по мере увеличения скорости движения поршня
80
60000
64000
Математическая модель применена для иссле-
68000
математической модели.
72000
жениях поршня показало достаточную адекватность
Шкала давлений в Па
0.4
0.8
1.2
1.6
2.0
Шкала
интенсивности
а
б
Рис. 5. Поля давлений (а) и интенсивности
турбулентности (б) в сечениях вокруг впускного клапана при =120°
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Рабочие процессы в ДВС
неравномерность распределения скорости впускае-
теля показали, что представленная методика обладает
мого воздуха по окружности щели клапана также
достаточной адекватностью и может быть применена
увеличивается, в результате чего газ в цилиндре при-
для проведения численного эксперимента.
обретает вращательное движение (рис.4). На рис. 5 а
представлена эпюра распределения давления газа
внутри цилиндра вокруг щели впускного клапана, а
3. Подобным методом возможно моделирование потока и в щели выпускного клапана поршневого двигателя.
Список литературы
на рис. 5 б относительной интенсивности турбу-
1. Naifoh Ken, Fujii Hiroyuki, Urushihara Tomonori.
лентности, определяемой как отношение локальных
Numerical simulation of the detailed flow in engine ports
осредненных значений суммарных скоростей турбу-
and cylinders // SAE Techn.Pap.Ser. – 1990. –
лентных пульсаций к средней за цикл скорости порш-
№ 900256. – P. 1 – 18. (Англ.). 2. Галышев Ю.В., Ма-
ня. На рис. 5 б заметно поле турбулентности отрывно-
гидович Л.Е., Чернышев В.С. Численное моделирова-
го течения из щели клапана. Модель позволяет также
ние процессов смесеобразования в газовом двигателе
строить поля распределения температур газа, путей
с расслоением заряда // Двигателестроение. – 2003.
перемешивания турбулентности и др. параметров в
– № 1. – С. 8 – 11. (С.-Пб.). 3. Годунов С.К., Забро-
цилиндре и вести обширные численные исследования
дин А.В., Иванов М.Я. Численное решение многомер-
по оптимизации газодинамической ситуации в цилин-
ных задач газовой динамики. – М.: Наука, 1976. –
дре двигателя.
400 с. 4. Керимов З.Х. Определение показателей
турбулентности при математическом моделирова-
Заключение
нии трехмерного потока газа в цилиндре поршневого
1. Разработана методика математического мо-
двигателя // Двигатели внутреннего сгорания. –
делирования потока в щели впускного клапана
2002. – № 1. – С. 13 – 18. (НТУ «ХПИ»). 5.
поршневого двигателя и ее стыковки с уравнениями
Glover A.R., Hundleby G.E., Hadded O. An Investigation
трехмерного потока в цилиндре.
into Turbulence in Engines Using Scanning LDA // SAE
2. Результаты численного моделирования про-
Techn. Pap. Ser. – 1988. – № 880378. – 19 p. (Англ.)
цессов впуска и сжатия в цилиндре дизельного двига-
УДК 62.135
В.Г. Солодов, д-р техн. наук, Ю.В. Стародубцев, инж., А.А. Хандримайлов, инж.
ЧИСЛЕННАЯ МОДЕЛЬ ТЕЧЕНИЯ ВБЛИЗИ ВПУСКНОГО КЛАПАНА ДВС
Введение
полнение цилиндра свежим зарядом, эффективность
В данной работе численно исследуется трех-
сгорания. Обоснование квази-стационарности тече-
мерное стационарное течение газовой смеси в окре-
ния дано в работе [1] при помощи лазерной анемо-
стности впускного клапана ДВС. Течение газовой
метрии (ЛДА) вблизи впускного клапана.
смеси через проходное сечение впускного клапана
Задачи работы и численная модель
определяет внутрицилиндровое течение в ДВС, на-
Задачами исследования являются: тестирование
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
81
Рабочие процессы в ДВС
неравномерность распределения скорости впускае-
теля показали, что представленная методика обладает
мого воздуха по окружности щели клапана также
достаточной адекватностью и может быть применена
увеличивается, в результате чего газ в цилиндре при-
для проведения численного эксперимента.
обретает вращательное движение (рис.4). На рис. 5 а
представлена эпюра распределения давления газа
внутри цилиндра вокруг щели впускного клапана, а
3. Подобным методом возможно моделирование потока и в щели выпускного клапана поршневого двигателя.
Список литературы
на рис. 5 б относительной интенсивности турбу-
1. Naifoh Ken, Fujii Hiroyuki, Urushihara Tomonori.
лентности, определяемой как отношение локальных
Numerical simulation of the detailed flow in engine ports
осредненных значений суммарных скоростей турбу-
and cylinders // SAE Techn.Pap.Ser. – 1990. –
лентных пульсаций к средней за цикл скорости порш-
№ 900256. – P. 1 – 18. (Англ.). 2. Галышев Ю.В., Ма-
ня. На рис. 5 б заметно поле турбулентности отрывно-
гидович Л.Е., Чернышев В.С. Численное моделирова-
го течения из щели клапана. Модель позволяет также
ние процессов смесеобразования в газовом двигателе
строить поля распределения температур газа, путей
с расслоением заряда // Двигателестроение. – 2003.
перемешивания турбулентности и др. параметров в
– № 1. – С. 8 – 11. (С.-Пб.). 3. Годунов С.К., Забро-
цилиндре и вести обширные численные исследования
дин А.В., Иванов М.Я. Численное решение многомер-
по оптимизации газодинамической ситуации в цилин-
ных задач газовой динамики. – М.: Наука, 1976. –
дре двигателя.
400 с. 4. Керимов З.Х. Определение показателей
турбулентности при математическом моделирова-
Заключение
нии трехмерного потока газа в цилиндре поршневого
1. Разработана методика математического мо-
двигателя // Двигатели внутреннего сгорания. –
делирования потока в щели впускного клапана
2002. – № 1. – С. 13 – 18. (НТУ «ХПИ»). 5.
поршневого двигателя и ее стыковки с уравнениями
Glover A.R., Hundleby G.E., Hadded O. An Investigation
трехмерного потока в цилиндре.
into Turbulence in Engines Using Scanning LDA // SAE
2. Результаты численного моделирования про-
Techn. Pap. Ser. – 1988. – № 880378. – 19 p. (Англ.)
цессов впуска и сжатия в цилиндре дизельного двига-
УДК 62.135
В.Г. Солодов, д-р техн. наук, Ю.В. Стародубцев, инж., А.А. Хандримайлов, инж.
ЧИСЛЕННАЯ МОДЕЛЬ ТЕЧЕНИЯ ВБЛИЗИ ВПУСКНОГО КЛАПАНА ДВС
Введение
полнение цилиндра свежим зарядом, эффективность
В данной работе численно исследуется трех-
сгорания. Обоснование квази-стационарности тече-
мерное стационарное течение газовой смеси в окре-
ния дано в работе [1] при помощи лазерной анемо-
стности впускного клапана ДВС. Течение газовой
метрии (ЛДА) вблизи впускного клапана.
смеси через проходное сечение впускного клапана
Задачи работы и численная модель
определяет внутрицилиндровое течение в ДВС, на-
Задачами исследования являются: тестирование
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
81
Рабочие процессы в ДВС
версии солвера MTFS[2] для расчета низкоскоростных
рианте (D) клапан смещен от оси цилиндра на вели-
течений путем сопоставления с опытными данными;
чину, составляющую 24% от диаметра цилиндра. В
изучение расходной характеристики и структуры тече-
варианте (E) подводящий канал является частью
ния вблизи впускного клапана в зависимости от осо-
впускного тракта двигателя ЯМЗ-236.
бенностей подводящего тракта.
Первой задаче исследования соответствует модель осесимметричного течения в подводящем тракте с клапаном и цилиндром (рис.1). Геометрические
параметры модели и конфигурация клапана соответствуют параметрам опытной модели[1] при различных величинах поднятия клапана. Сеточная модель
имеет сгущения к твердым стенкам для обеспечения
адекватного описания параметров погранслоя. Размер минимальной ячейки пограничного слоя состав-
Рис.2. Конфигурации впускного канала
ляет 0,001 мм, мощность сетки около 300 тыс. ячеек,
y 2 . Использовались модели турбулентности
Описание геометрии, численный анализ и обра-
Спаларта-Алмараса (S-A), SST модель Ментера [2,3].
ботка данных выполнены с использованием программного комплекса MTFS® [2].
Результаты расчетов и обсуждение
На первом этапе исследовалась структура течения на выходе клапанной щели в зависимости от величины подъема клапана h . Условия на входе соответствовали данным работы [1], с результатами которой проводились сравнения.
На рис.3 представлены поля радиальной компоненты скорости для различных значений подъема
Рис.1. Геометрическая и сеточная модель
Второй задаче исследования соответствуют 5 вариантов модели, представленных на рис.2.
В варианте (A) подводящий канал расположен
о
клапана (а) – 4,25 мм; (б) – 6 мм; (в) – 8 мм.
На рис.4 представлены результаты сопоставления расчетных и опытных данных по радиальной составляющей скорости для подъема клапана h =4,25
под углом 30 к оси цилиндра с вертикальной про-
мм. Зарегистрирован отрыв потока от поверхности
ставкой 30% от диаметра цилиндра. Радиус скругле-
клапана.
ния между проставкой и наклонным участком канала
Расчетная кривая на рис.5 для поднятия h =6 мм
составляет 30% от диаметра цилиндра. В варианте
смещена вверх относительно экспериментальных зна-
(B) параметры аналогичны (А), но подводящий канал
чений, что может объясняться неточностью привязки
о
расположен под углом 60 к оси цилиндра. Вариант
опытных и расчетных данных. Наблюдается отрыв
(C) отличается от (В) отсутствием проставки. В ва-
потока от поверхности клапана и седла клапана.
82
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Рабочие процессы в ДВС
Рис.5. Профиль скорости h =6мм
Для подъема клапана h =8 мм (рис.6) согласно
расчетной кривой наблюдается отрыв потока от поверхности клапана, который не отмечен в эксперименте. Модель турбулентности SST недопредсказывает величину скорости в ядре струи, поэтому основная часть результатов представлена с применением модели S-A.
Рис.3. Радиальная компонента скорости (м/с)
Рис. 6. Профиль скорости для h =8мм
В целом сравнительный анализ указывает на
количественное совпадение экспериментальных и
численных результатов.
Рис.4. Профиль скорости для h =4,25мм
Второй этап исследования – определение зависимости массового расхода (G, кг/ч) от величины
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
83
Рабочие процессы в ДВС
подъема клапана при фиксированном перепаде давления. Авторы [1] для данного типа клапана классифицируют четыре режима течения, характеризирующиеся изменением наклона кривой (рис.7). При малых
подъемах клапана поток первоначально касается стенок клапанной щели, что соответствует режиму течения 1. Для подъема клапана более 3 мм происходит
отрыв от поверхности клапана, фактически уменьшая
эффективную площадь потока и, следовательно, наклон кривой, что соответствует режиму течения 2.
Увеличение подъема клапана до значений более 5,5
мм приводит к отрыву потока не только от поверхности клапана, но и от седла клапана. Устанавливается
режим течения 3. При подъеме клапана более чем на
Рис.7. Зависимость массового расхода
от величины поднятия клапана
6.5 мм поток присоединяется к поверхности клапана,
но отрыв от седла клапана сохраняется.
Расчеты проводились для различных значений
перепада давления [3]. На рис.7 представлен сравнительный график для перепада давления1500 Па.
На участках 2, 3 расчетная кривая отклоняется от
экспериментальной, однако исследование полей скорости для различных подъемов клапана показывает
наличие всех четырех режимов течения и совпадение
их с соответствующими участками. Лишь для малых
перепадов давления исключение составляет участок
4, на котором наблюдается незначительный отрыв от
поверхности клапана (см. рис.7).
Влияние геометрических параметров впускного
тракта на течение вблизи клапана исследовалось при
одинаковом поднятии клапана в моделях. Установлено, что структуры течения в клапанной щели для
каналов, расположенных под углом к оси цилиндра и
Рис. 8. Окружная неравномерность давления
в щели клапана для различных моделей впуска
вдоль нее, различаются слабо; массовые расходы при
Таким образом, наклон канала слабо влияет на
одинаковом перепаде давления на клапанный зазор
окружную неравномерность на выходе клапанной
для рассмотренных моделей также отличаются сла-
щели. Существенное влияние оказывает смещение
бо. На рис.8 представлена окружная неравномер-
клапана относительно оси цилиндра (Модель D,
ность статического давления, отнесенная к перепаду
рис.8), причем с увеличением перепада давления
давлений на тракте.
окружная неравномерность снижается (рис.9).
84
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Рабочие процессы в ДВС
ческих параметров впускного тракта на характеристики газового потока в щели.
Работа выполнена в рамках гранта МОН Украины № 105303. Авторы признательны проф. J.Н.
Whitelaw за полезные обсуждения.
Список литературы:
1. Bicen A.F., Vafidis C., Whitelaw J.H. Steady and unsteady air flow through an intake valve of a reciprocating engine // 2nd Winter Annual Meeting ASME, New
Orlean, La, (Dec. 9 – 14, 1984). – N.Y. – 1984. –
Vol. VI. – P. 47 – 55. 2. Солодов В.Г., СтародубРис. 9. Окружная неравномерность статического
давления в щели при различных перепадах давления
цев Ю.В. Научно-прикладной программный комплекс
Заключение
ных течений жидкостей и газов в областях произ-
MTFS® для расчета трехмерных вязких турбулент-
Тестирование численной модели вязкого тур-
вольной формы. Сeртификат гос. регистрации авт.
булентного стационарного течения в щели впускного
прав, УГААСП, № 5921, 16.07.2002. 3. Хандримай-
клапана на основе данных ЛДА показывает удовле-
лов А.А. Исследование структуры газового потока в
творительное количественное совпадение опытных и
щели впускного клапана ДВС // Вестник ХНАДУ. –
расчетных данных. Обсуждается влияние геометри-
2004. – Вып. 26.
УДК 621.51.001.4
И.И. Петухов, канд. техн. наук, А.В. Минячихин, асп., В.П. Парафейник, канд. техн. наук
ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРОЦЕССА СЖАТИЯ РЕАЛЬНОГО ГАЗА
В НЕОХЛАЖДАЕМОМ КОМПРЕССОРЕ
q di vdp дисс ,
Компрессоры являются наиболее распространёнными устройствами для повышения давления.
q di d
Вне зависимости от их типа и конструкции все они
для реализации рабочего процесса потребляют техническую (связанную с наличием в потоке газа подвижных элементов) работу 1, 2, подводимую от
внешнего источника. Её величина зависит от вида
процесса сжатия и уровня диссипаций при его реализации. Для расчёта технической работы можно использовать уравнения первого начала термодинамики, которые, следуя 1, 2 и пренебрегая изменением
потенциальной энергии, запишем в виде
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
(1)
2
w
техн ,
2
(2)
где q – подведенная извне теплота;
vdp – располагаемая (или полезная внешняя
1, 3) работа;
дисс – работа диссипативных сил;
техн – техническая работа.
Из (1) и (2) непосредственно следует
vdp d
w2
техн дисс ,
2
(3)
85
Рабочие процессы в ДВС
ческих параметров впускного тракта на характеристики газового потока в щели.
Работа выполнена в рамках гранта МОН Украины № 105303. Авторы признательны проф. J.Н.
Whitelaw за полезные обсуждения.
Список литературы:
1. Bicen A.F., Vafidis C., Whitelaw J.H. Steady and unsteady air flow through an intake valve of a reciprocating engine // 2nd Winter Annual Meeting ASME, New
Orlean, La, (Dec. 9 – 14, 1984). – N.Y. – 1984. –
Vol. VI. – P. 47 – 55. 2. Солодов В.Г., СтародубРис. 9. Окружная неравномерность статического
давления в щели при различных перепадах давления
цев Ю.В. Научно-прикладной программный комплекс
Заключение
ных течений жидкостей и газов в областях произ-
MTFS® для расчета трехмерных вязких турбулент-
Тестирование численной модели вязкого тур-
вольной формы. Сeртификат гос. регистрации авт.
булентного стационарного течения в щели впускного
прав, УГААСП, № 5921, 16.07.2002. 3. Хандримай-
клапана на основе данных ЛДА показывает удовле-
лов А.А. Исследование структуры газового потока в
творительное количественное совпадение опытных и
щели впускного клапана ДВС // Вестник ХНАДУ. –
расчетных данных. Обсуждается влияние геометри-
2004. – Вып. 26.
УДК 621.51.001.4
И.И. Петухов, канд. техн. наук, А.В. Минячихин, асп., В.П. Парафейник, канд. техн. наук
ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРОЦЕССА СЖАТИЯ РЕАЛЬНОГО ГАЗА
В НЕОХЛАЖДАЕМОМ КОМПРЕССОРЕ
q di vdp дисс ,
Компрессоры являются наиболее распространёнными устройствами для повышения давления.
q di d
Вне зависимости от их типа и конструкции все они
для реализации рабочего процесса потребляют техническую (связанную с наличием в потоке газа подвижных элементов) работу 1, 2, подводимую от
внешнего источника. Её величина зависит от вида
процесса сжатия и уровня диссипаций при его реализации. Для расчёта технической работы можно использовать уравнения первого начала термодинамики, которые, следуя 1, 2 и пренебрегая изменением
потенциальной энергии, запишем в виде
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
(1)
2
w
техн ,
2
(2)
где q – подведенная извне теплота;
vdp – располагаемая (или полезная внешняя
1, 3) работа;
дисс – работа диссипативных сил;
техн – техническая работа.
Из (1) и (2) непосредственно следует
vdp d
w2
техн дисс ,
2
(3)
85
Рабочие процессы в ДВС
т.е., что источником для совершения технической
и используется всеми авторами. Различия могут быть
работы, изменения кинетической энергии и преодо-
связаны с учётом или не учётом изменения кинети-
ления диссипативных сил является располагаемая
ческой энергии. Последнее обстоятельство детально
работа.
проанализировано в работе 7. Соотношения для
Приведенные уравнения справедливы для не-
КПД, учитывающие в явном виде изменение кинети-
обратимых и обратимых процессов. При этом распо-
ческой энергии, определяют так называемый внут-
лагаемая работа всегда больше технической на вели-
ренний КПД 5, 7. По статическим параметрам рас-
чину работы диссипативных сил. Для процессов
считывается политропный КПД
сжатия и техническая, и располагаемая работы отри-
2
цательны, что соответствует меньшей по модулю рас-
v dp
1
обратимых процессах работа диссипативных сил от-
.
(4)
i 2 i1
Выражение (4) для его расчёта является обще-
сутствует и с точностью до изменения кинетической
признанным 1…8 и др.. Оно непосредственно сле-
энергии техническая работа равна располагаемой.
дует из уравнений (2) и (3) и остаётся справедливым
полагаемой работе по сравнению с технической. В
n
В ряде публикаций по теории турбокомпрессо-
для любых адиабатных процессов. Возможное огра-
ров уравнение (3), записанное относительно техн ,
ничение здесь определяется тем, что отклонения па-
известно как уравнение Бернулли 4 и др.. При этом,
раметров состояния от равновесных в ходе полит-
как правило, знак технической работы, которая по
ропного процесса должны быть малы по сравнению с
положениям термодинамики отрицательна, меняют
их изменением, определяющим соответствующую
на противоположный, а полезную внешнюю работу
работу 3.
именуют
удельным
изменением
потенциальной
энергии газа 4, 5 и др..
Политропный КПД наиболее широко используют для оценки эффективности процесса сжатия и
Для оценки эффективности компрессоров ши-
построении характеристик компрессора. В авиаци-
роко используются различные КПД, определяемые
онном компрессоростроении наряду с ним использу-
как отношение работы идеализированного процесса
ется также изоэнтропный (более раннее название
сжатия от начального давления до конечного к дей-
адиабатный) КПД
ствительной работе, 1…5 и др.. В неохлаждаемых
компрессорах для равновесных и неравновесных
процессов техническая работа может быть определена как разность энтальпий потока на входе и выходе
i 2 s i1
.
(5)
i 2 i1
Его преимуществом является вполне однозначs
ное определение минимальной работы сжатия, которая совпадает с работой идеального адиабатного
компрессора Возможные методические погрешности
компрессора. Недостаток связан с учётом всех по-
здесь связаны с неоднородностью параметров по
терь из-за необратимости процесса, в том числе ра-
сечениям, точностью измерения параметров, опреде-
боты на сжатие газа вследствие дополнительного
ляющих энтальпию 6, и вкладом кинетической
увеличения его температуры из-за теплоты трения. В
энергии потока.
политропном анализе эта работа входит в состав
Такой способ расчёта действительной работы
идеализированной. В результате изоэнтропный КПД
привода адиабатного компрессора непосредственно
всегда ниже политропного и сильно зависит от сте-
следует из уравнения закона сохранения энергии (2)
пени сжатия 2. Поэтому для обобщения результа-
86
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Рабочие процессы в ДВС
тов испытаний и их переноса на другие компрессоры
Индекс "n" здесь означает, что соответствую-
и газы более широко используется политропический
щие производные берутся вдоль линии политропного
анализ 8].
процесса. Наряду с (8) и (9) широко используется
Значительной проблемой при использовании
также условие
(пути) идеализированного процесса, который рас-
(10)
p v n const .
Часто эти соотношения рассматриваются как
сматривают как обратимый процесс с внешним теп-
эквивалентные. В действительности это не так или
лоподводом, равным теплоте вследствие диссипаций.
не всегда так.
политропного КПД является неопределённость вида
При известных параметрах на входе и выходе ком-
Из общего уравнения (1) для равновесного про-
прессора связь между ними в промежуточных сече-
цесса с учётом дифференциальных уравнений тер-
ниях задают по-разному.
модинамики получим
Так в работе 8 используется условие постоян-
v p
cn c p T
,
T p T n
ства КПД
v dp
const
di
(6)
в любой точке политропного процесса. Из этого условия следует уравнение связи параметров реального
литропы записано в [2] как
dp
p
n ,
dv
v
где n -показатель политропы.
газа на линии процесса в виде [8]
1 1 1 T Z
1
P dV k Z T P
,
V dP
T Z
1
Z T V
где Z – коэффициент сжимаемости;
p v
c n cv T
(11)
.
T v T n
С учётом (2) дифференциальное уравнение по-
(7)
- политропный КПД по условию (6);
1 p
c p cn p T v
n
cv cn 1 v
v T p
(12)
(13)
Политропную теплоёмкость, когда известны граничные точки, процесса можно легко вычислить как
k - показатель адиабаты.
Для его использования в работе разработан отдельный алгоритм и введены специальные функции
сжимаемости.
В отечественной литературе политропным чаще
называют процесс, идущий с постоянной теплоёмко-
s 2 s1
(14)
ln(T2 T1 )
Уравнение (12) в общем виде интегрировать затрудcn
нительно, но для калорически совершенного (с постоянной изохорной теплоёмкостью) идеального газа можно
получить следующий хорошо известный результат:
стью [3]
q
cn
const
dT n
(8)
либо с постоянным коэффициентом разветвления
теплоты [9]
p v n const , n
c p cn
(15)
.
cv cn
При зависящей от температуры теплоёмкости
идеального газа показатель политропы (15) будет
переменным.
du
const .
q n
Рассматривая соотношения (1) и (11) получим
(9)
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
связь политропного КПД (6) и теплоёмкости (8) в виде
87
Рабочие процессы в ДВС
cn
p
v
.
1
T n
(16)
отношения (17) неизменны в каждой точке политропного процесса. Например, для газа с уравнением
Преобразуя выражение для полного дифференциала
(15) это выполняется, а для идеального газа с пере-
внутренней энергии с учётом (9), получим
менной теплоёмкостью – нет. В случае реального
v
p
c n c v T
.
p
T
v
T n
газа каждому способу задания процесса отвечает
(17)
Условия (6) и (8) не противоречат друг другу,
свой политропный КПД, (см. табл. 1). Расчёты выполнены для метана при давлении на входе 0,1 МПа.
когда правая часть соотношения (16), а (8) и (9) соТаблица 1. КПД процесса сжатия в неохлаждаемом компрессоре
s
x1
(6) числ.
№
T1, К
к
T2, К
(6) [8]
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
112
112
112
132
152
172
192
112
112
112
132
152
172
192
112
112
112
132
152
172
192
112
112
112
132
0,8
0,9
1
1
1
1
1
0,8
0,9
1
1
1
1
1
0,8
0,9
1
1
1
1
1
0,8
0,9
1
1
4
4
4
4
4
4
4
4
4
4
4
4
4
4
8
8
8
8
8
8
8
8
8
8
8
131,81
137,96
168,94
200,31
229,17
260,63
288,48
131,81
133,45
163,17
193,12
221,02
251,15
278,32
145,05
169,26
206,87
244,39
278,69
315,10
346,76
145,05
162,02
197,51
232,92
0,8
0,8
0,8
0,8
0,8
0,8
0,8
0,9
0,9
0,9
0,9
0,9
0,9
0,9
0,8
0,8
0,8
0,8
0,8
0,8
0,8
0,9
0,9
0,9
0,9
0,793
0,829
0,838
0,821
0,828
0,874
0,913
0,924
0,905
0,913
0,794
0,836
0,841
0,827
0,830
0,868
0,914
0,776
0,776
0,818
0,807
0,817
0,801
0,809
0,865
0,865
0,899
0,887
0,899
0,881
0,890
0,786
0,802
0,835
0,827
0,834
0,822
0,827
0,873
0,884
0,910
0,905
n= const
cn= const
ex
ex s
2
0,769
0,795
0,796
0,829
0,838
0,821
0,828
0,855
0,875
0,876
0,913
0,924
0,905
0,914
0,755
0,814
0,798
0,835
0,840
0,827
0,830
0,834
0,887
0,871
0,913
0,816
0,819
0,829
0,831
0,830
0,831
0,830
0,908
0,906
0,914
0,916
0,915
0,915
0,916
0,824
0,825
0,843
0,843
0,844
0,843
0,844
0,912
0,914
0,921
0,922
0,830
0,837
0,862
0,864
0,863
0,864
0,862
0,915
0,914
0,929
0,931
0,930
0,930
0,930
0,846
0,858
0,886
0,886
0,887
0,886
0,885
0,923
0,929
0,942
0,942
0,815
0,819
0,831
0,832
0,831
0,832
0,831
0,908
0,907
0,915
0,916
0,915
0,915
0,915
0,823
0,829
0,843
0,843
0,843
0,843
0,843
0,911
0,914
0,921
0,921
Такая неопределённость в расчёте располагае-
К числу более универсальных можно отнести и
мой работы сжатия значительно усложняет сравне-
соотношения для КПД процесса сжатия, использую-
ние компрессорных машин различных производите-
щие эксергию [2, 10 и др.]. Они также более строги и
лей. В каждом конкретном случае необходимо учи-
методически, так как не содержат допущений о виде
тывать условие связи параметров и алгоритм вычис-
процесса между двумя состояниями. В рассматри-
ления работы политропного процесса. На наш
ваемом случае эксергетический КПД можно пред-
взгляд, наиболее последовательно политропический
ставить как
анализ реализуется при использовании условия (6).
Для двухфазного состояния потока на входе
(х11) возможность использование политропного
КПД требует дополнительного, в том числе экспериментального, изучения. В то же время использование
изоэнтропного КПД проблем не вызывает.
88
ex
,
i 2 i1
где эксергетическая работа
ex
ex ex2 ex1 (i2 i1 ) T1 (s 2 s1 ) .
(18)
(19)
Для вычисления эксергетического КПД достаточно знать параметры состояния среды на входе и
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Рабочие процессы в ДВС
выходе компрессора. Результаты его расчёта также
лоту "a-1-e-b-a", а в случае нахождения политропной
приведены в табл.1.
работы – теплоту "a-1-2-b-a". Последняя является
Значение политропного КПД всегда ниже, чем
промежуточной между первыми двумя теплотами.
эксергетического и выше, чем изоэнтропного КПД.
КПД, определённый как полусумма изоэнтроп-
Это связано с различием используемого идеализиро-
ного и эксергетического КПД, очень близок к полит-
ванного процесса и вполне согласуется с приведен-
ропному. Политропные КПД, выходящие за интер-
ными соотношениями и методиками. Используя диа-
вал указанных, являются ошибочными (табл.1).
грамму (см. рис.1), проиллюстрируем причину этих
Список литературы:
различий.
Во всех случаях действительная работа адиабатного сжатия определяется разностью энтальпий в
состояниях 2 и 1. Изоэнтропическая работа отличается от действительной вследствие разности энтальпий в состояниях 2 и 2s, которая равна теплоте изо-
1.Кириллин В.А., Сычев В.В., Шейндлин А.Е. Техническая термодинамика. – М.: Энергия, 1985. – 416 с. 2.
Бэр Г.Д. Техническая термодинамика. – М.: Мир,
1977. – 518 с. 3. Вукалович М.П., Новиков И.И. Термодинамика. – М.: Машиностроение, 1972. – 672 с.
4. Селезнёв К.П., Подобуев Ю.С., Анисимов С.А. Тео-
барного процесса между этими состояниями.
рия и расчёт турбокомпрессоров. – Л.: Машиностроение, 1968. – 406 с. 5. Рис В.Ф. Центробежные
T
компрессорные машины. – Л.: Машиностроение,
2
1981. – 382 с. 6. Галёркин Ю. Б., Прокофьев А.Ю.
Оценка эффективности нагнетателей природного
2s
газа с помощью разного рода КПД при заводских
испытаниях // Компрессорная техника и пневматика. – 2002. – №2. – С. 23 – 25. 7. Ден Г.Н. О связи
между внутренним КПД неохлаждаемых ЦКМ и
политропным КПД по полным параметрам // Турби-
e
1
ны и компрессоры. – 2002. – № 1, 2. – С. 67 – 71. 8.
Шульц И.М. Политропический анализ центробежного компрессора // Тр. америк. общ. инж.-мех. Сер. А.
a
b
S
Рис. 1. Схема процесса сжатия в компрессоре
Энергетические машины и установки. – 1962. – № 1.
– С. 87 – 100. 9. Мухачев Г.А., Щукин В.К. Техническая термодинамика и теплопередача. – М.: Высш.
Графически это означает, что от действительной работы надо вычесть теплоту, соответствующую
площади фигуры "a-2s-2-b-a" (см. рис.1). Для получения эксергетической работы следует вычесть теп-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
шк., 1991. – 480 с. 10. Евенко В.И. Оценка термодинамического совершенства компрессоров и компрессорных установок // Химическое и нефтегазовое
машиностроение. – 1999. – № 11. – С. 25 – 29.
89
Рабочие процессы в ДВС
УДК 621.43.013.4, 53.082.534
Д.Д. Матиевский, д-р техн. наук, А.Е. Свистула, канд. техн. наук,
А.В. Еськов, канд. техн. наук, А.В. Клочков, асп.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЙ СТЕНД ДИАГНОСТИКИ И КОНТРОЛЯ
ХАРАКТЕРИСТИК МАССОПЕРЕНОСА РАСПЫЛЕННОГО ТОПЛИВА
ДИЗЕЛЬНОЙ ФОРСУНКОЙ
Известно, что от скорости капель в струе зависит доля топлива, попавшая на стенки камеры сгорания и определяющая процесс догорания.
Возникает задача разработки и использования специальных методов исследования, позволяющих установить взаимосвязь между параметрами топливной струи,
геометрией камеры сгорания и др. с показателем эффективности использования воздушного заряда цилиндра.
Движущийся
поток
распыленного
t
t thi
g i1 (t )dt ,
0
0
g i (t ) QLnJ i (t ) .
g i (t )dt
(3)
(4)
Интервал времени транспортировки thi находится по величине сигналов фотодатчиков, расположенных в соответствующих сечениях:
t hi t i t i 1 .
(5)
В результате определяется скорость переноса
топлива
массы потока в произвольный момент времени меж-
нормально к направлению распространения прони-
ду любыми двумя сечениями, расположенными на
зывает световое излучение в нескольких сечени-
малом расстоянии друг от друга.
ях [1]. По закону Ламберта-Бера, относительная интенсивность светового излучения
I (t )
exp nL ,
Io
где - оптический коэффициент потока;
J (t )
Экспериментальный стенд диагностики и контроля характеристик массопереноса распыленного
(1)
n - концентрация капель в объеме потока, пронизанном световым излучением;
топлива дизельной форсункой является дополнением
к промышленным стендам настройки топливных
насосов и форсунок.
На топливном стенде MIRKEZ 1 установлен
насос высокого давления 2 (рис. 1, 2).
L - толщина импульсного дисперсного потока в
соответствующем сечении. Тогда относительный
выходной сигнал фотодатчика:
U i (t ) SI i (t )
exp Qg i (t ) ,
(2)
Uo
SI o
где Q - константа измерительного устройства,
S - чувствительность фотодатчика,
gi (t) - интенсивность потока в i сечении в произвольный момент времени впрыска,
U - выходной сигнал фотодатчика.
