ТРУДЫ ЦИАМ
А. С. ОРЛИН
ПРОЦЕССЫ ВЫХЛОПА
И ПРОДУВКИ
В ДВУХТАКТНЫХ
БЫСТРОХОДНЫХ
ДВИГАТЕЛЯХ
ОБОРОНГИЗ о 1040
.1961 г.“	0 5V|,r-O|
Труды Центрального научно-исследовательского института
авиационного моторостроения им. П. И. Баранова
Выпуск 36
6^/. Ч
А. С. ОРЛИН
ПРОЦЕССЫ
ВЫХЛОПА И ПРОДУВКИ
В ДВУХТАКТНЫХ
БЫСТРОХОДНЫХ ДВИГАТЕЛЯХ

ГЕКА
BUaU .
ГОСУДАРСТВЕННОЕ ИЗДАТСЛЬСШи иьиРиННий'Т1РОМЫ1Ш1ЕННОСТИ
МОСКВА 1940

Работа проф. доктора технических наук А. С. О р л и н а освещает раз-
работанные автором способы расчета процесса выхлопа и продувки в двух-
тактных быстроходных двигателях, связанные с определением размеров сечений
окон и клапанов, а также вопросы экспериментального исследования продувки,
проектирования органов распределения и другие вопросы, относящиеся к
процессам очистки и наполнения цилиндра.
Книга рассчитана на инженеров, научных работников и студентов стар-
ших курсов втузов.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Введение ........................................................ 4
1.	Общие соображения............................................ 5
2.	Протекание процесса в цилиндре............................... 8
3.	Постановка задачи исследования процесса....................  11
4.	Выхлоп до начала продувки................................... 13
5.	Продувка...................................................  20	*
6.	Расчет, основанный на квазистационарном состоянии .......... 33
7-	Расчет процесса, основанный на уравнениях неустановившегося дви-
жения .......................................................   40
8.	К проблеме двигателя без продувочного насоса................ 52
9.	К вопросу	проектирования	органов	распределения ............. 55
10.	Экспериментальное	исследование	продувки..................... 74
Библиография.................................................... 95
введение
В настоящем труде приводятся аналитическое и экспериментальное иссле-
дования вопросов, связанных с процессом выхлопа, продувки и наполнения
цилиндров двухтактных двигателей, расчетом их органов распределения,
а также некоторые данные, касающиеся конструирования этих органов.
Работа знакомит в первую очередь с протеканием процессов выхлопа,
продувки и зарядки и затрагивает вопрос исследования процесса в общем
виде. Далее излагается исследование процессов, основанное на уравнениях
установившегося движения, содержащее некоторые уточняющие положения по
сравнению с существующими способами расчета, позволяющее притти к рас-
четным соотношениям.
Приведены также исследования, основанные на уравнениях неустановивше-
гося движения в одноразмерном потоке, учитывающие влияние выхлопной
системы на работу двигателя; схемы распределения и вопросы, связанные
с практическим расчетом органов распределения, определением их размеров
и формы. В последней главе описан ряд экспериментальных работ, проведен-
ных у нас и за границей.
В разделах 4, 5 и 10 изложена часть вопросов, разобранных автором
в книге „Продувка двухтактных быстроходных двигателей* (Труды ЦИАМ,
№ 18, 1935), и уточнен способ расчета основных фаз процесса.
1.	ОБЩИЕ СООБРАЖЕНИЯ
Выбор схемы продувки, определение формы и размеров про-
ходных сечений органов распределения, рациональных с точки
зрения качества очистки и наполнения цилиндра (что связано с
мощностью и экономикой двигателя), является весьма актуальной
проблемой, в особенности для быстроходных двигателей.
Процессы выхлопа и продувки чрезвычайно сложны вслед-
ствие неустановившегося трехмерного движения газов и воздуха
в цилиндре, органах распределения и смежных с цилиндром
системах, особенно в быстроходных двигателях.
Поэтому аналитическое решение данной проблемы представ-
ляет большие трудности. Некоторые исследователи (Цветков,
Шютте, Кернер, Тареев, Цеман и др.) изучали вопросы измене-
ния параметров процесса по времени, но эти исследования отно-
сятся большей частью к определению протекания давления в
цилиндре на основе уравнений установившегося движения, при-
чем процесс рассматривается как квазистационарный. Указанные
работы могут быть использованы лишь для приближенных под-
счетов, так как конструктор не всегда располагает значениями
коэфициентов истечения, играющих роль поправочных коэфи-
циентов. Во всяком случае для быстроходных двигателей указан-
ным типам расчетов следует отдать известное предпочтение
(несмотря на их большую громоздкость) перед расчетами типа
Шюле, Креглевского и другими, в которых фигурирует среднее
за процесс давление в цилиндре, а также перед расчетами типа
Рингвальда, в которых выпадают из поля зрения параметры
состояния внутри цилиндра.
Одной из причин расхождения теории и практики для бы-
строходных двигателей является пренебрежение влиянием уско-
ренных масс газов в смежных с цилиндром системах, а также в
самом цилиндре. Как показывают опыты, из которых упомянем
хотя бы опыты, проведенные в ЦИАМ [12] \ а также опыты Дэ-
виса1 2, даже при отсутствии трубопроводов большой длины имеет
место неустановившееся движение газа. Последнее обусловли-
вает наличие вакуума в цилиндре после открытия продувочных
1 Цифры указывают на порядковый номер перечисленных в библиографии
Источников (см. в конце книги).
2 Engineering, 18/VI, 25/VI, 1937.
5
окон и дальнейшее протекание кривой давлений в цилиндре
(имеющей волнообразный характер).
В том случае, если подводящие и выхлопные трубопроводы
имеют значительную длину, поток допустимо считать в такой
схеме одномерным. Это допущение позволяет провести прибли-
женное исследование, основанное на уравнении движения и не-
разрывности, а также на уравнениях термодинамических процессов.
Так, работы Лутца относятся к определению частоты колеба-
ний давления в цилиндре [72], а также содержат ряд зависимостей,
связанных с использованием кинетической энергии газов в вы-
хлопном трубопроводе [73].
При этом Лутц пренебрегает изменением сечений органов рас-
пределения при процессе, считая эти сечения равными сечениям
трубопроводов, пренебрегает также изменением скорости и плот-
ности газа по длине трубопровода (при использовании уравнения
неразрывности и т. д.).
В работе Пишингера [79] дается способ построения кривой
протекания давления в цилиндре по времени, в трубопрово-
дах — по времени и длине последних, справедливый в первую
очередь для двигателей, характеризующихся наличием коллекто-
ров относительно больших объемов между цилиндрами и трубо-
проводами, так как Пишингер применяет для процесса течения
газов через органы распределения уравнения установившегося
движения.
В работе Листа, посвященной разбору того же вопроса, изложен громозд-
кий, но вместе с тем относительно точный способ построения упомянутых
кривых [79].
Автор предложил метод расчета, вытекающий из другого вида
уравнения движения, а также из уравнения неразрывности, со-
отношений адиабатического расширения и других термодинами-
ческих зависимостей [12]. Этот метод применим для ряда групп
быстроходных двигателей с малыми объемами коллекторов и
трубопроводами небольшой длины.
Автор считает, что для ориентировочных подсчетов для дви-
гателей тихоходных и средней быстроходности можно применять
уравнения установившегося движения. При более точном расчете
данных двигателей, процесс лучше рассматривать как квазиста-
ционарный [7]. При этом должны быть известны коэфициенты
истечения органов распределения для всех фаз процесса, вклю-
чающие поправочные множители.
В связи с положениями, указанными выше, возникает необ-
ходимость построения такого расчета процесса выхлопа и про-
дувки двухтактных быстроходных двигателей, в котором хотя бы
отчасти было отражено действительное протекание процесса. Это
позволит более точно определять размеры органов распределения
проектируемых машин оригинальной конструкции.
Первым этапом решения данной задачи является исследование,
основанное на уравнениях движения и неразрывности одномер-
6
ного потока. Автор полагает, что полученные результаты можно
развить и для схем с любыми размерами выхлопной и подводящей
систем. До настоящего времени быстроходные транспортные двига-
тели строят преимущественно четырехтактными. Литровая мощ-
ность двухтактного двигателя больше, чем четырехтактного,
в 1,6—1,7 раза при тех же размерах цилиндра; этим преиму-
ществом объясняется стремление к широкому развитию двух-
тактных быстроходных двигателей.
Сравнивая четырехтактные двигатели с двухтактными, можно
отметить следующее. Очистка цилиндров от продуктов сгорания
почти во всех конструкциях у четырехтактных двигателей не-
сколько лучше, чем у двухтактных. Вследствие наличия кроме
того потерянного хода среднее индикаторное давление у двух-
тактных двигателей меньше, чем у четырехтактных, несмотря
на то, что у двухтактных двигателей давление в начале сжатия
больше, чем у четырехтактных. Трудность освоения процесса
очистки и наполнения цилиндра двухтактного двигателя при
больших числах оборотов и притом при переменном скоростном
и нагрузочном режимах является одной из основных причин
большего распространения четырехтактных двигателей в тран-
спортных установках.
Механический к. п. д. у двухтактных двигателей меньше вслед-
ствие большого расхода мощности на продувочный насос или
нагнетатель, особенно в высокооборотных двигателях, работаю-
щих при высоком давлении продувочного воздуха. Высокая
средняя температура двухтактного цикла, вследствие наличия
рабочего хода при каждом обороте, влечет повышение тепловых
напряжений в днище поршня, а также крышке и стенках ци-
линдра и утяжеляет работу поршневых колец. Это обстоятель-
ство обусловливает необходимость принятия специальных мер
для охлаждения при конструировании указанных деталей, осо-
бенно поршня.
Большой шум продувочных насосов некоторых конструкций устраняется
применением ротативных насосов с лопастями винтового профиля.
Следует отметить попутно большее влияние выхлопной системы на про-
цесс в двухтактных двигателях, что, однако, может быть в некоторых случаях
использовано для улучшения наполнения и упрощения конструкции (двигатели
без продувочного насоса).
К числу преимуществ двухтактных двигателей, кроме боль-
шей литровой мощности и, следовательно, меньшего веса и
габаритов, нужно отнести большую равномерность хода.
У двигателей с чисто щелевым распределением следует
отметить простоту конструкций, отсутствие выхлопных клапа-
нов, а также удобство осуществления реверса.
Нет сомнения, что при дальнейших исследованиях процесса,
конструктивных форм и работы быстроходных двухтактных
двигателей будут выявлены рациональные схемы конструкций
и размеры распределительных органов и двигателей в целом,
которые найдут широкое применение для транспорта.
7
I
2.	ПРОТЕКАНИЕ ПРОЦЕССА В ЦИЛИНДРЕ
На фиг. 1 приведена схема цилиндра двухтактного двигателя,
выхлопного и продувочного коллекторов (камер) и трубопро-
водов. При расчете и исследовании продувки часто считают,
что процесс протекает по следующей схеме:
а)	с момента открытия выхлопных органов происходит истече-
ние продуктов сгорания с критической скоростью в выхлопную
систему до тех пор, пока давление в цилиндре не упадет до
Фиг. 1. Схема цилиндра двухтактного двигателя.
критического; с понижением давления ниже критического ско-
рость истечения падает более интенсивно, чем во время истече-
ния при критической скорости, которая пропорциональна квадрат-
ному корню из абсолютной температуры;
б)	после открытия продувочных органов (начинающегося при
давлении в цилиндре, превышающем давление в ресивере) воз-
дух втекает в цилиндр, вытесняя продукты сгорания через вы-
хлопные органы в выхлопной трубопровод; предполагают, что
давления в ресивере ps, в цилиндре р{ и в выхлопном трубопро-
воде pd постоянны по времени.
Остановимся подробнее на схеме протекания процессов вы-
хлопа и продувки, что имеет значение для быстроходных машин.
Можно считать, что в момент начала открытия выхлопных
органов давление в цилиндре постоянно по всему объему. Дав-
ление в выхлопной системе, как показывают эксперименты, не-
постоянно вследствие того, что процесс затухания волн в трубо-
проводе, оставшихся от предыдущих циклов, полностью не
закончен. Это замечание относится в первую очередь к высоко-
оборотным двигателям с большими углами фаз процесса выхлопа
и продувки и высокими значениями давления в начале процесса
выхлопа.
8
В момент начала открытия выхлопных органов скорость,
течения газов из цилиндра равна нулю. По мере дальнейшего
открытия скорость возрастает, достигая в какой-то момент ма-
ксимума, причем при наличии каналов соответствующей формы
она может быть сверхзвуковой. Указанный период разбега до-
вольно трудно исследовать аналитически. Можно, однако, предпо-
лагать, что он весьма непродолжителен, особенно для выхлопа
через щели.
Давление в выхлопной камере и в начале трубопровода
повышается вследствие втекания в коллектор продуктов сгора-
ния; скорость течения последних по трубопроводу также возра-
стает. Повышенное давление в выхлопной камере и в начале
трубопровода передается по трубопроводу в виде волны давления,
позади которой остается вакуум. Когда волна достигает крайнего
сечения трубопровода, граничащего с выхлопным горшком или
атмосферой, в зависимости от конструкции (сечения 4—4 на
фиг. 1) волна отражается при уменьшенной амплитуде с обрат-
ным знаком. Отраженная волна давления движется со скоростью
звука в обратном направлении, и ее амплитуды суммируются
с амплитудами положительной волны, непрерывно текущей по
трубопроводу. Отраженная волна, достигнув коллектора, отра-
жается далее от сечения 3—3, что сказывается на величине
давления в коллекторе и на протекании давления в цилиндре
по времени. Волны давлений значительно меньших амплитуд
возникают и в цилиндре.
Резюмируя изложенное, отмечаем, что изменение давления
в цилиндре в рассматриваемую фазу по времени происходит
вследствие расширения и истечения газов в область переменного
давления по времени и пространству при воздействии ускорен-
ных масс газов и распространении блуждающих волн в выхлоп-
ной системе и цилиндре.
С уменьшением объема коллектора возрастает влияние уско-
ренного столба выхлопных газов на процесс в цилиндре. Если
коллектор плавно переходит в трубопровод и нет резких изме-
нений сечений, то повышение давлений при втекании продуктов
сгорания относительно невелико, в особенности если сечение
выхлопного трубопровода значительно.
С понижением ’давления в цилиндре ниже критического по
отношению к выхлопной системе скорость истечения падает
более интенсивно, чем во время истечения при критической
скорости. Однако при наличии трубопровода достаточно боль-
шой длины падение скорости задерживается, что увеличивает
вакуум.
Открытие продувочных органов начинается в быстроходных
Двигателях обычно при давлении в цилиндре, превышающем
Давление в продувочном коллекторе (в подводящей системе).
Быстрое нарастание время-сечения выхлопа и быстрое падение
Давления в цилиндре после открытия продувочных органов вслед-
9
ствие влияния ускоренных масс газов предупреждает заброс
продуктов сгорания в продувочный коллектор при выигрыше в пол-
ном время-сечении продувки. Кроме того, в начале процесса
продувки, который, как это можно предполагать, начинается
значительно позже момента выравнивания давления в цилиндре
и ресивере, продукты сгорания в цилиндре охватываются относи-
тельно Широким потоком продувочного воздуха, поступающего из
уже открытых на значительную величину продувочных органов.
Направляемый последними продувочный воздух стремится итти по
определенному пути, зависящему от типа продувки, формы
поршня, конструкции и размеров продувочных органов, отноше-
ния S :D и ряда параметров процесса.
Можно предполагать, что в начале процесса преобладает
вытеснение продуктов сгорания воздухом, так что в выхлопной
трубопровод поступают, главным образом, продукты сгорания.
По мере течения процесса увеличивается интенсивность переме-
шивания воздуха с продуктами сгорания в цилиндре, и в выхлоп
попадает смесь.
В начале продувки давление в продувочном коллекторе
падает вследствие вытекания из него продувочного воздуха.
В подводящем трубопроводе освобождается волна давления,
движущаяся со звуковой скоростью от сечения 2—2 (фиг. 1) по
направлению к ресиверу, отражающаяся далее от сечения трубо-
провода 1—1, граничащего с ресивером. При большом объеме
ресивера давление в нем во время процесса можно считать при
исследовании постоянным. Отраженная волна возвращается в кол-
лектор, влияя на величину давления в последнем.
После открытия продувочных окон давление в цилиндре,
которое в дальнейшем условимся считать постоянным по всему
объему цилиндра, продолжает падать под влиянием ускоренных
масс газов при значительной площади открытия выхлопных
органов по сравнению с площадью открытия продувочных. Дав-
ление падает ниже атмосферного даже при отсутствии выхлоп-
ного трубопровода вследствие истечения газов с высокой ско-
ростью из цилиндра, что обусловливает понижение давления
в последнем, продолжающееся до вакуума значительной глубины.
После этого давление в цилиндре повышается, а затем может
опять несколько понизиться. Дальнейшие волны имеют меньшие
амплитуды, иногда же почти совсем исчезают.
Таким образом, как и во время первой фазы процесса, про-
текание давления в цилиндре во время продувки является след-
ствием течения газов через продувочные и выхлопные органы.
Течение происходит при переменных по времени давлениях
в камерах (в которые возвращаются отраженные волны давлений)
при воздействии ускоренных масс газов в трубопроводах. Кроме
того, в цилиндре имеются мертвые зоны, влияющие в свою оче-
редь на распределение давлений по цилиндру и на качество
продувки. К концу процесса давление может значительно повы-
10
еиться, что связано с влиянием ускоренного столба газов в проду-
вочном трубопроводе, в особенности при наличии фазы наддува,
а также с влиянием сжатия.
Продувочные и выхлопные аппараты быстроходных двигателей
характеризуются большей частью малыми объемами продувоч-
ных и выхлопных коллекторов или их отсутствием. Это способ-
ствует усилению явлений неустановившегося процесса во всей
системе, а также непосредственно в органах распределения и
в смежных с ними областях.
Из приведенного краткого обзора видно, насколько сложен
механизм процесса продувки и выхлопа двухтактного двигателя.
3.	ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССА
Решение задачи о процессе продувки двухтактного двигателя
в общем виде представляет большие трудности. В этом случае
следует обращаться к диференциальным уравнениям движения
(уравнениям Эйлера), уравнениям неразрывности и состояния.
Если пренебречь силами трения, которые выражаются через
производные второго порядка, то уравнения движения газа
для трехмерного потока можно представить в следующем виде:
1 др р дх	= х —	и	ди дх	— V	ди	ди -WdZ	_ ди _ dt ’	(1)
1 др р ду	= к —	и	dv ду	— Ч)	dv W	dv 	 дг	dv ~~ dt’	(2)
1 др	= z—	и	dw дх	— Ч)	dw ду	dw — 0Z	dw dt ’	(3)
где р —давление;
р — плотность;
х, у, z — координаты, характеризующие положение движущейся
частицы газа;
и, v, w — составляющие скорости, параллельные осям коор-
динат;
A', Y, Z — массовые силы;
t— время.
Уравнение неразрывности имеет следующий вид:
др д(ир) .<?(vP> г. —о	(л\
~dt + дх ду Т dz ~W
Уравнение состояния при адиабатическом процессе:
р = ср*,	(5)
где с = const.
Приведенные уравнения представляют собой систему сово-
купных диференциальных уравнений с частными производными,
интегрирование которых связано с получением произвольных
постоянных и произвольных функций. Произвольные постоян-
11
ные определяются из начальных условий, произвольные функ-
ции — из пограничных.
В том случае, если подводящие и выхлопные трубопроводы
имеют значительную длину, поток газов в такой схеме можно
считать одномерным. Цилиндр, а также выхлопной горшок и
ресивер, в первом грубом приближении можно рассматривать
как расположенные на пути потока газовые массы, не учиты-
вая аэродинамики течения воздуха и газов в цилиндре. Это
допущение позволяет провести приближенное исследование, ос-
нованное на приведенных выше уравнениях, которые в данном
случае упрощаются. Весьма возможно, что и при коротких под-
водящих и выхлопных трубопроводах допустимо базироваться
при исследовании на подобной схеме; однако решение этого
вопроса является особенно сложной задачей. Во всяком случае
при решении рассматриваемой задачи целесообразно стремиться
к использованию уравнений одномерного потока при условии
введения соответствующих поправочных коэфициентов, уста-
навливаемых на основе опыта.
Пренебрегая массовыми силами, имеем г:
’-%-0 „ли > + «>+₽ £ = 0;	(4)
Р = ср*.	(5)
Уравнение неразрывности при использовании производных
по t и х уравнения (5) легко привести к виду:
dP+wdp_ kdw=	,
dt 1 дх 1 г дх	' '
Уравнения одномерного потока использованы М. А. Левиным,
Листом, Пишингером и автором для построения кривых протека-
ния давлений в трубопроводах и цилиндре двигателя. Для ма-
лых значений скорости потока и малых давлений, когда форма
волны остается при движении примерно постоянной, слагаемыми,,
имеющими множителем w, можно пренебречь. В результате
введения средней плотности р0 и преобразований уравнения при-
водятся к следующим:
dw ___ 1	др	.
dt	р0	дх	’	'
dw _	1	др	/лич
дх а2р0 dt'	'
Интегралы последних уравнений использованы во многих
работах при исследовании колебаний в трубопроводах.
1 В дальнейшем скорость в одномерном потоке будем обозначать w.
12
При больших перепадах давлений и больших скоростях
форма волны изменяется при движении. Этот вопрос рассма-
тривается в работах Римана [84] и Хюгонио [83].
При наличии волн разрежения отдельные части волны расходятся; отдель-
ные части волн сжатия нагоняют друг друга и в результате непрерывная
волна может где-либо обратиться в разрывную (ударную) волну, скорость
распространения которой будет больше скорости звука.
В связи с явлениями теплопроводности математический разрыв непре-
рывности физически невозможен. Скачок давления возникает на отрезке дли-
ной около 0,001 мм, что показано Прандтлем.
4. ВЫХЛОП ДО НАЧАЛА ПРОДУВКИ
теорию и практику.
dw
нулю, после про-
Проходные сечения органов распределения обычно рассчи-
тывают на основе уравнений установившегося движения.
