В конце расчетного участка определяются при рi . ps pi+1 = pi – . pi; Мi+1 = Мi – .Мцвi – .Мцsвi; при рi < ps Мi+1 = Мi – .Мцвi + .Мцsвi; . . . . . . . 1.1 1 1 . . . . . i i i i RMp V T . Схема алгоритма расчета процессов газообмена представле- на на рис. 7.4 (глава 7). После полного возвращения продуктов сгорания из впускно- го канала в надпоршневую полость (точка m, .m = 25.ПКВ) в надпоршневую полость через впускной клапан начинает посту- пать воздух, оттесняя продукты сгорания к выпускным клапанам. При этом на границах потока воздуха, поступающего в надпорш- невую полость, будет происходить частичное смешивание возду- ха с продуктами сгорания. Численно учесть интенсивность сме- шивания поступающего в надпоршневую полость воздуха с про- дуктами сгорания с достаточной точностью практически нере- ально. В двухтактных двигателях с направленным движением по- тока поступающего воздуха (при клапанной продувке в направ- лении днища поршня) удовлетворительные результаты расчетов показателей газообмена достигаются, если примерно для 50–70 % продолжительности процесса продувки расчет процесса продув- ки выполнять в предположении двухзонной модели, а затем в 486 предположении «мгновенного» смешивания поступающего на расчетном участке свежего заряда с газами в надпоршневой по- лости. В данном случае расчет процесса продувки в предположе- нии двухзонной модели выполняем до угла поворота кривошипа . = 75 .ПКВ (в течение 50 .ПКВ – до точки n), а в дальнейшем (в течение 45 .ПКВ) – в предположении «мгновенного» смешива- ния свежего заряда с газами в надпоршневой полости. На начальном участке процесса продувки (двухзонная мо- дель) изменение давления газов в надпоршневой полости на рас- четном участке определяем по зоне с продуктами сгорания: .. . .. . . . . . . . . . . . . s i i s i i i s i i i i i M M V V Vp p ц п ц цв ц кт 1 1 , (14.11) где Vsцi – объем свежего заряда в надпоршневой полости; . . .sцi . р RTs – плотность свежего заряда, поступившего в над- поршневую полость, при давлении в надпоршневой полости (предполагается полное торможение поступившей массы свежего заряда); .Msцi – элементарная масса свежего заряда, поступив- шего в надпоршневую полость на расчетном участке. В конце расчетного участка определяются . давление: p(i+1) = p(i) – . pi; . масса и температура оставшихся продуктов сгорания: М(i+1) = М(i) – .Мцвi ; . . . . . . . 1.1 1 1 . . . . . i i i i RMp V T ; . масса и объем свежего заряда: Мsц(i+1) = Мsц(i) + .Мsцi; Vsц.i.1. . Msц.i.1. .sцi . При значении угла поворота кривошипа .i = 75 .ПКВ (точ- ка n) примем, что поступивший свежий заряд и продукты сгора- ния в надпоршневой полости «мгновенно» перемешались (темпе- 487 ратура и состав газов стали одинаковы по всему объему над- поршневой полости). Тогда температуру образовавшейся смеси определим из уравнения теплового баланса: Qсм = Qпр.сг + Qсв.зар (14.12) или Мсм срm см tсм = Мпр.сг срm пр.сг tпр.сг + Мсв.зар срm св.зар ts; (14.13) см см пр.сг пр.сг пр.сг св.зар св.зар см pm pm pm s М с М с t М с t t . . , (14.14) где Мсм = Мпр.сг + Мсв. зар – масса смеси. Затем вычисляем . давление смеси и массовые доли компонентов смеси: см см см см см V р . М R Т ; (14.15) . массовую долю продуктов сгорания в смеси: см пр.сг М М r. . ; (14.16) . массовую долю свежего заряда в смеси: . . . r. М М rs 1 см св.зар ; (14.17) Далее расчет процесса продувки выполняется в предполо- жении «мгновенного» перемешивания поступившего в надпорш- невую полость свежего заряда с газами в надпоршневой полости. Изменение давления смеси газов в надпоршневой полости на расчетном участке . . .. . .. . . . . . . . . . s i s i i i i i i i M а M V Vp p ц цв п к 1 , (14.18) где pi, Vi, .i, кi – давление, объем, плотность и показатель адиаба- ты смеси газов в начале расчетного участка; as . Ts Ti – коэффи- циент, учитывающий влияние смешивания газов на изменение давления. 488 В конце расчетного участка определяем: . давление смеси газов p(i+1) = pi + . pi; . количество и температуру смеси газов: М(i+1) = Мi + .Мsцi – .Мцвi; . . . . . . . 1.1 1 1 . . . . . i i i i RMp V T ; . количество свежего заряда, поступившего в надпоршне- вую полость и ушедшего из цилиндра через выпускные клапаны Мцsв(i+1): Мsц (i+1) = Мsцi + .Мsцi – (1 – r.i).Мцвi; Мцsв(i+1) = Мцsвi + (1 – r.i).