Испытания двигателей внутреннего сгорания - Корси Е.К., Стефановский Б.С., Скобцов Е.А.

Автор: Корси Е.К. Стефановский Б.С. Скобцов Е.А.

Теги: тепловые двигатели (кроме паровых машин и паровых турбин) машиностроение термодинамика теплотехника двигатели внутреннего сгорания

Год: 1972

Похожие

Судовые поршневые двигатели внешнего сгорания (двигатели Стирлинга)

Алюминиевые радиаторы автотракторных двигателей

Теория поршневых двигателей. Специальные главы

Теория двигателей внутреннего сгорания

Текст

Испытания двигателей внутреннего сгорания
Издательство «Машиностроение» Москва 1972
УДК 621.43.001,4
Испытания двигателей внутреннего сгорания. С те -фэновский Б. С., Скобцов Е. А., Кореи Е. К* н др. М., «Машиностроение», 1972, 368 стр.
В книге изложены методы исследования рабочего процесса поршневых двигателей внутреннего сгорания, топливной аппаратуры и газового анализа. Рассмотрены основные виды тормозных устройств, методы определения эффективных показателей двигателей и моделирования при испытаниях. Дана методика измерения основных параметров, определяющих нормальную работу двигателя.
Книга предназначена для инженерно-технических работников заводов и научно-исследовательских институтов автотракторостроения и двигателестроения.
Табл. 15, библ. 204 назв., илл. 202.
Авторы: Стефановский Б. С., Доколин Ю. М., Сорокин В. П. Васильев В. А., Кореи Е. К., Скобцов Е. А.
Рецензент канд. техн, наук В. Д. Муравьев
Редактор инж. Е. А*. Кореи
3-18-3
408—70
ПРЕДИСЛОВИЕ
В последнее время во всех отраслях машиностроения наблюдается развитие средств и методов испытаний, резкое увеличение числа организаций и лиц, занимающихся исследованиями, и повышение значения и объема опытно-исследовательских работ. Это объясняется необходимостью постоянного совершенствования конструкции выпускаемых промышленностью машин, в том числе и двигателей внутреннего сгорания, что невозможно без проведения испытаний.
Улучшение параметров двигателей возможно лишь при тщательном изучении происходящих в них процессов. Для сокращения сроков создания новых моделей перед испытателями ставится задача замены длительных испытаний ускоренными, а дорогостоящих испытаний всего агрегата испытаниями отдельных узлов на специальных стендах.
Следует подчеркнуть, что в настоящее время практически нельзя провести четкую грань между опытно-конструкторскими и исследовательскими работами вследствие того, что создание какого-либо узла, отвечающего современным требованиям надежности, заставляет чрезвычайно тщательно изучать его работу, так как легкодоступные резервы улучшения конструкции практически уже исчерпаны.
Развитие теории двигателей также невозможно без постановки все более сложных, точных, а иногда и уникальных экспериментов. Благодаря успехам электроники значительно повысился уровень методов испытаний и измерительной техники.
В связи с изложенным возникла необходимость обобщить накопленный за последнее время опыт. Авторы данной книги пытались решить эту задачу применительно к стендовым испытаниям поршневых двигателей внутреннего сгорания на всех этапах двигателестроительного производства. В данное время особенно важное значение приобретают работы, связанные с улучшением рабочего процесса и уменьшением токсичности отработавших газов, что вызвано созданием все более высокооборотных двигателей внутреннего сгорания. Именно это и определило основное направление книги. Главное внимание в книге авторы уделили исследованию рабочего процесса двигателей, топливной аппаратуры, газовому анализу как наиболее актуальным вопросам.
1* 3
Рассмотрены точность постановки экспериментов и измерений, требования к измерительной аппаратуре, сопоставляются методы оценки эффективности показателей двигателей. Так как исследование теплового состояния двигателя, оценка его механической напряженности базируются на широко известных методах измерений, в книге описываются лишь особенности проведения таких работ.
Все критические замечания и советы будут приняты авторами с благодарностью. Отзывы и предложения просим направлять в издательство «Машиностроение» по адресу: Москва, Б-66, 1-й Басманный пер., д. 3.
Условия постановки измерений с заданной точностью
При любом эксперименте достоверные выводы могут быть сделаны лишь на основании опытных данных, имеющих определенный уровень точности.
Точность измерений должна соответствовать цели исследования.
При постановке опытов прежде всего должны быть подвергнуты анализу факторы, влияющие на их точность, и на основании такого анализа подобрана соответствующая измерительная аппаратура. Ниже кратко рассматриваются основные принципы подобного анализа, а также элементы теории погрешностей.
Погрешности непосредственно измеряемых величин
Измерение любой физической величины выполняется с некоторой погрешностью. Погрешности измерений могут быть подразделены на грубые (в основном это субъективные ошибки испытателей), систематические (обычно следствие несовершенства измерительной техники и методов измерений) и случайные (результат практически неустранимых неточностей в установке, настройке и отсчете показаний аппаратуры).
Грубые ошибки могут быть устранены обучением и тренировкой испытателей и улучшением условий их труда. Систематические погрешности имеют определенную величину и знак и в принципе поддаются исправлению или ограничению (подробнее см. ниже). Следовательно, точность непосредственно измеряемых величин в основном определяется случайными погрешностями‘измерений. Величина и знак последних вследствие их случайного происхождения неопределенны; поэтому случайным погрешностям приходится приписывать двойной знак и оценивать лишь их наиболее вероятные значения с помощью специальных математических методов [98]. Главная трудность при этом заключается в том, что вследствие наличия случайных прхрешностей истинное значение измеряемой величины остается неизвестным. Поэтому прежде всего надлежит установить наиболее близкий к истине результат измерений.
Допустим, что проведя п измерений величины X, мы получим результаты ах, ч ап. Имея эти результаты, можно найти
некоторую величину Л, наиболее близкую к неизвестной величине X, предполагая, что сумма квадратов отклонений между величиной А и результатами измерений будет минимальной, т. е.
(Л — aj3 + (Л — а2)2 + • • • + (Л — ал)2 = min.
Так как квадраты всех отклонений положительны, то минимум их суммы обеспечит наилучшее приближение к истине. Дифференцируя предыдущее выражение по Л, приравнивая первую производную нулю и решая полученное уравнение, будем иметь выражение для определения среднего арифметического всех результатов измерений:
Л = + * ' ’ ~ / J \
П ‘ }
. Таким образом, наилучшим приближением к истинному значению непосредственно измеряемой величины является среднее арифметическое всех результатов измерений. Последнее объясняется тем, что при вычислении среднего арифметического значения случайных ошибок отдельных измерений ошибки с противоположными знаками могут уничтожиться. Следовательно, при проведении измерений замеры должны быть многократными, а результаты их должны осредняться.
С увеличением числа замеров п точность среднего арифметического их результатов должна возрастать (увеличивается вероятность взаимного уничтожения случайных ошибок отдельных измерений), поэтому возникает вопрос об определении целесообразного числа замеров.
В специальных работах по математической статистике 198] доказывается, что наиболее вероятной абсолютной ошибкой среднего арифметического результатов п измерений будет величина
Рл = ± 0,6745 + И
где ех — А — йх; е3 = А —аг; . . еп = А — аа— отклонения результатов отдельных измерений от среднего арифметического.
Выражение (2) показывает, что с увеличением числа измерений га величина рд быстро уменьшается лишь до п = 5-*-10. Следовательно, увеличивать число замеров на одном режиме свыше 5—10 нецелесообразно. Кроме того, из выражения (2) следует, что при n—S1 рд —• оо. Это означает, что на основании единичного замера нельзя делать никаких заключений, так как в силу случайных причин именно данное измерение может иметь особенно большую погрешность. При вычислении наиболее вероятной абсолютной ошибки рд часто принимают коэффициент 0,6745 ^273.....
6
Значение квадратного корня в выражении (2) в теорий ошибок называется среднеквадратичной абсолютной ошибкой:
1 / 81 + е2 +-------Н
°А = ± |/ ----------п (п - 1)-----
С помощью среднеквадратичной ошибки можно оценить величину предельной абсолютной ошибки измерений о1Пах, превышение которой маловероятно. Можно указать, что
^гпах (4)
ГТ 2
Поскольку рл -п~ пл, то
_ 2
^тах 2 Ра д ^тах»
&А g ^niax*
Таким образом, осреднив непосредственные результаты измерений и вычислив их отклонения от среднего арифметического, с помощью выражений (2)—(5) можно определить и наиболее вероятное значение измеряемой величины
X = А ± рА.
Следует отметить, что точность измерений можно характеризовать не только абсолютной, но и относительной погрешностью
6= + JL
где р — абсолютная погрешность, т. е. разность между действительным значением измеряемой величины и результатом измерений.
Относительная погрешность более наглядно характеризует результат измерений, так как при ее использовании, во-первых, учитывается абсолютное значение измеряемой величины, и, во-вторых, появляется возможность сравнивать точность измерений физически разнородных величин.
Изложенный выше математический аппарат неприменим для расчета погрешностей величин, определяемых однократным замером. Хотя подобные замеры, как показано выше, нежелательны, в них может возникнуть необходимость, если, например, вследствие высокой трудоемкости какого-либо из измерений за время опыта нельзя сделать несколько замеров или если используется прибор, регистрирующий измеряемую величину нарастающим итогом (например, суммарный счетчик числа оборотов).
В таких случаях пользуются предельной абсолютной погрешностью измерения, в качестве которой обычно принимается наименьшая цена деления прибора. Зная предельную абсолютную погрешность, из соотношений (5) можно определить вероятную абсолютную погрешность, а по абсолютному значению измеряемой величины можно оценить и относительные погрешности.
7
Однако этот прием является грубо ориентировочным, не имеете математического обоснования и потому непригоден для достоверного определения погрешностей результатов многократных измерений.
Погрешности сложных опытов
Во многих случаях интересующие исследователей величины не поддаются непосредственному измерению, а вычисляются по результатам измерений нескольких других непосредственно измеряемых величин.
Изложенный выше материал не позволяет судить о точности таких опытов, так как остается открытым вопрос о связи между погрешностью результата вычислений и известными погрешностями величин, вводимых в расчет.
Применяя методы общей теории ошибок, искомую величину у можно рассматривать как функцию непосредственно измеряемых величин хп х2, . . х^
У f (^1> -^2» * • %tTi) •
Абсолютные ошибки величин xlt х2, . . хт рассматриваются как их бесконечно малые приращения, имеющие двойной знак (±dxlf ±dx2, . . ., ±dxm)> Предполагается, что эти приращения аргументов приводят к соответствующему абсолютному приращению функции ±dy, являющемуся ее полным дифференциалом, т. е.
dxr ± dx2 ± • • • ± dxm. (6) дхг 1 дх2 * дхт v
Относительная ошибка рассматриваемой функции будет равна дифференциалу ее натурального логарифма:
± dy — ±
± ± d [In у].
Из выражений (6) и (7) следует, что вычисление погрешностей сложных опытов в принципе не представляет затруднений. Однако имеется трудность, связанная с двойным знаком случайные ошибок аргументов исследуемой функции. Так как оба знака этих ошибок равновероятны, то вводится понятие о предельной абсолютной погрешности функции, которую имела бы функция если бы знаки ошибок всех аргументов были одинаковыми:
пред —
дхт
Таким образом, предельная абсолютная погрешность функци! равна сумме абсолютных значений ее частных дифференциалов
Предельной абсолютной погрешности функции соответствуе' предельная относительная ошибка, равная дифференциалу е<
8
натурального логарифма, у которого суммированы абсолютные значения всех членов
^Упред — ~
^=±|d[l<
У
Фактическая ошибка будет меньше предельной вследствие вероятности взаимного уничтожения случайных ошибок непосредственно измеряемых величин; для приближенной оценки вероятной погрешности функции по ее предельной погрешности применимы выражения (5),
Приведенный математический аппарат позволяет решать сле
дующие важные задачи:
1. Вычислять ошибки функций по известным ошибкам их аргументов — прямая задача.
2. Вычислять допустимые ошибки аргументов, при которых ошибка функции не превзойдет заданной величины, — обратная
задача.
3. Определять условия, при которых ошибка функции будет минимальной, т. е. оптимизировать условия измерений.
Рассмотрим методы решения этих задач, возникающих в ходе постановки любого эксперимента.
В качестве примера решения первой задачи установим факторы, влияющие на погрешность определения удельного эффективного расхода топлива ge. Эта величина может быть представлена в виде следующей функции непосредственно измеряемых величин:
^ = 716,2
0тп
Мепхт; ’
где бит — доза топлива и время ее расхода;
пх и тп — суммарное число оборотов двигателя и время его измерения;
Ме — крутящий момент на валу двигателя.
Дифференцируя натуральный логарифм этого выражения, у которого при логарифмировании суммируются все члены (эта операция часто называется логарифмическим дифференцированием), получим, что предельная относительная погрешность удельного эффективного расхода топлива
8genped = ± d(ln 716,2+ In G + 1птд+ 1пЛ1е + 1п/гх + 1пт) —
— ± (6G + бтл + + &ПХ + бт).
Следовательно, погрешность Sgenped равна сумме относительных погрешностей всех измеряемых величин.
Таким образом, данная задача решается просто. Представляют практический интерес некоторые частные случаи.
9
Если функция является степенной
у = х;ьх^., . xtlfn u 12 tn ’
ТО
У пред ~ (П^бх^ Ч- Z226x2 ’ “Ь М/тг^Х/и) •
(8)
Из выражения (8) следует, что для степенной функции ошибки аргументов имеют коэффициенты влияния в виде показателей степеней, причем для уменьшения ошибки функции целесообразно иметь nr < 1; n2 < 1; , . пт <Z 1 (извлечение корней) и нецелесообразно иметь > 1; n2> 1; . . .; пт >> 1 (возведение в степень).
Предположим, что функция представляет собой разность двух величин:
у^хг — х2, тогда
6упред = ± , (9)
Л1 -%2
причем, если х2 —* т0 fyfaped—* со. Следовательно, разность двух близких величин является случаем, крайне невыгодным с точки зрения точности измерений.
Приведенный материал показывает, что структура расчетных формул может оказывать значительное влияние на погрешности сложных опытов. Поэтому, разрабатывая методику исследований, следует останавливаться на методе, обеспечивающем наиболее благоприятную структуру расчетных формул, прибегая при необходимости к их преобразованию [98], особенно в случаях, когда экспериментатор лишен возможности влиять на точность определения непосредственно измеряемых величин. Однако гораздо чаще требуется, чтобы погрешность искомой величины не превосходила некоторого значения. В этом случае требуется установить допустимые величины погрешностей аргументов функции.
В общем случае предельная относительная ошибка функции может быть представлена в виде
дупред = ± («Лч + а26х2 Ч--------F a/n6xm), (10)
где alt а2, . . ат — коэффициенты влияния относительных погрешностей аргументов, которые для заданных условий измерений известны.
Нетрудно видеть, что для определения допустимых погрешностей 6хт, 6х2, . . ., 6хт получаем одно уравнение с несколькими неизвестными, допускающее множество решений.
Однако, используя метод равных влияний, предполагающий, что влияние каждого члена уравнения (10) на величину 8упред одинаково, и учитывая, что уравнение (10) содержит т членов,
получим
—= at8xt == a2Sx2 = • • . = awl6xm, ifl x
10
откуда
gx ™ tynped . _ tynped # ^Упред
1 щт, ’ 2 а2/п ’ ' ' ’’ m
При этом возможны два случая.
1. Найденные по выражениям (11) величины погрешностей всех аргументов лежат в пределах точности приборов, намеченных к использованию; постановка измерений с помощью этих приборов возможна.
2. Некоторые (а иногда и все) допустимые погрешности аргументов не обеспечиваются намеченными методами их измерений. Если это относится только к некоторым измеряемым величинам, а другие величины, наоборот, имеют «запас» точности, прибегают к перераспределению погрешностей, увеличив одни за счет других. В противном случае может быть поставлен вопрос о понижении требований к точности опытов, а если это недопустимо, — о разработке новых, более точных методов измерений.
Например, применительно к удельному эффективному расходу топлива ГОСТы 491—55 и 14846—69 устанавливают = = ±1%. Используя метод равных влияний, будем иметь 6G = = 6т/г = — 6nt — 6т — ±0,2%. В то же время с помощью
общепринятых методов измерений можем получить = ±0,5%; 6G — ±0,2%. Однако числа оборотов и промежутки времени нетрудно замерить с более высокой точностью, примерно ±0,1%. Таким образом, требуемая ГОСТами точность обеспечивается существующими методами и приборами.
Очевидно, что если нужно повысить точность сложных опытов, в первую очередь, необходимо уменьшать наибольшие из погрешностей измерений. Наконец, поскольку программа экспериментов зависит от исследователя, уместно поставить вопрос о подборе таких условий измерений, при которых точность сложных опытов была бы максимальной.
Оптимизация условий измерений исходит из того,-что предельная относительная ошибка функции
$ У пред = ± | d [In у] | — ± | d [In f (xlt X2f . . ., Xm)]
в общем случае также является функцией аргументов х19 х2, . . . . . ., хт, которая может иметь минимум. Отыскание этого минимума позволяет установить оптимальные условия для измерений.
Ниже приводится пример оптимизации условий измерений [98]. Электродвижущая сила термопары Е может быть определена по двум значениям тока в ее цепи и /2, измеренным при отсутствии и наличии в этой цепи эталонного сопротивления г0:
11
Если считать сопротивление г0 вполне точным и рассматривать токи 12 и разность I± — /2 как переменные величины, то
^^•пред —
где dl — абсолютная погрешность измерения тока (принято dIY - dl2 di).
Приведя выражение в скобке к общему знаменателю, разделив числитель и знаменатель на /1 и обозначив отношение тока Iг к току /2 через /?, получим
___, Р2 + 2р— 1 dl
OjC пред — ~ п__ 1 г *
Задача сводится к определению минимума функции
р2 + 2р — 1 I о г
q = ---— р + 3 +
V р _ 1 г f 1
Дифференцируя это выражение по р и приравнивая производную нулю, имеем
&L — 1_________~ о
dp (р-1)2 и’
откуда _
р = 1 +/2^2,41.
Следовательно, точность измерений будет наивысшей, если Р - 2,41.
Необходимо отметить, что не всякая функция ошибок измерений имеет минимум, и потому возможна оптимизация далеко не всех измерений. Тем не менее, анализ, подобный приведенному, полезен всегда, ибо он убеждает исследователя в том, что работа на намеченных режимах не повлияет на точность экспериментов.
Динамические погрешности измерений быстропеременных величин
Выше указывалось, что в числе погрешностей измерений, помимо случайных ошибок, могут быть систематические ошибки, вызванные несовершенством измерительной аппаратуры. Характерным примером последних являются динамические погрешности измерения быстропеременных величин, обусловленные инерционностью измерительной аппаратуры.
Эти погрешности имеют большое значение при испытаниях поршневых двигателей, в которых, например, скорость изменения давления dpldx в цилиндрах достигает 50—100 тыс. кГ/(см2 а в топливоподающих трубопроводах дизелей нередко превышает 500 тыс. кП(см? -сек).
12
восприни-соединена
F (т). Масса
Рис. 1. Расчетная схема измерительной системы
Уменьшение инерционности измерительных систем возможно только до определенных пределов, поэтому результаты замера быстропеременных величин имеют динамические погрешности, по допустимой величине которых подбирается измерительная аппаратура. Рассмотрим факторы, влияющие на величину этих погрешностей.
Подвижная часть почти любой измерительной системы может быть приведена к одномерной схеме, представленной на рис. 1. Измерительная система имеет приведенную массу т, мающую переменную измеряемую силу с пружиной, обладающей определенной жесткостью с, и гасителем колебаний, характеризующимся коэффициентом успокоения р. О величине измеряемой силы судят по амплитуде z перемещения подвижной части прибора.
Если предположить, что измеряемая сила изменяется по синусоидальному закону F (т) = Fmax sin ют (где Fmax — амплитудное значение силы, со — круговая частота ее изменения), а сопротивление гасителя пропорционально скорости перемещения массы т, то дифференциальное уравнение движения подвижной части будет иметь вид
т
<№z t dz . г
-^ + Р-^+сг= Sin СОТ.
(12)
Решение этого уравнения для случая продолжительной непрерывной регистрации следующее [110]:
z = ^wax — 1 sin (сот — arctg , (13)
с К(?2 ~ I)2 + W \ s Я “ 1 / v '
где g — коэффициент затухания (демпфирования), характеризующий величину механических потерь энергии в системе;
q = — соотношение частот вынужденных колебаний со
и свободных незатухающих колебаний со0, которые имела бы подвижная часть системы при отсутствии в ней потерь энергии.
Максимальное значение амплитуды перемещения подвижной части в динамическом режиме
^гоах —
^тах с
_______1________
К(?2-1)2 +W
(14)
13
Если бы сила Fmax измерялась статически, то амплитуда отклонения подвижной части
шах
С
%ст. max
(15)
Следовательно, максимальная амплитуда отклонения в динамическом режиме измерений отличается от статической. Отношение максимальной амплитуды в динамическом режиме к максимальной амплитуде в статическом режиме — характеризует амплитудную динамическую погрешность измерений:
__ ^шах
Zcm. max
_________1_______
К(<?а-1)2 + 4^2’
(16)
Фазовая погрешность измерений характеризуется углом
2&
<72 — 1
ф = — arctg
(17)
нансе крез =
Если а = — = 0, то независимо от величины коэффициента (00
затухания § X = 1, хр — 0 и динамическая погрешность измерений
отсутствует. При q = — = 1 ф = 90°; одновременно имеет место COq
резонанс по амплитуде, причем соотношение амплитуд при резо-
В зависимости от величины коэффициента зату-'S
хания величина амплитуды при резонансе может быть как больше, так и меньше статической. В частности, при £ = 1 соотношение амплитуд при резонансе Крез = при § = 4“ если же
£ —> 0, то Крез —> сю, и система может выйти из строя.
Наконец, при q = ——> сю Ал->0 и ф —> 180°, т. е. подвижная (Оо <
часть системы перестает реагировать на возмущающую силу (рис. 2).
Таким образом, для сведения динамических погрешностей к минимуму частота свободных колебаний (оо подвижной части измерительной системы должна быть возможно более высокой (Z —> 1 при q —>0; q —> 0 при <о0 —> сю).
(: - Если же требуется, чтобы подвижная часть измерительной системы не реагировала на возмущающую силу ( по этому принципу работают приборы для регистрации колебаний '— виброграф, торсиограф и др.), частота свободных колебаний подвижной части должна быть возможно более низкой (X —> 0 при * сю; q сю при (оо —> 0).
Полностью избавиться от динамических погрешностей невозможно. Поэтому измерительную систему приходится подбирать по допустимой их величине. При q < 1 величина этих погрешно-14
стей может быть оценена следующим образом. Максимальная амплитудная погрешность будет при g = 0:
Атах =---г = т-1 . (18)
±/(^2_ 1)2 1— <?2 ' '
Так как <?< 1, то в выражении (18) значение корня взято отрицательным, ибо в противном случае получим X < 0, что не
Рис. 2. Характеристики погрешностей измерения быстропеременных величин: а — амплитудных; б — фазовых
имеет смысла. Предельная относительная амплитудная погрешность
max
'max
Отсюда допустимые соотношения частот
Последнее из выражений (20) является более наглядным и употребительным. Требуемые соотношения частот для различных динамических погрешностей приведены на рис. 3. Из рис. 3 видно, что для получения динамической амплитудной погрешности в пределах Szmax = 1-^2% частота свободных колебаний измерительной
15
системы со0 должна превосходить частоту изменения измеряемой величины (о в 7—10 раз.
Для простейших измерительных устройств (мембраны, пружины и т. п.) частоту ю0 можно определить расчетным путем. Однако точность таких расчетов получается низкой вследствие того, что трудно правильно сформулировать граничные условия. Для сложных многозвенных измерительных систем расчетный метод использовать нельзя, так как условия взаимодействия звеньев практически не поддаются учету.
Рис. 3. Зависимость требуемого соотношения частот от допустимой величины предельной динамической по-
Рис. 4. График затухающих колебаний
измерительной системы
грешности измерений
Наиболее надежным является опытное определение частоты со о путем динамической тарировки измерительных систем. При этом наиболее употребительны два метода.
Первый из них основан на том, что, возбудив систему (например, приложив к ней нагрузку, а затем сняв ее), заставляют подвижную часть системы совершать свободные затухающие колебания с частотой «о (рис. 4).
Амплитуда свободных затухающих колебаний определяется выражением
__ 20
z = т , (21)
где Zq — начальная амплитуда при т — 0;
Т — период колебаний;
0 — логарифмический декремент затухания, равный натуральному логарифму отношения двух последовательных максимальных амплитуд, отстоящих на половину периода.
Вычисление логарифмического декремента затухания по двум ординатам не обеспечивает необходимой точности в связи с трудностью нанесения на график положения равновесия (нулевой линии). Поэтому предпочитают использовать метод трех ординат, при котором логарифмический декремент
0 = In (/ + г") - In (z" + z"')t (22)
16
где г', г" и zttr — три любые последовательные максимальные ординаты, отстоящие на половину периода.
_29 2
Например, взяв ординаты г0; zr — zQe т 2 = и г2 =
26
—. т
= z$e т = ?ое"20, будем иметь
In (г0 + гт) — In (zT + г2) = In zQ (I + e~e) — In гое~е (1 + e~e) = 0.
Так как в выражение (22) входят суммы ординат, то на график
не требуется наносить нулевую линию.
Коэффициент затухания £ связан с логарифмическим декрементом 0 соотношением [110] g = —=L== . (23)
е2 + л2 v
Определив по периоду Т (найденному с помощью отметок времени) частоту затухающих колебаний <оо, находят частоту свободных колебаний
СОл
«о = -7= . (24)
V 1 —
Рис, 5. Резонансная характеристика измерительной системы
При использовании этого метода возникают трудности, связанные с тем, что довольно быстро затухают колебания измерительных систем, для возбуждения которых используются специальные быстродействующие устройства (см. ниже). Метод не применим к системам, конструкция которых не позволяет записать график колебаний подвижной части (см. рис. 4).
Для подобных систем обычно применяется другой метод, заключающийся в том, что, возбуждая вынужденные колебания системы с различной частотой и регистрируя их максимальные амплитуды, получают резонансную характеристику системы (рис. 5). По ней непосредственно определяется резонансная частота а также величина амплитуды zpe3.
Нанеся на резонансную характеристику произвольную амплитуду z < zpe3, определяют разность частот А со, соответствующую равенству амплитуд на обеих ветвях резонансной кривой. После этого может быть найден коэффициент затухания
Дсо / z2
(25)
а по выражению (24) — частота свободных колебаний.
Этот метод проще предыдущего, так как позволяет использовать различные промышленные генераторы колебаний (электромагнитные, ультразвуковые и т. д.).
2 Б. С. Стефановский
Следует отметить, что большинство быстропеременных величин имеют закон изменения, далекий от синусоидального. Для подбора измерительной аппаратуры необходимо разложить эти величины в гармонический ряд и знать, какую наивысшую гармонику и с какой точностью следует регистрировать. После этого только можно использовать соотношения (20), причем под частотой о) понимают частоту наивысшей гармоники процесса, а под величиной 6zraax — допустимую амплитудную погрешность ее регистрации.
Приведем пример приложения теории, изложенной выше. Имеются данные о том, что для достоверной регистрации на индикаторной диаграмме быстроходных двигателей линии нарастания давления при сгорании, необходима регистрация гармоник до 150-го порядка (подробнее см. ниже).
Если двигатель двухтактный и число оборотов равно 2000 в минуту, то частота 150-й гармоники составит 160-^—- = 5000 гц. Предположив, что динамическая погрешность регистрации этой гармоники не должна превышать 6zmax = 14-2%, по графику (см. рис. 3) найдем, что частота свободных колебаний всех звеньев измерительной системы
ю0 = (74-10)-5000 = 354-50 кгц.
Получение столь высоких динамических качеств в механических измерительных системах исключено. Поэтому достоверные измерения быстропеременных величин выполняются с помощью немеханических (обычно электронных) измерительных систем.
Определение эффективных и механических показателей двигателей
Эффективная мощность Ne и мощность, затрачиваемая на преодоление механических потерь NMex (или механический к. п. д. двигателя т]^), являются основными показателями двигателей и должны определяться практически при любом виде их испытаний.
В условиях заводов или научно-исследовательских организаций двигатели испытывают на тормозных стендах. Бестормозные испытания двигателей внутреннего сгорания [40] не обладают высокой точностью, и потому их применяют только в полевых условиях или плохо оборудованных ремонтных мастерских.
Стенды для испытаний двигателей оборудуют в соответствии с требованиями технологического процесса испытаний. Они должны удовлетворять также другим требованиям: строительным, техники безопасности и промышленной санитарии, пожарной безопасности и т. д. [161.
С помощью тормозных стендов можно определять эффективную мощность двигателя по его крутящему моменту, воспринимаемому статором тормоза, и по числу оборотов в минуту.
Крутящий момент измеряют силоизмерительными (или весовыми) устройствами тормозов, а число оборотов — тахометрами различных типов.
Необходимо подчеркнуть, что на эффективные и механические показатели двигателя и срок службы его деталей оказывают существенное влияние параметры окружающей среды, качество топлив и масел, температурный режим, укомплектованность испытываемых двигателей теми или иными вспомогательными агрегатами и т. п.
Основные условия стендовых и других испытаний двигателей в СССР строго регламентированы соответствующими стандартами (например, ГОСТами 491—55 и 14846—69 для стендовых испытаний автотракторных двигателей). Подобные стандарты имеются и в других странах: SAE (США), CUNA (Италия), DIN (ФРГ), BS (Англия), CSN (ЧССР), JIS (Япония). Эти стандарты значительно отличаются один от другого как по объему испытаний, так и по методике испытаний, укомплектованности испытываемых двигателей и другим признакам (см. Приложение 1). Поэтому показатели идентичных двигателей, определяемые по стандартам других стран, получаются разными [71, 181, 184], что следует иметь в виду при использовании данных зарубежных исследователей.
2* 19
Без приведения эффективных показателей двигателей к нормальным атмосферным условиям невозможно сопоставление результатов испытаний, проведенных в различных районах, на разных высотах над уровнем моря и в соответствующее время года. Для дизелей и карбюраторных двигателей методики приведения результатов испытаний к нормальным атмосферным условиям ввиду особенностей рабочего процесса неодинаковы и сложны для дизелей. Существует довольно большое число указанных методик, которые по своим результатам неравноценны. Наиболее достоверные результаты применительно к дизелям дает методика Д. А. Портнова [94].
Испытания двигателей на тормозных стендах, как правило, проводятся на установившихся режимах. Стендовые методы определения эффективной мощности применимы и к другим видам испытаний двигателей (эксплуатационные, на неустанов'ившихся режимах работы и т. п.). При этом для измерения текущих значений крутящего момента вместо весовых устройств применяют динамометрические муфты в сочетании с малоинерционной тахометрической и регистрирующей аппаратурой.
Измерение чисел оборотов является составной частью испытаний не только двигателей, но и их агрегатов и систем (топливная аппаратура, нагнетатели и турбокомпрессоры и т. д.), причем в зависимости от цели и объекта способы измерений могут быть довольно специфичными [117].
Измерение чисел оборотов практически не представляет затруднений, причем наиболее точной и предпочтительной является тахометрическая аппаратура частотного типа; весьма желательно получение результатов измерений в цифровой форме.
Испытания по определению механических потерь и механического к. п. д. являются специфическими и могут проводиться на тормозных стендах, с
Тормозные устройства
Мощность, развиваемая двигателем при испытаниях, должна полностью поглощаться внешним сопротивлением. При стендовых испытаниях двигателей для этой цели применяют различные виды балансирных тормозов.
Мощность, поглощаемая тормозом любого типа, должна плавно регулироваться во всем диапазоне чисел оборотов испытываемого двигателя.
Тормоза по принципу, использованному для создания тормозного момента, можно подразделить на механические, воздушные, гидравлические, электрические, индукторные и комбинированные.
Тормоз любого типа характеризуется следующими параметрами:
максимальной и минимальной Nm mLn поглощаемой
мощностью;
20
максимальным мП1ах и минимальным nmin числами оборотов;
максимальным Aim max И МИНИМЗЛЬНЫМ Мт min ТОрМОЗНЫМИ моментами;
пределом регулирования тормоза по числу оборотов, характеризующимся коэффициентом
&__ ^шах
^mln ’
пределом регулирования тормоза по тормозному моменту, характеризующимся коэффициентом
d max
Рм — тй г?;
iV1m mln
пределом регулирования тормоза по мощности, который характеризуется коэффициентом
m max N _ ----
Mtn mln
числом оборотов, при которых тормоз развивает максимальный крутящий момент пм.
Механические тормоза обладают малой энергоемкостью, имеют нестабильные характеристики (изменение коэффициента трения вследствие случайных факторов) и поэтому практически не применяются.
Воздушные тормоза представляют собою обычно воздушные винты (с постоянным и переменным шагом) или мулинетки (упрощенные винты). Мощность в этих тормозах затрачивается на перемещение и частично нагрев воздуха. Их применяют исключительно при испытаниях авиационных двигателей, особенно воздушного охлаждения, так как при работе тормозов образуется воздушный поток, вследствие чего в некоторой степени имитируются эксплуатационные условия работы двигателя.
Гидравлические, электрические, индукторные, иногда и комбинированные тормоза широко используют при испытаниях поршневых двигателей внутреннего сгорания.
Выбор тормоза того или иного типа определяется целью испытаний, характером производства, типажом испытываемых двигателей, а также необходимостью и объемом комплексной механизации и автоматизации испытаний.
Гидротормоза
Гидротормоза получили наибольшее распространение в практике стендовых испытаний вследствие относительной простоты конструкции и большой энергоемкости.
Современные гидротормоза могут поглощать мощность до 60 000 л. с. и выше [55]. Поглощаемая мощность в них расходуется на совершение гидродинамической работы и на трение ротора о жидкость. Соотношение между этими составляющими
21
определяется конструкцией тормоза. Поглощаемая в гидротормозах энергия в конечном счете превращается в тепловую и затрачивается на нагрев жидкости (обычно воды, так как она обладает высокой теплоемкостью и вязкость ее сравнительно слабо зависит от температуры).
Конструкции гидротормозов довольно разнообразны, но могут быть сведены к пяти основным типам: дисковые, лопастные,
д)
Рис. 6. Схемы гидротормозов:
а —дискового (с гладким диском); б — дискового (с наклонным диском); в — штифтового; г — камерного (с лопатками); д—камерного (с разрезным ротором); е — пленочного; эк — объемного
штифтовые, камерные, пленочные и объемные. Схемы этих типов тормозов приведены на рис. 6, а основные данные в табл. 1.
При испытаниях автотракторных двигателей наибольшее распространение получили штифтовые (рис. 7) и лопастные (рис. 8) тормоза.
Штифтовые тормоза. Основными узлами их являются статор 2 (см. рис. 7), имеющий балансирную подвеску относительно фундаментной плиты /, и ротор 5, вращающийся в подшипниках 6 статора. На барабане 3 ротора установлено два ряда штифтов 4 квадратного сечения, один ряд таких же штифтов установлен на внутренней поверхности статора.
22
1. Основные данные гидравлических тормозов
Тормоза Мощность в л. с. Число оборотов в минуту Возможная точность измерения крутящего момента в %
Дисковые:
с гладким диском 15 000 500—60 000 0,1—0,2
» перфорированным диском 10 000 15 000 0,1—0,2
» наклонным диском 70 000 200—400 0,1—0,2
Лопастные с прямыми лопатками 3 000 150—2000 0,5—1,0
Штифтовые 250—26 000 600—6000 0,2—1,0
Камерные:
реверсивные с прямыми лопат-
ками 17 000 6000 0,1—0,2
нереверсивные с наклонными
лопатками 60 000 170—360 0,1—0,2
с разрезным ротором .... 25 000 2500—8000
10 000 600—1100
350 До 45 000
Пленочные До 100 » 40 000 0,1 —0,2
Объемные » 100 » 3 000 0,5—1,0
Рнс. 7. Штифтовой тормоз
23
Во время работы внутреннее пространство тормоза заполняется водой, уровень которой можно регулировать. При вращении ротора вода его штифтами отбрасывается на штифты статора, где она тормозится, поглощая подводимую мощность, и нагревается.
Количество воды, протекающей через тормоз, регулируют краном, расположенным на подводящей трубе, и сливными золотниками. Мощность, поглощаемую тормозом, регулируют путем заполнения водой рабочей камеры, т. е. увеличением или уменьшением внутреннего кольцевого слоя воды. Поскольку колебания давления в водопроводной сети могут вызывать значительные колебания поглощаемой мощности, особенно при малых нагрузках, для обеспечения устойчивой работы тормозов этого типа питание их водой производят из баков, в которых напор воды постоянен. Величина его должна быть не менее 3—4 м вод. ст.
24
Лопастные тормоза. По конструкции лопастной тормоз (рис. 8) напоминает обычную гидромуфту. Тормоза этого типа сложны, но имеют более устойчивые характеристики и обладают большей энергоемкостью, чем штифтовые тормоза.
В роторе и кожухе тормоза имеются карманы полуэллипти-ческого сечения с радиальными (или другой формы) лопатками. При вращении ротора вода под действием центробежных сил движется по направлению от центра к внешней части ротора и отбрасывается на статор, где тормозится, ударяясь о лопатки, стенки, а затем снова возвращается на ротор. В результате устанавливается циркуляция воды, причем в роторе вода приобретает энергию, а в статоре теряет ее и нагревается.
Регулировку таких тормозов производят изменением активной площади циркуляции воды заслонками, вводимыми в зазор между ротором и статором. Во время работы тормоза вся его внутренняя полость заполнена водой, и потому колебания давления в сети почти не сказываются на характеристиках тормоза. Это позволяет питать такие тормоза водой непосредственно от водопроводной сети с избыточным давлением (0,7—1,2 кПсм*).
Вода в тормоз поступает через отверстия в статоре, расположенные вблизи оси ротора, где давление наименьшее. Нагретая
Рис. 8. Лопастной тормоз
25
вода сливается через вентиль, который регулируют так, чтобы температура сливаемой воды была в пределах 50—75° С (во избежание кавитации).
Дисковые тормоза. Конструкция дискового гидротормоза, разработанного на Ярославском моторном заводе (ЯМЗ), приве-
Рис. 9. Навесной дисковый тормоз для испытания турбин газотурбо-нагнетателей:
/ — подвод воды; // — слив
дена на рис. 9. Тормоз выполнен в виде навесного агрегата и предназначен для испытаний скоростных турбин газотурбонагнетате-лей. Максимальное число оборотов составляет 60 000 в минуту, поглощаемая мощность — до 50 л. с. Мощность таких тормозов регулируют аналогично мощности штифтовых тормозов (путем изменения уровня кольцевого слоя воды).
Пленочные тормоза. Для испытания высокооборотных двигателей применяют также пленочные тормоза, напоминающие по 26
устройству подшипники скольжения. Тормозной момент возникает вследствие сдвига масляной пленки при окружной скорости до 200 м!сек. Величину поглощаемой мощности регулируют путем осевого перемещения статора, т. е. изменением активной площади и регулированием количества масла, протекающего через активную часть тормоза.
Характеристики гидротормозов. Естественные характеристики гидротормоза (рис. 10, а) по развиваемому тормозному моменту Мт и поглощаемой мощности Nm
Рис. 10. Характеристики гидротормозов: а — естественная; б — реальная
Мт
представляют собою кривые, близкие параболе. На рис. 10, б приведена внешняя (реальная) характеристика гидротормоза SGZ мощностью 300 л. с, фирмы Хинен Фруд.
Область режимов работы гидротормоза ограничена контуром OABCD. Участок ОА соответствует работе тормоза по естественной характеристике с максимальным заполнением тормоза водой или максимальной активной площадью циркуляции для тормозов лопастного типа.
Зависимость поглощаемой мощности от числа оборотов ротора на этом участке является кубической. В точке А тормозной момент достигает максимума, на измерение которого рассчитано весовое устройство, и дальнейшее увеличение поглощаемой мощности возможно только при постоянном максимальном моменте путем увеличения числа оборотов тормоза.
В точке В поглощаемая тормозом мощность ограничивается условиями допускаемой температуры воды, и дальнейшее повышение числа оборотов возможно лишь в том случае, если мощность останется постоянной, т. е. при одновременном снижении тормозного момента. В точке С число оборотов тормоза ограничивается прочностью ротора. .
27
Рис. 11. Характеристики штифтовых тормозов
Нижняя область, ограниченная линией OD, соответствует мощности, поглощаемой тормозом без заполнения его водой, в основном за счет потерь на трение в подшипниках.
Температура воды на выходе из гидротормозов должна поддерживаться в пределах 50—75° С. При более высокой температуре резко увеличиваются коррозия деталей тормоза и образование накипи, а главное — возникает угроза кавитации, которая может вывести тормоз из строя.
Особенности гидротормозов. К недостаткам гидротормозов относят невозможность использования (рекуперации) энергии, вырабатываемой двигателем, невозможность проворачивания коленчатого вала двигателя от тормоза и большие трудности автоматизации регулирования тормозов (особенно штифтовых и дисковых) из-за сложности соответствующих схем и большой инерционности тормоза. Кроме того, диапазон регулирования гидротормозов довольно узок. Для штифтовых тормозов диапазон регулируемой мощности может достигать 35— 40, а диапазоны регулируемого числа оборотов 2—8. У дисковых тормозов диапазон регулируемой мощности не превышает 10, а у лопастных тормозов и тормозов, имеющих регулирование заслонками, он еще уже.
Для расширения пределов регулирования гидротормозов (особенно большой мощности) их обычно выполняют многокамерными; такие тормоза имеют несколько независимых однд от другой тормозных секций. Исключение составляют пленочные высокооборотные тормоза. Имея окружные скорости до 200 м/сек, эти тормоза поглощают мощность до 100 л. с. с диапазоном ее регулирования до 50.
Достоинствами гидротормозов являются простота конструкции, обусловливающая их невысокую стоимость, и несложный уход.
Характеристики гидротормозов некоторых типов приведены на рис. 11.
Электротормоза
Электротормоза в последнее время получают все более широкое распространение. Они подразделяются на тормоза постоянного и переменного тока и индукторные тормоза. Устройство и характеристики индукторных тормозов своеобразны и будут рассмотрены особо.
Электрические тормоза постоянного и переменного тока по сравнению с тормозами других типов имеют два существенных 28
преимущества. Во-первых, вследствие обратимости электрических машин они могут быть использованы в качестве источника энергии для пуска испытываемого двигателя, что позволяет осуществлять холодную обкатку двигателей и приближенно определять их механические потери. Во-вторых, при работе этих установок в тормозных режимах можно использовать вырабатываемую ими электрическую энергию. Возможность рекуперации энергии имеет большое практическое значение, особенно при эксплуатации серийных испытательных станций с большим объемом испытаний. Использование в этом случае тормозов с рекуперацией энергии дает значительный экономический эффект.
Принципиально тормозная мощность может быть замерена по показателям вольтметра и амперметра, включенных в цепь нагрузки, что позволяет использовать в качестве электротормоза любой электрический генератор. Однако на практике такой способ применяют редко, так как он не обеспечивает требуемой точности измерений из-за трудности определения значения электрического к. п. д. генератора, которое является переменной величиной.
Обычно тормозную мощность определяют по величине реактивного крутящего момента с помощью балансирных и весовых устройств, рассмотренных ниже.
Электротормоза постоянного тока. Наибольшее распространение получили электротормоза постоянного тока, называемые также балансирными динамомашинами. От электрических машин обычной конструкции они отличаются наличием балансирной подвески статора и весового устройства для определения крутящего момента.
Характеристики электротормозов постоянного тока разделяют на внешние и естественные. Внешние характеристики показывают предельные возможности электротормоза.
Как известно, э. д. с. якоря генератора постоянного тока определяется выражением
Е = kE<Pn, (26)
где kE = — величина постоянная для данного генератора
(р — число пар полюсов генератора, N — число проводов якоря, а—число пар параллельных ветвей обмотки якоря); Ф — магнитный поток, создаваемый обмоткой возбуждения; п — число оборотов якоря.
Развиваемое генератором напряжение
U = E-IR„ (27)
где I — ток якоря;
— сопротивление обмотки якоря.
Обычно падение напряжения на обмотке якоря AL7 = 1#я невелико, и для ориентировочных расчетов можно положить
29
U Е. Отсюда следует, что напряжение генератора, выделяемое на внешней нагрузке, будет пропорционально числу оборотов его якоря.
С другой стороны, крутящий момент машины постоянного тока определяется выражением
М - kM№. (28)
г р N
где rm — ----Для данной машины величина постоянная.
Мощность же электрической машины постоянного тока определяется произведением соответствующего напряжения на ток якоря:
N = UI. (29)
Известно также, что для электрических машин имеют место ограничения по максимальной силе тока, определяемого сечением
Рнс. 12. Характеристики электротормозов постоянного тока:' а—-внешняя характеристика; б— естественная характеристика при постоянном возбуждении; в — ограничения электрических параметров по внешней характеристике
проводов и их нагревом, максимальной электрической мощности, допустимой по условиям нагрева электрической машины, и максимальному напряжению, зависящему от электрической прочности изоляции.
Внешняя характеристика электротормоза постоянного тока учитывает наличие этих ограничений (рис. 12, в). При малом числе оборотов для получения максимального тормозного момента устанавливают максимально допустимой силы ток якоря /[Пах. По мере увеличения числа оборотов растет напряжение генератора, а следовательно, и мощность, которая в точке 1 достигает максимально допустимого значения 2Vmax = (t//).max- Начиная с этого момента, мощность должна, поддерживаться неизменной, поэтому при 30
дальнейшем увеличении числа оборотов рост напряжения ограничивается соответствующим уменьшением величины тока. Наконец, в точке 2 напряжение достигает максимально допустимой величины t/wax. Далее повышать число оборотов нельзя, и регулирование тормоза при максимально допустимом напряжении возможно только путем уменьшения силы тока. Иногда максимальное число оборотов и соответствующая величина напряжения лимитируются механической прочностью обмоток якоря.
Приведенные выше выражения для крутящего момента и мощности электрической машины постоянного тока определяют форму внешних характеристик реальных электротормозов (рис. 12, а).
Ограничению по току соответствуют области постоянного максимального крутящего момента (CD и C'D'), при этом мощность растет пропорционально числу оборотов (кривые ОА и ОЛ')*, ограничению по мощности — участки постоянной мощности (АВ и Л'В'), на которых момент убывает с увеличением числа оборотов по гиперболе (кривые DE и DrE(\ Наконец, ограничение по напряжению или прочности обмоток якоря приводит к падению мощности и момента при постоянном числе оборотов (участки BG и B'G't EG и E'G').
При работе электротормоза постоянного тока, как и любого тормоза, возникают собственные механические потери (кривые 0G и OG').
Следует отметить, что получение внешней характеристики возможно только при непрерывном регулировании электротормоза. Например, если задано сопротивление нагрузки то сила тока генератора будет зависеть от развиваемого им напряжения U и величины указанного сопротивления, т. е.
Если для простоты принять Е U, то с помощью выражения (26) нетрудно установить, что
J kE®n = const Фп. (30)
Следовательно, с увеличением числа оборотов для поддержания величины тока постоянной необходимо уменьшать магнитный поток Ф (возбуждение).
Естественными характеристиками электротормоза постоянного тока называют характеристики, получаемые при постоянном магнитном потоке (рис. 12, б). Тогда для тормозного момента с помощью формул (28) и (30) можно получить выражение
kM const Ф*п Ап,
(31)
а для мощности будет справедливой зависимость
Nm ~ Вп\ (32)
31
где Л и В — некоторые постоянные величины.
Сопоставляя естественные характеристики электротормозов постоянного тока и гидротормозов, можно заметить, что первые более пологие. Это имеет важное значение с точки зрения устойчивой работы системы двигатель—тормоз, условия которой будут рассмотрены ниже. <
Следует особо отметить простоту регулирования электротор-мозов (током возбуждения), что позволяет сравнительно легко автоматизировать и программировать процесс испытаний. Кроме! того, это обеспечивает высокую стабильность работы тормозной установки и, как следствие, высокую точность измерений. ’
Основным недостатком электротормозов постоянного тока является ограниченное число оборотов (максимальное число оборотов, как правило, не превосходит 6000 в минуту, а у машин большой мощности 1500—3000 в минуту) и большие размеры. Кроме того, требуются специальные вентиляционные системы для их охлаждения. Это увеличивает стоимость тормоза, усложняет его эксплуатацию и повышает эксплуатационные расходы (однако затраты окупаются более широким использованием тормозов).
Электрическая энергия, вырабатываемая тормозом, может поглощаться в реостатах или отдаваться в сеть. В последнем случае используется схема, приведенная на рис. 13.
Рис. 13. Принципиальная схема электротормоза с рекуперацией энергии
В тормозную установку с рекуперацией энергии входят асинхронный или синхронный двигатель переменного тока АД. механически соединенный с ним генератор постоянного тока с независимым возбуждением Г и балансирный электротормоз с независимым возбуждением Т. механически связанный с испытываемым двигателем. Тормоз электрически соединен с генератором Г, образуя цепь электротормоз—генератор. Питание обмоток возбуждения генератора и электротормоза осуществляется от двух автотрансформаторов АТРГ и АТР% через выпрямители и В2.
Так как напряжение генератора Г при данной схеме может изменяться почти от нуля до максимального, то число оборотов электротормоза может изменяться от весьма малого значения до 32
максимального, соответствующего наибольшему напряжению генератора.
Для проворачивания коленчатого вала двигателя, когда требуется большой первоначальный момент при малом числе оборотов, создается максимальное возбуждение электротормоза с помощью трансформатора АТР2 и минимальное возбуждение генератора с помощью трансформатора АТР±. Плавно увеличивая силу тока возбуждения генератора, приводят во вращение коленчатый вал двигателя. При необходимости дальнейшего увеличения числа оборотов силу тока возбуждения тормоза уменьшают.
Переход тормоза с режима проворачивания коленчатого вала двигателя на режим торможения происходит автоматически, без каких-либо дополнительных электрических переключений, необходимо только включить подачу топлива и зажигание двигателя. При этом двигатель переходит на режим работы с повышенным числом оборотов, а электротормоз — из двигательного режима в генераторный. В этом случае энергия от тормоза будет передаваться генератору, он начнет работать в режиме двигателя и будет вращать двигатель переменного тока. При числе оборотов, несколько превышающих число оборотов двигателя переменного тока, он начинает работать в режиме генератора и отдавать энергию в сеть переменного тока. Для повышения числа оборотов асинхронного двигателя, включенного в сеть переменного тока, требуется резко увеличить момент, необходимый для его вращения, что обусловливает малое изменение числа оборотов асинхронного генератора при резком возрастании энергии, отдаваемой в сеть переменного тока. Для увеличения момента, требуемого для вращения асинхронного генератора, нужно соответственно повысить крутящий момент приводного двигателя (генератора Г). Поскольку момент, развиваемый генератором Г, зависит от силы тока в цепи якоря и от величины магнитного поля статора, то это вызовет пропорциональное увеличение силы тока в цепи электротормоз— генератор (при условии неизменности возбуждения тормоза и генератора), что происходит автоматически при повышении мощности испытываемого двигателя. Такой характер изменения силы тока и мощности в цепи электротормоз—генератор обеспечивает автоматическое поддержание заданного числа оборотов двигателя независимо от изменения его мощности.
Регулирование скоростного режима двигателя осуществляется изменением силы тока возбуждения тормоза и генератора с помощью автотрансформаторов АТР2 и АТРГ.
Недостатком тормоза с рекуперацией энергии является его сложность. В последнее время появились тормоза, в которых для преобразования токов используются управляемые полупроводниковые выпрямители (тиристоры), обеспечивающие диапазон мощности от 7 до 150 кет.
Электротормоза переменного тока. В качестве электротор-м<>за могут использоваться и генераторы переменного тока.
3 Б. С. Стефановский 33
Известны два типа тормозов переменного тока—тормоза с электро-машинными преобразователями, обеспечивающими их гибкое регулирование, и упрощенные тормоза на базе асинхронных электродвигателей с фазным ротором. Первые предназначены для исследовательских целей, но не получили большого распространения ввиду малого пускового момента при работе тормоза в режиме двигателя. Вторые, отличаясь простотой устройства и малыми габаритами, имеют весьма ограниченный диапазон регулирования числа оборотов и применяются в основном на серийных испытательных станциях и ремонтных предприятиях для сдаточных испытаний по упрощенным программам.
Индукторные тормоза
Вход воды
Слиб мгретойМы
Рис. 14. Схема индукторного тормоза
Принцип действия. В индукторных тормозах торможение осуществляется с помощью вихревых токов, возникающих в монолитном магнитопроводе при его перемагничивании.
Схема индукторного тормоза приведена на рис. 14. Ротор (или индуктор) 1 тормоза представляет собою двухрядное зубчатое колесо с прямоугольной или трапецеидальной формой зуба, которое вращается внутри статора 3. Статор обычно разделен на две половины, между которыми помещается катушка возбуждения 2. Она создает магнитный поток, концентрирующийся в местах расположения зубьев ротора.
Внутренняя поверхность статора образована двумя гильзами-4; ширина которых равна ширине зуба ротора. Гильзы и ротор изготовлены из стали с высокой магнитной проницаемостью. При вращении ротора отдельные уча-
стки гильз поочередно намагничиваются и размагничиваются, при этом в гильзах возникают вихревые токи, нагревающие их. Взаимодействие основного магнитного поля с полем вихревых токов создает сопротивление вращению ротора.
Таким образом, в индукторном тормозе происходит двойное преобразование энергии: подводимая к его ротору механическая энергия превращается сначала в электрическую энергию, а затем в тепловую. Для обеспечения отвода тепла индукторные тормоз^ имеют систему охлаждения. В большинстве случаев используется водяное охлаждение. Тормоза малой мощности и тормоза, работающие в импульсном режиме, могут иметь воздушную систему охлаждения.
Обычно охлаждающая вода подводится через верхнюю часть корпуса статора в полость между ним и ротором, охлаждает их1 34
и сливается через патрубки в канализацию. Наличие воды между вращающимся ротором и неподвижным статором вызывает дополнительный тормозной эффект, но при умеренном числе оборотов тормоза он невелик и автоматически учитывается силоизмерительным устройством. В высокооборотных тормозах этот эффект может стать значительным. Если проявление его нежелательно, тормоз конструктивно оформляют так, что вода охлаждает только статор. Схема подобного тормоза, выпускаемого фирмой Шенк (ФРГ), приведена на рис. 15. Охлаждающая вода циркулирует
в специальных каналах, выполненных в дисках статора.
Для экономии охлаждающей воды индукторные тормоза обычно снабжают терморегуляторами, поддерживающими температуру выходящей воды в пределах 70—80° С.
В принципе расход воды индукторным тормозом определяется величиной рассеиваемой мощности и должен быть таким же, как и у гидротормоза, однако более простое и четкое регулирование индукторных тормозов, особенно
Рис. 15. Схема «сухого» индукторного тормоза фирмы Шенк (ФРГ)
в сочетании с терморегулированием, обеспечивает некоторую экономию воды. В индукторном тормозе допускается более высокая температура выходящей воды, так как возникновение кавитации менее вероятно.
Индукторные тормоза регулируют путем изменения величины тока возбуждения. На рис. 16, а представлена реальная зависимость тормозного момента от числа оборотов при различной силе тока возбуждения 1в. Из рис. 16, а видно, что с увеличением числа оборотов при максимальном возбуждении крутящий момент возрастает очень интенсивно. Это является весьма положительным качеством индукторных тормозов, вследствие чего они при сравнительно малом числе оборотов способны развивать тормозные моменты, близкие к максимальным. Например, из рассматриваемого графика следует, что при полном возбуждении тормозной момент Мт, развиваемый тормозом, составляет 50% номинального при числе оборотов 200 в минуту и 80% при числе оборотов 500 в минуту.
Внешняя характеристика индукторного тормоза мощностью 750 л. с. представлена на рис. 16, б. Участок ОА соответствует нарастанию поглощаемой мощности при полном возбуждении, з* 35
В точке А (п = 1250 об!мин) тормоз имеет максимальную мощность. Точка В соответствует максимальному скоростному режиму. Участок ОС характеризует собственные механические потери тормоза.
Следует отметить, что у индукторных тормозов механические потери значительно ниже, чем у гидротормозов, поэтому индук-; торные тормоза обладают более широким диапазоном регулировки/ В частности, из приведенной характеристики легко определить)
Рис. 16. Характеристики реальных индукторных тормозов:
а — моментная характеристика тормоза ИТ-ГАП-24; б — внешняя характеристика тормоза типа IV английской фирмы Хинен Фруд
У лучших же образцов многокамерных гидротормозов (3jV=20, а у большинства гидротормозов = Ю-—15. Коэффициент а у индукторных тормозов составляет 23—20, у гидравлических 2—8.
Характеристики индукторных тормозов, серийно выпускаемых фирмой Шенк, приведены на рис. 17.
Другим положительным качеством индукторных тормозов является очень малая мощность возбуждения, составляющая всего 0,1—0,5% максимальной поглощаемой мощности. Это более чем на порядок ниже по сравнению с любой другой электрической машиной. Например, у одного из тормозов фирмы Хинен Фруд мощностью 3000 л. с. мощность возбуждения при максимальной поглощаемой мощности не превышает 2 кет.
Малая мощность возбуждения позволяет автоматизировать испытательные стенды, оборудованные индукторными тормозами, и упрощает испытания, сопровождающиеся резкими изменениями нагрузки. Время, необходимое для установки нового режима, у этих тормозов колеблется от 0,5 до 10 сек [16].
36
Обычно схемы управления индукторными тормозами имеют блоки автоматики, позволяющие управлять тормозом по определенной программе, например, п = const, М = const или (nM)k = = const.
В большинстве случаев основу системы регулирования составляет управляемый выпрямитель, выполненный на газонаполненных лампах (газотронах или тиратронах) или на управляемых кремниевых вентилях. Команды на управляемый выпрямитель соответствующих датчиков
подаются через задатчики режима с момента и скорости.
Индукторные тормоза обязательно оборудуют системой аварийной автоматики, которая страхует систему двигатель—тормоз от превышения числа оборотов (разноса) и прекращения подачи воды (быстрый пере-грев).
Особенности конструкции тормозов. Индукторный тормоз прост, компактен, имеет высокую энергоемкость, более надежен, чем тормоза постоянного тока, значительно дешевле их в изготовлении и в эксплуатации.
Вследствие простоты конструкции индукторные тормоза могут изготовляться не на специализированных
Рис. 17. Характеристики индукторных тормозов, серийно выпускаемых фирмой Шенк
предприятиях, а на любом моторостроительном заводе.
Недостатками индукторных тормозов являются принципиальная невозможность рекуперации поглощаемой тормозом энергии и невозможность использования их для провертывания коленчатого вала двигателя. Второй недостаток может быть устранен установкой последовательно с тормозом присоединяемого к нему через разобщительное устройство многоскоростного электродвигателя переменного тока или небольшой балансирной динамомашины постоянного тока. В частности, фирма Хинен Фруд предусматривает возможность установки в тормозах пусковых устройств с разобщительными кулачковыми муфтами, причем в принципе подобные устройства могут использоваться и для холодной обкатки двигателя.
К устройствам, значительно расширяющим возможности испытаний, относятся индукторные соединительные муфты. Принцип действия их аналогичен индукторным тормозам, разница лишь в том, что статор и ротор установлены на подшипниках и могут вращаться. При наличии возбуждения энергия передается через муфту (со скольжением, которое может изменяться от нескольких процентов до 100) ее потребителю. Таким образом, индукторная муфта сочетает в себе свойства механизма сцепления и вариатора. При использовании ее, например, в совокупности с гидротормозом можно значительно улучшить его характеристики,
37
Индукторные муфты применяются и в различного рода приводах для испытаний отдельных агрегатов. Такой комбинированный привод выпускается английской фирмой Хинен Фруд и некоторыми японскими фирмами. Он представляет собой электродвигатель переменного тока, конструктивно объединенный с индукторной муфтой (индукторным вариатором). Подобные устройства могут найти широкое применение при испытаниях двигателей внутреннего сгорания и их агрегатов, обеспечивая не только включение нагрузки без ударов, но и изменение скоростного режима испытаний агрегата по желаемой программе.
В отечественной практике индукторные тормоза и муфты используют пока редко. По-видимому, это объясняется отсутствием отечественных промышленных образцов таких устройств.
Изложенное выше показывает, что индукторные тормоза и муфты обладают существенными преимуществами перед другими типами тормозов, особенно с точки зрения автоматизации процесса испытаний. Более того, некоторые виды испытаний (программирование, испытания регуляторов и т. д.) успешно могут выполняться только при использовании индукторных тормозов.
Согласование параметров двигателей и тормозов ’
Основой испытательного стенда, как указывалось выше, является имитатор нагрузки двигателя,, роль которого выполняет тормоз. От того, насколько правильно будет подобрано тормозное оборудование, зависит возможный объем испытаний и уровень их проведения.
Для обеспечения необходимого диапазона режимов испытываемого двигателя требуется не только определить соответствующую мощность тормоза, но и согласовать внешние характеристики тормоза и двигателя. Выбор тормоза производится по максимальной мощности и необходимому диапазону ее регулирования, по максимальным числам оборотов и необходимому диапазону их регулирования. При выборе метода и программы регулирования тормоза определяющим является степень согласования внешних характеристик двигателя и тормоза для обеспечения устойчивой работы системы двигатель—тормоз на всем диапазоне изменения мощности и чисел оборотов.
Соответствие тормоза двигателю по мощностным и скоростным данным обычно устанавливают путем наложения внешней ско- 1 ростной характеристики двигателя (пусть даже предполагаемой или расчетной) на внешнюю характеристику тормоза. Если характеристика двигателя укладывается внутри поля, ограниченного внешней характеристикой тормоза, то он обеспечит необходимые мощностной и скоростной режимы. При этом следует учитывать, что электрические и индукторные тормоза допускают кратковременные перегрузки до 100% и более.
Для дизелей особое внимание следует уделять начальному участку характеристики. На рис. 18 показаны внешние характе-38
ристики тормозов различного типа, но примерно с одинаковыми мощностью и числом оборотов. Приведенные характеристики показывают, что индукторный тормоз (кривая /) при прочих равных условиях обеспечивает нагрузку двигателя при меньших числах оборотов.
На рис. 19 на характеристику гидротормоза Е-4 наложены внешние характеристики дизелей ЯМЗ-236 (нижняя кривая),
ЯМЗ-240 без наддува (средняя кривая и с наддувом (верхняя кривая). Хотя номинальные параметры тормоза (Ntn=650 л. с., п.пах=3500об/лшн) существенно выше соответствующих параметров указанных двигателей, двигатель ЯМЗ-240
Рис. 19. Соответствие характеристик дизелей ЯМЗ и внешних характеристик гидротормозов сплошные кривые — характеристики, дизелей; штриховые кривые — характеристики тормозов
Рис. 18. Внешние характеристики тормозов:
/ — индукторного типа III фирмы Хинен Фруд; 2 —электротормоза постоянного тока МПВ 49,3/30 ХЭМЗ;
3 — гидротормоза типа Е-4
с наддувом не может испытываться на этом тормозе, а двигатель ЯМЗ-240 без наддува не может испытываться при числе оборотов менее 1000 в минуту. В то же время менее мощный индукторный тормоз типа III позволяет испытывать эти двигатели на всех скоростных режимах.
Под устойчивостью работы системы двигатель—тормоз понимается способность тормоза самопроизвольно поддерживать заданный скоростной или нагрузочный режим двигателя. В большинстве случаев определяющим является скоростной режим. На рис. 20 сопоставлены моментная скоростная характеристика двигателя с аналогичными естественными характеристиками различных тормозов.
Устойчивость работы (саморегулируемость) системы двигатель—тормоз будет обеспечена, если при случайном отклонении 39
2. Различные схемы автоматического регулирования электротормозов
Вариант схемы Двигатель Д i Тормоз г Согласование характеристик двигателя (сплошная кривая) и тормоза (штриховая) Регулирующая аппаратура Устойчивость системы двигатель—тормоз Сх'ема управления Примечание
при стабильной работе двигателя и тормоза в случае нарушения режима .тормоза или двигателя
1 Управ- ляемые Управляемые м Нет Удовлетворительная Неудовлетворительная М— момент п— число оборотов —
/
п
2 То же С регулированием числа оборотов п м » . 1 1 - Нет Хорошая Удовлетворительная —
D
3 То же С автоматическим регулированием числа оборотов п = const лг 1 1 t _ Регулятор числа оборотов для тормоза Хорошая Удовлетворительная для момента М. Хорошая для числа п оборотов w Применяется, когда необходимо жестко выдержать скорость. Число оборотов может изменяться по желанию оператора
/7
4 Управляемый С регулированием крутящего момента М М' /7 Регулятор крутящего момента для тормоза Плохая Непригодная Не применяется

5 С регулированием числа оборотов Управляемый ЛГ ж Не требуется, если двигатель снабжен регулятором Хорошая Удовлетворительная -
д
6 С регулированием крутящего момента То же М & Регулятор крутящего момента для двигателя Плохая Плохая © ® т Вариант 7 при одинаковой стоимости оборудования значительно лучше
п
7 То же С регулированием числа оборотов И _д 1—~ п То же Хорошая Хорошая —
8 То же С автоматическим регулированием числа оборотов п = const И ~| и 1— п Регулятор крутящего момента для двигателя. Регулятор числа оборотов для тормоза Хорошая Хорошая При намеренном изменении крутящего момента число оборотов остается постоянным
9 То же С регулированием крутящего момента № 1 д То же Хорошая Хорошая Применяется вместо варианта 8, если двигатель снабжен регулятором, а М должен быть выдержан строго постоянным
скоростного режима этой системы от заданного автоматически возникнут моменты, стремящиеся вернуть систему на заданный режим. В точке Б этому условию удовлетворяют все три рассматриваемых типа тормозов. Например, при случайном переходе системы двигатель—тормоз от числа оборотов п2 к числу оборотов п2 + Д/г тормозной момент превосходит крутящий момент двигателя на величину АЛ1,, АЛ45 и ЛМи соответственно
для гидро- и электротормозов и индукторного тормоза, что и обеспечивает возврат системы на исходный скоростной режим без воздействия оператора. Нетрудно видеть, что аналогичный
Рис. 20. Соответствие внешней характеристики двигателя внутреннего сгорания Мдв и естественных характеристик тормозов (Мэ — электротормоза, Мг — гидротормоза, Ми — индукторного тормоза)
процесс в точке Б будет и при уменьшении числа оборотов, однако крутящий момент двигателя при этом превзойдет тормозной момент, и число оборотов системы автоматически увеличится до нормы.
В точке А электро- и гидротормоза обеспечивают устойчивую работу двигателя. Индукторный же тормоз в этом случае устойчивости не обеспечивает. Так, например, при случайном уменьшении числа оборотов системы
двигатель — тормоз от пг до крутящий момент двигателя станет меньше тормозного на величину АЛ1и—АЛ4^, и без вмешательства оператора или системы автоматики число оборотов двигателя будет уменьшаться, пока он не остановится или не будет обеспечена его устойчивая работа в другой точке характеристики. Аналогичные явления в точке А будут и при повышении числа оборотов двигателя, нагруженного индукторным тормозом, только в данном случае число оборотов будет возрастать до тех пор, пока не вмешается оператор, не сработает автоматика или не перейдет на работу в точку установившегося режима (в данном случае точка 5).
Очевидно, что устойчивость работы системы двигатель—тормоз будет тем больше, чем выше будут моменты, восстанавливающие первоначальный режим работы этой системы. Последние зависят от крутизны моментных характеристик тормоза. Ранее было установлено, что наиболее крутые естественные моментные характеристики имеют гидротормоза, а тормозной момент индукторных тормозов в основном диапазоне регулирования по скорости практически постоянен. В соответствии с этим величина восстанавли
вающих моментов при работе по естественным характеристикам будет наивысшей для гидротормозов, промежуточной для электротормозов и наименьшей-—для индукторных тормозов, в связи с чем индукторные тормоза практически невозможно использовать
42
без автоматического регулирования скоростного режима. Следует отметить, что использование для двух последних типов тормозов сравнительно несложных систем автоматического регулирования режима резко увеличивает крутизну их характеристик, вследствие чего устойчивость работы этих тормозов может значительно повыситься по сравнению с устойчивостью гидротормозов. Соответствующие схемы регулирования и их краткие характеристики приведены в табл. 2.
Автоматизированные стенды с программным управлением
Автоматизированные стенды с программным управлением наиболее эффективны при использовании их для выполнения следующих работ: испытания двигателей, систем их агрегатов на надежность, долговечность, а также на токсичность при моделировании эксплуатационных режимов; испытания Смазочных масел с различными присадками; исследования рабочего процесса двигателя и его износа при работе на неустановившихся режимах; имитации эксплуатационных режимов работы двигателя, в некоторых случаях исключающей надобность в дорожных испытаниях.
Стенды с программным управлением обычно имеют автоматическую аппаратуру для измерения и регистрации основных параметров двигателя, задающее устройство, обеспечивающее выбор требуемой программы испытаний, и систему локальных регуляторов, поддерживающих в заданных пределах или изменяющих в соответствии с заданной программой три-пять основных параметров: число оборотов коленчатого вала, нагрузку или положение органа управления, температуру воды и масла, давление на впуске и противодавление на выпуске.
В качестве тормозов для автоматизированных стендов применяются либо электротормоза постоянного или переменного тока, либо индукторные тормоза, обеспечивающие большие возможности по пределам регулирования.
В последние годы некоторые зарубежные фирмы, выпускающие испытательное оборудование, а именно, ВЕМ (ГДР), Шенк (ФРГ), Оно Сокки (Япония), Хинен Фруд (Англия) и др., начали выпускать специальные устройства для автоматизации процесса испытания двигателей или полностью автоматизированные стенды с программным управлением. Наибольший интерес представляют стенды для исследования работы двигателей на неустановившихся режимах. Стенды, выпускаемые зарубежными фирмами для этих целей, обеспечивают работу двигателей по заданной программе, при этом обычно программируется изменение крутящего момента, или изменение числа оборотов, или оба параметра одновременно. Программа вводится в задающее устройство стенда в виде перфокарт или магнитной ленты, на которой записаны изменения крутящего момента и числа оборотов двигателя в про
43
цессе дорожных испытаний автомобиля с данным двигателем на определенном участке пути. К недостаткам испытания двигателей на неустановившихся режимах на стендах с программным управлением следует отнести невозможность определения предельных параметров двигателя, связанных с особенностями конструкции и условиями движения автомобиля, так как программирование хотя бы одного из параметров двигателя неизбежно исказит характер изменения других параметров.
Стенд, лишенный указанных недостатков, создан в Проблемной лаборатории транспортных двигателей МАДИ, и его принципиальное отличие от аналогичных стендов, выпускаемых за рубежом, заключается в том, что при испытании двигателя на неустановившихся режимах его параметры вообще не программируются. Условия работы двигателя на автомобиле, сам автомобиль и дорожные условия моделируются на стенде с помощью аналоговой электронно-вычислительной машины. Стенд оборудован электрическим индукторным тормозом, индуктивной динамометрической муфтой, специальными приборами для измерения и регистрации основных параметров двигателя, системами автоматического поддержания заданной температуры охлаждающей жидкости и масла.
В основу моделирования работы двигателя на автомобиле положено известное уравнение движения автомобиля, связывающее крутящий момент двигателя с угловым ускорением коленчатого вала при движении автомобиля:
М — ( °^Гк -L 4- JkZ J- I V
Kp \iK.ni^ 1 13«к. п«оП/ ( 9,81^ Z2 i de,
(33) где Ga — полный вес автомобиля;
ф — суммарный коэффициент сопротивления качению автомобиля;
гк — радиус колеса автомобиля;
iKt п — передаточное число коробки передач автомобиля; i'o — передаточное число главной передачи;
г| — механический к. п. д. трансмиссии;
W — фактор обтекаемости автомобиля;
va — скорость автомобиля;
JKZ — суммарный момент инерции колес автомобиля;
Jм — момент инерции маховика коленчатого вала и возвратно-поступательно движущихся масс двигателя; &дв — угловое ускорение коленчатого вала двигателя.
Уравнение (33) можно представить в виде
Мкр ~MS = (J* + JM) гдв, (34)
где — суммарное сопротивление дороги и воздуха;
— момент инерции вращающихся и поступательно движущихся масс автомобиля.
44
Уравнение движения коленчатого вала, жестко связанного с валом тормоза на стенде, имеет вид
Мкр М!П ” (Jт 4- Jw) 6^, (35)
где Jm — момент инерции ротора тормоза.
Уравнения (34) и (35) будут тождественны при условии соблюдения равенства = М}п и J* = Jm. В этом случае изменение крутящего момента Мкр и ускорения вала двигателя гдв в уравнении (35) при стендовых испытаниях будут соответственно равны изменениям значений Мкр и гдв в уравнении (34) для автомобиля. Следовательно, работа двигателя на стенде будет аналогична работе двигателя на автомобиле.
Определив значение из уравнения (34) и подставив его в уравнение (35), после преобразования получим
мт = ^^^)мкр Mz. (36)
Уравнение (36) определяет изменение тормозного момента индукторного тормоза, обеспечивающего моделирование работы двигателя в соответствии с уравнением (34) для автомобиля. Действительный тормозной момент Мт, а, развиваемый тормозом, следует регулировать так, чтобы он был равен расчетному значению определяемому в каждый момент времени по уравнению (36). Для получения расчетных значений тормозного момента необходимо измерять текущее значение Мкр, развиваемого двигателем, и задавать значение которое также в зависимости от скорости движения автомобиля изменяется во времени. Выполнение математических операций по уравнению (36) производится аналоговой ЭВМ, дающей изменение во времени момента Мт.р для воспроизведения его индукторным тормозом.
Практически значительно проще регулировать не действительный тормозной момент Мт. а угловую скорость вращения вала двигателя. Из уравнения (34) угловая скорость вращения вала двигателя
(37)
или
^дв= tdedt = -7—-г- Мт) dt. (38)
J JMTJm J
Если система регулирования действительного тормозного момента Mm.di развиваемого индукторным тормозом, воспроизводит изменение расчетного тормозного момента Мт.р по уравнению (36), то уравнение (37) будет тождественно уравнению (38) и угловая скорость вала двигателя на стенде в любой момент времени будет равна угловой скорости вала двигателя на автомобиле.
45
Осуществление регулирования действительной угловой скорости ($дв.д по задаваемому изменению расчетной угловой скорости обеспечит моделирование работы ^двигателя на стенде, аналогичное работе его на автомобиле. Блок-схема моделирования работы двигателя приведена на рис. 21.
Рис. 21. Блок-схема моделирования работы двигателя на стенде:
1 — двигатель; 2—динамометр; 3—тормоз; 4—тахогенератор; 5—датчик расчетной величины pj 6~аналоговая ЭВМ; 7—электромашинный усилитель (ЭМУ)
Регулирование тормозного момента осуществляется путем изменения тока в обмотке возбуждения индукторного тормоза с помощью электромашинного усилителя. Электромашинный усилитель усиливает поступающий управляющий сигнал Аса, пропорциональный разности между расчетной и действительной угловыми скоростями коленчатого вала двигателя. Формирование управляющего сигнала Аса производится на аналоговой ЭВМ. Схема набора задачи для ЭВМ приведена на рис. 22.
Для получения управляющего сигнала А(а необходимо знать расчетную угловую скорость (а^.р и сравнить ее со значением действительной угловой ^скорости са^. Это сравнение осуществляется в усилителе № 9, на один вход которого подается значение действительной угловой скорости, полученное от тахогенератора после инвертора (усилитель 1). Значение расчетной угловой скорости определяется следующим образом. Крутящий момент, замеряемый индуктивной динамометрической муфтой, установленной на валу между двигателем и ротором тормоза, представляет собой крутящий момент, Передаваемый сцеплением автомобиля Мсц на первичный вал коробки передач. Уравнение, определяющее значение МсЦ, имеет вид
^кр Jм&дв1 М«р ^сЦ.р ' Jj^de.p* (39)
46
Из уравнения (39) можно определить значение расчетного углового ускорения
________ М-Кр р ьд. р — 1
» Л1
и значение расчетной угловой скорости
р (^Кр МСЦ' р) (Lt.
J J М
(40)
(41)
Уравнение (41) решается в операционном усилителе 8. Значение Мкр подается на вход усилителя 8 от цепочки усилителей 2 и 3, которые решением уравнения (39) обеспечивают переход
Рис. 22. Схема набора задачи для аналоговой ЭВМ
от значения МСЦ1д, получаемого от индуктивной динамометрической муфты, к значению Мкр, необходимому для решения уравнения (41). Значение MC4tpf которое также нужно знать для решения уравнения (41), в усилителе 8 определяется по уравнению момента, передаваемого сцеплением от трансмиссии автомобиля на коленчатый вал двигателя:
МСЦ. Р -
е е +
лНя. п 1К. /?Лл. п “
(42)
где JKt в — момент инерции вращающихся и поступательно движущихся масс автомобиля, приведенный к карданному валу;
г|/с. п — механический к. п. д. коробки передач автомобиля;
Ek. в — угловое ускорение карданного вала;
— суммарный момент сопротивления движению автомобиля, приведенный к карданному валу.
Угловое ускорение карданного вала
р _ МСЦ1К. Л. п - в
к. в
Суммарный момент сопротивления в = f (4. fl)- (44)
47
Значение угловой скорости карданного вала может быть получено путем интегрирования углового ускорения карданного вала:
t
а ^K,edt.
О
В соответствии со схемой набора задачи (см. рис. 22), решаемой аналоговой ЭВМ, усилитель 4 реализует уравнение (43), усилитель 5 — уравнение (45) и усилитель 6 вместе с блоком
Рис. 23. Изменение крутящего момента МСцд и числа оборотов пдвд при резком открытии дроссельной заслонки:
7 — дроссельная заслонка закрыта; 7/ — дроссельная заслонка открыта;
1 — с включенным насосом-ускорителем; 2 — с выключенным иасосом-ускорителем
нелинейности БН — уравнение (44). Окончательное значение получается на выходе из усилителя 7, реализующего уравнение (42).
Регулируемые входы усилителей 4 и 7 служат для моделирования переключения передач коробки передач путем изменения коэффициентов iK.n на входе усилителей. Приведенные принципы моделирования и специальная аппаратура стенда обеспечивают испытания двигателей на неустановившихся режимах при моделировании следующих условий: разгон автомобиля на различных передачах, разгон автомобиля с одновременным переключением передач, разгон и движение автомобиля на различных профилях пути и дорожных покрытиях, испытания одного и того же двигателя на автомобилях разного типа, испытание двигателя на токсичность и др.
В качестве примера на рис. 23 приведены совмещенные осциллограммы, снятые при испытании двигателя на режимах разгона автомобиля ЗИЛ-130 с полной нагрузкой на второй передаче. Испытания проводились при включенном и выключенном насосе-48
ускорителе карбюратора. На осциллограммах показаны изменения крутящего момента и числа оборотов двигателя пдв при резком открытии дроссельной заслонки.
Измерение крутящих моментов
Точность измерения крутящего момента на стенде зависит от конструкции балансирной подвески тормоза и типа силоизмерительного устройства. При балансирных подвесках обычной
конструкции наивысшая точность измерения момента равна примерно 0,5%.
На рис. 24 приведена схема прецизионной подвески электротормоза, в которой для уменьшения трения промежуточный элемент приводится во вращение от специального электродвигателя. Для исключения одностороннего
Рис. 24. Схема прецизионной балансирной подвески. электротормоза японской фирмы Вако
воздействия трения на силоизмерительное устройство промежуточные элементы передней и задней опор электротормоза вращаются в разные стороны, компен-
сируя таким образом момент, возникающий от действия сил трения.
При применении соответствующих силоизмерительных устройств и тщательном обслуживании тормозов погрешность измерения момента ими может быть равна 0,3—0,2% и ниже.
Рис. 25. Схема маятникового динамометра
/q Динамометры для измерения установившегося
крутящего момента
Замер установившегося крутящего момента двигателя сводится к измерению силы, приложенной к определенному плечу (рычагу, смонтированному на статоре тормоза). Силоизмерительные устройства, которые могут быть использованы для этой цели, весьма многочисленны [55].
Механические и гидравлические силоизмерительные устройства по пределам и точности измерения примерно равноценны, но гидравлические устройства требуют большего ухода в эксплуатации, а чисто электрические методы измерения усилий не обеспечивают требуемой
точности. По этим причинам в динамометрах тормозных стендов преимущественно применяются механические силоизмерительные устройства маятникового и квадрантного типов.
Маятниковые и квадрантные динамометры. Маятниковый динамометр представляет собой двуплечий рычаг (рис. 25); к плечу а прикладывается измеряемая сила Р, на плече b закрепляется 4 Б. С. Стефановский 49
уравновешивающий груз Q. Условие равновесия двуплечего рычага достигается при
* Ра cos, а = Qb sin ex,
откуда
P = (46)
Следовательно, измеряемое усилие теоретически будет пропорционально тангенсу угла отклонения маятника. Вследствие трения и зазоров в шарнирах условия равновесия нарушаются,
Рис. 26. Схема квадрантного динамометра
момент как при работе двигателя,
поэтому шкала маятниковых весов наносится по результатам их тарировки. Влияние трения даже при применении в шарнирах весов шарикоподшипников остается значительным, в результате чего точность измерения сравнительно невысокая (погрешность 1 %). Однако вследствие простоты устройства и обслуживания динамометров этого типа их используют при массовых испытаниях с умеренными требованиями к точности измерений.
Маятниковые динамометры реверсивны и одинаково успешно измеряют крутящий так и при провертывании его
коленчатого вала. Поэтому их широко применяют на тормозных стендах в цехах сборки и испытаний двигателей, на ремонтных предприятиях и т. п. При точных исследованиях использовать такие динамометры не рекомендуется.
Более точные результаты измерений (погрешности 0,1 %) получаются при использовании квадрантных весов, схема которых приведена на рис. 26.
Квадрантный динамометр имеет два маятника /, укрепленных на кулаках-квадрантах 2, которые подвешены на тонких стальных лентах 4 к направляющим 5, укрепленным в корпусе весов. Измеряемое усилие Р через балансир 9 и две стальные ленты 8 передается кулачкам 7, конструктивно объединенным с квадрантами 2.
В состоянии покоя маятники занимают положение, показанное штриховой линией, т. е. отклоняются от вертикали на угол а0, а их центры тяжести совпадают по вертикали с точками подвеса ленты 4,
Под влиянием усилия Р маятники будут совершать сложное ' движение, перекатываясь по стальным лентам 4 квадрантами 2, 50
отклоняясь от положения равновесия на угол а0 а и поднимаясь вверх на высоту hr. Точка приложения силы Р при этом сместится вниз на значительно меньшую величину Л2. При обозначенных на рис. 26 размерах квадрантов и кулаков равновесие системы будет достигнуто при
b sin а +
^2--- ^1
(47)
Рис. 27. Схема реверсивной рычажновесовой системы
Из формулы (47) следует, во-первых, что при близких размерах а2 и небольшими грузами Q можно уравновешивать большие силы Р\ во-вторых, так каксила Р пропорциональна синусу угла отклонения маятников а, то шкала у квадрантных динамометров будет значительно равномернее, чем у маятниковых. Практически шкалу, по которой производится отсчет показаний динамометров с помощью указателя <?, приводимого в движение от зубчатой рейки 6, можно считать вполне равномерной при а 40°.
Для гашения колебаний крутящего момента и вибраций в динамометры включают демпферы, обычно представляющие собой цилиндр, заполненный маслом малой вязкости. В цилиндре с некоторым зазором перемещается демпфирующий поршень.
Квадрантные динамометры нереверсивны, и для измерения силы, которая может изменять знак, используются в сочетании с реверсивной рычажной системой (рис. 27). Рычаг 7, укрепленный на статоре балансирной динамомашины, имеет на конце траверсу 7, в которую вмонтированы призмы 6 и 2. На эти призмы опираются подвески 3 и 5, соединяемые рычагом 4, шарнирно закрепленным на раме механизма. При любом направлении силы, приложенной к рычагу 7, усилие на динамометр будет передаваться в одном направлении. Через промежуточный рычаг S, служащий для расширения пределов измерений, усилие воздействует на динамометр 11. Пружина 9 и груз 10 включаются в систему дополнительно к демпферу для уменьшения колебаний стрелки динамометра в тех случаях, когда испытываемый двигатель подвержен вибрации, а также при значительных колебаниях крутящего момента.
Для обеспечения устойчивой точности измерений крутящего момента маятниковыми и квадрантными динамометрами следует 4* 51
своевременно проводить необходимый уход за динамометром и осуществлять контрольные тарировки их [55]. Тарировочные приспособления обычно входят в комплект динамометров, либо в прилагаемой к прибору инструкции приводятся их чертежи и излагается методика тарировки.
Динамометры для измерения переменного крутящего момента
Для измерения средних и мгновенных значений крутящих моментов применяются преимущественно электрические методы измерения деформации при кручении измерительного участка вала, пропорциональной измеряемому крутящему моменту, с помощью динамометрических муфт.
Угол закручивания измерительного вала (в рад) под действием кр утящего момента
Ml
GJP ’
(48)
где I — длина измерительного вала (база) в см;
G — модуль сдвига материала вала в кПсм2;
Jp — полярный момент инерции сечения вала в см±; ,
М — крутящий момент в кПсм.
В частности, для сплошного круглого вала диаметром D
угол закручивания
_ 32ЛЯ
ф ~ nD4G;
(49)
для полого вала с диаметрами Dud
_ 32М1
л(£)4 —d4)G -
(50)
Точность измерения крутящего момента повышается с увеличением угла закручивания измерительного участка вала. Исходя из допустимых касательных напряжений, максимальный угол закручивания
Фтах Qf) Т'допу (^1)
где хдоп — допустимое касательное напряжение для материала вала в кПсм2.
Практически для стальных валов максимальный угол закручивания
фтах = 0,5 Т . (52)
Для измерения угла закручивания применяют различные датчики перемещений (индуктивные, емкостные, фотоэлектрические и др.). Можно также использовать датчики, реагирующие на деформацию вала (тензодатчики, магнитоупругие датчики и др.).
52
Рассмотрим некоторые применяемые на практике способы измерения крутящего момента.
Тензодинамометры. Большое распространение вследствие простоты устройства и тарировки, возможности использования коротких измерительных участков, хороших частотных свойств полу-
чили тензометрические динамометры (тензодинамометры). При' использовании динамометров этого типа наиболее трудным является токосъем, рассмотренный ниже.
Для измерения крутящего момента в принципе доста-
Рис. 28. Схемы наклейки тензодатчиков на измерительный участок вала;
ТОЧНО ОДНОГО ТеНЗОДаТЧИКа. а — при двух датчиках; б — при четырех Но отсутствие температурной компенсации, влияние деформаций изгиба, растяжения или сжатия
по оси измерительного участка вала, сильное искажение результатов измерения токосъемником делают этот способ неприемлемым. Обычно используют, как минимум, два тензодатчика; наилучшим
Рис. 29. Динамометр с тензодатчиками
вариантом является размещение на измерительном участке вала измерительного моста. Это повышает чувствительность тензодатчиков к деформации вала, создает наилучшие условия для температурной компенсации и обеспечивает наименьшую чувствительность схемы к изменению переходного сопротивления токосъемника. Схема размещения тензодатчиков на измерительном участке вала приведена на рис. 28. Датчики, наклеиваемые под углом 45° к оси вала и под углом 90° один к другому, соединяют в полумост (рис. 28, а) или мост (рис. 28, б).
Тарировка тензодинамометров обычно осуществляется закручиванием вала известным крутящим моментом, например, на машине кручения. Статический способ
тарировки вследствие хороших динамических качеств тензодинамометров допустим и для динамических измерений.
Тензодатчики позволяют использовать в качестве упругого элемента измерителя крутящего момента непосредственно различные детали исследуемой конструкции.
На рис. 29 в качестве примера изображена конструкция тен-зодинамометра, использовавшегося для измерения крутящего момента на первичном валу коробки передач двигателя ЯМЗ-236.
53
Наиболее сложной частью устройства является токосъемник, состоящий из щеткодержателя /, меднографитовых щеток, контактных колец 2 из красной меди и устройства 3 для отвода щеток. Крутящий момент измеряется четырьмя тензодатчиками, соединенными в мост. Для соединения датчиков с измерительной аппаратурой используется четырехжильный кабель. В процессе работы трущиеся поверхности токосъемника смачивают обезвоженным керосином, что исключает возможность локального приваривания к кольцам продуктов износа.
Индуктивные динамометры. Большое распространение при измерении крутящих моментов получили также динамометры
Рис. 30. Индуктивный динамометр
с индуктивными измерителями угла закручивания вала (индуктивные динамометры). Обычно применяется дифференциальная схема включения индуктивных датчиков. Пример конструкции индуктивного динамометра приведен на рис. 30. Динамометры такого типа, выпускаемые швейцарской фирмой Виброметр, рассчитаны на измерение моментов от 0,1 до 1000 кГ*м.
Основной деталью динамометра является вал /, диаметр которого на определенном участке уменьшен для увеличения угла закручивания. Этот угол измеряется четырьмя индуктивными датчиками 4, катушки 3 которых связаны с одной половиной вала, а сердечники 2 — с другой. При закручивании вала индуктивность одной катушки увеличивается, а другой уменьшается. Особенностью данного динамометра является трансформаторный токосъемник, не имеющий скользящих контактов. Динамометр работает в комплекте с усилителем на несущей частоте.
У индуктивных динамометров, не имеющих токосъемников, все обмотки располагаются на неподвижной части, а связь между подвижной и неподвижной частями динамометра является магнитной. Типичная конструкция подобного динамометра приведена на рис. 31.
Магнитопровод образован пятью зубчатыми кольцами 2 и <?, закрепленными на полом валу 1 через изолирующие (в магнит-54
ном отношении) прокладки. Измерительные обмотки 4 расположены концентрично вокруг вала в кольцевых неподвижных магнитопроводах 5, которые окружают кольца с малым радиальным зазором. При закручивании вала изменяется величина воздушных зазоров (0,3 мм) между зубцами колец, причем с одной стороны колец они увеличиваются, а с другой — уменьшаются. В соответствии с этим изменяется и индуктивность катушек, включенных в мостовую схему. Так как магнитное сопротивление
Рис. 31. Индуктивный динамометр с магнитной связью:
а — конструкция датчика; б—электрическая схема; 1 — полый вал; 2 и <? -— зубчатые кольца; 4—обмотки; 5 — наружный магннтопровод; 6 — балансировочное устройство;
7 — усилитель; 8 — фильтр
Рис. 32. Схема емкостного динамометра:
а — устройство; б — блок-схема; /, 2, и 3 — пластины дифференциального емкостного датчика; 4—измерительный вал; 5 н 6 — генераторы; 7—-смеситель: S — частотный детектор; 9 — усилитель постоянного тока; 10 — указатель
меньших зазоров между кольцами гораздо больше магнитного сопротивления радиального зазора, то его колебания не оказывают заметного влияния на показания динамометра.
Емкостные динамометры. В емкостных динамометрах в качестве измерителя угла закручивания вала применяют емкостные датчики. Связь датчиков с измерительной аппаратурой может быть как контактной, так и бесконтактной. Так как углы закручивания обычно малы, а следовательно, емкость изменяется незначительно, то для обеспечения работоспособности емкостных динамометров сочетают емкостные датчики с высокочастотной измерительной аппаратурой, используют генераторную или мостовую схему. На рис. 32, а приведена схема динамометрического устройства с дифференциальным емкостным датчиком. Пластины /, 2 и 3, укрепленные на базе I вала 4, образуют диф-55
ференциальный конденсатор, который с помощью кольцевых концентричных конденсаторов, не показанных на рисунке, включен в схему двух генераторов 5 и 6. При малых изменениях емкости частоты генераторов будут пропорциональны изменению емкости датчика. После смесителя 7 получаем разностную частоту, пропорциональную крутящему моменту. Дальнейшее измерение крутящего момента производится путем замера разностной частоты частотомером.
Погрешности емкостных динамометров могут вызываться непостоянством емкости соединительных кабелей, конденсаторов токосъемника и т. п. Погрешности в общем довольно велики по сравнению с погрешностями других типов динамометров.
Импульсные динамометры. Развитие импульсной техники позволяет использовать импульсные методы измерения крутящего момента. Сущность их сводится к получению тем или иным способом последовательности электрических импульсов, длительность которых пропорциональна измеряемому крутящему моменту. Измеряя среднее значение тока или напряжения электрических импульсов, получают возможность определить среднее значение крутящего момента, а при большом количестве импульсов за один оборот вала можно зарегистрировать и переменную составляющую крутящего момента.
Для измерения крутящего момента импульсным методом в большинстве случаев используют бесконтактные датчики, в основном индукционные и фотоэлектрические. Это значительно уменьшает погрешности измерений и повышает надежность динамометров.
Фотоэлектрические импульсные динамометры можно разбить на две группы. У приборов первой группы при изменении угла закручивания измерительного участка вала меняется импульсный световой поток, попадающий на фотодатчик. Изменение светового потока преобразуется в последовательность электрических импульсов с длительностью, пропорциональной передаваемому крутящему моменту. Поэтому требуется измерить лишь среднее значение напряжения импульсов. Основными источниками погрешностей приборов при этом являются непостоянство светового потока и нестабильность характеристик фотоэлементов.
Ко второй группе относятся приборы, основанные на применении фотоимпульсного метода измерения крутящего момента, дающего две последовательности импульсов, фазы которых будут изменяться одна относительно другой пропорционально измеряемому крутящему моменту. Блок-схема и диаграммы работы фазоимпульсного динамометра приведены на рис. 33.
Импульсы от датчиков после формирования поступают на выходной каскад, представляющий собой триггерный блок с двумя устойчивыми состояниями. Триггер формирует импульс с длительностью, пропорциональной измеряемому крутящему моменту. Показания прибора, измеряющего среднее значение напряжения 56
закручивания вала; изме-
U
последовательности импульсов, будут пропорциональны измеряемому крутящему моменту.
В фазоимпульсном динамометре применяются фотодатчики, устанавливаемые на расстоянии I один от другого. При вращении вала получается последовательность электрических импульсов, фазы которых будут зависеть от угла некие освещенности и нестабильность характеристик фотодатчиков в данном случае не имеет особого значения.
Более просты и надежны индукционные динамометры, использующие импульсный метод измерения крутящего момента. Во всех динамометрах этого типа необходимо обращать внимание на устранение факторов, влияющих на точность измерения (исключение влияния радиального биения, неточности нарезки зубцов измерительных дисков и т. д.).
Принцип действия этих динамометров также сводится к получению последовательности импульсов с разностью фаз, пропорциональной измеряемому крутящему моменту.
Фазоимпульсный метод дает возможность в широких пределах изменять соотношение между углом закручивания вала и углом сдвига фаз напряжений сигналов датчиков в соответствии с соотношением
(53) где <рэ — угол сдвига фаз сигналов;
k — число зубцов или прорезей на измерительном диске.
В качестве примера рассматривается фазоимпульсный динамометр японской фирмы Оно Сокки с диапазоном измерений 0,5 — 100 кГ*м и числом оборотов до 6000—10 000 в минуту. В этом динамометре измерителем служит цифровой фазометр, что создает большие удобства в работе. Схема устройства динамометра дана на рис. 34.
Магнитную цепь динамометра составляют постоянный магнит 5, внутренний магнитопровод 2, жестко соединенный с валом 7, и наружный магнитопровод 6. Изменение магнитного потока происходит между двумя магнитопроводами, где нарезаны внутренние и наружные зубцы. Такая конструкция уменьшает погреш-57