Удачным подбором значений начальных параметров, показа-
теля политропы расширения и коэфициентов истечения, кото-
рые играют уже роль поправочных коэфициентов, можно при-
вести к удовлетворительному согласованию
Приравнивая в уравнении (Г) производную
стых преобразований получаем:
.	1 др ,
w , - dx = -----dx,
дх	р дх ’
w dw —-dp,
w2 г ,
2i=-pdp,
где v — удельный объем газа, у — удельный вес.
Принимая процесс расширения газа при истечении адиаба-
тическим и используя соответствующие термодинамические за-
висимости, приходим к известному уравнению для скорости
(теоретической):

и далее к уравнению для расхода:
fB — площадь сечения выхлопных органов;
р—коэфициент истечения в период выхлопа до начала про-
дувки.
13
Для надкритической области выражение расхода имеет вид:
1
Истечение газа происходит при изменяющихся объеме и
давлении в цилиндре, а также при изменяющемся поперечном
сечении выхлопных окон или клапанов. Температура в цилиндре
во время данной фазы процесса обычно колеблется в пределах
от 500 до 1200°, что соответствует значениям k от 1,29 до 1,32.
Приняв k = 1,3, получим: 6inax = 2,09.
Приравнивая разность между начальным весом газа в ци-
линдре и оставшимся количеством его после истечения за t сек.
выражению расхода газа за то же время, переходя к диферен-
циальной форме и преобразуя, получаем следующее соотно-
шение х:
j__з
(р;	2
bdL=__________1__ УРо 7 d(PL\_
Vi	mp. У povo	Ф \ Po '
1 1	dVj
Здесь Vi — переменный объем цилиндра, p0 и — параметры
состояния газа внутри цилиндра в начале процесса, т — пока-
затель политропы расширения в цилиндре. Интегрируя и вы-
нося постоянные множители за знак интеграла, получаем:
Интегрирование распространяется или на период предва-
рения процесса, т. е. на процесс до открытия продувочных
органов, или на весь процесс выхлопа до момента начала про-
дувки, за который в первом приближении можно принять мо-
мент выравнивания давления в цилиндре и ресивере или, точнее,
соответствующий значению давления в цилиндре
рн —Ps — (0,1 -г 0,3) кг/см”-.
1 Подробнее см- книги Schule, Technische Thermodvnamik, вып. II, 1930;
перевод под редакцией М. В. Носова, 1938. Брилинг [2]; О р л и н [11] и др.
14
Как показали просчеты, не будет особой погрешности в ле-
вой части равенства считать	постоянным, равным
v	2
где —объем цилиндра в начале открытия выхлопных окон;
V— объем цилиндра в начале открытия продувочных окон.
При выхлопе до начала продувки Vу заменяется
Удаление из цилиндра продуктов сгорания происходит, как
было указано, по двум законам истечения — соответственно на-
личию надкритической и подкритической областей. В связи
с этим перепишем последнее равенство, разбив первый инте-
грал в правой его части на два и вставив соответствующие
пределы интегрирования, а вместо /?0-у0 — начальные параметры
фаз процесса p&vB и pkvk.
Третий интеграл исследуемого равенства мы не заменяем
двумя вследствие того, что подстановка 0тах вместо ф в подкри-
тической области для этого слагаемого практически не окажет
существенного влияния на общий результат, особенно для бы-
строходных двигателей с большими значениями давления в ци-
линдре в момент открытия продувочных окон pv и давления
продувки Рг
Имеем:
в’
Уравнение относится к предварению выхлопа. Для процесса
выхлопа до начала продувки нужно заменить верхние пределы
р	Рн
интегрирования ty - и Vy на — и Ин, где индекс „н“ отно-
сится к началу продувки; А', А" и А"' обозначают последова-
тельно слагаемые правой части последнего уравнения.
15
В результате интегрирования первого слагаемого в указанных
пределах его можно привести к виду:
1_ i	k ____1
0,37 MlV 2m М + 1 \fc~~1'~2m 2
Я'п-1)Фп,ах/тГ [W \ 2 /
Второе слагаемое А" в результате преобразований получает вид1:
___1____
V-m VRTk
1 Подробный вывод этого соотношения приведен в работе автора „Про-
дувка двухтактных быстроходных двигателей внутреннего сгорания" [11],
стр. 14—15.
16
где Z — зависит от —d- (фиг. 2); Z можно считать равным
ру
0,715 —— 0,387.
Ру
Так как процесс расширения при истечении идет по поли-
тропе, Tk можно связать с Та соотношением:
Подставив в уравнение для А" найденное выражение, полу-
чим после сокращения
т—1
А„ =	0,185/А, Vm
тв \Pd /
Последнее слагаемое А'" (стр. 15) рассматриваемого равенства
учитывает изменение объема цилиндра за процесс.
Входящий в это слагаемое множителем интеграл вычислим
приближенно.
Имея в виду, что при практических значениях m и рв величина

колеблется в пределах от 1 до 1,08, мы не сделаем особой
погрешности, приняв ее постоянной, равной 1,04.
Таким образом для А'" имеем соотношение:
1,04	. V	0,09 . V
А =------------------1п r,v- -------In -=/-.
Ив 'I'max V Рв VB	в	Ив V 7В в
В результате проведенного исследования, суммируя А', А” и
А"', после преобразований получаем формулу для время-сече-
ния свободного выхлопа:
Орлин— 117—2
0,37
и/тв
2m
______1_____
(гп 1) фтах
m—1
|вст4ГУТ|
(6)
17
При отсутствии
сечения принимает
подкритической области формула для время-
вид:
При тп = Л = 1,3 последние формулы упрощаются:
1/ Г/	р\( Р \ 0,11 Б	у
—0,496 + 0,102—)( —1 — 0,59— 0,09 In д/-
н/М\	Dy)\p<J	V°
(6')
(7')
Преобразуя уравнение (7), получаем:
/ Рв Vm =
\РУ]
Для т = 1,3
v.,
+ 0,51 In —
(т— 1)4- 1.
(8)
ц
Рв/Т'в /4^
_________л_____
0,177 V
0,177V
V.,
+ 0,51 1П
*В
0,3 + 1.
(8'1
Уравнение (8) позволяет построить кривую протекания давле-
ния в цилиндре. В этом случае вся фаза процесса разбивается
по времени на промежутки. Уравнения пишутся для каждого
промежутка Д£:
где Дя—угол поворота кривошипа, равный 5—10°:
Рв == pit Ру ~~ Pit Т'в — 7\\ Ув = Vlt Уv = У
индекс 1 относится к началу участка, индекс 2 — к концу его.
Искомым является р2, после того как 7\ определено из уравне-
ния политропы расширения.
Строго говоря, уравнения справедливы для надкритической
области. Однако, имея в виду, что промежутки времени, на ко-
торые разбивается фаза процесса, выбираются малыми, можно
считать справедливыми установленные соотношения и для под-
критической области. Коэфициент фв в этом случае является
18
функцией - d ;	. Значение р необходимо оценивать и
Pi
проверять пересчетом. На основании сказанного выше для опре-
деления р2 и Т2 имеем уравнения1:
т—_1
/ р. \ 2т	Г рв / Т? фв Г A dt	у ]
—	= — -—---	- + 0,51 In * (m— 1)+ 1	(9)
\Pt / L 0,37 V	Vi J4	'	47
и
m—1
при m - 1,3
0,2Pl
Для более простого, но менее точного расчета при опреде-
лении % можно считать р = рх.
Определим весовое количество газа, вытекающего из ци-
линдра в течение периода предварения выхлопа.
За элемент времени dt вытекает
К о
dGB о = и-в —г-— fvdt.
V RT в
Считая давление и температуру в цилиндре, а также вели-
чину фв в течение отрезка времени М постоянными и равными
средним значениям, имеем:
^2
ДОво==!Лвт>/ f*dt-	(10)
ь
Полное количество вытекшего газа при числе участков /
равно
GB о = У AGB о-
1
Для расчета рассматриваемой фазы процесса необходимо рас-
полагать значениями давления рв и температуры Тв конца рас-
ширения, коэфициента истечения р.в и показателя политропы рас-
ширения в цилиндре т.
Значение рв можно оценивать, базируясь на опытных данных
или же определять из теплового расчета, что очень громоздко
и не всегда себя оправдывает. Для продувки с выхлопом через
окна
рв = 4 — 6 кг!см2.
1 Среднее за промежуток давление в цилиндре будем писать без индекса
Коэфициенту ф будем в дальнейшем приписывать индекс „в“ (или „п").
19
Большие величины относятся к высоким значениям давления
сгорания pz, степени предварительного расширения р и малым
значениям степени последующего расширения 8 и показателя
политропы расширения п2.
Для продувки с выхлопом через клапаны
рв = 5 — 8 кг! см2.
Встречаются и более высокие значения, особенно для двига-
телей без продувочного насоса.
Температуру Тв трудно определить опытным путем. Здесь
следует напомнить также, что в двухтактных двигателях мы
располагаем меньшим количеством связей, касающихся исчисле-
ния параметров начала сжатия, что обусловливает меньшую точ-
ность в определении температуры начала сжатия Та, а также Тв.
Ориентировочно можно считать Тв = 1000 — 1500.
Большие цифры относятся к высоким значениям Тг и р и ма-
лым значениям 8 и п2. Для двигателей с клапанно-щелевой про-
дувкой значения Тв выше, чем для двигателей с выхлопом че-
рез щели. Следует иметь в виду, однако, что ошибка в оценке
Тв сравнительно мало влияет на точность расчета.
Коэфициент истечения выхлопных органов для данной фазы
процесса принимаем равным 0,7 — 0,8. Для органов обтекаемой
формы значение может быть выше. Считаем показатель по-
литропы расширения m = 1,3. Однако иногда, особенно при до-
горании, /п=1,2 и меньше.
При проведении расчета, который обычно является повероч-
ным, определяют величину ру, а также время-сечение выхлопа
до начала продувки:
Ру = Ps + &Р,
где Sp = 0,1 — 0,3 для петлевой продувки, Др = 0,2 —0,5 для
прямоточной продувки.
Большие цифры относятся к более быстроходным двигателям.
5. ПРОДУВКА
Процесс продувки и наполнения цилиндра воздухом, как
было отмечено, начинается несколько позже выравнивания дав-
ления в цилиндре и ресивере (см. стр. 9). Если условно счи-
тать, что процесс протекает при наличии постоянного среднего
давления в цилиндре рт (по времени и объему), нетрудно полу-
чить простые зависимости между время-сечением открытия про-
дувочных и выхлопных органов и основными термодинамическими
параметрами и другими величинами. Из уравнения расхода за
элемент времени dt получаем:

20
где fin — коэфициент истечения продувочных органов и /п — пло-
щадь сечения.
откуда, имея в виду, что фп = const, получаем:
f f"dt =
G
Весовое количество воздуха G, идущее на продувку и за-
рядку цилиндра, зависящее от типа продувки, конструкции дви-
гателя и его распределительных органов, выразим так:
Vft
G = —5 to,
где Vh — рабочий объем цилиндра;
v0 — удельный объем воздуха в условиях окружающей
среды и
<₽ —коэфициент избытка продувочного воздуха.
Подставляя вместо G последнее выражение в формулу для
ff„ dt и заменяя ps из характеристического уравнения, полу-
чаем:
Г f at=	Vh'f_____= 
Отношение удельных объемов можно выразить через отно-
шения давлений и температур:
vs Ро Ts'
Таким образом имеем:

Р Т
НпФп VRTS
S
и далее
А = f fadt~
Уц<?Ро У Ts
Мп/’s W*
(И)
По формуле (11) можно найти значение ф , а по нему — зна-
чение рт при известных <р, рп, и Ts и время-сечении Jfndt, ко-
торое в дальнейшем будем обозначать А}. Значение рт должно
21
быть близко к рн. Для облегчения подсчета целесообразно поль-
зоваться диаграммой фиг. 2 (k = 1,4)
Для современных быстроходных двигателей значения <в лежат
в пределах 1,1 —1,4. Опытные исследования и просчеты по-
строенных машин показывают, что при хорошей продувке двух-
тактные двигатели по расходу воздуха сравнительно мало от-
личаются от четырехтактных, работающих с наддувом.
Коэфициент истечения окон без учета потерь в подводящих
каналах и цилиндре может быть принят равным 0,7 — 0,8.
Давление продувочного воздуха в ресивере при работе на
нормальном режиме равно 1,3—1,5 кг)см2. При малых числах
оборотов давление ps снижается, особенно при центробежном
нагнетателе.
Температура Ts зависит от типа насоса:
л—1
Для поршневых насосов п =1,4—1,6, для ротативных п =
= 1,55 —1,75 и центробежных п=1,8 — 2,0.
Составим уравнение, связывающее время-сечение выхлопных
органов (во время продувки) с основными параметрами процесса.
Имеем:
где
и далее
Обычно считают без достаточно строгого обоснования, что объемы газа,
проходящие через продувочные и выхлопные органы во время продувки,
одинаковы и равны K/До. Имея в виду, что удельный объем газа в цилиндре
равен v , получают последовательно
УйЧ>
Рв+в/^Лл
Обозначая долю воздуха, подмешанного к выхлопным газам,
через г, будем иметь количество газов, вытекающих из цилиндра
во время продувки:
q =E47(i_t)_g n+ = G п
в Vo '	' в0 ~ Vo vo в о
не учитывая при этом количества впрыснутого топлива.
22
Подставляя полученное выражение в уравнение для Ов и ре-
шая его относительно А2, получаем:
"• ‘I =/^-G,0')Zgr^,	(12)
Мв]/	РввРт
* т
где Тт — средняя температура (условная) в цилиндре.
Вопрос о нахождении значения Тт связан с необходимостью
принятия той или иной гипотезы о характере протекания про-
цесса в цилиндре во время продувки и является весьма сложным.
Вследствие трудности определения Тт будем считать ее для
(р \ 0,2-11
— I , так как в этом случае
Рв /
преобладают элементы послойного движения воздуха и продуктов
сгорания.
Для петлевой продувки примем
т ~ т' + т“
1 m 2	’
где Тг — температура в цилиндре в начале продувки:
Здесь мы, с одной стороны, занижаем Т„„ принимая значение
температуры конца процесса продувки равной Ts, а с другой
стороны, считая, что температура по времени изменяется пря-
молинейно, компенсируем это занижение.
Коэфициент истечения выхлопных органов (во время про-
дувки)
рв = 0,65 4- 0,75.
По формуле (12) можно определить величину потребного
время-сечения А2 при известном рт, полученном из формулы (11).
Подменяя действительный процесс фиктивным, протекающим
при постоянных скоростях в органах распределения и постоян-
ных по объему и времени давлениях в системе, мы, как было
указано, неизбежно сталкиваемся с необходимостью введения
поправочных (опытных) коэфициентов для согласования теории
и практики, особенно) для быстроходных двигателей.
Эти коэфициенты могут быть выражены, например, в виде
отношения располагаемого (действительного) время-сечения А'2
к потребному, полученному по формуле (12):
23
Можно ввести и иные поправочные коэфициенты. Так, напри-
мер, можно объединить коэфициент истечения рв и поправочный
коэфициент К в некоторый условный коэфициент истечения С =
= -^, который следует ввести в формулу (12).
Можно определить величину рт по формуле:
Pm=Pd + a(Ps-Pd),
где а = 0,35—0,5, и, подставляя это значение в формулы (И)
и (12), определить потребные время-сечения и избыточные время-
сечения продувочных и выхлопных органов:
А' — —  К — Аз
Кп “Л’ А в ~
или условные коэфициенты истечений
Г __ t* _____ Ив
Можно также определять значения рт по
и (12), подставляя вместо и А2 величины
время-сечений. Значения рт будут для обоих
чаться (рт и р^). Разность р'т— р"т представляет собой попра-
вочный коэфициент, который следует оценивать при проведении
расчета.
У построенных машин при щелевой продувке без наддува
ориентировочно К= 1,3 — 2,0, при щелевой продувке с над-
дувом ЛГ= 1,0 — 1,6 и для прямоточной продувки А* = 1,0 — 1,4.
Приведем пример расчета органов распределения двигателя
Юнкере 1 - НК-65.
На фиг. 3 представлена диаграмма ходов поршней в функции
угла поворота кривошипа. Точки а и с соответствуют началу и
концу выхлопа, точки b и d — началу продувки и концу над-
дува.
На фиг. 4 приведены конструкция и расположение выхлоп-
ных и продувочных окон.
Основные данные двигателя:
мощность ....................Ne = 10 л. с.
диаметр цилиндра...............D	= 65 мм
ход выхлопного (нижнего) поршня . . $ = 120 „
ход продувочного (верхнего) поршня Зп = 90 „
угол смещения кривошипов ..... а = 15°
Рабочий объем цилиндра:
Vh = ~ (Sп + SB) = 0,332 (1,2 + 0,9) = 0,332 • 2,1 = 0,697 л.
Объем пространства сжатия (минимальный объем цилиндра,
соответствующий минимальному расстоянию между поршнями):
Ис = 0,332 - 0,117 = 0,0388 л.
формулам (11)
располагаемых
случаев разли-
24
Объем цилиндра в начале выхлопа (при открывании выхлоп-
ных окоп):
14 = -J- (Snl + Sbi + So) = 0,332 (0,99 + 0,57 + 0,1) = 0,551 л.
Фиг. 3. Диаграмма зависимости ходов поршней от угла поворота кривошипа;
двигателя Юнкере;
BbunonHbie окна
Фиг. 4. Конструкция и расположение продувочных и выхлопных окон
двигателя Юнкере.
Здесь Sni и Sbi — ходы поршней, считая от крайнего их поло-
жения и до положения, соответствующего началу выхлопа
(фиг. 3); величина So— расстояние между касательными к кри-
вым, параллельными оси абсцисс.
25
Объем цилиндра при открывании продувочных окон равен
Vy = -J-(S„2 + SB8 +S0) =0,332(1,13+0,73+0,1) = 0,652 л,
где Sn8 и Sb8 —ходы поршней, считая от крайнего их положения
и до положения, соответствующего началу открытия продувоч-
ных окон (фиг. 3).
Таким образом
2k _ 0,652 _	„
Кв 0.551 — 1>1О>
Число оборотов двигателя (расчетное)
п = 1200 об/мин.
Степень сжатия
Rg _ 0,581
Vc ~ 0,0388	°’
где (см. фиг. 3)
V =	= 0,332- 1,75 = 0,581.
Давление в цилиндре в момент открытия выхлопных окон
рв = 4,9 кг)см2 (определено по индикаторной диаграмме).
Давление в цилиндре в начале открытия продувочных окон
ру= 1,5 KzjcM2 и давление продувочного воздуха в ресивере
ps = 1,33 кг/гл/2 (также определены по индикаторной диаграмме).
Коэфициент продувки
= 1,50.
Параметры окружающей среды: р0= 1,0 ата, 7'0 = 295°.
Давление в выхлопном трубопроводе ра считаем равным
1,03 ата.
Температура в ресивере продувочного воздуха
Ts = 340°.
Среднее значение коэфициента истечения продувочных окон
[j.n за процесс взято близким к полученному из опыта и рав-
ным 0,75; среднее значение коэфициента истечения выхлопных
— равным 0,55 (во время продувки).
Среднее значение коэфициента истечения во время предва-
рения выхлопа нельзя было определить из опыта и оно взято
близким к значению ц. при закрытии выхлопных окон (рав-
ным 0,70).
Температуру конца расширения считаем равной 1000°.
Как уже было отмечено, ошибка в оценке температуры Тв
мало влияет на результаты подсчета.
Ввиду того что из шести продувочных окон четыре имеют
круглую форму, диаграмма ходов поршней не может служить
26
непосредственно для подсчета располагаемых время-сечений. На
фиг. 5 (внизу) построена диаграмма площадей открытия про-
дувочных окон по углу поворота кривошипа. При построении
этой диаграммы для ряда положений поршней были подсчитаны
площади открытия окон (площади четырех сегментов плюс пло-
щади двух прямоугольников), которые отложены в масштабе для
углов поворота, соответствующих взятым положениям. Верхняя
диаграмма изображает площади открытия выхлопных окон.
Фиг. 5. Площади открытия окон в зависимости от углов поворота
кривошипа.
Подсчитаем в первую очередь располагаемые время-сечения
фаз процесса. Для определения располагаемого время-сечения
предварения выхлопа необходимо спланиметрировать площадь
ABCD (фиг. 5), которая соответствует время-сечению этой фазы
процесса.
Имеем: Fo — 1400 мм2.
Масштаб по оси ординат:
1°
1 мм диаграммы = g-y л*2.
Масштаб по оси абсцисс:
1° 1°
1 мм диаграммы =~2-----Сек'
27
Отсюда 1 мм2 площади диаграммы
» = 5 пн 19ПП = О,139 • Ю“® м2 • сек.
Э • 1U1 • 12 • 12UU
Время-сечение
Ao = Fov = 1440 • 0,139’=*= 10-*8 • 0,195 • 10~6 м2 • сек.
Площадь Fi (фиг. 5, внизу)
соответствует время-сечению
открытия продувочных окон,
площадь F3 — время-сечению
фазы наддува;
Fx=7850 мм2.
При том же масштабе диа-
граммы, как и для выхлопа,
время-сечение продувочных
окон равно:
Ai = Fxv = 7850 • 0,139 • 10“8 =
= 1,09 - 10“5
м2 • сек.
Фиг. 6. Диаграмма для подсчета Аналогично можно подсчи-
(р \о,п5	тать и располагаемое время-
)	сечение открытия выхлопных
₽t/'	окон (за время открытия про-
дувочных окон), соответству-
ющее площади, ограниченной слева ординатой CD, которую мы
обозначим F2:
F2= 8750 мм2-,
А\ = F2v = 8750 • 0,139 • 10~8 = 1,22 • 10~Б м2 • сек.
Потребное время-сечение предварения выхлопа
получаем, применяя формулу, выведенную выше (стр. 18).
Имеем:
у =	- w.+адв _0 л.