Мцвi ; . количество продуктов сгорания, оставшихся в надпорш- невой полости и ушедших из надпоршневой полости: . . . . . . . .. . . . . .. . . . . i i М i М М i r i 75 1 пр.сг 1 пр.сг 75 цв , Мв(i+1) = Ме – Мпр.сг(i+1); . массовую долю продуктов сгорания в смеси: . . . . . 1. пр.сг 1 1 . . . . . i i i М М r . Расчет продувки продолжаем до момента закрытия клапанов (точка e., V; . e.,V = 110 .ПКВ). В данном примере масса смеси га- зов в цилиндре в точке e., V МV = 231,2.10–6 кг, масса свежего за- ряда Мсв.зар = 200,1.10–6 кг, масса остаточных газов М. = 31,1.10–6 кг. По данным расчета процесса продувки при принятых значе- ниях давления наддува (ps = 0,15 МПа) и противодавления на вы- пуске (pт = 0,104 МПа) показатели процессов газообмена будут следующими: 489 . коэффициент наполнения, отнесенный к условиям окру- жающей среды (р0 = 0,1013 МПа, t0 = 20 .С) .V . 0,46; . коэффициент остаточных газов . . 0,15; . коэффициент утечки продувочного воздуха . . 0,14. Подача топлива в камеру сгорания осуществляется в начале такта сжатия. Продолжительность поступления топлива в камеру сгорания не превышает 20 .ПКВ (точки н. и к. на рис.14.5). Цик- ловая подача топлива, соответствующая значению . = 1,3, 1,3 14,93 200,1 10 6 0 св.зар ц . . . . . . М М В = 10,31.10–6 кг. После впрыскивания топлива (. = 1) и его испарения масса рабочего тела в надпоршневой полости составит 241,5.10–6 кг. Для упрощения расчетов процесса сжатия примем следую- щие допущения: рs р.10–5, Па .т, м К Вт 2 500 1000 1500 2000 100 140 180 220 260 300 340 10 20 30 40 50 60 60 1,0 0,5 0 .,.ПКВ ., х z к. V н. н e,d p .т к х . н с Рисунок 14.5 – Индикаторная диаграмма двигателя с искровым зажиганием и продолженным расширением: S/D = 80/76; n = 5000 об/мин; .д = 7,36; .р = 17; . = 1,3; .н = 175 .ПКВ; ..z = .к – .н = 25 .ПКВ 490 . испарение топлива и его смешивание со смесью газов в надпоршневой полости происходит в начале процесса сжатия (точка V); . часть теплоты (50 % от необходимого количества тепло- ты для испарения топлива и нагрева паров топлива до температу- ры смеси газов) отбирается от поверхности стенок камеры сгора- ния, так как впрыск топлива осуществляется на поверхность сте- нок камеры, температура которой превышает 300 .С; . состав и температура смеси газов в надпоршневой полос- ти и камере сгорания одинаковы. Тогда снижение температуры смеси газов составит, при- мерно, 50 К (TV = 494 К), а снижение давления смеси газов – 0,19.105 Па (рV = 2,02.105 Па). В действительности испарение пленки топлива с поверхно- сти стенок камеры сгорания будет происходить в течение значи- тельной части продолжительности процесса сжатия (до 50 .ПКВ) и только в камере сгорания, объем которой в точке v составляет 16 % от суммарного объема цилиндра над поршнем и объема ка- меры сгорания. Поэтому температура и состав смеси газов в ка- мере сгорания при сжатии будут заметно отличаться от темпера- туры и состава смеси газов в полости над поршнем. К концу про- цесса сжатия объем камеры сгорания будет составлять свыше 80 % от суммарного надпоршневого объема и отличия по темпе- ратуре и составу смеси газов в объеме над поршнем и в камере сгорания будут незначительными. Уравнение (4.28) для вычисления изменения давления в надпоршневой полости на расчетном шаге, если не учитывать утечку рабочего тела через поршневые кольца, будет иметь вид (см. §2 главы 9): . . .. . . .. . . . . . . . i i i i i i i i i V pQ Vp p п т к к к 1 . (14.19) Потери теплоты от газов в стенки надпоршневой полости на расчетном участке (см. §3 главы 4) 491 .Qт i . .тi .Fг .Тi .Тг .. Fкс .Тi .Ткс .. . . . .. n F Т Т F Т Т i п i п ц i ц 6.. . . . . , (14.20) где . .0,8 1 0,2 0,8 0,53 тi C0 D pi Ti C Cm . . . . – коэффициент теплоотда- чи (в данных расчетах С0 = 128, С1 = 2,28); Fг, Fк.с, Fп, Fц, Тг, Тк.с, Тп, Тц – площади и средние значения температуры поверхности стенок головки цилиндра, камеры сгорания, поршня, цилиндра. Средние значения температуры поверхности стенок головки цилиндра, поршня, верхней части цилиндра в двигателях с иск- ровым зажиганием составляет 250–300 .С. В расчетах примем средние значения температуры поверхности стенок надпоршне- вой полости одинаковыми и равными 275 .С, суммарную пло- щадь поверхности стенок надпоршневой полости при положении поршня в ВМТ – 11.10–3 м2 , шаг расчета – 1.