Учитывая, что изменения показа- теля адиабаты и газовой постоянной смеси относительно неве- лики, без заметной погрешности вычислений параметров ра- бочего тела на участке впуска можно принять к = кs и R = Rs. 218 FI TCST(I–1) = TCST = const; DMSCTI = PS .RT .TCST.. .PI PS.KT1 . FSI .A4 . TCST . .1. .PI PS.KT2 ..DT1; FCI = ..D.0,5.S.{1– cos(FI)+S/(8.L).[1– cos2(FI)]}; LTI = 128.D–0,2.(6,18.CM)0,8.(10–5.PI)0,8.(TI)–0,53; DQTI = LTI.[FП.(TI–TП)+FГ.(TI–TГ)+FСI.(TI–TC)].DT1 V(I+1) = VC+0,5.VH.{1– cos(FI+DF)+S/(8.L).[1– cos2(FI+DF)]}; DVI = V(I+1) –VI DPI = ... ... . . . . . . . DMSCTI KT2 DQTI PI DVI PIRT TI VIKT PI ; F(I+1) = FI + DF; P(I+1) = PI + DPI; M(I+1) = MI + DMSCTI; T(I+1) = P(I+1).V(I+1)/[M(I+1).RT]; TCST(I+1) = TCST; MCST(I+1) = MCST(I) – DMSCTI; QT(I+1) = QTI + DQTI; LS(I+1) = LSI + (PI+0,5DPI).DVI MSCT(I+1) > FB2 b b > 0 . 0 XXIII XXIV XXV XXVI XXVII a Рисунок 6.13 – Блок-схема алгоритма расчета процесса впуска при Msцт(i+1) > 0 FSI = 0,5.FSM.[1– cos((FI–FS1)/(FSП+DFПS).180)]; . FB2 219 PI M(I–1) = MG; QT(I–1) = QTB = const; DMSCI = PS .RS . TS.. .PI PS.KS1 . FSI . AS . TS . .1. .PI PS.KS2 .. DT1; FCI = ..D.0,5.S.{1– cos(FI)+S/(8.L).[1– cos2(FI)]}; LTI = 128.D–0,2.(6,18.CM)0,8.(10–5.PI)0,8.(TI)–0,53; DQTI = LTI.[FП.(TI–TП)+FГ.(TI–TГ)+FСI.(TI–TC)].DT1 V(I+1) = VC+0,5.VH.{1– cos(FI+DF)+S/(8.L).[1– cos2(FI+DF)]}; DVI = V(I+1) –VI DPI = ... ... . . . . . . . . KS2 DQTI PI DVI TI DMSCI TS PIRS TI VIKS PI ; F(I+1) = FI + DF; P(I+1) = PI + DPI; M(I+1) = MI + DMSCI; T(I+1) = P(I+1).V(I+1)/[M(I+1).RS]; MSC(I+1) = MSCI + DMSCI; QT(I+1) = QTI + DQTI; LS(I+1) = LSI + (PI+0,5DPI).DVI P(I+1) < PS b b б Рисунок 6.13 – Продолжение FSI = 0,5.FSM.[1– cos((FI-FS1)/(FSП+DFПS).180)]; . PS < PS . PS F(I+1) LS(I+1) = LS = const . 900. > 900. XXVIII XXIX XXX XXXI XXXII 220 b FI DMCSI = PI .RS.TI.. .PS PI.KS1 . FSI .AS. TS. .1. .PS PI.KS2 . .DT1; FCI = ..D.0,5.S.{1– cos(FI)+S/(8.L).[1– cos2(FI)]}; LTI = 128.D–0,2.(6,18.CM)0,8.(10–5.PI)0,8.(TI)–0,53; DQTI = LTI.[FП.(TI–TП)+FГ.(TI–TГ)+FСI.(TI–TC)].DT1 V(I+1) = VC+0,5.VH.{1– cos(FI+DF)+S/(8.L).[1– cos2(FI+DF)]}; DVI = V(I+1) –VI DPI = . . ... ... . . . . . . . . DVI PI DQTI KS DMCSI KS 1 PIRS TI VIKS PI ; F(I+1) = FI + DF; P(I+1) = PI + DPI; M(I+1) = MI – DMCSI; T(I+1) = P(I+1).V(I+1)/[RS.M(I+1)]; MSC(I+1) = MSCI – DMSCI; MCS(I+1) = MCSI + DMCSI; QT(I+1) = QTI + DQTI; QTS(I+1) = QTB – QT(I+1); . FS2 в Рисунок 6.13 – Продолжение FSI = 0,5.FSM.[1– cos((FI-FS1)/(FSП+DFПS).180)]; < FS2 . FS2 F(I+1) > FS2 K VS1 = VC+0,5.VH.{1– cosFS1+S/(8.L).[1– cos2(FS1)]}; VB2 = VC+0,5.VH.{1– cosFB2+S/(8.L).[1– cos2(FB2)]}; MSC(I+1) = MSC; MG(I–1) = MG; MHS = PS.VH/[RS.TS]; KIVS = MSC/MHS; MSZ = M(I+1) – MG; KVS = MSZ/MHS; G = MG/MSZ; PBC = LВ/(VC+VH–VS1); PSC = LS/(VC+VH–VB2); DPBK = PBC – PT; DPSK = PS – PSC; PHП = PВС – PSС ; QTS(I+1) = QTS XXXVII XXXVIII XXXVI XXXV XXXIV XXXIII 221 Последовательность вычислений представлена на блок-схеме ал- горитма расчета (рис. 6.13, б) и в методических указаниях .4.. В конце каждого расчетного участка вычисляют: . значения параметров рабочего тела в надпоршневой по- лости к началу следующего расчетного шага (pi+1, Ti+1, Mi+1); . количество свежего заряда Msц (i+1), поступившего в над- поршневую полость; . количество теплоты Qтs (i+1) = Qтв – Qт (i+1), которое сооб- щено смеси газов в надпоршневой полости с момента начала по- ступления свежего заряда в надпоршневую полость. Затем проверяют соотношение давления газов в надпоршне- вой полости и свежего заряда во впускном канале (ps < pi+1 . ps). При pi+1 . ps расчет повторяют (рис. 6.13, б), а при ps < pi+1 (рис. 6.12, а и 6.12, б) переходят к следующему циклу вычисле- ний (рис. 6.13, в), соответствующему участку диаграммы к–V (рис. 6.12, б), когда из надпоршневой полости во впускной канал начинает уходить смесь газов, состоящая из воздуха и продуктов сгорания. Изменение давления смеси газов в надпоршневой полости двигателя (без наддува и с наддувом) за расчетный промежуток времени на участке от точки к до точки V (рис. 6.12, pi < ps) . . .. . .. . . . . . . . . . . i i i s s si i s i i i i V pQ к М к pR T Vp к p п т ц s 1 , (6.45) где . . n f W pМ p i si si к is si i si s ср ц 6 1 ц .. . . .. . . .. . . . . – масса смеси, уходящей из надпоршневой полости во впускной канал в течение расчетно- го промежутка времени; s i i i R T . . p – плотность смеси газов в надпоршневой полости к началу расчетного промежутка време- ни; . . . .. . . . .. . .. . . .. . . . . .s s si к к is s i s s pR T p к W к 1 1 1 2 ц – скорость смеси газов в рас- четном сечении впускного клапана. 222 С изменением направления потока смеси газов через впуск- ной клапан (из цилиндра начинает перетекать во впускной канал газовоздушная смесь), состав которой до закрытия впускного клапана изменяться не будет. Учитывая, что содержание продук- тов сгорания в смеси составляет несколько процентов, а утечка смеси из надпоршневой полости на участке к–V (рис. 6.12) незна- чительна, примем, что потеря свежего заряда из надпоршневой полости на участке к–V равна потере смеси. Последовательность вычислений на данном участке газооб- мена (к–V, рис. 6.12) представлена на блок-схеме алгоритма рас- чета процесса впуска (рис.6.13, в). В конце каждого расчетного участка времени вычисляют: . значения параметров рабочего тела в надпоршневой по- лости к началу следующего расчетного шага (pi+1, Ti+1, Mi+1); . количество смеси .Mцsi (свежего заряда), теряемого на расчетном участке и к началу следующего расчетного шага с мо- мента начала утечки (Mцsi); . потери теплоты Qт(i+1) от газов в стенки надпоршневой полости или передаваемой теплоты от поверхностей стенок к ра- бочему телу. Затем проверяют соотношение значений углов поворота кривошипа, соответствующих началу следующего расчетного шага и моменту закрытия впускного клапана (.4 . .i+1 . .4) и при .i+1 . .4 (рис. 6.13, в) расчет повторяют на следующем расчетном шаге. Если в конце расчетного участка окажется, что .i+1 . .4 расчет газообмена при принятых исходных данных заканчи- вают и переходят к блоку вычислений показателей газообмена (рис. 6.13, в). На печать желательно вывести не только показатели газообмена, но и другие величины последних блоков алгоритмов расчетов процессов в надпоршневой полости от момента откры- тия выпускных клапанов и до момента закрытия впускных кла- панов. Пример программы расчета газообмена четырёхтактного двигателя на ЭВМ приведен в работе .3.. Программа расчета га- зообмена на ЭВМ рекомендуется использовать при выполнении дипломных проектов бакалавра и специалиста. При выполнении курсовой работы по дисциплине «Теория ДВС» для расчета про- 223 цессов газообмена рекомендуется использовать табличную фор- му расчетов .4.. §7. Возможности использования численного моделирования процессов газообмена четырёхтактных двигателей для решения практических инженерных задач Выбор фаз газораспределения. Одними из основных фак- торов, определяющих показатели процессов газообмена, являют- ся фазы газораспределения – моменты открытия и закрытия кла- панов, проходные сечения клапанов (диаметры клапанов и их ко- личество). Применительно к двигателю, работающему в условиях эксплуатации в широком диапазоне нагрузок и частот вращения коленчатого вала, выбор оптимальных фаз газораспределения оп- ределяется достижением наилучших технико-экономических по- казателей не только на номинальном режиме, но и на частичных режимах. На стадии проектирования и изготовления опытных образ- цов двигателей фазы газораспределения, диаметры клапанов (площади проходных сечений клапанов), обычно устанавливают- ся по прототипу с последующей экспериментальной проверкой. Однако выполнение экспериментальных работ по уточнению фаз газораспределения, площади проходных сечений клапанов требу- ет значительных затрат времени и материальных средств. Ис- пользование численного моделирования процессов газообмена на ЭВМ позволяет решать задачи оптимизации фаз газораспреде- ления, выбора диаметра клапанов, при значительно меньших за- тратах времени и материальных средств [1, 2, 3]. Изменение отдельных фаз газораспределения неодинаково влияет на протекание процессов газообмена. Это позволяет про- изводить последовательный подбор фаз газораспределения или одновременно двух фаз газораспределения. Например, возможно изменять одновременно опережение открытия выпускных клапа- нов и запаздывание закрытия впускных клапанов, при значениях . . 2 (для уменьшения зависимости индикаторного КПД от ко- эффициента наполнения), опережение открытия впускных клапа- нов и запаздывание закрытия выпускных клапанов. 224 Коэффициенты наполнения и остаточных газов практически не зависят от опережения открытия выпускных клапанов. Опере- жение открытия выпускного клапана влияет главным образом на работу расширения и работу выталкивания из цилиндра продук- тов сгорания. Так как часть газа выходит из цилиндра на такте расширения, полезная работа расширения при наличии опереже- ния открытия выпускного клапана уменьшается (рис. 6.14). Поте- ри работы расширения Lр от начала открытия выпускного клапа- на до конца такта расширения (рис. 6.15) .. . . ... . i i i i i i i i Lp . p . p . p . . p . V . .V . .