A
17 Г /	п . \ / Т) \ 0,115	17 Т
Ао = —7= (0,496 + 0,102— И —	—0,59-0,09 in =
н/Л, |Д	Ру )\Pd)	J
= ^7^[(ол56 +T?)4’76"“- 0,59 - 0,09 in 1,18] =
= 2,72(0,566- 1,2 —0,59 —0,09 • 0,166) 10~Б =
= 2,72 • 0,74 • 10-e = 2,02 • 10“® м2  сек.
28
Для ускорения вычислений на диаграмме (фиг. 6) приведена
/ рв \0,11Б Р»
кривая зависимости I— I от —.
Таким образом отношение располагаемого время-сечения
к необходимому близко к единице:
Ло распол _ 1.95 _
“4777 “ 2,02 - и’У/-
Это указывает на то, что значения параметров у. и Тв оце-
нены для нашего поверочного расчета более или менее пра
ВИЛЬНО.
Считая, что процесс продувки начинается при давлении
в цилиндре
p = ps— 0,13= 1,33 — 0,13 = 1,2 кг[см2,
получаем время-сечение выхлопа до начала продувки после
оценки конечного объема И2 = 0,66 л:
.	0,605 I /п .пс 0,105\ . ~со,Иб л гл л ли 1 0,661
Ло =------7= (0,496 + +„-4,76	— 0,59 — 0,09 In =
0,7  у1000L'.	1,2 )	0,551
= 2,74(0,583 • 1,2 - 0,59 - 0,09  0,182) =
= 2,74 • 0,936 • Ю-6 = 0,256 • Ю-Б лг2 • сек.,
,г 0,551 +0,66	„
где V =-----------= 0,605 л. Таким образом время-сечение вы-
хлопа до начала продувки больше время-сечения предварения
выхлопа на
(0,256 - 0,195) • 10-5 = 0,061 • 10-5 м2  сек.
,,	гпсс „ 0,061-10-5
Это соответствует площади диаграммы CDEr, равной р —	8 =
— 440 мм2, что в свою очередь определяет момент начала про-
дувки, соответствующий углу поворота кривошипа, равному 329°
(точка Е на фиг. 5).
Определим значение V2-
И2 = 0,332 (1,14 + 0,75 + 0,1) = 0,66 л.
Рассматривая полученные результаты и диаграмму фиг. 5,
констатируем, что время-сечение продувки можно считать рав-
ным 1,09- Ю-5 м2-сек, как это было подсчитано выше. Что ка-
сается время-сечения принужденного выхлопа, то здесь мы должны
из подсчитанного время-сечения открытия окон, равного 1,22-10 ,
вычесть полученную величину 0,061 • 10— 5. Таким образом
А2 = 1,16 • 10—5 м2 • сек.
29
Расчет продувки. По располагаемому время-сечению
подсчитаем среднее давление рт в цилиндре. Из формулы (11)
получаем:
_ Уц?РоУrs_
Р-п AiPs? о У Я
Подставляя значения известных параметров, находим сначала:
, =	0.697  IO"3 • 1,5 • 1,0 /340	_ 1 j 1
~ 0.75-1,09  10~Б - 1,33  295 /293 ~ ’
Зная фп по диаграмме фиг. 2, находим — = 0,93. Следова-
ть
тельно,
рт = 0,93 • 1,33 = 1,237 кг! см2.
Для определения потребного время-сечения принужденного
выхлопа найдем вес продуктов сгорания, вытекших за период
выхлопа до начала продувки. Разобьем эту фазу процесса на
3 участка:
Да' =310 — 304= 6°,
Да' = 320 — 310 = 10°,
Да"'=329 — 320= 9°.
Соответствующие значения время-сечения определяются рав-
ными 0,018-10~Б, 0,105 • 10—5 и 0,133-10~Б м2 - сек-, объемы
цилиндра в конце участков 0,586, 0,633 и 0,660 л.
Давление в конце каждого участка находим по формуле (8').
Для первого участка имеем:
Pi = 4,9; 7\ = 1000°; V = -551 + 0,586 = 0,569;
/ 4,9 \0Д15__/0.7/100б-0,018-10-5 , п С1 0.58б\п о ,
\Рг) \ 0,177 - 0,569 - 10-3	+ ’ 0,551JU’d +
+ 1 = (0,0396 + 0,316)0,3 + 1 = 1,0218,
откуда
р2 = 4,1 кг/см2
и
^2 “ /4^x0,231 = 960.
Uv
Для определения р2 и Т2 пользуемся диаграммой фиг. 7.
р = Pi +P t = 4>5. т = Л.+ т? = 980°.
30
Фиг. 7. Диаграмма для подсчета
т—1	т—1
»(&)—.
Фиг. 7а. Кривые протекания давлений
и температур в цилиндре.
31
Вес продуктов сгорания, вытекших за первый промежуток,
равен:
ДОво= ---77'2’09'4--0,018  10”5 = 1,07  10-4 кг.
V29,3 - 980
Для второго участка получаем:
/ 4,1 \011Б /0,7 V 960 • 0,105  10”5 , А
I----I = I----------------’------;-----1-0,51
\Рг /	\ 0,177 • 0,61 - 10
In oS 0,3+ 1 = 1,072,
откуда
р.2
2,22; Т2 =----969^r = 840o;
(&)'
А„,	0,7 • 2,09  3,16 п , лс 1П-в „п ,л-4
AG„n=- ,	’-0,105-10 =3,0-10 кг.
в0 /29,3-900
Для третьего участка, оценивая = 2,0, имеем:
= м,,.2.0/840.0.,зз^.о-	1п ад 10,3+1 = 1,074;
ч Р2 /	\	0,37  0,646  10~3	0,633 )
•^=1,20; Т2=—1^- = 727;
1^20/
/>=1,71; <рв^2,03;
AGB'O = Д-:2’03 Л.71.0,133 • 10-5= 2,14 • юАг.
в °	/29,3 - 773
Gb0 = (1,07 + 3,0 + 2,14)- 10~4= 6,21 • КГ4 кг.
Средняя температура за процесс выхлопа
/ 1 24 \ 0,281
Тт = Ю00 (4J4)	=727°.
Потребное время-сечение принужденного выхлопа по форму-
ле (12) равно:
д _ ( 0,697 • 10-3- 1.50	„ О1 Л /29,3 - 727
712	\	0,865	0,21 • 1U J- о,55 • 1,63 • 1,24 • 104
= 0,775 • 10~5 м2-сек,
где
RT0 29,3 - 295 п осс
7Г = " 1,о • ю4 = °>865 м !кг'
Г р,, \	/ 1,03 \
Фв =F(¥- =ПТ24~)= /63
\ Рт /	\ ’	/
32
найдено по диаграмме фиг. 2 (k = 1,3);
гх % располаг 1,16	. _
А ~А	— 0 775 — Ео-
л2 потреби и-1,0
Если подсчитывать GB0, не разбивая процесс на участки, то
нужно иметь в виду, что значение Gb0 обычно в этих случаях
получается завышенным на 10—20%, в связи с чем следует вво-
дить поправочный множитель.
Так, в нашем случае
4,9+1,2 _
—	2	— 3,0о,
~	1000+727 осс
1 =------2----~
г 0,7- 2,09.3,05	1П , w in 4
Сво = -	'	_L- 0,256 • 10~Б= 7,16  10~‘,
/29,3 - 865
т. е. на 15% больше подсчитанного выше.
6. РАСЧЕТ, ОСНОВАННЫЙ НА КВАЗИСТАЦИОНАРНОМ
СОСТОЯНИИ
Приведенный выше способ расчета применим в основном для
стационарных и судовых двигателей. Следует подчеркнуть, что
он не учитывает влияния изменения площадей открытия органов
распределения по времени, играющего большую роль в очистке
и наполнении цилиндра. Для расчета распределения быстроход-
ных двигателей целесообразно применять способ, основанный
на рассмотрении процесса как квазистационарного.
Весь процесс, начиная с фазы предварения выхлопа, разби-
вают по времени на участки. Для каждого участка применяют
формулы установившегося движения в форме, позволяющей
найти давление и температуру в конце участка при известных
давлении и температуре начала. В результате выявляются кри-
вые протекания давлений и температур в цилиндре по времени,
коэфициент продувки ® и баланс газов. По вычисленным ра и Та
можно провести тепловой расчет и проверить значения рв и Тв,
которые были оценены перед началом расчета.
Для установления необходимых соотношений напишем выра-
жение изменения веса газа в цилиндре за элемент времени dt:
dG = dGn — dGB = y.„ —fn dt —
V К 1 s
где dGn—количество воздуха, поступившего в цилиндр за эле-
мент времени dt-,
dGB —количество продуктов сгорания, вытекших через вы-
хлопные органы за то же время.
V RT
Орлин—117—3
33
Интегрируя последнее выражение в пределах от tr до t2 и
считая давление и температуру на рассматриваемом промежутке
постоянным, получим следующее приближенное соотношение:
4	h
AG = AGn-AGB=pn^J/n^-liB^- j^dt.
t,.	t
Изменение веса газа в цилиндре AG, с другой стороны, мож-
но выразить уравнением:
д <7   Да . Pi^l
RT2 R7\ 
Приравнивая правые части равенств, после преобразования
имеем:
Р2 —	+ Уг (AGn — AGB )— Pi +
I ^^2 /	Ps С г 1,	4*вР	Г г -t, \	/1Q4
+ х (Ип TRts J/п J/b dt )	(I3)
л	ц
В правой части полученного равенства считаем
„ _ Pi 4~Ра у_ Т1+Тъ
И ~	2 ’	2 *
Температура газов в цилиндре зависит от количества продук-
тов сгорания и их температуры, а также от теплообмена между
поступающим воздухом и стенками цилиндра. До последнего
времени принято считать справедливыми соотношения, основан-
ные на равномерном перемешивании продуктов сгорания с про-
дувочным воздухом. Вопрос теплопередачи через стенки требует
специального исследования, так как точно не известны ни темпе-
ратура стенок, ни характер движения воздуха в цилиндре, свя-
занный со степенью его соприкосновения со стенками. Этот вопрос
затрагивается в работах Нидермайера [78] и Листа и Нидер-
майера [71].
Будем исчислять температуру для двигателей с щелевой про-
дувкой до НМТ по уравнению политропического расширения,
а после НМТ — исходя из условия полного перемешивания
продуктов сгорания и продувочного воздуха, количество кото-
рого равно AGn, не учитывая теплопередачи.
Имеем:
AGn(T2-Ti) = G(71-T2)
или
доп RT Ti—T2
pV T2-Ts’
34
откуда
dV
доп^+ pRfTy
(14)
Таким образом мы получили два уравнения с двумя неизве-
стными р2 и Т2, которые можно решить подбором.
Довольно хорошие результаты получаются, если принять закон изменения
температуры во время продувки, подчиняющийся уравнению
Т = Ти е~па ,
где Тн—температура в начале процесса продувки;
п— определяется по известной температуре конца процесса.
Для упрощения исчислений в правой части равенства значения
средних по времени параметров р и Т можно заменить началь-
ными значениями, если величины выбраны малыми.
Уравнение (13) перепишется в этом случае так:
„ VjT2 , Rt2
р* ~ P1 v2i\ + v2
Попутно определим весовое количество поступившего в ци-
-линдр воздуха за весь процесс:
Gn = dt = SAGn ’
а также количество продуктов сгорания и воздуха, вытекшее за
период продувки через выхлопные органы:
°- = M^-A=S4G-
д/,
Таким образом в конечном итоге можно определить значение
коэфициента продувки (проверить выбранное значение):
Уравнение весового баланса позволяет проверить правильность
выбранных значений рп и <лв и других параметров
GB Т GB о =	4- gr,
где gr — вес впрыснутого топлива.
35
t.
ФвР
Р-в • г-
V RT
P2
Резюмируя сказанное, констатируем, что при применении
рассмотренного метода учитывается, хотя и грубо приближенно,
влияние изменения площади открытия по времени, проверяется
баланс газов и коэфициент продувки и, наконец, определяются
величины ра и Та.
Связав величину давления с адиабатическим расширением в
цилиндре, вместо формулы (13) будем иметь:
4
ФпР* Г
1Лп Vrts Jj
ti	h
Для иллюстрации применения установленных соотношений
приведем пример расчета.
Двигатель — быстроходный с щелевым распределением; литраж
Уй = 3,8 л\ число оборотов в минуту п = 1500.
Расчет фазы предварения выхлопа проводится так же, как и
в предыдущем примере.
Давление и температура в момент начала открытия продувочных
окон 1,5 кг[см2; 7v=800°. Давление в ресивере продувочного
воздуха /^=1,4 кг[см2, температура 7^=320°. Давление в выхлоп-
ной системе pd= 1,05 кг/см2. Коэфициент продувки = 1,3—1,4.
Коэфициенты истечения продувочных и выхлопных окон (во
время продувки), включающие сопротивление цилиндра, оцени-
ваем так: рп = 0,65 и цв = 0,50.
В нашем примере значение Да берем в начале процесса рав-
ным 15° (два участка) и далее равным 30°. Конечно, выбранные
значения Да слишком велики, что не может не сказаться на
точности результатов.'Однако здесь мы преследуем лишь цель—
пояснить методику исчисления—и одновременно проводим расчет
всей фазы процесса продувки.
Значения время = сечений f fdt и объема цилиндра в начале и
конце промежутков приведены в табл. I.
Таблица I
№ участка	Да	к,	ка	^3	^2 J" ii
		Л			сек
1	15°	3,38	3,68	11,8 • IO-8	0,9 - 10-6
2	15°	3,68	3,79	12,2 • 10 ~8	5,8 • IO-6
3	30°	3,79	3,84	24,4 • IO-6	19,9 • 10-®
4	30°	3,84	3,50	21 - IO”6	20 - IO-6
5	30°	3,50	3,10	3,05 • КГ-6	10 • IO-6
36
При исчислении допускаем отклонения в значениях давлений
при подборе не более 3°/0- Температуры округляем до 5 или 10°.
Для первого промежутка имеем:
Pi = pv = 1,5 кг/см2, Ti = Ty = 800°.
Оцениваем:
р = \,2кг/см2 и 7'2= 720°,
соответственно чему
4" = 44 = 0,858; — == 0,875.
Ps 1,4	Р
По диаграмме (фиг. 2) фп = 1,55; <рв = 1,45, откуда
Т = 800 + 720 = 76()
Находим р2 по уравнению (13):
3,38 • 720	'29,3  720
0,65	• °’9 ’ 10 "6-
Р2 !’5 3,68 - 800 т 3 68. ю-з
— 0,5 ' 10*--_Lg 118- 10~6
V 29,3 - 760
= 1,24 • 104 + 5,73 • 106 (0,94 • 102 • 1,55 • 10~«• 0,9 -
- 6,86  10~4) = 1,24 • 104+ 5,73  10е (1,31 • 10-4 -
— 6,86 • 10-4) = 0,92 • 10-4 кг/м2.
Вследствие того, что
р = Р1±Ря = 1Л+0’92 = 1,21 кг/см2,
т. е. близко к тому значению, которое мы оценили, мы не де-
лаем пересчета.
Значение Т2 также получается близким к принятому:
р _____	800	—
7 2	/ 1,5 \°-231	/1<J‘
к 0,92 )
Для второго промежутка (Да = 15°) оцениваем:
р — 1,1 кг/см2-,	Та= 750°;
-;-=44 = 0,785;	= 0,955;
Ps 1,4	’ Р 1,1
<1„ = 1,83;	^=0,87;
37
р2 = 0,92Щ	(0,94 • 10* -1,83 • 5,8 • 10«=
= 0,5	12,2 - IO"6) = 0,936  104 +
^У,*5 * • «эи	/
+ 5,8 • 10—е (9,85 • 10-4 —4,0 • 10~4) = 1,28 • 104 кг!м2.
Так как
т. е. равно тому
излишен.
Температура
0,92+1,28	, . I ,
р=-	2	= 1,1 кг)см2,
значению, которое мы приняли, пересчет
(1 OR \ 0,231
Ж) = 770°-
не пересчитываем и Т2.
Равным образом
Для третьего промежутка (Да = 30°) принимаем:
Р = 1,25;
Р *,25
- =~4 = 0,895;
Ps *’4
Лп — 1,35;
Т2= 550°;
*.05 Л л
= ,2-=0,84;
Р 1,25	’
йв = 1,60;
Р2 =
. по 3,79 • 550 , 29.3 • 550
1.	Г т	о zx
3,84-770	3,84-10
X (0,94 • 102  1,35 • 19,9 • 10~6 — 0,510* 'Л- 24,4 • 10“*'
\	/ 29,3 • 650
= 0,903 • 104 + 4,2 • 106 (25 • 3 • 10-4— 17,6 • 10~4) =1,23 - 104 кг/л/2;

•25 - 3 • 10-4 - 320 +
25 • 3 - 10~* +
1,25  104 • 3,82 • 10~s 7
29,3 - 650 _______
1,250 • 10* • 3,82 - 10-8
29,3 - 650
= 540°.
Для четвертого промежутка (Да = 30°) попробуем под-
считать величины Г2 и р2, принимая среднее давление равным
начальному, т. е.
р = Pi = 1,23;
Т2 = 420°;
имеем:
f=1'1=0.88;
= 1,42;
Р<1 = *.05 А ос.
р 1,23 °’85’
% = 1,55;
38
,	3,84 420 , 29.3 - 420
р2 - l,zd 3 50 540 . 3 _о X
X (0,94 • 102 • 1,42 • 20 - 10-6- 0,5 1,23 ' 10* '1,55 21 • 10—вЛ =
\	V 29,3 • 480	J
1,05 • 104 4- 3,52 • 106(26,7 - 104— 16,9 - 104) = 1,40 • 104 кг/м*.
Среднее давление в рассматриваемом промежутке получается
равным
„	1,23+1,43
р = -----2---- ~
Делаем пересчет, задаваясь р= 1,26; получаем:
— = ^V = 0,9;	-d-=	= 0,833;
ps 1,4	’ ’	р 1,26	’
фп = 1,35;	фв = 1,6
(см. расчет для предыдущего промежутка). Таким образом
/?2 = 1,02 - 104 + 3,52 • 10® (о,94 • 10s  1,35 • 20 • 10“6-
— 0,6 1,25_112Lb6 21 -10“®А=1,02 - 104+ 3,52- 10~®х
/ 29,3 - 480	)
Х(25,0- 104 — 17,8- 104) = 1,30-10’ «г/л/2;
1,23+ 1,30	, ос
р = ——= 1,26;
25,0.10- 320+ t26- ‘°4 •3’67-10'
=----------------
_	________540
29,3  480__________ 4450
25 0 10* I 1,25-Ю4-3,67.10~а
+	29,3 • 480
Для пятого промежутка принимаем
р=1,37;	Г2 = 420.
Получаем:
п	1	37	Р j 1,05
К=Т> = 0’978’	>=Т37=О’766;
фп = 0,б5;	фв = 1,83;
Рг= 1,30
3,50.420	29,3  400
3 • 10  445 + 3,10 - 10-3
xfo,94 • 102 • 0,62 • 10 - 10~®—0,5	L83-3,05 -10 =
\	/29,3 - 430	)
= 1,385- ю4 + 3,98- 10-6- (6,11 • Ю4—3,41 • 104) = 1,46- 104 «г/л/2;
39
хсУ,«Э • тЛ!
т. = т,=
—4
6,77 • 10 +
1,37 • 104 -3 41 . 10-8
29,3 • 430
= 426°.
Значение р2 = 1,46 получилось большим рЛ=1,4 вследствие
того, что участки выбраны большими.
Gn = (1,31 + 9,85 + 25,3 + 25,0 4- 6,11) • 10“4= 67,57 • 1СГ4 кг;
67.57  1Q-4
3,8 • Ю-1- 1,2
1,48;
GB = (6,86 + 4,00 4- 17,6 4- 17,8 4- 3,41) • 1(Г4 = 49,67 • 10~* кг.
Рассматривая полученные данные, констатируем, что значения
<р, а также GB получились завышенными, так как на долю пред-
варения выхлопа остается 19-10-4лг, следовательно, какие-то
параметры оценены не совсем правильно, например коэфициенты
истечения.
На фиг. 7а представлены кривые протекания давления и тем-
пературы по углу поворота кривошипа. Температура начала
сжатия Та получилась, как и следовало ожидать, несколько за-
вышенной, так как расчет был проведен при условии полного
перемешивания.
При просчете ряда вариантов органов распределения с целью
выбора наивыгоднейшего получающаяся ошибка не играет ре-
шающей роли для сравнительного анализа результатов.
Предлагаемый способ можно использовать и для решения
смежных вопросов (например, для построения высотных характе-
ристик двухтактных авиадвигателей для высот выше расчетной).
7. РАСЧЕТ ПРОЦЕССА, ОСНОВАННЫЙ НА УРАВНЕНИЯХ
НЕУСТАНОВИВШЕГОСЯ ДВИЖЕНИЯ
Вследствие особенностей протекания процесса в цилиндре и
смежных с ним системах высокооборотных двигателей следует
применять уравнения неустановившегося движения при расчете
выхлопа и продувки.
В данном разделе сделана попытка построения подобного рас-
чета \ проверенного экспериментально для некоторых групп дви-
гателей. Выведенные ниже уравнения получились довольно гро-
моздкими, однако, предполагая в дальнейшем уточнить и обоб-
щить их, мы не стремились итти по пути упрощения их, тем более,
что пользование ими не представляет затруднений.
1 Исследование, изложенное в первой части данного раздела, проведено
автором в Механико-машиностроительном институте им. Баумана.
40
Будем считать справедливым в данном случае уравнение дви-
жения для одноразмерного потока. Приведенное ниже исследо-
вание основано на ряде допущений, справедливость которых оправ-
дывается введением опытных коэфициентов.
Расчетные соотношения выведем для малого участка времени
Д£, считая при интегрировании давление как бы постоянным по
времени и равным среднему его значению. Будем считать также
давление постоянным и по объему цилиндра. Уравнение нераз-
рывности применимо в упрощенном (приближенном) виде, спра-
ведливом для установившегося движения. Изменение давления
по длине трубопровода можно выявить в результате использо-
вания системы уравнений (1') и (4").