ПКВ. Площадь сте- нок цилиндра определяем по значению расстояния от поверхнос- ти головки цилиндра до поверхности днища поршня (Fц = .DS ). Алгоритм расчета изменения давления рабочего тела в надпорш- невой полости представлен на рис. 11.18 (глава 11). Изменение давления рабочего тела и коэффициента тепло- отдачи на участке процесса сжатия от точки v до начала процесса сгорания (точка н) показано на рис. 14.5. Работа сжатия на этом участке составляет, примерно, 95 Дж, потери теплоты от рабоче- го тела в стенки надпоршневой полости – 4,2 Дж (0,9 % от тепло- ты сгорания топлива). Учитывая, что процесс сгорания топлива осуществляется в дополнительной камере сгорания, диаметр которой, примерно, в 2 раза меньше диаметра цилиндра, при интенсивной турбулиза- ции рабочего тела, обусловленной перетеканием рабочего тела из полости над поршнем в камеру сгорания примем продолжитель- ность процесса сгорания ..z = 25 .ПКВ (рис. 14.5), коэффициент динамики процесса сгорания m = 2, т.е. 1 3 256,908 6,908 175 1 1 ... ... . . . . .. . . .. . ..... . . . . . . i m zн хi е е . (14.21) 492 Изменение давления рабочего тела в надпоршневой полости на расчетном участке при сгорании-расширении будем опреде- лять в начале процесса сгорания, исходя из однозонной модели (до значения хi = 0,5), а затем, исходя из двухзонной модели, по параметрам продуктов сгорания: . . .. . . .. . . . . . . . . i i хi i i i i i i i V p Q Q Vp p п т к к к 1 , (14.22) где .Qxi . Bц Qн .xi . 453,6.xi [Дж] – количество теплоты, выде- лившейся на расчетном участке; .хi – доля топлива, сгоревшего на расчетном участке; .Qтi = .тi (Fг + Fкс + Fп + Fц)(Тi – Тст) ni 6.. – потери теплоты в стенки на расчетном участке. Схема алгоритма расчета процессов сжатия, сгорания и расширения представлена на рис. 11.18 (глава 11). Коэффициент теплоотдачи .тi от рабочего тела в стенки надпоршневой полости на участке сгорания и расширения опре- деляем по зависимости Г. Вошни (см. §3 главы 4): . . 0,8 1 2 п 0,2 0,8 0,53 0 т .. . .. . . . . . . V p . p p V C D p T C C C T h i i i i i i m , (14.23) где С0, С1, С2 – коэффициенты, значения которых подбираются по экспериментальным данным для подобных двигателей и по- добных режимов работы двигателя из условия равенства значе- ний потерь теплоты от газов в стенки на участке сгорания- расширения по данным расчета и экспериментальным данным. В рассматриваемом примере расчета рабочих процессов двигателя при значениях коэффициентов С0 = 100, С1 = 2,28 и С2 = 3,24.10–3 потери теплоты от газов в стенки при сгорании и расширении составляют, примерно, 12 % от теплоты сгорания топлива. Максимального значения коэффициент теплоотдачи достигает при максимальном значении температуры рабочего те- ла (к концу процесса сгорания топлива – рис. 14.5). Работа рас- ширения газов на участке индикаторной диаграммы, соответст- вующей процессу сгорания и расширения, равна 341,6 Дж. 493 Индикаторная диаграмма изменения давления рабочего тела в течение рабочего цикла в системе координат p-V представлена на рис. 14.6. Площадь индикаторной диаграммы пропорциональна инди- каторной работе газов за цикл: Li = Lp (c-b) – Lb-V – Lсж (V-c) = 341,6 – 95 – 32,6 = 214 Дж. Этому значению индикаторной работы соответствуют: . индикаторный КПД 453,6 214 ц н . . . B Q Li i = 0,472; . индикаторная мощность 3 4 214 10 3 60 10 5000 60 . . . . . . . . i i z Li N к L n = 71,3 кВт. Потери индикаторной мощности на преодоление сил трения в подвижных сопряжениях и на привод вспомогательных агрега- тов примем теми же, что и у карбюраторного двигателя ВАЗ-2103 при n = 5000 об/мин (Nмд . 12,2 кВт) поскольку по размерности, уровню максималь- ных значений давле- ний цикла проекти- руемый двигатель соответствует кар- бюраторному двига- телю ВАЗ-2103. По- тери индикаторной мощности на привод нагнетателя опреде- лим по расходу воз- духа через двигатель и степени повышения давления в нагнета- теле (.к = 1,5). Расход воздуха через двига- тель с учетом утечки воздуха при продув- ке: Рисунок 14.6 – Индикаторная диаграмма двигателя с искровым зажиганием и продолженным расширением 10 20 30 40 50 60 70 р.10-5, Па z c н pz pc ps V,e. e,d b Vi.106, Vc Vh м3 50 100 150 200 250 300 350 494 1 0,14 4 200,1 10 60 5000 1 6 св.зар в . . . . . . . . . М . G к = 0,0776 кг/с. Удельная работа сжатия воздуха в нагнетателе . кг 290 293 1,5 10 36,6 кДж 1,4 1 1,4 1 10 1 1,4 3 1,4 1 3 1 ад 0 . . . . .. . . .. . . . . . . . . . .. . . .. . . . . . . . .