Диагностика скорости потока распыленного топлива сводится определению в произвольный момент времени впрыска t интервала времени транспортировки через два соседних сечения i и i+1 одинаковых масс жидкости:
Рис. 1. Схема экспериментального стенда
Топливо по трубопроводу 3 поступает на форсунку 5. Распылитель форсунки генерирует топливный поток 6, развивающийся через сечения 7 и 8.
Сечение состоит из кольца, в котором оппозитно
друг другу расположены излучатель и фотодатчик.
С фотодатчика электрический сигнал поступает
в цифровой осциллограф 11 и далее в ЭВМ 12.
90
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Рабочие процессы в ДВС
Параллельно регистрируется изменение давления тензодатчиком 9.
Рис. 4. Распределение скоростей массопереноса
Основная масса капель, вероятно находящаяся в
головной части топливного потока, встречая сопротивление неподвижной среды, движется со скоростью
Рис. 2. Внешний вид экспериментального стенда
10-20 м/с (рис. 4). Капели топлива, находящиеся в
На рис. 3 изображено изменение оптической
шлейфе потока, могут двигаться с большими скоро-
плотности топливного потока в сечениях на расстоя-
стями, но масса их на много меньше капель во фронте.
нии 5 см и 10,3 см от носика по оси распылителя Ал-
Большая масса капель в головной части свидетельст-
тайского завода прецизионных изделий с 5 сопловы-
вует о переобогащении этой зоны топливом. Всплеск
ми отверстиями d=0,25 мм, установленный на фор-
скорости в районе 90 м/с предположительно может
сунку ФД-22. Опыты проводились с частотой враще-
определяться пульсацией потока.
ния вала топливного насоса 500 мин-1 и расходом
Распределение массы потока по скорости будет
топлива 100 мм3/цикл. Время развития потока в пер-
зависеть от параметров истечения потока из соплового
вом сечении 6 мс, а во втором более 8 мс.
отверстия, расстояния до измерительных сечений,
свойств жидкости и др. При соблюдении режимных
параметров неизменными, можно определить влияние
конструктивных факторов распылителя (отклонение от
эталона в процессе массового производства).
Список литературы:
1. Патент РФ №2147749. Способ определения скорости импульсного аэропотока / В.В. Евстигнеев,
Рис. 3. Оптические плотности 1 и 2 каналов
П.Ю. Гуляев, А.В. Еськов. 2. Экспериментальное исследование характеристик топливных струй ди-
Из графиков на рис. 3 видно, что начало впрыска сопровождается резким (80 градаций за 200 мкс)
уменьшением интенсивности световой волны. В ре-
зельных форсунок / А.Е. Свистула, Д.Д. Матиевский,
П.Ю. Гуляев, А.В. Еськов // Двигателестроение. –
1999. – № 1. – С. 29 – 31.
зультате наблюдается подъем напряжения на выходе
фотодатчика по причине прохождения уплотненной
головной части струи с высокой концентрацией капель топлива.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
91
Конструкция ДВС
УДК 621.431:621.436.068
И.В. Парсаданов, д-р техн. наук, С.И. Третьяков, асп.
ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ УГЛА НАЧАЛА ПОДАЧИ ТОПЛИВА НА ПОКАЗАТЕЛИ
ТОКСИЧНОСТИ ОТРАБОТАВШИХ ГАЗОВ БЫСТРОХОДНОГО ДИЗЕЛЯ
В работе [1] показано, что угол начала подачи
N,%
топлива позволяет существенно влиять на динамическую напряженность и топливную экономичность
дизеля. Причем, для анализа сгорания, обобщения и
выбора условий оптимального регулирования быстроходных дизелей необходимы сведения о действи-
N
20
10
WCnHm,
млн-1
0
тельном угле опережения впрыскивания топлива
WCnHm
(УНПТ).
150
С этой целью на основании экспериментальных
данных, полученных при исследовании дизеля 6ЧН
GТЧ,
кг/ч
100
0,08
100
50
12/14 (СМД-31), установлена взаимосвязь между
УНПТ и геометрическим (установочным) углом опережения подачи топлива (УОПТ), показано влияние
УНПТ на максимальное давление сгорания, степень
повышения и скорость нарастания давления, удель-
GТЧ
0,06
1000
0,04
WCO,
млн-1
ный эффективный расход топлива, а также с учетом
1500
принятых ограничений на динамическую напряженWCO
ность и обеспечения минимального расхода топлива
1000
предложен закон управления углом начала подачи
топлива.
В настоящей работе приведены результаты экспериментальных исследований дизеля 6ЧН12/14 для
установления зависимостей показателей токсичности
и дымности отработавших газов (ОГ) от УНПТ. Номи-
WNOx,
млн-1
500
2400
WNOx
2000
нальная мощность дизеля, максимальный крутящий
момент на частичных скоростных режимах, топлив-
1600
ная аппаратура и ее регулировочные параметры такие же, как и в работе [1].
Результаты исследования дизеля на максимальных нагрузках при различных частотах вращения
1200
800
8
12
16
коленчатого вала приведены на рис.1. Рассмотрим в
первую очередь показатели токсичности ОГ, связанные с неполным сгоранием топлива. К таким показателям следует отнести концентрации в ОГ оксида
углерода и газообразных суммарных углеводородов
(WCO, WCnHm), массовый выброс твердых частиц
20
Θн,
град
до ВМТ
Рис.1. Зависимости показателей токсичности и дымности ОГ от угла начала
подачи топлива, Ne=100%:
при n=1200 мин-1
при n=1600 мин-1
при n=2000 мин-1
(GТЧ).
92
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
Эти показатели, как и оптическая непрозрач-
твердых частиц при n = 2000 мин-1 находятся выше
ность ОГ (N), которая определяется наличием в ОГ
20 градусов до ВМТ. При n = 1600 мин-1 оптималь-
частиц сажи, относящихся к продуктам неполного
ные углы находятся в пределах 12…14 градусов до
сгорания топлива, имеют в разной степени выражен-
ВМТ, при n = 1200 мин-1 – 10…13 градусов.
ные оптимальные значения УНПТ.
Концентрация в отработавших газах оксидов
Концентрация в отработавших газах дизеля
азота. Оксиды азота, в основном, являются продук-
оксида углерода зависит от частоты вращения ко-
том окисления азота, поступающего в цилиндр дизе-
ленчатого вала, особенно заметно при Qн > 14 граду-
ля с воздухом [3] и концентрация их в ОГ зависит от
сов до ВМТ. Оптимальные УНПТ, обеспечивающие
условий сгорания в 1 и 2 фазах [4]. Анализ зависимо-
минимальные значения WCO при n = 2000 мин-1, нахо-
стей концентрации в ОГ оксидов азота (WNOx) от час-
дятся в пределах 16…20 градусов до ВМТ. При n =
тоты вращения коленчатого вала при максимальных
-1
-1
1600 мин и n = 1200 мин оптимальные УНПТ на-
нагрузках показывает, что значения WNOx возрастают
ходятся в пределах 12…14 и 9…11 градусов до ВМТ,
при снижении n. Минимальные значения WNOx мож-
соответственно.
но достичь при УНПТ менее 6 градусов до ВМТ.
Влияние частоты вращения коленчатого вала на
Таким образом, для продуктов неполного сго-
концентрацию в отработавших газах газообраз-
рания топлива (оксида углерода, газообразных сум-
ных суммарных углеводородов менее заметно, чем
марных углеводородов, твердых частиц) при каждой
на WCO, но оптимальные УНПТ, обеспечивающие
из частот вращения коленчатого вала можно найти
минимальные значения WCnHm практически те же са-
оптимальный УНПТ, обеспечивающий минималь-
-1
мые, что и для WCO. Так, при n = 1600 мин опти-
ный выброс вредного вещества или найти компро-
мальные УНПТ находятся в пределах 11…13 граду-
миссное решение при выборе УНПТ, обеспечиваю-
-1
сов до ВМТ, а при n = 1200 мин – 8…10 градусов до
-1
щее минимальные значения выбросов продуктов
оптимальные
неполного сгорания топлива. Например, по результа-
УНПТ, обеспечивающие минимальные значения
там исследований для частоты вращения коленчато-
WCnHm
находятся выше значений 20 градусов до
го вала n = 1200 мин-1 может быть рекомендован
ВМТ, т.е. выше значений, исследованных в настоя-
УНПТ 10 градусов до ВМТ, для n = 1600 мин-1 – 13
щей работе.
градусов до ВМТ, а для n = 2000 мин-1 – 20 градусов
ВМТ. И лишь при n = 2000 мин
Оптическая непрозрачность отработавших
до ВМТ. В то же время для обеспечения минималь-
газов незначительно зависит от частоты вращения
ной концентрации в ОГ оксидов азота необходимо
-1
коленчатого вала. Если при n = 2000 мин оптималь-
УНПТ устанавливать менее 6 градусов до ВМТ.
ные УНПТ, обеспечивающие минимальные значения
Выбор закона управления УНПТ необходимо
оптической непрозрачности ОГ составляют 16…18
проводить с учетом назначения двигателя и данных
-1
градусов до ВМТ, то для n = 1600 мин – 15…17 гра-
об условиях его эксплуатации по комплексному кри-
дусов.
терию топливной экономичности и токсичности ОГ
Массовый выброс с отработавшими газами
или суммарным затратам на топливо и возмещение
твердых частиц определяется, главным образом,
ущерба от вредного воздействия ОГ на окружающую
наличием в ОГ частиц сажи и конденсированных
среду [2].
углеводородов [2]. Оптимальные значения УНПТ,
На рис. 2 показаны три возможных закона
обеспечивающие минимальные значения выброса
управления УНПТ по внешней характеристике дизе-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
93
Конструкция ДВС
ля:
позволяет обеспечить снижение суммарных топлив-
– первый – с учетом принятых ограничений по
но-экологических затрат при n =2000 мин-1 на 21 % ,
максимальному давлению, скорости нарастания дав-
при 1600 мин-1 на 25 % и при n =1200 мин-1 14 % от-
ления и обеспечения минимальной топливной эко-
носительно закона, обеспечивающего на минималь-
номичности;
ную топливную экономичность дизеля. Это связано с
– второй – обеспечивающий минимальные
выбросы с ОГ продуктов неполного сгорания топли-
существенным снижением затрат на возмещение
ущерба от вредного воздействия на окружающую
среду оксидов азота.
– третий – при постоянном значении УНПТ
равном 8 градусов до ВМТ, обеспечивающий существенное снижение выброса оксида азота при ухудшении топливной экономичности на режиме номинальной мощности на 10 % и режиме максимального
крутящего момента 5 %.
Θн,
град
до ВМТ
1
16
Таблица 1. Относительное изменение суммарных
затрат на топливо и возмещение ущерба
от вредного воздействия ОГ на окружающую среду
Относительное изменение суммарных затрат
на топливо и возмещение ущерба от вредного
воздействия ОГ на окружающую среду при
Мкр мах
n=1200 мин-1 n=1600 мин-1 n=2000 мин-1
1
1,0
1,0
1,0
0,89
0,90
1,0
2
3
0,86
0,75
0,79
Вариант
закона
ва;
Выводы
14
В результате проведенных исследований быст-
2
12
роходного дизеля:
3
10
1. Установлено влияние УНПТ на показатели
токсичности и дымности отработавших газов. Выяв-
8
лено, что продукты неполного сгорания топлива
-1
n, мин
имеют оптимальные значения, при которых обеспе-
Рис. 2. Законы управления углом начала подачи
топлива по внешней характеристике
чиваются минимальные значения этих выбросов.
1000
1400
1800
В табл. 1 показано относительное изменение
суммарных затрат на топливо и возмещение ущерба
от вредного воздействия на окружающую среду ОГ
для трех выбранных законов управления УНПТ. Как
видим из таблицы, уменьшение УНПТ с целью обеспечения минимальных выбросов с ОГ продуктов
неполного сгорания топлива и одновременно снижения выброса оксида азота на частотах вращения коленчатого вала позволяет уменьшить суммарные
затраты на 10…11 %. Дальнейшее уменьшение угла
(третий закон управления) несмотря на заиетное
Концентрация оксидов азота в отработавших газах
при уменьшении угла начала подачи топлива в исследованном диапазоне снижается.
2. Проведенный анализ изменения суммарных
затрат на топливо и возмещение экологического
ущерба от вредного воздействия отработавших газов
на
окружающую
среду
показал
топливно-
экологическую эффективность управления углом
начала подачи топлива при котором возможно ухудшение топливной экономичности на режиме номинальной мощности на 10 % и режиме максимального
крутящего момента 5 %.
ухудшение топливной экономичности дизеля, также
94
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
Список литературы:
топливно-экологического критерия. –Харьков: Из-
1.Парсаданов И.В., Третьяков С.И. Оценка влияния
дательский центр НТУ “ХПИ”, 2003.– 244 с. 3. Зво-
угла начала подачи топлива на показатели динами-
нов В.А. Токсичность двигателей внутреннего сго-
ческой напряженности и топливной экономичности
рания. – М.: Машиностроение, 1981.– 160 с. 4. Раз-
быстроходного дизеля // Двигатели внутреннего сго-
лейцев Н.Ф. Особенности и закономерности образо-
рания. –Харьков: НТУ “ХПИ”. – 2004.– № 1.– С. 4–7.
вания окислов азота в дизелях. // Двигатели внут-
2. Парсаданов И.В. Повышение качества и конку-
реннего сгорания. – 1996. – Вып. 55. – С. 158 – 172.
рентоспособности дизелей на основе комплексного
УДК 539.3
Н.Г. Шульженко, д-р техн. наук, П.П. Гонтаровский, канд. техн. наук,
Н.Г. Гармаш, канд. техн. наук, Т.В. Протасова асп.
РАЗВИТИЕ РАСЧЕТНЫХ МОДЕЛЕЙ ДЛЯ ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛОВОГО И
ТЕРМОНАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЙ СОСТАВНЫХ ПОРШНЕЙ ДВС
Повышение удельной мощности и экономично-
верхности задаются усредненные за цикл температу-
сти двигателей внутреннего сгорания характеризует-
ра среды и коэффициент теплообмена. Поскольку в
ся повышением температур в камере сгорания и де-
поршне около 30-40% составляет лучистый теплооб-
талях цилиндро-поршневой группы. Надежность
мен, то полный теплообмен целесообразно разделить
работы ДВС во многом определяется тепловым и
на конвективную и лучистую составляющие. Это
термонапряженным состоянием, определение кото-
позволяет точнее определить колебания температур
рого целесообразно расчетным путем.
и напряжений на поверхности поршня со стороны
Для выполнения подобных исследований раз-
камеры сгорания, точнее определять граничные ус-
работаны универсальные и специализированные
ловия теплообмена при изменении режима работы
программные комплексы [1,2], позволяющие решать
двигателя.
стационарные и нестационарные задачи термомеха-
В составных поршнях теплообмен между жаро-
ники. Ввиду сложности конструкции и условий ее
вой накладкой и другими деталями происходит через
работы важное значение приобретает построение
заранее неизвестную область контакта, которая из-
расчетной модели. Широкое распространение полу-
меняется за такт работы дизеля, а также в процессе
чили осесимметричные термоупругие расчетные
изменения режима работы. В связи с этим расчет
схемы. Поскольку изменения температуры поршня
термонапряженного состояния составных поршней
со стороны камеры сгорания составляют около 10 С
целесообразно проводить в рамках термоконтактной
и ослабевают на глубине около 1 мм, граничные ус-
задачи [3]. Без определения зоны контакта и кон-
ловия теплообмена усредняются за цикл работы дви-
тактных давлений некорректно находить распреде-
гателя. Граничные условия приводятся к условиям
ление температурных полей, а без распределения
конвективного теплообмена, когда на участке по-
температуры – решить контактную задачу. Задачи
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
95
Конструкция ДВС
Список литературы:
топливно-экологического критерия. –Харьков: Из-
1.Парсаданов И.В., Третьяков С.И. Оценка влияния
дательский центр НТУ “ХПИ”, 2003.– 244 с. 3. Зво-
угла начала подачи топлива на показатели динами-
нов В.А. Токсичность двигателей внутреннего сго-
ческой напряженности и топливной экономичности
рания. – М.: Машиностроение, 1981.– 160 с. 4. Раз-
быстроходного дизеля // Двигатели внутреннего сго-
лейцев Н.Ф. Особенности и закономерности образо-
рания. –Харьков: НТУ “ХПИ”. – 2004.– № 1.– С. 4–7.
вания окислов азота в дизелях. // Двигатели внут-
2. Парсаданов И.В. Повышение качества и конку-
реннего сгорания. – 1996. – Вып. 55. – С. 158 – 172.
рентоспособности дизелей на основе комплексного
УДК 539.3
Н.Г. Шульженко, д-р техн. наук, П.П. Гонтаровский, канд. техн. наук,
Н.Г. Гармаш, канд. техн. наук, Т.В. Протасова асп.
РАЗВИТИЕ РАСЧЕТНЫХ МОДЕЛЕЙ ДЛЯ ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛОВОГО И
ТЕРМОНАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЙ СОСТАВНЫХ ПОРШНЕЙ ДВС
Повышение удельной мощности и экономично-
верхности задаются усредненные за цикл температу-
сти двигателей внутреннего сгорания характеризует-
ра среды и коэффициент теплообмена. Поскольку в
ся повышением температур в камере сгорания и де-
поршне около 30-40% составляет лучистый теплооб-
талях цилиндро-поршневой группы. Надежность
мен, то полный теплообмен целесообразно разделить
работы ДВС во многом определяется тепловым и
на конвективную и лучистую составляющие. Это
термонапряженным состоянием, определение кото-
позволяет точнее определить колебания температур
рого целесообразно расчетным путем.
и напряжений на поверхности поршня со стороны
Для выполнения подобных исследований раз-
камеры сгорания, точнее определять граничные ус-
работаны универсальные и специализированные
ловия теплообмена при изменении режима работы
программные комплексы [1,2], позволяющие решать
двигателя.
стационарные и нестационарные задачи термомеха-
В составных поршнях теплообмен между жаро-
ники. Ввиду сложности конструкции и условий ее
вой накладкой и другими деталями происходит через
работы важное значение приобретает построение
заранее неизвестную область контакта, которая из-
расчетной модели. Широкое распространение полу-
меняется за такт работы дизеля, а также в процессе
чили осесимметричные термоупругие расчетные
изменения режима работы. В связи с этим расчет
схемы. Поскольку изменения температуры поршня
термонапряженного состояния составных поршней
со стороны камеры сгорания составляют около 10 С
целесообразно проводить в рамках термоконтактной
и ослабевают на глубине около 1 мм, граничные ус-
задачи [3]. Без определения зоны контакта и кон-
ловия теплообмена усредняются за цикл работы дви-
тактных давлений некорректно находить распреде-
гателя. Граничные условия приводятся к условиям
ление температурных полей, а без распределения
конвективного теплообмена, когда на участке по-
температуры – решить контактную задачу. Задачи
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
95
Конструкция ДВС
теплопроводности и термомеханики оказываются
Поршни ДВС не являются строго осесиммет-
связанными таким образом через условия контактно-
ричными конструкциями, кроме того, условия теп-
го взаимодействия. Термическое сопротивление в
лообмена в них изменяются в окружном направле-
области контакта зависит от контактного давления,
нии, как со стороны камеры сгорания (за счет влия-
шероховатости взаимодействующих поверхностей,
ния впускных и выпускных клапанов), так и при теп-
теплопроводности и прочности взаимодействующих
лообмене юбки поршня с гильзой цилиндров за счет
материалов [4]. Разработанное программное обеспе-
перекладки поршня при возвратно-поступательном
чение [3] позволяет производить термопрочностной
перемещении. Существует ряд факторов, нарушаю-
расчет составных поршней с учетом всех перечис-
щих осевую симметрию термонапряженного состоя-
ленных факторов в рамках двумерной задачи. На
ния [5, 6]. Поэтому для расчета нестационарного
рис. 1 приведены результаты расчета термоконтакт-
термонапряженного
ной задачи для составного осесимметричного порш-
конструкций разработана методика с использовани-
ня свободнопоршневого двигателя.
ем метода конечных элементов (МКЭ) в декартовых
состояния
пространственных
координатах [7] и на основе полуаналитического
МКЭ в цилиндрических [8], где решения в окружном
направлении представляются рядами Фурье. Методика [8] позволяет решать задачи на основе трехмерной математической модели со значительно меньшими вычислительными затратами, чем при использовании обычного МКЭ. На рис. 2 приведен расчет в
двух диаметрально противоположных меридиональных сечениях неосесимметричного температурного
поля поршня СМД-60 с применением полуаналитиа)
ческого МКЭ.
Обе методики и соответствующие программы
[7, 8] обеспечивают контроль ошибок при вводе исходной информации, осуществляют графический
контроль геометрии и позволяют построить изолинии температур и напряжений в произвольных сечениях конструкции.
Неосесимметрия напряженного состояния, вызванная давлением газов, порождается локальным
опиранием поршня на поршневой палец [6]. Сущест-
б)
венный вклад в распределение напряжений в элемен-
Рис.1. Распределение тепловых полей (а) и эквивалентных напряжений (б) в составном поршне свободнопоршневого двигателя. Зона контакта жаровой накладки с тронком показана линией АВ
тах поршней вносит ползучесть материала [9,10].
При этом за счет релаксации напряжений могут возникать большие остаточные растягивающие напряжения, позволяющие объяснить причину появления
трещин в головке поршня.
96
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
Отметим, что при решении подобных задач с
помощью современных программных комплексов
типа ANSIS, иногда некорректно используются расчетные модели, что приводит к неверным результатам. Так, если рассмотреть расчет поршня тепловозного дизеля, то можно отметить, что его закрепление
в районе опирания пальца вызывало появление результирующих сжимающих напряжений, которые не
позволяют объяснить причины возникновения трещины в чугунном поршне с внутренней стороны в
районе ребра, поддерживающего бобышку (точка А
а)
на рис. 3, а). После расчета поршня в рамках термоконтактной задачи в районе точки А были получены
растягивающие напряжения, которые и соответствовали реальному напряженному состоянию в данной
конструкции. С целью уменьшения трещинообразования было предложено использование двух ребер
вместо одного (рис. 3, б).
б)
Рис.2. Неосесимметричное температурное поле в
поршне дизеля СМД-60 на номинальном режиме
Неосесимметричные напряжения от сил давления газов изменяются циклически и в сочетании с
термоупругими напряжениями вызывают в поршнях
а)
б)
Рис. 3. Ребра жесткости в чугунном поршне с внутренней стороны
явление циклической ползучести [11], без учета которой невозможно надежно оценить ресурс работы
Проведенные расчеты показали, что расстояние
элементов поршня. Из-за высоких температур в жа-
10–15 мм между ребрами является наиболее опти-
ровых накладках составных поршней имеет место
мальным и приводит к значительному падению кон-
интенсивная ползучесть материала, подтверждаемая
тактных и окружных напряжений в бобышке порш-
изменениями их формы. Без учета свойств, опреде-
ня. Их распределение вдоль дуги окружности приве-
ляющих ползучесть материала такие расчеты невоз-
дено на рис. 4, 5.
можны.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
97
Конструкция ДВС
Рис. 5. Контактные и окружные напряжения в бобышке поршня
Список литературы:
1. Задачи контактного взаимодействия элементов конструкций / А.Н. Подгорный, П.П. ГонтаРис. 4. Контактные и окружные напряжения в бобышке поршня
ровский, Б.Н. Киркач, Ю.И. Матюхин, Г.Л. Хавин. –
К.: Наук. думка, 1989. – 232 с. 2. Расчет конструк-
Использование данных рекомендаций исключило возникновение трещин в чугунных поршнях
тепловозных дизелей. Надо отметить, что на величину напряжений существенное влияние оказывает
зазор между пальцем и поршнем.
В заключение отметим, что развитие математических моделей, позволяющих учитывать контактные взаимодействия деталей, ползучесть и виброползучесть материала, граничные условия теплообмена, максимально приближенные к реальным, открывает новые возможности для проведения термопрочностных расчетов составных поршней.
98
ций в MSC/NASTRAN for Windows. – М.:ДМК Пресс,
2001. – 448 с. 3. Гонтаровский П.П., Гармаш Н.Г.
Расчет напряженно–деформированного состояния
лопаток турбомашин с учетом термоконтактных
взаимодействий // Совершенствование турбоустановок методами математического и физического
моделирования: Тр. Междунар. науч.-техн. конф. –
Харьков, 1997. – С. 533 – 536. (ИПМаш НАНУ).
4. Шлыков Ю.П., Ганин Б.А., Царевский С.Н. Контактное термическое сопротивление. – М.: Энергия, 1977. – 328 с. 5. Шабров Н.Н. Метод конечных
элементов в расчетах деталей тепловых двигатеДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
лей. – Л: Машиностроение, 1983. – 212 с. 6. Гонта-
Харьков, 2003. – С. 7. 9. Релаксация термоупругих
ровский П.П., Руденко Е.К. Анализ неосесимметрич-
напряжений в поршне с камерой сгорания типа
ного
ЦНИДИ
напряженно–деформированного
состояния
/
А.Ф. Шеховцов,
П.П.
Гонтаровский,
поршней // Двигатели внутреннего сгорания: Сб.
Ю.И. Матюхин, Ф.И. Абрамчук, В.А. Пылев // Дви-
науч. тр. – 1988. – Вып. 48. – С. 46 – 49. (ХПИ). 7.
гатели внутреннего сгорания: Сб. науч. тр. – 1989. –
Моделирование кинетики трехмерных механических
Вып. 49.
полей в элементах турбомашин / Н.Г. Шульженко,
10. Релаксация термоупругих напряжений в чугун-
П.П. Гонтаровский, Ю.И. Матюхин, Н.Г. Гармаш //
ном поршне быстроходного дизеля с учетом разно-
Пробл. динамики и прочности в газотурбостроении:
сопротивляемости материала / А.Ф. Шеховцов,
Тр. Междунар. конф. – К., 2004. (ИПП НАНУ). 8.
П.П. Гонтаровский, Ю.И. Матюхин, Ф.И. Абрамчук,
Протасова Т. В. Алгоритм решения нестационарной
В.А. Пылев // Двигатели внутреннего сгорания: Сб.
нелинейной неосесимметричной задачи термомеха-
науч. тр. – 1990. – Вып. 52. – С. 3 – 9. (ХПИ).
ники для тел вращения // Современные проблемы
11. Голуб В.П., Погребняк А.Д. Высокотемператур-
машиностроения: Тез. докл. конф. молодых ученых и
ное разрушение материалов при циклическом на-
специалистов Ин–та пробл. машиностроения. –
гружении. – К.: Наук. думка, 1994. – 228 с.
–
С. 7
–
13.
(ХПИ).
УДК 621.43
А.А. Жуков, канд. техн. наук, Н.Н. Михайлов, инж., В.А. Жуков, канд. техн. наук,
А.П. Навоев, асп.
АНАЛИЗ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ И ПОВЫШЕНИЕ
ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЗУБЧАТЫХ КОЛЕС ПРИВОДА
АГРЕГАТОВ ДВИГАТЕЛЕЙ ЯМЗ-840
Введение
заторов, дожигателей, фильтров, рекуператоров и
Быстрый рост мирового парка ДВС вынуждает
т.п. Экспериментальные и эксплуатационные иссле-
правительства развитых стран ужесточать допусти-
дования последних лет, однако, показывают, что та-
мые нормы расхода топлива и выбросов в атмосферу
кие конструктивные решения, не снимая полностью
с отработавшими газами вредных отравляющих ве-
экологических проблем, приводят к снижению топ-
ществ. Это проявляется в принятии ряда документов,
ливной экономичности. Более перспективным и це-
регламентирующих токсичность и дымность отрабо-
лесообразным является совершенствование топливо-
тавших газов: Правила ЕЭК ООН ECE-R49 (1982г.);
подачи и рабочего процесса двигателя.
Правила ЕЭК ООН 49.01 (1989г.); Правила ЕЭК
ООН Euro-1 (1993г.); Правила ЕЭК ООН Euro-2
Формулирование проблемы
(1996г.); Правила ЕЭК ООН Euro-3 (1999г.).
Одним из направлений совершенствования то-
Для обеспечения установленных экологических
пливоподачи с целью обеспечения экологических
нормативов в конструкциях современных двигателей
требований является повышение энергетики впры-
предусмотрена установка дорогостоящих нейтрали-
ска. Это подразумевает увеличение давления впры-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
99
Конструкция ДВС
лей. – Л: Машиностроение, 1983. – 212 с. 6. Гонта-
Харьков, 2003. – С. 7. 9. Релаксация термоупругих
ровский П.П., Руденко Е.К. Анализ неосесимметрич-
напряжений в поршне с камерой сгорания типа
ного
ЦНИДИ
напряженно–деформированного
состояния
/
А.Ф. Шеховцов,
П.П.
Гонтаровский,
поршней // Двигатели внутреннего сгорания: Сб.
Ю.И. Матюхин, Ф.И. Абрамчук, В.А. Пылев // Дви-
науч. тр. – 1988. – Вып. 48. – С. 46 – 49. (ХПИ). 7.
гатели внутреннего сгорания: Сб. науч. тр. – 1989. –
Моделирование кинетики трехмерных механических
Вып. 49.
полей в элементах турбомашин / Н.Г. Шульженко,
10. Релаксация термоупругих напряжений в чугун-
П.П. Гонтаровский, Ю.И. Матюхин, Н.Г. Гармаш //
ном поршне быстроходного дизеля с учетом разно-
Пробл. динамики и прочности в газотурбостроении:
сопротивляемости материала / А.Ф. Шеховцов,
Тр. Междунар. конф. – К., 2004. (ИПП НАНУ). 8.
П.П. Гонтаровский, Ю.И. Матюхин, Ф.И. Абрамчук,
Протасова Т. В. Алгоритм решения нестационарной
В.А. Пылев // Двигатели внутреннего сгорания: Сб.
нелинейной неосесимметричной задачи термомеха-
науч. тр. – 1990. – Вып. 52. – С. 3 – 9. (ХПИ).
ники для тел вращения // Современные проблемы
11. Голуб В.П., Погребняк А.Д. Высокотемператур-
машиностроения: Тез. докл. конф. молодых ученых и
ное разрушение материалов при циклическом на-
специалистов Ин–та пробл. машиностроения. –
гружении. – К.: Наук. думка, 1994. – 228 с.
–
С. 7
–
13.
(ХПИ).
УДК 621.43
А.А. Жуков, канд. техн. наук, Н.Н. Михайлов, инж., В.А. Жуков, канд. техн. наук,
А.П. Навоев, асп.
АНАЛИЗ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ И ПОВЫШЕНИЕ
ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЗУБЧАТЫХ КОЛЕС ПРИВОДА
АГРЕГАТОВ ДВИГАТЕЛЕЙ ЯМЗ-840
Введение
заторов, дожигателей, фильтров, рекуператоров и
Быстрый рост мирового парка ДВС вынуждает
т.п. Экспериментальные и эксплуатационные иссле-
правительства развитых стран ужесточать допусти-
дования последних лет, однако, показывают, что та-
мые нормы расхода топлива и выбросов в атмосферу
кие конструктивные решения, не снимая полностью
с отработавшими газами вредных отравляющих ве-
экологических проблем, приводят к снижению топ-
ществ. Это проявляется в принятии ряда документов,
ливной экономичности. Более перспективным и це-
регламентирующих токсичность и дымность отрабо-
лесообразным является совершенствование топливо-
тавших газов: Правила ЕЭК ООН ECE-R49 (1982г.);
подачи и рабочего процесса двигателя.
Правила ЕЭК ООН 49.01 (1989г.); Правила ЕЭК
ООН Euro-1 (1993г.); Правила ЕЭК ООН Euro-2
Формулирование проблемы
(1996г.); Правила ЕЭК ООН Euro-3 (1999г.).
Одним из направлений совершенствования то-
Для обеспечения установленных экологических
пливоподачи с целью обеспечения экологических
нормативов в конструкциях современных двигателей
требований является повышение энергетики впры-
предусмотрена установка дорогостоящих нейтрали-
ска. Это подразумевает увеличение давления впры-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
99
Конструкция ДВС
ска топлива с целью сокращения топливоподачи и
вых зубчатых колес являются следствием кинетики
улучшения смесеобразования.
сложных структурных и фазовых превращений на
Многочисленные
исследования
показывают,
всех стадиях их изготовления.
