Дьяченко В.Г. Теория двигателей внутреннего сгорания

Подождите немного. Документ загружается.

138

или часть расчета выполняется применительно к двухзонной мо-

дели, а часть в предположении «мгновенного» перемешивания

свежего заряда со смесью газов в надпоршневой полости (для не-

прямоточных схем продувки).

В случае двухзонной схемы расчета процессов газообмена в

надпоршневой полости, например, в двухтактном двигателе с

противоположно движущимися поршнями (рис. 4.3) рассматри-

вается каждая из зон в отдельности. Предполагается при этом,

что давление газов в каждой из зон одинаково и условно зоны

разделены подвижной перегородкой. Поэтому изменение давле-

ния газов в одной из зон на

расчетном участке может

быть определено в предпо-

ложении равновесного со-

стояния газов в рассматри-

ваемой зоне, установивших-

ся процессов теплообмена,

течения газов через органы

газораспределения и неиз-

менном объеме во второй

зоне. Например, примени-

тельно к двухзонной схеме

расчета (рис. 4.3) без учета

влияния реакций окисления

горючих компонентов в продуктах сгорания на участке газообме-

на (dx = 0, dQ

= 0) уравнения (4.6) или (4.28) для зоны, занятой

продуктами сгорания, может быть представлено следующим об-

разом:



























111

dMdM

pк

, (4.33)

где V



= V – V

– объем продуктов сгорания в надпоршневой по-

лости между поршнями А и В; V – объем надпоршневой полости

между поршнями А и В;





 – объем свежего заряда M

, по-

ступившего в надпоршневую полость к рассматриваемому мо-

Рисунок 4.3 – Расчетная схема газообмена

в двухтактном ДВС с противоположно

движущимися поршнями:

А – впускной поршень;

В – выпускной поршень

′

139

менту по времени или углу поворота кривошипа;





–

плотность свежего заряда, поступившего в надпоршневую по-

лость (при давлении р) в течение времени d;  – плотность про-

дуктов сгорания в надпоршневой полости; dV

– изменение объ-

ема надпоршневой полости вследствие перемещения поршней А

и В в течение времени d.

Для принятой схемы расчета (двухзонная модель газообме-

на) объем свежего заряда, поступившего в надпоршневую по-

лость к рассматриваемому моменту времени, и температура про-

дуктов сгорания в надпоршневой полости определяется по урав-

нению состояния для каждой из зон:

sssi

TRM

V  ; (4.34)





VVp

siii



 . (4.35)

Влияние теплообмена на процессы газообмена допустимо не учи-

тывать в двигателях с частотой вращения коленчатого вала

n > 1000 об/мин.

§3. Теплообмен между рабочим телом и стенками

надпоршневой полости

Сложность явлений нестационарного теплообмена между

рабочим телом и поверхностью стенок надпоршневой полости

двигателя не позволяет установить достаточно простые коли-

чественные соотношения между параметрами рабочего цикла и

параметрами, определяющими тепловой поток от рабочего тела в

стенки или от стенок к рабочему телу. Интенсивность теплового

потока в стенки или от стенок надпоршневой полости к рабочему

телу зависит от интенсивности конвективного теплообмена в ус-

ловиях переменного давления и температуры рабочего тела, ско-

рости рабочего тела относительно поверхности стенок, темпера-

туры, величины площади и физических свойств отдельных участ-

ков поверхности стенок надпоршневой полости, интенсивности

140

излучения пламени при сгорании топлива. Полностью учесть все

эти факторы в теплопередаточных функциях не представляется

возможным и в обозримом будущем. Для подавляющего боль-

шинства исследований в области двигателей, за исключением не-

которых специальных разработок, достаточно иметь зависимос-

ти, с приемлемой для конкретного случая точностью отражаю-

щие качественную и количественную сторону процессов тепло-

обмена в надпоршневой полости двигателя.

Количество теплоты, переданного рабочим телом в стенки

надпоршневой полости или от стенок надпоршневой полости к

рабочему телу в течение промежутка времени d

 







dFTTdQ

j .ст

тт

, (4.36)

где

j т



– коэффициент теплоотдачи от газов к элементу поверх-

ности стенок рабочей полости «j» с определенными физическими

свойствами, учитывающий конвективный теплообмен и излуче-

ние пламени; Т – текущее значение температуры газов в над-

поршневой полости; Т

ст.j

– среднее за цикл значение температу-

ры «j» элемента поверхности; F

– площадь «j» элемента по-

верхности стенок надпоршневой полости.

