Текст
V t
L •
L*
КНИГА 2
ИНСКИЙ Э. в. и ДЮРНБАУМ И. А.
ТЕОРИЯ
АВИАЦИОННОГО.
ДВИГАТЕЛЯ
1
РОВИнекий Э. В. и ДЮРНБАУМ И. А.
?3/.Л
^г^ТТГ.
ТЕОРИЯ
АВИАЦИОННОГО
ДВИГАТЕЛЯ
КНИГА 2
ДИНАМИКА ДВИГАТЕЛЯ,
КОНСТРУКТИВНЫЕ ФОРМЫ
И АГРЕГАТЫ
Ниевокии И- 'тит- !ф
Б h Б ? i \
ВОЕННОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
МИНИСТЕРСТВА ВООРУЖЕННЫХ СИЛ СОЮЗА ССР
МОСКВА — 1949
Ровинский Э. В. и Дюрнбаум И. А.
.ТЕОРИЯ АВИАЦИОННОГО ДВИГАТЕЛЯ*
В настоящей книге освещаются вопросы динамики
двигателя, описаны конструктивные формы и работа
агрегатов двигателя. Разделы первый, второй, третий,
пятый н шестой написаны Ровннскнм Э. В., раздел
четвертый — Дюрнбаум И. А.
РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
КИНЕМАТИКА И ДИНАМИКА АВИАДВИГАТЕЛЕЙ
ГЛАВА I
КИНЕМАТИКА НОРМАЛЬНОГО
КРИВОШИПНО-ШАТУННОГО МЕХАНИЗМА
Динамика авиационного двигателя изучает силы, действую-
щие на детали двигателя во время его работы. Знание этих
сил необходимо для грамотной эксплоатации материальной
части, для понимания конструктивных особенностей отдельных
деталей двигателя, а также для объяснения некоторых случаев
ненормальной работы двигателя, как-то: вибраций, тряски и т. п.
Для ясного представления о силах, действующих в двигателе,
необходимо знать характер и законы движения отдельных
частей кривошипно-шатунного механизма, т. е. изучить его ки-
нематику.
Нормальным кривошипно-шатунным механизмом называется
такой, в котором ось цилиндра пересекает ось вращения колен-
чатого вала.
Для рассмотрения кинематики нормальный кривошипно-
шатунный механизм принято изображать в виде схемы, пред-
ставленной на фиг. 1, что значительно упрощает исследование
движения отдельных частей этого механизма. Введем обозна-
чения:
— длина радиуса кривошипа в мм-,
L — длина шатуна (расстояние между центрами верхней и
нижней головок шатуна) в мм-,
У- —отношение длины радиуса кривошипа к длине шатуна
(это отношение принято называть удлинением шатуна);
•S —ход поршня (расстояние от ВМТ по НМТ) в мм (на
фиг. 1 не обозначено);
Sp — путь поршня (расстояние в данный момент от центра
поршневого пальца до его положения в ВМТ) в мм-,
а —угол поворота кривошипа отего начального положения,
соответствующего положению поршня в ВМТ, в граду-
сах;
₽ —угол отклонения оси шатуна от оси цилиндра в градусах.
Фиг. 1. Конструктивная и принципиальная схемы
кривошипно-шатунного механизма
Фиг. 2. Графический способ построения кривой пути поршня
I
§ 1. ПУТЬ ПОРШНЯ
Поршень движется прямолинейно. Для г'изучения законов
этого движения необходимо знать положение поршня при лю-
бом угле поворота кривошипа.
Положение поршня в тот или иной момент времени вполне
определяется его расстоянием Зр от ВМТ. Установить зависи-
мость между путем 3пройденным поршнем, и углом а пово-
рота кривошипа можно двумя способами: графическим и ана-
литическим.
Для определения графическим способом пути поршня в за-
висимости от угла поворота кривошипа достаточно знать длину
шатхна L и радиус кривошипа R.
На вертикальной прямой (фиг. 2) отложим в некотором
масштабе отрезок L + R. Справа расположим график, на гори-
зонтальной оси которого будем откладывать углы поворота
кривошипа <*, а на вертикальной оси—пути поршня Зр.
В начальный момент времени, когда оси шатуна и криво-
шипа совпадают с осью цилиндра, поршень находится в ВМТ.
При этом положении поршня а = 0 и Зр = 0.
Повернем кривошип на какой-либо угол, например, на угол
а = 30°. При этом кривошип займет положение I. Из точки I,
как из центра, делаем на оси цилиндра засечку радиусом, рав-
ным длине шатуна. Полученная точка а отмечает положение
центра поршневого пальца при повороте кривошипа на угол
а = 30°. Расстояние точки а от ВМТ представляет собой путь
поршня 3 при данном положении кривошипа.
Найденный отрезок Зр_ перенесем на вертикаль, проведен-
ную через точку горизонтальной оси графика, соответствующую
повороту кривошипа на угол а = 30°. Таким образом мы полу-
чаем точку 1 графика пути поршня.
Аналогичным построением можно определить отрезки Зр>,
Sp»’ *^р.и^р.’ соответствующие повороту кривошипа на углы
би, 90, 120, 150 и 180°, и, таким образом, найти точки 2, 3, 4,
5 и 6 графика пути поршня. Соединив эти точки плавной кри-
вой, получим график, показывающий закон изменения пути,
пройденного поршнем, при изменении угла поворота кривошипа
от 0 до 180°. При дальнейшем увеличении угла а от 180 до 360°
вторая половина графика располагается симметрично первой,
так как из построения видно, что значения 3 при 210, 240, 270°
и т. д. соответственно равны значениям Зр при 150, 120, 90° и т. д.
Определение пути поршня аналитическим способом произ-
водится следующим образом.
Из фиг. 3 видно, что путь поршня Sp = OB—ОС. В свою
очередь OB = R 4- L, а ОС — ОК + КС ~ R cos а + L cos ₽, следо-
вательно,
Зр = R + L — R cos а — L cos ₽,
5
Фиг. 3. К определению
пути поршня аналити-
ческим способом
ИЛИ
б'р—/?(1 — cosa) 4-А(1 — cos₽). (!)
Если в полученном уравнении угол р
выразить через а, то формуле для опре-
деления пути поршня можно придать
следующий вид:
= — cos a) 4-^- (1 — cos 2a) J. (2)
Обозначаем через А множитель, за-
ключенный в квадратные скобки. Тогда
Sp = /?A (3)
Множитель А— (1 — cos a)4- (1—cos 2a)
зависит or угла поворота кривошипа a
и от удлинения шатуна X. В табл. 1 при-
ведены для различных значений X ве-
личины множителя А при различных
углах а.
Таблица 1
Множитель А в зависимости от X и угла i
А — (1 — cos 4- — (1 — cos 2-z)
4
1/3,2 1/3,3 1/3,4 1/3,5 1/3,6 1/3,7 1/4 1 а°
0 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 О.ОСОО 360
15 0,0445 0,0442 0,0439 0,043/ 0,0434 0,0431 0,0424 345
30 0,1730 0,1719 0,1707 0,1699 0,1687 0,1678 0,1652 330
45 0,3710 0,3687 0,3664 0,3631 0,3623 0.3605 0,3554 315
60 0,6172 0,6136 0,6103 0,6090 0,6042 0,6014 0,5938 300
75 0,8870 0,8826 0,3784 0,8774 0,8708 0,8673 0,8578 285
90 1,1563 1,1515 1,1471 1,1419 1,1389 1,1351 1,1250 270
105 1,4046 1,4002 1,3960 1,3950 1,3884 1,3819 1,3755 255
120 1,6172 1,6136 1,6103 1,6090 1,6042 1,6014 1,5938 240
135 1,7852 1,7829 1,7806 1,7794 1.7766 1,7747 1,7696 225
150 1,9051 1,9039 1,9028 1,892(> 1,9008 1,8998 1,8973 210
165 1,9765 1,9761 1,9758 1,9756 1,9752 1,9750 1,9743 195
180 2,0000 2,0000 2,0(100 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 180
Для построения графика пути поршня аналитическим спосо-
бом определяем, пользуясь табличными данными, значения Sp.
соответствующие углам поворота кривошипа, равным 15,30,45°
и т. -д. Построенный этим способом график представлен на
фиг. 4.
6
Сравнивая между собой аналитический и графический спо-
собы определения пути поршня, мы видим, что аналитический
способ более прост и точен, а графический способ более на-
гляден.
