Волна сжатия и волна разрежения перемещаются навстречу друг другу относительно газа между ними со скоростью рас- пространения звука С2. После наложения волн сжатия и разреже- ния образуется зона постоянного течения и т.д. Для оценки изменения параметров потока газа у выпускных клапанов (окон) в зависимости от скорости потока газа в момент начала закрытия выпускных клапанов несколько упростим рас- четную схему. Будем предполагать, что в момент начала тормо- жения параметры газа по длине трубы постоянны (р1 = 1,05·105 Па, Т1 = 773 К, к = 1,34), продолжительность закрытия выпуск- ных клапанов меньше, чем промежуток времени от начала тор- можения потока до подхода волны сжатия к выпускным клапа- нам. Тогда изменение скорости газа в волне разрежения, обра- зующейся у выпускного клапана, равно скорости потока газа в момент начала торможения: . . 1 1 1 зт 2 C C к W W . . . . . . (8.41) Скорость звука С3т в газе при параметрах, соответствующих параметрам заторможенного потока, зт 1 2 1 С С к 1W . . . . (8.42) Давление газа за выпускными клапанами, соответствующее заторможенному потоку . . 1 2 3т . 1 зт / 1 к.к р р С С . (8.43) 309 С увеличением скорости потока газа W1 в момент начала торможения давление газа заторможенного потока уменьшается тем в большей мере, чем выше начальная скорость потока. Уменьшается и скорость распространения звука С3т в затормо- женном потоке (8.16). При значениях скорости газового потока в начале торможения, которые могут иметь место в двигателях внутреннего сгорания, разрежение за выпускными клапанами может достигать значительных величин. Например, при скорости потока в начале торможения W1 = 150 м/с и противодавлении на выпуске (давлении среды, в которую происходит выпуск отрабо- тавших газов) рто = 1,05·105 Па, разрежение у клапана составляет 0,329·105 Па (рис. 8.16). Использование газодинамических явлений в выпускных кана- лах двигателей внутреннего сгорания может заметно умень- шить работу выталкивания продуктов сгорания из цилиндра. Мы рассмотрели в основ- ном физику процессов в каналах, граничные условия течения газа. Математическое моделирование газодинамических процессов в каналах двигателя требует сов- местного решения уравнений, определяющих изменение пара- метров в надпоршневой полости и в каналах. Математическая модель в этом случае сложна, громоздка и требует значитель- ных затрат времени и средств на выполнение расчетных исследо- ваний [8, 9]. §5. Влияние газодинамических процессов во впускной и выпускной системах на процессы газообмена в надпоршневой полости В современных четырехтактных двигателях коэффициент наполнения в зависимости от режима работы и уровня оптимиза- Рисунок 8.16 – Изменение степени разрежения и отношения С3т/С1 в зависимости от начальной скорости торможения потока в выпускном канале рзт/р1 рзт/р1, Сзт/С1 Сзт/С1 40 80 120 160 W, м/с 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 310 ции параметров газовоздушных систем двигателя составляет 0,75–0,95, среднее давление насосных потерь – (0,25–1,0)·105 Па. Существенное влияние на уровень показателей газообмена в че- тырехтактных двигателях оказывают газодинамические процессы во впускной и выпускной системах двигателя [8]. Давление газов в надпоршневой полости четырехтактного двигателя в момент начала открытия выпускного клапана при по- вышенных нагрузках значительно выше давления окружающей среды (0,5–0,7 МПа). Поэтому в выпускном канале с открытием выпускного клапана формируется волна сжатия, основание кото- рой перемещается от клапана к глушителю со скоростью звука (рис. 8.12). Скорость потока за волной сжатия может достигать значительной величины (по осциллограмме, представленной на рис. 8.12 – 245 м/с). За волной сжатия формируется волна разре- жения, в которой происходит торможение потока до значений скорости соответствующих расходу газа через выпускной клапан (рис. 8.12). Установка на выпуске каналов с индивидуальным отводом газа из цилиндров определенной длины и диаметра вызывает за- метное понижение давления и в надпоршневой полости на участ- ке выпуска (рис. 8.17). При торможении потока газа в волне раз- режения следующей за волной сжатия в выпускном канале возникает значи- тельное понижение давле- ния, определяющее и дав- ление в надпоршневой по- лости. Максимальное раз- режение в выпускном кана- ле у выпускного клапана, а соответственно и в полости двигателя, будет иметь ме- сто в случае, если продол- жительность закрытия вы- пускного клапана будет меньше, чем промежуток времени от начала тормо- жения потока в волне раз- Рисунок 8.17 – Влияние выпускной системы на изменение давления в надпоршневой полости дизеля 4Ч12/14: 1 – система выпуска с длиной выпускных каналов l . 300 мм, n = 1700 мин-1; 2, 3 – выпускные каналы l = 1500 мм, 2 – n = 1700 мин-1, 3 – n = 1300 мин-1 р, МПа 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 620 720 1 3 2 ., .ПКВ 311 режения до момента подхода к выпускному клапану волны сжа- тия, образовавшейся на выходе из выпускного канала (у глуши- теля шума). В рассматриваемом случае (рис. 8.17) длина выпуск- ного канала (l = 1500 мм) соответствовала максимальному значе- нию разрежения в надпоршневой полости при частоте вращения коленчатого вала n = 1300 мин-1. С увеличением частоты враще- ния коленчатого вала начало торможения потока в выпускном канале смещается по углу поворота кривошипа к ВМТ. Так как при этом площадь проходного сечения выпускного клапана уменьшается, разрежение в надпоршневой полости также умень- шается. Использование газодинамических процессов в выпускных каналах четырехтактного двигателя при соответствующем под- боре длины и диаметра выпускных каналов позволяет несколько уменьшить затраты работы на очистку надпоршневой полости от продуктов сгорания. Влияние газодинамических процессов в вы- пускном канале на коэффициент остаточных газов и коэффици- ент наполнения незначительно. В двухтактных двигателях газодинамические процессы в выпускных каналах, особенно в быстроходных двигателях с не- высоким уровнем давления наддува, оказывают определяющее влияние на степень очистки надпоршневой полости от продуктов сгорания и на ее заполнение свежим зарядом, а соответственно на мощность и экономичность двигателя. Особое внимание выбору параметров выпускных каналов уделяется в двухтактных двига- телях с газотурбинным наддувом для повышения эффективности использования энергии отработавших газов, уменьшения потерь свежего заряда при продувке в возможно более широком диапа- зоне нагрузок и изменения частоты вращения коленчатого вала. Влияние газодинамических процессов во впускных каналах на показатели процессов газообмена двухтактного двигателя значи- тельно меньше, чем газодинамических процессов в выпускных каналах. Определяющими параметрами впускного тракта по влиянию на показатели процессов газообмена в двухтактном дви- гателе являются в основном площадь проходных сечений проду- вочных окон и моменты их открытия и закрытия по отношению к моментам открытия и закрытия выпускных окон. 312 В четырехтактных же двигателях значительное влияние на показатели про- цессов газообмена оказыва- ет не выпускная система, а впускная. Предложены де- сятки схем подвода воздуха (топливовоздушной смеси) к цилиндрам двигателя .8, 9, 10.. Рассмотрим для при- мера влияние схемы подво- да воздуха к цилиндрам (рис. 8.18), длины каналов подвода на изменение ко- эффициента наполнения в зависимости от частоты вращения коленчатого вала дизеля 4Ч12/14 (рис. 8.19). Диаметр клапанов, каналов подвода воздуха 7, профили кулачков распределительно- го вала, фазы газораспреде- ления сохранялись неиз- менными для каждого из вариантов схем впускного коллектора. Сопротивление воздушного фильтра на вхо- де в коллектор 1 имитировалось емкостью 5, объем которой был равен объему воздушного фильтра 4, и дроссельной заслонкой 6 (рис. 8.18). В случае исходной схемы впускной системы (рис. 8.18, а) коэффициент наполнения с увеличением частоты вращения ко- ленчатого вала возрастает до n = 2000 мин-1 (рис. 8.19), что сви- детельствует о завышенном значении для данной схемы подвода воздуха к впускным клапанам фазы запаздывания закрытия впускных клапанов (.4 = 56 .ПКВ). При переходе к схеме кол- лектора с подводом воздуха к каждому цилиндру отдельными Рисунок 8.18 – Схемы впускных систем дизеля 4Ч12/14 (СМД - 14): 1 – впускной коллектор; 2 – впускные клапаны; 3 – тензодатчики давления; 4 – воздухоочиститель; 5, 6 – емкость и воз- душная заслонка имитирующие сопро- тивление воздушного фильтра; 7 – впуск- ной канал; I, II, III, IV – номера цилинд- ров; рs, Ts – давление и температура воз- духа на входе в коллектор; р0,T0 – давле- ние и температура окружающей среды a 3 3 3 3 1 3 1 1 2 2 2 4 5 5 6 6 7 7 р0,Т0 р0,Т0 р0,Т0 рs,Тs рs,Тs рs,Тs 2 IV IV IV IIIIII III II II I I I II в б 313 каналами 7 длиной l . 