В практике отечественных и зарубежных исследований теп-

лообмена в надпоршневой полости для определения коэффици-

ента теплоотдачи используются зависимости, предложенные

В. Нуссельтом, Н.Р. Брилингом, Г. Эйхельбергом, Г.Б. Розенбли-

том и др. [3, 4]. Эти зависимости не отражают в полной мере и

качественную сторону явлений теплообмена между рабочим те-

лом и поверхностью стенок надпоршневой полости и количест-

венные соотношения параметров процессов теплообмена [5, 6].

Они могут быть использованы для отдельных частных случаев

теплообмена в надпоршневой полости, и в каждом конкретном

случае необходимо уточнять не только коэффициенты в теплопе-

редаточных функциях, но зачастую и сами теплопередаточные

функции.

Структура уравнения для определения коэффициента тепло-

отдачи применительно к поверхности стенок надпоршневой по-

лости устанавливается исходя из критериального уравнения кон-

141

вективного теплообмена между жидкостью и стенками цилинд-

рической трубы [5]:

Nu = f

(Re, Pr, d/l), (4.37)

где Nu, Re, Pr – критерий, соответственно, Нуссельта, Рейнольдса

и Прандтля; d/l – диаметр и длина трубы. Для турбулентного по-

тока воздуха в трубе

Nu = 0,0362

(d/l)

0,054

0,786

. (4.38)

Пренебрегая изменением в течение цикла критерия Прандт-

ля, что близко к действительности, и принимая в качестве

определяющего размера диаметр цилиндра, а в качестве опреде-

ляющей скорости газа – среднюю скорость поршня С

Г. Вош-

ни приходит к зависимости [6], ккал/(м

градчас):



= 110

–0,214

)

0,786

–0,525

, (4.39)

где С

– константа, с/м.

В формуле Г. Вошни коэффициент теплоотдачи уменьшает-

ся с повышением температуры газов, что близко к реальным про-

цессам теплообмена. В формулах же В. Нуссельта и Г. Эйхель-

берга коэффициент теплоотдачи повышается с увеличением аб-

солютной температуры газа.

Экспериментальная проверка зависимости (4.39), выпол-

ненная Г. Вошни для различных двигателей, показала хорошую

сходимость расчетных и экспериментальных значений суммар-

ных потерь теплоты от газов в стенки на отдельных участках

цикла, соответствующих процессам газообмена, сжатия и расши-

рения в условиях прокрутки двигателя (без подачи топлива) в

широком диапазоне изменения давления и температуры воздуха

на впуске при неизменных значениях константы C

,подобранной

для участка газообмена, участков сжатия и расширения.

При работе двигателя тепловые потери в стенки на участке

сгорания-расширения заметно возрастают вследствие излучения

пламени. Влияние излучения пламени в первом приближении

может быть учтено зависимостью









































ст

пл

0стф.изл

100100

ТТ

FСQ , (4.40)

142

где 

– степень черноты факела топлива; 

ст

– среднее значение

степени черноты поверхностей рабочей полости цилиндра; С

–

константа излучения черного тела; Т

пл

– температура пламени.

Потери теплоты вследствие излучения пламени по данным

различных исследователей изменяются от нескольких процентов

до 50 % от количества теплоты, теряемой в стенки вследствие

теплообмена. В экспериментах Л.М. Белинкия [7] эти потери со-

ставляли (16–27) %, Г. Вошни [6] – (20–25) %. По формуле Нус-

сельта этот вид потерь составляет всего (1–3) % суммарных по-

терь теплоты. Совпадение значений доли потерь теплоты излуче-

нием от всего количества теплоты, теряемой в стенки вследствие

теплообмена, в экспериментах Л.М. Белинкия и Г. Вошни кос-

венно подтверждают как правомерность используемых ими ме-

тодов исследования, так и возможный уровень этого вида потерь

теплоты в двигателях. Однако применение зависимости (4.36) в

расчетах требует знания ряда коэффициентов и температуры

пламени. По мнению Г. Вошни увеличение коэффициента тепло-

отдачи в период сгорания происходит не столько вследствие из-

лучения пламени, сколько вследствие увеличения турбулентнос-

ти заряда при сгорании и соответствующей интенсификации кон-

вективного теплообмена. Поэтому для участка сгорания увели-

чение потерь теплоты в стенки Г. Вошни [6] предлагает учиты-

вать поправочным коэффициентом

   

п2п2

ppV

ppCW





 , (4.41)

где р – давление газов в цилиндре на работающем двигателе;

– соответствующее по времени цикла давление в надпоршне-

вой полости при прокрутке двигателя без подачи топлива; М –

масса рабочего тела в надпоршневой полости; С



– констан-

ты.