Анализируя график изменения пути поршня, можно сделать
следующие выводы:
1. При равномерном вращении кривошипа поршень движется
неравномерно, так как за одинаковые углы поворота кривошипа
он проходит разные расстояния.
2. Если рассматривать перемещения
поршня за время поворота кривошипа на
весьма малый угол, например на Г, то
оказывается, что наибольшее переме-
щение поршень совершает в тот момент,
когда ось шатуна и ось кривошипа об-
разуют между собой прямой угол (фиг. 5).
Это положение соответствует повороту
кривошипа на угол а = 74—75° и а =
= 284—285°.
3. Наименьшее перемещение поршень
совершает при подходе к НМТ и при
отходе от нее. Вблизи ВМТ перемещение
поршня также весьма мало, но все же
несколько больше, чем у НМТ.
4. Ход поршня равен удвоенной длине
радиуса кривошипа, т. е.
S = 2R.
5. За первую, а также за последнюю
четверть оборота кривошипа поршень
проходит более половины своего хода,
а за вторую, как и за третью четверть
оборота, — менее половины хода.
Фиг. 5. Схема положения
шатуна и кривошипа,
при котором перемеще-
ние поршня имеет наи-
большее значение
7
Выясним сущность этих особенностей движения поршня.
На фиг. 6 показан механизм, у которого шатун заменен
штоком. Этот шток жестко связан с поршнем и при его дви-
жении не отклоняется от оси цилиндра (угол Р = 0). В этом
механизме путь поршня зависит только от угла поворота кри-
вошипа а. При изменении угла а от 0 до 180° поршень пере-
мещается от ВМТ до НМТ. При дальнейшем возрастании а от
180 до 360° поршень проходит путь от НМТ до ВМТ.
Из фиг. 6 видно, что в рассматриваемом механизме путь
поршня выражается формулой
Sp = R — R cos а,
или
•% = R (1 — cos а). (4)
На фиг. 7 показан механизм, в котором движение поршня
происходит лишь вследствие отклонения шатуна, т. е. в резуль-
тате изменения угла р. При увеличении угла р поршень дви-
жется от ВМТ до НМТ, а при уменьшении угла р поршень
совершает обратное движение от НМТ до ВМТ. В этом меха-
низме путь поршня равен
Sp = L — L cos р,
или
•$£ = £(!— cos Р). (5)
В отличие от этих двух механизмов движение поршня
в кривошипно-шатунном механизме происходит в результате
одновременного изменения как угла а, так и угла р.
Сравнивая между собой формулы (1), (4) и (5), мы видим,
что Sp = Sp + S". Из этого следует, что путь поршня Sp в криво-
шипно-шатунном механизме складывается алгебраически из двух
перемещений: перемещения Sp = /?(1—cos а), происходящего
вследствие изменения угла поворота кривошипа, и перемещения
•*;=£(! — cosp), обусловленного отклонением оси шатуна
от оси цилиндра.
В первой четверти поворота кривошипа перемещения поршня
•Sp и Sp имеют одно и то же направление от ВМТ к НМТ, по-
этому путь поршня на этом участке Sp = Sp + Sp'. Во второй
четверти поворота кривошипа перемещения поршня Sp и S"
имеют противоположные направления, так как на этом участке
угол р непрерывно уменьшается, что связано, как это видно
из фиг. 7, с перемещением Sp, направленным от НМТ к ВМТ.
Отсюда следует, что на этом участке Sp = Sp— S".
Рассуждая так же, нетрудно установить, что в третьей чет-
верти путь поршня S = 5' — S", а в четвертой четверти
Sp=sp + s;.
8
Ввиду того, что в первой и последней четвертях перемеще-
ния Sp и Sp' имеют одинаковые направления, а во второй и
третьей — противоположные, пути, пройденные поршнем в пер-
вой и четвертой четвертях, больше, чем во второй и третьей.
Фиг. 6. Путь поршня
при изменении угла а
§ 2. СКОРОСТЬ ПОРШНЯ
В механике при изучении неравномерного движения точки
рассматриваются понятия о средней и истинной скоростях
этого движения.
Средней скоростью неравномерного движения точки на не-
котором пути S называется та постоянная скорость, которую
должна иметь движущаяся точка, чтобы проходить путь S
равномерным движением за тот же промежуток времени t, как
и при неравномерном движении. Таким образом, средняя скорость
неравномерного движения vcp есть отношение пройденного
пути S в метрах ко времени t в секундах, в течение которого
точка проходит этот путь.
9
Истинной скоростью точки в данный момент времени назы-
вается отношение бесконечно малого участка пути Д5 к беско-
нечно малому промежутку времени Д/, затраченному на про-
хождение этого участка пути.
Таким образом, истинная скорость точки определяется как
средняя скорость на очень малом участке пути. Чем меньше
длина этого участка, тем ближе значение средней скорости
точки к ее истинной скорости в данный момент времени.
Обозначим среднюю скорость поршня через г/рср. Для опре-
деления этой скорости необходимо знать 5—ход поршня
в метрах и п — число оборотов кривошипа в минуту. Переме-
щение поршня за один оборот кривошипа равно 2S, а его пе-
ремещение за 1 минуту равно 2S/z. Таким образом, величина 2S/z
представляет собой среднюю скорость поршня, выраженную
в метрах в минуту. Чтобы выразить эту скорость в метрах
в секунду, достаточно разделить ее на 60.
2Sn Г -и “I
%=-бо
Считая вращение кривошипа равномерным, истинную ско-
рость поршня при различных положениях кривошипа можно
определить по графику пути поршня, если известно число обо-
ротов кривошипа в минуту.
Фиг. 8. Определение перемещения поршня по графику пути
поршня
По графику пути (рис. 8) определяем перемещение поршня
ДД’р за время поворота кривошипа на некоторый уголДа = а2—аР
Средняя скорость поршня на рассматриваемом участке опре-
деляется по формуле
где Д/ — промежуток времени, в течение которого кривошип
поворачивается на угол Да.
Величина Д/ определяется так.
10
Если число оборотов кривошипа п об/мин., то за 1 минуту
он поворачивается на угол, равный 360-л градусов, а за 1 се-
кунду — на угол = 6л градусов. Отсюда следует, что время
поворота кривошипа на 1° равно секунды, а время М, необ-
ходимое для поворота кривошипа на угол Да, равно
д^=^Дя [«*']• (8)
С достаточной для практики точностью можно считать,
что если угол поворота кривошипа Да не превышает 15—20°,
то средняя скорость поршня vp на участке а2— а, равна истин-
ной скорости на середине этого участка, соответствующей по-
ложению кривошипа:
Фиг. 9. График изменения скорости поршня
Чтобы построить график скорости поршня (фиг. 9), разде-
лим график пути на равные участки, соответствующие пово-
роту кривошипа на угол Да = "з0°, и определим рассмотренным
выше способом скорости vpi, ® , т^и т. д. на середине каждого
из этих участков. Найденные скорости отложим в соответ-
ствующих точках деления абсциссы а и полученные точки сое-
диним плавной кривой. При этом скорость поршня при его
движении от ВМТ до НМТ считается положительной и откла-
дывается вверх от оси а; при обратном движении поршня
от НМТ до ВМТ его скорость считается отрицательной и от-
кладывается вниз от оси а.
И
Более точно и проще график скорости поршня строится
аналитическим способом. В этом случае истинная скорость
поршня при различных углах поворота кривошипа определяется
по формуле
т'р= (sin а + у sin 2а), (9)
где ш — угловая скорость вращения кривошипа в рад/сек.
Как известно, эта угловая скорость определяется в зависи-
мости от числа оборотов кривошипа по формуле
»=йЬУ- и»)
Величину sin а + у sin 2а, входящую в формулу (9), принято
обозначать буквой В. Таким образом, формула (9) принимает
следующий вид:
vp = R^B. (11)
В табл. 2 приведены значения множителя В при различных
углах поворота кривошипа а и удлинениях шатуна X. Знак плюс
или минус, указанный в таблице для множителя В, определяет
направление скорости поршня при различных значениях угла а.