к кR T к к l к Мощность, необходимая для привода нагнетателя, 0,7 1 0,0776 36,6 1 н н в ад . . . . N . G l = 4,06 кВт. Тогда эффективная мощность проектируемого двигателя . . Ne . Ni . Nмд . Nн = 71,3 – (12,2 + 4,06) . 55 кВт; механический КПД .м . Ne Ni . 55 71,3 = 0,772; эффективный КПД .е = = 0,472.0,772 = 0,364. Для сравнительной оценки технико-экономических показа- телей проектируемого двигателя и двигателя-прототипа (вихре- камерный дизель ВАЗ-341) на режимах номинальной мощности будем исходить из одинаковых значений номинальной мощности (табл. 14.3). Повышение мощности вихрекамерного дизеля ВАЗ-341 до 55 кВт достигается использованием газотурбинного наддува. Удельный эффективный расход топлива на режиме номинальной мощности у проектируемого двигателя, несмотря на более низ- кую степень сжатия (. = 7,36) чем у вихрекамерного дизеля (. = = 23), заметно ниже (примерно на 30 %). В проектируемом двига- теле достигается более эффективное преобразование теплоты сгорания топлива в механическую работу. Ниже и выбросы ток- сичных веществ (СО, CnHm) с отработавшими газами вследствие более совершенных процессов смесеобразования и сгорания топ- лива. Проектируемый двигатель будет заметно превосходить вихрекамерный дизель не только по экономичности и выбросам 495 токсичных веществ с отработавшими газами, но и по уровню шума, приемистости, приспособляемости к внешней нагрузке как вследствие более совершенных процессов смесеобразования, так и вследствие более низких механических потерь. Окончательная сравнительная оценка проектируемого двигателя и двигателя- прототипа выполняется по данным моторных и эксплуатацион- ных испытаний опытных образцов проектируемого двигателя. Таблица 14.3 – Технико-экономические показатели двигателя-прототипа и двигателя с искровым зажиганием и продолженным расширением для легкового автомобиля № п/п Наименование показателей и параметров Варианты Двигатель-прото- тип (ВАЗ-341) Проектируемый двигатель 1 2 3 4 1 Тип 4-х тактный вихрекамерный дизель 2-х тактный с искровым зажиганием 2 Мощность номинальная, кВт 55 55 3 Число цилиндров 4 4 4 Номинальная частота вра- щения коленчатого вала, об/мин 4800 5000 5 Диаметр цилиндра . ход поршня 76 . 80 76 . 80 6 Литраж, л 1,45 1,45 7 Степень сжатия . степень расширения 23 . 23 7,36 . 17 8 Система топливоподачи Мех. система впрыска Непосредст- венный впрыск 9 Система воздухоснабже- ния Турбокомпрессор Нагнетатель с приводом от коленчатого вала 10 Давление наддува, МПа 1,7 1,5 11 Коэффициент избытка воз- духа . 1,5 1,3 496 Таблица 14.3 – Продолжение 1 2 3 4 12 Фазы газораспределения (при зазоре . = 0,3 мм) – открытие выпускных клапа- нов 42.ПКВ до НМТ 30.ПКВ до НМТ – закрытие выпускных клапа- нов 10.ПКВ после ВМТ 110.ПКВ после НМТ – открытие впускных клапа- нов 12.ПКВ до ВМТ 30.ПКВ до НМТ – закрытие впускных клапа- нов 40.ПКВ после НМТ 110.ПКВ после НМТ 13 Удельный эффективный рас- ход топлива на режиме номи- нальной мощности кг/(кВт.ч) 0,290 0,225 14 Содержание токсичных ве- ществ в отработавших газах на режиме номинальной мощности, млн–1 – СО < 100 < 100 – CnHm < 500 < 100 – NOх < 900 < 900 15 Масса, кг 145 . 130 Контрольные вопросы и задания 1. Какие требования предъявляются к двигателю конкрет- ного назначения (стационарного, судового, тепловозного, авто- мобильного, тракторного)? 2. Обоснуйте современные тенденции развития двигателей внутреннего сгорания. 3. Какие факторы определяют выбор частоты вращения ко- ленчатого вала на режиме номинальной мощности? 4. Как влияет частота вращения коленчатого вала: . на показатели процессов газообмена; . на индикаторные показатели дизеля; . на индикаторные показатели двигателя с искровым за- жиганием? 497 5. Какие факторы определяют выбор хода поршня и отно- шения хода поршня к диаметру цилиндра? 6. Как влияют расположение и число цилиндров на удель- ный габаритный объем и удельную литровую массу двигателя? 7. Какие имеет преимущества автомобильный двигатель с искровым зажиганием по сравнению с дизелем? 8. Сравните технико-экономические показатели двигателя с искровым зажиганием и продолженным расширением с традици- онным четырехтактным двигателем с искровым зажиганием. 9. Сравните технико-экономические показатели двигателя с искровым зажиганием и продолженным расширением с дизелем. 10. Какие недостатки у двигателя с искровым зажиганием и продолженным расширением?