Произведение





Vpp



, отнесенное к массе заряда М, учи-

тывает влияние подачи топлива и его сгорания на интенсивность

теплообмена в надпоршневой полости. Константа С

по данным

Г. Вошни [6] для двигателей с неразделенными камерами сгора-

ния составляет 3,2410

–3

[К

–1

], с разделенными камерами сгора-

ния – 6,2210

–3

[К

–1

143

Окончательное выражение для коэффициента теплоотдачи

в ккал/(м

градчас) с учетом зависимости (4.41) предложено

Г. Вошни в следующем виде:

 

8,0

п21

53,08,02,0

110

















ppV

CCCTpD

. (4.42)

Если перейти к размерности коэффициента теплоотдачи в

системе СИ [Вт/(м

К)], то

 

8,0

п21

53,08,02,0

)10(128

















ppV

CCCTpD

. (4.43)

Здесь D в м; р и р

в МПа; V в м

; Т в Кельвинах. Для участка га-

зообмена

417,018,6  , (4.44)

для участка сжатия и расширения

308,028,2  , (4.45)

где С

– тангенциальная составляющая скорости рабочего тела в

надпоршневой полости относительно поверхности стенок над-

поршневой полости. В четырехтактных двигателях без закрутки

воздуха на впуске влияние тангенциальной составляющей незна-

чительно (С

= 0).

Исследования, выполненные Г. Вошни и другими специа-

листами, показали хорошую сходимость расчетных и экспери-

ментальных значений потерь теплоты в стенки вследствие тепло-

обмена как для отдельных участков цикла (участок газообмена,

сжатия, сгорания-расширения), так и для цикла в целом, в широ-

ком диапазоне режимов работы двигателей различных типов.

Следует также отметить, что Г. Вошни первым предложил мето-

дику экспериментального определения потерь теплоты в стенки

или подвода теплоты к рабочему телу от стенок на отдельных

участках рабочего цикла и прямыми измерениями определил эти

потери для различных типов двигателей [8]. Поэтому, несмотря

на некоторую условность в схематизации происходящих в над-

144

поршневой полости двигателя процессов теплообмена, предло-

женная Г. Вошни зависимость для коэффициента теплоотдачи

является более предпочтительной для использования при расчете

рабочих процессов двигателя.

Значительные трудности при подсчете тепловых потерь в

стенки надпоршневой полости цилиндра представляет определе-

ние температуры поверхностей стенок, образующих надпоршне-

вую полость, так как температура на отдельных участках поверх-

ности стенок надпоршневой полости зависит от положения уча-

стка на поверхности и изменяется в течение цикла. Колебания

температуры в отдельных точках поверхности надпоршневой по-

лости в течение цикла в зависимости от режима работы состав-

ляют (6–30) К [3, 9 10, 11], что более чем на порядок меньше раз-

ности температур газа и поверхности стенок на такте расширения

и в расчетах может не учитываться.

Необходимость определения средней температуры каждого

элемента поверхности возникает при решении задачи с учетом

значений коэффициентов теплоотдачи для каждого элемента ра-

бочей поверхности, что значительно усложняет расчет. В приня-

тых методах расчета теплообмена введено понятие среднего ко-

эффициента теплоотдачи, одинакового для всех элементов по-

верхности рабочей полости, и понятие средней по времени и по-

верхности температуры деталей, образующих рабочую полость

цилиндра (головка цилиндра, поршень, гильза цилиндра).

Средняя температура поверхности каждой из деталей, обра-

зующих надпоршневую полость, может быть принята по экспе-

риментальным измерениям температуры в различных точках по-

верхности деталей конкретного двигателя или по данным испы-

таний подобных двигателей:

ТF





ст.

, (4.46)

где F

, T

ст.i

– соответственно, площадь и температура элемента

поверхности деталей;





– площадь поверхности деталей,

образующих надпоршневую полость.

145

Изменение средней по времени температуры в отдельных

точках поверхности деталей рабочей полости цилиндра, а также

изменение средней по времени и по поверхности температуры

деталей T

ст.j

зависят от особенностей конструкции и режима ра-

боты двигателя.

Контрольные вопросы и задания

1. Какая цель математического моделирования процессов в

надпоршневой полости двигателя?

2. Какие приняты исходные посылки при составлении урав-

нения объемного баланса?

3. Как определяются составляющие уравнения объемного

баланса?