Таблица 2
Множитель В в зависимости от угла а и X
В = sin а + у sin 2а
\х а°\ Знак 1/3,2 1/3,3 1/3,4 1/3,5 1/3,6 1/3,7 1/4 Знак X/ / а°
0 + 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0.0000 0,0000 0,0000 360
15 + 0,3370 0,3346 0,3,324 0,3303 0,3283 0,3264 0,3213 — 345
30 + 0,6353 0,6312 0,6274 0,6237 0.62( 3 0,61'0 0,6083 — 330
45 + 0,8634 0,8586 0,8542 0,8500 0,8460 0,8423 0,8321 — 315
60 + 1,0Ш4 0,99'2 0,9934 0,9897 0,9863 0,9831 0,9'43 — 300
75 + 1,0441 1,0417 1,0395 1,0374 1,0354 1,0335 1,0284 — 285
90 + 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 — 270
105 + 0,8878 0,8902 0,8924 0,8945 0,8965 0,8984 0,9034 — 255
120 + 0,7306 0/348 0/387 0/423 0/457 0,7490 0/578 240
135 + 0.5509 0,5556 0,5601 0,5643 0,5682 0,5720 0,5821 — 225
150 + 0,3647 0,3688 0,3726 0,376.3 0,3797 0,3830 0,3917 -— 210
165 + 0,1807 0,1831 0,1853 0,1874 0,1894 0,1963 0,1963 — 195
180 + 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0.0JO0 0,0000 — 180
Чтобы построить график скорости поршня аналитическим
способом, нужно вычислить значения vp для углов поворота
кривошипа через каждые 15—20° и найденные значения отло-
жить в масштабе в соответствующих точках делений оси а.
12
Соединив полученные точки плавной кривой, мы построим гра-
фик, по которому легко определить величину vp для любого
угла а (фиг. 9).
Анализируя график изменения скорости поршня, мы приходим
к следующим выводам:
1. Скорость поршня переменна по величине.
2. При движении поршня от ВМТ его скорость направлена
к кривошипу и считается положительной, а при обратном дви-
жении поршня от НМТ его скорость направлена от кривошипа
и считается отрицательной.
3. В верхней и нижней мертвых точках скорость поршня
равна нулю. I
4. Скорость поршня достигает максимальной величины при
углах поворота кривошипа, равных примерно 75 и 285°, когда
ось шатуна образует с кривошипом прямой угол.
5. При движении поршня от ВМТ его скорость возрастает
от нуля до максимального значения за время поворота криво-
шипа на угол от 0 до 75°, а затем уменьшается до нуля за время
поворота кривошипа на угол от 75 до 180°.
6. При движении поршня от НМТ его скорость возрастает
от нуля до максимума за время поворота кривошипа на угол
от 180 до 285° и уменьшается до нуля за время поворота криво-
шипа на угол от 285 до 360°.
Такое изменение скорости поршня объясняется тем, что ее
величина зависит как от угла поворота кривошипа а, так и от
угла отклонения шатуна от оси цилиндра ₽. Эту зависимость
можно установить из формулы (9). Первый член этой формулы
/?«>ъ1па определяет величину скорости поршня в зависимости от
угла а, а второй чтен /?ад — sin2а—в зависимости от величины
Фиг. 10. Составляющие графика скорости поршня
13
угла р. Таким образом/ истинная скорость поршня vp опреде-
ляется алгебраическим сложением двух составляющих скоро-
стей, которые в зависимости от положения кривошипа имеют
одинаковое или разные направления.
На фиг. 10 обе составляющие скорости /?u'sina и у sin 2а
представлены в виде отдельных графиков, из которых видно,
что в первой и четвертой четвертях поворота кривошипа соста-
вляющие скорости имеют одинаковое направление, а во второй
и третьей четвертях — противоположное. Этим объясняется, что
нарастание скорости в диапазоне изменения угла от 0 до 75г
и ее уменьшение в диапазоне от 285 до 360° происходят боле£
резко, чем соответствующие изменения скорости в диапазонах
от 75 до 180° и от 180 до 285°.
§ 3. УСКОРЕНИЕ ПОРШНЯ
Выше было установлено, что при равномерном вращении
кривошипа поршень движется неравномерно. Из этого следует,
что движение поршня совершается с ускорением.
Как известно, среднее ускорение в неравномерном движении
представляет собой отношение приращения скорости Ат/ к про-
межутку времени Д£, в течение которого произошло это изме-
нение скорости. Таким образом, среднее ускорение поршня за
некоторый промежуток времени может быть найдено^по фор-
муле
. <12>
Чем меньше промежуток времени М, тем ближе значение
среднего ускорения поршня к его истинному ускорению в дан-
ный момент времени.
Пользуясь графиком скорости поршня (фиг. 11), можно опре-
делить среднее ускорение поршня за некоторый промежуток
Фиг. 11. Определение приращения скорости
поршня
14
времени, в течение которого кривошип повернулся на 1угол
да = 0^ — аь Для этого достаточно разделить приращение ско-
рости поршня l^vp — vpi — на время Д/, определяемое по фор-
муле (8). Если угол Да не превышает 15—20°, то полученную
величину среднего ускорения на участке от а2 до aj можно счи-
тать равной истинному ускорению поршня на середине этого
. Да
участка при a = а, + -у.
Определив таким способом ускорения поршня через каждые
15° угла поворота кривошипа, можно построить график изме-
нения ускорения поршня за один полный оборот кривошипа
Ускорение поршня принято считать положительным, если
вектор ускорения направлен к кривошипу, и отрицательным, если
этот вектор направлен от кривошипа. В свою очередь вектор
ускорения, как известно, совпадает по направлению с вектором
скорости при ее возрастании и, наоборот, имеет направление,
противоположное направлению вектора скорости, при ее умень-
шении.
Таким образом, в диапазоне изменения угла поворота криво-
шипа от 0 до 75° (фиг. 12) ускорение поршня имеет положи-
тельное значение, так как скорость поршня на этом участке
направлена к кривошипу и возрастает по величине. При пово-
роте кривошипа от 75 до 180° ускорение поршня становится
15
отрицательным, так как скорость поршня на этом участке со-
храняет прежнее направление, но величина ее убывает. Это
значит, что на рассматриваемом участке вектор ускорения имеет
направление, противоположное направлению вектора скорости,
следовательно, он направлен от кривошипа.
Путем таких же рассуждений можно убедиться, что в диапа-
зоне изменения угла поворота кривошипа от 180 до 285° уско-
рение поршня имеет отрицательное значение, а от 285 до 360°
становится положительным.
Вычислить ускорение поршня при различных углах поворота
кривошипа и построить график ускорения можно также и анали-
тическим способом, пользуясь формулой
jp = /?<о2 (cos а 4- X cos 2а). (13)
Множитель cos а 4-X cos 2а принято обозначать буквой С,
тогда формула (13) принимает следующий вид:
jp = R^C. (14)
Значения множителя С в зависимости от угла поворота кри-
вошипа а и удлинения шатуна А приведены в табл. 3. Знак плюс
или минус, указанный в таблице для множителя С, определяет
направление ускорения поршня при различных значениях угла а.
Таблица 3
Множитель С в зависимости от угла а и X
С = cos з + X cos 2а
К X Знак 1/3,2 1/3,3 1/3,4 1/3,5 1/3,6 1/3,7 1/4 Знак х Xх /’°
0 + 1,3125 1,3030 1,2941 1,2857 1,2778 1,2703 1,2500 + 360
15 + 1,2466 1,2284 1,2207 1,2134 1,2065 1,2000 1,1824 345
30 + 1,0223 1,0175 1,0131 1,0089 1,0049 1,0012 0,9910 + 330
45 + 0/071 1,7071 0,7071 0.7071 о,7( 71 0,7071 0,7071 315
60 + 0,3438 0,3485 0,3529 0.3571 0,3611 0,3649 0,3759 + зоо
75 — 0,0118 0,0036 0,0041 0,0114 0,0183 0.0248 0,04 ’3 285
90 — 0,3125 0,3030 0,2941 0,2857 0,2’78 0,2703 0,2500 — 270
105 — 0,5295 0,5213 0,5135 0,5063 0,4994 0,4929 0,4753 255
120 — 0,6564 0,6515 0,6471 0,6429 0,6389 0,6351 0,Ь2 >0 — 240
135 — 0,7071 0,7071 0,7071 0,7071 0,"071 0 7071 0,7071 — 225
150 —* 0,7098 0,7145 0,7190 0,7232 0,7271 0,7309 0,7410 210
165 — 0,6953 0,7035 0,7112 о," 185 0,’254 0,7319 0,7494 — 195
180 — 0,6875 0,6970 0,7059 0,7143 0,7222 0,7297 0,7500 — 180
Если по формуле (14) определить ускорения поршня при
различных значениях угла поворота кривошипа а, то можно
построить показанный на фиг. 12 график ускорения поршня для
полного оборота кривошипа.
16
Фиг. 13. Составляющие ускорения поршня
Анализируя по графику закон изменения ускорения поршня,
мы приходим к следующим выводам:
1. Ускорение поршня переменно по величине.