п ( 1)п 1 1 1 21 , (6.46) где рi, рi+1 – давление в начале и конце расчетного интервала при действительном процессе выпуска; рiп, р(i+1)п – давление в начале и конце расчетного интервала при политропическом процессе расширения (выпускной клапан открывается в НМТ). Среднее давление по- терь работы расширения на такте расширения: h p p V p . L . (6.47) С увеличением опе- режения открытия выпуск- ных клапанов все большая часть газов будет выходить из цилиндра на участке расширения, тем ниже бу- дет давление в цилиндре и тем выше будет среднее давление потерь работы расширения на такте рас- ширения (рис. 6.14; рис. 6.15; рис. 6.16). Сопротив- ление выталкиванию про- дуктов сгорания из цилин- дра в начале такта выпуска при этом будет уменьшаться, соответственно будет уменьшаться Рисунок 6.14 – Изменение давления в цилиндре дизеля 4Ч12/14 (СМД-14) в зависимости от опережения открытия выпускного клапана при n = 1700 мин–1: 1 – .1=68 .ПКВ; 2 – .1=56 .ПКВ; 3 – .1= 31 .ПКВ; – – – выпускной клапан открывается в НМТ 225 и среднее давление насосных потерь (рис. 6.16). Среднее дав- ление суммарных потерь вслед- ствие противоположного харак- тера изменения насосных потерь и потерь работы расширения (рсум = рр + рнп) имеет для каж- дой из частот вращения колен- чатого вала минимальное значе- ние, соответствующее опти- мальному значению угла опере- жения открытия выпускных клапанов (рис. 6.17). Однако значения суммарных потерь в зоне оптимальных углов опере- жения открытия выпускных клапанов изменяются незначи- тельно, т.е. допуск на выбор оп- тимального значения угла опе- режения открытия выпускных клапанов может быть довольно существенным (до 15–20 .ПКВ). Рисунок 6.15 – Схема к расчету потерь работы на такте расширения: . действительный процесс расшире- ния; – – – выпускной клапан откры- вается в НМТ 0,01 20 30 40 50 60 .1, .ПКВ 20 30 40 50 60 .1, .ПКВ 1 23 45 0,01 0,02 0,03 0,04 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 рн.п.10–5, Па 1 2 3 4 5 Рисунок 6.16 – Изменение среднего давления потерь работы расширения и среднего давления насосных потерь в зависимости от опережения открытия выпускных клапанов: дизель 4Ч12/14; 1 – n = 2100; 2 – n = 1900; 3 – n = 1700; 4 – n = 1500; 5 – n = 1300 об/мин рр.10–5, Па 0,05 4 226 Это предположение подтверж- дается и экспериментальными данными (рис. 6.18). Эффек- тивный КПД двигателя изме- няется незначительно в широ- ком интервале изменения .1 и тем в большем, чем ниже среднее эффективное давле- ние. С увеличением нагрузки более четко определяется зна- чение оптимального опереже- ния открытия выпускных кла- панов. Значительное влияние на оптимальное опережение от- крытия выпускных клапанов оказывает площадь проходных сечений выпускных клапанов и средняя скорость поршня. С уменьшением площади проходных сечений выпускных клапанов (отношения площади проходно- го сечения выпускного клапана fв к площади поршня Fп), увели- чением средней скорости порш- ня Сm оптимальные значения опережения открытия выпуск- ных клапанов возрастают (рис. 6.19). Увеличение площади про- ходных сечений выпускных кла- панов свыше значений fв Fп = = 0,106 оказывает значительно меньшее влияние на изменение оптимального опережения от- крытия выпускных клапанов .1 в зависимости от средней ско- рости поршня, чем уменьшение площади проходных сечений 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 20 30 40 50 60 рсум.10–5, Па .1,.ПКВ Рисунок 6.17 – Изменение суммарных потерь в зависимости от угла опережения открытия выпускных клапанов: дизель 4Ч12/14; 1 – n = 2100; 2 – n = 1900; 3 – n = 1700; 4 – n = 1500; 5 – n = 1300 об/мин 1 2 3 4 5 .е 0,26 0,28 0,30 0,32 0,34 30 40 50 60 .1,.ПКВ Рисунок 6.18 – Влияние угла опереже- ния открытия выпускных клапанов на эффективный КПД дизеля Ч12/14 при n = 1700 об/мин: 1 – ре = 2,1.105 Па; 2 – ре = 4,2.105 Па; 3 – ре = 6,2.105 Па 3 1 2 227 выпускных клапанов до fв Fп = 0,071. Расчетные значения оп- тимальных значений углов опережения открытия вы- пускных клапанов, опреде- ленные по минимальным зна- чениям суммарных потерь, близки к экспериментальным значениям .1, соответствую- щим максимальному коэффи- циенту полезного действия, что подтверждает правомер- ность принятой методики расчетного определения оп- тимального значения .1 по минимальным суммарным потерям (рис. 6.20). Перекрытие клапанов оказывает заметное влияние на коэф- фициент остаточных газов, коэффициент наполнения. С умень- шением перекрытия клапанов уменьшается время-сечение клапа- нов, влияние изменения над- поршневого объема становит- ся больше, чем влияние выхо- да газа через клапаны, давле- ние в цилиндре возрастает (рис. 6.21). В начале процесса на- полнения вследствие малых проходных сечений впускных клапанов давление в цилиндре резко падает, что вызывает повышение насосных потерь. С увеличением перекрытия клапанов или площади про- ходных сечений клапанов при неизменном перекрытии Сm , м/с 30 40 50 60 70 80 5 6 7 8 9 1 2 3 .1 , .ПКВ Рисунок 6.19 – Влияние площади проход- ных сечений выпускных клапанов на оптимальный угол опережения их открытия: дизель 6Ч13/11,5; 1 – fв Fп = 0,071; 2 – fв Fп = 0,106; 3 – fв Fп = 0,159 .1 , .ПКВ 30 40 50 60 70 1 2 6,5 7,5 8,5 9,5 Сm , м/с Рисунок 6.20 – Сопоставление расчетных и экспериментальных значений оптимальных углов опережения открытия выпускных клапанов: дизель 4Ч12/14; fв Fп = 0,104; 1 – расчет; 2 – эксперимент 228 клапанов возрастает за- брос газов во впускной канал, перетекание газов из выпускного канала в цилиндр в начале такта наполнения. В итоге уменьшается коэффици- ент наполнения, возраста- ет коэффициент остаточ- ных газов (рис. 6.22). Оп- тимальному значению пе- рекрытия клапанов соот- ветствует максимальное значение коэффициента наполнения (минималь- ное значение коэффици- ента остаточных газов), так как влияние коэффи- циента наполнения на по- казатели двигателя более существенное, чем влия- ние среднего давления насосных потерь, которое к тому же слабо зависит от величины перекрытия клапанов. Влияние перекрытия клапанов на коэффициент наполнения сказывается только через количество остаточных газов. Чем больше остаточных газов находится в цилиндре к концу напол- нения, тем выше температура заряда, тем меньше количество воздуха поступает в цилиндр. В диапазоне чисел оборотов 1300–2100 об/мин оптимальное значение перекрытия клапанов, например, дизеля 4Ч12/14 изме- няется не более чем на 8–10 .ПКВ вне зависимости от проходных сечений клапанов. Абсолютные значения оптимальных перекры- тий клапанов уменьшаются с увеличением проходных сечений (рис. 6.23). Расчетные и экспериментальные значения перекрытия V, л р.10–5, Па 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 e. d d d e. e. 1 1 2 2 3 3 рs рт Рисунок 6.21 – Изменение давления в цилиндре дизеля 4Ч12/14 на участке перекрытия клапанов при n = 1700 об/мин: 1 – .. = 12.; 2 – .. = 34.; 3 – .. = 80. 229 клапанов, соответствую- щие максимальному ко- эффициенту наполнения, практически совпадают (рис. 6.23). В двигателях с газо- турбинным наддувом и достаточно высоким КПД турбокомпрессора давле- ние во впускном коллек- торе может быть выше, чем в выпускном в широ- ком диапазоне рабочих режимов. При значениях угла перекрытия клапанов менее 20 .ПКВ характер изменения давления в ци- линдре двигателя с надду- вом тот же, что и в случае двигателя без наддува. С уве- личением перекрытия клапа- нов имеет место продувка ка- меры сгорания. Давление в ци- линдре у ВМТ вследствие больших значений площади проходных сечений клапанов изменяется незначительно. Выбор перекрытия кла- панов двигателя с наддувом зависит от степени доводки турбокомпрессора, соотноше- ния давлений перед турбиной и за компрессором. Если при работе, например, транспорт- ного двигателя на корректор- ной ветви скоростной характе- ристики давление воздуха за Сm , м/с 10 6,5 7,5 8,5 9,5 20 30 40 50 . , .ПКВ Рисунок 6.23 – Изменение оптимальных значений перекрытия клапанов в зависимости от средней скорости поршня: дизель 4Ч12/14; 1 – fs Fп = 0,145; 2 – fs Fп = 0,22; 3 – fs Fп = 0,10; 4 – эксперимент при fs Fп = 0,145 14 2 3 0,80 ..,.ПКВ 0,81 0,82 0,83 0,84 0,85 0,86 .v. . 0,03 0,04 0,05 . .v. 0 5 20 30 40 50 Рисунок 6.22 – Влияние перекрытия клапанов на коэффициенты наполнения и остаточных газов: дизель 4Ч12/14; 1 – n = 2100; 2 – n = 1900; 3 – n = 1700; 4 – n = 1500; 5 – n = 1300 об/мин 1 2 3 4 10 230 компрессором выше давления газов перед турбиной на (0,1– 0,2).105 Па в диапазоне частот вращения коленчатого вала от но- минальных до значений, соответствующих максимальному кру- тящему моменту, перекрытие клапанов с целью продувки следует увеличивать. При этом уменьшается количество остаточных га- зов в цилиндре, возрастает коэффициент наполнения, снижается температура клапанов, поршня. В общем случае, верхний предел значения перекрытия клапанов определяется значением .., соот- ветствующим полному удалению из цилиндра продуктов сгора- ния (в рассматриваемом примере – 60–70 .ПКВ). Однако увели- чение перекрытия клапанов требует более глубокой посадки кла- панов в гнездах головки цилиндров или применения специальных выточек в поршне. Зачастую, особенно в быстроходных дизелях без наддува, это вызывает ухудшение эффективности использо- вания воздуха при сгорании, снижение индикаторного КПД дви- гателя. Запаздывание закрытия впускных клапанов оказывает влия- ние на показатели двигателя практически только через коэффи- циент наполнения. Увеличение запаздывания закрытия впускных клапанов увеличивает время-сечение за период наполнения, уменьшается сопротивление перетеканию воздуха из впускного канала в цилиндр (рис. 6.24). При значении запаздывания за- крытия впускного клапана .4 . 40 .ПКВ давление в цилиндре в НМТ равно дав- лению во впускном канале. Дальнейшее увеличение за- паздывания закрытия впуск- ного клапана не оказывает уже влияния на количество воздуха, поступившего в ци- линдр двигателя на участке наполнения, но при этом возрастают потери заряда вследствие перетекания газа из цилиндра во впускной канал. Этим фактом и обу- Рисунок 6.24 – Изменение давления в цилиндре в конце наполнения: дизель 4Ч12/14; n = 1700 об/мин; 1 – .4 = 68 .; 2 – .4 = 45.; 3 – .4 = 34 . 