300 мм (рис. 8.18, б), коэффициент на- полнения с увеличением часто- ты вращения уменьшается. Увеличение длины каналов подвода воздуха к впускным клапанам до 700 мм (рис. 8.18, схема в) изменяет не только характер зависимости коэффи- циента наполнения от частоты вращения коленчатого вала (в сравнении с вариантом, пред- ставленным на рис. 8.18, б), но и увеличивает значения коэффициента наполнения в диапазоне изменения частоты вращения 1300–2000 мин-1 на 6–7 % в сравнении с исходным вариантом (схема а на рис. 8.18). Среднее давление насос- ных потерь при переходе от исходного варианта (схема а на рис. 8.18) впускной системы к варианту схемы впускной системы в (рис. 8.18) увеличилось в этом диапазоне изменения частоты вращения коленчатого вала примерно на 0,1·105 Па. Эта энергия ушла на увеличение кинети- ческой энергии потока во впускных каналах 7 на тактах впуска, увеличение колебания давления и скорости потока в каналах подвода воздуха к впускным клапанам (рис. 8.20). Влияние схемы подвода воздуха к впускным клапанам на изменение коэффициента наполнения в зависимости от частоты вращения коленчатого вала обусловлено изменением газодина- мических процессов в каналах подвода воздуха к впускным кла- панам 7 и во впускном коллекторе 1 (рис. 8.20). При переходе от исходной схемы a к схеме б с короткими индивидуальными кана- лами 7 подвода воздуха к впускным клапанам возросло взаимное влияние газодинамических процессов в каналах подвода воздуха. Это предопределило заметное смещение от НМТ максимальных Рисунок 8.19 – Влияние впускной системы на коэффициент наполнения дизеля 4Ч12/14 (СМД-14) n, мин-1 1400 1600 1800 2000 0,80 0,82 0,84 0,86 0,88 0,90 0,92 0,94 .vs a б в г 314 значений давления воздуха у впускных клапанов по отношению к моментам их закрытия, динамику его изменения, уменьшение до- зарядки цилиндра с увеличением частоты вращения коленчатого вала. В случае схемы в впускной системы (длина впускных кана- лов l = 700 мм) разгон газа в канале подвода воздуха на такте впуска во втором цилиндре частично используется для увеличе- ния скорости потока в этом же канале на такте впуска в первом цилиндре (порядок чередования тактов впуска – 1–3–4–2–1), что предопределяет увеличение давления у впускного клапана перво- го цилиндра (кривая 4 на рис. 8.20). То же явление имеет место и в канале подвода воздуха к впускным клапанам третьего и чет- вертого цилиндров (кривая 5 на рис. 8.20). Сокращение длины впускного коллектора 1 уменьшило также колебания давления на входе во впускной канал, что также несколько увеличило коэф- фициент наполнения. Рисунок 8.20 – Осциллограммы изменения давления воздуха у впускных клапанов и на входе во впускной коллектор дизеля 4Ч12/14 (СМД-14, n = 1700 мин-1): а – схема канала представлена на рис. 8.18, а; б – схема канала представлена на рис. 8.18, б; в – схема канала представлена на рис. 8.18, в; 1 – отметка ВМТ; 2 – атмосферная линия; 3 – отметка времени; 4, 5, 6 – изменение давления воздуха у впускных клапанов I-II, III-IV цилиндров и на входе во впускной коллектор 6 .р.10-5, Па -0,2 -0,2 +0,2 +0,2 -0,2 +0,1 0 0 0 1 1 1 2 2 2 3 3 3 4 4 5 4 5 5 6 6 a б в 315 Возможно также улучшение наполнения надпоршневой по- лости в четырехтактном двигателе и при использовании индиви- дуальных каналов подвода воздуха к впускным клапанам, если исключить взаимное влияние газодинамических процессов в ка- налах. Это достигается увеличением диаметра (объема коллекто- ра 1 на рис. 8.18) или путем подсоединения индивидуальных впускных каналов к общей емкости (воздушному фильтру увели- ченного объема), подбором длины каналов lк. Причем каждому значению частоты вращения коленчатого вала будет соответство- вать определенная длина впускного канала, при которой период свободных колебаний столба воздуха в каналах после закрытия впускных клапанов будет примерно равен полупериоду вынуж- денных (продолжительности такта впуска), 4lк С .180 6n , (8.44) где С . 340 м/с – скорость распространения звука при условиях во впускном канале. Значения коэффициента наполнения при настройке впуск- ной системы зависят также и от фазы закрытия впускных кана- лов. Ряд фирм разработали и поставили на производство двигате- ли с искровым зажиганием, в которых и длина индивидуальных впускных каналов и фазы газораспределения изменяются в зави- симости от частоты вращения коленчатого вала, что значительно усложнило его конструкцию. Практически тот же результат по характеру изменения коэффициента наполнения и его значению в зависимости от частоты вращения коленчатого вала, достигается и при неизменном значении длин впускного канала и неизменной фазе запаздывания закрытия впускного канала, если длина впуск- ного канала соответствует оптимальной по коэффициенту напол- нения для режима максимального крутящего момента, а фаза за- паздывания закрытия впускного клапана – оптимальной при этой длине на режиме максимальной мощности (кривая г на рис. 8.19). Контрольные вопросы и задания 1. Объясните особенности методов моделирования газоди- намических процессов в газовоздушных трактах двигателей. 316 2. Объясните условие резонанса свободных колебаний газа в газовоздушных каналах. 3. Как происходит преобразование волн сжатия и разреже- ния у открытого конца трубы постоянного сечения? 4. Как происходит преобразование волн сжатия и разреже- ния у закрытого конца трубы постоянного сечения? 5. Объясните взаимодействие волн сжатия и разрежения в трубе постоянного сечения. 6. Каков механизм разгона газа от состояния покоя до зна- чений скорости установившегося течения при заданных значени- ях перепада давления в трубе постоянного сечения? 7. Как происходит торможение газа в трубе постоянного се- чения? 8. Оцените возможность образования ударной волны в вы- пускном канале двигателя. 9. Объясните особенности течения газа: . на входе во впускной канал двигателя; . через впускной клапан; . через выпускной клапан. 10. Как влияют параметры впускной системы на процессы газообмена в надпоршневой полости четырехтактного двигателя? 11. Как влияют параметры выпускной системы на процессы газообмена в надпоршневой полости четырехтактного двигателя? 12. Как влияют параметры выпускной системы на процессы газообмена в надпоршневой полости двухтактного двигателя? 13. Обоснуйте возможные пути повышения коэффициента наполнения быстроходного четырехтактного двигателя. 14. Обоснуйте возможные пути снижения насосных потерь в четырехтактном двигателе. Список литературы к главе 8 1. Симсон А.Э. Газотурбинный наддув дизелей. – М.: Маш- гиз, 1964. – 248 с. 2. Симсон А.Э. Исследования газотурбинного наддува теп- ловозных дизелей: Автореф. докт. дисс. – Харьков: ХИИТ, 1970. – 33 с. 317 3. Глаголев Н.М. Рабочие процессы двигателей внутреннего сгорания – М.–К.:Машгиз, 1950. – 481 с. 4. Зельдович Я.Б. Теория ударных волн и введение в газо- динамику. – М.–Л.: Изд-во АН СССР, 1946. – 185 с. 5. Ландау Л.Л., Лифшиц Е.М. Механика сплошных сред. – М.: Изд-во технико-теоретической литературы, 1954. – 788 с. 6. Риман Б. Сочинения – М.–Л.: Гостехиздат, 1948. – 543 с. 7. Рождественский Б.Л., Яненко Н.Н. Системы квазилиней- ных уравнений и их приложения к газовой динамике. – М.: Нау- ка, 1968. – 591 с. 8. Дьяченко В.Г. Газообмен в двигателях внутреннего сго- рания: Учебное пособие. – Киев: УМК ВО, 1989. – 204 с. 9. Назаренко Д.А. Исследование процесса наполнения че- тырехтактного двигателя внутреннего сгорания с газодинами- ческим наддувом: Автореф. канд. дисс. – Харьков: ХИИТ, 1977. – 24 с. 10. Вихерт М.М., Грудский Ю.Т. Конструирование впускных систем быстроходных дизелей. – М.: Машиностроение, 1982. – 150 с. 318 Глава 9 ПРОЦЕСС СЖАТИЯ § 1. Процессы, происходящие в надпоршневой полости при сжатии рабочего тела Действительный процесс сжатия рабочего тела в надпорш- невой полости начинается после закрытия органов газораспреде- ления (40–70 °ПКВ после НМТ в зависимости от особенностей конструкции двигателя и частоты вращения коленчатого вала) и продолжается до начала воспламенения топлива (3–7 °ПКВ до ВМТ в двигателях с воспламенением топлива от сжатия и 0–15° ПКВ до ВМТ в двигателях с искровым зажиганием). Необходи- мость предварительного сжатия рабочего тела в действительном цикле двигателя определяется следующими факторами: . действительная степень сжатия в традиционных ДВС оп- ределяет степень расширения продуктов сгорания после ВМТ, от которой зависит эффективность преобразования теплоты сгорев- шего топлива в механическую работу; . от действительной степени сжатия зависит количество рабочего тела в надпоршневой полости, а соответственно и рабо- та газов за цикл; . наличие предварительного сжатия при соответствующей форме камеры сгорания позволяет создать в надпоршневой по- лости необходимую интенсивность турбулизации рабочего тела, определяющую качество процессов смесеобразования, эффек- тивность сгорания топлива; . величина действительной степени сжатия определяет на- дежность воспламенения топлива в двигателях с воспламенением топлива от сжатия. Надежность воспламенения топлива в двигателях с воспла- менением топлива от сжатия зависит не только от действитель- ной степени сжатия, но и от величины рабочего объема, частоты вращения коленчатого вала, типа, формы и соотношения геомет- рических параметров камеры сгорания, типа системы охлажде- ния, температуры окружающей среды и других факторов. В сов- 319 ременных ДВС из условия надежности воспламенения топлива от сжатия действительная степень сжатия составляет 12–22. В двигателях с искровым зажиганием предельное значение действительной степени сжатия определяется, в основном, дето- национной стойкостью топлива и составляет 7–12 при октановом числе топлива 76–98. В надпоршневой полости ДВС при сжатии происходит из- менение давления и температуры смеси газов как вследствие уменьшения объема надпоршневой полости, так и вследствие теплообмена между смесью газов и стенками надпоршневой по- лости; поступления топлива при впрыскивании, испарения топ- лива с поверхности пленки на стенках надпоршневой полости и с поверхности капель топлива; перемешивания газов и паров топ- лива (гомогенизации топливовоздушной смеси), утечки газов че- рез поршневые кольца [1, 2, 3, 4]. Утечка рабочего тела через поршневые кольца в течение такта сжатия в технически исправ- ном двигателе не превышает 1 %. В эксплуатации с увеличением износов поршневых колец, канавок поршневых колец в поршне, зеркала цилиндра утечки рабочего тела возрастают и при дости- жении утечек, превышающих 5–10 % от потенциального заряда надпоршневой полости, двигатель подлежит ремонту. Испарение топлива с поверхности капель при впрыске в надпоршневую полость или поступивших в надпоршневую по- лость с потоком воздуха через впускной клапан, испарение топ- лива с поверхности пленки на стенках надпоршневой полости также оказывает относительно незначительное влияние на изме- нение давления и температуры рабочего тела в надпоршневой полости. При внешнем смесеобразовании и коэффициенте избыт- ка воздуха . . 