что для улучшения процесса сгорания требуется уве-
Во время работы нагруженной зубчатой пере-
личение давления впрыска топлива до 120-150 МПа
дачи на колеса действует нормальная к профилю
и более. Такие давления впрыска могут быть обеспе-
зуба и распределенная по контактной линии сила,
чены лишь топливными насосами высокого давления
под действием которой в зубьях возникают напряже-
(ТНВД) нового поколения. Замена на уже выпус-
ния изгиба и контактные напряжения. Максималь-
кающихся двигателях старых ТНВД на новые с по-
ные напряжения изгиба возникают в тот момент,
вышенной энергией впрыска требует замены и при-
когда вся нагрузка воспринимается одной парой
вода ТНВД, так как увеличение усилий, действую-
зубьев, а точка её приложения максимально удалена
щих в зубчатых зацеплениях, приводит к снижению
от основания зуба. Наибольшие напряжения изгиба
ресурса зубчатых колес (ЗК) и может послужить
сосредотачиваются у основания зуба. Под действием
причиной выхода механизма привода из строя.
контактных напряжений на рабочих поверхностях
зубьев колёс происходит выкрашивание.
Общие положения
Подавляющая часть разрушений зубчатых ко-
Решение проблемы
лес начинается на поверхности и в поверхностных
Для двигателей, удовлетворяющим нормам
слоях. Такой характер разрушений вызывается толь-
«Евро-2», применяется топливная аппаратура «Ком-
ко одним – превышением действующими напряже-
пакт-40». Для прокручивания кулачкового вала при-
ниями прочностных характеристик материала в этих
вода ТНВД нужен крутящий момент, достигающий
зонах.
400 Н·м (44 кгс·м). При частотах вращения коленча-
Поскольку рабочие напряжения при эксплуата-
того вала 1700 – 1820 мин-1 эти упругие колебания
ции зубчатых колес имеют максимальные значения
переходят в резонанс. При этом амплитуда крутяще-
на поверхности и в поверхностных слоях, поэтому
го момента достигает 1600 Н·м (163 кгс·м). Это при-
основное внимание необходимо уделять вопросам
водит к разрушению элементов привода ТНВД (ва-
совершенствования
лы, шестерни, муфты).
технологии
формирования
структуры и свойств материала поверхностных слоев. В настоящее время для достижения и обеспечения стабильно высоких показателей свойств поверх-
Расчет напряженного состояния зубчатых
колес
ностных слоев используют различные способы хи-
Анализ напряженного состояния зубчатых ко-
мико-термической обработки (цементация, азотиро-
лес производился с использованием специализиро-
вание, нитроцементация).
ванных расчетных программ. В качестве исходных
Помимо повышения прочности зубчатых колес
данных задавались тип передачи, крутящий момент
требуется подобрать марки материалов и режимы
на колесе, частота вращения колеса, геометрия зуба
термообработки, обеспечивающие минимальное ко-
и прочностные свойства применяемого конструкци-
робление и отклонение от заданной геометрии. В
онного материала.
настоящее время установлено, что структура, фазовый состав, свойства и напряженное состояние гото-
100
По результатам проведенных расчетов сделаны
следующие выводы:
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
В зацеплении «ведущая шестерня коленчатого
20ХГНР, рекомендуемые взамен стали 20ХН3А и
вала – промежуточная шестерня » запас прочности
20Х2Н4А для зубчатых колёс, валов, осей и других
по контактным напряжениям составляет 1,5; макси-
деталей, стали 14ХГ2НР и 14ХГ2СР (вместо сталей
мальные изгибные напряжения при перегрузке пре-
12Х2Н4А и 20Х2Н4А) для особо ответственных тя-
восходят допустимые на 2 %.
желонагруженных деталей, стали 15ХНГ2ВА и
В зацеплении «промежуточная шестерня – шес-
15Х2Г2СВА (вместо сталей 20Х2Н4А и 18Х2Н4МА)
терня распределительного вала» запас прочности по
для зубчатых колес, работающих в очень тяжелых
контактным напряжением составляет 1,15-1,20, мак-
условиях.
симальные изгибные напряжения при перегрузках
В результате анализа и обобщения литературных и производственных данных выявлены некото-
превышают допустимые на 15 %.
В зацеплении «шестерня распределительного
рые общие рекомендации по выбору оптимальных
вала – шестерня приводя ТНВД» запас прочности по
значений основных показателей качества материала
контактным напряжениям составляет 1,4-1,5, макси-
для зубчатых колес. Так, например, установлено, что
мальные изгибные напряжения при перегрузках пре-
оптимальное содержание углерода в поверхностном
вышают допустимые на 15 %.
упрочненном слое цементованных и нитроцементо-
Дальнейшее форсирование двигателей, повы-
ванных зубчатых колес для различных марок сталей
шение энергетики впрыска с целью достижения тре-
находятся в пределах от 0,75 до 1,10%. При уменьше-
буемых экологических показателей, приведет к
нии содержания углерода механические свойства
дальнейшему ужесточению условий работы зубча-
снижаются.
тых колес. В связи с этим задача рационального вы-
Повышение содержания углерода сверх опти-
бора материала и назначение наилучших режимов
мальных значений также не желательно, т.к. это при-
химико-термической обработки является актуальной.
водит к образованию немартенситных структур. Это
связано с тем, что при повышенном содержании уг-
Рекомендации по применению традиционных материалов
лерода образуются карбиды, в результате чего происходит обеднение твердого раствора углеродом и
Выбор марки стали, а также способы и режимы
карбидообразующими элементами, что и способст-
химико–термической и термической обработки оп-
вует формированию немартенситных структур. Оче-
ределяются условиями службы зубчатых колес. Для
видно, что снижение доли мартенсита, и повышение
средне – и тяжелонагруженных деталей, наряду с
карбидной фазы в структуре стали, обуславливает
хорошей износостойкостью, сталь должна обладать
снижение механических свойств и особенно харак-
более высокими механическими свойствами, чтобы
теристик усталостной прочности.
обеспечить требуемую прочность при статических и
Для нитроцементуемых сталей, при оптималь-
повторно–переменных нагрузках, а также высокое
ной содержании углерода, максимальная прочность
сопротивление большим давлениям. Для тяжелона-
может быть получена при содержании азота от 0,25
груженных деталей применяют хромоникелевые и
до 0,35% . Учитывая, что азот существенно влияет на
хромоникельвольфрамовые
12ХН3А,
прокаливаемость нитроцементованных легирован-
12Х2Н4А, 20Х2Н4А и 18Х2Н4МА. Разработаны но-
ных сталей установлено, что при содержании угле-
вые марки сталей с меньшим содержанием никеля и
рода более 0,7% даже небольшое содержание азота
без никеля. К таким сталям относятся 15ХГНР и
(~ 0,05%) снижает прокаливаемость. Таким образом,
стали
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
101
Конструкция ДВС
азот в нитроцементованном слое не всегда обеспечи-
h=0,13m-0,2m2.
вает наилучшие прочностные свойства.
Твердость поверхности цементованных и нит-
Влияние качества остаточного аустенита на ме-
роцементованных зубчатых колес находится в пре-
ханические и эксплуатационные свойства зубчатых
делах 58…63HRC иногда допускается твердость
колес неоднозначно. В большинстве случаев счита-
56…57HRC. При снижении твердости наблюдается
ется, что в поверхностном слое цементованных зуб-
уменьшение контактной выносливости и износо-
чатых колес содержание остаточного аустенита не
стойкости, а при более высокой твердости происхо-
должно превышать 25…30 %, для особо ответствен-
дит хрупкое разрушение.
ных зубчатых колес 15%. Повышенное содержание
Согласно ГОСТ 21354-87 для цементованных и
остаточного аустенита (до 50%) допускается для
нитроцементованных зубчатых колес предел кон-
зубчатых колес, работающих при высоких контакт-
тактной выносливости определяется
выражением:
к
ных нагрузках, для которых предусматривается по-
=23 HRC. Однако во многих случаях это соотно-
верхностное упрочнение дробеструйной обработкой
шение не подтверждается. Таким образом, для боль-
или накатной в результате наклепа.
шинства марок цементуемых и нитроцементуемых
Для большинства марок цементованных и нит-
сталей не установлено надежной взаимосвязи между
роцементованных сталей максимальные значения
твердостью поверхности зуба и показателями экс-
ударной вязкости, усталостной выносливости, стати-
плуатационной надежности.
ческой прочности при изгибе достигаются при
Твердость сердцевины зубьев должна находит-
35…50% остаточного аустенита, который должен
ся в пределах от 20 до 44 HRC. При дальнейшем по-
равномерно распределяться по толщине упрочненного
вышении твердости наблюдается снижение ударной
слоя.
вязкости. Наибольшее влияние, твердость сердцевиТолщина упрочненного слоя оказывает сущест-
ны зуба оказывает на прочность при изгибе и допус-
венное влияние на эксплуатационные свойства зуб-
тимые контактные напряжения. Установлено, что
чатых колес. Оптимальная толщина цементованного
при повышении твердости сердцевины зуба более
слоя определяется либо из условия контактной вы-
35HRC допустимые контактные напряжения возрас-
носливости, либо из условия прочности на изгиб.
тают с 1750МПа до 1900МПа.
Для цементованных зубчатых колес наиболее широ-
Очевидно, что широкий интервал 14 HRC ре-
ко применяется рекомендации формы Глиссон: для
комендуемый твердости сердцевины зуба обуслав-
колес с модулем m=1…5 мм, h=(0,22…0,27)m, а для
ливает нестабильность эксплуатационных свойств.
колес с m=7…10мм, h=(0,18…0,20)m. Для нитроце-
По результатам эксплуатационных исследований
ментованных колес согласно ГОСТ 21354-87 толщи-
установлено, что при снижении твердости сердцеви-
ну упрочненного слоя рекомендуется определять по
ны зуба от 40 до 32 HRC предел выносливости це-
соотношению h=(0,13…0,2)m.
ментованных зубчатых колес снижается в 1,5…2
Для цементованных и нитроцементованных
раза с 500 МПа до 250…300 МПа. Следовательно,
сталей для обеспечения контактной выносливости
для обеспечения стабильного качества зубчатых ко-
2
толщина упрочненного слоя равна h=0,13m-0,2m .
лес рекомендуется уменьшить допустимый интервал
Предел выносливости для цементованных зубчатых,
твердости сердцевины зуба в пределами 38…44HRC.
колес определяется для толщины упрочненного слоя
Выполненный сравнительный анализ исполь-
2
h=0,28m-0,007m , для нитроцементованных колес для
102
зуемых в настоящее время показателей качества маДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
териала показал, что они не всегда дают достаточно
а также обогащение углеродом аустенита. Скорость
надежные результаты по оценке и прогнозу оконча-
превращения на этой стадии максимальная. Стадия П
тельной долговечности зубчатых колес. Поэтому
характеризуется очень низкой скоростью; происхо-
необходимо проведение дальнейших дополнитель-
дит рост участков феррита. Концентрация углерода в
ных исследований направленных на определения
аустените достигает максимума. На стадии Ш после
новых более надежных показателей и на разработку
насыщения аустенита углеродом происходит его
более эффективных методов и средств измерения
распад на феррит и карбиды. Эта стадия превраще-
этих показателей. Наряду с этими направлениями
ния реализуется только после длительной изотерми-
вполне целесообразно и актуально проведение ис-
ческой выдержки.
следований по разработке и использованию новых
Оптимальная структура бейнита формируется на
материалов и совершенствованию технологических
первых двух стадиях превращения, обеспечивая со-
процессов, изготовления зубчатых колес.
четание высоких показателей прочности и пластичности чугуна.
Бейнитный чугун – перспективный материал для изготовления зубчатых колес
Несмотря на весьма высокие показатели механических и эксплуатационных свойств бейнитного чу-
В настоящее время в России и за рубежом боль-
гуна и осуществление больших программ его иссле-
шое внимание уделяется внедрению прогрессивных
дования в ряде промышленно развитых стран, прак-
конструкционных материалов в машиностроении,
тическое применение литых деталей из этого мате-
которые позволяют значительно повысить надеж-
риала остаётся весьма ограниченным. Это может быть
ность и долговечность машиностроительной продук-
связано с очень жёсткими требованиями к базовым
ции, снизить ее металле – и энергоемкость.
отливкам, включающим высокую плотность, отсутст-
Одним из таких материалов является бейнитный
вие скрытых дефектов, минимальные допуски по
высокопрочный чугун с шаровидным графитом
структуре и химическому составу, ограничения по
(БВЧШГ), отличающийся от других типов чугунов
массе и толщине отливок из-за прокаливаемости. Тем
высокой прочностью (до 1500 МПа), пластичностью
не менее, бейнитный чугун является перспективным
(6 до 10 %) износостойкостью, усталостной прочно-
материалом и обладает неограниченными возможно-
стью. Это позволяет успешно применять БВЧШГ для
стями для получения различных литых изделий высо-
ответственных и высоконагруженных деталей взамен
кого качества.
заготовок из прокатной и кованой стали, в той числе
легированных и цементированных.
Заключение
Бейнитная структура в высокопрочных чугунах с
В связи с модернизацией двигателей семейства
шаровидный графитом (ВЧШГ) образуется при изо-
ЯМЗ-840, а также учитывая современные научно-
термической закалке.
технические достижения в области технологии изго-
Изотермическая закалка ВЧШГ состоит из на-
товления зубчатых колес для повышения и обеспе-
грева до аустенитного состояния (850…925 °С), вы-
чения стабильного качества, работоспособности и
держки в течение 1-2 ч и последующей закалки в
эксплуатационной надежности зубчатых колес меха-
средах с температурой 220.. .450 °С с выдержкой в
низма привода агрегатов целесообразным является
течение 0,5…6 ч. Формирование бейнитной структу-
совершенствование химико-термической обработки
ры проходит через три стадии. На стадии I происхо-
стальных колес и постепенный переход на изготов-
дит выделение ферритных игл или пластин и их рост,
ление зубчатых колес из бейнитного чугуна.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
103
Конструкция ДВС
УДК 621.43.011
В.И. Ершов, канд. физ.-мат. наук, З.Г. Ершова, канд. физ.-мат. наук
О КРУТИЛЬНЫХ КОЛЕБАНИЯХ КОЛЕНЧАТЫХ ВАЛОВ
При рассмотрении динамики двигателей внутреннего сгорания вопросам исследования крутильных колебаний коленчатых валов уделяется большое
внимание. В классических учебниках [1, 2, 3] подробно описана роль крутильных колебаний в двига-
d T
T
Qnc1 Qny1 Qnn1 ,
dt n1
n 1
где i , n 1 = углы поворота моторных масс и
маховика;
n - число моторных масс;
телестроении.
При изучении динамических явлений двигатель
Qir , Qic , Qiy , Qnn1 - обобщенные силы соответст-
внутреннего сгорания, обладающий бесконечным
вующие обобщенным координатам i и n 1 от, со-
числом степеней свободы, заменяется расчетной схе-
ответственно, сил давления газов, сил сопротивле-
мой с конечным числом степеней свободы.
ния, сил упругости, силы полезного сопротивления.
Наиболее сложными моделями являются контину-
Не нарушая качественной картины можно вы-
альные, например – конечно-элементная модель. Однако
числять кинетическую энергию для механической
применение метода конечных элементов связано с при-
системы с учетом приведения массы шатуна к оси
менением совершенных программных средств [3].
поршневого пальца и к оси шатунной шейки по из-
Простейшей моделью является система, состоящая из упругого прямолинейного вала постоянного диаметра, не обладающего массой и ряда наса-
вестной схеме.
Кинетическая энергия системы может быть
представлена в виде:
женных на этот вал сосредоточенных масс.
T
При исследовании режимов работы двигателя, в
частности при прохождении через резонанс, необхо-
1 n
1
m1i r 2 m2 i a12 i 2 i I 2 n 1 , (2)
2 i1
2
где a1 i r sin i
димо рассматривать более сложные модели: учитывать переменность осевого момента инерции мотор-
ниям, включая и полезное сопротивление [3, 4]. Для
получения дифференциальных уравнений движения
сы кривошипа и части массы шатуна;
m2i – масса поршня и часть массы шатуна, приведенная к оси поршневого пальца;
I - осевой момент инерции маховика.
Для коленчатого вала с n моторными массами и
маховиком система уравнений может быть представлена в следующем виде:
T
r
c
y
Qi Qi Qi ,
i
;
r
- кривошипно-шатунное отношение;
m1i – приведенные к оси шатунной шейки мас-
воспользуемся уравнениями Лагранжа II рода.
d T
dt
i
I = 1, …, n,
1 2 sin 2 i
ных масс и угловой скорости вала, более точно учитывать силовое воздействие, сопротивление колеба-
2 sin i cos i
Выражения для обобщенных сил приведены
ниже:
Qir Pi a1 i , Qny1 C n ,n 1 n n 1 ,
(1)
Qiy Ci 1,i i 1 i C i,i 1 i i 1 ,
(3)
Q ni i , Q nn 1 n1 , Q M n ,
где Pi – силы давления газов на i- ую моторную
c
i
c
n 1
n
n1
массу;
104
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
Ci-1, i, Cn,,
n+1
– жесткость участка коленчатого
Данная система дифференциальных уравнений
вала между, соответственно, i-1-й и i-й моторными
массами и между n-й моторной массой и маховиком;
Mn – приведенный к маховику момент полезно-
является нелинейной. Моделируя силу давления газов как функцию от угла поворота вала и от времени,
можно рассматривать процесс прохождения системы
го сопротивления;
ni , nn+1 – коэффициенты демпфирования на мо-
через резонанс.
торных массах и маховике.
Система (4) может быть решена численно с ис-
Жесткость участков коленчатого вала, коэффи-
пользованием современных пакетов прикладных
циенты демпфирования, приведенный момент по-
программ. Для качественной оценки протекающих
лезного сопротивления считаются постоянными. Ве-
процессов можно применить метод асимптотическо-
личина силы давления газов для стационарных про-
го интегрирования, используя в качестве малого па-
цессов является функцией от угла поворота вала, а
раметра кривошипно-шатунное отношение.
для нестационарных процессов является функцией
Список литературы
от угла поворота вала и от времени и может быть
смоделирована на основе индикаторной диаграммы.
С учетом преобразований система (1) приведе-
ных двигателей. – М.: Высш. шк., 1970. – 326 с. 2.
Чистяков В.К. Динамика поршневые и комбиниро-
на к виду:
i
bi
1. Попык К.Г. Динамика автомобильных и трактор-
ванных двигателей внутреннего сгорания. – М.: Ма-
1 b i 2
i Pr a1 i ni i
2 i
Ci 1,i i 1 i Ci ,i 1 i i 1
i= 1,…, n,
шиностроение, 1990. – 276 с. 3. Яманин А.И., Жаров А.В. Динамика поршневых двигателей. – М.:
(4)
n 1 nn 1 n 1 C n,n 1 n n 1 M n
I
Машиностроение, 2003. – 464 с. 4. Истомин П.А.,
Сорочкин М.М. Дополнитель-ные возмущения на
где bi m1i r m a i ;
моторных массах, вызванные изменением момента
bi
a
2m2i a1 i 1 i .
i
i
инерции // Двигателестроение. – 1980. – № 10 –С. 22
2
2
2i 1
– 25.
УДК 621.43
Н.Д. Чайнов, д-р техн. наук, Л.Л. Мягков, канд. техн. наук.,
В.С. Руссинковский, канд. техн. наук
ПРОГРАММНЫЙ КОМПЛЕКС ДЛЯ РАСЧЕТА ВИБРАЦИИ И СТРУКТУРНОГО
ШУМА КОРПУСНЫХ ДЕТАЛЕЙ АВТОМОБИЛЬНОГО ДИЗЕЛЯ
Введение
шума автомобиля. Законодательные нормы в области
Излучение шума в окружающее пространство
экологии планомерно требуют уменьшать внешний
поверхностью вибрирующих корпусных деталей ав-
шум транспортных средств, следовательно, актуаль-
томобильных двигателей, называемое структурным
ным является решение задачи снижение структурно-
шумом, является одним из основных источников
го шума автомобильных дизелей. Однако методы
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
105
Конструкция ДВС
Ci-1, i, Cn,,
n+1
– жесткость участка коленчатого
Данная система дифференциальных уравнений
вала между, соответственно, i-1-й и i-й моторными
массами и между n-й моторной массой и маховиком;
Mn – приведенный к маховику момент полезно-
является нелинейной. Моделируя силу давления газов как функцию от угла поворота вала и от времени,
можно рассматривать процесс прохождения системы
го сопротивления;
ni , nn+1 – коэффициенты демпфирования на мо-
через резонанс.
торных массах и маховике.
Система (4) может быть решена численно с ис-
Жесткость участков коленчатого вала, коэффи-
пользованием современных пакетов прикладных
циенты демпфирования, приведенный момент по-
программ. Для качественной оценки протекающих
лезного сопротивления считаются постоянными. Ве-
процессов можно применить метод асимптотическо-
личина силы давления газов для стационарных про-
го интегрирования, используя в качестве малого па-
цессов является функцией от угла поворота вала, а
раметра кривошипно-шатунное отношение.
для нестационарных процессов является функцией
Список литературы
от угла поворота вала и от времени и может быть
смоделирована на основе индикаторной диаграммы.
С учетом преобразований система (1) приведе-
ных двигателей. – М.: Высш. шк., 1970. – 326 с. 2.
Чистяков В.К. Динамика поршневые и комбиниро-
на к виду:
i
bi
1. Попык К.Г. Динамика автомобильных и трактор-
ванных двигателей внутреннего сгорания. – М.: Ма-
1 b i 2
i Pr a1 i ni i
2 i
Ci 1,i i 1 i Ci ,i 1 i i 1
i= 1,…, n,
шиностроение, 1990. – 276 с. 3. Яманин А.И., Жаров А.В. Динамика поршневых двигателей. – М.:
(4)
n 1 nn 1 n 1 C n,n 1 n n 1 M n
I
Машиностроение, 2003. – 464 с. 4. Истомин П.А.,
Сорочкин М.М. Дополнитель-ные возмущения на
где bi m1i r m a i ;
моторных массах, вызванные изменением момента
bi
a
2m2i a1 i 1 i .
i
i
инерции // Двигателестроение. – 1980. – № 10 –С. 22
2
2
2i 1
– 25.
УДК 621.43
Н.Д. Чайнов, д-р техн. наук, Л.Л. Мягков, канд. техн. наук.,
В.С. Руссинковский, канд. техн. наук
ПРОГРАММНЫЙ КОМПЛЕКС ДЛЯ РАСЧЕТА ВИБРАЦИИ И СТРУКТУРНОГО
ШУМА КОРПУСНЫХ ДЕТАЛЕЙ АВТОМОБИЛЬНОГО ДИЗЕЛЯ
Введение
шума автомобиля. Законодательные нормы в области
Излучение шума в окружающее пространство
экологии планомерно требуют уменьшать внешний
поверхностью вибрирующих корпусных деталей ав-
шум транспортных средств, следовательно, актуаль-
томобильных двигателей, называемое структурным
ным является решение задачи снижение структурно-
шумом, является одним из основных источников
го шума автомобильных дизелей. Однако методы
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
105
Конструкция ДВС
расчета вибрации и структурного шума корпусных
деталей автомобильных двигателей разработаны на
сегодняшний день недостаточно. Разработке точной
аналитической модели препятствует сложная гео-
2) расчет вибрации корпусных деталей под действием сил и давлений, определенных на 1 этапе;
3) расчет излучения звука (шума) вызванного
вибрацией наружных поверхностей.
метрическая форма корпусных деталей. Настоящая
На 1 этапе, исходя из анализа принципа работы
статья посвящена разработке метода численного рас-
двигателя, выявляются силы и давления, которые
чета вибрации и структурного шума корпусных де-
вызывают наиболее значимые воздействия на вибра-
талей автомобильных дизелей на основе сочетания
цию корпусных деталей, детали корпуса, которые
конечно-элементного и гранично-элементного мето-
будут учитываться при расчете вибрации и излуче-
дов.
ния звука.
На 2 этапе определяются законы движения корОбщие положения метода и алгоритм расче-
та
пусных деталей под действием сил, определенных на
1 этапе.
Структурный шум является следствием вибрации наружных поверхностей корпусных деталей, а
вибрация вызвана силами, воздействующими на корпусные детали. Следовательно, для того, чтобы рассчитать структурный шум, излучаемый двигателем,
необходимо в том или ином виде проделать три основных этапа вычислений (рис.1):
На 3 этапе определяется закон изменения во
времени звукового давления в пространстве, окружающем наружную поверхность математической
модели корпусных деталей.
Для того чтобы разрабатываемая для расчета
структурного шума и вибрации математическая модель была промышленно эффективна на практике,
были сделаны некоторые общие допущения:
Количество источников шума, учитываемых
при расчете, фиксировано и задается на этапе построения модели конкретного двигателя. Сила или
давление воздействующего источника шума задается
функцией от времени.
Точки приложения сил и поверхности приложения давлений, вызывающих вибрацию, неподвижны.
Уравнения динамики, используемые при расчете вибрации под действием приложенных воздействий, линейны и имеют постоянные коэффициенты.
Звуковое поле структурного шума, излучаемого
корпусными деталями, представляется как суперпозиция конечного количества одночастотных гармо-
Рис. 1. Общий алгоритм расчета структурного
шума и вибрации корпусных деталей дизеля
нических полей с дискретным набором частот, амплитуда и фаза которых не меняются во времени.
Для расчета излучения звука используется ли-
1) расчет сил и давлений, действующих на корпусные детали;
106
нейная теория акустики. Вибрация корпусных деталей, которая является граничным условием при расДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
чете излучения звука, точно или приближенно представляется суперпозицией одночастотных гармонических колебаний с постоянной фазой и амплитудой
с частотами, которые равны или кратны частоте
вспышек в цилиндрах двигателя.
Источники вибрации
В образовании вибрации и структурного шума
участвуют большинство механизмов и систем двигателя. Это силы, передающиеся на корпус при работе
кривошипно-шатунного, газораспределительного механизмов, привода топливного насоса; пульсирующее
давление во впускных и выпускных трубопроводах, в
улитке турбокомпрессора, в корпусе воздухоочистителя; удары поршня о гильзу при перекладках, удары
впускных и выпускных клапанов при посадке на седла, удары игл о наконечники распылителей форсунок,
удары в зацеплениях зубчатых колес приводов; пульсации давления в цилиндрах при сгорании топлива;
другие источники. Однако следует принять во вни-
Рис. 2. Приведение боковой силы КШМ
к неподвижной точке
Воздействие на коренные опоры рассматривается по разрезной схеме коленчатого вала, силы от
соседних цилиндров, действующих на общую коренную опору, суммируются (рис. 3).
мание логарифмический характер зависимости между громкостью шума, воспринимаемой человеческим
ухом, и энергией сигнала шума. Источники шума,
уровень звукового давления которых на 10 дБ меньше наиболее громкого источника, практически не
слышны на его фоне. Соответственно в большинстве
случаев, если не ставится специальная задача оценки
вклада определенного источника шума, достаточно
ограничиться основными источниками вибрации.
Это силы воздействия на корпус, возникающие
при работе кривошипно-шатунного механизма и
удары поршня о гильзу цилиндров при перекладках.
Для того, чтобы модель силы взаимодействия
между поршнем и цилиндром соответствовала принятым допущениям, ее перемещающаяся точка при-
Рис. 3. Применение разрезной схемы коленчатого
вала при расчете реакций коренных опор
ложения приводится к неподвижной плоскости. Пе-
Продолжительность удара поршня о гильзу при
ренос точки приложения компенсируется введением
перекладке значительно меньше периодов колебаний
момента, равного произведению боковой силы на
диапазона звуковых частот. Поэтому удар может
плечо переноса (рис. 2).
быть охарактеризован не законом изменения силы во
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
107
Конструкция ДВС
времени, а интегральной величиной – импульсом
Комплексные коэффициенты передачи
силы при ударе.
Использование функциональной модели стано-
Для описания частотного спектра удара при пе-
вится возможным благодаря использованию теории
рекладке поршня применяется модель импульса с
передаточных функций. Теория передаточных функ-
равномерным ограниченным по верхней частоте
ций позволяет установить зависимость между сигна-
спектром (рис. 4).
лами x(t) на входе и y(t) на выходе линейной цепи с
~
помощью единственной функции K () , характеризующей данную линейную цепь и называемой комплексным коэффициентом передачи [2].
~
~
Если X () и Y () - спектры функций x(t) и
Рис. 4. Модель спектра ударного импульса
при перекладке поршня
y(t) соответственно, то:
~
~
~
Y () K () X ()
(1)
Входной и выходной сигналы не обязательно
Функциональная модель
должны иметь одинаковую физическую размерность.
Свойства линейности предлагаемой математи-
В расчете вибрации и шума используются два ком-
ческой модели расчета вибрации позволяют использовать при расчетах функциональную модель двигателя.
плексных коэффициента передачи:
— комплексный коэффициент передачи скорости: (для обозначения взята первая буква от греч.
Каждое силовое воздействие на корпусные де-
ταχύτητα – скорость):
тали двигателя представляется «входом». Изменение
~
v j ()
~
T jk () ~n
f ()
силы воздействия каждого «входа» во времени при
(2)
проведении расчетов характеризуется его частотным
спектром. Параметрами, получаемыми на «выходах»
где v~nj () - комплексная амплитуда скорости
функциональной модели, являются виброскорость
колебаний на частоте корпусной детали по норма-
колебаний поверхности корпусных деталей и интен-
ли к поверхности в контрольной точке j-ого гранич-
сивность излучения звука на поверхности корпусных
ного элемента,
~
~
f () F () - комплексная амплитуда k-ого си-
деталей. На основании выходных параметров получают результаты, которые представляют конечный
интерес, например, суммарную мощность излучения
звука, давление звука в точках расположения измерительных микрофонов согласно [1] и другие. При
этом результат суммарного воздействия входов зави-
лового воздействия;
— комплексный коэффициент передачи давления (для обозначения взята первая буква от греч.
πίεση – давление):
~
p j ()
~
jk () ~n
f ()
сит от их природы. Если силы, действующие на входах, когерентны, то учитывается их взаимная интерференция, а если не когерентны, то суммарная энергия шума и вибрации определяется суммированием
энергии каждого входа в отдельности.
(3)
pnj () - комплексная амплитуда давления
где ~
звука, излучаемого на частоте поверхностью корпусной детали в контрольной точке j-ого граничного
элемента.
108
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
Применение теории передаточных функций по-
Граница расчетной области разбивается на
зволяет быстро проводить вычисления шума и виб-
трех-
рации по единовременно вычисленным комплекс-
(рис. 5).
и четырехугольные граничные элементы
ным коэффициентам передачи.
Расчет вибрации
Для вычисления комплексного коэффициента
передачи скорости необходимо вычислить отклик
корпусных деталей на единичную гармонически изменяющуюся силу, приложенную на «вход», в зави-
б)
а)
симости от частоты колебаний. В случае численных
расчетов комплексный коэффициент передачи для
Рис. 5. Треугольный и четырехугольный граничные
элементы
качественной интерполяции должен вычисляться с
достаточно мелким шагом по частоте, что требует
проведения
огромного
количества
конечно-
элементных расчетов. В таких случаях для механических систем с большим числом степеней свободы
В основе НМГЭ лежит [5] использование понятий плотности источников поля e(x) и фундаментальное решение уравнения Гельмгольца:
~
1 ik r
,
G ( x, )
e
4 r
нашел широкое применение приближенный метод
(5)
решения разложением по базису собственных векторов (в литературе также метод суперпозции, метод
где x и - координаты точки расположения источника поля и точки наблюдения,
главных координат [4]).
|r| - расстояние между x и .
Расчет излучения звука
Распространение акустических волн описывается волновым уравнением, которое для случая стационарных одночастотных гармонических акустиче-
Если имеется несколько источников акустичеp () в произвольского поля, то их суммарное поле ~
ной точке определяется суперпозицией:
~
~
p () e( x ) G ( x, )dS
ских волн принимает вид уравнения Гельмгольца:
~
p k2~
p 0,
(4)
где ~
p - комплексная амплитуда давления,
k
(6)
S
- волновое число,
c
После отыскания неизвестной функции интенсивности источников поля e(x ) можно определить
p () для произвольной точки
используя (6) значения ~
пространства.
- круговая частота колебаний,
c - скорость звука.
Пример практического применения
Для решения задачи распространения гармони-
Разработанный программный комплекс был ис-
ческих акустических волн, описываемых уравнением
пользован для расчетов структурного шума и вибра-
Гельмгольца, используется непрямой метод гранич-
ции двигателя 8ЧН 12/13. Расчеты проводились со-
ных элементов (НМГЭ) [5].
гласно [1] в октавах 125 Гц, 250 Гц, 500 Гц, 1кГц, 2
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
109
Конструкция ДВС
кГц, 4 кГц, 8 кГц.
На рис. 6 представлена конечно-элементная модель двигателя (~ 300 тыс. степеней свободы), использовавшаяся при расчете вибрации.