Ус2
'тр
вых “
д)
Рис. 33. Фазоимпульсный динамометр:
а — блок-схема; б—-диаграммы работы; 1 — вал; 2 — измерительные диски; 3 и 8—датчики; 4 н 7—усилители; 5 — триггерный блок; 6 — указатель сигналов датчиков;
и UC2 —напряжение сигналов; Vтр — напряжение на триггере; £7 вЬ1Х~ импульсы тока в измерителе
ность от неточности нарезки зубцов, так как в формировании сигнала участвуют все зубцы. Напряжение сигнала снимается с неподвижной кольцевой обмотки 3.
Динамометр имеет ровке измерительный
устройство 4 для тарировки. При тари-участок вала закручивается известным
Рис. 34. Схема индукционного фазоимпульсного динамометра:
/ — вал; 2 — внутренний магнитопровод; 3 — обмотка; 4 — устройство для тарировки; 5 — постоянный магнит; 6—наружный магнитопровод
моментом, а наружный магнитопровод приводится во вращение устройством 4. Такой метод тарировки является большим преимуществом, так как при тарировке фазоимпульсных датчиков часто приходится прибегать к сложным косвенным методам. Погрешность измерений лежит в пределах ±0,5%.
Согласование динамометрических муфт с усилителями и регистрирующей аппаратурой производится в соответствии с общеизвестными принципами и обычно не вызывает затруднений.
Методы определения механических потерь двигателей
Механические потери двигателей внутреннего сгорания (условно включающие затраты мощности на привод вспомогательных агрегатов и насосные потери) значительны и на номинальном режиме работы составляют 15—25% индикаторной мощности, ' поэтому задача снижения этих потерь является актуальной. Сложность причин, приводящих к возникновению механических Потерь, не дает возможности получить исчерпывающее аналитическое решение вопроса по определению мощности потерь и все имеющиеся методы расчета их являются грубо ориентировочными [37]. Это побуждает прибегать к опытному выяснению закономерностей механических потерь, однако вследствие сложности таких исследований и отсутствия единой методики эксперимента данные получаются трудно сопоставимыми и часто противоречивыми. Существующие методы определения механических потерь в двигателях могут быть разделены на две группы:
1. Определение суммарной мощности механических потерь или механического к. п. д. двигателя.
2. Выделение и исследование отдельных составляющих мощности потерь.
Определение суммарной мощности механических потерь и механического к. п. д. двигателя
Методы определения суммарной мощности механических потерь и механического к. п. д. двигателя можно подразделить на косвенные и прямые. При косвенных методах механические 58
потери или механический к. п. д. определяются по величинам индикаторной и эффективной мощности двигателя, а при прямых — проворачиванием коленчатого вала двигателя посторонним источником энергии, выключением отдельных цилиндров работающего двигателя или выбегом двигателя с определенного режима работы.
Рассмотрим основные особенности этих методов.
Метод сопоставления индикаторной и эффективной мощности. Этот метод можно считать наиболее старым и известным. Широкому применению этого метода препятствуют чисто технические трудности, связанные с необходимостью индицирования всех цилиндров многоцилиндрового двигателя. Применяемое, как паллиатив, индицирование одного «среднего» по показателям цилиндра [3 ] вследствие неравномерности работы цилиндров приводит к большим погрешностям и не может быть рекомендовано.
Если предположить для простоты вычислений, что индикаторные мощности всех i цилиндров двигателя одинаковы и равны и притом определены с одинаковой абсолютной погрешностью ANim т0 будем иметь следующие соотношения:
Ni = *w(-4; = -г-; ду‘ =1
Относительная погрешность определения индикаторной мощности
6ЛГг = = (54)
1 W, W/ v '
Таким образом, при сделанных предположениях (которые на практике реализовать почти невозможно) относительная погрешность определения индикаторной мощности практически тождественна относительной погрешности определения индикаторной мощности отдельных цилиндров бЛ/^.
Если эффективная мощность двигателя равна Ne, то абсолютная величина мощности механических потерь
N мех Ni
а относительная погрешность ее измерения
AW/ , AWg Wg
£ кт __ АЫмех i 4~ AWе Wt Wg Ni
N*ex “ w.«ex “ NmSX ” W^x
Wz
= ЛД-
(55)
где 6Ne — относительная погрешность измерения эффективной мощности двигателя;
'Чмех — механический к. п. д. двигателя,
59
Так как механический к. п. д. двигателя довольно низок 0,75—0,85), то погрешность определения мощности механических потерь 8NMex будет высока даже при самом тщательном индицировании и определении эффективной мощности двигателя. Приняв 6Л% = ±2% и бЛ^е = ±1% (что близко к практически достижимому минимуму) для указанных выше пределов изменения значения т]меХУ будем иметь бЛ^ = ± (11ч-18) %. Следовательно, для определения абсолютной величины мощности механических потерь данный метод, использующий разность двух близких величин, непригоден.
Более точно определяется этим методом механический к. п. д. двигателя. Так как механический к. п. д. двигателя
„ Ne Чмех Ni ’
то относительная погрешность его определения
- 6Ne + 6Afz - 6Л^ + 6Л^Ц. (56)
Отсюда бт]^ — ±3%. В связи с этим абсолютную мощность механических потерь целесообразно определять, пользуясь величиной механического к. п. д. двигателя и результатами его индицирования:
Nмех
что дает погрешность
№мех - + 6Л^ - бцл^ + 8М1ц. (57)
Таким образом, погрешность 8NMex = ±5%. Несмотря на некоторое усложнение обработки результатов измерений, их точность в данном случае будет вдвое-втрое выше, чем в рассмотренном выше. К сожалению, технические трудности индицирования многоцилиндрового двигателя препятствуют широкому применению этого метода.
ГОСТы 491—55 и 14846—69 рекомендуют определять мощность механических потерь более простыми методами — выключением цилиндров или проворачиванием коленчатого вала двигателя от постороннего источника энергии. Однако эти методы дают значительную погрешность при определении мощности механических потерь.
Метод выключения цилиндров. Данный метод наиболее прост и широко применяется при определении механических потерь карбюраторных двигателей и дизелей с насос-форсунками. Применительно к дизелям с топливоподающей аппаратурой разделенного типа для использования метода выключения цилиндров требуется изготовлять специальные приспособления [401. В связи с этим для таких дизелей мощность механических потерь обычно определяется проворачиванием вала двигателя от постороннего источника.
60
Метод определения мощности потерь выключением цилиндров крайне прост и состоит в том, что индикаторная мощность отключенного цилиндра
Nix = New - (58)
где и Ne(i-i) —эффективные мощности соответственно при i и i—1 работающих цилиндрах, определяемые по динамометру тормозного стенда.
Следует заметить, что выражение (58) представляет собой разность двух близких величин, поэтому несмотря на высокую точность измерения эффективной мощности двигателя погрешности определения индикаторной мощности отдельных цилиндров методом их отключения будут значительными. Допуская, что
1Х — ДМе (Z) + ДМё (Z—1) 2ДМе (г),
а индикаторные мощности всех i цилиндров будут одинаковыми, получим, что погрешность определения индикаторной мощности отдельного цилиндра
= 2щ„ех (0. -(59)
W i Дмех Ne щ
i
Выражение (59) показывает, что погрешность бМ/ц будет пропорциональна числу цилиндров. Принимая для современных двигателей i = 4-ь 12, г]мех = 0,75<-0,85 и 6Ме(о = ±1%, будем иметь 6Мг-х = ± (6-ь 20) %, т. е. много выше, чем при прямом индицировании. Так как абсолютная величина мощности механических потерь при использовании метода отключения цилиндров
i
Nмех ™ S Nix Ме (о,
1
то данный метод эквивалентен рассмотренному выше,- с той разницей, что не требуется индицирования отдельных цилиндров двигателей. Но тогда погрешность определения мощности механических потерь будет определяться выражением, аналогичным выражению (55), т. е.
&Njx
1 — Цкех
$N4ex
— цмех
(60)
которое для принятых выше значений 6Ме и т]л/ед. дает Ммех = = ±(274-147)%. Следовательно, точность метода выключения цилиндров, в котором дважды используются разность двух близких величин, совершенно неудовлетворительна. Но следует учесть также и влияние довольно грубых допущений, положенных в основу метода выключения цилиндров. При выводе выражения (58) предполагается, во-первых, что индикаторная мощность каждого из работающих цилиндров двигателя не изменяется при
61
выключении одного из них; во-вторых, что мощность механических потерь каждого цилиндра не меняется при его выключении. Достоверность второго допущения будет подробнее проанализирована ниже; пока можно заметить, что это допущение является довольно грубым. Что же касается первого допущения, то оно является сомнительным в связи с тем, что на режиме работы с выключением одного из цилиндров существенно изменяется наполнение действующих цилиндров. При этом как у дизелей (особенно на режимах работы, близких к номинальному), так в особенности у двигателей с внешним смесеобразованием индикаторная мощность работающих цилиндров изменяется настолько, что в некоторых случаях условная мощность механических потерь, определяемая методом выключения цилиндров, получается отрицательной. Н. С. Ждановский, подробно исследовавший этот вопрос [40], приводит интересные данные: например, для карбюраторного тракторного двигателя У-2 при работе на спирте методом выключения цилиндров NMex — 5,2 л, с., а при работе на бензине = 1,4 л. с. Индицированием же было получено соответственно 6,1 и 6,3 л. с. Для дизелей аналогичные расхождения меньше, но также значительны. Некоторые исследователи пытались ввести в рассматриваемый метод поправки, которыми учитывается неравенство в мощностях механических потерь работающего и выключенного цилиндров дизеля. Предполагалось также компенсировать изменение наполнения работающих цилиндров дросселированием двигателя на впуске. Однако предлагаемые усовершенствования метода не могут обеспечивать высокой точности результатов. Поэтому данный метод не может быть рекомендован для широкого применения.
Метод проворачивания коленчатого вала двигателя от постороннего источника энергии. Данный метод является наиболее употребительным методом определения суммарных механических потерь. Технически этот метод прост и сводится к тому, что коленчатый вал двигателя, работавшего на определенном режиме, немедленно после выключения подачи топлива или зажигания прокручивается балансирной динамомашиной с тем же числом оборотов. Измеренная по показаниям динамометра и числу оборотов мощность, затрачиваемая на проворачивание вала, отождествляется с мощностью механических потерь.
Температурное состояние трущихся деталей двигателя заметно влияет на работу трения и мощность механических потерь, поэтому при проворачивании вала двигателя (и других способах определения механических потерь) особую важность приобретает поддержание определенного температурного режима двигателя, что жестко регламентируется и ГОСТами 491—55 и 14846—69. Обычно температурный режим двигателя контролируют по температуре охлаждающей воды (или воздуха), а также масла. Несоблюдение этого условия может привести к грубым погрешностям измерений.
62
При использовании метода проворачивания коленчатого вала погрешности определения механических потерь возникают вследствие изменения:
режима работы и потребления мощности у некоторых систем и агрегатов двигателя (топливный насос высокого давления, отчасти механизм газораспределения и т. п.);
работы насосных ходов;
режима и мощности трения трущихся деталей.
Погрешности, вносимые первым источником, являются несущественными, так как работа большинства агрегатов и систем двигателя при переходе от рабочего режима на проворачивание не изменяется (водяной и масляный насосы, вентилятор и т.п.) и мощность этих агрегатов составляет незначительную часть мощности механических потерь. Вследствие этого даже существенное изменение мощности таких агрегатов повлияет на суммарную величину мощности механических потерь лишь в пределах точности измерения последней. Следовательно, эти погрешности могут не приниматься во внимание, тем более, что при необходимости они могут быть определены проворачиванием.
Погрешности от второго и третьего источника более значительны, ибо как характер протекания насосных ходов, так и режим трения некоторых деталей двигателя существенно изменяются.
Изменение характера протекания насосных ходов вызывается тем, что при проворачивании линии сжатия и расширения на индикаторной диаграмме сливаются. При этом вследствие отсутствия при проворачиваний свободного выпуска в этом процессе участвует значительно (в 3—4 раза) большее количество рабочего тела, чем при нормальном рабочем процессе. Поэтому мощность насосных потерь при проворачивании гораздо (до 15—20%) выше, чем при нормальном рабочем процессе [44].
Однако из этого не следует, что суммарная мощность механических потерь, определенная при проворачивании, выше действительной, поскольку переход к проворачиванию сопровождается уменьшением мощности трения юбок поршней и поршневых колец. Мгновенные силы трения этих деталей прямо пропорциональны давлению газа в цилиндрах. Так как оно во время такта расширения при проворачивании в 1,5—3 раза ниже действительного, то при неизменном числе оборотов уменьшение сил трения приведет к резкому снижению мощностей трения поршней и поршневых колец.
Доля мощности трения этих деталей в суммарной мощности трения (45—55%) значительно выше, чем мощности насосных потерь (порядка 10%), поэтому уменьшение мощности трения поршней и поршневых колец, являющееся следствием перехода от рабочего режима к проворачиванию, должно компенсировать прирост мощности насосных потерь, и общая мощность механических потерь при проворачивании должна заметно понизиться против действительной.
63
Изложенное полностью подтверждается результатами, полученными при исследовании. Например, у четырехцилиндрового двигателя мощность трения поршневых колец при переходе к проворачиванию понизилась при малом числе оборотов в 2,7 раза и при большом — в 2,3 раза против действительной. Соответствующая мощность для юбок поршней понизилась при малом числе оборотов в 2—3 раза, а при большом — даже в 6—7 раз. Поэтому можно считать, что суммарные механические потери, определяемые при проворачивании, значительно ниже действительных.
Этот вывод может оказаться неверным для высокооборотных дизелей с аномально высокой мощностью насосных потерь и незначительным уменьшением мощности трения поршней при переходе к прокручиванию. Для таких дизелей можно получить значения мощности, определенной проворачиванием, Nnp больше мощности механических потерь NMex.
Следовательно, проворачивание действительно является чисто условным, абсолютная точность его совершенно недостаточна, и единственная возможная область применения этого метода — сравнительные заводские испытания одной и той же модели двигателя. В соответствии с изложенным выше даже сравнение условных механических потерь разных двигателей по результатам их проворачивания довольно рискованно.
По поводу использования метода проворачивания надо еще отметить следующее. При определении этим методом отдельных составляющих мощности потерь путем их последовательного исключения не следует забывать, что исключаемая составляющая будет находиться как разность двух близких величин, и потому точность таких измерений является невысокой, а их результаты имеют скорее относительную, чем абсолютную ценность.
Метод одиночного выбега. В последнее время для определения механических потерь и механического к. п. д. двигателей внутреннего сгорания рекомендуется метод выбега. По существу этот метод, как впрочем и метод отключения цилиндров, является разновидностью метода проворачивания с той разницей, что при отключении подачи топлива или выключении зажигания коленчатый вал двигателя прокручивается за счет запаса кинетической энергии его движущихся деталей. Она затрачивается на преодоление механических потерь энергии (если выбег производится с режима холостого хода) или на преодоление механических потерь и внешней нагрузки (если выбег производится с одного из рабочих режимов).
Легко убедиться, что мощность, развиваемая двигателем за счет запаса кинетической энергии,
л' = тг'-ггл (6|)
64
где J — приведенный момент инерции подвижных деталей; со — угловая скорость коленчатого вала двигателя;
~~ — угловое ускорение (замедление) коленчатого вала.
Если выбег производится в режиме холостого хода, то эта мощность затрачивается на преодоление механических потерь, и тогда
_________ /со / d(\) \ мех ^75 \Тт~ )хх
(62)
Следовательно, если известен приведенный момент инерции J, то регистрируя угловую скорость и угловое ускорение коленчатого вала двигателя при выбеге его с режима холостого хода, определяют мощность механических потерь.
При данном методе не только возникают трудности, связанные с необходимостью достаточно точного определения приведенного момента инерции двигателя но и появляются те же погрешности, что и при методе проворачивания, а потому мощность механических потерь, определенная по выражению (62), также будет условной. Погрешность при одиночном выбеге будет даже больше, чем погрешность при проворачивании, ибо, кроме погрешностей, связанных с нарушением рабочего процесса и условий трения, появятся дополнительные погрешности при определении момента инерции, угловой скорости и ускорения. Поэтому ни рассмотренный метод, ни его разновидности [40 и 134] не смогли заменить гораздо более простой и относительно более точный метод проворачивания. Этот метод вообще нельзя считать перспективным.
Метод двойного выбега. Значительно более перспективным представляется использование для определения механического к. п. д. двигателя метода выбега, разработанного в Центральном научно-исследовательском дизельном институте. В этом случае выражение (61) можно привести к виду
= (63)
где k = — величина постоянная.
Выражение (63) применяется к двум выбегам с одного и того же числа оборотов п, но происходящих в различных условиях: один выбег без отключения внешней нагрузки (например тормоза), а второй — с режима холостого хода. Тогда применительно к первому и второму выбегам можно записать:
N^Ne + NMex = Ni^^-Jn(^')n\ (64)
N^NMex = -^Jn(~\ , (65)
/о \ ат /хх
° Б. С. Стефановский 65
где индексы н и хх означают, что выбег производится соответственно без снятия внешней нагрузки и с режима холостого хода.
В результате получаем
/ dn \ / dn \
и ____ — ^мех __ \ dr )н \ dr )хх tg — tg «ХХ
Чмех— ’ л/ . — ' 7 7/,, \--- — ——
1 f an \ tg ан
\ dr )ц
В этом случае задача сводится к снятию двух тахограмм выбега и замеру на них углов наклона линий числа оборотов ан и ахх. Для снятия тахограмм применяют механический тахограф или шлейфовый осциллограф, используя для этого выпрямленный ток датчика электрического тахометра ТЭ-204. Использование шлейфового осциллографа повышает точность измерений, но усложняет их. Наилучшие результаты можно получить, используя разработанный в последнее время прибор ИСУ-2, который позволяет непосредственно определять угловые скорости и ускорения [79].
Метод двойного выбега, являющийся также разновидностью метода проворачивания, гораздо точнее его (и метода одиночного выбега), так как грубо приближенная величина мощности механических потерь NMext входящая в выражение (66), мало влияет на конечный результат вычислений. Относительная погрешность определения механического к. п. д. по выражению (66):
- s (М/ - NMex) + 8М/. (67)
t
Вычислим относительную погрешность определения разности мощностей индикаторной N; и механических потерь Предполагая, что указанные величины определяются с абсолютными погрешностями ДМ/ и ANMex, можно записать:
N, ± ДАТ, — NMex ±&NMex = Г! ± (1 ± =
L W i \ мех / Л
= N t Г1 + 6Nt -± 8NMex) .
Абсолютная погрешность
A J [1 ± (1 ± 6NMex) ] - (Nt - NM J;
относительная погрешность
Ммех ___ 1 лл • 1 мех ____
кт. — 1 Чмех> 1 дт. — Чмех>
Так как
^мех AV
$ им мех
Nмех
66
то
6 (Ni - NMex) = ± ( ^ + 8NMet) . (68)
X 'i-ВД Цмех /
Коэффициент влияния погрешности 8NMex значительно меньше единицы, поэтому погрешность SNMex будет слабо влиять на величину погрешности 6 (Af, — Л^Л1ех).
Иллюстрируем изложенное примером. Допустим, что 6Л\- = = ±1%, &NMex — ±Ю%. Если принять т]мех = 0,75-^0,85, то б (Ni — NMex) = ± (34-4,5) %, а бт]^ в соответствии с выражением (67) будет составлять всего 4—5,5%.
Так как метод двойного выбега сводится практически к измерению числа оборотов двигателя, точность которого может быть высокой, то приведенные выше цифры можно считать верхним пределом погрешностей данного метода. Отсюда следует вывод, что методом двойного выбега механический к. п. д. двигателя определяется с точностью, практически не уступающей методу индицирования. Последнее потверждается опытными данными. Но так как метод двойного выбега гораздо проще метода индицирования многоцилиндрового двигателя, то он и должен считаться наиболее целесообразным.
Величину приведенного момента инерции двигателя J наиболее просто можно определить методом двойного выбега с режима холостого хода, производимым один раз непосредственно, а другой раз — с присоединенной массой, момент инерции которой точно известен и равен Если замерены угловые замедления или сняты соответствующие тахограммы, то момент инерции двигателя подсчитывается по выражению
/ dn\
J== Ах А1 tg”; , (69)
dr \ dr /1
где и e — угловые замедления коленчатого вала с известной массой и без нее.
Для определения угловых ускорений наиболее целесообразно использовать уже упоминавшийся прибор ИСУ-2 [79] или аналогичный ему.
Определение составляющих суммарной мощности механических потерь
Ни один из рассмотренных методов определения суммарной величины мощности механических потерь и механического к. п. д., кроме метода проворачивания (а он не обеспечивает необходимой точности), не позволяет исследовать характер трения отдельных деталей двигателя. Особого внимание заслуживают детали поршневой группы двигателя (поршень, кольца), мощность трения которых составляет около половины мощности механических потерь. В последнее время разработаны и опробованы специфи-5* 67
ческие методы (рассматриваемые ниже), позволяющие исследовать характер трения деталей поршневой группы.
Непосредственное измерение сил трения поршня двигателя.
Измерение силы трения поршня может дать ценный материал как по общему характеру трения деталей поршневой группы двигателя, так и по влиянию на мощность трения конструкций этих деталей, сорта и условий смазки, температурного режима и т. п. Однако такие исследования технически сложны.
Ы/сь коленчатого дала
Рис. 35. Устройство для непосредственного измерения силы трения поршня и поршневых колец
Общим принципом измерений является упругое крепление гильзы цилиндра опытного двигателя в направлении действия силы трения, позволяющее измерять эту силу по напряжениям или деформациям опор гильзы. В качестве примера на рис. 35 приведено у стр о йство, котор ое может быть установлено на блок цилиндров серийного двигателя. Нижняя часть гильзы 2 ввинчивается в корпус нижней подвески 4, которая прикрепляется к блоку цилиндров шпильками и имеет резиновое уплотнение 3. Для крепления в верхней подвеске гильза удлинена стаканом 1. Силу трения измеряют проволочные тензодатчики 6, наклеенные на верхнюю и нижнюю стороны поверхности А нижней подвески. Для измерения температуры гильзы служат тер-
мопары 5. Существенное влияние на результат измерений оказывает плотность дополнительного газового стыка Б, через который газы могут проникать в полость верхней подвески гильзы. Тарировка подвески производится с помощью устройства, показанного на рис. 36. В полость Б нагнетается масло, давление которого измеряется манометром. Электроподогреватель 2 позволяет имитировать нагрев гильзы при работе. На рис. 36 устройство показано в состоянии, обеспечивающем тарировку гильзы «на растяжение», т. е. при имитации силы трения, направленной вниз. В этом случае усилие от плунжера 5 через центральный болт 3 передается на верхний стакан 1, а от корпуса плунжера 7 — на нижнюю заглушку 8 гильзы, что и приводит к растяжению. Если удалить центральный болт 3, то верхняя траверса 6, соединенная с плунжером 5, будет иметь возможность перемещаться вверх. Эта траверса через болты 10 передаст усилие на нижнюю траверсу 9, которая будет воздействовать снизу на заглушку 8 гильзы. Усилие от корпуса плунжера 7 через болты 4 будет вое-
68
Рис. 36. Тарировочное устройство Рис. 37. Установки для изучения трения поршневых колец
69
принято стаканом /, что приведет к сжатию гильзы, т. е. будет имитирована сила трения, направленная вверх.
Рассмотренная подвеска не особенно сложна по конструкции, обладает хорошими динамическими качествами, работает вполне надежно и обеспечивает удовлетворительную точность измерения силы трения поршня (погрешность 5%). Оборудование двигателя подобным устройством позволяет провести исследования закономерностей трения поршня и поршневых колец.
Исследования трения и условий работы поршневых колец. Эти исследования могут проводиться как на действующих двига-
Рис. 38. Малогабаритный датчик для измерениядавления газа на поршневые кольца
ный тензометр
телях, так и на моделирующих установках.
Схема одной из таких установок приведена на рис. 37. Одна из ее модификаций (рис. 37, а) использовалась для изучения давления рабочего тела на поршневые кольца. Цилиндр 1 вместе с крышкой 2 прикреплен к блоку цилиндров двигателя анкерными болтами. Внутри цилиндра установлена со скользящей посадкой гильза 5, закрытая тарелкой 6 с проушинами, которыми она с помощью пальца 8 и серьги 7 соединена с поршнем 9 двигателя, играющим роль ползуна. Поршень 5 с помощью штанги 4 укреплен в крышке 2; штанга 4 позволяет фиксировать поршень на различной высоте и тем самым изменять степень сжатия в моделирующей установке. На поршне установлены датчики давления /0, конструкция которых показана на рис. 38.
Мембрана 1 датчика зажата по контуру гайкой 2, на которую* наклеен рабочий проволоч-3. Компенсационный тензометр 4 наклеен на
гайку 2. Датчики ввинчены в диск, запрессованный в поршень модели. Каналы диаметром 2 мм и длиной 25 мм, заполненные
маслом, сообщают датчики с канавками всех компрессионных
колец.
В установке осуществлялся цикл сжатие—расширение, аналогичный циклу при проворачивании коленчатого вала двигателя. Показания датчиков, записанные на светолучевой осциллограф, позволяют получить довольно полную картину величины и характера изменения давлений за поршневым кольцом.
Для измерения трения поршневых колец установка (рис. 37, б) имеет гильзу 12, которая упруго подвешена на крестовинах Н\ на последние наклеивались тензодатчики. Поршень без дна, но с полным комплектом поршневых колец приводится в движение с помощью штока и контрштока 13, пропущенных через нижний и верхний сальники. Наличие сальников обеспечивает в цилиндре установки определенное постоянное давление воздуха. Изменяя давление воздуха и число оборотов моделирующей установки,
70
Можно было исследовать влияние этих параметров на силу тре
ния поршневых колец.
Применялся и несколько иной метод.
Для облегчения температурных условий работы датчиков давления крейцкопфный двигатель был переоборудован в поршневую машину, работавшую на сжатом воздухе 1126].
В датчике давления (рис. 39) также имелись проволочные
D%. Собственно
'преобразователи: компенсационный Dr, рабочий датчик 7 представлял со-
бой тонкостенный цилиндр Г
(толщина стенки 0,15—
0,2 мм) с днищем 3,
Рис. 40. Экспериментальная установка
отделявшим рабочую часть датчика от компенсационной. Цилиндр ввинчивался в поршень и уплотнялся свинцовой прокладкой 4. Шлицы 5 служили для завинчивания датчика. Полость, которой передавалось давление р, действующее за поршневым кольцом, уплотнялась заглушкой 6. В колодке 2 укреплялись контакты /, выводы от которых через полый шток установки подводились к усилителю.
Аналогичной конструкции датчик использовался и для инди-цирования рабочей полости цилиндра.
Для изучения закономерностей трения поршневого кольца о стенку цилиндра [106] давление кольца моделировалось с помощью тарированной пружины (рис. 40). Экспериментальный поршень 2 с одним поршневым кольцом приводился в движение через динамометрическое устройство 5 и шарнирный подвес 3. Поршень имел шток с контрштоком 1 и перемещался по гильзе 4. Давление кольца на стенку создавалось пружиной 7 через
71
рычаги 6. Сила трения определялась как разность показаний дина* мометра при работе установки с кольцом и без него, т. е. как разность двух достаточно близких величин. Этот способ моделирования [126] является грубым, так как давление газа на поршневое кольцо на длине хода поршня резко изменяется, а способ измерения силы трения —• неудовлетворительным с точки зрения погрешностей измерений. \
Рис. 41. Устройство и установка индуктивного датчика для регистрации перемещений поршневого кольца
Рассмотренные выше способы могут быть полезными для уяснения общих закономерностей работы поршневых колец, но недостаточно отражают действительные условия их работы. Между тем без изучения этих условий невозможна разработка мероприятий, направленных на увеличение надежности и долговечности данных деталей.
В последние годы появились методы и были выполнены исследования работы поршневых колец в условиях действительного рабочего процесса на действующих двигателях. Например, А. Майер [186] регистрировал движение поршня относительно гильзы цилиндра с помощью емкостных датчиков; X. Штейн-бреннер [186] измерял осевые и радиальные перемещения порш-72
невых колец с помощью индуктивных датчиков. В исследованиях Н. К- Куликова и Г. Н. Миронова [70] для регистрации перемещения поршня относительно гильзы цилиндра использовалась укрепляемая на поршне и соприкасающаяся с гильзой промежуточная упругая деталь, на которую наклеивались проволочные тензодатчики. При исследовании условий работы поршневых и маслосъемных колец А. С. Орлиным и В. Г. Заренбиным [88 и 89] перемещение колец регистрировалось с помощью одних и тех же индуктивных датчиков. Датчик состоит из катушки с железным сердечником, обмотка которой выполнена из константана диаметром 0,1 мм, сопротивление ее постоянному току равно примерно 200 ом, Катушка закреплена в корпусе из листовой стали толщиной 0,5 мм, в котором размещена и компенсационная катушка.
На рис. 41 показано устройство датчика и размещение его на поршне двигателя Д6. С помощью этого устройства осуществляется непосредственно токосъем при исследовании движения четвертого поршневого кольца. Такой токосъем осуществлялся при всех исследованиях работы поршней и колец.
Токосъемник имеет пружинную оплетку, внутри которой в капроновом чулке размещены гибкие изолированные медные провода. Направляющие оплетки представляют собой лотки. Один из них закреплен на поршне, а второй — на картере двигателя. Рациональная форма лотков и размеры петли токосъемника подбираются опытным путем с использованием стробоскопического эффекта. Подобные устройства на двигателях с числом оборотов до 1500 в минуту работают надежно в течение нескольких часов. Сигналы датчиков через усилитель поступают на осциллограф.
Использование подобных методов позволило установить важные закономерности движения как поршня, так и поршневых колец. В частности, доказано осевое движение поршневых колец под действием их сил инерции в моменты, когда эти силы не уравновешиваются давлением газа [89]. Установлено также, что, помимо сил газа, на поршневые кольца действуют значительные гидродинамические силы. Зарегистрированы радиальные перемещения колец, приводящие к износу как колец, так и канавок.
Проведение подобных исследований может быть полезным при доводке деталей поршневой группы двигателей,
Методы исследования и контроля рабочего процесса двигателей
Исследование рабочего процесса двигателей связано с большими трудностями вследствие сложности и быстротечности отдельных этапов этого процесса. Оно может осуществляться разными способами. Из них наиболее распространенным является способ индицироваыия из-за его простоты и универсальности.
При индицировании возникает ряд проблем; специфическую проблему представляет вопрос об индицировании и контроле рабочего процесса многоцилиндровых двигателей. Ниже рассматриваются некоторые из них.
Требования к частотным характеристикам индикатора
Современные индикаторы регистрируют изменение давления в цилиндре двигателя в зависимости от времени, угла поворота коленчатого вала или хода поршня. Регистрируемая величина является быстропеременной. Так, скорость нарастания давления в начале сгорания у современных быстроходных дизелей может достигать 50 000—100 000 к/7(ем2-сек). Естественно, что при этом первостепенное значение приобретают динамические качества индикаторов, определяемые частотными характеристиками их узлов. В принципе, (имея частотные и амплитудно-фазовые характеристики звеньев измерительной системы, можно рассчитать величину динамических погрешностей и внести в результаты измерений соответствующие поправки. Однако при индицировании двигателей предпочитают использовать индикаторы, частотная характеристика которых обеспечивает индицирование с погрешностью, не превосходящей некоторой допустимой величины.
Приближенная оценка требований к частотной характеристике индикатора возможна на основании методов общей теории ошибок. Рассматривая давление как функцию времени р = р (т), получим, что относительная погрешность при индицировании
-“-dr
6р = 6Zln[p(T)J = (70)
Отсюда, в частности, следует, что динамическая погрешность индицирования должна быть пропорциональна скорости нарастания давления.
74
Применяй выражение (70) к участку нарастания давления при сгорании (рис. 42), получим
б/?г = ^7—• (71)
Скорость нарастания давления
( dP \ Р* — Рс
\dx)z Дтл
Так как период свободных колебаний измерительной системы Т должен быть малым, можно принять Т ^dxz.
Считая погрешность 6р2 заданной, из выражения (71) найдем требуемое значение периода свободных колебаний измерительной системы
(72)
в.и. т
Рис. 42. К оценке требуемых динамических качеств индикатора методами общей теории ошибок
у» VvWz ц Pz ~ Рс
Приняв для быстроходного дизеля Sp2 = 1% — 0,01; Ат2 = —0,0015 сек\ абсолютное давление р2 = 80 кПсм\ рс ^ 40 кПсм2\ получим Т = 0,3-10“4 сек, чему соответствует частота свободных колебаний /0—-^-^33 кгц.
Индикатор с такой частотной характеристикой зарегистрирует в рассмотренных условиях давление сгорания pz с погрешностью 8pz^ 1 %.
Изложенный метод оценки частотной характеристики индикатора является универсальным и применим к любому участку индикаторной диаграммы. Использование его дает возможность быстро определить величину динамической погрешности индициро-вания, однако этот метод оценки частотных характеристик индикатора следует считать приближенным, ибо допущение Т dxz достаточно произвольно.
Значительно более объективным является метод, основанный
на использовании результатов гармонического анализа соответствующих участков индикаторных диаграмм. Применительно к индицированию давления при рабочих ходах двигателей известны исследования X. Негеля, разлагавшего индикаторную диаграмму в ряд Фурье, аналогичное исследование К. Тэгера [192], а также опыты Пражского научно-исследовательского института нефтяных моторов [112], в которых индикаторные диаграммы снимались с помощью фильтров, поглощавших высшие гармоники.
При этом X. Негелем установлено, что погрешность индици-рования не должна превышать 1% при условии воспроизведения
75
гармоник до 40-го порядка. К. Тэгер считает, Что можно ограничиться гармоникой даже 30-го порядка, правда, с оговоркой, что индикаторные диаграммы будут использоваться для наладочных работ (между прочим, это дает ему основание утверждать, что для таких работ можно применять наиболее простые механические индикаторы).
Однако результаты наиболее достоверных опытов Пражского научно-исследовательского института нефтяных моторов побуждают считать рекомендации X. Негеля и К. Тэгера заниженными. На форму индикаторной диаграммы практически почти
Рис. 43. Результаты гармонического анализа индикаторной диаграммы:
h и h'—ординаты индикаторной диаграммы, полученные суммированием гармоник, и действительные; V — порядок гармоник
не влияют гармоники только начиная со 150-го порядка (рис. 43) [112]. Учитывая, что частота первой гармоники двигателя равна (где z— коэффициент тактности), легко подсчитать требуемую наивысшую частоту полосы пропускания системы индикатора:
для четырехтактного двигателя
Lax 4= 150 ^= 1,25/1, (73)
для двухтактного двигателя
я * 1
Anax2=150 44--2,5rt, (74)
где п — число оборотов двигателя в минуту.
Приняв, например, п — 2000 об!мин, получим /тах4 = 2500 гц; /max 2 ~ 5000 гц.
Для получения требуемой полосы- пропускания частота свободных колебаний всех звеньев измерительной системы /0 должна быть значительно выше. Соотношение между этими частотами определяется допустимой величиной динамической погрешности при воспроизведении гармоники наивысшего порядка. В соответствии с рис. 43 при динамической амплитудной погрешности высших гармоник 6гтах = 0,01 требуется иметь /0 = 10/тах. Тогда получаем для четырехтактного двигателя /04 = 25 кгц, для двухтактного f&> — 500 кгц. Полученные результаты близки к величинам, определенным по приближенной формуле (72).
Имеется мнение о том, что значительные погрешности при воспроизведении высших гармоник сравнительно мало влияют на итоговую точность индицирования [91 и 112], и, в частности, для верхних гармоник допустима амплитудная погрешность 6zn]ax = = 10%. С помощью рис. 3 нетрудно определить, что при таком условии достаточно иметь /0 3/тпах, тем самым значительно облегчается подбор аппаратуры. Однако это положение строго не доказано и при его использовании следует соблюдать определенную осторожность.
76
При индицйровании серийных двигателей практически редко удается вывести мембрану приемника давления непосредственно в цилиндр. Давление газа передается на мембрану через индикаторный канал, который, будучи заполненным упругим газом, совместно с объемом датчика под мембраной образует колебательную систему, передающую давление из цилиндра на мембрану. При этом точность передачи давления будет зависеть от частотных
характеристик индикаторного канала, которые могут быть рассчитаны методами акустики. Теоретический анализ этого вопроса позволил вывести выражение для расчета частоты свободных колебаний столба произвольного вещества, заполняющего индикаторный канал [91]. Выражение применительно к газу имеет следующий вид:
. а т / F °~ 1л И 7Й?
(75)
где а — скорость звука в канале в м/сек;
S — площадь поперечного сечения канала в л/2;
I — длина канала (до пространства под мембраной) в м;
V# — объем пространства датчика под мембраной в л/3.
При выводе выражения (75) были
Рис. 44. Частотные характеристики индикаторных каналов (а = 500 м/сек):
сделаны допущения, поэтому оно является приближенным. Как показывают опыты [91], при коротких (10—20 мм) каналах частота свободных колебаний газа в канале, подсчитанная по выражению (75), яв-
1 — диаметр канала dK — 10 мм, длина канала до пространства над мембраной I =5 мм; 2—dK=10 мм; Z = 10 мм; 3—dK^=10 мм, 1—20 мм и dK~5 jhjw, Z~5 мм; 4—dK=5 мм, Z — 10 мм; 5 — dK = 5 мм, I = 20 мм
ляется заниженной на 10—20%. Однако такую точность в данном случае можно считать вполне удовлетворительной.
Температура стенок индикаторного канала, размещенного в головке цилиндра, составляет примерно 300—350° С. Примерно такую же среднюю температуру будет иметь и газ, заполняющий канал. При этом скорость звука в газе а 500 м/сек.
Зная величину скорости звука и задаваясь размерами каналов и объемом под мембраной, можно по выражению (75) легко подсчитать соответствующие значения частот свободных колебаний
столба газа в индикаторном канале. Результаты такого расчета показывают, что частоты свободных колебаний газа даже в очень
коротких индикаторных каналах невелики (рис. 44). Например,
при Vd = 1 см\ диаметре канала dK = 5 мм и длине его I — 20 мм f 2500 гц. При индицировании четырехтактного дизеля с числом оборотов 2000 в минуту, для которого частота наивысшей гармоники fmax4 = 2500 гц, в канале будет наблюдаться резонанс. Для индицирования двухтактного дизеля с таким же числом оборотов (/таХ2 ~ 5000 гц) этот канал совершенно непригоден.
Аналогичные выводы вытекают и из исследования, описанного в работе [191].
Некоторыми исследователями практиковалось заполнение длинного (до800льм) индикаторного канала маслом. При этом вследствие меньшей сжимаемости масла частота свободных колебаний примерно впятеро была выше, чем в канале, заполненном воздухом. Однако в этом случае могут возникнуть погрешности от сил инерции столба масла
^Рин = (76)
где pw — плотность масла в кг!м\ I — длина канала в м\ е — ускорение мембраны датчика.
Кроме того, можно ожидать появления и суммирования волн давления, а главное, масса масла суммируется с массой упругой системы датчика, резко ухудшая его динамические качества.
Необходимо отметить также, что даже при удовлетворительной частотной характеристике индикаторного канала сигнал в виде импульса давления достигает мембраны датчика с опозданием, вызванным конечной и сравнительно низкой скоростью распространения звука в канале. Это приводит к фазовой ошибке регистрации сигнала (в градусах поворота коленчатого вала двигателя)
Аф = 6п —. (77)
Приняв, например, п — 2000 об/мин, I — 0,15лгиа = 500л//сек, получим А<р — 3,6°. Указанная погрешность будет возрастать пропорционально числу оборотов двигателя и длине индикаторного канала и должна учитываться поправками, определяемыми по выражению (77).
У отдельных современных двигателей (особенно это характерно для дизелей) зазор между днищем поршня и головкой цилиндра в в. м. т. невелик (1,5 и даже 1 мм), а камера сгорания занимает лишь часть площади поршня. Вследствие этого довольно часто не удается ввести мембрану приемника давления (или отверстие индикаторного канала) непосредственно в камеру сгорания, и мембрана выходит в надпоршневой зазор.
Возникает достаточно обоснованное опасение, что в таких случаях надпоршневой зазор может играть роль «неявного» индикаторного канала, и упругие колебания газа в надпоршневом зазоре могут искажать результаты индицирования, даже если мембрана датчика давления непосредственно соприкасается с газом. 78
Этот вопрос нуждается в выяснении; пока же следует по возможности избегать такого расположения датчиков давления.
Изложенный выше материал позволяет сформулировать некоторые требования к конструкции датчиков давления и способам установки их на двигатель.
Длина индикаторного канала должна быть минимальной, а диаметр его возможно большим. Кроме того, объем датчиков под мембраной должен быть минимально возможным. Предпочтение следует отдавать таким конструкциям датчиков и таким способам их установки, при которых мембрана датчика непосредственно соприкасается с индицируемым газом в объеме камеры сгорания. При этом должны исключаться колебания температуры мембраны, приводящие к температурным погрешностям (подробнее этот вопрос рассматривается ниже).
Так как использование индикаторных кранов, разобщающих датчик с цилиндром, в. соответствии с-изложенным выше, нежелательно, конструкция датчика должна обеспечивать возможность длительного соприкосновения мембраны с продуктами сгорания.
Вследствие того, что к частотным характеристикам звеньев индикаторных систем, предназначенных для индицирования рабочих ходов высокооборотных двигателей, предъявляются жесткие требования, практически невозможно использовать для этой цели индикаторы механического типа. Частота свободных колебаний подвижной части таких индикаторов невысока (500—1000 гц) и может быть увеличена лишь путем уменьшения масштаба регистрации давлений и площади индикаторной диаграммы буквально до микроскопических размеров (микроиндикаторы), что чрезвычайно затрудняет расшифровку и обработку диаграмм. Поэтому для индицирования рабочих ходов высокооборотных двигателей применяются исключительно индикаторы электрического и элек-тропневматического типа.
Необходимость использования индикатора того или иного типа зависит от объекта, цели и требуемой точности индицирования. В частности, если лимитирующей является простота аппаратуры, то для индицирования рабочих ходов, например, тихоходных судовых дизелей, можно использовать механические индикаторы. При п = 100-^-150 об!мин частота высшей гармоники даже при двухтактном рабочем процессе составит /тах2 — 2,5 (100-:-150) = — 250-^375 гц, что при точности регистрации высших гармоник, равной примерно 10%, обеспечивается механическим индикатором с частотой свободных колебаний примерно Г000 гц. Электрический индикатор в этих условиях обеспечит более высокую точность измерений. Если учесть к тому же удобство анализа индикаторных диаграмм большого масштаба, при снятии их электрическими и особенно электропневматическими индикаторами, то использование последних можно считать предпочтительным во всех случаях, Когда это технически возможно,
79
Электрические индикаторы
Электрический индикатор обычно состоит из датчика давления, соответствующего усилителя и регистратора. Иногда электрические индикаторы снабжаются дополнительными устройствами, расширяющими возможности исследований, например, электрическими или механическими калибраторами, блоками развертки по углу поворота коленчатого вала или ходу поршня, дифференцирующими устройствами, позволяющими непосредственно получать зависимость dp!dq>, и т. д.
Электрические индикаторы обычно различаются по типу датчиков давления и делятся на пьезоэлектрические, емкостные, индуктивные и т. д. Довольно часто- они являются универсальными (как в отношении выполняемых работ, например, инди-цирование давлений при рабочих ходах, насосных ходах, давлений в топливной аппаратуре и т. д., так и в отношении типа используемых датчиков). Примером такого прибора может служить универсальный индикатор, выпускаемый‘датской фирмой Диза Элек-троник. Он имеет основной регистрирующий блок, в котором сосредоточены выходные усилители, блок питания, блоки временных разверток, устройства калибровки, синхронизации и двухлучевой электронный осциллограф с фотоприставкой. Усилители, предназначенные для работы с различными типами преобразователей и имеющие однотипное конструктивное оформление, выполнены легкосменными, что расширяет возможности этого индикатора.
В табл. 3 приведены основные технические данные некоторых электрических индикаторов, используемых при исследованиях двигателей. Наибольшее распространение получили индикаторы с пьезоэлектрическими и емкостными Датчиками, хотя в принципе путем соответствующего согласования они могут использоваться и с другими типами преобразователей.
Использование электрических методов индицировании двигателей открывает большие возможности в создании комбинированной аппаратуры для многостороннего контроля рабочего процесса. Например, фирмой Бета выпускаются анализаторы работы двигателей и компрессоров со счетно-решающим устройством, которые непосредственно фиксируют число оборотов, индикаторную мощность, коэффициент наполнения и механические потери, вибрацию двигателя, параметры, характеризующие работу системы зажигания, а также индикаторные диаграммы в координатах р — V или р — ф с отметками в. м. т. и времени [170]. Использование подобных анализаторов позволяет, например, быстро решать вопрос об оптимальности фаз газораспределения двигателя [170].
Весьма перспективными представляются разработанные в последнее время системы автоматического преобразования напряжения на выходе электрического индикатора в соответствующий 80
3. Характеристики некоторых электрических индикаторов
Тип индикатора или изготовитель Тип применяемых датчиков Тип усилителя Полоса пропускания усилителя в кгц Способ регистрации Назна чение
цниди Емкостные На несущей частоте 14 кгц 1 Светолучевой осциллограф Иидициро-ваиие цилиндров и топливной аппаратуры
цниди Пьезоэлектрические Постоянного тока — То же То же
УИ-6 Емкостные, индуктивные На несущей частоте 14 кгц — Светолучевой осциллограф 1 Измерение постоянных и переменных давлений в двигателях и их агрегатах
ростовский институт инженеров железнодорожного транспорта Индуктивные На несущей частоте 10 кгц — То же Индициро-вание рабочих ходов
Орион (Венгрия) Пьезоэлектрические Постоянного тока 100 Встроенный двухлучевой электронный осциллограф с фотоприставкой Иидициро-вание цилиндров и топливной аппаратуры
РМ-4 RFT (ГДР) Пьезоэлектрические Постоянного тока 100 Встроенный • двухлучевой электронный осциллограф с фотоприставкой Индициро-вание цилиндров и топливной аппаратуры
Тесла (ЧССР) Емкостные На несущей частоте Канал I: 0—9; канал 11: 0—20 То же То же
Диза Электроник (Дания) Емкостные, тензометрические, возможно применение индуктивных На несущей частоте 5 Мгц и постоянного тока Регулируется: 0—0,5; 0—2,0; 0—10; 0—50; 0—200 Встроенный двухлучевой осциллограф с фотоприставкой 3 Исследование динамических процессов в двигателях внутреннего сгорания
1 Возможно подключение электронного осциллографа для визуальной оценки. 2 Через внешние согласующие усилители возможно подключение светолучевого осциллографа,
6 Б. С. Стефаиовский
81
код для ввода результатов индицирования в серийные электронносчетные машины. Использование подобных систем дает возможность получать оперативные данные о протекании рабочего процесса и влиянии на него различных факторов, что очень ценно, например, при доводке двигателей.
При использовании электрических индикаторов возникает дополнительная специфическая трудность, связанная с тем, что нормальные приборы этого типа регистрируют последовательные одиночные циклы двигателя или их элементы.
В двигателях любого типа и их агрегатах ряд случайных причин приводит к значительным колебаниям всех элементов рабочего процесса около некоторых средних значений (например, давления в характерных точках двух последовательных рабочих циклов могут различаться на 10—15%). Эти колебания действительно имеют случайный характер, так как подчиняются нормальному закону распределения [149]. Поэтому на основании произвольной единичной индикаторной диаграммы или ее* участка невозможно сделать правильных выводов о действительных закономерностях и показателях рабочего процесса двигателя или агрегата. Для выявления таких закономерностей необходимо предварительное осреднение значительного числа (30—50) последовательных индикаторных диаграмм, что существенно осложняет использование результатов индицирования электрическими индикаторами.
Простейший выход из этого затруднения усматривается в осреднении индикаторных диаграмм путем регистрации их на один и тот же участок пленки или фотобумаги. Осреднение индикаторных диаграмм решается проще при использовании катодных осциллографов с фотоприставками, в которых фотографирование производится на неподвижную пленку. Однако в этом случае могут возникнуть погрешности, связанные с нестабильностью работы осциллографа (например, колебания частоты развертки). Из, светолучевых осциллографов наиболе удобны те, которые имеют приспособление для регистрации исследуемых процессов на замкнутый в кольцо участок пленки или фотобумаги (например, девятишлейфовый осциллограф RFT). Не исключена многократная печать на один лист фотобумаги серии единичных индикаторных диаграмм с их увеличением, но при этом на диаграммах должны быть четкие отметки, обеспечивающие их надежное совмещение.
Усилители и регистраторы индикаторов
Для работы с пьезодатчиками обычно используются усилители постоянного тока с электрометрическим входом, при других типах преобразователей — в основном усилители на несущей частоте.
В качестве регистрирующих устройств применяются как светолучевые, так и электронные осциллографы. Электронными осциллографами, как правило, комплектуются универсальные инди-$2
Каторы, Что объясняется их болеё широким частотным диапазоном, а также несложностью усилителей напряжения. Некоторые индикаторы, например фирмы Виброметер (Швеция), комплектуются специальными усилителями, позволяющими при желании одновременно вести регистрацию как на электронном, так и на светолучевом осциллографе.
Усилители постоянного тока, применяемые при индицирова-нии, должны иметь весьма стабильные характеристики. Если предполагается регистрация индикаторных диаграмм на светолучевом осциллографе, то при использовании ламповых усилителей
Рис. 45. Схема комбинированного усилителя постоянного тока
это требование выполнить трудно, поскольку даже небольшие изменения анодных токов мощных выходных ламп заметно увеличивают смещение на управляемых сетках ламп предшествующих каскадов усилителя и изменяют коэффициент усиления. При использовании схем на полупроводниковых приборах это в значительной мере устраняется, но в таких схемах крайне трудно обеспечить высокое входное сопротивление. Для повышения входного сопротивления схемы применяют комбинированные усилители. Схема подобного усилителя, разработанного в МАДИ, приведена на рис. 45. Усилитель состоит из лампового (входного) и трех транзисторных каскадов. Для уменьшения дрейфа нуля он собран по сквозной балансной схеме. Во входном каскаде применен двойной электрометрический тетрод ЭМ-6 с током рабочей сетки не более 5-10~15 а, что позволяет иметь большую постоянную времени (около 30 мин) для конденсатора Сг = 1000 пф.
В первых двух транзисторных каскадах используются триоды МП39Б с низким уровнем шумов, в выходном каскаде — мощные транзисторы П201 (П214, П215). Последние обеспечивают питание шлейфов светолучевого осциллографа токами до 90 ма при нелинейности амплитудной характеристики усилителя в пределах ±2%
При предварительном разбалансе схемы можно довести выходной ток до 180 ма.
6* . 83
При применении усилителей на несущей частоте следует учитывать, что при амплитудной модуляции передача модулирующего сигнала происходит только в моменты амплитудного значения несущей частоты, вследствие чего возникает погрешность, зависящая от соотношения несущей Q и модулирующей со частот и способа демодуляции. Значения этой погрешности 6Я1 и 6МЗ (соответственно при однополупер иодной и двухполупериодной демодуляции) приведены ниже:
Q/co....................... 5
в % . -.............Я5
V в %.....................2,4
10 15 20 30 50
2,4 1,1 0,6 0,27 0,1
0,6 0,27 0,15 0,07 0,02
Таким образом, для того чтобы, погрешность при модуляции составляла 0,5—1%, несущая частота должна превосходить модулирующую в 10—15 раз, что при индуцировании рабочих ходов, когда требуется регистрировать очень большое число гармоник, может быть связано с серьезными трудностями.
Необходимость регистрации большого числа гармоник при индицировании рабочих ходов ограничивает использование в качестве регистраторов светолучевых осциллографов, так как большинство шлейфов имеет полосу пропускания в пределах 2—3 кгц. Применение катодных осциллографов снимает это ограничение, однако они в большинстве допускают регистрацию лишь ограниченного числа параметров; кроме того, фотографирование с экрана электроннолучевой трубки доставляет определенные трудности,
В последнее время промышленностью освоены многолучевые и запоминающие или накопительные катодные осциллографы, которые при испытаниях двигателей могут оказаться весьма эффективными. Так, отечественной промышленностью производится восьмилучевой осциллограф И-11 с размером экрана 180x220 мм и длительностью послесвечения 30 сек. запоминающий осциллограф С1—37, у которого изображение на экране электроннолучевой трубки сохраняется в течение 30 мин. что значительно облегчает рагистрацию и обработку информации. Последовательно подавая на осциллограф накопительного типа сигналы ряда датчиков, можно осуществлять очень детальные исследования рабочего процесса двигателя.
Датчики индикаторов
Наиболее ответственным узлом индикатора является датчик давления, к которому предъявляются жесткие требования, основные из них следующие:
1) достаточно высокая собственная частота;
2) высокий уровень выходного сигнала и линейная зависимость его от давления;
3) минимальная чувствительность к изменению температуры;
84
4) малая чувствительность к вибрации;
5) минимальные размеры;
6) стабильность характеристик во времени и достаточный ресурс работы.
Эти требования противоречивы, поэтому при разработке и изготовлении датчиков приходится принимать компромиссные решения.
Частотный диапазон, чувствительность и нелинейность. Частотный диапазон датчика онеделяется процессами, которые необходимо зарегистрировать. Наиболее жесткие требования предъявляются к датчикам, используемым для индицирования рабочих ходов, топливной аппаратуры, т. е. процессов, где скорости изменения давления высоки.
Наилучшими динамическими качествами обладают датчики давления, у которых упругим элементом является мембрана, не имеющая механической связи с преобразователем. Собственная частота их определяется частотой свободных колебаний защемленной мембраны. Примером может служить емкостный датчик, в котором мембрана является подвижным электродом конденсатора преобразователя. Близкие свойства имеют тензометрические датчики давления с тензометрами, расположенными непосредственно на мембране.
Динамические качества тензометрических датчиков с чувствительным элементом в виде кольца или тонкостенного цилиндра, большинства пьезоэлектрических и индуктивных датчиков обычно хуже, ибо у них значительно больше приведенная масса. В подобных датчиках мембрана служит лишь для разделения полостей датчика и имеет малую жесткость.
Для большинства пьезодатчиков обычно собственная частота не превышает 35—40 кгц, для тензометрических датчиков с отдельным чувствительным элементом — 15—20 кгц, хотя имеются пьезодатчики с собственной частотой 140—170 кгц, например австрийской фирмы АВЛ, и тензометрические датчики с собственной частотой более 40 кгц [10]. Емкостные датчики сравнительно легко могут быть выполнены с собственной частотой 50 кгц и выше. Индуктивные датчики применяются сравнительно редко, так как при умеренных динамических параметрах они имеют значительные размеры.
Высокий уровень выходного сигнала с первичного преобразователя желателен в любом случае, поскольку это облегчает регистрацию сигнала, ибо требуются более простые усилители, имеющие меньший уровень помех и т. д. Однако при конструировании и изготовлении датчиков давления для индицирования двигателей их чувствительностью задаются редко, так как намеченную чувствительность трудно реализовать. Нередко чувствительность датчика искусственно занижают, чтобы улучшить другие его параметры, например, у емкостного датчика чувствительность можно повысить увеличением хода мембраны или площади электродов кон-85
дёнсаторов. При увеличении хода мембраны, во-первых, снижается жесткость мембраны и ухудшаются динамические качества дат-4 чика и, во-вторых, увеличивается нелинейность его характеристики. Поскольку зависимость емкости плоского конденсатора от величины зазора между его электродами является гиперболической, то удовлетворительная линейность характеристики емкостного датчика может быть получена лишь при малых изменениях зазора. Увеличение площади пластин конденсатора вызовет увеличение размеров датчика, что также нежелательно.
Предъявляемое к датчикам давления требование линейности характеристик связано с тем, что внесение поправок резко увеличивает трудоемкость обработки результатов измерений.
Нелинейность характеристики датчика возникает вследствие наличия зазоров в передаточных звеньях и элементов с переменной жесткостью (тензометрические датчики, пьезодатчики) или из-за нелинейности преобразования входного параметра в электрический сигнал (емкостные, индуктивные датчики). В первом случае нелинейность устраняют предварительным натягом чувствительного элемента и уменьшением жесткости мембраны, а во втором — уменьшением перемещения мембраны или выполняют датчики по дифференциальной схеме (обычно индуктивные).
Температурная чувствительность. При разработке, изготовлении и эксплуатации датчиков давления любого типа особую важность приобретает вопрос о сведении к минимуму влияния температуры. Необходимо различать два вида температурного воздействия: от прогрева датчика до некоторой средней температуры, соответствующей условиям теплового равновесия при установке датчика на двигатель, и от циклических колебаний температуры датчика около этой средней величины во время рабочего процесса двигателя. Первое обусловлено тем, что датчик, размещается в головке цилиндра и температура ее значительно отличается от температуры окружающей среды, при которой большей частью тарируется датчик. Соответствующий прогрев датчика вызывает «уход» нуля и некоторое изменение чувствительности (имеется в виду умеренный нагрев датчика, не разрушающий отдельные его элементы из-за недостаточной термостойкости).
Для некоторого устранения указанных явлений детали датчиков выполняют из материалов с малым коэффициентом линейного расширения, вводят термокомпенсацию путем подбора материалов отдельных деталей с соответствующими коэффициентами линейного расширения, а у тензометрических датчиков в корпусе датчика размещают полный мост с включением в него термокомпенсирующих элементов и т. д. Для датчиков всех типов применяется также жидкостное охлаждение.
Однако к наиболее неприятным последствиям приводят циклические изменения температуры некоторых деталей датчика, обычно мембраны, вызываемые изменением температуры газа в индицируемом объеме.
86
Повышение давления газа в цилиндре двигателя обусловливает соответствующее сжатие газа в индикаторном канале и в пространстве под мембраной датчика, куда начинает проникать из цилиндра газ, имеющий высокую температуру. Температура газа, заполняющего индикаторный канал и пространство под мембраной, при этом существенно повышается. Даже если бы отсутствовало перемешивание газа, первоначально заполнявшего эти объемы, с газом, поступающим из цилиндра (что крайне маловероятно), температура газа в пространстве под мембраной значительно возрастала бы вследствие повышения давления.
Если принять процесс сжатия газа в пространстве под мембраной адиабатическим (что допустимо благодаря его кратковременности), то при повышении давления в процессе индицирования в 50 раз (сравнительно умеренная цифра для современных высокооборотных двигателей) абсолютная температура газа в пространстве под мембраной возросла бы примерно в 3 раза. Одновременно в соответствии с уравнением адиабаты объем газа, первоначально заполнявшего индикаторный канал и пространство под мембраной, должен сократиться примерно в 15 раз, т. е. практически почти весь этот объем к концу процесса повышения давления заполнится поступившим из цилиндра газом, имеющим высокую температуру. При понижении давления газ в пространстве под мембраной резко расширяется, а температура его соответственно снижается.
Вследствие этого значительное количество тепла подводится к мембране датчика и отводится от нее. Уместно подчеркнуть, что процессы подвода и отвода тепла чередуются так быстро, что никакая самая совершенная система охлаждения вследствие присущей этим системам значительной тепловой инерционности даже принципиально не в состоянии обеспечить постоянной температуры мембраны, в результате чего температура неизбежно будет колебаться около некоторого среднего значения. Учитывая, что мембрана защемлена по периметру, то при одностороннем подводе тепла она прогибается в сторону цилиндра, что приводит к изменению сигнала датчика; например, у пьезоэлектрического датчика разгружается чувствительный элемент, у тензометрического датчика изменяется деформация и т. д. Практически это равносильно некоторому уменьшению давления, действующего на мембрану датчика.
Более всего влиянию циклического изменения температуры газа подвержены датчики, у которых мембрана является одновременно и упругим звеном, и разделительным элементом полостей датчиков (например емкостные датчики), так как в этом случае мембрана при плохом отводе тепла имеет большую поверхность нагрева.
Вследствие изменения температуры газа указанная погрешность будет переменной по величине, а в принципе может стать переменной и по знаку. Последнее будет наблюдаться в том случае, когда температура мембраны колеблется в обе стороны от некоторого
87
среднего значения. При индицировании рабочих ходов обычно наблюдается именно такое явление, причем в области низких давлений (начало сжатия, конец расширения) датчик завышает фактическую величину давления, а в области высоких давлений (конец сжатия, сгорание) — занижает измеряемое давление. Ис-
Рис. 46. Пьезокварцевый датчик ЛДК-3
следование вопроса о температурных погрешностях регистрации давления показывает, что они могут достигать нескольких килограммов на квадратный сантиметр [112].
Имеются объективные признаки наличия температурных погрешностей. Если на ь индикаторной диаграмме у двигателя без наддува нанесена линия атмосферного давления, то в начале такта сжатия при наличии температурных погрешностей будут наблюдаться избыточные давления, (1 —2 кГ/см2), а в конце такта расширения, наоборот, зарегистрированное давление будет ниже атмосферного (на 1—2 кГ/см2). Подобная картина должна наблюдаться и на двигателях с наддувом по отношению к величинам давлений наддува и противодавления на выпуске.
Количественный учет указанных температурных погрешностей вследствие того, что необходимы грубые математические допущения, практически невозможен, поэтому при разработке и изготовлении датчиков нужно предусматривать соответствующие меры для уменьшения таких погрешностей.
Тогда практически почти единственным средством уменьшения чувствительности датчика к колебаниям температуры газа является вынесение упругого элемента датчика из зоны, подверженной действию указанных температур, и эффективное охлаждение дат-
чика в сочетании с разделительной мембраной, имеющей малую жесткость, например, гофрированной [10 и 112]. Примером такого датчика может служить датчик ЛДК-3, разработанный Лабораторией двигателей АН СССР (рис. 46). Конструкцию датчика ЛДК-3
можно считать наиболее удачной, заложенные в нее принципы температурной стабилизации используются практически во всех термостабильных датчиках, особенно с тензометрическими преобразователями.
88
Датчик имеет два корпуса — силовой 8 и внутренний герметичный 11 в'виде латунного стакана, внутри которого помещены пьезоэлементы 12. Давление газа от мембраны 14 с кольцевым гофром из стали ЭЯ-1-Т, зажатой винтом 15, через днище стакана 11 и шаровую пяту 13 передается на пьезоэлементы 12 и от них — на верхнюю опору 10, связанную с силовым корпусом 8. Система колец 2 служит для центрирования кварцевых пластин. Токосъем осуществляется с помощью электрода 3, пружины 7 и контактного штифта 5, укрепленных в изоляторах из янтаря.
Вода для охлаждения датчика поступает по трубке 6 через каналы корпуса к мембране, и, поднимаясь по зазору между стаканом 11 и нажимной втулкой 1, удаляется через трубку 4. Резиновое кольцо 9 предотвращает проникновение воды в электрическую часть датчика. Винт 16 фиксирует части датчика при его сборке.
В отличие от других конструкций пьезокварцевых датчиков датчик ЛДК-3 не имеет пружины, служащей для предварительного сжатия пьезоэлементов, которая, компенсируя влияние элементов переменной жесткости, обеспечивает получение линейной характеристики датчика. Роль пружины в датчике ЛДК-3 выполняет латунный стакан 2, деформируемый верхней опорой 10 при сборке. Такое решение наиболее целесообразно с точки зрения получения наивысшей чувствительности датчика.
В последнее время наметился другой путь снижения температурных погрешностей, основанный на попытке оценить влияние резких изменений температуры (тепловых ударов) на поведение мембраны. Тепловая изоляция мембраны тонким слоем какого-либо материала, обладающего малым коэффициентом теплопроводности (например резиной RTV или асбестом1 [140]), почти совершенно устраняет колебания температуры мембраны и резко снижает термочувствительность датчика. Например, в случае использования мембраны из нержавеющей стали диаметром 12,7 мм и толщиной 0,75 мм и при частоте воздействия температуры 16 циклов в секунду чувствительность датчика к температуре у- == = 0,406 кГ'!(см: • град). При нанесении же на мембрану слоя резины RTV термочувствительность снизилась до величины 0,152 х X Ю '3 кП(см2 *град). Использование такого метода пока затрудняется из-за необходимости применения материалов с высокой термостойкостью.
Некоторые особенности конструкции датчиков. Метод преобразования давления газов в электрический сигнал в датчике не имеет принципиального значения для измерения, он должен лишь обеспечивать линейность характеристики и соответствующий частотный диапазон. В практике индицирования наибольшее распространение получили пьезокварцевые, тензометрические и емкостные
1 Швейц, пат. кл. 42к, 14/04 (G011), № 446741, 1968.
89
сохраняет свои cboi его не меняются при
Рис. 47. Емкостной датчик ЦНИДИ;
1— корпус; 2~-индикаторный канал; 3 — индикаторный кран; 4 — штуцеры для подвода и отвода охлаждающей воды; 5 — неподвижный электрод; 6—изолятор; 7—демпфирующие воздушные каналы; 8 — дистанционные прокладки; 9 — мембрана; 10 — полость водяного охлаждения
датчики. Ниже рассматриваются некоторые свойства отдельных типов датчиков и особенности работы с ними.
Пьезоэлектрические датчики имеют в настоящее время наибольшее распространение, причем в подавляющем большинстве они выполняются кварцевыми. Это объясняется тем, что кварц 'ва при высоких температурах (свойства ^мпературе до 300° С и незначительно меняются при температуре 300—500° С) и не изменяет свойства в течение продолжительного времени.
По конструкции пьезоэлектрические датчики в основном аналогичны рассмотренному выше датчику. Однако в эксплуатации пьезоэлектрические датчики значительно сложнее датчиков других типов вследствие того, что мощность пьезоэлектрического датчика практически равна нулю. Сопротивление изоляции входных цепей усилителя и соединительных проводов не должно быть ниже 1012 ом, а постоянная времени этих цепей должна превышать период наиболее низкой из регистрируемых частот минимум втрое [221. Важно также иметь стабильную величину емкости соединительной линии между датчиком и индикатором, поскольку изменение последней приводит к изменению напряжения на управляющей сетке лампы и появлению дополнительных погрешностей измерения давления. Наилучшие качества с этой точки зрения имеет коаксиальный кабель РК-1. Индицирование с таким кабелем проводится практически без ошибок, связанных с утечкой заряда [112].
Емкостные датчики (рис. 47) получили некоторое распространение из-за своей простоты, позволяющей выполнять их исключительно малогабаритными. Но они имеют хорошие характеристики лишь при эксплуатации в стабильных температурных условиях.
К одним из основных недостатков емкостных датчиков следует отнести также нелинейность преобразования. Это заставляет выполнять датчики с очень малыми перемещениями мембраны, что снижает чувствительность датчика. Зависимость нелинейности от относительного перемещения мембраны показана на рис. 48.
При индицировании двигателей хорошие динамические качества этих датчиков практически аннулируются введением длинного индикаторного канала для уменьшения воздействия высокотемпературного газа на мембрану. Однако для тихоходных двигателей использование таких датчиков обычно вполне оправдано,
90
Относительное перемещение мембраны
Рис. 48. Зависимость нелинейности емкостного датчика от относительного перемещения мембраны
поэтому многие зарубежные фирмы до сих пор продолжают их выпускать.
При эксплуатации емкостных датчиков, помимо обеспечения возможно более надежного термостатирования, необходимо обращать внимание на качество соединения электродов датчика с соединительным кабелем, которое должно быть выполнено очень жестким. В противном случае датчик из-за изменения емкости между соединительными элементами и корпусом становится очень чувствительным к вибрации.
Некоторые ограничения накладываются и на параметры соединительной линии. Для уменьшения влияния емкости соединительного кабеля на чувствительность емкостного индикатора обычно входное устройство размещается возможно ближе к датчику.
Иногда применют специальные схемные решения. Оригинально этот вопрос решен в индикаторе фирмы Ди-за Электроник, где применен выносной генератор, выполненный на полупроводнико
вых триодах. Нагрузочное сопротивление выходного каскада выносного генератора располагается непосредственно у индикатора. Это позволяет иметь кабель длиной до 30 л/, и по одному и тому же кабелю подавать напряжение питания на генератор и снимать с него выходной сигнал.
Тензометрические датчики. В последнее время для измерения быстропеременных давлений все большее распространение получают тензометрические датчики давления [10 и 103], в которых простота конструкции сочетается с хорошими динамическими качествами и стабильностью характеристик. Они рассчитаны на диапазон давлений от тысячных долей до нескольких тысяч килограммов на квадратный сантиметр. Существенно, что в тензометрических датчиках давлений путем сравнительно несложных конструктивных мероприятий достигаются широкие температурные пределы измерений. Так, выпускаемые за рубежом тензометрические датчики могут работать без охлаждения в диапазоне температур от —260 до +800° С; при наличии охлаждения или тепловой защиты верхний предел температуры измеряемой среды может быть доведен до 3100° С [10].
Имеется две основных разновидности тензометрических датчиков давления; с наклеиваемыми и натянутыми тензометрами. Дат-91
чики с наклеиваемыми тензометрами проще в изготовлении, однако изменение свойств клея со временем делает характеристики этих датчиков менее стабильными.
В датчиках с наклеиваемыми тензометрами конструкция упругой системы может варьироваться в зависимости от их назначения. На рис. 49 приведены схемы упругих элементов тензометрических датчиков высокого давления.
Для измерения давлений в средах с высокой температурой обычно используется схема (рис. 49, а) с упругим элементом в виде кольцевой балки, на которую наклеены рабочие 1 и компенсаци
Рис. 49. Схемы чувствительных элементов тензометрических датчиков высокого давления
онные 2 тензометры. Такая система имеет достаточно высокую частоту свободных колебаний (которая повышается с увеличением толщины балки) и в то же время позволяет вынести тензометры из зоны повышенных температур.
Упругий элемент в виде мембраны (рис. 49, б) обычно применяется для измерения давлений в средах с невысокой температурой (в частности, в элементах топливоподающих систем). Упругий элемент в виде цилиндра, деформируемого в радиальном направлении (рис. 49, в), также непригоден для измерения в средах с температурой свыше 30—40° С. Наиболее перспективен для измерения давлений в средах с высокой температурой упругий элемент, в котором измеряемое давление через гофрированную мембрану передается на тонкостенный пустотелый цилиндр (рис. 49, а). В такой конструкции возможно получение высокой частоты свободных колебаний в сочетании с эффективным охлаждением чувствительного1 элемента.
Чувствительный элемент датчика с натянутыми тензометрами приведен на рис. 50. Последний представляет собой трубку, разрезанную вдоль почти до конца на четыре элемента. Два из элементов прикреплены к основанию 4, в котором закреплена мембрана. Другие два элемента 3 воспринимают давление мембраны. 92
Тензометры 2 и 1 намотаны на изоляционные опоры. Подобная схема даже без коррекции имеет очень высокую температурную стабильность. Для повышения последней применяют гофрированные мембраны, которые изготовляют из сплавов с малым коэффициентом линейного расширения. Применение мембран с двойным гофром резко снижает чувствительность датчика к температурным колебаниям: в частности, температурная погрешность при погружении подобного датчика в жидкий
Рис. 51. Тензометрический дат чик давления для индицирова ния рабочих ходов высокообо ротных двигателей
Рис. 50. Схема чувствительного элемента датчика с натянутыми тензометрами
азот в первый момент не превышает 4%, уменьшаясь в течение минуты до 1% [10].
На рис, 51 изображена конструкция современного тензометрического датчика, предназначенного для индицирования рабочих ходов высокооборотных двигателей. Датчик имеет гофрированную мембрану 4, передающую измеряемое давление стакану из дюралюминия толщиной 1—1,2 мм, он зажимается между гайкой 2 и корпусом 3. Воздух подается через штуцер 1 и удаляется через систему каналов в атмосферу, охлаждая стакан и мембрану. Мембрана, изготовленная из бериллиевой бронзы, имеет толщину 0,2—0,3 мм. Частота свободных колебаний упругой системы датчика составляет 20—30 кгц и при необходимости может быть
93
значительно повышена путем укорочения стакана. Характеристика датчика линейна в пределах 0—120 кПсм\
При использовании тензометрических датчиков давления обычно применяются мостовые схемы с усилителями на несущей частоте; последнее является некоторым недостатком датчиков этого типа, ибо ограничивает или длину соединительных линий, или величину несущей частоты.
Выше указывалось, что существующие индуктивные датчики давления вследствие низких частот свободных колебаний мало пригодны для индицирования высокооборотных автотракторных двигателей, однако их использование может быть оправдано для двигателей средней быстроходности и тихоходных.
Комбинированные датчики. Так как большинство современных автотракторных двигателей имеет верхнее расположение клапанов, то наиболее сложным является вопрос о размещении датчика индикатора. Поэтому уменьшение размеров датчиков является очень актуальной проблемой.
Большинство датчиков, выпускаемых промышленностью, имеет такие размеры, что датчики невозможно разместить в головке* цилиндра или для их размещения требуется изготовлять опытные головки со специальными гнездами, что довольно часто ведет к искажению рабочего процесса двигателя вследствие смещения впускных и выпускных каналов, изменения теплового состояния и т. д.
Трудности, связанные с установкой датчиков давления, привели к разработке специфических комбинированных конструкций, в частности, довольно широко практикуется объединение датчика давления со свечой зажигания1. Конструкция одного из подобных датчиков, разработанная в МАДИ, приведена на рис. 52. Пьезокварцевый датчик 7, конструкция которого аналогична датчику ЛДК-3 (см. рис. 46), установлен в специальном корпусе 2 (рис. 52). Уплотнение датчика обеспечивается прокладкой 3 при затяжке гайки 4. Охлаждающая вода подводится к нему через трубку 5. В корпусе 2 под углом к оси датчика размещен изолятор свечи зажигания 6 с центральным электродом 7. Ввертываемая часть корпуса имеет свечную резьбу М14Х1,25.
Недостатком датчиков подобной конструкции является значительная длина индикаторного канала, ухудшающая динамические качества датчиков.
Стремление избавиться от индикаторного канала и температурных погрешностей обусловило появление ряда интересных конструкций. В одной из них в качестве мембраны использована внутренняя поверхность головки цилиндра2. Предлагается в головку цилйндра ввести стержень, воспринимающий деформацию
1 Австр. пат. кл. 46 с3, 25, № 233330, 1962; пат. ФРГ кл. 42к, 22/03 (GOln), № 1158285, 1964.
2 Пат. ПНР кл. 42к, 14/04 (G011), № 48797, 1966.
94
внутренней поверхности и преобразующий ее в электрический сигнал, например, с помощью тензодатчиков.
Другая конструкция основана на использовании однозначной зависимости напряжения пробоя искрового промежутка
свечй зажигания или аналогичного устройства от давления в цилиндре1. Последнее позволяет избавиться как от индикаторного канала, так и от передаточных упругих звеньев типа мембран и т. п. Однако при этом сложно компенсировать влияние на сопротивление искрового промежутка ионизации, вызванной сгоранием смеси. Для индицировании давления при проворачивании коленчатого вала двигателей, особенно карбюраторных, последний способ несомненно является наилучшим, тем более, что в качестве датчика давления может быть использована обычная свеча зажигания, а давление будет отсчитываться непосредственно по градуированному заранее вольтметру.
Стробоскопические индикаторы
Стробоскопический метод применим для измерения величин, периодически изменяющихся по определенному закону. Он заключается в сравнении измеряемой величины с некоторой известной или легко измеряемой контрольной величиной. Последняя в течение одного цикла изменения измеряемой величины остается постоянной. Измерения производятся компенсационным методом в мо
Рис. 52. Комбинированный пьезоэлектрический датчик
менты, когда измеряемая величина уравнивается с контрольной.
Таким образом, в каждом цикле изменения измеряемой величины на регистраторе стробоскопического устройства фиксируется
лишь несколько точек, соответствующих установленному для этого цикла значению контрольной величины. Изменяя величину по-
1 Патенты США кл. 324—33, № 3101444, 1963, и кл. 324—33, № 3168625, 1965.
95
следней от цикла к циклу, можно зафиксировать весь процесс в виде совокупности таких точек.
Основным преимуществом стробоскопического метода измерения является то, что измеряемая величина автоматически осред-няется за большое число единичных циклов. Другое преимущество заключается в том, что резко упрощается конструкция измерительной аппаратуры, в особенности датчика, который при этом не йз-меряет, а лишь фиксирует равенство измеряемой и контрольной величин давлений. Так как контрольная величина изменяется значительно медленнее измеряемой, то без труда осуществляется регистрация в крупном масштабе, трудно достижимом при прямых методах измерений.
Указанные преимущества привели к широкому распространению стробоскопических методов индицирования двигателей внутреннего сгорания.
Для индицирования рабочих давлений и давлений при насосных ходах двигателей в настоящее время чаще всего применяются стробоскопические индикаторы электропневматического типа. Из них наиболее распространен индикатор МАИ-2.
Индикатор МАИ-2
Схема индикатора МАИ-2 приведена на рис. 53. Индикатор состоит из трех частей: датчика давления, устанавливаемого в головке цилиндра двигателя 10^ записывающего устройства и тира-тронного блока 1. I
Рис. 53. Схема стробоскопического электропневматического индикатора МАИ-2
Датчик давления имеет два полости, разделенные мембраной 11. Нихсняя полость сообщается с полостью цилиндра двигателя 10, а в верхнюю по трубопроводу 15 из баллона 17 подается сжатый воздух. Его давление является контролируемой величиной, 96
которая измеряется манометром 13 и может регулироваться вентилями 16 и 14.
В верхней полости датчика установлен изолированный контакт 12, замыкаемый мембраной при небольшом прогибе ее вверх от среднего положения.
Записывающее устройство состоит из барабана 2, связанного через кулачковую муфту 3 с коленчатым валом двигателя, и системы, фиксирующей величину контрольного давления воздуха. Воздух по ответвлению трубопровода 15 поступает в расширительный бачок 9, где его давление передается жидкости (маслу) и через пустотелый штуцер 8 в гильзу 7 плунжера 6. Смещению плунжера вдоль образующей барабана 2 препятствует сменная пружина 5. Плунжер 6 жестко связан с разрядником, изолированная игла которого одним концом касается токосъемной шины; другой конец иглы находится вблизи поверхности барабана 2.
Описанное устройство по существу является поршневым пружинным манометром. Каждому значению контрольного давления воздуха будет соответствовать определенное положение разрядника. С помощью пружин 5 (меняя их) можно изменять масштаб регистрации давлений. Так как барабан 2 в период индицирования жестко связан с коленчатым валом двигателя, то другой координатой индикаторной диаграммы будет угол поворота коленчатого вала. Таким образом, индикатор МАИ-2 записывает развернутые индикаторные диаграммы в координатах р, ср.
Прибор работает следующим образом. При повышении давления в цилиндре оно приближается к контрольному давлению воздуха и, наконец, уравнивается с ним. Если пренебречь упругостью мембраны И, то при малейшем последующем повышении давления в цилиндре мембрана прогибается и замыкает контакт 12. Это приводит к срабатыванию тиратронного блока, который подает импульс высокого напряжения на разрядник 4, и между ним и корпусом барабана 2 происходит электрический пробой воздушного зазора через наложенную на барабан электропроводную бумагу. В результате на индикаторной диаграмме будет получена точка равенства измеряемого и контрольного давлений. Мембрана И замыкает контакт 12 до тех пор, пока понижающееся измеряемое давление снова не уравняется с контрольным. В этот момент (если пренебречь упругостью мембраны) произойдет размыкание цепи тиратронного блока, и последний снова подает на разрядник 4 импульс высокого напряжения, который зарегистрирует вторую точку индикаторной диаграммы.
Повторяя измерения при других значениях контрольного давления сжатого воздуха, получим индикаторную диаграмму в виде совокупности большого количества точек, из которых каждому циклу двигателя в области высоких давлений будут соответствовать только две точки (при регистрации низких давлений число точек, приходящихся на один цикл, может быть больше, но кратно двум). Практически снятие индикаторной диаграммы занимает 7 Б. С. Стефаиовский 97
примерно 1 мин, поэтому число точек, регистрируемых индикатором МАИ-2, составляет несколько тысяч, чем достигается исключительно высокое качество осреднения.
Динамические качества индикатора МАИ-2 всецело определяются характеристикой его датчика, так как вследствие почти равномерного вращения барабана 2 и медленного перемещения плунжера 6 пишущий механизм индикатора практически не является источником динамических погрешностей. Единственным источником погрешностей пишущего механизма индикатора МАИ-2 является трение между плунжером 6 и его гильзой 7, однако оно значительно снижается при вращении гильзы 7, для чего предусмотрен соответствующий механизм.
Индикатор МАИ-2 имеет устройство для регистрации мертвых точек поршня (см, ниже). Предусмотрена также возможность перевода тиратронного блока в режим непрерывной генерации, что позволяет наносить на индикаторные диаграммы линии фиксированных контрольных давлений, необходимые для их расшифровки.
Датчики для стробоскопических индикаторов
Мембранный датчик. Устройство серийного мембранного датчика индикатора МАИ-2 показано на рис. 54. Датчик имеет нижнее 1 и верхнее 3 седла, между которыми установлена мембрана 2. Ее обычно изготовляют из стали с малым коэффициентом линейного расширения толщиной 0,05—0,1 мм. Седла укрепляются в охлаждаемом корпусе датчика, уплотняются прокладками. В верхнее седло введен изолированный от корпуса контакт 4, имеющий на конце квадратную форму и фиксируемый контргайкой 5. Регулировка зазора между контактом 4 и мембраной 2, который оказывает сильное влияние на работу датчика, осуществляется ввертыванием контакта 4 в седло клапана 3. Контакт 4 пружиной 6 соединяется с изолированным токосъемником 8. Штуцер 7 служит для подачи сжатого воздуха в пространство над мембраной. Длина L варьируется у различных модификаций датчика в пределах 56—140 мм, что расширяет возможности их использования.
Недостатками серийного датчика являются неудобство регулировки (для которой приходится отвинчивать верхнюю часть корпуса), недостаточно эффективное охлаждение мембраны, довольно длинный индикаторный канал и значительные размеры. Первые два недостатка устраняются в конструкции мембранного датчика, изображенного на рис. 55. В нем охлаждающая вода подводится непосредственно к седлам [112]. Седла имеют укороченный электрод.
Опорная часть седел сферическая, радиус сферы 1050 мм, что обёспечивает ход мембраны 0,02 мм (рис. 56). Соответствующая форма седел получается притиркой, причем верхнее седло притирается вместе с контактом, который не требует регулировки, и при 98
99
*7 v
Рис. 57. Клаланно-контактный датчик ЯМЗ к индикатору МАИ-2
изготовлении из серебра длительное время надежно без подгорания работает в паре со стальной мембраной. При необходимости качество контакта восстанавливается повторной притиркой.
Конструкция верхнего и нижнего седел отличается формой газовых каналов. В верхнем седле каналы имеют диаметр 0,6 мм, чем обеспечивается достаточная площадь контакта мембраны с седлом для лучшего ее охлаждения. Нижнее седло менее подвержено коксованию при выполнении газовых каналов в виде кольцевых прорезей.
Эффективное охлаждение мембраны в описанном датчике позволяет укоротить индикаторный канал путем переноса крепежной резьбы на корпус датчика около седел. При этом несколько возрастает диаметр резьбы, но это, как правило, не имеет особого значения.
Ярославским моторным заводом (ЯМЗ) к индикатору МАИ-2 был разработан мембранный датчик с более удобной регулировкой. Для датчика используются серийные седла. Мембрана никелевая толщиной 0,07 мм. Размеры корпуса датчика выбраны с учетом удобного расположения его в головке блока. Отличительной особенностью датчика является элемент регулировки, который имеет выход из корпуса датчика через соответствующее уплотнение. Это позволяет регулировать зазор между мембраной и центральным электродом без разборки датчика.
Конец электрода для улучшения контакта между ним и мембраной выполнен из серебра.
Клапанные датчики. В последнее время были сделаны попытки заменить мембрану клапанным контактным устройством. Конструкция такого датчика, разработанного и успешно применяемого на ЯМЗ, приведена на рис. 57.
Чувствительный элемент датчика имеет два седла 1 и 3 с плоскими рабочими поверхностями. Газовые каналы имеют круглое сечение и выходят в кольцевые канавки, выполненные на рабочей поверхности седел. В верхнем седле 3 с помощью гайки 4 укреплен
100
центральный электрод 6, изолированный слюдяными прокладками 5 и 7. Центральный электрод притирается вместе с верхним седлом и образует с ним одну плоскость. В зазоре между седлами, образованном вследствие наличия дистанционного кольца 2, установлен лепестковый клапан 8 (диаметр 8 мм. толщина 0,5 мм). При прижатии клапана к верхнему седлу он замыкает собою цен-- тральный электрод на корпус датчика.
Масса клапана незначительна, поэтому избыточное давление, необходимое для перехода клапана из одного положения в другое, мало (20—30 мм вод. ст.). Для обеспечения надежного контакта клапана с электродом избыточное давление должно составлять 100—150 мм рт. ст. (у нормально работающего датчика). Величина этого давления определяется чистотой контактируемых поверхностей, и в пределе может допускаться до 300—400 мм рт. ст, (поправка в этом случае менее 1%). Герметичность седел и клапана обеспечивается тщательной притиркой их рабочих поверхностей.
Сжатый воздух к клапану подводится через газовые каналы в верхнем седле. Для удобства сборки чувствительный элемент помещен в специальной гильзе 9. Корпус датчика выполнен с учетом того, что датчик должен размещаться в головке цилиндров.
Отличительной особенностью использования датчика является’ отсутствие охлаждения. Так как в нем нет упругих элементов, то его работоспособность не зависит от температуры. г
К недостаткам датчика следует отнести ограниченный срок службы, поскольку контактные поверхности имеют связь с цилиндром и подвержены постепенному осмолению и коксованию.
Бесконтактные датчики не имеют открытых контактных поверхностей, а следовательно, гораздо более долговечны, В настоящее время распространены бесконтактные датчики двух основных типов — клапанно-индукционные и клапанно-емкостные, причем последние, несмотря на сравнительно сложную аппаратуру, более перспективны.
На рис. 58 приведена конструкция клапанно-индукционного датчика для индикатора МАИ-2, разработанного на ЯМЗ. Клапан датчика размещен между плоскими седлами в зазоре, образованном между дистанционным кольцом и проставкой. Седла датчика во избежание замыкания магнитного поля, создаваемого катушкой, выполнены из немагнитной стали. Магнитная цепь состоит из центрального сердечника, корпуса датчика, дистанционного кольца и клапана.
При движении клапана изменяется сопротивление магнитной цепи и в катушке индуктируется напряжение, пропорциональное скорости движения клапана. Ход клапана равен 0,05—0,1 мм. Для предотвращения залипания клапана центральный сердечник относительно плоскости верхнего седла утоплен на 0,02 мм. В датчике одна и та же катушка используется в качестве подмагничивающей и рабочей.
101
описанного выше
П Вариант
Конструкция чувствительного элемента одного из клапанноемкостных датчиков представлена на рис. 59, она в значительной степени аналогична конструкции датчика ЯМЗ (см. рис. 57).
ЯМЕ
Рнс. 59. Клапанно-емкостной датчик к индикатору МАИ-2
Рис. 58. Клапанно-индукционный датчик ЯМЗ к индикатору МАИ-2
1 — нижний корпус; 2—прокладка; 3 — нижиее седло; 4 — дистанционное кольцо; 5—клапан; 6—верхнее седло; 7 — фигурная немагнитная шайба; 8 ~ катушка; 9 — постоянный магнит
Ш Вариант