1,15, полном испарении цикловой подачи топлива снижение температуры топливовоздушной смеси в течение такта впуска и сжатия не превышает 20 К, объемная доля паров топли- ва в смеси – 1,5 % (табл. 3.1). Более заметное влияние на протекание процесса сжатия ока- зывает теплообмен между рабочим телом и стенками надпоршне- вой полости. В начале такта сжатия температура рабочего тела обычно ниже, чем температура поверхности головки цилиндра (200–350 °С), выпускных клапанов (500–700 °С), днища поршня 320 (240–340 °С), цилиндра (100–300°С). Поэтому теплота от стенок надпоршневой полоти передается рабочему телу (участок а–b на рис. 9.1). Количество теплоты Q2. , сообщаемое рабочему телу от стенок надпоршневой полости на этом участке, пропорционально площади под кривой а–b. Давление смеси газов в надпоршневой полости на участке а–b будет выше, чем в случае адиабатическо- го сжатия рабочего тела в надпоршневой полости от точки а до точки с. (рис. 9.1). Если представить из- менение параметров рабочего тела на участке сжатия по- литропой с перемен- ным показателем сте- пени n (кривая 2), то показатель политро- пы сжатия n на этом участке также будет выше, чем среднее значение показателя адиабаты сжатия кс для интервала темпе- ратуры Та – Тс.. В точке b темпе- ратура рабочего тела достигает значения, при котором подвод теплоты к рабочему телу от элементов по- верхности стенок надпоршневой полости с температурой более высокой, чем температура рабочего тела, будет равен отводу теп- лоты от рабочего тела к элементам поверхности стенок надпорш- невой полости с температурой более низкой, чем температура ра- бочего тела, т.е. тепловые потоки будут равны. Показатель по- Vc Vh V р ра а b V V b c c. c.. c. c c.. b а а 1,2 1,3 1,4 1 2 3 1 2 3 1 2 3 n T Tа Q2. Q2. Q3. S Рисунок 9.1 – Схемы диаграмм процесса сжатия в системе координат р-V и T-S: 1 – адиабатический процесс сжатия реального ра- бочего тела при среднем значении показателя адиабаты сжатия кс в интервале температуры Та – Тс.; 2 – политропический процесс сжатия с отдачей те- плоты Q2. от поверхности стенок надпоршне- вой полости к рабочему телу в начале такта сжатия, а затем с отдачей теплоты Q2. от рабо- чего тела к поверхности стенок; 3 – политропический процесс сжатия с подводом теплоты Q3. от поверхности стенок надпоршне- вой полости к рабочему телу в течение всего такта сжатия 321 литропы в точке b будет равен показателю адиабаты для темпера- туры рабочего тела в этой точке. После точки b отвод теплоты от рабочего тела к поверх- ности стенок надпоршневой полости будет превосходить подвод теплоты к рабочему телу от отдельных элементов поверхности стенок с высокой температурой. Показатель политропы сжатия будет меньше, чем показатель адиабаты. Количество теплоты Q2. , теряемое в стенки надпоршневой полости на этом участке про- порционально площади под кривой b–с (рис. 9.1). Соотношение между количеством теплоты Q2. , передаваемой от стенок над- поршневой полости к рабочему телу и количеством теплоты Q2. , теряемой от рабочего тела в стенки, зависит от диаметра цилинд- ра, частоты вращения коленчатого вала, типа системы охлажде- ния, температуры окружающей среды, давления наддува, нагруз- ки и других факторов. С уменьшением диаметра цилиндра и час- тоты вращения коленчатого вала количество теплоты Q2. , переда- ваемое от стенок надпоршневой полости к рабочему телу, будет увеличиваться. В двигателях с внешним смесеобразованием при повышен- ных частотах вращения коленчатого вала и нагрузках отдача теп- лоты Q3. , от стенок надпоршневой полости к рабочему телу может продолжаться до ВМТ (рис. 9.1). При этом показатель по- литропы будет увеличиваться. Рассмотрим, для примера, особенности протекания процесса сжатия рабочего тела в надпоршневой полости быстроходного двигателя с внешним смесеобразованием с относительно невысо- кой геометрической степенью сжатия (. = 8,5) по осциллограм- мам изменения давления рабочего тела в надпоршневой полости для двух последовательных циклов: с зажиганием (а) и без зажи- гания (б) топливовоздушной смеси (рис. 9.2). Поскольку цикл без зажигания (б) топливовоздушной смеси следовал непосредствен- но за циклом с зажиганием (а) топливовоздушной смеси тепловой режим в надпоршневой полости на участках сжатия был иденти- чен. После НМТ давление рабочего тела в надпоршневой полос- ти плавно нарастает и при выключенном зажигании (б) дос- тигает в ВМТ максимального з начения (абсолютное давление 322 рс . 1,9 МПа). Среднее значение показателя по- литропы сжатия рабоче- го тела nc при условии, что значение давления рабочего тела в НМТ (ра . 0,086 МПа*) и в ВМТ (рс) в условном по- литропическом процессе и в действительном про- цессе одинаковы, при- мерно равно 1,44. Столь высокие значения сред- него показателя полит- ропы сжатия на рас- сматриваемом режиме работы двигателя (n = = 5600 об/мин, ре = 0,71 МПа) обусловлены по- вышенным разрежением в надпоршневой полости в НМТ (0,015 МПа*), предопределяющим до- зарядку надпоршневой полости к моменту закрытия впускного клапана (.4 . 60 °ПКВ после НМТ), и интенсивным подогревом топливовоздушной сме- си от стенок надпоршневой полости. Данному режиму работы двигателя на рис. 9.1 соответствуют кривые 3. В двигателях с разделенной камерой сгорания (вихрекамерные и предкамерные дизели) на такте сжатия имеет место перетекание рабочего тела из надпоршневой полости в дополнительную каме- ру сгорания вследствие перепада давлений между надпоршневой полостью и полостью дополнительной камеры сгорания. Перепад давлений между надпоршневой полостью и полостью дополни- тельной камеры сгорания зависит от отношения площади попе- речного сечения соединительного канала к площади поршня (fк /Fп), отношения объема дополнительной камеры сгорания к сум- НМТ .в .з р, МПа рс 0,3 0,4 0,1 0,2 1 2 б a ВМТ Рисунок 9.2 – Осциллограммы изменения давления в надпоршневой полости карбю- раторного двигателя ВАЗ-2103 при пол- ностью открытой дроссельной заслонке: S/D = 80/76; . = 8,5; n = 5600 об/мин; ре = 0,71 МПа; . = 0,92; .V = 0,81; 1, 2 – отметки электрического разряда на электродах свечи зажигания и ВМТ; a, б – изменения давления в надпоршневой полости в двух последовательных циклах с зажиганием (a) и без зажигания (б) топливовоздушной смеси; 3 – отметка времени (.. = 1 мс) 3 323 марному объему надпоршневой полости и дополнительной каме- ры сгорания (Vк.с /Vс), степени сжатия, скоростного режима рабо- ты двигателя, местных сопротивлений и других факторов. В предкамерных дизелях fк /Fп . 0,01–0,02, Vк.с /Vс = = 0,1–0,3; в вихрекамерных – fк /Fп = 0,02–0,03, Vк.с /Vс = 0,6–0,8. Макси- мального значения перепад давления между полостью над- поршневого объема и полостью дополнительной камеры сгора- ния, а соответственно и максимальная скорость потока в соеди- нительном канале, достигает за 10–20 .ПКВ до ВМТ (рис. 9.3). При этом максимальное давление газов в камере сгорания смеща- ется за ВМТ. С уменьшением частоты вращения коленчатого ва- ла максимальное значение давления газов в надпоршневой по- лости и в камере сгорания будет смещаться к ВМТ. Гидравличе- ские потери в соединительном канале на перетекание в зависимо- сти от частоты вращения коленчатого вала (2000–5000 об/мин) изменяются в пределах 0,01–0,03 МПа. Применение дополнительной камеры сгорания увеличивает площадь поверхности стенок надпоршневого объема (при поло- жении поршня в ВМТ) в предкамерных дизелях на 10–20 %, в вихрекамерных – на 20–30 %. Соответственно возрастают потери теплоты от рабочего тела в стенки надпоршневой по- лости, понижается темпе- ратура и давление рабочего тела в конце такта сжатия (рис. 9.4). Представленные на рис. 9.4 данные опреде- лены по индикаторным диаграммам, снятым элек- тропневматическим инди- катором с клапанным дат- чиком при смещении про- цесса сгорания на такт расширения путем умень- шения угла опережения впрыска топлива. Погрешность опреде- ления давления в надпоршневой полости при этом не превышала 0,005 МПа. Рисунок 9.4 – Изменение давления конца сжатия в дизеле ВАЗ-341 в зависимости от частоты вращения коленчатого вала на режимах прокрутки 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 n.10–3, мин–1 3,4 3,8 4,2 4,6 рс, МПа 324 §2 Моделирование процесса сжатия в двигателях с неразделенными (полуразделенными) камерами сгорания Полуразделенные камеры сгорания используются для ин- тенсификации процессов смесеобразования и сгорания. Дополни- тельную камеру сгорания при этом выполняют в головке цилинд- ра или в днище поршня и ее объем составляет 40–80 процентов от суммарного объема Vс (объема дополнительной камеры сгорания и надпоршневого объема), площадь горловины дополнительной камеры сгорания – 30–70 процентов площади поршня Fп. При этих соотношениях объемов (Vк.