Рис. 7. Контур гранично-элементной модели
и суммарное поле интенсивности излучения звука
поверхностью корпусных деталей
Рис. 6. Конечно-элементная модель
дизеля 8ЧН 12/13
Список литературы:
На рис. 7 показана гранично-элементная модель
двигателя (~ 3500 граничных элементов) и поле суммарной по всем октавам интенсивности звукового
излучения, которое показало повышенное излучение
звука головками крайних цилиндров и поверхностями в развале двигателя
1. ОСТ 37.001.266-83 Шум автомобильных двигателей. Допустимые уровни и методы измерения. – М.:
Изд-во стандартов. – 1983. – 12 с. 2. Рабинер П.,
Гоулд Б. Теория и применение цифровой обработки
сигналов. – М.: Мир, 1978. – 125 с. 3. Бате К., Вилсон Е.. Численные методы анализа и метод конечных элементов. – М: Стройиздат, 1982. – 180 с. 4.
Бидерман В.Л. Прикладная теория механических
колебаний. Учеб. пособие для втузов. – М.: Высш.
шк. – 1972. – 220 с. 5. Бенерджи П., Баттерфилд Р.
Метод граничных элементов в прикладных науках. –
М.: Мир, 1984. –165 с.
УДК 621 22
Г.А. Василенко, инж., Ю.П. Манжос, инж.
РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ ГИДРОЦИЛИНДРА С ДВУХСТОРОННИМ ШТОКОМ С
УЧЕТОМ ПОГРЕШНОСТЕЙ ЕГО ИЗГОТОВЛЕНИЯ
за собой значительное увеличение массы, поэтому
Введение
систем
задача расчета гидроцилиндра с целью обеспечения
управления летательными аппаратами требует соз-
его минимального веса актуальна и имеет важное
дания гидроприводов с силовыми цилиндрами, обла-
практическое значение.
Увеличение
энерговооруженности
дающими большими ходами и усилиями. Это влечет
110
Наиболее существенным моментом является опДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
кГц, 4 кГц, 8 кГц.
На рис. 6 представлена конечно-элементная модель двигателя (~ 300 тыс. степеней свободы), использовавшаяся при расчете вибрации.
Рис. 7. Контур гранично-элементной модели
и суммарное поле интенсивности излучения звука
поверхностью корпусных деталей
Рис. 6. Конечно-элементная модель
дизеля 8ЧН 12/13
Список литературы:
На рис. 7 показана гранично-элементная модель
двигателя (~ 3500 граничных элементов) и поле суммарной по всем октавам интенсивности звукового
излучения, которое показало повышенное излучение
звука головками крайних цилиндров и поверхностями в развале двигателя
1. ОСТ 37.001.266-83 Шум автомобильных двигателей. Допустимые уровни и методы измерения. – М.:
Изд-во стандартов. – 1983. – 12 с. 2. Рабинер П.,
Гоулд Б. Теория и применение цифровой обработки
сигналов. – М.: Мир, 1978. – 125 с. 3. Бате К., Вилсон Е.. Численные методы анализа и метод конечных элементов. – М: Стройиздат, 1982. – 180 с. 4.
Бидерман В.Л. Прикладная теория механических
колебаний. Учеб. пособие для втузов. – М.: Высш.
шк. – 1972. – 220 с. 5. Бенерджи П., Баттерфилд Р.
Метод граничных элементов в прикладных науках. –
М.: Мир, 1984. –165 с.
УДК 621 22
Г.А. Василенко, инж., Ю.П. Манжос, инж.
РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ ГИДРОЦИЛИНДРА С ДВУХСТОРОННИМ ШТОКОМ С
УЧЕТОМ ПОГРЕШНОСТЕЙ ЕГО ИЗГОТОВЛЕНИЯ
за собой значительное увеличение массы, поэтому
Введение
систем
задача расчета гидроцилиндра с целью обеспечения
управления летательными аппаратами требует соз-
его минимального веса актуальна и имеет важное
дания гидроприводов с силовыми цилиндрами, обла-
практическое значение.
Увеличение
энерговооруженности
дающими большими ходами и усилиями. Это влечет
110
Наиболее существенным моментом является опДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
ределение параметров устойчивости гидроцилиндра.
рактерных участка (рис.1)
В литературе данный вопрос освещен неполно. Известный способ расчета [1] ориентирован лишь на гидроцилиндр с односторонним штоком без учета особенностей нагружения и погрешностей изготовления.
В данной работе предлагается расчет гидроцилиндра с двусторонним штоком, находящегося под
действием сжимающих усилий Q, моментов трения в
шарнирах Mтр1 и Mтр2 , а также поперечных сил Q1 и
Q2 , обусловленных массой привода под действием
линейных перегрузок.
Кроме того, учитываются погрешности изготовления отдельных элементов гидроцилиндра:
– смещения осей шарнира со стороны штока
Рис. 1. Схема нагружения гидроцилиндра:
1 – шток; 2 – цилиндр; 3 – тяга; L1 – длина штока в максимально выдвинутом положении от пальца
до наружной поверхности донышка цилиндра; L2 –
длина цилиндра между наружными поверхностями
донышек; L3 – длина тяги от пальца до наружной
поверхности донышка цилиндра; XG – расстояние
от центра тяжести привода до торца цилиндра со
стороны штока
(тяги) – A1 (A2);
– смещение осей отверстия под шток (тягу)
относительно оси цилиндра в его правом (левом)
торце – Е1 (Е2);
– биения штока (тяги) – Е3 (Е4);
– радиальные зазоры между штоком (тягой) и
отверстием под шток (тягу) в правом (левом) торце
Рис. 2. Расчетная схема гидроцилиндра
цилиндра – 11 (22).
Неподвижная плоскость отсчета – плоскость АОсновная часть
А. Оси координат выбраны следующим образом: ось
Для выполнения расчета силового цилиндра на
x - по линии действия сжимающей нагрузки Q; ось y
устойчивость разработана специальная методика, в
- по направлению прогибов гидроцилиндра.
которой рассмотрена его статическая модель. Она
С учетом погрешностей изготовления элемен-
достаточно точно описывает его реальную работу и
тов гидроцилиндра угол между осью x и горизон-
позволяет производить расчет прочности при нагру-
тальной осью x, перпендикулярной неподвижной
жениях,
плоскости А-А , можно определить по формуле:
близких
к
потере
устойчивости.
В результате определяется критическое усилие, при
котором теряется устойчивость цилиндра с максимально выдвинутым штоком.
Схема нагружения гидроцилиндра приведена на
рис.1.
Расчетная схема гидроцилиндра представлена на
рис. 2.
Гидроцилиндр разбивается по длине на три хаДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
A1 E 3 y E1 11 A2 E 4
,
L1 L2 L3
где y L1 – смещение оси штока в правом
шарнире, обусловленное углом (рис. 2), равным
11 E 1 22 E 2
,
L2
L1, L2, L3 – геометрические размеры гидроци
линдра (длины участков разбиения).
111
Конструкция ДВС
Дифференциальное уравнение изогнутой оси
штока имеет вид [2]
со стороны штока, кГссм.;
DP1 – диаметр пальца в шарнире со стороны
2
d y
Q y M ТР1 Q1 x ,
dx 2
d2y
1
или
a122 y
M ТР1 Q1 x ,
E11 I1
dx 2
Q
где a122
;
E11 I1
Е11 – модуль упругости материала штока,
E11 I1
штока, см;
fТР – коэффициент трения в шарнире;
Q1 – поперечная сила в шарнире со стороны
штока, обусловленная силой веса привода с учетом
действия линейных перегрузок, кГс.
Q1
2
кГс/см ;
I1 – момент инерции поперечного сечения што-
G ( L2 X G L3 )
,
L1 L2 L3
G M AG – сила веса привода с учетом действия линейных перегрузок, кГс,
ка, см4.
I1
D24(1)
64
1
D14(1)
D24(1)
M – вес привода, кг;
,
D1(1), D2(1) – внутренний и наружный диаметр
АG – заданная перегрузка;
XG – расстояние от координаты центра тяжести
привода до торца цилиндра со стороны штока, см.
штока, соответственно, см;
Q – тормозное усилие (осевая сжимающая на-
Упругие линии осей штока, тяги и цилиндра в
нагруженном состоянии представлены на рис. 3.
грузка), кГс;
M ТР1 0,5QDP1 f ТР – момент трения в шарнире
Рис. 3. Упругие линии осей штока, тяги и цилиндра в нагруженном состоянии
Общий интеграл уравнения оси штока равен
M Q1 x
y a sin(a12 x) b cos( a12 x ) TP1
,
Q
где a и b – постоянные интегрирования, кото-
рые определяются из граничных условий при x = 0,
dy y E3 L1 y1 y 2
y = A1; x = L1,
,
dx
L1
L2
y1
Q y1C M ТР1 Q1 L1 L22
3E11 I 1
;
y2
Q y 2C M ТР 2 Q2 L3 L22
3E 22 I 2
;
M ТР 2 0,5 Q D P 2 f ТР – момент трения в шарнире со стороны тяги, кГссм,
DP2 - диаметр пальца в шарнире со стороны тяги, см;
Q2 – поперечная сила в шарнире со стороны тяги, обусловленная силой веса привода с учетом действия линейных перегрузок, кГс
112
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
Q2
цилиндр; 3 – тяга):
G ( X G L1 )
;
L1 L2 L3
углы ,
y1C – прогиб штока при x=L1
y 1C a sin (a12 L1 ) b cos (a12 L1 )
углом , без нагрузки: = 0,00131см; = 0,00238;
M TP1 Q1 L1
,
Q
y2C – прогиб тяги при x=L3
y = 0,0561 см;
прогиб
и
максимальные
напряжения
поперечного сечения штока в месте его соединения с
y 2C c sin (a 22 L3 ) d cos (a22 L3 )
2
a 22
и смещение y , обусловленное
M ТР 2 Q2 L3
,
Q
Q
;
E 33 I 3
поршнем при рабочей нагрузке P = 6000 кГс:
y1C = 0,128 см; 1 = 2844 кГс/см2.
Параметры устойчивости:
Е33 – модуль упругости материала тяги, кГс/см2;
I3 – момент инерции поперечного сечения тяги,
гидроцилиндр неустойчив при P = 22800 кГс;
= 0,02818 радиан; y1С = 1,0930см.
гидроцилиндр устойчив при PY = 22200 кГс;
см4
I1
D24(3)
(1
D14( 3)
);
D24(3)
с и d – постоянные интегрирования, которые
64
= 0,02534 радиан; y1CY = 0,9908см.
На рис. 4 представлена зависимость прогиба
штока Y1 от осевой сжимающей нагрузки.
определяются из граничных условий при x = 0,
y1С, cм
dy E 4 L3
.
dx
L3
Угол в нагруженном состоянии гидроцилинд-
1.50
E1 11 y 2 y1C L1 y 2C L3
.
L1 L2 L3
Для проверки предложенного способа выпол-
0.50
0.25
y = A2; x = L3,
ра:
н
1.25
1.00
0.75
0.00
нен расчет на ПЭВМ по программе, составленной по
0
10
20
специальной методике для гидроцилиндра двухстороннего действия с односторонним штоком.
В качестве исходных данных приняты следую-
30
Р10-3, кГс
Рис.4. Зависимость прогиба штока y1С от осевой
сжимающей нагрузки
щие величины:
Q = 6000 кГс;
M = 10 кГс;
AG = 15; L1 = 23,5см;
L2 = 16,7см;
L3 = 17,75см;
XG = 10,4см;
DP1 = DP2 = 3см;
D1(1) = 0; D2(1) = 2,8см;
D1(2) = 6,6см;
D2(2) = 8см;
D1(3) = 3,2см;
Таким
образом,
запас
устойчивости
для
гидроцилиндра составляет:
P 22200
3,7 .
Q
6000
С целью сравнительного анализа расчет этого
n уст
D2(3) = 5,2см;
же силового цилиндра был произведен по твердо-
Е22 = 2106 кГс/см2;
тельной модели без учета погрешностей изготовле-
E33 = 210 кГс/см2;
fТР = 0,2; 0,005см;
ния с помощью программы COSMOS Works 6.0.
Е1 = Е2 = 0,01см;
Е3 = Е4 = 0,005см;
Результаты показывают завышенный запас
6
2
Е11 = 210 кГс/см ;
6
11 = 22 = 0,01см.
Результаты расчета (индексы: 1 – шток; 2 –
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
устойчивости nуст = 4,18 и вполне подтверждают
правильность выше приведенного расчета (рис. 5).
113
Конструкция ДВС
Заключение
Представленная математическая модель гидроцилиндра позволяет изучить его поведение при нагрузках, близких к критическим. Это дает возможность при проектировании гидроцилиндра выбрать
конструктивные параметры, обеспечивающие необходимый запас устойчивости при минимальном весе.
Список литературы:
1. Марутов В.А., Павловский С.А. Гидро-цилиндры. –
М.: Машиностроение, 1966. – 172 с. 2. Биргер И.А.,
Рис.5. Расчет гидроцилиндра на устойчивость по
твердотельной модели
Шорр Б.Ф., Иосилевич Г.Б. Расчет на прочность
деталей машин. – М.: Машиностроение, 1979. –
702 с.
УДК 006.86:620.178.16(045)
Н.А. Ходак, канд. техн. наук, О.А. Вишневский, асп., В.А. Шолопов, инж.
МОДЕРНИЗАЦИЯ ОБОРУДОВАНИЯ И СРЕДСТВ ДЛЯ ИССЛЕДОВАНИЯ
ПРОЦЕССОВ АБРАЗИВНОГО ИЗНАШИВАНИЯ МАТЕРИАЛОВ И ИХ
МОДЕЛИРОВАНИЯ
Общая постановка проблемы и ее связь с на-
собности элементов конструкций и их конструкционных материалов, которые работают в условиях абра-
учно-практическими проблемами
Абразивное изнашивание является одним из рас-
зивного изнашивания, на их рабочие поверхности на-
элементов
носят покрытия различными способами, что приводит
авиационных конструкций, деталей узлов трения авто-
к существенным изменениям механизмов и кинетики
мобилей, деталей сельскохозяйственных, строитель-
процессов разрушения поверхностных слоев деталей.
пространенных
видов
повреждаемости
ных, горных и других машин путем попадания на их
В связи с этим появляется научно-практическая
поверхности в процессе эксплуатации частиц мине-
необходимость разработки современного экспери-
рального происхождения SiO2, глинозема, горных по-
ментального оборудования для исследования про-
род, продуктов износа поверхностей самих деталей с
цессов абразивного изнашивания и механических
выступами шероховатостей более твердых поверхно-
свойств материалов и их покрытий, разработки ме-
стей с их твердыми структурными составляющими
тодик определения экстремальных скоростей изна-
(оксидные пленки и др.).
шивания, критериев оценки процессов изнашивания
Для обеспечения более длительной работоспо-
114
и их математического моделирования с целью опре-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
Заключение
Представленная математическая модель гидроцилиндра позволяет изучить его поведение при нагрузках, близких к критическим. Это дает возможность при проектировании гидроцилиндра выбрать
конструктивные параметры, обеспечивающие необходимый запас устойчивости при минимальном весе.
Список литературы:
1. Марутов В.А., Павловский С.А. Гидро-цилиндры. –
М.: Машиностроение, 1966. – 172 с. 2. Биргер И.А.,
Рис.5. Расчет гидроцилиндра на устойчивость по
твердотельной модели
Шорр Б.Ф., Иосилевич Г.Б. Расчет на прочность
деталей машин. – М.: Машиностроение, 1979. –
702 с.
УДК 006.86:620.178.16(045)
Н.А. Ходак, канд. техн. наук, О.А. Вишневский, асп., В.А. Шолопов, инж.
МОДЕРНИЗАЦИЯ ОБОРУДОВАНИЯ И СРЕДСТВ ДЛЯ ИССЛЕДОВАНИЯ
ПРОЦЕССОВ АБРАЗИВНОГО ИЗНАШИВАНИЯ МАТЕРИАЛОВ И ИХ
МОДЕЛИРОВАНИЯ
Общая постановка проблемы и ее связь с на-
собности элементов конструкций и их конструкционных материалов, которые работают в условиях абра-
учно-практическими проблемами
Абразивное изнашивание является одним из рас-
зивного изнашивания, на их рабочие поверхности на-
элементов
носят покрытия различными способами, что приводит
авиационных конструкций, деталей узлов трения авто-
к существенным изменениям механизмов и кинетики
мобилей, деталей сельскохозяйственных, строитель-
процессов разрушения поверхностных слоев деталей.
пространенных
видов
повреждаемости
ных, горных и других машин путем попадания на их
В связи с этим появляется научно-практическая
поверхности в процессе эксплуатации частиц мине-
необходимость разработки современного экспери-
рального происхождения SiO2, глинозема, горных по-
ментального оборудования для исследования про-
род, продуктов износа поверхностей самих деталей с
цессов абразивного изнашивания и механических
выступами шероховатостей более твердых поверхно-
свойств материалов и их покрытий, разработки ме-
стей с их твердыми структурными составляющими
тодик определения экстремальных скоростей изна-
(оксидные пленки и др.).
шивания, критериев оценки процессов изнашивания
Для обеспечения более длительной работоспо-
114
и их математического моделирования с целью опре-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
деления сравнительных характеристик материалов и
факторов, определяющих тот или иной вид изнаши-
покрытий их абразивной износостойкости, и которое
вания и механизм его развития. В основе механизма
могло бы составить основу при разработке соответ-
этого процесса лежит взаимодействие абразивной
ствующего стандарта на проведение испытаний ма-
частицы с металлом, которое состоит из двух этапов:
териалов на абразивное изнашивание.
1) внедрения абразивной частицы в металл; 2) посту-
Известно, что в комплект существующих машин
пательное перемещение ее вдоль поверхности. В
трения типа “Бринеля”, которые предназначены для
большинстве случаев исследования проводили на
исследования процессов абразивного изнашивания
железоуглеродистых сплавах. Вопросы исследования
материалов не входят устройства регистрации харак-
свойств покрытий нанесенных на различные стали на
терных параметров, отвечающих современным требо-
сегодня еще недостаточно широко изучены.
ваниям экспериментальных исследований [1-4]. В
Непосредственно,
вопросами
моделирования
этой связи возникает необходимость в каждом кон-
процессов абразивного износа различных материалов
кретном случае в лабораторных условиях разрабаты-
занимались наиболее известные ведущие специалисты
вать средства контроля необходимых определенных
в области трения и износа [12, 13] и др. Однако задачи
характерных параметров. Отсутствие координации
на установление связи между весовым износом и мак-
работ в указанной области приводит к созданию раз-
симальной глубиной лунки или износом и площадью
нородной аппаратуры одного предназначения, что в
поверхности лунки до настоящего времени не нахо-
свою очередь, приводит к дополнительным затратам
дили решения исследователями. В работе [14] сделана
интеллектуальных и материальных средств.
попытка найти решение этой задачи. Однако полу-
В большинстве случаев конкретные структурные и схемные решения определяются преимущественно на основе личного опыта и интуиции разработчиков.
ченный результат оказался громоздким и неудобным
в использовании.
В работе [15] получена модель абразивного износа,
которая не учитывает зависимости весового износа от
Поэтому вопросы модернизации и создания но-
линейного износа, в ней не указанны методы построения
вых средств и оборудования с современными систе-
универсальной модели для всех материалов, т.е. отсут-
мами автоматизации экспериментальных исследова-
ствует универсальный обобщенный принцип построения
ний данного класса, а также их внедрения в выработ-
модели абразивного изнашивания.
ку соответствующих стандартов, являются весьма
В некоторых существующих моделях [16,17]
актуальны. Не менее актуальными также являются и
основу
составляет
вероятностно-статистический
решения задач математического моделирования про-
подход, но недостатком указанных моделей есть
цессов абразивного изнашивания, необходимых для
громоздкость и неудобство в использовании так, как
получения сравнительных характеристик материалов
включают ограниченное число характерных пара-
по абразивной износостойкости.
метров, но которые влияют на износостойкость. В
этой связи возникает необходимость создания уни-
Обзор публикаций и анализ нерешенных
проблем
версальной и обобщенной модели, которая учитывала бы влияние многих факторов на процесс изнаши-
Виды и механизмы абразивного изнашивания
вания и была бы применима для разных материалов
конструкционных материалов освещены в работах
и условий использования. Понятно, что для разра-
[5–11] и др. Исследователи отмечают разнообразие
ботки и экспериментальных проверок моделей, опи-
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
115
Конструкция ДВС
сывающих процесс абразивного изнашивания, необ-
Кроме этого существующая установка “Брине-
ходима соответствующая экспериментальная база,
ля” оборудована шестиразрядным механическим
которая в настоящее время в исследовательских ла-
счетчиком для регистрации количества оборотов
бораториях отсутствует [1-4].
резинового ролика (на рис.1 не показан). Смонтирован счетчик с обратной стороны установки возле
Цель работы
выходного вала электропривода для вращения роли-
В настоящей статье рассматриваются отдель-
ка. Регистрировать обороты ролика при расположе-
ные вопросы разработки средств контроля и регист-
нии счетчика, за установкой оператору затрудни-
рации характерных параметров при проведении ис-
тельно, что является существенным недостатком при
пытаний материалов на абразивное изнашивание на
многократном регистрировании данных параметров
машинах типа “Бринеля”, выполненных на совре-
в процессе испытаний.
Установленные шестиразрядные механические
менной элементной базе.
Этот метод испытаний на машинах данного ти-
счетчики с кулачковым механизмом имеют малые
па приближается к американскому методу входяще-
размеры цифр, что в свою очередь затрудняет работу
му в стандарт АСТМС6585. На рис.1 представлена
оператора и в силу конструктивных исполнений не
схема
“Бринеля”.
дают возможности перенести такой счетчик в точку
Кроме этого в работе рассматривается вопрос опре-
удобную для оператора. В этой связи предложено
деления максимальной и минимальной скорости из-
механический счетчик заменить автоматическим
нашивания среднеуглеродистой стали с покрытиями.
электронным с цифровой индикацией типа ЕСА-3,
экспериментальной
установки
который выпускается серийно [18]. При этом достигается дистанционность регистрации количества
оборотов ролика. Суть предложения заключается в
6
7
том, что на вал механического счетчика устанавливается специально изготовленный диск с перифе-
5
4
рийным одним отверстием, через которое проходит
8
3
импульс света от осветителя, расположенного с ле-
2
вой стороны диска на фотоэлектрический преобразователь, помещенный на одном уровне с осветителем
9
с правой стороны диска. При вращении диска им1
пульс света, попадающий от отверстия на фотодатчик,
10
0
соответствующий одному обороту выходного вала
механического счетчика, регистрируется теперь элек-
Рис.1. Схема экспериментальной установки:
1 – бункер для собирания отработанного абразива; 2 –
образец исследуемого материала; 3 – вращающийся
резиновый ролик; 4 – втулка для ролика; 5 – бункер
для свободного абразива; 6 – рычаг для регулирования скорости подачи абразива;
7 – свободный абразив; 8 – лоток для подачи абразива; 9 – рычаг для регулирования усилий прижимания
ролика к поверхности абразива;
10 – нагружение рычага силой P0
116
тронным счетчиком. Таким образом получаем одно из
возможных модернизированных технических решений рассматриваемой задачи.
На рис.2 и 3 показана структурная схема датчика скорости вращения резинового ролика nи и принципиальная схема усилителя сигнала фотоприемника
3, которые могут служить вторым вариантом решеДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
ния поставленной задачи. Особенностью второго
на вход электронного блока 1. Транзистор V3 служит
варианта является возможность передачи регистра-
для согласования выхода D1 со входом электронного
ции скорости вращения резинового ролика nи и ко-
блока 1. На рис.2 электронная часть датчика изме-
личество оборотов, выполненных в период экспери-
ряемой скорости nи обозначена в виде блока 4.
мента Nэ на монитор компьютера.
nи
1
2
3
Рис.2. Структурная схема датчика измеряемой
скорости вращения nи ролика:
1 – фотодиод с инфракрасным излучением (тип
КФДМ) 2 – модулятор излучения фотодиода 1; 3 –
фотоприемник (тип АЛ108А) инфракрасного промодулированного излучения фотодиода 1; 4 – усилитель сигнала фотоприемника 3 (см. рис.3)
V1
R4
+5в
модулятор
R1
+5в
1
1
-5в
Uвых
2
3
4
2
3
4
D1
V2
4
W
3
+5в
2
R2
R3
8
+5в
+5в
R5
7
11
6
R
9
R
U
-U
Uвых
R6
R7
3
На вход
блока 1
Рис.4.
4
V3
Рис.3. Принципиальная схема усилителя сигнала
фотоприемника 3 (см. рис.2)
nи
nдв
1
5
~ 220 В, 50 гц
6
7
~ 220 В, 50 гц
nи
2
4
Рис.4. Блок-схема кабельных и механических связей
комплектующих изделий модернизированной экспериментальной установки:
1 - электронный блок ТЦ-3М (579.6050.00.000) измерения скорости вращения (в об/мин.) с цифровой индикацией; 2 - цифровой электромеханический суммирующий счетчик числа оборотов (интегратор nи)
N c f nи , t , где t – время; 3 - датчик скорости вращения (nи) с инфракрасным излучателем и фотоприемником с усилителем выполненного на микросхеме
К554МА3 – 1 шт; 4 - датчик (прерыватель) сигнала,
один импульс которого, соответствует одному
обороту резинового ролика; 5 - резиновый ролик (см.
рис.1.), вращается со скоростью nи; 6 - редуктор с
передаточным числом i ≈ 0,04166; 7 - двигатель ЗФ,
кор.замк., тип АОЛ 011/4, 220/380В, 50Вт, 50Гц,
КПД 0,43, cos=0,62, ГОСТ 3212-56
Датчик скорости вращения резинового ролика 3
Модулятор излучения светодиода V1 представ-
(рис. 1) состоит из двух основных частей: электрон-
ляет собой металлический тонкий диск диаметром
ной части и модулятора. Электронная часть (см. рис.3)
110 мм, с 60 отверстиями с центрами расположенных
выполнена на светодатчике инфракрасного излучения
на расстоянии 50 мм от центра диска. Центры отвер-
V1, светоприемнике V2 инфракрасного излучения,
стий расположены равномерно на угловом расстоя-
микросхеме D1, транзисторе V3. Инфракрасное не-
нии (60) шесть градусов друг относительно друга.
прерывное излучение V1 модулируется модулятором.
Диск закреплен на валу электропривода резинового
Промодулированное излучение воспринимается V2.
ролика, который вращается с заданной скоростью.
На рис.2 V1, модулятор и V2 обозначены соот-
Диск вращается в зазоре между светодатчиком V1 и
ветственно 1, 2, 3. Импульсный сигнал полученный
светоприемником V2 и таким образом производится
на V2 поступает на вход микросхемы D1. Усиленный
модулятором модуляция излучения. Частота модуля-
сигнал с выхода D1 поступает на транзистор V3, с
ции зависит от скорости вращения nи и при этом час-
эмиттера V3 импульсный сигал поступает (см. рис.4)
тота импульсов пропорционально значению nи. Блок
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
117
Конструкция ДВС
1 (см. рис. 4) показывает nи в оборотах за минуту.
ТЦ-3М. Выпрямленное напряжение подается на
Перечень необходимых элементов к электриче-
фильтр, который включает дроссель (ДР) и конден-
ской схеме усилителя сигнала фотоприемника 3, по-
саторы C1, C2-K50-16, 50B, 100мкф. На выходе
казанного на рис.3 следующий:
фильтра получаем постоянное напряжение 25 В.
Плюс напряжения 25в непосредственно подается на
D1-микросхема К554СА3 – 1 шт;
V1-
светодиод
инфракрасного
излучения
один конец обмотки УЧО. Минус напряжения 25 В
подается через коммутатор 4 (см. рис.5).
КФДМ – 1 шт;
V2- светоприемник инфракрасного излучения
УЧО (рис.5) представляет собой пятиразрядный
электромеханический счетчик электрических импуль-
АЛ108А – 1 шт;
V3- транзистор КТ315;
сов, подаваемых на обмотку. Таким образом количе-
Резисторы:
ство поданных импульсов после включения установки
R1, R2 - МЛТ-0,25 200КОм10% – 2 шт;
суммируется с показанием счетчика до включения.
R3 - МЛТ-0,25 100КОм10% – 1 шт;
Счетчик является сумматором импульсов за извест-
R4 - МЛТ-0,25 27Ом10% – 1 шт;
ные (измеренные) промежутки времени включения
R5 - МЛТ-0,25 1КОм10% – 1 шт;
установки от начала проведения эксперимента Nн и до
R6 - МЛТ-0,25 1,8КОм10% – 1 шт;
его окончания Nэ, т.е Nc=Nн+Nэ.
Коммутатор (прерыватель) представляет собой
R7 - МЛТ-0,25 6,2КОм10% – 1 шт.
Электромеханический суммирующий счетчик
(ЭСО) числа оборотов Nc состоит из трех частей:
электрической схемы (см. рис.5) питания, указателя
числа оборотов (УЧО) 0312.10.83 и коммутатора.
диск диаметром 70 мм, толщиной 6 мм из изоляционного материала. Вдоль обода диска закреплена металлическая контактная ламель. На одной из боковых
поверхностей диска закреплено контактное кольцо.
При этом ламель и боковое кольцо электрически соединены между собой.
1
ТР ТЦ-3М 2
3
3
4
5
4
6 15в
ДР
В
+
В
+
–
С1
+
УЧО
лика и вращается со скоростью nи. Контактная ла-
+ С2
–
Коммутатор установлен на валу резинового ро-
–
мель и кольцо соприкасаются с контактными щетками. Такая конструкция щеточно-контактной системы
коммутатор
Рис.5. Принципиальная схема питания электромеханического счетчика (тип 0312.10.83) оборотов резинового ролика 3 (см. рис.1.):
В – выпрямитель КЦ405А; ДР – дроссель; У.Ч.О. – указатель числа оборотов 0 312.10.83; Конденсаторы С1,
С2 – К50-16, 50В, 100мкф
позволяет получить замкнутую электрическую цепь
и разомкнутую электрическую цепь между щетками
в течении времени равной половине времени необходимого для выполнения одного оборота. Таким
образом, за каждый оборот подается на обмотку
УЧО один импульс. За заданный (измеренный) про-
Схема питания ЭСО представляет собой вы-
межуток времени на УЧО непосредственно получим
прямительное устройство на основе применения вы-
суммарное значение числа оборотов резинового ро-
прямительного
изделия
лика Nс,, которое включает показания количества
КЦ405А. Питание осуществляется переменным на-
оборотов ролика выполненных до включения уста-
пряжением 15 В. от трансформатора ТР1 (контакты
новки Nн и соответствует началу проведения экспе-
3, 4) через штырьки 5, 6 разъема электронного блока
римента, а Nэ соответствует количеству оборотов
118
полупроводникового
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
ролика выполненных в период непосредственного
выполнения эксперимента. В результате получим
Nэ=Nс-Nн.
Методика исследования
Для проведения экспериментов использовали
квадратные образцы из Ст.30 размером 30х30 и толщиной 5 мм. На поверхность образцов наносили
диффузионные боридные покрытия и детонационные
покрытия состава Al2O3+TiO2.
Выбор диффузионных боридных покрытий
обусловлен их высокой твердостью и износостойкостью. Процесс диффузионного насыщения стали
бромом осуществляли в боросодержащей порошкообразной смеси в контейнере с плавким затвором на
установке и по методике [19], при температуре 950°С
в течении 3ч. При этом толщина боридного слоя составляла 130 мкм.
Проведенные нами ранее исследования показа-
(5)
1
x
F ( x) x 2
x3
4
x
(6)
Первый столбик матрицы data состоит из абсцисс экспериментальных точек, второй из количественных значений весового износа покрытия B, что в
данной программе записывается в виде:
X := data<0>
Y := data<1>
(7)
С помощью программы «List-Squares Curve Fitting» пакета программ “MathCad” получаем коэффициенты аппроксимирующей функции:
ли, что детонационные покрытия системы Al2O3+TiO2
7,5757577 10 7
0,0000201
S 3,4090909 10
1,5151515 10 9
0
значительно превышают по износостойкости покрытия из Al2O3. В связи с этим исследования кинетики и
механизма абразивного изнашивания проводили на
более перспективном детонационном покрытии.
Для построения моделей макропроцессов весо-
0
0
10 0,0002
20 0,0004
30 0,0006
,
data :
40 0,00075
50 0,0009
60 0,0010
70 0,00105
(8)
Таким образом аналитическая зависимость из-
вого износа покрытий от пути были проведены срав-
носа борированного покрытия в песке имеет вид:
нительные опыты на износостойкость покрытий B и
f 1 ( x ) 7,5757577 10 7 0,0000201 x
AL2O3+TiO2 в трех абразивных средах SiO2, SiC, B4C.