ни?
Датчик имеет два плоских седла, причем на верхнем из находится неподвижный центральный электрод, который для исклю чения электрического замыкания через клапан утоплен на 0,3— 0,4 л/л/ относительно рабочей плоскости седла. Клапан датчик^ размещен в зазоре, образованном дистанционным кольцом. Ход 102
клапана датчиков составляет 0,15—0,25 мм. Давление из цилиндра передается через отверстия, а противодавление создается сжатым воздухом, который подводится к клапанам через газовые каналы и зазор между центральным электродом и верхним седлом ограничителя. При перемещении клапана изменяется емкость между ним и центральным электродом. Так как датчик не имеет упругих элементов, то температура его практически не влияет на параметры датчика, что является очень важным при использовании компенсационного метода измерения. Поэтому емкостные датчики не имеют охлаждения. Простота конструкции и отсутствие
Рис. 60. Пример установки клапанноемкостного датчика в нижней плоскости головки блока цилиндров:
1 —гильза цилиндра; 2 — внешний корпус; 3 — втулка; 4 — контактная головка; 5 —штуцер для подвода сжатого воздуха; 6 — стяжная гайка; 7 — нижнее седло; 8 — клапан; 9 — дистанционное кольцо; 10 — корпус датчика; 11 — изоляционная шайба; 12 —неподвижный сердечник; 13 — изоляционная втулка; 14 — головка блока
контактируемых поверхностей определяет значительный ресурс работы датчика (практически он работает до тех пор, пока клапан 5 способен двигаться).
Отсутствие необходимости в охлаждении и значительный ресурс работы позволили выполнить подобные датчики малогабаритными и расположить их в таких местах, где установка датчиков других типов практически невозможна. На рис. 60 показан емкостный датчик, установленный в нижней плоскости головки цилиндров. Опыт использования таких датчиков на ЯМЗ показал их высокую работоспособность.
Погрешности электропневматических индикаторов. Стробоскопическим индикаторам с мембранными или клапанными электро-пневматическими датчиками, помимо погрешностей, характерных для других типов индикаторов, свойственна специфическая погрешность, вызванная конечным временем перемещения мембраны или клапана.
После уравнивания рабочего и контрольного давлений мембране или клапану необходимо определенное время на прохождение пути между седлами, и лишь по истечении этого времени происходит замыкание контактов и срабатывает тиратронный
103
блок. За это время коленчатый вал двигателя повернется на угол Дф, а давление в цилиндре возрастет на величину Др; при этом (рис. 61) на линии нарастания давления вместо точки 1 будет зарегистрирована точка Г. Так как эта погрешность может суще-
ственно исказить индикаторную диаграмму, вопрос о величине погрешности приобретает серьезное значение.
Время движения стальной мембраны датчика от одного седла
выражения [112]
к другому определяется из
Рис. 61. Схема образования погрешностей, вызванных конечным временем перемещения мембраны датчика
где а — максимальный ход центра мембраны в см;
8 — толщина мембраны в см;
Wp — скорость нарастания давления в кП(см**сек).
Выражение (78) показывает, чтс время перемещения мембраны умень шается с уменьшением хода и тол щины мембраны и с увеличением ско рости изменения давления Wp, т. е. средняя величина перестановочной силы
р___ р м
* n Q ?
где Wp — средняя скорость нарастания давления в данной точк* диаграммы.
В силу принятых при выводе формулы (78) допущений Поль] зоваться ею можно лишь с известной осторожностью и лишь в тех случаях, когда величина перестановочной силы Рп многс больше давления замыкания (размыкания) датчика.
Из формулы (78) следует, что при малых скоростях изменения давления процесс перемещения мембраны от одного седла к дру тому будет тем длительнее, чем большую жесткость имеет мембран; (больше ее толщина). Далее, раз мембрана обладает определенно! жесткостью, то для удержания ее у нижнего седла необходимс избыточное контрольное давление Ркон и, следовательно, ее движение вверх начинается раньше момента выравнивания давлений: для замыкания же контактов требуется избыточное измеряемое давление. Аналогичная картина будет наблюдаться и при движе нии мембраны к нижнему ограничителю.
Отсюда следует, что при регистрации линии повышения давле ния она на индикаторной диаграмме будет запаздывать по фаз< по отношению к действительной, а линия расширения будет one режать действительную.
{<ак показали исследования, проведенные на ЯМЗ, параметра мембранных датчиков нестабильны. Это объясняется тем, что жест
104
кость и форма мембраны изменяются под влиянием многочисленных \ факторов, начиная от усилия затяжки мембраны, кончая темпе- ’ ратурным состоянием датчика, причем все эти факторы практически не поддаются учету. Например, довольно часто после некоторого времени работы мембранного датчика давление замыкания становится отрицательным. Поэтому выражение (78) нельзя использовать для введения поправок в снятую индикаторную диаграмму. Это выражение иллюстрирует работу мембранного датчика лишь качественно.
Для клапанных датчиков анализ движения клапана нетрудно выполнить, составив дифференциальное уравнение движения клапана, учитывающее, что сила инерции его должна уравновешиваться силой действующего на клапан избыточного давления. Уравнение будет иметь следующий вид:
= (80)
где GK — сила тяжести клапана;
fK — площадь клапана;
х — перемещение клапана от начального положения;
Wp — скорость нарастания давления, принимаемая постоянной
Проинтегрировав первый раз уравнение (80), имеем
dX __ £ -гут
Я ’ dx 2
Так как при т — 0 и х — 0, = 0, то постоянная интегриро
вания С — 0. Производя второе интегрирование в • 0 х а, 0 < т (где тк — время перемещения получим
пределах клапана),
.3 к р
Отсюда время срабатывания клапанного датчика
К
К.
Ок о
gfK ’ wp •
(81)
С достаточной степенью точности можно принять, что активная площадь клапана, на которую действует избыточное давление, равна его геометрической площади. Так как
GK
nd2 о г ttd2
= V и fK = ,
где d — диаметр клапана;
6 — толщина клапана;
Рк — плотность материала клапана; то
105
В большинстве случаев клапаны выполняются стальными, поэтому, подставив в предыдущее выражение значение рк = = 7,8 г/см3, будем иметь
тк = 3,63- IO-2 j/сек (82)
ИЛИ
't/с — 7,8 1/"мсек. (83)
Рис. 62. Кривая времени перемещения клапана от верхнего седла к нижнему
В выражении (83) значения а и 8 даны в мм, Wp—в кГ!(см2 -сек), что удобнее для практических целей. 1
Уравнение (83) обеспечивает I хорошее совпадение расчетных данных с опытными, что подтвердилось результатами многих опытов. На рис. 62 в качестве примера приведена одна из опытных диаграмм перемещения клапана от верхнего седла к нижнему емкостного датчика. Фактическое время движения из диаграммы равно примерно 550 мксек. Скорость нарастания давления в этой точке индикаторной диаграммы составляла 0,067 кг! (см2-град), что
при 600 об!мин соответствует Wp = 230 кг!(см2 - сек). Для исследованного датчика с толщиной клапана 0,10 мм и ходом 0,8 мм
расчетное время перемещения клапана от нижнего положения к верхнему составит 554 мксек.
На рис. 63 приведена подсчитанная по уравнению (83) теоретическая зависимость времени перемещения клапана (с теми же параметрами, что приведены в рассмотренном выше примере) от скорости нарастания давления, а на рис. 64 — ошибки, получаемые при индицировании: фазовые (по углу поворота коленчатого вала) и амплитудные (по давлению). Величины их рассчитывались по формулам:
Др = (84)
Аф = 6птк,
(85)
где п — число оборотов коленчатого вала в минуту.
Анализируя приведенные на рис. 63 и 64 данные, можно заключить, что линия нарастания давления индикаторной диаграммы при использовании клапанно-контактных датчиков будет зарегистрирована со значительными фазовой и амплитудной погрешностями. Так как клапанный датчик не имеет упругих элементов, то линия расширения будет зарегистрирована со значительно мень-106
шими погрешностями» поэтому наилучшим вариантом датчика был такой, который размыкал бы контакты при движении и от нижнего, и от верхнего седел. В этом случае клапан должен быть и коммутирующим звеном, для чего необходима с ним постоянная
электрическая связь.
Подобный датчик разработан на ЯМЗ и используется в основном для индицирова-ния низких давлений; описание и оценка его работы даны ниже.
При перемещении клапана, являющегося подвижной пластиной конденсатора, относительно неподвижной пластины емкость конденсатора должна изменяться по закону гиперболы. Но при незначительном общем перемещении клапана (обычно не более 0,3 мм) и достаточно большом по сравнению с пе-
Рис. 63. Зависимость времени перемещения клапана от скорости нарастания давления и числа оборотов: •
1 — п — 1000 об/мин\ 2 — п— 2000 об/мин
ремещением постоянном зазоре нарастание емкости с достаточной степенью точности можно принять линейным.
Характер движения клапана показан на рис. 65. При равенстве измеряемого и контрольного давлений (для клапанных дат-
Рис. 64. Погрешности индицирования давления при использовании клапанных датчиков
чиков такую терминологию можно применить, так как избыточное давление, необходимое для перемещения клапана, составляет обычно 15—50 мм вод. ст. и им можно
Рис, 65. Характер движения клапана в клапанно-емкостном датчике индикатора МАИ-2
пренебречь) клапан начинает перемещаться к верхнему седлу (линия АБ). Пока измеряемое давление выше контрольного, клапан будет прижат к верхнему седлу (линия БВ). При повторном выравнивании давлений клапан вновь переместится на нижнее
107
седло (линия В Г) и будет находиться там до тех пор, пока кон-трольное давление будет больше измеряемого. В соответствии с таким движением клапана на выходе индикатора получается прямоугольный (точнее трапецеидальный) сигнал.
В простейшем случае регистрирующая часть индикатора, использующего емкостной датчик, представляет собой преобразователь (любой емкостной усилитель, например, от индикатора Тесла) и высоковольтный блок (можно использовать от индикатора МАИ-2).
Если напряжение, снимаемое с преобразовательного блока Unp, сделать много выше напряжения, необходимого для срабатывания
Рис. 66. Блок-схема электрического преобразователя стробоскопа- ' ческого индикатора с клапанно-емкостным датчиком
высоковольтного устройства ив.б, то оно даст импульс высокого напряжения до того, как клапан датчика достигнет конечного положения. На рис. 65 точки 1—3 соответствуют разным соотношениям между выходным напряжением преобразователя и напряжением срабатывания высоковольтного устройства. Увеличивая это соотношение, можно ошибку, вызванную конечным временем перемещения клапана, значительно уменьшить. Например, фазовая погрешность подобного индикатора при = — 21 кГI (см* • град) не превышает 0,3° [140]. Такая точность практически достаточна для любых исследований.
Полная блок-схема электрического преобразователя индикатора приведена на рис. 66.
Индикатор состоит из блока 2, преобразующего изменение емкости датчика 1 в пропорциональное последнему электрическое напряжение, фазоинвертора 3, который служит для переворачивания фазы напряжения при регистрации линии расширения, усилителя 4, необходимого для ограничения сигнала и уменьшения уровня помех, и формирующего устройства 5, В качестве формирующего устройства может быть использован дифференцирующий контур. Устройство служит для формирования импульсов, управляющих высоковольтным блоком 6.
Промышленностью подобные приборы не выпускаются. Однако изготовление их силами лабораторий не представляет больших затруднений.
108
Таким образом, теоретически мембранные датчики должны ! иметь несколько меньшую погрешность, обусловленную конечным временем срабатывания, чем клапанные 1см. формулы (78) и (82)] вследствие того, что соответствующий путь проходится лишь частью мембраны. Однако значительная и к тому же достаточно неопределенная по величине жесткость мембран существенно сужает область применения датчиков и делает их практически непригодными для индицирования низких давлений.
Для индицирования высоких давлений мембранные датчики вполне могут использоваться, так как амплитудные погрешности их даже при высоких скоростях нарастания давления сравнительно невелики, а участки^рабочего процесса, соответствующие этим скоростям, незначительны,.
Практически использование датчиков обоих типов лимита-' руется не столько амплитудной, сколько фазовой погрешностью,! Если принять, что допустимая погрешность по углу поворота ко- ’ ленчатого вала для большинства исследований может составлять примерно 1°, то стробоскопические индикаторы с датчиками контактного типа можно применять для индицирования двигателей при числе оборотов до 4000—5000 в минуту. При использовании же бесконтактных клапанных датчиков с соответствующими электронными блоками этот предел может быть значительно расширен. Если к тому же учесть, что обработка индикаторных диаграмм, снятых клапанными датчиками, может быть выполнена с соответствующей корректировкой по фазе с помощью ЭВМ, то можно утверждать, что стробоскопические индикаторы пригодны для индицирования двигателей любой быстроходности.
Необходимо отметить, что при обработке индикаторных диаграмм, снятых индикатором МАИ-2, в принципе следует вводить поправку на запаздывание срабатывания тиратронного блока, которая составляет не более 70—80 мксек. Однако если отметка в. м. т. наносится с помощью отметчика, действующего от этого же блока, то такой корректировки можно не делать (ибо все точки будут смещены по углу поворота на одну и ту же величину). Необходимо обращать внимание также на то, что вследствие изменения крутизны фронта сигнала отметчика в. м. т. при изменении скорости вращения может быть получена дополнительная погрешность в смещении в. м. т. (которая зависит еще и от фазы включения отметчика).
Комбинированные стробоскопические индикаторы
Цифровые индикаторы. Интересные возможности открывают некоторые цифровые методы измерения быстропеременных давлений. Самопишущий цифровой индикатор стробоскопического действия работает следующим образом: от пьезокварцевого датчика давления в определенный момент времени подается сигнал, соответствующий давлению [142]. Сигнал подается в течение
109
заданного числа циклов. По средней величине сигнала формируется прямоугольный импульс, продолжительность которого пропорциональна давлению в цилиндре двигателя.
Сравнительно несложное преобразование этого импульса дает возможность получить цифровую величину среднего давления в данной точке рабочего процесса на показывающем и регистрирующем импульсном счетчике. Изменяя момент подачи исходного сигнала (описываемое устройство позволяет делать это с точностью до 7-Ю"3 градусов угла поворота коленчатого вала при
10 000 об/мин), можно получить и зарегистрировать значения давлений во многих точках
цикла как четырехтактного, так и двухтактного двигателя. Время непрерывной работы индикатора при п — 12 000 об/мин составляет 166 мин, емкость счетчика 106 отсчетов. В диапазоне 0—100 кГ/см2 давления определяются с точностью ±0,1% (погрешность датчика в данном случае не учитывается).
Индикатор с запоминающим устройством. Идея интересного способа стробоскопической регистрации быстропеременных периодических величин разработана в Челябинском институте механи-
Рис. 67. Схема стробоскопической регистрации с запоминающим устройством
зации и электрификации сельского хозяйства. Для уменьшения скорости работы регистратора между датчиком исследуемого процесса и регистратором включено запоминающее устройство, скорость запоминания которого выше скорости считывания (рис. 67).
Сигнал от датчика 1 через щетку 2 подается на подвижный контакт 3 и затем на ламели 4 входного развертывающего устройства. Каждая из ламелей определенное время сообщает датчик с запоминающей ячейкой 5, Число таких ячеек может быть достаточно велико. С запоминающей ячейки 5 сигнал поступает на ламели 7 считывающего устройства и с них через подвижный контакт 6 и щетку 8 подается на регистратор 9.
Угловые скорости (ог и <о2 (w2 coi) роторов развертывающего и считывающего устройств различны, чем обеспечивается замер средних по времени значений и облегчается работа регистратора. В качестве регистратора использован стандартный самопишущий потенциометр ЭПП-9. Число оборотов вала считывающего устройства составляет 3—10 в минуту.
Описанный способ интересен тем, что в принципе позволяет регистрировать осредненные численные величины давлений в некоторых заранее намеченных точках индикаторной диаграммы, что очень удобно для ее последующей обработки. Кроме того, можно широко использовать стандартные промышленные регистраторы. Механические развертывающее и считывающее устройства могут ПО
быть заменены электронными, что резко увеличит число точек измерения в цикле и повысит точность измерений.
Описанный способ можно использовать для изменения масштаба регистрации как по времени, так и по измеряемой величине. Для этого достаточно между датчиком или двигателем и регистратором иметь механизм с переменным передаточным числом \ При использовании подобных устройств, например, можно выделить на индикаторной диаграмме в требуемом масштабе тот или иной участок исследуемого процесса.
Индикатор со стробоскопическим отбором газа. Оригинальный способ стробоскопического индицирования заключается в отборе из цилиндра в определенные моменты времени небольшого количества газа с помощью управляемого газоотборочного клапана. Через некоторое время давление в объеме, куда поступал газ, становится равным давлению в цилиндре в момент отбора и может быть измерено с помощью точного манометра. Этот способ является в принципе наиболее точным, но требует очень четкой работы газо-отборника и является весьма трудоемким (для снятия индикаторной диаграммы требуется 20—30 мин).
Изложенное выше позволяет утверждать, что стробоскопические методы индицирования вследствие их преимуществ и больших возможностей для дальнейшего усовершенствования должны рассматриваться как предпочтительные. Использование, других типов индикаторов оправдано лишь в случаях, когда стробоскопические индикаторы по каким-либо веским причинам не могут быть использованы.
Индицирование низких давлений t
Особенности индицирования
Для оценки качества процессов газообмена и величин механических и насосных потерь необходимо иметь диаграммы давлений в цилиндре во время тактов впуска и выпуска и диаграммы давлений во впускном и выпускном трубопроводах. Последнее имеет особое значение при исследованиях и доводке двигателей с турбонаддувом.
Индицирование низких давлений имеет особенности, которые необходимо учитывать для правильного выбора измерительной аппаратуры и получения достоверных результатов измерений.
Прежде всего, частоты процессов газообмена в цилиндрах во время насосных ходов и колебаний давления во впускных и выпускных трубопроводах значительно ниже соответствующих частот рабочих ходов вследствие значительно меньших скоростей изменения давления. При этом в карбюраторных двигателях наибольший градиент давления в цилиндре наблюдается в период предварения выпуска, а в высокооборотных дизелях — в конце вы-
1 Пат. ФРГ кл. 42к, 19/02 (G0H) № 1200572, 1966,
111
пуска на режимах холостого хода и малых нагрузок? Но даже и для этих периодов давление изменяется всего на 3—5 кГ/см2 за 40—70° поворота коленчатого вала.
Если принять число оборотов п коленчатого вала равным 2000 в минуту, то время изменения давления составит (3—6) X X 10"3 сек, а скорость изменения давления будет колебаться в пределах 500—2000 кГ/(см2'сек), что в 50—100 раз ниже, чем в начальный период горения у дизелей. Аналогичное соотношение наблюдается и у карбюраторных двигателей. В соответствии с этим требования к динамическим качествам измерительной аппаратуры резко снижаются. Для индицирования низких давлений, видимо, достаточна полоса пропускания индикаторов в 1500—2000 гц.
Необходимо сразу же оговорить, что требование минимальной длины индикаторного канала сохраняет свою силу и для индицирования низких давлений, так как от этого’ зависит фазовая погрешность индицирования.
Последняя зависит только от длины канала и скорости распространения звука в нем, а так как скорость звука при переходе от высоких давлений к низким изменяется незначительно, то фазовые погрешности индицирования низких давлений через длинные каналы будут почти такими же, как и при индицировании рабочих ходов. Учет этой погрешности требует замера температуры газа в канале и в принципе возможен.
Для работ, не требующих высокой точности регистрации давлений по фазе, индицирование можно вести и через длинные каналы. Резонанс газового столба, вызванный колебаниями давления при насосном ходе, наблюдается редко, ибо основные частоты процесса обычно много ниже собственной частоты индикаторного канала.
При индицировании низких давлений особенно важно принять меры, сводящие к минимуму температурные погрешности, которые на фоне низких давлений будут особенно ощутимы и могут привести к получению абсурдных результатов измерений.
Для правильного выбора и оценки возможностей измерительной аппаратуры для измерения низких давлений следует различать индицирование давлений во впускных и выпускных трубопроводах и в цилиндрах двигателей при насосных ходах.
Такое разделение вызвано тем, что при этом к датчикам предъявляются принципиально различные требования.
Датчики для индицирования низких давлений
Индицирование давлений в трубопроводах двигателя выполняется сравнительно просто, ибо величина абсолютного давления не превышает 4—5 кГ1см2, а глубина пульсации колеблется в пределах 0,3—0,5. При проведении таких работ исследователя в первую очередь интересуют пределы изменения давления, т. е, пере-
112
менная составляющая, особенно при исследовании двигателей с турбонаддувом.
Для этих целей могут быть использованы самые различные датчики давлений с соответствующими пределами измерений и частотой свободных колебаний измерительной системы 3—4 кгц. Обычно индикаторы комплектуют такими датчиками. Для удобства работы датчики часто снабжают разобщительными устройствами (кранами), позволяющими отключать датчики от исследуемой магистрали и сообщать с атмосферой для калибровки нулевой линии, соответствующей атмосферному
Рис, 68. Тензометрический датчик низких давлений
Рис. 69. Датчик иизких давлений к индикатору Диза Электроник
пульсаций в большем масштабе удобнее использовать дифференциальные датчики. Создавая в полости над мембраной датчика противодавление, можно зафиксировать исследуемый процесс с исключительно высокой точностью. Для проведения подобных исследований можно также использовать тензометрические датчики с мембранными тензопреобразователями. Они просты по конструкции, стабильны в работе, в принципе могут быть рассчитаны на любое давление и использованы со стандартной тензометрической аппаратурой. На рис. 68 показан тензометрической датчик низкого давления с натянутой мембраной и мембранным тензопреобра-зователем. При толщине мембраны 0,18 мм характеристика датчика линейная. Уход нуля в связи с изменением температуры в пределах 20—100° С составляет не более 1,5%. При необходимости такие датчики могут выполняться и дифференциальными.
На рис. 69 показан датчик низких давлений, которым комплектуется универсальный индикатор Диза Электроник. Датчик емкостного типа имеет разобщительный кран и штуцер для сжатого воздуха, необходимого для создания компенсирующего или калибрующего давления. Отличительной особенностью датчика является возможность быстрого изменения его масштаба путем установки мембран разной толщины.
8 Б. С. Стефановский ИЗ
Несравнимо сложнее измерять низкие давления в цилиндрах двигателей. Это обусловлено тем, что при наличии высоких давлений (100 кПсмР) необходимо фиксировать давление с максимальной амплитудой, не превышающей 1,5—2 кГ/см\ что составляет 1,5— 2% от максимального давления. Эта величина является пределом точности для большинства преобразователей. Поэтому индициро-вание давления при насосных ходах является одаой из наиболее сложных задач в практике испытаний д. в. с.
Индицирование давления при насосном ходе можно производить электрическими индикаторами, стробоскопическими индикаторами и стробоскопическими газоотборными клапанами.
При использовании электрических индикаторов измерительную аппаратуру (усилитель, регистратор) обычно не изменяют. Для успешного индицирования четырехтактных двигателей датчик должен удовлетворять двум основным, исключительно жестким, требованиям:
1) выдерживать 40—50-кратные перегрузки (относительно максимального регистрируемого давления);
2) сохранять нулевые параметры (например, емкость, сопротивление и т. д.) в пределах необходимой точности индицирования (обычно 2—3%, что составляет от максимального уровня точности сотые доли процента).
Таким образом, получить индикаторную диаграмму, например, за счет соответствующего усиления трудно, хотя этот метод в практике двигателестроения и используется [3, 90, 136]. Необходимость большого коэффициента усиления при таком способе регистрации приводит к неизбежному дрейфу нуля измерительной аппаратуры и значительному уровню помех. Некоторые исследователи для защиты регистрирующей аппаратуры (например, гальванометров осциллографа) применяют специальные прерыватели [103] или управляемые усилители, что практически не изменяет требований к датчикам.
Из изложенного следует, что не рекомендуется получать индикаторные диаграммы низких давлений четырехтактных двигателей независимо от типа датчика (емкостного, индуктивного, пьезоэлектрического) путем непосредственного индицирования, так как точность регистрации давления, не говоря уже о положении линии атмосферного давления, будет исключительно низкой.
Значительно проще проблема индицирования низких давлений в цилиндре решается при исследованиях двухтактных двигателей. В этом случае датчик располагают не в головке блока, а в нижней части гильзы; поршень служит золотниковым устройством, автоматически разобщающим датчик с цилиндром при высоких давлениях (т. е. на время сжатия и рабочего хода), причем могут быть использованы любые датчики, имеющие необходимые частотные, амплитудные и другие характеристики.
При использовании электрических индикаторов для исследований насосных ходов четырхтактных двигателей наиболее пер-114
Рис. 70. Устройство для индицирования давления при насосных ходах
биективным представляется применение специальных разобщительных устройств. Такие устройства отключают датчик от цилиндра двигателя на время действия в нем высоких давлений, т. е. используется тот же принцип, что и при индицировании двухтактных двигателей, а следовательно, и датчики в этом случае подбираются аналогично.
В практике исследований встречаются разнообразные разобщительные устройства. Они могут быть с автоматическим управлением (используя давление цилиндра для переключения) или иметь автономное принудительное управление. Последнее может быть гидравлическим, электрическим, пневматическим и т. д. На рис. 70 приведено отсечное устройство с автоматическим управлением, разработанное на ЯМЗ. Оно состоит из охлаждаемого корпуса 1, который в нижней части имеет резьбу для. установки его в головку блока цилиндров, а в верхней части — резьбу для крепления датчика давления 6. Момент отсечки определяется жесткостью пружины 7.
Устройство работает следующим образом. Давление из цилиндра через каналы нижнего седла 3 и каналы втулки 4, закрепленной в корпусе с помощью гайки 5, поступает в полость датчика и в полость верхнего клапана 8. Пока клапан 2 открыт, произво
дится регистрация давления в цилиндре. Как только давление в цилиндре, а следовательно, и давление на клапан 8 превысит усилие пружины 7, клапан 8 откроется, сообщив полость датчика с атмосферой через канал 9, и давление в полости резко понизится. Сечение каналов для перетекания газов становится недостаточным, а следовательно, давление над клапаном 2 увеличивается, и он, прижимаясь к седлу 3, перекрывает доступ газа в полость датчика. Шток 10 удерживает клапан 8 в открытом положении, сообщая на все время отсечки полость датчика с атмосферой.
В закрытом положении система находится до тех пор, пока давление, которое действует на клапан 2, будет больше, чем усилие пружины. Особенностью данного отсечного устройства являются исключительно малые его размеры, что позволяет довольно легко расположить устройство в головке блока без дополнительных промежуточных каналов, а также автоматическая калибровка линии атмосферного давления.
8*
115
Стробоскопическое индицирование низких давлений с помощью стандартных мембранных датчиков практически неосуществимо ввиду того, что поправка на зайыкание стальной мембраны толщиной 0,1 мм сопоставима с величиной измеряемого давления, не говоря уже о крайней неопределенности этой поправки вследствие температурных воздействий.
Использование пластических медных мембран толщиной 0,06— 0,07 мм по опыту ЯМЗ не дает положительного результата ввиду значительного гистерезиса. Вполне удовлетворительные результаты получаются при применении мембран из алюминиевой фольги толщиной 0,02 мм, но лишь при незначительных колебаниях давлений, иначе мембрана разрушается. На ЯМЗ датчики с такими
мембранами успешно использовали при стробоскопическом индицировании давлений во впускных и выпускных каналах (давление замыкания контактов в этом
Рис. 71. Схемы седел датчиков МАИ-2: случае находится в пределах а — высокого давления; б—низкого давления 20 30 ММ вод. CITI., ГИСТвре-
зис незначительный).
А. С. Орлин и М. Г. Круглов [90] рекомендуют при использовании мембранных датчиков для индицированных давлений при насосных ходах заменять верхнее седло со сферической поверхностью плоским (рис. 71). При верхнем седле со сферической поверхностью 2 контакт 1 устанавливается заподлицо с поверхностью седла. Поэтому для прижатия мембраны 3 к поверхности седла, необходимого для замыкания контакта 1, требуется значительное избыточное давление. Попытка уменьшить давление, приблизив контакт к мембране, приводит к ее продавливанию (штриховая линия на рис. 71, а).
При плоском верхнем седле (рис. 71, б) давление замыкания контактов приближается к нулю. Давление размыкания также будет близко к нулю, поэтому такие датчики обеспечивают достаточно точное индицирование. Однако и в этом случае из-за изменения жесткости мембраны при колебаниях ее температуры не обеспечивается стабильность нулевых параметров, а следовательно, необходима поправка на положение атмосферной линии.
Для индицирования давлений при насосных ходах целесообразно применять клапанные датчики. Как было показано выше, они обладают исключительно высокой стабильностью нулевых параметров, чувствительностью и допускают значительные пере-। грузки по давлению. Применять упругие пружинные связи не * рекомендуется, так как любой упругий элемент — это дополни-‘ тельный источник погрешностей.
На рис. 72 изображен чувствительный элемент клапанно-контактного датчика для индицирования низких давлений, разработанного на ЯМЗ. Элемент состоит из двух одинаковых плоских
116
ограничителей 1 и 2, дистанционного кольца 4 и клапана 3. Сигнал с датчика поступает в момент отхода клапана от верхнего или нижнего седла (индикатор работает только на размыкание). Для этого в клапан вклепывается стойка 6, к которой прикрепляется проводник 5, выполненный из константановой нити диаметром 30 мк, Другой конец проводника соединяется с выводом датчика. Седла датчика имеют центральную опору и обеспечивают минимальную деформацию клапана й при большой активной площади.
Рис.
73. Опытные кривые перемещения клапанов датчиков:
1 — емкостного; 2 — контактного
Рис. 72. Чувствительный элемент клапанно-контактного датчика низких давлений ЯМЗ
При движении клапана после размыкания цепи датчика не исключено повторное замыкание и размыкание этой цепи за счет касания клапаном дистанционного кольца, но постоянная времени индикатора равна примерно 4* 10“3, что исключает его повторное срабатывание.
Принципиально при таком датчике не должно быть фазовых погрешностей, ибо размыкание цепи должно происходить в самом начале движения клапана. Однако некоторая задержка возможна.
На рис. 73 представлена опытная диаграмма движения клапанов емкостного и контактного датчиков при отходе клапанов от верхнего седла. Параметры датчиков (ход, толщина клапана) одинаковы. Из рис. 73 видно, что момент разрыва цепи происходит спустя время Tj 75 мксек после начала движения (точка Л), что вызвано односторонним перемещением клапана. Кроме того, дополнительная задержка происходит из-за конечного времени заряда (т2 20 мксек) паразитной входной емкости индикатора,
образованной в основном емкостью кабеля, через сопротивление нагрузки сеточной цепи входной лампы.
; Срабатывание индикатора происходит при напряжении Ucpy равном (0,2—0,3) t/niax.
Таким образом, суммарная задержка равна примерно 100 мксек, что для числа оборотов коленчатого вала двигателя 2000 в минуту максимально может соответствовать 1, Г поворота коленчатого
117
вала. Такую точность по фазе для подавляющего большинства исследований можно считать хорошей.
К недостаткам данного датчика следует отнести сложность обслуживания (так как для притирки клапана после работы необходима замена стойки) и сравнительно ограниченный срок службы, в среднем 4—6 ч (в большой степени зависит от режима работы двигателя). Для обеспечения более устойчивой и длительной работы запирающее напряжение во входной цепи (т. е. на датчике) рекомендуется увеличить до 70—80 в, а для уменьшения запаздывания уменьшить входное сопротивление индикатора и по возможности емкость соединительных линий.
Наиболее перспективными датчиками к индикатору МАИ-2 и для индицирования низких давлений, как уже отмечалось, являются клапанно-емкостные. Правда, при уменьшении скорости изменения давления по сравнению с рабочими ходами в 50—100 раз з ______________________________________________
время перемещения клапана увеличится в ]/50—100, т. е. в 3,5— 4,5 раза, что приведет к соответствующему возрастанию фазовой погрешности.
Однако поскольку при использовании таких датчиков для индицирования рабочих ходов удается довести фазовую погрешность до 0,3° угла коленчатого вала [140], то при индицировании низких давлений аналогичной аппаратурой фазовая погрешность не превзойдёт 1,4°, что является приемлемым для большинства исследований.
Существенно, что в этом случае высокие и низкие давления будут проиндицированы одним датчиком без каких-либо дополнительных устройств.
Требования к индикаторам давлений при насосных ходах
При индицировании низких давлений клапанными датчиками необходимо обращать внимание на возможность ошибок, вызванных неплотностью клапанной системы и неизбежным прорывом газов при движении клапана. Из-за этого давление в пространстве над клапаном датчика может стать выше, чем в измерительной магистрали контрольного давления. Для уменьшения таких ошибок необходимо магистраль, связывающую индикатор и датчик, делать как можно короче, а проходные сечения в верхнем ограничителе — максимально возможными.
При индицировании давлений при насосных ходах возникает необходимость создать разрежение в измерительной магистрали к индикатору. Обычно для получения разрежения используются различного рода вакуумные насосы. На рис. 74 показана схема воздушного эжектора, позволяющего получать разрежение до 600 мм рт. ст. при небольшом расходе воздуха. Положительной стороной такой схемы питания индикатора является возможность (при индицировании низких давлений) подачи воздуха из магистрали под давлением 3—4 кГ!см\ Вторым большим преимуще-118
вязкости, например тра
магистрали
К штуцеру Вакуум ‘индикатора
ваааайавв
Рис. 74. Схема воздушного эжектора для индицирования давления при насосных ходах
Закрыто (давление)
□------
Открыто (разрешение)
ством является плавность перехода от давления к разрежению, что очень трудно выполнить при раздельных системах разрежение — давление.
Для уменьшения гистерезиса в записывающем устройстве индикатора при индицировании низких давлений желательно применять для плунжеров масло ь маторное.
Индицирование низких давлений может быть произведено при помощи стробоскопического газоотборного клапана (который подробно описан ниже). Хотя данный прием и является довольно надежным, он широко не применяется ввиду таких недостатков, как сложность аппаратуры, чрезмерная длительность индицирования, возможность ошибок из-за негерметичности клапана или утечек воздуха через зазор в напраавляющей клапана.
Следует также учитывать, что продолжительность открытия клапана трудно сделать меньшей 5° угла поворота коленчатого вала, и это ограничивает точность регистрации давления в зонах, где оно быстро изменяется. Этот метод может использоваться только в качестве контрольного, особенно для
Предложение некоторых исследователей [62] использовать этот метод для тарировки диаграмм, снятых мембранным датчиком на индикаторе МАИ-2, следует считать нецелесообразным, ибо в этом случае ввиду нестабильности и малой надежности мембранного датчика пришлось бы тарировать почти всю диаграмму, т. е. практически использовать два метода индицирования.
При индицировании низких давлений в цилиндре определенные трудности представляет получение линии атмосферного давления. Метод решения этого вопроса рассматривается ниже.
Тарировка датчиков давления
Тарировка датчиков давления производится для определения их статических и динамических характеристик, необходимых для обработки индикаторных диаграмм и внесения в них поправок.
П9
нои линии.
Тарировка мембранных электропневматических датчиков
Наиболее проста тарировка мембранных электропневматических датчиков стробоскопических индикаторов, которая сводится к определению поправок на замыкание и размыкание мембраны и нанесению на индикаторные диаграммы линий фиксированных контрольных давлений.
Поправки на замыкание и размыкание определяют исключи
тельно для уточнения положения контакта относительно поверх
ности верхнего седла, так как при соответствующих диаметре и толщине мембраны требуется вполне определенное минимальное
Рис. 75. Приспособление для верки электропневматических ЧИКОВ
давливанию мембраны и
про-дат-
избыточное давление, необходимое для прижатия ее к поверхности верхнего седла, при котором обеспечивается замыкание контакта, расположенного заподлицо с указанной поверхностью.
Если при проверке давления замыкания в датчике обычной конструкции будет обнаружено, что давление меньше некоторой определенной величины, это будет сви-
детельствовать о том, что контакт приближен к мембране (как изображено на рис. 71, а). Последнее недопустимо, ибо приведет к про-
выходу ее из строя.
Минимальные давления замыкания указываются в инструкции к индикатору. Например, для мембран толщиной 0,1 мм оно должно составлять 0,3 + 0,2 кПсм2. Давление размыкания должно отличаться от давления замыкания не более, чем на 0,03 кГ1см2.
Для проверки электропневматических датчиков обычно применяется несложное приспособление (рис. 75). Датчик 1 устанавливают на бачок 2 емкостью 1,5—2 л, в который с помощью насоса 3 с обратным клапаном 4 может подаваться атмосферный воздух. Давление воздуха контролируется манометром с ценой деления 0,01—0,02 кПсм*. Для резкого снижения давления служит вентиль 6.
Перед проверкой и регулировкой, если это требуется, датчик частично разбирают для доступа к контакту. Затем в баллоне 2 создают избыточное давление, большее давления замыкания (примерно 1 к,Псм\ и контакт датчика ввинчивают до соприкосновения его с мембраной, что определяют универсальным измерительным прибором или с помощью несложной контрольной схемы с неоновой лампой. Закрепив контакт, медленно снижают давление в бачке 2 и фиксируют давление размыкания по манометру 5. Затем повышают давление в бачке и фиксируют давление замыкания. Повторив эту операцию 5—10 раз, вычисляют средние значения
120
давлений замыкания и размыкания, которые не должны выхоДйтЬ из допустимых пределов. В противном случае датчик разбирают для устранения и исправления неисправности.
Нанесение на диаграмму фиксированных контрольных давлений производится в процессе индицирования переводом тиратрон-ного блока в режим непрерывной генерации. Повторив эту операцию для нескольких значений контрольных давлений, фиксируемых по манометру пульта управления индикатором, на индикаторной диаграмме получают сетку изобар, которыми определяется масштаб давления.
Рекомендуется также проверять четкость срабатывания электропневматических датчиков. Эту операцию обычно совмещают с индицированием; она подробно рассмотрена ниже.
Тарировка датчиков электрических индикаторов
Статическую тарировку датчиков электрических индикаторов проводят для определения зависимости выходного сигнала от дав-Ее следует выполнять на пол-индикаторе, а выходной сигнал
ления, приложенного к датчику, ностью собранном и отлаженном отсчитывать по регистратору.
Тарировка с помощью поршневых манометров. Для получения фиксированных значений тарировочных давлений обычно Используют жидкостные поршневые манометры и масляные прессы.
Поршневой манометр (рис. 76) имеет цилиндр 5, в канале которого перемещается плунжер 3 с площадкой 2, на которую можно устанавливать грузы 1. Плунжер создает в заполняющей прибор жидкости (масло малой вязкости) давление, передаваемое при открытии вентилей
Рис. 76. Схема^поршневого манометра
11 и / штуцерам б, на которых
установлены тарируемые датчики или манометры. Вентиль 8 служит для слива жидкости из прибора, поршень 9, приводимый в движение маховиком 10, вытесняет жидкость в цилиндр 5, что необходимо для «всплывания» плунжера 3 в момент измерения. При измерении плунжер 3 должен выступать из цилиндра 5 примерно на длины; для уменьшения влияния на точность регистрации изменения трения плунжер приводится во вращение. Чашка 4 содержит запас жидкости, необходимый для нормальной работы прибора.
Точность измерения давления поршневым манометром зависит от погрешностей определения массы грузов и площади плунжера.
121
Так как обе эти величины могут быть определены с высокой точностью, то поршневыми манометрами второго класса можно определять давления с погрешностью, не превышающей +0,02% верхнего предела измерения прибора. Он у поршневых манометров описанного типа достигает 500 кПсм\ что достаточно для тарировки большинства датчиков давления.
Возможность задавать и повторять фиксированные величины тарировочных давлений делает поршневые манометры удобными для тарировки датчиков электрических индикаторов.
Масляные прессы по устройству аналогичны поршневым манометрам, однако у них отсутствует система цилиндр—плунжер— грузы, а повышение давления достигается при перемещении поршня 9 вследствие слабой сжимаемости масла. Прессы проще поршневых манометров и могут создавать более высокие давления (до 1000—2000 кГ/слт2), но при их использовании тарировочное давление требуется измерять каким-либо достаточно точным (обычно пружинным)’манометром. Кроме того, они затрудняют получение и повторение серии точно фиксированных давлений.
Прессы обычно используют для тарировки датчиков высоких давлений, предназначенных для индицирования давления в топливной аппаратуре.
Следует отметить, что для успешной работы обоих описанных приборов из их рабочих полостей требуется тщательно удалять воздух, так как его большая сжимаемость не позволит в пределах хода поршня 9 вытеснить необходимое количество жидкости в цилиндр 5 поршневого манометра или поднять давление в полости масляного пресса.
Тарировка индикатора на поршневом манометре или прессе должна производиться путем многократных (5—10) серий нагружений и разгружений, осреднение и обработка результатов которых позволяет получить надежную статическую характеристику тарируемого индикатора и вычислить погрешности тарировки.
Статическая тарировка по описанной методике применима ко всем типам датчиков, кроме пьезоэлектрических. Для последних даже при входном сопротивлении усилителя 1012—1013 ом утечка заряда при статической тарировке получается столь значительной, что результаты последней становятся совершенно недостоверными.
Тарировка с помощью генератора П-образных импульсов. Необходимость определения погрешностей от утечки заряда и ненадежность статической тарировки привели к разработке для пьезоэлектрических датчиков давления специфической методики тарировки с помощью генератора П-образных импульсов давления 1112], схема которого приведена на рис. 77.
. Генератор включает в себя баллон высокого давления /, давление в котором измеряется образцовым манометром 4\ Давление в баллоне 1 регулируется с помощью заполнительного 2 и выпускного 3 вентилей. Давление воздуха из баллона 1 передается в гидравлическую часть прибора, имеющую три камеры: высокого дав-122
ления 5, атмосферную 6 и контрольную 8, которые могут сообщаться между собой посредством быстродействующего электромагнитного золотникового устройства 7. К камере 8 присоединяется тарируемый датчик 9, сигнал которого воспроизводится на экране катодного осциллографа.
Регистрация сигнала производится на барабане 15 автоматической фотоприставки, на валу которой расположен диск И из диэлектрика с электропроводным сектором 12. По диску скользят контакты 13 и 14. которые совместно с кнопкой 10 управляют работой золотника.
Рис. 77. Схема генератора П-образных импульсов давления
При замыкании контактов 13 и 14 золотник соединяет камеры 5 и S и в последней практически мгновенно повышается давление до величины, равной давлению в баллоне / .Это давление сохраняется неизменным до размыкания контактов 13 и 14, после чего камера 8 сообщается с камерой 6 и давление в камере 8 также практически мгновенно падает до атмосферного.
Зарегистрированный П-образный импульс давления позволяет, во-первых, установить зависимость сигнала датчика от давления в баллоне 1 (по величине ординаты). Повторяя измерения при различных величинах указанного давления, можно построить характеристику тарируемого датчика, связывающую это давление с величиной выходного сигнала. Во-вторых, сопоставляя уровень атмосферной линии до и после П-образного импульса, можно получить разность ординат, соответствующую уменьшению заряда датчика за время тарировки. Зная продолжительность П-образного импульса (определяемую по отметкам времени на осциллограмме), можно вычислить скорость утечки заряда в зависимости от величины постоянной времени входной цепи усилителя и подо-123
брать такую величину утечки, при которой стекание заряда не превзойдет допустимой величины [112]. В принципе с помощью описанного генератора П-образных импульсов давления можно провести и динамическую тарировку датчиков давления любого типа, однако требуется доводка установки для устранения колеба-ний давления жидкости, возникающих на начальной части импульса давления и суммирующихся с колебаниями подвижной части датчика.
Тарировка по образцовому датчику давления. Существенный недостаток описанных методов тарировки датчиков электрических
Рис. 78. Схема тарировки датчиков методом сравнения
индикаторов заключается в том, что тарируемые датчики находятся в условиях, резко отличающихся от рабочих (температура, скорость изменения давления и т. п.). Поэтому использование результатов такой тарировки для обработки индикаторных диаграмм неизбежно приводит к некоторой погрешности, которая не поддается сколько-нибудь точной оценке и может быть довольно значительной. Это снижает достоверность результатов индицирования, в связи с чем разработан метод тарировки датчиков электрических индикаторов на действующем двигателе путем сравне-нения сигнала электрического датчика с сигналом другого, образцового датчика. В качестве образцового датчика целесообразнее всего использовать клапанный датчик электропневматического индикатора с индукционным или емкостным преобразователем, при этом по начальным фазам движения клапана точка равенства давлений может быть" зафиксирована с исключительно высокой точностью. Однако с достаточной степейью точности тарировка может быть проведена и обычным контактным датчиком, как описано ниже.
Для тарировки на цилиндр двигателя устанавливают тарируемый 1 и образцовый 2 датчики (рис. 78). Сигнал тарируемого 124
датчика 1 подается на катодный (или светолучевой) осциллограф 7, который регистрирует индикаторную диаграмму. На образцовый датчик 2 от баллона 8 через регулирующее устройство 4 действует постоянное контрольное давление сжатого воздуха, регистрируемое образцовым манометром 3, Одновременно с помощью несложного устройства 5 сигнал замыкания и размыкания контактов образцового датчика подается на осциллограф 7, где регистрируется в виде прямоугольного импульса, начало которого соответствует замыканию контактов, а конец — их размыканию. Одновременно,
если это требуется, можно регистрировать отметку в. м. т. с помощью отметчика 6.
По моменту размыкания контактов образцового датчика устанавливают ординату индикаторной диаграммы, соответствующую заданной величине контрольного давления. Проводя изложенную регистрацию при разных величинах контрольных давлений, получают совокупность таких ординат, позволяющую построить характеристику тарируемого датчика в рабочих условиях.
Данный метод тарировки может считаться наиболее точным, однако требуется идентичная установка на двигатель двух датчиков давления, что, к сожалению, возможно не во всех случаях. Последнее затруднение устра
Рис. 79. Схема специ-
няется при использовании датчика специ- ального датчика для альной конструкции. В корпусе датчика 5 тарировки методом (рис. 79) с помощью опор 4 и 11 закреплены . сравнения нижняя 2 и верхняя 12 мембраны. Мембра-
ны, закрепленные с помощью гайки 3 и штуцера 13, через нижний 1 и верхний 10 толкатели передают давление на сухарь 8. Он опирается на нажимную шайбу 7, передающую усилие пружины 9 на пьезоэлементы 6. Верхняя мембрана 12 воспринимает заданное давление тарирующего воздуха, подаваемого в штуцер 13, нижняя 4 — давление газа в цилиндре двигателя. Следовательно, пьезоэлементы 6 нагружаются силой упругости пружины и за
данным давлением воздуха и разгружаются рабочим давлением газа. Под действием рабочего давления уменьшается затяжка пьезоэлементов 6, и при уравнивании рабочего и тарирующего давлений на пьезоэлементы будет действовать только постоян-
ная сила пружины, не зависящая от давления в цилиндре дви
гателя.
Таким образом, датчик будет регистрировать лишь те рабочие Давления, которые будут ниже заданного давления воздуха. Это позволяет, сняв серию индикаторных диаграмм при малой развертке и различных контрольных давлениях воздуха, получить характеристику датчика непосредственно в рабочих условиях (Рис. 80).
125
Описанный датчик в принципе может регистрировать разрежение (если давление в штуцере будет ниже атмосферного) и использоваться в качестве максиметра.
Следует отметить, что использование схемы, представленной на рис. 78, и катодного осциллографа позволяет контролировать четкость работы контактов электропневматических датчиков.
Рис. 80. Получение характеристики датчика (ртар — давление тарировки)
Качество работы датчика может считаться удовлетворительным, если П-образный импульс, действующий при срабатывании датчика, имеет совершенно правильную, неискаженную форму. Малейшее нарушение формы П-образного импульса указывает на необходимость разборки датчика.
Нанесение линии атмосферного давления
Специфической проблемой тарировки датчиков давления любого типа является нанесение на индикаторную диаграмму линии атмосферного давления. Для электрических датчиков эта задача удовлетворительно разрешается при описанной выше тарировке их на действующем двигателе. Для этого достаточно от одной из точек индикаторной диаграммы, соответствующей размыканию контактов образцового датчика, отложить в масштабе, определенном тарировкой, вниз необходимую величину контрольного давления.
Для уменьшения погрешностей нанесения атмосферной линии данным способом указанную выше точку индикаторной диаграммы нужно брать на участке, примерно соответствующем началу выпуска, когда процесс сгорания уже закончен и линия давления достаточно стабильна.
Подобный метод применим и для стробоскопических индикаторов. На регистрируемых ими диаграммах соответствующая начальная точка определяется по пересечению линии контрольного давления и линии расширения. Однако разброс точек индикаторной диаграммы, вызванный цикловой неравномерностью рабочего процесса, и наличие поправки на размыкание делают эту опера-126
цию не вполне точной, особенно при индицировании низких дав* лений.
Более надежные результаты получаются при измерении давления в заданной точке цикла с помощью управляемого быстродействующего газоотборного клапана. Замеряя с помощью подобного клапана давление в цилиндре на участке рабочего процесса, где оно близко к постоянному, и измеряя указанное давление с помощью жидкостного манометра, получаем возможность точной фиксации нулевой линии. Точность регистрации повышается, если такой замер производится в двух-трех точках цикла,
Определение собственной частоты индикаторов
Для определения динамических качеств индикаторов, позволяющих оценивать их динамические погрешности и вносить в индикаторные диаграммы соответствующие поправки, необходимо производить специальную динамическую тарировку, описанную выше.
Наиболее надежным способом возбуждения собственных колебаний при динамической тарировке индикаторов является исполь-
Рис. 81. Ударная труба
зование П-образных импульсов давления, создаваемых ударной волной в аэродинамических трубах.
Конструкция одной из таких труб приведена на рис. 81. Труба имеет камеры сжатия 1 и расширения 12, разделяемые мембраной /5. Через штуцер 2 давление передается в камеру сжатия, а через штуцер 6 воздух откачивается из камеры расширения, что необходимо для интенсификации ударной волны. Камеры соединены фланцами 14 и 5 на откидных болтах 4, вследствие чего можно быстро заменить мембрану 15. Направляющая втулка 13 центрирует камеры при сборке. Игла 3 при ударе груза по наковальне ударного механизма 16 практически мгновенно разрушает мембрану 15, и по камере расширения начинает распространяться ч Ударная волна. Проходя мимо запускающего датчика 7, волна приводит в действие регистрирующее устройство, фиксирующее воздействие ударной волны на тарируемые датчики 9 и 8. Задняя Стенка камеры расширения, выполненная в виде стакана 11 с дни-
127
1цем 10, тщательно обработана для получения соосности тарируе-мого датчика 9 с камерой расширения.
На рис. 82 представлена блок-схема измерительной аппаратуры. Запускающий датчик 1 через прибор задержки времени 2 запускает ждущую развертку двухлучевого запоминающего осциллографа 3 с фотоприставкой, который регистрирует сигнал рабо-
чего датчика 4.
1
Рис. 82. Блок-схема измерений с использованием ударной трубы
Установка обеспечивает четкую регистрацию собственных колебаний измерительной системы, обработка которых по методике, изложенной выше, позволяет вычислить собственную частоту колебаний ш0 и коэффициент
затухания^, полностью характеризующие ее динамические качества.
Тарировка самих индикаторов обычно не представляет сложности. Она заключается в снятии частотных и амплитудных характеристик усилителей и регистраторов при помощи стандартной измерительной аппаратуры (генераторов, вольтметров, миллиам-1 перметров и т. д.). При тарировке приборов необходимо обращать внимание на уход нуля, который при нормально подготовленной (прогретой) аппаратуре должен быть незначителен.
Обработка индикаторных диаграмм
Обработка индикаторных диаграмм позволяет получить сведения о ходе и показателях рабочего процесса индицируемых двигателей. Точность результатов, получаемых при обработке индикаторных диаграмм, в первую очередь зависит от их достоверности. Поэтому важное значение приобретает корректирование индикаторных диаграмм для учета цикловой нестабильности рабочего процесса и исправления ошибок, допущенных при снятии и обработке диаграмм.
Выше уже отмечалось, что дисперсия одиночных рабочих цик-1 лов подчиняется нормальному закону распределения и, следовательно, прежде всего необходимо получить осредненную индикаторную диаграмму.
При использовании стробоскопических индикаторов необходимая степень осреднения достигается автоматически, а при применении электрических индикаторов осреднение следует выполнить в ходе обработки осциллограмм. Соответствующие приемы были рассмотрены выше. Существенное значение при этом приобретаем вопрос о выборе максимального числа одиночных циклов, обеспечивающего необходимую степень осреднения. В принципе его можно решить методами математической статистики; причем число осредняемых циклов будет зависеть от степени неравномерности рабочего процесса и может колебаться в пределах 15—100 (большие значения относятся к двигателям и режимам с повышенной 128
неравномерностью рабочего процесса, например, дизели на режимах малых нагрузок).
Цикловая неравномерность рабочего процесса приводит к тому, что на осредненной индикаторной диаграмме получаются не линии, а поля давления (рис. 83).
Однако гораздо более ценные сведения получаются в резуль
тате математической обработки откорректированных индикаторных диаграмм с целью:
а) определения суммарных показателей рабочего процесса (среднее индикаторное давление индикатор
ный к. п. д. тр и т. д.);
б) исследования законо-мер ностей те п л овыделен и я в период сгорания;
в) определения параметров, характеризующих отдельные стадии рабочего процесса (коэффициенты наполнения т]г и остаточных газов среднее давление при насосных ходах рнх, показатели политроп сжатия п1 и расширения п2 и т. д.).
В некоторых случаях эти задачи решаются одновременно; тем не менее, поскольку методы их решения различны, целесообразно рассмотреть их отдельно.
Рис. 83. Схема корректирования индикаторной диаграммы
Осреднение индикаторных диаграмм
Для проведения корректирования и последующей обработки диаграмму разбивают на отдельные участки по углу поворота коленчатого вала ф (выбор интервала разбивки зависит от цели обработки и подробнее рассмотрен ниже), проводят линии максимального и минимального давлений ргпах и pmln и для каждого выбранного угла поворота вычисляют среднее избыточное давление индицирования
Ранд 2 (Ртах 4“ Pmln)»
пользуясь величиной соответствующих ординат диаграммы и масштабом давлений, который установлен в результате тарировки Индикатора.
9 Б. С. Стефановский 129
Полученные средние избыточные давления необходимо перевести в абсолютные и внести в них необходимые поправки.
Для участков с давлением, большим атмосферного, абсолютное давление
Рх ~ Ринд + В + &р3р + крдин, (86)
а для участков с давлением, меньшим атмосферного,
Рх = В Ринд “Ь ^Рзр ± ^рдин* (87)
где В — барометрическое давление в кГ/см2;
&рзр — поправка на замыкание (размыкание) для стробоско-] пических индикаторов в кГ/см2; ]
&Рдин — поправка, учитывающая динамическую погрешность индицирования, в кГ/см2.
При необходимости исправляют значения углов ординат индикаторной диаграммы с учетом фазовых погрешностей индицирования.
Полученные таким образом значения абсолютных давлений р^ не являются вполне достоверными и требуют дополнительной корректировки. Для выполнения ее необходимо вычислить объемы цилиндра, соответствующие выбранным углам (рх, используя зависимость, вытекающую из кинематики кривошипно-шатунногс механизма:
— cos фх) +
(1 — cos2<pj |,
(88)
где Vc — объем камеры сгорания;
8 — степень сжатия; р
X =-£----отношение радиуса кривошипа к длине шатуна
Степень сжатия е вычисляют по объему камеры сгорания V, л£)3
и объему, описанному поршнем, = -pS. Для определения объема камеры сгорания Vc рекомендуется залить в цилиндр двш гателя смазочное масло, установив предварительно поршен! в в. м. т. Если камера имеет сложную форму и из нее трудно уда! лить воздух, то масло заливают в пространство над поршнем, а также в снятую с цилиндра и перевернутую головку.
Получив значения объемов цилиндра VX9 для каждого углг поворота кривошипа вычисляют произведения pxVx и строя' график зависимостей этих произведений от угла поворота колен чатого вала ср (см. рис. 83).
При этом неизбежные неточности проведения линий максималь ного и минимального давлений, измерения ординат диаграммь и вычисления поправок приведут к тому, что штриховая линия соединяющая вычисленные значения произведений pxVx (точю на рис. 83), получится ломаной.
130
Произведение
pxVx = 848Л1хЛ,
(89)
где Мх— текущее количество рабочего тела в молях\
Тх — значение текущей температуры рабочего тела.
Значения Мх и Тх не могут изменяться скачкообразно, поэтому проведя по точкам корректировочного графика плавную линию, можем принять ее ординаты за истинные значения произведения абсолютных давлений рх на текущие объемы цилиндра Vx. Значения Ух вычисляются по выражению (88) с большой точностью и не могут служить причиной отмеченного выше разброса точек корректируемой диаграммы. Поэтому. для каждой ординаты ЭТОГО графика, ВЗЯТОЙ ПО плавной Кривой (px^x)Ucmt можно вычислить соответствующее абсолютное давление
рх = (р^ксгп, ( 90)
которое может считаться наиболее достоверным и вместе с соответствующим объемом цилиндра вводится в дальнейшие расчёты. При необходимости по найденным значениям давлений рх и соответствующим углам поворота <рх можно построить откорректированную осредненную индикаторную диаграмму для данного режима работы двигателя.
Приведенные выше подсчеты целесообразно выполнять в табличной форме. Наиболее трудоемким является измерение ординат первичной индикаторной диаграммы. Для ускорения этой операции можно использовать проецирование расшифровываемой диаграммы на экран с масштабной сеткой [112]. Можно также применять механический классификатор ординат.
При обведении проводящим стержнем классификатора осциллограммы другой конец стержня замыкает контакты системы счетчиков импульсов, которые могут быть настроены в соответствии с видом осциллограммы.
При использовании диаграммы давлений при насосных ходах совместно с диаграммами давлений на впуске и выпуске, например, для определения текущих значений коэффициентов расхода клапанов, описанный ручной способ корректировки не обеспечивает необходимой точности конечных результатов обработки. Точность можно значительно повысить, подобрав для нужного участка индикаторной диаграммы аппроксимирующую функцию, например, в виде полинома n-й степени, с помощью ЭВМ, Для этого в машину вводят соответствующий массив чисел и в программе обусловливают требуемую точность аппроксимаций.
Использование этого метода на ЯМЗ позволило значительно увеличить точность определения текущих значений коэффициентов расхода впускных и выпускных клапанов,
9* 131
Искажения индикаторных диаграмм
Даже простое рассмотрение откорректированной индикаторной
диаграммы позволяет получить сведения о некоторых нарушениях рабочего процесса. Более наглядными с этой точки зрения яв
ляются свернутые индикаторные диаграммы, перестроенные в ко- . ординаты р, V, что не представляет затруднений. В качестве примера на рис. 84 приведены некоторые характерные индикатор
б)
Рис. 84. Примеры индикаторных диаграмм с различными нарушениями рабочего процесса
ные диаграммы. При утечке газа из цилиндра на диаграмме линия расширения «отстает» от линии сжатия при проворачивании коленчатого вала двигателя (рис. 84, а); несоответствие фаз газораспределения оптимальным резко искажает диаграмму давления при насосных ходах (рис. 84, б); позднее начало горения приводит к смещению максимума давления на линию расширения (рис. 84, в); при преждевременном воспламенении на индикаторной диаграмме образуется характерная «петля» в области высоких дав лен и й (рис. 84-г г). Штриховой кривой на рис. 84 показана нормаль
ная диаграмма.
Диаграмма р — V позволяет наблюдать отличие действительных процессов от адиабатических, что является ее большим преимуществом. Поэтому заслуживает внимания предложение о целесообразности использования координат р, V и о создании прибора, записывающего индикаторные диаграммы в таких координатах [178].
Определение среднего индикаторного давления
Определение среднего индикаторного давления сводится к вычислению площади индикаторной диаграммы, которая в определенном масштабе изображает работу цикла. Разделив эту работу на объем, описанный поршнем, легко определить среднее индикаторное давление р^ (аналогично вычисляется и среднее давление при насосных ходах рнд).
Практиковавшееся для этой цели планиметрирование свернутой индикаторной диаграммы чревато большими погрешностями, 132
вызываемыми перестроением ее в координаты р, V и невысокой точностью планиметров. В настоящее время среднее индикаторное
давление определяют исключительно по развернутым индикаторным диаграммам, главным образом путем расчетов, хотя для этой цели предлагались и специальные приборы — интегриметры. При расчете используют метод трапеций и его модификации [104] или методы гармонического анализа [83 и 87].
Метод трапеций более трудоемок, ибо требует использования большого числа ординат, но считается наиболее точным, так
интегрирования при уменьшении его
как погрешность численного шага понижается. Применительно к погрешности интегрирования это справедливо, но не следует забывать, что ординаты индикатор ной диаграммы являются не точными, а приближенными величинами, в результате чего каждый член суммы, заменяющей интеграл, будет опре
Рис. 85. Разбивка развернутой индикаторной диаграммы при определении давлений pi методом гармонического анализа
делен с дополнительной погрешностью. Суммирование дополнительных погрешностей приведет к ошибке, которая будет возрастать с увеличением числа используемых ординат. Поэтому должно существовать некоторое
оптимальное число ординат, при котором итоговая погрешность определения среднего индикаторного давления будет минимальной. Следовательно, увеличение числа ординат сверх оптимального нецелесообразно. Исходя из изложенного, метод трапеций
можно рекомендовать к использованию в тех случаях, когда при обширной программе обработки индикаторной диаграммы, требующей достаточно большого числа ординат, среднее индикаторное давление будет определено попутно.
Если же обработка производится только для определения давления pl9 логичнее использовать менее трудоемкие методы гармонического анализа с неравноотстоящими ординатами [87] или метод Гаусса. Из этих методов первый при практически одинаковой точности и трудоемкости предпочтительнее, так как при его использовании индикаторная диаграмма разбивается на интервалы более просто. Оба полупериода цикла ф (для двухтактных Двигателей ф = 2л, для четырехтактных ф = 4л) разбиваются на три интервала ф/12, ф/6, и ф/4, последовательно возрастающих при удалении от в. м. т., а каждый из этих интервалов делится еще на три равные части. Ординаты нумеруют в соответствии с рис. 85, замеряются и заносятся в приведенную ниже форму 1.
Выполнив расчеты (см. форму 2), получают коэффициенты фУРье Blt В2 и В4, после чего вычисляют индикаторное давление:
133
для двухтактного двигателя
для четырехтактного двигателя
Pi = 4+ (^2 4 2" ’
(91)
(92)
где цр — масштаб давлений индикаторной диаграммы в кГ/ (см2 мм).
Расчет по формам 1 и 2 можно вести непосредственно в величинах давлений, опустив в формулах (91) и (92) масштаб рр. Опи- 1 санный метод при вчетверо меньшем числе ординат дает по сравнению с методом трапеций погрешность, равную примерно 0,15%, которая, очевидно, не имеет практического значения.
ФОРМА 1
Ординаты диаграммы в мм У1 У* Уь Ух Уъ Уъ У? Уь
Угг 1/16 Ун> Ун У12 У12 Ун Уи
Разность ординат 4 ^2 dt dj <^8
ФОРМА 2
Произведения разностей ординат на численные коэффициенты 0,17464 0,3424 0,7504 1,5324 1,8794 2,5004 2,5984 1,5004 >—к •—‘ о , , .ND СО ND О СО ОО N ф» 1 1 1 О 0 0 05 ND Ец Ец Ец 2,598 (4+4) 1-1 М И СО Ю Ст) ОО 1 1 I 1 1 00 О CD Ю о сч ю » сГ о —! сч ЗУ 0,6844 1,9704
Суммы произведений 4 S2 S3 4 s6
Коэффициенты Фурье в = А Bl 18 D __ ^2 $3 вг -18-- _ s4-s5 Bi 18
По величине среднего индикаторного давления может быть рассчитан индикаторный к. п. д. двигателя:

(93)
134
Цикловая подача топлива легко подсчитывается по расходу топлива и числу оборотов двигателя, замеренным при его испытаниях.
На точность определения величины среднего индикаторного давления значительно влияет положение отметки в. м. т. Разработан интересный способ оценки этой погрешности, из которого следует, что данная погрешность имеет индивидуальный характер и зависит от формы обрабатываемой индикаторной диаграммы.
Верхним пределом абсолютной ошибки определения среднего индикаторного давления является величина
Ар,- = ф,-Дф, (94)
где ф,- — коэффициент пропорциональности, зависящий от формы индикаторной диаграммы;
Аф— абсолютная ошибка отметки положения в. м. т. в радианах;
Коэффициент ф/ определяется путем обработки диаграммы по выражению
ф- = -1- I* р (cos ф + X cos 2ф) dq, (95)
-л
Таким образом, погрешность в определении pz будет в общем случае пропорциональна погрешности отметки в. м. т. Аф, однако коэффициент пропорциональности ф/ для каждого двигателя и режима работы имеет конкретное значение.
Из обработки двух индикаторных диаграмм двигателя Д100 следует, что при работе двигателя с pL = 9,52 кГ/см2 ф, ~ = 28,4 кПсм\ тогда как при pt = 5,25 кПсм2 ф,- — 20,4 кПсм2.
Проведя соответствующую обработку, можно для любого двигателя вычислить коэффициенты фх- и установить допустимое отклонение отметки в. м. т. Аф, при котором ошибка в определении среднего индикаторного давления pt не превзойдет допустимой величины. Например, полагая для дизеля Д100 на режиме pt = = 9,52 кГ/см2 допустимой ошибку Apz = 0,1 кГ/см? и учитывая, что ф/ = 28,4 кГ/см2, будем иметь
Дф = = -^1- = 0,00365 рад ~ 0,21°.
Если же принять Аф = 0,5° = 0,0088 рад, то
Apz - фЛф 28,4-0,0088 0,25 кГ/см2 ъ 2,6%.
Следовательно, даже незначительные отклонения в отметке в. м. т. приводят к значительным погрешностям определения среднего индикаторного давления. Поэтому выбору достоверного способа получения этой отметки необходимо уделять достаточное внимание.
135
Рис. 86. Зависимость погрешности расчета среднего индикаторного давления от погрешности определения среднего давления механических потерь (бре = 2%: Пжлг=0,75)
Положение отметки и. М. т. можно скорректировать, опираясь на определенное опытным путем среднее давление механических потерь рмех.
Используя соотношение
Pi Ре 4” Рмех* (96)
после несложных преобразований можно получить следующее выражение для относительной ошибки при определении среднего индикаторного давления
Ър^мех +
$Рмех 0 Лжх)1 (97)
Приняв, например, 6ре = = 2% и х\^х = 0,75, можем подсчитать зависимость значения 6pi от значения (рис. 86).
Из рис. 86 видно, что даже грубые ошибки в определении среднего давления механических потерь сказываются сравнительно слабо на точности расчета среднего индикаторного давления. Сравнительно нетрудно получить
8рмех^ 10%. При использовании этой величины положение в. м. т. корректируют следующим образом: подсчитав давление по индикаторной диаграмме, сравнивают полученное значение со значением, определенным по формуле (96), и в случае недопустимого расхождения результатов повторяют обработку, соответственно сместив отметку в. м. т. При использовании ЭВМ данный метод не представляет каких-либо трудностей и может быть заложен в программу комплексной обработки индикаторной диаграммы.
В случае определения среднего индикаторного давления двигателя по индикаторным диаграммам требуется применять сложную аппаратуру (индикаторы). Кроме того, этот метод является довольно трудоемким, в связи с чем он мало пригоден для текущего контроля работы двигателей. Правда, с разработкой систем непосредственного ввода результатов индицирования на ЭВМ оперативность метода значительно повышена, но это достигается путем усложнения используемой аппаратуры, что далеко не всегда приемлемо.
Анализ динамики тепловыделения по индикаторным диаграммам
Для анализа динамики тепловыделения по индикаторным диаграммам может применяться как первый, так и второй закон термодинамики. Однако больше употребляют методы, основанные на использовании первого закона термодинамики.
136
Теоретическая основа всех этих методов одинакова и состоит в том, что для небольшого участка индикаторной диаграммы тепло, затраченное на нагрев рабочего тела и совершение полезной работы, определяется выражением >
2 2
= J Mcv dT + A J р dV. (98)
1 1
Второй член выражения (98) при достаточно малом интервале интегрирования
2
А [ рdV - Vj). (99)
i z
Достоверное определение первого члена представляет значительные трудности, ибо как число молей рабочего тела М, так и его состав, от которого зависит величина теплоемкости cvt а также температура Т в ходе процесса сгорания непрерывно меняются, причем закон изменения количества и состава продуктов сгорания совершенно неизвестен. Из этого положения выходят, прибегая к различным допущениям. В частности, используя характеристические уравнения, легко получить следующее выражение:
2
= (100)
где и k2 — мгновенные значения показателей адиабаты. При замене мгновенных значений показателей адиабаты k± и k2 средним ^_2 выражение (100) приобретает вид [94]
2
' McvdT ъ Л . (101)
Другие допущения приводят к изменению вида расчетных выражений для определения изменения внутренней энергии, а использование второго закона термодинамики увеличивает число этих выражений [60]. Различная структура расчетных выражений при неодинаковых исходных допущениях приводит к тому, что количество тепла, определяемое ими в аналогичных условиях, оказывается разным. Вследствие этого только некоторые из выражений рекомендованы к употреблению.
При всей логичности подобных рассуждений следует заметить, что практически любые допущения о законе изменения количества рабочего тела и особенно о способах подсчета его теплоемкостей являются чрезвычайно грубыми.
Во всех без исключения методах анализа динамики тепловыделения оперируют лишь двумя теплоемкостями: «чистого» воздуха и «чистых» продуктов сгорания, не учитывая наличия и свойств промежуточных продуктов реакции горения, что
137
в настоящее время осуществить пока невозможно. Так, например, теплоемкости рабочих тел обычно аппроксимируются выражениями типа
cv = а + ЬТ + сТп.
Для «чистого» воздуха а = 4,60; Ь = 0,6-10“3; с = 0. Для «чистых» продуктов сгорания а=4,89; 6=0,86-10"3; с=0.
Однако, например, для метана СН4а=3,42; 6 = 17,85-10~3; с=0; ацетилена С2Н2 12,13; 6=3,84-10’3; с = -2,46-10"5; п=—2; бензола СвНб а =—5,04; 6=95,6-10-3; г==—40,6- 10"5; п = 2; октана С8Н18 а = 0,231; 6 = 155,9-10"3; с =— 55,86-10“б; п — 2 и т. д.
Не менее разительно различие и в показателях адиабаты: если для воздуха и продуктов сгорания они колеблются в пределах k = 1,3-? 1,4, то для большинства углеводородов показатель адиабаты довольно близок к единице. Так как наличие этих и других промежуточных продуктов в ходе цепной реакции горения не подлежит ни малейшему сомнению, то никакие комбинации из «чистого» воздуха и «чистых» продуктов сгорания не могут изменить положения, и потому все без исключения методы анализа динамики тепловыделения должны рассматриваться как чисто условные. Это побуждает использовать для изучения действительных закономерностей процесса сгорания специфические методы [20, 30, 130, 145, 163, 179].
Поэтому при обработке индикаторных диаграмм предпочтение следует отдавать простейшим методам и, в частности, использовать характеристическое уравнение (101). Однако установлено [60], что величина изменения давления на рассматриваемом участке индикаторной диаграммы оказывает определенное влияние на точность вычислений величины AQj_2 по любому расчетному выражению. В частности, при использовании выражений (101) и (103) наименьшая погрешность получается при p^Pi ~ 1,30-? 1,40, чем и следует руководствоваться при разбивке индикаторной диаграммы на участки.
Методика анализа динамики тепловыделения несложна и состоит в том, что, начиная с некоторой начальной точки (за которую обычно принимается момент отрыва линии давления от линии сжатия) на участках определяют количество тепла AQ.
Для этого можно использовать формулу
AQi 2 = а (Va- V,)] , (Ю2)
где А — механический эквивалент тепла.
Кривую тепловыделения строят нарастающим итогом. Если нас интересует коэффициент индикаторного тепловыделения xit то его приращение для каждого участка определяется выражением
<103>
Приводимые в литературе формулы для учета теплоотдачи в стенки цилиндра, необходимого для расчета полного тепловыделения, не отражают действительных закономерностей теплоотдачи в двигателе, в связи с чем расчет полного тепловыделения еще менее надежен, чем расчет индикаторного тепла.
Определение показателей политроп сжатия и расширения
Обрабатывая индикаторные диаграммы, можно" определить другие показатели рабочего процесса, в том числе показатели политроп сжатия и расширения. Показатели политроп сжатия
(Ю4)
расширения
(Ю5)
Обработка диаграмм давлений при насосных ходах
Используя диаграммы давлений при насосных ходах, легко можно вычислить среднее давление при насосных ходах рнх (методика расчета которого аналогична методике расчета среднего индикаторного давления pj.
Представляют несомненный интерес использование для обработки диаграмм давлений при насосных ходах идеи Д. А. Портнова [94], предложившего преобразовать выражения для коэффициентов наполнения и остаточных газов уп придав им структуру, облегчающую использование индикаторных диаграмм. В частности, для двигателей без продувки камеры сгорания Д. А. Портнов рекомендует использовать выражения:
где
| — коэффициент дозарядки цилиндра, определяемый по методике, изложенной ниже;
Т —' д у*
т = —~— — коэффициент, учитывающий подогрев * k
заряда о стенки цилиндра на величину АГ;
pk и Tk — давление и температура воздуха перед впускными органами двигателя;
139
6 —показатель адиабаты (для воздуха 1,4);
р-еп — коэффициент работы впуска, учитывающий непостоянство давления в течение насосных ходов и определяемый по методике, изложенной ниже; рг и Тг— давление и температура в момент начала открытия впускного клапана;
ра — давление в н. м. т.
Для определения коэффициента дозарядки рекомендуется выражение
(108)
Ра \ Va ) ' ’
где р3 и V3 — давление и объем цилиндра в момент закрытия впускного клапана;
Va — объем цилиндра в н. м. т.
Коэффициент работы впуска должен подсчитываться по формуле
% f pdV
= PaVs ’ (109)
где Vc и — соответственно объем камеры сгорания и объем, описанный поршнем.
Все величины, входящие в выражения (106) — (109), определяются по диаграммам насосных ходов, за исключением повышения температуры заряда Д7 и начальной температуры остаточных газов Тг. Величина Тг мало влияет на точность вычислений, и можно положить Тг 1000° К. Что же касается величины ДГ, то она может быть определена из выражения (106), если замерен (например, по расходу воздуха) коэффициент наполнения т|у. Если же в результате обработки требуется определить коэффициент наполнения т]г, то величина Д71 должна быть взята по аналогии с подобными двигателями. Структура выражения (106) такова, что возможные неточности в определении \Т мало влияют на величину
Используя приведенные соотношения, можно проследить зависимости коэффициентов наполнения r]v, дозарядки £, остаточных газов уг и т. д. от фаз газораспределения, давления на впуске pk и противодавления рг, числа оборотов и нагрузки двигателя и т. п. и выработать определенные рекомендации по улучшению работы двигателя.
Погрешности приведенных выше выражений лежат в пределах точности расчета рабочего процесса, и потому полученные при обработке индикаторных диаграмм давлений при насосных ходах данные при условии их надлежащего обобщения (подробнее см. [94]) могут быть затем использованы при проектировании новых и модернизации существующих двигателей. 140
Используя характеристическое уравнение (89), при обработке индикаторных диаграмм можно определить и значение текущих температур рабочего тела в цилиндре двигателя. Это можно сделать непосредственно, решив уравнение (89) относительно температуры:
Г __ PxVx
х “ 848Л4Х
(110)
или пересчетом по выражению
гр __гр (pxVx)z /1 1 1\
(pxVxh • Мх2 V111/
В первом случае необходимо знать текущие количества рабочего тела в цилиндре двигателя MXf в общем случае
Мх = (1 + vr). (112)
Если определение коэффициента избытка воздуха а и теоретически необходимого количества воздуха L0 не представляет особых затруднений, то текущий коэффициент молекулярного изменения в соответствии с изложенным выше может быть определен лишь грубо ориентировочно. Однако особенно трудно определить коэффициент остаточных газов который по индикаторной диаграмме (выражение (107)) и методами газового анализа (см. ниже) вычисляется довольно приближенно.
Между тем, выражения (ПО) и (112) показывают, что погрешность определения значения текущей температуры газа 7\ будет непосредственно зависеть от погрешности вычисления коэффициентов и уг. Поэтому данный способ определения значения текущей температуры газа не обладает достаточной точностью.
Для рабочих ходов при небольшом шаге разбивки индикатор-нои диаграммы можно считать ь тогда, если известна температура газа хотя бы в одной точке процесса, остальные температуры найдутся пересчетом из выражения
Х2 ~ 1 Xl (PxVxh •
С помощью соотношения (113) температуры газа могут быть найдены путем несложного графического перестроения [17]. Поскольку количество рабочего тела в период рабочих ходов изменяется всего на 3—4%, этот метод даст точность, вполне удовлетворительную для большинства практических целей при условии, что базовая температура газа определена достаточно точно.
Наилучшим способом определения базовой температуры газа является ее непосредственное измерение, методика которого состоит в следующем: с помощью управляемого быстродействующего газоотборника из цилиндра в определенные моменты времени отбирается газ, струя которого обдувает малоинерционную 141
(113)
термопару, сигнал которой осциллографируется. По максимальной ординате осциллограммы с помощью графика тарировки термопары находится температура газа в момент отбора. При этом фазовая погрешность термопары не имеет большого значения, 'а утечка тепла устраняется экранированием термопары и газо-отборника. Изменяя момент отбора, можно измерять температуру газа в различных точках цикла. Способ опробован авторами и дает хорошие результаты, но технически сложен.
Рекомендуемая некоторыми авторами оценка начальной температуры сжатия Та по выражению
Та — Тк + AT" + угТг (114)
не может дать хороших результатов, так как даже считая температуру воздуха на впуске Тк вполне точной и отвлекаясь от неопределенности величины Д7\ характеризующей подогрев воздуха при впуске, нетрудно убедиться, что минимальная погрешность определения температуры Та
где — относительная погрешность определения коэффициента остаточных газов.
Таким образом, этот способ еще менее точен, чем определение текущего количества рабочего тела Мх и не может быть рекомендован к употреблению.
Заслуживает интереса разработанный М. Г. Кругловым [64] способ расчета температуры газа в начале выпуска по выражению
где — доля хода поршня от начала выпуска до н. м. т.;
Рвып — давление в момент начала выпуска;
С — коэффициент, зависящий от состава топлива и типа двигателя.
Для дизелей коэффициент н ( о
для карбюраторных двигателей
(116)
(117)
где тт — молекулярная масса топлива.
Для двигателей без продувки коэффициенты Ци и а определяются с достаточной точностью по величинам расхода воздуха 142
и топлива; давление рвып— по индикаторной диаграмме. Определение прочих величин не представляет затруднений и не требует особых пояснений. Практически погрешность определения температуры начала выпуска Твып по выражению (115) будет зависеть от погрешности определения коэффициента остаточных газов уг, однако структура выражения (117) более удобна, чем выражений (111) и (114),
Используя методы теории ошибок, изложенный выше, можно показать, что для режимов работы, близких к номинальным, погрешность определения температуры начала выпуска Твып по выражению (103), вызванная неточностью оценки коэффициента
ЬТвыП чт0 позволяет Рис. 87. К определению составляющих
считать метод, предложенный насосных потерь энергии
М. Г. Кругловым, наиболее
удачным. Поэтому если нельзя непосредственно измерить базовую температуру газа по методу, описанному выше, предпочтение следует отдавать расчету с помощью выражений (113) и (115). Приведем два интересных с методической и практической точек зрения примера обработки индикаторных диаграмм низких давлений для двигателя ЯМЗ-238 (S/D = 130/140 мм, е = 16), при п-2100 об!мин. Первый из них иллюстрирует возможности использования индикаторных диаграмм давлений при насосных ходах для определения зависимостей составляющих насосных потерь энергии от нагрузки двигателя. Для этого на индикаторных диаграммах давлений при насосных ходах выделяются четыре характерные площади Д, /3, и Д (рис. 87). По сумме первых трех из них определяется мощность выпуска Nebin (работа выпуска), по последней — мощность впуска Nen (работа впуска); сумма этих двух составляющих дает полную мощность насосных потерь (NHn = Nehin + Nen).
Результаты такой обработки индикаторных диаграмм насосных ходов, снятых при проворачивании, полной и частичных нагрузках, приведена на рис. 88. Из рис. 88 видно, что при переходе от проворачивания к работе двигателя процесс газообмена резко изменяется. При этом с увеличением нагрузки суммарная мощность насосных потерь NHn вначале резко убывает, достигая минимума при некоторых умеренных нагрузках (ре
4 кГ/см2), а затем довольно быстро возрастает. Затраты мощности на впуск Nen почти не зависят от режима работы или проворачивания двигателя; следовательно, такое изменение мощно
143
сти NHn определяется мощностью Nebtn) которая изменяется аналогично суммарной мощности насосных потерь NHn.
Характер изменения мощности NHfl объясняется тем, что обе наиболее существенные ее составляющие и N2 изменяются различно. Составляющая возрастает с увеличением нагрузки, так как отработавшие газы с повышением давления и особенно
их температуры не успевают удаляться при неизменном время-сечении клапана. В то же время относительное количество про-
Рис. 88. Результаты обработки индикаторных диаграмм давлений при насосных ходах двигателя ЯМЗ-238 при п = 2100 об!мин
[Afj и — мощности, определяемые площадями ft и (рис. 87)]
данных о текущем количестве получаемых путем обработки
дуктов сгорания, удаляемых из цилиндра за время свободного выпуска, при больших нагрузках больше, чем при малых, на что указывает незначительная величина мощности Af2. Эта мощность с уменьшением нагрузки возрастает и достигает наибольших значений при проворачивании, когда свободный выпуск отсутствует и количество удаляемого из цилиндра газа, естественно, наибольшее.
Исходя из этого анализа можно предположить, что улучшить характер измерения мощности насосных ходов в зависимости от давления ре можно было бы в области высоких нагрузок некоторым увеличением время-сечения свободного выпуска, а в области малых нагрузок — увеличением время-сечения выпускного клапана в области перекрытия клапанов.
Второй пример показывает целесообразность использования рабочего тела в цилиндре, также индикаторных диаграмм давлений
при насосных ходах. При этом для анализа процесса выпуска его разбивали на участки, равные 5 °. За начальную точку принимался момент начала выпуска; начальное количество газов Мвып
в цилиндре с достаточной для сравнительных целей точностью
оценивалось по формуле м —_____________________________________Н____
/-868,5 (1—Yr) ’
(Н8)
где Ge — расход воздуха двигателем в кг/ч;
6 — степень неравномерности наполнения отдельных цилиндров;
i — число цилиндров;
ц — действительный коэффициент молекулярного изменения.
144
Тогда начальную температуру газа можно определить с помощью характеристического уравнения гр РвЫпУ вып *вып~ 8^Мвып
(119)
Предполагалось, что из начального количества газа на каждом участке часть удалялась из цилиндра, а остальная политропически расширялась от начального давления рх до конечного давления рх+1. Так как соответствующие давания газа были известны, то зная показатель политропы, можно было определить конечную температуру газа по уравнению
1
(\ ft
. (120)
Текущие значения показателя политропы рх можно легко определить, если известно количество тепла отданное газом на данном участке в результате теплообмена. Для учета теплообмена необходимо оценить текущую величину коэффициента теплоотдачи от газа к стенкам цилиндра. Учитывая сравнительный характер анализа, для этой цели можно применить одну из эмпирических формул (в данном случае использовалась формула Н. Р. Бри-
Рис. 89. Зависимость относительного количества газа в цилиндре в период выпуска при В = 7584-525 мм рт. ст> от нагрузки:
/ — GT = 43,2 4-44,1 кг/ч; 2 — Gt = 28,7 4-4-30,4 кг/ч-, 3 — GT = 16,4 4-17,9 кг/ч;
4 —холостой ход; 5 — проворачивание
линга). После оценки количества тепла соответствующий показатель политропы определяется по выражению
= 1 “--------1 <12D
M-xCv (Тx+i — Тх)
По температуре Тх+1 и давлению рх+1 в конце участка определяется текущее количество газа
Описанные расчеты несложны, но трудоемки, и потому выполнялись на ЭВМ. По данной методике были обработаны индикаторные диаграммы давлений при насосных ходах двигателя ЯМЗ-238, полученные в условиях, соответствующих разным высотам над уровнем моря (до 4 км}. Результаты обработки представлены на рис. 89. Оказалось, что хотя абсолютные количества газа и соответствующие начальные параметры последнего во
Ю Б. С. СтефановскнЙ 145
всех случаях различны, но в относительных единицах соответствующие текущие количества газа полностью совпадают, т. е. характер очистки цилиндра с изменением высоты двигателя над уровнем моря не меняется.
Однако характер очистки цилиндра существенно зависит от режима работы (нагрузки) двигателя. С уменьшением нагрузки очистка цилиндра замедляется. Особенно интересна соответствующая зависимость для проворачивания: в начале фазы выпуска количество рабочего тела в цилиндре не только не уменьшается, но значительно увеличивается за счет подсоса газа из выпускного трубопровода. Текущее количество газа при проворачивании в процессе выпуска намного превышает соответствующее количество газа при работе двигателя, чем и объясняется отмеченное выше резкое увеличение работы выпуска.
Особенности индицирования и контроля работы многоцилиндровых двигателей и двигателей особых типов
Определение индикаторных показателей многоцилиндровых двигателей затрудняется неидентичностью рабочих процессов, происходящих в разных цилиндрах, вследствие различий в допусках отдельных деталей, наполнении, работе топливной аппаратуры и т. п. Разброс между индикаторными показателями отдельных цилиндров может достигать 15—20% [3]. Поэтому, хотя с помощью вероятностно-статистических методов принципиально возможна оценка индикаторных показателей многоцилиндрового двигателя по результатам индицирования одного произвольного цилиндра, для надежного определения этих показателей требуется индицировать все цилиндры двигателя. При этом одновременно получаются данные о межцикловой и межцилиндровой неравномерности рабочего процесса и факторах, влияющих на его неидентичность.
Одновременное индицирование всех цилиндров проще осуществить в карбюраторных двигателях, так как можно использовать комбинированные датчики-свечи (см. рис. 52). Пониженные динамические качества таких датчиков в данном случае не имеют решающего значения ввиду сравнительного характера испытаний, а также потому, что величины динамических погрешностей во всех цилиндрах будут достаточно близкими. В дизелях сочетание датчика давления с форсункой практически исключено и одновременное индицирование всех цилиндров возможно лишь при наличии в головках цилиндров места для установки датчиков давления.
На рис. 90 в качестве примера приведены результаты выполненного в МАДИ одновременного индицирования всех цилиндров восьмицилиндрового V-образного карбюраторного двигателя на режиме полной нагрузки при п = 2800 об! мин. Для индицирования использовались пьезоэлектрические датчики-свечи, сиг-146
налы которых после усиления регистрировались восьмиканальным катодным осциллографом.
Индицирование проводилось в такой последовательности: снимались диаграммы пяти-шести последовательных рабочих циклов и одного-двух циклов с выключенным зажиганием, необходимые для определения показателей рабочего процесса, и далее на той же пленке регистрировались 30—40 последовательных рабочих циклов при малой скорости развертки.
а)
Номер цилинйрой
0.83 0J8 0^0 0#8 ОЛ 0^950.93^