с /Vс), площади горловины допол- нительной камеры сгорания и площади поршня (fк /Fп) перепады давлений рабочего тела между надпоршневой полостью и по- лостью камеры сгорания в конце такта сжатия относительно не- большие (. 0,1 МПа). Интенсивность теплообмена (коэффициент теплоотдачи .т или удельный тепловой поток q.) при этом замет- но возрастает вследствие увеличения интенсивности турбулиза- ции рабочего тела только в конце такта сжатия (50–10 .ПКВ до ВМТ) [4]. Поэтому при моделировании изменения давления и температуры рабочего тела на такте сжатия как в ДВС с неразде- ленной камерой сгорания, так и в ДВС с полуразделенной каме- рой сгорания будем исходить из равновесного состояния рабоче- го тела в надпоршневой полости. Из системы уравнений (4.17–4.19) для общего случая массо- обмена и теплообмена в надпоршневой полости [5] применитель- но к процессам в надпоршневой полости на такте сжатия измене- ние давления в надпоршневой полости . . .. . .. . . . . . . . . п т ут 1 1 dV р dQ к dM к Vdp к p , (9.1) где dМут – уменьшение массы рабочего тела в надпоршневой по- лости, обусловленное утечкой рабочего тела через клапаны, поршневые кольца в течение расчетного промежутка времени d. (в технически исправном двигателе эти потери рабочего тела пренебрежимо малы); к – показатель адиабаты ( V к . Ср С ) для реального рабочего тела при значении температуры в начале рас- 325 четного промежутка времени; dQт – потери теплоты от поверх- ности стенок надпоршневой полости к рабочему телу или от ра- бочего тела в стенки надпоршневой полости в течение расчетного промежутка времени; dVп – изменение объема надпоршневой по- лости, обусловленное перемещением поршня в течение расчетно- го промежутка времени. Для конечного значения расчетного промежутка времени .. (конечного значения угла поворота кривошипа .. = 1–5 .ПКВ) давление, температура рабочего тела, количество теплоты, пере- данное от поверхности стенок к рабочему телу или от рабочего тела к поверхности стенок надпоршневой полости в конце рас- четного промежутка времени: pi+1 = pi + . pi; (9.2) M R T p V i i i i 1 1 1 1 . . . . . ; (9.3) Qт (i+1) = Qт i . .Qт i , (9.4) где pi, pi+1 – значения давления в начале и конце расчетного про- межутка времени; R – газовая постоянная для 1 кг рабочего тела. Отдача теплоты .Qт i от поверхности стенок надпоршневой полости к рабочему телу или от рабочего тела в стенки надпорш- невой полости в течение расчетного промежутка времени опре- деляются по зависимости (4.36). Средние за цикл значения тем- пературы Тст j и коэффициента теплоотдачи .т j для отдельных элементов поверхности стенок надпоршневой полости принима- ются по экспериментальным данным или по эмпирическим зави- симостям для подобных двигателей. Если не учитывать влияние утечки рабочего тела dМут через неплотности клапанов и порш- невых колец, теплообмен между рабочим телом и поверхностями надпоршневой полости, то зависимость (9.1) приводится к урав- нению адиабаты в дифференциальной форме с переменным пока- зателем адиабаты к. В двигателях с частотой вращения коленча- того вала свыше 1000 об/мин параметры рабочего тела в конце такта сжатия могут быть определены с погрешностью, не превы- шающей 1–5 % и при неизменном значении показателя адиабаты, соответствующем среднему значению температуры рабочего тела 326 в интервале изменения температуры рабочего тела от начала сжа- тия (от НМТ или момента закрытия органов газораспределения – точка V на рис. 9.1) до конца такта сжатия без воспламенения топливовоздушной смеси (точка с на рис. 9.1): кс рс . ра. (9.5) или с кдс V р р . . . ; (9.6) . .кс .1 Тс Та (9.7) или 1 . . . . с кдс V Т Т , (9.8) где кс, кс. – средние значения показателя адиабаты сжатия в ин- тервале изменения температуры Та – Тс и ТV – Тс. Среднее значение показателя адиабаты сжатия в интервале изменения температуры рабочего тела Та – Тс или ТV – Тс опреде- ляется методом последовательных приближений. Принимаем в первом приближении среднее значение показателя адиабаты сжа- тия кс1 = 1,31–1,36 и определяем температуру рабочего тела в конце такта сжатия 1 1 . .кс1. Тс Та . Затем находим среднее значение показателя адиабаты сжатия во втором приближении в интервале изменения температуры Та–Тс1, 2 1 8314 1 2 a c с t t а b к . . . . , (9.9) где a, b – постоянные коэффициенты в интерполяционных зави- симостях молярной теплоемкости от температуры для опреде- ленного состава рабочего тела в интервале значений температур Та –Тс1. Расчет продолжаем до совпадения последнего значения по- казателя адиабаты сжатия с предыдущим. Более точно значения параметров рабочего тела в конце так- та сжатия могут быть определены, если имеются эксперимен- тальные средние значения показателя политропы сжатия nс для 327 подобного двигателя и подобного режима работы (по частоте вращения коленчатого вала и нагрузке). Принцип построения алгоритма расчета процесса сжатия, примерно, тот же, что и в ранее рассмотренных случаях на участ- ках газообмена. Поскольку протекание процессов в надпоршне- вой полости на участках сжатия, сгорания-расширения непос- редственно не взаимосвязано с процессами газообмена, рацио- нально рассматривать их, начиная с момента закрытия впускных клапанов или окон и до момента начала открытия органов газо- распределения с учетом особенностей протекания процессов сго- рания-расширения. Рассмотрим алгоритм расчета процессов сжатия, сгорания- расширения в разделе 11. §3. Моделирование процесса сжатия в двигателях с разделенными камерами сгорания В ДВС с разделенными камерами сгорания и площадью по- перечного сечения соединительного канала, составляющей 1–3 % от площади поршня, в конце такта сжатия при повышенных час- тотах вращения коленчатого вала имеет место значительный пе- репад давления между надпоршневой полостью и полостью до- полнительной камеры сгорания (рис. 9.3). Поэтому на каждом расчетном шаге необходимо определять изменение параметров состояния и количество рабочего тела для каждой из полостей в отдельности. В начале первого расчетного промежутка времени (в НМТ или в момент закрытия органов газораспределения – точка а или точка V на рис. 9.1) давление рабочего тела в надпоршневой по- лости и полости дополнительной камеры сгорания практически одинаковы, поскольку у НМТ массообмен между полостями бу- дет незначительным, но значения температуры рабочего тела в этих полостях будут существенно различаться. Температура ра- бочего тела в полости камеры сгорания ТVк будет, примерно, рав- на температуре Тr остаточных газов (ТVк . Тr), а в надпоршневой полости температура рабочего тела ТVн будет определяться соот- ношением массы свежего заряда и остаточных газов, подогревом 328 рабочего тела от стенок надпоршневой полости. В каждой из этих полостей в начале каждого из расчетных шагов рабочее тело на- ходится в равновесном состоянии. Изменение давления в течение расчетного промежутка вре- мени в надпоршневой полости . . .. . .. . . . . . . . . п н тн н н н н н н н н 1 1 dV р dQ к dM к V dp к p , (9.10) где рн, Vн, .н, Мн – давление, объем, плотность и масса рабочего тела в надпоршневой полости в начале расчетного шага; кн – по- казатель адиабаты для рабочего тела в надпоршневой полости; dMн – масса рабочего тела, перетекающая из надпоршневой по- лости в камеру сгорания в течение расчетного промежутка вре- мени; dQтн – количество теплоты, сообщаемой рабочему телу или отдаваемой от рабочего тела в течение расчетного промежут- ка времени в надпоршневой полости; dVп – изменение объема надпоршневой полости в течение расчетного промежутка време- ни, обусловленное перемещением поршня. Масса рабочего тела, перетекающая из надпоршневой по- лости в камеру сгорания в течение расчетного промежутка вре- мени, . . . .. . . .. . . . f W d рdM р к к к к 1 нк н н , (9.11) где рк – давление рабочего тела в камере сгорания; . к – коэффи- циент расхода для соединительного канала (. к = 0,7–0,8); fк – площадь поперечного сечения соединительного канала; Wк – ско- рость потока в канале. Количество теплоты, сообщаемой рабочему телу или отда- ваемое рабочим телом в стенки надпоршневой полости, опреде- ляется по зависимости (4.36). Для конечного значения расчетного промежутка времени ..i давление, температура и количество рабочего тела в надпоршне- вой полости в конце расчетного промежутка времени: pн(i+1) = pнi + . pнi ; Мн(i+1) = Мнi – . Мн i; 329 M R p V T i i i i н( 1) н( 1) н( 1) н( 1) . . . . . . Количество тепла, сообщенное рабочему телу или отданное от рабочего тела в стенки надпоршневой полости к концу расчет- ного участка: Qтн(i+1) = Qтнi + .Qтнi , Изменение давления в течение этого же бесконечно малог