2. У ВМТ ускорение поршня положительно и имеет макси-
мальную величину; у НМТ ускорение поршня отрицательно и по
абсолютной величине меньше, чем у ВМТ.
3. Ускорение поршня равно нулю при углах поворота криво-
шипа, равных примерно 75 и 285°, т. е. при тех положениях
кривошипа, когда скорость поршня достигает максимума.
Для уяснения указанных особенностей изменения ускорения
поршня обратимся к формуле (13)
jp — Ru>- (cosjx 4- X cos'2a).
В этой формуле, так же как и в формулах для пути и скорости
поршня, первый член /?<u2cosa определяет величину ускорения
поршня в зависимости от угла а, а второй член /?a>2Xcos2a—
в зависимости от угла Это значит, что ускорение поршня
определяется алгебраическим сложением двух составляющих
ускорений, которые в зависимости от положений кривошипа
могут иметь одинаковые или разные знаки.
На фиг. 13 эти составляющие ускорения поршня /?w2cosa
и /?<u2Xcos2a представлены в виде отдельных кривых. В резуль-
тате алгебраического сложения ординат этих кривых получается
трафик ускорения поршня jp. Так как слагаемые ускорения
имеют у ВМТ одинаковые знаки, а у НМТ различные, то уско-
рение поршня jp у ВМТ значительно больше, чем у НМТ.
2—472 ---------
ГЛАВА II
ДИНАМИКА КРИВОШИПНО-ШАТУННОГО МЕХАНИЗМА
На детали кривошипно-шатунного механизма действуют силы
давления рабочих газов, передающиеся на поршень, и силы
инерции движущихся масс, кривошипно-шатунного механизма.
Эти силы являются основными при расчете деталей механизма
на прочность, а инерционные силы, кроме того, оказывают ре-
шающее влияние на величину и направление сил и моментов,
передаваемых на подмоторную раму. Поэтому изучение дина-
мики двигателя мы начнем с рассмотрения указанных сил.
Законы движения поршня и кривошипа были рассмотрены
нами в предыдущей главе. Шатун совершает сложное движение.
Ось его поршневой головки движется поступательно вместе
с поршнем, а ось кривошипной головки вращается вместе
с кривошипом. Тело же шатуна совершает сложное колебатель-
ное движение, при котором возникают инерционные силы.
Определение величины этих сил является весьма сложной
задачей. Без большой погрешности эту задачу упрощают тем,
что вес шатуна условно делят на две части, одну из которых
относят к весу поршня, а другую — к весу кривошипа. Такое
распределение веса шатуна принято называть „разноской масс
шатуна".
Распределение веса шатуна определяется взвешиванием шатуна-
Обозначим полный вес шатуна буквой G, вес шатуна, отне-
сенный к поршню, — G„ вес шатуна, отнесенный к криво-
шипу,— G2 и поместим шатун на весы, как показано на фиг. 14.
Для уравновешивания весов потребуется положить некото-
рый груз Q на ту площадку весов, на которой помещена порш-
невая головка шатуна. Из условия равновесия следует, что
G2 — Gj = Q.
Очевидно также, что
G2 + Gj = G.
Решая совместно оба уравнения, находим
G2 = 0,5 (G + Q)
и тогда t
Gt = G — Ga.
18
Фиг. 14. Разноска масс шатуна взвешиванием
Приближенно можно считать, что вес шатуна, отнесенный
к поршню, равен:
/1 - 1 \ п
-g——-j) О — для главных шатунов рядных моторов;
.. / 1 . 1 \ ~
Oj •=!£-—-д-) О — для главных шатунов звездообразных двига-
телей;
GjzrOjSG — для прицепных шатунов.
§ 4. СИЛЫ ИНЕРЦИИ ПОСТУПАТЕЛЬНО-ДВИЖУЩИХСЯ МАСС
Вследствие неравномерного движения масс, перемещающихся
вместе с поршнем, возникают силы инерции, называемые силами
инерции поступательно-движущихся масс. Эти силы принято
обозначать Р}.
Величина силы Pj определяется по известной формуле, выра-
жающей второй закон Ньютона:
= — тр/р[кг], (15)
где тр — масса поступательно-движущихся частей в ——
jp — ускорение поршня в м/сек1.
Знак минус в этой формуле указывает на то, что сила инер-
ции всегда направлена противоположно ускорению.
Зная вес поступательно-движущихся частей, мы можем опре-
делить их массу по формуле
_ Gn + G, V кг-сек2 ~]
^ = -9^— ж—J’ <16)
где Gn — вес комплекта поршня (вес поршня, поршневого пальца,
колец и стопорных приспособлений) в кг;
Gj — вес шатуна, отнесенный к поршню, в кг;
9.81— ускорение свободно падающего тела в мсек2.
2*
19
Подставив в формулу (15) значение ускорения поршня из
формулы (13), получим
— — mpR^ (cos а 4- X cos 2а) = — mpR^ С [кг]. (17)
Изменение силы инерции поступательно-движущихся масс за
один оборот кривошипа можно изобразить графически (фиг. 15).
Для построения этого графика определяют по формуле (17)
величину Pj для углов поворота кривошипа, взятых через
каждые 15 или 20°.
Фиг. 15. График изменения силы инерции поступательно-движущихся масс
Характер изменения силы Р, за один оборот кривошипа ана-
логичен характеру изменения ускорения поршня, но направление
этой силы противоположно направлению ускорения.
Анализируя график изменения сил инерции поступательно-
движущихся масс, приходим к следующим выводам:
1. Сила инерции поступательно-движущихся масс переменна
по величине и направлению.
2. В ВМТ сила Ру достигает максимальной величины и напра-
влена от кривошипа, следовательно, она отрицательна.
3. В НМТ сила Р^ меньше, чем в ВМТ, и направлена к кри-
вошипу,— она положительна.
4. При а — 120° и а == 240° величина силы Р}- составляет поло-
вину той^максимальной величины, которую она имеет в ВМТ.
5. При аж 75° и а ж 285° сила Р, — 0.
<20
6. Работа силы инерции Р,- за один полный оборот криво-
шипа равна нулю.
Рассмотрим несколько подробнее причины таких изменений
силы Рг
Первый член формулы (1/) mpRw- cos а определяет силу инер-
ции, возникающую вследствие изменения угла поворота криво-
шипа. Эта сила называется силой инерции первого порядка.
» Фиг. 16. График изменения сил инерции поступательно-движущихся масс
первого и второго порядков
Второй член трР^Xcos2а определяет силу инерции, возни-
кающую вследствие изменения угла р. Эта сила называется си-
лой инерции второго порядка.
Характер изменения сил инерции первого и второго поряд-
ков при различных углах поворота кривошипа показан на фиг. 16.
Из кривых видно, что в ВМТ сила инерции поступательно-дви-
жущихся масс равна сумме сил инерции первого и второго по-
рядков, а в НМТ — их разности. Из этого следует, что в ВМТ
сила Р, больше, чем в НМТ, rfa величину 2трРш2\.
В ВМТ сила Ру имеет максимальное значение, так как при
а —0° множитель С — cos а + X cos 2а имеет наибольшую вели-
чину, равную 1 + X.
Покажем, что при а = 120° сила Р, равна по абсолютной вели-
чине половине своего максимального значения. В самом деле,
при а = 120° множитель С = cos 120° + X cos 240° = —0,5—Х-0,5 —
= —0,5 (1 + X). Как видим, множитель С при а =120°. вдвое
меньше, чем при а = 0°.
21
Таким же способом можно показать, что и при я = 240° сила Р,
равна половине своего максимального значения.
При движении поршня от ВМТ в пределах изменения угла а
от 0 до 75° сила инерции поступательно-движущихся масс про-
тиводействует перемещению поршня, следовательно, на пре-
одоление этой силы затрачивается некоторая часть индикатор-
ной работы двигателя.
Фиг. 17. Работа силы инерции поступательно-
движущихся масс за один оборот кривошипа
При дальнейшем движении поршня к НМТ сила инерции
поступательно-движущихся масс способствует перемещению
поршня, возвращая работу, ранее затраченную двигателем на
ее преодоление. Условимся считать положительной силу PJt
способствующую движению поршня, а отрицательной—противо-
действующую его движению. В этом случае изменения сил Р,
при движении поршня от ВМТ к НМТ и от НМТ к ВМТ можно изо-
бразить кривыми 7 и 2, представленными на фиг. 17. Площади,
ограниченные кривыми и осью абсцисс, представляют собой
работу сил инерции: расположенные выше оси — положитель-
ную, а ниже оси — отрицательную. Как это видно из графика,
положительная и отрицательная работа сил инерции поступа-
тельно-движущихся масс за полный оборот вала одинакова.