S) &
Рис. 90. Результаты одновременного индицирования восьми цилиндров V-образ-ного карбюраторного двигателя:
а — диаграмма рабочих циклов (при п — 2800 об/мин; а == 0.85); б — диаграмма неравномерности циклов; в — зависимость неравномерности циклов и среднего максимального давления Ргср от коэффициента избытка воздуха в отдельном цилиндре сплошные кривые — верхний трубопровод; штриховые — нижний; 1—8 — номера цилиндров;
К. — относительная чувствительность датчика
На рис. 90, а приведены последовательно индикаторные диаграммы всех восьми цилиндров, номера которых даны по порядку их работы.
На рис. 90, б даны индикаторные диаграммы, снятые с малой скоростью развертки, расположенные в том же порядке, что и рабочие диаграммы, а на рис. 90, в — результаты обработки этих диаграмм, причем коэффициент избытка воздуха для каждого из цилиндров определен изложенным ниже методом.
Величины 6г и ргср определены по выражениям:
t
Zj
^ах-ргт|- 1000/ 1
Pzcp ь
где Pzmax и Ргтш — соответственно наибольшее и наименьшее давление.сгорания для данной серии циклов;
/ — число циклов в «гребенке».
10*
147
Полученные данные, в частности, показывают, что между неравномерным распределением составов смеси по цилиндрам и неравномерностью работы цилиндров нет четкого соответствия; например, четвертый и восьмой цилиндры, состав смеси в которых практически одинаков, имеют значительные различия по параметрам ргср и 6. По-видимому, это объясняется влиянием других факторов, в частности разными условиями формирования очага воспламенения.
Контроль равномерности работы цилиндров
Одновременное индицирование всех цилиндров резко увеличивает трудоемкость испытаний, а в некоторых случаях вследствие ограничений, налагаемых конструкцией двигателя, вообще невозможно, поэтому довольно большое распространение получили методы, основанные на индицировании некоторого «среднего» цилиндра. При использовании этих методов подразумевается, что рабочий процесс индицируемого цилиндра является средним по отношению к соответствующим процессам всех цилиндров многоцилиндрового двигателя. Однако правильный выбор такого «среднего» цилиндра затруднителен в связи с ограниченными возможностями контроля рабочего процесса без индицирования.
В основу выбора «среднего» цилиндра можно положить степень сжатия и индикаторную мощность отдельных цилиндров, определяемую их выключением [3]. Неудовлетворительная точность метода выключения цилиндров (подробно рассмотренного выше) заставляет усомниться в правильности такой рекомендации, тем более, что на равномерность работы цилиндров многоцилиндрового двигателя влияют индивидуальные особенности их наполнения, величина фаз газораспределения, момент впрыска топлива или зажигания, неравномерность работы секций топливного насоса и многие другие факторы.
Поэтому исследование и доводку рабочего процесса, как правило, выполняют на одноцилиндровых отсеках двигателей, а у многоцилиндровых двигателей контролируют лишь равномерность работы цилиндров. Методика контроля может быть различной в зависимости от его целей.
При создании новых двигателей, когда осуществляется перенос отработанного рабочего процесса с одноцилиндрового отсека на развернутый двигатель, равномерность работы его цилиндров контролируют с учетом факторов, отмеченных выше.
Кроме того, при этом выясняется влияние конструктивных отличий многоцилиндрового двигателя от одноцилиндрового (трубопроводы, топливная аппаратура и т. д.), что позволяет внести необходимые изменения в конструкцию двигателя и назначить допуски, например, на регулировку топливной аппаратуры, для максимального приближения фактического рабочего процесса к эталонному. Естественно, что чем подробнее система 148
контрольных критериев, тем легче будет осуществить доводку рабочего процесса многоцилиндрового двигателя.
Для текущего контроля качества серийно выпускаемых двигателей подобные методы являются слишком громоздкими, трудоемкими и неоперативными. Их обычно заменяют измерением температуры отработавших газов из отдельных цилиндров. Она при идентичных рабочих процессах должна быть практически одинакова; различие в температурах отработавших газов по цилин-1 драм может служить критерием неравномерности их работы. I
Д. А. Портновым [95] предложена методика, позволяющая ? по результатам измерения температур отработавших газов отдельных цилиндров получать численные сведения о неравномерности их рабочего процесса.
Если устранены (или скорректированы) колебания температуры Отработавших газов, вызванные изменением степени сжатия и различием в началах подачи топлива, то разница в температурах может быть объяснена изменением коэффициента избытка воздуха.
Имея регулировочную характеристику в виде зависимости температуры отработавших газов tr и эффективного к. п. д. r]g от величины коэффициента избытка воздуха а, по замеренным температурам можно найти значения к. п. д. т]^- и коэффициентов избытка воздуха для отдельных цилиндров двигателя. Соответствующие коэффициенты для двигателя в целом т)е0 и а0 легко определяются путем замера расходов воздуха и топлива.
Используя данные о фактических величинах цикловой подачи топлива отдельными секциями топливного насоса двигателя g4i, нетрудно подсчитать для каждого цилиндра значения средних эффективных давлений pei и цикловых расходов воздуха G^ по выражениям:
Pei -= 0,427QKg-4irie£; (122)
Gyi (123)
С помощью выражений (122) и (123) по величинам g40
и а0 определяются среднее индикаторное давление ре0 и цикло-
вой расход воздуха Сч0 Для двигателя в целом, после чего можно оценить и отклонения от этих показателей для отдельных цилиндров:
8ре = . 8Q - Gm=G*> . (124)
Pea ’
Полученные данные будут достаточно точно характеризовать количественную неравномерность работы отдельных цилиндров.
Используя изложенную методику, можно решить и обратную задачу — по допустимым отклонениям 6ре и оценить допустимую норму отклонения температуры отработавших газов отдельных цилиндров от средней величины. Тогда можно использовать простые контрольные системы, сравнивающие индивидуально
ные температуры отработавших газов со средней Подобная система при получении для какого-либо цилиндра недопустимого различия между этими температурами сможет автоматически (звуковым и световым сигналом) информировать оператора о величине и месте отклонения [174].
При оборудовании испытательных стендов подобными системами заметно улучшится качество приемки серийных двигателей.
Исследование рабочих процессов свободнопоршневых дизель-компрессоров и роторно-поршневых двигателей Ванкеля
Появление новых типов двигателей (свободнопоршневые ди-зель-компрессоры, роторно-поршневые двигатели Ванкеля) потребовало разработки специфических методов исследования их рабочего процесса [14, 97, 120, 195].
Применительно к свободнопоршневым дизель-компрессорам (СПДК) имеются отличия в определении некоторых режимных и суммарных показателей и технике индицирования.
Первые вызываются тем, что для характеристики режима работы СПДК вместо числа оборотов приходится употреблять число циклов. Для их определения наиболее предпочтительны стробоскопические тахометры, которые позволяют не только просто и быстро измерять число циклов СПДК, но и наблюдать особенности движения его деталей.
Так как о работоспособности СПДК судят по величине его производительности, то оборудование экспериментального стенда должно предусматривать возможность достаточно точного ее замера. Наиболее простым и удобным способом измерения производительности СПДК является способ мерного ресивера, при котором о величине производительности судят по темпу роста давления в резервуаре, объем которого точно известен. Измеряя прирост давления газа за определенное время и фиксируя температуру газа в мерном ресивере, нетрудно рассчитать производительность СПДК. Дроссельные приборы для этой цели менее удобны вследствие необходимости успокоения пульсирующих потоков газа и влияния сопротивления прибора на рабочий процесс СПДК [97].
Для исследования закономерностей движения деталей поршневой группы СПДК можно использовать сигналы, даваемые датчиками перемещений того или иного типа, или более простой способ скоростной кинорегистрации [120]. Для этого на конец валика синхронизации надевают стрелку-указатель, каждое угловое положение которой будет точно соответствовать определенному линейному положению поршней СПДК. Используя неподвижную шкалу, можно проградуировать ее непосредственно в величине перемещения поршней.
1 Пат. США кл. 73—341, № 3101617, 1963.
150
Фотографируя положение стрелки относительно шкалы с одновременной фиксацией отметок времени, после расшифровки
кинограммы нетрудно установить зависимость пути поршня от времени. Дифференцирование этой зависимости позволяет найти скорости и ускорения поршней. Для получения удовлетворительных разультатов необходимо установить скорость съемки такой, чтобы на один цикл СПДК приходилось 50—90 кадров [120]. Поскольку СПДК довольно тихоходны (10—15 циклов в секунду), то и скорость кинорегистрации получается умерен-что обеспечивается распростра-
ной (500—1500 кадров в секунду) ненной скоростной киносъемочной аппаратурой (например, камерой СКС-4).
Индицирование рабочих и компрессорных полостей СПДК имеет существенные особенности, связанные с отсутствием в этих машинах коленчатого вала.
Имеется два способа индицирования СПДК. Первый способ [14, 97] состоит в том, что один из поршней снабжают удлини-/ телем, приводящим в возвратно-поступательное движение план-
Рис. 91. Схема простейшего стробоскопического индикатора для СПДК:
/ — стрелка-указатель; 2 — разрядник; 3 — шина; 4 — градуированный диск; 5 — привод; 6 -- тиратрониый блок;
7 — манометр; 3 — датчик; 9 — СПДК
шет индикатора, чем достигается получение координаты, пропорциональной ходу поршня (а следовательно, и соответствующим объемам полостей СПДК). Для получения другой координаты — давления — можно использовать плунжерно-пружинный механизм любого стробоскопического индикатора, размещаемый над планшетом так, чтобы оси плунжеров были перпендикулярны удлинителю поршня.
Преимуществом этого способа является то, что он обеспечивает стробоскопическое индицирование с использованием датчи
ков, пульта управления и плунжерно-пружинного механизма серийного стробоскопического индикатора. Однако требуется удлинить поршень и изготовить записывающий планшет..
Более простой способ стробоскопического индицирования [14] заключается в том, что на валик механизма синхронизации, как и в случае исследования кинематики и динамики СПДК, укрепляют стрелку-указатель 1 (рис. 91), в которой имеется разрядник 2, скользящий над шиной 5, укрепленной на градуированном диске 4.
Используя стандартные узлы электропневматического индикатора, на шину 3 по высоковольтному проводу 5 подают импульсы высокого напряжения, возникающие при замыкании или размыкании датчика 8, установленного в соответствующей полости СПДК 9, при подводе к нему определенного контрольного дав
151
ления, ‘ измеряемого манометром 7. Искра, проскакивающая между разрядником 2 и шиной 3, дает возможность фиксировать положения указателя, соответствующие установленной величине контрольного давления. Если шкалу 4 градуировать в единицах перемещения поршня, то проведя серию подобных регистраций, можно построить индикаторную диаграмму давлений в исследуемой полости СПДК.
Способ подкупает простотой и возможностью одновременного использования указателя для исследования кинематики и динамики СПДК. Однако ручная регистрация уменьшает точность и увеличивает трудоемкость индицирования, в связи с чем при большом объеме исследовательских работ целесообразно использование более сложного стробоскопического индикатора, приведенного выше.
Используя электрические датчики хода поршня, можно осуществить индицирование СПДК и с помощью электрических индикаторов [14 и 97].
При исследовании рабочего процесса роторно-поршневых двигателей Ванкеля (и аналогичных им), имеющих в одном «цилиндре» несколько камер сгорания и различные угловые скорости ротора и вала отбора мощности, с помощью электрических индикаторов с регистрацией на светолучевом осциллографе необходимо наносить на осциллограммы контрольные метки, позволяющие маркировать сигналы от отдельных камер сгорания, связывая их с определенным положением ротора и вала отбора мощности.
Для этой цели применительно к двигателям Ванкеля разработана специальная аппаратура, позволяющая генерировать контрольные сигналы, селектировать их и подавать с заданной по отношению к эксцентриковому валу фазой на осциллограф. Аппаратура имеет фотоэлектрический датчик углов в виде диска с прорезями, устанавливаемого на эксцентриковом валу, отметчик камер в виде кулачка, приводимого от эксцентрикового вала через понижающую передачу (1:3) и поочередно замыкающего три контакта, смещенные на 120°, магнитоэлектрический датчик эталонного угла и другие вспомогательные узлы. Сигналы датчика углов приводят в действие блок формирования главных импульсов; отметчик камер вырабатывает вспомогательные импульсы. Использование этих импульсов, а также их сочетаний позволяет уверенно относить любую точку осциллограммы к соответствующей камере и угловому положению эксцентрикового вала [195].
Метод непосредственного определения среднего индикаторного давления
Представляют интерес методы непосредственного определения величины среднего индикаторного давления х.
1 Авт. свид. СССР кл. 42к, 70e (G011) № 177121, 1963 и кл. 42к, 1801 (G011) № 182371, 1966
.152
Предложено довольно много таких методов, использующих механические, электромеханические и электронные устройства, однако большинство из них не отвечает требованиям осуществляемого в процессе производства контроля, главнейшими из которых являются простота и высокая надежность измерительного устройства. С этой точки зрения наибольший интерес представляет метод, основанный на следующем.
Среднее индикаторное давление выражается интегралом Pi = -^$Pdv-
Так как = FS, a dV — F dS (где F — площадь поршня, S — его ход), то используя вытекающее из'кинематики криво
шипно-шатунного механизма соотношение
dS = F Г sin <р + sin 2qA dtp
и учитывая, что S=2F, будем иметь
2л/п
р о
Рис. 92. Схема устройства для непосредственного замера среднего индикаторного давления
+ ~ sin 2ср) dtp,
где tn = 1 для двухтактного и т ~ 2 для четырехтактного двигателя.
Так как коэффициент ослабления
V = Sin ф + -X- Sin 2ф,
получим окончательно
2лт
Следовательно, для получения среднего индикаторного давления достаточно на измерительный прибор подавать мгновенные сигналы, пропорциональные произведению pv.
Сигнал, пропорциональный давлению pt может быть получен от датчика давления любого типа (с соответствующим усилителем). Сигнал, пропорциональный коэффициенту ослабления v, может быть получен, например, от системы двух синхронных генераторов, валы которых жестко связаны с валом двигателя. В качестве регистрирующего прибора можно использовать обычный ваттметр (рис. 92). На одну из катушек 2—3 ваттметра 1 подается усиленный сигнал датчика, а на другую 4—5 — напряжение от двух синхронных генераторов 6 и 7 с постоянными магнитами.
153
Генератор б имеет две, а генератор 7 — четыре пары полюсов. Резистор 8 служит для регулирования напряжения генератора 7, поступающего к катушке ваттметра, в отношении требуемом формулой для коэффициента ослабления. Вместо системы двух генераторов можно использовать датчик (индуктивный, емкостной, фотоэлектрический и т. д.), сигнал которого будет пропорционален коэффициенту ослабления. От других методов определения среднего индикаторного давления указанный метод выгодно отличается простотой и возможностью использования стандартных узлов и приборов.
Оборудование и приспособления для исследований и доводки рабочего процесса
Исследования и доводку рабочего процесса двигателей удобнее и экономичнее вести не на двигателях, а на их отсеках, которые большей частью бывают одноцилиндровыми, но встречаются и V-образные, а иногда и более сложные (W-образные и т. д.). Применительно к двигателям со сложными компоновками цилиндров использование таких отсеков позволяет проверить работоспособность принятой конструкции шатунов, отчасти коленчатого вала и т. п.
На отсеках двигателей сравнительно просто решаются вопросы индицирования, газоотбора и т. п., а стоимость неизбежных при доводке конструктивных изменений топливной аппаратуры, впускных и выпускных каналов, камеры сгорания и т. д. значительно меньше, чем при использовании развернутого двигателя.
Необходимо отметить, что использование отсеков не исключает проведения доводочных работ на двигателях, так как взаимное влияние отдельных цилиндров, прочность и жесткость корпусных деталей, коленчатого вала, деталей механизма газораспределения, а также надежность и долговечность практически всех деталей и узлов могут быть выявлены только на развернутом двигателе.
Конструкция отсеков двигателей и методика их использования достаточно подробно освещена в литературе [90 и 95], поэтому можно ограничиться лишь кратким освещением некоторых основных вопросов.
При конструировании одноцилиндровых (и других) отсеков, которые производятся индивидуально и потому являются очень дорогостоящими, прежде всего следует стремиться к универсаль-” кости принимаемых решений, обеспечивающей наиболее широкое использование отсека. В частности, типичным является создание универсальных картеров, которые служат базой для исследований двигателей с различными диаметрами цилиндров и ходами поршней, числом клапанов, тактностью, схемами продувок, системами охлаждения и т. п. Универсальный картер может ис-154
пользоваться десятки лет при условии, что он обладает достаточной быстроходностью, прочностью и ремонтоспособностью. Поэтому универсальные картеры должны обладать большим запасом прочности, а конструкция их основных деталей — высокой износостойкостью. Кроме того, должны обеспечиваться их простая и быстрая замена или ремонт.
Не менее существенным является обеспечение в отсеке и двигателе идентичности факторов, заметно влияющих на ход и показатели рабочего процесса. Циркуляция охлаждающей жидкости в рубашке цилиндра и головке, расположение и форма впускных и выпускных каналов, охлаждение поршня должны копировать предполагаемую конструкцию двигателя. Должна предусматриваться также возможность контроля и регулирования температурного режима отсека, позволяющая отработать температурный режим цилиндра, который затем переносится на двигатель.
Третьим важным требованием можно считать обеспечение наибольшего удобства всех измерений, необходимых при исследовании рабочего процесса. В частности, в головке отсека обычно предусматривается не менее двух гнезд, в одно из которых может быть установлен датчик давления, а в другое — газоотборочное устройство. Предусматривается удобное размещение измерительной аппаратуры для измерений расхода и температуры воздуха, охлаждающей среды, отработавших газов; токосъемников для температурных измерений; приводов для измерительных приборов и вспомогательных агрегатов и т. п.
Все вспомогательные системы (охлаждение, смазка, подкачка и фильтрация топлива, продувка, наддув и т. п.) для удобства регулирования режима их работы, как правило, имеют автономные источники энергии.
Немаловажное значение имеет выбор системы уравновешивания отсеков, особенно одноцилиндровых, так как одно-двух-цилиндровые двигатели отличаются плохой уравновешенностью, затрудняющей их использование. Наиболее удачными способами уравновешивания можно считать применение системы балансирных валиков или установку контркривошипов, перемещающих сдвинутые по фазе относительно поршня на 180° массы, обеспечивающие полное уравновешивание сил инерции поршневой группы. Иногда ограничиваются изготовлением массивного картера, который устанавливают на мощный фундамент. Однако при этом фундамент должен отличаться хорошими антивибрационными свойствами, а крепление отсека к фундаменту должно быть абсолютно жестким и надежным.
При доводке рабочего процесса приходится решать вопросы, связанные с выбором оптимальных степени сжатия, момента топливоподачи или зажигания, фаз газораспределения и т. п., поэтому желательно оборудовать отсек приспособлениями, обеспечивающими плавное изменение регулировочных параметров в необходимых пределах на работающем двигателе,
155
Изменение степени сжатия при работе двигателя в широких пределах возможно путем перемещения цилиндров вместе с головкой вдоль его продольной оси (установка ИТ-9-2), но это осуществляется весьма сложно. Оптимальная степень сжатия с точностью до 1—2 единиц может быть предварительно оценена путем расчетов [94], а при доводке в указанных пределах ее можно изменять, устанавливая прокладки между гильзой и головкой цилиндра, гильзой и картером.
Рис. 93. Механизм для изменения угла опережения впрыска
Значительно более распространены механизмы, обеспечивающие достаточно широкое изменение угла опережения впрыска топлива. Конструкция одного из таких механизмов, разработанного в НАМИ, приведена на рис. 93. Он представляет собою конический дифференциальный механизм.
В корпусе 2 установлена коробка 4 сателлитов (водило), выполненная в виде специальной втулки с нарезанными по периферии зубьями червячной передачи, причем параметры последней обеспечивают самоторможение коробки. Сателлиты 5, установленные во втулке, входят в зацепление с коническими шестернями ведущего 1 и ведомого 3 валиков (выполняются обычно как одно целое) и вращаются в шарикоподшипниках. Изменяя положение втулки относительно корпуса вращением червяка 6, можно в неограниченных пределах менять относительное угловое положение валиков, т. е. фазу топливоподачи.
Аналогичные устройства используются для управления клапанами стробоскопического газоотбора (или индицирования).
На практике вместо подобных механизмов часто ограничиваются соединением вала топливного насоса с приводом с помощью 156
жесткой муфты, обеспечивающей возможность их углового смещения при остановке двигателя. Однако это нежелательно, так <ак при остановках двигателя достаточно трудно обеспечить щентичные условия испытаний.
В последнее время предложены простые и удобные констр ук-хии механизмов, изменяющих фазы газораспределения на ра-Зотающем двигателе. Один из них рассмотрен ниже.
В механизме кулачковый привод заменен роликовым (рис. 94). Механизм состоит из вала 1 с роликом, коромысла 2, воздействующего на толкатель 3, и эксцентрикового вала 4, (лежащего в опо-
рах 5, установленных на кронштейне 6.
Изменяя величину эксцентриситета е путем поворота эксцентрикового вала 4, можно в широких пределах менять фазы газораспределения двигателя, причем без труда достигается раздельное изменение фаз впуска и выпуска.
Конструкция механизма, предложенного И. Ф. Любечанским, интересна еще и тем, что в ней грение скольжения заменено трением качения, снижаются контакт
Рис, 94. Коромыслово-роликовый привод клапана с изменяющимися фазами
ные напряжения, уменьшается возможность заклинивания толкателя и.становится возможной централизованная смазка ролика и контактных поверхностей.
При закрытом клапане коромысло заплечиком а садится на разгрузочные шайбы 7; шайбы могут быть выполнены в виде кулачков, обеспечивающих безударное соприкосновение ролика и коромысла.
Использование подобных механизмов значительно ускоряет подбор оптимальных фаз газораспределения.
Необходимо учитывать, что действительные фазы на работающем двигателе по отдельным причинам (отсутствие зазоров, деформация деталей и т. п.) могут заметно отличаться от фаз. определяемых на холодном двигателе. Поэтому целесообразно регистрировать фактические моменты открытия и закрытия клапанов. Такая регистрация обычно производится по изменению электрического сопротивления между коромыслом и клапаном или между клапаном и головкой цилиндров, для чего в конструкцию этих деталей вводятся изолирующие элементы Ч
Не менее целесообразно наносить и некоторые другие отметки, характеризующие отдельные моменты рабочего процесса и положения деталей двигателя, в частности, моментов начала подачи топлива или зажигания и одного из мертвых положений поршня.
1 Авт. свид. СССР № 182356, 1966 Яз 11.
Фактический момент начала подачи топлива наиболее надежно определяется по регистрации перемещения иглы форсунки, для чего используются различные датчики перемещений (подробнее этот вопрос рассмотрен ниже).
Для регистрации момента подачи искры наилучшие результаты дают схемы с использованием импульсных газоразрядных ламп, вспышки которых совпадают с импульсом высокого напряжения на свече зажигания. Эти схемы наиболее целесообразно подключить к конденсатору системы
зажигания для уменьшения влияния на работу системы зажигания.1
Точность регистрации мертвых положений поршня, как показано выше, оказывает решающее влияние на точность параметров и показателей, определяемых путем обработки индикаторных диаграмм. Из известных способов такой регистрации ни один пока не является достаточно надежным. Наибольшее распространение получили фотоэлектрические и индукционные отметчики мертвых точек.
Рис. 95. Фотоэлектрический отметчик в. м. т.
К осциллографу
положении освещенность
фотоэлемента максимум от максимума светового регистрации в. м. т. Be-
В диске 6 (рис. 95) фотоэлектрического отметчика, жестко связанном с концом коленчатого вала 7 двигателя, имеется щель или отверстие 4, положение которых совпадает с положением поршня в мертвых точках. Вращаясь, диск экранирует световой поток от осветителя 1 на фотоэлемент 5. Поток создается лампой 2, формируется диафрагмой 8 в виде узкой щели и фокусируется линзой 3. В регистрируемом мертвом фотоэлемента будет наибольшей.
Однако вследствие инерционности фототока может несколько отставать потока, что приводит к погрешности личина ее зависит от быстроходности двигателя и динамических характеристик фотоэлемента. Установлено, что для двигателей с числом оборотов 1000—2000 в минуту погрешность отметки в. м. т. не превосходит Г лишь при использовании фотоэлементов с рабочей частотой не ниже соответственно 12—24 кгц. Практически для указанных частот безынерционными являются лишь вакуумные фотоэлементы и фототранзисторы, применение же в отметчиках в. м. т. фотоэлементов других типов и в особенности
1 Фр. пат, кл. GOlm, H05b, № 1425053, 1965,
156
величины
до максимума
йм.т
а)
а
Рис. 96. Индукционные отметчики с подковообразным магнитом; б — со стержневым магнитом
чем обеспечивается необходимая
фоторезисторов вследствие неудовлетворительных динамических качеств недопустимо.
В индукционных отметчиках (рис. 96) на маховике или другой вращающейся детали укрепляется железный якорь 4, При прохождении якоря мимо постоянного магнита 1 в катушке 2 индуктируется ток, регистрируемый гальванометром 3 или другим регистратором.
При приближении якоря 4 к магниту 1 магнитный поток Фг в зазоре Aj возрастает от нг и затем убывает (рис. 96, б). В соответствии с этим э. д. с.
Е — —const при макси-
14- и мальных значениях достигает предельных значений, между которыми кривая э. д. с, проходит через нуль (точка А рис. 96, а). Теоретически точка А. легко определяемая на осциллограмме, должна соответствовать в. м. т. или другому фиксируемому положению вращающейся детали.
При зазорах At = 0,15-4 -4-0,2 ММ. А3 = 0,34-0,4 Л4Л4 и диаметре маховика 400— 500 мм угловая длина отметки I не превышает 2—3
точность регистрации в. м. т. [112].
Как показывают исследования, проведенные в Ростовском институте инженеров железнодорожного транспорта, изменение зазоров Аг и А 3 в широких пределах мало влияет на форму отметки на осциллограмме, но отметка, во-первых, по продолжительности во много раз превышает угловую длину I чувствительного элемента датчика и, во-вторых, резко отличается от теоретической (рис. 96, б). Это объясняется влиянием магнитного потока, создаваемого катушкой индукционного отметчика, и приводит к тому, что нулевое значение отметки (точка А на рис, 96, б) запаздывает относительно в. м. т. на время т3.
Время задержки т3 в основном зависит от окружной скорости V якоря отметчика и при изменении ее от 4 до 32 м/сек убывает практически линейно от 1,8-10"3 до 0,8X 10"3 сек. Соответствующие этому времени задержки ошибки регистрации в. м. т. настолько велики (например, при п — 1000 об/мин и диаметре маховика 0,5 м Аа 6°), что исключают возможность использования таких отметчиков для точных исследований. Следует подчеркнуть, что даже для одного и того же датчика опытные точки
159
Зависимости т3 = / (17) ймёкУг Значительный разброс, Что не позволяет использовать эту зависимость для внесения поправок в измерения.
Интересным представляется разработанный и исследованный в Ростовском институте инженеров железнодорожного транспорта индуктивный отметчик в. м. т., схема которого дана на рис. к97. В этом отметчике якорь 2 в виде железной пластины, укрепленной на маховике 1 двигателя, проходит в зазоре между сердечниками 3 двух одинаковых катушек. Катушки включены в мостовую схему, питаемую переменным током с частотой 20 кгц, которая имеет два трансформатора Тр± и Тр2, детекторы Дх и Д2
Рис. 97. Индуктивный отметчик в. м. т.
на полупроводниковых диодах и регулировочные резисторы и 7? 2- Конденсатор С является фильтром несущей частоты.
Длина якоря I равна ширине сердечников катушек, поэтому ток разбаланса достигает максимума при совпадении осей симметрии якоря ДД и сердечников А А, при этом на осциллограмме регистрируется отчетливый пик (рис. 97), который будет
соответствовать в. м. т., если ось ДД якоря совмещена с осью АА.
Необходимо отметить, что датчик даст сигнал лишь в том случае, если плоскость вращения якоря сдвинута относительно плоскости симметрии катушек ВВ на величину Л. Точность величины смещения А не имеет значения, А выбирается минимальной, исходя из условия получения четкой отметки на осцилло
грамме.
Использование мостовой схемы приводит к тому, что сигнал разбаланса получается при входе якоря в магнитный зазор отметчика. Таким образом, продолжительность сигнала точно соответствует конструктивным размерам отметчика, что является его большим преимуществом. Длина и форма отметки на осциллограмме не зависят от окружной скорости якоря, что обеспечивает точную регистрацию в. м. т. таким датчиком в двигателях всех типов.
Для всех отметчиков мертвых положений поршня, использующих фиксированное положение коленчатого вала, характерно наличие погрешности, вызванной влиянием зазоров в кривошипношатунном механизме. Последнее проявляется в виде «мертвого угла» аЛ, в пределах которого поршень нечувствителен к вращению коленчатого вала из-за устранения указанных зазоров.
160
При использовании общепринятой методики установки якоря отметчика, когда на маховике делается отметка под произвольным установочным углом р, соответствующим определенному положению поршня при движении его к в. м. т., а затем другая отметка при движении поршня от в. м. т., наличие «мертвого угла» приводит к отклонению «мертвого положения» якоря на угол Аа. О величине угла Аа можно получить представление с помощью элементарного геометрического анализа кривошипношатунного механизма с учетом величины суммарного зазора в его сопряжениях JA. Результаты такого анализа, выполненного
Рис. 98. Зависимость^мертвого угла» кривошипно-шатунного механизма ьот радиуса ^кривошипа
Рис. 99. Зависимость погрешности определения в. м. т. от установочного угла Р
в Ростовском институте инженеров железнодорожного транспорта, приведены на рис. 98. Из рис. 98 видно, что величина «мертвого угла» даже при сравнительно малых суммарных зазорах в кривошипно-шатунном механизме может быть значительной, особенно для двигателей с небольшим радиусом кривошипа 7?. Соответственно достаточно большой получается и погрешность отметки в. м. т. Погрешность резко увеличивается с уменьшением установочного угла р, в связи с чем этот угол следует брать возможно большим (рис. 99).
Учитывая, что даже очень небольшие погрешности в отметке в. м. т. приводят к большим ошибкам при обработке индикаторных диаграмм, желательно отметку в. м. т. на маховик наносить так, чтобы зазоры в кривошипно-шатунном механизме при этом были устранены. Для этого рекомендуется подводить поршень к фиксированному положению и делать отметки на маховике при вращении коленчатого вала по и против часовой стрелки. Разделив дугу между этими отметками пополам, получают базу для установки якоря отметчика, достаточно точно совпадающую с положением поршня в мертвых точках.
К, сожалению, определенное даже точно на неработающем двигателе положение поршня в мертвых точках может вследствие температурных и иных деформаций деталей двигателя и влияния сил инерции заметно не совпадать с действительным.
И В. С. Стефановский 161
Практикующееся определение положения поршня в мертвых точках по диаграммам сжатия-расширения, полученным при проворачивании коленчатого вала двигателя, которые можно считать приблизительно симметричными относительно в. м. т., также не является достаточно точным.
Наилучшие результаты могло бы дать использование отметчиков в. м. т., в которых тот или иной датчик перемещения базируется непосредственно на поршень, однако описания подобных конструкций авторам неизвестны.
При индицировании многоцилиндровых двигателей, когда положение поршня в мертвых точках обычно определяется лишь для одного из цилиндров, а для других цилиндров принимается по углам между кривошипами, предусмотренными чертежами, могут возникнуть очень большие погрешности, вызванные допусками на изготовление коленчатого вала, упругой, а иногда и остаточной деформацией его. В таких случаях желательно находить мертвые точки всех индицируемых цилиндров путем соответствующих измерений.
Следует еще раз подчеркнуть, что при использовании для регистрации мертвых точек записывающих устройств с тиратрон-ным блоком (индикатор МАИ-2) необходимо определять и учитывать задержку срабатывания этого блока, которая может быть значительной, зависящей от режима работы двигателя и не совпадающей по величине с задержкой, возникающей при работе блока с электропневматическим датчиком давления.
Исследования процессов топливоподачи и смесеобразования
Ход и качество процессов топливоподачи и смесеобразования оказывают решающее влияние на рабочий процесс и показатели двигателей внутреннего сгорания. Эти процессы резко различны у двигателей с внешним и внутренним смесеобразованием, в связи с чем и методы их исследования во многом специфичны. Процессы топливоподачи и смесеобразования в двигателях внутреннего смесеобразования (дизелях), где топливо подается в цилиндр и смешивается с воздухом в моменты, непосредственно предшествующие сгоранию, значительно сложнее и труднее для исследования, чем соответствующие процессы двигателей внешнего смесеобразования (карбюраторных). Топливоподающая система дизелей сложнее.
Поэтому в данной главе основное внимание уделяется методам исследования процессов топливоподачи и смесеобразования в дизелях.
Проверка и регулировка топливной аппаратуры дизелей
Процесс топливоподачи в дизелях в значительной степени зависит от технического состояния топливоподающей системы, все элементы которой должны удовлетворять определенным требованиям.
В связи с этим ответственные элементы топливной аппаратуры дизелей и указанная аппаратура в целом в обязательном порядке подвергаются проверке и регулировке.
Топливная аппаратура дизелей характеризуется наличием в ней прецизионных пар (плунжер—гильза, нагнетательный клапан—седло, игла—корпус распылителя) с исключительно жесткими требованиями к геометрии сопрягаемых деталей; До недавнего времени не существовало методов измерения размеров прецизионных деталей, которые позволяли бы контролировать с необходимой точностью их геометрию. Однако и разработка таких методов, позволившая осуществить селективный подбор прецизионных элементов топливной аппаратуры, не решает проблемы определения качества этих элементов, так как процесс замера соответствующих зазоров очень трудоемок; зазоры контролируются только в одном-двух сечениях прецизионной пары, что не дает исчерпывающего представления о ее геометрии и работоспособности.
ll* 163
Проверка плунжерных пар
Для комплексной оценки качества прецизионных пар применяют гидравлические методы, позволяющие определить плотность их сопряжений при опрессовке жидкостью с определенной вязкостью,
В качестве примера на рис, 100 приведена схема стенда для опрессовки двух плунжерных пар [118]. Плотность сопряжения плунжерной пары характеризуется временем опускания плунжера при заполнении подплунжерного пространства профильтро
Диаметральный зазор
Рис. 101. Зависимость между средним зазором в плунжерных парах и временем опускания груза:
1 — насоса УТН-5; 2 — насоса ЯМ.3-236
Рис. 100. Схема гиревого стенда для определения плотности плунжерных пар:
1 — корпус стенда; 2 — промежуточная втулка; 3 —плунжер; 4—гнльза; 5—груз; ha — расстояние от торца плунжера до перепускного отверстия
ванным дизельным топливом с вязкостью 9,9—10,9 сот при 20° С под действием груза, создающего в указанном пространстве давление 200± 10 кПсм* (ГОСТ 9927—61).
На рис. 101 приведены кривые, которые показывают, что время опускания закономерно связано с величиной зазора.
Подобные методы используют и для проверки других прецизионных пар, установив допустимые пределы их плотности. Для надлежащей работы комплекта топливной аппаратуры двигателя весьма существенно, чтобы все однотипные прецизионные пары имели одинаковую или близкую плотность.
В последнее время опробован метод определения плотности плунжерных пар сравнением испытываемой пары с эталонной [7]. Установлено, что данный метод дает более объективные результаты при колебаниях температуры и активного хода плунжера, 164
Необходимо отметить, что деформация прецизионных элементов при сборке топливной аппаратуры изменяет зазоры в них, а следовательно, и их плотность. Изменение зазоров может быть так значительно, что произойдет заклинивание прецизионных деталей. Поэтому выбор величины усилий затяжки и контроль их при.сборке топливной аппаратуры приобретают важное значение.
Однако одинаковая плотность прецизионных пар еще не обеспечивает нормальной работы топливной аппаратуры в связи с тем, что при этом еще неизвестна пропускная способность ее отверстий и сечений (наполнительное и отсечное отверстия гильзы, сечения нагнетательного клапана, распылителя и т. п.), которая оказывает значительное влияние на процесс топливоподачи.
Величина пропускной способности характеризуется или расходом топлива при заданном перепаде давлений, или эффективным сечением равным произведению площади f проходного сечения на коэффициент расхода Использование эффективных сечений более удобно для сравнительных целей; кроме того, знание их необходимо для расчетного анализа работы топливной аппаратуры.
Определение этих параметров производят на стендах постоянного напора. Конструкция последних обычно достаточно универсальна и позволяет испытывать различные элементы топливной аппаратуры с помощью несложных приспособлений.
На рис. 102 приведена типовая схема стенда постоянного напора [117]. Необходимое давление создают топливным насосом 4\ производительность насоса регулируют механизмом 5; давление проливки контролируют точным манометром 20. Расход топлива измеряют с помощью бака 17, устанавливаемого на весах, и секундомера 19. Подогреватели 12, 10 и 7 позволяют поддерживать требуемую температуру топлива (для получения заданной вязкости), аккумуляторы 6, 2, 1 — гасить пульсации давления, постоянную ве-требуемого дав-После этого мо-
Методика измерений для сечений, имеющих личину, состоит в том, что после установления ления проливки измеряется расход топлива Q. жет быть подсчитано эффективное сечение
л/ =
(125)
где — плотность топлива;
Ар — соответствующий перепад давлений.
Если исследуемое сечение является величиной переменной, то производят ряд замеров при его различных величинах; последнее сечение обычно задается величиной перемещения элемента,. регулирующего сечение. Перемещение измеряют микрометром. На рис. 103 показано приспособление для проливки нагнетательных клапанов, устройство которого не требует особых пояснений.
165
о ex
Й
(N
X Л с ей Ч ед
с
к л ф л
ед
3

о ч к
л л я
ч ф
ей
о л
л ед
<м
с
о ед
ф Ч й ед
у
ф о я о

ед
ед о л я
X я си сх
<и
Л
ч
ч
ф
ед
о
ед
л S л
к о
ед л 2
ед=л =ед ед ” -ед 3 ои
о Ф к ' - и
с s 2 й S ед
Л « л <
S о 3 а ф
ед
к
S « ед ед ед ед ф 2
..л о см ед S । v .ед
ф
О
ед о ед
w ед
ед й a ф СЪео
р, й ы
4 ед ' “ о "
к £
ей
о л
я ч ф hl л о ед я Ф
..с® о о о ед
я ф ф
« s«
ед п о * Л ш
>5 ед
с
к
ф
и ед
л
ед S
5 я
я
« I
I со ед
ед кхо
>ед
S 3
ед
ед “ ед й s «
ед о гг Щ о
о о о ед
л
ч
о 2
ед ф ч ед
СХем О ем
S 1
ед ед
л
G У
ед ед
л
S ед
йе н >
2 ед л s
с
166
Топливная аппаратура должна комплектоваться одноименными элементами с близкими величинами пропускной способности или эффективных сечений. Следует заметить, что оба эти параметра зависят от величины давления проливки, которое влияет на величину скорости и режим течения топлива (ламинарный, турбулентный). Для получения сопоставимых данных рекомендуется проливку вести при достаточно высоких (приблизительно 50 ат) давлениях, при которых коэффициенты расхода элементов топливной аппаратуры стабилизируются (более детальные сведения о проливке см. выше, а также в работе Фомина Ю. Я-[119]).
Так как топливная аппаратура, помимо прецизионных элементов, состоит из большого числа других взаимодействующих деталей,.ее после укомплектования и сборки необходимо дополнительно проверить и отрегулировать. Это объясняется тем, что суммирование допусков отдельных деталей влияет на характеристики топливной аппаратуры.
Проверка форсунок и топливных насосов
Обычно форсунки и топливные насосы проверяют и регулируют отдельно.
У форсунок регулируют давление подъема иглы, которое' должно лежать в пределах, оговариваемых техническими условиями, а также проверяют суммарную пропускную способность после регулирования, а иногда и распределение топлива между отдельными отверстиями распылителя; проверяют также угол между этими отверстиями и т. п. Соответствующие проверки просты и подробно описаны в литературе и поэтому на них можно не останавливаться. Топливную аппаратуру многоцилиндрового дизеля укомплектовывают форсунками с идентичными показателями.
Топливные насосы обычно проверяют и регулируют в комплекте с эталонными (но иногда и рабочими) форсунками на специальных испытательных стендах. Подобные стенды имитируют работу топливных насосов в условиях, близких к эксплуатационным. Они достаточно универсальны и большей частью позволяют;
1. Определять производительность топливных насосов при различных числах оборотов и положениях рейки.
2. Проверять и регулировать геометрическое и действительное начала подачи топлива.
3. Проверять и регулировать равномерность подачи топлива отдельными секциями топливных насосов.
4. Определять пропускные способности форсунок (с эталонными насосами) для разбивки их на группы.
5. Испытывать и доводить регуляторы топливных насосов и снимать статические и динамические характеристики последних.
6. Испытывать топливоподкачивающие насосы топливоподаю-ших систем дизелей.
7. Испытывать топливные фильтры.
167
Стенды имеют бесступенчатое регулирование чисел оборотов, автоматические устройства для измерения расхода топлива^за определенное число впрысков и ряд других приспособлений и позволяют испытывать топливные насосы с различным числом секций. Как правило, указанные стенды выпускают специализированные предприятия.
Необходимо отметить, что предпочтения заслуживают стенды с гидравлическими передачами, наличие которых обеспечивает устойчивые минимальные числа оборотов в пределах 60—80 в минуту; в противном случае, на стенде невозможно исследовать пусковые режимы работы топливной аппаратуры.
Стенды, предназначенные для испытаний топливной аппаратуры разделенного типа, непригодны для проверки и регулировки насос-форсунок, которые испытываются на специализированных стендах. Из последних предпочтительнее стенды, позволяющие испытывать одновременно весь комплект насос-форсунок двигателя.
Определенные трудности представляет проверка и регулировка топливных насосов свободнопоршневых дизель-компрес-соров, кулачки которых рассчитаны на переменную угловую скорость.
У топливных насосов высокого давления на стендах обязательно проверяют и регулируют:
1. Геометрический (с помощью мениска жидкости) и действительный (с помощью стробоскопического устройства того или иного типа) моменты начала подачи топлива отдельными секциями насосов. В соответствии с ГОСТом 10578—63 точность регулировки углов начала подачи топлива должна быть в пределах ±30\
2. Равномерность подачи топлива отдельными секциями насоса определением производительности секции по количеству топлива (не менее 85 см3 за время не менее 1 мин) с фиксацией числа впрысков с точностью ±1 оборот (ГОСТ 8670—69; последний устанавливает жесткие требования к скоростному режиму испытаний, в частности, «увод» чисел оборотов не более чем на ±5 об!мин за 5 мин).
Метод проверки и. регулировки зависит от конструкции топливного насоса и стенда и оговаривается соответствующими инструкциями, поэтому здесь можно сделать лишь несколько замечаний общего порядка. Прежде всего следует иметь в виду, что работа топливной аппаратуры на двигателе и стенде будет различной, так как действительные условия работы моделируются стендом недостаточно точно. Однако даже при наличии возможности регулирования топливной аппаратуры на двигателе, для двигателей всех классов быстроходности предпочтительной является регулировка на стенде, как более надежная, объективная и единообразная.
По-видимому, одной из основных причин различной работы топливной аппаратуры на двигателе и стенде является изменение 168 I
(126)
вязкости топлива вследствие прогрева последнего в форсунках, поэтому вопрос о выборе эталонной вязкости топлива имеет большое значение. О. П. Пономарев, исследовавший этот вопрос, указывает, что условия работы топливной аппаратуры становятся одинаковыми на двигателе и стенде, если регулировка топливной аппаратуры производится на топливе, имеющем вязкость 2— 2,4 сст при 20° С [93], что заслуживает внимания.
Так как такие показатели работы топливной аппаратуры, как угол опережения и давление впрыска, влияют не только на показатели рабочего процесса, но (через жесткость процесса сгорания) и на темп износа двигателя, регулировка этих параметров должна производиться с особой тщательностью, а выбор их при доводке двигателя, видимо, следует производить с учетом долговечности последнего.
Наконец, коэффициент неравномерности подачи топлива может быть подсчитан по формуле
ёср
где gcp “ -gmax n — средняя величина цикловой подачи;
gmax и gmin — соответственно максимальная и минимальная величины цикловых подач, зарегистрированных при испытаниях насоса на стенде.
Помимо величины неравномерности подачи, которая всегда может иметь место вследствие различия в условиях работы насоса на двигателе и стенде и должна учитываться при назначении коэффициента неравномерности, подсчет последнего по формуле (126) может дать дополнительную погрешность, вызываемую способом расчета средней величины цикловой подачи gcp.
Как правило, подсчитывая цикловую подачу как среднюю арифметическую между крайними значениями действительных подач, делается достаточно произвольное допущение о том, что производительности всех секций насоса равномерно отклоняются от средней подачи. В действительности, подача ряда секций может быть близка как к максимальной, так и к минимальной величинам, в связи с чем среднюю величину подачи было бы правильнее определять, как среднюю арифметическую из цикловых подач всех секций насоса, т. е.
= (127)
1С
где ic.— число секций насоса.
Такой подход более соответствует основным положениям математической статистики и потому заслуживает внимания, особенно для двигателей с большим числом цилиндров.
169
Изложенные выше соображения в сочетании с особенностями некоторых специальных испытаний двигателей (длительные стендовые, эксплуатационные и т. п.) делают достаточно актуальным вопрос о методах контроля основных регулировочных параметров топливной аппаратуры на действующих двигателях.
Разработано довольно много приспособлений и приборов, позволяющих решать эти задачи. Все они могут быть разделены на две группы:
1. Приборы для определения частных параметров процесса топливоподачи.1
2. Универсальные приборы, позволяющие определять все регулировочные параметры топливной аппаратуры.
Универсальные приборы вследствие своей универсальности более интересны. В качестве примера на рис. 104 приведена схема универсального прибора, разработанного Ульяновским сельскохозяйственным институтом. Этот прибор позволяет с достаточно высокой точностью проверять давление и момент впрыска, плотность плунжерных пар и обратных клапанов, а также величину и равномерность подачи топлива.
Рис. 104. Схема прибора УСХИ для проверки топливной аппаратуры дизелей
Прибор включает в себя источник тока /, индукционную катушку 2, манометр 3, конденсатор 4, прерыватель двойного действия 5, штифт 6, шкалу 7, стрелку S, высоковольтный провод 9, топливопровод высокого давления 10, максиметр 11, приспособление 13 для проверки обратного клапана и тройник 12.
Для проверки давления впрыска пружину максиметра затягивают до величины, соответствующей давлению в манометре 250—300 ат. При работе дизеля манометр 3 покажет давление впрыска, которое может быть в случае надобности отрегулировано обычным способом.
При проверке момента впрыска трубка, соединяющая максиметр с форсункой, отсоединяется, а в штуцер максиметра устанавливается заглушка. Последний устанавливают на нормальное давление впрыска. В момент подъема иглы нижние контакты прерывателя 5 размыкаются и между стрелкой 8 и шкалой 7 проскакивает искра. Размыкание нижних контактов прерывателя 5 приводит к замыканию его верхних контактов, поэтому момент
1 См. патент ЧССР № 113961, 15/III—1965 г., Фр. пат. № 1417284, 4/Х—1965 г.
170
посадки иклы также будет отмечен искрой между стрелкой 8* и шкалой 7. Опережение впрыска может быть отрегулировано, а продолжительность впрыска — характеризовать износ топливной аппаратуры.
Для проверки производительности и равномерности подачи топлива поочередно собирают топливо в мензурку максиметра от каждой секции насоса; при этом двигатель работает с одним выключенным цилиндром. Для проверки плотности нагнетательного клапана последний устанавливают в приспособление 13 и вращением двигателя от постороннего источника энергии создают давление, равное приблизительно 200 ат, по времени падения которого можно определить плотность клапана.
Наконец, для проверки плотности плунжерных пар при работе двигателя на минимальных числах оборотов постепенно затягивают пружину максиметра и отмечают давление, при котором прекратится подача топлива данной секцией насоса. Величина последнего характеризует работоспособность плунжерной пары.
В заключение необходимо отметить, что регулировка параметров процесса топливоподачи у топливной аппаратуры раздельного типа не представляет затруднений и ее производят с помощью устройств, предусмотренных при конструировании (регулировочные винты форсунок, толкателей, поворотного устройства плунжеров и т. п.).
Насос-форсунки регулировать значительно сложнее, так как в их конструкции обычно не предусматриваются специальные устройства. Хорошие результаты дает использование калиброванных промежуточных деталей-компенсаторов различной толщины, помещаемых под пружину форсунки, головку плунжера и т. п. По-видимому, использование этого метода регулирования может быть целесообразным и для топливной аппаратуры разделенного типа при соответствующем пересмотре ее конструкции.
Однако во многих случаях получение надлежащих характеристик топливной аппаратуры возможно только на базе исследований протекающих в ней гидродинамических процессов, выполняемых с помощью специализированной аппаратуры и приборов.
Исследование гидродинамических процессов, происходящих в топливной аппаратуре дизелей
Исследование процессов впрыска и топливоподачи
Впрыск топлива в бескомпрессорных дизелях является не-установившимся гидродинамическим процессом. Он осложняется влиянием сжимаемости топлива и деформации трубопроводов, волновыми явлениями и тесно связан с закономерностями перемещений ряда деталей топливной аппаратуры (плунжер, нагнетательный клапан, игла форсунки). Сложность этого процесса затрудняет его расчет, и хотя методики гидравлического расчета
171
топливоподающих систем дизелей достигли высокого совершенства [119], а развитие электронной техники значительно расширило возможности расчета и позволило осуществить математическое моделирование впрыска, результаты расчетов нельзя считать окончательными, и при конструировании топливной аппаратуры часто ограничиваются ориентировочным определением только ее важнейших размеров и показателей. Это приводит к необходимости доводки топливной аппаратуры. В ходе доводки приходится прибегать к экспериментальному исследованию и корректированию процесса впрыска топлива с регистрацией как давления в различных точках системы топливоподачи, так и перемещения ряда ее деталей.
Так как процесс впрыска характеризуется крайне малой продолжительностью, то скорости изменения регистрируемых давлений будут весьма высокими, а ускорения движущихся деталей, даже при небольшой величине перемещений последних — значительными. Следовательно, возникает вопрос о частотных характеристиках измерительной аппаратуры, обеспечивающих необходимую точность регистрации.
Опытных исследований гармонического спектра процесса топливоподачи (подобных рассмотренным ниже) до последнего времени не проводилось и поэтому пользовались данными, полученными с помощью гармонического анализа процессов, близких к происходящим в топливной аппаратуре дизелей [118]. Соответствующие расчеты с помощью рядов Фурье показали, что для треугольного импульса, с известным приближением описывающего процесс нарастания давления в нагнетательном трубопроводе, амплитудная погрешность порядка 1 % получается при учете гармоник до 110-го порядка.
Так как исследованная Б. Н. Файнлейбом [118] модель процесса нарастания давления значительно упрощена по сравнению с действительным процессом, полученные им данные вызывали сомнение и авторами была предпринята попытка их опытной проверки. Для этого была изготовлена серия режущих фильтров на эмиттерных повторителях, схема и характеристики которых приведены на рис. 105. Сигнал от тензометрического датчика высокого давления с полосой пропускания 10 кгц (была проверена опытным путем с помощью динамической тарировки по методике, изложенной выше), установленного на нагнетательном трубопроводе одной из секций топливного насоса ЯЗТА, подавался через соответствующий фильтр на один из входов двухканального индикатора фирмы Диза Электроник. На другой вход индикатора этот же сигнал подавался напрямую, без фильтрации.
Таким образом, на экране двухлучевой электронной трубки индикатора одновременно наблюдались как искаженный, так и истинный сигналы, фотографирование и последующее сравнение которых позволили получить данные об амплитудных погрешностях регистрации в зависимости от полосы пропускания измерительного тракта.
172
Частота
Рис. 105. Схема и характеристики режущих фильтров, использованных для исследования частотных спектров процессов нарастания давления
Параметры Номер фильтра
1 2 3 4 5 6
Частота среза в кгц 0,39 0,78 0,84 1,0 1,11 1,26
Су в пф 6200 3000 2420 2000 1750 1500
Сг в пф 1770 820 710 592 510 430
Параметры Номер фильтра
7 ' 8 9 10 п 12
Частота среза в кгц 1,47 1,53 1,84 2,16 2,7 3,13
Су в пф 1300 1200 1000 750 510 460
С2 в пф 390 360 300 220 150 130
173
Некоторые из полученных результатов (при п = 1050 об/мин) приведены на рис. 106. Из рисунка видно, что данные работы Б. Н, Файнлейба [118] близки к действительным только при работе
ц
топливной аппаратуры с максимальной цикловой подачей
при-
менительно к максимальному значению давления.
По мере усложнения закона изменения давления с уменьшением цикловой подачи топлива требования к частотным характе-
4. Значения частотного спектра при различных амплитудных погрешностях
Число оборотов кулачкового Вала в минуту Необходимый частотный спектр (в гц) при амплитудной погрешности в %
1 3 5
500 1460 875 665
1000 2920 1750 1330
1500 4380 2625 1995
2000 5840 3500 2660
Примечание. Датчик расположен у штуцера форсунки. Цикловая подача — максимальная.
ристикам измерительной аппаратуры рез^о возрастают. Существенно также, что для точной регистрации давлений, меньших максимального, требуется значительное расширение полосы пропускания (см. например, кривые 1 и 2 при gt~- 115 мм3!цикл).
Используя данные, приведенные на рис. 106, нетрудно убедиться, что требования, предъявляемые к измерительной аппаратуре, будут чрезвычайно жесткими.
Полагая, например, что допустимая величина амплитудной погрешности не должна превышать 1%, для дизеля с числом
оборотов кулачкового валика топливного насоса 1000 в минуту необходимо иметь собственную частоту датчика давления приблизительно 29 000 гц (см. рис. 4 и табл. 4).
174
Еще более высокочастотные датчики потребуются для регистраций перемещений деталей топливной аппаратуры, для которых погрешность времени перемещения порядка Г% достигается лишь при воспроизведении гармоник до 400—450-го порядка [118].
Наиболее узким звеном измерительного тракта при исследованиях процессов, происходящих в топливной аппаратуре, будет регистрирующее устройство. Не вдаваясь в подробности (этот вопрос разбирался выше), следует отметить, что светолучевые осциллографы мало пригодны для испытаний из-за ограниченного частотного диапазона гальванометров; однако и применение
электронного регистратора не решает полностью вопроса, так как при положительном воспроизведении характера процесса трудно определить его угловые координаты из-за ограниченного размера экрана. Поэтому довольно часто приходится принимать компромиссное решение, а при особо ответ-ственных исследованиях вести двойную регистрацию.
Для измерения давлений при исследовании топ-
Рис. 107. Датчики высокого давления для индицирования давлений в нагнетательном трубопроводе топливной аппаратуры:
а—тензометрический; б — фирмы «Диза Электро-ник»
ливной аппаратуры дизелей используют датчики разных типов и конструкций. К датчикам, применяемым при исследованиях магистралей низкого давления, особых требований не предъявляется, поэтому здесь могут быть использованы любые имеющиеся в наличии преобразователи давления.
К датчикам, устанавливаемым в систему высокого давления, кроме рассмотренных выше требований к частотной характери
стике, предъявляется второе очень важное и жесткое требование — о минимальном собственном объеме датчика. Это связано с тем, что собственный объем датчика увеличивает объем трубопровода высокого давления, который существенно влияет на закономерности процесса топливоподачи. Третьим требованием является
высокая прочность датчика, позволяющая ему воспринимать очень высокие (до нескольких сот и даже тысяч атмосфер) давления, характерные для процесса бескомпрессорной подачи топлива.
Независимо от типа используемого в датчике преобразователя,
конструктивное выполнение всех датчиков высокого давления почти одинаково. Наибольшее распространение получили тензометрические, емкостные и пьезоэлектрические датчики.
Конструкция типичного тензометрического датчика приведена на рис. 107, а. Датчик имеет стальной корпус 1 со стандартными
175
штуцерами для установки датчика в трубопровод. Мембрана выполнена как одно целое с корпусом и образуется при фрезеровании верхней части последнего. На мембрану наклеивают рабочий, а на корпус — компенсационный тензодатчики 4, провода от которых припаивают к разъему 5. Для уменьшения собственного объема датчик имеет вытеснительный узел, состоящий из вытеснителя 2 и заглушки 5. Проходной канал в вытеснителе сверлят после сборки датчика.
Иногда мембрану выполняют отдельно от корпуса. Для уплотнения в корпусе она имеет конический поясок (емкостный датчик фирмы «Тесла»). Вытеснитель в таких конструкциях, как правило, отсутствует.
Для измерения высокого давления используют также и деформацию элементов, подверженных действию высокого давления (например, нагнетательного трубопровода). В этом случае вдоль трубопровода наклеивают рабочий, а поперек — компенсационный датчики, однако вибрация трубопровода, его разностенность и т. п. вносят много помех, от которых практически невозможно избавиться, даже применяя специальные приспособления. Кроме того, вследствие довольно большой вязкости материала трубопровода при измерениях имеет место значительный гистерезис.
Интересна конструкция датчика (рис. 107, б) фирмы Диза Электроник, применяемого с универсальным индикатором этой фирмы.
Датчик емкостного типа (хотя практически он может быть выполнен любым) состоит из корпуса с мембраной и преобразователем. Трубопровод высокого давления укладывают в гнездо, имеющееся в корпусе, и приваривают. После этого сверлят отверстие, соединяющее внутренний канал с объемом под мембраной.
Динамические качества емкостных и тензометрических датчиков приблизительно одинаковы и в большинстве случаев лучше, чем у пьезоэлектрических, при несравненно более простом устройстве.
Применение пьезодатчиков при индицировании топливной аппаратуры едва ли оправдано, так как основное достоинство пьезокварцевого преобразователя—стабильность параметров при повышенной температуре — в данном случае не используется из-за теплового режима датчика (особенно при исследованиях топливной аппаратуры на стенде), который достаточно стабилен. В то же время сложность аппаратуры, высокие требования к изоляции и трудность тарировки пьезодатчиков усложняют испытания.
Наиболее перспективными являются те тензодатчики, у которых в качестве чувствительного элемента используют специальные мембранные преобразователи, рассматриваемые ниже. Чувствительность датчиков с такими преобразователями значительно выше (до 4 раз), а малые размеры тензопреобразователей (диаметр 10 и даже 5 мм) позволяют изготовлять датчики с малыми 176
габаритными размерами. Расположение полумоста или полного моста на одной детали (мембране) создает исключительно благоприятные условия для температурной компенсации. Возможность использования для этих датчиков стандартной тензометрической аппаратуры также является их немаловажным достоинством.
Специфической особенностью индицирования топливной аппаратуры является определение остаточного давления в топливной магистрали.
Замер этой величины емкостными и тензометрическими датчиками не представляет особой трудности, так как они пригодны для регистрации статических величин. Но точность регистрации получается невысокой, так как сравнительно небольшое остаточное давление приходится измерять на фоне значительных рабочих давлений = лу) * Более точно остаточные давления можно зафиксировать тензометрическими датчиками с мембранными преобразователями, имеющими повышенную чувствительность, с использованием ограничителей тока для предохранения гальванометра осциллографа от перегрузки.
Значительно сложнее осуществить замер остаточных давлений пьезокварцевыми датчиками. Для этого применяют специальные датчики с разгрузочным краном, позволяющим соединять нагнетательную магистраль с атмосферой через клапан, который регулируется на давление 1,5—2 кПсм* и служит для того, чтобы в трубопровод не попал воздух.
Методика регистрации следующая: при работающем насосе поворотом крана соединяют магистраль с атмосферой, в результате чего давление уменьшается до величины, на которую отрегулирован клапац, и регистрируют положение нулевой линии. Затем кран возвращают в исходное положение и фиксируют величину остаточного давления. Так как снижение давления происходит сравнительно быстро, то существенной утечки заряда не происходит. Поправку на давление затяжки клапана вводят при обработке осциллограммы.
Тарировка датчиков высокого давления практически не отличается от рассмотренной выше, а описание ряда тарировочных устройств можно найти также в работе Б. Н. Файнлейба [118].
Датчики регистрации перемещения деталей топливной аппаратуры
К датчикам, предназначенным для регистрации перемещений деталей топливной аппаратуры, помимо необходимости получения определенных динамических качеств, предъявляются три основных требования:
1. Датчики должны быть малогабаритными, чтобы их легко можно было установить в соответствующие узлы топливной аппаратуры.
12 Б. С. СтефанонскиЙ 177
1 2. Датчики не должны заметно влиять на гидравлические характеристики топливоподающей системы.
3. Подвижные элементы датчиков, связанные с перемещающимися деталями топливной аппаратуры, должны иметь минимальную массу, чтобы не исказились закономерности перемещения указанных деталей.
Наибольшее распространение получили индуктивные датчики перемещения, которые используются с серийной тензометрической аппаратурой; реже применяются емкостные, фотоэлектрические и тензометрические датчики.
В качестве примера на рис. 108 приведена конструкция индуктивного датчика для регистрации перемещения нагнетательного клапана [118]. Специальный штуцер 1 нагнетательного клапана соединен с корпусом датчика 2 при помощи резьбы. Герметичность в стыке обеспечивается медной прокладкой 8. Рабочая катушка намотана на каркас 9 из фторопласта. На катушку надет стакан 15 из мягкой стали, который служит магнитопроводом и экранирует ее от пружины клапана 10. Выводы катушки через фторопластовые прокладки 5, зажатые пробкой 4, подводятся к разъему 7. Компенсационная катушка 6, имеющая одинаковую индуктивность с рабочей, помещена в верхней части корпуса. Винт-сердечник 5 служит для балансировки моста. В клапан 13 устанавливается якорь 14, выполненный из стали (диаметр 1 мм, длина 10—15 мм). Прокладка 11 уплотняет стык штуцера с седлом клапана 12. Аналогичную конструкцию может иметь и датчик подъема иглы форсунки.
Пример конструкции емкостного датчика для определения величины подъема иглы форсунки приведен на рис. 109, а. Отличительной особенностью датчиков этого типа является простота и минимальные габаритные размеры. Применение фотоэлектрических датчиков для этого нерационально, так как при прочих равных условиях они значительно сложнее конструктивно.
Тензометрические датчики перемещений также имеют ограниченное применение. Для* обеспечения необходимой частотной характеристики их чувствительный элемент приходится выполнять достаточно жестким, что изменяет регулировку форсунки. Видимо, они могут применяться только при испытаниях двигателей большой мощности, у форсунок которых жесткость пружины иглы значительно больше требуемой жесткости чувствительного элемента [103].
Некоторое применение при испытаниях топливной аппаратуры находят контактные датчики подъема иглы форсунки. Они регистрируют (с некоторой погрешностью) только начало и конец впрыска. Особенно удобны эти датчики для непосредственного нанесения соответствующих отметок на индикаторную диаграмму при индицировании двигателя индикатором МАИ-2. Таким образом, например, легко определяется период задержки самовоспламенения.
178
12*
179
Конструкция соответствующего датчика приведена на рис. 109, б и особых пояснений не требует. К недостаткам подобных датчиков можно отнести сравнительно большую погрешность регистрации и искажение характеристики топливоподачи за счет упругости пружины.
При испытаниях как двигателей, так и топливной аппаратуры довольно часто приходится измерять ход рейки топливного насоса и угол поворота автоматической муфты опережения впрыска.
Наиболее приемлемыми датчиками для этих замеров следует считать индуктивные и емкостные преобразователи.
На рис. 110 приведена конструкция датчика для замера угла поворота муфты опережения впрыска. Он выполнен индук
Рис. 111. Приспособление для тарировки датчика пере-мещения нагнетательного клапана
Рис. НО. Индуктивный датчик поворота муфты опережения впрыска
тивным, дифференциального типа. Особенностью датчика являются полукруглые катушки индуктивности.
Каркас 3 с катушками укреплен на корпусе 1 автоматической муфты. Якорь 2 связан с подвижным элементом привода муфты. При изменении угла опережения впрыска якорь перемещается относительно катушек и изменяет их индуктивность. Датчик предназначен для работы с тензостанцией 8ДНЧ-7М. Связь с усилителем осуществляется внешним ртутным токосъемником, что является недостатком датчика.
Для регистрации определенных угловых координат (например, отметок мертвых точек) используют устройства, аналогичные рассмотренным выше.
Все датчики перемещений допускают статическую тарировку, которая не представляет трудностей. Тарировку датчиков пере-180
мещений обычно производят с помощью специальных приспособлений, снабженных микрометрическими винтами.
В качестве примера на рис. 111 показано приспособление для тарировки датчика перемещения нагнетательного клапана; техника тарировки ясна из рисунка.
При исследовании процессов, происходящих в топливной аппаратуре, применяют и другие методы. Например, можно сослаться на исследование перемещения нагнетательного клапана методом рентгенографии. Определенную пользу может принести применение прозрачных деталей. В частности, Е. Губер и В. Шаф-фиц [166], используя прозрачный трубопровод, провели скоростную киносъемку движения топлива в нем и установили, что на некоторых этапах топливоподачи в нагнетательном трубопроводе наблюдается кавитация. Интересный метод регистрации перемещения иглы форсунки запатентован в Венгрии: на толкателе помещается заряженный диэлектрик (электрет), перемещение которого мимо неподвижной катушки вызывает изменение ее электростатического потенциала, что может быть зарегистрировано с помощью осциллоскопа г.
С аппаратурой и методами исследований гидравлических, процессов, происходящих в топливной аппаратуре, более подробно можно ознакомиться в работах Г. Б. Розенблита, Б. Н. Файн-лейба, Ю. Я. Фомина и X. Штейнбреннера [103, 118, 119, 187].
Исследование суммарных характеристик процесса впрыска
Конечным результатом работы топливоподающей системы дизеля является подача в цилиндр определенного количества топлива. Важное значение для протекания рабочего процесса имеет зависимость количества впрыскиваемого в цилиндр топлива от угла поворота кулачкового валика насоса, называемая законом подачи топлива. Не менее важны форма, расположение и размеры факелов распиливаемого топлива.
Для опытного определения закона подачи топлива имеется несколько способов. Технически наиболее просто закон подачи топлива определяется с помощью механических стробоскопических приборов, схема одного из которых приведена на рис. 112, а.
В камере 2 на валу 5, вращающемся в подшипнике 10 и соединенном с кулачковым валиком топливного насоса 11 муфтой 9, установлен диск 7. Последний соединен с валом 8 с помощью установочной муфты 5, позволяющей изменять угловое положение диска относительно вала 8. В диске 7 имеется щель, ширина которой равна 1° дуги обода или 1° поворота кулачкового валика. Над щелью устанавливают форсунку /. Топливо, прошедшее через щель, попадает в приемник 3 и по трубке 4 сливается в мерный цилиндр б.
- -Г L-_ _
1 Пат. ВНР № 152022, 1/XII—1965 г.
181
В этот цилиндр будет попадать только та часть топлива, которая подается форсункой за Г поворота кулачкового валика насоса. Изменением положения щели с помощью муфты 5 можно определить подачу топлива за каждый поворот кулачкового валика на Г, т. е. найти закон подачи топлива.
Известны также механические стробоскопы с ячеистым колесом, у которых на вращающемся диске укреплены мерные ячейки таким образом, что каждая из них улавливает топливо в продолжении поворота кулачкового валика на Г. Количество топлива в каждой ячейке определяется или объемным методом, или по изменению веса помещенной в ячейку фильтровальной бумаги.
Рис. 112. Схемы механических стробоскопов: а — с вращающимся диском; б — с системой мензурок
Схема интересного варианта такого стробоскопа приведена на рис. 112, б. Стробоскоп имеет систему измерительных мензурок, расположенных на поверхности вращающегося ротора, выполненного в виде усеченного конуса таким образом, что улавливаемое топливо отбрасывается центробежными силами в их нижнюю часть. Высота уровня уловленного топлива в каждой мензурке получается различной, что позволяет непосредственно наблюдать закон подачи топлива. При достаточных размерах ротора над ним могут быть установлены сразу несколько форсунок, входящих в испытываемый комплект топливной аппаратуры.
Вследствие незначительной величины цикловой подачи топлива на механических стробоскопах приходится осуществлять 1000 и более впрысков. Измерения с их помощью не отличаются высокой точностью, так как часть топлива не попадает в щель или ячейку; кроме того, вследствие неравномерности распределения скоростей топлива по сечению его факела продолжительность поступления топлива в щель или ячейку отличается от теоретической. Погрешности определения закона подачи топлива с помощью щелевых стробоскопов составляют приблизительно 2—3%; ячеистые стробоскопы дают несколько меньшую погрешность [118].
Следует учесть, что испытание многосопловых и штифтовых форсунок с помощью механических стробоскопов затруднительно, 182
а проведение экспериментов и обработка их результатов являются достаточно трудоемкими. Другой способ определения закона подачи топлива основан на том, что сила давления струи жидкости на препятствие пропорциональна квадрату объемного расхода
жидкости:
Р = aKQ.2,
(128)
Рис. 113. Схема мембранного датчика для определения закона подачи топлива
относятся; непригодность его
где ак — коэффициент пропорциональности.
Если на пути струи топлива поместить мембрану с наклеенным тензодатчиком, то не представляет особого труда зарегистрировать текущую величину силы давления струи на мембрану. Извлекая квадратный корень из ординат осциллограммы, получим закон подачи топлива.
Конструкция соответствующего датчика изображена на рис. ИЗ. Стальная мембрана 1 закреплена между верхним 2 и нижним 3 корпусами датчика с помощью винтов 5. На мембрану наклеен рабочий тензодатчик 4, на нижний корпус — компенсационный датчик 7. Провода от датчиков выведены через штепсельный разъем 6. Штуцер 8 служит для слива топлива. Форсунку 9 устанавливают в верхнем корпусе с помощью переходника 10.
К недостаткам данного способа
для многосопловых форсунок, необходимость использования достаточно сложной н чувствительной регистрирующей аппаратуры и сложная обработка результатов измерений. Точность метода сравнительно низка в связи с тем, что коэффициент пропорциональности ак является переменной величиной, закон изменения которой точно, неизвестен.
Закон подачи топлива можно определить, пользуясь осциллограммами давления под конусом иглы распылителя. Объемное количество топлива, вытекающее из отверстий распылителя в единицу времени,
0 = НЛ17 ^(Pi -Po) , (129)
в котором: ^icfc — эффективное сечение сопловых отверстий;
Pi и Ро — соответственно давление под конусом иглы распылителя и за соплами форсунки.
Эффективное сечение сопловых отверстий [icfc легко определяется на стендах постоянного напора (см. выше) в зависимости 6т перемещения иглы форсунки. Таким образом, имея осциллограммы перемещения иглы и давления под ее конусом, при по-Ж»щи расчетов можно определить закон подачи топлива.
183
Как правило, для измерения давления серийные распылители непригодны, и форсунку приходится снабжать распылителями специальной конструкции (рис. 114, а, б). Давление рх измеряют с помощью мембран с наклеенными тензодатчиками через дополнительное отверстие в серийном распылителе (рис. 114, а), или через измерительный канал в распылителе нестандартного типа (рис. 114, б). В этом случае замеренное давление будет отличаться от давления, замеренного по схеме, приведенной на рис. 114, а.
И то, и другое решение нельзя считать вполне удовлетворительным, так как наличие достаточно длинного соединительного
Рис. 114. Конструкции распылителей для измерения давления перед сопловыми отверстиями
канала исказит характер регистрируемого давления (подробно этот вопрос рассматривался выше). Кроме того, объем канала и полости под мембраной датчика существенно увеличивает рабочий объем форсунки, что искажает процесс топливоподачи. Если учесть приближенность метода и повышенную трудоемкость обработки результатов измерений, то можно убе-
диться в его ограниченных возможностях.
Аналогичную теоретиче-
скую основу гшеет метод определения закона подачи топлива по величине давления вщрием-ной камере, расположенной за распылителем форсунки, истечение из которой происходит через калиброванный жиклер. Конструкция такого приспособления приведена на рис. 115, а [118].
Форсунку 3 устанавливают в корпус 7 с помощью патрона 2 и прокладки 4. В корпусе имеется вытеснитель 5, удерживаемый пробкой 6, ограничивающий объем приемной камеры. Избыточное давление р в камере регистрируется с помощью тензодатчика /. Истечение происходит через жиклер 9 в штуцер 8,
Секундный расход топлива
Q — Нж
2g
Ут
Р •
(130)
Эффективное сечение жиклера легко определяется проливкой камеры на стенде постоянного напора.
Описанный способ проще предыдущего, так как не требует регистрации перемещения иглы форсунки. Он пригоден для форсунок любого типа. Существенным недостатком этого способа является то, что истечение топлива из форсунки происходит в пространство с переменным давлением р, закон изменения которого 184
Отличается от закону, изменения давления в цилиндре работа* ющего двигателя. При этом следует учитывать, что изменение закона подачи топлива, связанное, например, с изменением конструкции топливной аппаратуры, повлияет на закон изменения давления в приемной камере, что, в свою очередь, окажет влияние на работу топливной аппаратуры. Иными словами, здесь имеет место своеобразная неуправляемая обратная связь между приемной камерой и топливной аппаратурой, наличие которой затруд-
В бак | | \Вбак
В мензурку •
Рис. 115. Приспособление для определения закона подачи топлива:
а—по давлению в приемной камере; б—-путем впрыска топлива в замкнутый объем
няет сопоставление результатов испытаний топливной аппаратуры различных конструкций. Обработка результатов испытаний также довольно трудоемка, хотя и проще, чем в предыдущем способе.
Таким же недостатком обладает и метод определения закона подачи топлива, впрыснутого в замкнутый объем. Если в объем V подается некоторое количество топлива то давление в этом объеме возрастает на величину
Лр = ^-. (131)
где а — коэффициент сжимаемости топлива.
Устройство соответствующего прибора показано на рис. 115, б. В цилиндрическом канале корпуса 10 с помощью винта 12 пере
185
мещается поршень 11, позволяющий# изменять объем камеры в необходимых пределах. Тензометрический датчик регистрирует давление в камере. Золотник 14 обеспечивает выпуск топлива из камеры после каждого впрыска. Перемещение золотника осуществляется топливом, подаваемым соседними секциями насоса. Микрометрический винт 13 служит для тарировки камеры при изменении ее объема.
При использовании данного способа следует считаться с влиянием воздуха на коэффициент сжимаемости а, поэтому достоверность результатов измерений будет зависеть от того, насколько полно удается удалить из камеры воздух.
Обработка результатов измерений здесь более проста, чем в предыдущих случаях. По-видимому, этот способ наиболее целесообразно использовать для определения стабильности работы топливной аппаратуры, сопоставляя осциллограммы давлений последовательных впрысков; при этом какой-либо обработки осциллограмм не требуется.
Имеются методы определения закона подачи топлива, использующие явления, происходящие в нагнетательном трубопроводе. В частности, возникающий при трении топлива о стенки нагнетательного трубопровода электростатический заряд прямо пропорционален расходу топлива, поэтому измерение этого заряда дает возможность определить закон подачи топлива. Однако здесь требуется применение весьма сложной измерительной аппаратуры, позволяющей измерять крайне малые электрические заряды.
Другой способ основан на измерении тензодатчиком удлинения измерительного участка трубопровода, которое пропорционально давлению топлива; последнее может быть связано со скоростью топлива и его расходом Трудности выделения сигнала на высоком уровне помех, вызванных влиянием вибрации, изгиба и гистерезиса нагнетательного трубопровода, препятствующие его использованию для измерения давлений в нагнетательном трубопроводе, делают этот способ крайне неточным.
Оба описанных способа будут иметь дополнительную погрешность, вызванную влиянием сжимаемости топлива в корпусе форсунки. Устранить этот недостаток можно, если впрыскивать топливо форсункой в измерительный трубопровод, заполненный топливом, на который наклеен тензодатчик. При впрыске в трубопроводе происходит гидравлический удар, в соответствии с теорией которого давление в трубопроводе будет пропорционально скорости поступления топлива. Таким образом, зарегистрированное тензодатчиком давление будет в определенном масштабе изображать закон подачи топлива. Длина трубопровода должна быть такой, чтобы отраженная волна давления подходила к месту измерения после окончания впрыска, что не представляет за-
1 Пат. ФРГ № 1161082, 30/VII—1964 г.
186
труднений. Однако в этом случае возникает уже отмеченный серьезный недостаток, вызванный впрыском топлива в пространство с переменным давлением, и остаются погрешности, связанные с вибрацией, разностенностью и гистерезисом трубопровода.
По-видимому, наиболее достоверным с принципиальной точки зрения способом определения закона подачи топлива является жтод, разработанный Украинским научно-исследовательским институтом механизации и электрификации сельского хозяйства (УНИИМЭСХ).
Форсунка осуществляет впрыск топлива в закрытую полость, заполненную топливом, из которой по мере впрыска вытесняется поршенек, перемещение которого регистрируется фотоэлементом. Перемещение поршенька будет пропорционально количеству поданного топлива, поэтому осциллограмма этого перемещения представляет собой без какой-либо обработки закон подачи топлива.
Так как давление в указанной полости сохраняется постоянным, то устраняется его влияние на работу топливной аппаратуры и влияние сжимаемости топлива; однако, наличие воздуха в полости может существенно исказить результаты измерений.
Датчик УНИИМЭСХ (подробное описание его можно найти в работе Б. Н. Файнлейба [118]) весьма сложен по конструкции. Кроме того, инерция поршенька может привести к значительной погрешности. Остроумным способом устранения этих недостатков было предложение заменить поршенек легкой эластичной мембраной, на которую наклеивается тензодатчик. Измеренный датчиком прогиб мембраны пропорционален количеству поданного форсункой топлива. Последний способ является наиболее совершенным и может быть рекомендован к широкому применению.
Для изучения формы и размеров факела распыленного топлива наиболее широко применяется его фотографирование. Последнее осуществляется наиболее просто, если топливо впрыскивается в воздух с атмосферным давлением; однако, полученные данные являются недостоверными вследствие того, что повышенное давление в камере сгорания двигателя существенно влияет на форму и размеры факела. Для устранения этого недостатка можно использовать установку с «холодными бомбами» [128], в которой топливо впрыскивается в сжатый воздух. Но в этой установке пары топлива затрудняют фотографирование, а осуществление надлежащей вентиляции бомбы очень сложно.
Представляют интерес предложенные в последнее время способы фотографирования факела при впрыске топлива в прозрачную камеру, заполненную жидкостью (обычно топливом) \ Повышенная плотность жидкости имитирует влияние противодавления; в то же время исключается возможность испарения топлива, что
р / Пат. США № 3081623, 19/III—1963 г., №3119258, 28/1-1964 г.; Фр. пат.
г» 1393207, 15/11-1965 г.
187
значительно облегчает фотографирование. Техническая сторона фотографических методов исследования факела топлива достаточно подробно описана М. Н. Кухаревым.
При использовании рассмотренных методов можно получить необходимые сведения о законе подачи топлива и других характеристиках процесса впрыска.
Исследование процессов распиливания и смесеобразования
Для нормального протекания рабочего процесса быстроходного дизеля подаваемое в его цилиндр топливо должно быть распылено и перемешано с воздухом в течение весьма короткого времени (1—2 мсек). Процессы распыливания и смесеобразования происходят непосредственно в камере сгорания и тесно связаны между собой, а на протекание их (и в особенности на смесеобразование) существенно влияет конструкция камеры сгорания..
Применение некоторых типов камер (предкамеры, вихревые камеры, воздушно-аккумуляторные) облегчает смесеобразование, но при этом может заметно понижаться экономичность дизеля. Поэтому в настоящее время более распространены неразделенные камеры сгорания, предъявляющие повышенные требования к качеству распыливания.
Исследованиями рабочего процесса дизелей установлено, что качество смесеобразования определяется тонкостью и однородностью процесса распыливания и зависит от распределения топлива по объему факела, дальнобойности факела и скорости движения воздушного заряда в период смесеобразования.
Процессы распыливания и смесеобразования так сложны, что предпринятые в последнее время попытки их математического анализа с получением теоретических и полуэмпирических зависимостей [25, 80] пока не дают удовлетворительного решения вопроса и не исключают необходимости в эксперименте.
Трудности исследования процесса смесеобразования на работающем двигателе до недавнего времени считались непреодолимыми и побуждали исследователей к раздельному изучению элементов этого процесса, как правило, вне двигателя. В последнее время была показана возможность создания экспериментальных установок, позволяющих комплексно изучать этот процесс в условиях, максимально приближающихся к действительности [24], однако сложность подобных устройств делает их уникальными и потому методы раздельного изучения элементов процесса смесеобразования пока сохраняют свое значение.
Исследование процесса распыливания
При исследовании процесса распыливания в первую очередь необходимо определить тонкость ш однородность распыливания. Тонкость распыливания характеризуется величиной среднего 188
диаметра капель распыленного топлива; однородность распыливания определяется пределами изменения диаметра капель. Таким образом, получение этих показателей процесса распыливания связано с необходимостью измерения диаметров капель распыленного топлива, что связано с большими трудностями, вызываемыми тремя обстоятельствами.
1. Необходимостью улавливания капель распыленной жидкости без заметного искажения их размеров и с минимальным влиянием улавливающих устройств на ход процесса распыливания.
2. Необходимостью измерения диаметров очень большого числа весьма мелких капель распыленной жидкости (число капель в факеле достигает нескольких десятков миллионов, а их диаметры колеблются от долей до сотен микронов).
3. Необходимостью учета влияния параметров среды, в которой происходит распиливание, на ход и результаты этого процесса.
Последнее обстоятельство приводит к необходимости осуществления процесса распыливания в камерах или бомбах с повышенным давлением воздуха, приближающимся к давлению конца сжатия ц дизелях [80]. Так как движение среды, в которую производится распиливание, влияет на развитие факела, ход и результаты распыливания, большой интерес представляет предложенная в последнее время конструкция камеры, в которой развитие факела происходит в движущемся воздушном потоке.
Устройство- всех установок, использовавшихся для изучения процесса распыливания топлива, идентично. Характерными их особенностями являются наличие прозрачных стенок у камеры или бомбы, необходимых для фотографирования факела с целью установления его дальнобойности, а также механизмов, позволяющих осуществлять единичные впрыски топлива в камеру. Эти механизмы выполнены или золотниковыми, или в виде шторки с отверстием, отсекающей форсунку от камеры после осуществления впрыска [80].
В качестве примера на рис. 116 приведена схема типичной установки. Камера 20 имеет прозрачные стенки, допускающие импульсное фотографирование факела с помощью высоковольтного трансформатора 17, разрядника 19, рефлектора 18 и фотоаппарата 2Д Установку наполняют сжатым воздухом с помощью насоса// из ресивера /3; давление воздуха контролируют манометром /2. Рабочую форсунку 14 питают топливом через золотниковый механизм 5 единичных впрысков от топливного насоса /. При выключении рабочей форсунки 14 топливо, подаваемое насосом, сбрасывается через вспомогательную форсунку 4. Рабочая форсунка снабжена датчиками 16 и 15 соответственно давления и подъема иглы, сигналы которых подаются на двухлучевой осциллограф 8 с фотоприставкой 9. Отметки времени подаются генератором импульсов 10.
Золотник 5 механизма единичного впрыска удерживается от перемещения вправо под влиянием пружины электромагнитным 189
стопором 6, который управляется контактным барабаном 5, приводимым в действие от вала насоса 1 через шестеренчатую передачу 2. При включении электромагнита золотник смещается вправо и происходит единичный впрыск. Золотник возвращается влево вручную. Уравнительный сосуд 7 служит для создания в рабочей форсунке 14 начального давления топлива, равного давлению воздуха в камере 20.
Установка позволяет исследовать развитие факела путем импульсного и непрерывного теневого фотографирования, рас-
Рис. 116. Схема установки для исследования процесса развития факела
пределение топлива по объему факела и показатели процесса распиливания. В более позднее время была описана установка, дополненная стробоскопическим приспособлением в виде вращающегося диска с щелью, которое позволило определять качество распиливания на различных фазах процесса впрыска путем отсечки факела в нужный момент времени.
Отмеченные выше трудности улавливания капель и измерения их размеров привели к тому, чтобы способы решения этих вопросов чрезвычайно разнообразны. В разное время для этой цели применялись следующие методы: микрофотографирование, фотометрия, впрыск расплавленного парафина с последующим замораживанием образовавшихся капель и сепарацией их через сита [35], седиментометрия, улавливание капель различными жидкостями, оптический метод с помощью радужных колец, метод отпечатков [80 ].
Из перечисленных методов наибольшего внимания заслуживают методы распыливания парафина, отпечатков и седименто-метрии.
190
Использование парафина основано на том, что при нагреваний его до температуры 90—100° С его физические параметры (вязкость поверхностное натяжение) приближаются к соответствующим' параметрам дизельных топлив. Поэтому качество распы-ливания этих веществ становится почти одинаковым. Распыление парафина производят в спирт, который препятствует слипанию капель и облегчает сортировку их по диаметрам. Застывшие капли просеивают через серию сит с различными ячейками мокрым способом (в спирте). Взвешивание порции капель, оставшихся на каждом из сит, позволяет определить закономерности распиливания.
Достоинством этого метода является высокая производительность измерения размеров капель и достаточная точность. Недостатками можно считать некоторую приближенность моделирования процесса распиливания и необходимость обогрева топливного насоса, форсунки и трубопроводов.
Более простым, но соответственно менее точным является метод отпечатков, при котором на пути факела топлива помещают закопченную и покрытую тонким слоем окиси магния стеклянную пластинку. На таких пластинках капельки топлива образуют отчетливые отпечатки, которые можно фотографировать и измерять.
Главная трудность при использовании этого метода заключается в высокой трудоемкости измерения диаметров отпечатков и подсчета числа капель. В сущности, в определении диаметра каждой капли нет необходимости; важно убедиться, что размеры капель не выходят за пределы определенного интервала.
В ПЛТД МАДИ предложен оригинальный прием, значительно понижающий трудоемкость обработки результатов испытаний процесса распыливания [118],
Для определения принадлежности капель к размерным градациям изготавливают микрофотоснимки их отпечатков, которые проецируются на бумажный экран с сеткой, являющейся масштабом размеров капель. Бумажный экран расположен на алюминиевой подложке, которая совместно с изолированной иглой, находящейся в руках оператора, образует входные электроды счетчика электрических импульсов. При прокалывании иглой изображения капель определенного размера счетчик срабатывает. Такая методика весьма упрощает как определение размеров капель, так и подсчет их числа; тем не менее, удается обработать не более одной тысячи капель в час. Поэтому при использовании метода отпечатков измеряют не все капли, а только небольшую часть из них, что вносит в получаемые результаты элемент субъективности и значительно снижает их ценность.
Метод седиментометрии свободен от описанных недостатков и позволяет сочетать высокую производительность с достаточной очностью результатов испытаний. Идея метода состоит в том, аэрозоль, образующийся при впрыске топлива в воздух, при
191
Оседании под влиянием сйлы тяжести самопроизвольно расслаивается на зоны с каплями близкого диаметра, так как скорость оседания капель зависит от их размера. Улавливая оседающие капли на микровесы, можно зафиксировать суммарный вес капель
в зависимости от их диаметра.
Схема соответствующей установки приведена на рис. 117. Форсунка 1 с распылителем 2 производит единичный впрыск топлива в камеру 3. В нижней части камеры расположена закон-
Рис. 117, Схема установки для измерения диаметров капель методом седи-ме нто метр и и
ценная пластинка /7, служащая для контроля диаметров капел! (она может и не использоваться^ и чашка 16 микровесов 10. Коромысло 15 с экраном 6 подве шено на шелковой нити 14 дна метром 0,004 мм, прикреплен ной к стойкам 13. Экран пря повороте коромысла перекры вает световой поток, идущий ог осветителя 12 через конден соры 11 и линзу 5 к фотоэлемен ту 4. Через усилитель 8, питаемый блоком 7, фототок поступает на осциллограф 9, по от клонению луча которого можнс судить о весе капель, попавших на чашку весов.
Достоинством этого метода является высокая производи тельность (в течение часа сор тируется до 200 000 капель) недостатком — сложность уста
костей, вызванных влиянием на
новки и возможность погреш-оседание капель конвективные
движений воздуха в камере и тем, что наиболее крупные капли ш подчиняются закону Стокса и выпадают несколько ранее мелких Последнее явление может быть учтено соответствующей тарировкой
При использовании результатов исследований процесса рас пыливания, полученных на любой безмоторной установке, сле
дует иметь в виду их условность, связанную с тем, что при реалы
ном впрыске топлива значительная часть процесса распыливания происходит в обстановке процесса сгорания, который не моделируется описанными способами. Поэтому указанные результаты по-видимому, могут быть с грубым приближением (вызываемые резким отличием температуры в цилиндре двигателя и камере иль бомбе) распространены лишь на период задержки самовоспламенения. По этим же причинам при исследовании процесса распыливания нет необходимости стремиться к высокой точности измерений; наилучшим следует считать наиболее простой метод отпечатков. 192
Исследование процесса смесеобразования
Изучение дальнобойности факела производится на описанных выше установках путем получения серии последовательных фотографий факела (обычно в натуральную величину) с одновременной регистрацией времени. Зная изменение длины факела по времени, можно рассчитать скорость его перемещения и оценить путь, который пройдет факел за время впрыска, т. е. дальнобойность.
<Z>5*5°-13om8.
Рис. 118. Конструкция батареи бюреток-уловителей ПЛТД МАДИ
Методы, позволяющие исследовать распределение топлива по объему факела, достаточно однообразны [80, 118] и сводятся к тому, что в то или иное сечение факела вводятся миниатюрные сосуды-уловители, в которые попадает часть распыленного топлива. количество уловленного топлива определяют или по изменению веса фильтровальной бумаги, заложенной в них, или непосредственно по объему, для чего бюретки имеют градуировку. Бюретки-уловители обычно объединяют в батареи. На рис. 118 ”Риведена конструкция батареи бюреток-уловителей, предложен-я ПЛТД МАДИ. Был опробован, но не получил большого рас-пеп^31161111^’ отб°Р топлива из различных зон факела с помощью р мещаемой координатником трубки-зонда диаметром 2 мм.
Б- С. Стефановский 193
Необходимо еще раз подчеркнуть, что описанные выше методы исследований не отражают действительно происходящие процессы распиливания и развития факела, так как в этих случаях не учитывается влияние воздушных потоков в камере сгорания, испарения и сгорания топлива в процессе впрыска. Поэтому результаты исследования должны рассматриваться как сравнительные; они требуют апробирования на работающих двигателях с регистрацией изменения суммарных показателей рабочего процесса (мощность, экономичность и т. д.) в зависимости от параметров факела, определенных безмоторными методами. Испытания на работающих двигателях дают возможность связать результаты безмоторных исследований с действительным рабочим процессом; однако такая связь для каждой модели двигателя будет достаточно индивидуальной.
При проведении исследований процесса распыливания и развития факела следует учитывать, что физические свойства топлива существенно влияют на эти процессы, поэтому распространять данные, полученные на одном сорте топлива, на другой сорт топлива недопустимо.
Исследование движения воздушного заряда в камерах сгорания дизелей может производится: ворсинками [132]; введением в поток воздуха краски [139]; механическими устройствами типа анемометров, воспринимающих аэродинамические силы воздушных потоков [9, 102]; термоанемометрами [50] и ионными анемометрами [34].
Окрашивание воздуха и т. п. способы могут дать качественную оценку движения воздуха в цилиндре (для этой цели при некотором навыке можно успешно использовать следы факелов топлива на поршне или головке цилиндра).
Возможности механических способов более широки. Например, в работе Е. Н. Бесчарова 19] с помощью введенной в цилиндр лопасти, воспринимающей энергию воздушного потока v передающей соответствующее усилие на торсион с тензодатчиком, удалось установить, что вихревое движение воздуха, организованное на впуске в двигатель, сохраняется и в процессе сжатия. Установлено также, что скорость воздуха пропорциональна! числу оборотов двигателя и имеет максимум за 10—15° до в. м. т.1 а по абсолютной величине она сопоставима со скоростью движения факела распыленного топлива. Однако механические устройства! могут дать представление только о суммарных показателях воздушного потока (например, момент количества движения воздушного заряда) и потому их возможности ограничены.
Использование термоанемометров затрудняется тем, что они реагируют не только на скорость воздуха, но и на его давление и температуру, поэтому при измерениях в цилиндре двигателя требуется применение весьма сложной и недостаточно надежной схемы компенсации, в связи с чем и достоверность получаемых результатов будет невысокой. (Вопросы термоанемометрирования воздушных потоков рассматриваются более подробно ниже.) 194
Метод ионного анемометра свободен от этих недостатков. Сущность его состоит в том, что если в цилиндре двигателя тем или иным способом создано облако ионов, то последнее будет двигаться в цилиндре со скоростью, равной скорости движения воздуха. Если на определенном расстоянии от источника ионизации поместить приемник ионов, то по времени прохождения ионами указанного расстояния можно вычислить скорость воздушного заряда. Исследования, выполненные в НАТИ и МВТУ, показали, что в качестве источника ионизации наиболее целесообразно использование коронного разряда. Схема соответствующей установки получается достаточно простой (рис. 119).
Рис. 119. Схема ионного анемометра
Рис. 120. Схема датчика и приемника ионов
Разрядник 1 образует облако ионов, сносимых потоком воздуха к приемнику 2. Подход ионов к приемнику вызывает изменение электропроводности воздуха между его электродами, которое регистрируется с помощью катодного осциллографа 8. Развертка последнего осуществляется датчиком развертки 7, приводимым в действие от коленчатого вала двигателя.
Образование облака ионов происходит в момент размыкания контактов прерывателя 6, управляющего тиратронным блоком 4, работающим на высоковольтный выпрямитель 3. Питание аппаратуры осуществляется от блока питания 5. Момент срабатывания тиратрона также регистрируется осциллографом 8, что и дает возможность определить время прохождения облаком ионов измерительного участка I.
Конструкции датчика ионизации (разрядника) и приемника приведены на рис. 120. Как датчик 2, так и приемник 1 могут быть смонтированы в одном корпусе 3, который с помощью резьбового кольца 4 и прокладки крепится в головке цилиндра 5.
Датчик ионизации изготавливают на базе изолятора обычной свечи зажигания. Приемник ионизации представляет собой медную трубочку, внутри которой расположена медная эмалированная проволока. Приемник с осциллографом соединяется коаксиаль-вым кабелем.
• w цилиндре может размещаться несколько приемников иони-аВви, что расширяет возможности исследований.
13* 195'
Используя метод ионной анемометрии, можно получить качественные и количественные сведения о движении воздушного заряда. Этот несложный метод очень перспективен. Подобным методом можно регистрировать не только скорость воздуха, но и скорость распространения пламени в карбюраторных двигателях [145]. К сожалению, ионизационным методом нельзя исследовать процесс сгорания в дизелях, так как при сгорании имеет место неупорядоченное распространение пламени по камере сгорания.
С использованием ионных анемометров вопрос об исследовании процесса смесеобразования полностью не решается, так как эти приборы, видимо, непригодны для определения скоростей смесей топлива и воздуха в дизелях, даже если процесс сгорания еще не начался (попадание топлива на приемник изменит его проводимость). Ионные анемометры позволяют надежно определить только скорость воздуха в камере сгорания в моменты, непосредственно предшествующие смесеобразованию и горению. Однако сочетание ионной анемометрии цилиндров двигателей с исследованиями развития факела топлива в воздушном потоке, проводимыми на безмоторных установках [121 ], должно значительно расширить сведения о закономерностях процесса смесеобразования.
Определение свойств топлив, влияющих на процессы распиливания и смесеобразования
На процессы топливоподачи и распиливания оказывают большое влияние такие свойства топлива, как плотность, вязкость и сжимаемость. Процесс смесеобразования и последующие процессы самовоспламенения и сгорания в значительной степени зависят от испаряемости топлива. Поэтому при исследованиях этих процессов возникает необходимость в измерении и контроле перечисленных свойств топлив.
Существующие стандарты на испытания нефтепродуктов предусматривают определение некоторых из этих свойств (плотность, вязкость). Стандартные методы не могут удовлетворить исследователей топливной аппаратуры и рабочего процесса, так как, во-первых, эти методы являются лабораторными, ручными и малопроизводительными (например, определение плотности весами Вестфалля или вязкости капиллярным вискозиметром Пин-кевича) и непригодны для непрерывного оперативного контроля свойств топлива в процессе испытаний; во-вторых, стандартами предусматривается определение свойств топлива только при некоторых конкретных условиях (например, одном, максимум двух значениях температуры топлива), тогда как эти условия при работе двигателя могут меняться в широких пределах. Поэтому в ряде случаев может возникнуть необходимость в непрерывном автоматическом контроле величин плотности и вязкости топлива.
196
Рис. 121. Схема двухпоплавкового автоматического плотномера
контрольной жидкостью. Ис-
Стандартами предусматривается определение испаряемости для некоторых (в основном легких) моторных топлив. Условия, при которых определяется испаряемость топлив стандартными методами, крайне далеки от условий, имеющих место в двигателях. Определение сжимаемости топлив стандартами вообще не предусматривается.
Для измерения плотности моторных топлив при испытаниях двигателей внутреннего сгорания могут применяться плотномеры различных типов, нашедшие широкое применение в химической промышленности. Большинство плотномеров (за исключением гидростатических) по пределам измерений вполне пригодно для измерения плотности моторных топлив. Одним из наиболее удобных следует считать двухпоплавковый плотномер, в котором используется метод сравнения плотности двух жидкостей, так как он сочетает широкие пределы измерений с высокой точностью.
Схема подобного плотномера приведена на рис. 121. К коромыслу 1 на тягах 2 подвешены рабочий 3 и контрольный 7 поплавки. Первый из них находится в потоке исследуемой жидкости, второй — сосуде 6, заполненном
следуемая жидкость проходит через контрольный сосуд 5, омывая сосуд 6, чем достигается уравнивание температур обеих жидкостей, затем поступает в сосуд 4. Разность плотностей указанных жидкостей приводит к отклонению коромысла, фиксируемому указателем 9. Груз 8 служит для установки указателя на нуль при заполнении прибора контрольной жидкостью.
Несмотря на некоторую сложность устройства, не исключено использование и весовых плотномеров серии ДУВ; в частности, плотномер ДУВ-ТК-101 предназначен специально для определения плотности нефтепродуктов. Он имеет автоматическую температурную компенсацию и работает достаточно надежно. Точность его удовлетворительна для целей текущего контроля плотности.
Для измерения вязкости моторных топлив вполне пригодны многие из промышленных вискозиметров; наилучшими качествами обладают капиллярные и ротационные вискозиметры. Первые в особенности удобны тем, что в принципе позволяют регулировать вязкость исследуемого вещества и поддерживать ее величину неизменной с достаточно высокой точностью. В частности, фирмой Аскания Верке (ФРГ) выпускается автоматический вискозиметр-автомат Вискозимат, предназначенный для измерения, записи и автоматического регулирования вязкости моторных топлив в пределах 1,5—6° ВУ.
197
Из ротационных вискозиметров наибольшее распространение получили вискозиметры дискового типа, схема которых представлена на рис. 122. При вращении ведущего диска от постороннего источника энергии ведомый диск воспринимает крутящий момент; величина последнего пропорциональна вязкости жидкости, в которую погружены диски. Крутящий момент уравновешивается силой, измеряемой динамометром, указатель которого может быть градуирован в единицах вязкости.
Подобные приборы (ГИФТИ, ВА-56) имеют электрическое измерительное и регистрирую- п________,
щее устройства. Их рабочие тированы, что делает эти приборы удобными для лабораторных испытаний.
Простая и эффективная методика исследования сжимаемости моторных топлив разработана И. В. Астаховым
камеры термоста-
Рис. 123. Схема установки для определения коэффициента сжимаемости моторных топлив
Рис, 122. Схема ротационного вискозиметра