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 V, л 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 р.10–5, Па 1 2 3 231 словлено наличие оптимально- го значения запаздывания за- крытия впускных клапанов для каждой частоты вращения ко- ленчатого вала (рис. 6.25). Среднее давление насос- ных потерь практически не за- висит от фазы запаздывания закрытия впускных клапанов и определяется, в основном средней скоростью поршня (частотой вращения коленча- того вала) и соотношением площади проходных сечений клапанов и площади поршня. При увеличении частоты вра- щения коленчатого вала про- порционально возрастает ско- рость поршня, скорость изме- нения объема цилиндра, скорость газов в клапане, перепад давлений между впускным каналом и ци- линдром, а, соответственно, и среднее давление потерь в клапа- нах. Расчетные и опытные зна- чения запаздывания закрытия впускных клапанов практически совпадают (рис. 6.26). С увеличе- нием площади проходных сече- ний клапанов оптимальные зна- чения запаздывания закрытия впускных клапанов уменьшаются, с уменьшением – возрастают. По- вышение параметров воздуха на впуске оказывает влияние на оп- тимальное запаздывание закры- тия впускных клапанов только 10 20 30 40 50 60 .4,.ПКВ 0,81 0,82 0,83 0,84 0,85 0,86 0,87 1 2 3 4 5 .vs Рисунок 6.25 – Влияние запаздывания закрытия впускных клапанов на коэффициент наполнения: дизель 4Ч12/14; 1 – n = 2100; 2 – n = 1900; 3 – n =1700; 4 – n = 1500; 5 – n = 1300 об/мин Рисунок 6.26 – Влияние площади проходных сечений впускных клапанов и средней скорости поршня на оптимальное значе- ние запаздывания закрытия впускных клапанов: дизель 4Ч12/14; 1 – fs Fп = 0,097; 2 – fs Fп = 0,145; 3 – fs Fп = 0,218; 4 – експеримент при fs Fп = 0,145 9,5 .4, .ПКВ 6,5 7,5 8,5 Сm , м/с 12 4 3 60 50 40 30 20 232 через температуру воздуха на впуске. С повышением температу- ры воздуха на впуске оптимальное значение запаздывания закры- тия впускных клапанов несколько уменьшается. Выбор площади проходных сечений клапанов. Площадь проходных сечений клапанов определяет уровень гидравличе- ских потерь в клапанах, а соответственно и величину воздушного заряда цилиндра, среднее давление насосных потерь. В техниче- ской литературе выбор площади проходных сечений клапанов проектируемых двигателей рекомендуется осуществлять по ус- ловной средней скорости газа в клапанах или по средним значе- ниям соотношений площади проходных сечений клапанов и площади поршня ( fв Fп ; fs Fп ). Как в первом, так и во втором случае, оценка выбора площади проходных сечений клапанов может быть дана только после испытаний опытных образцов дви- гателя. Применение же методов математического моделирования процессов газообмена позволяет решить задачу выбора рацио- нальных значений площади проходных сечений клапанов двига- телей уже на стадии проектирования двигателя. Постановка та- кой задачи необходима для разрешения противоречия между стремлением конструктора к обеспечению удобства расположе- ния газовоздушных каналов, клапанов, высокой надежности кон- струкции и необходимостью достижения высоких показателей процессов газообмена. С точки зрения обеспечения удобства рас- положения газовоздушных каналов, клапанов и надежности кон- струкции, чем меньше будет диаметр горловины клапана, тем лучше. С точки же зрения достижения высоких показателей про- цессов газообмена чем больше будет площадь проходных сече- ний клапанов, тем лучше. Выбор значений площади проходных сечений впускных клапанов может быть определен из условия достижения макси- мального значения коэффициента наполнения на расчетном ре- жиме работы двигателя (режим номинальной мощности или ре- жим, соответствующий максимальному крутящему моменту). Изменение среднего давления насосных потерь в зависимости от fs Fп не может рассматриваться как фактор, определяющий вы- бор оптимального значения площади проходных сечений впуск- ных клапанов, так как среднее давление насосных потерь не пре- 233 вышает 4–10 % от среднего индикаторного давления. Величина же среднего индикаторного давления пропорциональна величине воздушного заряда цилиндра. Из приведенных на рис. 6.27 и рис. 6.28 данных следует, что при уменьшении отношений fs Fп ( fв Fп . 0,7) с 0,15–0,16 до 0,1 среднее давление насосных потерь возрастает примерно в 2 раза, но и при Сm = 9,5 м/с увеличение среднего давления насосных потерь не превышает 4 % от средне- го индикаторного давления для дизеля 4Ч12/14 (СМД-14) и 6 % – для дизеля 6ЧН13/11,5 (СМД-60). Коэффициент наполнения же при этом уменьшается, соответственно, на 12 % и 7 %, т.е. уменьшение площади проходных сечений впускных клапанов оказывает более существенное влияние на коэффициент напол- нения, эффективные показатели дизеля (мощность, экономич- ность). Увеличение же отношения fs Fп выше 0,15 оказывает значительно меньшее влияние на показатели процессов газооб- мена. 6 7 8 9 Сm , м/с 1233 2 1 .Vs рн.п.10–5, Па 0,81 0,85 0,89 0,3 0,5 0,7 .Vs рн.п Рисунок 6.28 – Влияние площади проходных сечений клапанов на показатели процессов газообмена дизеля 6Ч13/11,5: 1 – fs Fп = 0,105; 2 – fs Fп = 0,16; 3 – fs Fп = 0,24; fв fs = 0,67 Рисунок 6.27 – Влияние площади проходных сечений клапанов на показатели процессов газообмена дизеля 4Ч12/14: 1 – fs Fп = 0,1; 2 – fs Fп = 0,145; 3 – fs Fп = 0,22; fв fs = 0,72 Сm , м/с 8,5 0,75 0,79 0,83 .Vs 0,2 0,4 0,6 1 2 3 3 2 1 .Vs рн.п рн.п.10–5, Па 6,5 7,5 9,5 234 Несмотря на значительное отличие двигателей по конструк- ции влияние площади проходных сечений на показатели процес- са наполнения идентично, т.е. для четырехтактных быстроходных дизелей при Сm < 10 м/с отношение площади проходных сечений впускных клапанов к площади поршня может быть принято в пределах 0,15–0,16. Эти отношения площади проходных сечений впускных клапанов к площади поршня могут быть достигнуты при двухклапанной конструкции головки цилиндров (два клапана на цилиндр). В случае четырехклапанной конструкции головки цилиндров отношение i.fs Fп может быть увеличено до 0,20, со- ответственно среднее давление насосных потерь может быть снижено до 3 % от среднего индикаторного давления. При газотурбинном наддуве и достаточно высоких значени- ях КПД турбокомпрессора (.тк > 0,6) давление в цилиндре на участке выпуска может быть меньше, чем на участке наполнения, мощность насосных потерь положительна. С увеличением давле- ния наддува перепад давлений между впускным и выпускным ка- налами возрастает, положительная работа насосных потерь также увеличивается. Значение последней зависит не только от соотно- шения давлений перед турбиной и компрессором, но и от соот- ношения площади проходных сечений впускных и выпускных клапанов, температуры воздуха во впускном канале. Выбор же оптимальных значений площади проходных сечений впускных клапанов и в этом случае определяется также из условия дости- жения максимального значения коэффициента наполнения (доля положительной работы насосных потерь не превышает 1–2 % от индикаторной работы газов). Контрольные вопросы и задания 1. Объясните особенности процессов газообмена в четырех- тактных двигателях без наддува и с наддувом. 2. Как определяются гидравлические потери на выпуске и впуске? 3. Какие факторы определяют потери индикаторной работы газов на процессы газообмена? 235 4. Какие факторы определяют значения коэффициентов на- полнения и остаточных газов? 5. Объясните последовательность определения параметров и состава газов в надпоршневой полости при газообмене. 6. Как влияет теплообмен на показатели процессов газооб- мена? 7. Представьте диаграмму фаз газораспределения четырех- тактного двигателя. 8. Объясните критерии выбора фаз газораспределения и площади проходных сечений клапанов. Список литературы к главе 6 1. Дьяченко В.Г. Исследование и выбор основных парамет- ров четырёхтактных быстроходных дизелей: Автореф. докт. дисс. – Харьков: ХИИТ, 1973. – 40 с. 2. Савран Г.Д. Исследование и выбор оптимальных фаз га- зораспределения четырёхтактных дизелей: Автореф. канд. дисс. – Харьков: ХИМЭСХ, 1971. – 29 с. 3. Дьяченко В.Г. Газообмен в двигателях внутреннего сго- рания: Учебное пособие – Киев; УМК ВО, 1985. – 204 с. 4. Методические указания к курсовой работе «Расчет рабо- чих процессов в двигателе внутреннего сгорания» по дисциплине «Теория двигателей внутреннего сгорания» / Дьяченко В.Г. – Харьков: ХНАДУ, 2001. – 36 с. 236 Глава 7 ПРОЦЕССЫ ГАЗООБМЕНА В ДВУХТАКТНЫХ ДВИГАТЕЛЯХ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ §1. Особенности организации процессов газообмена в двухтактных двигателях Процессы газообмена в двухтактных двигателях отличаются от процессов газообмена в четырехтактных двигателях продол- жительностью, способом очистки цилиндра от продуктов сгора- ния, конструкцией органов газораспределения и другими особен- ностями. Так как в двухтактном двигателе отсутствует такт очистки надпоршневой полости от продуктов сгорания и такт на ее заполнение свежим зарядом, продолжительность процессов га- зообмена сокращена до 130–150 .ПКВ (в четырехтактных двига- телях – 400–450 .ПКВ). Очистка цилиндров от продуктов сгора- ния после окончания свободного выпуска осуществляется возду- хом или топливовоздушной смесью, подаваемыми в цилиндр наг- нетателем. Отличаются двухтактные двигатели и многообразием схем осуществления процессов газообмена, их конструктивным исполнением. В двухтактных двигателях с золотниковым газораспределе- нием газообмен осуществляется через выпускные и впускные (продувочные) окна. Изменение площади проходных сечений окон, моментов их открытия и закрытия определяются переме- щением поршня или гильзы цилиндра. Отсутствие клапанов, механизма привода клапанов сущест- венно упрощает конструкцию двигателя. Однако сокращение продолжительности процессов газообмена ухудшает показатели газообмена. Увеличиваются также потери рабочего хода, что су- щественно уменьшает работу расширения газов. Необходимость использования механического привода нагнетателя, принуди- тельной подачи воздуха для продувки надпоршневой полости обусловливает потери мощности на привод нагнетателя, снижает механический КПД двигателя. 