Волна сжатия и волна разрежения перемещаются навстречу друг другу относительно газа между ними со скоростью рас- пространения звука С2. После наложения волн сжатия и разреже- ния образуется зона постоянного течения и т.д. Для оценки изменения параметров потока газа у выпускных клапанов (окон) в зависимости от скорости потока газа в момент начала закрытия выпускных клапанов несколько упростим рас- четную схему. Будем предполагать, что в момент начала тормо- жения параметры газа по длине трубы постоянны (р1 = 1,05·105 Па, Т1 = 773 К, к = 1,34), продолжительность закрытия выпуск- ных клапанов меньше, чем промежуток времени от начала тор- можения потока до подхода волны сжатия к выпускным клапа- нам. Тогда изменение скорости газа в волне разрежения, обра- зующейся у выпускного клапана, равно скорости потока газа в момент начала торможения: . . 1 1 1 зт 2 C C к W W . . . . . . (8.41) Скорость звука С3т в газе при параметрах, соответствующих параметрам заторможенного потока, зт 1 2 1 С С к 1W . . . . (8.42) Давление газа за выпускными клапанами, соответствующее заторможенному потоку . . 1 2 3т . 1 зт / 1 к.к р р С С . (8.43) 309 С увеличением скорости потока газа W1 в момент начала торможения давление газа заторможенного потока уменьшается тем в большей мере, чем выше начальная скорость потока. Уменьшается и скорость распространения звука С3т в затормо- женном потоке (8.16). При значениях скорости газового потока в начале торможения, которые могут иметь место в двигателях внутреннего сгорания, разрежение за выпускными клапанами может достигать значительных величин. Например, при скорости потока в начале торможения W1 = 150 м/с и противодавлении на выпуске (давлении среды, в которую происходит выпуск отрабо- тавших газов) рто = 1,05·105 Па, разрежение у клапана составляет 0,329·105 Па (рис. 8.16). Использование газодинамических явлений в выпускных кана- лах двигателей внутреннего сгорания может заметно умень- шить работу выталкивания продуктов сгорания из цилиндра. Мы рассмотрели в основ- ном физику процессов в каналах, граничные условия течения газа. Математическое моделирование газодинамических процессов в каналах двигателя требует сов- местного решения уравнений, определяющих изменение пара- метров в надпоршневой полости и в каналах. Математическая модель в этом случае сложна, громоздка и требует значитель- ных затрат времени и средств на выполнение расчетных исследо- ваний [8, 9]. §5. Влияние газодинамических процессов во впускной и выпускной системах на процессы газообмена в надпоршневой полости В современных четырехтактных двигателях коэффициент наполнения в зависимости от режима работы и уровня оптимиза- Рисунок 8.16 – Изменение степени разрежения и отношения С3т/С1 в зависимости от начальной скорости торможения потока в выпускном канале рзт/р1 рзт/р1, Сзт/С1 Сзт/С1 40 80 120 160 W, м/с 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 310 ции параметров газовоздушных систем двигателя составляет 0,75–0,95, среднее давление насосных потерь – (0,25–1,0)·105 Па. Существенное влияние на уровень показателей газообмена в че- тырехтактных двигателях оказывают газодинамические процессы во впускной и выпускной системах двигателя [8]. Давление газов в надпоршневой полости четырехтактного двигателя в момент начала открытия выпускного клапана при по- вышенных нагрузках значительно выше давления окружающей среды (0,5–0,7 МПа). Поэтому в выпускном канале с открытием выпускного клапана формируется волна сжатия, основание кото- рой перемещается от клапана к глушителю со скоростью звука (рис. 8.12). Скорость потока за волной сжатия может достигать значительной величины (по осциллограмме, представленной на рис. 8.12 – 245 м/с). За волной сжатия формируется волна разре- жения, в которой происходит торможение потока до значений скорости соответствующих расходу газа через выпускной клапан (рис. 8.12). Установка на выпуске каналов с индивидуальным отводом газа из цилиндров определенной длины и диаметра вызывает за- метное понижение давления и в надпоршневой полости на участ- ке выпуска (рис. 8.17). При торможении потока газа в волне раз- режения следующей за волной сжатия в выпускном канале возникает значи- тельное понижение давле- ния, определяющее и дав- ление в надпоршневой по- лости. Максимальное раз- режение в выпускном кана- ле у выпускного клапана, а соответственно и в полости двигателя, будет иметь ме- сто в случае, если продол- жительность закрытия вы- пускного клапана будет меньше, чем промежуток времени от начала тормо- жения потока в волне раз- Рисунок 8.17 – Влияние выпускной системы на изменение давления в надпоршневой полости дизеля 4Ч12/14: 1 – система выпуска с длиной выпускных каналов l . 300 мм, n = 1700 мин-1; 2, 3 – выпускные каналы l = 1500 мм, 2 – n = 1700 мин-1, 3 – n = 1300 мин-1 р, МПа 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 620 720 1 3 2 ., .ПКВ 311 режения до момента подхода к выпускному клапану волны сжа- тия, образовавшейся на выходе из выпускного канала (у глуши- теля шума). В рассматриваемом случае (рис. 8.17) длина выпуск- ного канала (l = 1500 мм) соответствовала максимальному значе- нию разрежения в надпоршневой полости при частоте вращения коленчатого вала n = 1300 мин-1. С увеличением частоты враще- ния коленчатого вала начало торможения потока в выпускном канале смещается по углу поворота кривошипа к ВМТ. Так как при этом площадь проходного сечения выпускного клапана уменьшается, разрежение в надпоршневой полости также умень- шается. Использование газодинамических процессов в выпускных каналах четырехтактного двигателя при соответствующем под- боре длины и диаметра выпускных каналов позволяет несколько уменьшить затраты работы на очистку надпоршневой полости от продуктов сгорания. Влияние газодинамических процессов в вы- пускном канале на коэффициент остаточных газов и коэффици- ент наполнения незначительно. В двухтактных двигателях газодинамические процессы в выпускных каналах, особенно в быстроходных двигателях с не- высоким уровнем давления наддува, оказывают определяющее влияние на степень очистки надпоршневой полости от продуктов сгорания и на ее заполнение свежим зарядом, а соответственно на мощность и экономичность двигателя. Особое внимание выбору параметров выпускных каналов уделяется в двухтактных двига- телях с газотурбинным наддувом для повышения эффективности использования энергии отработавших газов, уменьшения потерь свежего заряда при продувке в возможно более широком диапа- зоне нагрузок и изменения частоты вращения коленчатого вала. Влияние газодинамических процессов во впускных каналах на показатели процессов газообмена двухтактного двигателя значи- тельно меньше, чем газодинамических процессов в выпускных каналах. Определяющими параметрами впускного тракта по влиянию на показатели процессов газообмена в двухтактном дви- гателе являются в основном площадь проходных сечений проду- вочных окон и моменты их открытия и закрытия по отношению к моментам открытия и закрытия выпускных окон. 312 В четырехтактных же двигателях значительное влияние на показатели про- цессов газообмена оказыва- ет не выпускная система, а впускная. Предложены де- сятки схем подвода воздуха (топливовоздушной смеси) к цилиндрам двигателя .8, 9, 10.. Рассмотрим для при- мера влияние схемы подво- да воздуха к цилиндрам (рис. 8.18), длины каналов подвода на изменение ко- эффициента наполнения в зависимости от частоты вращения коленчатого вала дизеля 4Ч12/14 (рис. 8.19). Диаметр клапанов, каналов подвода воздуха 7, профили кулачков распределительно- го вала, фазы газораспреде- ления сохранялись неиз- менными для каждого из вариантов схем впускного коллектора. Сопротивление воздушного фильтра на вхо- де в коллектор 1 имитировалось емкостью 5, объем которой был равен объему воздушного фильтра 4, и дроссельной заслонкой 6 (рис. 8.18). В случае исходной схемы впускной системы (рис. 8.18, а) коэффициент наполнения с увеличением частоты вращения ко- ленчатого вала возрастает до n = 2000 мин-1 (рис. 8.19), что сви- детельствует о завышенном значении для данной схемы подвода воздуха к впускным клапанам фазы запаздывания закрытия впускных клапанов (.4 = 56 .ПКВ). При переходе к схеме кол- лектора с подводом воздуха к каждому цилиндру отдельными Рисунок 8.18 – Схемы впускных систем дизеля 4Ч12/14 (СМД - 14): 1 – впускной коллектор; 2 – впускные клапаны; 3 – тензодатчики давления; 4 – воздухоочиститель; 5, 6 – емкость и воз- душная заслонка имитирующие сопро- тивление воздушного фильтра; 7 – впуск- ной канал; I, II, III, IV – номера цилинд- ров; рs, Ts – давление и температура воз- духа на входе в коллектор; р0,T0 – давле- ние и температура окружающей среды a 3 3 3 3 1 3 1 1 2 2 2 4 5 5 6 6 7 7 р0,Т0 р0,Т0 р0,Т0 рs,Тs рs,Тs рs,Тs 2 IV IV IV IIIIII III II II I I I II в б 313 каналами 7 длиной l . 