[6]. Он предложил определять коэффициент сжимаемости топлива а в условиях, близких к действительным, по скорости распространения волны давления в измерительном участке трубопровода, в который производится единичный впрыск топлива.
Схема установки И. В. Астахова приведена на рис. 123. На валике 2 односекционного насоса 1 закреплен рычаг 3, конец которого выведен в вертикальную трубу. В этой трубе с помощью защелки 5 удерживается груз 4. Падение груза приводит к впрыску топлива в измерительный участок трубопровода, в начале и конце которого размещаются датчики давления 8. Подъемник 6 позволяет возвращать груз 4 в верхнее положение. Ручной насос 7 служит для создания в измерительном трубопроводе начального давления, величина которого контролируется манометром 9.
Зная показания датчиков 8 и отметчика времени, длину измерительного участка можно легко вычислить скорость волны давления а,
198
Соответствующее значение коэффициента сжимаемости подсчитывалось по выражению
__ 1 “С Рн^ I “| f / 1 + Рн& \2 I /1 QQ\
а=--------2^— + И 2^~) (132)
где Рн — начальное давление в измерительном участке;
; р0 — плотность топлива при атмосферном давлении.
Значение величины k можно подсчитать по формуле , 2 //?3+r3 . \
— Е\/?3___г2 ' ’ (33)
где Е — модуль упругости материала трубопровода;
R и г — соответственно внешний и внутренний радиусы трубопровода;
р —коэффициент Пуассона.
Приведенную выше методику усовершенствовал Ю. Я- Фомин [119], термостатировав измерительный участок трубопровода. Это позволило исследовать зависимость коэффициента сжимаемости не только от давления, но и от температуры топлива. Результаты испытаний приводятся также в работе И. В. Астахова [6]. Простота методики делает ее доступной для любого предприятия и научно-исследовательского учреждения.
Исследование свойств топлив в условиях, близких к действительным
Исследования испаряемости и сгорания топлив в условиях, близких к действительным, проводятся по трем направлениям;
а) испарение и сгорание отдельных капель топлива в воздушных потоках [151, 164];
б) испарение и сгорание отдельных капель топлива на горячей поверхности [112, 129];
в) испарение и сгорание топливных пленок на горячей поверхности [49, 153, 176].
Существование указанных направлений оправдывается сложностью процесса смесеобразования и сгорания, вследствие которой испарение и сгорание капель топлива может происходить как в объеме камеры сгорания, так и на ее стенках, причем в последнем случае отдельные капли могут испаряться и гореть как независимо друг от друга, так и с образованием топливной пленки. Исследование поведения топливной пленки особенно важно для пленочных способов смесеобразования, получающих распространение в последнее время (М-процесс, камеры ЦНИДИ и т. д.).
Для всех указанных направлений общими являются следующие методические приемы:
1) проведение исследований на безмоторных установках типа бомб или камер;
2) использование в качестве основных средств регистрации скоростной киносъемки.
199
Проведение таких исследований на работающих двигателях не давало бы возможности выделения из сложной совокупности процессов, происходящих в камере сгорания, отдельных элементов процесса, интересующих экспериментатора, не говоря о трудностях, вызываемых быстротечностью процесса смесеобразования и сгорания в двигателе и связанных с варьированием условий исследований. Поэтому схематизацию, неизбежную для безмоторных методов, следует считать оправданной. Что же касается cko-i ростной киносъемки, то последняя весьма удобна для исследования развития тех или иных явлений, а в сочетании с отметками времени дает возможность получить не только качественные, но г количественные зависимости.
Методика исследования испарения и горения отдельных капель, описанная в работе М. М. Эль-Вакиля [151], является довольно типичной и состоит в том, что капля наносится на спай термопары, служащей для регистрации ее температуры, и вносится в поток горячего воздуха или бомбу. Известны варианты методики, когда топливо вводится в поток через полую иглу на вибратор, производящий его распыление [164]. Частота вибра-1 ций определяет величину диаметра капли. При этом удается исследовать испарение и горение серии движущихся в потоке капель топлива. Скоростная киносъемка позволяет фиксировать изменение размеров капли, образование и поведение пламени и т. п.
При исследованиях выявляются интересные закономерности' испарения и сгорания капель топлива; в частности, установлено, что при малых скоростях потока воздуха сгорание в головной части капли имеет диффузионный характер. При увеличении скорости воздуха пламя отрывается от капли и стабилизируется на некотором расстоянии от нее. Существенно также, что время горения превышает время существования капли, т. е. процесс горения заканчивается уже после окончания процесса испарения. Эти данные расширяют представления о закономерностях процессов смесеобразования и сгорания.
Аналогичными методами исследуют закономерности испарения и сгорания капель топлива, наносимых на горячую поверхность. Наиболее интересным результатом таких исследований является важный с практической точки зрения вывод о том, что для каждого вида топлива существует определенная температура поверхности, при которой время испарения минимально. В последнее время установлено, что указанная температура закономерно повышается с ростом давления среды, в которой происходит испарение [129].
Тем не менее, чрезмерная схематизация действительного процесса в рассмотренных исследованиях делает выводы почти чисто качественными, сравнительными и затрудняет использование их в двигателестроении.
Лучшее приближение к действительности обеспечивают опыты по испарению топливных пленок. Для этого производят единич-200 •
ный впрыск топлива на горячую стенку, омываемую потоком воздуха. Скоростная кинорегистрация позволяет фиксировать стадии процесса испарения, а при варьировании количества впрыскиваемого топлива, угла встречи факела со стенкой, температуры стенки, скорости воздуха, качества поверхности и т. п., можно изучать влияние этих факторов на процесс испарения.
Наиболее обстоятельным исследованием в этой области является экспериментальная работа НАМИ, выполнявшаяся на
0-2208
-0 0-0-2208
Рис. 124, Схема установки для изучения закономерностей испарения топливной пленки
установке, схема которой приведена на рис. 124. Для приближения условий испытаний к действительным последние проводились в бомбе, заполненной сжатым воздухом.
Сжатый воздух, начальное давление которого регистрирует манометр поступает от компрессора в ресивер-аккумулятор 2 и далее через вентиль 3 и подогреватель 4 — в измерительный участок трубопровода, где контролируется его температура с помощью термопары и милливольтметра 27 и скорость с помощью пневмометрической трубки 29 и дифференциального манометра 28, После этого воздух поступает в бомбу. Внутри герметического корпуса /3, давление в котором контролировалось манометром 14t
201
а температура — термопарой с милливольтметром 16, помещается съемная цилиндрическая обечайка 22, на которую с помощью форсунки 12 производятся единичные впрыски топлива. Топливо подается топливным насосом 8, число оборотов которого измеряется тахометром 10, Насос приводится в действие электродвигателем 9. Топливо в насос поступает из топливного бака 5 через фильтр 6. Температура топлива контролируется дважды: в баке и на сливе из форсунки с помощью термопар с милливольтметрами 7 и 11.
Обечайка 22 нагревается электронагревателем 20; температуру ^е контролируют термопарами с помощью милливольтметра 23. Для уменьшения потерь тепла стенки бомбы также подогревают с помощью электронагревателя 21, Расход воздуха через бомбу регулируют вентилем 19. Смотровые окна 18 и 26 и наличие осветителя 25 с конденсором 24 позволяют вести скоростную киносъемку процесса кинокамерой 17. Релейно-усилительный блок 15 управляет кинокамерой и процессом единичного впрыска.
Единичный впрыск осуществляется следующим образом: форсунка имеет прокачивающий клапан (на схеме не показан), отрегулированный на давление, меньшее давления подъема иглы фор-' сунки и потому перепускающий топливо, подаваемое насосом 8, i в топливный бак. При срабатывании автоматики стенда этот клапан блокируется электромагнитом; давление топлива в системе насос—форсунка повышается и происходит впрыск.
Управление автоматикой производится кинокамерой, которая при достижении скорости перемещения пленки необходимой величины дает электрический импульс на блок 15, включающий форсунку.
Внутрь обечайки 22 вводится гребенка из микротрубок Пито, которая позволяет снимать поле скоростей на высоте 2 мм над поверхностью обечайки. Интересно, что скорости съемки были сравнительно умеренными: 80—600 кадров в секунду.
Описанная установка позволяла варьировать температуру рабочей поверхности; температуру набегающего воздушного потока; его скорость и направление; давление среды, в которой происходит испарение; чистоту и кривизну рабочей поверхности и величину цикловой подачи топлива. Полученные при этом опытные зависимости чрезвычайно интересны. В частности, установлено, что в отличие от испарения отдельных капель время испарения топливной пленки не имеет минимума в зависимости от температуры рабочей поверхности; развитие топливной пленки зависит от вязкости топлива; на развитие и испарение топливной пленки существенно влияет чистота рабочей поверхности, причем с ухудшением чистоты время испарения увеличивается и т. д.
Описание других установок, результаты исследований и их анализ приведены в работе В. Флатца [153]. Необходимо отметить, что использование аналогичных установок представляется весьма перспективным.
Анализ продуктов сгорания.
Определение дымности отработавших газов
Анализ продуктов сгорания часто производится при испытаниях двигателей. Он позволяет получить ряд важных сведений о рабочем процессе, в частности:
1. Установить конечные результаты процесса сгорания и определить величины химической и физической неполноты сгорания, потерь тепла с отработавшими газами и т. п.
2. Исследовать закономерности процессов смесеобразования, газообмена и продувки.
3. Выяснить влияние различных факторов на протекание процесса сгорания топлива с целью эффективного управления отдельными стадиями этого процесса.
Методы газового анализа могут быть полезными и при решении других вопросов, например исследовании отдельных видов износа некоторых деталей двигателя, действенности присадок к топливам и маслам и т. д.
Определение дымности отработавших газов обычно дополняет результаты газового анализа, но имеет и самостоятельное значение, облегчая оценку технического состояния и совершенства рабочего процесса двигателя.
В связи с этим исследователю необходимо иметь представление о существе и возможностях современных методов газового анализа и определения дымности выпуска, устройстве соответствующих приборов и приспособлений, методах измерений и обработки их результатов.
Методы и приборы газового анализа
Современные методы газового анализа, позволяющие производить количественные определения состава газовых смесей, довольно многочисленны [68].
Однако многие газоанализаторы являются узкоспециализированными приборами или не обладают необходимой точностью, в связи с чем при испытаниях д. в. с. используются лишь некоторые типы газоанализаторов, принцип действия и особенности использования которых рассматриваются ниже.
Абсорбциометрический метод газового анализа, называемый также методом избирательного поглощения, основан на свойстве отдельных компонентов газовой смеси вступать в химические реакции только с определенными реактивами-поглотителями.
203
Наиболее распространенными поглотителями являются:
1. Водный раствор едкого калия (100 г КОН на 200 см3 дистиллированной воды) — для поглощения углекислоты СО2 в соответствии с химической реакцией
СО2 + 2КОН = К2СО3 + Н2О.
2. Раствор пирогаллола в едкой щелочи: 40 г едкого калия растворяют в 80 см3 дистиллированной воды и после нагрева до 60° С в раствор добавляют 15 г пирогаллола С6Н3 (ОН)3 —для поглощения кислорода О2 в соответствии с реакцией
4С6Н3 (ОН)3 + О2-2 f(OH)3H2CG-C6H2 (ОН)3] + 2Н2О.
3. Аммиачный раствор полухлористой меди (250 г хлористого аммония NH4C1 растворяют в 750 см3 дистиллированной воды и прибавляют 200 г хлористой меди СиС12, после чего на каждые три объема смеси добавляют один объем водного раствора аммиака плотностью 0,91 и раствор фильтруют) — для поглощения окиси углерода СО в соответствии с реакцией
Cu2Cl2 + 2СО + 4NH3 + 2Н2О - 2Cu + 2COONH* + 2NH4C1.
Для сохранения реагирующей способности в раствор добавляют медную стружку. Следует иметь в виду, что данный поглотитель способен поглощать кислород, углекислоту и тяжелые углеводороды, в связи с чем поглощение СО должно производиться после поглощения указанных компонентов.
4. Водный раствор красного брома (красный бром растворяют в дистиллированной воде до светло-красного окрашивания воды; растворение производят быстро и осторожно в вытяжном шкафу) — для поглощения непредельных углеводородов типа СЛНШ.
Поглощение углеводородов сопровождается выделением паров брома, которые перед отсчетом поглощаются раствором едкого калия, для чего желательно иметь отдельный поглотительный сосуд.
Некоторые из перечисленных поглотителей могут быть заменены другими поглотителями [58].
Используя специальные поглотители, можно определять наличие в газовых смесях и других компонентов. Например, ацетон (СН3)2СО, добавляемый к воздуху в целях исследования процессов продувки (подробнее см. ниже), может поглощаться раствором солянокислого гидроксиламина NH2OH*HCI в соответствии с реакцией
(СН3)2СО + NH2OH-HC1 - (CH3)2C-NOH + НС1 + Н2О.
Образующаяся при этом соляная кислота оттитровывается водным раствором NaOH.
На базе указанных выше поглотителей выпускается ряд простейших газоанализаторов, которые позволяют установить содер-204
жание в продуктах сгорания углекислоты СО2 и свободного кислорода О2 (газоанализатор ГХП-2), а также и окиси углерода (газоанализатор ГХП-3).
Однако эти газоанализаторы пригодны только для простейших контрольных анализов ввиду ненадежности действия поглотителя СО (ГХП-3) и невысокой точности замера объема газовых проб, а также и потому, что отработавшие газы двигателей, как правило, имеют более сложный химический состав.
Повышение точности анализов достигается применением более сложных комбинированных газоанализаторов, в которых принцип избирательного поглощения дополнен избирательным каталитическим дожиганием горючих компонентов газовой пробы [58].
Последнее основано на том, что различные горючие компоненты газовой пробы в присутствии некоторых катализаторов реагируют с кислородом при резко различных температурах, что и позволяет осуществлять их раздельное дожигание. Например, используя в качестве катализатора окись меди, можно сжигать водород Н2 (или смесь его с окисью углерода СО) при температуре 280— 290° С. Предельные углеводороды сгорают над этим же катализатором лишь при температуре 850° С. Используя платиновые катализаторы с 10% платины, можно осуществлять раздельное дожигание при температурах соответственно 150 и 450° С.
Использование комбинированных газоанализаторов позволяет определять в. газовой пробе содержание СО2, О2, СО, Н2, СН4 и непредельных углеводородов типа СЛНт, что достаточно для большинства практических целей. Содержание СО2, О2 и CzzHrn определяют методом избирательного поглощения, после чего обычно производят дожигание Н2 и СО. Сокращение объема газовой пробы после первого дожигания равно содержанию в ней водорода Н2, а дополнительное сокращение после пропуска пробы через раствор КОН, поглощающий образовавшуюся двуокись углерода СО2, соответствует содержанию в ней СО. Затем производят второе дожигание, при котором выгорает метан СН4 и более сложные предельные углеводороды. Сокращение объема пробы, пропущенной после второго дожигания через раствор КОН, позволяет определить содержание в пробе углеводородов.
Для повышения точности газового анализа в лабораторных приборах этого типа применяют особые конструкции бюреток для точного измерения- объема газовой пробы, специальные конструкции поглотительных сосудов, обеспечивающие быстрое и эффективное поглощение, принимают меры к резкому уменьшению мертвых объемов прибора, а также предусматривают возможность введения поправок на зависимость объема газовой пробы от давления и температуры последней.
Совокупность этих мероприятий дает возможность довести абсолютные погрешности газового анализа до ±0,1 % [68]; хотя этого и недостаточно для решения некоторых вопросов, возникающих при испытаниях двигателей, однако значительно
205
расширяются возможности использования химических методов газового анализа.
Типичным образцом ручного переносного прибора, использующего рассмотренный принцип газового анализа, является газоанализатор ВТИ-2 (рис. 125), серийно выпускаемый промышленностью.
Газоанализатор допускает установку до шести поглотительных сосудов, которые
26
2*
516
Рис. 125. Устройство газоанализатора ВТИ-2
имеют следующее назначение:
сосуд № 1 заполняется раствором КОН и служит для поглощения двуокиси углерода СО2;
сосуд № 2 содержит бромную воду для поглощения непредельных углеводородов CrtHm;
сосуд № 3 содержит раствор пирогаллола и служит для поглощения кислорода О2;
сосуд № 4 заполняется аммиачным раствором по-лухлористой меди и предназначается для поглощения окиси углерода СО (если предусматривается определение ее методом избирательного поглощения);
сосуд № 5 содержит раствор КОН для поглощения двуокиси углерода, образующейся при дожигании метана и углеводородов;
сосуд № 6 заполняется 22% раствором поваренной
соли NaCl и является промежуточным объемом при дожигании окиси углерода СО и водорода Н2.
Дожигание производят в трубке 23, изготовленной из нержавеющей стали, заполненной окисью меди и обогреваемой электропечью 24, питаемой током от лабораторного автотрансформатора. Контроль температуры при дожигании осуществляется с помощью термометров. Измерительная бюретка состоит из двух частей, соединенных вверху стеклянной «вилкой» основной бюретки 9, имеющей общий объем 80 сл13 и четыре пережима, разделяющих ее на участки емкостью по 20 сл3, и микробюретки 8 емкостью 21 см3 с ценой деления 0,05 сл<8. Нижние концы бюреток с помощью стеклянного тройника с кранами И соединены с сосудом /2, заполненным 22% раствором хлористого натрия, с помощью которого осуществляется заполнение бюреток газовой пробой и пере-206
качивание последней в поглотительные сосуды. Система кранов 13—21 и 22, 25 и 26 позволяет соединять бюретку с объектом, из которого отбирается газовая проба, поглотительными сосудами, каналом для дожигания, а также атмосферой.
Система стеклянных трубок, сообщающих бюретку с измерительными сосудами, соединяется через U-образный жидкостный манометр 7 с цилиндрической компенсационной трубкой 10, которая может также сообщаться с атмосферой. Обе бюретки и компенсационная трубка для защиты от температурных воздействий помещены в стеклянный сосуд, заполненный водой. Газоанализатор смонтирован на деревянной раме, снабженной с обеих сторон выдвижными крышками.
Принцип выполнения анализа рассмотрен выше; техника анализа подробно излагается в заводской инструкции к прибору. Здесь необходимо только пояснить особенности измерения объема газовой пробы и компенсации влияний на этот объем температуры и давления.
Принцип измерения объема газовой пробы с использованием микробюретки состоит в том, что в основную бюретку набирается основная часть газовой пробы, кратная 20 ± 0,05 см3, а в микробюретку — остальная часть пробы, объем которой измеряется также с точностью ±0,05 см3, Затем показания обеих бюреток складываются; таким образом, объем пробы измеряется с абсолютной погрешностью, не превышающей ±0,1 см3.
Действие компенсационной схемы прибора основано на том, что параметры воздуха, содержащегося в цилиндрическом компенсационном сосуде, принимаются за эталон давления и температуры. Отсчет уровня жидкости в бюретке производят не в момент совпадения ее уровня с уровнем жидкости в сосуде 12, а в момент совпадения уровней воды в обоих коленах U-образного манометра 7 при сообщении бюретки через этот манометр с компенсационным сосудом. При этом достигается автоматическая компенсация давлений; для получения компенсации температуры после отсчета наблюдают за уровнем воды в манометре. Если температура газовой пробы в момент отсчета не будет равна температуре воздуха в компенсационном сосуде, то по мере их выравнивания уровни жидкости в трубках манометра будут расходиться. Выждав стабилизацию этих уровней и совместив их снова с помощью перемещения сосуда 12, повторяют отсчет.
Такая конструкция газоанализатора избавляет от необходимости введения расчетных поправок на изменения давления и температуры, что упрощает измерения. Газоанализатор ВТИ-2 несложен в обращении, достаточно точен и надежен в работе, что позволяет с успехом использовать его при испытаниях двигателей внутреннего сгорания.
Химические газоанализаторы выпускают не только в ручном, но и в автоматическом исполнении. Однако автоматические газоанализаторы этого типа обладают значительной инерционностью 207

Рис. 126. Схема термокондуктометрического газоанализатора
♦ >
и не обеспечивают высокой точности измерений (основная погрешность при анализе на СО2 достигает 2,5%, на СО + Н2 7—8%), поэтому такие приборы использовать при испытаниях двигателей видимо, нецелесообразно.
В газоанализаторах физического типа определение того или иного компонента смеси возможно при условии, что какое-либо физическое свойство этого компонента существенно отличается от аналогичных свойств других компонентов.
В частности, известны магнитные газоанализаторы [68], узкоспециализированные для определения содержания в газовых смесях кислорода, отличающегося высокой положительной магнитной восприимчивостью. Это свойство используют для обогащения кислородом воздуха, поступающего в двигатель.
Термокондуктометрические газоанализаторы используют различие в коэффициентах теплопроводности газов (по отношению к воздуху коэффициент теплопроводности водорода составляет 7,130; двуокиси азота 1,796; сернистого ангидрида 0,344; 1 хлора 0,322 и т. д.). При помещении в газовую среду нагреваемой электрическим током проволоки температура последней будет тем ниже, чем выше теплопроводность газовой среды.
Обычно для измерений используют метод сравнения с помощью мостовой схемы (рис. 126), которая не требует особых пояснений.
Газоанализаторы этого типа выпускаются многих модификаций [68]. Они имеют приемлемую точность (2—2,5%), что делает возможным их использование при испытаниях двигателей, тем более, что некоторые из этих газоанализаторов позволяют определить I состав многокомпонентных газовых смесей.
Газоанализаторы оптического типа имеют много разновидностей и используют поглощение лучистой энергии газом или жидким сорбентом, цвет кбторого изменяется вследствие химического взаимодействия с измеряемым компонентом.
Из анализаторов этого типа наибольший интерес для испытаний двигателей представляет инфракрасный оптико-акустический газоанализатор с газовой компенсацией, схема которого приведена на рис. 127. Действие газоанализатора основано на том, что прерывистый поток инфракрасного излучения, создаваемый излучателями 1 и обтюратором 16, поглощается в лучеприемнике, заполненном определяемым компонентом, что вызывает в объеме лучеприемника колебания температуры и давления, воспринимаемые конденсаторным микрофоном 7. Интенсивность этих колебаний будет зависеть от содержания определяемого компонента в кювете 4, через которую протекает анализируемая смесь,