237 Процесс сво- бодного выпуска в двухтактном двига- теле протекает прак- тически так же, как и в четырёхтактном. В начале открытия вы- пускных окон порш- нем (точка е на рис. 7.1), когда отноше- ние давления в вы- пускном канале к давлению в цилинд- ре меньше критиче- ского ( рт р < .кр = 0,53–0,55) скорость истечения газа равна местной скорости звука и не зависит от перепада давлений (надкритический вы- пуск). С понижени- ем давления газов в цилиндре до значе- ний, соответствую- щих рт р > .кр (точка к на рис. 7.1), скорость истечения газов становится меньше местной скорости звука (подкритиче- ский выпуск). За конец свободного выпуска обычно принимается угол поворота кривошипа, при котором давление в цилиндре ста- новится равным давлению во впускном (продувочном) ресивере. Впускные (продувочные) окна открываются через 10–20 .ПКВ (точка d) после открытия выпускных окон (рис. 7.1). В начале участка надкритического выпуска в выпускном ка- нале формируется волна сжатия. При длине выпускного канала, в 2–3 раза превышающей ход поршня, за волной сжатия, уходящей .1 Свободный выпуск Продувка Утечка заряда .2 .3 .4 310 330 Fп .s fs е 50 ., .ПКВ 0,10 0,20Fп .f п в в F . f НМ Т d V е. 30 е d V е. к р рт рs 1 3 5 рт.ср рs ср р.10–5, Па Рисунок 7.1 – Изменение давления в надпоршневой полости и в газовоздушных трактах в двухтактном двигателе с золотниковым газораспределением и механическим приводом нагнетателя (а) и отношения эффективной площади проходных сечений окон к площади поршня (б) a б 238 от выпускного окна к противоположному концу выпускного ка- нала, формируется волна разрежения. За волной разрежения к концу свободного выпуска в выпускном канале давление газов может быть значительно ниже среднего давления в выпускном канале рт ср. Соответственно снижается и давление газов в ци- линдре, что интенсифицирует поступление воздуха в цилиндр (рис. 7.1). По сравнению с четырехтактными двигателями в двух- тактных двигателях газодинамические явления в выпускных ка- налах оказывают значительно большее влияние на процессы га- зообмена в надпоршневой полости и показатели газообмена. Продувка цилиндра обычно начинается позже начала от- крытия впускных окон (после понижения давления газов в ци- линдре до значений р < ps) и продолжается до момента закрытия впускных окон (точка V, рис. 7.1). Поступающий в цилиндр све- жий заряд вытесняет через выпускные окна продукты сгорания. Вследствие перемешивания свежего заряда с газами в цилиндре часть свежего заряда теряется. Доля потерь свежего заряда воз- растает к концу продувки. При закрытии выпускных окон после впускных имеет место также утечка смеси газов из цилиндра, а соответственно и свежего заряда. Утечка свежего заряда в двига- телях с золотниковым газораспределением может быть сущест- венно уменьшена путем установки на выпуске дополнительно клапана или золотника с приводом от коленчатого вала. В течение более чем столетнего развития двухтактных дви- гателей предложено и реа- лизовано на практике ряд схем осуществления продувки цилиндров, ко- торые можно разделить на две группы: прямоточные и непрямоточные (рис. 7.2, рис. 7.3). Прямоточные схемы продувки, в свою очередь, могут быть подразделены на клапанно-щелевые, ще- левые с противоположно движущимися поршнями, Рисунок 7.2 – Прямоточные схемы продувки: а – клапанно-щелевая; б – щелевая с противоположно движущимися поршня- ми; в – щелевая двухпоршневая с общей камерой сгорания на два цилиндра a б в 239 щелевые двухпоршневые с общей камерой сгорания на два ци- линдра (рис. 7.2). Фазы газораспределения в двигателях с прямо- точной схемой продувки и золотниковым газораспределением симметричны относительно НМТ поршней. Впускные окна в двигателях с прямоточной схемой продувки закрывают после выпускных окон или выпускного клапана. Показатели процессов газообмена при этом улучшаются как вследствие улучшения очи- стки цилиндра от продуктов сгорания, так и вследствие дозаряд- ки цилиндра и уменьшения перемешивания свежего заряда с продуктами сгорания. Непрямоточные схе- мы продувки подразде- ляются на петлевую с односторонним распо- ложением окон, попе- речную без и с золотни- ком или клапаном на выпуске (рис. 7.3). В двигателях без золотника в выпускном канале вы- пускные окна закрыва- ются после продувоч- ных. Показатели газообмена в двухтактных двигателях с непря- моточными схемами продувки в значительной степени зависят от организации направления движения потоков воздуха в цилиндре, т.е. от формы, направления и расположения впускных и выпуск- ных окон, формы днища поршня. Решаются эти вопросы опыт- ным путем на статических или динамических моделях и уточня- ются уже непосредственно на двигателе. По показателям процессов газообмена двигатели с непрямо- точными схемами продувки заметно уступают двигателям с пря- моточными схемами продувки (табл. 7.1) Установка на выпуске золотников или клапанов несколько улучшает эти показатели. В практике современного двигателестроения находят при- менение почти все рассмотренные выше схемы продувки. Прямо- точные преимущественно используются в быстроходных двига- телях транспортного типа, непрямоточные – в тихоходных судо- вых и стационарных двигателях, в быстроходных двигателях для а б в Рисунок 7.3 – Непрямоточные схемы продувки: а – петлевая; б – поперечная; в – поперечная с золотником на выпуске 240 мототехники, автомобилей. При проектировании двухтактных двигателей конструктивные параметры органов газораспределе- ния принимают по данным двигателей–прототипов, положитель- но зарекомендовавших себя в эксплуатации. Затем конструктив- ные параметры органов газораспределения, фазы газораспреде- ления уточняют по данным расчетных исследований и в процессе доводки рабочих процессов экспериментальных образцов двига- теля. Таблица 7.1 – Показатели процессов газообмена двухтактных двигателей №№ п/п Схемы продувки . . . .Vs 1. Прямоточная 1,1–1,5 0,2–0,6 0,03–010 0,8–0,9 2. Непрямоточная 1,4–2,0 0,4–0,7 0,10–0,15 0,6–0,8 §2. Расчет процессов газообмена в двухтактных двигателях с нагнетателем Расчет процесса свободного выпуска в двухтактных двига- телях отличается от расчета процесса выпуска в четырехтактных двигателях незначительно. Практически сохраняется и блок- схема алгоритма расчета. Конечной целью расчета процесса свободного выпуска в двухтактных двигателях является определение параметров рабо- чего тела в надпоршневой полости к моменту начала открытия впускных окон (точка d на рис. 7.1). Участок свободного выпуска после открытия впускных окон, когда продукты сгорания из над- поршневой полости уходят и через впускные окна (заброс про- дуктов сгорания во впускной канал), обычно относят к расчету процессов продувки. В тихоходных двухтактных двигателях и в быстроходных двухтактных двигателях (n > 3000 мин–1) с относительно корот- кими выпускными каналами, соединяющими цилиндры с выпуск- ным коллектором, газодинамические явления в выпускных кана- 241 лах оказывают относительно незначительное влияние на процес- сы продувки, т.е. давление газов в выпускном канале может быть принято постоянным и равным среднему значению. В быстро- ходных двигателях с длиной выпускного канала, в 2–3 раза пре- восходящей ход поршня, влияние газодинамических явлений в выпускном канале может быть столь значительным, что в опре- деленном диапазоне изменения частот вращения коленчатого ва- ла в выпускном канале возникает разрежение и возможно обес- печить достаточно эффективную продувку надпоршневой полос- ти без нагнетателя. Поэтому в этих случаях необходимо совмест- но решать систему уравнений нестационарных процессов массо- обмена и теплообмена в надпоршневой полости и систему диф- ференциальных уравнений неустановившегося течения газов в выпускном канале. В подобной постановке обычно решаются за- дачи при специальных исследованиях, требующих значительных затрат времени. Для подавляющего большинства инженерных за- дач по оценке выбора конструктивных параметров органов газо- распределения и фаз газораспределения, оценке показателей га- зообмена в двухтактных двигателях влиянием газодинамических явлений в газовоздушных трактах вполне допустимо пренебречь. При этих условиях возможно использовать для расчета процессов газообмена и массообмена в надпоршневой полости на участке свободного выпуска те же зависимости, что и для надпоршневой полости четырехтактного двигателя для участка выпуска (зави- симости (6.32)–(6.36)). Условные обозначения исходных данных и постоянных ве- личин в блок-схеме алгоритма расчета свободного выпуска в двухтактном двигателе должны быть те же, что и в случае четы- рехтактного двигателя (табл. 6.2, рис. 6.7). Та же должна быть и форма представления зависимости эффективной площади про- ходных сечений окон от угла поворота кривошипа .i, т.е. на уча- стке открытия выпускных окон . . . . .. . .. . . .. . . .. . . . . .. . . . . .. . .0,5 . 1.cos 180 в.п в.п 1 в в в в.с 1 в в м i i f i b Si S i f i , (7.1) где .ві – коэффициент расхода для выпускных окон; bв.с – сум- марная ширина выпускных окон, м; Si – текущее перемещение 242 поршня от ВМТ после открытия выпускных окон, м; S1 – зн