300 мм (рис. 8.18, б), коэффициент на- полнения с увеличением часто- ты вращения уменьшается. Увеличение длины каналов подвода воздуха к впускным клапанам до 700 мм (рис. 8.18, схема в) изменяет не только характер зависимости коэффи- циента наполнения от частоты вращения коленчатого вала (в сравнении с вариантом, пред- ставленным на рис. 8.18, б), но и увеличивает значения коэффициента наполнения в диапазоне изменения частоты вращения 1300–2000 мин-1 на 6–7 % в сравнении с исходным вариантом (схема а на рис. 8.18). Среднее давление насос- ных потерь при переходе от исходного варианта (схема а на рис. 8.18) впускной системы к варианту схемы впускной системы в (рис. 8.18) увеличилось в этом диапазоне изменения частоты вращения коленчатого вала примерно на 0,1·105 Па. Эта энергия ушла на увеличение кинети- ческой энергии потока во впускных каналах 7 на тактах впуска, увеличение колебания давления и скорости потока в каналах подвода воздуха к впускным клапанам (рис. 8.20). Влияние схемы подвода воздуха к впускным клапанам на изменение коэффициента наполнения в зависимости от частоты вращения коленчатого вала обусловлено изменением газодина- мических процессов в каналах подвода воздуха к впускным кла- панам 7 и во впускном коллекторе 1 (рис. 8.20). При переходе от исходной схемы a к схеме б с короткими индивидуальными кана- лами 7 подвода воздуха к впускным клапанам возросло взаимное влияние газодинамических процессов в каналах подвода воздуха. Это предопределило заметное смещение от НМТ максимальных Рисунок 8.19 – Влияние впускной системы на коэффициент наполнения дизеля 4Ч12/14 (СМД-14) n, мин-1 1400 1600 1800 2000 0,80 0,82 0,84 0,86 0,88 0,90 0,92 0,94 .vs a б в г 314 значений давления воздуха у впускных клапанов по отношению к моментам их закрытия, динамику его изменения, уменьшение до- зарядки цилиндра с увеличением частоты вращения коленчатого вала. В случае схемы в впускной системы (длина впускных кана- лов l = 700 мм) разгон газа в канале подвода воздуха на такте впуска во втором цилиндре частично используется для увеличе- ния скорости потока в этом же канале на такте впуска в первом цилиндре (порядок чередования тактов впуска – 1–3–4–2–1), что предопределяет увеличение давления у впускного клапана перво- го цилиндра (кривая 4 на рис. 8.20). То же явление имеет место и в канале подвода воздуха к впускным клапанам третьего и чет- вертого цилиндров (кривая 5 на рис. 8.20). Сокращение длины впускного коллектора 1 уменьшило также колебания давления на входе во впускной канал, что также несколько увеличило коэф- фициент наполнения. Рисунок 8.20 – Осциллограммы изменения давления воздуха у впускных клапанов и на входе во впускной коллектор дизеля 4Ч12/14 (СМД-14, n = 1700 мин-1): а – схема канала представлена на рис. 8.18, а; б – схема канала представлена на рис. 8.18, б; в – схема канала представлена на рис. 8.18, в; 1 – отметка ВМТ; 2 – атмосферная линия; 3 – отметка времени; 4, 5, 6 – изменение давления воздуха у впускных клапанов I-II, III-IV цилиндров и на входе во впускной коллектор 6 .р.10-5, Па -0,2 -0,2 +0,2 +0,2 -0,2 +0,1 0 0 0 1 1 1 2 2 2 3 3 3 4 4 5 4 5 5 6 6 a б в 315 Возможно также улучшение наполнения надпоршневой по- лости в четырехтактном двигателе и при использовании индиви- дуальных каналов подвода воздуха к впускным клапанам, если исключить взаимное влияние газодинамических процессов в ка- налах. Это достигается увеличением диаметра (объема коллекто- ра 1 на рис. 8.18) или путем подсоединения индивидуальных впускных каналов к общей емкости (воздушному фильтру увели- ченного объема), подбором длины каналов lк. Причем каждому значению частоты вращения коленчатого вала будет соответство- вать определенная длина впускного канала, при которой период свободных колебаний столба воздуха в каналах после закрытия впускных клапанов будет примерно равен полупериоду вынуж- денных (продолжительности такта впуска), 4lк С .180 6n , (8.44) где С . 340 м/с – скорость распространения звука при условиях во впускном канале. Значения коэффициента наполнения при настройке впуск- ной системы зависят также и от фазы закрытия впускных кана- лов. Ряд фирм разработали и поставили на производство двигате- ли с искровым зажиганием, в которых и длина индивидуальных впускных каналов и фазы газораспределения изменяются в зави- симости от частоты вращения коленчатого вала, что значительно усложнило его конструкцию. Практически тот же результат по характеру изменения коэффициента наполнения и его значению в зависимости от частоты вращения коленчатого вала, достигается и при неизменном значении длин впускного канала и неизменной фазе запаздывания закрытия впускного канала, если длина впуск- ного канала соответствует оптимальной по коэффициенту напол- нения для режима максимального крутящего момента, а фаза за- паздывания закрытия впускного клапана – оптимальной при этой длине на режиме максимальной мощности (кривая г на рис. 8.19). Контрольные вопросы и задания 1. Объясните особенности методов моделирования газоди- намических процессов в газовоздушных трактах двигателей. 316 2. Объясните условие резонанса свободных колебаний газа в газовоздушных каналах. 3. Как происходит преобразование волн сжатия и разреже- ния у открытого конца трубы постоянного сечения? 4. Как происходит преобразование волн сжатия и разреже- ния у закрытого конца трубы постоянного сечения? 5. Объясните взаимодействие волн сжатия и разрежения в трубе постоянного сечения. 6. Каков механизм разгона газа от состояния покоя до зна- чений скорости установившегося течения при заданных значени- ях перепада давления в трубе постоянного сечения? 7. Как происходит торможение газа в трубе постоянного се- чения? 8. Оцените возможность образования ударной волны в вы- пускном канале двигателя. 9. Объясните особенности течения газа: . на входе во впускной канал двигателя; . через впускной клапан; . через выпускной клапан. 10. Как влияют параметры впускной системы на процессы газообмена в надпоршневой полости четырехтактного двигателя? 11. Как влияют параметры выпускной системы на процессы газообмена в надпоршневой полости четырехтактного двигателя? 12. Как влияют параметры выпускной системы на процессы газообмена в надпоршневой полости двухтактного двигателя? 13. Обоснуйте возможные пути повышения коэффициента наполнения быстроходного четырехтактного двигателя. 14. Обоснуйте возможные пути снижения насосных потерь в четырехтактном двигателе. Список литературы к главе 8 1. Симсон А.Э. Газотурбинный наддув дизелей. – М.: Маш- гиз, 1964. – 248 с. 2. Симсон А.Э. Исследования газотурбинного наддува теп- ловозных дизелей: Автореф. докт. дисс. – Харьков: ХИИТ, 1970. – 33 с. 317 3. Глаголев Н.М. Рабочие процессы двигателей внутреннего сгорания – М.–К.:Машгиз, 1950. – 481 с. 4. Зельдович Я.Б. Теория ударных волн и введение в газо- динамику. – М.–Л.: Изд-во АН СССР, 1946. – 185 с. 5. Ландау Л.Л., Лифшиц Е.М. Механика сплошных сред. – М.: Изд-во технико-теоретической литературы, 1954. – 788 с. 6. Риман Б. Сочинения – М.–Л.: Гостехиздат, 1948. – 543 с. 7. Рождественский Б.Л., Яненко Н.Н. Системы квазилиней- ных уравнений и их приложения к газовой динамике. – М.: Нау- ка, 1968. – 591 с. 8. Дьяченко В.Г. Газообмен в двигателях внутреннего сго- рания: Учебное пособие. – Киев: УМК ВО, 1989. – 204 с. 9. Назаренко Д.А. Исследование процесса наполнения че- тырехтактного двигателя внутреннего сгорания с газодинами- ческим наддувом: Автореф. канд. дисс. – Харьков: ХИИТ, 1977. – 24 с. 10. Вихерт М.М., Грудский Ю.Т. Конструирование впускных систем быстроходных дизелей. – М.: Машиностроение, 1982. – 150 с. 318 Глава 9 ПРОЦЕСС СЖАТИЯ § 1. Процессы, происходящие в надпоршневой полости при сжатии рабочего тела Действительный процесс сжатия рабочего тела в надпорш- невой полости начинается после закрытия органов газораспреде- ления (40–70 °ПКВ после НМТ в зависимости от особенностей конструкции двигателя и частоты вращения коленчатого вала) и продолжается до начала воспламенения топлива (3–7 °ПКВ до ВМТ в двигателях с воспламенением топлива от сжатия и 0–15° ПКВ до ВМТ в двигателях с искровым зажиганием). Необходи- мость предварительного сжатия рабочего тела в действительном цикле двигателя определяется следующими факторами: . действительная степень сжатия в традиционных ДВС оп- ределяет степень расширения продуктов сгорания после ВМТ, от которой зависит эффективность преобразования теплоты сгорев- шего топлива в механическую работу; . от действительной степени сжатия зависит количество рабочего тела в надпоршневой полости, а соответственно и рабо- та газов за цикл; . наличие предварительного сжатия при соответствующей форме камеры сгорания позволяет создать в надпоршневой по- лости необходимую интенсивность турбулизации рабочего тела, определяющую качество процессов смесеобразования, эффек- тивность сгорания топлива; . величина действительной степени сжатия определяет на- дежность воспламенения топлива в двигателях с воспламенением топлива от сжатия. Надежность воспламенения топлива в двигателях с воспла- менением топлива от сжатия зависит не только от действитель- ной степени сжатия, но и от величины рабочего объема, частоты вращения коленчатого вала, типа, формы и соотношения геомет- рических параметров камеры сгорания, типа системы охлажде- ния, температуры окружающей среды и других факторов. В сов- 319 ременных ДВС из условия надежности воспламенения топлива от сжатия действительная степень сжатия составляет 12–22. В двигателях с искровым зажиганием предельное значение действительной степени сжатия определяется, в основном, дето- национной стойкостью топлива и составляет 7–12 при октановом числе топлива 76–98. В надпоршневой полости ДВС при сжатии происходит из- менение давления и температуры смеси газов как вследствие уменьшения объема надпоршневой полости, так и вследствие теплообмена между смесью газов и стенками надпоршневой по- лости; поступления топлива при впрыскивании, испарения топ- лива с поверхности пленки на стенках надпоршневой полости и с поверхности капель топлива; перемешивания газов и паров топ- лива (гомогенизации топливовоздушной смеси), утечки газов че- рез поршневые кольца [1, 2, 3, 4]. Утечка рабочего тела через поршневые кольца в течение такта сжатия в технически исправ- ном двигателе не превышает 1 %. В эксплуатации с увеличением износов поршневых колец, канавок поршневых колец в поршне, зеркала цилиндра утечки рабочего тела возрастают и при дости- жении утечек, превышающих 5–10 % от потенциального заряда надпоршневой полости, двигатель подлежит ремонту. Испарение топлива с поверхности капель при впрыске в надпоршневую полость или поступивших в надпоршневую по- лость с потоком воздуха через впускной клапан, испарение топ- лива с поверхности пленки на стенках надпоршневой полости также оказывает относительно незначительное влияние на изме- нение давления и температуры рабочего тела в надпоршневой полости. При внешнем смесеобразовании и коэффициенте избыт- ка воздуха . . 