Замер концентрации измеряемого компонента производится компенсационной схемой, которая представляет собой усилитель /О, сигнал которого поступает на реверсивный привод компенсационного отражательного клина 12, перемещающегося в кювете 11, также заполненной определяемым компонентом. Привод в действие
компенсационного клина рассчитан таким образом, что изменение толщины слоя компенсационного газа в кювете И направлено на уменьшение сигнала разбаланса. Одновременно перемещается
движок реохорда вторичного прибора 15.
Оптико-акустические газоанализаторы позволяют быстро и с достаточной точностью (2,5%) определять содержание СО, СО2 или СН4, а в принципе—и других газов, что делает их удобными для некоторых видов специальных ис-_пытаний двигателей.
! Исключительно эффективным 5 методом анализа-многокомпонент-' ных газовых смесей является хроматография. При хроматографии
осуществляется разделение компонентов смеси, движущейся вдоль слоя сорбента, вследствие многократного повторения актов сорбции и десорбции для каждого из компонентов (более подробно процесс разделения рассматривается ниже).
Имеется много способов хроматографического разделения газо-
Рис. 127. Схема инфракрасного оптико-акустического газоанализатора с газовой компенсацией:
1 — излучатели; 2—отражатели; 3, 4, 5 и 11 — кюветы; 6—зеркало; 7—конденсаторный микрофон; 8 и 9 —камеры лучеприемника; 10 — усилитель; 12— компенсационный клин-отражатель; 13 — привод; /4—редуктор; 15—показывающий прибор; 16 — обтюратор; 17—привод обтюратора; 18— источник питания излучателей
вых смесей, которые различаются по ряду признаков. В зависимости от цели, преследуемой разделением, различают хроматографию аналитическую, препаративную непромышленную. Для определения концентраций компонентов газовых смесей используют аналитическую хроматографию.
В зависимости от агрегатного состояния подвижной и неподвижной фаз различают хроматографию газовую и жидкостную; в первой подвижной (разделяемой) фазой является газ или пар, во второй — жидкость.
По физической природе используемого сорбента хроматография подразделяется на газо-адсорбционную, газо-жидкостную и капиллярную. При газо-адсорбционной хроматографии в качестве сорбентов используют твердые поверхностно-активные вещества, при газо-жидкостной хроматографии — нелетучие жидкие растворители, нанесенные на твердые пористые носители с большой поверхностью. При капиллярной хроматографии нелетучий растворитель
Н В. С. Стефановский
209
наносят непосредственно на внутреннюю стенку разделительной колонки, конструктивно оформленной в виде капилляра, длина которого может достигать нескольких сотен метров.
В первом случае интенсивность и качество разделения определяют избирательностью твердого сорбента к различным компонентам смеси, в двух последних случаях скорость разделения исходной смеси на компоненты зависит от скоростей растворения последних в жидкости. Так как большинство газов реагирует с жидкостями значительно энергичнее, чем с твердыми сорбентами, то газо-жидкостные и особенно капиллярные хроматографы обладают повышенной чувствительностью и точностью и считаются в настоящее время наиболее перспективными.
Рис. 128. Схема разделения компонентов пробы в капилляре газо-жидкостного хроматографа и общий вид хроматограммы:
1 — пленки сорбента; 2 — проба; 3 — капилляры; 4 — детектор; 5 — компоненты;
6 — газ-иоситель
По способу анализа, использованному для продвижения газовой смеси вдоль слоя сорбента, различают проявительный, фронтальный, вытеснительный способы, хроматермографию и теплодинамический метод.
Наибольшее распространение при анализе газовых смесей получил проявительный (эволюционный) метод, при котором исследуемая смесь продвигается вдоль слоя сорбента в потоке газа, сорбирующегося много хуже всех ее компонентов и называемого газом-носителем.
Механизм разделения смеси при использовании газа-носителя наиболее наглядно может быть рассмотрен на примере капиллярного хроматографа. В поток газа-носителя, протекающего по капилляру, покрытому изнутри пленкой жидкого сорбента, вводится газовая проба (рис. 128, а). Так как скорость растворения компонентов смеси в растворителе, определяемая коэффициентом распределения каждого из них между газовой и жидкой фазами, будет различной, то одни из компонентов перейдут в растворитель в большей степени, чем другие (рис. 128, б); этим и обусловите# начало их разделения, 210
Увлекаясь потоком газа-носителя вдоль капилляра и многократно переходя из жидкой фазы в газовую и обратно, компоненты при достаточной длине капилляра разделятся полностью, причем дальше по капилляру продвинутся те из них, которые имеют меньшую растворимость (рис. 128, в). Поэтому через детекторную часть прибора будут последовательно проходить бинарные смеси отдельных компонентов с газом-носителем (рис. 128, г), что и позволяет осуществить качественный и количественный анализ исходной газовой смеси.
Если с помощью детектора (принципы детектирования подробнее рассматриваются ниже) регистрировать в функции времени какое-либо характерное свойство газа, то можно построить диаграмму изменения этого свойства во времени, называемую хромато-
Газ-носитель
Выход газов
Прова
Рис. 129. Схема устройства хроматографа
граммой (рис. 128, д). Несложная обработка хроматограмм позволяет установить концентрацию в исходной смеси каждого из компонентов.
В качестве газа-носителя применяют чистый воздух, азот, двуокись углерода, водород, гелий, аргон. Проявительный метод имеет ряд преимуществ перед другими методами, основные из которых — практически полное разделение компонентов и наличие между ними на выходе чистого газа-носителя.
Процесс разделения может быть ускорен, а чувствительность и точность метода повышены созданием вдоль капилляра стационарного или переменного поля температур. Приборы, в которых использован этот метод, называются хроматермографами [68].
Устройство обычного хроматографа несложно (рис. 129); он включает в себя дозатор 7, разделительную колонку 2, детектор 3 и регистрирующее устройство 4. Дозатор служит для введения пробы анализируемой газовой смеси. Объем газовой пробы обычно составляет 0,5—20 мл\ увеличение объема пробы приводит к нечеткому разделению компонентов (перекрытие пиков на хроматограмме). Удовлетворительным дозатором может служить медицинский шприц, которым вводят пробу в поток газа-носителя через эластичную перегородку или стенку трубки.
В колонке осуществляется разделение компонентов по прин-описанному выше. Конструктивно колонка представляет собой трубку из меди, нержавеющей стали, стекла, нейлона.
14*
Трубка может быть прямолинейной, изогнутой в виде спирали или иметь другую форму, что зависит в основном от ее длины. Внутренний диаметр трубки в случае использования твердого сорбента обычно составляет 4—6 мм при длине от 1 до 10 м; капиллярные колонки имеют диаметр 0,2—1,0 мм при длине 10—100 (до 500) м.
Насадочные колонки заполняют сорбентом, в качестве которого при газо-адсорбционной хроматографии используют активированный уголь, силикагель, окись алюминия, окись магния, активированный боксит и т. п., а при газо-жидкостной хроматографии в качестве носителя жидкой фазы используют твердые вещества, инертные к подвижной и неподвижной фазам и обеспечивающие большую поверхность контакта последних, например, инзенский или диатомовый толченый кирпич с размером частиц в пределах 0,12—0,25 мм, трепел Зеевского карьера. Необходимо всю колонку заполнить наполнителем равномерно; в некоторых случаях спиральные колонки навивают после их заполнения. В качестве жидкой фазы в газо-жидкостной хроматографии обычно используют динонилфталат, полиэтиленгликоль, трикрезилфосфат, сложные эфиры органических кислот. Следует учитывать, что твердая и жидкая неподвижные фазы не должны реагировать между собой даже при высоких температурах.
На выходе из колонки устанавливают детектор, отмечающий изменение тех или иных свойств выходящей смеси. Детектор может быть дифференциальным, регистрирующим текущую концентрацию компонентов в газе-носителе, или интегральным, регистрирующим общее количество выходящих компонентов с начала разделения. Дифференциальные детекторы проще и используются чаще.
На ленте регистрирующего устройства записывается сигнал детектора в функции времени (хроматограмма).
Детектирование может осуществляться одним из следующих методов (перечислены в порядке их употребительности):
1. Регистрацией различий в теплопроводности чистого газа-носителя и бинарных смесей его с компонентами газовой пробы (тер мо ко нд у ктометр и я).
2. Измерением теплоты сгорания газовой смеси, выходящей из колонки (термохимический метод).
3. Измерением температуры пламени, в котором сгорает выходящая смесь (пламенные или микропламенные детекторы).
4. Регистрацией ионизационных токов пламени, в которое вводятся бинарные газовые смеси (пламенно-ионизационные детекторы).
5. Измерением токов искусственной ионизации бинарных газовых смесей (ионизационные детекторы).
6. Путем фиксации различий плотности газа-носителя и бинарных смесей (плотномеры).
7. Измерением объема газа, поступающего в бюретку с щелочью, при использовании в качестве газа-носителя СО2 (поглощающегося щелочью).
212
Первые шесть детекторов дифференциальные, последний — интегральный.
Детекторы последних двух типов используют сравнительно редко: первый из-за невысокой точности, последний — из-за ограничений по виду газа-носителя.
Термо кондуктометрические детекторы подобны датчикам термокондуктометрических газоанализаторов (см. рис. 126). Чувстви-
тельность этих детекторов резко увеличивается при использовании в качестве газа-носителя водорода или гелия (увеличение различия в теплопроводностях), точность их сравнительно невысока и лежит
в пределах точности термокондуктометрического
В термохимических детекторах используется тепловой эффект реакции каталитического окисления горючих компонентов анализируемой газовой смеси.
Имеются две группы детекторов этого типа, в одной из которых катализатором служит платиновая нить, одновременно являющаяся и чувствительным элементом, а в другой реакция
газового анализа.
идет в слое насыпного катали- Рис. 130. Схема термохимического затора, в которой заложен чув- детектора
ствительный элемент в виде тер-
мометра сопротивления или термоэлемента, а в новейших приборах — полупроводникового термосопротивления.
Схема подобного детектора приведена на рис. 130. Термочувствительные элементы и R2t заложенные в рабочую 1 и сравнительную 2 ячейки, через которые прокачивается газовая смесь, образуют два плеча измерительного моста; при наличии реакции горения в рабочей ячейке в диагонали моста возникает дисбаланс тока, пропорциональный содержанию горючего компонента.
Эти детекторы имеют высокую чувствительность и позволяют
использовать в качестве газа-носителя воздух, однако не дают воз
можности определить негорючие компоненты.
Специфическими детекторами газо-жидкостных хроматографов являются пламенные, ионизационно-пламенные и радиологические ионизационные детекторы (рис. 131).
Схема пламенного детектора показана на рис. 131, а. Этот детектор регистрирует температуру водородного пламени, в котором сжигается измеряемый компонент или смесь его с газом-носителем (использование в качестве последнего водорода не обязательно). Чувствительность и точность пламенного детектора близка к термокондуктометр ическому.
В ионизационно-пламенном детекторе (рис. 131, б) измеряется электропроводность водородного пламени, в которое вводится
213
измеряемый компонент. Идея прибора основана на том, что пламя чистого водорода почти не ионизировано, при наличии же в водороде примесей, особенно органических, пламя ионизируется и электропроводность его возрастает.
В качестве одного из электродов используется металлический корпус горелки 7; вторым электродом служит платиновая сетка 6. Источник тока ионизации 4 имеет напряжение 100—400 в и создает в нагрузочном сопротивлении 5 токи, равные 10‘7—10"13 а. Для измерения соответствующих падений напряжений используют элек-
В измерительную схему
6) \п ®
Рис. 131. Схемы специфических детекторов хроматографов:
а — пламенный детектор состава бинарной газовой смеси; б -ионизационно-пламенный детектор; в — радиологический (ионизационный) детектор; Z — бинарная смесь; II — водород; III — воздух; IV — измеряемый компонент; V — газ-носитель; 1 — термопара; 2 — регистрирующий прибор; 3 — электрометрический усилитель; 4 — источник тока ионизации; 5 — нагрузочное сопротивление; 6 — электрод-коллектор; 7 — электрод-горелка; 8 — источник излучения; 9 — центральный электрод; 10 — изолятор;
II — корпус
трометрические усилители с входным сопротивлением 108—1011 ом. Регистрирующий прибор 2 может иметь любую конструкцию.
Ионизационно-пламенные детекторы имеют высокую чувствительность и точность, простую конструкцию, малый эффективный объем и обеспечивают линейную зависимость выходного сигнала от концентрации определяемого вещества, а потому являются весьма перспективными.
Наконец, в радиологических (ионизационных) детекторах сравниваются ионизационная электропроводность чистого газа-носителя и бинарной смеси его с ионизационной электропроводностью измеряемых компонентов, подвергаемых радиоактивному облучению с помощью датчика, схема которого приведена на рис. 138, в.
Различие ионизационных токов между центральным электродом и корпусом датчика в рабочей и сравнительной камерах приводит к появлению на нагрузочном сопротивлении падения напряжения, которое усиливается электрометрическим усилителем и регистрируется каким-либо измерительным прибором.
214
Датчики этого типа имеют очень высокую чувствительность (до 10~10 —10~15 моля определяемого компонента в газе-носителе), которая достигает максимума при использовании в качестве газа-носителя аргона (в водороде и гелии чувствительность приблизительно в 20 раз ниже, а в воздухе понижается еще вдвое). В качестве источников излучения используют радиоактивные изотопы прометия Pm147, кобальта Со60 и др.
Большим достоинством радиологического (ионизационного) t детектора перед другими является независимость его показаний от | температуры и скорости движения газов, что также делает его 5 весьма перспективным, обеспечивая высокую точность измерений.
С устройством и характеристиками хроматографов, выпускаемых отечественной промышленностью, можно ознакомиться в работах М. В. Кулакова [68, 69].
Несмотря на простоту устройства хроматографов, чувствительность их сопоставима с чувствительностью масс-спектрографов; в частности, при помощи хроматографов определяют содержание в пробе веществ весом до 10‘12 г (т. е. приблизительно тысяча молекул в 1 мл пробы). Особенно велики преимущества газо-жидкостной хроматографии при анализе многокомпонентных газовых смесей. Например, отечественный хроматограф ХТ-2М анализирует многокомпонентные смеси газов и паров, содержащие водород, окись углерода, предельные и непредельные углеводороды и их изомеры за время 360—2700 сек, выделяя из них компоненты до С9 включительно, т. е. разделяя смесь на 200—300 компонентов с точностью определения концентрации каждого из них до 5%.
Газо-жидкостные хроматографы могут с успехом применяться при испытаниях двигателей. Наиболее рациональной областью их применения следует считать исследование промежуточных стадий процесса сгорания, при которых этот метод может позволить глубоко проникнуть в сущность весьма сложных и до сего времени мало изученных процессов, происходящих в цилиндре двигателя в период горения.
При использовании результатов хроматографирования возникает необходимость в расшифровке хроматограмм. Ниже рассматриваются принципы расшифровки наиболее употребительной дифференциальной хроматограммы.
Если компоненты анализируемой пробы неизвестны, необходимо прежде всего идентифицировать хроматограмму, т. е. установить, какой из ее пиков соответствует какому компоненту пробы. Идентификация, таким образом, позволяет выяснить качественный состав анализируемой пробы; для идентификации обычно используют эталонные вещества или их смеси, или же приводимые В литературе таблицы коэффициентов сорбируемости, позволяю-Щие^определить порядок прохождения бинарных смесей через детектор .
После определения качественного состава пробы рассчитывают содержание в ней каждого из компонентов. Для этого измеряют 215
размеры каждого из пиков хроматограммы (рис. 132) и вычисляют их площади так же, как площади треугольников: 5/ = (Л - Ьо б)г- =
2 *
Наиболее точное определение площадей обеспечивают электронные цифровые интеграторы [69].
Площадь каждого из пиков в определенном масштабе соответствует абсолютному содержанию в пробе определенного компонента. Если бы масштабы регистрации всех компонентов были был одинаково чувствитель-
одинаковыми и если бы детектор ным ко всем компонентам пробы,
Рис. 132. К определению концентраций компонентов газовой пробы
то концентрация любого из них могла бы определяться как отношение площади соответствующего пика к суммарной площади всех пиков.
Однако хроматограф автоматически уменьшает масштаб записи для тех компонентов, у которых пик мог бы выйти за шкалу регистратора, а детектор, как правило, имеет неодинаковую чувствительность к различным ком-
понентам. Поэтому для определения концентрации компонентов используется более сложная формула
1
где Ci — концентрация t-ro компонента;
Mi — масштаб его регистрации;
Ki — калибровочный коэффициент детектора для данного компонента;
т — число компонентов в пробе (пиков на хроматограмме).
Изложенный выше материал дает представление о принципах действия, возможностях и областях применения приборов, использующих современные методы газового анализа.
В заключение следует заметить, что детекторы хроматографических приборов представляют собой своеобразные газоанализаторы, причем не исключена возможность непосредственного использования некоторых из них для целей анализа продуктов сгорания двигателя. В частности, за рубежом выпускают ионизационные газоанализаторы, использующие принцип детекторов, приведенных на рис. 131. Один из этих детекторов использовался параллельно с инфракрасным газоанализатором М. В. Джексоном и др. [168] для определения содержания в отработавших газах карбюраторного двигателя составляющих типа С„Нт. При этом оказа-216
лось, что инфракрасный газоанализатор систематически занижает содержание указанных компонентов приблизительно вдвое против фактического. Отсюда следует, во-первых, что применение некоторых методов детектирования для непосредственного анализа продуктов сгорания двигателя возможно и целесообразно; во-вторых, к применению физических методов анализа для определения содержания компонентов, имеющих сложное химическое строение, следует относиться с осторожностью, так как своеобразие их физических свойств может стать источником грубых погрешностей измерений.
Применение газового анализа при определении начального состава смеси и продуктов сгорания
Основными задачами, решаемыми с помощью газового анализа, являются определение начального состава смеси и конечных результатов процесса горения, а также токсичности отработавших газов.
Для решения этих задач приходится определять величину коэффициента избытка воздуха состав продуктов сгорания, потери тепла от химического недожога и сажеобразования.
Методы решения этих вопросов рассматриваются в специальной литературе [НО], однако предлагаемые решения нельзя признать вполне удовлетворительными, так как они не учитывают некоторых существенных особенностей процесса сгорания в двигателях и по существу игнорируют большой опыт, накопленный в этой области стационарной теплотехникой [58].
Если предположить, что топливо, сжигаемое в двигателе, имеет элементарный состав С + Н = 1, то, рассматривая простейшие реакции полного сгорания компонентов, можно получить так называемое контрольное уравнение, связывающее состав продуктов сгорания (определенный газовым анализом) с составом топлива:
СО2 + о2 = 21 — 0оСО2, (134)
где Ро — 2,37 — теоретическая химическая характеристика
топлива, подсчитанная по его элементарному составу;
СО 2 и О 2 — соответственно содержание углекислоты и свободного кислорода, определенное газоанализатором (в %).
Так как содержание кислорода в воздухе по объему составляет примерно 21 %, а на сгорание израсходовано (21 — О2)%, то коэффициент избытка воздуха при горении
“а = ТОЗГ- <135>
На основании уравнений (134) и (135) могут быть выведены формулы с другой структурой (углекислотная и т. п.), которые при-
217
Водятся в специальной литературе и используются Для обработки результатов газового анализа.
При этом контрольное уравнение рассматривается как индикатор полноты горения и исправности газоанализатора; в частности, получение неравенства
СО2 + О3 <21 — р0СО2 (136)
объясняется как наличие химического недожога или сажеобразова-ния, а неравенство
СО2 + О2 > 21 -₽0СО2 (137)
объясняется неисправностью газоанализатора.
В уравнение (136) вводят поправки на недожог, на основании которых выводят уточненные формулы для определения коэффициента избытка воздуха о^, содержания тех или иных горючих компонентов и т. п. [110].
Г. Ф. Кнорре в своей работе [581 указывает, что такой подход к исследованию является примитивным по нескольким причинам.
Во-первых, при наличии химического недожога погрешности, вносимые в контрольное уравнение окисью углерода СО и компонентами, содержащими водород (Н3, СН4, СпНт), имеют противоположные знаки, поэтому равенство (134) и неравенства (136) и (137) не имеют определяющего характера; например, при большом содержании в анализируемой пробе водородных компонентов при вполне исправном газоанализаторе может получиться неравенство (137). Более того, противоположное влияние СО и водородных компонентов может привести к тому, что условие полного сгорания (134) будет реализовано при значительном химическом недожоге.
Во-вторых, введение в расчеты с результатами газового анализа теоретической химической характеристики топлива 0О не имеет смысла потому, что величина 0О свидетельствует только о наличии в топливе, например, определенного количества углерода С и не учитывает, что не весь этот углерод может участвовать в процессе горения; а это вносит дополнительную неопределенность в уравнение (134). Определение фактической величины химической характеристики процесса горения 0Х является одной из самостоятельных задач газового анализа.
В-третьих, при определении величины коэффициента избытка воздуха а# нужно учитывать не количества СО2 и О2, полученные газовым анализом, возможно, в результате далеко не полного горения, а количества углекислоты СО2л<?ЛЯ и кислорода О.30ст, которые соответствуют условиям полного сгорания всех горючих компонентов топлива. Кроме того, при решении последнего вопроса не следует упускать из ъида изменения объема газов вследствие сгорания водорода, в связи с чем уравнение (135) и вытекаю-жие из него расчетные формулы отождествляют объемы воздуха 218
h>:
Л, ' ’ '
и сухих продуктов сгорания, которые в действительности далеко не равны.
С учетом этих и некоторых других обстоятельств Г. Ф. Кнорре разработана излагаемая ниже исчерпывающая методика измерений и обработки результатов газового анализа продуктов сгорания [581, которую и следует использовать при соответствующих испытаниях.
Прежде всего следует решить вопрос о том, было ли сгорание полным или нет, и в чем именно в последнем случае выражалась неполнота горения. Г. Ф. Кнорре рекомендует использовать для этого «метод двух анализов», который вкратце состоит в следующем.
Часть пробы продуктов сгорания, отобранной из объекта испытаний (вопрос о технике отбора и хранения газовых проб рассматривается ниже), подвергают анализу на содержание углекислоты СО2 и кислорода О2. Затем другую часть пробы анализируют на содержание углекислоты СО2 (этот замер является контрольным, позволяющим судить об однородности пробы, исправности газоанализатора и т. п.), а оставшийся после поглощения СО2 объем Vdo газа измеряют и пропускают через дожигательную печь, нагретую до 850° С. Объем Vno газа после дожигания снова измеряют и . определяют содержание в продуктах дожигания дополнительного количества углекислоты CO2(?ort и остаточного кислорода О2ост.
Оба эти анализа целесообразно проводить на точном газоанализаторе ВТИ-2, но можно использовать для этой цели простейший газоанализатор ГХП-2, дооборудовав его дожигательным устройством.
Обозначив
^2 '“'2ОС7П Я) ПОЛИ “ Г
СО2 доп ~ b\ VVno — с;
Vx = 100 - (Vda - Vno), получаем возможность определить: фактическую химическую характеристику горения R ==; — (СО2 полн ~F О2 ост) w
(138)
долю углерода топлива, выделившуюся в виде сажи,
^=4=(139)
содержание в продуктах сгорания
СН4 = -Зд~ Ь ~-с о/о; СО=&-СН4 %; Н2 = с-а %; 1 Uf
N2 = 100 — СО2 — О2 — сн4 — со— н2 %.
Коэффициент избытка воздуха при горении рекомендуется определять по содержанию азота и остаточного кислорода («азот
219
ная» формула), так как только «азотной» формулой автоматически учитывается поправка на изменение объема при сгорании водорода:
«а =-------!_—. (141)
1 Q 7А newt ’ n2
При использовании других формул приходится вводить эту поправку, что связано с заметным усложнением расчетов.
Следует заметить, что если целью анализа является определение только фактической (т. е. химической) характеристики горения и недожога в виде сажи, то, пользуясь тем, что бюретка прибора ГХП-2 вмещает более 100 см3 газа, можно набрать в бюретку заведомо более 100 см3, затем эту пробу дожечь, после остывания оставить в бюретке точно 100 см3 газа и определить содержание в нем углекислоты СО2Й и кислорода О2а, затем подсчитать по формуле
. (142)
Необходимо отметить также, что в формулах (140) не учтено содержание в продуктах сгорания непредельных углеводородов СлНт. Количество последних легко определить, проведя дополнительный третий анализ продуктов сгорания на приборе ВТИ-2; при этом уточнится и содержание в продуктах сгорания компонентов СН4, СО и Н2, определенных предыдущим упрощенным анализом. Кроме того, дополнительный анализ прибором ВТИ-2 позволяет установить, содержались ли в продуктах сгорания более сложные предельные углеводороды, чем метан СН4.
При дожигании продуктов сгорания для определения содержания предельных углеводородов можно сделать два замера:
1) определить сокращение объема вследствие конденсации паров воды ДУн2о, сравнивая объемы пробы до и после дожигания;
2) определить дополнительное сокращение объема в результате поглощения углекислоты ЛУсо2 в растворе КОН.
Если в продуктах сгорания содержался только метан СН4, то отношение соответствующих объемов
Д1/н2о _ 2
ЛИсо, ” •
Нарушение этого соотношения указывает на содержание в продуктах сгорания более сложных предельных углеводородов. Не имея возможности установить точное содержание каждого из них, тем не менее можно вычислить некоторые характеристики этих газов (подробнее см. ниже) по величине метанового числа
_ д^со2
м~ Л^нго-А^ог
(143)
220
Таковы основы достаточно строгой и объективной методики анализа продуктов сгорания двигателей. Использование трех последовательных анализов позволяет взаимно контролировать их результаты и значительно повышает надежность и точность измерений; этому же способствует и использование расчетных выражений, учитывающих существенные особенности процесса сгорания.
Следует иметь в виду, что для дизелей, в которых образование газообразных продуктов недожога маловероятно, вполне возможно проводить такой анализ простейшим газоанализатором ГХП-2, оборудованным дожигательной печью. При этом достаточно выполнить лишь два анализа, в каждом из которых определяются только содержания СО2 и О2, что не представляет затруднений и отнимает немного времени. Для повышения точности анализа и в этом случае целесообразно применять газоанализатор ВТИ-2, используя в нем только поглотители углекислоты и кислорода, так как бюретка этого прибора обеспечивает более точный отсчет объемов, чем бюретка газоанализатора ГХП-2. Для карбюраторных двигателей, особенно при работе на мощностных режимах, следует проводить все три анализа, так как здесь наличие многочисленных горючих компонентов в продуктах сгорания не подлежит сомнению.
Для выявления преимуществ описанной методики по сравнению с обычно используемой экспериментаторами целесообразно рассмотреть численный пример.
Предположим, что по описанной методике было сделано два газовых анализа, причем результаты первого (без дожигания): СОг = 10,8%, Оз — 5,0%, Na = = 100 - (СО2 + О2) - 84,2%.
Двигатель работал на топливе, имеющем состав: С= 0,85; Н — 0,15; следовательно,
₽о = 2,37 Л- = 2,37 = 0,42.
С и,оо
Используя общеупотребительные формулы, заимствованные из работы В. И. Сороко-Новицкого [НО], найдем:
процент окиси углерода в отработавших газах
21 - (1 + р0) СО2 —О2 12- (1+0,42) 10,8-5,0 _ 0,7 _ПАЙО.
0,605 + р0 0,605 + 0,42 “ 1,025 —,/0’
долю углерода топлива, выделившегося в виде сажи, Сс 21 - (1 + р0) СО2 - О2 Т С 21—0.4СО —О2
= 21 - (1 + 0,42) 10,8 - 5,0 0,7 .
21 — 0,4-0,68 — 5,0 15,73 ~ ’
коэффициент избытка воздуха
аа -----------!--------------------!_______— * ~ 1 07
9 1 о 70 Оа-О.ЭСО 5-0,34 1 - 0,209 ~ М '
. ’ N3 1 “3’78 84,2
221
Проведя дополнительный анализ другой части той же пробы (с предварительным поглощением СО2 и дожиганием остатка), получим следующий состав: СО2 - 10,8% (Уа> = 89,2%), Упо - 88,2% ; СО2 доп = 0,4% , О2 ост - 4,5% .
Тогда имеем:
и = Оз — Оз ост ~ 5 — 4,5 — 0,5; Ух = 100 — (89,2 — 88,2) — 99;
b — СОз доп ” 0,4; СОз поли СО2 _Н СОа доп = 10,8 -р 0,4 — 11,2;
С = Удо — Упо = 89,2 - 88,2 - 1,0.
Полученные результаты дают возможность определить: содержание горючих газов
СН4 =
За—& —g _ 3*0,5 —0,4 — 1,0 а 0,5
СО = b — СН4 = 0,4 — 0,2 = 0,2%;
Н2 ~ с — а — 1,0 — 0,5 — 0,5% ;
фактическую величину химической характеристики процесса горения 0,21 — (СО2 полн Ч~ Ог ост) _
СО2 ПОЛИ
0,21-99 — (11,2 Ц-4,5) 5,1
11,2 “ 11,2 ' b ’
долю углерода топлива, выделившегося в виде сажи,
=-^ = 1 - Ф-= 1 -= 1 - 0,925 = 0,075;
С рх и,4оэ
коэффициент избытка воздуха
д 1—3,76-2^ 1—3,76-5^- ’—О’203
ГЧ2 00,3
причем Na = 100 — (СО2 + Оа + СН4 + СО + На) = 100 — (10,8 + 5 + + 0,2 4- 0,2 + 0,5) = 83,3%.
Как видим, численные значения величин при первом анализе значительно отличаются от действительных, за исключением значения величины, коэффициента избытка воздуха ад, что подчеркивает преимущество использования «азотной» формулы, которая во всех случаях дает достаточно точные результаты. По результатам газового анализа нетрудно определить физическую потерю тепла с отработавшими тазами и потерю тепла от неполноты сгорания.
Первое не требует особых пояснений и в сущности сводится к вычислению теплоемкости отработавших газов по их составу. При этом приходится только иметь в виду, что газовый анализ дает процентное содержание сухих газов, а в отработавших газах содержатся также и водяные пары.
Обычно при подобных расчетах принято пренебрегать незначительным содержанием в отработавших газах горючих компонентов; кроме того, теплоемкость всех двухатомных газов отождествляют с теплоемкостью азота. Удобнее всего пользоваться объемными теплоемкостями, тогда физическую потерю тепла с отрабо-222
тавшими газами на 1 кг поданного В двигатель топлива подсчитывают по формуле
Ягфиз te) ккал!кг топлива, (144)
где tf и t8 — соответственно температура отработавших газов и воздуха, поступающего в двигатель;
— сумма произведений нормальных объемов компонентов отработавших газов на соответствующие средние теплоемкости.
Произведение может быть определено по формуле £Vrcr = Усгосг 4- Ун2оСн2О‘ (145)
Объем сухих газов Усг подсчитывается через сгоревшую долю углерода топлива следующим образом:
17 (1 -*Ф) С • 100 о . /1/1
Усг = ---- я? кг топлива. (146)
0,539СО2 ПОЛИ .
В формулу (146) С подставляется в долях килограмма, а СО2/ЮЛ„ —в процентах.
Теплоемкость сухих газов определяют по выражению
+ (100 СО2полн) CN% >. j-v
^сг = 100 ’ U /
где ссо2 и См2 — средние объемные теплоемкости соответственно СО2 и Na.
Объем водяных паров Vh2o определяют по формуле
Ун2о = 1Д2Н м*1кг топлива. (148)
Химические потери тепла от неполного сгорания горючих компонентов и сажи подсчитываются по следующим выражениям:
9Сн = 15900(1 —4>)С rQH<— ккал!кг топлива 'Ж'2 ПОЛИ
СО
q = 5670 (1 — 4?) С - ккал!кг топлива; ^^2 ПОЛИ
(149)
о,, =4750(1 —4>) С г_ а— ккал!кг топлива; ' “ CAJg ПОЛИ
qc = 8000фС ккал!кг топлива. С
В выражения (149) содержание углерода в топливе С подставляют в долях единицы, а содержания газов — в процентах; цифра 8000 соответствует теплотворной способности сажи в ккал!кг.
Если производится подробный газовый анализ, дающий дополнительно содержание непредельных углеводородов С„Нт и
223
метановое число предельных углеводородов пм, то потери от их недогорания могут быть подсчитаны по формулам:
qc н — 19500(1—ф) С ккал]кг топлива; (150)
(-'(Л ПОЛИ
= <12 200».+ 3700)<1 —1[>)С X
I
(151)
АУсой
Ди СО2 ПОЛЯ
ккал!кг топлива,
где пм — метановое число предельных углеводородов по газовому анализу [формула (143)];
A Vco2 — сокращение объема пробы после поглощения углекислоты, полученной в результате дожигания в газоанализаторе предельных углеводородов.
Вывод приведенных выше формул можно найти в работе Г. Ф. Кнорре [58].
Таким образом, изложенная методика газового анализа решает ряд вопросов, возникающих при исследовании исходных условий и конечных результатов процесса горения.
Применение газового анализа при исследовании процесса продувки, наполнения и смесеобразования
Газовый анализ применяется также при исследовании процессов продувки, наполнения и смесеобразования.
Наиболее важными характеристиками первых двух процессов являются величины коэффициентов наполнения т]у, продувки и остаточных газов уг.
Все эти коэффициенты в принципе могут быть определены с помощью рассмотренных выше методов газового анализа. Достаточно подробная теория этого вопроса излагается в работах А. С. Орлина и М. Г. Круглова [90], поэтому здесь можно ограничиться лишь кратким его рассмотрением.
Основой для определения коэффициента наполнения т]ул служит величина коэффициента избытка воздуха при горении ад, вычисляемая по результатам анализа пробы газа, отобранной из цилиндра двигателя в конце процесса расширения. После определения по вышеизложенной методике коэффициента избытка воздуха при горении коэффициент наполнения находят расчетом по формуле
= n —> (152)
где Lq — теоретическое количество воздуха в кг, необходимое для сжигания 1 кг топлива (величина LQ определяется общеизвестным расчетом по элементарному составу топлива);
Gm — расход топлива двигателем в кг!ч\
ув — удельный вес воздуха перед впускными органами двигателя;
224
Vh — рабочий объем цилиндров двигателя в л;
п — число оборотов двигателя в минуту;
т — коэффициент тактности двигателя.
Часть перечисленных величин задается конструкцией двигателя, остальные без особых затруднений измеряются в процессе испытаний.
Если при испытаниях измеряется расход воздуха двигателем Ge, то легко определить и коэффициент продувки
= <153>
Для определения коэффициента остаточных газов необходимо, помимо коэффициента избытка воздуха при сгорании, определить также и коэффициент избытка воздуха в процессе сжатия ас, проанализировав пробу газов, отобранную из цилиндра в этот период. Коэффициент остаточных газов подсчитывают по формуле Е. К. Мазинга:
__ «а + 0,066
Л|?г — ас —
Коэффициенты (рк и можно подсчитать по другим формулам, которые не имеют особых преимуществ перед приведенными выше. Исключение составляют лишь двигатели с внешним смесеобразованием (карбюраторные), для которых средний коэффициент избытка воздуха при горении определяется непосредственно по результатам замера расходов топлива и воздуха. При наличии продувки у таких двигателей некоторая неизвестная часть заряда цилиндра теряется за счет перетекания в выпускной трубопровод. Формула (153) для таких двигателей не может быть использована с целью определения доли смеси, теряемой при продувке. А. С. Орлин и М. Г. Круглов предлагают ряд формул, из которых наиболее удобной является следующая приближенная формула, дающая в диапазоне = 0,7—1,3 погрешность не более ±1,8%:
’ = ^ = 1 + 0'944[ш--'] <155>
где (СО2)Р и (СО2)В — соответственно содержание углекислоты в пробах, взятых из цилиндра на линии расширения и в выпускном трубопроводе;
GCM И Gsop — соответственно количества смеси, подаваемой в двигатель и участвующей в горении. Если обозначить долю теряемой двигателем смеси через то для определения ее получаем следующее очевидное выражение:
__ —6 гор ____г 1 1
^СМ GqM Ф/С
(156)
Следовательно, газовый анализ в сочетании с некоторыми другими замерами позволяет определить показатели процессов наполнения и продувки. Задача осложняется необходимостью делать 15 Б. С. Стефановский 225
в ряде случаев отбор проб газа из цилиндра двигателя на разных стадиях рабочего процесса, что требует наличия специальных газоотборочных устройств (см. ниже).
Вопрос о точности, обеспечиваемой газовым анализом при таких испытаниях, рассматривался рядом авторов. Погрешность определения коэффициента избытка воздуха ад — наименьшая; для коэффициента наполнения она заметно выше, так как к погрешностям определения коэффициента избытка воздуха добавляются погрешности определения состава топлива, его расхода, измерения параметров воздуха, поступающего в двигатель, и числа оборотов. Точность определения коэффициента продувки обычно несколько хуже, чем у ад, в связи с тем, что погрешности определения расхода воздуха через двигатель выше, чем погрешности удельного веса воздуха и числа оборотов двигателя.
Наиболее высока погрешность у коэффициента остаточных газов уг, так как определение коэффициента избытка воздуха на линии сжатия ас ввиду ничтожной примеси в последнем углекислоты приводит к большой ошибке.
Следует заметить, что чем выше величина коэффициента избытка воздуха тем ниже точность газового анализа, так как в этом случае незначительные содержания в газовой пробе всех компонентов определяются, как разность двух близких величин, что невыгодно для измерений (см. выше).
В качестве примера приведем результаты некоторых расчетов. Предельная относительная погрешность определения коэффициента избытка воздуха аа при работе дизеля по нагрузочной характеристике оценена следующим образом: при нагрузках, близких к номинальным, Ьапред — ±2,35%, при нагрузках порядка 20% от номинальной ба^ред^ ±20%. Для коэффициента остаточных газов Тг соответствующие погрешности составляют: при нагрузках, близких к номинальным, &уГпред = ±12,7%; при нагрузках порядка 20% от номинальной ЬуГпред= ±75%. Ясно, что в последнем случае опытные зависимости даже с учетом различия между величинами предельной и вероятной погрешностей практически недостоверны.
В 1961 г. была сделана попытка уменьшить погрешности результатов, получаемых с помощью газового анализа: был рассмотрен микротитрометрический метод определения содержания компонентов в анализируемой пробе.
Сущность метода состоит в поглощении углекислоты гидратом окиси бария Ва (ОН)2, непрореагировавший остаток которого оттитровывался соляной кислотой НС1. Масса пробы анализируемого газа определялась взвешиванием на аналитических весах, масса непрореагировавшего остатка Ва (ОН)2 — отсчетом по микробюретке в процессе титрования, которое должно производиться без доступа воздуха.
Р. В. Казачков приводит вычисления, показывающие, что погрешность определения содержания углекислоты предлагаемым методом лежит в пределах 0,01 % по объему, что в 10 раз точнее объемного метода определения количества углекислоты по прибору ВТИ-2.
226
Нетрудно видеть, что уточнение метода связано со значительным увеличением трудоемкости анализа. Поэтому микротитроме-трия не получила большого распространения, хотя недавно снова использовалась при испытаниях дизеля 2Д100 [23].
Недостаточная точность в сочетании со сложностью газоотборочных устройств побудили исследователей изыскивать возможность замены газового анализа другими методами исследования процессов наполнения и продувки. Из таких методов наибольшее распространение получил метод трассирующего газа, сущность которого заключается в том, что к воздуху, поступающему в двигатель, подмешивается некоторое количество какого-либо пара или газа, который должен полностью сгорать во время рабочего хода. В связи с этим, трассирующий газ может поступить в выпускной трубопровод только с продувочным воздухом. Следовательно, измеряя концентрацию трассирующего газа на впуске и выпуске, можно определить коэффициент продувки двигателя (рЛ, а затем и ряд других величин. Преимуществом метода является отсутствие необходимости отбора проб газа из цилиндра двигателя.
В отечественном двигателестроении эту идею начал разрабатывать С. Е. Лебедев, который подавал на впуск двигателя горючие газы (природный и генераторный). За рубежом в качестве трассирующих газов опробовались аммиак, диметиламин, окись углерода, метан и др. и наиболее удобным был признан монометиламин.
Дальнейшее развитие метода было произведено А. И. Филимоновым, изменившим недостаточно стойкий в химическом отношении и неполностью сгорающий в цилиндре монометиламин значительно более удобным для этих целей ацетоном.
А. И. Филимоновым была разработана методика дозирования ацетона, поступающего во впускную систему, схема поглощения ацетона с помощью пропуска воздуха и отработавших газов через поглотители (рис. 133), установлен режим поглощения (подача воздуха и отработавших газов в количестве 20—22 дм3/ч) и предложен метод определения ацетона путем поглощения его гидроксиламином с оттитрованием образующейся соляной кислоты едким натром (кетоксимный метод). Им также выведены соответствующие расчетные формулы для определения коэффициента продувки и проведены опыты с целью установления восприимчивости гидроксиламина к другим компонентам отработавших газов. Оказалось, что продукты сгорания поглощаются гидроксиламином, но в незначительном и стабильном количестве, что позволило А. И. Филимо-Н0ВУ учесть влияние этого «мнимого ацетона» небольшой постоянной поправкой.
Однако последний вывод был опровергнут исследованиями, проведенными в НАМИ. В результате исследований было установлено, что гидроксиламин интенсивно поглощает не только ацетон, но и другие компоненты продуктов сгорания, в связи с чем концентрация «мнимого ацетона» является величиной переменной и мо-15* 227
жет на режимах полной нагрузки и высоких числах оборотов двигателя достигать 18—20% от количества ацетона, введенного в воздух.
Для увеличения точности измерений было предложено на каждом режиме испытаний отбирать две пробы отработавших газов: «холостую» — без подачи ацетона в двигатель, и рабочую — с подачей ацетона. Фактическое содержание ацетона на выпуске предложено определять как разность его в рабочей и холостой пробах; при этом рабочую пробу желательно отбирать возможно
Рис, 133. Схема подачи и поглощения ацетона по А. И. Филимонову;
1 — термометр; 2 — манометр; 3 — газоотборочный сосуд; 4 — мерный бачок;
5 — поглотитель Петри; 6 — жиклер; 7 — сосуд с ацетоном
дальше от выпускных органов. Кроме того, было установлено, что сгорание ацетона в двигателе является полным лишь на режимах, близких к номинальным, а на остальных режимах наблюдается недожог ацетона в количестве до 20% участвующего в. процессе сгорания. Установлено также, что коэффициент распада ацетона мало зависит от типа двигателя; последнее позволило рекомендовать полученные в опытах кривые коэффициента распада (рис. 134) для двигателей других типов.
Наконец предложено оригинальное дозирующее устройство (рис. 135) для точной подачи малых количеств ацетона путем истечения паров последнего через калиброванное отверстие. Баллон 2 заполняют на 2/3 — 3/4 ацетоном и помещают в бачок 3, заполненный водой и обогреваемый электроплиткой 1. Давление ацетона в баллоне 2 является функцией температуры воды, измеряемой термометром 4. Под действием этого давления газообраз-228
о
Рис. 134. Зависимость коэффициента распада ацетона:
а —от нагрузки; б —от температуры отработавших газов (по данным ЦНИДИ и НАМИ)!
Параметры Двигатель
Быстроходный 14 16 1ч-?1 20
1 2 3 4 5 6
п в об!мин 2600 2300 2100 1800 1200 1600
рк в ат 1,37 1,38 1,21 1.23 — 1,21
ный ацетон вытекает через жиклер 5 и кран 6 во впускной трубопровод двигателя. Наиболее удобно довести воду до температуры кипения, так как при этом истечение ацетона становится надкритическим, и расход определяется параметрами паров ацетона в баллоне 2У которые при постоянной температуре кипения воды будут также постоянными.
Необходимость точного дози-рованияацетонавызванатем,что
Рис, 135. Схема дозирующего устрой-ства подачи паров ацетона во впускной трубопровод
229
сгорая в цилиндрах, он заметно влияет на мощность и другие показатели двигателя, в связи с чем его подача должна быть минимальной (при кетоксимном методе измерений порядка 1 мг на 1 л воздуха) и стабильной.
Недостатки кетоксимного метода заставили искать поглотители и реактивы, чувствительные только к ацетону. По-видимому, наибольшего внимания в настоящее время заслуживает нефелометрический метод, разработанный в МВТУ. Метод заключается в следующем: отбирают пробы воздуха и отработавших газов и пропускают их через поглотители, заполненные дистиллированной водой. Для определения концентрации ацетона в пробах составляют стандартную шкалу растворов ацетона в воде по 2 ел/3 растворов разной концентрации.
Проба из поглотителя также в количестве 2 см3 титруется совместно со стандартными растворами — иодом и щелочью. При реакции ацетона с иодом в щелочной среде образуется йодоформ, и раствор мутнеет. Сравнивая через 5 мин степень помутнения пробы и стандартных растворов, с помощью фотометра определяют концентрацию ацетона в пробе.
Нефелометрический метод обеспечивает точность определения концентрации ацетона до 0,001 мг!л воздуха, что в 10 раз выше точности кетоксимного метода. Это позволяет уменьшить подачу ацетона в двигатель до 0,18—0,20 мг!л, при которой трассирующий газ практически перестает влиять на показатели рабочего процесса. Повышение точности метода дало возможность использовать его не только для определения коэффициента продувки (р^, но и коэффициента остаточных газов уг
При использовании метода трассирующего газа удобнее определять не величину коэффициента продувки фк, а обратную ей величину коэффициента использования воздуха г|« ~ •
Наиболее общей формулой для подсчета коэффициента использования воздуха является формула А. А. Коробцова
__ 1 Г 1 _kr\'r (1 ~Т Яп — Яув — Яуи + Ят)_ /1 _ \_Яуг
и Иг _ (1 + Яп — Я у в) r 1 “г Яп Яув -
(157)
где k6 и kr — концентрации ацетона соответственно в воздухе и отработавших газах;
ув и уг — удельные веса соответственно воздуха на впуске и отработавших газов;
G»
qn ~~~ — относительное количество присадки ацетона в воздух (Gn — вес добавляемого ацетона);
q в ~ — относительная величина утечки воздуха
(Gye — утечка воздуха между нагнетателем и цилиндром);
230
в
^Уг
Ge
Яуг
т
в
— относительная величина утечки заряда в цилиндре;
— относительная величина утечки отработавших газов (Gyr — утечка последних до места отбора пробы);
— относительное количество топлива, введенного в двигатель;
— соответственно часовые расходы топлива и воздуха;
т1р — коэффициент распада ацетона при горении, определяемый по рис. 134.
Так как обычно удается устранить все утечки, кроме утечки рабочего тела из цилиндра, то для == 1,5 н-З практически можно использовать гораздо более простую формулу
™ "j’p 1 ЬОЗ1* (158)
О величине утечки заряда из цилиндров дает представление измерение количества картерных газов, которое не представляет особых затруднений.
Имея коэффициент r|w = —, определяем коэффициент про-дувки фк, а затем коэффициент избытка воздуха при горении по формуле (153). Для определения коэффициента остаточных газов достаточно отобрать в период сжатия из цилиндра пробу воздуха и определить содержание в ней ацетона зная концентрацию ацетона на впуске, можно вычислить коэффициент остаточных газов
(159)
Отбор пробы из цилиндра должен заканчиваться при температурах ниже 800° С, при которых не происходит распада ацетона.
Точность метода трассирующего газа при нефелометрическом способе определения концентрации ацетона приблизительно на порядок выше точности газового анализа, что позволяет рекомендовать первый метод для исследовательских работ. Газовый анализ вполне применим в большинстве доводочных работ, проводимых заводами, так как они редко выполняются на режимах малых частичных нагрузок.
Следует отметить, что поиски наилучшего трассирующего вещества, по-видимому, нельзя считать оконченными. Так, при исследованиях петлевой продувки двигателей MAN серии KZ на рабочих режимах в качестве трассирующего газа к воздуху подмешивался метан в количествах 6,05—0,1%. А. Кэнэппен [169] использовал для этой цели ацетилен. Д. А. Портнов описывает методику и технику определения коэффициентов продувки и наполнения
231
одноцилиндрового отсека четырехтактного турбопоршневогй двигателя при использовании в качестве трассирующего вещества продуктов сгорания радиоактивного изотопа серы S35, оценивая погрешности этого метода в 10%.
Необходимо указать также на возможность изучения продувки двухтактных двигателей на моделях; техника и методика таких экспериментов подробно описана в работах А. С. Орлина и М. Г. Круглова [90]. Подобные исследования также проводятся с помощью газового анализа, так как для выяснения качества очистки цилиндра и эффективности продувки в продувочный воздух добавляется углекислота [204].
Вопрос об исследовании процесса смесеобразования с помощью газового анализа применительно к двигателям внешнего и внутреннего смесеобразования решается различно.
В двигателях внешнего смесеобразования с оригинальными способами получения и зажигания горючей смеси (впрыск топлива в цилиндр, форкамерно-факельное зажигание) газовый анализ применяется для изучения состава рабочей смеси в районе источника ее воспламенения. Известно, что горючие смеси имеют узкие пределы воспламеняемости, поэтому на всех режимах работы в месте расположения электродов свечи зажигания у двигателя, использующего смесь топлива с воздухом, состав последней должен изменяться в узких пределах, обеспечивающих устойчивое воспламенение. Для изучения факторов, влияющих на состав смеси в указанной и других зонах цилиндра в таких двигателях, прибегают к моделированию процесса смесеобразования, заменяя топливо углекислым газом. Двигатель при этом прокручивают от постороннего источника энергии.
Исследуя концентрации углекислоты в пробах, отбираемых из тех или иных мест цилиндра, можно получить представление о качестве смесеобразования.
В карбюраторных двигателях или двигателях со' впрыском топлива во впускной трубопровод возникает вопрос о равномерности распределения горючей смеси по цилиндрам. Методы решения этого вопроса ввиду их специфичности рассматриваются ниже.
В дизелях процесс смесеобразования по существу неразделим с процессом сгорания, поэтому сведения о качестве смесеобразования получают или косвенно по конечным результатам процесса сгорания, или попутно при исследовании закономерностей процесса сгорания. Так как на процессы смесеобразования и сгорания в дизелях существенно влияет качество распыливания топлива, возникает необходимость в исследовании закономерностей и этого процесса (соответствующие методы рассматривались выше).
Непосредственное исследование закономерностей процесса сгорания является исключительно трудной задачей и, видимо, по этой причине такие исследования немногочисленны. Большинство исследователей предпочитает получать сведения о ходе процесса сгорания обработкой индикаторных диаграмм, основы которой 232
были рассмотрены выше, или используют другие косвенные методы, например скоростную киносъемку.
Методика непосредственного исследования закономерностей процесса сгорания заключается в том, что в различные моменты процесса сгорания из цилиндра отбирают пробы газа, состав которых дает возможность судить о ходе процесса горения. Однако задача осложняется рядом обстоятельств, из которых важнейшими являются следующие:
1. Отбор проб газа не должен нарушать хода процесса сгорания; поэтому приходится отбирать пробы малого объема в течение ряда последовательных циклов (стробоскопический принцип).
2. Неравномерность распределения состава смеси топлива с воздухом по объему цилиндра приводит к различному ходу процесса сгорания в различных точках цилиндра; учет этого обстоятельства требует отбора проб газа из нескольких мест цилиндра, что достигается постановкой на цилиндр нескольких газоотбор-ников.
3. Ввиду кратковременности процесса сгорания газоотборочная аппаратура должна быть исключительно точной и быстродействующей.
4. При исследовании проб промежуточных стадий процесса горения необходимо осуществить практически мгновенное прерывание химических реакций, что достигается резким охлаждением проб газа, в частности, путем внезапного расширения газа в пространстве, заполненном охлажденным до низких температур инертным газом («замораживание»).
Исследования значительно осложняются цикловой нестабильностью процесса сгорания, вызванной рядом случайных причин, вследствие чего приходится многократно повторять опыты для одной и той же стадии сгорания.
Ясно, что подобные исследования весьма сложны и трудоемки. Некоторого упрощения техники эксперимента можно достичь, осуществляя прерывание процесса сгорания на нужной стадии путем использования опытных установок однократного действия с мембраной, пробиваемой в нужный момент и сообщающей цилиндр установки с охлаждающей полостью, заполненной инертным газом1. В частности, при таком способе состав пробы газа автоматически осредняется. Однако этот способ не снимает необходимости в применении специальных весьма трудоемких методов определения состава отобранных проб газа (обычные методы газового анализа, кроме хроматографии, для этих целей малопригодны).
После Н. В. Иноземцева и В. К. Кошкина значительных работ в области непосредственного исследования закономерностей процесса сгорания в поршневых двигателях не проводилось. Возможно что сочетание приведенной выше установки одноциклового действия с газовой хроматографией уменьшит трудоемкость подобных
1 Пат. США № 3075391, 29/1 1963 г.
233
исследований настолько, что станет возможным проведение их в широких масштабах. Пока же такие исследования приходится считать уникальными, требующими для своей постановки каких-либо очень веских причин (например, принципиально новый рабочий процесс двигателя). Для большинства научных и практических целей удовлетворительные результаты получаются при использовании менее сложных и трудоемких косвенных методов исследования процесса сгорания.
Выше отмечалось, что с помощью газового анализа можно решать ряд специальных вопросов, возникающих при конструировании и эксплуатации двигателей. Например, С. С. Славолюбов [1091, используя анализ продуктов сгорания, установил закономерности подсоса воздуха из картера в цилиндры на режимах торможения двигателем. М. Кюн и Р. Томингас [171 ], используя специальные поглотители, провели исследование эффективности 47 присадок к топливу, активирующих процесс сгорания с целью уменьшения содержания токсичных веществ в отработавших газах.
В заключение следует заметить, что ручные методы газового анализа трудоемки, в частности, одна серия из двух рассмотренных анализов для определения состава продуктов сгорания отнимает у опытного оператора 20—30 мин. Если дополнительно проводится третий подробный анализ, то общая продолжительность анализов увеличивается до 50—60 мин. Поэтому в производственных условиях следует практиковать применение аппаратуры для хранения отобранных при испытаниях двигателя проб газа, позволяющей производить анализ последних в отдельной лаборатории, не задерживая испытаний двигателя, а при возможности использовать автоматические газоанализаторы.
Автоматические газоанализаторы описаны в работах Н. М. Егорова, М. В. Джексона и др. [168]. Р. Дж. Мэстин [173] применял автоматический газоанализатор на кислород в сочетании с инфракрасным спектрофотометром, определявшим концентрацию соединений азота, для установления зависимости последних от содержания избыточного кислорода в отработавших газах. Некоторые исследователи использовали систему трех последовательно включенных инфракрасных газоанализаторов для определения содержания в отработавших газах СО2, СО и СЛН^ в зависимости от режима работы и регулировки карбюраторного двигателя [162].
Несмотря на пониженную точность измерений, экономический эффект от снижения трудоемкости газового анализа обычно оправдывает применение автоматических газоанализаторов при большинстве заводских испытаний, имеющих сравнительный характер.
Отбор проб газа и конструкции газоотборочных устройств
Пробы газа при анализе продуктов сгорания двигателей могут отбираться как из трубопроводов (выпускного, а иногда и впускного), так и из цилиндров двигателя. Стадия рабочего процесса, 234
Рис. 136. Схема простейшего газоотборника
газов. С этой точки зре-
в период которой совершается отбор, может не иметь особого значения (обычно это характерно для отбора из трубопроводов), но может потребоваться производить отбор в строго определенные моменты времени. Если в первом случае для отбора могут использоваться простейшие устройства, то во втором случае требуется применение управляемых газоотборников достаточно сложной конструкции.
Возникает также вопрос о хранении отобранных проб газа с целью сокращения моторного периода испытаний, производства повторных и контрольных анализов ит. п. По всем эти вопросам в настоящее время накоплен значительный опыт, нуждающийся в обобщении.
Наиболее просто решается вопрос при отборе проб газа из трубопроводов двигателя, когда обычно не ставится ограничений в отношении продолжительности и периода отбора. В этом случае отбор проб производят через газоотборочный зонд в виде трубки, вводимой в трубопровод и соединяемой с газоанализатором или приемником отбираемых проб газа. Зонд должен изготовляться из материала, не реагирующего с компонентами отбираемых проб газа и не катализирующего процесс окисления
ния нежелательно применение стальных и медных трубок, так как первые могут заметно реагировать с углекислотой, а вторые — со свободным кислородом пробы, что искажает результаты анализа. Наиболее подходящим материалом для газоотборочных зондов следует считать фарфор или кварц.
В литературе можно встретить рекомендации о целесообразности принудительного охлаждения газоотборочных зондов. Эти рекомендации представляются сомнительными ввиду низкой эффективности охлаждения при небольших скоростях газа в газоотбор-нике и малых поверхностях охлаждения. Достаточное охлаждение пробы газа получается за счет удлинения трубки, соединяющей газоотборочный зонд с газоанализатором или приемником проб.
При конструировании газоотборочных зондов следует иметь в виду, что длина трубопроводов двигателя недостаточна для полной стабилизации течения газа и воздуха при неустановившемся характере движения последних. Поэтому отбор в одной точке живого сечения трубопровода не может обеспечить получения осредненной пробы газа. По-видимому, наилучшей в этом случае будет простейшая конструкция, предлагаемая Д. А. Портновым (рис. 136), — газоотборочный зонд в виде трубки с заглушенным концом, вставленной в трубопровод перпендикулярно потоку газа
235
и имеющей на лобовой стороне ряд заборных отверстий, а на тыльной — одно отверстие большего диаметра для создания постоянного тока газа и вентиляции зонда,
В соединительной линии от зонда к газоанализатору или приемнику проб газа нежелательно применение резиновых трубок и соединений в связи с тем, что резина поглощает и пропускает некоторые газообразные компоненты. При невозможности избежать таких соединений торцы соединяемых металлических или иных трубок должны образовывать достаточно плотный стык, который резиной только уплотняется.
Иногда может потребоваться герметическое соединение разнородных материалов, подверженное действию высокой температуры. В таких случаях можно использовать рекомендацию В. И. Сороко-Новицкого, указывающего на возможность пайки предварительно омедненных электролитическим способом фарфоровых или кварцевых трубок с медными или стальными.
Как указывалось выше, целесообразно отбирать пробы газа в устройства, позволяющие осуществлять их длительное хранение. Такие устройства называются аспираторами. Применяют как «сухие», так и «мокрые» аспираторы различных типов. Оба типа аспираторов представляют собой стеклянные емкости с двумя пробковыми кранами (на входе и выходе), которыми они могут герметизироваться. Разница между «сухими» и «мокрыми» аспираторами состоит в том, что первые перед герметизацией продувают отбираемым газом, а вторые до отбора газа заполняют жидкостью, опускание уровня которой сопровождается заполнением аспиратора пробой газа.
По данным Г. Ф. Кнорре [58] более удобны в работе батареи сухих аспираторов (рис. 137); емкость каждого аспиратора рассчитывается на несколько анализов и равна приблизительно 400 ем3.
При производстве анализа газ вытесняется из сухого аспиратора в газоанализатор с помощью сосуда, заполненного жидкостью и присоединяемого резиновым шлангом к нижнему крану аспиратора. В качестве такой жидкости Г. Ф. Кнорре рекомендует использовать как для «сухих», так и для «мокрых» аспираторов насыщенный раствор хлористого кальция, который практически не поглощает и не растворяет обычных компонентов продуктов сгорания и не оставляет сухих налетов на поверхностях аспиратора. Верхние краны аспираторов присоединяют к газоотбор-нику.
Перед зарядкой сухой аспиратор продувают газом в течение минуты, затем быстро запирают краны (сначала нижний, потом верхний). Продувку производят или под действием избыточного давления отбираемого газа, или за счет разрежения, создаваемого водяным эжектором, присоединяемым к нижним кранам аспираторов. При условии надлежащей плотности кранов аспиратора проба газа может сохраняться в нем в течение нескольких месяцев. 236
Особенности отбора проб газа при использовании в качестве трассирующего газа ацетона рассмотрены выше.
Производить отбор газа из цилиндров двигателей непосредственно в стеклянные аспираторы не всегда удобно, поэтому в практике испытаний двигателей для этой цели использовались другие сосуды. В частности, при необходимости длительного хра-
Рис. 137. Батарея сухих аспираторов
нения отобранной пробы газа последнюю можно отбирать в металлические баллоны с глубоким вакуумом. Рядом исследователей [23, 173] практиковался отбор проб газа в резиновые аспираторы, в качестве которых использовались резиновые мешки, причем в последние вмонтировался дополнительный ниппель. Отмеченные выше специфические свойства резины делают последний способ ненадежным.
237
Взаимодействие газов с высокополимерными материалами достаточно подробно исследовано С. А. Рейтлингером [101] и Дж. Ван Амеронгеном [193]. Ими установлено, что некоторые из этих материалов активно растворяют многие газы и одновременно почти для всех газов эти материалы являются проницаемыми. Растворимость и проницаемость зависят от многих факторов (вида полимера и толщины его слоя, вида газа, давления и температуры последнего и т. д.). Растворимость и проницаемость увеличиваются с увеличением эластичности полимера и для каучукоподобных полимеров максимальны. При повышении давления газа повышается растворимость и проницаемость полимера. С повышением критической температуры газа (которая, как правило, растет с увеличением молекулярного веса), растворимость и проницаемость увеличиваются. Чем тоньше слой полимера, тем более он проницаем для газа. Очень резко возрастает проницаемость с повышением температуры газа (примерно по экспоненте); например, для натурального каучука при изменении температуры газа от 0 до 100° С проницаемость увеличивается в 25 раз.
Используя данные работ С. А. Рейтлингера [101] и Дж. Ван Амеронгена [193], можно оценить погрешности газового анализа при использовании в качестве аспираторов резиновых тонкостенных емкостей.
Если предположить, что резиновая емкость объемом = 1 л имеет форму шара, то поверхность такого шара составит
500 см2, а при толщине резины 8рея = 1 мм = 0,1 см объем резины Vpe3 = 50 см3.
Количество газа, растворяющегося в полимере, определяется выражением
гг = (JppVn см3, (160)
где — константа растворимости газа в полимере в см3/(см3 -ат); р — давление газа в ат;
Vn — объем полимера, взаимодействующего с газом, в см3. Значения констант растворимости некоторых газов в эластичных полимерах приведены в табл. 5.
5. Константы растворимости газов в полимерах Стр-10“2 см3/1(см3 • ат) при 25° С [101]
Пол имер н2 оа N, со2 NH3 SO2
Натуральный каучук 3,8 10,2 5,6 97 690 2360
Полибутадиен .... 3.4 9,4 4,5 97 1 —
Неопрен ...... 2,6 7,5 3,6 83 880 1810
Обращает на себя внимание очень высокая растворимость высокомолекулярных компонентов и особенно сернистого газа. Если предположить, что описанная выше емкость изготовлена из нату-238
рального каучука и содержит газ под давлением р = 1,1 ат, то в каучуке может раствориться, например, гсо2 53 см3. При обычном содержании в продуктах сгорания СО2 около 10%, т. е применительно к рассматриваемой емкости около 100 см3, ошибка от растворения в каучуке этого компонента может составить более 50%. Нетрудно подсчитать, что в этом же объеме каучука может раствориться почти 1300 см3 SO2, так что использовать резиновые емкости для хранения продуктов сгорания сернистых топлив абсолютно недопустимо.
Почти также неблагоприятно обстоит дело и с утечкой газов через стенки резиновых емкостей. Количество газа, проникающего через пленку полимера, определяется выражением
= СЛ1з( (1б1)
где Кг — коэффициент газопроницаемости полимера в см2 X X сек'1 • акт1, численно равный количеству газа, проникающего в течение 1 сек через поверхность пленки площадью 1 см2 при толщине пленки 1 см и разности давлений 1 ат;
Sn — площадь поверхности пленки в см2;
риэ — избыточное давление в кГ/см2;
6п — толщина пленки в см;
t — время утечки в сек.
Значения коэффициентов газопроницаемости для различных газов и полимеров можно найти в указанных выше работах.
В частности, для натурального каучука применительно к циклопропану С3Н6 180-10" 8 см2^ек~1-ат~1. Если для рассматриваемой емкости принять
Риз =' 0,1 кГ/см2, то при 5^ — 500 см2, t = 3600 сек — 1 ч и = 1 мм = 0,1 см получим 3,2 см3. Таким образом, углеводороды, содержание которых в продуктах сгорания обычно составляет доли процента, через слой резины толщиной 1 мм полностью уйдут в атмосферу в течение приблизительно 1 ч. Для резиновой пленки толщиной — 0,1 мм, использовавшейся некоторыми исследователями при дорожных испытаниях двигателей, скорость утечки газов возрастает еще в десять раз.
Если учесть, что различные газы имеют резко различные (на несколько порядков) константы растворимости и проницаемости, то можно утверждать, что использование тонкостенных резиновых емкостей даже для краткосрочного хранения проб газа приведет к существенному искажению состава последних и потому должно быть исключено.
По-видимому, использование эластичных аспираторов возможно при таком условии, если для них будут подобраны полимеры, слабо взаимодействующие с газами. Выше отмечалось, что взаимодействие полимеров с газами уменьшается при увеличении жесткости (газонепроницаемости) полимеров. С. А. Рейтлингер [1011 разделяет по газопроницаемости полимеры на три группы: высокоэластичные с высокой газопроницаемостью (например, у сополи-239
мера бутадиена со стиролом Кг — 25,2-10~8 см?-сект1 'ат~1\ у полиизопрена Кг = 34,6-10"8 см2-сект1 -шп~1 и т. д.), полимеры-пластики со средней газопроницаемостью (например, у полиизобутилена /Q —3,7-10“8 см^сек^-аггг1, полиэтилена К> — = 2,8* КГ8 см2, *сек~г -am~x и т. д.) и жесткие с низкой газопроницаемостью (например, у поливинилалкоголя Кг = 0,04 X X 10"8 саг* сек поливинилиденхлорида Кг ~ 0,08 X
X 10~8 сл<2’се/с'1-ат'1 и т. д.). Используя аспираторы из полимеров последней группы, можно практически исключить ошибки от взаимодействия с ними компонентов газовых проб.
Переходя к рассмотрению управляемых газоотборочных клапанов, отметим, что конструкции последних довольно разнообразны. Их можно подразделить по объему отбираемой за цикл пробы газа на клапаны стробоскопического действия и клапаны, предназначенные для одноразового отбора проб большого объема (сопоставимого с объемом цилиндра исследуемого двигателя). Имеются конструкции клапанов обоих типов с механическим, гидравлическим и электрическим приводом. Обзор осуществленных конструкций можно найти в работах А. С. Орлина и М. Г. Круглова [90], поэтому ограничимся рассмотрением некоторых типов газоотборочных клапанов, которые могут быть рекомендованы для широкого применения при испытаниях двигателей.
Прежде всего необходимо сопоставить целесообразность использования стробоскопических клапанов (для многоциклового отбора) или клапанов, обеспечивающих отбор проб газа большого объема (разовый отбор).
Практика испытаний двигателей показывает, что этот вопрос разрешается в пользу отбора больших проб газа, объем которых сопоставим с объемом цилиндра двигателя, потому что стробоскопические пробы газа отбираются, как правило, из периферийных слоев газа. Так как состав газа по объему цилиндра неравномерен, при использовании стробоскопических газоотборников практически невозможно получение проб, соответствующих среднему составу газов, участвующих в процессе, что обычно требуется по условиям экспериментов.
Попытки устранить этот дефект постановкой нескольких газоотборников на один цилиндр чрезмерно усложняют опыты, а вынести газоотборник из пограничного слоя не всегда возможно, и пробы могут быть случайного состава.
Поэтому можно считать метод отбора больших проб газа,* при котором состав пробы автоматически осредняется, более рациональным, чем стробоскопический. Против первого метода может быть только одно существенное возражение, а именно: при этом методе также возможно получение пробы случайного состава ввиду цикловой неравномерности рабочего процесса двигателя. Однако этот недостаток легко устраним проведением на одном режиме работы нескольких отборов и анализов проб газа большого объема.
240
Стробоскопические газоотборники в соответствии с этим следует применять в тех случаях, когда имеются какие-либо препятствия (конструктивные, габаритные и т. п.) к отбору проб большого объема, или если исследователя интересует именно местный состав рабочего тела в цилиндре. В качестве примера последнего можно сослаться на исследование В. Дэниэла и Дж. Уэнтуорта [147], проверявших гипотезу о затухании цепных реакций в пристеночном слое цилиндра, как причине появления непредельных углеводородов в отработавших газах, путем отбора из этого слоя проб газа, анализировавшихся на содержание углеводородов типа С/2НШ инфракрасным газоанализатором. Отметим также, что одной из причин применения стробоскопического газоотборника может быть обеспечиваемая им возможность оригинального способа индицирования цилиндра (см. ниже).
Технически отбор проб газа большого объема осуществляется газоотборочным клапаном, имеющим необходимое время-сечение. Клапан в одном из серии последовательных циклов установившегося режима работы двигателя сообщает его цилиндр с приемником газа. Пропуск одного цикла практически не влияет на суммарные показатели рабочего процесса, определяемые в течение большого числа циклов.
Приводы газоотборочных устройств
Рассматривая вопрос о способе привода газоотборочных устройств, можно констатировать, что развитие прйводов шло от механических через гидравлические к электрическим. При механическом приводе газоотборочного клапана для получения проб газа большого объема клапан приводился в действие от кулачка, установленного на распределительном валу двигателя. Особая конфигурация кулачка допускала одноразовое включение клапана с последующим автоматическим выключением.
Сложность конструкции привода и передачи к клапану, трудность регулирования фазы и продолжительности отбора во время работы двигателя привели к тому, что механический привод газо-отборочного клапана не получил широкого распространения, хотя эпизодическое использование его и не исключается.
Более простым по конструкции и гибким в управлении является гидравлический привод газоотборочных клапанов, который использовался многими исследователями.
Из клапанов с гидравлическим управлением, предназначенных для отбора проб газа большого объема, наибольшего внимания заслуживает клапан (рис. 138), отличающийся простотой конструкции при достаточно надежной работе.
? Газоотборник представляет собой корпус 1 с клапаном 2 тарельчатого типа. Штуцер 3 служит для отбора проб газа. Клапан открывается плунжером 5, помещенным в гильзе 4 и перемещающимся под влиянием давления топлива, подаваемого секцией обычного топливного насоса высокого давления. Болт 6 служит
16 Б. С. Стефановский 241
Рис. 138. Клапан с гидравлическим управлением для отбора газовых проб большого объема
242
для удаления воздуха из трубопровода, подводящего топливо к плунжеру. Пружина 7 обеспечивает закрытие клапана. Винт 8 и контакт 9 служат для контроля моментов открытия и закрытия клапана по замыканию клапана 2 с корпусом 1. Контроль возможен с помощью осциллографа или индикатора МАИ-2.
Одноразовое действие клапана обеспечивает управляющее устройство (рис. 139), воздействующее на крайнюю секцию топливного насоса высокого давления. Управляющее устройство монтируют на корпус топливного насоса 1. Оно состоит из взаимодействующих с осью 6 ролика толкателя двух основных (внешнего 12 и внутреннего 16) и двух вспомогательных (верхнего 9 и бокового 19) фиксаторов с пружинами 13, 10 и 20 и рычагами 14, 21 и 8. Внешний фиксатор 12 представляет собой втулку, прижимаемую пружиной 13 к оси толкателя. Внутри втулки размещен внутренний фиксатор в виде стержня. Выступы 3 внешнего и 4 внутреннего фиксаторов входят в выемку на торце оси 6 ролика толкателя 5 и удерживают его в верхнем положении.
Вспомогательный верхний фиксатор 9 прижимается пружиной 10 к внешнему фиксатору 12. Фиксатор 9 связан с рычагом 8, другой конец которого действует на тарелку 7 толкателя при его движении вниз.
Вспомогательный боковой фиксатор 19 прижимается пружиной 20 через кольцевой паз 17 во внешнем фиксаторе 12 к внутреннему фиксатору 16. Один конец бокового рычага 21 соединен с осью 22, другой — с пазом 18 бокового фиксатора 19.
Механизм приводится в действие выдвижением внешнего фиксатора 12 из оси толкателя. При этом в его паз 11 войдет верхний фиксатор 9. Поворачивая торцовую гайку 15 до совмещения имеющейся на ней щели с правым торцом внутреннего фиксатора 16, боковым рычагом 21 выводят боковой фиксатор 19 из кольцевого паза 17 во внешнем фиксаторе, после чего пружина 13 выводит из выемки оси толкателя внутренний фиксатор 16. Освободившийся толкатель произведет единичную подачу топлива в газоотборный клапан, после чего при движении толкателя вниз его тарелка 7 через верхний рычаг 8 выводит верхний фиксатор 9 из кольцевого паза 11 внешнего фиксатора 12; последний переместится к оси 6 и застопорит толкатель в верхнем положении. Внутренний фиксатор возвратится в исходное положение при сжатии пружины 13 рычагом 14 и упорной гайкой 15 при ее повороте.
Продолжительность открытия клапанов с гидравлическим управлением регулируют изменением производительности топливного насоса с помощью рейки. Управление моментом начала подачи рабочей жидкости в привод клапана осуществляется с помощью дифференциального механизма, поворачивающего кулачок 2.
А. С. Орлин и М. Г. Круглов отмечают сложность управляющего устройства Б. А. Киселева и предлагают использовать для 16* 243
привода клапанов, предназначенных для отбора больших проб | газа, аккумуляторные системы подачи управляющего топлива, j что должно упростить конструкцию системы управления и снять i ограничения во времени-сечении газоотборочного клапана, вы- ; зываемые ограниченной производительностью стандартных топливных насосов.
Из клапанов стробоскопического действия с гидравлическим управлением наиболее совершенным представляется газоотборник (рис. 140), использованный О. Н. Бурцевым [15].
Игла /, размещенная в охлаждаемом корпусе 2 газоотборника, приводится в движение укороченной стандартной плунжерной парой 8. Ход плунжера регулируется прокладками между гильзой и корпусом 3. В верхней части газоотборника на стаканчике 4 и направляющей 5 толкателя помещена стальная пружина 6, на которую наклеивается тензодатчик 7, служащий для регистрации начала и конца отбора на светолучевом осциллографе или являющийся датчиком для стробоскопического осветителя.
Используя газоотборный клапан с малой продолжительностью отбора, соответствующей 2—3° поворота коленчатого вала, и хорошей герметичностью, к штуцеру которого подсоединен точный манометр, можно осуществить индицирование двигателя. Достоинством этого способа является возможность замера с высокой точностью давлений на пологих участках индикаторной диаграммы (что особенно ценно при индицировании насосных ходов). К недостаткам следует отнести большую продолжительность индицирования (Б. А. Киселев, использовавший этот способ, указывает, что на снятие одной индикаторной диаграммы уходит 20—30 мин).
Механические и гидравлические системы привода газоотборочных устройств получаются сложными и дорогими, а управление ими затруднительно. В связи с этим, в последнее время наметилась тенденция к применению газоотборочных клапанов с электрическим приводом и управлением [39, 169]. Ряд конструкций такого типа описан А. С. Орлиным и М. Г. Кругловым [90]. . Наиболее современной конструкцией газоотборника для получения проб газа большого объема с электромеханическим управлением можно считать клапан (рис. 141), разработанный С. И. Ефимовым [39].
Корпус 1 с рабочими пружинами 2 крепится к корпусу 6 клапана. Пружины 2 нажимают на стакан 3, который через сухарики 12 передает усилие пружин на хвостовик// клапана 4. Ход клапана 4 ограничивается втулкой 13. Величину хода регулируют прокладками 15. Подбором шайбы 5 устанавливают ход нажимного стакана 12—13 мм, чему соответствует ход клапана 7—8 мм. На крышке 14 закреплены спусковой механизм и электромагнит 18 с якорем 17, имеющим ход 5—6 мм. Стакан в рабочем состоянии удерживается защелками 16, прижимаемыми пружинами 19. Пружины 2 сжимаются вручную через окна в корпусе / специальным рычагом.
244
245
При включении электромагнита якорь последнего разводит защелки, и нажимной стакан опускается вниз, открывая клапан. По достижении затылками сухариков нижнего бурта ограничительной втулки последние провернутся, освобождая хвостовик клапана, который под действием возвратной пружины 10 садится на место.
Штуцер 8 служит для отбора проб газа, штуцеры 7 — для подвода охлаждающей воды. Штуцер 9 подключается к вакуум-
Рис. 142. Схема управления газоотбор ником с электромеханическим приводом
ному насосу, создающему разрежение в зазоре плунжер—втулка, что гарантирует от подсосов воздуха при отборе.
С. И. Ефимов подчеркивает, что особенно важное значение имеет плотность посадки тарелки клапана, так как наличие даже небольшой неплотности приводит к ошибкам в определении коэффициентов а и в два и более раза. Он указывает, что клапан может ставиться на двигатель, если в бензине, залитом в надклапанное пространство, не появляется ни одного пузырька воздуха при давлении последнего на тарелку клапана 120 ат. '
Плотность клапана на работающем двигателе может проверяться вакуумированием надклапанного пространства, причем вакуум должен сохраняться не менее 3 мин.
Для привода клапана использовалась схема, приведенная на рис. 142. Схема питается постоянным током напряжением 360 в, которое при разомкнутых контактах 2 заряжает батарею конденсаторов емкостью 360 мкф. Контакты 2 и замыкающий молоточек 3 закреплены на диске 5, который может поворачиваться, 246
Рис. 143. Дифференциальный электромагнитный газоотбор-ник стробоскопического действия
чем достигается изменение начала работы клапана. На валу 6, вращающемся с числом оборотов двигателя, насажен на скользящей шпонке диск 1 с замыкающим клином 4. Подведя диск 1 к диску .5, замыкают контакты 2, что вызывает разряд конденсаторов через электромагнит, имеющий сопротивление 80 ом, и срабатывание клапана.
Контроль продолжительности открытия клапана производится с помощью батареи напряжением 4,5 в, которая с сопротивлением 75 ом, гальванометром осциллографа Н-102 и клапаном образует контрольную цепь. Размыкание цепи, вызванное подъемом клапана, приводит к появлению прямоугольного импульса, длина которого соответствует продолжительности открытия клапана. Для визуального контроля используется осциллограф ЭО-7.
Иной принцип действия использован в дифференциальном электромагнитном газоотборнике стробоскопического действия , устройство которого показано на рис. 143.
Клапан /, расположенный в нижней части корпуса газоотборника 2, имеет на конце штока якорь 5, находящийся между полюсами двух электромагнитов — нижнего 3 с обмоткой 4 и верхнего 7 с обмоткой 6. Обмотки обоих электромагнитов соединены параллельно и питаются постоянным током через клеммы 8, размещенные в верхней части корпуса 9. Стык корпусов уплотнен резиновым кольцом 10,
Обмотка 4 нижнего электромагнита имеет меньшую индуктивность и меньшее число витков, чем обмотка верхнего электромагнита 6. При подаче в обмотки тока последний в обмотке нижнего электромагнита вследствие ее более низкой индуктивности будет нарастать быстрее, чем в обмотке верхнего. Поэтому на какой-то период времени число ампер-витков и магнитная сила нижнего электромагнита будут превышать соответствующие величины верхнего электромагнита — клапан открывается. После окончания переходного процесса число ампер-витков верхнего электромагнита становится больше, чем у нижнего, — клапан закрывается.
Малые габаритные размеры газоотборника (диаметр клапана всего 2 мм) позволили Н. М. Егорову ввести его в форкамеру двигателя с форкамерно-факельным зажиганием и исследовать качество смесеобразования в ней. Заслуживает интереса способ, 247
позволивший перемещать клапан по форкамере. Для этого корпус 2 клапана был ввернут в эксцентриковую втулку с наружной резьбой, которая, в свою очередь, ввинчивалась в отверстие форкамеры. Поворот указанной втулки приводил к перемещению клапана газоотборника по форкамере как по горизонтали, так и по вертикали. Таким образом, удалось получить поле составов
Рис. 144. Автоматический импульсный газоотборник:
а—устройство газоотборника; б и в — установка газоотборника на четырехтактный и двухтактный двигатели
смеси приблизительно в 100 точках объема форкамеры, что значительно расширило возможности эксперимента.
Интересной особенностью всех клапанов с электрическим управлением является возможность простого и гибкого регулирования их работы, а также независимость продолжительности открытия от режима работы двигателя; при этом продолжительность открытия в принципе легко регулируется в широких пределах изменением питающего напряжения. Несомненно, такие клапаны заслуживают внимания.
248
Сложность управляемых газоотборочных устройств побудила исследователей искать более простые способы отбора проб газа, отражающих состав продуктов сгорания в начале выпуска.
В частности, С. Е. Лебедев и М. С. Ховах предложили производить для этого отбор газов вблизи от выпускных клапанов или окон. Эта идея получила в последнее время развитие в оригинальном газоотборнике (рис. 144, а) О. Г. Кедрина [34].
Газоотборник пригоден как для четырехтактных, так и для двухтактных двигателей и представляет собой корпус 3 с приемником 4, имеющим трубку для присоединения контрольного манометра, краном 5 и наконечником 2, в котором помещается клапан 1.
Наконечник газоотборника устанавливается против выходящей из клапана (рис. 144, б) или окна (рис. 144, в) струи отработавших газов. Струя открывает клапан /, и газ поступает в приемник 4 и через кран 5 в атмосферу. Так как в газоотборнике происходит торможение потока газа, давление в приемнике 4 при соответствующей регулировке проходного сечения крана 5 может значительно превышать давление продувочного воздуха. Тогда в газоотборник через клапан 1 будет поступать газ только в период свободного выпуска, что и позволит производить отбор пробы газа в начале выпуска.
Таким образом, клапан 1 выполняет функцию обратного клапана, закрывающегося под действием давления в приемнике 4, а его слабая пружина работает только в начальный период отбора. О. Г. Кедрин отмечает, что газоотборник нуждается в охлаждении только при использовании в форсированных двигателях. Эта конструкция, по-видимому, является весьма удачной, так как во многих случаях позволяет обойтись без сложных управляемых клапанов.
Определение дымности отработавших газов
Газообразные продукты сгорания моторных топлив прозрачны и бесцветны (за исключением окислов азота, которые иногда присутствуют в отработавших газах). Следовательно, изменение прозрачности и цвета отработавших газов свидетельствует о нарушении процесса сгорания, а объективный контроль дымности может дать сведения о совершенстве рабочего процесса.
Некоторые сведения можно получить даже при визуальной оценке дымности, учитывающей главным образом цвет отработавших газов. Подобные оценки требуют поправки на индивидуальные особенности наблюдателя, условия освещенности и фон, на котором просматривается струя отработавших газов, и т. п. Кроме того, определенность выводов снижается тем, что зависимость дымности от факторов, влияющих на рабочий процесс двигателя, еще не выяснена.
Весьма интересной с этой точки зрения представляется работа Л. Гросс-Грономского [160], которым сделана попытка обобщения
249
сведений о происхождении дымности отработавших газов. Подчеркивая, что основным источником дымности является наличие в отработавших газах сажистых частиц, Л. Гросс-Грономский указывает, что причины образования таких частиц в ходе рабочего процесса могут быть весьма разнообразны. В частности, с одной стороны, образование сажи вполне возможно в условиях достаточного коэффициента избытка воздуха из окиси углерода по схеме
2СО -> СО2 + С.
С другой стороны, при различных соотношениях между расходами топлива и воздуха следует учитывать вызываемое этим изменение концентрации сажистых частиц в единице объема отработавших газов. Если учесть это различие в концентрации, то оказывается, что объективная дымность отработавших газов двигателя слабо зависит от его нагрузки, хотя субъективно такая зависимость весьма заметна.
Л. Гросс-Грономский указывает также, что белый или голубой цвет дыма свидетельствует о наличии в нем паров или капелек несгоревшего топлива, но отмечает, что цвет дыма сильно зависит от температуры поверхности, на которую попадает топливо или смазка. Наиболее достоверной причиной образования сажи Л. Гросс-Грономский считает недостаточный температурный уровень сгорания.
Очевидно, что для получения надежных выводов необходимо использование специальных приборов, обеспечивающих объективное измерение дымности отработавших газов (дымомеров). За послевоенные годы разработано значительное количество дымомеров, использующих различные методы определения дымности (обзоры конструкций дымомеров можно найти в работах Д. Пугачева и Ч. Донизелли [148], из которых наибольшее распространение получили дымомеры с фильтрацией отработавших газов и поглощением светового потока.
В дымомерах с фильтрацией дымность определяется по степени потемнения фильтровальной бумаги, через которую пропущен определенный объем отработавших газов.
При использовании приборов этого типа необходимо выполнять следующие условия:
1. Отбирать пробы газа со средней величиной концентрации сажистых и других частиц.
2. Точно дозировать объем пробы газа и приводить параметры газа к нормальным условиям.
3. Установить максимально допустимый объем пробы газа, приходящегося на единицу активной площади фильтра.
4. Выбирать надежный и объективный метод определения изменения оптической плотности фильтра.
Первое условие сравнительно легко удовлетворяется использованием газоотборочных зондов, подобных изображенному на рис. 136.
250
Второе условие связано с влиянием, которое оказывают на фактический объем пробы газа температура и особенно давление отработавших газов. При неизменном геометрическом объеме дозатора проб газа фактический объем последних существенно зависит от давления в выпускном трубопроводе, вследствие чего результаты измерений дымности требуют приведения к давлению определенной величины (к нормальным условиям). Можно также поддерживать давление газа перед дозатором неизменным, используя для этого тот или иной регулятор давления (см. ниже описание дымомера Хартридж).
Рис. 145. Насос-дозатор дымомера типа Бош
Совершенно неудовлетворительными оказались дозирующие устройства типа Зауэр, у которых отбор пробы газа происходит под действием очень небольшого (приблизительно 100 мм вод. ст.) разрежения, возникающего при перетекании воды из дозирующей камеры во вспомогательную емкость. Практически показания дымомера с дозатором такого типа отражают не столько закономерности рабочего процесса, сколько факторы, влияющие на давление в выпускном трубопроводе двигателя.
Наиболее надежным дозирующим устройством считается насос-дозатор фирмы «Бош» (рис. 145), Этот дозатор обеспечивает прокачку пробы газа объемом 0,33 л через фильтровальную бумагу со средним размером пор 4,5 мкм, помещаемую в адаптер 1. Последний с помощью шланга 2 соединяется с газоотборником 3, размещаемым в выпускном трубопроводе двигателя. Дозатор представляет собой поршневой насос. Отбор пробы газа совершается поршнем под действием пружины 5. Перед отбором пружина сжата, и шток удерживается шариками замка 6, Для отбора сжимают грушу 4. Под давлением воздуха обойма 7 перемещается в положение, показанное на нижней части разреза (рис, 145), шток освобождается, и поршень приблизительно за 1,5 сек перемещается влево, забирая пробу газа.
Третье и четвертое условие определяют объективность результатов измерения дымности.
251
Рис. 146. Влияние объема отфильтрованного газа на оптическую плотность фильтра для различных фильтровальных материалов:
/ _ ГОСТ 6722 — 65; 2 — ГОСТ 12026 — 66 ФН-Б; 3 — ГОСТ 12026 — 66 ФН-С;
4 — ГОСТ 12026 — 66 ФН-М
На рис. 146 представлена зависимость изменения оптической плотности фильтра (показателя дымности) от объема газа, пропускаемого через единицу площади фильтра для фильтровальных материалов четырех типов. Объективная оценка показателя дымности возможна при условии, что изменение оптической плотности фильтра во всем диапазоне измерений будет пропорционально количеству газа, пропущенному через него (т. е. отфильтрованному количеству сажистых частиц). Из рис. 146 следует, что из использованных материалов этому условию наиболее удовлетворяет фильтровальный технический картон весом 1 лг 275 г (ГОСТ 6722—65). Существенно, чтоудовлетворительная пропорциональность достигается при пользовании этим фильтром только до изменения оптической плотности на 40%. При обеспечении работы фильтрующего дымомера на этом участке полученные результаты (в определенном масштабе) будут соответствовать результатам газопоточного дымомера, конструкция которого рассмотрена ниже.
Так как абсолютное содержание сажистых частиц в отработавших газах может колебаться в широких пределах и не исключено, что на некоторых режимах работы двигателя
фильтрующий дымомер выйдет за указанные выше пределы прямой пропорциональности, в объективном фильтрующем дымомере необходимо применение диапазонного принципа измерений.
При использовании дозатора, подобного приведенному на рис. 145, удовлетворительные результаты получались при отборе 20, 10 и 5 см3 газа на 1 см2 активной площади фильтра, что соответствует прямой пропорциональности при измерении дымности до 20, 40 и 80% (переводные коэффициенты шкал прибора 0,5, 1 и 2). Необходимость использования той или иной шкалы определяется по результатам фотометрирования первого образца фильтровальной бумаги.
Способ фотометрирования бумаги также оказывает большое влияние на показания дымомеров фильтрующего типа.
Подавляющее большинство исследователей испо/ьзует фотоме-трирование света, отраженного поверхностью фильтра (рис. 147, а). В частности, в приборе фирмы Бош фотометр имеет осветительную лампу мощностью 0,25 вт с зеркальным рефлектором 3 (что позволяет питать ее от внутренней батареи и отказаться 252
от стабилизатора напряжения), расположенную в центре кольцевого вентильного фотоэлемента 1, ток которого измеряется микроамперметром, Однако этот способ нельзя считать вполне объективным, так как сажистые частицы не только осаждаются на поверхности фильтра 2, но и проходят сквозь него. Если в фильтровальную головку дымомера заложить не один, а три-четыре фильтра, то нетрудно установить потемнение фильтров, расположенных за основным (хотя дымность, определяемая по первому фильтру, не превышает предела прямой пропорциональности).
Интересные результаты дает также фотометрирование фильтров с обеих сторон фотометром, использующим принцип поглощения
Рис. 147. Схемы фотометров фильтрующих дымомеров:
а — отражения саета; б — поглощения света;
1 — фотоэлемент; 2 — задымленный фильтр;
3 — зеркало
Рис. 148, Сравнение дымности, определенной:
1 — по отражению с лицевой стороны;
2 — отражению с оборотной стороны; 3 — поглощению света
отраженного света (рис, 147, а), и фотометром, использующим принцип поглощения проходящего через фильтр света (рис..147, б).
Результаты соответствующих замеров приведены на рис. 148, анализируя которые можно сделать вывод, что, во-первых, полученные таким образом результаты практически несопоставимы, и, во-вторых, что сумма показателей дымности, полученных на фотометре, использующем отраженный свет, почти всегда меньше показателя дымности, полученного на фотометре, использующем проходящий свет.
Таким образом, отдать предпочтение тому или иному способу фотометрирования трудно, так как в первом случае в измерениях участвует только часть отфильтрованных частиц, находящихся на поверхности фильтра, а во втором случае существенную погрешность вносит различная толщина бумаги. По-видимому, для получения наиболее достоверных результатов лучше всего каждый фильтр фотометрировать на просвечивание дважды (до и после фильтрации), а дымность определять по разности оптических плотностей. Однако это усложняет замеры.
Градуировку шкал газофильтровальных дымомеров производят следующим образом: вся шкала измерительного прибора разбивается на 100 равных частей, при этом ноль соответствует совершенно чистой бумаге, а цифра 100 — полному поглощению света.
253
Имеются разновидности фильтрующих дымомеров, в которых отработавший газ непрерывно отсасывается вентилятором и фильтруется через движущуюся бумажную ленту. Являясь гораздо более сложными по устройству, эти дымомеры, как следует из литературных данных, не имеют особых преимуществ по сравнению с более простым дымомером типа Бош.
Дымомеры с поглощением светового потока измеряют ослабление интенсивности света, проходящего через слой отработавших газов, имеющий определенную толщину. В простейших дымо-мерах этого типа часть отработавших газов или все эти газы
Рис. 149. Схема дымомера типа Картридж
пропускаются через измерительный участок трубопровода, по торцам которого расположены освети-тел ь и фотоэлемент, ток которого регистрируется соответствующим прибором и служит показателем дымности. Подобный же принцип используется и в пылемерах, служащих для оценки запыленности воздуха, а также в аппаратуре для измерения концентрации паров масла в картере двигателей. Для измерения дымности этот простейший метод недостаточно объективен, так как
на показания дымомера влияют колебания давления в выпускном трубопроводе, конденсация водяных паров и т. д. Поэтому наибольшее распространение получили приборы, сравнивающие прозрачность отработавших газов и воздуха, находящихся в одинаковых условиях, — дымомеры фирмы Картридж, построенные по схеме, приведенной на рис. 149.
Отработавшие газы от газоотборочного зонда поступают по трубопроводу 1 через регулировочный вентиль 2 в отделитель золы и влаги 4. В последнем имеются сетчатый фильтр 3, отбрасывающий эти частицы на дно отделителя, кран 5, служащий для периодической продувки отделителя, и предохранительный клапан 7, не допускающий повышения давления в дымомере более 130 мм вод. ст. Давление отбираемой пробы газа должно лежать между 50 и 130 мм вод. ст., что контролируется манометром 8.
Далее газ по трубопроводу 6 направляется в измерительный участок трубопровода 9, затем поступает в канал 10. предварительно смешавшись с потоком чистого воздуха, защищающего от загрязнения осветитель 11 (лампа накаливания 48 вт) и фотоэлемент 15. Воздух подается вентилятором 13 под давлением
254
20 мм вод. ст. в контрольный участок трубопровода и поступает в канал 10. Трубопровод 12 служит для удаления из прибора смеси вбздуха и отработавших газов. Ток фотоэлемента 15, проходящий через регулировочное сопротивление 16, вызывает в нем падение напряжения, регистрируемое милливольтметром 17.
Рукоятка 14 служит для поворота осветителя и фотоэлемента в одно из двух положений так, чтобы световой поток проходил через отработавшие газы или воздух. Шкала микроамперметра имеет 100 делений в единицах дымности Картриджа (единица дымности Картриджа соответствует ослаблению светового потока на 1%). Имеется возможность проверки прибора по эталонному фильтру при 50 единицах дымности.
Приборы этого типа обеспечивают устойчивые показания и могут считаться достаточно объективными.
Определенные трудности при использовании результатов определения дымности и особенно сравнении этих результатов, полученных для разных двигателей разными исследователями, заключаются в том, что ни один дымомер не оценивает абсолютную величину дымности (например, в количестве углерода на единицу объема отработавших газов). Применение же приборов, различных даже не по принципу, а просто по конструкции, приводит к тому, что результаты определения дымности однотипных двигателей получаются трудносопоставимыми.
Первое затруднение, по-видимому, непреодолимо, так как тарировка дымомеров по эталонным газам с различным заранее известным содержанием сажистых частиц не может дать исчерпывающего результата ввиду сложной и многообразной структуры крупных сажистых частиц, которые представляют собой сложные конгломераты более мелких частиц размером (100—500) Л. Вследствие того, что размеры крупных частиц колеблются в широких пределах (0,3—30 мк), а их форма и структура чрезвычайно многообразны, причем оба эти фактора влияют на показания дымомера любого типа, практически невозможно искусственно моделировать отработавший газ. Поэтому следует, видимо, примириться с тем, что дымомер любого типа показывает относительную величину Дымности, которая может быть полезна только при сравнительных испытаниях различных модификаций рабочего процесса и т. п.
Второе затруднение можно преодолеть, если методика измерения дымности будет строго оговорена соответствующими правилами. Для иллюстрации этого положения на рис. 150 приведена зависимость изменения дымности двигателя ЯМЗ-236 от нагрузки, снятая фильтровальными дымомерами, различающимися количеством отбираемого газа на единицу площади фильтра. Видно, что искажается не только абсолютная величина показателя дымности, но и действительный характер зависимости дымности от интенсивности рабочего процесса.
Выбор типа дымомера для конкретных испытаний в значительной степени зависит от условий последних. С этой точки зрения 255
представляют интерес результаты сравнительных испытаний 27 дымомеров-различных конструкций [197]. Испытаниям как на стендах, так и в условиях эксплуатации подвергались дымомеры трех типов: фильтрующие разового действия, фильтрующие непрерывного действия и использующие поглощение светового потока. В ходе испытаний анализировался ряд качеств дымомеров, су-
Рис. 150. Влияние;объема отфильтрованного газа на зависимость показателя дымности дизеля ЯМЗ-236 от нагрузки:
Рис. 151. Результаты взаимной тарировки дымомеров разных типов
/-----К- — io сл<з/сл1я; 2------™ =20 ем3/смг
О \ &
3 — - =30 см3/см2; 4-------— = 50 см3/см3
О о
щественных для их выбора в зависимости от цели и условий испытаний. Оценка дымомеров указанных типов по трехбальной системе приведена в табл. 6.
6. Сравнительная оценка дымомеров различных типов
Показатели Дымомер
с поглощением света с непрерывной фильтрацией с разовой фильтрацией
Точность измерений 3 1 2
Приспособляемость к измерениям 3 1 2
Возможность непрерывной реги-
страции показаний 3 2 1
Применение на неустановившихся
режимах 1 2 3
Портативность 3 2 1
Удобство обслуживания 3 2 1
Удобство использования .... 3 1 2
Подверженность влияния конден-
сата 2 1 3
256
Приводимые в табл. 6 сведения могут облегчить выбор дымол ^ера; видно, что полной универсальностью не обладает ни один 43 них.
На результаты оценки дымности отработавших газов существенно влияет способ отбора пробы газа, так как установка ^азоотборника нарушает газовый поток и влияет на концентрацию :ажистых частиц. В частности, если газоотборник направлен на-зстречу потоку, то в него попадает относительно больше крупных частиц, а при направлении по потоку — относительно больше мелких частиц.
Представляют также интерес полученные в этих испытаниях данные, позволяющие сопоставлять1 показания дымомеров разных
гипов.
Такое сопоставление (взаимная тарировка) возможно и дает достаточно стабильные показа-гели. Результаты, приведенные з статье журнала SAE [197], щны на рис. 151. Крайние икалы соответствуют показаниям дымомера, использующего чринцип поглощения светового ютока. Шкала Е соответствует чрибору разового фильтрования типа Бош). Шкалы А, В, С и D
7. Показания дымомера
Шкала Расход газа в см*/мин Перепад давления в мм вод. ст.
А 50,8 254
В 50,8 508 ‘
С 101,6 508
D 101,6 1270
соответствуют показаниям дымо-
дера с непрерывным фильтрованием при различных интенсивностях отбора проб газа (табл. 7).
Погрешность определения дымности по результатам 6—10 измерений оценивается в среднем ±5%; для прибора с непрерывной фильтрацией наименьшая погрешность наблюдается при работе за режиме С.
Авторы статьи указывают также, что визуальная оценка дым-
ности по системе «малая, средняя, сильная», весьма условна и зависит не только от плотности дыма, но и от его цвета, интенсивности освещения и характера фона, на котором рассматривается хым.
При использовании результатов измерения дымности заслуживает внимания идея Л. Гросс-Грономского [160], который гредлагает учитывать различие концентрации сажистых частиц з газе при работе на различных нагрузках (т. е. с разными соотношениями топливо—воздух) вычислением относительной дымности, равной произведению показания дымомера на величину соответствующего коэффициента избытка воздуха. Получается, нто относительная дымность выпуска при малой нагрузке двигателя не меньше, чем на средних нагрузках (рис. 152).
Подводя итоги изложенному выше, можно заключить, что существующие методы определения дымности отработавших газов имеют определенные недостатки, главным из которых является 17 Б. С, Стефаиовский 257
дтносительность показаний дымомеров. Однако применение существующих дымомеров может принести несомненную пользу при исследованиях рабочего процесса двигателей; в то же время необходимо вести разработку более объективных методов определения дымности и жестко регламентировать условия соответствующих измерений.
Рис. 152. Зависимость дымности D и относительной дымности:
D' — от нагрузки двигателя Fiat 203 А/61 при п— 1900 об/мин, В !=: 765 мм рт. cm., t0 = 23° С
Неравномерность распределения смеси по цилиндрам в карбюраторных двигателях
В современных многоцилиндровых карбюраторных двигателях количественное различие в зарядах отдельных цилиндров не превышает 2—3%; несмотря на это, состав смеси в разных цилиндрах двигателя может быть существенно различным. В некоторых случаях неравномерность по составу смеси может достигать 40% и более.
Неравномерность распределения горючей смеси по составу по цилиндрам связана с наличием в ней жидкой фазы топлива в виде пленки или взвешенных капелек. Последние обладают большей инерцией по сравнению с паровой фазой и потому распределяются по цилиндрам двигателя не пропорционально паровой фазе. В различных цилиндрах при этом может наблюдаться смесь различного состава по коэффициенту избытка воздуха.
Факторами, влияющими на неравномерное распределение жидкой фазы по цилиндрам двигателя, могут являться: конструкция карбюратора и воздухоочистителя, конструкция и конфигурация впускного трубопровода, организация подогрева горючей смеси, а также порядок работы цилиндров, фазы газораспределения и др.
Бензины, содержащие большое количество тяжелых фракций, а также различные присадки антидетонаторов, распределяются по цилиндрам значительно неравномернее легких бензинов. При этом наблюдается не только неравномерность составов смеси, 258
но и неравномерность по фракционному составу и октановому числу топлива в различных цилиндрах вследствие неравномерного распределения антидетонаторов.
Причины, влияющие на равномерность распределения горючей смеси по составу смеси по цилиндрам, могут быть самыми различными [4].
Значительная неравномерность такого распределения оказывает отрицательное влияние на работу двигателя. При этом наблюдается снижение эффективных и индикаторных показателей двигателя, меньшая устойчивость работы двигателя на малых числах оборотов, повышение склонности двигателя к детонации.
В качестве примера на рис. 153 приведены полученные в ПЛТД МАДИ данные о составах смеси в цилиндрах восьмицилиндрового V-образного карбюраторного двигателя при исходном (штриховые кривые) и улучшенном (сплошные кривые) процессе смесеобразования. На рис. 153 по горизонтали отложены номера цилиндров в последовательности, соответствующей порядку работы цилиндров для верхнего и нижнего ярусов впускного трубопровода, а по вертикали — отклонение состава смеси в различных цилиндрах от среднего состава смеси, поступающей в двигатель. Максимальная неравномерность у исходного двигателя составляла (—18) —25%. После проведения серии мероприятий по улучшению процесса смесеобразования степень неравномерности была уменьшена до (—8) —10%.
На рис. 154 приведены внешние скоростные характеристики этого двигателя при оптимальном регулировании до и пссле реконструкции системы питания. Вследствие улучшения равномерности распределения горючей смеси по составу смеси по цилиндрам максимальный крутящий момент увеличился на 6%, удельный расход топлива уменьшился; одновременно понизились требования к октановому числу топлива на 4 пункта, что дало возможность увеличить угол опережения зажигания.
Неравномерность наполнения цилиндров воздухом определяется непосредственным замером расхода воздуха через выпускные патрубки с помощью объемных расходомеров при прокручивании прогретого двигателя. Определение неравномерности распределения смеси по составу значительно сложнее и может быть выполнено тремя различными методами.
Первый метод основан на отборе проб свежей смеси из впускных патрубков или непосредственно из цилиндров двигателя с помощью стробоскопических газоотборочных клапанов с последующим разделением пробы на воздух и топливо. Данный метод является достаточно сложным и не обеспечивает необходимой точности, вследствие чего он не получил большого распространения.
Второй метод, основанный на зависимости химического состава продуктов сгорания от коэффициента избытка воздуха, получил большее распространение. Как по результатам газового анализа продуктов сгорания на все основные компоненты, так и по резуль-17* 259
тэтам частичного газового анализа проб, отобранных непосредственно из цилиндров или выпускных патрубков двигателя, можно определить состав смеси в цилиндрах с точностью до 3%. Основные ошибки при определении коэффициента избытка воздуха
могут возникать в связи с V
несоответствием пробы среднему составу продуктов сгорания в цилиндре, недостаточной точностью определения элементарного состава топлива и погрешностями химического анализа продуктов сгорания. Кроме
Номер цилиндр# д)
Рис. 153, Распределение горючей смеси по составу по цилиндрам V-образного карбюраторного двигателя:
Рис. 154. Внешние скоростные характеристики V-образного карбюраторного двигателя при различной степени неравномерности распределения смеси по составу по цилиндрам: /—стандартный двигатель; 2—двигатель с улучшенным смесеобразованием
а — п — 800 об/мин-, б — п — — 1200 об/мин-, в — п — 1600 об/мин-, г—«=2000 об/мин-, д—«=2400 об/мин\ 1 — нижняя труба; II — верхняя труба
того, полный химический анализ продуктов сгорания является достаточно трудоемким процессом. Методика определения коэффициента избытка воздуха по результатам газового анализа достаточно подробно рассмотрена выше.
Третий метод, применявшийся в институте двигателей АН СССР [123] и рассматриваемый ниже, получил более широкое распространение. Преимущества этого метода заключаются в том, что он не требует сложного специального оборудования и является 260
менее трудоемким по сравнению с другими методами, а по точности не уступает определению состава смеси по данным полного химического анализа продуктов сгорания.
В основу метода положена зависимость средней температуры газов в камере сгорания от состава горючей смеси. Кривые изменения температур газов в различных цилиндрах в зависимости от состава смеси имеют ярко выраженный максимум. Наибольшая температура газов наблюдается при составе смеси, близком ка^ = = 0,9. Таким образом, определение действительного состава смеси в цилиндре осуществляется на основании экспериментального определения максимума средних температур газов в камерах
сгорания при снятии регулировочных характеристик по составу смеси.
По мере обеднения смеси, подаваемой в двигатель, температуры газов в цилиндрах сначала растут, а затем начинают падать. В зависимости от индивидуального состава смеси в том или ином цилиндре двигателя максимальные значения температур достигаются при разных составах горючей смеси, поступающей в двигатель. На осно
Рис. 155. К определению неравномерности распределения смеси по составу по цилиндрам карбюраторного двигателя
вании результатов замера тем-
ператур в отдельных цилиндрах строят графики Ti = f (ад) (рис. 155). По данным полученного графика определяют значения коэффициентов избытка воздуха, при которых достигаются мак
симальные значения температур в том или ином цилиндрах (с&сМ, ^^2» ^дЗ>
Абсолютная величина максимальной температуры газов в цилиндре, которая может зависеть от ряда трудноучитываемых факторов, не имеет значения, а важен только момент, при котором она достигает своего максимума. Поэтому вместо определения средней температуры газов можно измерять температуру деталей камеры сгорания. При этом следует выбирать детали, температура которых изменяется пропорционально средней температуре газов и которые наиболее чувствительны к ее изменению (например, электроды свечи зажигания, малоохлаждаемые участки стенки камеры сгорания и т. п.).
Вместо измерения температуры газов в цилиндре можно измерять температуру в выпускных патрубках, однако в этом случае снижается точность при испытаниях двигателя на малых нагрузках.
Определение действительных коэффициентов избытка воздуха в различных цилиндрах и степени неравномерности распределения составов смеси по цилиндрам ведется аналитически по данным, полученным из кривых 7\— f
261
В основу расчетов положены следующие допущения:
1) характер распределения топлива по цилиндрам и соотношение степеней неравномерности состава смеси в них остается неизменным при изменении состава смеси, поступающей в двигатель, в диапазоне, соответствующем снятию регулировочной характеристики;
2) действительный состав смеси при достижении максимального значения температур во всех цилиндрах должен быть одинаковым.
Исходя из этих допущений, закономерность которых подтверждена экспериментально, выведены следующие соотношения.
Состав смеси в цилиндре при максимальной температуре
п
S аа;
. (162)
где adi — средний состав смеси, поступающей в двигатель при максимальной температуре в £-м цилиндре;
— число цилиндров двигателя.
Действительный состав смеси в t-м цилиндре
где а# — состав смеси, поступающей в двигатель, при нормальной регулировке карбюратора.
Абсолютная величина отклонения состава смеси в отдельном цилиндре от среднего состава смеси, поступающей в двигатель,
Л/ = at — ад. . (164)
Относительное отклонение состава смеси от среднего значения, поступающей в двигатель,
Dc = А 100= f—— А 100%. (165)
Учитывая, что средний состав смеси, поступающей из карбюратора, обычно незначительно отличается от единицы и сделанные выше допущения о неизменности распределения топлива по цилиндрам в зависимости от состава смеси,, поступающей из карбюратора, коэффициент в выражениях (163) и (165) можно принять равным 1. Тогда последнее из них примет вид
= 1)100%. (166)
Это выражение определяет относительную степень неравномерности горючей смеси по составу в цилиндрах при условии, что из карбюратора поступала бы смесь с коэффициентом избытка воздуха = 1, 262
, Эксперименты и расчеты могут быть упрощены [4], если принять, что количество воздуха, проходящего через двигатель, при снятии регулировочной характеристики по составу смеси остается постоянным; это для двигателей с жидкостным охлаждением весьма близко к действительности.
Если учесть, что при постоянном расходе воздуха величина ад обратно пропорциональна величине расхода топлива, то можно заменить первичные графики 7\ = f на графики Т\ = f (^), где 1д — время, за которое двигатель расходует заданную навеску топлива (рис. 155). Общий порядок работ остается прежним. По первичным графикам 7\ = f (^), построенным на основании регулировочных характеристик по расходу топлива, определяют значения td£, соответствующие максимумам показания термопар в отдельных цилиндрах. Степень неравномерности смеси в цилиндрах подсчитывают по выражению
1)100%, (167)
\ tur /
где tdT — время, за которое двигатель расходовал бы ту же навеску топлива в случае равномерного распределения смеси по цилиндрам.
Это время можно определить по формуле
п
,\1д1
tdT = ~L~l4 • (168)
Это упрощение позволяет не только сократить длительность эксперимента и упростить оборудование (так как отпадает необходимость в измерении расхода воздуха и сокращаются расчетные операции), но и увеличивает точность, исключая погрешности, связанные с измерением расхода воздуха и влиянием оборудования для этих измерений.
Изложенный в данном разделе материал в достаточной степени характеризует методику, технические средства и возможности, обеспечиваемые использованием газового анализа при испытаниях д. в. с.
Моделирование при исследованиях двигателей
Сложность процессов, происходящих в двигателях внутреннего сгорания, побуждает к изысканию методов, облегчающих их исследование. Одним из таких методов является имитация условий, в которых протекает тот или иной процесс, или условий работы агрегата, системы или двигателя в целом. Однако при имитациях приходится иметь дело с натуральными процессами или явлениями, высокие параметры или большие скорости которых, * а в ряде случаев и трудная управляемость, затрудняют их изучение.
Возникает вопрос о возможности изучения закономерностей одного явления на другом, более удобном для управления и измерений.
Этот вопрос в ряде случаев успешно и эффективно решается с помощью методов моделирования физических процессов, которые начинают получать все большее распространение в научно-исследовательских и заводских работах с двигателями внутреннего сгорания.
Методы моделирования можно разделить на три группы:
1. Математическое моделирование, базирующееся на возможностях современной вычислительной техники.
2. Физическое моделирование, использующее методы теории подобия или анализа размерностей.
3. Использование аналогий между различными по своей физической сущности явлениями.
Математическое моделирование сводится к получению характеристик конкретного объекта, процесса или явления преимущественно с помощью численного решения соответствующих дифференциальных уравнений.
Трудоемкость таких расчетов даже при использовании электронно-вычислительной техники и недостаточная общность получаемых результатов привели к тому, что математическое моделирование применяется почти исключительно для решения практических вопросов, возникающих при конструировании сложных, но конкретных объектов.
Значительно большие возможности для исследования физических процессов открывают два других метода, которые рассматриваются ниже более подробно.
264
Физическое моделирование
В основе физического моделирования лежит представление о существовании групп подобных между собой физических явлений, возникшее из необходимости возможно более широкого обобщения результатов экспериментов.
Экспериментальные исследования сложных процессов получили широкое распространение в связи с тем, что эти процессы описываются крайне сложными системами дифференциальных уравнений, решение которых невозможно.
Однако результаты конкретного эксперимента имеют недостаточную степень общности, так как справедливы только для обследованных режимов работы вполне определенного объекта; непосредственное распространение их на другие режимы и объекты неправомерно.
Здесь на помощь исследователям приходит теория подобия, позволяющая соответствующей интерпретацией опытных данных значительно расширить область применения последних.
Методы теории подобия
Методы теории подобия неоднократно подробно рассматривались в специальной литературе [32, 33], поэтому здесь можно ограничиться кратким изложением основных практических вопросов, возникающих при использовании этих методов, и некоторыми примерами, иллюстрирующими их возможности применительно к двигателестроению.
Основная идея теории подобия состоит в том, что понятию обширного класса однородных с физической точки зрения явлений, описываемых одной и той же системой дифференциальных уравнений, противопоставляется Понятие о более узкой группе таких явлений, в пределах которой возможно распространение результатов единичных экспериментов. Явления одной группы называются подобными между собой.
Принцип построения групп подобных явлений заключается в особом способе подбора условий однозначности. Как известно, для выделения из класса явлений какого-либо конкретного явления основная система дифференциальных уравнений дополняется условиями однозначности, в которые входят сведения о геометрических признаках интересующего нас объекта, о физических параметрах вещества, участвующего в процессе, о процессах, предшествующих рассматриваемому, и о процессах, происходящих на границах объекта.
Для конкретного явления эти условия задаются в виде конкретных значений физических и других величин. Для группы подобных явлений эти же условия задаются в виде произведений указанных величин на некоторые множители, варьирование которыми позволяет переходить от одного конкретного явления
265
к другому. Это и есть принцип подобия, но понимаемого в широком смысле.
Итак, группа подобных явлений характеризуется идентичностью основных уравнений и подобием условий однозначности; только в пределах выполнимости данных условий возможно и плодотворно обобщение результатов единичного опыта, за пределами этих условий такое обобщение абсолютно неправомерно.
Понятие о подобных явлениях открывает широкие возможности для физического моделирования процессов, при котором можно заменять одни рабочие вещества другими, переходить от одних параметров к другим, более удобным для измерений и исследований и т. д. Однако обоснованное моделирование требует соблюдения определенных условий.
Прежде всего следует выяснить вопрос о масштабах подобия, т. е. о численном значении множителей, посредством которых определенные физические величины одного явления могут быть выражены через такие же величины другого, подобного ему явления.
В качестве простейшего примера рассмотрим условия подобия двух скоростей wf и w\ полагая, что каждая из них равна отношению соответствующего пути Г и Г к определенному интервалу времени tf и t\ т. е.
г г
(169)
V I
Записав множители подобного преобразования в виде —— г г w
= cw\ ~[г = Q; -р- = сь мы можем все величины второй системы выразить через аналогичные величины первой системы:
w