Уравнение (1') перепишем в таком виде:
dw »	. dw ,	1 dp ,
® ,	4--.-, dx =---~ dx.
dx 1 dt	p dx
Интегрируя вдоль линии тока и считая независящим от
длины, получаем:
р’
wz , , dw	Г ,
р'
где iso относится к крайнему (выходному) сечению (например 4—ч
на фиг. 1).
wo 
Обозначая правую часть равенства через где w0 — ско-
рость установившегося движения, соответствующая перепаду
давлений р' — р", имеем далее:
Р»«dw	2	о
21 -77 = V о — ™ ,
at	v
откуда
2Z-2^- = ^.
w0 — wz
Интегрируя в пределах рассматриваемого участка, получаем:
_L [in ln w° + ^l = м
®0 L ®0— W2 W0~ ®1 I
и далее
Ata„
®0 +	Wo + Wj 1
Wo — W2 Wv — W-l
Отсюда значение w2 определяется равным:
w - W td1-w0 + (we + w1)e 1 .
1^2 —	--- MW, ’
wB —	+ (^0 + e 1
(15)
41
при Wj = О
Mw0
^ = ^0^—-	(16)
е 1 * + 1
Если считать процесс расширения адиабатическим, то
/г—1,
’]• (17>
Имея в виду неодинаковые проходные сечения органов распре-
деления и трубопроводов, заменим трубопровод, имеющий сечение
fs (если речь идет, например, о подводящей системе), трубопрово-
дом с сечением fn, равным сечению продувочных органов и эквива-
лентным в отношении влияния на процесс. Изложенный ниже
метод определения длины такого трубопровода применим и для
трубопроводов переменного по длине поперечного сечения.
В нашем приближенном исследовании примем уравнение не-
разрывности в следующем виде:
= ^п/пТ,
где ws и — скорость и удельный вес воздуха в трубопроводе;
ы и -(— скорость и удельный вес на выходе из проду-
вочных органов.
Диференцируя последнее выражение по t, получаем:
dt dt "1“ dt Wr^‘
Неустановившееся движение проявляется главным образом в
той части совместного процесса, в которой изменение площади
сечения выхлопных и продувочных органов относительно неве-
лико1. В связи с этим получаем:
dw _ dwn ,
~dtSf^s = /пТ-
После преобразований и интегрирования выражения вдоль
линии тока при длине подводящего трубопровода ls находим:
У- dw	dwn 7 Г
-^dx=-£-± ^-dx.	(18)
at	dt TL J t	' ’
о	so »
Здесь мы считаем так же, как и Лутц в своих исследованиях,
что удельный вес постоянен по длине трубопровода. Допу-
1 Процесс продувки начинается при уже открытых на значительную вели-
чину продувочных органах.
42
стимость такого приближения оправдывается в большой степени
введением в расчет соответствующих значений поправочных
коэфициентов р, которые корректируются опытом. Повторяя
аналогичные рассуждения для выхлопного трубопровода, по-
лучаем:
(18')
где wB — скорость на выходе из выхлопных органов;
/в — их площадь сечения;
ld — длина выхлопного трубопровода.
ls
Таким образом роль I играют — / -j-dx или соответственно
ld ?
J -у dx, которые мы обозначим V и назовем приведенными дли-
о
нами трубопроводов.
В случае трубопроводов с переменными по длине сечениями
fa и fs имеем:
ls	ld
(19).
Для постоянных сечений
= l'd = ~ld.	(20)
Ч Js	Jd
Таким образом для рассмотренных случаев уравнение (Г)
имеет вид:
w2 . „ dw	Г ,
т + 1 ^ = -gjwdp.	(1)
Обращаясь к выражениям (19) и (20), видим, что увеличение
площади /„ (или /в) сечения приведенного трубопровода свя-
зано с пропорциональным увеличением l's (или Га). Таким обра
зом отношения — и ~ допустимо считать постоянными для
5
всех моментов времени при расчете процесса, что упростит
исчисление. Для трубопровода с переменным сечением приве-
денную длину легче всего определять графически.
Используя, как и Лутц, при выводе равенство ^х/х — “Wyty,
где индексы л и у относятся к текущим сечениям трубопровода,
мы тем самым считаем, что изменение скорости зависит только
от площади сечения. Таким образом мы допускаем, что т, а
43
следовательно, и р в отличие от случая движения несжимаемой
жидкости являются постоянными по всей длине, если не учиты-
вать изменение температуры.
Обращаясь к тому случаю, когда трубопровод имеет посто-
янную площадь сечения, мы констатируем, что в нашем иссле-
довании скорость принята как бы постоянной по длине; это
противоречит основным положениям и может быть оправдано
лишь сложностью задачи.
Рассматривая последнюю формулу (Г), мы видим, что вместо
уравнения установившегося движения мы имеем уравнение, в левой
W2
части которого, кроме слагаемого -у, написанного для выходного
сечения органов распределения, имеется слагаемое, пропорцио-
нальное производной от скорости истечения по времени. Коэ-
фициент пропорциональности зависит от отношения сечений
органов распределения и трубопровода и от длины пос еднего,
а для подводящей системы еще и от отношений удельных весов
I и 7,.
Как частный случай, при V — 0 получается уравнение уста-
новившегося движения:
_ = _g Jvdp.
Изменение веса газа в цилиндре за элемент времени во время
процесса продувки можно выразить аналогично изложенному
выше. В нашем случае будем иметь:
А =	+ X2 - ДОв) =
2
2 1 1
где
у2 Рп Ып 2 НЛв/в 2	.РГ+"1К,Т1
Ltw
Wn2 = ®п
wni —+(И,П + w„i)e
A/w *
®п — ®nl + (®n+^nl)e 's
Ltw
WB1 — WB + (wB + WB1) e ld
wE2 = WE-----------------------
WB~ ®b1+(®b +®Bl)e
(21)
(15')
(15")
2
Второ0 уравнение имеет вид, аналогичный приведенному
яа стр. 35:
_ ДОП Ts + G?x
2 “ AGn +G •
(14)
44
где
сечений
Другой вид формулы для определения р2 дан в книге „Расчет
органов распределения двухтактных быстроходных двигателей”;
(22)
R
(23)
Ls
gki
fei —1
fei = l,4; /г2=1,3.
При проведении расчета необходимо устанавливать значения
начальных скоростей ®Ео и wn 0 (в момент начала открытия ор-
ганов распределения).
Если в первом приближении посчитать ж о равной скорости
истечения при установившемся движении, то будем иметь:

1-	=/2АТв,
v/b ' J
Wn о = 0.
Заметим, что ж. = V%L]TS> Ж = y^2LT.
Значения Ls и L удобно определять по кривым, построенным"
в зависимости от — и у (фиг. 8).
При расчете отрезок времени, соответствующий протеканию
процесса выхлопа и продувки, делится на промежутки. Соот-
ветственно выбранным значениям исчисляются объемы цилиндра
для каждого из делений. Это же касается значений площадей
открытия органов /„ и /в. Найденные значения указанных па-
раметров полезно помещать в таблицы, систематизирующие расчет.
Затем соответственно вышеуказанным соображениям оцени-
ваются значения параметров конца расширения рв и Тв, а так-
же pd, и, наконец, значения коэфициентов истечения у., щ, и щ.
Для того чтобы приступить к подсчету давлений, температур
и других параметров, необходимо, кроме того, определить при-
веденные длины выхлопного и подводящего трубопроводов. Так,
для трубопроводов с переменным сечением имеем:
ld — f ^'dx и I = f^-dx.
“ J fd s J fs
45
Значения ld (или ls) определяются планиметрированием пло-
щади кривой —(или в функции х.
Применяя формулу (9) для первой фазы процесса, вычисляем
последовательно значения р2 для первого, второго и других
участков, пока значение р не достигнет критического (ркр = 1,82
.при Л2=1,3). Температура Тг для каждого из участков нахо-
дится по уравнению политропы расширения.
Расчет фазы подкритического выхлопа проводится по фор-
мулам (21) и (15"). Первое слагаемое в квадратных скобках фор-
мулы (21) равно нулю.
Для расчета процесса при одновременно открытых продувоч-
ных и выхлопных органах необходимо, кроме установленных
выше параметров, знать давления и температуры в продувочном
коллекторе ps и Ts, входящие в расчетные уравнения (21) и (15').
При расчете сначала определяются wn2 и идг по формулам
(15') и (15") после оценки р и Т, входящих в выражение для
wn и wB, и далее р2 по уравнению (21). Температура в цилиндре
Т2 исчисляется по формуле (14) после выявления величины Д6П.
46
Расчет упрощается, если считать для уравнений (15') и (15"),
а также для величины у и давление р равным pt.
В остальном метод аналогичен изложенному в книге автора
„Расчет сечений органов распределения" [12].
Проведенное исследование позволяет сделать следующие вы-
воды :
1. Применение уравнения (21) и последующих позволяет по-
дойти к определению характера протекания кривых давления
и температуры в цилиндре по времени, определению коэфици-
ента продувки и далее, ориентировочно, чистоты зарядки. Все
указанные факторы характеризуют качество продувки.
2. Уравнение (21) определяет (приближенно) взаимодействие
основных факторов, что имеет значение для проектирования
проходных сечений органов распределения.
Из рассмотрения правой части уравнения можно сделать сле-
дующие выводы:
а)	большая длина выхлопной трубы уменьшает падение ско-
рости и, наоборот, увеличивает падение давления в начале про-
цесса, определяемое уравнением (21); таким путем удлиняется
время, соответствующее наличию вакуума в цилиндре; в пре-
дельном случае, при / = оо, величина wB2 = wBr,
б)	для увеличения ДОП целесообразно увеличивать /п в на-
чале продувки, когда наблюдается наибольший перепад давлений
в продувочных органах;
в)	качество продувки и наполнения зависит от взаимодей-
ствия фаз распределения, законов открытия выхлопных и про-
дувочных органов (а не только от суммарных время-сечений) и
от размеров выхлопных и подводящих трубопроводов.
Выведенные выше уравнения позволяют построить кривую
протекания давлений и температур в цилиндре быстроходных
двигателей, характеризующихся небольшими объемами коллек-
торов (камер), относительно высоким перепадом давлений между
ресивером продувочного воздуха и атмосферой и небольшими
длинами трубопроводов.
Ввиду наличия ряда допущений, принятых при выводе (в
связи с чем введены коэфициенты рп и рЕ, включающие попра-
вочные множители), будем рассматривать данные уравнения, как
полуэмпирические. В предлагаемом способе расчета процесс из-
менения состояния по длине трубопроводов не выявлен.
Иногда необходимо знать протекание кривой давлений по вре-
мени и по длине трубопроводов (в первую очередь—выхлопного).
Это касается, например, двигателей с наддувом Бюхи, ха-
рактеризующихся наличием импульса выхлопных газов, исполь-
зуемого в турбине, двигателей с использованием энергии вы-
хлопных газов для улучшения очистки цилиндра и др.
Вопрос определения величин давлений в трубопроводе при
наличии больших амплитуд колебаний чрезвычайно сложен и
представляет особую задачу.
47
Остановимся на приближенном решении вопроса, справедли-
вом для волн малых амплитуд. Решение разделяется на следую-
щие этапы: 1) определяют давления в крайнем (начальном) се-
чении трубопровода для каждого из промежутков времени, на
которые разбивается вся фаза; 2) передвигают отрезки (ордина-
ты), выражающие величину этого давления, по длине трубопро-
вода1; 3) определяют вид основной волны, на которую наклады-
ваются новые волны, образующиеся вследствие отражений от
обоих концов трубопровода.	4
2000
Фиг. 9. Диаграмма зависимости амплитуд прямой и обратной волн.
Амплитуда отраженной волны в первом грубом приближении
может быть найдена по методу Пишингера, экспериментально
доказавшего, что влияние выхлопного горшка на амплитуды от-
раженных волн эквивалентно влиянию диафрагмы, монтирован-
ной на конце трубопровода вместо выхлопного горшка.
На фиг. 9 показана зависимость амплитуд идущей вперед и
отраженной волн давления; здесь b —	— 1, где // — пло-
щадь диафрагмы. Значения b =0 и b = со соответствуют случаям
открытой и закрытой труб. При всех остальных (промежуточных)
1 Величина отрезков передвижения определяется по известной скорости
волны, равной скорости звука.
открытиях наблюдается частичное отражение волн. Для того
чтобы найти, какому значению диаметра диафрагмы соответствует
тот или иной выхлопной горшок, необходимо провести специ-
альные эксперименты, как это и сделал Пишингер. Найдя вели-
чину диаметра диафрагмы, при дальнейшем расчете необходимо
ввести дополнительный поправочный коэфициент.
Установим формулу для определения величины давления в
начале выхлопного трубопровода и в выхлопном коллекторе.
Давление будем считать постоянным по всему объему коллек-
тора (и равным давлению в сечении 3 — 3 на фиг. 1).
Подсчет амплитуд волн давления и скоростной чрезвычайно
сложен. Мы подойдем к нему приближенно, базируясь на урав-
нении неразрывности или же при наличии коллектора значитель-
ного объема — на уравнении весового баланса газов в коллекторе.
Весовое количество газов, протекающих через начальное се-
чение выхлопного трубопровода, выразим уравнением
где wd, pd и Td — средняя скорость, давление и температура в
указанном сечении трубопровода за рассматриваемый промежу-
ток времени;
fd — площадь сечения трубопровода.
При отсутствии коллектора, а также при наличии коллек-
тора небольшого объема, можно принять:
AGd = AGB;
здесь AGB относится к крайнему сечению трубопровода (3 — 3).
Ввиду малости участка времени М и наличия непрерывного
закона изменения скоростей по времени, заменим среднее зна-
чение скорости в сечении 3 — 3 трубопровода средним ариф-
метическим значением скоростей начала и конца промежутка.
Это относится также к средним значениям давлений и темпе-
ратур: р, pd, Т и Td в цилиндре и в выхлопном трубопроводе.
Имеем:
2RT-f£t = AGB.	(24)
В полученном уравнении искомой является величина р^, вхо-
дящая, как будет видно ниже, в выражение для Wdi, а также в
выражение для pd. Значение /в определяется после предваритель-
ной оценки размеров органов распределения и разбивки рас-
сматриваемой фазы процесса на промежутки. Величины р и Т
находятся по уравнениям, приведенным выше.
Значение pdi для первого участка может быть оценено рав-
ным атмосферному давлению. Для этого участка Wdi равно ну-
лю. Значение же (которое для следующего участка будет
играть роль Wdi) в первом грубом приближении может быть
Орлин—117—4	49
найдено по формулам для малых изменений давлений и скоро-
стей в трубопроводах:
Wd2 = - ~ 2р^’ <25>
\dU/
где рг — амплитуда обратной волны (избыточное давление) в на-
чальном сечении трубопровода 3—3. При исчислении необходимо
иметь в виду, что величина pd0 остается постоянной, равной дав-
лению в трубопроводе в начале процессах. Величину wd0 можно
считать равной нулю; рг равно нулю до прихода отраженной
волны к сечению 3—3 (фиг. 1).
Таким образом при
Л=0.
Если	то
a—J	а
ргфО.
Принимая во внимание, что
= 1 ifgRT
<а р V k ’
перепишем уравнение (25) в следующем виде:
Подставляя последнее выражение в уравнение (24) и решая
его относительно pd2, получаем:
Pdi (2\GBRTd \____________1___’
1 ~ \ Pdfd^t Wdl) у gRTd
Д(7в определяем из уравнения для надкритического выхлопа
и уравнения для подкритического выхлопа и продувки.
С достаточной для практики точностью при небольших ампли-
тудах колебаний давления в трубопроводе можно считать для
правой части уравнения:
Pd = Pdi и Td = const;
1 • <26'>
1	\ PdttaM Wdl)l,rgRTd
1 При этом мы принимаем, что при ходах сжатия и рабочем проходит
достаточно времени для того, чтобы установилось постоянное давление и ско-
рость обратилась в нуль.
50
Величину Т определяем из условий адиабатического про-
цесса истечения газов из цилиндра:
.	*2—1
7й = Л(^р..
Сравнивая равенство (26) с равенством (24), приходим к вы-
воду, что выражение, заключенное в скобки (в знаменателе),
представляет собой не что иное, как скорость wd2.
Вопрос о затухании волн при отражении представляет собой
отдельную весьма сложную задачу, которая может быть решена
на основе длительной экспериментальной работы.
При значительном объеме коллектора можно применить сле-
дующий приближенный способ для определения в нем давления.
Изменение веса газа в коллекторе за промежуток времени
определится из равенства-
которое получается из определения изменения состояния в кол-
лекторе как адиабатического; здесь Vd—объем коллектора.
Величину можно выразить как разность поступившего и
вытекшего газа:
kjvTd ^Pd = Нв у== Л М — wd	fdM,
где wd — скорость в крайнем сечении трубопровода. Заменяя и
здесь wd средним арифметическим скоростей начала и конца
промежутка времени Af и повторяя рассуждения, касающиеся
и —, аналогичные предыдущему, приходим к уравнению bpd:
^CL
<27>
Как уже отмечено выше, допускаем, что температура Td по-
стоянна и равна среднему значению за время процесса. При на-
хождении скорости звука и давления для каждого последующего
участка, изменение температуры можно учитывать условно, ос-
тавляя без изменения ранее вычисленные амплитуды давлений
(которые переместились по длине трубопроводов).
Аналогично уравнениям (26) и (27) можно вывести формулы
для определения изменения давления продувочного воздуха в
ресивере.
51
8. К ПРОБЛЕМЕ ДВИГАТЕЛЯ БЕЗ ПРОДУВОЧНОГО НАСОСА
О влиянии размеров выхлопной системы на работу двигателя
известно уже давно. Еще в 1893 г. Аткинсон и Кросслей прово-
дили эксперименты с четырехтактными двигателями по повыше-
нию мощности путем удлинения выхлопных труб. После мировой
войны опыты по использованию явлений колебаний в выхлопных
трубах с целью улучшения наполнения цилиндра велись во мно-
гих странах (Америка, Франция, Дания, Германия).
Фирма Петтер в Англии, инж. Каденаси во Франции, а также
фирма Армстронг и Витворт в Англии (приобревшая патенты
Каденаси) провели ряд опытов с машинами, в которых исполь-
зование явлений неустановившегося движения позволило осуще-
ствить наполнение цилиндра воздухом без наличия продувочного
насоса. Одной из первых экспериментировать в этом направле-
нии начала фирма Петтер (в 1922 г.).
Выгода применения рассматриваемой схемы очевидна. Повы-
шение механического к. п. д. вместе с эффективной продувкой
приводит к повышению мощности; упрощается конструкция и
понижается удельный вес. Кроме того, как мы увидим ниже,
двигатель обладает свойством саморегулировки.
Первые опыты Петтера не дали удовлетворительных резуль-
татов. В 1934 г. он начал серию новых опытов, в результате
чего на рынок были выпущены первые экземпляры двигателей
без продувочного насоса.
Принцип работы этих двигателей в общих чертах заклю-
чается в следующем. Тотчас после открытия выхлопных органов,
которое для получения большего импульса можно производить
раньше, чем в обычных двигателях, газы, устремляясь из цилиндра,
создают в выхлопном патрубке волну повышенного давления
(сжатия), оставляя позади себя разрежение. Движение передается
газам, заполняющим трубопровод и находящимся до этого мо-
мента в относительном покое.
Правильный подбор размеров и фаз открытия органов рас-
пределения позволяет осуществить наполнение цилиндра возду-
хом не только без продувочного насоса, но даже, как указывает
проф. Дэвис1, без подводящего и выхлопного трубопроводов.
Включение последнего способствует увеличению времени, соответ-
ствующего наличию в цилиндре вакуума.
Дэвис провел экспериментальное исследование, подтвержда-
ющее образование вакуума, на опытном цилиндре-модели с диа-
метром 61 мм и полезным ходом 56 мм, считая до верхнего
края выхлопного окна. Высота выхлопного окна 4 мм. Цилиндр
заполнялся смесью, которая воспламенялась после сжатия порш-
нем, приводимым в действие от руки, через шатунный механизм.
1 Engineering, 18/VI и 25/VI 1937.
52
После воспламенения смеси шатун выключался и поршень дви-
гался вниз свободно при большой скорости.
В связи с понижением давления, продолжающимся до вакуума
определенной глубины (0,58 кг/см2), поршень возвращается вверх
и останавливается, не доходя одной трети хода до ВМТ. За-
меры и подсчет показали, что за время открытия окон, которое
равнялось 0,0032 сек., из цилиндра вытекало 56% газа. Движе-
ние поршня записывалось катодным осциллографом при помощи
фотоэлемента. Последний освещался светом, отраженным от зер-
кала на поршне, видимого через выхлопное окно.
Последующие опыты, проводившиеся на бензиновом двигателе
с Ne = 3,8 л. с. и п = 2660 об/мин., подтвердили наличие вакуума,
обусловливающее наполнение цилиндра и возможность работы
двигателя без продувочного насоса.
Дэвис провел также специальные опыты со стеклянной выхлоп-
ной трубкой, снимая осциллограммы движения в ней специаль-
ных деталей (из фибры) и с двигателем Юнкерса без продувоч-
ного насоса, замеряя стробоскопически давление в выхлопном
трубопроводе.
Известное значение для наполнения имеют блуждающие волны
в трубопроводе, отражающиеся от концов трубопровода. Как
было сказано выше, первое отражение прямой волны от свобод-
ного конца (или глушителя) обусловливает получение обратной
волны отрицательного знака, которая, проходя по трубопроводу
в обратном направлении и складываясь с прямой волной, при-
ходит к выхлопным органам с пониженным давлением. Это спо-
собствует поступлению продувочного воздуха в цилиндр и, по
мнению ряда исследователей, является основным фактором, поз-
воляющим осуществить процесс без продувочного насоса.
Если базироваться на этом положении, то размеры и рас-
положение впускных окон следует подбирать так, чтобы начало
их открытия совпадало или, быть может, несколько опережало
момент начала прихода к выхлопным органам отраженной волны
(разрежения). Длину трубы следует подбирать так, чтобы блуж-
дающая волна проходила по трубопроводу вперед и назад два
раза за период выхлопа и продувки.
Ускоренная масса воздуха устремляется в выхлопную трубу,
но, встречая противодавление после спада волны разрежения,
подается назад в цилиндр, что связано с получением наддува.