4. Как определяется изменение давления в надпоршневой

полости двигателя в течение расчетного промежутка времени?

5. Какие приняты исходные посылки к системе дифферен-

циальных уравнений массообмена и теплообмена для надпорш-

невой полости двигателя?

6. Объясните влияние теплообмена между рабочим телом и

поверхностями стенок на процессы в надпоршневой полости дви-

гателя.

7. Как определяется коэффициент теплоотдачи при модели-

ровании рабочих процессов?

Список литературы к главе 4

1. Глаголев Н.М. Рабочие процессы в двигателях внутрен-

него сгорания. – М.–К.: Машгиз, 1951. – 480 с.

2. Дьяченко В.Г. Дифференциальные уравнения процессов

газообмена в двигателях внутреннего сгорания // Двигатели

внутреннего сгорания. – 1968. – Вып.2.– С. 17–24.

3. Розенблит Г.Б. Теплопередача в дизелях. – М.: Машино-

строение, 1977. – 216 с.

4. Кавтарадзе Р.З. Локальный теплообмен в поршневых дви-

гателях. – М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2001. – 591 с.

5. Woschni G. Beitrag zum Problem des Wärmeüberganges im

Verbrennungsmotor // MTZ. – 1965. – № 4. – S. 128–133.

146

6. Woschni G. Die Berechnung der Wanderluste und der thermi-

schen Belastung der Bauteile von Dieselmotoren // MTZ. – 1970. – №

12. – S. 491–499.

7. Белинкий Л.М. Теплоизлучение в камере сгорания быст-

роходного двигателя с воспламенением от сжатия // Тр. науч.-

исслед. лаборатории двигателей. – М.: Машгиз, 1955. – Вып.1. –

С. 83–113.

8. Wochni G. A universally applicable equation for the instanta-

neous heat transfer coefficient in the internal combustion engine //

SAE Preprints. – 1967. – № 670931.

9. Шеховцов А.Ф. Математическое моделирование теплопе-

редачи в быстроходных дизелях. – Харьков: Выща шк., 1978. –

153 с.

10. John B. Heywood. Internal combustion engine fundamentals.

– New York: Mc Graw – Hill Book Company, 1988. – 929 p.

11. Heat and mass transfer in gasoline and diesel engines. XIX

International Symposium, Dubrovnik Yugoslavia, 1987. Edited by D.

Brian Spalding. – New York: Hemispheric publishing corporation,

1988. – 628 p.

147

Глава 5

ТЕЧЕНИЕ РАБОЧЕГО ТЕЛА ЧЕРЕЗ ОРГАНЫ

ГАЗОРАСПРЕДЕЛЕНИЯ ДВИГАТЕЛЕЙ

ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ

§1. Площадь проходных сечений клапанов

В четырёхтактных поршневых двигателях смена рабочего

тела в надпоршневой полости осуществляется через впускные и

выпускные клапаны. Количество клапанов в одном цилиндре

может быть 2, 3, 4 и 5. Чем больше клапанов в одном цилиндре,

тем больше суммарная площадь проходных сечений, но сложнее

конструкция головки цилиндров, механизма привода клапанов.

Для привода клапанов обычно используются кулачковые

механизмы различных схем (рис. 1.7, рис. 1.8, рис. 5.1). Профиль

кулачка 2 подбирается таким образом, чтобы напряжения в зоне

контакта поверхности кулачка 2 и коромысла 3 (рис. 5.1) не пре-

вышали допустимых значений. В используемых схемах механиз-

ма привода клапанов быстроходных двигателей (n > 3000 об/мин)

распределительный кулачковый вал располагают в головке ци-

линдров и кулачок воздействует на коромысло (рис. 1.7, рис. 5.1)

или через стакан (толкатель), скользящий в гнездах головки ци-

линдров и разгружающий стержни клапанов от боковых усилий,

непосредственно на клапан. В двигателях с частотой вращения

коленчатого вала менее 3000 об/мин кулачковый вал располагают

обычно в блоке цилиндров и перемещение толкателя, на который

воздействует кулачок, передается на коромысло с помощью

штанги (рис. 1.8). Так как механизм привода клапанов работает в

различных температурных условиях, зависящих от внешней на-

грузки, для компенсации температурного расширения деталей

привода клапанов и клапана между торцом клапана 7 и наконеч-

ником 6 регулировочного винта 5 (рис. 5.1) предусматривается

зазор. Начальная величина зазора, устанавливаемая на холодном

двигателе, зависит от схемы привода, линейных размеров деталей

механизма привода и составляет 0,1–0,5 мм.