1,15, полном испарении цикловой подачи топлива снижение температуры топливовоздушной смеси в течение такта впуска и сжатия не превышает 20 К, объемная доля паров топли- ва в смеси – 1,5 % (табл. 3.1). Более заметное влияние на протекание процесса сжатия ока- зывает теплообмен между рабочим телом и стенками надпоршне- вой полости. В начале такта сжатия температура рабочего тела обычно ниже, чем температура поверхности головки цилиндра (200–350 °С), выпускных клапанов (500–700 °С), днища поршня 320 (240–340 °С), цилиндра (100–300°С). Поэтому теплота от стенок надпоршневой полоти передается рабочему телу (участок а–b на рис. 9.1). Количество теплоты Q2. , сообщаемое рабочему телу от стенок надпоршневой полости на этом участке, пропорционально площади под кривой а–b. Давление смеси газов в надпоршневой полости на участке а–b будет выше, чем в случае адиабатическо- го сжатия рабочего тела в надпоршневой полости от точки а до точки с. (рис. 9.1). Если представить из- менение параметров рабочего тела на участке сжатия по- литропой с перемен- ным показателем сте- пени n (кривая 2), то показатель политро- пы сжатия n на этом участке также будет выше, чем среднее значение показателя адиабаты сжатия кс для интервала темпе- ратуры Та – Тс.. В точке b темпе- ратура рабочего тела достигает значения, при котором подвод теплоты к рабочему телу от элементов по- верхности стенок надпоршневой полости с температурой более высокой, чем температура рабочего тела, будет равен отводу теп- лоты от рабочего тела к элементам поверхности стенок надпорш- невой полости с температурой более низкой, чем температура ра- бочего тела, т.е. тепловые потоки будут равны. Показатель по- Vc Vh V р ра а b V V b c c. c.. c. c c.. b а а 1,2 1,3 1,4 1 2 3 1 2 3 1 2 3 n T Tа Q2. Q2. Q3. S Рисунок 9.1 – Схемы диаграмм процесса сжатия в системе координат р-V и T-S: 1 – адиабатический процесс сжатия реального ра- бочего тела при среднем значении показателя адиабаты сжатия кс в интервале температуры Та – Тс.; 2 – политропический процесс сжатия с отдачей те- плоты Q2. от поверхности стенок надпоршне- вой полости к рабочему телу в начале такта сжатия, а затем с отдачей теплоты Q2. от рабо- чего тела к поверхности стенок; 3 – политропический процесс сжатия с подводом теплоты Q3. от поверхности стенок надпоршне- вой полости к рабочему телу в течение всего такта сжатия 321 литропы в точке b будет равен показателю адиабаты для темпера- туры рабочего тела в этой точке. После точки b отвод теплоты от рабочего тела к поверх- ности стенок надпоршневой полости будет превосходить подвод теплоты к рабочему телу от отдельных элементов поверхности стенок с высокой температурой. Показатель политропы сжатия будет меньше, чем показатель адиабаты. Количество теплоты Q2. , теряемое в стенки надпоршневой полости на этом участке про- порционально площади под кривой b–с (рис. 9.1). Соотношение между количеством теплоты Q2. , передаваемой от стенок над- поршневой полости к рабочему телу и количеством теплоты Q2. , теряемой от рабочего тела в стенки, зависит от диаметра цилинд- ра, частоты вращения коленчатого вала, типа системы охлажде- ния, температуры окружающей среды, давления наддува, нагруз- ки и других факторов. С уменьшением диаметра цилиндра и час- тоты вращения коленчатого вала количество теплоты Q2. , переда- ваемое от стенок надпоршневой полости к рабочему телу, будет увеличиваться. В двигателях с внешним смесеобразованием при повышен- ных частотах вращения коленчатого вала и нагрузках отдача теп- лоты Q3. , от стенок надпоршневой полости к рабочему телу может продолжаться до ВМТ (рис. 9.1). При этом показатель по- литропы будет увеличиваться. Рассмотрим, для примера, особенности протекания процесса сжатия рабочего тела в надпоршневой полости быстроходного двигателя с внешним смесеобразованием с относительно невысо- кой геометрической степенью сжатия (. = 8,5) по осциллограм- мам изменения давления рабочего тела в надпоршневой полости для двух последовательных циклов: с зажиганием (а) и без зажи- гания (б) топливовоздушной смеси (рис. 9.2). Поскольку цикл без зажигания (б) топливовоздушной смеси следовал непосредствен- но за циклом с зажиганием (а) топливовоздушной смеси тепловой режим в надпоршневой полости на участках сжатия был иденти- чен. После НМТ давление рабочего тела в надпоршневой полос- ти плавно нарастает и при выключенном зажигании (б) дос- тигает в ВМТ максимального з начения (абсолютное давление 322 рс . 1,9 МПа). Среднее значение показателя по- литропы сжатия рабоче- го тела nc при условии, что значение давления рабочего тела в НМТ (ра . 0,086 МПа*) и в ВМТ (рс) в условном по- литропическом процессе и в действительном про- цессе одинаковы, при- мерно равно 1,44. Столь высокие значения сред- него показателя полит- ропы сжатия на рас- сматриваемом режиме работы двигателя (n = = 5600 об/мин, ре = 0,71 МПа) обусловлены по- вышенным разрежением в надпоршневой полости в НМТ (0,015 МПа*), предопределяющим до- зарядку надпоршневой полости к моменту закрытия впускного клапана (.4 . 60 °ПКВ после НМТ), и интенсивным подогревом топливовоздушной сме- си от стенок надпоршневой полости. Данному режиму работы двигателя на рис. 9.1 соответствуют кривые 3. В двигателях с разделенной камерой сгорания (вихрекамерные и предкамерные дизели) на такте сжатия имеет место перетекание рабочего тела из надпоршневой полости в дополнительную каме- ру сгорания вследствие перепада давлений между надпоршневой полостью и полостью дополнительной камеры сгорания. Перепад давлений между надпоршневой полостью и полостью дополни- тельной камеры сгорания зависит от отношения площади попе- речного сечения соединительного канала к площади поршня (fк /Fп), отношения объема дополнительной камеры сгорания к сум- НМТ .в .з р, МПа рс 0,3 0,4 0,1 0,2 1 2 б a ВМТ Рисунок 9.2 – Осциллограммы изменения давления в надпоршневой полости карбю- раторного двигателя ВАЗ-2103 при пол- ностью открытой дроссельной заслонке: S/D = 80/76; . = 8,5; n = 5600 об/мин; ре = 0,71 МПа; . = 0,92; .V = 0,81; 1, 2 – отметки электрического разряда на электродах свечи зажигания и ВМТ; a, б – изменения давления в надпоршневой полости в двух последовательных циклах с зажиганием (a) и без зажигания (б) топливовоздушной смеси; 3 – отметка времени (.. = 1 мс) 3 323 марному объему надпоршневой полости и дополнительной каме- ры сгорания (Vк.с /Vс), степени сжатия, скоростного режима рабо- ты двигателя, местных сопротивлений и других факторов. В предкамерных дизелях fк /Fп . 0,01–0,02, Vк.с /Vс = = 0,1–0,3; в вихрекамерных – fк /Fп = 0,02–0,03, Vк.с /Vс = 0,6–0,8. Макси- мального значения перепад давления между полостью над- поршневого объема и полостью дополнительной камеры сгора- ния, а соответственно и максимальная скорость потока в соеди- нительном канале, достигает за 10–20 .ПКВ до ВМТ (рис. 9.3). При этом максимальное давление газов в камере сгорания смеща- ется за ВМТ. С уменьшением частоты вращения коленчатого ва- ла максимальное значение давления газов в надпоршневой по- лости и в камере сгорания будет смещаться к ВМТ. Гидравличе- ские потери в соединительном канале на перетекание в зависимо- сти от частоты вращения коленчатого вала (2000–5000 об/мин) изменяются в пределах 0,01–0,03 МПа. Применение дополнительной камеры сгорания увеличивает площадь поверхности стенок надпоршневого объема (при поло- жении поршня в ВМТ) в предкамерных дизелях на 10–20 %, в вихрекамерных – на 20–30 %. Соответственно возрастают потери теплоты от рабочего тела в стенки надпоршневой по- лости, понижается темпе- ратура и давление рабочего тела в конце такта сжатия (рис. 9.4). Представленные на рис. 9.4 данные опреде- лены по индикаторным диаграммам, снятым элек- тропневматическим инди- катором с клапанным дат- чиком при смещении про- цесса сгорания на такт расширения путем умень- шения угла опережения впрыска топлива. Погрешность опреде- ления давления в надпоршневой полости при этом не превышала 0,005 МПа. Рисунок 9.4 – Изменение давления конца сжатия в дизеле ВАЗ-341 в зависимости от частоты вращения коленчатого вала на режимах прокрутки 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 n.10–3, мин–1 3,4 3,8 4,2 4,6 рс, МПа 324 §2 Моделирование процесса сжатия в двигателях с неразделенными (полуразделенными) камерами сгорания Полуразделенные камеры сгорания используются для ин- тенсификации процессов смесеобразования и сгорания. Дополни- тельную камеру сгорания при этом выполняют в головке цилинд- ра или в днище поршня и ее объем составляет 40–80 процентов от суммарного объема Vс (объема дополнительной камеры сгорания и надпоршневого объема), площадь горловины дополнительной камеры сгорания – 30–70 процентов площади поршня Fп. При этих соотношениях объемов (Vк.