3,4090909 10 8 x 2 1,5151515 10 9 ,
Для получения аналитической зависимости весового
где х – путь в метрах, f(x) – весовой износ в
износа от пути используем пакет математических
(9)
граммах.
программ «MathCad-2001». Приведем фрагмент ком-
Аналогично получаем зависимость весового
пьютерной программы для получения формулы за-
износа борированного покрытия от пути в карбиде
висимости весового износа покрытия B от пути в
кремния (10) и в карбиде бора (11):
песке SiO2 с зернистостью 160-200 мкм. Для этого
f 2 ( x) 0,0000012 0,0000042 x
вводили координаты экспериментальных точек (5) и
5,0145688 10 8 x 2 8,7606838 10 10 x 3 (10)
компоненты аппроксимирующей функции (6):
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
3,2051282 10 12 x 4
119
Конструкция ДВС
Найдем производную от скорости и прировня-
f 3( x) 2,7839771 10 8 0,0001875 x
0,0006056 x 0,0001344 x 2
(11)
0,000028 x 3 0,0000026 x 4
Для износа покрытия Al2O3+TiO2 были получе-
ем ее нулю. Тогда получим следующие значения пути и весового износа.
V1 6,8181818 10 8 9,090909 10 9 x 0
х=7,5
ны следующие аналитические зависимости от пути:
- в песке (SiO2):
VL(0)=0,0000202 (мгм/м)
f 4 ( x) : 6,1467313 10 8 0,0002204 x
VL (100) 0,00002012 6,8181818 10 6
8,7170609 10 7 x 2 3,8738843 10 9 x 3
4,5454545 10 5 0,0000201
0,0000068181818 0,000045454545
0,000018536
То есть в точке х = 7,5 м от начала пути наблюда-
(12)
0,0037013 x 0,0038297 ln(x 1)
- в карбиде кремния (SiC) с зернистостью 30-50 мкм:
f 5 ( x ) : 1,8543699 10 9 0,0011807 x
0,000104 x 2 0,000054 x 3
(13)
0,0004184 x 0,001303 ln(x 1)
- в карбиде бора (B4C) с зернистостью 30-50 мкм:
ется максимальная скорость износа. Минимальная скорость наблюдается в точке х = 100 м, что объясняется
большей, площадью соприкосновений ролика и образца по сравнению с начальной площадью соприкоснове-
f 6 ( x) : 1,0536002 10 7 0,0001006 x
(14)
0,6294644 10 10 x 4 0,0000809 ln(x 1)
График зависимости f1(x) приведен на рис.6 (см.
ния ролика и данного образца, и соответственно мень-
формулу (9)).
P = 44,1 H, а значит реальным уменьшением износа.
шим удельным давлением при данной нагрузке
Аналогично находим экспериментальные зна-
Величина весового износа (г)
0.0012
чения скорости износа в других образцах, используя
f1 (x)
0.001
выражения (9) – (14).
0.0008
0.0006
Временной момент наибольшей скорости износа
0.0004
дает возможность предвидеть интенсивное увеличение
0.0002
скорости износа покрытия в реальных условиях эксплуатации в момент времени, получаемый из соотно-
0
0
10
20
30
40
50
60
70
Путь трения Х (м)
шения: Tp/(100/0,163), что эквивалентно 0,00163·Tp (Tp –
реальное время износа используемого покрытия).
Рис. 6. Зависимость величины износа от длины пути
Для обработки экспериментальных данных и их ис-
Аналитическая запись зависимости весового
пользования на персональном компьютере в соответствии с
износа покрытий от пути позволяет найти точки, где
моделями, полученными в работе [20], была написана про-
скорость (VL(x)) весового износа по пути принимает
грамма на языке высокого уровня C++. Для компиляции
экстремальные значения (max, min). Для нахождения
программы использовали среду программирования Borland
этих точек достаточно найти скорость износа от пути
Builder C++ 5.0 фрагмент которой приведен ниже.
(производная от f(x) по L),
V1 ( x) : f 1 ( x ) 0,0000201 6,8181818 10
Фрагмент компьютерной программы для полу8
x
4,5454545 10 9 x 2 ,
линейного износа:
где х – путь в метрах.
double Q(double b, double R, double h)
Исследуем функцию VL(x) на экстремум на ин-
{
тервале [0;100].
120
чения зависимостей весового износа покрытий от
double z;
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
z=2*b*R*ArcSin(sqrt((2*(h/R)-pow(h/R,2))));
ступательное перемещение абразивных частиц вдоль
return z;
исследуемой поверхности металлических покрытий с
}
передачей их на монитор компьютера. Анализиру-
double Iv(double b,double R, double h)
ются структурные и принципиальные схемы отме-
{
ченных средств и перечень необходимых комплек-
double z;
тующих изделий для их реализации.
z=b*pow(R, 2)*(ArcSin(sqrt(2*(h/R)-pow((h/R), 2)))-
3. Представлены результаты сравнительных
(1-(h/R))*sqrt(2*(h/R)-pow((h/R), 2)));
экспериментов на износостойкость ряда покрытий в
return z;
трех абразивных средах и получены аналитические
}
зависимости весового износа от пути с использова-
double Im(double b, double R, double h, double ro)
нием программ “MathCad”.
4. Разработаны программы на языке высокого
{
double z;
уровня C++ для вывода значений параметров абра-
z=ro*b*pow(R, 2)*(ArcSin(sqrt((2*h/R)-pow(h/R, 2)))-
зивного износа на персональный компьютер.
(1-h/R)*sqrt((2*h/R)-pow(h/R, 2)));
return z;
Список литературы:
}
1. Буяновский И.А. Методы и средства трибологиче-
double ImQ(double b, double R, double q, double ro)
скитх испытаний // ХТТМ. – 1994. – № 3. –
{
С. 29 – 40. 2. Гаркунов Д.Н. Триботехника. – М.: Ма-
double z;
шиностроение, 1995. – 424 с. 3. Зенкин Н.А., Гринке-
z=0.5*ro*R*9q-(b*R*sin(q/b*R))));
вич К.Э., Комплекс диагностической аппаратуры и ме-
return z;
тодология контроля параметров трибосистемы в ди-
}
намических условиях испытаний // Контроль. Диагно-
void fastcall Tform1::cmdExjtClick(Tobject*Sender)
стика. – 2002. – № 6. – С. 49 – 51. 4. Гринкевич К.Э.
{
Некоторые положения структурно-динамической
Close();
концепции трибосистемы и их практическая реали-
}.
зация // Трение и износ. – 2003. – Т. 24, № 3. –
С. 344 – 350. 5. Хрущев М.М., Бабичев М.А., АбраВыводы
зивное изнашивание. – М.: Наука, 1970. – 251 с.
1. В настоящее время не созданы автоматизиро-
6. Кащеев В.Н. Сопротивление металлической по-
ванные средства контроля параметров при проведе-
верхности абразивному разрушению. Долговечность
нии опытов на абразивную износостойкость мате-
трущихся деталей машин. – М.: Машиностроение,
риалов и покрытий (см. ГОСТ 23.208-79 «Метод ис-
1990. – Вып. 4 – С. 279 – 295. 7. Добровольский А.Г., Коше-
пытания материалов на износостойкость при трении
ленко Г.И. Абразивная износостойкость материалов. – К.:
о нежестко закрепленные абразивные частицы»).
Техника, 1989. – 128 с. 8. Костецкий Б.И. Трение, смазка
2. В работе приведены результаты разработки
и износ в машинах. – К.: Техника, 1970. – 390 с.
автоматизированных средств контроля и измерения
9. Крагельский И.В. Трение и износ. – М.: Машгиз,
значений скорости вращения и числа оборотов рези-
1962. – 383 с.; 1968. – 480 с. 10. Зорин В.А. Основы
нового ролика, обеспечивающего внедрение и по-
долговечности строительных и дорожных машин. –
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
121
Конструкция ДВС
М.: Машиностроение, 1986. – 248 с. 11. Тененба-
Трение и износ. – 1991. – Т. 12, № 2. – С. 361 – 364.
ум М.М. Износостойкость конструкционных мате-
16. Сорокатый Р.В. Моделирование поведения три-
риалов и деталей машин при абразивном изнашивании.
босистем методом трибоэлементов // Трение и из-
– М.: Машиностроение, 1966. – 331 с. 12. Тененба-
нос. – 2002. – Т. 23, № 1. – С.16 – 22. 17. Федо-
ум М.М., Бернштейн Д.Б. Моделирование процесса
ров С.В. Обобщенная модель трения // Трение и из-
абразивного изнашивания. Моделирование трения и
нос. – 1993. – Т. 1, № 3. – С. 460 – 470. 18. Ходак Н.А.
износа: Материалы I межотраслевого научного се-
О регистрации характерных параметров при проведе-
минара по моделированию трения и износа. М.:
нии программных усталостных испытаний: Сб. науч.
НИИмаш, 1967. – С. 81 – 92. 13. Крагельский И.В.,
тр. // Вопросы технологии контроля и повышения на-
Добычин М.Н., Комбалов В.С. Основы расчетов на
дежности деталей и узлов авиатехники. – К.: РИО
трение и износ. – М.: Машиностроение, 1977. –
КИИГА, 1984. – С. 111 – 117. 19. Лабунец В.Ф., Ворош-
С. 319 – 326. 14. Гавриков М.В., Мазинг Р.И. Приме-
нин Л.Г., Киндратчук М.В. Износостойкие боридные
нение на наследственно-стареющей модели изнаши-
покрытия. – К.: Техника, 1989. – 158 с. 20. Вишнев-
вания осесимметричной контактной задаче // Тре-
ский О.А. Модель залежності величини абразивного
ние и износ. – 1989. – Т. 10, №6. – С. 981 – 986.
зносу від лінійного. – Вісник НАУ. – 2004. – № 1. –
15. Рыжиков А.Л., Гронянов В.М., Тараканчиков Л.Г.
С. 122 – 125.
Модель абразивного износа алюмооксидной керамики. //
УДК 621.436
В.О. Пильов, д-р техн. наук, А.Ф. Шеховцов, д-р техн. таук, В.Т. Турчін, інж.,
В.С. Вікторов, інж., О.В. Просяник, асп.
ПІДВИЩЕННЯ ЕФЕКТИВНОСТІ МЕТОДА КОНСТРУКТИВНОЇ ОПТИМІЗАЦІЇ
ПОРШНЯ ДВЗ ЗА СУКУПНІСТЮ КРИТЕРІЇВ ЙОГО ТЕРМОНАПРУЖЕНОСТІ
Подальший розвиток конструкцій дизельних
значенню 0,15 кВт/мм [1], а на сьогодні він має зна-
двигунів поряд з підвищенням вимог щодо їх еконо-
чення понад 0,2 кВт/мм, тобто зріс практично на 30%.
мічності по паливу і маслу та зменшення токсичності
Таким чином, маємо швидкість зростання згаданого
відпрацьованих газів невпинно висуває задачі збіль-
коефіцієнта в середньому 1% на рік. В цілому вказана
шення літрової потужності, і тим самим, зменшення
тенденція суттєво загострює проблему забезпечення
питомих масогабаритних показників. Це, безумовно,
надійності й ресурсу усіх деталей КЗ, у тому числі і
приводить до суттєвого зростання термонапруженості
поршнів, підвищує роль методів математичного моде-
деталей камери згоряння (КЗ). Так, наприклад, коефі-
лювання процесів і оптимізації конструкцій.
цієнт теплового навантаження Взорова, як відношення
В [2] за один з ефективних методів підтримки
циліндрової потужності до діаметру циліндра, 30 ро-
багатокритерійної конструктивної оптимізації порш-
ків тому для кращих тракторних дизелів відповідав
ня за сукупністю критеріїв його термонапруженості
122
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
М.: Машиностроение, 1986. – 248 с. 11. Тененба-
Трение и износ. – 1991. – Т. 12, № 2. – С. 361 – 364.
ум М.М. Износостойкость конструкционных мате-
16. Сорокатый Р.В. Моделирование поведения три-
риалов и деталей машин при абразивном изнашивании.
босистем методом трибоэлементов // Трение и из-
– М.: Машиностроение, 1966. – 331 с. 12. Тененба-
нос. – 2002. – Т. 23, № 1. – С.16 – 22. 17. Федо-
ум М.М., Бернштейн Д.Б. Моделирование процесса
ров С.В. Обобщенная модель трения // Трение и из-
абразивного изнашивания. Моделирование трения и
нос. – 1993. – Т. 1, № 3. – С. 460 – 470. 18. Ходак Н.А.
износа: Материалы I межотраслевого научного се-
О регистрации характерных параметров при проведе-
минара по моделированию трения и износа. М.:
нии программных усталостных испытаний: Сб. науч.
НИИмаш, 1967. – С. 81 – 92. 13. Крагельский И.В.,
тр. // Вопросы технологии контроля и повышения на-
Добычин М.Н., Комбалов В.С. Основы расчетов на
дежности деталей и узлов авиатехники. – К.: РИО
трение и износ. – М.: Машиностроение, 1977. –
КИИГА, 1984. – С. 111 – 117. 19. Лабунец В.Ф., Ворош-
С. 319 – 326. 14. Гавриков М.В., Мазинг Р.И. Приме-
нин Л.Г., Киндратчук М.В. Износостойкие боридные
нение на наследственно-стареющей модели изнаши-
покрытия. – К.: Техника, 1989. – 158 с. 20. Вишнев-
вания осесимметричной контактной задаче // Тре-
ский О.А. Модель залежності величини абразивного
ние и износ. – 1989. – Т. 10, №6. – С. 981 – 986.
зносу від лінійного. – Вісник НАУ. – 2004. – № 1. –
15. Рыжиков А.Л., Гронянов В.М., Тараканчиков Л.Г.
С. 122 – 125.
Модель абразивного износа алюмооксидной керамики. //
УДК 621.436
В.О. Пильов, д-р техн. наук, А.Ф. Шеховцов, д-р техн. таук, В.Т. Турчін, інж.,
В.С. Вікторов, інж., О.В. Просяник, асп.
ПІДВИЩЕННЯ ЕФЕКТИВНОСТІ МЕТОДА КОНСТРУКТИВНОЇ ОПТИМІЗАЦІЇ
ПОРШНЯ ДВЗ ЗА СУКУПНІСТЮ КРИТЕРІЇВ ЙОГО ТЕРМОНАПРУЖЕНОСТІ
Подальший розвиток конструкцій дизельних
значенню 0,15 кВт/мм [1], а на сьогодні він має зна-
двигунів поряд з підвищенням вимог щодо їх еконо-
чення понад 0,2 кВт/мм, тобто зріс практично на 30%.
мічності по паливу і маслу та зменшення токсичності
Таким чином, маємо швидкість зростання згаданого
відпрацьованих газів невпинно висуває задачі збіль-
коефіцієнта в середньому 1% на рік. В цілому вказана
шення літрової потужності, і тим самим, зменшення
тенденція суттєво загострює проблему забезпечення
питомих масогабаритних показників. Це, безумовно,
надійності й ресурсу усіх деталей КЗ, у тому числі і
приводить до суттєвого зростання термонапруженості
поршнів, підвищує роль методів математичного моде-
деталей камери згоряння (КЗ). Так, наприклад, коефі-
лювання процесів і оптимізації конструкцій.
цієнт теплового навантаження Взорова, як відношення
В [2] за один з ефективних методів підтримки
циліндрової потужності до діаметру циліндра, 30 ро-
багатокритерійної конструктивної оптимізації порш-
ків тому для кращих тракторних дизелів відповідав
ня за сукупністю критеріїв його термонапруженості
122
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
запропоновано використання узагальненої функції
бажаності Харрінгтона, яку подано у вигляді:
цих критеріїв до скалярного загального вигляду
D n d1 d 2 ... d n .
Dтерм 3 d t1 d t12 d t3 ;
(1)
d t1 exp exp0,099t1 31,24 ;
(2)
(5)
Тут важливо підкреслити, що використання узагальненої функції бажаності (5) неодмінно передбачає,
що коли будь-який частковий критерій di, i=1,2,...,n має
d t1 2 exp exp0,195t1 2 7,16 ;
(3)
0,8 ,
238 C t3 242 C
,
dt
0,8
exp[( 18,48 0,077t3 ) ], t 238 C, t3 242 C
(4)
3
незадовільне значення, то і функція D повинна мати
відповідне низьке значення. В крайньому випадку вказана умова завжди є істинною – якщо di =0, то D =0.
де t1– температура поршня в зоні кромки КЗ, ˚С;
Виконаємо аналіз можливості забезпечення цієї умови
t1-2– перепад температур між кромкою КЗ та пе-
при di = 0,2 та перспективному збільшенні кількості
риферійною зоною вогневої поверхні донця поршня;
t3 – температура поршня в зоні верхнього пор-
d t , d t , d t – безрозмірні критерії (часткові
1 2
На рис.1 подано залежність D(n), для важливого
з точки зору практичного використання функції (5)
шневого кільця (ПК), ˚С;
1
часткових критеріїв якості конструкцій.
випадку, коли di = 1 при i=1,2,...,n-1 та dn = 0,2. З ри-
3
сунка добре видно, що при n=3 узагальнена бажафункції бажаності) термонапруженості поршня.
При цьому критерії d t та d t визначають рі1
1 2
ність конструкцій не перевершує рівень перехідної
зони, D(3)<0,63. Але вже при n=4 узагальнена бажа-
вень тривалої міцності кромки КЗ поршня трактор-
ність D перевищує значення 0,63, тобто необґрунто-
ного дизеля сільськогосподарського призначення, а
вано переводить розглянуте тестове рішення в роз-
d t – припустимий рівень температур в зоні ПК.
ряд прийнятних конструкцій.
3
Важливо, що часткові функції бажаності (2)-(4)
Достатньо часто при перспективному форсуванні
і, відповідно, узагальнена функція (1) теоретично
дизелів температура поршня в зоні верхнього ПК почи-
можуть змінювати свої значення від найкращого, що
нає досягати свого критично припустимого значення. З
дорівнює 1, до абсолютно неприйнятного, що дорів-
цього приводу метою поданої роботи є розробка такої
нює 0. Водночас за класичним підходом [3] значення
часткової функції бажаності для оцінки температурного
узагальненої і часткових функцій рівня „дуже добре”
стану поршня в зоні кілець, яка б дозволяла виконувати
відповідають інтервалу [1;0,8), рівня „добре” – інтер-
процедуру конструктивної оптимізації останнього при
валу [0,8;0,63), рівня “задовільно” – (0,63;0,37], рівня
одночасному використанні значно великої кількості
„погано” – (0,37;0,2], а “дуже погано” – (0,2–0]. При
часткових критеріїв якості.
цьому в [2] за зону гарантовано працездатних конс-
Повертаючись до розгляду рис.1 можна поба-
трукцій поршнів прийнято оцінку якості рівня „доб-
чити, що тільки в разі досягнення значень dn= 0,001
ре”, а непрацездатних – „погано”; оцінка „задовіль-
можна говорити про достовірність моделі (5) при
но” – перехідна зона.
збільшенні кількості часткових критеріїв якості n до
Повинно бути ясно, що модель вигляду (1)-(4) є
десяти. Тільки в цьому випадку виконується умова
мінімально можливою, а розробка перспективних
0,2<D(10)<0,63. Останнє означає, що функція dt
конструкцій поршнів потребує суттєвого збільшення
при досягненні критичного значення по температурі
критеріїв якості конструкцій та відповідного засто-
t3 повинна швидко наближатись до 0.
сування нових достовірних моделей згортки вектора
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
3
За виразом (4), який розроблено з використан-
123
Конструкция ДВС
ням класичного підходу [3], вказана вимога не вико-
dt
3
нується. Це добре видно з рис.2 (крива 1) та означає,
що має місце потреба в розробці нової за виглядом
функції перетворення значень температур в зоні верхнього ПК до безрозмірної шкали бажаності.
0,
8
2
0,
6
1
0,
4
D
0,
2
0,8
0
0,1
208
216
224
232
240
248
256
t3 ,˚С
0,6
Рис. 2. Класична (1) та запропонована (2)
часткові функції перетворення значень
температур в зоні верхнього ПК
до безрозмірної шкали бажаності
0,05
0,2
0,4
0,001
З урахуванням вказаного та прийнятого нами
0,2
квадратичного закону залежності значень часткової
функції бажаності dt від t3можна запропонувати:
3
0
2
4
6
8
n
1 80 (1 t 3 / t гр ) 2 , t 3 0,9t гр
dt
0,8, 0,9t гр t 3 t гр
,
1 2000 (1 t / t ) 2 , t t
гр
3
3
гр
3
Рис. 1. Залежність значень узагальненої бажаності
конструкції від кількості часткових критеріїв її якості при наявності неприйнятного значення одного з
часткових критеріїв: цифри біля кривих – значення
часткової бажаності неприйнятного критерію
Подальший аналіз рис.2 свідчить, що функція
(6)
де tгр – гранична температура використання певного сорту масла.
Запропоновану часткову функцію бажаності (6)
також подано на рис.2 (крива 2).
(4) є симетричною, з вершиною, що утворює ділянку
З метою аналізу практичного використання но-
з малим, не більше 6˚С, інтервалом температур мак-
вої функції нами виконано оцінку бажаності темпе-
симальної бажаності. Така обставина при оптимізації
ратурного стану серійних конструкцій поршнів дви-
конструкції поршня приводить до появи крутого під-
гунів 4ЧН12/14 (СМД) та 8ЧН13/14 (ЯМЗ) в залеж-
йому функції узагальненої бажаності D поблизу її
ності від рівня форсування дизелів та ряду прийня-
вершини та вступає у протиріччя з формальною ін-
тих на вказаних двигунах конструктивних заходів.
женерною логікою проектування поршнів – констру-
Для проведення розрахунків використано модель (1)-
кцію з “точно” визначеною температурою в зоні вер-
(3), (6). Температурний стан поршнів визначався з
хнього ПК не можна вважати за єдино можливу точ-
використанням моделі ГУ 3-го роду [2]. Результати
ку глобального оптимуму. З цього приводу ділянку з
розрахунків подано на рис.3.
максимальною бажаністю температурного стану по-
З рис.3а (крива 1) видно, що для тракторного
ршня в зоні, що розглядається, пропонується встано-
двигуна СМД можливим є застосування масла класу
влювати на рівні до 10% від значення гранично при-
В (tгр =220˚С) без масляного охолодження поршня
пустимої температури.
при рівні форсування дизеля до 14,5 кВт/л. Викорис-
124
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Конструкция ДВС
тання масляного струминного охолодження поршня
В цілому результати розрахунків добре збіга-
та вказаного масла дозволяє підняти рівень форсу-
ються з досвідом розробок та експлуатації вказаних
вання до 19 кВт/л (крива 2), а комплексне рішення по
двигунів. Це свідчить про достатньо високу достові-
впровадженню масла класу Д (tгр =242˚С), масляного
рність запропонованої моделі, яка має перспективу
струминного охолодження поршня та проміжного
використання при збільшенні кількості критеріїв
охолодження повітря – до 22 кВт/л (крива 3). Отри-
оцінки якості конструкцій поршнів.
мані дані щодо бажаності форсування двигуна ЯМЗ
при його використанні за моделлю експлуатації тракторного дизеля сільськогосподарського призначення
(рис.3б) свідчать, що відповідні контрольні рівні форсування дорівнюють 12,5 кВт/л, 16,5 кВт/л та 20
кВт/л. Дещо менші рівні форсування двигуна ЯМЗ
пояснюються конструкцією поршня з загостреною
кромкою, що приводить до підвищеного рівня темпе-
Висновки
1. Встановлено, що використання класичного
підходу до розробки часткових функцій бажаності
Харрінгтона при збільшенні їх числа та досягненні
певними з них неприйнятного рівня якості конструкцій приводить до появи недостовірних значень узагальненої функції.
2. Розроблено нову часткову функцію бажанос-
ратур в її зоні.
ті щодо оцінки температурного стану поршня в зоні
D
верхнього ПК. Підтверджено ефективність її викори-
0,8
1
2
стання на прикладах оцінки термонапруженості по-
3
0,6
ршнів тракторних дизелів типу СМД і ЯМЗ.
0,4
3. Подальше удосконалення узагальненої функції
0,2
бажаності щодо кількісної оцінки термонапруженості
10
12
14
16
20
18
N л , кВт/л
а)
D
поршня слід продовжити в напрямку удосконалення інших часткових функцій бажаності та збільшенні їх числа.
Список літератури:
0,8
1
2
1. Взоров Б.А.,
3
Мордухович М.М.
Форсирование
0,6
тракторных двигателей. – М.: Машиностроение,
0,4
1974. – 153 с. 2. Пильов В.О. Автоматизоване про-
0,2
ектування поршнів швидкохідних дизелів із заданим
10
12
14
16
18
20
Nл ,
рівнем тривалої міцності. – Харків: Видавничий
кВт/л
б)
Рис. 3. Узагальнена бажаність поршнів
тракторних дизелів СМД (а) і ЯМЗ (б)
центр НТУ “ХПІ”, 2001. – 332 с. 3. Барабащук В.И.,
Креденцер Б.П., Мірошниченко В.И. Планирование
эксперимента в технике / Под ред. Б.П. Креденцера.
– К.: Техніка, 1984. – 200 с.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
125
Технология производства ДВС
УДК 621.746.04
Л.П. Клименко, д-р техн. наук, Л.М. Дыхта, инж., В.И. Андреев, канд. техн. наук
О.Ф. Прищепов, инж.
ЦЕНТРОБЕЖНАЯ ОТЛИВКА ГИЛЬЗ ЦИЛИНДРОВ ДВС С ОБРАТНЫМ
ГРАДИЕНТОМ ТВЕРДОСТИ ПО СЕЧЕНИЮ
Введение
ется градиент плотности, поэтому на внутренней
Наилучшим для производства отливок гильз из
поверхности наблюдается повышенное содержание
чугуна во всем мире признан центробежный кокиль-
графита, марганца, серы. Известно, что дисперсность
ный способ, который дает мелкое зерно и более высо-
структуры чугуна находится в прямой зависимости
кую прочность под действием центробежной силы и
от скорости охлаждения. При высокой скорости ох-
вследствие иного характера охлаждения. Загрязнения
лаждения графит не успевает выделиться из сплава и
и газы при центробежном литье выделяются лучше.
получается метастабильная структура. Образуется
Кокиль – это металлическая форма, обладающая по
белый чугун. Изменение скорости кристаллизации
сравнению с песчаной значительно большей тепло-
чугуна по сечению отливки приводит к тому, что в
проводностью, теплоемкостью, прочностью, практи-
одной отливке одновременно существует участки с
чески нулевыми газопроницаемостью и газотворно-
различным содержанием углерода, различной формы
стью, расплав и затвердевающая отливка охлаждают-
графита и структурой металлической основы.
ся в кокиле быстрее, чем в песчаной форме. Эти свой-
Известно, что вследствие высокой теплопро-
ства материала кокиля определяют особенности его
водности кокиль создает большую скорость охлаж-
взаимодействия с металлом отливки.
дения вблизи поверхности отливки, а в середине и
переходной зоне скорость охлаждения меньше (см.
Формулирование проблемы
таблицу 1) [1, 2, 3].
Повышенная скорость охлаждения расплава в
кокиле способствует получению плотных отливок с
мелкозернистой структурой. Однако в чугунных отливках, получаемых в кокилях, вследствие особенностей кристаллизации часто образуются карбиды,
феррито-графитная эвтектика, отрицательно влияющие на свойства материала заготовки: снижается
ударная вязкость, износостойкость, резко возрастает
Таблица 1. Скорость охлаждения
Скорость охлаждения, град/сек
Толщина
образца,
переходная внутренповерхность
мм
зона
няя зона
о
Между 1150 и 100 С
5
0,723
0,720
0,720
80
0,195
0,187
0,175
Между 1150 и 700 оС
4,500
4,370
4,800
10
0,850
0,771
0,691
40
твердость в отбеленном поверхностном слое, что
затрудняет обработку резанием таких отливок и при-
Из данных таблицы легко видеть очень боль-
водит к необходимости подвергать их термической
шую разницу в скоростях охлаждения внутри образ-
обработке (отжигу). Неподатливый кокиль приводит
ца в первый период охлаждения, когда воздействие
к появлению в отливках напряжений, а иногда к
кокиля максимально. Если продолжительность ох-
трещинам.
лаждения в кокиле уменьшить, т.е. извлечь заготовку
из кокиля при высокой температуре, то можно
126
Общие положения
уменьшить скорость охлаждения, так как на воздухе
У центробежных отливок по сечению наблюда-
теплоотвод хуже. Учитывая необходимость получеДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Технология производства ДВС
ния определенной твердости иногда рекомендуют
извлекать отливки из кокиля.
Решение проблемы. Теоретические предпосылки
Для достижения максимальной долговечности,
Постановка задачи
минимальных
износов
гильз
цилиндров
и
При кокильной отливке получить феррито-
поршневых колец ДВС структура чугуна гильз
графитную структуру и перлито-графитную часто
должна иметь графит пластинчатой формы, прямой
затруднительно. Износостойкость феррита неудовле-
либо завихренный, металлическую матрицу в виде
творительна. Необходимо, чтобы структура отливки
сорбитообразного
была перлитной. Изменением скорости охлаждения
структурно-свободного
наружной и внутренней поверхности, как показывает
цементита в количестве не более 5 % площади
практика, можно добиться появления в структуре
шлифа. Это зависит от скорости затвердевания и
отливки перлитной основы.
охлаждения отливки [5]. Скорость охлаждения
перлита,
полное
феррита
отсутствие
и
включения
Следует учесть также, что изменение скорости
определяется свойствами применяемой литейной
охлаждения приводит к образованию графита раз-
формы и толщиной стенки отливки. Для получения
личной длины, характера распределения и формы. С
серого чугуна с низким содержанием структурно-
увеличением скорости кристаллизации расплава рас-
свободного
стояния между пластинками графита и размеры его
уменьшаются. Крайний предел ускорения кристаллизации – белый чугун, в котором весь углерод связан. С уменьшением скорости охлаждения дисперсность у графита уменьшается, а величина включений
возрастает.
Следовательно, для получения качественных
отливок гильз цилиндра ДВС центробежным способом необходимо:
требуется
замедленная
скорость кристаллизации отливки, т.е. кокиль с
минимальной теплопроводностью.
При заливке чугуна в кокиль в начальный
момент времени разница температур формы и
расплава
максимальна
наибольшая.
В
охлаждения
заготовки
уменьшается,
а
и
скорость
процессе
охлаждения
кристаллизации
температура
температура
формы
и
чугуна
растет,
уменьшается отвод тепла от отливки и снижается
скорость
– изменением интенсивности теплообмена рас-
цементита
охлаждения.
В
случае
пассивного
охлаждения (кривая 1) при достижении температуры
плава чугуна с кокилем и окружающей средой до-
перлитного
биться
отливки
настолько снижается, что в результате образуется
внутрь при меньших величинах скорости ее охлаж-
перлит низкой дисперсности и включения феррита
дения;
(рис.1.).
направленной
кристаллизации
– использовать принудительное охлаждение
для упрочнения металлической основы.
превращения
скорость
охлаждения
Кристаллизацию заготовки следует вести с как
можно низкой скоростью охлаждения (кривая 2) для
Расчет интенсивности охлаждения заготовки и
обеспечения выделения графита нужной формы и
параметров технологического процесса при отливке
размера, в требуемом количестве, с оптимальным
в постоянные формы для получения износостойких
характером
гильз определялись как задачи данного исследова-
карбидообразующих процессов. Для этого форму
ния.
необходимо
распределения
изготавливать
и
с
подавления
минимальной
теплопроводностью и теплоемкостью.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
127
Технология производства ДВС
встречный наружному фронт кристаллизации формируется позже. При их соприкосновении образуется
пояс раковин, расположение которого по сечению
отливки при прочих равных условиях зависит, прежде всего, от интервала задержки формирования внутреннего фронта кристаллизации [9]. Чем позже он
возникает, тем ближе к внутренней поверхности будет расположен пояс раковин и наоборот. Таким образом, изменение интенсивности теплоотдачи от наружной и внутренней поверхности позволяет регулировать этот процесс.
В связи со значительной сложностью процесса,
Рис. 1. Зависимость температуры отливки гильзы
двигателя от времени охлаждения: 1 – пассивное
охлаждение; 2 – управляемое охлаждение; t вып. –
температура выпуска металла из ковша; t зал. – температура заливки чугуна в форму; τ – временной
интервал.
При охлаждении отливки до температуры на
50...80 °С выше точки А3 (723 °С) необходимо
проводить
искусственное
принудительное
охлаждение отливки с повышенной скоростью.