Учитывая, что изменения показа- теля адиабаты и газовой постоянной смеси относительно неве- лики, без заметной погрешности вычислений параметров ра- бочего тела на участке впуска можно принять к = кs и R = Rs. 218 FI TCST(I–1) = TCST = const; DMSCTI = PS .RT .TCST.. .PI PS.KT1 . FSI .A4 . TCST . .1. .PI PS.KT2 ..DT1; FCI = ..D.0,5.S.{1– cos(FI)+S/(8.L).[1– cos2(FI)]}; LTI = 128.D–0,2.(6,18.CM)0,8.(10–5.PI)0,8.(TI)–0,53; DQTI = LTI.[FП.(TI–TП)+FГ.(TI–TГ)+FСI.(TI–TC)].DT1 V(I+1) = VC+0,5.VH.{1– cos(FI+DF)+S/(8.L).[1– cos2(FI+DF)]}; DVI = V(I+1) –VI DPI = ... ... . . . . . . . DMSCTI KT2 DQTI PI DVI PIRT TI VIKT PI ; F(I+1) = FI + DF; P(I+1) = PI + DPI; M(I+1) = MI + DMSCTI; T(I+1) = P(I+1).V(I+1)/[M(I+1).RT]; TCST(I+1) = TCST; MCST(I+1) = MCST(I) – DMSCTI; QT(I+1) = QTI + DQTI; LS(I+1) = LSI + (PI+0,5DPI).DVI MSCT(I+1) > FB2 b b > 0 . 0 XXIII XXIV XXV XXVI XXVII a Рисунок 6.13 – Блок-схема алгоритма расчета процесса впуска при Msцт(i+1) > 0 FSI = 0,5.FSM.[1– cos((FI–FS1)/(FSП+DFПS).180)]; . FB2 219 PI M(I–1) = MG; QT(I–1) = QTB = const; DMSCI = PS .RS . TS.. .PI PS.KS1 . FSI . AS . TS . .1. .PI PS.KS2 .. DT1; FCI = ..D.0,5.S.{1– cos(FI)+S/(8.L).[1– cos2(FI)]}; LTI = 128.D–0,2.(6,18.CM)0,8.(10–5.PI)0,8.(TI)–0,53; DQTI = LTI.[FП.(TI–TП)+FГ.(TI–TГ)+FСI.(TI–TC)].DT1 V(I+1) = VC+0,5.VH.{1– cos(FI+DF)+S/(8.L).[1– cos2(FI+DF)]}; DVI = V(I+1) –VI DPI = ... ... . . . . . . . . KS2 DQTI PI DVI TI DMSCI TS PIRS TI VIKS PI ; F(I+1) = FI + DF; P(I+1) = PI + DPI; M(I+1) = MI + DMSCI; T(I+1) = P(I+1).V(I+1)/[M(I+1).RS]; MSC(I+1) = MSCI + DMSCI; QT(I+1) = QTI + DQTI; LS(I+1) = LSI + (PI+0,5DPI).DVI P(I+1) < PS b b б Рисунок 6.13 – Продолжение FSI = 0,5.FSM.[1– cos((FI-FS1)/(FSП+DFПS).180)]; . PS < PS . PS F(I+1) LS(I+1) = LS = const . 900. > 900. XXVIII XXIX XXX XXXI XXXII 220 b FI DMCSI = PI .RS.TI.. .PS PI.KS1 . FSI .AS. TS. .1. .PS PI.KS2 . .DT1; FCI = ..D.0,5.S.{1– cos(FI)+S/(8.L).[1– cos2(FI)]}; LTI = 128.D–0,2.(6,18.CM)0,8.(10–5.PI)0,8.(TI)–0,53; DQTI = LTI.[FП.(TI–TП)+FГ.(TI–TГ)+FСI.(TI–TC)].DT1 V(I+1) = VC+0,5.VH.{1– cos(FI+DF)+S/(8.L).[1– cos2(FI+DF)]}; DVI = V(I+1) –VI DPI = . . ... ... . . . . . . . . DVI PI DQTI KS DMCSI KS 1 PIRS TI VIKS PI ; F(I+1) = FI + DF; P(I+1) = PI + DPI; M(I+1) = MI – DMCSI; T(I+1) = P(I+1).V(I+1)/[RS.M(I+1)]; MSC(I+1) = MSCI – DMSCI; MCS(I+1) = MCSI + DMCSI; QT(I+1) = QTI + DQTI; QTS(I+1) = QTB – QT(I+1); . FS2 в Рисунок 6.13 – Продолжение FSI = 0,5.FSM.[1– cos((FI-FS1)/(FSП+DFПS).180)]; < FS2 . FS2 F(I+1) > FS2 K VS1 = VC+0,5.VH.{1– cosFS1+S/(8.L).[1– cos2(FS1)]}; VB2 = VC+0,5.VH.{1– cosFB2+S/(8.L).[1– cos2(FB2)]}; MSC(I+1) = MSC; MG(I–1) = MG; MHS = PS.VH/[RS.TS]; KIVS = MSC/MHS; MSZ = M(I+1) – MG; KVS = MSZ/MHS; G = MG/MSZ; PBC = LВ/(VC+VH–VS1); PSC = LS/(VC+VH–VB2); DPBK = PBC – PT; DPSK = PS – PSC; PHП = PВС – PSС ; QTS(I+1) = QTS XXXVII XXXVIII XXXVI XXXV XXXIV XXXIII 221 Последовательность вычислений представлена на блок-схеме ал- горитма расчета (рис. 6.13, б) и в методических указаниях .4.. В конце каждого расчетного участка вычисляют: . значения параметров рабочего тела в надпоршневой по- лости к началу следующего расчетного шага (pi+1, Ti+1, Mi+1); . количество свежего заряда Msц (i+1), поступившего в над- поршневую полость; . количество теплоты Qтs (i+1) = Qтв – Qт (i+1), которое сооб- щено смеси газов в надпоршневой полости с момента начала по- ступления свежего заряда в надпоршневую полость. Затем проверяют соотношение давления газов в надпоршне- вой полости и свежего заряда во впускном канале (ps < pi+1 . ps). При pi+1 . ps расчет повторяют (рис. 6.13, б), а при ps < pi+1 (рис. 6.12, а и 6.12, б) переходят к следующему циклу вычисле- ний (рис. 6.13, в), соответствующему участку диаграммы к–V (рис. 6.12, б), когда из надпоршневой полости во впускной канал начинает уходить смесь газов, состоящая из воздуха и продуктов сгорания. Изменение давления смеси газов в надпоршневой полости двигателя (без наддува и с наддувом) за расчетный промежуток времени на участке от точки к до точки V (рис. 6.12, pi < ps) . . .. . .. . . . . . . . . . . i i i s s si i s i i i i V pQ к М к pR T Vp к p п т ц s 1 , (6.45) где . . n f W pМ p i si si к is si i si s ср ц 6 1 ц .. . . .. . . .. . . . . – масса смеси, уходящей из надпоршневой полости во впускной канал в течение расчетно- го промежутка времени; s i i i R T . . p – плотность смеси газов в надпоршневой полости к началу расчетного промежутка време- ни; . . . .. . . . .. . .. . . .. . . . . .s s si к к is s i s s pR T p к W к 1 1 1 2 ц – скорость смеси газов в рас- четном сечении впускного клапана. 222 С изменением направления потока смеси газов через впуск- ной клапан (из цилиндра начинает перетекать во впускной канал газовоздушная смесь), состав которой до закрытия впускного клапана изменяться не будет. Учитывая, что содержание продук- тов сгорания в смеси составляет несколько процентов, а утечка смеси из надпоршневой полости на участке к–V (рис. 6.12) незна- чительна, примем, что потеря свежего заряда из надпоршневой полости на участке к–V равна потере смеси. Последовательность вычислений на данном участке газооб- мена (к–V, рис. 6.12) представлена на блок-схеме алгоритма рас- чета процесса впуска (рис.6.13, в). В конце каждого расчетного участка времени вычисляют: . значения параметров рабочего тела в надпоршневой по- лости к началу следующего расчетного шага (pi+1, Ti+1, Mi+1); . количество смеси .Mцsi (свежего заряда), теряемого на расчетном участке и к началу следующего расчетного шага с мо- мента начала утечки (Mцsi); . потери теплоты Qт(i+1) от газов в стенки надпоршневой полости или передаваемой теплоты от поверхностей стенок к ра- бочему телу. Затем проверяют соотношение значений углов поворота кривошипа, соответствующих началу следующего расчетного шага и моменту закрытия впускного клапана (.4 . .i+1 . .4) и при .i+1 . .4 (рис. 6.13, в) расчет повторяют на следующем расчетном шаге. Если в конце расчетного участка окажется, что .i+1 . .4 расчет газообмена при принятых исходных данных заканчи- вают и переходят к блоку вычислений показателей газообмена (рис. 6.13, в). На печать желательно вывести не только показатели газообмена, но и другие величины последних блоков алгоритмов расчетов процессов в надпоршневой полости от момента откры- тия выпускных клапанов и до момента закрытия впускных кла- панов. Пример программы расчета газообмена четырёхтактного двигателя на ЭВМ приведен в работе .3.. Программа расчета га- зообмена на ЭВМ рекомендуется использовать при выполнении дипломных проектов бакалавра и специалиста. При выполнении курсовой работы по дисциплине «Теория ДВС» для расчета про- 223 цессов газообмена рекомендуется использовать табличную фор- му расчетов .4.. §7. Возможности использования численного моделирования процессов газообмена четырёхтактных двигателей для решения практических инженерных задач Выбор фаз газораспределения. Одними из основных фак- торов, определяющих показатели процессов газообмена, являют- ся фазы газораспределения – моменты открытия и закрытия кла- панов, проходные сечения клапанов (диаметры клапанов и их ко- личество). Применительно к двигателю, работающему в условиях эксплуатации в широком диапазоне нагрузок и частот вращения коленчатого вала, выбор оптимальных фаз газораспределения оп- ределяется достижением наилучших технико-экономических по- казателей не только на номинальном режиме, но и на частичных режимах. На стадии проектирования и изготовления опытных образ- цов двигателей фазы газораспределения, диаметры клапанов (площади проходных сечений клапанов), обычно устанавливают- ся по прототипу с последующей экспериментальной проверкой. Однако выполнение экспериментальных работ по уточнению фаз газораспределения, площади проходных сечений клапанов требу- ет значительных затрат времени и материальных средств. Ис- пользование численного моделирования процессов газообмена на ЭВМ позволяет решать задачи оптимизации фаз газораспреде- ления, выбора диаметра клапанов, при значительно меньших за- тратах времени и материальных средств [1, 2, 3]. Изменение отдельных фаз газораспределения неодинаково влияет на протекание процессов газообмена. Это позволяет про- изводить последовательный подбор фаз газораспределения или одновременно двух фаз газораспределения. Например, возможно изменять одновременно опережение открытия выпускных клапа- нов и запаздывание закрытия впускных клапанов, при значениях . . 2 (для уменьшения зависимости индикаторного КПД от ко- эффициента наполнения), опережение открытия впускных клапа- нов и запаздывание закрытия выпускных клапанов. 224 Коэффициенты наполнения и остаточных газов практически не зависят от опережения открытия выпускных клапанов. Опере- жение открытия выпускного клапана влияет главным образом на работу расширения и работу выталкивания из цилиндра продук- тов сгорания. Так как часть газа выходит из цилиндра на такте расширения, полезная работа расширения при наличии опереже- ния открытия выпускного клапана уменьшается (рис. 6.14). Поте- ри работы расширения Lр от начала открытия выпускного клапа- на до конца такта расширения (рис. 6.15) .. . . ... . i i i i i i i i Lp . p . p . p . . p . V . .V . .