Таким образом, сила инерции поступательно-движущихся
масс не оказывает влияния на индикаторную мощность двига-
22
теля. Однако вредное действие ее выражается в том, что она
создает дополнительное давление на трущиеся детали двигателя,
увеличивая трение, вследствие чего уменьшается эффективная
мощность двигателя. Кроме того, силы инерции поступательно-
движущихся масс вызывают дополнительные напряжения в неко-
торых деталях двигателя.
§ 5. СИЛЫ ИНЕРЦИИ ВРАЩАЮЩИХСЯ МАСС
Массу вращающихся частей кривошипно-шатунного меха-
низма считают сосредоточенной в центре шатунной шейки и обо-
значают через та. Эта масса складывается из массы криво-
шипа ткр и массы шатуна тш, отнесенной к кривошипу:
т1Х = ткр + тш[!~Г^- <18)
При равномерном вращении
кривошипа линейная скорость
центра шатунной шейки остается
постоянной. Из механики из-
вестно, что при равномерном
движении точки по окружности
(фиг. 18) возникает постоянное
по величине центростремитель-
ное ускорение, направленное к
центру вращения. Величина этого
ускорения определяется по фор-
муле
Фиг. 18. Направления ускорений
и сил инерции вращающихся масс
j = Rtf Г—- - | ,
(19)
где R—радиус окружности, по которой движется точка;
<о — угловая скорость вращения.
Как и всякая инерционная сила, сила инерции вращающихся
масс, определяется по формуле
Р = — mj.
Подставляя в эту формулу значение ускорения из фор-
мулы (19), получим формулу для центробежной силы инерции,
возникающей при вращении кривошипа:
1«г]- (20)
Так как при установившемся режиме работы мотора угло-
вая скорость вращения кривошипа <о есть величина постоянная,
следовательно, и сила инерции Ра при установившемся режиме
постоянна по величине. Знак минус перед формулой опускаем,
направляя силу Рц в сторону от центра вращения.
23
§ 6. СИЛА ДАВЛЕНИЯ ГАЗОВ НА ПОРШЕНЬ
При работе двигателя на поршень перелается сила давления
газов, величина которой зависит от положения поршня в том
или ином такте. Силу давления газов на поршень можно опре-
делить, пользуясь индикаторной диаграммой, при этом необхо-
димо учитывать следующее.
1. Индикаторная диаграмма дает возможность определить
абсолютное давление газов в килограммах на 1 см2 площади
поршня. Зная это давление, можно вычислить силу давления
газов на поршень, пользуясь формулой
^Г==(Р-1)Л (21)
где (р — 1) — разность между давлением над поршнем и атмо-
сферным давлением, действующим на поршень со
стороны картера, в кг(см2-,
F—площадь поршня в см2.
Фиг. 19. Перестроение индикаторной диаграммы нз координат
pV в координаты р*
2. Индикаторная диаграмма дает зависимость между давле-
нием и объемом газов внутри цилиндра. Чтобы определить
давление газов при любом положении кривошипа, под индика-
торной диаграммой наносят дополнительную ось и отмечают
на ней углы поворота кривошипа, соответствующие различным
перемещениям поршня, пользуясь графическим способом по-
строения его пути (фиг. 19).
3. Пользование индикаторной диаграммой для определения
давления на поршень при любом угле поворота кривошипа
значительно упрощается, если индикаторную диаграмму развер-
нуть по тактам.
Условимся считать первым тактом такт расширения. По
индикаторной диаграмме определяем давление Рт при различных
24
углах а в такте расширения. По формуле (21) вычисляем пол-
ную силу давления газов на поршень и по этим данным строим
график зависимости Рг от а (фиг. 20).
Фиг. 20. График изменения силы давления газов на поршень
за полный цикл работы
В тактах выпуска и всасывания величина р—1, входящая
в формулу (21), настолько мала, что практически силу давления
газов на поршень в этих тактах можно считать равной нулю.
Сила давления газов в такте сжатия определяется, как
и в такте расширения. Таким образом, получается график,
представленный на фиг. 20, по которому легко определить силу
давления газов на поршень при любом положении кривошипа.
§ 7. РЕЗУЛЬТИРУЮЩАЯ СИЛА, ДЕЙСТВУЮЩАЯ НА ПОРШЕНЬ
К оси поршневого пальца приложены две силы* сила давле-
ния газов Рг и сила инерции поступательно-движущихся масс Pj.
Обе эти силы действуют вдоль оси цилиндра.
Алгебраическая сумма силы давления газов и силы инерции
поступательно-движущихся масс называется результирующей
(суммарной) силой и обозначается Рс
РС = РГ + ^- (22)
Величина и направление результирующей силы могут быть
определены аналитически или графически. При графическом
определении силы Рс на график развернутой индикаторной диа-
граммы наносят в том же масштабе график сил инерции посту-
пательно-движущихся масс. Результирующая сила находится
алгебраическим сложением сил Рг и Pj. График изменения
силы Рс приведен на фиг. 21. Этот график показывает характер
изменения результирующей силы за полный цикл работы дви-
гателя, т. е. за два оборота кривошипа.
25 I
I
Фиг. 21. График изменения результирующей силы, приложенной к поршневому
пальцу
Выводы.
1. Результирующая сила Рс переменна по величине и направ-
лению.
2. Сила Рс остается положительной в течение всего такта
расширения (за исключением случаев, когда силы Р> очень
велики).
В тактах выпуска, всасывания и начала сжатия, когда сила Р.
принимается равной нулю, кривая изменения результирующей
силы совпадает с кривой изменения силы инерции поступатель-
но-движущихся масс.
3. В начале такта расширения сила Р, направлена противо-
положно силе Рт, и, таким образом, она уменьшает ту макси-
мальную нагрузку, по которой производится расчет деталей
кривошипно-шатунного механизма на прочность.
§ 8. ДЕЙСТВИЕ РЕЗУЛЬТИРУЮЩЕЙ СИЛЫ НА ДЕТАЛИ
' КРИВОШИПНО-ШАТУННОГО МЕХАНИЗМА
Разложим результирующую силу Рс, приложенную к оси
поршневого пальца, на две составляющие силы N и К (фиг. 22),
из которых первая направлена перпендикулярно стенке цилиндра,
а вторая действует по оси шатуна.
Из прямоугольного треугольника АВС имеем
N = BC = Pctg₽; (23)
(24)
26
Силу К, действующую по оси ша-
туна, перенесем в центр сочленения
шатуна с кривошипом и разложим на
силу Z, направленную по оси криво-
шипа, и силу Т, направленную перпен-
дикулярно оси кривошипа.
Рассмотрим треугольник MDE-.
Угол MDE этого прямоугольного
треугольника является внешним углом
треугольника OAD, следовательно, он
равен <*+₽. Таким образом,
Z = K COS (а + Р).
Заменив в этом уравнении силу К
ее выражением из формулы (24), по-
лучим
7 _ Р cos (а + ₽)
с cos р
Сила Т = К sin (а + р).
сюда значение К, получим
Фиг. 22. Разложение резуль-
тирующей силы Р, на со-
ставляющие силы W, К,
Z и Т
Т _ р sin (’ + ₽)
с ' cos р
(25)
Подставив
(26)
Как видно из полученных формул, силы N, К, Z и Т зави-
сят от величины результирующей силы Рс и от положения
кривошипа, следовательно эти силы переменны по величине
и направлению.
Рассмотрим действие их на детали кривошипно-шатунного
механизма.
Сила бокового давления Л/
Сила N, переменная по величине и направлению, действует
перпендикулярно стенке цилиндра, прижимая поршень то к ле-
вой, то к правой стороне цилиндра. В первом случае она счи-
тается положительной, а во втором отрицательной при условии,
что кривошип вращается по часовой стрелке.
На фиг. 23 показано изменение величины и направления
силы N за два оборота кривошипа. Построение этого графика
производится по формуле (23). При этом значение силы Рс опре-
деляется по графику результирующей силы (см. фиг. 21). Значе-
ния tgp в зависимости от угла а при различных удлинениях
шатуна приведены в табл. 4.