В конце расчетного участка определяются при рi . ps pi+1 = pi – . pi; Мi+1 = Мi – .Мцвi – .Мцsвi; при рi < ps Мi+1 = Мi – .Мцвi + .Мцsвi; . . . . . . . 1.1 1 1 . . . . . i i i i RMp V T . Схема алгоритма расчета процессов газообмена представле- на на рис. 7.4 (глава 7). После полного возвращения продуктов сгорания из впускно- го канала в надпоршневую полость (точка m, .m = 25.ПКВ) в надпоршневую полость через впускной клапан начинает посту- пать воздух, оттесняя продукты сгорания к выпускным клапанам. При этом на границах потока воздуха, поступающего в надпорш- невую полость, будет происходить частичное смешивание возду- ха с продуктами сгорания. Численно учесть интенсивность сме- шивания поступающего в надпоршневую полость воздуха с про- дуктами сгорания с достаточной точностью практически нере- ально. В двухтактных двигателях с направленным движением по- тока поступающего воздуха (при клапанной продувке в направ- лении днища поршня) удовлетворительные результаты расчетов показателей газообмена достигаются, если примерно для 50–70 % продолжительности процесса продувки расчет процесса продув- ки выполнять в предположении двухзонной модели, а затем в 486 предположении «мгновенного» смешивания поступающего на расчетном участке свежего заряда с газами в надпоршневой по- лости. В данном случае расчет процесса продувки в предположе- нии двухзонной модели выполняем до угла поворота кривошипа . = 75 .ПКВ (в течение 50 .ПКВ – до точки n), а в дальнейшем (в течение 45 .ПКВ) – в предположении «мгновенного» смешива- ния свежего заряда с газами в надпоршневой полости. На начальном участке процесса продувки (двухзонная мо- дель) изменение давления газов в надпоршневой полости на рас- четном участке определяем по зоне с продуктами сгорания: .. . .. . . . . . . . . . . . . s i i s i i i s i i i i i M M V V Vp p ц п ц цв ц кт 1 1 , (14.11) где Vsцi – объем свежего заряда в надпоршневой полости; . . .sцi . р RTs – плотность свежего заряда, поступившего в над- поршневую полость, при давлении в надпоршневой полости (предполагается полное торможение поступившей массы свежего заряда); .Msцi – элементарная масса свежего заряда, поступив- шего в надпоршневую полость на расчетном участке. В конце расчетного участка определяются . давление: p(i+1) = p(i) – . pi; . масса и температура оставшихся продуктов сгорания: М(i+1) = М(i) – .Мцвi ; . . . . . . . 1.1 1 1 . . . . . i i i i RMp V T ; . масса и объем свежего заряда: Мsц(i+1) = Мsц(i) + .Мsцi; Vsц.i.1. . Msц.i.1. .sцi . При значении угла поворота кривошипа .i = 75 .ПКВ (точ- ка n) примем, что поступивший свежий заряд и продукты сгора- ния в надпоршневой полости «мгновенно» перемешались (темпе- 487 ратура и состав газов стали одинаковы по всему объему над- поршневой полости). Тогда температуру образовавшейся смеси определим из уравнения теплового баланса: Qсм = Qпр.сг + Qсв.зар (14.12) или Мсм срm см tсм = Мпр.сг срm пр.сг tпр.сг + Мсв.зар срm св.зар ts; (14.13) см см пр.сг пр.сг пр.сг св.зар св.зар см pm pm pm s М с М с t М с t t . . , (14.14) где Мсм = Мпр.сг + Мсв. зар – масса смеси. Затем вычисляем . давление смеси и массовые доли компонентов смеси: см см см см см V р . М R Т ; (14.15) . массовую долю продуктов сгорания в смеси: см пр.сг М М r. . ; (14.16) . массовую долю свежего заряда в смеси: . . . r. М М rs 1 см св.зар ; (14.17) Далее расчет процесса продувки выполняется в предполо- жении «мгновенного» перемешивания поступившего в надпорш- невую полость свежего заряда с газами в надпоршневой полости. Изменение давления смеси газов в надпоршневой полости на расчетном участке . . .. . .. . . . . . . . . . s i s i i i i i i i M а M V Vp p ц цв п к 1 , (14.18) где pi, Vi, .i, кi – давление, объем, плотность и показатель адиаба- ты смеси газов в начале расчетного участка; as . Ts Ti – коэффи- циент, учитывающий влияние смешивания газов на изменение давления. 488 В конце расчетного участка определяем: . давление смеси газов p(i+1) = pi + . pi; . количество и температуру смеси газов: М(i+1) = Мi + .Мsцi – .Мцвi; . . . . . . . 1.1 1 1 . . . . . i i i i RMp V T ; . количество свежего заряда, поступившего в надпоршне- вую полость и ушедшего из цилиндра через выпускные клапаны Мцsв(i+1): Мsц (i+1) = Мsцi + .Мsцi – (1 – r.i).Мцвi; Мцsв(i+1) = Мцsвi + (1 – r.i).