п ( 1)п 1 1 1 21 , (6.46) где рi, рi+1 – давление в начале и конце расчетного интервала при действительном процессе выпуска; рiп, р(i+1)п – давление в начале и конце расчетного интервала при политропическом процессе расширения (выпускной клапан открывается в НМТ). Среднее давление по- терь работы расширения на такте расширения: h p p V p . L . (6.47) С увеличением опе- режения открытия выпуск- ных клапанов все большая часть газов будет выходить из цилиндра на участке расширения, тем ниже бу- дет давление в цилиндре и тем выше будет среднее давление потерь работы расширения на такте рас- ширения (рис. 6.14; рис. 6.15; рис. 6.16). Сопротив- ление выталкиванию про- дуктов сгорания из цилин- дра в начале такта выпуска при этом будет уменьшаться, соответственно будет уменьшаться Рисунок 6.14 – Изменение давления в цилиндре дизеля 4Ч12/14 (СМД-14) в зависимости от опережения открытия выпускного клапана при n = 1700 мин–1: 1 – .1=68 .ПКВ; 2 – .1=56 .ПКВ; 3 – .1= 31 .ПКВ; – – – выпускной клапан открывается в НМТ 225 и среднее давление насосных потерь (рис. 6.16). Среднее дав- ление суммарных потерь вслед- ствие противоположного харак- тера изменения насосных потерь и потерь работы расширения (рсум = рр + рнп) имеет для каж- дой из частот вращения колен- чатого вала минимальное значе- ние, соответствующее опти- мальному значению угла опере- жения открытия выпускных клапанов (рис. 6.17). Однако значения суммарных потерь в зоне оптимальных углов опере- жения открытия выпускных клапанов изменяются незначи- тельно, т.е. допуск на выбор оп- тимального значения угла опе- режения открытия выпускных клапанов может быть довольно существенным (до 15–20 .ПКВ). Рисунок 6.15 – Схема к расчету потерь работы на такте расширения: . действительный процесс расшире- ния; – – – выпускной клапан откры- вается в НМТ 0,01 20 30 40 50 60 .1, .ПКВ 20 30 40 50 60 .1, .ПКВ 1 23 45 0,01 0,02 0,03 0,04 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 рн.п.10–5, Па 1 2 3 4 5 Рисунок 6.16 – Изменение среднего давления потерь работы расширения и среднего давления насосных потерь в зависимости от опережения открытия выпускных клапанов: дизель 4Ч12/14; 1 – n = 2100; 2 – n = 1900; 3 – n = 1700; 4 – n = 1500; 5 – n = 1300 об/мин рр.10–5, Па 0,05 4 226 Это предположение подтверж- дается и экспериментальными данными (рис. 6.18). Эффек- тивный КПД двигателя изме- няется незначительно в широ- ком интервале изменения .1 и тем в большем, чем ниже среднее эффективное давле- ние. С увеличением нагрузки более четко определяется зна- чение оптимального опереже- ния открытия выпускных кла- панов. Значительное влияние на оптимальное опережение от- крытия выпускных клапанов оказывает площадь проходных сечений выпускных клапанов и средняя скорость поршня. С уменьшением площади проходных сечений выпускных клапанов (отношения площади проходно- го сечения выпускного клапана fв к площади поршня Fп), увели- чением средней скорости порш- ня Сm оптимальные значения опережения открытия выпуск- ных клапанов возрастают (рис. 6.19). Увеличение площади про- ходных сечений выпускных кла- панов свыше значений fв Fп = = 0,106 оказывает значительно меньшее влияние на изменение оптимального опережения от- крытия выпускных клапанов .1 в зависимости от средней ско- рости поршня, чем уменьшение площади проходных сечений 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 20 30 40 50 60 рсум.10–5, Па .1,.ПКВ Рисунок 6.17 – Изменение суммарных потерь в зависимости от угла опережения открытия выпускных клапанов: дизель 4Ч12/14; 1 – n = 2100; 2 – n = 1900; 3 – n = 1700; 4 – n = 1500; 5 – n = 1300 об/мин 1 2 3 4 5 .е 0,26 0,28 0,30 0,32 0,34 30 40 50 60 .1,.ПКВ Рисунок 6.18 – Влияние угла опереже- ния открытия выпускных клапанов на эффективный КПД дизеля Ч12/14 при n = 1700 об/мин: 1 – ре = 2,1.105 Па; 2 – ре = 4,2.105 Па; 3 – ре = 6,2.105 Па 3 1 2 227 выпускных клапанов до fв Fп = 0,071. Расчетные значения оп- тимальных значений углов опережения открытия вы- пускных клапанов, опреде- ленные по минимальным зна- чениям суммарных потерь, близки к экспериментальным значениям .1, соответствую- щим максимальному коэффи- циенту полезного действия, что подтверждает правомер- ность принятой методики расчетного определения оп- тимального значения .1 по минимальным суммарным потерям (рис. 6.20). Перекрытие клапанов оказывает заметное влияние на коэф- фициент остаточных газов, коэффициент наполнения. С умень- шением перекрытия клапанов уменьшается время-сечение клапа- нов, влияние изменения над- поршневого объема становит- ся больше, чем влияние выхо- да газа через клапаны, давле- ние в цилиндре возрастает (рис. 6.21). В начале процесса на- полнения вследствие малых проходных сечений впускных клапанов давление в цилиндре резко падает, что вызывает повышение насосных потерь. С увеличением перекрытия клапанов или площади про- ходных сечений клапанов при неизменном перекрытии Сm , м/с 30 40 50 60 70 80 5 6 7 8 9 1 2 3 .1 , .ПКВ Рисунок 6.19 – Влияние площади проход- ных сечений выпускных клапанов на оптимальный угол опережения их открытия: дизель 6Ч13/11,5; 1 – fв Fп = 0,071; 2 – fв Fп = 0,106; 3 – fв Fп = 0,159 .1 , .ПКВ 30 40 50 60 70 1 2 6,5 7,5 8,5 9,5 Сm , м/с Рисунок 6.20 – Сопоставление расчетных и экспериментальных значений оптимальных углов опережения открытия выпускных клапанов: дизель 4Ч12/14; fв Fп = 0,104; 1 – расчет; 2 – эксперимент 228 клапанов возрастает за- брос газов во впускной канал, перетекание газов из выпускного канала в цилиндр в начале такта наполнения. В итоге уменьшается коэффици- ент наполнения, возраста- ет коэффициент остаточ- ных газов (рис. 6.22). Оп- тимальному значению пе- рекрытия клапанов соот- ветствует максимальное значение коэффициента наполнения (минималь- ное значение коэффици- ента остаточных газов), так как влияние коэффи- циента наполнения на по- казатели двигателя более существенное, чем влия- ние среднего давления насосных потерь, которое к тому же слабо зависит от величины перекрытия клапанов. Влияние перекрытия клапанов на коэффициент наполнения сказывается только через количество остаточных газов. Чем больше остаточных газов находится в цилиндре к концу напол- нения, тем выше температура заряда, тем меньше количество воздуха поступает в цилиндр. В диапазоне чисел оборотов 1300–2100 об/мин оптимальное значение перекрытия клапанов, например, дизеля 4Ч12/14 изме- няется не более чем на 8–10 .ПКВ вне зависимости от проходных сечений клапанов. Абсолютные значения оптимальных перекры- тий клапанов уменьшаются с увеличением проходных сечений (рис. 6.23). Расчетные и экспериментальные значения перекрытия V, л р.10–5, Па 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 e. d d d e. e. 1 1 2 2 3 3 рs рт Рисунок 6.21 – Изменение давления в цилиндре дизеля 4Ч12/14 на участке перекрытия клапанов при n = 1700 об/мин: 1 – .. = 12.; 2 – .. = 34.; 3 – .. = 80. 229 клапанов, соответствую- щие максимальному ко- эффициенту наполнения, практически совпадают (рис. 6.23). В двигателях с газо- турбинным наддувом и достаточно высоким КПД турбокомпрессора давле- ние во впускном коллек- торе может быть выше, чем в выпускном в широ- ком диапазоне рабочих режимов. При значениях угла перекрытия клапанов менее 20 .ПКВ характер изменения давления в ци- линдре двигателя с надду- вом тот же, что и в случае двигателя без наддува. С уве- личением перекрытия клапа- нов имеет место продувка ка- меры сгорания. Давление в ци- линдре у ВМТ вследствие больших значений площади проходных сечений клапанов изменяется незначительно. Выбор перекрытия кла- панов двигателя с наддувом зависит от степени доводки турбокомпрессора, соотноше- ния давлений перед турбиной и за компрессором. Если при работе, например, транспорт- ного двигателя на корректор- ной ветви скоростной характе- ристики давление воздуха за Сm , м/с 10 6,5 7,5 8,5 9,5 20 30 40 50 . , .ПКВ Рисунок 6.23 – Изменение оптимальных значений перекрытия клапанов в зависимости от средней скорости поршня: дизель 4Ч12/14; 1 – fs Fп = 0,145; 2 – fs Fп = 0,22; 3 – fs Fп = 0,10; 4 – эксперимент при fs Fп = 0,145 14 2 3 0,80 ..,.ПКВ 0,81 0,82 0,83 0,84 0,85 0,86 .v. . 0,03 0,04 0,05 . .v. 0 5 20 30 40 50 Рисунок 6.22 – Влияние перекрытия клапанов на коэффициенты наполнения и остаточных газов: дизель 4Ч12/14; 1 – n = 2100; 2 – n = 1900; 3 – n = 1700; 4 – n = 1500; 5 – n = 1300 об/мин 1 2 3 4 10 230 компрессором выше давления газов перед турбиной на (0,1– 0,2).105 Па в диапазоне частот вращения коленчатого вала от но- минальных до значений, соответствующих максимальному кру- тящему моменту, перекрытие клапанов с целью продувки следует увеличивать. При этом уменьшается количество остаточных га- зов в цилиндре, возрастает коэффициент наполнения, снижается температура клапанов, поршня. В общем случае, верхний предел значения перекрытия клапанов определяется значением .., соот- ветствующим полному удалению из цилиндра продуктов сгора- ния (в рассматриваемом примере – 60–70 .ПКВ). Однако увели- чение перекрытия клапанов требует более глубокой посадки кла- панов в гнездах головки цилиндров или применения специальных выточек в поршне. Зачастую, особенно в быстроходных дизелях без наддува, это вызывает ухудшение эффективности использо- вания воздуха при сгорании, снижение индикаторного КПД дви- гателя. Запаздывание закрытия впускных клапанов оказывает влия- ние на показатели двигателя практически только через коэффи- циент наполнения. Увеличение запаздывания закрытия впускных клапанов увеличивает время-сечение за период наполнения, уменьшается сопротивление перетеканию воздуха из впускного канала в цилиндр (рис. 6.24). При значении запаздывания за- крытия впускного клапана .4 . 40 .ПКВ давление в цилиндре в НМТ равно дав- лению во впускном канале. Дальнейшее увеличение за- паздывания закрытия впуск- ного клапана не оказывает уже влияния на количество воздуха, поступившего в ци- линдр двигателя на участке наполнения, но при этом возрастают потери заряда вследствие перетекания газа из цилиндра во впускной канал. Этим фактом и обу- Рисунок 6.24 – Изменение давления в цилиндре в конце наполнения: дизель 4Ч12/14; n = 1700 об/мин; 1 – .4 = 68 .; 2 – .4 = 45.; 3 – .4 = 34 . 