27
Величины tg р в зависимости от а и X
Таблица 4
\ X а° \ Знак 1/3,2 1/3,3 1/3,4 1/3,5 1/3,6 1/3,7 1/4 Знак У / /
0 + 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 360
15 + 0,0810 0,0787 0,0’64 0,0740 0,0720 0,0’02 0,0650 — 315
30 + 0,1581 0.1533 0,1487 0,1443 0,1403 0,1364 0,1260 — 339
45 + 0,2266 0,2193 0,2126 0,2(62 0,2004 0,1947 0,1796 .— 315
60 + 0,2811 0,2719 0,2634 0,2554 0,2478 0,2407 0,2218 — 300
75 + 0,3166 0,Зг61 0,2962 0,2871 0,2786 0,2704 0,2487 — 285
90 + 0,3291 0,3180 0,3077 0,2981 0,2891 0,2807 0,2582 — 270
105 + 0,3166 0,3061 0,2962 0,2871 0,2786 0,2704 0,2487 — 255
120 + 0,2811 0,2719 0,2634 0,2554 0,2478 0,2407 0,2218 — 240
135 + 0.2266 0,2193 0,2126 0,2062 0,2004 0,1947 0Д796 225
150 + 0,1581 0,1533 0,1487 0,1443 0,1403 0.1364 0,1260 — 210
165 + 0,0810 0,0787 0,0764 0,0740 0,0720 0,0702 0,0650 195
180 + 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 180
Сила Л' вызывает износ поршня и стенок цилиндра в пло-
скости качания шатуна, в результате чего происходит их ова-
лизация. Кроме того, под действием силы N образуется конус-
ность стакана цилиндра. Это происходит вследствие того, что
в начале такта расширения сила /V имеет наибольшую величину,
а при движении поршня к НМТ она постепенно уменьшается.
Отсюда следует, что сила N должна быть по возможности
меньше. Формула (23) показывает, что величина ее при данном
значении Рс зависит лишь от угла р, поэтому стремятся умень-
шить угол 6, что достигается увеличением длины шатуна или
28
уменьшением радиуса кривошипа. Однако чрезмерное увеличе-
ние длины шатуна нежелательно, так как увеличиваются габа-
риты двигателя, поэтому в авиационных двигателях удлинение
шатуна берется в пределах от ’/з Д° 1Л-
Сила К, действующая по оси шатуна
Сила К вызывает чередующиеся сжатие и растяжение
- шатуна. В первом случае эта сила считается положительной,
а во втором — отрицательной.
Кроме того, сила К вызывает износ подшипников шатуна,
Фиг. 24. График изменения силы К
Характер изменения силы К за два оборота кривошипа по-
казан на фиг. 24. Величина силы для построения графика опре-
деляется по формуле (24). Значения cosp в зависимости от
угла поворота кривошипа при различных удлинениях шатуна
приведены в табл. 5.
Таблица 5
Величины cos ₽ в зависимости от и
\Х ао\ Знак 1/3,2 1/3,3 1/3,4 1/3,5 1 3,6 1/3,7 1/4 Знак х/ / “°
0 4“ 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 + 360
15 + 0,9967 0,9969 0.9971 0,9-)73 0,9974 0,0975 0.9979 + 345
30 + 0,9877 0,9845 0.9’91 0,9897 0,9963 0,9908 0,9922 + 330
45 4- 0,9’53 0,9768 0.9782 0,9794 0,9805 0,9816 0,9843 + 315
60 + 0,9627 0,9649 0,9670 0,9689 0,9706 0,9722 0.9763 + 300
75 + 0,9534 0,9562 0,9588 0,9612 0,9613 0,9653 0,9704 + 285
90 + 0,9499 0,9530 0,9558 0,45’3 0,960 > 0,9628 0,9683 + 270
105 + 0,9534 0,9562 0,95’8 0.9612 0,9633 0,9653 0.9704 + 255
120 + (',9627 0.9649 0,9670 0,9689 0,9706 0,9722 0,9763 240
135 + 0,9’53 0,9768 0,9782 0.9794 0,9’05 0,9816 0,9843 + 225
150 + 0,98’7 0,9885 0,9891 0,9897 0,9903 0,9908 0,9922 + 210
165 + 0,9967 0,9969 0,9971 0,9973 0,9974 0,9975 0,9979 + 195
180 + 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 -U 180
29
Радиальная сила Z
Сила Z, направленная по оси кривошипа, периодически то
сжимает, то растягивает щеки кривошипа и вызывает изгиб
шатунной шейки то в одну, то в другую сторону. Совместно
с силой Т и силой инерции вращающихся масс Рц она прижи-
мает коренные шейки вала то одной, то другой стороной
к коренным подшипникам, что приводит к овализации шеек
и подшипников.
Характер изменения силы Z за два оборота кривошипа пока-
зан на графике (фиг. 25). Величина силы при построении гра-
фика определяется по формуле (25).
Фиг. 25. График изменения силы Z
о cos (я + В) ,
Значения величины —соГР"~ в зависимости от а и X приве-
дены в табл. 6.
Таблица 6
„ COS (а + ₽) ,
Величины ---- в в зависимости от а и л
cos р
\ к а° \ Знак 1/3,2 1/3,3 1/3,4 1/3,5 1/3,6 1/3,7 1/4 Знак 7 X / Z “°
0 + 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 360
15 + 0,9449 0,9455 0,9461 0,9468, 0,9474 0,9478 0,9491 + 345
30 + 0,7870 0,7894 0,7917 0,7939 0,7958 0,7978 0,8030 + 330
45 + 0,5469 0,5521 0,5567 0,5614 0,5654 0,5695 0,5801 + 315
60 + 0,2566 0,2645 0,2719 0,2789 0,2854 0,2915 0,3079 + 300
75 .— 0,0470 0,0368 0,0273 0,0184 0,0103 0,0024 0,0185 285
90 — 0,3291 0,3180 0,3077 0,2981 0,2891 0,2807 0,2582 270
105 — 0,5646 0,5545 0,5450 0,5361 0,5279 0,5200 0,4991 255
120 — 0,7434 0,7355 0,7281 0,7212 0,7146 0,7085 0,6921 240
135 — 0,8673 0,8621 0,8574 0,8529 0,8489 0,8447 0,8341 — 225
150 — 0,9451 0,9427 0,9404 0,9382 0,9362 0,9342 0,9290 — 210
165 • 0,9869 0,9864 0,9857 0,9851 0,9846 0,9842 0,9828 .—. 195
180 — 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 — 180
30
Сила Z считается положительной, когда она направлена
к оси вала, сжимая щеку, и отрицательной при направлении ее
от оси вала, когда она растягивает щеку.
Вращающая (тангенциальная) сила Т
Сила Т направлена перпендикулярно к оси кривошипа и соз-
дает момент, вращающий вал. Этот момент равен
мвр = т^ (27)
Фиг. 26. График изменения тангенциальной силы Т
График изменения силы Т за два оборота кривошипа пред-
ставлен на фиг. 26. Величина силы при построении графика
определяется по формуле (26). Значения величины S'nJ°s^ , вхо-
дящей в эту формулу, в зависимости от угла поворота криво-
шипа и удлинения шатуна приведены в табл. 7.
Т а б лиц а 7
D sin (а 4- 8)
Величины -——g—- в зависимости от а и X
COS Р
X х а° \ Знак 1/3,2 1/3,3 1/3,4 1/3,5 1/3,6 1/3,7 1/4 Знак X / / аа
0 + 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 360
15 + 0,3371 0,3348 0,3326 0,3303 0,3284 0.3266 0,3216 — 345
30 + 0.6369 0,6327 0,6288 0,6250 0.6215 0,6181 0.6091 — 330
45 + 0.8673 0,8621 0,8574 0,8529 0,8489 0,8447 0,8341 — 315
60. + 1,0066 1,0020 0,9977 0,9937 0,9^99 0,9864 О.Э-’бб — 300
75 + 1,0479 1,0452 1,0430 1,0402 1,0381 1,0359 1,0393 — 285
90 + 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1.000 — 270
105 + 0,8840 0,8867 0,8892 0,8916 0,8938 0,8930 0,9016 — 255
120 + 0,7255 0,7301 0,7343 0,7383 0,7421 0,7457 0,7551 — 240
135 + 0,5469 0,5521 0,5567 0,5613 0,5654 0,5695 0,5801 — 225
150 + 0,3631 0,3673 0,3713 0,3750 0,3’85 03819 0.3909 — 210
165 + 0,1805 0,1828 0,1850 0,1873 0,1893 0,1910 0,1961 —. 195
180 + 0,000 (',000 0,000 0,000 0 000 0,000 0,000 — 180
31
Сила Т считается положительной, если она направлена по
вращению вала, и отрицательной при противоположном на-
правлении.