Мцвi ; . количество продуктов сгорания, оставшихся в надпорш- невой полости и ушедших из надпоршневой полости: . . . . . . . .. . . . . .. . . . . i i М i М М i r i 75 1 пр.сг 1 пр.сг 75 цв , Мв(i+1) = Ме – Мпр.сг(i+1); . массовую долю продуктов сгорания в смеси: . . . . . 1. пр.сг 1 1 . . . . . i i i М М r . Расчет продувки продолжаем до момента закрытия клапанов (точка e., V; . e.,V = 110 .ПКВ). В данном примере масса смеси га- зов в цилиндре в точке e., V МV = 231,2.10–6 кг, масса свежего за- ряда Мсв.зар = 200,1.10–6 кг, масса остаточных газов М. = 31,1.10–6 кг. По данным расчета процесса продувки при принятых значе- ниях давления наддува (ps = 0,15 МПа) и противодавления на вы- пуске (pт = 0,104 МПа) показатели процессов газообмена будут следующими: 489 . коэффициент наполнения, отнесенный к условиям окру- жающей среды (р0 = 0,1013 МПа, t0 = 20 .С) .V . 0,46; . коэффициент остаточных газов . . 0,15; . коэффициент утечки продувочного воздуха . . 0,14. Подача топлива в камеру сгорания осуществляется в начале такта сжатия. Продолжительность поступления топлива в камеру сгорания не превышает 20 .ПКВ (точки н. и к. на рис.14.5). Цик- ловая подача топлива, соответствующая значению . = 1,3, 1,3 14,93 200,1 10 6 0 св.зар ц . . . . . . М М В = 10,31.10–6 кг. После впрыскивания топлива (. = 1) и его испарения масса рабочего тела в надпоршневой полости составит 241,5.10–6 кг. Для упрощения расчетов процесса сжатия примем следую- щие допущения: рs р.10–5, Па .т, м К Вт 2 500 1000 1500 2000 100 140 180 220 260 300 340 10 20 30 40 50 60 60 1,0 0,5 0 .,.ПКВ ., х z к. V н. н e,d p .т к х . н с Рисунок 14.5 – Индикаторная диаграмма двигателя с искровым зажиганием и продолженным расширением: S/D = 80/76; n = 5000 об/мин; .д = 7,36; .р = 17; . = 1,3; .н = 175 .ПКВ; ..z = .к – .н = 25 .ПКВ 490 . испарение топлива и его смешивание со смесью газов в надпоршневой полости происходит в начале процесса сжатия (точка V); . часть теплоты (50 % от необходимого количества тепло- ты для испарения топлива и нагрева паров топлива до температу- ры смеси газов) отбирается от поверхности стенок камеры сгора- ния, так как впрыск топлива осуществляется на поверхность сте- нок камеры, температура которой превышает 300 .С; . состав и температура смеси газов в надпоршневой полос- ти и камере сгорания одинаковы. Тогда снижение температуры смеси газов составит, при- мерно, 50 К (TV = 494 К), а снижение давления смеси газов – 0,19.105 Па (рV = 2,02.105 Па). В действительности испарение пленки топлива с поверхно- сти стенок камеры сгорания будет происходить в течение значи- тельной части продолжительности процесса сжатия (до 50 .ПКВ) и только в камере сгорания, объем которой в точке v составляет 16 % от суммарного объема цилиндра над поршнем и объема ка- меры сгорания. Поэтому температура и состав смеси газов в ка- мере сгорания при сжатии будут заметно отличаться от темпера- туры и состава смеси газов в полости над поршнем. К концу про- цесса сжатия объем камеры сгорания будет составлять свыше 80 % от суммарного надпоршневого объема и отличия по темпе- ратуре и составу смеси газов в объеме над поршнем и в камере сгорания будут незначительными. Уравнение (4.28) для вычисления изменения давления в надпоршневой полости на расчетном шаге, если не учитывать утечку рабочего тела через поршневые кольца, будет иметь вид (см. §2 главы 9): . . .. . . .. . . . . . . . i i i i i i i i i V pQ Vp p п т к к к 1 . (14.19) Потери теплоты от газов в стенки надпоршневой полости на расчетном участке (см. §3 главы 4) 491 .Qт i . .тi .Fг .Тi .Тг .. Fкс .Тi .Ткс .. . . . .. n F Т Т F Т Т i п i п ц i ц 6.. . . . . , (14.20) где . .0,8 1 0,2 0,8 0,53 тi C0 D pi Ti C Cm . . . . – коэффициент теплоотда- чи (в данных расчетах С0 = 128, С1 = 2,28); Fг, Fк.с, Fп, Fц, Тг, Тк.с, Тп, Тц – площади и средние значения температуры поверхности стенок головки цилиндра, камеры сгорания, поршня, цилиндра. Средние значения температуры поверхности стенок головки цилиндра, поршня, верхней части цилиндра в двигателях с иск- ровым зажиганием составляет 250–300 .С. В расчетах примем средние значения температуры поверхности стенок надпоршне- вой полости одинаковыми и равными 275 .С, суммарную пло- щадь поверхности стенок надпоршневой полости при положении поршня в ВМТ – 11.10–3 м2 , шаг расчета – 1.