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 V, л 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 р.10–5, Па 1 2 3 231 словлено наличие оптимально- го значения запаздывания за- крытия впускных клапанов для каждой частоты вращения ко- ленчатого вала (рис. 6.25). Среднее давление насос- ных потерь практически не за- висит от фазы запаздывания закрытия впускных клапанов и определяется, в основном средней скоростью поршня (частотой вращения коленча- того вала) и соотношением площади проходных сечений клапанов и площади поршня. При увеличении частоты вра- щения коленчатого вала про- порционально возрастает ско- рость поршня, скорость изме- нения объема цилиндра, скорость газов в клапане, перепад давлений между впускным каналом и ци- линдром, а, соответственно, и среднее давление потерь в клапа- нах. Расчетные и опытные зна- чения запаздывания закрытия впускных клапанов практически совпадают (рис. 6.26). С увеличе- нием площади проходных сече- ний клапанов оптимальные зна- чения запаздывания закрытия впускных клапанов уменьшаются, с уменьшением – возрастают. По- вышение параметров воздуха на впуске оказывает влияние на оп- тимальное запаздывание закры- тия впускных клапанов только 10 20 30 40 50 60 .4,.ПКВ 0,81 0,82 0,83 0,84 0,85 0,86 0,87 1 2 3 4 5 .vs Рисунок 6.25 – Влияние запаздывания закрытия впускных клапанов на коэффициент наполнения: дизель 4Ч12/14; 1 – n = 2100; 2 – n = 1900; 3 – n =1700; 4 – n = 1500; 5 – n = 1300 об/мин Рисунок 6.26 – Влияние площади проходных сечений впускных клапанов и средней скорости поршня на оптимальное значе- ние запаздывания закрытия впускных клапанов: дизель 4Ч12/14; 1 – fs Fп = 0,097; 2 – fs Fп = 0,145; 3 – fs Fп = 0,218; 4 – експеримент при fs Fп = 0,145 9,5 .4, .ПКВ 6,5 7,5 8,5 Сm , м/с 12 4 3 60 50 40 30 20 232 через температуру воздуха на впуске. С повышением температу- ры воздуха на впуске оптимальное значение запаздывания закры- тия впускных клапанов несколько уменьшается. Выбор площади проходных сечений клапанов. Площадь проходных сечений клапанов определяет уровень гидравличе- ских потерь в клапанах, а соответственно и величину воздушного заряда цилиндра, среднее давление насосных потерь. В техниче- ской литературе выбор площади проходных сечений клапанов проектируемых двигателей рекомендуется осуществлять по ус- ловной средней скорости газа в клапанах или по средним значе- ниям соотношений площади проходных сечений клапанов и площади поршня ( fв Fп ; fs Fп ). Как в первом, так и во втором случае, оценка выбора площади проходных сечений клапанов может быть дана только после испытаний опытных образцов дви- гателя. Применение же методов математического моделирования процессов газообмена позволяет решить задачу выбора рацио- нальных значений площади проходных сечений клапанов двига- телей уже на стадии проектирования двигателя. Постановка та- кой задачи необходима для разрешения противоречия между стремлением конструктора к обеспечению удобства расположе- ния газовоздушных каналов, клапанов, высокой надежности кон- струкции и необходимостью достижения высоких показателей процессов газообмена. С точки зрения обеспечения удобства рас- положения газовоздушных каналов, клапанов и надежности кон- струкции, чем меньше будет диаметр горловины клапана, тем лучше. С точки же зрения достижения высоких показателей про- цессов газообмена чем больше будет площадь проходных сече- ний клапанов, тем лучше. Выбор значений площади проходных сечений впускных клапанов может быть определен из условия достижения макси- мального значения коэффициента наполнения на расчетном ре- жиме работы двигателя (режим номинальной мощности или ре- жим, соответствующий максимальному крутящему моменту). Изменение среднего давления насосных потерь в зависимости от fs Fп не может рассматриваться как фактор, определяющий вы- бор оптимального значения площади проходных сечений впуск- ных клапанов, так как среднее давление насосных потерь не пре- 233 вышает 4–10 % от среднего индикаторного давления. Величина же среднего индикаторного давления пропорциональна величине воздушного заряда цилиндра. Из приведенных на рис. 6.27 и рис. 6.28 данных следует, что при уменьшении отношений fs Fп ( fв Fп . 0,7) с 0,15–0,16 до 0,1 среднее давление насосных потерь возрастает примерно в 2 раза, но и при Сm = 9,5 м/с увеличение среднего давления насосных потерь не превышает 4 % от средне- го индикаторного давления для дизеля 4Ч12/14 (СМД-14) и 6 % – для дизеля 6ЧН13/11,5 (СМД-60). Коэффициент наполнения же при этом уменьшается, соответственно, на 12 % и 7 %, т.е. уменьшение площади проходных сечений впускных клапанов оказывает более существенное влияние на коэффициент напол- нения, эффективные показатели дизеля (мощность, экономич- ность). Увеличение же отношения fs Fп выше 0,15 оказывает значительно меньшее влияние на показатели процессов газооб- мена. 6 7 8 9 Сm , м/с 1233 2 1 .Vs рн.п.10–5, Па 0,81 0,85 0,89 0,3 0,5 0,7 .Vs рн.п Рисунок 6.28 – Влияние площади проходных сечений клапанов на показатели процессов газообмена дизеля 6Ч13/11,5: 1 – fs Fп = 0,105; 2 – fs Fп = 0,16; 3 – fs Fп = 0,24; fв fs = 0,67 Рисунок 6.27 – Влияние площади проходных сечений клапанов на показатели процессов газообмена дизеля 4Ч12/14: 1 – fs Fп = 0,1; 2 – fs Fп = 0,145; 3 – fs Fп = 0,22; fв fs = 0,72 Сm , м/с 8,5 0,75 0,79 0,83 .Vs 0,2 0,4 0,6 1 2 3 3 2 1 .Vs рн.п рн.п.10–5, Па 6,5 7,5 9,5 234 Несмотря на значительное отличие двигателей по конструк- ции влияние площади проходных сечений на показатели процес- са наполнения идентично, т.е. для четырехтактных быстроходных дизелей при Сm < 10 м/с отношение площади проходных сечений впускных клапанов к площади поршня может быть принято в пределах 0,15–0,16. Эти отношения площади проходных сечений впускных клапанов к площади поршня могут быть достигнуты при двухклапанной конструкции головки цилиндров (два клапана на цилиндр). В случае четырехклапанной конструкции головки цилиндров отношение i.fs Fп может быть увеличено до 0,20, со- ответственно среднее давление насосных потерь может быть снижено до 3 % от среднего индикаторного давления. При газотурбинном наддуве и достаточно высоких значени- ях КПД турбокомпрессора (.тк > 0,6) давление в цилиндре на участке выпуска может быть меньше, чем на участке наполнения, мощность насосных потерь положительна. С увеличением давле- ния наддува перепад давлений между впускным и выпускным ка- налами возрастает, положительная работа насосных потерь также увеличивается. Значение последней зависит не только от соотно- шения давлений перед турбиной и компрессором, но и от соот- ношения площади проходных сечений впускных и выпускных клапанов, температуры воздуха во впускном канале. Выбор же оптимальных значений площади проходных сечений впускных клапанов и в этом случае определяется также из условия дости- жения максимального значения коэффициента наполнения (доля положительной работы насосных потерь не превышает 1–2 % от индикаторной работы газов). Контрольные вопросы и задания 1. Объясните особенности процессов газообмена в четырех- тактных двигателях без наддува и с наддувом. 2. Как определяются гидравлические потери на выпуске и впуске? 3. Какие факторы определяют потери индикаторной работы газов на процессы газообмена? 235 4. Какие факторы определяют значения коэффициентов на- полнения и остаточных газов? 5. Объясните последовательность определения параметров и состава газов в надпоршневой полости при газообмене. 6. Как влияет теплообмен на показатели процессов газооб- мена? 7. Представьте диаграмму фаз газораспределения четырех- тактного двигателя. 8. Объясните критерии выбора фаз газораспределения и площади проходных сечений клапанов. Список литературы к главе 6 1. Дьяченко В.Г. Исследование и выбор основных парамет- ров четырёхтактных быстроходных дизелей: Автореф. докт. дисс. – Харьков: ХИИТ, 1973. – 40 с. 2. Савран Г.Д. Исследование и выбор оптимальных фаз га- зораспределения четырёхтактных дизелей: Автореф. канд. дисс. – Харьков: ХИМЭСХ, 1971. – 29 с. 3. Дьяченко В.Г. Газообмен в двигателях внутреннего сго- рания: Учебное пособие – Киев; УМК ВО, 1985. – 204 с. 4. Методические указания к курсовой работе «Расчет рабо- чих процессов в двигателе внутреннего сгорания» по дисциплине «Теория двигателей внутреннего сгорания» / Дьяченко В.Г. – Харьков: ХНАДУ, 2001. – 36 с. 236 Глава 7 ПРОЦЕССЫ ГАЗООБМЕНА В ДВУХТАКТНЫХ ДВИГАТЕЛЯХ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ §1. Особенности организации процессов газообмена в двухтактных двигателях Процессы газообмена в двухтактных двигателях отличаются от процессов газообмена в четырехтактных двигателях продол- жительностью, способом очистки цилиндра от продуктов сгора- ния, конструкцией органов газораспределения и другими особен- ностями. Так как в двухтактном двигателе отсутствует такт очистки надпоршневой полости от продуктов сгорания и такт на ее заполнение свежим зарядом, продолжительность процессов га- зообмена сокращена до 130–150 .ПКВ (в четырехтактных двига- телях – 400–450 .ПКВ). Очистка цилиндров от продуктов сгора- ния после окончания свободного выпуска осуществляется возду- хом или топливовоздушной смесью, подаваемыми в цилиндр наг- нетателем. Отличаются двухтактные двигатели и многообразием схем осуществления процессов газообмена, их конструктивным исполнением. В двухтактных двигателях с золотниковым газораспределе- нием газообмен осуществляется через выпускные и впускные (продувочные) окна. Изменение площади проходных сечений окон, моментов их открытия и закрытия определяются переме- щением поршня или гильзы цилиндра. Отсутствие клапанов, механизма привода клапанов сущест- венно упрощает конструкцию двигателя. Однако сокращение продолжительности процессов газообмена ухудшает показатели газообмена. Увеличиваются также потери рабочего хода, что су- щественно уменьшает работу расширения газов. Необходимость использования механического привода нагнетателя, принуди- тельной подачи воздуха для продувки надпоршневой полости обусловливает потери мощности на привод нагнетателя, снижает механический КПД двигателя. 