Скорость охлаждения должна быть выбрана такой,
чтобы обеспечить промежуточный распад аустенита и
образование
дисперсного
и
твердого
продукта
превращения в виде сорбитообразного перлита с
твердостью
250...280
НВ.
Охлаждение
отливки
необходимо прекращать при температуре 400...500 °С
для
исключения
возможности
образования
мартенсита. Кроме того, медленное охлаждение
отливки от 400...500 °С обеспечивает ее самоотпуск и
снятие литейных напряжений.
относительной скоротечностью и высокими температурами чисто экспериментальное исследование
указанных параметров является проблематичным,
поэтому теоретический путь анализ является более
целесообразным. При этом авторы считают возможным использование концепции калориметрической
температуры и достаточно эффективный метод эквивалентной отливки [7, 8]. В упрощенном виде теоретическое исследование сводится к поэтапному решению:
- задачи Коши о снятии перегрева;
- краевой задачи кристаллизации расплава;
- краевой задачи охлаждения в кокиле затвердевшего отливка;
- краевой задачи нагрева кокиля;
- краевой задачи охлаждения кокиля после
удаления отливки.
Для удобства проведение вычислений, а также
анализа получаемых результатов целесообразно бы-
Управление тепловыми процессами протекающими в литейной форме
Наибольшее количество тепла, отводимого от
расплава, приходится на теплоотдачу поверхности
ло перейти к безразмерным величинам , x и τ в
формулах:
T T02
,
Tcr T02
x =
x
,
lj
τ = ajt,
j = 1, 2,
кокиля, поэтому затвердевание отливки начинается
где Т – температура;
от ее наружной поверхности (зона соприкосновения
х – пространственная координата;
с кокилем) и направлено вовнутрь. Охлаждение
t – безразмерное время.
внутренней поверхности менее интенсивно, поэтому
Временной интервал кристаллизации расплава
128
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Технология производства ДВС
и охлаждения затвердевшей отливки в кокиле
ляемая технология литья, что показана на рис. 1.
0 f был разделен таким образом:
(кривая 2). По данным исследований был рассчитан
и запатентован [4] облицованный кокиль из пористо-
0 1 s f ,
где τ = 0 – мгновенная заливка расплава в кокиль,
го материала с необходимой теплопроводностью,
которая по абсолютному значению приближается к
тепловодности песчано-глинистой формы. Его при-
1 – момент снятия температуры перегрева,
менение замедлило образование фронта кристалли-
s – момент затвердевания отливки,
зации на внешней стороне заготовки, и способство-
f – момент удаления из кокиля охлажден-
вало процессу графитообразования по сечению от-
ной до заданной температуры отливки.
ливки. Для получения износостойкой
внутренней
потенциальных
поверхности с повышенной твердостью авторы ис-
возможностей разработанной математической моде-
пользовали технологию управляемого охлаждения
ли, обработанной с применением современного про-
данной поверхности во вращающейся цилиндриче-
граммного обеспечения, представлен на рис.2.
ской форме.
Демонстрационный
пример
Работы проводились на малоразмерных заготовках автотракторных гильз, отливаемых в массивный толстостенный кокиль. Термометрический анализ процесса отливки подтвердил данные теоретических расчетов и возможность их использования в
производстве.
Исследования показали, что наиболее эффективным является комплексное водо-воздушное охлаждение, включающее: подстуживание заготовки
когда температура металла достигает 1150...1050 °С,
воздухом давлением 0,25...0,30 МПа в течение 25
секунд. И последующее охлаждение внутренней
поверхности гильзы жидкостью в зоне верхней
мертвой точки. Подача охлаждающей жидкости – с
тепловым напором 0,3 квт/м2·с на отливку. Время
охлаждения – 25 секунд.
Замеры твердости гильз цилиндров дизеля Д240, полученных данным способом, показали, что
Рис. 2. Температурное поле термодинамической
системы «отливка – кокиль» при охлаждении
затвердевшей заготовки в кокиле
твердость на наружной поверхности находится в
пределах 235...255 НВ, на рабочей внутренней
поверхности –
Отливка гильз цилиндров ДВС с обратным
градиентом твердости по сечению
Для получения отливок с обратным градиентом
твердости по сечению авторами предложена управДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
269...285
НВ,
что невозможно
получить при обычных условиях литья [6, 10]. В
сравнении с серийными изделиями эти результаты
представлены на рис. 3.
Металлографические исследования образцов
129
Технология производства ДВС
показали, что путем регулируемого термодинамиче-
внутренней поверхности центробежной цилиндриче-
ского воздействия удалось избавиться от точечного
ской отливке при неизменной величине наружной
междендритного графита в структуре чугуна и повы-
твердости.
сить дисперсность перлита в металлической основе
Список литературы:
материала. Это существенно повышает износостой-
1. Анисович Г.А., Жмакин И.П. Охлаждение отливки
кость гильзы цилиндра ДВС.
в комбинированной форме. – М.: Машиностроение,
Сравнение осредненных значений твердости
(НВ) на стенках отливки по анализу партии
заготовок
1969. – 136 с. 2. Баландин Г.Ф. Основы теории формирования отливки: В 2-х ч. – М.: Машиностроение,
1976. – Ч. 1. Тепловые основы затвердевания. –
Твердость, 300
НВ
250
Внутренняя
поверхность
отливки"
200
150
Внешняя
поверхность
отливки"
100
50
0
1
2
Осредненные значения в серийных
(1) и опытных (2) заготовках
328 с. 3. Гиршович Н.Г. Справочник по чугунному
литью. – Л.: Машиностроение, 1978. – 758 с. 4. А.с.
1465171 СССР, МКИ В22Д13/10. Изложница для
центробежного
литья
Клименко,
Яковчук,
Хачатуров,
Рис. 3. Значения твердостей серийных и экспериментальных отливок гильз дизеля Д-240
В.Е.
В.А.
/
Павлов,
В.И.
И.С.
Андреев,
Л.П.
Долгопят,
Э.Б.
Б.П.
Прушинский,
В.К. Сошников (СССР). – 4292704/31-02; Заявлено
03.08.1987; Опубл. 15.03.1989. – Бюл. № 10. – С. 76.
Заключение
5.
Представленная работа характеризует закон-
цилиндров ДВС на основе принципов переменной
ченный цикл исследований по разработке техноло-
износостойкости / Под ред. В.В. Запорожца. –
гии отливки гильз с повышенной твердостью на ра-
Николаев: Изд-во НФ НаУКМА, 2001. – 294 с. 6. Ли-
бочей поверхности. Доказано что термодинамиче-
тье в кокиль / Под ред. А.И. Вейника. – М.: Машино-
ским воздействием можно достигнуть увеличение
строение, 1980. – 415 с. 7. Методы определения те-
твердости чугунной отливки при неизменном хими-
плопроводности и температуропроводности / Под
ческом составе и промышленном крупносерийном
ред. А.В. Лыкова. – М.: Энергия, 1973. – 336 с. 8. Ру-
производстве. С использованием современного про-
денко А.Б., Серебро В.С. Литье в облицованный ко-
граммного обеспечения рассчитан и в наглядном
киль. – М.: Машиностроение, 1987. – 184 с. 9. Шев-
трехмерном изображении представлен процесс кри-
ченко А.И. Центробежное литье под флюсом. – К.:
сталлизации стенки цилиндрической отливки в зави-
Наук. думка, 1990. – 190 с. 10. Яковлев Ф.И. Улучше-
симости от термических характеристик облицовки
ние качества гильз цилиндров // Двигателестроение.
кокиля. Авторам удалось повысить твердость на
– 1985. – № 8. – С. 30 – 31.
130
Клименко Л.П. Повышение долговечности
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Технология производства ДВС
УДК 621.974.8
В.А. Матюхин, студ., И.А. Жданов, инж., С.К. Колтун, инж.
МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ КИНЕМАТИКИ ПРОЦЕССА ТЕЧЕНИЯ
МЕТАЛЛА ПРИ ВАЛЬЦЕВАНИИ ПЕРА КОМПРЕССОРНЫХ ЛОПАТОК
Общая постановка проблемы и ее связь с научно-практическими задачами
процесса течения металла при вальцевании пера
компрессорных лопаток.
Формообразование аэродинамических поверхностей малогабаритных лопаток является одной из
самых сложных задач современного авиадвигателестроения, обусловленных как малыми габаритными
размерами, сложностью формы, так и высокими требованиями к их точности и шероховатости.
Содержание и результаты исследований
Процесс течения металла при вальцевании лопаток состоит в перемещении материальных его частиц друг относительно друга, которое зависит от
степени деформации, скорости и других условий.
Кинематика процесса течения металла влияет на
Вальцевание при малогабаритных компрессор-
микроструктуру изделия, точность геометрических
ных лопаток является одним из основных финишных
размеров, а также определяет энергетические затра-
методов формообразования, который позволяет по-
ты по пластическому формообразованию пера ло-
лучить геометрические параметры сложнопрофиль-
патки.
ных поверхностей с заданной точностью, шероховатостью и высокой производительностью.
Поэтому одной из основных задач исследования кинематики процесса вальцевания является определение внутренних скоростей течения элементар-
Обзор публикаций и анализ нерешенных
проблем
ных объемов материала заготовки.
Если на заготовку лопатки при вальцевании
Вопросам изучения процесса вальцевания пера
действует со стороны валков система внешних сил,
компрессорных лопаток в литературных источниках
то ее отдельные частицы будут перемещаться с неко-
посвящены целый ряд научно-технических публика-
торой скоростью.
ций, в которых достаточно полно отражены основ-
Вектор скорости связан с вектором перемеще-
ные его характерные особенности, позволяющие оп-
Однако в указанных и других литературных ис-
ний следующей дифференциальной зависимостью:
dU
V
.
(1)
dt
точниках мало публикаций по вопросам математиче-
Разложим вектор скорости по направлению ко-
ского моделирования самого процесса течения ме-
ординатных осей. При этом получим зависимость
талла при вальцевании компрессорных лопаток, что
между составляющими вектора скорости и вектора
несколько сдерживает применение информационных
перемещения в дифференциальном виде:
ределять основные параметры точности [1, 2].
технологий в технологической подготовке производства непосредственно в производственных процессах.
Vx
Vy
Цель работы
Разработка математической модели кинематики
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
U x
U x
U x
U x
,
Vx
Vy
Vz
t
x
y
z
U y
Vx
U y
Vy
U y
Vz
U y
t
x
y
z
U z
U z
U z
U z
Vz
,
Vx
Vy
Vz
z
t
x
y
,
(2)
131
Технология производства ДВС
где U x , U y и U z – составляющие вектора пе-
формируется и в некоторый момент времени t t1
ремещения в направлении соответствующих коорди-
приобретает форму ОА’’Д’’ЕР. Процесс деформации
натных осей.
заканчивается при t t k . При этом очаг деформации
При условии плоского деформированного состояния перемещение в направлении хорды отсутствует:
окончательно формируется и приобретает форму,
представленную на рис. 1 площадью ОАДQ.
Контактная поверхность очага деформации, пе-
Ux 0 .
(3)
Поэтому составляющая скорости в направлении
ремещаясь в направлении оси z, описывается следующим уравнением:
оси X равна
У
Vx 0 .
(4)
Следовательно, если известен закон перемеще-
висимости (2), можно определить скорости переме-
(5)
Перепишем это уравнение в виде
ния частиц металла заготовки в направлении координатных осей, то, используя дифференциальные за-
( z a V0 t ) 2 x 2 C max
.
A
B
2
U yккон
( x, z, t )
,
2
(6)
где
щения в направлении соответствующих осей. На
( x, z , t ) 2 B ( z a V0 t ) 2 2 Ax 2 C max ,
рис. 1 приведена схема деформации некоторого ус-
AB .
ловного объема материала заготовки ОА’Д’М, рав-
Используя дифференциальную зависимость (2),
ного половине объема очага деформации ОАДQ (при
определим вертикальную контурную скорость час-
условии симметричности заготовки и равномерного
тиц металла поверхности контакта:
припуска).
2( z a V 0 t )
(7)
(V0 V z ) .
A
Введем линейный закон затухания скорости V y
V yk
по оси у:
4B ( z a V0 t )(V0 V z )У
.
( x, z, t )
Продифференцируем выражение (8) по у:
Vy
V y
y
4 B( z a V0 t )(V0 V z )
.
( x, z, t )
Для определения скорости Vz
(8)
(9)
воспользуемся
уравнением неразрывности:
V y
Рис. 1. Схема деформирования металла при
вальцевании
До деформации участок заготовки имеет длину
l 0 . Ось вращения валка в исходном положении находится на расстоянии а от начала координат. С течением времени происходит относительное движение валка и заготовки, при котором последняя де-
132
y
V z
0,
z
(10)
откуда
V y
V
z .
(11)
y
z
Приравняв правые части выражений (9) и (11),
получим:
V z 4B ( z a V0 t )(V0 V z )
.
z
( x, z , t )
(12)
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Технология производства ДВС
Это выражение представляет собой дифференциальное уравнение в частных производных первого
порядка. Разделим переменные этого уравнения и
проинтегрируем левую и правую части:
dV z
4 B ( z a V0 t )dz
C1 .
V
( x, z , t )
0
z
После интегрирования имеем:
V
ln(V0 V z ) ln C1 ( x, z , t ) ,
(13)
V y 4V0 B ( z a V0 t )
2B(a V t )
0
2 Ax 2 C max y ,
( x, z , t )
2
(21)
2
2B (a V0 t ) 2 2 Ax 2 C max
V z V0 1
. (22)
( x, z , t )
При t t k V0 t a , тогда поле скоростей в ко-
нечный момент деформации, т.е. в момент полного
(14)
формирования очага деформации, имеет вид:
Vx 0 ,
откуда
Vz V0
1
.
C1( x, z , t )
(15)
Константу C1 определяем из условия: при z = 0
Vz 0 .
Получим
C1
Vy
4V0 ( BC max 2 x 2 ) yz
,
2 ( x, y )
A( BC max 2 x 2 )
V z V0 1
(23)
.
( x, z )
На рис. 2 приведены составляющие скоростей
V y и Vz в процессе формирования очага деформа-
1
.
V0 2 B( a V0 t ) 2 Ax 2 C max
(16)
2
ции. При t t k поле скоростей имеет стационарный
характер в пределах малого промежутка времени t .
Окончательно имеем:
По перу лопатки величина составляющих скорости
2B (a V0 t ) 2 2 Ax 2 C max
V z V0 1
. (17)
( x, z, t )
Продифференцируем данное выражение по z:
V z
4V0 B ( z a V0 t )
z
2 B (a V0 t ) 2 2 Ax 2 C max
.
2 ( x, z , t )
перемещения частиц металла имеет переменное значение, т.е. поле скоростей является функцией положения очага деформации в объеме пера.
(18)
Используя (11), имеем:
V y
y
4V0 B ( z a V0 t )
2B(a V t )
0
2
2 Ax 2 C max
.
2 ( x, z , t )
(19)
Проинтегрировав данное выражение, получаем:
V y 4V0 B ( z a V0 t )
2B(a V t )
0
(20)
2 Ax 2 C max y
C2 .
2
( x, z , t )
2
Рис. 2. Распределение составляющих скоростей V y
и Vz в процессе формирования очага деформации
Из условия равенства нулю скорости V y на
Как видно из рис. 2, в продольном и в попереч-
плоскости симметрии заготовки, находим постоян-
ном сечениях лопатки поле скоростей имеет неоди-
ную интегрирования C 2 0 .
наковое значение.
Окончательно имеем поле скоростей:
Vx 0 ,
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Так как вектор скорости V зависит не только от
координат х,у,z, но и от времени вальцевания t, то в
133
Технология производства ДВС
общем случае поле скоростей изменяется с течением
Построим расчетное семейство линий тока и
времени. В полученном выше поле скоростей (22)
сравнив их с экспериментальными линиями траекто-
постоянные коэффициенты А, В и а являются функ-
рий (на рис. 3 сплошные линии), видим хорошее их
цией времени t. В частном случае в пределах малого
совпадение.
промежутка времени поле скоростей может быть
функцией только координат. В этом случае поле скоростей будет стационарным.
Запишем дифференциальное уравнение линий
тока для случая плоского стационарного течения:
dy
dz
.
V y ( x, y, z ) V z ( x, y , z )
(24)
Данное уравнение определяет семейство линий
тока, которое с течением времени не изменяется и
представляет собой траектории, вдоль которых пеРис. 3. Линии тока перемещения частиц материала
ремещаются частицы металла.
Для того, чтобы сравнить расчетное семейство
линий тока с экспериментальным, свяжем систему
Выводы
Полученные аналитические зависимости, опи-
координат не с заготовкой, а с инструментом.
сывающие кинематику процесса течения частиц ме-
При этом поле скоростей будет иметь вид:
талла при вальцевании пера компрессорных лопаток,
4V0 ( BC max 2 x 2 ) yz
Vy
,
( 2 Bz 2 2 Ax 2 C max ) 2
позволяют определять их траектории перемещения.
V0 A( BC max 2 x 2 )
.
(25)
2 Bz 2 2 Ax 2 C max
Имея обе составляющие скорости, можно опреVz
Перспективы дальнейших исследований
Дальнейшие
теоретические
исследования
делить семейство линий тока, использовав уравнение
должны быть направлены на получение аналитиче-
dy
dz
.(26)
4V0 ( BC max 2 x 2 ) yz
V0 A( BC max 2 x 2 )
(2 Bz 2 2 Ax 2 C max ) 2
2 Bz 2 2 Ax 2 C max
ских зависимостей скоростей деформаций, интен-
Разделив переменные данного дифференциального уравнения и произведя сокращения, получим:
dy
4 Bzdz
.
2
y
2 Bz 2 Ax 2 C max
Интеграл этого уравнения будет
(27)
ln y ln(2 Bz 2 2 Ax 2 C max ) ln C , (28)
откуда имеем
y (2 Bz 2 2 Ax 2 C max )C .
(29)
Это выражение представляет собой уравнение ли-
сивности
деформаций
и
напряженно-
деформированного состояния лопаток компрессора
после их вальцевания.
Список литературы:
1. Алексеев Ю.Н. Вопросы пластического течения
металла. – Харьков: Из-во ХГУ, 1958. – 180 с. 2.
Алексеев Ю.Н. Введение в обработку металлов давлением прокаткой, резанием. – Харьков: Из-во ХГУ,
1969. – 108 с.
ний тока или линий траекторий для поля скоростей (25).
134
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Эксплуатация ДВС
УДК 621.436.24
В.П. Мараховский, инж.
НИЗКОТЕМПЕРАТУРНЫЙ ПУСК ФОРСИРОВАННЫХ ДИЗЕЛЬНЫХ
ДВИГАТЕЛЕЙ
дизелей регламентируются при температурах, как
Введение
Форсирование
двигателей
по
двухтактных
наддуву,
дизельных
используемых
правило, ниже 10 С. Так, надежный пуск дизелей
для
электростартером при температуре воздуха на впуске
бронетанковой техники и многоцелевых армейских
281 К (8 С) должен обеспечиваться не более чем с
машин, увеличение их литровой мощности приводит
трех попыток в пределах 3…12 с, а при пуске
к ухудшению пусковых характеристик двигателей.
сжатым воздухом не более чем за 8 с [6].
Из вспомогательных средств пуска в настоящее
Для
дизель-генераторных
установок
время широко используются автономный факельный
оговаривается наличие предпускового подогревателя,
подогреватель
свечи
работающего на том же топливе, что и дизельный
накаливания [1,2]. Применение этих устройств не
двигатель и обеспечивающего пуск при температуре
всегда эффективно и конструктивно возможно. В
окружающего воздуха от 281 до 223 К (8…50 С) [7].
впускного
воздуха
и
экстремальных условиях, когда временный фактор
Для
тракторных
и
комбайновых
дизелей
является определяющим, важно выполнить пуск
пусковые
дизеля в кратчайшее время без предварительного
температуре окружающего воздуха от - 4…- 6 до -
разогрева.
24…- 26 С.
Следовательно,
необходимы
низкотемпературного
пуска
методы
дизелей,
которые
характеристики
определяются
Допускается применять
при
средства
облегчения пуска, входящие в комплект дизеля [8].
К дизелям специального назначения и военной
базируются на более эффективных и экономичных
техники
технологиях.
и
требования. По данным американского журнала
улучшения
“Armor” индекс оценок по параметрам двигателей
пусковых качеств дизелей является применение
для специального и общегражданского назначения
одноатомного инертного газа и низкотемпературной
определяется по следующей шкале (табл. 1).
плазмы для повышения температуры впускного
Таблица 1. Индекс оценок параметров двигателя
Принципиально
малоисследованными
новыми
средствами
воздуха [3,4,5].
Целью настоящей работы является обоснование
необходимого перечня задач исследований на основе
всестороннего
анализа
современного
состояния
вопроса низкотемпературного пуска дизелей.
Требования
к
пусковым
качествам
дизельных двигателей
Пусковые качества (свойства) выпускаемых и
эксплуатируемых в настоящее время отечественных
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
предъявляются
Наименование
параметра двигателя
Надежность
Способность работать в
нарушенных условиях
Легкость обслуживания
Габаритный объем
Масса
Простота конструкции
Ресурс
Экономичность
Затраты на производство
Легкость производства
Стоимость
Народнохозяйственная
совершенно
другие
Индекс оценок
специальн общегражд
ый
анский
5
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
11
12
6
8
9
7
4
10
3
1
135
Эксплуатация ДВС
ценность
12
Согласно
инструкций,
Анализ
2
холодный
пуск
двигателей, например, армейских машин НАТО,
должен обеспечиваться при температуре - 32 С. Для
этих целей применяются различные вспомогательные
устройства [1].
вспомогательных
назначения, а также для устройств и систем
облегчения
пуска
в
экстремальных
основными
требованиями являются надежность,
простота
обслуживания
и
условиях,
массогабаритные
показатели.
направления
низкотемпературного
по
улучшению
пуска
дизельных
Анализ литературных и патентных источников
что
основными
вспомогательными
пуска
и
дизельных
пуска сегодня являются свечи накаливания [11], а
эффективностью
поверхностного
разряда,
обладают
плазменные
свечи
свечи
и
плазменный подогрев впускного воздуха [3,4,13].
Плазменный подогрев более прост в техническом
осуществлении [12].
Основными
направлениями
характеристик
улучшения
дизелей
являются:
совершенствование процессов наполнения, сжатия,
смесеобразования,
сгорания
двигателей
систем
способов
самым распространенным средством облегчения
пусковых
Основные
решений
двигателей при низких температурах показывает, что
наибольшей
Следовательно, для двигателей специального
показывает,
технических
топлива
испарения,
в
воспламенения
пусковой
период
и
путем
оптимизации конструктивных и регулировочных
параметров, а также вспомогательных систем пуска с
средствами улучшения холодного пуска в настоящее
применением
время являются:
технологий.
новых
высокоэффективных
– факельный подогрев воздуха [1,9,10];
– электрический подогрев воздуха с помощью
Задачи и методы исследований
Исследования
элементов
вспомогательных
спиралей, свечей накаливания и низкотемпературной
систем
низкотемпературного
пуска
дизеля,
плазмы [1,4,5,10,11,12];
основанных на плазменном разряде и подогреве
– испарение
и
воспламенение
топлива
с
впускного воздуха низкотемпературной плазмой,
помощью свечей накаливания, устанавливаемых в
позволили
сформулировать
в
выбранном
предкамере или камере сгорания [1,11];
направлении
– применение
свечей
следующие
задачи
и
методы
(искровых,
исследований.
поверхностного
разряда,
плазменных
и
др.
1. Теоретические и расчетные исследования по
[4,11,13,14];
оценке эффективности способов подогрева впускного
– использование масел с пологими вязкостновоздуха при низкотемпературном пуске дизелей.
температурными характеристиками [1,2];
2. Разработка математической модели процесса
– подогрев топлива в баке и фильтре [11,15];
сжатия
– использование
и
программы
расчета
определяющих
легковоспламеняющихся
параметров процесса низкотемпературного пуска
жидкостей (эфиров) и др. [1,10,11].
дизелей.
136
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Эксплуатация ДВС
3. Проведение
численных
экспериментов
и
Борисенко В.М., Петрунин Э.А. Плазмохимические
анализ факторов, оказывающих влияние на пусковые
системы
характеристики дизеля при низких температурах.
машиностроении. – 1994. – № 3. – С. 31 – 34.
4. Анализ
существующих
малой
мощности
//
Конверсия
в
конструкций
6. ГОСТ 10150-82. Дизели судовые, тепловозные и
плазменных подогревателей для выбора наиболее
промышленные. Общие технические условия. – М.,
эффективных вариантов.
1982. – 10 с. 7. ГОСТ 23373-84. Электроагрегаты и
5. Разработка системы плазменного подогрева
впускного
воздуха,
экспериментальные
исследования
передвижные
электростанции
с
двигателями
макетирование,
внутреннего сгорания. Общие технич. треб. – М.,
на
1984.
моторных
стендах.
–
10 с.
8.
ГОСТ 18509-80.
Дизели
транспортные и комбайновые. Методы стендовых
Основная часть поставленных задач решена и
представлена в работах [3,12].
испытаний. – М., 1985. – 15 с. 9. Серов А.Ю.,
Ярков А.А. Особенности холодного пуска дизеля 12
ЧН 15/18 // Двигателестроение,- 1988. – № 9. –
Заключение
С. 38 – 39. 10. Самсонов Е.П. Устройства запуска
Выбор и разработка наиболее эффективной
системы низкотемпературного пуска для каждого
конкретного типа дизельного двигателя определяется
его назначением, конструктивными особенностями и
условиями эксплуатации.
Рязанцев Н.К.
(обзор). – М.: НИИФОРМТЯЖМАШ, 1971. – 63 с.
11. Lancement et mise en action du moteur diesel //
Revue techn. diesel. – 1986. – № 141. – P. 17-22, 2428; № 142. – P. 11 – 12, 14, 17 – 19, 22 – 26. 12.
Плазменная
Список литературы:
1.
дизелей при низких температурах за рубежом
Конструкция
форсированных
технология
низкотемпературного
пуска дизеля / Н.К. Рязанцев, П.Е. Куницын, П.Я.
двигателей наземных транспортных машин, ч. 2:
Перерва,
Уч. пособие. – Харьков: ХГПУ, 1996. – 388 с.
Авиационно-космическая техника и технология: Сб.
2. Файн М.А., Морозов В.А. Перспективы развития
науч. тр. – Харьков: ХАИ, 2000. – Вып. 19. Тепловые
средств обеспечения пуска дизелей // Двигатели
двигатели и энергоустановки. – С. 173 – 175. 13.
внутреннего сгорания. М.: ЦНИИТЭИтяжмаш,
Low temperature starting of diesel engines timed spark
1982. – № 34. – 35 с. 3. Исследование пуска дизеля в
discharge / J.D. Dale, J.D. Wilson, J. Santiago, P. Smy,
условиях
А.П. Кудряш,
R. Clements // SAE Techn Pap. Ser. – 1985. – № 9. –
П.Е. Куницын, В.П. Мараховский, П.Я. Перерва //
Р. 38 – 39. 14. Возвращение плазменного зажигания
Двигатели внутреннего сгорания.: Сб. науч. тр. –
// Автомобильная промышленность США. – 1992. –
Харьков: ХГПУ, 1999. – Вып. 58. – С. 121 – 133.
№ 3.
4.
A
Подогрев и подогреватели дизельного топлива //
comparative study of plasma ignition systems // SAE
Автомобильная промышленность. – 1993. – № 8. –
Techn. Pap. Ser. – 1983. – № 830479. – 11 p. 5.
С. 16 – 19.
низких
Edwards C.F.,
температур
/
Oppenheim A.K.,
Dale J.D.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
–
А.П.
С. 16.
Кудряш,
15.
В.П. Мараховский
Поляков Ю.Т.,
//
Валеев Д.Х.
137
Эксплуатация ДВС
УДК 689.12-8.004.5.001.5
В.Г. Ивановский, д-р техн. наук, Р.А. Варбанец, канд. техн. наук
МОНИТОРИНГ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА СУДОВЫХ ДИЗЕЛЕЙ В ЭКСПЛУАТАЦИИ
Введение
и открытия клапанов. Кроме вышеперечисленных,
Одной из важных составляющих безопасности
существует еще целый ряд параметров рабочего
мореплавания является мониторинг судовых дизелей
процесса,
(главных
эксплуатации в значительной степени поможет
и
вспомогательных)
во
время
мониторинг
которых
персоналу
во
эксплуатации. Информация о текущих значениях
обслуживающему
параметров рабочего процесса судовых дизелей во
нормальное техническое состояние дизеля.
время
поддерживать
время эксплуатации позволяет обслуживающему
персоналу поддерживать нормальное техническое
Формулирование проблемы
состояние дизелей и предупреждать возникновение
До настоящего времени большинство систем
аварийных ситуаций. Широко используемые на
мониторинга
судах "максиметры" определяют только пиковые
единый
значения давлений по цилиндрам (pz) либо давления
производящий запись параметров и частичный
в конце сжатия (pc) при отключенной подаче
расчет рабочего процесса в режиме реального
топлива. Однако кроме pz и pc существует целый ряд
времени. Наиболее характерными системами такого
других параметров, мониторинг которых во время
типа являются NK-5, NK-100, NK-200 фирмы
эксплуатации дает возможность осуществлять более
Autronica AS, а также ряд аналогичных систем
качественный контроль рабочего процесса дизеля и
других фирм [1]. В системах подобного типа
производить точную регулировку отдельных узлов.
объединены две задачи:
Так
например:
контроль
СДВС
было
спроектировано
программно-аппаратный
получение
как
комплекс,
данных в
среднего
реальном времени и частичный расчет рабочего
индикаторного давления (pi ) позволяет определить
процесса, что позволило производителям выпускать
перегрузку отдельных цилиндров и равномерно
завершенные комплексы мониторинга СДВС и
распределить мощность по всем цилиндрам дизеля.
предоставлять
Контроль
повышения
большой объем информации, необходимой для
давления при сгорании топлива (жесткости p / )
качественной технической эксплуатации двигателей.
максимальной
скорости
техническому
персоналу
судна
на
Однако, на наш взгляд, такой подход к
подшипники отдельных цилиндров и выявлять
решению задачи мониторинга СДВС имеет ряд
недостатки в работе топливной аппаратуры (ТА). С
недостатков:
позволяет
помощью
ограничить
ударные
контроля
нагрузки
геометрических
и
1) очевидно недостаточно полное (или точное)
действительных фаз топливоподачи производится
моделирование
комплексная
оценка
современные
топливной
аппаратуры.
технического
состояния
рабочего
процесса,
математические
модели
поскольку
требуют
фаз
больших ресурсов времени и производительности
газораспределения во время работы дизеля позволяет
вычислительной техники, что не дает возможности
оперативно
использовать их в режиме реального времени;
оценить
Контроль
техническое
состояние
и
2) в качестве исходных данных используется
поддерживать паспортные значения углов закрытия
ограниченное количество измеряемых параметров,
газораспределительного
138
механизма
(МГР)
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Эксплуатация ДВС
что также связано со сложностью одновременного
для решения задачи мониторинга СДВС.
получения данных и их обработкой в реальном
времени;
Решение
3) соединение измерительной и расчетной
частей систем мониторинга СДВС значительно
увеличивает их сложность. Для передачи сигналов от
проблемы.
Разработка
систем
«разделенного мониторинга» рабочего процесса
СДВС
Анализ
характеристик
и
функциональных
комплексу
возможностей существующих систем мониторинга
используются длинные (до 50 м и более) кабельные
СДВС показал, что высокая степень интеграции
линии. Устанавливаются дополнительные усилители
(полное объединение измерительной и расчетной
и
снижает
частей) является, во многих случаях, избыточной для
надежность функционирования системы в целом.
получения практически значимых параметров и,
Кроме того, затруднен процесс обмена информацией
одновременно,
между оператором и техническим персоналом,
моделирования рабочего процесса.
двигателя
к
вычислительному
преобразователи
производящим
сигналов,
что
непосредственное
измерение
на
недостаточной
для
точного
Таким образом, основной идеей разделенного
мониторинга СДВС является разбиение системы на
двигателе;
4) стоимость систем подобного типа остается
весьма высокой, поскольку слагается из стоимости
два функциональных модуля:
- модуль
получения
данных
и
не только датчиков и первичных преобразователей,
предварительного расчета параметров в режиме
но и всего промежуточного оборудования плюс
реального времени (МРВ) – аппаратная часть
стоимость
системы;
вычислительного
программного
комплекса
обеспечения.
вычислительного
качестве
- модуль расчета и анализа рабочего процесса
используются
не в режиме реального времени (РМ) – внешнее
В
комплекса
и
компьютеры промышленного исполнения, стоимость
программное обеспечение.