ПКВ. Площадь сте- нок цилиндра определяем по значению расстояния от поверхнос- ти головки цилиндра до поверхности днища поршня (Fц = .DS ). Алгоритм расчета изменения давления рабочего тела в надпорш- невой полости представлен на рис. 11.18 (глава 11). Изменение давления рабочего тела и коэффициента тепло- отдачи на участке процесса сжатия от точки v до начала процесса сгорания (точка н) показано на рис. 14.5. Работа сжатия на этом участке составляет, примерно, 95 Дж, потери теплоты от рабоче- го тела в стенки надпоршневой полости – 4,2 Дж (0,9 % от тепло- ты сгорания топлива). Учитывая, что процесс сгорания топлива осуществляется в дополнительной камере сгорания, диаметр которой, примерно, в 2 раза меньше диаметра цилиндра, при интенсивной турбулиза- ции рабочего тела, обусловленной перетеканием рабочего тела из полости над поршнем в камеру сгорания примем продолжитель- ность процесса сгорания ..z = 25 .ПКВ (рис. 14.5), коэффициент динамики процесса сгорания m = 2, т.е. 1 3 256,908 6,908 175 1 1 ... ... . . . . .. . . .. . ..... . . . . . . i m zн хi е е . (14.21) 492 Изменение давления рабочего тела в надпоршневой полости на расчетном участке при сгорании-расширении будем опреде- лять в начале процесса сгорания, исходя из однозонной модели (до значения хi = 0,5), а затем, исходя из двухзонной модели, по параметрам продуктов сгорания: . . .. . . .. . . . . . . . . i i хi i i i i i i i V p Q Q Vp p п т к к к 1 , (14.22) где .Qxi . Bц Qн .xi . 453,6.xi [Дж] – количество теплоты, выде- лившейся на расчетном участке; .хi – доля топлива, сгоревшего на расчетном участке; .Qтi = .тi (Fг + Fкс + Fп + Fц)(Тi – Тст) ni 6.. – потери теплоты в стенки на расчетном участке. Схема алгоритма расчета процессов сжатия, сгорания и расширения представлена на рис. 11.18 (глава 11). Коэффициент теплоотдачи .тi от рабочего тела в стенки надпоршневой полости на участке сгорания и расширения опре- деляем по зависимости Г. Вошни (см. §3 главы 4): . . 0,8 1 2 п 0,2 0,8 0,53 0 т .. . .. . . . . . . V p . p p V C D p T C C C T h i i i i i i m , (14.23) где С0, С1, С2 – коэффициенты, значения которых подбираются по экспериментальным данным для подобных двигателей и по- добных режимов работы двигателя из условия равенства значе- ний потерь теплоты от газов в стенки на участке сгорания- расширения по данным расчета и экспериментальным данным. В рассматриваемом примере расчета рабочих процессов двигателя при значениях коэффициентов С0 = 100, С1 = 2,28 и С2 = 3,24.10–3 потери теплоты от газов в стенки при сгорании и расширении составляют, примерно, 12 % от теплоты сгорания топлива. Максимального значения коэффициент теплоотдачи достигает при максимальном значении температуры рабочего те- ла (к концу процесса сгорания топлива – рис. 14.5). Работа рас- ширения газов на участке индикаторной диаграммы, соответст- вующей процессу сгорания и расширения, равна 341,6 Дж. 493 Индикаторная диаграмма изменения давления рабочего тела в течение рабочего цикла в системе координат p-V представлена на рис. 14.6. Площадь индикаторной диаграммы пропорциональна инди- каторной работе газов за цикл: Li = Lp (c-b) – Lb-V – Lсж (V-c) = 341,6 – 95 – 32,6 = 214 Дж. Этому значению индикаторной работы соответствуют: . индикаторный КПД 453,6 214 ц н . . . B Q Li i = 0,472; . индикаторная мощность 3 4 214 10 3 60 10 5000 60 . . . . . . . . i i z Li N к L n = 71,3 кВт. Потери индикаторной мощности на преодоление сил трения в подвижных сопряжениях и на привод вспомогательных агрега- тов примем теми же, что и у карбюраторного двигателя ВАЗ-2103 при n = 5000 об/мин (Nмд . 12,2 кВт) поскольку по размерности, уровню максималь- ных значений давле- ний цикла проекти- руемый двигатель соответствует кар- бюраторному двига- телю ВАЗ-2103. По- тери индикаторной мощности на привод нагнетателя опреде- лим по расходу воз- духа через двигатель и степени повышения давления в нагнета- теле (.к = 1,5). Расход воздуха через двига- тель с учетом утечки воздуха при продув- ке: Рисунок 14.6 – Индикаторная диаграмма двигателя с искровым зажиганием и продолженным расширением 10 20 30 40 50 60 70 р.10-5, Па z c н pz pc ps V,e. e,d b Vi.106, Vc Vh м3 50 100 150 200 250 300 350 494 1 0,14 4 200,1 10 60 5000 1 6 св.зар в . . . . . . . . . М . G к = 0,0776 кг/с. Удельная работа сжатия воздуха в нагнетателе . кг 290 293 1,5 10 36,6 кДж 1,4 1 1,4 1 10 1 1,4 3 1,4 1 3 1 ад 0 . . . . .. . . .. . . . . . . . . . .. . . .. . . . . . . . .