с /Vс), площади горловины допол- нительной камеры сгорания и площади поршня (fк /Fп) перепады давлений рабочего тела между надпоршневой полостью и по- лостью камеры сгорания в конце такта сжатия относительно не- большие (. 0,1 МПа). Интенсивность теплообмена (коэффициент теплоотдачи .т или удельный тепловой поток q.) при этом замет- но возрастает вследствие увеличения интенсивности турбулиза- ции рабочего тела только в конце такта сжатия (50–10 .ПКВ до ВМТ) [4]. Поэтому при моделировании изменения давления и температуры рабочего тела на такте сжатия как в ДВС с неразде- ленной камерой сгорания, так и в ДВС с полуразделенной каме- рой сгорания будем исходить из равновесного состояния рабоче- го тела в надпоршневой полости. Из системы уравнений (4.17–4.19) для общего случая массо- обмена и теплообмена в надпоршневой полости [5] применитель- но к процессам в надпоршневой полости на такте сжатия измене- ние давления в надпоршневой полости . . .. . .. . . . . . . . . п т ут 1 1 dV р dQ к dM к Vdp к p , (9.1) где dМут – уменьшение массы рабочего тела в надпоршневой по- лости, обусловленное утечкой рабочего тела через клапаны, поршневые кольца в течение расчетного промежутка времени d. (в технически исправном двигателе эти потери рабочего тела пренебрежимо малы); к – показатель адиабаты ( V к . Ср С ) для реального рабочего тела при значении температуры в начале рас- 325 четного промежутка времени; dQт – потери теплоты от поверх- ности стенок надпоршневой полости к рабочему телу или от ра- бочего тела в стенки надпоршневой полости в течение расчетного промежутка времени; dVп – изменение объема надпоршневой по- лости, обусловленное перемещением поршня в течение расчетно- го промежутка времени. Для конечного значения расчетного промежутка времени .. (конечного значения угла поворота кривошипа .. = 1–5 .ПКВ) давление, температура рабочего тела, количество теплоты, пере- данное от поверхности стенок к рабочему телу или от рабочего тела к поверхности стенок надпоршневой полости в конце рас- четного промежутка времени: pi+1 = pi + . pi; (9.2) M R T p V i i i i 1 1 1 1 . . . . . ; (9.3) Qт (i+1) = Qт i . .Qт i , (9.4) где pi, pi+1 – значения давления в начале и конце расчетного про- межутка времени; R – газовая постоянная для 1 кг рабочего тела. Отдача теплоты .Qт i от поверхности стенок надпоршневой полости к рабочему телу или от рабочего тела в стенки надпорш- невой полости в течение расчетного промежутка времени опре- деляются по зависимости (4.36). Средние за цикл значения тем- пературы Тст j и коэффициента теплоотдачи .т j для отдельных элементов поверхности стенок надпоршневой полости принима- ются по экспериментальным данным или по эмпирическим зави- симостям для подобных двигателей. Если не учитывать влияние утечки рабочего тела dМут через неплотности клапанов и порш- невых колец, теплообмен между рабочим телом и поверхностями надпоршневой полости, то зависимость (9.1) приводится к урав- нению адиабаты в дифференциальной форме с переменным пока- зателем адиабаты к. В двигателях с частотой вращения коленча- того вала свыше 1000 об/мин параметры рабочего тела в конце такта сжатия могут быть определены с погрешностью, не превы- шающей 1–5 % и при неизменном значении показателя адиабаты, соответствующем среднему значению температуры рабочего тела 326 в интервале изменения температуры рабочего тела от начала сжа- тия (от НМТ или момента закрытия органов газораспределения – точка V на рис. 9.1) до конца такта сжатия без воспламенения топливовоздушной смеси (точка с на рис. 9.1): кс рс . ра. (9.5) или с кдс V р р . . . ; (9.6) . .кс .1 Тс Та (9.7) или 1 . . . . с кдс V Т Т , (9.8) где кс, кс. – средние значения показателя адиабаты сжатия в ин- тервале изменения температуры Та – Тс и ТV – Тс. Среднее значение показателя адиабаты сжатия в интервале изменения температуры рабочего тела Та – Тс или ТV – Тс опреде- ляется методом последовательных приближений. Принимаем в первом приближении среднее значение показателя адиабаты сжа- тия кс1 = 1,31–1,36 и определяем температуру рабочего тела в конце такта сжатия 1 1 . .кс1. Тс Та . Затем находим среднее значение показателя адиабаты сжатия во втором приближении в интервале изменения температуры Та–Тс1, 2 1 8314 1 2 a c с t t а b к . . . . , (9.9) где a, b – постоянные коэффициенты в интерполяционных зави- симостях молярной теплоемкости от температуры для опреде- ленного состава рабочего тела в интервале значений температур Та –Тс1. Расчет продолжаем до совпадения последнего значения по- казателя адиабаты сжатия с предыдущим. Более точно значения параметров рабочего тела в конце так- та сжатия могут быть определены, если имеются эксперимен- тальные средние значения показателя политропы сжатия nс для 327 подобного двигателя и подобного режима работы (по частоте вращения коленчатого вала и нагрузке). Принцип построения алгоритма расчета процесса сжатия, примерно, тот же, что и в ранее рассмотренных случаях на участ- ках газообмена. Поскольку протекание процессов в надпоршне- вой полости на участках сжатия, сгорания-расширения непос- редственно не взаимосвязано с процессами газообмена, рацио- нально рассматривать их, начиная с момента закрытия впускных клапанов или окон и до момента начала открытия органов газо- распределения с учетом особенностей протекания процессов сго- рания-расширения. Рассмотрим алгоритм расчета процессов сжатия, сгорания- расширения в разделе 11. §3. Моделирование процесса сжатия в двигателях с разделенными камерами сгорания В ДВС с разделенными камерами сгорания и площадью по- перечного сечения соединительного канала, составляющей 1–3 % от площади поршня, в конце такта сжатия при повышенных час- тотах вращения коленчатого вала имеет место значительный пе- репад давления между надпоршневой полостью и полостью до- полнительной камеры сгорания (рис. 9.3). Поэтому на каждом расчетном шаге необходимо определять изменение параметров состояния и количество рабочего тела для каждой из полостей в отдельности. В начале первого расчетного промежутка времени (в НМТ или в момент закрытия органов газораспределения – точка а или точка V на рис. 9.1) давление рабочего тела в надпоршневой по- лости и полости дополнительной камеры сгорания практически одинаковы, поскольку у НМТ массообмен между полостями бу- дет незначительным, но значения температуры рабочего тела в этих полостях будут существенно различаться. Температура ра- бочего тела в полости камеры сгорания ТVк будет, примерно, рав- на температуре Тr остаточных газов (ТVк . Тr), а в надпоршневой полости температура рабочего тела ТVн будет определяться соот- ношением массы свежего заряда и остаточных газов, подогревом 328 рабочего тела от стенок надпоршневой полости. В каждой из этих полостей в начале каждого из расчетных шагов рабочее тело на- ходится в равновесном состоянии. Изменение давления в течение расчетного промежутка вре- мени в надпоршневой полости . . .. . .. . . . . . . . . п н тн н н н н н н н н 1 1 dV р dQ к dM к V dp к p , (9.10) где рн, Vн, .н, Мн – давление, объем, плотность и масса рабочего тела в надпоршневой полости в начале расчетного шага; кн – по- казатель адиабаты для рабочего тела в надпоршневой полости; dMн – масса рабочего тела, перетекающая из надпоршневой по- лости в камеру сгорания в течение расчетного промежутка вре- мени; dQтн – количество теплоты, сообщаемой рабочему телу или отдаваемой от рабочего тела в течение расчетного промежут- ка времени в надпоршневой полости; dVп – изменение объема надпоршневой полости в течение расчетного промежутка време- ни, обусловленное перемещением поршня. Масса рабочего тела, перетекающая из надпоршневой по- лости в камеру сгорания в течение расчетного промежутка вре- мени, . . . .. . . .. . . . f W d рdM р к к к к 1 нк н н , (9.11) где рк – давление рабочего тела в камере сгорания; . к – коэффи- циент расхода для соединительного канала (. к = 0,7–0,8); fк – площадь поперечного сечения соединительного канала; Wк – ско- рость потока в канале. Количество теплоты, сообщаемой рабочему телу или отда- ваемое рабочим телом в стенки надпоршневой полости, опреде- ляется по зависимости (4.36). Для конечного значения расчетного промежутка времени ..i давление, температура и количество рабочего тела в надпоршне- вой полости в конце расчетного промежутка времени: pн(i+1) = pнi + . pнi ; Мн(i+1) = Мнi – . Мн i; 329 M R p V T i i i i н( 1) н( 1) н( 1) н( 1) . . . . . . Количество тепла, сообщенное рабочему телу или отданное от рабочего тела в стенки надпоршневой полости к концу расчет- ного участка: Qтн(i+1) = Qтнi + .Qтнi , Изменение давления в течение этого же бесконечно малог