ci I' . t
(170)
Так как найденная по выражению (170) скорость w' не должна отличаться по величине от этой же скорости, определяемой первым из выражений (169), то отсюда следует, что условием правильного выбора величины множителей подобного преобразования будет
= 1. (171)
Таким образом, множители подобного преобразования могут выбираться лишь так, чтобы образующиеся при подобном преобразовании сходственных величин степенные комплексы из этих множителей тождественно равнялись единице.
Это условие накладывает определенные ограничения на выбор параметров физической модели. Например, если бы применительно к рассматриваемому явлению надо уменьшить размеры модели вдвое (ci = то при с( = 1 для выполнения условия (171) 26$
потребовалось бы иметь в модели и вдвое меньшую скорость / __ 1 \
I Cw 2 I •
Далее возникает вопрос о системе координат, в которых непосредственные результаты экспериментов интерпретируются с наибольшей степенью общности. Подставляя в выражение (171) значения масштабов подобия, нетрудно привести его к виду
^ = ^1= . . . = idem. (172)
I V
Выражение (172) показывает, что у подобных явлений степенные комплексы, составленные из первичных аргументов уравнений, описывающих данные явления, должны быть численно одинаковыми.
Эти степенные комплексы, называемые критериями подобия, являются обобщающими аргументами, с помощью которых все явления данной группы описываются одним уравнением (или в более сложных случаях одной системой уравнений).
Поэтому соответствующие опыты необходимо ставить так, чтобы в желательных пределах изменялись критерии подобия, характеризующие явления данной группы. Полученные опытные данные надо представлять в виде зависимостей между критериями подобия, причем такая зависимость, даже найденная из единичного опыта, характеризует закономерности сразу всей группы подобных явлений.
Очевидно, что критерии подобия можно получить как из основных уравнений, описывающих весь класс явлений, так и из уравнений, характеризующих условия однозначности, посредством которых из данного класса выделяется группа подобных между собой явлений. При этом критерии, найденные из условий однозначности, имеют особо важное значение, так как именно равенство этих критериев определяет подобие данных явлений. Равенство всех других критериев является уже следствием подобия, т. е. равенства критериев, вытекающих из условий однозначности. Поэтому критерии, вытекающие из условий однозначности, называются определяющими.
При постановке экспериментов методом физического моделирования необходимо добиваться равенства в модели и образце именно определяющих критериев подобия. В качестве величин, изменяющихся при эксперименте, следует брать определяющие критерии подобия, а обработку опытных данных вести в функции от этих критериев.
Существенно, что и полученная опытная зависимость будет справедлива лишь в тех пределах, в которых изменялись определяющие критерии подобия; экстраполировать ее за эти пределы недопустимо.
Критерии подобия принято называть именами выдающихся ученых или по сущности отражаемого ими явления и обозначать
267
двумя буквами. В табл. 8 приведены названия, обозначения и расшифровка наиболее употребительных критериев подобия.
В табл. 8 введены следующие обозначения:
а — коэффициент теплоотдачи;
а — коэффициент температуропроводности;
я* — местная скорость звука;
v — коэффициент кинематической вязкости
где fx — коэффициент динамической вязкости, р — плотность);
|3 — коэффициент объемного расширения;
Д/ — перепад температур, приводящий к неоднородности плотностей;
D — коэффициент диффузии;
Кт — коэффициент теплопроводности стенки (твердого тела);
Gm — часовой расход топлива;
— суммарный удельный водяной эквивалент продуктов сгорания, отнесенный к 1 кг сгоревшего топлива;
НЭф — эффективная тепловоспринимающая поверхность объема, в котором происходит сгорание с учетом степени ее черноты е (НЭф =
о о = 4,96-10~8 ккал^м*-ч-град^ — коэффициент излучения абсолютно черного тела;
TQ и Т — соответственно теоретическая (при отсутствии теплоотвода) и действительная температура горения.
В табл. 8 указано, какие из критериев обычно являются определяемыми.
Основным свойством критериев подобия является их безраз-мерность, облегчающая выбор размерностей входящих в них величин. Существенно, что все критерии подобия имеют физический смысл и в большинстве являются мерой относительной интенсивности двух физических процессов.
Последнее очень важно в связи с тем, что для сложных процессов, как правило, определяющими являются одновременно несколько критериев, каждый из которых предъявляет свои требования к выбору множителей подобного преобразования, причем зачастую эти требования бывают противоречивыми.
Например, если требуется одновременно удовлетворить идентичность критериев Фруда Fr и Рейнольдса Re, то необходимо иметь одновременно
С2
Если Принять, ЧТО Cg = 1, Ср = 1, Сц — 1 И Cl = г/2, то из первого соотношения вытекает cw = а из второго cw == 2. Ясно, что одновременное соблюдение этих двух условий невозможно. Иногда помогает подбор специального рабочего тела.
'268
б. Наиболее употребительные критерии и параметры подобия
Название Обозначение Расшифровка Физический смысл Область применения
Критерий Фурье Fo at Т2" Связывает скорость распространения тепла с физическими константами и размерами твердого тела Распространение тепла в твердых телах
Критерий гомохрон-ности Но wt I Характеризует скорость изменения поля скоростей во времени Неустановившиеся течения газов и жидкостей
Критерий Рейнольдса Re pwl __ U1/ Ц v Отношение сил инерции и молекулярного трения в потоке реального газа или жидкости Вынужденные течения газов и жидкостей
Критерий Фр уда Fr gl w2 Отношение сил тяжести и инерции в однородном потоке Движение тел по поверхности жидкостей (поверхностные волны)
Критерий Галилея Ga Si3 V3 Отношение сил молекулярного трения и тяжести в потоке Движения жидкости под влиянием неоднородностей в плотности
Критерий Грасгофа Gr 1 V2 Отношение сил молекулярного трения и подъемных сил, вызванных температурной неоднородностью жидкости То же, но неоднородности вызваны влиянием различия в температуре слоев жидкости или газа
Критерий Майевского (Маха) M (Ma) a* Отношение скорости движения среды и скорости распространения в ней упругих деформаций (а*) Движения газов с большими скоростями (сжимаемость)
Критерий Прандтля (тепловой) Рг V a Характеризует связь между полями температур и скоростей в потоке жидкости или газа Явления переноса тепла в жидкостях и газах
269
Продолжение табл. 8
Название Обозначение Расшифровка Физический смысл Область применения
Критерий Прандтля (диффузионный) Pro V D Характеризует связь между полями скоростей и концентраций в потоке жидкости или газа Явления переноса массы в жидкостях и газах
Критерий Пекле Ре wl а Отношение интенсивностей молекулярного и конвективного переносов тепла в потоке 4 Теплоотдача при движении жидкостей и газов
Критерий Нуссельта Nu al ... Связывает интенсивность теплоотдачи с температурным полем в пограничном слое потока Теплоотдача при движении жидкостей и газов (определяемый)
Критерий Эйлера Ей Др риУ2 Отношение сил давления и инерции в потоке Гидравлические сопротивления при движении потоков (определяемый)
Критерий Стантона St а cyw Отношение интенсивности теплоотдачи и удельного теплосодержания потока Теплоотдача при движении жидкостей и газов (определяемый)
Критерий Био Bi al Отношение внутреннего и внешнего тепловых сопротивлений при отводе тепла от твердого тела Нагревание (охлаждение) твердых тел в жидкости или газе
Критерий Больцмана Во о,„ S Ус Соотношение теплосодержания газа и излучаемой им тепловой энергии Сгорание в условиях интенсивного отвода тепла излучением
Параметр, относительная температура е т То Понижение температуры газов при сгорании за счет отвода тепла Сгорание в условиях интенсивного отвода тепла (определяемый)
270
Б частности, при ^ = 1/4- и Q = 0,5 = ], если ±2_
г Qt Гц
& 2,8. Однако в большинстве случаев полностью соблюсти условия точного моделирования не удается, и тогда приходится прибегать к приближенному моделированию, соблюдая идентичность лишь наиболее важных критериев подобия.
При отборе таких критериев как раз и помогает оценка относительной значимости элементарных физических процессов, входящих в данное явление. Если какой-либо из этих процессов относительно мало интенсивен, то соответствующий ему критерий подобия теряет определяющее значение и может быть из рассмотрения исключен. В этом случае явление становится автомодельным, т. е. независимым по отношению к величине соответствующего критерия; однако надо подчеркнуть, что автомодельность не исключает других условий подобия, вытекающих из условий однозначности.
Следует отметить, что существование автомодельных областей желательно проверять пробными экспериментами [86 ].
Классическим примером анализа значимости отдельных составляющих крайне сложного процесса является работа А. Г. Гурвича, исследовавшего возможности расчета действительной температуры продуктов сгорания в топочных устройствах разных типов. Проанализировав систему дифференциальных уравнений, описывающих процессы, происходящие в топочной камере (уравнения неразрывности, состояния, движения потоков газа и частиц топлива, энергии, материального обмена, горения и теплообмена), он выделил из них около двадцати определяющих критериев подобия. Однако отбросив второстепенные воздействия, А. Г. Гурвич свел эту систему всего к одному комплексному критерию Больцмана Во и удовлетворительно описал обширный опытный материал, в том числе и по силовым камерам сгорания газотурбинных установок, критериальным уравнением
о _ Во0,6
1 + Во0’6'
Интересно, что несколько позднее Л. М. Белинкий [8] подтвер-дил приемлемость этого метода вычисления температуры горения и для камер сгорания дизелей.
Если же возникает вопрос о приближенном моделировании в явно не автомодельной области, то вопрос о возможности такого моделирования можно решить, оценив абсолютную погрешность подобного преобразования,
Ли" = и" — сии\
где и' и и" — параметр, требующий определения;
си — требуемый по условиям точного моделирования множитель подобного преобразования.
271
А. А. Гухман [32] предложил назвать величину eu =
степенью искажения величины и” и показал, что относительная ошибка моделирования с точностью до е„ равна степени искажения Еи. Если степень искажения Еи не превосходит ожидаемой погрешности измерений, то приближенное моделирование будет вполне оправданным.
Наконец, следует отметить то обстоятельство, что в определяющие и другие критерии подобия входят величины скоростей движения, линейные размеры и другие параметры, вопрос о выборе которых имеет важное практическое значение. При этом в большинстве случаев приходится иметь дело с полями скоростей, давлений, температур и т. п., что вызывает необходимость в осреднении соответствующих величин и введения в расчеты некоторых средних значений определяющих скоростей, температур и т. д.
В работах по теории подобия доказывается, что соблюдение сформулированных выше условий подобия автоматически приводит к равенству не только локальных, но и осредненных критериев, причем способ осреднения не имеет значения и принципиально может быть любым. Однако удобство использования критериальных уравнений побуждает к выбору такого способа осреднения, при котором осредненная величина определяется наиболее просто. Например, в качестве осредненного значения скорости обычно принимают скорость, среднюю по расходу рабочего вещества в данном сечении, в качестве осредненной температуры — среднюю арифметическую величину из начальной и конечной температур и т. д. Что же касается выбора определяющей величины скорости, линейного размера и т. д., то подобие явлений не зависит от того, какую конкретную скорость, например, взять в качестве определяющей, так как подобие предопределяет подобие скоростей во всех сходственных точках рассматриваемых систем. Однако желательно, чтобы определяющие величины также легко определялись и были бы характерными для данного явления. Например, для двигателей внутреннего сгорания логично в качестве определяющего размера принимать диаметр цилиндра, в качестве определяющей скорости — среднюю скорость поршня и т. д.
Очень важно, чтобы способы выбора определяющих величин и осреднения обязательно оговаривались и соблюдались в расчетах, так как произвольное изменение, например, способа осреднения или определяющего размера при использовании конкретной критериальной зависимости приводит к грубейшим ошибкам.
Таковы принципы физического моделирования, основывающегося на использовании теории подобия.
Физическое моделирование не получило пока большого распространения при исследованиях двигателей внутреннего сгорания. Однако в тех областях двигателестроения, где этот метод начал использоваться даже сравнительно недавно, он оказался весьма эффективным [76].
272
Использование методов теории подобия при исследовании процессов двигателей
Одним из примеров успешного использования методов теории подобия являются исследования процессов выпуска и продувки двухтактных двигателей, проводимые под руководством А. С. Ор-лина и М. Г. Круглова в МВТУ в течение последних лет. По установлении системы критериев подобия для этих процессов (которая включает в себя критерии Но, Re, Eu, Ма и показатель адиабаты й) были созданы модели для исследований этих процессов, исследованы их закономерности и значительно усовершенствован рабочий процесс двухтактных двигателей. При этом удалось уменьшить линейные размеры модели мощного двигателя в 5 раз, применив для продувки вместо воздуха изобутан, имеющий необходимое соотношение плотности и вязкости. Интересно в связи с этим, что Р. Штоффель [189] при исследовании эффективности контурной продувки двигателей Зульцер применил прозрачную модель цилиндра, в которой продувочный воздух имитировался трихлор-этаном, а горячие газы — спиртом. Применение этих жидкостей позволило соблюсти идентичность критериев Re в модели и образце, а их подкрашивание в сочетании с прозрачностью модели позволило наглядно наблюдать течение рабочих веществ в цилиндре в период смены заряда. Более того, измеряя плотность жидкости, оставшейся в цилиндре после «продувки», получили возможность непосредственного определения ее качества.
Развивая эти же принципы, Б. X. Драганов установил возможность и условия моделирования неустановившегося процесса наполнения двухтактных двигателей [36].
Подводя некоторые итоги этим работам, А. С. Орлин и О. А. Терский пришли к выводу о значительных преимуществах метода моделирования и дали обзор его возможностей применительно к созданию высокоэффективных выпускных систем многоцилиндровых двигателей.
Другим примером чрезвычайно сложного процесса, закономерности которого начали выясняться только после использования методов теории подобия, является процесс теплоотдачи от газов к стейкам цилиндров поршневых двигателей.
В настоящее время проблема оптимального температурного уровня охлаждаемых деталей двигателя стоит крайне остро, и прогнозирование их теплового состояния затрудняется из-за отсутствия достоверных данных о коэффициентах теплоотдачи от газов к этим деталям.
Ряд опытных исследований теплоотдачи в двигателях внутреннего сгорания (их обзор и библиографию можно найти в работах В. Эн не н да [135] и Г. Вошни [202]) привели к получению известных эмпирических формул (Нуссельта—Брилинга, Эйхель-Эерга и др.), расчеты по которым дают неудовлетворительные результаты.
18 В. С. Стефаиовский 273
Автором данного раздела совместно с А. А. Чирковым в 1958 г. была сделана попытка исследования механизма этого процесса с помощью методов теории подобия. Недостаток опытного материала не позволил полностью решить поставленную задачу, получив надежную формулу для расчета коэффициентов теплоотдачи. Однако позже была сформулирована правильная методика [135] решения вопроса, которая дала возможность отчетливо установить качественное представление о процессе.
В частности, было установлено, что структура формулы Нус-сельта противоречит теоретическим положениям теплофизики и что эта формула (и другие, ей аналогичные) допускают грубую качественную ошибку в объяснении процесса теплоотдачи, не учитывая значительной доли тепла, передаваемого излучением.
Оба эти вывода получили полное подтверждение в позднейших исследованиях. В. Энненд, переработав опытные данные многочисленных исследователей, подтвердил, что закономерности теплоотдачи в двигателях укладываются в предсказанную закономерность:
гг>4_fp4
X п 2 1 ст
аг~ а1 Re'"1 -Г- О. "Г —Г ’ с 1 1 1 1 ст
где Т и Тс/п — соответственно температуры газа и поверхности детали;
X — коэффициент теплопроводности.
В. Энненд установил границы изменений коэффициентов alt Шу и by. Кроме того, он выяснил, что интенсивность лучистой теплоотдачи в дизелях приблизительно на порядок выше, чем в карбюраторных и газовых двигателях.
Г. Вошни [202] также подтвердил несостоятельность структуры формулы Нуссельта и пришел к формуле, структура которой идентична с найденной А. А. Чирковым. Наконец, Дж. Эберсоул [150] непосредственными измерениями определил долю тепла, передаваемого стенкам цилиндров излучением, и нашел, что на режимах, близких к номинальным, эта доля составляет до 35—40%, что вполне совпадает с выводами, сделанными А. А. Чирковым.
Таким образом, использование теории подобия позволило довольно точно установить логичную структуру формулы для расчета коэффициентов теплоотдачи в двигателях, которая обеспечила хорошее качественное совпадение с опытами. В настоящее время, когда выведены уравнения, описывающие закономерности этого процесса, окончательное решение вопроса требует только постановки достаточно тщательных экспериментов на двигателях разных типов.
В качестве других примеров эффективности методов теории подобия можно сослаться на успешное применение ее к расчету топливоподающих систем дизелей, расчету подшипников [116], определению параметров распыливания жидкостей [35].
274
Интересные возможности открывает анализ механического юдобия двигателей внутреннего сгорания [131, 159]. При одинаковости средних скоростей поршня, средних индикаторных давлений и напряжений в деталях подобных двигателей их числа эборотов должны быть обратно пропорциональны линейным размерам. Установлена также автомодельность двигателей по отно-нению к критерию гомохронности, но с отступлением от подобия з величинах термических напряжений. Эти результаты позволяют проектировать детали двигателей методом пересчета с помощью масштабов подобия.
Использование изложенной выше методической основы теории юдобия подразумевает, что анализируемое явление изучено настолько, что возможно составление описывающих его уравнений. При наличии такой системы уравнений получение системы критериев подобия, устанавливающих количественные свойства процесса, является чисто технической задачей и не представляет затруднений. Однако в практике исследования сложных процессов могут быть и такие случаи, когда объем знаний о процессе недостаточен для составления системы уравнений и можно довольно приближенно указать, какие параметры должны быть существенными для исследуемого процесса.
Проведение опытов с целью отыскания связей между этими параметрами без какой-либо теоретической подготовки является 5езрезультатной тратой времени. Теория подобия располагает методами решения и таких задач, характерных для начальной стадии исследования сложных процессов и явлений. Эти задачи решаются с помощью специальной методики, называемой анализом размерностей.
Анализ размерностей
Подробно с анализом размерностей можно ознакомиться с помощью уже упоминавшихся книг А. А. Гухмана [321; в данном разделе будут кратко изложены основы анализа размерностей и некоторые примеры, иллюстрирующие его технику и возможности.
Можно сказать, что анализ размерностей основывается на двух рсновных положениях:
1. Размерности правой и левой частей любого математического зыражения, имеющего физический смысл, должны быть одинаковыми.
2. Размерность функции (независимо от ее вида) выражается Герез' размерности ее аргументов в виде степенного одночлена.
Для решения задачи методом анализа размерностей необходимо установить, от каких величин и параметров должна в прин-хипе зависеть искомая величина. Это делается обычно на основами общих физических представлений о механизме рассматрнвае-дого процесса и требует чрезвычайной внимательности, так как пропуск одного из существенных параметров приводит к ошибочности всех последующих результатов. .
18* 275
Затем выбирается система основных, независимых одна от другой, размерностей. Чем больше основных размерностей привлекается к решению задачи, тем полнее будет и это решение, но возможность увеличения числа основных размерностей ограничивается требованием их абсолютной взаимонезависимости. После этого размерности всех величин и параметров, вводимых в анализ, выражаются через основные размерности.
Составив размерности выбранной совокупности параметров, анализируют эту систему с целью выяснения вопроса о том, не следует ли ее пополнить некоторыми физическими константами (размерными постоянными), учитывающими действие тех или иных физических законов. Обычно это необходимо в том случае, когда одна и та же величина может быть как первичной, так и вторичной.
Например, если в число параметров, существенных для данного процесса, входит теплота, учитываемая в тепловых единицах, а выбранная система основных размерностей является чисто механической, то необходимо введение размерной постоянной (механического эквивалента теплоты). Убедившись в полноте системы анализируемых параметров, в соответствии со вторым принципом анализа размерностей представляют размерность искомой величины в виде степенного одночлена из размерностей величин, от которых она должна зависеть (составляется уравнение размерностей).
Например, предполагается существование неизвестной функциональной зависимости вида
и = f (х, у, z, t. . .).
Соответствующее уравнение размерностей будет иметь вид [«]=
где а, р, у, 6. . . — неизвестные числа, подлежащие определению.
Далее, основываясь на первохМ принципе анализа размерностей, приравнивают показатели степеней при основных размерностях в левой и правой частях уравнения размерностей и получают систему уравнений для определения неизвестных показателей степеней.
Определив последние, подставляют их в уравнение размерностей и получают расшифрованную функциональную зависимость определяемой величины от определяющих.
Так как эта связь выражается степенным комплексом (или системой степенных комплексов), то она вполне эквивалентна критериальному уравнению (в большинстве случаев получаются уже известные критерии подобия).
Как правило, задача решается не до конца, хотя получение решения сразу в конечном виде не исключено. Обычно же полученное решение содержит неизвестные константы и показатели степеней, которые определяются опытным путем.
276
Примером применения анализа размерностей к расчету тепло-напряженности двигателей может служить исследование, описанное в работе Б. С. Стефановского [111]. В ней использован факт существования прямой связи между режимом работы двигателя и его тепловым состоянием, на основании которого сделано предположение о том, что возможно существование прямой связи между тепловыми потоками, протекающими через охлаждаемые детали, и параметрами, характеризующими режим работы двигателя.
Если принять в качестве определяющих величин среднее индикаторное давление pif среднюю разность температур между газом и стенками цилиндра ДТт, среднюю скорость поршня сп и диаметр цилиндра Dip то уравнение размерностей для теплового потока будет иметь вид
[7] - [С]х [\Тт]У [D^ [Pi]“ fen (173)
вве-
связи
энергия где С — размерная постоянная с размерностью ----,
r г г г температура
дение которой учитывает существование такой (конкретно это может быть, например, газовая постоянная).
Приняв в качестве основных размерностей массу М, длину Л, время t и температуру Т, можем расшифровать размерности всех величин и привести уравнение размерностей (173) к виду
МГ3 = (ML2r2T~1Y TyU (ML~'r2Y (174)
Здесь, видимо, надо пояснить вычисление размерностей теплового потока и размерной постоянной. При вычислении их принимаем во внимание эквивалентность всех видов энергии, вследствие чего тепло может быть отождествлено с механической энергией. Тогда будем иметь
тепло площадь-время
энергия площадь-время
__ "масса-скорость2"! _ Г масса-длина2 *1 __ ,_3, [ площадь -время J [ длина2-время3 J L
Аналогично вычисляется и размерность постоянной С. Приравняв показатели при основных размерностях в левой и правой частях уравнения (174), получим систему уравнений для определения неизвестных показателей степеней:
х + и = 1; 2х + 2и + w = 3;
у — х — 0; 2х + z — и + w 0.
При решении этой системы, получаем: ш — 1; г/ — —х; и = — 1 — х; z — —Зх. Следовательно, искомая зависимость существует и имеет вид
рУ~к\тх
277
Опытами А. К. Костина [611 установлено, что тепловой поток через -поршень связывается с его диаметром эмпирическим выражением (°’89^0»97\ то с физической точки зрения соответ-
ствует обратной пропорциональности теплового потока от толщины детали, которая для двигателей приблизительно пропорциональна диаметру цилиндра. Тогда можно принять Зх 1 и
(176)
Но так как сп ~ где 5Л — ход поршня, п — число обо
ротов в минуту, а отношение ~ для большинства двигателей колеблется в узких пределах и может быть принято примерно постоянным, то выражение (176) приобретает окончательно следующий вид:
Ап р2&Тт, (177)
1
С з Sn 30£\
где А =
— постоянная, подлежащая определению опыт-
ным путем.
Полученная зависимость достаточно логична: с увеличением числа оборотов растет и число рабочих циклов, следовательно, абсолютное количество тепла, отводимое в систему охлаждения, должно расти пропорционально числу оборотов, что и отражает формула (177). Зависимость теплового потока от давлений и тем
ператур цикла косвенная, при этом тактность двигателя автоматически учитывается величинами р^ и &Тт, которые будут существенно зависеть от продолжительности цикла (тактности).
Структура формулы (177) совпадает со структурой формулы Нуссельта. Но это как раз и подтверждает неправильность структуры последней, так как тепловой поток и коэффициент теплоотдачи представляют собой различные теплофизические понятия и потому не могут в одинаковой степени зависеть от температуры газа. Форсировка двигателя по числам оборотов должна увеличивать теплонапряженность двигателя в большей степени, чем форсировка по среднему индикаторному давлению (наддувом).
Приведенный пример достаточно хорошо иллюстрирует технику и возможности анализа размерностей. В качестве других примеров можно сослаться на работы М. С. Ховаха [122] и А. Т. Болгова и др. [12]. В первой из них анализ размерностей использован для определения закономерностей теплообмена топлива с окружающей средой в процессе его распыливания и испарения. Приведен подробный вывод системы критериев подобия, которая позволила обобщить опытные данные и получить эмпирическую формулу, обеспечивающую удовлетворительное совпадение расчета процесса испарения топлива с результатами экспериментов. Во второй
278
работе анализ размерностей привел к созданию методики, позволяющей обобщить опытные данные по определению коэффициентов демпфирования крутильных колебаний, проведенных на специальной экспериментальной установке. Доказано, что использование предлагаемой системы критериев позволяет систематизировать результаты экспериментов, давая возможность правильного планирования опытов и широкого их обобщения. Также приводится подробный вывод с анализом полученных результатов.
Изложенный выше материал свидетельствует о значительных преимуществах исследований сложных процессов методами физического моделирования.
Метод аналогий
Понятие о подобии процессов и явлений, лежащих в основе физического моделирования, может быть существенно расширено, если отбросить подразумеваемую этим понятием общность физической природы явлений [32].
Выше указывалось, что с помощью методов теории подобия группа явлений описывается уравнениями с безразмерными переменными величинами (например, критерии подобия), и потому этому решению формально чужды представления о физической природе явлений (если отвлечься от вопроса о физическом смысле критериев подобия).
Вопрос о физической природе явления возникает при переходе от обобщенного решения к конкретному случаю, когда безразмерные критерии подобия распадаются на размерные величины с определенным физическим смыслом. Этот вопрос может рассматриваться как некоторое дополнительное ограничение, с помощью которого обобщенное решение определенной физической природы выделяется из всего множества обобщенных решений, включающего в себя и решения для явлений с другой физической природой.
С этой точки зрения понятию группы подобных между собой физически однородных явлений может быть противопоставлено понятие об обобщенном случае, объединяющем в себе все явления, тождественные в безразмерном представлении, независимо от их физической природы. В отличие от явлений одной группы, которые физически подобны, в обобщенный случай входят группы явлений, которые можно назвать аналогичными. Очевидно, что физическое подобие является частным случаем физической аналогии.
Нетрудно видеть, что в пределах каждой группы явлений должны действовать соотношения подобия, а между группами — соотношения аналогий, но те и другие различаются лишь качественно, а в количественном отношении тождественны. Потому, если исследователя интересуют только количественные результаты, то они могут быть получены на явлении другой физической природы, но аналогичном данному исследуемому.
279
Таковы теоретические основы метода аналогий, являющегося дальнейшим развитием метода физического моделирования и имеющего перед последним определенные преимущества.
В частности, если при физическом моделировании можно получить определенные удобства за счет изменения физических параметров исследуемого процесса и геометрии системы, в которой этот процесс протекает, то использование аналогии позволяет вообще заменить одни физические величины другими, например более точно измеряемыми или легче воспроизводимыми, причем в большинстве случаев аналоговая модель получается проще и дешевле физической. Поэтому метод аналогий широко применяется в технике и, в частности, в последнее время получает распространение и при исследованиях двигателей внутреннего сгорания.
Безразмерные математические описания
Для того чтобы безразмерные математические описания разнородных физических процессов были идентичными, необходимо, чтобы основные уравнения, описывающие эти процессы, были тождественными. Такая тождественность наблюдается для явлений, в основе которых лежит аналогичный физический механизм, в частности — для явлений переноса (внутреннее трение, теплообмен и диффузия).
В самом деле, внутреннее трение (вязкость) характеризуется законом Ньютона
= !-1 кГ>м ’
(178)
где [1 — коэффициент динамической вязкости;
dw
— градиент скорости.
В соответствии с законом Фика количество диффундирующего вещества прямо пропорционально градиенту концентрации
G = — D ~ кГ/(м2 • сек), (179)
где D — коэффициент диффузии.
Наконец, по закону Фурье количество тепла, переданного теплопроводностью, прямо пропорционально градиенту температуры:
q =ккал!(лЛсек). (180)
Выражения (178)—(180) — математически тождественны. Следовательно, явления вязкости, теплопроводности и диффузии аналогичны, причем аналогами являются: сила трения, количество вещества и количество тепла, коэффициенты вязкости, теплопроводности и диффузии, а также скорости, концентрации и температуры.
Это позволяет, например, исследовать количественные зависимости распространения тепла на диффузионной модели. В част-280
ности, И. Шнеллер и И. Реймон [183] исследовали распределение коэффициентов теплоотдачи по оребренным поверхностям, изготовив модели последних из кислотоупорного стекла, на котором укреплялись секторы хроматографической бумаги, пропитанной ортофосфорной кислотой Н3РО4, и обдувая модели воздухом с добавлением паров аммиака. Определив местную концентрацию образовавшихся фосфатов путем несложных пересчетов, они устанавливали поля коэффициентов теплоотдачи и могли делать вывод о качестве работы исследуемой конструкции.
При использовании метода аналогий (как упомянутой выше так называемой «тройной», так и рассматриваемых ниже некоторых других) возникает вопрос об установлении признаков аналогичности и условий перехода от явления к его аналогу.
В соответствии с уже рассмотренным соотношением между аналогией и физическим подобием можно уверждать, что необходимым и достаточным признаком аналогичности является тождественность основных уравнений и условий однозначности, представленных в безразмерной форме с помощью способов, рассмотренных применительно к физическому моделированию.
Аналогичность предопределяет равенство соответственных безразмерных переменных, характеризующих данные аналогичные явления. Если взаимно соответствующими величинами в двух аналогичных процессах являются, например, величины у и z, то их можно представить в следующем безразмерном виде:
у z z0
—, откуда z = -±y.
Уо Zq у$
Обозначив kzy = , причем под z0 и у0 можно понимать,
например, единицы измерений соответствующих физических величин, получим выражение, которое и дает возможность численного перехода от аналога к первичному явлению (или наоборот):
z - kzyy. (181)
Величина kzy называется множителем аналогового преобразования и от рассмотренных выше множителей подобного преобразования отличается тем, что имеет определенную размерность, во всем же остальном свойства этих множителей совершенно идентичны.
Следовательно, желая использовать метод аналогий, необходимо для двух аналогичных явлений записать основные уравнения в сочетании с условиями однозначности, выразить параметры основного явления через аналогичные ему с помощью множителей аналогового преобразования и далее поступить с комплексами этих последних множителей совершенно так же, как выше поступали с комплексами из множителей подобного преобразования при рассмотрении физически подобных явлений.
281
Последнее позволяет установить ограничения, накладываемые на величины отдельных множителей аналогового преобразования условиями аналогии, ограничивающими свободу их выбора. Получив значения указанных множителей, нетрудно поставить соответствующие опыты и интерпретировать их результаты.
Для исследования явлений, образующих «тройную» аналогию, и некоторых других, наиболее целесообразным оказывается применение аналогии этих явлений с. некоторыми электрическими процессами, что позволяет осуществить электрическое моделирование большого числа процессов и явлений.
Электрическое моделирование
Методика и техника таких исследований подробно рассмотрена в работах М. П. Кузьмина [67] и Э. И. Тетельбаума [114], поэтому здесь можно ограничиться лишь кратким изложением их существа и рассмотрением некоторых практических примеров.
Прежде всего необходимо отметить, что электрическое моделирование получило наибольшее применение для исследования физических систем, а также гидродинамических и тепловых процессов.
а) 5) 8)
Рис. 156. Электромеханические аналогии для механической системы с одной степенью свободы
Из физических систем наиболее часто моделируются механические системы (электромеханическая аналогия), причем возможны две системы электромеханических аналогий. В первой из них энергия магнитного поля соответствует кинетической энергии, а энергия электрического поля — потенциальной энергии; во второй энергия магнитного поля соответствует потенциальной энергии, а энергия электрического поля — кинетической.
В частности, для механической системы с одной степенью свободы, изображенной на рис. 156, а, к которой приводится много практически важных задач, уравнение динамического равновесия имеет вид
т 4т + SnW + 7~ Iw dt ~ Q л • (182)
CLL 41 *
В электрической модели (рис. 156, б), составленной по первой системе аналогии, имеем
L + Ri + 4- [ i dt = и (О, (183)
dl С/ J
282
а по второй системе (рис. 156, (?)
j и dt ~ J (0 .
(184)
Эти равенства подтверждают аналогичность этих явлений. На рис. 156: U (/) — генератор напряжения, J (/) — генератор тока; обозначение и сопоставление аналогичных величин уравнений (182)—(184) даны в табл. 9; в последней индекс к относится к динамическим системам, совершающим угловые (крутильные) колебания с координатой в виде угла ф.
9. Сопоставление параметров для электромеханических аналогий
Механическая система Электрическая цепь. Система аналогий
- 1-я 2-я
Обобщенная координата х, ф Обобщенная скорость о> Обобщенная сила Q, М Виртуальная работа Qdx, Mdq Количество движения mwt 0(0 Обобщенная масса т, 0 Податливость еп, ек Сопротивление трения Snt SK Кинетическая энергия Ек = V T-mu>2 = V -Т бе? Потенциальная энергия Р _ V 1 _ V 1 <ра " 2 еп ек Диссипация энергии Заряд q Ток i Напряжение и udq Магнитное потокосцепление ф Индуктивность L Емкость С Омическое сопротивление R Магнитная энергия Электрическая энергия •' = £ ‘ С«. Диссипация энергии ъ = S 4- Магнитное потокосцепление ф Напряжение и Ток t Мф Заряд q Емкость С Индуктивность L Омическая прово- димость g Электрическая энергия - Е 2 С“’ Магнитная энергия V* = У 4- Li* Диссипация энергии “ S 2 е“’
В связи с тем, что все характерные механические величины имеют соответствующие им электрические аналоги, возможно широкое использование электрического моделирования для исследования подобных процессов. При этом для построения моделей сложных механических систем наиболее целесообразно использовать четырехполюсный метод, при котором каждое из звеньев
283
10. Электрические аналогии некоторых механических устройств
Электрическая модель
Механическая система
1-я система аналогий
2-я система аналогий
е
10-V\/W\rO 2
284
еханической системы заменяется соответствующим ему электри-гским аналогом. Некоторые примеры таких аналогий приведены табл. 10.
Выбор параметров электрических моделей механических си-гем производится следующим образом: сопоставляя уравнения еханической и электрической систем, нетрудно установить, что еобходима идентичность четырех критериев подобия:
для первой системы аналогий
т __ QZ __ uta .-г _____ Q __ и .
1 mw Li ’ 2 Ri ’
= = п4 = ш/ = ®Л;
d lt3 ’
(185)
для второй системы аналогий
п1 = Qt mw it9 “ Си ’ П2 = Q Sw i
П3 = Qe wt — ~~ Ut9 ’ ГТ 4 ™ : (о/
(186)
Оставляя неизменным условие П4 = первые три
ля первой системы, например, можно привести к более удобному
ИДУ
(187)
Отсюда следует, что для полного соответствия механической электрической систем необходимо, чтобы
Li: L2 • А3 • • • ^2 • тз • • •
: С2: С3 .. . : Сп = : в3 ... : еп\
/?1:/?2:T?3...:/?rt = S1:S2:S3..,:Srt.
j
(188)
Однако соблюдение третьего условия в системе (188) вызывает ’рудности в связи с тем, что часто неизвестно распределение меха-шческих потерь по элементам системы. Обычно это затруднение феодолевают, вводя условие одинаковости коэффициентов динамического усиления механической системы и электрического уси-тения при резонансе
= = (189)
чде 0 — логарифмический декремент затухания;
Е — запас энергии в системе при колебаниях; Д£ — диссипация энергии за один период.
285
Можно показать [114], что
hp QL,
(190)
где Ql = ---добротность индуктивных катушек модели.
Последнее соотношение позволяет установить масштаб времени при моделировании, который обычно выбирается по условию практической осуществимости требуемой добротности
В качестве практического примера на рис. 157 даны схемы и приведены параметры коленчатого вала двигателя, свойства которого в отношении крутильных колебаний надлежит исследовать, и его электрической модели [114]. Предполагается, что коэффициент динамического усиления 30 при частоте (о — 440 сек1.
д кГсеы*2 50,о ^6
Л нУ Ф Ф ©О
е-106кГ^ 0,W0 0,0W 0,053 0,053
© © © © ©
L гн Z70 0,030 0,026 0,026 0,026
С НКф W Qfl^OjTs
Рис. 157. Практический пример эквивалентной схемы коленчатого вала двигателя и его электрической модели
Из формулы (190) следует, что Ql — ~ = 30. Если для катушек
л
самоиндукции — ~ 200 ом!гн, то частоте (о — 440 сед"1 будет соответствовать jLr
R электрическая частота — 30-200— 6000 сек \ т. е. масштаб вре-
мени в модели изменится приблизительно в 14 раз. Приняв одну из податливостей механической системы и соответствующий ей момент инерции за базисные, получим базисное значение механической частоты
_________1_________
/ 0,053-10“®-1,46
= 3600 сек"1.
Соответствующая базисная частота модели будет в 14 раз выше, т. е.
(в30 = 14-3600 — 50 400 сед-1.
Приняв значение базисной емкости Со = 0,015 мкф, получим соответствующее этой частоте значение базисной индуктивности £0 — 0,026 гн (на рис. 157 базисные величины подчеркнуты). Остальные электрические параметры модели выбираются по соотношениям (188).
Метод электрического моделирования применим не только к одномерным, но и к многомерным механическим системам. Более того, используя так называемые матричные модели, можно исследовать весьма сложные механические системы, поведение которых описывается системами линейных дифференциальных уравнений. Преимущества при моделировании сложных, особенно нелинейных, систем дает использование структурных моделей, каждое звено 286
I1
юторых выполняет определенные математические операции. Такой 1етод широко используется при решении различных вопросов регулирования, При этом, в частности’ возможно сочетание модели [ натуры, т. е. некоторая часть узлов сложной системы может быть [атуральной, а другая — представлена электрическими моделями например, сочетание натурального регулятора с электрической моделью регулируемого двигателя [114]).
Другой обширной областью электрического моделирования яв-гяются электрогидравлические и электротепловые аналогии, ко-юрые, в отличие от моделирования механических систем, относятся к моделированию физических полей.
Существует два метода моделирования физических полей — летод сплошных сред и метод сеток.
Первый применим к задачам, сводящимся к уравнению Лапласа,
Это же уравнение описывает и стационарное электрическое поле тока в проводящей среде при отсутствии в последней источников или стоков электрической энергии.
Проводящей средой является электролит или электропроводный слой (например, специальной бумаги или тонкого слоя металла для двумерных задач).
Существенно, что при применении уравнения Лапласа к электропроводящим средам наряду с функцией потенциала и (х, у) можно ввести и функцию тока i (х, у), причем для поля А они описываются выражениями
_ (192)
ду ™ дх > дх ’с ду ’
где Ус — удельная проводимость слоя.
Для другого поля эти же соотношения приобретут вид
1 di Б dug 1 dig
dy ~ Ус dx ’ дх ус ду '
(193)
Сравнение выражений (192) и (193) дает понятие, что возможны две аналогии для плоского поля (Л и Б), причем семейство эквипотенциальных линий аналогии А соответствует семейству линий тока аналогии Б, и наоборот. Переход всех граничных проводников модели в изоляторы, а изоляторов — в проводники без изменения их формы и взаимного расположения превращает эквипотен-циали в линии тока, и наоборот (рис. 158).
Соответствующие величины обеих аналогий сопоставлены в табл. 11.
Наличие аналогий А и Б облегчает моделирование и, в частности, по системе Б можно моделировать вихревые поля, так как 287
вблизи цилиндрического электрода линии тока расходятся пО
радиусам, а эквипотенциали окружают электрод по окружностям. В системе аналогий А тонкий электрод будет соответствовать источнику или стоку, а в системе Б — вихрю.
Достоинством метода сплошных сред является простота моделей и легкость обеспечения соответствия между геометрией и
Рис. 158. Аналогии А и Б для электростатического поля
граничными условиями модели и натуры. Его недостаток — ограниченная область применения, вытекающая из изложенной выше математической основы.
11. Сопоставление характерных параметров электростатических полей А и Б
Параметры электростатических полей 11оля
А Б
Напряжение иА U б
Ток М 1Б
Координаты X У У X
Удельная проводимость Ус —
Удельное сопротивление — 1 Ус
Рис. 159. Схема замещения элементарного объема сплошной среды по методу сеток
Метод сеток значительно более универсален вследствие того, что он позволяет интерпретировать уравнения более сложные, чем уравнение Лапласа.
Этот метод состоит в том, что сплошная среда замещается дискретными элементами (например, схема рис. 159), что эквивалентно представлению уравнений в конечных разностях.
При этом, включив в узлы сеток источники тока в соответствии с выбранной функцией распределения F (х9 у, z), получим возможность моделировать уравнения Пуассона
- ~F(x п г\ (194)
дх* ду* да2 yf ? ’ 2 ’
Если б узлы сетки включить стоки в виде омических проводимостей, то получим модель уравнения вида
О'. МЛ (195)
288
Выполнив стоки в виде конденсаторов, придем к возможности моделирования уравнения Фурье
(1ЭД
дх2 1 ду2 1 dz2 v 7 dt 4 7
Наконец, выполнив стоки в виде индуктивностей, сможем моделировать волновое уравнение
(197)
Возможно моделирование еще более сложных процессов, если некоторые из основных сопротивлений сетки заменить индуктивностями или емкостями.
Таким образом, большим преимуществом метода сеток является его универсальность. Недостаток его в трудности точного задания граничных условий для объектов со сложной конфигурацией.
Применение электрического моделирования
В качестве конкретных примеров использования электроги-дродинамической аналогии можно привести работы А. Ш. Аса-турьяна [5], А. К. Гаврилова и Ю. А. Зензина [29]. В первой из них обосновывается возможность электрического моделирования газодинамических явлений, происходящих во впускной и выпускной системах двигателя и описываемых уравнениями
др дргЮ дргШ2 ,
dx dt । dx ' 8гг ’
J- - Г)- ПО-К - const i о, СОГ151.
(198)
Путем несложных преобразований с учетом выражений для скорости распространения звука в газе, скорости газа w через его объемный расход V и площадь трубопровода Q и при допущении, что критерий Маха мало изменяется как по длине трубопровода, так и во времени, система (198) приводится к виду
др __ 1 1 дргУ
дх """ 1 + kM2 ’ “Q дГ*
t 1 I?
“(1 + kM2)8re '1Г'ргУ;
др _ а2 дргУ ~дГ " дхГ ’
(199)
где а и М — соответственно скорость звука и критерий Маха; рг — плотность газа;
гг — гидравлический радиус трубопровода;
— коэффициент гидравлического сопротивления.
19 Б. С. Стефановский 289
Система уравнений (199) вполне аналогична системе дифференциальных уравнений, описывающих распространение тока в длинной линии,
du . т di I т> • du 1 ь ~ ~dtl " 'с'~дхз' (200)
Это делает возможным такое моделирование. Интересно, что сравнивая выражения (199) и (200), можно установить следующие соотношения между множителями аналогового преобразования, в которые входят семь неизвестных значений указанных множителей:
mu mt mu mt 4
—— — mRmi\ — = mL— • — = —l-. (201)
mx * mx b mt » mt m^mx v 7
Следовательно, четырьмя из них можно задаться произвольно, а три будут определены из соотношений (201).
В работе А. К. Гаврилова и Ю. А. Зензина [29] исследовалось течение воздуха в системе охлаждения двигателя Д-37М. Течение воздуха принималось потенциальным и подчиняющимся уравнению Лапласа, что позволило выполнить модель из электропроводной бумаги с использованием аналогии Б. Справедливость допущения о приближенной потенциальности течения была проверена и подтверждена экспериментально.
Имитация на модели оребрения цилиндров в виде наклеенного слоя с другим значением проводимости позволила установить распределение потока воздуха по межреберным каналам, которое оказалось достаточно равномерным. Разработанные и проверенные в этом исследовании методические и принципиальные вопросы электрического моделирования воздушных, систем охлаждения могут значительно упростить и ускорить доводку подобных систем.
Наконец, И. П. Пономаревым были моделированы утечки топлива через зазоры плунжерной пары и, в частности, во впускное и отсечное окна гильзы при нагнетании топлива в форсунку. Было показано, что движение топлива подчиняется уравнению Лапласа, что позволило осуществить моделирование с использованием сплошной среды в виде листа жести, оконтуренного медной шиной, в смасштабе 10 : 1, воспроизводившего развертку верхней части плунжера. Путем снятия эквипотенциалей были найдены, линии тока при разных положениях окон гильзы, и подсчитаны значения утечек топлива, которые оказались зависимыми от положения плунжера относительно отверстий гильзы и достаточно значительными. Хорошее совпадение результатов моделирования с прямым измерением утечек свидетельствует о достоверности предложенной методики и позволяет использовать ее при проектировании и доводке топливной аппаратуры.
В ряде работ успешно использована электротепловая аналогия для исследования теплового состояния охлаждаемых деталей двигателя [59], 290
Анализируя дифференциальное уравнение Фурье (196), нетрудно установить электрические аналоги тепловых величин (табл. 12).
12. Электрические аналогии тепловых величин
Тепловые величины Обозначение Размерность Электрические вел ичины Обо-зна-че-и Не Размерность
Температура Разность температур Теплопроводность Теплоемкость Температуропроводность Удельный тепловой поток Количество тепла Координата тела Время т \т X с а фг Q х, & 2 t °К или °C град ккал/(м*ч ‘град) ккал/(кг/град) м2/ч ккал/(м2 - ч) ккал м ч Напряжение Падение напряжения Проводимость Емкость Сила тока Количество электричества Координата узловой точки Время •а й 1СИ Г'I . <*> <Г) в или мкв в или мкв олг1 ф илн мкф сек'1 а или ма к м ч
При моделировании тепловых процессов с подводом или отводом тепла в среду, окружающую твердое тело, возникает затруднение вследствие того, что коэффициент теплоотдачи а не имеет электрического аналога. Это затруднение можно преодолеть, записывая условие распространения тепла на границе твердого тела следующим образом:
(202)
де Tf и Тш — температуры поверхности и омывающей ее среды. Введя понятие о толщине теплового пограничного слоя 6Г = Л
= —, выражение (202) можно переписать следующим образом:
__ __ Tf TW /ОЛ о\ dn “ 6Г *
Тогда граничные условия электрической модели должны определяться аналогичным соотношением
__ du __uf — uw dn ~~ ’
(204)
где — толщина электрического пограничного слоя модели.
Так как тепловой пограничный слой анизотропен и проводит тепло только по нормали к поверхности, то электрический погра-19* 291
ничный слой также должен удовлетворять этому условию. При выполнении модели из электропроводной бумаги электрический пограничный слой имитируют изолированными одна от другой полосками этой бумаги, имеющими длину бэ = бг —
Если же при моделировании используют модель в виде сетки сопротивлений (рис. 160), то для моделирования местных значений коэффициентов теплоотдачи используют отдельные сопротив-
Рис. 160, Модель для изучения температурного поля поршня в виде сетки сопротивлений
ления, величину которых определяют, исходя из аналогии между тепловым потоком q и током /:
q = а АТ; 1 = -^-, откуда R =
Измерение электрических потенциалов во всех случаях должно производиться приборами, не потребляющими ток (компенсационные или ламповые вольтметры); в противном случае измерительный прибор образует сток энергии, искажающий эквипотенциал и модели.
Распространение тепла в охлаждаемых деталях двигателей практически стационарно, так как цикловые колебания их температур крайне невелики. Кроме того, тепло распространяется большей частью только в двух направлениях, что позволяет использовать двумерные плоские модели. Вследствие этого, [28] множители аналогового преобразования отдельных величин могут быть произвольными, а идентичность электрических и температур-292
ных полей достигается соблюдением идентичности граничных условий.
Правильный выбор граничных условий для охлаждаемых деталей двигателей представляет трудную задачу» так как интенсивность подвода тепла к ним от газа пока не поддается уверенному расчету. Обычно граничные условия со стороны газа устанавливаются в виде значений среднего коэффициента теплоотдачи от газа агаз и средней температуры газа Тгаз, вычисляемых по формулам
I
где rz — коэффициент тактности n 1С1
м z л-ч рис. 161 Схема задания граничных
(для^ двухтактных двига- условий при моделировании тепло-телей тг = 1, для четы- вого состояния поршня рехтактных т2 = 0,5).
Если текущие значения температуры газа Т достаточно точно определяются из индикаторных диаграмм (см. выше), то для вычисления текущих значений коэффициентов теплоотдачи а даже наиболее достоверные данные В. Энненда [135] все же недостаточно надежны и универсальны.
Поэтому обычно поступают следующим образом: задав граничные условия со стороны газа путем расчета коэффициентов теплоотдачи по той из формул, которая признана для данного случая наиболее достоверной, осуществляют модель и проводят пробные замеры, результаты которых сравнивают с известными измеренными температурами исследуемой детали. Если результаты моделирования и прямого измерения окажутся достаточно близкими, проводят намеченные исследования на модели. При грубом расхождении граничные условия модели корректируют, добиваясь указанного совпадения.
Значительные трудности представляет электрическое моделирование теплового состояния поршней вследствие уже отмеченных затруднений с оценкой коэффициента теплоотдачи от газа, который переменен по площади поршня и на периферии его, по-видимому, в несколько раз выше, чем в центре, что согласуется с повышенными скоростями вихревых движений газа в этих областях цилиндра. Кроме того, граничные условия для поршня 293
достаточно сложны (рис. 161) и характеризуются интенсивностями теплоотдачи от поршневых колец к гильзе аь от поршня к кольцам а2 и а3, от поршня к гильзе и а5, а также от поршня к воздуху в картере аа или охлаждающему маслу и юбке аю.
Интересное исследование по оценке указанных выше величин и изучению их влияния на температуры поршня было выполнено Н. X. Дьяченко и его сотрудниками [381.
В результате этого исследования установлено, что при отсутствии организованного масляного охлаждения поршня интенсивность теплоотдачи к воздуху в картере пренебрежимо мала (ав 0). Следует заметить, что масляное охлаждение может обеспечить весьма значительные коэффициенты ам> в быстроходных двигателях и теплоотдача в воздух может стать ощутимой.
Коэффициенты теплоотдачи в местах контакта для современных двигателей обычно весьма высоки (ах а3 > 15 000 ккал/(м2 X Хч-град) и почти не оказывают влияния на температуры днища поршня, однако их понижение до величин 5000—10 000 ккал/(м2х Хч>град) повышает температуру кольца на 5—6%. Поэтому при чистых контактных поверхностях кольца, поршня и гильзы эти коэффициенты можно.принимать без расчета равными ах = а3 — = 15 000 ккал/(м2-ч-град), наличие же лаковых отложений или нагара должно быть тщательно учтено, лучше всего — опытным путем. Теплоотдача от днища поршня к юбке % также пренебрежимо мала. Влияние отвода тепла через зазоры с интенсивностями а2, а4 и а5 весьма ощутимо и должно тщательно учитываться для реальной величины этих зазоров в рабочем состоянии (например, расчетом теплопередачи через воздушные прослойки с учетом излучения).
Следует учитывать также интенсивность охлаждения гильзы цилиндра аохл, которая вводится в граничные условия или непосредственно (путем моделирования системы поршень—гильза) или в виде температуры гильзы, зависящей от а0О. В работе Н. X. Дьяченко [38] установлено, что изменение аолл в пределах 500—2500 ккал/(м2 -ч-град} интенсивно влияет на температуры поршня и поршневых колец, затем это влияние резко падает. Практически в двигателях водяного охлаждения в большинстве случаев аохл > 2500 ккал/(м2*ч* град), поэтому в большинстве случаев (после соответствующей проверки расчетом) можно принимать аохл ~ 2500 ккал/(м2*ч<град) = const. Однако предварительная проверка для двигателей водяного охлаждения обязательна, а для двигателей с воздушным охлаждением [аохл < < 2500 ккал/(м2'Ч*град)] учет действительного значения этой величины совершенно необходим.
Электротепловая аналогия с успехом использовалась для определения температурного состояния поршней [196], гильз цилиндров водяного и воздушного [43] охлаждения, элементов газовых турбин. Этот метод использовался и для оценки эффективности внутреннего испарительного и термосифонного [28] 294
охлаждения; безусловно, возможны й другие приложения описанного метода, что делает целесообразным его широкое использование при исследованиях и доводке двигателей.
В заключение необходимо отметить, что электрическое моделирование может выполняться и с помощью электронных вычислительных машин непрерывного действия (аналоговых), в которых также используется аналогичность различных электрических физических и механических процессов, выражаемых соответствующими системами дифференциальных уравнений, решение которых представляется в виде зависимости той или иной выходной величины от времени.
Эти машины обычно представляют собой совокупность стандартных блоков, выполняющих непрерывные электрические операции сложения, вычитания, умножения, деления, дифференцирования, интегрирования и т. д., подбор соответствующего сочетания которых позволяет решать поставленную задачу.
Эти машины обычно довольно узкоспециализированы и наиболее удобны для исследования различного рода переходных процессов, где позволяют легко получать и регистрировать функциональные зависимости от времени интересуемых параметров процесса.
В качестве практических примеров использования таких машин для решения задач, возникающих при исследованиях двигателей внутреннего сгорания и их систем, можно привести работы В. И. Крутова и Ф. М. Данилова [66], И. А. Лабуна [73], В. М. Лобастова и И. И. Давидкина [78], В. И. Толшина [115], С. Изо-мура и О. Омотара [167], а также Е. В. Губера [166].
В первых пяти работах приведены методики и результаты исследований переходных режимов дизелей, а в последней весьма подробно описано использование аналоговых машин (наряду с другими способами электромоделирования) для исследования процессов, происходящих в топливоподающих системах дизелей.
Для использования аналоговых машин при исследованиях различных процессов двигателей внутреннего сгорания обычно составляют соответствующие уравнения.
Подводя итоги изложенному, можно констатировать, что моделирование является таким средством исследования сложных явлений, методы которого вполне применимы к большинству процессов, происходящих в двигателях внутреннего сгорания.
Особую ценность моделирование приобретает благодаря представляемой им возможности широкого обобщения результатов экспериментов, что позволяет распространять получаемые выводы на значительное количество аналогичных или подобных явлений и тем самым может способствовать уменьшению затрат на проведение исследовательско-доводочных работ, а сами эти затраты сделать более рациональными.
Поэтому освоение и использование методов моделирования можно считать первоочередной задачей испытателей и исследователей двигателей внутреннего сгорания.
Некоторые виды измерений и исследований
В данной главе кратко рассмотрены[измерения и исследования параметров, связанных с протеканием рабочего процесса или зависящих от характера и] результатов последнего.
Измерение температур при испытаниях двигателей
Температуры рабочих тел и деталей двигателей влияют на протекание и параметры рабочего процесса. Работоспособность таких деталей, как поршни, поршневые кольца, гильзы и головки цилиндров, клапаны, непосредственно зависит от их теплового состояния. Поэтому при испытаниях двигателей всегда измеряют температуры:
1. Стационарные или медленно меняющиеся жидкостей и газов (вода, масло, топливо, воздух).
2. Быстропеременные газовых сред (воздух и продукты сгорания в цилиндре, отработавшие газы).
3. Деталей двигателя.
Измерение стационарных или близких к ним температур газов, воды, масла и топлива не представляет особых затруднений и производят его с помощью приборов и методов, типичных для общей теплотехники и подробно описанных в литературе.
Измерение мгновенных температур газов является очень сложной задачей; методика измерений этих температур также описана во многих работах [21, 63, 65, 75, 96].
Для этих целей используют исключительно платино-платино-родиевые или хромель-алюмелевые термопары; для термометров сопротивления наиболее подходящим материалом является вольфрам [21], который имеет почти линейную зависимость сопротивления от температуры и высокую прочность (сгв = 450 кГ/мм2).
Не исключается использование и таких материалов, как платина и никель, а также проволоки из чистого золота, высокие коэффициенты теплопроводности [X = 260 ккал/(м2 -ч-град)] и термоокислительная стойкость которого хорошо известны.
В практике известны случаи применения проволоки диаметром 0,005—0,1—0,2 мм\ проволоки больших диаметров использовались для измерений в среде с более высокой температурой.
Во всех случаях измерений стремятся увеличить относительную I
длину чувствительного элемента.
296
Теплоотвод в стойки последнего можно практически не учитывать при> 150 [96].
В работе Н. Н. Огородникова приводятся соображения по выбору диаметра проволоки, исходя из величины возможных абсолютных и относительных погрешностей. Так, для того чтобы абсолютная величина погрешности не превышала 1 %, рекомендуется соотношение
Bi = ^<0,04, (207)
л
где а — коэффициент теплоотдачи от среды к поверхности чувствительного элемента;
X — коэффициент теплопроводности материала; гпр — радиус проволоки чувствительного элемента.
В методическом отношении в основу измерения температур могут быть положены различные способы:
1. Создание практически безынерционных термопар или термометров сопротивления из проволок очень малых диаметров (5—10 мк).
2. Измерение температуры инерционным термоприемником с введением поправок на инерционность.
3. Экстраполяция результатов одновременных измерений термоприемниками разных диаметров на «нулевой» диаметр.
Последний метод, хотя он технически и наиболее сложен, можно считать наиболее перспективным, так как при этом из расчетных уравнений удается исключить неизвестный коэффициент теплоотдачи от газа к проволоке термоприемника, достоверная оценка которого крайне затруднительна.
Соответствующая методика для трехпроволочного термометра сопротивления изложена в работе М. Г. Круглова и Л. П. Павлович [65]; на рис. 162 приведены конструкция датчика температуры и схема одного канала измерительной системы.
К особенности датчика относится то, что его чувствительный элемент соприкасается с газовым потоком лишь на время измерения, а в остальное время защищен экраном 6. Это позволило выполнить чувствительные элементы в виде очень тонких вольфрамовых проволок (соответственно 0,01; 0,02 и 0,03 мм), приваренных к шести хромелевым стойкам 7. Измерительная база датчика равна 6 мм. Каждая из проволочек включалась в двухпроводную мостовую схему, питаемую от тензостанции УТС-1-ВТ-12, сигналы которой фиксировались светолучевым осциллографом МПО-2. Для измерения сопротивления проволок датчика при тарировке последнего использовался измерительный мост ЭТАМ-ЗА с гальванометром ГМП.
Зависимость сопротивления проволок от их температуры, необходимую для обработки осциллограмм, устанавливают с помощью статической тарировки. Фиксируя изменение сопротивлений проволок во времени, тем самым замеряют для каждого 297
момента времени как мгновенную температуру проволок Тпр, так dT
и скорость ее изменения . Из опубликованной литературы
[65] следует, что для любой из проволок мгновенная температура торможения газа Т* связана с этими величинами и диаметром проволоки dnP соотношением
Тг = Тпр + Cd2~m , (208)
где С и m — постоянные величины, которые определяются из критериального уравнения для коэффициента теплоотдачи от газа к проволоке; в общем случае значения коэффициента С точно неизвестны.
Я
Рис. 162. Трех пр оболочный термометр сопротивления для измерения мгновенных температур отработавших газов:
а — датчик температуры; б — схема канала измерительной системы; 1 — корпус; 2 — пружина; 3 — нажимная головка; 4 — торцовый изолятор; 5 — фторопластовый изолятор; 6 — экранирующий колпачок; 7 — стойки; 3 — направляющие шпильки; 9 — винты; 10 — тензостанция УТС-ВТ-12; 11 — выносной измерительный мост; 12 — измерительный элемент датчика; У — усилитель; Г — генератор несущей частоты; Д — демодулятор; О — осциллограф; Э — мост ЭТАМ-ЗА; г — гальванометр
Но так как замер производится одновременно тремя проволо-(dT \ d2~!n \,
в точке пересечения ее с осью температур находим мгновенную температуру торможения газа Т*, 298
Измерение температуры газов в цилиндрах
Для измерений температур газов в цилиндрах до сих пор не удалось создать работоспособный термоприемник, сочетающий ничтожно малую тепловую инерцию с достаточной механической прочностью. Поэтому измерения температур газа в цилиндрах осуществляли в основном оптическими приборами.
Наиболее часто для этой цели применяли методы обращения спектральных линий. Одна из подобных схем, использующая метод лучеиспускания-поглощения в области Д-линии натрия, приведена на рис. 163.
Действительную температуру пламени определяют по этому методу на основе измерения трех величин: яркости источника
Рис. 163. Схема измерения быстропеременной температуры газа по методу обращения спектральных линий
сравнения; яркости пламени; яркости излучения источника, прошедшего через пламя, плюс яркость пламени. При измерении, излучение вольфрамовой лампы Л с помощью дискового обтюратора преобразуется в пульсирующий поток с частотой 300 гц, а излучение пламени Пл прерывается с частотой 60 гц дисковым обтюратором Д2. Диски Дх и Д2 имеют различные форму и количество отверстий, но вращаются с одинаковой скоростью. Модулированный монохроматический световой поток после призменного монохроматора Мр поступает на фотоумножитель Ф и далее в виде усиленного усилителем У электрического сигнала выделяется на регистрирующем приборе РП, например, катодном осциллографе. Вследствие различной степени модуляции светового потока составляющие измерительного сигнала а, b и с перед пересчетной схемой ПС соответственно пропорциональны интенсивности излучения лампы, суммарной интенсивности излучения пламени и излучения лампы, интенсивности излучения пламени. На выходе из пересчетной схемы формируется сигнал, пропорциональный температуре пламени ТПл, в соответствии с соотношением
а~Ь =ехр43,7(-У-~-у-)- (209)
При отсутствии пересчетной схемы сигналы а, b и с регистрируют на осциллографе, а температуру пламени Тпл определяют из уравнения (209).
299
Рассмотренный метод применим для измерения температур как светящихся, так и прозрачных пламен. Точность измерения данным методом определяется в основном точностью измерения величин а, Ь
и с на осциллограмме и составляет примерно 100° С для температур 2000—
2500° С [51].
Перспективными представляются также фотоэлектрические индикаторы температуры, действие которых основано на оптическом разделении коротковолновой и длинноволновой частей спектра излучения пламени. Охлаждаемый фотоэлектрический датчик может быть выполнен достаточно компактным (рис. 164, а).
Резьбовая часть 1 ввертывается непосредственно в головку цилиндра. Внутри датчика по ходу излучения располагаются квар-
Рис. 164. Фотоэлектрический индикатор излучения газа: а ~~ конструкция; б — пример регистрации
цевое окно 2, диафрагма 5, плоско-выпуклая собирательная линза 4 и делительный блок из кварцевых призм 5. Разделенное на два потока излучение пламени через светофильтры 6 и 5, покрытые с внешней стороны полупрозрачными амальгамами и пропускающие только определенную часть спектра, поступает на фотоэле-300
менты 7 и 9 с соответствующими спектральными характеристиками. Изменение фототока во времени в обоих каналах датчика регистрируют с помощью осциллографа. На рис. 164, б приведен пример осциллограммы изменения интенсивности излучения в коротковолновой А и длинноволновой В частях спектра, а также давления С. (Сгорание бензина в бомбе; среда — воздух при давлении 15 кПсм\ воспламенение — от нагретой поверхности).
Следует отметить, что наиболее сложным моментом таких измерений является спектральная тарировка фотоэлектрических датчиков по температуре. Эта задача пока не получила вполне удовлетворительного решения, в связи с чем результаты регистрации иллюстрируют процессы воспламенения и сгорания в основном только качественно.
Существуют и другие методы оптического измерения быстропеременных температур [51, 52]. Однако в большинстве случаев для их использования требуются специально оборудованные (с прозрачными участками цилиндра) опытные двигатели, а точность измерений невысока и сопоставима с точностью определения температуры газа по индикаторной диаграмме (см. выше). Для большинства практических целей последний, наиболее простой, метод является предпочтительным.
Измерение температуры деталей двигателя
Одним из распространенных измерений при испытаниях двигателей являются измерения температур их деталей.
Исследование теплового состояния деталей двигателей может осуществляться различными способами:
1. С помощью специальных термокрасок.
2. Измерением поля твердости материала детали или твердости специальных «свидетелей».
3. С помощью плавких вставок.
4. Термопарами. /
Термометры сопротивления для этой цели используются редко.
Первый способ с наибольшим успехом применим при исследовании температурного поля наружных поверхностей некоторых деталей и корпуса двигателя. Промышленностью разработано несколько комплектов термокрасок и термокарандашей, позволяющих измерять температуру в диапазоне 50—1500° С. Измерение температуры этим методом основано на изменении цвета термокраски при нагревании детали до температуры перехода. Последняя зависит от времени нагрева и продолжительности выдержки при данной температуре и определяется предварительно тарировкой. Точность метода зависит от разности температур перехода двух соседних термокрасок и не превышает, как правило ±(5— 10)° С.
Метод, основанный на изменении при нагреве поля твердости материала детали или твердости специальных «каленых» штифтов, имеет более широкую область применения и позволяет измерять 301
температуру в интервале 200—500° С с точностью до ±5% [138, 157]. Наиболее удачные результаты были получены при термометрии клапанов и поршней двигателя.
Метод плавких вставок используется в основном для термометрии поршней небольших высокооборотных двигателей, где его применение оправдано простотой разборки и сборки, приемлемой точностью и невозможностью применения более совершенных методов измерения.
Для замера температуры по этому методу ориентировочно прогнозируют температурное поле поршня и в избранных местах в специально выполненных глухих отверстиях зачеканивают плавкие «свидетели», представляющие собой короткие трубки длиной 3—5 мм, заполненные специальными сплавами. Рекомендуемые сплавы и температуры их плавления приведены в приложении 3.
В районе точки измерения устанавливают несколько «свидетелей» с близкими температурами плавления. Заполнение сплавом и установка их должны быть выполнены так, чтобы при испытании исключалось непосредственное попадание пламени на материал плавкой вставки. После того как двигатель проработает на исследуемом режиме в течение 25—30 мин, его разбирают и осматривают поршни. Температуру в месте измерения определяют как среднюю между температурами плавления самого холодного из невыплавив-шихся «свидетелей» и самого горячего из выплавившихся. Таким образом, точность измерения ±(1—6%) тем выше, чем меньше разность температур плавления двух соседних сплавов.
Этот способ достаточно прост, если не считать необходимости разборки двигателя, но не позволяет регистрировать изменение температуры деталей двигателя при переходе с одного режима работы на другой.
Наиболее универсальным является измерение температур с помощью термопар.
Достоверность результатов измерений температуры в значительной мере зависит от конструкции термопары, способа заделки ее в месте измерения, качества изоляции и класса точности применяемых измерительных приборов, а для движущихся деталей — и от способа токосъема.
Для измерения температуры в двигателях, как правило, приходится пользоваться термопарами специального изготовления. При этом наряду со стандартными парами из хромель-копеля (приблизительно 6,95 мв на 100°, с пределом измерения до 800° С) и из хромель-алюмеля (—4,1 мв на 100°, до 1100° С) часто используют и пары из медь-константана (4 мв, до 500° С), железо-констаи-тана (5,2 мв, до 600° С) и нихром-константана (5,6 мв, до 900° С).
Размеры спая и диаметр термоэлектродных проводов существенно влияют на точность измерения. Обычно термопары изготовляют из предварительно отожженной проволоки диаметром 0,1—0,5 мм.
302
0,OJ 0,10 0,15 0,20 ММ Диаметр
Рис. 165. Зависимость погрешности измерения температуры от диаметра термоэлектродиых проводов и способа заделки спая:
1—спай сварен с деталью; 2— спай прижат к дну отверстия
Для повышения точности измерения необходимо по возможности использовать более тонкие термопровода, особенно в тех случаях, когда не удается осуществить выводы от спая по изотерме. Зависимость погрешности измерения температуры, вызванной теплоотводом по термопроводам, от диаметра и способа заделки термопары из медь-константана приведена на рис. 165 [81].
В практике встречаются различные способы заделки спаев термопар. Наиболее типичные из них приведены на рис. 166 и 167.
Один из способов заделки спаев термопар — это сварка или пайка с деталью (рис. 166, а). На поверхности заделки выполняют глухое отверстие диаметром 1—5 мм и глубиной 2—3 мм. Затем сверлом 0,5—2,0 мм
сверху просверливают два наклонных отверстия. Изолированные концы термопроводов протягивают в наклонные отверстия, а шарик спая заваривают или запаивают. Если материал стенки —
Рис. 166. Способ заделки спаев термопар в деталях двигателя:
а — непосредственная сварка (пайка) термопары с деталью; б — запрессовка капсюля с термопарой в деталь; в—запрессовка и приварка капсюля; г — запрессовка капсюля в глухое отверстие
Рис. 167. Способы заделки термопар на поверхности:
а — заделка термопары с наплавкой по пазу; б — заделка с накладкой по пазу; в — заделка в отверстии; 1 — спай термопары; 2 — термоэлектродные провода;
— наплавка; 4 — жаростойкий цемент; 5 — фарфоровая трубка; 6 — накладка;
7 — фарфоровая трубка
303
мягкий, то возможна заделка спая зачеканкой. После заделки место сварки или пайки зашлифовывают заподлицо с поверхностью детали. Свободное пространство наклонных каналов заполняют наполнителем. Подобный метод может быть использован при термометрии поршней, вкладышей подшипников, клапанов, форсунки и других деталей двигателя.
Однако значительно чаще, особенно при термометрии поршней, заделку термопар выполняют с помощью капсюлей (рис. 166, бив). Капсюли обычно изготавливают из материала, близкого к материалу исследуемой детали. Для исключения ослабления капсюля при нагреве его материал подбирают с учетом коэффициента температурного расширения материала детали.
Разнообразны и способы крепления капсюля в гнезде детали (рис. 166, б и в). Самым простым способом является запрессовка капсюля с натягом 0,1—0,2 мм, В некоторых случаях для улучшения контакта капсюль дополнительно зачеканивают или приваривают. Установка капсюля на резьбе затруднительна и не обеспечивает работоспособности термопары. Для того чтобы характер теплоотдачи с поверхности не изменился, излишек металла снимают заподлицо с деталью, а поверхность шлифуют.
Помимо рассмотренных, возможны к другие способы заделки спаев термопар в детали. Так, например, при термометрии цилиндров применяют капсюли (рис. 166, а), устанавливаемые в глухих специально просверленных отверстиях гильзы. Надежный контакт спая термопары с капсюлем может быть обеспечен за счет пайки серебряным припоем, запрессовка же капсюля в подогретую (до 80—90° С) гильзу с предварительным заполнением гнезда легкоплавким сплавом Вуда улучшает контакт термопары с местом замера. В зависимости от температуры в месте измерения концы термоэлектродных проводов в капсюле изолируют кремне-земовой нитью или стеклопряжей, пропитанных клеем БФ-2.
Для измерения температуры поверхностей используют тонкие термопары с выводами по изотерме (рис. 167). Полное закрытие спая термопары металлом наплавки или зачеканки — обязательное условие правильной заделки. Изолированные термоэлектродные провода со стороны жидкости (газа) могут быть заплавлены латунью, свинцом или другим металлом (рис. 167, а), закрыты металлической крышкой, приваренной газовой или точечной сваркой (рис. 167,6), или проложены в отверстии детали (рис. 167, в). Иногда используют и другие способы заделки спаев термопар на поверхности.
Значительно сложнее замерить колебания температуры на поверхности деталей двигателя, соприкасающейся с газом.
Наиболее надежные результаты могут быть получены при использовании практически безынерционных поверхностных термопар (рис. 168).
Термопару выполняют в виде цилиндрического капсюля из материала, близкого по свойствам к материалу исследуемой де-304
гали: например, стали для головки и гильзы цилиндра, внутри которого располагают изолированный оксидной пленкой или другой изоляцией стержень из металла, образующего с материалом капсюля термоэлектродную пару (например, никеля). На обработанный торец заготовленного таким образом капсюля методом на-шления или электролитического осаждения наносят тонкую пленку этого же металла. При толщине пленки в 1—2 мкм такая термопара 5удет практически безынерционной, что при использовании соответствующей аппаратуры позволяет записать колебания температуры поверхности с высокой степенью точности.
Э. д. с. термопар, установленных на детали, регистрируют с помощью соответствующей измерительной аппаратуры.
Передача сигнала на регистрирующую аппаратуру с неподвижных деталей двигателя не представляет затруднений. Достаточными условиями надежной работы измерительной системы в данном случае являются надежные изоляция и крепление проводов в местах прокладки, учет влияния таких факторов, как вибрация, возможность нарушения изоляции из-за контакта з маслом, водой, горячими и агрессивными газами, наличие сильных магнитных полей и т. п.
Токосъем с подвижных деталей, например, поршней, клапанов, шатунов и т. п. представляет значительную сложность, особенно у быстроходных двигателей.
Токосъемные устройства, применяемые в таких случаях, можно
Рис. 168. Безынерционная поверхностная термопара:
/ — термометрируемая поверхность; 2 и 3-термоэлектроды; 4 — изоляция; 5 — напыленная пленка
разделить на две основные группы:
1. С непрерывной регистрацией измеряемой величины (табл. 13).
2. С периодической связью термодатчика с регистрирующим прибором.
При выборе типа токосъемного устройства предпочтения заслуживают устройства первой группы. Основание для этого — исключение погрешностей, характерных для токосъемников с периодическим контактом, и возможность измерения мгновенной температуры в зависимости от времени.
Конструктивно непрерывная регистрация температуры может быть обеспечена различными способами.
Одним из первоначальных способов можно считать токосъем с помощью гибкой петли, подвешенной в картере двигателя и перемещающейся в пределах, ограниченных специальными направляющими (рис. 169).
Этот способ достаточно прост и может быть использован с успехом в тихоходных (п < 1500 об/мин) двигателях, имеющих достаточные для размещения петли полости в картере. Для двигателей с числом оборотов более 1500 в минуту этот способ токо-
20 Б. С. Стефановский
305
13. Типы токосъемных устройств для непрерывной связи термоэлементов с измерительной аппаратурой
Токосъемник Число оборотов л 1 UUA в минуту Примечание
Петля из термоэлектродных проводов 1000—1500 -——
Шарнирный токосъемник 3000—3500 С подсоединением к поршню или шатуну
Пружинный токосъемник 4000—5000 1 1
Телескопическое устройство 4000—5000 С выводом через картер или головку цилиндра
Скользящий токосъемник с возвратно-поступательным движением деталей 4000—5000 —
Вращающийся щеточный токосъемник Ограничено допустимой окружной скоростью кольца (6—8 м/сек)
Устройство с использованием радиосвязи Не ограничено
съема является непригодным, так как обеспечить надежную работу петлевого токосъемника в этом случае практически почти невозможно.
Одной из разновидностей непрерывного токосъема является токосъемник с шарнирным механизмом, выполненным из двух полых прямых или фасонных звеньев. На рис. 170 изображен двухзвенный шарнирный токосъемник, связанный с нижней головкой шатуна двигателя. Приведенная конструкция может быть использована как для термометрии, так и для тензометрии поршня и шатуна.
Токоведущие провода прокладывают внутри полых звеньев, тщательно изолируют и уплотняют по отверстию звена во избежание обрывов при работе. В районе шарниров делают пружинный обход в виде свободной петли из пружинной проволоки, навитой на изолированную ось шарнира, или тонких спиральных пружин часового типа.
Опыт показывает, что при правильном расчете сечений и масс такой токосъемник может надежно работать при числе оборотов двигателя 3000—3500 в минуту.
Токосъемник, связанный с шатуном двигателя, может дать наибольший эффект при тензометрировании шатуна и измерении температуры шатунных подшипников. Для измерения температуры поршня и поршневых колец применяют токосъемники, связанные непосредственно с поршнем.
306
о s
и о
о и
сч -ч»
20*
307
Специальные конструкции токосъемников позволяют осуществлять непрерывный токосъем при числе оборотов до 5000 в минуту [19, 155].
При этом (рис. 171) для вывода термоэлектродных проводов используют стальную плоскую пружину сечением 0,4 X 4 мм, размещенную в маслозащитном кожухе. Один конец пружины закрепляют на направляющей штанге 2, другой — на неподвижной колодке 3. Для ограничения амплитуды колебаний пру-
Рис. 171. Токосъемник с пластинчатой пружиной:
/ и 4 — пластинчатые пружины; 2 и 5 — направляющие штанги; 3 — колодка; 6 — термо-электродные провода; 7 — упругие ограничители колебаний; 8 — упоры пружины;
9 — шарниры; 10 — поршень
жины с наклеенными термоэлектродными проводами 6 в кожухе устанавливают резиновые ограничители 7 и направляющую штангу 5. Угол наклона последней для каждого режима подбирают опытным путем.
В двухтактных двигателях с контурной продувкой непрерывный токосъем может быть осуществлен путем телескопического вывода термоэлектродных проводов через головку цилиндра [19, 155]. Сложность отладки высокотемпературного уплотнения для прямолинейно движущегося штока, закрепляемого на поршне, а также трудность осуществления этого способа на двигателях с клапанным распределением ограничивают возможность его широкого использования.
Наряду с рассмотренными методами непрерывного токосъема разработаны и применяются другие, исключающие необходимость в недолговечных движущихся элементах токосъемной цепи (петли, штанги, шарниры и т. п).
308
Сюда следует отнести токосъемники со скользящим контактом и метод радиоизмерения. Последний метод не нашел еще широкого применения, хотя попытки в этом направлении имеются [201].
На рис. 172 приведена схема токосъемника непрерывного действия. Более просты с точки зрения конструкции и отладки токосъемники с неподвижными контактами, прижимаемыми к направляющим пластинчатыми или спиральными пружинами [158], или щеточные контакты.
Щеточный токосъем может быть использован и для передачи сигнала с шатуна на поршень (рис. 173).
Вместе с тем, использование скользящих контактов не всегда дает положительный результат. Замасливание контактов во время испытаний, изменение удельного давления из-за ослабления пружин и износа контактов, разница в температуре скользящих подвижных и неподвижных контактов вносят в результаты замеров погрешность, учесть которую трудно. В наибольшей степени эти погрешности сказываются при регистрации мгновенной температуры.
Описанные токосъемники могут быть использованы только при наличии достаточных свободных полостей в картере двигателя. При компактности современных быстроходных дви-гателй указанные полости сокращаются до минимума. Огра-
Сматый воздух
Рис. 172. Токосъемник с пневматическим скользящим контактом;
I н 8 — гайки; 2 — фланец на резиновой прокладке; 3 — стейка блока; 4 — гнльза цилиндра; 5—вииты крепления контактной ламели; 6 — поршень; 7 — контактная ламель; 9 —контакт; 10—изолятор; 11—токосъемная пружина; 12 — штуцер
ниченные зазоры в картере между поршнем и торцом гильзы, с одной стороны, и противовесами и щеками коленчатого вала, с другой стороны, обычно резко затрудняют осуществление непрерывного токосъема для термометрии деталей шатуннопоршневой группы.
Именно этим объясняется преимущественное применение малогабаритных токосъемников с периодическим контактом. Принцип действия их основан на передаче т. э. д. с. в измерительную цепь только в момент прохождения поршня в районе н. м. т. В течение ±(10—50)° угла поворота коленчатого вала подвижные поршневые контакты замыкаются с неподвижными контактами, устанавливаемыми под нижним торцом гильзы цилиндров. Основные типы применяемых контактных устройств приведены ниже, а схемы устройства — на рис. 174.
309
'Токосъемник
Пружинные и пневматические устройства ударного действия .......
Пружинные н пневматические устройства скольжения.......................
Вильчатые токосъемники ...............
Индуктивные устройства ...............
Допустимое чиСЛо оборотов в минуту
2000—2500
2000—2500
4000—5000
Не ограничено
Для смягчения удара, возникающего при контакте, могут быть использованы различные приемы. Так, в контактном устройстве
Рис. 173. Щеточный токосъемник для передачи сигнала с шатуна на поршень:
/“-термоэлемент шатунного подшипника; 2-—-гайка; 3 — термоэлектродные провода; 4—вкладыш шатунного подшипника; 5—контактные пластины; 6—поршневые контакты; 7—днище поршня; 8— поршневая колодка; 9 — втулка поршневого контакта; 10— контактная колодка шатуна
используется спиральная пружина, в токосъемниках других типов — сжатый воздух. Амортизация нижнего контакта может быть достигнута пластинчатой пружиной [143]. Долговечность контактов ударного действия в значительной мере определяется правильным выбором характеристик амортизационных пружин или давления воздуха.
Изготовление ударных контактов, разметка колодок и крепление их на поршне и в картере должны быть выполнены очень тщательно. Незначительная несоосность контактов может привести к поломке токосъемника.
310

Колебания нижнего контакта затрудняют токосъем; предпочтительный формой перехода от контакта к измерительной сети следует считать спиральную пружину, приваренную одним концом к контакту. Крепление проводов на корпусе нижнего контакта без перехода на его подвижную часть приводит к включению в цепь трудно контролируемого контактного сопротивления, резко снижающего достоверность измерений.
Для изготовления контактов используют материал, аналогичный материалу соответствующих проводов термопары, что
Рис. 174. Токосъемники с периодическим контактом:
А — место пайки термоэлектродиых проводов; Б—канал сжатого воздуха; а — пружинный; б —пневматический; в — вильчатый; 1 — текстолитовая колодка; 2 — поршневой контакт; 3 — нижний контакт; 4 — корпус контакта; 5 — пружина; 6 — термоэлектродный провод; 7 — токосъемная пружина; 8 — гайка; 9 — обмотка гнезда
исключает возникновение паразитных э. д. с.; разница же температуры контактов может быть учтена [188].
Скользящие токосъемники периодического включения являются вариантом скользящйх токосъемников непрерывного действия [158]. Продолжительность контакта может быть растянута до полного хода поршня. Другой их особенностью является более мягкое включение подвижного контакта на неподвижный и, следовательно, большая долговечность.
На рис. 175 изображен токосъемник с пневматическим приводом нижних контактов, что позволяет включать его только на период замера температуры. Долговечность зависит от износостойкости материала контактов и правильности монтажа на двигателе.
Как и в других случаях, наилучшим материалом для изготовления контактов является материал термопар. Не исключается
ЭН
использование и более износостойких материалов, например, углеродистой стали, особенно для термоэлектродных пар ЖК, ЖН, бронзы и др. Для уменьшения переходного сопротивления иногда практикуется наплавка контактов серебром.
Существенным недостатком приведенных конструкций является заметное ухудшение контакта при работе в масляной среде, особенно при повышенных числах оборотов двигателя. Плохая
Рис. 175. Скользящий токосъемник периодического включения:
1 болт крепления колодки;
2 — поршневая текстолитовая колодка; 3 — место пайки термоэлектродного провода; 4 — контактная пластина; 5 — пневмоконтакт; 6 — текстолитовая колодка; 7 — гильза цилиндра;
8 — поршень
Рис. 176. Вильчатый пружинный токосъемник:
/ — константановые электроды; 2 — железные электроды; 3 — пружниа; 4 — компенсационные провода из константана; 5 — компенсационные провода из железа;
6 — кронштейн
электропроводность масел и изменение толщины пленки масла
между контактами на разных скоростных режимах вносят в измерения трудно учитываемую погрешность.
Рассмотренные выше токосъемники периодического включения не могут удовлетворительно работать при высоких числах оборотов, характерных для современных автомобильных двигателей. Увеличение числа оборотов выше 3000 в минуту сделало практически невозможным дальнейшее использование токосъемников ударного действия. Для измерения температуры в двигателях были разработаны вильчатые конструкции токосъемников. Вильчатые токосъемники конструкции НАМИ позволили провести подробную термометрию отечественных автомобильных двигателей.
Интересный вариант вильчатого токосъемника приведен на рис. 176. Поршневые контакты этого устройства в принципе не отличаются от использовавшихся НАМИ. Приемная же колодка выполнена иначе [158]. На каждый поршневой контакт на двух
312
Стальных изолированных стержнях приемной колодки набирается комплект, состоящий из четырех текстолитовых изолирующих шайб, двух пластинчатых контактов с серебряными наплавками на концах и двух ограничительных пластинчатых пружин. С пластинчатых пружинных контактов сделаны выводы в измерительную цепь. При замыкании поршневой контакт входит в зазор между пружинными контактами, замыкая цепь термопары на измерительный прибор. Для изготовления контактов использованы углеродистая сталь и константан, а для термопар — железо-константан.
Вильчатые токосъемники значительно надежнее ударных и скользящих конструкций и позволяют осуществить замеры температур на двигателях с числом оборотов до 4000—5000 в минуту.
Измерение температуры деталей двигателей при длительных испытаниях
Следует, однако, отметить, что практически все рассмотренные конструкции токосъемников не позволяют контролировать тепловое состояние двигателя во время длительных испытаний. Для этих целей необходимы токосъемники с долговечностью, равной продолжительности соответствующих испытаний.
В настоящее время наметились два пути, позволяющие осуществить такую термометрию. Одним из них является бесконтактный токосъем с индуктивной связью термодатчика и измерительной системы, другим — радиосвязь; в последнем случае нелегко решить задачу обеспечения удовлетворительной точности и достаточной долговечности в условиях вибраций и значительных ускорений, характерных для движущихся деталей двигателя. Индуктивные токосъемники в этом отношении представляются в значительной степени более надежными и долговечными. Схема такого токосъемника [152] и основные элементы измерительной системы приведены на рис. 177.
Термодатчик /, в качестве которого используют термистор, связан изолированными проводами 2 со вторичной обмоткой трансформатора 3, выполненной в виде полой катушки, закрепленной на поршневой колодке. Первичная обмотка трансформатора 4 монтируется на неподвижной колодке в картере двигателя и включается в измерительную схему. Передача сигнала от термодатчика происходит только в районе н. м. т., когда первичная обмотка трансформатора входит в отверстие каркаса вторичной, перемещающейся вместе с поршнем.
Интересной особенностью данной схемы является возможность установки по оси одной первичной катушки нескольких вторичных, связанных с двумя, тремя термодатчиками. Первичная катушка трансформатора включается в одно из плеч измерительного моста 9 (рис. 177, б), питаемого от генератора 7 высокой частоты. Регистрация сигнала достигается с помощью включения в схему усилителя 10, выпрямителя 11 и катодного осциллографа 6.
313
При измерениях темпертур ёо время испытаний двигателей в качестве регистрирующих обычно используют типовые приборы. В том случае, когда связь измерителя с термоприёмниками постоянна, применяют одно- или многоточечные мосты и потенциометры. Гальванометры используют значительно реже, так как при монтаже термопар не производится их подгонка по сопротивлению (оно будет разным из-за разной длины монтируемых термопар, и при небольшом диаметре проводов этот разброс может достигать значительной величины). Поэтому гальванометры применяются
Рис. 177. Индуктивный токосъемник для термометрии поршней:
а — принципиальная схема измерения; б — электрическая блок-схема; 1 — термодатчик; 2 — изолированные провода; 3 — вторичная обмотка трансформатора; 4 — первичная обмотка трансформатора; 5 — опора на блоке; 6 — регистрирующий прибор; 7 — генератор звуковой частоты; 8 — соединительные провода; 9 — измерительный мост; 1'0 “ усилитель; 11 — выпрямитель
лишь при неответственных измерениях (точность 2—3%) или при стационарной установке термоприемника (например, измерение температуры отработавших газов).
Если требуется повышенная точность измерений, употребляются мосты и потенциометры с ручной балансировкой и повышенным классом точности (нередко класса 0,1—0,05 и выше). Когда между измерителем и термоприемником осуществлен периодический токосъем, автоматические компенсаторы используются очень редко, хотя некоторый опыт их использования в этой области имеется. В подавляющем большинстве для таких измерений применяют ручные переносные потенциометры (типа ПП-1, ПП-56 и т. д.), которые дополняют безынерционным нуль-индикатором (обычно в виде электронного осциллографа).
Блок-схема подобной системы для измерения температуры поршней приведена на рис. 178. В цепь термопары включают по-314
вышающий трансформатор (коэффициент трансформации 1 : 50— 1 : 150), вторичную обмотку которого подключают к осциллографу. Если э. д. с. термопары не равна напряжению компенсации, снимаемому с потенциометра, в первичной обмотке трансформатора в момент замыкания контактов будет протекать ток. Следовательно, в этот момент будет индуктироваться напряжение и во вторичной обмотке, которое осциллограф зафиксирует в виде всплеска.
Амплитуда и направление всплеска будут
Рис. 178. Компенсационная схема измерений э. д. с. термопар при периодическом токосъеме:
1 —неподвижная контактная колодка; 2—переключатель; 3 —трансформатор; 4—ручной потенциометр; 5—электронный осциллограф;
6 — датчик чисел оборотов; 7—сосуд Дьюара с холодными спаями
При небольшом навыке по виду всплеска иожно легко определять состояние токосъемника. Для облегчения наблюдения всплеска развертка луча по горизонтали производится от датчика синхронизации, установленного на двигателе. Форма напряжения развертки в этом случае неважна, зато изображение всплеска на экране независимо от числа оборотов двигателя будет абсолютно неподвижно.
Изменяя напряжение компенсации, добиваются исчезновения всплеска, после чего э/ д. с. термопары отсчитывают по шкале потенциометра.
Качество регистрации в значительной степени зависит от трансформатора. Последний должен иметь минимальные внутренние потери, поэтому его необходимо наматывать на материале с большой магнитной проницаемостью (например, пермаллое). Рекомендуется также использовать входной трансформатор от любого электронного потенциометра. При монтаже также надо уделять внимание тщательной экранировке трансформатора, чтобы избежать наводок; в противном случае затрудняется процесс балансировки.
315
Измерение скоростей и расходов жидкостей и газов
При испытаниях двигателей внутреннего сгорания обычно необходимо измерять скорости и расходы жидкостей и газов. Для стационарных потоков применяют для измерения пневмомет-рические трубки и дроссельные приборы, устройство и особенности использования которых подробно освещены в литературе [92]. Для измерения расхода воздуха двигателем широко используют насадки со свободным входом. Соотношения размеров простейшего насадка с входом, очерченным по дуге окружности, приведены на рис. 179.
Расход воздуха при измерении таким насадком может быть определен по формуле
Qe = 7,02-10~3 х
(210)
Рис. 179. Насадок со свободным входом для измерения расхода воздуха через двигатель
где d — внутренний диаметр насадка в мм;
Др — перепад давления, из-
меренный дифманометром, в мм вод, ст.;
В — барометрическое давление в мм рт. ст.;
Тв — температура воздуха, поступающего в двигатель, в ° К-
Профилирование входной части по лемнискате улучшает газодинамические характеристики насадка; распределение скоростей в сечении отбора давлений становится практически равномерным, потери давления уменьшаются.
Обязательное условие при измерении расхода дроссельными приборами — установка между ними и двигателем специальных ресиверов, сглаживающих пульсации давления воздуха. Размеры их зависят в основном от числа цилиндров и числа оборотов двигателя. Для уменьшения размеров ресиверов практикуется последовательное включение нескольких емкостей, а также замена одного из днищ ресивера резиновой мембраной, которая одновременно служит предохранителем от разрыва ресивера.
Расчет расхода газа при измерении дроссельными приборами достаточно трудоемок, особенно при большом количестве замеров. Обработка опытных данных значительно упрощается при использовании номограмм; последние можно заблаговременно построить для любого дроссельного прибора.
В последнее время для измерения расхода воздуха в двигателях преимущественно используют объемные расходомеры (рис. 180). 316
Два ротора расходомера, соединенных между собой шестернями, вращаются под действием перепада давления между входом и выходом и связаны со счетным механизмом, протарированным в единицах объемного расхода. Основные достоинства расходомеров подобного типа: высокая точность, малые потери давления
и возможность измерения расхода газа при избыточном давлении до 2,5 кПсм2. Конструкция расходомеров допускает возможность дистанционного измерения;
а)
Рис. 180. Объемный расходомер типа PC: а — схема устройства; б — характеристика
для этого счетный механизм может быть заменен любым датчиком вращения, протарированным в единицах расхода. Для двигателей мощностью более 300 л. с. применение этих приборов затрудняется их 'большими габаритными размерами.
Рассмотренные выше средства и приборы непригодны для измерений в нестационарных потоках и не всегда применимы для измерения расходов жидкости. Для этих целей обычно используют другие специфические методы и приборы.
Специфические методы измерения
Электротепловые методы измерений скоростей и расходов газов и жидкостей получили достаточно большое распространение при испытаниях двигателей.
Одним из наиболее употребительных является термоанемометрия, основанная на теплообмене между нагретой электрическим током проволокой и омывающей последнюю средой.
Рассмотрим простейшую схему термоанемометра (рис. 181), чувствительный элемент которого включен в одно из плеч электрического моста.
В цепь питания моста, кроме источника Б, включены амперметр и переменное сопротивление в диагональ — гальванометр Г. Мост может быть сбалансирован при скорости потока, равной нулю, и определенном нагреве нити термоанемометра электрическим током. При изменении скорости потока равнове
317
сие моста нарушается вследствие изменения температуры и сопротивления измерительной нити
Если мост сбалансировать, изменяя переменное сопротивление так, чтобы общее сопротивление + Rn не изменялось, сила тока в цепи будет прежней, а скорость потока можно будет определить по величине изменившегося сопротивления нити Баланс моста может быть восстановлен также изменением силы
тока в цепи с помощью переменного сопротивления /?. В последнем случае скорость
Л
Рис. 181. Принципиальная схема электротермоанемометра