Считая скорость распространения волны равной скорости
звука, можно определить необходимую длину трубы для задан-
ного числа оборотов мотора. Как указывает Фармер [85] при на-
личии обычного трубопровода коэфициент наполнения относи-
тельно невысок соответственно непродолжительному времени
протекания периода отрицательного давления.
Для того чтобы удлинить период впуска в цилиндр большего
количества воздуха, в трубопроводе устанавливается препятствие
в виде ступени. В начале процесса мы имеем, как обычно, пря-
53
мую волну давления, которая отражается частично от сечения,
соответствующего наличию ступени, с амплитудой меньшей, чем
в случае отражения от открытого конца. Первоначальная же
(прямая) волна продолжает двигаться по трубе с уменьшенной
амплитудой, так как часть последней „застряла в препятствии".
По достижении открытого конца волна отражается от него.
Образующая вторичная обратная волна следует за первой (от-
раженной) волной и проходит препятствие с несколько умень-
шенной амплитудой. Период, соответствующий наличию разреже-
ния, удлиняется.
Продувочные окна в течение всего этого периода остаются
открытыми. Обе обратные волны отражаются последовательно
от внутреннего конца трубы, который с грубым приближением
можно считать закрытым. Ввиду этого волны при той же ампли-
туде двигаются опять в прямом направлении и, наконец, отра-
жаются во второй раз, приобретая положительную амплитуду.
К моменту прихода новой обратной волны к внутреннему концу
трубопровода выхлопные органы закрываются, и дальнейший
процесс . в трубопроводе может иметь некоторое значение для
следующего цикла, если только импульс выхлопа этого цикла
не уменьшит оставшиеся волны. Продувочные и выхлопные
органы закрываются почти одновременно.
Фармер [85] приводит соображения, касающиеся особенностей
„самоиндукционного двигателя", на которых целесообразно здесь
остановиться.
Коэфициент наполнения пропорционален амплитуде волны
давления в выхлопном трубопроводе, зависящей от давления в
цилиндре в момент открытия выхлопных органов. Таким обра-
зом количество воздуха, поступающего в цилиндр, возрастает
с увеличением нагрузки. При наличии догорания, вследствие
повышения давления и температуры в цилиндре, в момент откры-
тия выхлопных органов количество поступающего воздуха увели-
чивается, и двигатель как бы старается исправить работу, так
как обеднение смеси обусловливает понижение температуры цикла,
связанное с понижением давления (конец расширения).
С увеличением нагрузки увеличивается скорость распростране-
ния волн давления по трубе вследствие повышения температуры.
В связи с этим наблюдается тенденция к увеличению числа обо-
ротов двигателя. При пуске двигатель работает при пониженном
числе оборотов, которое постепенно увеличивается с повышением
температуры цикла.
Работа двигателя связана в большей степени со следующими
факторами: размерами и законом открытия выхлопных органов,
размерами выхлопного трубопровода и размерами и законом
открытия продувочных органов. Без проведения расчета трудно
сказать что-либо конкретное по поводу диапазона чисел оборо-
тов, на которых может удовлетворительно работать двигатель
с рассматриваемой схемой продувки.
54
При расчете органов распределения и выхлопной системы
можно пользоваться уравнениями движения и неразрывности при
введении упрощающих исследование зависимостей и использо-
вании опытных данных. В общем виде задачу разрешить весьма
трудно.
Длину трубопровода при предварительном подборе ее в пер-
вом грубом приближении можно определить, следуя трактовке
Фармера, таким образом.
Если обозначить через а0 угол поворота кривошипа, соответ-
ствующий проходу волны вперед и назад по трубопроводу, то
угол, соответствующий периоду выхлопа и продувки, должен
быть близок к 2а0, а угол предварения выхлопа — несколько
менее а0.
Время протекания процесса
л. _2пс е
'о— 6/1 ’
Длина трубопровода
1 _ ДА>
4 ’
где а — скорость звука соответственно средней температуре вы-
хлопных газов Td.
Приняв скорость звука а — 500 м и 2а0 = 120 —140°, будем
иметь:
I = -а-	= (2500 — 2900) ж;
для я = 1000 об/мин. величина 7=2,50 — 2,90 м.
После предварительной оценки длины трубопровода можно
обратиться к уравнениям предыдущего параграфа для построе-
ния кривых протекания давлений в цилиндре и выхлопном тру-
бопроводе. Нужно иметь в виду, однако, что формулы (25) и (26)
справедливы для волн малых амплитуд, а уравнения (21) и (22)—
для относительно небольших по длине трубопроводов.
Таким образом, применяя указанный метод, можно получить
результат с довольно большими погрешностями.
Окончательную длину трубопровода можно установить только
опытным путем.
9. К ВОПРОСУ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ОРГАНОВ
РАСПРЕДЕЛЕНИЯ
Обратимся к описанию основных схем выполнения продувоч-
ных и выхлопных органов двухтактных двигателей.
Поперечная схема (фиг. 10, схемы 1 — 4). Продувочный
воздух поступает через продувочные окна, занимающие часть боко-
вой поверхности цилиндра против выхлопных окон. Данная схе-
ма—одна из самых распространенных в стационарных двигателях
55
56
малой и средней мощности, а также в некоторых конструкциях
большой мощности (AEG, Вортингтон и др.).
Расположение продувочных окон в плане может быть тан-
генциальным [AEG, Гессельман], обеспечивающим должную сте-
пень завихрения [схема /] и эксцентричным [Поляр, Шнюрле —
схема 2, Модааг — схема 3], характеризующимся направлением
осей окон в одну или несколько точек, расположенных эксцент-
рично [на одном диаметре]. Расположение и форма окон уста-
навливаются на основе эксперимента на моделях и двигателях.
Схема 4, применяемая в двигателях Круппа, явилась следствием
большого количества экспери-
ментальных работ.
Для удаления вихрей, образующих-
ся около стенок цилиндра над проду-
вочными окнами и далее под головкой
цилиндра и отклоняющих поток про-
дувочного воздуха вниз, были устрое-
ны небольшие добавочные выхлопные
окна (фиг. 11). В результате этого вихри
оказались выведенными в выхлопную
систему, а в цилиндре был получен поток
продувочного воздуха, захватывающий
верхнюю часть цилиндра. Кроме этих
окон, между продувочными и выхлоп-
ными окнами были устроены в первом
варианте добавочные продувочные окна
против восходящей стороны вихря вы-
хлопного газа, образующегося над пор-
шнем (фиг. 11, левая схема). В результате ввода продувочного воздуха вос-
ходящие газы в вихре вытеснялись в выхлопные окна, и во вращательное
движение включался свежий воздух [75].
Рассматриваемая схема продувки может характеризоваться
и другим расположением окон. Так, например, маломощные
двигатели часто имеют параллельное расположение окон („Рус-
ский Дизель", завод им. Кирова, „Коммунист", двигатели Дейц,
Кертинг, Ганза и др.).
Односторонняя схема (фиг. 10, схемы 5—7). Продувка
осуществляется через ряд окон, расположенных ниже выхлопных
на той же стороне рабочего цилиндра. Выполняется заводами MAN
и „Красное Сормово". При продувке по схеме 7 выхлопные окна
перекрываются золотниками до закрытия продувочных окон, что
связано с наличием фазы наддува и позволяет повысить среднее
эффективное давление. Эта схема применяется в двигателях, уста-
новленных на линкорах типа „Дейчланд", а также на крейсерах
„Лейпциг" и „Бремзе".
Расположение продувочных окон в плане эксцентричное, вы-
хлопных— лучевое (центры, из которых проводятся лучи, распо-
ложены на произвольной кривой). На фиг. 12.дан чертеж втулки
двигателя 90-Д6 завода „Красное Сормово".
Поперечная схема усложненная (фиг. 10, схемы 8
и 9). Продувочный воздух подается через два ряда окон,
57.

расположенных друг под другом, занимающих часть поверхности
рабочего цилиндра против выхлопных окон. Верхний ряд окон
управляется автоматическими клапанами или золотниками, от-
крывающимися несколько позже момента выравнивания давления
в цилиндре и ресивере (несколько позже начала открытия ниж-
них продувочных окон). Клапан закрывается после закрытия пор-
Фиг. 13. Втулка двигателя ДР-^з-
шнем верхних продувочных окон,
что указывает на наличие фазы
наддува. Эта схема осуществ-
ляетсяфирмойЗульцер, в СССР—
заводом „Русский Дизель11. Рас-
положение окон в плане эксцен-
тричное или радиальное, связан-
ное с направлением осей в центр.
Схема 9 (фиг. 10) отличается
от схемы 8 лишь тем, что ав-
томатические клапаны управляют
открытием обоих рядов окон.
Оба ряда продувочных окон
можно соединить в один.
На фиг. 13 приведен эскиз
24
втулки двигателя ДР- завода
ОС
„Русский Дизель".
Прямоточная схема
продувки, осуществляемая
через ряд продувочных окон, рас-
положенных по всей окружности
цилиндра; выхлоп через клапаны
(фиг. 10, схемы 10 и 11). Эта
схема характеризуется наличием
наддува. Расположение окон в
плане тангенциальное. Эта и следующая системы подробнее рас-
смотрены ниже.
Продувка по схеме Цоллера (фиг. 10, схема 72) харак-
теризуется наличием продувочных окон, расположенных по всей
окружности одного из пары цилиндров (двигателя с П-образным
расположением цилиндров). Выхлоп происходит через окна, рас-
положенные по всей окружности другого цилиндра. Для полу-
чения фазы наддува кинематические соотношения подбираются
таким образом, что продувочный поршень, как и в двигателе
Юнкерса, является запаздывающим в своем движении относи-
тельно поршня, управляющего выхлопом.
Прямоточная продувка (фиг. 10, схема 13), осуществ-
ляемая применением противоположно движущихся поршней фир-
мами Юнкере, Доксфорд, Камеллар-Фулагар и др. Конструкция
позволяет осуществить фазу наддува путем смещения кривоши-
пов нижнего и верхнего поршней на некоторый угол, превы-
59
шающий 180°. Расположение продувочных окон в плане также
тангенциальное.
Фонтанная продувка (фиг. 10, схема 14) особого пояс-
нения не требует. С точки зрения величины время-сечения и, сле-
довательно, потерянного хода она имеет преимущества перед
продувкой фирмы MAN. Однако последняя предпочитает приме-
нять свою схему, базируясь на опыте построения и эксплоата-
ции большого количества машин, а также на опытах Негеля и
Лутца.
Продувка фирмы Бурмейстер и Вайн (фиг. 10, схема
75) Продувочный воздух поступает через окна, расположенные
по всей окружности цилиндра. Выхлопные окна расположены в
верхней части цилиндра, имеющей меньший диаметр, и управ-
ляются особым золотником. Конструкция позволяет осуществить
наддув.
Кроме перечисленных, имеются и другие схемы, представляю-
щие собой в большинстве случаев их видоизменения.
Останавливаясь на приведенных схемах, необходимо конста-
тировать, что для быстроходных двигателей наиболее актуаль-
ными могут считаться схемы 10—13. В выполненных двигателях
с продувкой по этим схемам выхлопные органы закрываются
несколько раньше (или во всяком случае не позже) продувочных.
Качество процесса обусловливает относительно низкие коэфи-
циенты остаточных газов и удовлетворительное наполнение при
сравнительно небольшом потерянном ходе.
Конструкция, расположение и размеры органов распределения,
в особенности продувочных, определяются следующими факто-
рами:
1)	величиной потребного время-сечения, исчисляемого по
Формулам, выведенным на основании законов термодинамики и
гидродинамики; предлагаемые способы расчета изложены в раз-
делах 4—7;
2)	характером потоков в цилиндре, связанных с высоким
качеством процесса, определяемым величинами к. п. д. про-
дувки;
3)	степенью завихрения продувочного воздуха в цилиндре.
Выбранная схема продувки предъявляет свои требования к
форме и размерам сечений распределительных органов. При
проектировании последних обычно сначала определяют их раз-
меры на основе данных существующих моделей, а затем про-
водят поверочный расчет, исправляют указанные размеры в соот-
ветствии с полученными результатами и проводят расчет вновь.
При ориентировочном определении размеров цилиндра однотип-
ных машин можно применить следующий прием. Формулу (11)
можно сокращенно представить в виде:
т„рт, TJ.
60
Если принять величины, стоящие в скобках, постоянными
.для определенной группы двигателей (подобных), получим:
где а0 и аг постоянные.
Это же выражение можно переписать в следующем виде:
/ £ = «1 — Ч».
'ср	рп т
Здесь / —средняя площадь открытия окон, получаемая пла-
ниметрированием площади кривой их открытия для указанной
фазы процесса и делением этой площади на длину отрезка по
оси абсцисс, представляющего собой время.
Так как в подобных двигателях высота окон пропорциональна
ходу поршня, а ширина—длине окружности цилиндра, то,
обозначая угол поворота кривошипа, соответствующий протека-
нию процесса продувки, через ап получаем:
k1S^izDan tzD2S
6п = 01 4рп Т
или
A. JL = a
^1ап Рп
где а = const.
Приняв далее kx и ап постоянными, после сокращения будем
иметь:
Dn — = const.
Аналогичное выражение можно получить и для выхлопных
органов, рассматривая процессы свободного и принужденного
выхлопа.
Имеем соответственно:
Dn , Dn „
----= а и -z-f------= а ,
М“в1^:	Я2сав2 [iB
где ав1 и ав2 — углы протекания процессов.
Далее получаем:
— = const 'и Dn — = const
и	’ нв
при условии постоянства р , Т , pd, ps, Ts, pm, Tm в подоб-
v в
ных двигателях.
Приняв р и <р постоянными, получим:
Dn = const.
61
По этому соотношению можно определить предельный диа-
метр цилиндра при заданном числе оборотов или число оборотов
по заданному диаметру, если правая часть уравнения (константа)
найдена для подобного двигателя. Часто выведенному соотноше-
нию придают большее значение, чем оно имеет в действитель-
ности. С увеличением числа оборотов усиливается влияние не-
установившегося движения, неучитываемого уравнениями (11),
(12), (6) и (7). В связи с этим приведенное соотношение в значитель-
ной степени теряет свое значение для высокооборотных машин.
При оценке размеров органов распределения необходимо
базироваться на данных практики, имея в виду значения кон-
структивных параметров, относящихся к хорошо зарекомендо-
вавшим себя в эксплоатации двигателям. К указанным парамет-
рам следует отнести фазы распределения, длины окон в процен-
тах хода поршня, а также соотношения
/п	/в . ffndt f
Vh Vfl И ДР‘
4	4
При наличии соответствующих опытных коэфициентов можно
пользоваться приближенными способами расчета, предложенными
некоторыми авторами. Так, например, для высоты продувочных
окон в процентах хода поршня при щелевой продувке формула
Тареева [57] имеет вид:
0,08
з.-------------
Т Pd^Ps — Ра)
nD \2/«
I >
где — коэфициент истечения, включающий поправочные мно-
жители на сопротивление выхлопных окон и цилиндра.
Превышение выхлопных окон над продувочными
А = 0,45	[1,04 — 0,0004(20 - о)2].
После того, как размеры органов распределения намечены,
надо выбрать путь проведения расчета: установить, следует ли
проводить расчет по уравнениям разделов 4, 5 и 6 или, наконец,
раздела 7—в зависимости от быстроходности машины. В настоя-
щее время по этому поводу трудно еще дать указания, имеющие
общее значение. Наиболее просто пользоваться уравнениями раз-
делов 4 и 5.
Вследствие трудности аналитического исследования течения
газов внутри цилиндра приходится зачастую при проектирова-
нии общую картину потоков намечать предположительно. При
этом обычно считают, что каждой точке в цилиндре соответ-
ствует определенное среднее направление и определенное среднее
давление потока, т. е. исходят из стационарных условий. Для
62
любой схемы продувки неизбежно наличие застойных и вихревых
мешков. Первые чаще образуются в головке цилиндра, вторые —
над днищем поршня. Их положение можно наметить, набрасы-
вая приблизительно характер потоков на чертеже продольного’
разреза цилиндра. Обозначая площадь, ограниченную очертанием
стенок цилиндра, камеры сгорания и днища поршня, через F,
а площадь, которую действительно „заполняет" продувочный
воздух, через Fn, получаем выражение плоскостного к. п. д. для
продольного разреза цилиндра (Венедигер):
Величина -r\f (имеющая реальный смысл не для всех схем}
зависит от типа продувки, основных параметров процесса, отно-
шения S :D, размеров и формы продувочных окон и других
конструктивных элементов. Она не является постоянной для
разных открытий продувочных окон. Значение можно оценить
ориентировочно по указанному выше наброску характера потоков
в цилиндре. Знание плоскостных к. п. д. для разных типов про-
дувки позволяет сравнивать их между собой и является базой
для ряда важных выводов по этому поводу. Вследствие труд-
ности аналитически определить его величину выявляют только
из опытов в плоском потоке.
Очень часто небольшое изменение высоты окон значительно
влияет на эффективность процесса, которая, конечно, зависит
не только от характера потоков в цилиндре, но и от других
многообразных факторов.
Так как разным продольным сечениям цилиндра соответствую!
разные характеристики потоков газов, то правильнее оценивать
эффективность процесса продувки по величине объемного к. п.д.
продувки представляющего собой отношение омываемой по-
токами воздуха части объема цилиндра ко всему его объему.
Величину т]/г, и подавно трудно определить аналитически. Если
представить себе ряд продольных разрезов цилиндра с формами
потоков, получающихся в них при продувке, то зачастую при-
ходится констатировать, что при удовлетворительном протекании
процесса в главной плоскости цилиндра качество процесса
в других плоскостях часто не вполне удовлетворительно. Не-
редки случаи течения потоков продувочного воздуха от проду-
вочных окон к выхлопным без омывания верхней части цилиндра
(при обыкновенной поперечной продувке). Продувку можно
считать хорошей, если во всех продольных плоскостях получа-
ются высокие значения
Из других коэфициентов, характеризующих качество продувки,
следует указать на коэфициент использования продувочного
воздуха 7)s, называемый иногда количественным к. п. д. продувки,
и степень чистоты заряда rlv, называемую часто качественным
63
к. п. д. продувки. Первый представляет собой отношение коли-
чества продувочного воздуха, оставшегося в цилиндре после
продувки к количеству воздуха, поданного через продувоч-
ные окна за цикл Уп, второй — отношение Vs к Vs -}- Vr, где
Vr—количество остаточных газов в цилиндре после продувки.
Величину Vs можно определить анализом проб газа, взятых
в определенные моменты в различных точках цилиндра с по-
мощью установленных в стенках цилиндра управляемых клапанов.
Не останавливаясь на описании методики замеров и исчисления,
которое дано в статьях К. Неймана [40], Е. Мазинга [39], О. Клю-
зенера [33], Я. Феенберга [58] и др., отметим, что к результатам
эксперимента следует относиться с большой осторожностью.
Здесь нельзя не согласиться в известной степени с Зассом, ко-
торый выражает сомнение в том, что взятая через небольшое
отверстие проба действительно соответствует среднему составу
газов в цилиндре в данный момент времени.
Рассмотрим в первую очередь органы распределения двига-
телей с прямоточной продувкой, имеющей значение для быстро-
ходных двигателей. В последние годы большое развитие получила
схема прямоточной продувки, характеризующаяся выхлопом через
.клапаны.
Нужно сказать, что двигатели с клапанно-щелевой продувкой,
в которых выхлоп производится через окна, а воздух или смесь
подается через клапаны, применялись уже давно. Так, в 1881 г.
был выпущен газовый двигатель Клерка, несколько позже —
газовый двигатель двойного действия Кертинг, выставленный
в 1902 г. в Германии на промышленной выставке и развивавший
среднее эффективное давление р,, = 3,45 кг)см? [54].
Через несколько лет заводы Зульцер, MAN, Крупп и Карель
начали строить мощные двухтактные двигатели Дизеля, имеющие
эту же схему продувки, уступившие впоследствии место двига-
телям с чисто щелевой продувкой вследствие большей простоты
последних.
Значительно больше преимуществ имеют двигатели с про-
дувкой через окна и выхлопом через клапаны. Идея подобной
схемы была предложена впервые, насколько нам известно, рус-
скими учеными: проф. Малеевым в 1907 г., а значительно
позже независимо от него — проф. Тринклером. Остановимся
на основных преимуществах этой схемы по сравнению с преды-
дущей.
1. Возможность выполнения продувочных окон с тангенци-
альным наклоном, что обеспечивает получение завихрения, не-
обходимого для лучшего смесеобразования и влияющего на ка-
чество продувки. Применение козырьков (ширм) на всасывающих
или соответственно продувочных клапанах также позволяет полу-
чить завихрение, но значительно меньшей интенсивности, что под-
твердилось опытами, проведенными в ЦИАМ со статическими
объемными моделями.
.64
2. Охлаждение поршня воздухом, поступающим из проду-
вочных окон, расположенных в непосредственной близости от
днища поршня (при продувке), что имеет большое значение для
быстроходных двухтактных дизелей.
3. Охлаждение крышки цилиндра, несущей выхлопные кла-
паны, легче обеспечить по сравнению с простенками цилиндра
около выхлопных окон.
Через выхлопные клапаны протекает также часть продувоч-
ного воздуха, способствующего их охлаждению. Можно предпо-
лагать, что средняя температура выхлопных клапанов двухтакт-
ных двигателей должна быть не выше, чем температура клапанов
четырехтактных двигателей.
4. Открытие продувочных органов дол-
жно протекать так, чтобы в самом начале
процесса продувки было обеспечено по-
лучение большой площади открытия (см.
стр. 47), что неосуществимо в двигателях
с продувкой через клапаны.
Кроме того, более высокая температура
клапанов при продувке с выхлопом через
клапаны обусловливает лучшее качество
сгорания.
Форма кулачка связана с величинами
время-сечения и ускорений, которые значи-
тельно превышают ускорения в четырех-
тактных двигателях.
Часто, идя на уменьшение подъема
клапана, приходится пользоваться кулачками, образованными
дугами окружностей, имеющими выпуклое очертание.