237 Процесс сво- бодного выпуска в двухтактном двига- теле протекает прак- тически так же, как и в четырёхтактном. В начале открытия вы- пускных окон порш- нем (точка е на рис. 7.1), когда отноше- ние давления в вы- пускном канале к давлению в цилинд- ре меньше критиче- ского ( рт р < .кр = 0,53–0,55) скорость истечения газа равна местной скорости звука и не зависит от перепада давлений (надкритический вы- пуск). С понижени- ем давления газов в цилиндре до значе- ний, соответствую- щих рт р > .кр (точка к на рис. 7.1), скорость истечения газов становится меньше местной скорости звука (подкритиче- ский выпуск). За конец свободного выпуска обычно принимается угол поворота кривошипа, при котором давление в цилиндре ста- новится равным давлению во впускном (продувочном) ресивере. Впускные (продувочные) окна открываются через 10–20 .ПКВ (точка d) после открытия выпускных окон (рис. 7.1). В начале участка надкритического выпуска в выпускном ка- нале формируется волна сжатия. При длине выпускного канала, в 2–3 раза превышающей ход поршня, за волной сжатия, уходящей .1 Свободный выпуск Продувка Утечка заряда .2 .3 .4 310 330 Fп .s fs е 50 ., .ПКВ 0,10 0,20Fп .f п в в F . f НМ Т d V е. 30 е d V е. к р рт рs 1 3 5 рт.ср рs ср р.10–5, Па Рисунок 7.1 – Изменение давления в надпоршневой полости и в газовоздушных трактах в двухтактном двигателе с золотниковым газораспределением и механическим приводом нагнетателя (а) и отношения эффективной площади проходных сечений окон к площади поршня (б) a б 238 от выпускного окна к противоположному концу выпускного ка- нала, формируется волна разрежения. За волной разрежения к концу свободного выпуска в выпускном канале давление газов может быть значительно ниже среднего давления в выпускном канале рт ср. Соответственно снижается и давление газов в ци- линдре, что интенсифицирует поступление воздуха в цилиндр (рис. 7.1). По сравнению с четырехтактными двигателями в двух- тактных двигателях газодинамические явления в выпускных ка- налах оказывают значительно большее влияние на процессы га- зообмена в надпоршневой полости и показатели газообмена. Продувка цилиндра обычно начинается позже начала от- крытия впускных окон (после понижения давления газов в ци- линдре до значений р < ps) и продолжается до момента закрытия впускных окон (точка V, рис. 7.1). Поступающий в цилиндр све- жий заряд вытесняет через выпускные окна продукты сгорания. Вследствие перемешивания свежего заряда с газами в цилиндре часть свежего заряда теряется. Доля потерь свежего заряда воз- растает к концу продувки. При закрытии выпускных окон после впускных имеет место также утечка смеси газов из цилиндра, а соответственно и свежего заряда. Утечка свежего заряда в двига- телях с золотниковым газораспределением может быть сущест- венно уменьшена путем установки на выпуске дополнительно клапана или золотника с приводом от коленчатого вала. В течение более чем столетнего развития двухтактных дви- гателей предложено и реа- лизовано на практике ряд схем осуществления продувки цилиндров, ко- торые можно разделить на две группы: прямоточные и непрямоточные (рис. 7.2, рис. 7.3). Прямоточные схемы продувки, в свою очередь, могут быть подразделены на клапанно-щелевые, ще- левые с противоположно движущимися поршнями, Рисунок 7.2 – Прямоточные схемы продувки: а – клапанно-щелевая; б – щелевая с противоположно движущимися поршня- ми; в – щелевая двухпоршневая с общей камерой сгорания на два цилиндра a б в 239 щелевые двухпоршневые с общей камерой сгорания на два ци- линдра (рис. 7.2). Фазы газораспределения в двигателях с прямо- точной схемой продувки и золотниковым газораспределением симметричны относительно НМТ поршней. Впускные окна в двигателях с прямоточной схемой продувки закрывают после выпускных окон или выпускного клапана. Показатели процессов газообмена при этом улучшаются как вследствие улучшения очи- стки цилиндра от продуктов сгорания, так и вследствие дозаряд- ки цилиндра и уменьшения перемешивания свежего заряда с продуктами сгорания. Непрямоточные схе- мы продувки подразде- ляются на петлевую с односторонним распо- ложением окон, попе- речную без и с золотни- ком или клапаном на выпуске (рис. 7.3). В двигателях без золотника в выпускном канале вы- пускные окна закрыва- ются после продувоч- ных. Показатели газообмена в двухтактных двигателях с непря- моточными схемами продувки в значительной степени зависят от организации направления движения потоков воздуха в цилиндре, т.е. от формы, направления и расположения впускных и выпуск- ных окон, формы днища поршня. Решаются эти вопросы опыт- ным путем на статических или динамических моделях и уточня- ются уже непосредственно на двигателе. По показателям процессов газообмена двигатели с непрямо- точными схемами продувки заметно уступают двигателям с пря- моточными схемами продувки (табл. 7.1) Установка на выпуске золотников или клапанов несколько улучшает эти показатели. В практике современного двигателестроения находят при- менение почти все рассмотренные выше схемы продувки. Прямо- точные преимущественно используются в быстроходных двига- телях транспортного типа, непрямоточные – в тихоходных судо- вых и стационарных двигателях, в быстроходных двигателях для а б в Рисунок 7.3 – Непрямоточные схемы продувки: а – петлевая; б – поперечная; в – поперечная с золотником на выпуске 240 мототехники, автомобилей. При проектировании двухтактных двигателей конструктивные параметры органов газораспределе- ния принимают по данным двигателей–прототипов, положитель- но зарекомендовавших себя в эксплуатации. Затем конструктив- ные параметры органов газораспределения, фазы газораспреде- ления уточняют по данным расчетных исследований и в процессе доводки рабочих процессов экспериментальных образцов двига- теля. Таблица 7.1 – Показатели процессов газообмена двухтактных двигателей №№ п/п Схемы продувки . . . .Vs 1. Прямоточная 1,1–1,5 0,2–0,6 0,03–010 0,8–0,9 2. Непрямоточная 1,4–2,0 0,4–0,7 0,10–0,15 0,6–0,8 §2. Расчет процессов газообмена в двухтактных двигателях с нагнетателем Расчет процесса свободного выпуска в двухтактных двига- телях отличается от расчета процесса выпуска в четырехтактных двигателях незначительно. Практически сохраняется и блок- схема алгоритма расчета. Конечной целью расчета процесса свободного выпуска в двухтактных двигателях является определение параметров рабо- чего тела в надпоршневой полости к моменту начала открытия впускных окон (точка d на рис. 7.1). Участок свободного выпуска после открытия впускных окон, когда продукты сгорания из над- поршневой полости уходят и через впускные окна (заброс про- дуктов сгорания во впускной канал), обычно относят к расчету процессов продувки. В тихоходных двухтактных двигателях и в быстроходных двухтактных двигателях (n > 3000 мин–1) с относительно корот- кими выпускными каналами, соединяющими цилиндры с выпуск- ным коллектором, газодинамические явления в выпускных кана- 241 лах оказывают относительно незначительное влияние на процес- сы продувки, т.е. давление газов в выпускном канале может быть принято постоянным и равным среднему значению. В быстро- ходных двигателях с длиной выпускного канала, в 2–3 раза пре- восходящей ход поршня, влияние газодинамических явлений в выпускном канале может быть столь значительным, что в опре- деленном диапазоне изменения частот вращения коленчатого ва- ла в выпускном канале возникает разрежение и возможно обес- печить достаточно эффективную продувку надпоршневой полос- ти без нагнетателя. Поэтому в этих случаях необходимо совмест- но решать систему уравнений нестационарных процессов массо- обмена и теплообмена в надпоршневой полости и систему диф- ференциальных уравнений неустановившегося течения газов в выпускном канале. В подобной постановке обычно решаются за- дачи при специальных исследованиях, требующих значительных затрат времени. Для подавляющего большинства инженерных за- дач по оценке выбора конструктивных параметров органов газо- распределения и фаз газораспределения, оценке показателей га- зообмена в двухтактных двигателях влиянием газодинамических явлений в газовоздушных трактах вполне допустимо пренебречь. При этих условиях возможно использовать для расчета процессов газообмена и массообмена в надпоршневой полости на участке свободного выпуска те же зависимости, что и для надпоршневой полости четырехтактного двигателя для участка выпуска (зави- симости (6.32)–(6.36)). Условные обозначения исходных данных и постоянных ве- личин в блок-схеме алгоритма расчета свободного выпуска в двухтактном двигателе должны быть те же, что и в случае четы- рехтактного двигателя (табл. 6.2, рис. 6.7). Та же должна быть и форма представления зависимости эффективной площади про- ходных сечений окон от угла поворота кривошипа .i, т.е. на уча- стке открытия выпускных окон . . . . .. . .. . . .. . . .. . . . . .. . . . . .. . .0,5 . 1.cos 180 в.п в.п 1 в в в в.с 1 в в м i i f i b Si S i f i , (7.1) где .ві – коэффициент расхода для выпускных окон; bв.с – сум- марная ширина выпускных окон, м; Si – текущее перемещение 242 поршня от ВМТ после открытия выпускных окон, м; S1 – зн