выше
Связь между модулями осуществляется по
аналогичных по производительности обычных ПК.
последовательному интерфейсу USB или RS-232 (см.
Компьютеры в таких системах задействованы только
рис. 1).
которых
приблизительно
в
45
раз
Рис. 1. Связь между модулями
— n (rpm) – частота вращения коленчатого
Модуль реального времени
Задачей модуля является получение данных от
датчиков,
установленных
предварительный
расчет
на
и
двигателе,
отображение
на
внутренний экран следующих параметров:
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
вала, мин -1;
— pt – среднее давление газов за рабочий цикл,
МПа;
— pz – максимальное давление газов за рабочий
139
Эксплуатация ДВС
приближенного положения ВМТ (синусная модель)
цикл, МПа.
двух
и затем окончательный расчет, путем моделирования
установленных на работающем двигателе датчиков:
скорости изменения давления dp / d . Алгоритм
PS-20 (модифицированная версия датчика давления
Powell-64 оказался очень устойчивым, даже для
PS-16)
случая
Данные
и
в
модуль
поступают
виброакустического
от
датчика
VS-20.
Принцип использования датчиков описан в [2].
рабочих
циклах
зашумленности
данных.
Несмотря на то, что, по сути, это метод поиска с
В МРВ записываются данные о нескольких
последовательных
значительной
каждого
условным
окончанием
итераций,
нам
удалось
сформулировать такие начальные условия, что
цилиндра. Количество циклов может задаваться из
общее
настроечной части расчетного модуля. Такой подход
приемлемо малое для большинства современных
позволяет получать не только средние значения
ПЭВМ.
параметров и их отклонения, но и производить
статистическую
оценку
равномерности
работы
топливной аппаратуры.
Для
решения
задачи
моделирования
используются
синхронизации
рабочего
паспортные данные
процесса
двигателя
и
реальные синхронизированные диаграммы рабочих
Указанные параметры могут быть рассчитаны
по
время
несинхронизированным
временным
записям
рабочих циклов и являются наиболее значимыми для
экспресс-оценки состояния цилиндра.
циклов F () . Это позволяет добиться максимальной
точности моделирования, произвести детальный
анализ текущего технического состояния цилиндра и
составить
достоверный
прогноз
по
данным
предыдущих расчетов.
Расчетный модуль
Выполняет
последовательное решение задач
синхронизации данных, поступающих от МРВ и,
Заключение
Таким
образом,
можно
сформулировать
затем, расчета и анализа рабочего процесса. Под
основные цели проектируемой системы мониторинга
синхронизацией
СДВС.
определение
данных
координат
подразумевается
основных
положений
1. Логическое разделение задач получения
поршня (ВМТ - верхняя мертвая точка и НМТ -
наиболее значимых параметров и полного расчета
нижняя мертвая точка) и дальнейший перевод
рабочего процесса.
индикаторных диаграмм из функций времени в
функции по углу поворота коленчатого вала [3]
техническому
F (t ) F ( ПКВ ) .
При
этом
учитывается
В процессе
текущей эксплуатации СДВС
персоналу,
как
правило,
нет
необходимости производить полный расчет рабочего
неравномерность
процесса и процесса тепловыделения в цилиндрах,
вращения коленчатого вала, что особенно актуально
но абсолютно
для современных малооборотных длинноходовых
быстрой оценки нескольких наиболее значимых
двигателей (L-MC, S-MC, RTA и др.). При решении
параметров рабочего процесса. С другой стороны, в
задачи
метод
тех ситуациях, когда требуется более детальный
n-параметрической
анализ состояния цилиндра, необходимо произвести
функции без использования производных (Powell-64
расчет и анализ рабочего процесса в нем. Для этого
[4]).
достаточно
синхронизации
минимизации
В
140
нелинейной
процессе
используется
используется
расчета
дважды:
алгоритм
сначала
для
Powell-64
поиска
необходимо
иметь
иметь
специальное
возможность
программное
обеспечение, построенное на базе современной
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Эксплуатация ДВС
математической
итерационной
модели
рабочего
как раз являлась их высокая стоимость. На судах с
процесса. Исходные данные для моделирования и
небольшим
последующего анализа могут быть накоплены в
мощностью
энергетической
модуле реального времени и переданы в расчетный
использование
систем
модуль по одному из последовательных интерфейсов
нерентабельным,
компьютера.
практическую ценность данных о параметрах и
2. Значительное упрощение схемы системы
водоизмещением
диаграммах
и
небольшой
установки
мониторинга
несмотря
рабочего
на
процесса
было
высокую
во
время
эксплуатации. Предлагаемое разделение функций
мониторинга.
Система разделенного мониторинга фактически
системы мониторинга СДВС дает возможность
представляет собой переносной, компактный прибор,
сократить стоимость системы до уровня стоимости
выполненный
судового
на
базе
современного
"максиметра"
и
возможность
микроконтроллера с внутренней энергонезависимой
пользоваться
Flash
широкому кругу технических специалистов.
памятью,
и
программное
обеспечение
результатами
дать
мониторинга
более
работающее под управлением Windows. По данным
непосредственных
измерений
на
двигателе
Список литературы:
производится предварительный расчет нескольких
1. Варбанец Р.А.. Системы компьютерной диагностики
значимых
судовых дизелей // Судоходство. – 1996. – № 6. – С. 24 –
параметров
и
отображение
их
на
внутреннем экране МРВ. Временные реализации
27.
рабочих
для построения
виброакустического метода для анализа топливоподачи
диаграмм и детального анализа рабочего процесса в
дизеля в эксплуатации // Вісник Одеського державного
цилиндре накапливаются в архиве (Flash памяти). За
морського університету. – 1998. – №1. – С. 131 –
счет коротких связей из системы
исключены
134. 3. Варбанец Р.А., Ивановский В.Г., Савиных А.С.
промежуточные
Расчетный метод обнаружения верхней мертвой точки
циклов,
кабельные
необходимые
трассы
преобразователи.
и
все
Варбанец Р.А.
Применение
поршня двигателя внутреннего сгорания, “Техническая
производить один специалист. Находиться возле
эксплуатация флота”. – М.: В/О Мортехинформреклама.
двигателя
течение
– 1994. – № 6 (816). – С. 1 – 6. 4. Powell M.J.D. An
короткого времени измерений. Расчетный модуль
efficient method for finding the minimum of a function of
устанавливается с компакт-диска на любой судовой
several variables without calculating derivatives //
компьютер. Все отчеты и диаграммы могут быть
Computer J. – 1964, № 7. – P. 155.
достаточно
мониторинга
Ивановский В.Г.,
может
ему
Процесс
2.
только
в
распечатаны на установленном в системе принтере.
3.
Существенное
уменьшение
стоимости
системы мониторинга.
Одним из аргументов недостаточно широкого
использования на судах систем мониторинга СДВС
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
141
Рефераты опубликованных статей
УДК 621.43
Марченко А.П. Термодинамическая оценка резервов повышения КПД двигателей внутреннего
сгорания // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004.
– № 2. – С. 3-5.
На основе известных положений термодинамики
обоснованы максимальные теоретические резервы
повышения КПД тепловых двигателей. Показано,
что эти резервы определяются разницей между КПД
модернизированного обратимого цикла ТринклераСабатэ и индикаторным КПД теплового двигателя.
Отмечено, что для модернизированного обратимого
цикла Тринклера-Сабатэ работа цикла численно равна эксергии подведенной теплоты, а отводимая в
окружающую среду теплота – анергии этой теплоты.
Приведена зависимость для определения максимального КПД. Табл. 3. Ил. 1. Бибиогр. 5 назв.
УДК 621.436
Кудряш А.П., Перерва П.Я., Киреева В.Н., Потапенко А.А. Экологическое совершенствование
дизелей путем использования водотопливных
эмульсий // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004.
– № 2. – С. 6-9.
Рассмотрен механизм испарения водной фазы ВТЭ в
камере сгорания дизеля, влияние воды на полноту
сгорания углеводородов и результаты экспериментальной проверки влияния ВТЭ на экологические
характеристики дизеля. Ил. 2. Библиогр. 12 назв.
УДК 629.621.43
Некрасов В.Г. Двигатель для автомобиля малого
класса // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. –
№ 2. – С. 10-13.
Приведены результаты первого этапа разработки
конструкции опытного образца двигателя для автомобиля малого класса, отвечающего современным
условиям по топливной экономичности и токсичности отработавших газов. Рассмотрен принципиальный подход к технологической схеме двигателя и
приведены технические решения, закладываемые в
конструкцию двигателя. Даны прогнозные показатели. Библиогр. 20 назв.
УДК 621.43.068.4
Неяченко И.И., Ямолов Ю.И., Егоров В.А. Применение компьютерного моделирования в технологии калибровочных работ по холодному пуску
двигателей ВАЗ // Двигатели внутреннего сгорания.
– 2004. – № 2. – С. 14-19.
На основе известной феноменологической Х– модели процесса транспортировки топлива во впускной
системе бензинового двигателя в программной оболочке Matlab–Simulink разработана компьютерная
модель смесеобразования применительно к режиму
пуска двигателя с впрыском топлива во впускной
канал. Модель рассчитывает количество топлива и
состав смеси в цилиндрах двигателя по известной
142
частоте вращения коленчатого вала, температуре и
закону топливоподачи.
Параметры модели определялись при выполнении
экспериментальной тестовой процедуры на соответствующих установившихся режимах работы двигателя. Динамический отклик двигателя по составу
смеси определялся по сигналу широкополосного кислородного датчика (–зонда), располагаемого в выпускной системе. При реальных пусках двигателя
проводилась запись его режимных и выходных (–
зонд) параметров, которые использовались в качестве входных переменных в компьютерной модели
смесеобразования. Сравнительный анализ результатов моделирования и реальных экспериментов позволил существенно сократить трудоемкость калибровочных работ. Ил. 6. Библиогр. 5 назв.
УДК 662.997
Крестлинг Н.А., Попов В.В. Пути использования
сбросной теплоты на судах // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С. 19-23.
Рассмотрено использование вторичных энергоресурсов на судах морского флота с помощью теплонасосных установок, а также применение тепловых насосов на судах. Ил. 4. Библиогр. 3 назв.
УДК 629.5:621.436
Тимошевский Б.Г. Эффективность стационарных
электростанций на базе двигателей внутреннего
сгорания // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004.
– № 2. – С. 24-28.
Двигатели внутреннего сгорания (ДВС) на сегодняшний день являются одним из наиболее эффективных типов тепловых машин, и нашли свое применение в самых различных областях транспорта,
промышленности и энергетики. Однако использование ДВС в большой энергетике было ограничено
недостаточными мощностями, ресурсом и другими
причинами субъективного характера. В настоящее
время достигнут уровень топливной экономичности,
ресурса и агрегатной мощности ДВС, который позволяет создавать высокоэффективные электроэнергетические комплексы на базе этих двигателей. Определена топливная эффективность таких комплексов, которая составляет до 75 %, и показана перспектива использования ДВС в большой энергетике. Ил.
2. Библиогр. 9 назв.
УДК 621.433.038.8
Щербаков Г.А., Сафонов C.Б., Шевченко Н.А.,
Левтеров А.М., Мараховский В.П., Кайдалов А.А.
Гидроуправляемая форсунка для газового двигателя с внутренним смесеобразованием // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С. 29-32.
Предложена конструкция гидроуправляемой форсунки для конвертации дизельного двигателя в газовый двигатель с внутренним смесеобразованием,
рассмотрены особенности и результаты её экспериДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Рефераты опубликованных статей
ментальных исследований на безмоторном стенде.
Ил. 4. Библиогр. 4 назв.
ных частиц имеет порядок 10000 – 100000. Ил. 4.
Библиогр. 8 назв.
УДК 621.436.068.9
Меркиш Е.Л., Игнатов О. Р. Влияние особенностей цилиндропоршневой группы на расход масла
в автомобильных двигателях // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С. 33-35.
В статье приведены результаты экспериментальных
исследований влияния силы упругости и высоты
буртика рабочей поверхности маслосъемных колец
на удельный расход смазочного моторного масла
современных автомобильных ДВС. На основе полученных зависимостей даны рекомендации по установлению указанных параметров для маслосъемных
поршневых колец. Табл. 2. Ил. 3. Бибиогр. 7 назв.
УДК 621.181:662.9
Канило П.М., Расюк Н.И., Тымчик А.В., Костенко
К.В., Костюк В.Е., Коваленко А.Н. Отработка
конструкции СВЧ–плазменной горелки на основе
численного исследования течения пылеугольной
аэросмеси // Двигатели внутреннего сгорания. –
2004. – № 2. – С. 47-53.
Представлены математическая модель и результаты
численных исследований течения пылеугольной аэросмеси в различных схемах СВЧ–плазменной горелки. Проведен выбор рациональной схемы горелки
и на его основе разработана конструкция прототипа
промышленного образца горелочного устройства.
Ил. 4. Библиогр. 5 назв.
УДК 629.12.03:628.33
Истомин В.И. Регенерируемый тканевый фильтр
// Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. –
С. 36-38.
На основе проведенных исследований определены
основные параметры регенерируемых тканевых
фильтров для очистки нефтесодержащих вод. Табл.
1. Ил. 1. Библиогр. 4 назв.
УДК 621.438:621.515
Шкабура В.А. Исследование возможности применения турбокомпрессора с общим рабочим колесом в газотурбинных двигателях // Двигатели
внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С. 39-41.
Рассмотрен вопрос использования турбокомпрессора
с общим рабочим колесом в составе газотурбинных
двигателей, в особенности малоразмерных ГТД, для
повышения температуры газа перед турбиной и степени повышения давления в компрессоре в целях
увеличения их удельной мощности и снижения
удельного расхода топлива. Ил. 2. Библиогр. 7 назв.
УДК 621.412
Абаджян Б.А., Снижко Е.В., Стефановский А.Б.
Двигатель Стирлинга модели ДС–КАДИ–1: Проблемы и перспективы разработки // Двигатели
внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С. 42-43.
Рассмотрены особенности конструкции малогабаритного двигателя Стирлинга модели ДС–КАДИ–1 и
обоснована актуальность его постройки в Украине.
Ил. 2.
УДК 681.322:621.5.041:533.697:532.5
Чернышев Ю.К. Применение теории систем для
алгоритмизации прямого математического моделирования течения газа // Двигатели внутреннего
сгорания. – 2004. – № 2. – С. 44-47.
Неразреженный газ рассматривается как система
автоматов. Введено понятие подсистем. Это позволяет существенно сократить время расчетов. Даны
тестовые примеры вычислений. Количество модельДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
УДК 621.436
Матиевский Д.Д., Свистула А.Е. Влияние степени
эффективного использования воздушного заряда
цилиндра дизеля на сажевыделение и индикаторный КПД // Двигатели внутреннего сгорания. –
2004. – № 2. – С. 53-56.
Приведены результаты математического моделирования влияния степени эффективного использования
воздушного заряда цилиндра на процесс сажевыделения и связанные с этим потери теплоты. Показан
резерв увеличения индикаторного КПД за счет
уменьшения несвоевременности выгорания сажи и
потерь от радиационного теплообмена. Табл. 1 Ил. 2.
Библиогр. 5 назв.
УДК 621.436.068
Шеховцов Ю.И., Заиграев Л.С. Исследование термокаталитической регенерации сажевого фильтра дизелей // Двигатели внутреннего сгорания. –
2004. – № 2. – С. 57-59.
В статье представлены результаты расчетнотеоретического исследования процесса регенерации
сажевых фильтров дизелей. Показано влияние на
процесс принудительной и авторегенерации таких
режимных параметров дизельного двигателя, как
расход отработавших газов и концентрация кислорода, и возможность на базе полученных результатов
выбирать оптимальную стратегию регенерации. Ил.
1. Библиогр. 3 назв.
УДК 621.43.019.001
Душко В.В. Расчетный метод оценки периода задержки самовоспламенения топлива в цилиндре
дизельного двигателя // Двигатели внутреннего
сгорания. – 2004. – № 2. – С. 60-63.
Описана методика, позволяющая анализировать
влияние свойств топлива и качества топливоподготовки на период задержки воспламенения топлива.
Ил. 3. Библиогр. 7 назв.
143
Рефераты опубликованных статей
УДК 621.436.068
Куницын П.Е., Шевченко Н.А., Доровской А.Ф.,
Крушедольский А.Г. Пути улучшения экологических показателей работы двухтактного дизельного двигателя типа 6ТД с регулируемым давлением наддува // Двигатели внутреннего сгорания. –
2004. – № 2. – С. 63-65.
Рассмотрены результаты внедрения в дизельный
двигатель с регулируемым давлением наддува конструкторских решений, направленных на снижение
дымности как на стационарных режимах работы, так
и при пуске и переменных режимах. Подтверждена
эффективность введенных мероприятий. Табл. 2. Ил.
2.
УДК 621.436.052
Рязанцев Н.К., Анимов Ю.А. Учет эксплуатационного загрязнения центробежного компрессора
наддува при согласовании его характеристик с
расходными характеристиками быстроходного
двухтактного транспортного дизеля // Двигатели
внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С. 66-70.
Показано, что загрязнение проточной части компрессора обуславливает рассогласование его характеристик и дизеля, приводящее к ухудшению параметров
наддува. Исходя из стабилизационного характера
процесса загрязнения, предложена методика его учёта при проектировании компрессора. Ил. 2. Библиогр. 4 назв.
УДК 621.431
Жуков В.А. Задача многофакторной оптимизации
режимов охлаждения комбинированных ДВС //
Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С.
71-73.
Изложен комплексный подход к выбору параметров
систем охлаждения комбинированных ДВС, влияющих на надежность двигателей, их экономические и
экологические показатели. Приведены результаты
расчетных и экспериментальных исследований, свидетельствующие о перспективности совершенствования режимов охлаждения ДВС. Библиогр. 4 назв.
УДК 621.431.72.013
Алёхин С.А., Пелепейченко В.И., Доровской А.Ф.,
Перерва П.Я., Бородин Д.Ю. Анализ влияния угла закрутки впускного окна на характер течения
заряда в цилиндре тепловозного двухтактного
дизеля 6ДН в период газообмена // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С. 74-76.
Установлено, что при увеличении максимального
угла закрутки впускного окна относительно его оптимального значения повышается концентрация остаточных газов в центре цилиндра, а при уменьшении – в пристеночной зоне цилиндра вблизи впускных окон. Ил. 2. Библиогр. 4 назв.
144
УДК 621.43.013
Керимов З.Х. Особенности моделирования потока
в щели клапана при математическом моделировании трехмерного потока газа в цилиндре поршневого двигателя // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С. 76-81.
Приводится методика расчета параметров потока
газа в щели впускного клапана. Учитывается влияние направления впускного канала и потока в цилиндре на неравномерность распределения скорости
потока по окружности щели. Рассмотрена методика
стыковки потока в щели клапана с трехмерным потоком в цилиндре. Приводятся примеры расчетных
полей параметров потока в щели клапана и в цилиндре. Ил. 5. Библиогр. 5 назв.
УДК 62.135
Солодов В.Г., Стародубцев Ю.В., Хандримайлов
А.А. Численная модель течения вблизи впускного
клапана ДВС // Двигатели внутреннего сгорания. –
2004. – № 2. – С. 81-85.
Предложена модель трехмерного вязкого турбулентного течения газовой смеси в щели впускного клапана ДВС. Проведено детальное сопоставление с экспериментальными данными. Исследовано влияние
геометрических параметров на расходные характеристики впускного тракта. Ил. 9. Библиогр. 3 назв.
УДК 621.51.001.4
Петухов И.И., Минячихин А.В., Парафейник В.П.
Оценка эффективности процесса сжатия реального газа в неохлаждаемом компрессоре // Двигатели
внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С. 85-89.
Сопоставлены известные способы расчёта КПД
адиабатного компрессора. Показаны ограничения их
применимости для реального газа и газа с частицами
конденсата. Табл. 1. Ил. 1. Библиогр. 10 назв.
УДК 621.43.013.4, 53.082.534
Матиевский Д.Д., Свистула А.Е, Єськов А.В.,
Клочков А.В. Экспериментальный стенд диагностики и контроля характеристик массопереноса
распыленного топлива дизельной форсункой //
Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С.
90-91.
Рассматривается экспериментальный стенд диагностики и контроля скоростных характеристик потока
распыленного топлива дизельным распылителем
времяпролетным методом регистрации оптической
плотности топливного потока в атмосферных условиях. Ил. 4. Библиогр. 2 назв.
УДК 621.431:621.436.068
Парсаданов И.В., Третьяков С.И. Оценка влияния угла начала подачи топлива на показатели
токсичности отработавших газов быстроходного
дизеля // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. –
№ 2. – С. 92-95.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Рефераты опубликованных статей
Проведен анализ влияния действительного угла начала впрыскивания топлива на показатели токсичности отработавших газов быстроходного дизеля. Даны
рекомендации для регулирования угла начала впрыскивания топлива по скоростной характеристике.
Табл. 1. Ил. 2. Библиогр. 4 назв.
УДК 539.3
Шульженко Н.Г., Гонтаровский П.П., Гармаш
Н.Г., Протасова Т.В. Развитие методики расчета
термонапряженного состояния составных поршней ДВС // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004.
– № 2. – С. 95-99.
Излагается уточненная постановка задачи и методики расчета тепловых полей и термонапряженного
состояния составных поршней ДВС. Решение термоконтактной задачи учитывает теплообмен между
деталями в областях контакта, определяемых в процессе расчета для связанной задачи теплопроводности и термомеханики.
Приводятся уточненные схемы расчета с использованием моделей в трехмерных постановках и с учетом явления ползучести. Ил. 5. Библиогр. 11 назв.
УДК 621.43
Жуков А.А., Михайлов Н.А., Жуков В.А., Навоев
А.П. Анализ напряженного состояния и повышение эксплуатационной долговечности зубчатых
колес привода агрегатов двигателей ЯМЗ–840 //
Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С.
99-103.
Изложены результаты исследования напряженного
состояния зубчатых колес механизма привода двигателя ЯМЗ–840, проанализированы возможности
применения высокопрочных чугунов для изготовления зубчатых колес с целью повышения их долговечности.
УДК 621.43.011
Ершов В.И., Ершова З.Г. О крутильных колебаниях коленчатых валов // Двигатели внутреннего
сгорания. – 2004. – № 2. – С. 104-105.
Исследуются крутильные колебания коленчатого
вала двигателя. Получение уравнения для изучения
нестационарного прохождения через резонанс механической системы. Библиогр. 4 назв.
УДК 621.43
Чайнов Н.Д., Мягков Л.Л., Руссинковский В.С.
Программный комплекс для расчета вибрации и
структурного шума корпусных деталей автомобильного дизеля // Двигатели внутреннего сгорания.
– 2004. – № 2. – С. 105-110.
Для корпусных деталей автомобильных дизелей рассматривается математическое моделирование вибрации методом конечных элементов и структурного
шума методом граничных элементов. Описаны общий алгоритм расчета, модели источников вибрации,
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
функциональная модель вибрации и шума, расчет
вибрации, расчет структурного шума и пример практического применения метода. Ил. 7. Библиогр. 5
назв.
УДК 621 22
Василенко Г.А., Манжос Ю.П. Расчет устойчивости гидроцилиндра с двухсторонним штоком с
учетом погрешностей его изготовления // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С. 110-114.
Предложен способ расчета гидроцилиндра с двусторонним штоком, находящегося под действием сжимающих усилий, моментов трения в шарнирах и поперечных сил, обусловленных массой привода под
действием линейных перегрузок, с учетом погрешности изготовления его элементов. Приведены результаты вычисления запаса устойчивости гидроцилиндра. Ил. 5. Библиогр. 2 назв.
УДК 006.86:620.178.16(045)
Ходак Н.А., Вишневський О.А., Волков В.А. Модернизация оборудования и средств для исследования процессов абразивного изнашивания материалов и их моделирования // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С. 114-122.
В работе рассмотрены расширенные возможности
установки для проведения исследования материалов
на абразивный износ и выполнено описание разработанного контрольно–измерительного оборудования.
Приводятся некоторые результаты моделирования
процесса износа с учетом характерных параметров.
Ил. 6. Библиогр. 20 назв.
УДК 621.436
Пылев В.А., Шеховцов А.Ф., Турчин В.Т.,
Вікторов В.С., Просяник А.В. Повышение эффективности метода конструктивной оптимизации
поршня ДВС по комплексу критериев его тепловой напряженности // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С. 122-125.
Показано, что в процессе оптимизации конструкции
поршня по комплексу критериев его теплонапряженности могут иметь место недостоверные значения
обобщенной функции желательности. Разработана
новая частная функция желательности для оценки
температурного состояния поршня в зоне верхнего
поршневого кольца. Подтверждена эффективность ее
использования на примерах оценки теплонапряженности поршней тракторных дизелей. Ил. 3. Библиогр.
3 назв.
УДК 621.746.04
Клименко Л.П., Дыхта Л.М., Андреев В.И., Прищепов О.Ф. Центробежная отливка гильз цилиндров ДВС с обратным градиентом твердости по
сечению // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004.
– № 2. – С. 126-130.
В статье рассмотрены технологические мероприятия,
145
Рефераты опубликованных статей
применяемые при центробежной отливке чугунных
гильз цилиндров двигателей внутреннего сгорания.
Непрерывным управлением тепловыми процессами
литья в постоянных облицованных формах, авторы
получают отливки с увеличенной твердостью на
внутренней поверхности изделия и заниженной на
внешней стороне заготовки. Табл. 1. Ил. 3. Библиогр.
10 назв.
УДК 621.974.8
Матюхин В.А., Жданов И.А., Колтун С.К. Математическое моделирование кинематики процесса
течения металла при вальцевании пера компрессорных лопаток // Двигатели внутреннего сгорания.
– 2004. – № 2. – С. 131-134.
На основе предложенных аналитических зависимостей между вектором скорости и вектором перемещения получены уравнения линий тока частиц металла в процессе вальцевания пера компрессорных
лопаток. Ил. 3. Библиогр. 2 назв.
УДК 621.436.24
Мараховский В.П. Низкотемпературный пуск
форсированных дизельных двигателей // Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. – С. 135-137.
Рассмотрены требования к пусковым качествам дизелей, вспомогательные средства пуска, влияние различных факторов на пусковые характеристики дизелей и основные направления по улучшению низкотемпературного пуска. Сформулированы задачи исследований и обоснованы методы их решения. Табл.
1. Библиогр. 15 назв.
УДК 689.12–8.004.5.001.5
Ивановский В.Г., Варбанец Р.А. Мониторинг рабочего процесса судовых дизелей в эксплуатации
// Двигатели внутреннего сгорания. – 2004. – № 2. –
С. 138-141.
Рассмотрены вопросы, связанные с разработкой современной системы мониторинга рабочего процесса
судовых дизелей в эксплуатации. Ил. 1. Библиогр. 4
назв.
Реферати статей, що опубліковані
УДК 621.43
Марченко А.П. Термодинамічна оцінка резервів
підвищення ККД двигунів внутрішнього згоряння // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – №
2. – С 3-5.
На підставі відомих положень термодинаміки обґрунтовані максимальні теоретичні резерви підвищення
ККД теплових двигунів. Показано, що ці резерви
визначаються добутком між ККД модернізованого
зворотного циклу Тринклера-Сабате та індикаторним
ККД теплового двигуна. Відмічено, що для модернізованого зворотного циклу Тринклера-Сабате робота
циклу чисельно дорівнює ексергії підведеної до робочого тіла теплоти, а відведена до навколишнього
середовища теплота – анергії цієї теплоти. Наведена
залежність для визначення максимального ККД.
Табл. 3. Іл. 1. Бібліогр. 5 назв.
УДК 621.436
Кудряш А.П., Перерва П.Я., Кірєєва В.М., Потапенко О.О. Екологічне вдосконалювання дизелів
шляхом використання водопаливних емульсій //
Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С.
6-9.
Розглянуто механізм випарювання водної фази водопаливної емульсії (ВПЕ) в камері згоряння дизеля,
вплив води на повноту згоряння вуглеводнів і результати експериментальної перевірки впливу ВПЕ
на екологічні характеристики дизеля. Іл. 2. Бібліогр.
12 назв.
УДК 629.621.43
Некрасов В.Г. Двигун для автомобіля малого класу // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2.
– С. 10-13.
Наведені результати першого етапу розробки конс-
146
трукції дослідного зразку двигуна для автомобіля
малого класу, що відповідає сучасним умовам економії пального та токсичності відпрацьованих газів.
Розглянутий принциповий підхід до технологічної
схеми двигуна та наведені технічні рішення, що закладені в конструкцію двигуна. Наведені прогнозовані показники. Бібліогр. 20 назв.
УДК 621.43.068.4
Неяченко І.І., Ямолов Ю.І., Єгоров В.А. Застосування комп'ютерного моделювання в технології
калібрувальних робіт по холодному пуску двигунів ВАЗ // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. –
№ 2. – С. 14-19.
На основі відомої феноменологічної Х– моделі процесу транспортування палива у впускній системі
бензинового двигуна в програмній оболонці Matlab–
Simulink розроблена комп'ютерна модель утворення
робочої суміші стосовно до режиму пуску двигуна з
уприскуванням палива у впускний канал. Модель
розраховує кількість палива і склад суміші в циліндрах двигуна по відомій частоті обертання колінчастого вала, температурі і закону подачі палива.
Параметри моделі визначалися при виконанні експериментальної випробувальної процедури на відповідних сталих режимах роботи двигуна. Динамічний
відгук двигуна по складу суміші визначався по сигналу планарного кисневого датчика (–зонда), що
розташовується у випускній системі. При реальних
пусках двигуна проводився запис його режимних і
вихідних (–зонд) параметрів, які використовувалися
як вхідні змінні в комп'ютерній моделі утворення
робочої суміші. Порівняльний аналіз результатів
моделювання і реальних експериментів дозволив
істотно скоротити трудомісткість калібрувальних
робіт. Іл. 6. Бібліогр. 5 назв.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2'2004
Реферати статей, що опубліковані
УДК 662.997
Крестлінг М.А., Попов В.В. Шляхи використання
скинутої теплоти на суднах // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С. 19-23.
Розглянуто використання повторних енергоресурсів
на суднах морського флоту за допомогою теплонасосних установок, а також застосування теплових насосів на суднах. Іл. 4. Бібліогр. 3 назв.
УДК 629.5:621.436
Тимошевський Б.Г. Ефективність стаціонарних
електростанцій на базі двигунів внутрішнього
згоряння // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004.
– № 2. – С. 24-28.
Двигуни внутрішнього згоряння (ДВЗ) на сьогоднішній день є одним з найбільш ефективних типів теплових машин та знайшли своє використання у самих
різних галузях транспорту, промисловості та енергетики. Однак використання ДВЗ у великій енергетиці
було обмежене недостатніми потужностями, ресурсом та іншими чинниками суб’єктивного характеру.
У теперішній час досягнутий рівень паливної економічності, ресурсу та агрегатної потужності ДВЗ, котрий дозволяє створювати високоефективні енергетичні комплекси на базі цих двигунів. Визначена паливна ефективність таких комплексів, яка складає до 75
%, та показана перспектива використання ДВЗ у великій енергетиці. Іл. 2. Бібліогр. 9 назв.
УДК 621.433.038.8
Щербаков Г.О., Сазонов С.Б., Шевченко М.О.,
Левтеров О.М., Мараховський В.П., Кайдалов
О.О. Гідрокерована форсунка для газового двигуна з внутрішнім сумішоутворенням // Двигуни
внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С. 29-32.
Запропоновано конструкцію гідрокерованої форсунки для конвертації дизельного двигуна в газовий
двигун з внутрішнім сумішоутворенням, розглянуто
особливості та результати її експериментальних досліджень на безмоторному стенді. Іл. 4. Бібліогр. 4
назв.
УДК 621.436.068.9
Меркіш Е.Л., Ігнатов О.Р. Вплив особливостей
циліндропоршневої групи на витрату мастила в
автомобільних двигунах // Двигуни внутрішнього
згоряння. – 2004. – № 2. – С. 33-35.
У статті приведені результати експериментальних
досліджень впливу сили пружності і висоти буртіка
робочої поверхні маслоз’ємних кілець на питому
витрату моторного мастила сучасних автомобільних
ДВЗ. На основі отриманих залежностей дані рекомендації з установлення зазначених параметрів для маслоз’ємних поршневих кілець. Табл. 2. Іл. 3. Бібліогр. 7 назв.
УДК 629.12.03:628.33
Істомін В.І. Регенерируємий тканинний фільтр //
Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С.
36-38.
На підставі проведених досліджень визначені основні параметри регенеруючих тканинних фільтрів для
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
очищення нафтовміщуючих вод. Табл. 1. Іл. 1. Бібліогр. 4 назв.