к кR T к к l к Мощность, необходимая для привода нагнетателя, 0,7 1 0,0776 36,6 1 н н в ад . . . . N . G l = 4,06 кВт. Тогда эффективная мощность проектируемого двигателя . . Ne . Ni . Nмд . Nн = 71,3 – (12,2 + 4,06) . 55 кВт; механический КПД .м . Ne Ni . 55 71,3 = 0,772; эффективный КПД .е = = 0,472.0,772 = 0,364. Для сравнительной оценки технико-экономических показа- телей проектируемого двигателя и двигателя-прототипа (вихре- камерный дизель ВАЗ-341) на режимах номинальной мощности будем исходить из одинаковых значений номинальной мощности (табл. 14.3). Повышение мощности вихрекамерного дизеля ВАЗ-341 до 55 кВт достигается использованием газотурбинного наддува. Удельный эффективный расход топлива на режиме номинальной мощности у проектируемого двигателя, несмотря на более низ- кую степень сжатия (. = 7,36) чем у вихрекамерного дизеля (. = = 23), заметно ниже (примерно на 30 %). В проектируемом двига- теле достигается более эффективное преобразование теплоты сгорания топлива в механическую работу. Ниже и выбросы ток- сичных веществ (СО, CnHm) с отработавшими газами вследствие более совершенных процессов смесеобразования и сгорания топ- лива. Проектируемый двигатель будет заметно превосходить вихрекамерный дизель не только по экономичности и выбросам 495 токсичных веществ с отработавшими газами, но и по уровню шума, приемистости, приспособляемости к внешней нагрузке как вследствие более совершенных процессов смесеобразования, так и вследствие более низких механических потерь. Окончательная сравнительная оценка проектируемого двигателя и двигателя- прототипа выполняется по данным моторных и эксплуатацион- ных испытаний опытных образцов проектируемого двигателя. Таблица 14.3 – Технико-экономические показатели двигателя-прототипа и двигателя с искровым зажиганием и продолженным расширением для легкового автомобиля № п/п Наименование показателей и параметров Варианты Двигатель-прото- тип (ВАЗ-341) Проектируемый двигатель 1 2 3 4 1 Тип 4-х тактный вихрекамерный дизель 2-х тактный с искровым зажиганием 2 Мощность номинальная, кВт 55 55 3 Число цилиндров 4 4 4 Номинальная частота вра- щения коленчатого вала, об/мин 4800 5000 5 Диаметр цилиндра . ход поршня 76 . 80 76 . 80 6 Литраж, л 1,45 1,45 7 Степень сжатия . степень расширения 23 . 23 7,36 . 17 8 Система топливоподачи Мех. система впрыска Непосредст- венный впрыск 9 Система воздухоснабже- ния Турбокомпрессор Нагнетатель с приводом от коленчатого вала 10 Давление наддува, МПа 1,7 1,5 11 Коэффициент избытка воз- духа . 1,5 1,3 496 Таблица 14.3 – Продолжение 1 2 3 4 12 Фазы газораспределения (при зазоре . = 0,3 мм) – открытие выпускных клапа- нов 42.ПКВ до НМТ 30.ПКВ до НМТ – закрытие выпускных клапа- нов 10.ПКВ после ВМТ 110.ПКВ после НМТ – открытие впускных клапа- нов 12.ПКВ до ВМТ 30.ПКВ до НМТ – закрытие впускных клапа- нов 40.ПКВ после НМТ 110.ПКВ после НМТ 13 Удельный эффективный рас- ход топлива на режиме номи- нальной мощности кг/(кВт.ч) 0,290 0,225 14 Содержание токсичных ве- ществ в отработавших газах на режиме номинальной мощности, млн–1 – СО < 100 < 100 – CnHm < 500 < 100 – NOх < 900 < 900 15 Масса, кг 145 . 130 Контрольные вопросы и задания 1. Какие требования предъявляются к двигателю конкрет- ного назначения (стационарного, судового, тепловозного, авто- мобильного, тракторного)? 2. Обоснуйте современные тенденции развития двигателей внутреннего сгорания. 3. Какие факторы определяют выбор частоты вращения ко- ленчатого вала на режиме номинальной мощности? 4. Как влияет частота вращения коленчатого вала: . на показатели процессов газообмена; . на индикаторные показатели дизеля; . на индикаторные показатели двигателя с искровым за- жиганием? 497 5. Какие факторы определяют выбор хода поршня и отно- шения хода поршня к диаметру цилиндра? 6. Как влияют расположение и число цилиндров на удель- ный габаритный объем и удельную литровую массу двигателя? 7. Какие имеет преимущества автомобильный двигатель с искровым зажиганием по сравнению с дизелем? 8. Сравните технико-экономические показатели двигателя с искровым зажиганием и продолженным расширением с традици- онным четырехтактным двигателем с искровым зажиганием. 9. Сравните технико-экономические показатели двигателя с искровым зажиганием и продолженным расширением с дизелем. 10. Какие недостатки у двигателя с искровым зажиганием и продолженным расширением?