Угол наклона тарелки клапана а обычно выбирают равным 30
или 45°. При а — 30° имеем большое проходное сечение, поэтому
при наличии плавных переходов следует стремиться выдержи-
вать данный угол. Ряд экспериментов подтвердил это пред-
положение. Однако клапаны машин ОМС, Чешска-Збройевка
ZOD-240 и других, характеризующихся хорошим качеством
работы, имеют угол а = 45°.
Для улучшения обтекания тарелке клапана следует придавать
сферическую форму со стороны цилиндра. В то же время не
следует забывать о необходимости получения меньшего веса
клапана, а также заданной степени сжатия. Зазоры S между
краями тарелки и стенкой цилиндра должны быть по возможности
больше (фиг. 14).
В верхней части камеры сгорания необходимо выполнить
закругления.
Одним из недостатков рассматриваемой схемы является на-
личие в цилиндре „лобовой поверхности" тарелок клапанов, за-
нимающей большую площадь. Это способствует образованию
вихревых мешков и ухудшает очистку, на чем мы остановимся
Орлин—117—5
65
в разделе об экспериментальном исследовании1. Несмотря на
это, коэфициент остаточных газов удается уменьшить до
6—7%, что уже приближается к значениям в двигателях
Юнкере.
Перечисленные выше преимущества обусловливают большое
развитие в последнее время двигателей указанного типа.
Из быстроходных двигателей, имеющих продувку через кла-
паны, мы знаем лишь американскую машину Дешамп-Ламберт
авиационного типа.
Обращаясь к двигателям с выхлопом через клапаны, упомянем
машины Уинтон, NACA, Роджерс, Дженераль Моторе Корпо-
рейшен (Америка), Альфа Ромео (Италия), Бюкли (Франция),
Чешска-Збройевка (Чехословакия), Бурмейстер и Вайн (Дания),
Харланд и Вольф (Англия), Коломенский завод, НИДИ и др.
(СССР).
В табл. 2 приведены некоторые параметры, характеризу-
ющие распределение ряда двигателей рассматриваемой кон-
струкции.
При проектировании органов распределения рассматриваемой
схемы применительно к быстроходным двигателям нужно иметь
в виду следующие положения. Находящиеся в эксплоатации
быстроходные двигатели характеризуются меньшим время-сече-
нием выхлопа по сравнению с время-сечением продувки. Кроме
дросселирования выхлопа, играющего положительную роль в на-
полнении, здесь приходится учитывать то обстоятельство, что
время-сечение лимитируется силами инерции движущихся масс
клапанного механизма, связанных с конструкцией привода и
обусловливающих конструкцию пружин (размеры и размещение),
а также их число.
Увеличение общей фазы выхлопа может понизить значение
ускорения и, следовательно, сил инерции при одновременном
получении большого время-сечения выхлопа. Однако это увели-
чение связано с более ранним моментом открытия выхлопных
клапанов. Конечно, для рассматриваемой схемы величина поте-
рянного хода не определяется непосредственно моментом начала
открытия выхлопных клапанов. Все же нужно иметь в виду,
что потерянный ход увеличивается в рассматриваемом случае.
Увеличивается также и импульс выхлопных газов в выхлопном
трубопроводе, повышающий влияние выхлопной системы на ра-
боту двигателя (правда, иногда положительное).
Угол открытия клапана может быть больше 90° до НМТ,
чего не следует опасаться.
Патрубок должен иметь плавные переходы. Для возможности
продувки средней части цилиндра продувочным окнам, как пра-
вило, не следует придавать большой тангенциальный наклон.
1 Этот недостаток частично устраним применением сдвига фаз открытия
клапанов.
66
Таблица 2
Данные по распределению некоторых двухтактных двигателей
с клапанно-щелевой продувкой
	Альфа- Ромео	GMC	NACA	ZOD240	Уинтон	Бурмей- стер и Вайн	I 45НК8
Число цилиндров и их расположение	6 и 12; рядное и V-об- разное	3,4 и 6; рядное	1	9;звезда	8, 12, 16	I б; ряд- ное	8; ряд- ное
Диаметр цилиндра D, мм		95	107,8	117	120	203	350	410
Ход поршня S, мм . .	130	127	178	130	254	420	450
S-.D		1,37	1,18	1,5	1,08	1,25	1,2	1,1
Число об/мин	 Продувочное число Dn Число клапанов 1 . . Диаметр d, мм .... Подъем Л, мм .... Длина продувочных окон или пояса в % хода	 Начало открытия кла- пана до НМТ, гра- дусы 	 Конец открытия после НМТ, градусы . . . Начало и конец откры- тия окон до и после НМТ, градусы . . . Угол тарелки клапана, градусов 	 Тангенциальный угол наклона окон а, гра- дусы 	 Давление продувки pS9 ат		2000 195 2 40 72 40 1,3	2000 215,5 2 42,8 9,4 13,6 86 49 48 45 15 1,5	1600 187 4 33 82 50 48 45 45-50	1560 187 2 42 9,2 92 48 ео 45	720 152 4 70 14,3 14,5 79,0 41 51	500 175 2 128 36 70 50 40	500 205 3 130 30 12,7 88 45,5
Форма окон 		Круглая			Прямоугольная			—
При стремлении дать большой тангенциальный наклон, необходимо вы-
полнить некоторые окна направленными в центр или с малым тангенциаль-
ным наклоном. Однако без специальных экспериментов этот вопрос решен
быть не может.
Нужно заметить, что некоторые варианты последней схемы могут обус-
ловить даже ухудшение очистки.
67
Хорошие результаты могут быть достигнуты и при круглых
и при прямоугольных окнах. Направление потока воздуха в ци-
линдре, согласно опытам, проведенным автором, обеспечивается
при величинах > 1, что подтверждается осуществленными
конструкциями. Однако в некоторых машинах эта величина выпол-
нена несколько меньшей. Двигатель Дженераль Моторе (GMC),
например, имеет 0,6.
Лучшее качество процесса получается при меньших по пло-
щади окнах (при той же высоте пояса, занятого окнами), лучше
направляющих воздух.
Круглые продувочные окна целесообразно выполнять в не-
сколько рядов. При этом возможно выполнить различные ряды
с разными углами. Отметим, что применение круглых окон
облегчает производство. Время-сечение при большом количестве
круглых окон получается меньшим, чем при прямоугольных
окнах, длина которых занимает всю высоту пояса.
Наклон окон в вертикальной плоскости (к оси цилиндра)
дает меньший эффект. Высота окон (пояса) лежит в пределах
10—15% хода поршня.
Для двухклапанной конструкции отношение диаметра кла-
пана к диаметру цилиндра равно 0,32—0,42. Большие величины
относятся к быстроходным двигателям.
Трудно дать конкретные указания относительно наивыгод-
нейшего значения тангенциального угла наклона окон. Здесь
большую роль играет давление продувочного воздуха, отно-
шение хода к диаметру, система распыливания и другие факторы.
На фиг. 15—19 приведены эскизы органов распределения
двигателей GMC[88] и NACA [86, 87], а также диаграммы пло-
щадей открытия органов.
На фиг. 20 представлена диаграмма площадей открытия ор-
ганов распределения двигателя ZOD-240. Кривая х относится
к ходу поршня, кривая /п — к площади открытия окон, кривая h —
к подъему клапана, нижняя — к площади открытия.
Ряд соображений, высказанных нами выше по поводу кон-
фигурации окон, справедлив и для прямоточной продувки по
схеме Юнкере. Как известно, в быстроходных двигателях Юн-
кере продувочные окна имеют также тангенциальный наклон,
обеспечивающий интенсивный вихрь, способствующий хорошему
смесеобразованию. Подобранные в результате длительной экспе-
риментальной работы форма и размеры окон обеспечивают высо-
кое качество продувки и наполнения.
Попутно следует отметить высокое значение индикаторного
к.п.д. и высокое максимальное давление процесса при малых
значениях нарастания давления и периода индукции, связанных
с управляемостью процесса сгорания, регулируемого скоростью
поступления топлива в цилиндр.
68
Фиг. 15. Опытный двигатель NACA (National Advisory Committee For
Aeronautics).
Фиг. 16. Разрез цилиндра двигателя
NACA по окнам.
Фиг. 17. Площади открытия орга-
нов распределения двигателя в за-
висимости от угла поворота криво-
шипа.
69
S5 | 90/06 '122 138 /54 170 185 202 218 | | 250
38’ ti8-	228238’
Фиг. 20. Площади открытия органов распределения двигателя
ZOD-240 в зависимости от угла поворота кривошипа.

70
Из особенностей конструкции отметим:
1)	высокий и жесткий картер из алюминиевого сплава;
2)	поршень из легкого сплава, днище которого выполнено
из стали и имеет специальное упругое жаровое кольцо;
3)	систему демпфера, работающего совместно с упругим ва-
лом винта \
4)	топливоподающую систему, работающую при высоких ско-
ростях и давлениях.
К недостаткам двигателя следует отнести тяжелый, слож-
ный в отливке картер, наличие двух коленчатых валов, хотя и
рациональной конструкции, тяжелую зубчатую передачу, син-
хронизирующую вращение валов.
Базируясь на литературных данных (главным образом на
докладе Гастерштедта)1 2, остановимся на некоторых моментах,
относящихся, главным образом, к процессу, связанных с разви-
тием двигателей Юнкерса.
В результате уменьшения отношения хода поршня к диа-
метру S: D удалось значительно повысить число оборотов, не
увеличивая скорости поршня. Таким путем повышена литровая
мощность и снижен вес на единицу мощности.
Отношение 5 :D для двигателей Юнкере:
ЮМО-204....... 1: 3,5
ЮМО-205....... 1:3,0
ЮМО-206 . . . . . 1 .2,5
Уменьшение величины S:D вначале сопровождалось ухуд-
шением к. п.д. продувки, что удалось исправить в результате
проведения большой исследовательской работы.
Интенсивное вращение воздуха в цилиндре, необходимое
для лучшего смесеобразования, ухудшает очистку цилиндра,
так как холодный и, следовательно, более тяжелый воздух от-
брасывается центробежной силой к стенкам цилиндра. В сред-
ней части цилиндра остается зона, заполненная продуктами сго-
рания, увеличивающаяся с уменьшением S:D. В результате
изменения угла наклона отдельных рядов продувочных окон,
открываемых поршнем в самом конце хода, удалось значи-
тельно повысить качество продувки. К сожалению, в литера-
туре нет указания относительно значений указанных углов.
Установление наивыгоднейшей продолжительности фаз вме-
сте с указанным изменением формы окон позволило уменьшить
коэфициент продувки до 1,3. Среднее эффективное давление
повысилось до 8 ат при том же удельном расходе топлива.
В последнее время получены лучшие результаты.
1 В связи с применением упругого вала винта опасные колебания выве-
дены за пределы зкеплоатационных чисел оборотов. Остаточные возмуша-
мщие силы значительно уменьшены.
2 ATZ, 1636, № 10.
71
Фиг. 21. Эскиз окон двигателя Юнкере ЮМО-5.
72
Разбивка окон на мелкие не является признаком интенсив-
ного перемешивания. Напротив, высокое качество рассматриваемой
схемы продувки показывает преобладание элементов послойного
движения вследствие наличия прямого тока.
Параллельно работе по улучшению процесса продувки про-
водилась работа по повышению к. п. д. двигателя. На этом мы
останавливаться не будем, так как это не входит в задачу на-
стоящей работы.
На фиг. 21 показана развертка и поперечный разрез по про-
дувочным и выхлопным окнам цилиндра двигателя Юнкере
ЮМО-5, а на фиг. 22—диаграмма открытия площадей продувоч-
ных и выхлопных окон двигателя ЮМО-4.
Остановимся на некоторых данных, относящихся к современ-
ным авиационным двухтактным авиадизелям, на основе статьи,
опубликованной в американском журнале „Diesel Progress",
№ 11, 1939, извлечение из которой дано в „Новостях иностран-
ной техники", № 12 (52) 1939.
Последняя модель двигателя ЮМО-205 D, не рассчитанная на
высотный полет, развивает 880 л. с. Двигатель ЮМО-205 обо-
рудован турбиной, работающей на выхлопных газах. Невы-
сокая температура выхлопных газов облегчает условия приме-
нения турбины.
Двигатели KDMO-205D установлены на двухмоторных бомбар-
дировщиках Junkers Ju-86K, разведывательных самолетах типа
Blohm & Voss BV-138, трехмоторных Dornier DO-24, военной мо-
дели четырехмоторного Dornier DO-26, а также на скоростных
четырехмоторных торпедных гидросамолетах фирмы Blohm &
Voss НО-139-В.
73-
Дизель ЮМО-206 имеет мощность 1200 л. с. При условии
установки турбонаддува мощность может быть повышена до
1500 л. с. при взлете. Двигатель данного типа при большей
мощности и несколько большей размерности установлен на тя-
желых четырехмоторных бомбардировщиках Junkers Ju-89.
Двигатель ЮМО-207, имеющий тот же рабочий объем, что и
ЮМО-205, развивает мощность 1000 л. с. при взлете (и до вы-
соты 6000 м) при наличии турбонаддува.
В рассматриваемой статье сопоставляются данные ЮМО-207 и
лучших образцов английских бензиновых двигателей. Приведен-
ная там же таблица не говорит в пользу последних.
Двигатель ЮМО-207, характеризуемый как высотный и
имеющий небольшую лобовую поверхность, может быть приме-
нен для скоростных бомбардировщиков и для истребителей
с большим радиусом действия.
Попутно остановимся на некоторых работах по авиадизелям
во Франции („Diesel Progress", № 10, 1939), которые показывают
тенденцию перехода на двухтактный цикл.
Так, двигатель Рошфор (конструкция которого напоминает
конструкцию ЮМО-205) имеет 6 вертикальных цилиндров
с противоположно двигающимися поршнями.
Основные данные:
Л^ггЗБО л. с., /г =4000 об/мин., УЛ = 9 л.
Новый двигатель Ботали, являющийся результатом развития
16-цилиндрового двигателя Ботали-Рексовик, имеет 4 спаренных
цилиндра с общей камерой сгорания для каждой пары при Х-образ-
ном расположении.
Основные данные:
7*4 = 100 л. с. при 1800 об/мин.; Vh = 8 л\ £ = 16;
вес 117 кг\ Nemax = 118 л. с. при п = 2000 об/мин.
Коателен, предполагая перейти на двухтактную конструкцию,
рассчитывает повысить мощность прежнего 4-тактного 12-цилин-
дрового двигателя с 700 до 1000 л. с., а при условии введения
усовершенствований в области наддува—до 12С0 л. с.
10. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОДУВКИ
Как было отмечено выше, качество очистки и наполнения
цилиндра связано непосредственно с мощностью двигателя и рас-
ходом топлива. Расчеты процесса выхлопа и продувки относятся
лишь к размерам проходных сечений органов распределения и
не определяют их конструктивную форму.
Вопрос о наивыгоднейшем варианте органов распределения
может быть решен только экспериментально. Эксперименты, отно-
сящиеся к исследованию продувки и выхлопа, проводились мно-
Z4
гими научно-исследовательскими институтами и заводами, стро-
ящими двухтактные машины оригинальных конструкций. Однако
эти исследования большей частью заключались в замере мощ-
ности и расхода топлива для разных вариантов конструкций, что,
конечно, не является полноценным исследованием продувки.
Здесь сказывается влияние качества распыливания и других
факторов. Для того чтобы составить более полное суждение
о процессе, необходимо обращаться к инлицированию цилиндра
(а также смежной с последним системы) при помощи слабой
пружины, а также к анализу газов, что трудно осуществить,
особенно для быстроходных двигателей.
Здесь приходится констатировать, что наивыгоднейший вари-
ант формы и размеров органов распределения может быть наме-
чен ориентировочно по результатам опытов, проведенных на
специальных моделях. Кроме простоты исследования по сравне-
нию с опытами на двигателях, здесь играет роль то обсто-
ятельство, что при экспериментировании на моделях могут быть
непосредственно выявлены такие стороны процесса, как характер
потоков в цилиндре, степень очистки, степень завихрения и др.
Наконец, когда требуется предсказать заранее, до построения
машины, влияние того или иного элемента конструкции и выявить
наиболее рациональную его форму, рассматриваемый метод экспе-
риментирования естественно является приемлемым вследствие
простоты и дешевизны.
Большое количество опытов было проведено на плоских моде-
лях (Линднер, Лутц, НИДИ, Бальмер, Орлин и др.). Результаты
этих опытов могут помочь разрешению ряда вопросов, но лишь
для определенных типов продувки. Что же касается таких схем,
как схема Юнкерса, клапанно-щелевая и даже Модаага и Шнюрле,
то здесь следует рекомендовать обращаться к объемным моде-
лям, позволяющим наблюдать картину течения газов, выявлять
поле статических давлений и скоростное и проводить анализ
газов. Опыты на объемных моделях проводили также многие
исследователи (Бальмер, Кертисс, Засс, Мор, Лист, Линднер,
НИДИ, Орлин, Ховах). Часть из них была проведена со стати-
ческими моделями, часть — с динамическими (на этом подробнее
мы остановимся ниже).
Исследования, проводимые на работающих двигателях, пре-
следуют различные цели.
1. При построении опытной модели проводят исследование,
связанное с доводкой двигателя. В этом случае подбирают наи-
выгоднейшие размеры и форму окон и клапанов, фазы распре-
деления, форму кулачков и другие конструктивные параметры
в совокупности с величинами давления и расхода продувочного
воздуха, системой смесеобразования, выхлопной и подводящей
системами. Проводя подобное исследование, необходимо при-
держиваться строгой последовательности при выявлении влияния
различных факторов, сохраняя по возможности прочие равные
75
условия и устраняя влияние других факторов. Лучше провести
лишний эксперимент, но все же добиться хороших данных и
знать, за счет чего они получились.
2. Имеет большой смысл проводить исследования для полу-
чения поправочных опытных коэфициентов к формулам, осно-
ванным на уравнениях установившегося движения или даже на
уравнениях неустановившегося движения, являющимся полуэмпи-
рическими. Объединение двигателей в определенные группы и
подбор эмпирических зависимостей для каждой из них позволит
уточнить расчетные соотношения. К сожалению, построенные
быстроходные транспортные двухтактные двигатели весьма не-
многочисленны, что еще более усложняет решение задачи.
Опыты на работающих двигателях при правильной их поста-
новке позволяют определить, кроме мощности, расхода топлива
и температуры выхлопных газов, значение коэфициента про-
дувки, кривую протекания давления в цилиндре во время выхлопа
и продувки, давление начала сжатия и, наконец, грубо прибли-
женно — степень очистки.
Большую трудность представляет проведение анализа газов
и замер температуры в цилиндре и в выхлопной системе.
Для определения коэфициентов истечения органов распреде-
ления, скорости движения воздуха и степени завихрения в цилин-
дре опыты проводят обычно на холодном двигателе при непод-
вижных положениях поршня.
Ввиду того что проведенные экспериментальные работы по
исследованию двухтактного процесса весьма многочисленны, мы
остановимся лишь на некоторых из них, рисующих достаточно
полно основное направление опытов; при этом здесь рассмотрим
лишь работы, относящиеся к исследованию, проведенному на
моделяхх.
Опыты Хольма [67]. Большая часть опытов, как уже было
отмечено выше, преследует цель, базируясь на оценке качества
процесса, выбрать наилучший из конструктивных вариантов для
данного типа двигателя и данной схемы продувки.
Остановимся в первую очередь на исследовании кривошипно-
камерной продувки, проведенной Хольмом, и напомним недо-
статки этой схемы, вследствие которых она не может быть при-
менена для быстроходных легких двигателей.
Этот тип продувки применяется в стационарных двигателях
малой и средней мощности. Двигатели с кривошипно-камерной
продувкой наиболее дешевы и просты по конструкции. Их глав-
ные недостатки: 1) низкий коэфициент подачи кривошипной
камеры, служащей продувочным насосом; 2) колебания давле-
ния воздуха во время продувки (которые, однако, могут быть
использованы и для улучшения наполнения); 3) забрасывание
1 Новейшие экспериментальные работы на двигателях и моделях будут
нами рассмотрены в отдельной работе.
76
в цилиндр смазочного масла через продувочные окна из криво-
шипной камеры.
Эти недостатки и обусловливают низкое значение среднего
эффективного давления, несовершенное сгорание, повышенный
расход смазочного масла и быстрый износ машпны.
Для выявления характера потока внутри цилиндра Хольм
провел ряд экспериментов с моделью полуцилиндра, закрытого
стеклянной плитой. К сожалению, в статье нет описания уста-
новки и методологии опытов, а дано лишь резюме и приведены
соображения о возможности повышения эффективности криво-
шипно-камерной продувки. Следует попутно отметить, что сообра-
жения, на которых мы здесь остановимся, относятся в равной
мере и к схеме поперечной продувки с отдельным продувочным
насосом.
Исследуя протекание воды
на модели, Хольм установил,
что в большинстве случаев
течение потока следует траек-
тории, показанной на фиг. 23
пунктирной линией. Такое на-
правление потока характери-
зует чрезвычайно сильное
перемешивание продувочного
воздуха с продуктами сгора-
ния. При увеличении высоты
выхлопных окон получается
Фиг. 23. Направление потока продувоч-
ного воздуха в цилиндре двигателя с
поперечной продувкой.
непосредственное перетекание продувочного воздуха над порш-
нем без захвата всей верхней части цилиндра. Как показали
опыты Хольма, траектория по фиг. 23 (сплошная линия) может
получиться при наличии козырька на поршне и лишь в начале
открытия окон (на протяжении 1/4 или 1/s их высоты).
Увеличение к. п. д. кривошипной камеры не дает, по данным
автора, заметного увеличения мощности. Улучшение качества
продувки можно получить повышением давления продувочного
воздуха, вследствие чего в продолжение первой части открытия
окон значительная часть воздуха с высокой скоростью поступает
в цилиндр и следует примерно траектории, показанной на фиг. 23
сплошной линией. Большая кинетическая энергия продувочного
воздуха препятствует стремлению выхлопных газов исказить
направление его движения. Кроме того, повышая давление про-
дувки, можно снизить необходимую высоту окон, что также
уменьшает возможность искажения потока продувочного воздуха.