УДК 621.438:621.515
Шкабура В.А. Дослідження можливості використання турбокомпресора із спільним робочим колесом у газотурбінних двигунах // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С. 39-41.
Розглянуто питання про використання турбокомпресора із спільним робочим колесом у газотурбінних
двигунах, в особливості у малопотужних ГТД, для
збільшення температури газу перед турбіною та ступеня підвищення тиску у компресорі для підвищення
питомої потужності й зниження витрат палива. Іл. 2.
Бібліогр. 7 назв.
УДК 621.412
Абаджян Б.А., Сніжко Є.В., Стефановський О.Б.
Двигун Стирлінга моделі ДС–КАДІ–1: Проблеми
та перспективи розробки // Двигуни внутрішнього
згоряння. – 2004. – № 2. – С. 42-43.
Розглянуто особливості конструкції малогабаритного
двигуна Стирлінга моделі ДС–КАДІ–1 і обґрунтовано актуальність його побудування в Україні. Іл. 2.
УДК 681.322:621.5.041:533.697:532.5
Чернишов Ю.К. Застосування теорії систем для
алгоритмізації прямого математичного моделювання течії газу // Двигуни внутрішнього згоряння. –
2004. – № 2. – С. 44-47.
Нерозріджений газ розглядається як система автоматів. Введено до розгляду поняття підсистем. Це дозволяє суттєво скоротити час для розрахунків. Наведені
тестові приклади обчислень. Кількість модельних часток має порядок 10000 – 100000. Іл. 4. Бібліогр. 8 назв.
УДК 621.181:662.9
Каніло П.М., Расюк М.І., Тимчик О.В., Костенко
К.В., Костюк В.Є., Коваленко А.М. Відпрацювання конструкції НВЧ–плазмового пальника на основі чисельного дослідження течії пиловугільної
повітряної суміші // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С. 47-53.
Представлено математичну модель та результати
чисельних досліджень течії пиловугільної повітряної
суміші в різних схемах НВЧ–плазмового пальника.
Проведено вибір раціональної схеми пальника і на
його основі розроблена конструкція прототипу промислового зразка запального пристрою. Іл. 4. Бібліогр. 5 назв.
УДК 621.436
Вплив ступені ефективності використання повітряного заряду циліндру дизеля на сажевидiляння i
індикаторний коефiцiент корисної дiï // Двигуни
внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С. 53-56.
Надані результати математичного моделювання
впливу ступені ефективності використання повітряного заряду циліндру на процес сажевидiляння i
втрати теплоти. Виявлено резерв збільшення індикаторного коефiцiенту корисної дії через зменшення
147
Реферати статей, що опубліковані
несвоєчасності горіння сажи i втрат від радіаційного
теплообміну. Табл. 1 Iл. 2. Бiблiогр. 5 назв.
УДК 621.436.068
Шеховцов Ю.І., Заіграєв Л.С. Дослідження термокаталітичної регенерації сажового фільтру дизелів // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – №
2. – С. 57-59.
У статті представлені результати розрахунково–
теоретичного дослідження процесу регенерації сажових фільтрів дизелів. Показано вплив на процес
примусової і авторегенерации таких режимних параметрів дизельного двигуна, як витрата відпрацьованих газів і концентрація кисню, і можливість на базі
отриманих результатів вибирати оптимальну стратегію регенерації. Іл. 1. Бібліогр. 3 назв.
УДК 621.43.019.001
Душко В.В. Розрахунковий метод оцінки періоду
затримки самозапалювання палива в циліндрі
дизельного двигуна // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С. 60-63.
Описано методику, що дозволяє аналізувати вплив
властивостей палива і якості топливоподготовки на
період затримки запалення палива. Іл. 3. Бібліогр. 7
назв.
УДК 621.436.068
Куніцин П.Є., Шевченко М.О., Доровськой О.Ф.,
Крушедольский О.Г. Шляхи поліпшення екологічних показників роботи двотактного дизельного
двигуна типу 6ТД з тиском наддування, що регулюється // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. –
№ 2. – С. 63-65.
Розглянуто результати упровадження в дизельний
двигун з тиском наддування, що регулюється, конструкторських рішень, спрямованих на зниження димності як на стаціонарних режимах роботи, так і при
пуску та змінних режимах. Підтверджено ефективність запроваджених заходів. Табл. 2. Іл. 2.
УДК 621.436.052
Рязанцев М.К., Анімов Ю.О. Облік експлуатаційного забруднення відцентрового компресора наддування при погодженні його характеристик з
характеристиками витрачання швидкохідного
двотактного транспортного дизеля // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С. 66-70.
Показано, що забруднення проточної частини компресора обумовлює неузгодженість його характеристик та дизеля, що спричиняє погіршення параметрів
наддування. Виходячи зі стабілізаційного характеру
процесу забруднення, запропоновано методику його
обліку при проектуванні компресора. Іл. 2. Бібліогр.
4 назв.
УДК 621.431
Жуков В.О. Задача багатофакторної оптимизацiї
режимiв охолодження комбiнованих ДВЗ // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С. 71-73.
Викладено комплексний підхід до вибору параметрів
148
систем охолодження комбінованих ДВЗ, яки впливають на надійність двигунів, їх економiчнi та екологічні показники. Наведені результати розрахункових
i експериментальних досліджень, яки свідчать про
перспективність удосконалення режимів охолодження ДВЗ. Бiблiогр. 4 назв.
УДК 621.431.72.013
Альохін С.О., Пелепейченко В.І., Доровськой
О.Ф., Перерва П.Я., Бородін Д.Ю. Аналіз впливу
кута закручення впускного вікна на характер течії заряду в циліндрі тепловозного двотактного
дизеля 6ДН в період газообміну // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С. 74-76.
Встановлено, що при збільшенні максимального кута
закручення впускного вікна відносно його оптимального значення підвищується концентрація залишкових газів у центрі циліндру, а при зменшенні – у
пристінній зоні циліндру поблизу впускних вікон. Іл.
2. Бібліогр. 4 назв.
УДК 621.43.013
Керимов З.Х. Особливості моделювання потоку в
ущелині клапана при математичному моделюванні трьохвимiрного потоку газу в циліндрі поршневого двигуна // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2 . – С. 76-81.
Наведено методику обчислення параметрів потоку
газу в ущелині впускного клапана. Ураховується
вплив орієнтації впускного каналу та потоку в циліндрі на нерiвномiрнiсть розподілу швидкості потоку
по колу ущелини. Розглянуто методику стиковки
потоку в ущелині клапану з трьохвимiрним потоком
в циліндрі. Приводяться приклади розрахункових
полів параметрів потоку в ущелині клапану та в циліндрі. Iл. 5. Бiблiогр. 5 назв.
УДК 62.135
Солодов В.Г., Стародубцев Ю.В., Хандримайлов
А.О. Чисельна модель течії поблизу впускного
клапана ДВЗ // Двигуни внутрішнього згоряння. –
2004. – № 2. – С. 81-85.
Запропоновано модель тривимірного в’язкої турбулентної течії газової суміші в щілині впускного клапана ДВЗ. Проведено детальне порівняння з експериментальними даними. Досліджено вплив геометричних параметрів на витратні характеристики впускного тракту. Іл. 9. Бібліогр. 3 назв.
УДК 621.51.001.4
Петухов І.І., Мінячихін А.В., Парафейник В.П.
Оцінка ефективності процесу стиску реального
газу у неохолоджуваному компресорі // Двигуни
внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С. 85-89.
Співвіднесені відомі способи обчислення ККД адіабатного компресора. Наведені обмеження їх застосовування для реального газу та газу з краплями конденсату. Табл. 1. Іл. 1. Бібліогр. 10 назв.
УДК 621.43.013.4, 53.082.534
Матієвський Д.Д., Свистула А.Е, Єськов А.В.,
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Реферати статей, що опубліковані
А.В.
Експериментальний
стенд
Клочков
дiагностики i контролю характеристик масопереносу розпиленого пального дизельним розпилювачем // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. –
№ 2. – С. 90-91.
Розглядається експериментальний стенд діагностики
и контролю швидкiсних характеристик потоку розпиленого пального дизельним розпилювачем часоприлiтним методом реєстрації густини потоку пального в атмосферних умовах. Iл. 4. Бiблiогр. 2 назв.
УДК 621.431:621.436.068
Парсаданов І.В., Третьяков С.І. Оцінка впливу
кута початку впорскування палива на показники
токсичності відпрацьованих газів швидкохідного
дизеля // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. –
№ 2. – С. 92-95.
Проведений аналіз впливу дійсного кута початку
впорскування палива на показники токсичності відпрацьованих газів. Надано рекомендації для регулювання кута початку впорскування палива по швидкісній характеристиці. Табл. 1. Іл. 2. Бібліогр. 4 назв.
УДК 539.3
Шульженко М.Г., Гонтаровський П.П., Гармаш
Н.Г., Протасова Т.В. Розвиток методики розрахунку термонапруженого стану складових поршнів
ДВЗ // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – №
2. – С. 95-99.
Викладається уточнена постановка задачі і методики
розрахунку теплових полів і термонапруженого стану складених поршнів ДВЗ. Розв'язок термоконтактної задачі враховує теплообмін між деталями в областях контакту, що визначаються у процесі розрахунку для зв'язаної задачі теплопровідності і термомеханіки.
Приводяться уточнені схеми розрахунку з використанням моделей у тривимірних постановках і з урахуванням явища повзучості. Іл. 5. Бібліогр. 11 назв.
УДК 621.43
Жуков А.А., Михайлов Н.А., Жуков В.А., Навоєв
А.П. Аналіз напруженого стану та підвищення
експлуатаційної тривалості зубчастих коліс приводу агрегатів двигунів ЯМЗ–840 // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С. 99-103.
Викладені результати дослідження напруженого стану зубчастих коліс механізму приводу двигуна ЯМЗ–
840, проаналізовані можливості застосування високоміцних чавунів для виготовлення зубчастих коліс з
метою підвищення їх тривалості
УДК 621.43.011
Єршов В.I., Єршова З.Г. Про крутильні коливання колінчастих валів // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С. 104-105.
Досліджуються крутильні коливання колінчастого
вала двигуна. Отримані рівняння для вивчення нестаціонарного проходження через резонанс механічної системи. Бiблiогр. 4 назв.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
УДК 621.43
Чайнов Н.Д., Мягков Л.Л., Русинковський В.С.
Програмний комплекс для розрахунку вібрації та
структурного шуму корпусних деталей автомобільного дизеля // Двигуни внутрішнього згоряння. –
2004. – № 2. – С. 105-110.
Для корпусних деталей автомобільних дизелів розглядається математичне моделювання вібрації методом кінцевих елементів та структурного шуму методом граничних елементів. Описані загальний алгоритм розрахунку, моделі джерел вібрації, функціональна модель вібрації і шуму, розрахунок вібрації,
структурного шуму та приклад практичного застосування методу. Iл. 6. Бібліогр. 5 назв.
УДК 621 22
Василенко Г.А., Манжос Ю.П. Розрахунок стійкості гідроциліндра з двостороннім штоком з урахуванням погрішностей його виготовлення // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С. 110114.
Запропоновано спосіб розрахунку гідроциліндра з
двостороннім штоком, що знаходиться під дією стискальних зусиль, моментів тертя в шарнірах і поперечних силах, обумовлених масою приводу під дією
лінійних перевантажень, з урахуванням погрішності
виготовлення його елементів. Приведено результати
обчислення запасу стійкості гідроциліндра. Iл. 5.
Бiблiогр. 2 назв.
УДК 006.86:620.178.16(045)
Ходак М.О., Вишневський О.А., Волков В.О. Модернізація обладнання і засобів для дослідження процесів абразивного зношування матеріалів та їх моделювання // Двигуни внутрішнього згоряння. –
2004. – № 2. – С. 114-122.
В роботі розглядаються розширені можливості установки для проведення дослідження матеріалів на абразивзнос
і
виконаний
опис контрольно–
ний
вимірювального обладнання. Проводяться окремі результати моделювання процесу зносу з урахуванням
характерних параметрів. Іл. 6. Бібліогр. 20 назв.
УДК 621.436
Пильов В.О., Шеховцов А.Ф., Турчін В.Т., Вікторов В.С., Просяник О.В. Підвищення ефективності метода конструктивної оптимізації поршня ДВЗ
за сукупністю критеріїв його термонапруженості
// Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. –
С. 122-125.
Встановлено, що в процесі оптимізації конструкції
поршня за сукупністю критеріїв його термонапруженості може мати місце поява недостовірних значень
узагальненої функції бажаності. Розроблено нову
часткову функцію бажаності щодо оцінки температурного стану поршня в зоні верхнього поршневого
кільця. Підтверджено ефективність її використання
на прикладах оцінки термонапруженості поршнів
тракторних дизелів. Іл. 3. Бібліогр. 3 назв.
149
Реферати статей, що опубліковані
УДК 621.746.04
Клименко Л.П., Дихта Л.М., Андрєєв В.И., Прищепов О.Ф. Відцентрова виливка гільз циліндрів
ДВЗ з зворотнім градієнтом твердості по перерізу
// Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. –
С. 126-130.
Розглянуто методику розрахунку та запропоновано
технологічні засади для отримання відцентрових
виливків гільз циліндрів ДВЗ з зворотнім градієнтом
твердості по перерізу. Табл. 1. Іл. 3. Бібліогр. 10 назв.
УДК 621.436.24
Мараховський В.П. Низькотемпературний пуск
форсованих дизельних двигунів // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. – С. 135-137.
Розглянуто вимоги до пускових якостей дизелів, допоміжні засоби пуску, вплив різноманітних факторів
на пускові характеристики дизелів та основні напрями, щодо покращення низькотемпературного пуску.
Сформульовані задачі досліджень та обґрунтовані
методи їх вирішення. Табл. 1. Бібліогр. 15 назв.
УДК 621.974.8
Матюхін В.А., Жданов І.А., Колтун С.К. Математичне моделювання кінематики процесу течії металу при вальцюванні пера компресорних лопаток // Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2.
– С. 131-134.
На основі запропонованих аналітичних залежностей
між вектором швидкості та вектором переміщення
одержано рівняння ліній течії частинок металу в
процесі вальцювання пера компресорних лопаток. Іл.
3. Бібліогр. 2 назв.
УДК 689.12–8.004.5.001.5
Ивановський В.Г., Варбанець Р.А. Моніторинг
робочого процесу суднових дизелів в експлуатації
// Двигуни внутрішнього згоряння. – 2004. – № 2. –
С. 138-141.
Розглянути питання розробки сучасної системи моніторингу робочого процесу суднових двигунів в
умовах експлуатації. Іл. 1. Бібліогр. 4 назв.
Synopsis of published articles
UDC 621.43
Marchenko А.P. Thermodynamic estimation of increase efficiency reserves of the internal combustion
engine // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. –
P 3-5.
The maximum theoretical reserves of increasing the coefficient of efficiency (COE) of the heat-engines are
based on the known regulations of thermodynamics. It is
shown that these reserves are defined by the difference
between COE of a streamlined reversible TrinklerSabate cycle and indicated COE of a heat-engine. It is
noted that for the streamlined reversible Trinkler-Sabate
cycle the duration of the cycle is numerically equal to the
exergy of the penciled heat, and the heat led to the environmental space is equal to the energy anergy of this
heat. A dependence for defining of the maximum of
COE is given. Tablе 3. Il. 1. Bibliogr. 5 names.
UDC 621.436
Kudriash A.P., Pererva P.Ya., Kireyeva V.N., Potapenko A.A. Ecological development of diesel engines
by using of water/fuel type emulsions // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. – P. 6-9.
There has been considered the procedure of w/f type
emulsions aqueous phase vaporization in diesel engine
combustion chamber; water influence on hydrocarbon
combustion fullness; w/f type emulsions experimental
check results for receiving of diesel engine ecological
parameters. Il. 2. Bibliogr. 12 names.
UDC 629.621.43
Nekrasov V.G. The engine for car of the compact
class // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. – P.
10-13.
150
Is brought results of the first stage of the development to
designs of the pilot model of the engine for car of the
compact class, corresponding modern condition on fuel
economy and toxicity waste gas. Is considered the principle approach to technological scheme of the engine and
are brought technical solutions, founded in design of the
engine. Is shown prognosis factors. Bibliogr. 20 names.
UDC 621.43.068.4
Neyachenko Igor I., Yamolov Yuri I., Yegorov V.A.
Computer modeling as applied to a cold start calibration technology for VAZ–engines // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. – P. 14-19.
The known phenomenological X– wall–wetting–fuel
model for an inlet system of gasoline engine was taken
as a base and the Matlab–Simulink computer model of a
mixture preparation has been developed especially to
analyse cold start PFI–engine behaviour. The computer
model simulated air/fuel ratio (AFR) and mass fuel entered into cylinders in function of the engine speed, temperature and fuel metering.
The model parameters were measured by means of an
experimental test procedure under corresponding steady–
state mode of engine operation. AFR dynamic response
was measured by universal exhaust gases oxygen
(UEGO) –sensor positioned in the exhaust manifold.
During real cold start experiment, data acquisition (including –sensor signal) was performed and then the
data were used as input variable data to computer model.
Due to comparative analysis of experimental data and
modeling results, the charges for cold start calibration
experiments have been substantially diminished. Il. 6.
Bibliogr. 5 names.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Synopsis of published articles
UDC 662.997
Krestling N.A., Popov V.V. Ways of use of waste heat
on vessels // Internal combustion engines. – 2004. – №
2. – P. 19-23.
Use of secondary power resources on courts of a marine
sea fleet with the help heating pump installations, and
also application of thermal pumps on courts is considered. Il. 4. Bibliogr. 3 names.
UDC 629.5:621.4
Tymoshevskyy B.G. Efficiency of the Stationary
Power Station on the Internal Combustion Engines
base // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. – P.
24-28.
Internal Combustion Engines (ICE) is one of the most
efficient types of heat engines for a present time. These
engines find their usage in different arias of transport,
industry and energy production. However, the usage ICE
in High energy production was restricted by not so high
powers, engine's life and other reasons of subjective
characters. At present time reached level of fuel efficiency, engine's life and ICE power in unit permits to
create high efficient complexes on the base of these engines. Fuel efficiency of these complexes is obtained as
75%. The perspective of the ICE usage in High energy
production is shown. Il. 2. Bibliogr. 9 names.
UDC 621.433.038.8
Sherbakov G.V., Safonov S.B., Shevchenko N.A.,
Levterov AM. , Marahovsky V.P., Kaydalov A.A.
Hydrocontrolled injector for gas engine with internal
mixing // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. –
P. 29-32.
There has been advanced the build of hydrocontrolled
injector for converting of diesel engine into gas engine
with internal mixing. There have been also considered
the peculiarities and the results of the experimental study
of the very converting on motorless test bench. Il. 4. Bibliogr. 4 names.
UDC 621.436.068.9
Merkish E.L., Ignatov O.R. Influence of cylinder–
piston group on consumption lube oil in automobile
engines // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. –
P. 33-35.
In paper experimental researches of influence of resilience force and shoulder height of working surface oil
rings on a specific consumption of lubricant engine oil
modern automobile engines are given. On the basis of
obtained dependences the references on an ascertaining
of the indicated parameters for piston oil rings are given.
Table 2. Il. 3. Bibliogr. 7 names.
UDC 629.12.03:628.33
Istomin V.I. Regenerating cloth filter // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. – P. 36-38.
On the basis of executed investigations determined main
dimensions of regenerating cloth filters for purify of oil–
content waters. Tablе 1. Il. 1. Bibliogr. 4 names.
UDC 621.438:621.515
Shkabura V.A. Analysis of application of turbo–
compressor with general impeller is gas turbine engines // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. – P.
39-41.
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
The problem has been concerned of general impeller
turbo–compressor usage as a part of gas turbine engines,
especially small ones, for turbine temperature and pressure ratio increase with aim of specific power elevation
and specific fuel consumption reduction. Il. 2. Bibliogr.
7 names.
UDC 621.412
Abadjan B.A., Snizghko Ye.V., Stephanovskij A.B.
The Stirling engine DC KADI–1: Problems and perspectives of design // Internal combustion engines. –
2004. – № 2. – P. 42-43.
Some features of the DC KADI–1 Stirling engine construction are discussed and actuality of its building in
Ukraine is substanded. Il. 2.
UDC 681.322:621.5.041:533.697:532.5
Chernyshew Y.K. Application of theory of systems for
algoritmization of direct mathematical gas flow simulation // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. –
P. 44-47.
Not reared gas is represented as a system of automatas.
Notion of subsystems is entered. It allows substantially
to shorten time of calculations. The test examples of calculations are given. The amount of model particles has
the order 10000 – 100000. Il. 4. Bibliogr. 8 names.
UDC 621.181:662.9
Kanilo P.M., Rasyuk N.I., Tymchik A.V., Kostenko
K.V., Kostyuk V.Ye., Kovalenko A.N. Treatment of
the microwave plasma burner construction on the
basis of numerical research of the flow of pulverized–
coal fuel mixture // Internal combustion engines. –
2004. – № 2. – P. 47-53.
A mathematical model and results of the numerical research of the flow of pulverized–coal fuel mixture in
different designs of the microwave plasma burner are
presented. A rational of the burner design was chosen,
and on its basis a construction of an industrial burner
prototype was developed. Il. 4. Bibliogr. 5 names.
UDC 621.436
Matievsky D.D., Svistula А.Е. The influence of effective utilization degree of diesel engine cylinder air
charge on soot allocation and indicator efficiency //
Internal combustion engines. – 2004. – № 2. – P. 53-56.
Mathematics simulator results of the influence of effective utilization degree of (diesel engine) cylinder air
charge on soot allocation and connected loss of heat are
given in this paper. Increase reserve of indicator efficiency by reduction of inopportunity of soot burning and
radiation heat exchange loss is shown. Tablе 1. Il. 2.
Bibliogr. 5 names.
UDC 621.436.068
Shekhovtsov Y.I., Zaigraiev L.S. Research thermo–
catalytic regeneration of diesel soot trap // Internal
combustion engines. – 2004. – № 2. – P. 57-59.
In paper the calculated–theoretical research of the process regeneration of diesel soot traps are introduced. The
influence to the process forced and autoregeneration of
such regime parameters of the diesel engine, as gas flow
and Oxygen concentration, and possibility on the basis
of received results to select the optimal strategy of regeneration. Il. 1. Bibliogr. 3 names.
151
Synopsis of published articles
UDC 621.43.019.001
Dushko V.V. Computational method of an estimation
of a delay period of fuel hypergolic ignition in the
diesel engine cylinder // Internal combustion engines. –
2004. – № 2. – P. 60-63.
The technique permitting to analyze influencing of fuel
properties and fuel preparation quality on fuel ignition
delay period is described. Il. 3. Bibliogr. 7 names.
UDC 621.436.068
Kunicyn P.E., Shevchenko N.A., Dorovskoy А.F.,
Krushedolsky A.G. Ways for improving ecological
parameters of 6TD type two–stroke diesel engine operation with adjustable boost pressure // Internal
combustion engines. – 2004. – № 2. – P. 63-65.
There have been considered the results of the engineering solutions introduction in the diesel engine with adjustable boost pressure. The solutions are aimed at opacity decreasing both in stationary operational modes and
in varying modes and during starting. There has been
proved the effectiveness of the taken measures. Tablе 2.
Il. 2.
UDC 621.436.052
Ryazantsev N.K., Animov J.A. Account of the centrifugal supercharger consumption pollution at coordinating its characteristics with metering characteristics of the transport high speed two–stroke diesel engine // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. – P.
66-70.
There has been shown that the supercharger setting pollution causes unbalance of its characteristics with characteristics of the engine, which in its turn worsens supercharging parameters. On the assumption of stabilizing
nature of pollution process there has been proposed the
technique of its account at supercharger designing. Il. 2.
Bibliogr. 4 names.
UDC 621.431
Zhukov V.A. The Problem Of Complex Cooling
Condition’s Optimisation for Internal Combustion
Engine // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. –
P. 71-73.
The article presents the complex method of testing cooling conditions for internal combustion engine. It discusses the results of analyses and tests of cooling regimes on thermal conditions engine’s parts, on process
of combustion, on economical and ecological parameters
of engines. The article demonstrates possibility of improving engine’s characteristics because of cooling system’s regimes. Bibliogr. 4 names.
UDC 621.431.72.013
Alyohin S.A., Pelepeychenko V.I., Dorovskoy А.F.,
Pererva P.Ya., Borodin D.J. Analysis of influence of
the inlet opening swirl angle upon nature of charge
streaming in diesel two–stroke engine 6DN cylinder
during gas exchange // Internal combustion engines. –
2004. – № 2. – P. 74-76.
There has been determined that at increasing of inlet
opening maximum swirl angle in comparison of its optimal magnitude, there comes up increasing of residual
gas in the center of cylinder, and at decreasing – in the
wall zone of cylinder close to inlet openings. Il. 2. Bibliogr. 4 names.
152
UDC 621.43.013
Kerimov Z.Kh. Modeling features of flow in the
valve's orifice at mathematical modeling of three–
dimensional gas flow within the cylinder of reciprocating engine // Internal combustion engines. – 2004. –
№ 2. – P. 76-81.
Computation method of gas flow parameters in the inlet
valve's orifice is given. Influences of inlet channel's direction and of flow within the cylinder to irregularity of
flow velocity distribution around the orifice are taken
into account. Method of connection of flow in the inlet
valve's orifice to three–dimensional flow within the cylinder is considered. Samples of computational fields of
flow parameters in the valve's orifice and within the cylinder are given. Il. 5. Bibliogr. 5 names.
UDC 62.135
Solodov V.G., Starodubtsev Yu.V., Khandrimailov
А.А. Numerical flow model through intake valve of
reciprocating engine // Internal combustion engines. –
2004. – № 2. – P. 81-85.
The model of 3D viscous turbulent flow of gas mixture
is proposed through intake valve of reciprocating engine.
The detailed comparison with experimental data is carried out. The effect of geometrical parameters on the
flow rate characteristics through intake valve is studied.
Il. 9. Bibliogr. 3 names.
UDC 621.51.001.4
Petukhov I.I., Minyachikhin A.V., Parafeynik V.P.
Estimation of efficiency of process of compression of
real gas in not cooled compressor // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. – P. 85-89.
Known ways of calculation of efficiency of the adiabatic
compressor are compared. Restrictions of their applicability for real gas and gas with particles of a condensate
are shown. Tablе 1. Il. 1. Bibliogr. 10 names.
UDC 621.43.013.4, 53.082.534
Matievsky D.D., Svistula A.E., Eskov A.E., Klochkov
A.V. Еxperimental bench of diagnostic and monitoring of performances of mass transfer of an atomized
fuel // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. – P.
90-91.
The experimental bench of diagnostic and monitoring of
velocity performances of a stream of an atomized fuel by
a diesel atomizer by a time–of–flight method of recording of an optical density of a fuel stream in atmospheric conditions is considered. Il. 4. Bibliogr. 2 names.
UDC 621.431:621.436.068
Parsadanov I.V., Tretyakov S.І. Estimation influence
of a corner of the fuel injection beginning on dynamic
intensity and fuel profitability parameters of a high–
speed diesel // Internal combustion engines. – 2004. – №
2. – P. 92-95.
The analysis of influence of the real corner on of the
exhaust gases emissions. The recommendations for regulation of a corner of the fuel injection beginning under
the high–speed characteristic. Tablе 1. Il. 2. Bibliogr. 4
names.
UDC 539.3
Shul'zhenko N.G., Gontarovsky P.P., Garmash N.G.,
Protasova T.V. Developing the technique of analysing
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
Synopsis of published articles
the thermal stressed state of composite pistons in an
ICE // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. – P.
95-99.
The refined statement of the problem and analysis of
thermal fields and the thermal stressed state of composite
pistons in an ICE are presented. The solution of the
thermal contact problem takes into account heat transfer
between parts in the contact zones, which are found during analysis for the linked problem of heat thermal mechanics.
Refined analysis schemes using 3D models with account
of creep phenomena are given. Il. 5. Bibliogr. 11 names.
UDC 621.43
Zhukov A.A., Mikhailov N.A., Zhukov V.A., Navoev
A.P. The Analysis of Load Condition and Rise of
Ring Gear’s Longevity for Engine JMZ–840 // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. – P. 99-103.
In the paper there was done analyses of materials for
Ring Gears. The review of heat treatment methods for
rise ring gears’ longevity is presented. Advantages of
cast iron for manufacturing ring gears was described.
UDC 621.43.011
Ershov V.I., Ershova Z.G. The Torque Hesitation of
Crankshaft // Internal combustion engines. – 2004. – №
2. – P. 104-105.
In the paper there was done analyses torque hesitation of
crankshaft in internal combustion engine. Equations for
study mechanical system’s transition through resonance
was received. Bibliogr. 4 names.
UDC 621.43
Chajnov N.D., Mjagkov L.L., Russinkovsky V.S.
Software for obtaining vibrations and structure noise
of automobile diesel core details // Internal combustion
engines. – 2004. – № 2. – P. 105-110.
There is discussed a problem of vibration simulation of
the automobile diesel core details vibration using finite
elements method and structure noise using the boundary
elements method. There is described a general algorithm,
vibration sources models, a functional vibration model in
noise, obtaining vibrations, structural noise and example
of practical using the method. Il. 6. Bibliogr. 5 names.
UDC 621 22
Vasilenko G.A., Manzhos J.P. Stability calculation of
an actuator with a bilateral rod in view of inaccuracies of his(its) manufacture // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. – P. 110-114.
Is offered the expedient of calculation of an actuator
with a two–sided rod were under an operation of compressive forces, friction torques in joints and shear forces
stipulated by a mass of a drive unit under an operation of
linear overloads in view of inaccuracy of manufacture of
his(its) devices. Are given the computed results of a stability margin of an actuator. Il. 5. Bibliogr. 2 names.
UDC 006.86:620.178.16(045)
Hodak N.A., Vishnevsky O.A., Sholkov V.A. Equipment and means modernization for research of materials wear processes and their modeling // Internal
combustion engines. – 2004. – № 2. – P. 114-122.
In this work the expanded opportunities of installation for
carrying out of materials abrasive deterioration reserch are
ДВИГАТЕЛИ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ 2’2004
considered and the description of developed control and
measuring equipment is realised. Some results of modeling of deterioration proctss are cited in view of characteristic parameters. Il. 6. Bibliogr. 20 names.
UDC 621.436
Pylyov V.O., Shekhovtsov A.F., Turchin V.T., Viktorov V.S., Prosjanik O.V. Increase of efficiency of a
method of constructive optimization of the piston of
the ICE on a complex of criteria of its thermal intensity // Internal combustion engines. – 2004. – № 2. – P.
122-125.
Is shown, that during optimization of a design of the
piston on a complex of criteria of its thermal intensity
the doubtful meanings of the generalized function can
take place. The new individual function for an estimation
of a temperature condition of the piston in a zone of the
top piston ring is developed. The efficiency of its use on
examples of an estimation of thermal intensity of pistons
of tractor diesel engines is confirmed. Il. 3. Bibliogr. 3
names.
UDC 621.746.04
Klymenko L.P., Dykhta L.M., Andreev V.I.,
Prichtchepov O.F. Iron Ingot Beank Casting in the
Field of Propulsion Engineering // Internal combustion
engines. – 2004. – № 2. – P. 126-130.
The technologies of obtaining cost parts with improved
physical and mechanical properties for propulsion engineering. Tablе 1. Il. 3. Bibliogr. 10 names.
UDC 621.974.8
Matykhin V.A., Zhdanov I.A., Koltun S.K. Mathematical modelling of flow of metal kinematics during
the compressor blade nib rolling process // Internal
combustion engines. – 2004. – № 2. – P. 131-134.
On basis of suggested analytic dependences between
velocity vector and displacement vector the current
streamlets metal particles equations during the compressor blade nib rolling process are received. Il. 3. Bibliogr.
2 names.
UDC 621.436.24
Marakhovsky V.P. Low–temperature starting of
boosted diesel engines // Internal combustion engines. –
2004. – № 2. – P. 135-137.
Requirements to the starting performance of diesels, auxiliary starting devices, the influence of different factors
on the starting performance of diesels, and the main lines
of improving low–temperature starting are considered.
The investigation tasks are stated and methods of their
solving are substantiated. Table 1. Bibliogr. 15 names.
UDC 689.12–8.004.5.001.5
Ivanovsky V.G., Varbanets R.A. Marine diesel engine
monitoring during operation // Internal combustion
engines. – 2004. – № 2. – P. 138-141.
One of the most important components of navigation
safety is the monitoring of marine diesels (main and auxiliary) during operation. Modern specialized microcontrollers have such high productivity and low consumption that thanks to them it has become possible the creation of quite powerful real–time system that makes the
monitoring of diesel engine working process during operation. Il. 1. Bibliogr. 4 names.
153