Из графика изменения силы Т видно, что только в такте
расширения эта сила имеет положительное значение. Во всех
других тактах она имеет как положительные, так и отрицатель-
ные значения, меняя восемь раз свое направление за два обо-
рота кривошипа.
Такое изменение силы Т по величине и направлению обус-
ловливает неравномерность вращающего момента, а следова-
тельно, и периодические изменения величины угловой скорости
вала.
Воздушный Винт, обладающий большой инерцией, не „успе-
вает" реагировать на колебания угловой скорости вала и вра-
щается с почти постоянной угловой скоростью. Разность в уг-
ловых скоростях винта и кривошипа вызывает закручивание
и раскручивание вала, вследствие чего в нем возникают до-
полнительные напряжения. Напряжения вала сильно возрастают
и могут вызвать его поломку.
§ 9. ОПРОКИДЫВАЮЩИЙ МОМЕНТ МОТОРА
Ознакомившись с действием газовых и инерционных сил на
детали кривошипно-шатунного механизма, рассмотрим, какое
влияние оказывают некоторые из этих сил на опоры двигателя —
на его подмоторную раму и через нее на самолет.
Из фиг. 27 видно, что вращающий момент, приложенный
к коленчатому валу,сможет быть выражен формулой
Л4вр = Кн.
J Этот момент передается на воздушный винт и преодолевает
сопротивление воздуха при вращении винта.
В то же время сила N, действуя на стенку цилиндра, жестко
закрепленного на картере, создает момент, стремящийся повер-
нуть двигатель в сторону, противоположную вращению винта
и вала.
Величина этого опрокидывающего момента равна
м = NH.
опр
Этот момент воспринимается опорами двигателя.
Докажем равенство вращающего и опрокидывающего мо-
ментов. Треугольники АОВ и АаЬ подобны, поэтому
N _ К
ОВ ~ АО ’
но ОВ = Л и АО = Н, следовательно,
NH=Kh.
32
Таким образом, мы приходим к выводу, что у мотора без
редуктора вращающий момент, приложенный к коленчатому
валу, уравновешивается моментом сопротивления винта, а опро-
кидывающий момент мотора — реакциями его опор. По своей
абсо потной величине все перечисленные моменты равны между
собой.
Под действием опрокидывающего момента самолет имеет
тенденцию крениться в сторону, протпвопол ;жную вращению
винта. Для устранения этого нежелательного крена на самоле-
тах предусмотрены специальные устройства.
Фиг. 27. Определе-
ние опрокидываю-
щего момента у
мо юра без редук-
тора
Фиг. 28. Определение оп-
рокидывающего момента
у мотора с редуктором:
I и 2 — шестерни редуктора
Рассмотрим теперь действие опрокидывающего момента при
наличии на моторе редуктора со смещенной осью (фиг. 28).
Вращающий момент от коленчатого вала передается на вал
редуктора три помощи шестерен 1 и 2.
От зуба ведущей шестерни /, закрепленной на коленчатом
валу, передается некоторая сила Р на зуб ведомой шестерни 2,
сидящей на валу редуктора. Момент этой силы равен вращаю-
щему моменту, передаваемому от коленчатого вала, т. е.
3—472
(28)
33
В данном случае, как и в безредукторном моторе, момент
силы равен по величине вращающему моменту, поэтому
Ч'ПР=<Р=^-
Чтобы выяснить, как влияет сила Р на величину опрокиды-
вающего момента, проделаем следующее.
Приложим к оси вращения редуктора (точка О') две проти-
воположно направленные силы, параллельные и равные по ве-
личине силе Р. Система сил от этого не изменится. Таким
образом, получаем пару сил, момент которой равен Рг2, и,
кроме того, силу Р, приложенную в точке О' на расстоянии
G + ri от оси вращения коленчатого вала.
Момент пары сил Рг± передается на винт, а произведение
силы Р на плечо + г2) представляет собой опрокидывающий
момент ЛТо''р, который, так же как и опрокидывающий момент
Л7о'пр от силы 7V, передается на опоры двигателя, но эти опро-
кидывающие моменты направлены в противоположные стороны.
Таким образом, действительный момент, передающийся на
опоры двигателя, раьен
ЛГ = М' — ЛГ
опр опр опр
или
Чпр = ро — Р (Ч + г2) = — Рг2. (29)
Это уравнение показывает, что при наличии редуктора со
смещенной осью опрокидывающий момент, так же как и в слу-
чае безредукторного мотора, равен по величине и противопо-
ложен по направлению вращающему моменту, действующему
на винт. Аналогичное явление имеет место и в двигателях
с соосными редукторами. На равенстве этих моментов осно-
вано определение мощности двигателей на балансирных станках.
При этом эффективная мощность двигателя определяется
по формуле
^вннга явивта
— 716^2 •
Вместо ЛТвинга в эту формулу подставляют величину Л/ОпР, за-
меренную на балансирном станке.
Сравнивая между собой формулы (29) и (28), мы видим, что
при одинаковых значениях вращающего момента коленчатого
вала опрокидывающий момент у моторов с редукторами больше,
чем у моторов без редукторов.
ГЛАВА III
РАВНОМЕРНОСТЬ ХОДА И УРАВНОВЕШЕННОСТЬ
ДВИГАТЕЛЯ
§ 10. РАВНОМЕРНОСТЬ ХОДА ДВИГАТЕЛЯ
Равномерность хода двигателя определяется величиной ко-
лебания угловой скорости вала. Двигатель, у которого угловая
скорость вала строго постоянна, называется двигателем с иде-
ально равномерным ходом. Равномерность хода двигателя
определяется степенью приближения ее к равномерности хода
двигателя с идеально равномерным ходом.
Основным фактором, от которого зависит равномерность
хода двигателя, является изменение величины момента, вращаю-
щего вал.
Рассмотрим, как изменяется вращающий момент, создаваемый
работой одного цилиндра.
Из формулы /Иьр=77? видно, что вращающий момент изме-
няется по тому же закону, что и тангенциальная сила Т (радиус
кривошипа — величина постоянная). График изменения вращаю-
щего момента за два оборота кривошипа приведен на фиг. 29.
Физический смысл этих изменений вращающего момента
становится ясным, если сопоставить направление результирую-
щей силы Рс с направлением вращения вала. В верхних и ниж-
них мертвых точках AfFp = O, так как при этих положениях
кривошипа плечо силы Рс относительно оси вращения криво-
шипа равно нулю.
В такте выпуска на поршень действует лишь сила инерции
поступательно-движущихся масс, которая в диапазоне угла по-
ворота кривошипа от 180 до 285° направлена вниз, противо-
действуя вращению вала. Отсюда следует, что вращающий
момент, создаваемый работой рассматриваемого цилиндра,
имеет на этом участке отрицательное значение.
При дальнейшем повороте кривошипа в такте выпуска от
285 до 360° сила инерции поступательно-движущихся масс на-
правлена вверх, способствуя вращению вала, поэтому на этом
участке вращающий момент положителен. Изменение вращаю-
щего момента в остальных тактах рекомендуется учащимся
3* 35
проследить самостоятельно. Укажем лишь, что в конпе такта
сжатия характер кривой вращающего момента (фиг. 29) зависит
от соотношения величин силы давления газов и силы инерции
постх пательно-движушихся масс, следовательно, на этом участке
вращающий момент может иметь в одних случаях положитель-
ное значение, а в других отрицательное.
Фиг. 29. График изменения вращающего момента, передающегося на кривошип
при работе одного цилиндра
Работа, произведенная вращающим моментом, приложенным
к кривошипу, определяется произведением этого момента на
угол поворота кривошипа, выраженный в радианах. На графике
обычно д е гея изменение 7Ивр в зависимости от угла поворота
кривошипа « в градусах. Эги углы можно легко перевести
в радианы. Тогда работа вращающего момента изобразится
площадью, ограниченной кривой Л1вр и осью углов а (фиг. 30).
Фиг. 30. Определение среднего вращающего момента
36
При расположении площади над осью работа вращающего мо-
мента считается положительной, если же площадь расположена
под осью — работа отрицательна.
Разность между положительными и отрицательными пло-
щадками (обозначим ее Fu) представляет собой работу вра-
щающего момента за два оборота кривошипа.
Для упрощения формул, по которым определяются работа
и мощность двигателя, введем понятие о среднем вращающем
моменте Мр.с?.