потока можно будет определить по показаниям амперметра А.
Насадок термоанемометра должен быть выполнен так, чтобы измеряемый поток вблизи нити имел минимальные возмущения. Для этой цели чувствительный элемент вносится в поток на двух тонких металлических стойках, изолированных одна от другой и уплотненных в штуцере.
Чувствительный элемент изготовляют из тонкой (диаметр 10—20 мкм) платиновой или вольфрамовой проволоки длиной 2—10 мм; не исключается использование и других материалов, например, никеля, нихрома. При этом с уменьшением размеров нити уменьшается инерционность измерения, но одновременно снижается прочность датчика. Конструкции насадок термоанемометра зависят от цели и объекта измерений и достаточно разнообразны.
В последнее время в качестве чувствительного элемента ис
пользуют тонкие металлические пленки, нанесенные на стеклянное или керамическое основание, которые обладают рядом преимуществ по сравнению с проволочными чувствительными элементами. Использование в качестве чувствительного элемента термисторов, имеющих относительно большую массу, приводит к существенному снижению динамических качеств измерительной системы.
Измерение скорости термоанемометром в стационарном потоке не представляет особых трудностей (принципиальная схема для таких измерений рассмотрена выше). Однако в практике наибольший интерес представляет измерение скоростей в неустановившихся, пульсирующих потоках, изменение скорости в которых сопровождается одновременным изменением температуры и давления среды. В качестве примера успешного применения электротермоанемометра для измерения поля скоростей в цилиндре двигателя можно привести работы, проведенные в Московском автомобильно-дорожном институте [45, 121], в которых использовался электротермоанемометр ЭТА-5А, разработанный во Всесоюзном электротехническом институте им. В. И. Ленина.
Аппаратура ЭТА-5А автоматически обеспечивает удовлетворительную температурную компенсацию во время измерения
318
Рис.
182. Схема калориметрического расходомера:
/—нагреватель; 2—тепловая изоляция
в пульсирующем потоке, что позволяет провести тарировку призора в зависимости от изменения только двух параметров потока, а именно: скорости и давления.
Статическая тарировка датчиков проводилась на установке, которая позволяла получить различные сочетания давления и скорости потока. В результате ее была получена зависимость между током моста / и произведением давления на скорость потока pw. При исследовании скорости движения заряда в камере ггорания двигателя одновременно осциллографировались давление в цилиндре на режиме прокрутки и ток измерительного моста ЭТА-5А; скорость потока определялась сопоставлением полученных осциллограмм.
В работах В. Н. Иванова [45] и М. С. Ховаха [121] сделана попытка определить с помощью аппаратуры ЭТА-5А величину и направление вектора скорости. Для этого были использованы данные об изменении чувствительности датчика при различных углах установки нити по отношению к направлению потока, полученные в результате дополнительной тарировки.
Использование данного метода цля исследования характера дви
жения воздушного заряда в камере сгорания, каналах головки и впускных^трубопроводах представляет значительный интерес. Имеется опыт использования термоанемометра и для измерения мгновенных расходов топлива на неустановившихся режимах работы карбюраторного двигателя [3].
Кроме термоанемометра, в практике исследований двигателей используют и другие разновидности электротепловых расходомеров. Одним из них является калориметрический расходомер (рис. 182), его действие основано на измерении количества тепла, передаваемого от нагревателя к движущемуся потоку воздуха.
Уравнение теплового баланса для данного случая в предположении, что утечки тепла в стенки и окружающую среду отсутствуют, можно представить в следующем виде:
0,86t// = Gecp\t ккал/ч, откуда весовой расход воздуха
0,86(7/ А кг ч, в Ср St ! 9
где I и U — сила тока в а и соответствующее ей напряжение в в; Д/=/2— tr — разность температур воздуха после и до нагревателя;
Ср — весовая, средняя в интервале tx — теплоемкость воздуха в ккал!кг-град.
(211)
(212)
319
Рис. 183. Схема ультразвукового расходомера
Из выражения (212)^следует, что для определения среднего расхода воздуха необходимо определить электрическую мощность нагревателя и разность температур воздуха АЛ
Калориметрический расходомер является практически единственным средством для измерения малых расходов воздуха; он может быть использован и для измерения местной скорости газового потока. Схема и характеристики такого прибора приведены в работе Г. П. Катыса [52].
Из других специальных методов измерения скорости и расхода, которые могут быть использованы при испытании двигателей, практический интерес представляет метод, основанный на определении времени перемещения в потоке искусственных меток (ионных, радиоактивных, оптических или тепловых).
В работе Г. П. Катыса [53] приведено несколько структурных схем, позволяющих определить промежуток времени, в течение которого метка перемещается от места формирования до места регистрации. Использование подобного метода для измерения скорости воздуха в камере сгорания было описано выше.
Ультразвуковые расходомеры основаны на измерении скорости распространения ультразвуковых колебаний в двух направлениях: по направлению движения потока и против него. В осно-
ву их действия может быть положено измерение интервалов времени и измерение сдвига фаз или разности частот ультразвуковых колебаний. Принципиальная схема прибора для определения скорости по методу фазового сдвига представлена на рис. 183.
В ней два пьезоэлектрических преобразователя — излучатель и приемник ультразвуковых колебаний — попеременнЬ меняются функциями и соединяются с помощью коммутатора 1 то с генератором 3 ультразвуковых сигналов, то с усилителем воспринимаемого сигнала 2. Синусоидальный сигнал ультразвуковой частоты (100—300 кгц) подается с генератора сигналов на излучающий пьезоэлемент и одновременно на усилитель. 4. На приемный пьезоэлемент и далее усилитель 2 этот сигнал поступает уже сдвинутым по фазе, преодолев расстояние L между излучающим и приемным пьезоэлементами.
С усилителей 2 и 3 усиленные, преобразованные в прямоугольные импульсы и сдвинутые по фазе сигналы поступают на сетки лампы 6 фазометра. Анодный ток лампы фазометра появляется только тогда, когда на обеих сетках имеется положительное напряжение; среднее значение тока зависит от сдвига фаз двух указанных сигналов.
320
через управляемый коммутатором анодом фазометрической лампы, зависит не только от скорости по-
Рис. 184. Датчик тензометрического расходомера обтекания:
1 — диафрагма с отверстием; 2 — патрубок;
3 —корпус расходомера; 4—упругий элемент с тензодатчиком; 5 — кожух
Скорость потока регистрируют с помощью указательного прибора 5, который связан синхронный выпрямитель с Смещение фаз двух сигналов гока, но и от скорости звука в измеряемой среде.
Для того чтобы исключить влияние скорости распространения ультразвука на показания прибора, в схему включается специальный двухканальный электронный блок. Использование такой приставки позволяет получить линейную зависимость между измерительным сигналом и скоростью потока. Рассмотренный принцип может быть использован и для измерения расхода; погрешность метода в стационар
ном потоке не превышает ±2% максимального значения шкалы.
Некоторые возможности открывает применение ряда электрометрических датчиков скорости и расхода. В качестве примера на рис. 184 показана конструкция датчика тензометрического расходомера обтекания.
Измерение расхода топлива
. Расход топлива при испытаниях двигателей необходимо замерять с высокой точностью, так как он небольшой по абсолютной величине и в зависимости от нагрузки двигателя изменяется в очень широких пределах.
Промышленные способы измерения расходов жидкостей в данном случае неприемлемы и наибольшее распространение получили объемный и весовой методы, которые при небольшой сложности в достаточной степени удовлетворяют указанным выше условиям. Инженеру-испытателю эти способы достаточно хорошо известны, поэтому остановимся лишь на некоторых моментах, которым довольно часто не уделяется достаточного внимания.
Часовой расход топлива при использовании весового или объемного способа определяется известным выражением
Gm = 3,6 -^2- = 3,6 кг/ч, (213)
где Gon — вес топлива, израсходованного за время опыта, в г;
Уол — объем топлива, израсходованного за время опыта, в см3\ ут— удельный вес топлива в г/смА\
t — время расходования навески или объема в сек.
21 Б. С. Стефановский 321
Рис. 185. Схемы измерения расхода топлива весовым методом: а — правильная; б—неправильная; 1 — расходный бак; 2 — мерная емкость; 3 — кран; 4 — топливный иасос; 5 — фильтр; 6 — двигатель
Из формулы (213) непосредственно вытекает необходимость поддержания температуры при использовании объемного метода топлива неизменной, так как в противном случае изменится его удельный вес ут, что приведет к появлению трудно учитываемой погрешности.
При весовом способе эта погрешность отсутствует, но постоянство температуры имеет не менее важное значение, так как отклонения в удельном весе и особенно вязкости топлива существенно изменяют характеристики топливоподающей системы, вследствие чего изменяется расход топлива двигателем и эффективные показатели последнего.
Поэтому одним из условий точного измерения расхода топлива необходимо считать правильный выбор схемы включения мерной емкости в систему питания двигателя (рис. 185). Совершенно недопустимо, если двигатель при снятии характеристик питается из главной топливной магистрали, а при замере расхода топлива переключается на мерный бак (как это выполнено, например, в известном расходомере HATH). С возможностью повышения температуры топлива во время замера следует особенно считаться при испытаниях дизелей с неразделенной топливной аппаратурой, так как температура топлива в сливной магистрали может достигать 60° С и более. В этом случае для исключения значительных
колебаний температуры топлива во время замера емкость расходного бака выбирают возможно большей.
Дополнительным источником погрешностей может быть систематическая ошибка, связанная с сифонным эффектом при заборе топлива из мерного бака. Величина ее определяется выражением [821 6С = Q,785dlGon (4------------------хуА (214)
где F6 — площадь поперечного сечения мерного бака в см2;
dm — диаметр топливозаборной трубки в см;
х — величина подъема площадки весов в см при уменьшении веса на 1 а. Для весов ВНЦ-10 х = 0,0017 см)г.
Из выражения (214) следует, что при бс = 0
F6 = —см2. (215)
322
Последнее выражение может быть использовано для определения оптимального сечения мерной емкости, при котором исключается сифонная ошибка, так как уровень топлива в мерной емкости опускается, а грузоподъемная площадка весов поднимается на одну и ту же величину.
Основным источником погрешностей простейших методов измерения расхода топлива является ручной способ отсчета времени. Поэтому в последнее время появилось довольно много систем автоматизированного замера расхода топлива. За рубежом такие приборы выпускаются многими фирмами.
Рис. 186. Блок-схемы приборов автоматического измерения расхода топлива фирмы Оно сокки:
а — весовым методом; б — объемным методом; 1 — расходный бак; 2—датчик: 3, 4, 9 и 10 — электромагнитные вентили; 5— измерительный б"лок; 6 — измерительный сосуд; 7 — осветители; 8 —фотодиоды
На рис. 186 представлены блок-схемы приборов автоматического измерения для объемного и весового методов измерения расхода топлива, выпускаемых японской фирмой Оно сокки. Работа систем понятна из чертежа и не требует дополнительных пояснений.
Аналогичные устройства серийно выпускаются и другими фирмами, например, фирмой «АВЛ» (Австрия).
Из отечественных приборов, которые длительное время эксплуатируются при испытаниях двигателей и достаточно надежны, следует отметить расходомеры НАМИ, МАДИ и ЯМЗ.
Блок-схема комплексно автоматизированной измерительной системы, разработанная в ПЛТД МАДИ, представлена на рис. 187.
Избирательная система расходомера состоит из ряда фотодатчиков <3, освещаемых источником света 2, и стойки 4 с гирями, имеющими форму колец. Фотодатчик служит для поддержания уровня в баке 7 между замерами.
При замере систему долива выключают; по мере израсходования топлива чашка весов с уравновешивающим грузом опускается, а стрелка 1 весов начинает перемещаться вправо. Как только 21* 323
стрелка перекроет световой поток на фотодатчик Ф2, включаются системы отсчета времени и других замеряемых параметров. По мере подъема правой площадки весов траверса 6 нагружается первой навеской 5, и площадка весов останавливается. После израсходования топлива, соответствующего весу первой навески, площадка весов продолжит движение, и стрелка перекроет фотодатчик Ф3 и т. д. Фотодатчики Ф3—Ф7 и переключатель ПР1 служат для зада-
Рис. 187. Блок-схема комплексно автоматизированной измерительной системы МА ДИ
ния величины навески топлива. Сигнал с этих фотодатчиков подается в блок управления 8 и используется для включения счетных устройств 9, 10, 11, 12: времени, чисел оборотов, расхода воздуха и расхода жидкости в системе охлаждения. По окончании замера система автоматически возвращается в исходное положение. На рисунке буквой Д обозначены датчики, и ЭК2 — электромагнитные краны.
Все рассмотренные выше приборы и методы могут быть использованы только при стендовых испытаниях на установившемся режиме. В практике испытаний часто бывает необходимо замерить суммарный расход топлива и расходы топлива на переходных режимах, что представляет значительные трудности. 324
к
Особую сложность представляет замер суммарного расхода топлива на неустановившихся режимах. Он осуществляется расходомерами турбинного типа, которые имеют достаточный динамический диапазон и удовлетворительную точность [53, 54].
Особенно сложным является определение мгновенного расхода топлива в карбюраторных двигателях. Регистрация для этой цели уровня топлива в поплавковой камере не позволяет определить абсолютной величины расхода, хотя может использоваться для получения косвенных характеристик. Использование термоанемометров [3] не обеспечивает необходимых пределов измерений и затруднительно конструктивно. Практически единственно возможным способом является определение расхода топлива с помощью радиоактивных изотопов.
Этот метод заключается в том, что в топливо вводится какой-либо хорошо растворимый радиоактивный изотоп, а счетчик радиоактивных частиц устанавливается на входе во впускной трубопровод. Таким образом, при изменении расхода топлива будет меняться радиоактивность рабочей смеси, которая тем или иным способом регистрируется. Аналогичным путем можно замерять и расход топлива через отдельные жиклеры карбюратора. Основными недостатками этого способа являются сложность аппаратуры и высокие требования по технике безопасности при работе с радиоактивными веществами.
Оригинальный расходомер для замера расхода дизельного топлива выполнен в виде дополнительной плунжерной пары насоса высокого давления Ч Плунжер измерительной пары изготовлен из немагнитного материала и несет на себе небольшой постоянный магнит, на гильзе расположена специальная обмотка, связанная с транзисторным усилителем и чувствительным вольтметром. При работе двигателя в обмотке наводится э. д, с., максимум которой пропорционален максимуму скорости плунжера и объемной подаче топлива.
Практикуется подвеска мерного бака на упругой консоли, выполненной в виде двух тонких трубок. Расход топлива автоматически определяется по величине прогиба и времени замера. Этот принцип может быть использован для измерения как среднего, так и мгновенного расходов топлива 3.
Измерение расхода охлаждающей жидкости и масла
Необходимость в измерении расхода охлаждающей жидкости и масла возникает значительно реже по сравнению с измерением расходов топлива или воздуха. Она связана с проведением некоторых специальных работ, например, определением составляющих теплового баланса, изучением процессов теплопередачи, исследованием работы систем смазки и охлаждения и т. д.
1 Пат. США кл. 73—244 № 3068695, 1962 г.
2 Пат. США кл. 117—229, 1965 г.
325
Рис. 188. Стабилизация режима работы и измерение расхода жидкости в системе охлаждения:
а — стабилизирующий бак-смеситель; б—центробежный расходомер
Измерение расхода воды при стендовых испытаниях обычно не представляет сложности и осуществляется одним из следующих способов:
1. Взвешиванием на весах.
2. С помощью калиброванных мерных баков.
3. Дроссельными приборами (преимущественно диафрагмами).
4. Расходомерами-счетчиками.
На рис. 188, а приведена простая схема системы охлаждения двигателя для поддержания заданного температурного режима двигателя на стенде. Напор и постоянство температуры воды на входе в двигатель поддерживают при помощи смесительного бака, в который непрерывно добавляют холодную воду из водопровода; ее избыток направляют на слив в канализацию или в мерный бак, установленный на весы или оборудованный указателями объема. При измерении расхода объемным методом водомерный бак разделяют обычно на две части. Во время наполнения водой одной части бака другая опорожняется; это позволяет получить расход за больший промежуток времени и повысить точность измерения.
Дроссельные приборы и счетчики-расходомеры используются сравнительно редко, так как они не обла
дают высокой точностью и требуют для своей установки достаточно длинных прямолинейных измерительных участков трубопроводов, что не всегда выполнимо.
Положительные результаты, особенно для испытаний на не-установившихся режимах, могут дать электрометрические методы измерений. В качестве примера на рис. 188, б приведена схема расходомера, конструктивно объединенного с ротором центробежного насоса.
Измерительная крыльчатка 1 расходомера расположена подвижно на валу насоса и соединена с рабочим колесом 3 пружиной 4. При работе насоса поток жидкости поступает сначала на прямолопастную измерительную крыльчатку, а затем на рабочее колесо насоса.
326
При этом на крыльчатке 1 возникает инерционный момент, который заставляет ее поворачиваться относительно рабочего колеса насоса на определенный угол. Величина углового сдвига крыльчатки и рабочего колеса пропорциональна массовому расходу жидкости и регистрируется с помощью магнитоиндукционного узла 2, который фиксирует прохождение под ним магнитных отметчиков крыльчатки и рабочего колеса насоса.
Для измерения угара масла используется несколько методов, однако точное его определение связано со значительными трудностями, так как угар составляет очень небольшую величину по сравнению с общим количеством масла в системе. Чаще всего угар масла определяют взвешиванием масла до и после испытаний двигателя. Перед испытанием двигатель прогревают, а затем останавливают для слива масла. Время слива должно быть не менее 30—40 мин. После этого систему заполняют взвешенным количеством масла до установленного нормального уровня. Угар масла в процессе испытаний компенсируется доливом по весу. По окончании испытаний масло снова сливается и взвешивается, причем температура масла, время слива, а также способ взвешивания должны быть такими же, как и перед испытаниями. Количество израсходованного масла определяют как разность веса масла, залитого в картер двигателя за все время испытаний, и веса масла, слитого после их окончания.
Для определения угара могут быть использованы и косвенные методы, основанные на применении специальных препаратов, вводимых в исследуемое масло. Например, можно взять масло Д-11 с присадкой дифенилртути, которая, попадая с маслом в цилиндр двигателя,4 испаряется и вместе с продуктами сгорания покидает двигатель. Концентрация паров ртути в отработавших газах пропорциональна угару и может быть определена по методу интенсивности поглощения излучения с длиной волны 2537А (резонансная линия ртути). Этот метод дает возможность определить не только среднее, но и мгновенное значение угара.
Оригинальная методика измерения расхода масла разработана на ЯМЗ (рис. 189). От известных (например, Volvo) она отличается наличием уравнивающего сосуда 7, в который из поддона 1 масло поступает самотеком. Уровень масла в поддоне устанавливается перемещением воронки 8 после прогрева двигателя и выхода на заданный скоростной режим.
Излишки масла из сосуда 7 сливаются в бак 5, установленный на весах, из которого насосом 2 непрерывно перекачиваются обратно в поддон. Так как уровень масла в поддоне сохраняется неизменным, угар масла приведет к уменьшению количества последнего в баке 5, что зарегистрируют весы. Перемещение чашки весов фиксируется индуктивным датчиком 4 и регистратором 3.
Отбор масла производится через пробку поддона, возврат — через отверстие для маслоизмерительного стержня. Текущий
327
расход масла может быть замерен с погрешностью не более 5% при условии колебаний температур масла и воды в пределах соответственно 1—2 и 3—5° С, для чего стенд должен иметь систему термостабилизации. Кроме того, давление картерных газов должно быть минимальным, и глав
Рис. 189. Схема измерения расхода масла на двигателе ЯМЗ:
1 — поддон двигателя; 2 — откачивающий насос; 3 —регистратор; 4—индуктивный датчик; 5 — расходный бак; 6 — весы; 7 — уравнительный бак-сосуд; 8 — воронка
ное, стабильным.
Для измерения расхода масла через отдельные участки масляной системы наиболее целесообразно использование малогабаритных датчиков расхода, основанных на использовании принципа термоанемометра [165]; не исключено использование специальных тензометрических (рис. 184), индуктивных и других датчиков, позволяющих в комплекте с соответствующей регистрирующей аппаратурой измерять местные и переменные расходы масла.
Особенности измерения напряжений в деталях двигателей
Создание надежных двигателей невозможно без учета действительных напряжений в их деталях. Для этой цели используются те же методы, что и в других областях машиностроения, в основном методы сеток, хрупких лаковых покрытий, фотоупругости и тензометрирования. Первые три метода имеют ограниченную область применения и не обладают высокой точностью (погрешности 10—20 %).
При использовании метода сеток на поверхность детали перед ее нагружением наносится мелкая сетка, обычно ввиде квадратов или окружностей. При нагружении размеры сетки изменяются, что позволяет установить деформации, а по ним и напряжения. Метод наиболее пригоден для испытаний при пластических деформациях и на разрушение.
Деформации и напряжения можно установить также при помощи нанесенного на поверхность детали слоя специального лака (обычно раствор резината бария в сероуглероде), который при деформации детали растрескивается. Образующиеся трещины перпендикулярны к направлению главных напряжений и дают представление об их распределении в поверхностном слое детали [41 ]. Метод особенно удобен для громоздких деталей, изготовленных из тонких листов; используется также как подготовительный при тензометрии, позволяя выбрать места расположения и ориентировать тензометры.
328
В методе фотоупругости используется связь между механическими напряжениями и оптическими свойствами некоторых прозрачных материалов. Изготовляя из таких материалов модели деталей и нагружая их, можно наблюдать распределение напряжений и оценивать их величину. Метод особенно ценен своей наглядностью, что позволяет быстро устанавливать влияние конструкции детали на ее напряженное состояние.
Метод тензометрирования наиболее точен и универсален, в связи с чем используется наиболее широко [31, 46, 56, 99, 105], поэтому ниже рассматриваются лишь специфические особенности тензометрирования деталей двигателей внутреннего сгорания. Наиболее существенными моментами здесь являются выбор размеров и типа тензодатчика, обеспечение надлежащей температурной компенсации и надежный токосъем с движущихся деталей.
Выбор размеров и типа тензодатчика
Для измерения напряжений в деталях двигателей применяются преимущественно электрические тензометры сопротивления. Они жестко соединяются с деталью и воспринимают ее деформацию, поэтому их сопротивление изменяется. Регистрируя это изменение, можно установить деформацию ед, а по ней и напряженней, пользуясь законом Гука:
точности измерении тензометрами от их базы: сплошные линии ~ база 2 л.и; штриховые линии — база 5 мм
о = Е&д, (216)
где Е — модуль упругости материала.
Так как любой тензометр имеет конечные размеры, то он осредняет деформацию в пределах своей базы, под которой понимают
размер тензометра, в пределах которого воспринимается деформация. Из-за этого возникает некоторая погрешность.
На рис. 190 показаны эпюры напряжений, полученные тензометрами с двумя значениями базы при установке последних по контуру шатуна. Если обозначить базу тензометра через 1т, градиент напряжений = т], то абсолютная ошибка измерения напряжений (в сторону занижения)
А О (217)
где спр — коэффициент пропорциональности; в зависимости от вида эпюры напряжений спр = 0,15^-0,5.
Таким образом, величина базы тензометра определяется допустимой погрешностью измерения напряжений и должна быть
329
тем меньше, чем больше градиент последних. Поэтому при тензометрии весьма желательно знать ориентировочно распределение напряжений, позволяющее вычислить их градиенты и выбрать базы тензометров. Для этого удобен метод хрупких лаковых покрытий.
При измерениях в динамике имеют значение и динамические качества тензодатчиков. В работе Б. И. Пучкина [99] приводится следующая зависимость между базой датчика /т, максимальной регистрируемой частотой f и скоростью деформации vd.
f=-^-V^esn, (218)
Лещ
где 6е — относительное отклонение величины деформации на краю тензометра от соответствующей величины до его середины (в долях единицы).
Приняв, например, 6е — 2% (0,02), — 5000 м!сек (для стали) и 1т = 10 мм
(0,01 м), получим
f = 6-0,02^55000 1/сек.
ЭТ * U j UI
Для получения достоверных результатов база тензометра не должна превосходить 0,05—0,1 длины волны измеряемой деформации. Определенная по этому условию частота имеет тот же порядок, что и вычисленная по формуле (218).
Изложенные соображения позволяют выбрать базу тензодатчика в соответствии с требуемой точностью измерений и динамическими характеристиками исследуемого процесса. Наиболее употребительными для измерений в нормальных условиях (особенности измерений при повышенной температуре рассмотрены ниже) являются проволочные и фольговые тензодатчики.
Фольговые тензодатчики допускают существенно (на 40—50%) большие рабочие токи, вследствие чего соответственно возрастает выходной сигнал и облегчается его регистрация с необходимой точностью. Кроме того, фольговые датчики имеют более широкий ассортимент решеток, что значительно расширяет возможности измерений.
Как правило, используются тензодатчики промышленного изготовления. В приложениях 4—6 приведены основные характеристики проволочных и фольговых тензодатчиков, изготавливаемых отечественной промышленностью.
При необходимости тензодатчики можно изготовить и самостоятельно, пользуясь несложным оборудованием и технологией. Очень хорошие характеристики (в частности, весьма высокую чувствительность) имеют появившиеся недавно полупроводниковые тензодатчики [46], однако их выпуск промышленностью еще не освоен.
Особого внимания требует качественная наклейка тензодатчиков и защита их от внешних воздействий (клеи и лаки приве-330
дены в приложении 7). Подробные сведения об этом можно найти в указанной выше литературе. Полезные данные о тарировке, регистрации сигналов датчиков и обработке результатов содержатся также во многих печатных трудах [57, 125, 200].
Температурная компенсация. Измерения при повышенных температурах
Наклеиваемые тензодатчики чувствительны к изменениям температуры. Эти изменения вызывают изменения сопротивления датчика вследствие непосредственной зависимости омического сопротивления от температуры и деформаций, возникающих в датчике из-за различия температурных коэффициентов линейного расширения материалов датчика и детали.
Влияние температуры оценивается с помощью так называемого коэффициента эквивалентного температурного напряжения, который равен механическому напряжению, вызывающему такое же относительное изменение сопротивления тензодатчика, как и повышение температуры на Г С.
Этот коэффициент
= (219)
Д/Л
где ап = — суммарный температурный коэффициент дат-
чика;
km — коэффициент тензочувствительности материала ' датчика.
При средних значениях величин, входящих в формулу (219), о, 12 кГ!(см2 • град), что может привести к ошибкам измерения напряжений 10% и более.
Для устранения влияния температуры применяют различные методы термокомпенсации. Наиболее распространенным методом является включение тензодатчика, аналогичного рабочему, в соседнее плечо моста. Компенсационный датчик должен быть наклеен на такой же материал, что и рабочий, но не подвергающийся деформации. По своим параметрам оба датчика должны быть одинаковыми и находиться в одинаковых температурных условиях.
Уменьшения влияния температуры можно достичь применением автокомпенсационных тензометров. Решетка таких датчиков состоит из тензочувствительного и термокомпенсационного элементов (последний довольно часто выполняется из платины). Пример конструкции такого тензодатчика приведен на рис. 191.
Представляют интерес данные Г. Е. Рудашевского, разработавшего методику компенсации константановых тензодатчиков с помощью медных петель. Основные данные датчиков приведены в табл. 14. В обозначении тензодатчиков П означает проволочный, К — константан (материал тензорешетки), М — медь
331
(материал терморешетки), Б — на бумажной основе, В — группа датчиков; цифры означают базу в мм и номинальное сопротивление в ом.
14. Характеристика термокомпенсированных тензодатчиков ТЗММ
Параметры ft ПКМБВ-10-100 ПКМБВ-20-200 ПКМБВ-20-400
База в мм 10 20 20
Длина без учета выводов в мм 22 22 22,5
Номинальное сопротивление в ом 100 200 400
Максимальные установочные размеры в мм: длина 42 42 42,5
ширина 5,1 5,1 5.1
Датчики наклеиваются клеем ВК-9 и могут работать при температурах до 150—200° С.
Необходимо подчеркнуть, что компенсация по этому способу возможна лишь для какого-то частного случая (одного материала, например, стали), так как степень компенсации определяется не только чувствительностью самого датчика к температуре, но и разницей в температурных коэффициентах линейного расширения материалов детали и решетки.
Повышение температуры отрицательно влияет на все параметры тензометра, поэтому без принятия специальных мер можно проводить тензометрирование с удовлетворительной точностью лишь до температур 100° С.
Измерение деформации при повышенных температурах вносит свою специфику в конструкцию и методы изготовления тензодатчиков. Применение обычной основы тензодатчиков (бумаги, ткани, лаковой пленки и др.) при повышенных температурах исключается из-за малой термостойкости, а теплостойкие материалы или обладают малой эластичностью, или вносят сильные искажения в передачу измеряемой деформации к тензодатчику. Поэтому наиболее часто высокотемпературные тензодатчики изготовляют на временной основе, которая перед наклейкой удаляется.
Типичная конструкция высокотемпературного тензодатчика приведена на рис. 192. На временную целлофановую основу 5, покрытую тонким слоем 3 лака ВЛ-9, клеем 2 БФ-2 приклеена чувствительная решетка 4 с медными выводными проводниками 7. Место сварки решетки с выводами заклеено полосками лакоткани 332
1 и шелка 6. Целлофановую основу после изготовления удаляют и тензодатчик приклеивают к детали лаком ВЛ-9.
Как отмечалось выше, для измерений деформаций при повышенных температурах недостаточно наличия только теплостойких
Рис. 191. Авто-компенсацион-
ный тензодатчик
Рис. 192. Высокотемпературный тензодатчик I-BO
тензодатчиков. Необходимо использовать и соответствующие способы уменьшения, компенсации и учета температурных изменений сопротивления тензодатчика, основные из которых рассматриваются ниже.
Одним из основных способов является термообработка материала решетки. Константан, который имеет в настоящее время наиболее широкое применение, обладает специфическим свойством— его температурный коэффициент сопротивления может быть изменен от отрицательного до положительного значения после соответствующей термообработки константана. При температуре отжига около 350° С этот коэффициент равен нулю. Датчики, изготовленные из термообработанного константана, называют термокомпенсированными. Подобная компенсация может учитывать и разницу в коэффициентах линейного расширения решетки и материала испытуемой детали. Таким образом, удается изготовлять компенсированные тензодатчики (с температурным прираще-др \
нием не более ±20-10"5 ед. \ для диапазона температур 100— 230° С.
, Другим способом уменьшения температурного приращения является изготовление решетки тензодатчика из двух материалов с противоположными по знаку температурными коэффициентами сопротивления. Схема решетки такого датчика приведена на рис. 193, а. Эти датчики изготовляют обычно для измерений только на определенных материалах (например, сталь, дюраль и т. д.), т. е. с учетом конкретной разности в коэффициентах линейного расширения.
Значительно более универсальными, хотя и более сложными, являются тензодатчики с компенсационной петлей (рис. 193, б). При этом способе компенсация температурного приращения активной части датчика производится температурным прираще-333
нием компенсационной петли, включаемой в компенсационное плечо мостовой схемы. Варьируя сопротивлением, вводимым в цепь компенсационной петли, можно изменить интенсивность компенсации.
Для измерений при повышенных температурах широко практикуется также внесение поправок. При этом способе одновременно с деформацией измеряют температуру в точке измерения и по предварительно полученной зависимости производят соответствующую коррекцию. Измерение температуры можно производить термопарами или термометрами сопротивления, располо
Рис. 193. Термокомпенсированные тензодатчики:
а — комбинированный; б — с компенсационной петлей; в — тензотермодатчики; 1—тензочувствн-тельная проволока; 2—термочувствительная проволока; 3 — компенсационные петли
Рис. 194. Схема температурной компенсации тензодатчика с помощью термопары
женными около тензодатчика, но лучшие результаты можно получить при помощи тензотермодатчиков (рис. 193, в). Такие датчики имеют тензо- и термочувствительные элементы, расположенные на одной основе.
При разработке метода компенсации температурного приращения сопротивления тензодатчика с помощью термопары была использована мостовая схема, изображенная на рис. 194.
Термопара образуется константановым 1 и медным 2 проводами, причем провод 2 одновременно является выводным для чувствительной решетки. Горячий спай 3 термопары приварен непосредственно к концу чувствительной решетки, а делители и R$ служат для регулировки т. э. д. с. На рисунке R$ — сопротивление датчиков, Етп— напряжение между термопарами. Недостаток этого метода — питание мостовой схемы только постоянным током и невозможность применения его в приборах на несущей частоте.
Для изготовления и крепления высокотемпературных тензодатчиков используют клеи на основе органических соединений (до 300° С) и цементы (их иногда называют спекающимися клеями) на основе кремнеорганических и неорганических соединений 334
(до 600—700° С). Наилучшими свойствами обладают цементы, выполненные на основе кремнеорганических соединений.
В последнее время наметилась тенденция к изготовлению высокотемпературных тензодатчиков на постоянной основе из металлической фольги. Такие датчики крепятся к исследуемой детали с помощью точечной сварки; их преимуществом является возможность проведения термообработки и получения тепловой характеристики до крепления на деталь.
Пример такого тензодатчика, разработанного институтами Машиноведения и ЦНИИТМАШ, приведен на рис. 195. Основой датчика является пластина толщиной 0,2 мм отожженной стали
Рис. 195. Тензодатчик на фольговой основе:
7 — линия первой приварки;
2 — линия второй приварки
15. Характеристики тензодатчиков с встроенной термопарой ТЗММ
Параметры пквло-юо 250 ПКВ-20-100 250 НК. В-20-200 250
База в мм ....... 10 20 20
Сопротивление в ом 100 100 1 200
Длина в мм ...... 32,5 42,5 42,5
Ширина в мм ..... 15 15 15
1Х18Н9М, на которую нанесен слой толщиной 0,1 мм из цемента ВН-15. Начатом слое тем же цементом укреплены решетка и выводы, приваренные к последней. Выводные проводники с высо-температурной изоляцией крепятся на основе датчика с помощью привариваемой пластины.
Тензодатчик имеет две линии приварки. По первой линии датчик приваривается на тарировочное устройство, по второй — к исследуемой детали. Такой способ позволяет определить тепловые характеристики на тарировочном приспособлении и подобрать пары датчиков с одинаковыми характеристиками для использования в качестве рабочих и компенсационных.
Датчики подобной конструкции со встроенной хромель-алю-мелевой термопарой серийно выпускаются отечественной промышленностью. Основные данные этих датчиков приведены в табл.15.
Обозначение этих тензодатчиков аналогично обозначениям других датчиков ТЗММ; буква В указывает на наличие встроенной термопары, а индекс 250 соответствует максимальной рабочей температуре в °C. Высокотемпературные привариваемые тензодатчики, работоспособные до температур 500° С, также выпускаются нашей промышленностью.
Вопросы измерений напряжений в условиях повышенной температуры подробно рассмотрены в работе Н.П. Клоковой [561.
335
Коммутирующие и токосъемные устройства
При небольшом количестве рабочих тензодатчиков для измерения статических и особенно динамических деформаций обычно используют многоканальную аппаратуру. В этом случае для каждой точки измерения отводят отдельный канал.
При большом количестве точек замеров (а число их при тензометрии сложных объектов может достигать десятков и даже сотен) возникает необходимость в переключении тензодатчиков для работы на одном канале, особенно при использовании приборов для измерения статических деформаций с автоматическим
Рис, 196. Схемы уменьшения влияния переходных сопротивлений контактов переключателя
уравновешиванием. В этом случае удобно использовать автоматические переключатели.
К переключателям преобразователей предъявляются очень жесткие требования в отношении величины и постоянства переходного сопротивления контактов, которые обусловлены малым значением изменения сопротивления тензодатчиков. Так как переходное сопротивление контактов включается последовательно ♦с тензодатчиком, то непостоянство его может внести значительные погрешности в результаты измерений. Уменьшить влияние переходных сопротивлений переключателей можно совершенствованием их контактов или применением специальных измерительных схем.
В одной из схем для уменьшения влияния сопротивления контактной пары (рис. 196, а) на группу рабочих тензодатчиков Ra и Да имеется один компенсационный Дк. Рабочие тензодатчики поочередно включаются в плечо мостовой схемы с помощью переключателя с двумя контактами и добавочными сопротивлениями и г2. Эквивалентная схема моста приведена на рис. 196, б, где Arj и Дг3 — сопротивления контактов.
336
Изменение сопротивления одного из плеч моста, обуслов-енное наличием переходных сопротивлений в контактах пере-лючателя, можно выразить следующей формулой:
Д/?' = . (220)
Из формулы следует, что нарушение балансировки мостовой схе-:ы в этом случае будет значительно меньше, чем при включении ереходного сопротивления контактов последовательно с рабо-им преобразователем, поэтому требования к качеству переклю-ателя будут менее жесткими.
Рис. 197. Схемы включения токосъемников
Преобразователи при многоточечном тензометрировании можно ереключать по другой схеме, приведенной на рис. 196, в. Для аждого рабочего тензодатчика имеется свой компенсационный атчик, и переключение происходит в измерительной диагонали юстовой схемы, т. е. там, где переходное сопротивление контак-ов не имеет большого значения. Недостатки этой схемы — удвоен-ое количество датчиков и большая мощность, потребляемая т источника питания датчиков.
Влияние переходных сопротивлений на результаты измерений ледует учитывать и при проведении тензометрирования на движущихся деталях, где для связи преобразователей с измеритель-юй аппаратурой применяют специальные токосъемные устрой-тва. Проблема токосъема осложняется специфическими условиями >аботы контактирующих поверхностей, находящихся в непре-1ывном скольжении.
Влияние переходных сопротивлений вращающихся контактов южно уменьшить, изменяя конструкцию токосъемников, а также 22 Б. С. Стефановский 337
целесообразным размещением их в цепи мостовой схемы. Основные схемы включения токосъемников приведены на рис. 197.
При использовании схемы рис. 197, а переходное сопротивление токосъемника будет включено последовательно с тензодатчиком и окажет влияние на результаты измерений. В схеме (рис. 197, б) сопротивления 7? выбирают гораздо большими, чем сопротивления тензодатчиков ^д. Вредное влияние переходных сопротивлений снижается, но чувствительность при этом также понижается.
Значительно лучшие результаты дает размещение всех четырех тензодатчиков на вращающейся детали и включения их по схеме рис. 197, в. В этом случае все переходные сопротивления включены в диагонали моста и оказывают незначительное влияние на результат измерений. По такой схеме очень удобно измерять деформацию кручения (например, крутящие моменты). Возможно применение рассмотренной схемы для уменьшения влияния переходного сопротивления переключателя (рис. 197, а).
Измерение динамических деформаций с использованием потенциометрической схемы возможно по схеме рис. 197, д, для ко-торой рекомендуется отношение2^1 выбирать возможно меньшим, приблизительно /?2 50 [105].
Конструкции токосъемных устройств рассматриваются как в указанных выше монографиях, так и в ряде специальных работ [2, 42, 74, 127]. Наибольшее распространение получили щеточные и ртутные токосъемные устройства и индуктивные трансформаторные токосъемники. Токосъемные устройства можно разделить на концевые и проходные. Для установки концевых токосъемных устройств необходимо наличие свободного конца вала; проходные устройства располагаются непосредственно на валу.
Величина переходного сопротивления в щеточных токосъемных устройствах зависит от конструкции и материала пары кольцо—щетка, окружной скорости вращения кольца, количества щеток, температуры, смазки и давления щетки на кольцо.
Данные по материалам этих пар приведены в приложении 8. Наилучшим материалом для щеток можно считать комбинацию серебро—графит; для колец — медь, серебро и сплав меди и никеля; однако не исключено применение и других материалов.
Для уменьшения переходного сопротивления на каждое контактное кольцо можно устанавливать по несколько щеток (до четырех). Диаметр колец для уменьшения окружной скорости выбирают минимальным (20—40 мм), ширина колец составляет 5—6 мм.
Большое влияние на качество работы токосъемного устройства имеет эксцентриситет и качество поверхности колец. При высоких числах оборотов (10 000 в минуту и выше) эксцентриситет не должен превышать 0,02 мм [105] и даже 0,0075 мм\ при малых числах оборотов допустим эксцентриситет до нескольких десятых 338
долей миллиметра. Поверхность колец может иметь шероховатость не более 0,1—0,2 мкм.
Величина удельного давления щеток лежит в пределах 2— 6 кПсм?. Точное значение давления регулируется экспериментально для каждой конструкции и вида материала по минимальному искажению выходного сигнала измерительного устройства. При этом повышение удельного давления уменьшает переходное сопротивление, но увеличивает износ щеток и колец.
Исследование, позволяющее разработать принципиальные основы неискажающего токосъема, выполнено Г. П. Зедгинидзе
Рис. 198. Многоточечный ртутный токосъемник
[42]. Он рекомендует устанавливать щетки на торцах валов и иметь возможность регулировать их нажим; в особо ответственных случаях осуществлять подогрев токосъемного устройства, так как минимальные помехи получаются при вполне определенной температуре контакта.
Обычно довольствуются более простыми конструкциями щеточных токосъемников; типичной можно считать конструкцию токосъемника, использованного для измерения крутящего момента на первичном вале коробки передач (см. рис. 44).
Ртутные токосъемники более долговечны и обладают лучшими характеристиками. Конструкция их достаточно разнообразна и в значительной степени зависит от объекта измерений [105].
Большинство ртутных токосъемников имеет два медных амальгамированных концентричных кольца с зазором 0,1—0,2 л/л/, в который вводятся 1—2 капли ртути. Благодаря хорошим смачивающим свойствам ртути обеспечивается надежный контакт между кольцами; последние обычно помещаются в герметизированные камеры.
Типичный концевой многоточечный ртутный токосъемник приведен на рис. 198. Токосъмник предназначен для работы с тензометрическими и термометрическими датчиками при скоростях вращения до 50 000 об!мин.
22* 339
Токосъемник состоит из ротора, соединяемого с вращающейся деталью, и неподвижного статора. На роторе, представляющем собой полый валик /, обклеенный конденсаторной бумагой, с помощью клея БФ-2 укреплены контактные кольца 6 и изоляционные втулки 7. Хвостовик 2 служит для привода токосъемника, а колодка 9 с выводами — для припайки проводов от исследуемого объекта. Контактные кольца 6 соединены с выводами 10 проводами, защищенными от повреждения трубкой S.
Неподвижные контактные кольца 4, разделенные изоляционными втулками 5, установлены в алюминиевом корпусе статора. Изоляция контактных колец 4 осуществляется анодированием корпуса 3 статора на глубину 0,05—0,1 мм. Между корпусом 3 статора и наружным корпусом 12 циркулирует охлаждающая вода. Ротор установлен внутри статора на шарикоподшипниках высокого класса точности.
Электрическое соединение с вращающейся деталью осуществляется припайкой проводов к выводам 10, а связь с измерительной аппаратурой — проводами 11, соединенными с неподвижными контактными кольцами 4. Контактные кольца 6 и 4 амальгамируются ртутью.
На токосъемнике установлен датчик числа оборотов, состоящий из постоянного магнита 14, катушки 13 и выступа на втулке 15, укрепленной на роторе.
Другие конструкции ртутных токосъемников отличаются от рассмотренной способами изоляции контактных колец и разделения ртутных камер, наличием или отсутствием охлаждения и т. д.
Ртутные токосъемники, несмотря на такие недостатки, как использование токсичной ртути, сложность конструкции, ограниченное время надежной работы, имеют преимущества: хорошие контактные характеристики, малые габаритные размеры, возможность многоточечного измерения (до 20—30 точек), малые механические потери на привод и работоспособность при больших скоростях вращения. Эти преимущества обуславливают их широкое применение при тензометрии. Следует иметь в виду, что использование негерметизированных ртутных токосъемников запрещается из-за высокой токсичности паров ртути.
Примером индуктивного трансформаторного токосъемного устройства может служить динамометрическая муфта (см. рис. 30); На вращающуюся деталь выносят все четыре плеча моста, а в диагональ моста включают трансформаторы с воздушным зазором.
Широкого применения такие токосъемные устройства пока не нашли ввиду сложности конструкции и необходимости точного центрирования катушек.
Иногда на вращающемся или движущемся объекте располагают усилители, составляющие часть измерительной аппаратуры. Вывод усиленных сигналов снижает требования к токосъемным устройствам. В’связи с успехами полупроводниковой техники этот способ, видимо, может найти применение. Развитием его является 340
установка на объекте радиопередатчика, а вне его — приемника, что позволяет вообще исключить токосъемник [201].
Наконец, следует, отметить, что для поступательно-движущихся деталей (поршень, клапаны) удовлетворительные результаты дает использование гибких или шарнирных токосъемников, конструкция которых рассмотрена выше.
Исследование колебаний коленчатых валов
Периодичность происходящих в поршневом двигателе процессов приводит к периодичности сил и моментов, действующих на его детали, что является причиной вибрации и колебаний корпуса и ряда деталей двигателя.
Измерения вибраций и шумности двигателей являются самостоятельными задачами и выполняются с помощью приборов и методов, типичных для всех областей машиностроения. Они подробно описаны в литературе [48, 108], и потому здесь не рассматриваются.
Колебания деталей двигателя, особенно таких, как коленчатый вал, являются чрезвычайно опасными по своим нежелательным последствиям. Применяемые для их исследования аппаратура и методика довольно специфичны и рассматриваются ниже.
Для исследования крутильных колебаний применяют механические и электрические торсиографы. Эти приборы, основанные на одном и том же динамическом принципе, отличаются только методами регистрации колебаний исследуемого сечения вала относительно маховой массы торсиографа. В механических торсио-графах крутильные колебания регистрируют записью пером на бумаге, нанесением рисок на целлулоидной ленте и т. п. Недостатками механических торсиографов являются сравнительно низкий частотный диапазон, низкая точность и качество регистрации, особенно при малых амплитудах крутильных колебаний.
Недостатки механических торсиографов и развитие электрических методов измерений привели *к преимущественному применению электрических торсиографов, в которых угловые колебания исследуемого вала регистрируются тем или иным датчиком.
На рис. 199 изображен индуктивный торсиограф, разработанный на ЯМЗ.
Корпус торсиографа 10 имеет центрирующий поясок и отверстие для крепления к специальному переходнику, устанавливаемому на носке коленчатого вала. На двух подшипниках 9 смонтирована инерционная масса, состоящая из кожуха /, сердечника индуктивного датчика 3 и противовеса S. На крышке 4 корпуса • укреплены две катушки 5 дифференциального индуктивного преобразователя. При смещении маховика 2 относительно корпуса сердечник 3 изменяет индуктивность катушек 5, включенных в мостовую схему. Соединение с аппаратурой производится с помощью внешнего токосъемника 6.
341
Упругая связь маховика 2 с корпусом 10 осуществляется резиновыми вкладышами 7, расположенными между противовесом 8 и катушками 5. Специальной системы демпфирования у торсиог-рафа не имеется.
Собственная частота торсиографа равна приблизительно 12 гц, диапазон измерения ±5°, коэффициент демпфирования 0,1. Датчик работает с тензостанцией 8АНЧ-7М.
На рис. 200 приведена схема статической тарировки торсио
графа по методу, позволяющему
Рис. 199. Индуктивный торсиограф ЯМЗ
производить тарировку торсиографа, установленного на объекте 2 исследования. В этом случае на кожух датчика торсиографа 1 надевается специальная тарировочная стрелка 3. Штифт, расположенный на свободном конце стрелки, опирается на ножку, нониусного высотометра 4. Угловое смещение в дан
Рис. 200. Схема тарировки индуктивного торсиографа
ном случае заменяется перемещением штифта по хорде. При достаточной длине стрелки погрешность от такой замены ничтожна. Так, при длине стрелки 860 мм при повороте кожуха датчика торсиографа на угол 0° 04' конец стрелки перемещается на 1 мм.
Погрешность от замены дуги хордой при центральном угле h
до 4° не превышает 10’3%. Из соотношения — -А 57,3° (где hx — величина хорды в мм\ 1С — длина стрелки в мм\ ср3 — угол закручивания кожуха датчика торсиографа) определяется масштаб записи крутильных колебаний.
В качестве практического примера рассмотрим исследование крутильных колебаний коленчатого вала двигателя ЯМЗ-238 методами торсиографирования и тензометрировании.
Испытания проводились по скоростной характеристике при полной подаче топлива в диапазоне скоростных режимов 900—2100 об! мин через каждые 25 об/мин.
Для торсиографирования применялся комплект аппаратуры, включающий индуктивный датчик торсиографа (см. рис, 199), токосъемник, усилитель, светолучевой осциллограф МПО-2 и приборы питания. На ленту осциллографа наносятся также отметки времени с частотой 1000 гц и в. м. т. Для отметки в. м. т. в первом цилиндре употреблялся индукционный датчик. Изменение крутящего момента на последней коренной шейке измерялось с помощью тензометрических 342
датчиков с базой 16 мм, наклеенных на специальных пластинках и работавшие на растяжение при закручивании коленчатого вала. Сигналы датчика торсиографа и тензодатчиков через тензоусилитель 8АНЧ-7М регистрировались с помощью светолучевого осциллографа МПО-2 на стандартной кинопленке.
Статическая тарировка торсиографа для определения масштаба записи проводилась с помощью рычажного тарировочного устройства (см. рис. 200). Линейное перемещение рычага на 1 мм соответствовало 4' углового закручивания торсиографа.
Статическая тарировка тензодатчиков проводилась с применением динамометра ДС-1 с диапазоном измерений от 0 до 1000 кГ и рычага длиной 1500 мм.
Рис. 201. "'Зависимость угла закручивания и двойной амплитуды максимального момента двигателя ЯМЗ-238 от числа оборотов:
1 — двойная амплитуда; 2 — то же, при наличии гасителя колебаний; 3 — угол закручивания свободного конца вала; 4— тоже, при наличии гасителя колебаний
Коленчатый вал при тарировке стопорился болванкой, помещенной в шестом цилиндре двигателя (подобным методом оценивается и крутильная жесткость коленчатого вала).
Амплитуды колебаний носка коленчатого вала определялись по осциллограммам, которые для обработки увеличивались в 5,3 раза.
Осциллограммы обрабатывались следующим образом.
По отметкам в. м. т. и времени определялся скоростной режим двигателя и частота колебаний, соответствующая рассматриваемому участку осциллограммы. Двойная амплитуда колебаний носка коленчатого вала находилась как расстояние по вертикали между огибающими кривой колебаний с учетом масштаба тор-сиограммы.
Для оценки напряжений кручения (при обработке осциллограмм) измерялась разность максимальной и минимальной ординат кривой крутящего момента и .с учетом масштаба вычислялась двойная амплитуда момента 2М.
Результаты обработки осциллограмм в виде зависимости угла закручивания переднего конца вала и двойной амплитуды максимального момента от числа оборотов двигателя приведены на рис. 201.
Сопоставление результатов обработки осциллограмм с результатами расчетов показывает, что наибольшие амплитуды отклонений от равновесия при скручивании вала получаются при резонансе с восьмой гармоникой на скоростном режиме 1500—1600 об/мин.
343
Установка гасителя крутильных колебаний резко уменьшила как угол закручивания, так и напряжение кручения.
При существующей тенденции увеличения быстроходности двигателей влияние изгибных колебаний в общей нагружеиности коленчатых валов растет и пренебрежение ими может привести к неправильной оценке действительной иагру-женности коленчатых валов.
На ЯМЗ были проведены экспериментальные динамические исследования по определению изгибающих моментов в щеках коленчатого вала на работающем двигателе ЯМЗ-236.
Тензометрические датчики (рис. 202) располагались на щеках в зонах перекрытия шеек. Одновременно в измерительную схему в смежные плечи моста
Рис. 202, Схема измерений изгибающих моментов в щеках коленчатого вала двигателя:
1 — контактная колодка; 2 — гибкий валик; 3 — ртутный токосъемник;
4 — тензоусилитель; 5 -г блок питания; 6 —осциллограф; 7 — датчик времени; 8 — датчик в. м. т.
включались два датчика, симметричные относительно нейтральной плоскости при изгибе щеки в плоскости кривошипа.
Вывод соединительных проводов от датчиков к контактной колодке, закрепленной на носке коленчатого вала, осуществлялся через масляные каналы и специально просверленные отверстия в шейках. Для связи вращающейся контактной колодки с регистрирующей аппаратурой был применен ртутный токосъемник, обеспечивающий надежную работу при повышенных числах оборотов.
Показания тензодатчиков через тензоусилитель 8АНЧ-7М записывались с помощью светолучевого осциллографа МПО-2 на фотопленку, на которую наносились также отметки времени с частотой 1000 гц и отметки в. м. т. в первом цилиндре, получаемые с помощью индуктивного датчика.
Все тензодатчики были оттарированы в масштабе моментов. Для этого коленчатый вал с наклеенными тензодатчиками, снятый с двигателя, нагружался в плоскостях кривошипов по статически определимым схемам. Схемы нагружения и величины сил выбраны таким образом, чтобы максимальные моменты при тарировке были близки к определяемым на работающем двигателе. При обработке осциллограмм измерялась разность максимальной и минимальной ординат кривой и с учетом масштаба вычислялась двойная амплитуда момента. В результате измерений изгибающих моментов в щеках коленчатого вала на работающем двигателе ЯМЗ-236 было установлено, что действительные нагрузки в ряде щек больше расчетных.
344
В заключение необходимо остановиться на осевых колебаниях коленчатого вала, которые находятся во взаимной связи с крутильными и изгибными колебаниями. Осевые колебания коленчатых валов оказываются особенно большими в мощных судовых двигателях. Оии достигают высоких значений при совпадении числа собственных осевых колебаний с числом собственных крутильных колебаний, т. е. при резонансе осевых и крутильных колебаний. Осевые колебания коленчатого вала создают дополнительные напряжения в местах сопряжения шеек вала со щеками.
Для экспериментального исследования осевых колебаний на свободном конце коленчатого вала устанавливают емкостный датчик перемещений, регистрация сигналов которого позволяет получить необходимые опытные зависимости, установить факторы, влияющие на этот вид колебаний, и разработать мероприятия по снижению их интенсивности
влажность * Параметры на bi ных агрегатов. * * Только для двиг; давление в мм рт. ст. Нормальные условия: температура в °C оценка ограничителя числа оборотов надежность _ приемистость пусковые качества характеристика холостого хода характеристика механических потерь то же — частичная подача Объем испытаний: скоростная характеристика — полная подача компрессор водяной насос радиатор вентилятор генератор глушитель Комплектность при испытаниях: воздухоочиститель Требования стандартов
Учитывается туске и выпуске, соотвег этелей воздушного охлаж 746,5 29,4 1 1 1 1 1 1 —L 1 —J—• 1 1 j 1 1 1 [ SAE (США)
0*092, 20,0 1 1 1 1 1 1 “-j— - j 1 —1— 1 — —j—• — —н DIN (ФРГ) г
749,0 го СО 1 1 1 j 1 1 — 1 —1— 1 * —j—• * * BS (Англия)
Не учитывается гствующие деиия. 760,0 20,0 1 1 1 1 — 1 —j— —j—• —н 1^ 1 4~ г - г - —н - j - CSN (ЧССР)
Учитывается параметрам 760,0 15,0 —j— 1 —!— — — 4- 1 1 1 1 Г" 1 — JIS (Япония)
Учитывается I серий- 760,0 15,0 1 —j— 1 Д-L —j— 1 1 4“ —j— 1 1 1 1 1 ГОСТ (СССР)
Технические данные отечественных осциллографических гальванометров
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
Тип гальванометра Собственная частота в гц । 1 Рабочий диапазон частот в гц I Постоянная по току в ам/м Чувствительность к току в м[ам Нелинейность ампли-тудно-ча-стотной характеристики 0/ В /0 Сопротивление в ом Способ успокоения Максимальный ток в ма В каком осциллографе применяется
внутреннее внешнее
Рамочные гальванометры единой серии
М1012-20 20 0—12 1,7-10-® 6 10“4 5 120 3000 Магнитоин- 0,007
Аукционный
М1012-40 40 0—24 7-10" 5 1,4-10“4 5 120 1500 То же 0,025
М1012-80 80 0—48 1,4-10-* 7,2-10s 5 60 800 » 0,06
М1012-150 150 0—90 5- Ю'4 2-Ю3 5 60 200 » 0,2
М1012-300 300 0—180 2-Ю-3 5-Ю2 5 60 80 » 0,8
Ml 012-600 600 0—300 2,2-10“2 45 5 13 — » 8,0
М1012-1200 1 200 0—600 1,6-Ю’1 6 5 5 — » 20 Н-109
М1012-1800 1 800 0—700 7-Ю-1 1,4 5 2 г » 50 К-105
М1013-600 600 0—400 8,3-10-з 1,2-102 10 60 >.700 Жидкостный 3,3 К-109
М1013-1200 1 200 0—700 3,3-ю-2 30 10 60 2^300 То же 12 Н-005
М1013-1800 1 800 0—1100 7-10-2 14 10 60 >-200 » 19 Н-006
М1013-3500 3 500 0—2000 0,28 3,6 10 60 >-70 50 Н-008
Ml 013-7000 7 000 0—5000 1,1 0,9 10 60 >: Ю » 140 Н-010
М004-1-0,02 20 0—12 1,7-10-8 60 5 120 3000 Магнитоин- 0,007 Н-13
Аукционный Н-105
М004-1-0,04 40 0—24 7-Ю-5 14 5 120 1500 То же 0,027 Н-107
М004-1-0,08 80 0—48 1,4-10-* 7,2 5 60 800 0,06
М004-1-0,15 150 0—90 0,5-10-з 2 5 60 200 » 0,2
М004-1-0,3 300 0—180 2-Ю-3 0,5 5 60 80 » 0,8
М004-0,6 600 0—300 1,25-Ю"2 80 10 13 — Жидкостный 4
М004-1,2 1 200 0—600 5-Ю-2 20 10 13 — То же 13
М004-2,5 2 500 0— 1200 2,5-IO’1 4 10 16,5 — » 80
М004-3,5 3 500 0—1700 0,7 1,4 10 16,5 — » 80
М004-7,0 7 000 0—4500 3 0,33 10 13 —— » 130
£ Продолжение прилож, 2
Тип галь- Собственная Рабочий диапазон Постоянная Чувствнтель- Нелинейность ампли-тудно-ча- Сопротивление в ом Способ Максимальный В каком осцилло-
ванометра частота в гц частот в гц по току в а.м!м ность к току В стотной характеристики 0/ » /0 внутреннее внешнее успокоения ток в ма графе применяется
М001-3 М001-4 М001-5 М001-1 М001-2 НУ-84-Ш НУ-84-IV НУ-84-V М0В2-Х M0B2-IX М135-0,6 Н 135-0,9 Н135-1,5 Н135-2 Н135-3 Н135-6 1 200 2 500 5 000 120 400 1 500 380 1 600 1 200 400 1 000 1 500 2 500 4 000 6 000 12 000 0—40 0—800 0—1700 0—60 0—200 0—150 0—30 0—10 0—100 0—200 0—600 0—900 0—1500 0—2000 0—3000 0^6000 Рамоч] 2,9* IO’3 1,7-10"г 1 7,2-10’4 3,7-10-3 1,4-Ю"1 1-10“3 1,2-10"3 Пени 1-Ю"3 4-Ю"3 2-Ю-2 5-Ю"2 1,7-Ю"1 0,5 1 6,3 чые гальваном 35 6 1 1,4-Ю"3 2,8-10-з 7,2 1-Ю3 8,3-103 гевые гальвано 103 2,5-102 50 20 6 2 1 0,16 етры тиг 5 5 5 5 5 3 3 3 метры ти 10 10 10 10 10 10 10 10 ia М001 и 13 15 13 35 40 8 22 23 цга М0В2 55 55 9 9 9 4 4 2 НУ-84 180 80 -t и Н135 Жидкостный То же » Магнитоиндукционный То же Жидкостный То же » Жидкостный То же » » » » » 12 50 100 0,3 1,5 15 2 0,3 0,25 1 2 5 16 50 100 250 К12-21 Н-700 1 НОБ-14М К12-22 Н-004 МПО-2 Н-102 Н-10 Н-11

ФКМВ-20-50 ФКМВ-20-100 ФКМВ-30-100 ФКМВ-30-100 ФКМВ-30-200 1 ФКРГ-5-50 ФКРГ-10-50 ФКРГ-10-100 1 ФКРВ-5-50 ФКРВ-10-50 ФКРВ-10-100
со со со to to о о о о о о осл О О Сл
Ю 1—ь 1—— О Сл О О си о о о о о О СП си ООО О СП СП ООО
±20 1 ±20
1+ со 1 1+ СП
1 __ _
1* -и к »
Ф КПД-5-50 Ф КПД-5-100 Ф КПД-5-150 ФКПД-5-200 > ТЗГ Xz м м м м м м Хч ZS дддддд «It to to to — >—* СП О О О О О ‘ и • Ю >— •— 1— СП о О Спо о о о о о о Обозначение тензодатчика
СП СП СП СП tO tO Ю ‘ О О О О О СП База Z, диаметр d в мм
Ю — О СП о СП о о о о Ьо 1 •“—* •“* о сл о о сл сл о о о о о о Номинальное в ом Сопротивление
1+ to о 1+ ю о в партии Отклонение от ном. %
±0,2 ±0,2 —I в группе 10—50 шт.
CQ си
со со со to to ф». 4^ Ф>. со со to to о *—* to to i—1 со со сл со со со to сососоьою»— О О О О О •—1 Длина L в мм Максимальные габаритные размеры
со со со to to 4^. 4^ 4^ 4^ со со to to о >— to — I-—1 С0 О0 11 11 11 11 СО 1—— >— Q0 I—* оо Ширина В в мм
1 1 1 1 1 ±300 ±300 ± 300 ! ±300 Предел измеряемой деформации, умноженной на 10 5, в относительных единицах, не более
1 1 1 1 1 to 1+ о to Си to »—* 1+ о Io СП ю 1+ о 1о СП to и- 1+ о ю СП Средняя величина коэффициента тензо-чувствительности
1 1 1 1 1 1 i ±2 1.5 1+ 1+ to СП 1+ ю 14- 1+ to *• ** СП О Среднее квадратичное отклонение коэффициента тензочувствительности партии, не более
1 1 1 1 1 О о СП со о о со СП о СП СО СП Среднее значение ползучести за 1 ч в %, не более
Mill со о со о со о со о Допустимый рабочий ток в ма
tn

Сопротивление
Конструкция Обозначение ае 2 3 о S3 Отклонение От ном. %
S Подт и п решетки тензодатчика База /, диаметр d в j : Номинальное в партии в группе 10—50 шт.
а ФКМГ-20-50 ФКМГ-20-100 ФКМГ-30-100 ФКМГ-30-150 ФКМГ-30-200 20 20 30 30 50 100 100 150 200
Мембранные г I —
. 8 ии 30

Примечание. Условное обозначение тензодатчика состоит из шифра его типа мембранный, А, Б, В, Г— подтип, базы или диаметра в мм и сопротивления в ом.
ПРИЛОЖЕНИЕ 5
Характеристики малобазных фольговых тензодатчиков ТЗММ
е Подтип Конструкция решетки Обозначенне тензодатчика База | Сопроти-। вление в ом । । Длина L Ширина В
Прямоугольные А <111 * i t c—— Д L Ф КПА-I-50 ФКПА-3-100 ФКПА-5-200 1 3 5 50 100 200 5 7 9 3,9 4,4 4,9 3 3,9 4
Б 4 "1А Г ФКПБ-1-100 ФКПБ-3-200 ФКПБ-5-400 1 3 5 100 200 400 9 11 13 3,75 2,85 13,5 2,75 1,85 2,15
Розеточные В L ФКРВ-1-100 ФКРВ-3-200 ФКРВ-5-400 ФКРВ-3-100 ФКРВ-1-50 1 3 5 3 1 100 200 400 100 50 2 5 9 4,2 4,1 1,2 5,2 7,2 9 9 1,85 3,65 4,5 5,4 2
Г I 1 t-.l U уч .—~ ФКР Г-1-50 ФКР Г-3-200 ФКР Г-5-400 ' СО 1-0 | 50 200 400 4,7 7,55 10,5 4,7 7,55 10,5 0,95 1,22 1,5
352
Продолжение прилож. 4
Максимальные габариты 1 Предел измеряемой деформации, умноженной на 10~а, в относительных единицах, ие более Средняя величина коэффициента тензо-чувствительности Среднее квадратичное отклонение коэффициента тензочувствительности партии, не более Среднее значение ползучести за 1 ч в %, не более Допустимый рабочий ток в ма
Длина L в мм Ширина В в мм
24 24 34 34 34 24 24 34 34 34 —— ! 1 1 1 1 —
(Ф — фольговый, К — константановый, П — прямоугольный, Р — розеточный, М —
Продолжение прилож. 5
Тип Подтип Конструкция решетки Обозначение тензодатчика j База Сопротивление в ом Длина L Ширина В

Мем- В ФКМВ-5-50 ФКМВ-5-100 ФКМВ-10-100 ФКМВ-10-200 5 5 10 10 50 100 100 200 1111 1111 1111
бранные <
г ФКМГ-5-80 ФКМГ-5-50 ФКМГ-Ю-100 ФКМГ-10-150 5 5 10 10 80 50 100 150 1 1 1 1 1 1 1 1 1
Примечание. Условное обозначение тензодатчика состоит из шифра его типа (Ф — фольговый, К — константановый, П — прямоугольный, Р — розеточный, М — мембранный, А, Б, В, Г — подтип), базы или диаметра в мм и сопротивления в ом.
23 Б. С. Стефановский
353
ПРИЛОЖЕНИЕ 6
Характеристики проволочных тензодатчиков ТЗММ
Обозначение тензодатчиков База в мм Длина без учета выводов - в мм Номинальное сопротивление в ом Максимальные установочные размеры в мм
длина ширина
ПКБ-5-50Х 5 23 50 33 7,9
ПКБ-5-100Х 5 23 100 33 7,9
ПКБ-10-100Х 10 28 100 38 9,7
ПКБ-10-200Х 10 28 200 38 9,7
ПКБ-20-100Х 20 38 100 48 9,1
ПКБ-20-200Х 20 38 200 48 9,1
ПКБ-30-200Х 30 48 200 58 9,1
П КП-5-50 5 17 50 37 7,9
ПКП-5-100 5 17 100 37 7,9
ПКП-10-100 10 22 100 42 9,7
ПКП-10-200 10 22 200 42 9,7
ПКП-15-100 15 27 100 47 9,7
ПКП-15-200 15 27 200 47 9,7
ПКП-20-100 20 32 100 52 9,1
ПКП-20-200 20 32 200 52 9,1
ПКП-30-200 30 42 200 62 9,1
пкп-зо-зоо 30 42 300 62 9,1
Примечание. Условное обозначение тензодатчика состоит из шифра его типа (П — проволочный, К — коистаитаиовый, Б нли П — бумажный или в пленке из клея БФ-2), базы в мм, сопротивления в ом, и указания иа способ наклейки (X — холодного отверждения).
354
ПРИЛОЖЕНИЕ 7
Клеи и лаки, применяемые в тензометрии
Клей, лак Максимально допустимая температура в °C Режим сушки Ползучесть при 20° С в % Растворитель Дополнительные данные
Клей крем-неглифтале-вый № 192 (200, 206, 212, 216) 50 24 ч при комнатной температуре 1.5 Спирт, ацетон Клей 206 применяется для пропитки бумаги; клей 200 — для приклейки решетки; клей 192Т — для приклейки к детали; клей 212 — для приклейки выводов; клей 216 — для защиты от влаги
Клей ацетоно-целлулоидный 60 То же —— Ацетон —
Карбинольный клей 60 40 ч при комнатной температуре 1 5— 1,1 —.. --
Клей БФ-2 180 48—72 ч при комнатной температуре; 2 ч при 180° С 2—4 Спирт
Клей БФ-4 120 То же 2—4 » —
Лак ВЛ-4 (винифлекс) 60 100— 180е С — — —
Кремнеорганический клей В-58 В статическом режиме — 60— (600— 700) 200— 270° С При сушке допускается подъем температуры до 270—280° С со скоростью 1° в мин и выдержка при этой температуре 3 ч
Кремнеорганический клей ВН-12 400 130— 140° С — То же, но до температуры 130—140°С
23*
355
ПРИЛОЖЕНИЕ 8
Материалы щеток и колец токосъемников
Материал кольца Материал щетки Наибольшая скорость в м/сек Контактное сопротивление в ом* 10—3 Примечание
Серебро Мягкий уголь 20 30 до 2500 ,ь
Латунь Серебряно-графитовые (60% серебра по объему) Мягкий уголь 20 20 В зависимости от давления щетки на кольцо
Медь Медь с графитовой добавочной щеткой 9 0,3—1,5 Не наблюдалось каких-либо колебаний контактного сопротивления или какого-либо влияния тока в пределах от 3 ма до 10 а
Латунь Пакет листовой 12 1 Ip 1 —
Серебро Л di у ни Серебро-графит 10 0,5 н=0,5 —-
» Мягкий уголь 3 5 Серебро осаждено электролитически и полировано. Ограниченная длительность работы
Литература
1. Агарев Е. М. и Медовар Л. Е. Электронные индикаторы для холодильных компрессоров. М.» Госторгйздат, 1962.
2. Адамович А. В. и Тихомиров Я. В. Измерение нагрузок в коленчатом валу работающего двигателя. «Автомобильная промышленность», 1962, № 6.
3. А к а т о в Е. И. и др. Работа автомобильного двигателя на неустановив-шемся режиме. Л., Машгиз, 1960.
4. Андреев В. И. и др. Распределение смеси в карбюраторном двигателе. М., «Машиностроение», 1966.
5. Асатурьян А. Ш. иОльяк В. Д. Об электрическом моделировании газодинамических явлений во впускной и выпускной системах двухтактных двигателей. «Известия вузов Машиностроение», 1965, № 5.
6. А с т а х о в И. В. Сжимаемость моторных топлив. «Энергомашиностроение», 1960, № 9.
7. Баширов Р. М., Башкатов А. Ф. и Кислов В. Г. К вопросу определения плотности плунжерных пар. «Тракторы и сельхозмашины», 1966, № 8.
8. Б е л и н к и й Л. М. Теплоизлучение в камере сгорания быстроходного двигателя с самовоспламенением от сжатия. В сб. «Исследование рабочего процесса и подачи топлива в быстроходных дизелях». М., Машгиз, 1955.
9. Бесчаров Е. Н. и Казачков Р. В. Методика и результаты измерения скорости организованного вихревого движения воздуха в цилиндре четырехтактного дизеля. «Известия вузов. Машиностроение», 1967, № 3.
х 10. Б и д и н В. И. и 3 а й ц е в Б. Ф. Зарубежные тензометрические датчики давления. «Приборостроение», 1966, № 9.
11. Богданов Е. А. О трении поршневых колец. «Автомобильная и тракторная промышленность», 1957, № 6.
12. Болгов А. Т., М а к а р о в В. В. и М и н а е в А. Н. Критериальная зависимость коэффициентов демпфирования моторной установки от основных параметров крутильной системы. «Известия вузов. Машиностроение», 1964, № 5.
13. Б о л г о в А, Т., Ма каров В. В. и М и н а е в А. Н. Механическое подобие двигателей внутреннего сгорания. «Энергомашиностроение», 1966, №7.
14. Б о рисов Б. П. Методы индицирования и осциллографирования двигателей со свободно движущимися поршнями. «Известия вузов. Машиностроение», 1961, № 9.
15. Б у р ц е в О. Н. О методике исследования коэффициента продувки в двухтактном двигателе, работающем на карбюраторной смеси. «Известия вузов. Машиностроение», 1961, № 9.
16. Варламов Л. И. Испытательные станции поршневых и газотурбинных двигателей. М., Машгиз, 1963.
17. В а н ш е й д т В. А. Судовые двигатели внутреннего сгорания. Л., Судпромгиз, 1958.
18. В а с и л ь е в А. В. и Рапопорт Д. М. Тензометрирование и его применение в исследованиях тракторов. М., Машгиз, 1963.
357
19. Взоров Б. А. Зарубежные методы термометрии поршней и анализа теплопередачи. «Автомобильная промышленность», 1966, № 3.
20. В о и н о в А, Н. Процессы сгорания в быстроходных поршневых двигателях. М., «Машиностроение», 1965.
21. Волчок Л. Я- Измерение переменной температуры в пульсирующих потоках газов. В сб. «Методы измерений и исследований в двигателях внутреннего сгорания». Л., Судпромгиз, 1958 (Труды ЦНИДИ. Вып. 36).
22. В о л ч о к Л. Я. Методы измерений в двигателях внутреннего сгорания. Л., Машгиз, 1955.
23. ВоронкинА. А. и Казачков Р. В. Устройство с гидравлическим приводом для стробоскопического отбора проб газа из цилиндра двигателя. «Энергомашиностроение», 1966, № 11.
24. Вырубов Д. Н. и Ка мз о лов Е. П. Исследование смесеобразования в дизелях. В сб. «Двухтактные комбинированные поршневые двигатели». М., «Машиностроение», 1966.
25. Вырубов Д. Н. иЭлькотб М. М. О расчете скорости движения воздушного заряда в цилиндре двигателя. «Известия вузов. Машиностроение», 1965, № 4.
26. Высокотемпературные тензодатчики. Сборник статей.' Пер. с англ. Д. Т. Анкудинова. М., Машгиз, 1963.
27. Гавриленко Б. А., Минин В. А. иОловниковЛ. С. Гидравлические тормоза. М, Машгиз, 1961.
28. Г а в р и л о в А. К. и Д о м а н ь П. И. Определение коэффициента теплоотдачи от гильзы цилиндра дизельного двигателя к охлаждающей воде с помощью электротепловой аналогии. «Известия вузов. Машиностроение», 1967, № 3.
29. Г а в р и л о в А. К. и 3 е н з и н Ю. А. Исследование элементов воздушного тракта двигателя Д-37М на интеграторе ЭГДА. «Тракторы и сельхозмашины», 1965, № 2.
30. Г е р ш м а н И. И. и К у х а р ев М. Н. Исследование воспламенения и сгорания топлива на лабораторной безмоторной установке. «Автомобильная и тракторная промышленность», 1956, № 4.
31. Глаговский Б. А. иПивен И, Д. Электротензометры сопротивления. М., «Энергия», 1964.
32. Г у х м а н А. А. Введение в теорию подобия, М., «Высшая школа», 1963.
33. Г у х м а и А. А. Применение теории подобия к исследованию процессов тепло-массообмена. М., «Высшая школа», 1967.
34. «Двигатели внутреннего сгорания». Сборник работ, посвященных памяти Л. К. Мартенса. «Машиностроение», 1965.
35. Дитякин Ю. Ф. иБритнева Л, Н. Обобщение с помощью безразмерных критериев результатов измерений капель при распыливании жидкостей центробежными форсунками. «Теплоэнергетика», 1959, № 11.
36. Д р а г а н о в Б. X. Исследование неустановившегося процесса наполнения двухтактных двигателей. «Известия вузов. Машиностроение», 1966, № 9.
37. Д ь я ч е н к о Н. X. и др, Быстроходные поршневые двигатели внутреннего сгорания, Л., Машгиз, 1962.
38. Д ь я ч е н к о Н. X., Костин А. К- и Б у р и н М. М. К определению граничных условий при моделировании температурных полей в поршнях ДВС. «Энергомашиностроение», 1967, № 4.
39, Ефимов С. И. К вопросу о применении метода анализа газов при исследовании процессов газообмена в двухтактных двигателях. «Известия вузов, Машиностроение», 1964, № 5.
40. Ж Д а н о в с к и й Н, С. Бестормозные испытания тракторных двигателей. Л., «Машиностроение», 1966.
41. Зайцев А. И. иВахтель В. Ю. Изучение напряжений в деталях дизелей методом хрупких покрытий. «Тракторы и сельхозмашины», 1966, № 10.
42. 3 е д г и н и д з е Г. П. Измерение температуры вращающихся деталей машин. М., Машгиз, 1962.
358
43. 3 е н з и н Ю. А. Корректирование параметров оребрения цилиндров двигателей воздушного охлаждения с помощью метода электрического моделирования. «Автомобильная промышленность», 1965, № 4.
44. 3 о л о т а р е в с к и й В. С. О точности определения индикаторных показателей автомобильных бензиновых двигателей прокруткой. АН СССР, 1960 (Труды лаборатории двигателей. Вып. 5.).
45. Иванов В. Н. Исследование скорости движения воздуха в камере сгорания двигателя. «Известия вузов, Машиностроение», 1964, № 3.
46. Ильинская Л. С, иПодмарьков А. Н. Полупроводниковые тензодатчики. М., «Энергия», 1966.
47. И о г а н с о н Р. А. Индукторные тормоза, М., «Энергия», 1966.
48. И о р и ш Ю. И. Виброметрия, М., Машгиз, 1963.
49. К а м з о л о в Е. П. и Л е о н о в О. Б. Исследование пленочного смесеобразования. «Известия вузов. Машиностроение», 1961, № 1.
50. Карев Н. Б. Исследование влияния некоторых факторов на движение воздушного заряда в дизеле с неразделенной камерой сгорания. М., Автотранс-издат, 1959.
51. К атыс Г. П. Оптические датчики температуры. М., Госэнергоиздат, 1959.
52. К а т ы с Г. П. Методы и приборы для измерения параметров нестационарных тепловых процессов. М., Машгиз, 1959.
53. К атыс Г. П. Объемные расходомеры. М., «Энергия», 1965.
54. Катыс Г. П, Массовые расходомеры. М., «Энергия», 1965.
55. Кац С. М. Балансирные динамометры для измерения вращающего момента. М., Госэнергоиздат, 1962.
56. Клок о в а Н. П. Тензодатчики для измерений при повышенных температурах. М., «Машиностроение», 1965.
57. Клячкин Н. Л., Калашников К- В, иПрош а нов Л. Н. Стенд для исследования напряжений в коленчатом валу двухцилиндрового поршневого двигателя. «Энергомашиностроение», 1965, № 12.
58. Кнорре Г. Ф. Тепловые расчеты по газовому анализу. М., Госэнергоиздат, 1947.
59. К о з д о б а Л. А. Электромоделирование температурных полей в деталях судовых энергетических установок. Л., «Судостроение», 1964.
60. К о п т е в К. Н. О точности построения кривой использования тепла в дизеле. «Энергомашиностроение», 1961, № 12.
61. Костин А. К-Сравнительная оценка теплонапряженности двигателей наддувом. В сб. «Газотурбинный наддув двигателей внутреннего сгорания». М., Машгиз, 1961.
62, Костров А. В. иКунявский Б. М. Метод тарировки индикаторной диаграммы процесса впуска. «Автомобильная промышленность», 1965, № 12.
63. К о с я к А. Ф. Измерение переменной температуры выхлопных газов термометром сопротивления с двумя измерительными нитями и методика определения погрешности измерения. В сб. «Совершенствование рабочего процесса и наддув двухтактных дизелей». М., «Машиностроение», 1967.
64. К Р у г л о в М. Г. Определение температуры газа в цилиндре двигателя внутреннего сгорания в начале выпуска. «Энергомашиностроение», 1961, № 11.
65. Круглов М. Г. иПавлович Л. П. Экспериментальное определение мгновенной температуры газа в выпускной системе двигателей внутреннего сгорания. «Известия вузов. Машиностроение», 1967, № 2.
66. К P у т о в В. И. и Д а н и л о в Ф. М. О применении линейных дифференциальных уравнений для расчета переходных процессов двигателей внутреннего сгорания. «Известия вузов. Машиностроение», 1967, № 2.
67. Кузьмин М. П. Электромоделирование некоторых нестационарных тепловых процессов. М., «Энергия», 1964.
68. Кулаков М. В. Казаков А. В. иШелястин М. В. Технологические измерения и аналитические приборы в химической промышленности, М., «Машиностроение», 1964.
359
69. К у л а к ов М. В., Ш к а т о в Е. Ф. и X а нбе р г В. А. Газовые хроматографы М. «Энергия», 1968.
70. Куликов Н. К. и М и р о н о в Г. Н. Экспериментальное исследование радиального движения поршня в цилиндре двигателя. «Известия вузов. Машиностроение», 1963, № 8.
71. Куров Б. А.Об определении мощностных показателей автомобильных двигателей по стандартам различных стран. «Автомобильная промышленность», 1965, № 12.
72. К у х а р е в М. Н. Исследование влияния физических свойств топлива на основные параметры процесса распыл ива ни я. «Тракторы и сельхозмашины», 1965, № 4.
73. Л а б у н И. А. Исследование переходных режимов быстроходного дизеля на электронной'модели. «Известия вузов. Машиностроение», 1965, № 12.
74. Л а п ш и н С. Л. Токосъемникидлятензометрированияна'вращающихся деталях. «Автомобильная промышленность», 1965, № 5.
75, Латышев Л. А. иРутовский Н. Б. Новый метод измерения быстроменяющихся температур рабочего тела двигателя внутреннего сгорания. В сб. «Вопросы рабочих процессов тепловых машин», М., Оборонгиз, 1958.
76. Л ах а н ин В. В. и др. Моделирование процессов в судовых поршневых двигателях и машинах. Л., «Судостроение», 1967.
77. Лернер М. О. Акустическая спектрометрия процесса сгорания в двигателе с искровым зажиганием. «Автомобильная промышленность», 1965, № 8.
78. Лобастов В. М. и Д а в ы д к и н И. И. Исследование динамики регулирования угловой скорости дизельной установки на электронной модели. В сб. «Вопросы теории и применения математического моделирования». М., «Советское радио», 1965.
79. Л у к а ч е в В. П. и С т у к а н о в В. Р. Определение приведенного момента инерции двигателей внутреннего сгорания методом двойного выбега с помощью прибора ИСУ-2. «Автомобильная промышленность», 1966, № 10.
80. Лышевский А..С. Процессы распылиВания топлива дизельными форсунками. М., Машгиз, 1963.
81. М а л и к о в Н. И. Погрешность в показаниях термопар при измерении температуры цилиндра двигателя. «Известия вузов. Машиностроение», 1967, №9.
82. Матвеевский В. Л. Определение расхода топлива при испытании двигателей. «Тракторы и сельхозмашины», 1965, № 3.
83. М и н к и н 3. М. Определение среднего индикаторного давления при помощи гармонического анализа развернутых индикаторных диаграмм. Л., Изд. ЦНИДИ, 1958 (Труды ЦНИДИ. Вып. 32).
84. Михайлов А. С. Применение электроизмерительной аппаратуры при определении механического к. п. д. двигателя методом выбега. Л., Изд. ЦНИДИ, 1960 (Труды ЦНИДИ. Вып. 38).
85. М и х ай л ов А. С. и Т а з ь б а М. М. Экспериментальное определение момента инерции движущихся масс двигателя Л., Изд. ЦНИДИ, 1960 (Труды ЦНИДИ. Вып. 39).
86. МунштуковД. А.,Нечитайло К. Ф. иПотапеикоА. Е. О подобии нестационарных движений газа в выпускных системах двухтактных двигателей. «Известия вузов. Машиностроение», 1966, № 1.
87. О ж о г и н В. А. Определение среднего индикаторного давления двигателя методом гармонического анализа с неравным шагом. «Энергомашиностроение», 1967, № 2.
88. О р л и н А. С. и 3 а р е н б и н В. Г. Динамическое исследование маслосъемных колец. «Известия вузов. Машиностроение», 1966, № 5.
89. О р л и н А. С. и 3 а р е н б и н В. Г. Экспериментальное исследование осевого движения компрессорных колец. «Вестник машиностроения», 1966, №9.
90. О р л и н А. С. и К Р У г л о в М. Г. Комбинированные двухтактные двигатели. М., «Маши ностроение», 1968.
91. Пл еш ко А. И. иПерфильев В. В. О влиянии подсоединительных каналов на работу датчиков давления. «Измерительная техника», 1957, № 3.
92. П о в х И. Л. Аэродинамический эксперимент в машиностроении. Л. «Машиностроение», 1965.
360
93. Пономарев О. П. Зависимость мощности дизеля от характеристики топлива. «Тракторы и сельхозмашины», 1964, № 10.
94. Портнов Д. А. Быстроходные турбопоршневые двигатели с воспламенением от сжатия. М., Машгиз, 1963.
95. П о р т н о в Д. А. Приближенная методика экспериментального определения неравномерности работы цилиндров многоцилиндровых дизелей. «Энергомашиностроение», 1964, № 9.
96. Преображенский В. П. и др. Измерение температур пульсирующего газового потока. «Энергомашиностроение», 1964, № 7.
97. П у л ь м а н о в Н. В. Дизель-компрессоры со свободно движущимися поршнями. М., Машгиз, 1959.
98. Пу стыл ь ни к Е. И. Статистические методы анализа и обработки наблюдений. М., «Наука», 1968.
99. П у ч к и н Б. И. Приклеиваемые тензодатчики сопротивления. М., «Энергия», 1966.
100. Пухалин А. И. Автоматизированная станция испытания автомобильных двигателей. «Автомобильная промышленность», 1964, № 10.
101. Р е й т л и н г е р С. А. Газопроницаемость высокомолекулярных соединений. «Успехи химии», т. XX, АН СССР, 1951 (Вып. 2).
102. Рикардо Г. Р. Быстроходные двигатели внутреннего сгорания. М., Машгиз, 1960.
103. Розенблит Г. Б., Виленский П. И. иГорелик Я. И. Датчики с проволочными преобразователями для исследования двигателей внутреннего сгорания. М., «Машиностроение», 1966.
104. Ромашов В. М. О точности методов обработки индикаторных диаграмм для определения среднего индикаторного давления. «Автомобильная промышленность», 1965, № 7.
105. Р у з г а 3. Электрические тензометры сопротивления. М., «Мир», 1964.
106. Семенов В. С. -Трение поршневого кольца о стенку цилиндра. «Автомобильная промышленность», 1962, № 6.
107. Семенов Г. И. Определение усилий в коленчатом вале с учетом его деформации. «Автомобильная промышленность», 1965, № 8.
108. С к о б ц о в Е. А., Изотов А. Д. иТузов Л. В. Методы снижения вибрации и шума дизелей. Л., Машгиз, 1962.
109. Славолюбов С. С. К анализу продуктов сгорания топлива на режимах принудительного холостого хода карбюраторных двигателей внутреннего сгорания. «Известия вузов. Машиностроение», 1966, № 2.
ПО. Сороко-Новицкий В. И. Испытания автотракторных двигателей. М., Машгиз, 1955.
111. Стефа новский Б. С. Критерий и метод расчета тепловой напряженности двигателя внутреннего сгорания. «Вестник машиностроения», 1962, № 8.
112. С т е ч к и н Б. С. и др. Индикаторная диаграмма, динамика тепловыделения и рабочий цикл быстроходного поршневого двигателя. АН СССР, 1960.
113. Тамура, Танасава. Испарение и горение капли, соприкасающейся с горячей поверхностью. Вопросы горения. Материалы VI и VII международных симпозиумов по горению. М., Металлургиздат, 1963.
114. Т е т е л ь б а у м Э. И. Электрическое моделирование. М., Физмат-гиз, 1959.
115. Толшин В. И. Расчет переходных процессов дизелей с двухступенчатым наддувом иа аналоговых машинах. «Энергомашиностроение», 1966, № 4.
116. Турбопоршневые двигатели. Сб. статей. М., «Машиностроение», 1965.
117. У т я м ы ш е в Р. И. Техника измерения скоростей вращения. М., Госэнергоиздат, 1961.
118. Ф а й н л е й б Б. Н., Голубков И. Г. и К л оче в Л. А. Методы испытаний и исследований топливной аппаратуры автотракторных дизелей. М.—Л., «Машиностроение», 1965.
119. Ф ом и н Ю. Я. Топливная аппаратура судовых дизелей. М., «Транспорт», 1966.
361
120. Ханин Н. С. и др. Исследование динамики СПГГ GS-75. «Известий вузов. Машиностроение», 1965, № 11.
121. X о в а х М. С. и др. Исследование процесса смесеобразования и сгорания быстроходного дизеля с камерой в поршне. В сб. «Автотракторные двигатели». М., «Машиностроение», 1968.
122. Ховах М. С. иКамфер Г. М. О возможности применения теории размерностей при анализе теплообмена топлива с окружающей средой в процессе дизельного впрыска. «Известия вузов. Машиностроение», 1964, № 12.
123. Черняк Б. Я-и Карельский В. И. О методике определения неравномерности составов смеси в различных цилиндрах карбюраторного двигателя. АН СССР, 1962 (Труды лаборатории двигателей. Вып. 6).
124. Шевцов П. П. и Терский Б. К. Исследование работы газораспределительного механизма, позволяющего изменять фазы на работающем двигателе. «Автомобильная промышленность», 1966, № 11.
125. Ш к о л ь н и ков М-Б. Первичная математико-статистическая обработка результатов тензометрирования. «Автомобильная промышленность», 1965, № 8.
126. Юдицкий Ф. Л. Экспериментальное исследование давления рабочей ^среды на поршневые графитовые кольца. «Вестник машиностроения»,
127. Яценко Н. Н., Шупляков В. С. и Поспелов В. Г. Вибро-стойкое токосъемное устройство. «Автомобильная промышленность», 1966, № 7.
128. Abdelfattah A. I. Untersuch ungen mit einem Einspritzgesetz— Messgerat. «Kraftfahrzeugtechnik», 1965, N 2.
129. Adadevoh J. K-, Uyehara O. A. and Myers P. S. Droplet vaporisation under pressure on a hot surface. «SAE Preprints», N 701B.
130. Adolph H. Erprobungsergebnisse und Einsatzmoglichkeiten einer Anlage zur Untersuchung von Kraftstoffaufbereitungs und Gleichraum — Ver-brennungsv organgen. «Freiberger Forschungsheften», 1965, N 352, A.
131. Agnew P. W. Adapting design for different sizes. «Engineering», 1964, N 5111.
132. Air swirl research. Investigating conditions for future Allen diesel. «Engine Design and Application», 1966, N 10.
133. Alarm shutdown system. Protects truck engines. «Diesel and Gas Engine Progress», 1964, N 11.
134. Anwendung des Auslaufverfahren bei der Feststellung innerer Verluste eines Verbrennungsmotors. «MTZ», 1964, N 9.
135. A n n a n d W. I. D. Heat transfear in the cylinders of reciprocating internal combustion engines. «Proceedings Institution Mechanical Engineers», 1963, N 36.
136. В a t h k e K. Niederdruckindizierung an schnellaufenden Dieselmoto-ren. «Maschinenbautechnik», 1965, N 6.
137. Bishop J. N. Effect on design variables on friction and economy. «SAE Transaction», 1965, N 73.
138. Bordoni P. Determination of the valve working temperature in the 4-stroke diesel engines and choice of the materials. «FIAT. Grandimotori», 1964, N 4.
139. Bottger I. Neue Gesichtpunkte fiber Gemischbildung in Kolben. Verbrennungsmotoren, insbesondereDieselmotoren. «Kraftfahrzeugtechnik», 1957, N 2.
140. Brown W. L. Methods vor evaluating requirements and errors in cylinder pressure measurement. «SAE Preprints» N 670008.
141. Carmon R. and Parsons N. Electro — vakuum sensors signal filter registration. «Diesel and Gas Engine Progress», 1965, N 3.
142. Casci C. et Tfizunalp O. Una technica di registrazione dei dati nell'analisi sperimentale dei processi thermodinamici periodici. «Rivista com-bustione», 1966, N 4.
14*3 . C a v i 1 e e r A. C. Piston design improvement trough research investigation. «SAE Preprints» N 636B.
144. Curry S. Effect of antiknocks on flame propagation in a spare ignition engine. «9th Symposium (International) Combustion, Ithaca, New York, 1962». New York — London, Academical Press, 1963.
362
145. Curry S. A three-dimensional study of flame propagation in a spare ignition engine. «SAE Transaction», 1963, N 71.
146. C u г г у S. The relationship between flame propagation and pressure development during knocking combustion. «SAE Preprints» N 647B.
147. Daniel W. A. and Wentworth J. T. Exaust gas hydrocarbons genesis and exodus. «SAE Preprints» N 486B.
148. D о n i s e 1 1 i C. Un apparecchio per la misura directa e continua della opacita dei gas di scarico dei motori Diesel. «АТА», 1964, N 11.
149. Eberan-Eberhorst R. Die motorische Verbrennung und ihre Abgasprodukte als Haufigkeitsproblem. «ATZ», 1966, N 8.
150. Ebersole G. D., Myers P. S. and Uyehara O, A. The radiant and convective components of diesel engine heat transfear. «SAE Preprints», N 701C.
151. E 1 - W a к i 1 M. M. and A b d о u M. J. The self-ignition of fuel drops in heated air strems. I. Experimental data. «Fuel», 1966, N 3.
152. Essers E., Essers U. und Heyer G. Ober das Messen von Kolbentemperaturen. «MTZ», 1966, N 6.
153. F 1 a t z W. Das Verdampfen von Dieselkraftstoff an der Wand. «MTZ», 1966, N 1.
154. Fontana A. Einspritzdiisen fiir GroBdieselmotoren. Erfahrungen aus Herstellung und Betrieb. «MTZ», 1964, N 12.
155. F u r u h a m a S., T a d a T. and Nakamura T. Piston temperatures of an automobile engine. «Bulletin JSME», 1964, N 28.
156. Furuhama S., Tada T. and Nakamura T. Some measurement of the piston temperature in a small type gasoline engine. «Bulletin JSME», 1964, N 26.
157. G 1 e u e H. und Schonlau H. MeB- und Priifmethoden an Aus-laBventile. «MTZ», 1965, N 9.
158. Go s ch el К. H. und andere. Kolbentemperaturmessungen an einem schnellaufenden Hochleistungs—Dieselmotor. «MTZ», 1961, N 7.
159. Grewe H. Designing similiar machines. «Design news», 1964, N 13.
160. Gross-Gronomsky L. Diesel smoke. Flame cooling as the main case. «Automobile Engineer», 1964, N 13.
161. H a a r d t H. Uber die Entwicklung neuer Wirbelstrombremsen. «ATZ», 1966, NN 1, 5, 8.
( 162. Hagen D. F. and Holiday G. W. The effect of engine operating
and design variables on exhaust emissions. «SAE Preprints», N 486C.
163. H a s к e 1 1 W. W. and В a m e J. L. Engine knockan end—gas explosion- «SAE Journal», 1966, N 4.
164. Hedley A. B. and Nuruzzaman A. S. A technique for .studying small freely suspensed oil droplet flames. «Journal Institution Fuel», 1966, № 305.
165. Hitzdraht — Anemometer fiir Stromungsmessungen. «MTZ», 1967, N 6.
166. Huber E. W. und Schaffitz W. Experimentelle und theoreti-sche Arbeiten zur Berechnung von Einspitzanlagen von Dieselmotoren. Tell I. «MTZ», 1966, N 2. Teil II. «MTZ», 1966, N 4.
167. I s о m u r a S. and Omotehara I. Dynamic characteristics of 2-cycle fullturbocharged diesel engine. «Technical Review», 1967, N 1.
168. J a к s о п M. W. The influence of air-fuel ratio, spare timing and combustion chamber deposit on exaust hydrocarbon emission. «SAE Preprints», N 486A.
169. К a n a p p a и A. A new method for evaluating the scavenging performance of two-stroke engine. «SAE Preprints», N 929E.
170. Knight S. The new Beta engine—compressor analyzer. «Paper ASME», 1965, N WA/DGEP-3.
171. К u h n M. und Tomingas R. Versuche zur Verhutung der Bil-dung von Verunreinigungen der Auspuffgas von Zweitaktmotoren und von Dieselmotoren durch innere Aktivierung der Verbrennung im Motor. «Staub», 1965, N 3.
172. Larborn A. Automation in an engine laboratory. «Proceedings Institution Mechanical Engineers», 1965, N 8.
173. M a s t i n R. G. Combustibles versus nitrogen fixation in gas engine operation and lubrication. «Transaction ASME», 1965, N 2.
363
174. Monitoring exhaust gas temperatures. «Gas and Oil Power», 1966, N 731.
175. Motorpriifstand mit Programmsteuerung. «Krafthand», 1965, N 18.
176. Pischinger A. und Pischinger F. Der Einfluss der Wand bei der Verbrennung eines Brennstoffstrahles in einem Luftwirbel. «MTZ», 1959, N 1.
177. Programmed diesel engine test plant. «Process Control and Automation», 1965, N 2.
178. R e i m an M. Niektore problemy thermodynamiki vspolczesnych silnikow gasnikowych. «Technika motoryzowana», 1965, N 7.
179. Rodgers W. Engine combustion. 6. Jet ignition «Automotive Design Engineering», 1964, N 3.
180. Saxe H. und Piller W. Programmsteuerter Motorenpriifstand der Mineraldlindustrie. «Kraftfahrzeugtechnik», 1965, N 10.
181. S c h i 1 1 i n g W. F. 150 DIN PS — 180 SAE PS? Eine Untersuchung der Praktiken der Leistungsmessungim Kraftzeugmotoren. «Nutzfahrzeug», 1964, N 5.
182. Schmidt E. Viskosity measurement and control on board ship. «Marine Engineer ans Naval Architektor», 1966, N 1084.
183. Schneller J. und R e i m о n J. Experimentelle Bestimmung der Warmeubergangs an Rippenrohren durch Diffusionsversuche. «Wissenschaft-liche Zeitschrift Technische Hochschule Karl—Marx—Stadt», 1965, N 1.
184. S p a m e r P. Der Begriff der Motorleistung in der Normung. «MTZ», 1966, N 2.
185. S t а Г к e L. Ein automatischer Priifstand fur Verbrennungskraftma-schinen. «Elektronik», 1964, N 9.
186. Steinbrenner H. Messung zur Erfassung des Kolbenringflattern in schnellaufenden Kolbenmaschinen. «MTZ», 1961, N 7.
187. Steinbrenner H. Ein MeBgerat zur Ermittlung des dynamischen Forderbeginns von Dieselmotoren. «MTZ», 1964, N 7.
188. S t e i n b r e n n e r H. und Dauble G. Entwicklungsstand der Kolbentemperatur — Mefieinrichtung mit dem Kontakt-Methode. «MTZ», 1965, N 6.
189. Stoffel R. Advances in scavenging and turbocharging of Sulzer RD engines. «International Shipbuilding Progress», 1965, N 130.
190 Stoffman P. Temperaturmessung in Brennkammern von Luftatmen-den Triebwerken. «Jahrbuch Wissenschaft und Gesellschaft Luft — und Raumfahrt, 1964». Braunschweig, 1965.
191. Streicher K. Die Indikatorbohrungan Gasmotoren. «MTZ», 1965,N 5.
192. T a e g er К. H. Indizieren von Dieselmotoren. «Militartechnik», 1966, N 7—8.
193. Van Am er ongen G. I. Influence of structure elastomers on their permeability to gases. «Journal Polymer Science», 1950, N 3.
194. Viscosity control device permits use of cheaper marine fuel. «Marine Engineering», 1966, N 2.
195. Voigt W. und Bobbert G. Brennkammerauswahl und Winkel-markierung bei Messungen am Kreiskolbenmotor. «MTZ», 1966, N 1.
196. W a 1 c h 1 i H. Modell zur Veranschaulichung der Temperaturvertei-telung in Kolben eines Verbrennungsmotors. «Technica» (Suisse), 1965, N 20.
197. Which smokemeter is best? «SAE Journal», 1964, N 12.
198. Weise E. und KI u v er D. Ein Motorpriifstand mit Programm-regelanlage — Aufbau und Erprobung. «Automobiltechnik», 1967, N 9.
199. Wellington R. Applications of automatic process control to engine development testing. «SAE Preprints» N 690227.
200. Wellworthy — Research at Lymington. «Motor Industrie», 1966, N 908.
201. Westbrook M. H. and Munro R. The telemetring of information from a working internal combustion engine. «Transaction ASME», 1967, N 2.
202. W о s c h n i G. Beitrag zur Problem des Warmeuberganges im Ver-brennungsmotor. «MTZ», 1965, N 4.
203. Yamaga J. A proposal of temperature measuring method for gas in internal combustion engine, «Journal Mechanical Laboratory Japan», 1964, N 2.
204. Zinner K- Die Wei terent wicklung der MAN—Zweitakt—Dieselmotoren der KZ — Baureihe zu hdher Leistung. «MAN — Dieselmotoren—Nachrich-ten», 1965, N 45.
Содержание
Предисловие........................................\ . . . 3
Условия постановки измерений с заданной точностью (канд. техн.
наук Б. С. Стефановский)............................ 5
Погр ешности непосредственно измеряемых величин ....... 5
' Погрешности сложных опытов.................... 8
Динамические погрешности измерений быстропеременных величин 12
Определение эффективных и механических показателей двигателей ... 19
Тормозные устройства (инж. Ю. М. Доколин, инж. Е. К. Кореи, канд. техн, наук Б. С. Стефановский)............... 20
Согласование параметров двигателей и тормозов (инж. Ю. М. Доко-лин) .......... .................. 38
Автоматизированные стенды с программным управлением (инж.
Ё. К. Кореи) ...................................... 43
Измерение крутящих моментов (инж. В. П. Сорокин, канд. техн.
наук Б. С. Стефановский) ................. . 49
Методы определения механических потерь двигателей (канд. техн.
наук Б. С. Стефановский) ......................... 58
Методы исследования и контроля рабочего процесса двигателей .... 74
Требования к частотны^ характеристикам индикатора (канд. техн.
наук Б. С. Стефановский) ................. 74
Электрические индикаторы (инж. Ю. М. Доколин, канд. техн.
наук Б. С. Стефановский), инж. Е. К. Кореи) ........ 80
Стробоскопические индикаторы (инж. Ю. М. Доколин, канд. техн.
наук Б. С. Стефановский) • ..........• •........... §5
Индицирование низких давлений (инж. Ю. М. Доколин).. 111
Тарировка датчиков давления (канд. техн, наук Б. С. Стефанов-
ский) ................. .......................... 119
Обработка индикаторных диаграмм (канд. техн, наук Б. С. Стефановский) ..................................... 128
365
Особенности индицирования и контроля работы многоцилиндровых двигателей и двигателей особых типов (инж. Е. К- Кореи, канд.
техн, наук Б. С. Стефановский) ............... 146
Оборудование и приспособления для исследований и доводки рабо-
чего процесса (канд. техн, наук Б. С, Стефановский) ...... 154
Исследования процессов топливоподачи и смесеобразования.... 163
Проверка и регулировка топливной аппаратуры дизелей (канд.
техн, наук Б. С. Стефановский) ............... 163
Исследование гидродинамических процессов, происходящих в топ-
ливной аппаратуре дизелей (инж. Ю, М. Доколин, канд. техн.
наук Б. С. Стефановский) ........................... 171
Исследование суммарных характеристик процесса впрыска (канд.
техн, наук Б. С. Стефановский) ............... 181
Исследование процессов распыливания и смесеобразования (канд.
техн\ наук Б. С. Стефановский)...................... 188
Определение свойств топлив, влияющих на процессы распыливания
и смесеобразования (канд. техн, наук Б. С. Стефановский) .... 196
Анализ продуктов сгорания. Определение дымности отработавших газов........................г............................. 203
Методы и приборы газового анализа (канд. техн, наук Б. С. Стефановский) ......................... 203
Определение дымности отработавших газов (инж. Ю. М. Доколин, канд. техн, наук Б. С. Стефановский) . •.............. 249
Неравномерность распределения смеси по цилиндрам в карбюраторных двигателях (инж. Е. К. Кореи)................. 258
Моделирование при исследованиях двигателей
(канд. техн, наук В. С. Стефановский) ............ 264
Физическое моделирование ........................... 265
Метод аналогий ..................................... 279
Некоторые виды измерений и исследований.................... 296
Измерение температур при испытаниях двигателей (инж. В. А. Васильев, инж. Ю. М. Доколин, инж. Е. К. Кореи)......... 296
Измерение скоростей и расходов жидкостей и газов (инж. В. А. Ва-
сильев, инж. Ю. М. Доколин, инж. Е. К. Кореи) ....... 316
Особенности измерения напряжений в деталях двигателей (инж. Ю. М. Доколин, инж. В. П. Сорокин) ............. 328
Исследование колебаний коленчатых валов (канд. техн, наук
Е. А. Скобцов)...................................... 341
Приложение 1. Сопоставление основных требований стандартов различных стран на испытания двигателей .................... 346
Приложение 2. Технические данные отечественных осциллографических гальванометров ........................................... 347
366
Приложение 3. Состав и температура плавления сплавов, применяемых
для термометрии поршней ........................> • 349
Приложение 4. Характеристики фольговых тензодатчиков ТЗММ .... 350
Приложение 5. Характеристики малобазных фольговых тензодатчиков ТЗММ ............................................................. 352
Приложение б. Характеристики проволочных тензодатчиков ТЗММ . . . 354
Приложение 7. Клеи и лаки, применяемые в тензометрии.............. 355
Приложение 8. Материалы щеток и колец токосъемников............... 356
Л шпература ...................................................... 357
Борис Сергеевич Стефановский, Юрий Михайлович Доколин, Владимир Петрович Сорокин, Виктор Александрович Васильев, Евгений Кирович Кореи, Евгений Александрович С к о б ц о в
ИСПЫТАНИЯ ДВИГАТЕЛЕЙ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ
Редакторы издательства: И. А. Васильева, Л. И, Степанова
Технический редактор А. Ф. Уварова
Корректор А. П. Озерова
Переплет художника Е. В. Бекетова
Сдано в набор 16/VII 1971 г. Подписано к печати I/I1 1972 г. Т-01833. Тираж 7000 экз. Печ. л. 23,0. Бумага тип. № 2. Уч.-изд. л. 24,0 Формат 60Х901/1в Цена 1 р. 43 к. Зак. № 1241
Издательство «МАШИНОСТРОЕНИЕ», Москва, Б-66, 1-й Басманный пер., 3
Ленинградская типография № 6 Главполиграфпрома Комитета по печати при Совете Министров СССР
Ленинград, С-144, ул. Моисеенко, 10.