Для увеличения наполнения Хольм рекомендует делать кар-
ман (козырек) на поршне, чтобы во второй половине процесса,
когда продувочный поток неизбежно следует траектории, пока-
занной на фиг. 23 пунктиром, избежать его попадания в выхлоп
и использовать в виде петлевого продувочного потока. Ука-
занные положения были оформлены экспериментатором на
77
опытной машине и дали повышение мощности и снижение рас-
хода топлива.
В некоторых конструкциях размеры и расположение проду-
вочных окон подбирают таким образом, чтобы в НМТ поршень
перекрывал продувочные окна на некоторую часть их длины для
отклонения потока продувочного воздуха к крышке.
Опыты Бальмера [65]. Соглашаясь с тем, что несмотря
на простоту постановки опытов и наглядность получаемой кар-
тины, плоские модели не дают результатов, которые можно
полностью перенести на реальный двигатель, Бальмер экспери-
ментировал с объемной статической моделью, исследуя направле-
ние потоков в цилиндре при поперечной продувке.
При исследовании он применял кусочки легкого шелка,
укрепленные на проволочках, монтированных на стальном стержне,
установленном по оси цилиндра.
Аналогичную методику экспериментирования применял Засс [5]..
Изменения скорости и направления потоков продувочного
воздуха в зависимости от положения поршня Бальмер исследо-
вал на плоской модели.
Отклонение направления потока от стенки цилиндра дости-
гает максимума при положении поршня в НМТ. Исследуя
устойчивость продувочного потока на объемной модели, автор
констатирует, что поток при нормальной продувке получает
интенсивное вращательное движение в цилиндре. Даже при от-
сутствии тангенциального наклона у продувочных окон стержень,
на котором установлены поперечины для укрепления кусочков
шелка, начинает вращаться. По истечении некоторого проме-
жутка времени направление вращения может измениться на
обратное. Автор проводит аналогию между имеющимся враще-
нием и тем водоворотом, который образуется на поверхности
воды в баке над спускной трубой. Поток воздуха, двигаясь по
направлению к общему центру, переходит в вихревой поток.
Скоростное поле замеряли трубками Пито, которые были уста-
новлены в разных местах цилиндра и поворачивались зубчаткой,
расположенной снаружи цилиндра. Угол поворота определяли
по шкале, помещенной у рукоятки. Направление потока в каждой
точке определяли предварительно по направлению шелковинки,
после чего трубку Пито устанавливали в нужном направлении.
При исследовании продувочных окон, имеющих тангенциаль-
ный наклон, находили угловые скорости в разных точках ци-
линдра специальной крыльчаткой, установленной на стальных
призмах, описание устройства которой в статье Бальмера, к со-
жалению, отсутствует.
При большом наклоне окон введенные в продувочный поток
посторонние вещества (например, в описываемом опыте — опилки)
удерживаются в цилиндре и вращаются вокруг его оси вследствие
большой кинетической энергии продувочного воздуха, превышаю-
щей энергию обратного потока.
78
Аналогичное явление наблюдалось в опытах ЦИАМ в 1933 г.
с клапанно-щелевой продувкой, где в поток продувочного воз-
духа, кроме опилок, вводили также деревянные шарики различ-
ных размеров, которые вращались в цилиндре продолжительное
время.
Для более полного исследования Бальмер провел ряд опытов
на специальной установке, пользуясь методом анализа газов.
К сожалению, в его статье нет подробного описания этой уста-
новки, а дана лишь схема,
которая и приведена на фиг. 24. Ос-
Фиг. 25. Модель для исследования
продувки с помощью анализа газов.
Фиг. 24. Модель для исследо-
вания продувки с помощью
анализа газов.
новная часть прибора — герметически закрытый цилиндр, напол-
ненный углекислотой и продуваемый сжатым воздухом опуска-
нием и подыманием поршня. Количество оставшейся после про-
дувки углекислоты определяется анализом и по нему можно
судить о качестве продувки.
Ввиду того, что СО3 тяжелее продуктов сгорания, обычно
получаемых в двигателе, последующие опыты автор проводил со
светильным газом.
Опыты Кертисса. По тому же методу были проведены
опыты, описанные Кертиссом, в лаборатории в Нью-Йорке на спе-
циальной модели с неподвижным поршнем, изображенной на
фиг. 25 („Diesel Power", №9, v. XI, 1933).
79
В цилиндр модели через трубку, соединенную с баллоном
углекислоты, при помощи ручного вентиля впускали определен-
ное количество углекислоты. Тотчас же после этого через спе-
циальную трубку из цилиндра забирали пробу в газоанализатор.
Затем включали соединенный со специальным механизмом
поршневой клапан, через который в продувочные окна поступает
свежий воздух из воздушного баллона. Клапан открывается и за-
крывается за небольшую долю секунды. После продувки цилиндра
производится опять забор газа через вторую трубку, соединен-
ную с другим газоанализатором. Для того чтобы углекислота не
Фиг. 26. Значения rlv (в процентах) в
зависимости от коэфициента продувки
<р для указанной схемы продувки.
Фиг. 27. Значения (в процентах)
в зависимости от <р.
выходила во время опыта (через продувочные и выхлопные окна),
перед самым началом ее впуска включали золотниковую гильзу,
приводимую в движение от специального механизма, которая
закрывает окна перед началом зарядки цилиндра и открывает их
во время продувки.
Падение давления в воздушном баллоне определяет количе-
ство воздуха, идущее на продувку.
К сожалению, в статье Бальмера описание установки (кото-
рое мы повторили почти полностью) дано очень сжато и не по-
зволяет получить отчетливого представления о всех ее деталях.
На данной модели были исследованы известные схемы про-
дувки. Полученные результаты следует рассматривать лишь как
сравнительные, так как условия работы модели сильно отлича-
лись от условий работы двигателя (неподвижный поршень, холод-
ный воздух и углекислота, низкое давление углекислоты в ци-
линдре и др.).
Остановимся на результатах по испытанию нескольких типов
продувки. На фиг. 26 и 27 показаны известные схемы продувок
80
и диаграммы зависимости к. п. д. от коэфициента продувки <f.
Нижняя кривая фиг. 26 относится к полости цилиндра двигателя
двойного действия с наличием скалки, обусловливающей ухудше-
ние качества продувки.
На фиг. 28 приведена схема прямоточной клапанно-щелевой
продувки с выхлопом через клапаны. Верхняя кривая диаграммы
дает значение для свободного потока воздуха по выходе из
сечения клапана, т. е. при отсутствии выхлопных патрубков. По-
становка выхлопных патрубков даже при большей, чем это необ-
ходимо, площади сечения уменьшает эффективность продувки, что
видно из средней кривой, относящейся к этому случаю.
Нижняя кривая показывает зна-
чения при наполовину закрытых
клапанах.
Значения коэфициентов -qv для
приведенных трех случаев при
<р = 1,5 относятся как 95:91:89.
Это показывает, как влияет тормо-
жение на эффективность продувки.
Автор считает, что эффектив-
ность продувки при увеличении
отношения хода к диаметру до двух
и выше сохраняется хорошей. Этого
нельзя сказать о нормальной схеме
продувки (фиг. 26), где при боль-
шой длине цилиндра входящий
продувочный Воздух ударяется о
противоположную стенку цилиндра Фиг. 28. Значения v|U в зависимости
и поток отражается вверх, чего от ср для клапанно-щелевой про-
нет, по мнению автора, в коротком	дувки.
цилиндре, где удар происходит в
головку с отражением вниз, к выхлопным окнам.
Кривые на диаграмме фиг. 28 относятся к опытам, проведен-
ным при нагреве воздуха в цилиндре до 94° перед продувкой и
при зарядке цилиндра таким количеством углекислоты, которое
примерно соответствует количеству ее в работающем двигателе.
В результате экспериментов автором была установлена рацио-
нальная конструкция продувочных окон, при которой большая
часть их имела горизонтальное направление, и лишь небольшому
количеству их был придан резкий наклон вверх, что оказалось
достаточным для того, чтобы направить столб продувочного воз-
духа вверх.
Полученные результаты были осуществлены на одноцилин-
дровом двигателе фирмы The Electric Boot, испытанном в Новом
Лондоне (фиг. 29).
Во время испытания машины производили анализ продуктов
сгорания. Пробы брали при помощи перепускного клапана, ко-
торый открывался от специального кулачка. Пробы забирали
Орлин—117—6
81
перед началом открытия выхлопных окон после окончания про-
дувки на половине хода поршня вверх и перед началом сгорания.
В обоих случаях при ходе поршня вверх, по утверждению Кер-
тисса, были получены одинаковые результаты. Среднее содержа-
ние СО2 в цилиндре до продувки составляло 6,35%, а после
продувки — от 0,2 до 0,7% в зависимости от величины коэфи-
циента продувки и давления продувочного воздуха. В резуль-
тате подсчетов получился равным 941/2% при <р=1,6, т. е.
Фиг. 29. Цилиндр двигателя The Electric
Boot Со.
Фиг. 30. Схема двигателя с П-образ-
ным расположением цилиндров.
на 2% выше полученного при испытании на модели (см. ниж-
нюю кривую фиг. 26), что не противоречит истине, так как более
легкий горячий газ легче удалить из цилиндра, чем холодный.
Видимый на фиг. 29 золотник, помещенный в выхлопном трубо-
проводе, перекрывает выхлопной канал за 4° до закрытия про-
дувочных окон.
Среднее индикаторное давление получилось равным 7 кг/см2
при числе оборотов п = 300 об/мин. и давлении продувки ps,
равном 1,4 кг/см2.
Опыты Орлина (ЦИАМ). Ниже рассмотрены некоторые
опыты, проведенные автором на моделях двигателя с продувкой
по схеме Цоллера (фиг. 30) и с клапанно-щелевой продувкой.
82
Сначала исследование с продувкой по схеме Цоллера прово-
дили на плоской модели, поршни которой приводили в движе-
ние вручную. В цилиндры через резиновую трубку вводили та-
бачный дым, и при движении поршней определялся характер
дымового потока.
Следующим этапом в работе был переход от плоской модели
к объемной, изготовленной из дерева, со стеклянным верхом
цилиндров, при частичном использовании деталей двигателя
(коллектор). Устройство этой модели понятно из прилагаемого
эскиза (фиг. 31). В цилиндры вводили дым при установленных
Фиг. 31. Статическая модель для исследования продувки с помощью
дымовых потоков.
t неподвижно поршнях и при продувании цилиндров небольшим
вентилятором Сирокко, вращаемым электромотором. Поршни
устанавливали в различные положения. Дымовые потоки перво-
начально зарисовывали, а впоследствии была применена кино-
фотография этих потоков со скоростью 6—8 снимков в секунду.
После первых опытов поршни были переделаны на движу-
щиеся от руки, с которыми и была проведена большая часть
исследований. Результаты исследований следует признать не
совсем удовлетворительными ввиду недостаточно четкой кар-
тины течения дымовых потоков и невозможности вследствие
этого ясно различить влияние исследуемых конструктивных па-
раметров. При этом изыскивали наиболее рациональные способы
получения дыма, в результате чего был сконструирован особый
Дымообразователь (фиг. 32), в котором сжигали древесные опил-
ки. Зажигание производили через свечу накаливания, действо-
вавшую от батареи аккумуляторов. Указанные опыты позволили
83
ляют в плане
, двух
Н установке
ДЫмооброзоВателЬ
А модели двигателя
ЕЙ
ПоВоча Воздуна
Фиг. 32.
Дымообразователь к модели.
От злектри-
ческой бстареи

оценить, хотя бы приблизительно, характер потоков в цилиндре
и произвести сравнительную оценку результатов.
Для большей объективности был применен еще один способ
исследований — посредством анализа газов.
Модель двигателя (фиг. 33) состоит из двух деревян-
ных цилиндров, склеенных между собой так, что они представ-
стальных гильз, вставляемых в
цилиндры, стеклянных гильз,
коллектора 1 и крышки 2.
Цилиндры установлены на
двух деревянных стойках 3, стя-
нутых между собой железными
полосами. На крышке лежит
железная фигурная полоса 4
(фиг. 34), которая притягивается
к столу двумя болтами 5. Колен-
чатый вал 6 вращается в труб-
чатых втулках, посаженных в
деревянные стойки 3. Главный
шатун, так же как и прицепной,
выполнен из полосовой стали.
Поршни взяты из числа запасных
деталей двигателя и несут на
себе уплотнительные кольца. На
продолжении коленчатого вала
насажен на шпонке ролик 7, по-
средством которого передается
движение коленчатому валу и
поршням от специального меха-
низма.
Схема работы механиз-
мов. а) Приводящий в движе-
ние механизм модели электро-
мотор 24 при помощи ремня 42
вращает валик 8, укрепленный
в шарикоподшипниках 9. Ходовая гайка 10 передвигается влево
по прямоугольной резьбе валика (от вращения она предохра-
няется зубцом 18, скользящим по неподвижно укрепленной
пластинке 19).
Гайка толкает скользящую втулку 11, передающую движе-
ние через тяговые пластинки 12 и 14, тяги 13 и трос 16 ро-
лику 7 и, следовательно, коленчатому валу, шатунам и порш-
ням. Тяги 13 предохраняются от вращения направляющими 15.
Как только зубец 18 (фиг. 33) дойдет до конца пластинки 19
и соскользнет с нее, поступательное движение ходовой гайки
прекращается, и она начинает вращаться вместе с валиком 8.
Таким образом она перестает толкать втулку 11, и тем самым
движение всего механизма прекращается. Для устранения трения
84
Фиг. 33. Динамическая модель для исследования продувки с помощью
анализа газов (вид сбоку).
Фиг. 34. Динамическая
модель для исследования продувки (вид сверху).
85
и заедания ходовой гайки со скользящей втулкой между
ними поставлен упорный шарикоподшипник 20, показанный на
фигуре пунктиром, и кроме того, на тросе 21, проходящем че-
рез ролик 22, подвешен груз 23. Обороты электромотора регу-
лируются реостатами.
Поступательное движение гайки отрегулировано посредством
подбора длины пластинки 19, по которой ходит зубец гайки,
ограничивающий ход поршней. Кроме этого, вверху цилиндров
имеются выступающие шпенечки, также ограничивающие ход
поршней. Точная регулировка величины хода достигается по-
вертыванием болта и гайки 17, сидящих на тяговой пластинке 14.
Для передвижения поршней в начальное положение служит ру-
коятка 25, сидящая на коленчатом валу; ходовая гайка заво-
дится обратным вращением валика 8 также от руки.
б)	Механизм для получения продувочного воздуха. 1'ри вра-
щении коленчатого вала получает вращение шестерня 26, нахо-
дящаяся в зацеплении с ней шестерня 27 и укрепленный на
последней рычаг. От рычага движение передается с помощью
болтика 29 и скользящего на ролике 31 троса 30 движущемуся
воздушному сосуду 32. Этот сосуд ходит в другом, большем
сосуде 33, наполненном водой. При движении вниз сосуд 32 вы-
талкивает воздух через трубу 35 и рукав 34 в продувочный кол-
лектор 1. Величина хода сосуда 32 регулируется перестановкой
болтика 29 по сверлениям на рычаге. Этим регулируется
объем подаваемого продувочного воздуха, который можно изме-
нять в пределах от 0,7 до 2 рабочих объемов цилиндров. Для
сохранения равномерности движения сосуда и всего движуще-
гося механизма к рычагу при помощи ролика 36 подвешен
груз 45.
в)	Прибор для наполнения цилиндров газом состоит из сосуда
40, наполненного водой, в котором неподвижно укреплен пере-
вернутый малый сосуд 38.
Вода в сосуде 40 насыщена поваренной солью для устранения
поглощения водой углекислоты. Из баллона 37 через трубки
подается газ (СО2) в малый сосуд 38, а так как кран 39 в этот
момент закрыт, газ выталкивает воду из сосуда 38 в сосуд 40.
Количество газа регулируется достаточно точно путем измерения
его давления присоединенным к сосуду водяным манометром 41.
Давление газа в продолжение всех опытов держали равным 393 мм
вод. ст. После отрегулирования давления газа в сосуде откры-
вается кран 43, находящийся в крышке цилиндров, и вслед затем
кран 39. Газ под действием воды устремляется по резиновой
трубке к цилиндрам и через П-образную трубку 44 входит в
цилиндры, выталкивая оттуда чистый воздух через перепускной
кран 43. После выхода всего газа оба краника закрываются.
г)	Прибор для анализа газов. Е цилиндры ввернуты две тоубки
46, находящиесч при верхнем положении поршней непосред-
ственно над кромкой последних. Трубки 46 соединены резиновыми
86
трубками с двумя аппаратами Орса-Фишера 47. Водяные мензурки
аппаратов Орса соединены с одной общей водяной банкой 48,
имеющей в середине перегородку, что сделано для упрощения
работы с аппаратами (на двух аппаратах работает один человек)
и для получения строгой одновременности работы аппаратов,
обусловливающей точность их показаний.
Опусканием банки 48 газ засасывается в аппараты из обоих
цилиндров одновременно, затем для создания лучшего переме-
шивания газа с воздухом банку 48 поднимают и газ перекачи-
вается из аппаратов Орса в цилиндры. После этого перемешанный
газ засасывается вновь в аппараты Орса, краники аппаратов за-
крываются и производится обычным путем анализ газов.
Порядок работы на установке.
а)	Определение содержания углекислоты в цилиндре до про-
дувки.
Поршни устанавливают в положение, соответствующее началу
продувки, и в цилиндры впускают углекислоту, как описано
выше. Затем перемешивают газ в цилиндрах и производят ана-
лиз его в аппаратах Орса-Фишера. Цилиндры очищают от газов,
многократно открывая и закрывая окна поршнями, приводимыми
в движение рукояткой 25, сидящей на коленчатом валу, а также
продуванием цилиндров вентилятором.
Наполняют цилиндры газом и анализируют его состав 5—8
раз подряд. Затем определяют среднее содержание газа в цилинд-
рах до начала продувки.
б)	Определение содержания газа после продувки. Для этого
поршни устанавливают вновь в положение, соответствующее на-
чалу продувки, и в цилиндры впускают углекислоту. По оконча-
нии впуска газа краны 43 и 39 закрывают и включают движущий
механизм; поршни совершают ход, соответствующий ходу конца
расширения, выхлопа, продувки и начала сжатия. Одновременно
происходит продувание цилиндров чистым воздухом из сосуда
32. После этого перемешивают газ в цилиндрах и забирают его
в аппараты Орса-Фишера для анализа. Затем спиральный рукав 34
отъединяют от коллектора, гайку 10 заводят от руки обратно и
очищают цилиндры так, как описано выше. Эту операцию про-
водят 3—4 раза для разных объемов продувочного воздуха.
Во время исследования было установлено, что смазочное
минеральное масло поглощает углекислоту; поэтому поршни в
цилиндрах передвигаются почти без смазки.
По описанному методу были проведены исследования влияния
на качество продувки различных конструктивных изменений, при-
чем в качестве фактора, характеризующего качество продувки,
было взято отношение оставшегося после продувки газа (угле-
кислоты) к газу, находившемуся в цилиндрах до продувки (в
процентах).
Все исследования проводили при одинаковом давлении газа,
равном 393 мм вод. ст. в „приборе для наполнения", при одина-
87
ковом времени перепуска газа из прибора в цилиндры, равном
20 сек., одинаковом (приблизительно) давлении продувочного
воздуха, равном 7 мм вод. ст., и одинаковой скорости коленча-
того вала, соответствующей 200 об/мин.
Исследования проводились при трех значениях величины <р =
= 1,0; 1,3 и 1,5 по 3—4 раза на каждое значение if в зависимости
от степени точности полученных результатов, после чего дела-
лись контрольные замеры.
В результате проведения опытов на модели был выбран наи-
более целесообразный вариант конструкции.
Причины, влияющие на точность исследований,
и степень приближенности у сл ов ийисследований
к условиям работы двигателя.
Основные причины неточности опытов следующие:
а)	аппараты Орса-Фишера из-за недостатков конструкции дают
в работе различные показания даже при одинаковом составе газов;
б)	различные температурные условия работы значительно влия-
ют на содержание газа в „приборе для наполнения“; в этом
приборе сильно сказывается температура воды в сосудах;
в)	вследствие несовершенства применяемого метода впуска
газа в цилиндры с одновременным выпуском воздуха в цилинд-
рах создаются различные вихри и потоки, сказывающиеся на
степени очистки;
г)	неравномерная скорость движущего механизма влияет на
характер потоков и на интенсивность продувки;
д)	наблюдается различная утечка газа в цилиндрах и воздуха
в коллекторе и подводящей системе.
Условия работы установки значительно отличаются от усло-
вий работы двигателя:
а)	по скоростям — число оборотов двигателя 1600 об/мин., а
модели — 200 об/мин.;
б)	по значениям давления в цилиндрах — в двигателе давле-
ние в начале выхлопа равно 5—6 ати, а в модели это давление
равно нулю;
в)	по давлениям продувки — в двигателе это давление равно
0,3—0,4 ати, а в модели — 7 мм вод. ст., что сказывается при
исследовании проходного сечения окон и сечения между цилин-
драми, а также процесса в самом цилиндре;
г)	по температурным условиям — температура газов в цилиндре
модели равна температуре окружающей среды.
Исследования на модели ведутся с углекислотой (которая тя-
желее воздуха), в то время как в двигателе отработанные газы, имея
в своем составе, главным образом, двухатомные газы, значительно
легче углекислоты.
При проверке на двигателе некоторых результатов, получен-
ных на модели, было обнаружено их расхождение.
Для выяснения возможности устранения отклонений от усло-
вий работы двигателя требуются отдельные весьма подробные
88
/
исследования. В результате первого из этих исследований было
установлено, что в виду отсутствия в цилиндрах давления перед
началом продувки, в течение предварения выхлопа под дей-
ствием разрежения, созданного поршнем, происходит засасыва-
ние воздуха в цилиндры через выхлопные окна.
Это засасывание происходит с разной интенсивностью в за-
висимости от величины предварения выхлопа; при этом обра-
зуются весьма разнохарактерные воздушные потоки, зависящие
от исследуемых£конструктивных форм.
Фиг. 35. Установка для исследования клапанно-щелевой продувки.
Здесь, естественно, напрашивается вопрос об исследовании
продувки методом анализа газов на самом двигателе, как это и
делали Нейман, Мазинг, Негель и др., правда, на стационарных
машинах. К сожалению, это возможно осуществлять только
в том случае, когда имеется выполненная конструкция. Если же
требуется предсказать заранее (до построения машины) влияние
того или иного элемента и, что главное, дать рациональную его
форму, приходится итти по взятому нами направлению: внося
поправки на все факторы, дающие по условиям работы расхож-
дение с двигателем. Анализ газов цилиндра быстроходного дви-
гателя весьма затруднителен. Опыты на моделях позволяют
давать приближенно сравнительную оценку конструкции, что
играет большую роль при проектировании органов распределения
высокооборотного двигателя.
С целью проверки выбранного варианта форм и размеров окон
было продолжено экспериментальное исследование продувки на
Установке со стеклянными цилиндрами при помощи дыма.
89
Приведем описание модели двухтактного двигателя с кла-
панно-щелевой продувкой (выхлоп через клапаны) и некоторые
данные по проведенным опытам с этой моделью в ЦИАМ под
руководством автора. Последние можно рассматривать только
как ориентировочные, так как условия работы модели и здесь
далеки от условий работы двигателя.
Установка состоит из стеклянного цилиндра, крышки, втулки,
несущей продувочные окна, коллектора и установочных брусков
(фиг. 35). Крышка, втулка и коллектор деревянные. Цилиндр может
быть также деревянным. Крышка, несущая клапанные гнезда,
выполнена в трех вариантах: на 2, 3 и 4 клапана. Втулка имеет
большое количество вариантов, отличающихся друг от друга
конструкцией и размерами окон. Продувочный воздух подводится
к коллектору при помощи трубопровода от воздуходувки через
успокоительный бак. Сопло для замера расхода воздуха установ-
лено на пути от бака к коллектору. Для замера статических
давлений в цилиндре и коллекторе (против каждого окна) вы-
сверлены отверстия и установлены медные трубочки, присоеди-
няемые к U-образным водяным манометрам. В эти же отверстия
могут быть вставлены трубки Пито специальной конструкции.
Цель исследования — выбор рациональной формы и размеров
органов распределения с точки зрения лучшей очистки цилинд-
ра от продуктов сгорания и минимального образования мерт-
вых зон.
Определению подлежали: коэфициенты истечения окон и
клапанов, время очистки, характер и направление потока воз-
духа в цилиндре. Для нахождения коэфициентов истечения мон-
тировался деревянный цилиндр, который продувался воздухом
от компрессора; при этом замерялись перепады статических дав-
лений в окнах, клапанах, а также в сопле, поставленном на на-
гнетательном трубопроводе.
Для определения времени очистки и направления потоков
монтировался стеклянный цилиндр, который наполнялся дымом
и продувался воздухом. В отдельных случаях дым вводился в
поток продувочного воздуха в трубопроводе.
В результате проведения опытов выяснилось, что с уменьше-
нием высоты продувочных окон коэфициенты истечения продувки
и выхлопа увеличиваются. При одновременном уменьшении вы-
соты окон и открытия клапана значения коэфициентов истече-
ния возрастают еше более.
Изменение тангенциальных и осевых наклонов влечет за собой
изменение коэфициентов истечения, продувки и выхлопа. Их зна-
чения получаются наибольшими при тангенциальном наклоне
а = 20° и осевом наклоне ,3 = 30° (фиг. 36).
С уменьшением осевого наклона время очистки увеличивается
весьма заметно.
Для клапанов со сферической формой тарелки время очистки
меньше, чем для клапанов с плоской тарелкой.
90
При наблюдении за направлением потоков установлено, что'
в цилиндре образуется вихревой мешок, прибиваемый к стенке
цилиндра при больших осевых и тангенциальных наклонах окон.
Кроме этого, исследовано влияние на характер потоков и
время очистки отношения осевой длины окна е (близкой к тол-
щине стенки цилиндра), к его ширине b (фиг. 36) К
Предварительно была установлена большая неравномерность
в распределении давлений непосредственно перед продувочными
окнами, что влияет на образование вихрей и увеличивает время
очистки.
Фиг. 36. Схема расположения продувочных окон.
Поворот цилиндра в новое положение относительно подводя-
щего трубопровода несколько влияет на закон распределения
давлений, но не уменьшает в целом этой неравномерности. Изме-
нение наклона окон, перед которыми получалось слишком боль-
шое повышение давления, не дало снижения последнего. При по-
становке железных пластинок, разбивающих окна на более узкие,
давление перед окнами заметно выравнивалось, время очистки
уменьшалось в Р/г раза, в цилиндре получалось более интен-
сивное завихрение поступающего воздуха.
Как показывают проведенные опыты, значение отношения
е ,	'	„
-у — 1 можно считать достаточным для того, чтобы поток возду-
ха в цилиндре не был зависим при надлежащем тангенциальном
наклоне от характера потока воздуха в коллекторе. При выбран-
ных значениях угла тангенциального наклона окон (я=104-25°)'
лучше всего цилиндр очищается при а= 10° при малом значении
Давления продувочного воздуха. С увеличением тангенциального
1 На фиг. 36 расстояние Ь дано до оси пластинки, вставленной в окна
(ввиду малой толщины пластинки).
91
Фиг. 37. Динамическая модель для исследования продувки.
наклона окон увеличивается интенсивность вихревых потоков воз-
духа, но вместе с тем увеличивается „конус" непродуваемого
пространства по оси цилиндра.
Опыты Ховаха (МММИ). В лаборатории МММИ им. Бау-
мана инж. М. С. Ховах были проведены опыты на динамической
модели по исследованию прямоточной продувки с выхлопом че-
рез клапаны. На фиг. 37 показан общий вид модели. К столу бол-
тами крепится остов модели, на котором установлен деревянный
каркас ресивера модели и несменяемая нижняя наружная втулка 1.
На наружную втулку навернут направляющий аппарат 2, кото-
рый во время опытов устанавливался на нижней кромке окон.
Внутренняя втулка 3, имеющая наверху выфрезерованные окна,
установлена таким образом, что имеется возможность при помо-
щи болтов, монтированных под остовом модели, поднимать и
опускать ее.
При опытах с другими окнами внутренняя втулка опускалась
до одного уровня с наружной и на них устанавливались новые окна.
Для проведения однократной продувки при исследовании ка-
чества продувки методом газового анализа был построен специ-
альный механизм, приводящий во вращение от электромотора
вал 4, на котором монтирована шайба 5, копирующая ход поршня
на участке 90 — 270° от ВМТ, и выключающий вал после одно-
кратного провертывания. При помощи этого механизма дости-
галась возможность однократной продувки в диапазоне
п = 220—400 об/мин.
Методика экспериментов, применявшаяся в этих опытах,
включала:
а)	исследование качества продувки и зарядки методом газо-
вого анализа в зависимости от первоначального давления и коли-
чества продувочного воздуха при различных числах оборотов;
б)	исследование поля статических давлений в цилиндре при
стационарном потоке (при различных неподвижных положениях
поршня);
в)	определение коэфициента истечения продувочных окон.
В результате проведенных экспериментов было установлено, что
1) наивыгоднейшая высота максимального открытия продувоч-
ных окон составляет 11,5% хода поршня; дальнейшее увели-
чение открытия окон влекло за собой ухудшение качества
продувки; 2) наивыгоднейший угол тангенциального наклона окон
соответствует а = 23-?25°.
В этом диапазоне получается наименьший коэфициент оста-
точных газов при всех коэфициентах избытка продувочного
воздуха ср. Исследования статического поля в цилиндре при
а = 25° показали, что при этом угле тангенциального наклона
продувочных окон получается наиболее равномерное распреде-
ление давлений в цилиндре.
БИБЛИОГРАФИЯ
1.	Л. В. Б р а м с о н и Г. С. И г у м н о в, Маломощные двухтактные
двигатели Дизеля, ОНТИ, 1936.
2.	Н. Р. Брилинг, Двигатели внутреннего сгорания, ОНТИ, 1935
3.	В. А. В а н ш е й д т, Судовые двигатели внутреннего горения, ч. 1,
Оборонгиз, 1938.
4.	Г. А. Г е л ь д, Судовые двигатели Дизеля, ч. 1, Главная военно-мор-
ская научная редакция, 1922.
5.	Ф. 3 а с с, Вескомпрессорные двигатели Дизеля, перев. с нем. под
ред. С. И. Алексеева и Г. Г. Калита, ОНТИ, 1935.
6.	М. 3 е й л и г е р, Двигатели Дизеля повышенной мощности, перев.
с нем. под ред. Г. Г. Калиша МАКИЗ, 1927.
7.	К. Кернер, Конструирование дизелей, перев. с нем. под ред.
В. Ю. Гиттиса («Техника и производство», 1928).
8.	Б. Ф. К о р о б о в, А. С. О р л и н, Н. С. 3 о л о т а р е в и др.,
Испытание, исследование и расчет авиадизеля Юнкере ЮМО-4, ОНТИ, 1936.
9.	В. Л. М а л е е в, Опытное исследование работы двухтактной машины,
1912.
р-10. А. С. О р л и н, Графоаналитический расчет продувки двухтактных
двигателей, изд. МВТУ, 1929.
V 11. А. С. О р л и н, Продувка двухтактных быстроходных двигателей внут-
реннего сгорания, ОНТИ, 1935.
12.	А. С. Орли н, Расчет сечений органов распределения двухтактных
быстроходных двигателей, Оборонгиз, 1939.
13.	И. А. Пономарев, Судовые двигатели внутреннего сгорания, «Вод-
ный транспорт», 1939.
14.	В. М. Т а р е е в, Расчет окон для выхлопа в двухтактных двигателях,
изд. Военной электротехнической академии, 1922.
15.	В. М. Т а р е е в, Тепловой расчет двигателей внутреннего сгорания,
Энергоиздат, 1932.
16.	С. А. Ч а п л ы г и н и В. В. Г о л у б е в, К теории продувки ци-
линдров двигателей внутреннего сгорания, ОНТИ, 1934.
s 17. В. Т. Цветков, Теория двухтактных двигателей, изд. Харьковского
технологического института, 1922.
18.	К. W i и t е г 1 i n, Beitrage zur Erforschung der Ausspfilung des Zy-
linders von Zweitaktmotoren mit Schlitzspfilung, Stuttgart, 1926.
19.	H. List, Spiilunguntersuchungen an einem kleinen Zweitaktzyiinder-
model, China, 1932.
20.	О 11 о Lutz, Untersuchungen uber die Spiilung von Zweitaktmotoren,
Stuttgart, 1931.
21.	W. Maier, O. L u t z, Untersuchungen fiber die Spfilung von Zwei-
taktmotoren, Stuttgart, 1931.
22.	U. Schmidt, Schwingungen auf der Ansaugseite von Zweitaktmotoren
mit Kurbelkastenpumpe. Berlin, 1938.
23.	I. Zeman, Zweitakt-Diselmaschinen kleinerer und mittlerer Leistung,
Julius Springer, Wien, 1935.
95
24.	С. И. Алексеев, Исследование процесса зарядки двухтактного двигателя,
с учетом изменяемости температуры газов в цилиндре, «Дизелестроение», № 6,
1933.
25.	А. Балог, Кое-что о расчете двухтактных двигателей, Сборник пере-
водных статей, изд. МТУ, 1916.
26.	В. П. Бандурин, Расчет наддува двухтактных двигателей, «Тех-
ника воздушного флота», № 3, 1931.
27.	В. П. Б а н д у р и н, К вопросу о продувке двухтактных двигателей,
«Техника воздушного флота», № 10, 1935.
28.	Е. В и н т е р л и н, Продувка и мощность двухтактных двигателей,
Сборник переводных статей под ред. А. А. Рябцева «Продувка и зарядка»,
ОНТИ, Госэнергоиздат, 1934.
29.	Э. Гутман, Аналитическое определение продувочных окон двух-
тактных двигателей, Сборник переводных статей, изд. МТУ, 1916.
30.	Г. С. Игумнов, Исследование кривошипно-камерной продувки ди-
зеля, «Дизелестроение», № 12, 1936.
31.	Г. Г. К а л и ш, Исследование процесса выхлопа двигателей внутрен-
него его рання, Труды МММИ, вып. 3, 1935.
32.	Г. Г. К а л и ш и С. И. А л е к с е е в, Выхлоп и продувка двух-
тактных двигателей. Дополнит, статьи к книге Гюльднер «Двигатели внутрен-
него сгорания», МАКИЗ, 1928.
.	xJ 33. О. К л ю з е н е р, Рабочий процесс в двухтактных быстроходных дви-
гателях с карбюратором, Сборник переводных статей под редакц. А. А. Рябцева,
ОНТИ, Госэнергоиздат, 1934.
34.	А. К р е г л е в с к и й, Явления выхлопа и продувки в двухтактных
двигателях. Сборник переводных статей, изд. МТУ, 1916.
35.	С. Е. Я е б е д е в, Двигатель РМ-130, «Дизелестроение», № 12, 1935.
36.	С. Е. Л е б е д е в, К расчету наддува двигателей внутреннего сгорания,
«Дизелестроение», № 3, 1936.
37.	Е. Д. Л ь в о в, К вопросу о кривошипно-камерной продувке, «Вестник
металлопромышленности» № 7, 1920.
38.	Ю. М а г г, Процесс выпуска и зарядки двухтактных двигателей, Сбор-
ник переводных статей под редакцией А. А. Рябцева, ОНТИ, Госэнергоиздат,
39.	Е. К. М а з и н г, Рабочий процесс двухтактного двигателя Дизеля,
«Дизелестроение» № 1, 1932;
40.	Н е й м а н, Продувка и зарядка двухтактных двигателей. Сборник
переводных статей под редакцией А. А. Рябцева, ОНТИ, Госэнергоиздат, 1934.
41.	А. С. О р л и н, Экспериментальное исследование продувки двухтакт-
ных двигателей, «Техника воздушного флота» № 6, 1933.
42.	А. С. О р л и н, К вопросу о подсчете среднего давления в цилиндре
двухтактного двигателя во время продувки, «Техника воздушного флота», № 8,
43.	А. С. О р л и н, К вопросу о выборе метода расчета выхлопа двух-
тактных двигателей, «Техника воздушного флота», № 8, 9, 1931.
1 44. А. С. О р л и н, К расчету органов распределения двухтактных быстро-
ходных двигателей. Сборник ЦИАМ, ОНТИ, № 1, 1936.
v 45. А. С. О р л и н, О влиянии подводящей и выхлопной систем на процесс
в цилиндре двухтактного двигателя, «Вестник инженеров и техников», № 3, 1937.
V46. А. С. О р л и н, О методах расчета продувки двухтактных двигателей,
«Бюллетень ИТС НАМИ», Ks 1, 1929.
47.	А. С. О р л и н, К вопросу об изменении некоторых параметров двух-
тактного авиационного дизеля с высотой. Сборник ЦИАМ № 5, 1939.
48.	А. С. О р л и н, К проблеме двигателя без продувочного насоса, «Ди-
зелестроение», № 8, 1939.
49.	Н. В. П е т р о в с к и й, Исследование продувки двухтактного беском-
прессорного дизеля, «Дизелестроение», № 6, 1934.
50.	М. Р и н г в а л ь д, Процессы выхлопа и продувки в двухтактных
двигателях, Сбопник переводных статей иод редакцией А. А. Рябцева, ОНТИ
1934.
96
51.	A. A. P я б ц e в, Исследование процесса продувки двухтактных дви-
гателей, «Дизелестроение», № 2, 1933.
52.	А. А. Рябце в, Газовая система двухтактного двигателя с криво-
шипно-камерной продувкой, «Дизелестроение», № 11, 1935.
53.	А. А. Р я б ц е в, О механизме явлений в выхлопном устройстве двух-
тактного двигателя, «Дизелестроение», № 1, 1938.
54.	Г. В. Т р и н к л е р, Прямоточная продувка двухтактных двигателей.
Труды МЭМИИТ, вып. XXII, 1937.
55.	В. М. Т а р е е в, Технический расчет продувочных окон, «Дизеле-
строение», № И, 1936.
56.	В. М. Т а р е е в, Технический расчет выхлопных окон, «Дизелестрое-
ние», № 1, 1937.
57.	В. М. Та ре е в, Вспомогательные процессы двухтактных двигателей!
внутреннего сгорания. Труды МЭМИИТ, вып. XXXI, 1938.
58.	Я. М. Фее нбе рг, Исследование продувки двухтактного мотоцик-
летного двигателя, Труды ЛИИ, № 13, 1936.
59.	О. Ф е п п л ь, Расчет длины окон двухтактных двигателей жидкого,
топлива, Статьи по продувке двухтактных двигателей, изд. МТУ, 1916.
60.	М. А. Хайлов, Опыты по определению коэфициентов истечения для1
выхлопных и пэодувочных окон машины Юнкере IHK-60, «Автотракторное дело»,
№ 4. 1932.
<51. М. А. Хайлов, Коэфициент истечения для выхлопных и продувоч-
ных окон, «Автотракторное дело», № 9, 1933.
62.	П. С. Ш т э п а, К вопросу о влиянии системы выхлопа — продувки
на работу двухтактного дизеля, «Дизелестроение», № 8, 9, 1938.
63.	П. С. Ш т э п а, Повышение мощности дизеля с кривошипно-камерной
продувкой, «Дизелестроение», № 1, 1937.
64.	I. Aschenbrenner, Nichtstationare Gasstromungen in Leitungen
mit veranderlichem Querschnitt. «Forschung auf dem Gebiete des Ingenieurwesens»,
B. 3, № 3, 1937.
65.	R. Balmer, The Scavenging of Two-Cycle Engine, «The Motorship»
№ 161, 162, 1933
66.	G a r u f f a, Motori per aviazione a due tempi con circolazione, «Motori
Veloci», 1933.
67.	O. Holm, Entwicklungsmoglichkeiten der Kurbelkastenspiilung v. Zwei-
taktmotoren, ATZ, № 20, 1933.
68.	C. Kurtis, Improvements in Scavenging, «Diesel Power», XI, № 9,
1933.
69.	W. Lindner, Untersuchungen uber den Spiilvorgang an Zweitakt-
maschinen, Forschungsheft, № 363.
70.	H. List, Leistungsgrenzen von Zweitaktdieselmaschinen, «Forschung»,
№ 2, 1937.
71.	H. L i s t, E. N i e d e r m a у e r, Versuche an der Zweitaktmaschine,
♦Forschung», № 6, 1937.
72.	O. Lutz, Grundsatzliche Betrachtungen fiber den Spiilvorgang bei Zwei-
taktmaschinen, «Forschung», № 5, 1934.,
73.	O. Lutz, Uber die Ausniitzung der kinetischen Energie des Auspuff-
strahles bei Zweitakt-Brennkraftmaschinen zum Spiilen, «Ingenieur Archiv», № 6,
1935.
74.	M e h 1 i g, Ermittlung von Zeitquerschnitten ftir Zweitakt Verbrennungs-
maschinen, «ATZ», № 24, 1933.
75.	К. M о h r, Developments in the Scavenging of Two-Cycle Diesel Engines,
«The Motorship», Feb., 1932.
76.	M a u r i c e Victor, Le cycle Kadenacy, «Les Ailes», Ke 645, 1933.
77.	K. Neumann, Untersuchungen an der Dieselmaschine, «Forschung»,
Ke 8, 1931.
78.	E. N i e d e r m a у e r, Untersuchungen des Spiilvorganges an Zweitakt-
diese Imaschinen, «Forschung», Ke 5, 1936.
79.	A. P i s c h i n g e r, Bewegungsvorgange in Gassaulen insbesondere beim
Auspuff- und Spiilvorgang von Zweitaktmaschinen, «Forschung», Ke 5—6, 1935.
Орлин—117—7	97
80.	A. Schutte, Der Druckverlauf im Zylinder eines Zweitaktdiesel motors
wahrend der Spillperiode, «ATZ», № 6, 1935.
81.	E. Stier, Spiilung und Aufladung bei Zweitaktmotoren, «VDI», № 73,
1929.
82.	I. Z e m a n, Zweitaktmaschinen mit unsymmetrischen Steuerdiagrammen,
-«ATZ», № 16, 1938.
83.	В. H u g о n i о t, Memoire sur la propagation du mouvement dans les
corps et specialemetit dans les gas parfaits, «J. de I’ecole polytechnique», B. 58,
1888.
84.	B. Riemann, Uber die Fortpflanzung ebener Luftwellen von endlicher
Schwingungsweite, «Nachr. ges. Wiss. Gottingen» 1860. Ges. Werke, 2 Aufl., 1892,
;5157.
85.	H. Farmer, Exhaust-systems of two-stroke engines, «The Institution
of Mechanical Engineers Proceedings», 1938.
86.	S h e г о d Earl a. Dutee, Effect of air entry angle on performance of a two-
stroke cycle compression-ignition engine, «NACA Techn. Note», 610, 1937.
87.	A. T h i e m a n n. Versuche des NACA fur die Entwicklung eines Diesel-
fl ugmotors, «ATZ», № 8, 1939.
88.	The General Motors Diesel, «The Automobile Engineer, March, 1939.
Редактор Г. 3. Алмазов.
Техн, редактор А. Н. Савари
Сдано в набор 19/VI 1940 г.
Подписано к печ. 28/VIII 1040г.
Опечатки
Стр.	Строка	Напечатано	Должно быть	По чьей вине
46	фиг. 8 подпись под рисунком	В выражении Ls upon	ущен множитель R	авт.
7!	21 сверху	S:D	D.S	авт.
Орлни. Процессы выхлопа и продувки в двухтактных быстроходных двигателях, № 117
Редактор Г. 3. Алмазов.
Техн, редактор А. Н. Савари
Сдано в набор 19/VI 1940 г.
Подписано к печ. 28/VIII 1940 г.
Автор, дог. № 3276. Кол. печ.
чист. 61/4. Учетно-авт. лист.6,40.
Формат бум. 60x92/16. А29083.
1500. Зак. № 117
Цена 6 руб. 40 коп.-\-2 руб. пер.
Киев, типография Оборонгиза
Крещатик, 42