Средним вращающим моментом называется такой постоян-
ный мопент, который за два оборота кривошипа производит
такую же работу, как и действительный вращающий момент,
изменяющийся по величине и направлению.
Работа среднего вращающего момента изображается на гра-
фике площадью прямоугольника (ьта площадь на фиг. 30 за-
штрихована), равновеликого площади Дц. Высота этого прямо-
угольника равна величине среднего вращающего момента
и может быть найдена делением площади Дц на длину отрезка а,
соответствующего углу поворота кривошипа на 723° (4к рад.).
Отношение максимального значения вращающего момента
к его среднему значению называется степенью неравно-
мерности вращающего момента и обозначается бук-
вой К.
is__ ‘^вр. max
Чф.СР
(30)
В случае идеально равномерной работы двигателя 7Ивр тах =
= 2Ивр. ср и тогда величина К равна единице. Чем больше ве-
личина К отличается от единицы, тем меньше равномерность
работы двигателя.
С увеличением числа цилиндров (при равномерном чередо-
вании их работы) увеличивается значение /И ср при незначи-
тельном изменении /И р Лах, следовательно, равномерность ра-
боты двигателя повышается. Однако, даже при большом числе
цилиндров добиться полной равномерности работы невозможно,
так как суммарный вращающий момент, передаваемый па ко-
ленчатый вал от всех цилиндров, все же несколько изменяется
по величине, как это видно из графика, построенного для
шестицилиндрового двигателя (фиг. 31)
Неравномерность вращающего момента вызывает колебание
углозой скорости коленчатого вала.
Рассмотрим физическую сущность этого явления.
Воздушный винт, обладая большим моментом инерции, вра-
щается с почти постоянной угловой скоростью, преодолевая
при этом постоянное но величине сопротивление. Поэтому ра-
бота мотора, затрачиваемая на преодоление сопротивления
37
Мвр суммарный
Фиг. 31. График изменения вращающего момента шестицилиндрового
двигателя
винта, одинакова за равные промежутки времени, или за рав-
ные углы поворота вала.
Работа, необходимая для вращения винта за некоторый
промежуток времени, как это видно на графике, представленном
на фиг. 31, выражается заштрихованной площадкой aclb. Ра-
бота же вращающего момента за тот же промежуток времени
изображается площадкой ac'db. Избыточная работа cc'd вызы-
вает увеличение угловой скорости вала. В следующий проме-
жуток времени работа вращающего момента оказывается меньше
работы, необходимой для вращения винта, вследствие чего
угловая скорость вала уменьшается.
Если взять максимальное и минимальное значения угловых
скоростей кривошипа и разделить разность этих значений на
среднюю угловую скорость, то получим так называемый коэф и-
циент неравномерности хода:
?> = T..>in. (31)
“ср
В идеальном случае u>mttx = “mm и тогда 8 = 0. Чем ближе
к нулю значение 8, тем большей равномерностью хода обладает
двигатель.
Уменьшение коэфициента неравномерности хода двигателя
может быть достигнуто двумя путями:
— увеличением числа цилиндров, в результате чего вырав-
нивается вращающий момент на валу двигателя;
— увеличением момента инерции частей, вращающихся
вместе с валом, так как большая инерция вращающихся масс
способствует более равномерному вращению вала.
На коленчатые валы двигателей, у которых инерция вра-
щающихся масс недостаточна для обеспечения нужной равно-
мерности хода, ставится маховик, назначение которого состоит
в том, чтобы улучшить равномерность хода двигателя.
38
У авиационных двигателей роль маховика выполняет воз-
душный винт, обладающий большим моментом инерции. Если
же авиационный мотор устанавливается без винта, как, напри-
мер, двигатель танка, то для достижения необходимой равно-
мерности хода ставится маховик.
Увеличение числа цилиндров повышает равномерность хода
двигателя, как это видно из данных, приведенных в табл. 8.
Таблица 8
Значения величин К и о для различных двигателей
Число ци 1 ин- Дроз 1 2 3 4 5 6 7 8 9 12 14
К 7,73 3,46 2,71 2,09 2,03 1,48 1,61 1,36 1,32 1,13 1,09
Ъ 10,54 5,55 3,58 2,14 1,97 1,12 1,18 0,86 0,72 0,23 0,12
В этой таблице даются значения величин К и 8 при условии,
что работа всех цилиндров одинакова. В противном случае(на-
пример, при неправильной регулировке зазоров в клапанах или
если один из цилиндров не работает) равномерность хода
резко ухудшается, вследствие чего появляется тряска и вибра-
ции деталей двигателя.
Наилучшая равномерность хода двигателя получается при
чередовании работы цилиндров через равные углы поворота
коленчатого вала. Поэтому, как правило, в многоцилиндровых
двигателях работа цилиндров происходит через равные углы
поворота вала, определяемые по формуле
где I— число цилиндров.
§ 11. УРАВНОВЕШЕННОСТЬ ДВИГАТЕЛЯ
Двигатель называют уравновешенным, если при уста-
новившемся режиме работы его опоры (станок, моторная рама)
испытывают усилия, постоянные по величине и напра'лению.
Как было установлено выше, при работе двигателя возни-
кают переменные силы, вызывающие его неуравновешенность.
Поэтому задача уравновешивания двигателя заключается в том,
чтобы из сил, переменных по величине или по направлению,
создать такое сочетание их, при котором равнодействующая
этих сил и сумма их моментов были бы постоянны по величине
и направлению или в частном случае оказались бы равными
нулю.
39
Все силы и моменты, действующие нз двигатель и передаю-
щиеся на его опоры, можно разделить на две группы:
а) внешние силы и моменты, к которым относятся: вес
двигателя; сила сопротивления воздуха; момент сопротивления
винта; реакция отходящих газов и сила тяги;
6) внутренние силы: сила давления газов; сила инерции
вращающихся масс; сила инерцли поступательно-движущихся
масс.
Сила веса двигателя постоянна по величине и направлению
и поэтому на уравновешенность двигателя не влияет.
Момент сопротивления винта, даже при установившемся ре-
жиме работы, является величиной переменной и оказывает не-
которог влияние на уравновешенность двигателя. Этот момент
можно полностью уравновесить лишь постановкой двух одина-
ковых винтов, вращающихся в противоположные стороны.
Однако неуравновешенность, вызванная моментом сопротивления
винта, настолько незначительна, что усилия, передаваемые им
на опоры, считаются практически постоянными. По той же при-
чине и силу сопротивления воздуха также считают постоянной
и не влияющей на уравновешенность двигателя.
Реакция отходящих газов незначительна, поэтому практиче-
ского значения для уравновеш- нности двигателя она не имеет.
Таким образом, можно считать, что внешние силы на урав-
новешенность двигателя не влияют.
Рассмотрим влияние внутренних сил.
Сила давления газов Рт при любом положении кривошипа
вызывает две равные и противоположно направленные силы.
Одна из этих сил приложена к центру поршневого пальца
и через кривошипно-шатунный механизм передается на картер
Фиг. 32. Влияние внутренних сил двигателя на его
уравновешенность
40
другая же сила приложена к днищу цилиндра (фиг. 32). Таким
образом, газовые силы взаимно уравновешиваются и hi опоры
двигателя не передаются, а следовательно, на уравновешенность
двигателя они не влияют.
Сила инерции поступательно-движущихся масс Pj переменна
по величине и направлению. Она приложена к центру поршне-
вого пальца и через шатун и кривошип передается на картер.
В зависимости от направления сила Pj то прижимает мотор
к его опорам, то стремится оторвать его от опор. Таким обра-
зам, сила инерции поступательно-движущихся масс создает не-
уравновешенность Двигателя.
Сила инерции вращающихся масс Ри постоянна по величине.
Так как эта сила действует по оси вращающегося кривошипа,
то направление ее непрерывно изменяется, вследствие чего
создается неуравновешенность двигателя.
Таким образом, из всех сил, действующих в двигателе, лишь
силы инерции вращающихся и поступательно-движущихся масс
оказывают влияние на его уравновешенность. Отсюда следует,
что задача уравновешивания авиационного двигателя сводится
к уравновешиванию этих сил.
§ 12. УРАВНОВЕШИВАНИЕ СИЛЫ ИНЕРЦИИ ВРАЩАЮЩИХСЯ МАСС
Допустим, что требуется уравновесить вращающуюся массу т,
расположенную на расстоянии R от оси вращения (фиг. 33).
Сила инерции этой массы равна
Рц = tnRu?.
Расположим на противопо-
ложной стороне другую массу т',
отстоящую на расстоянии р от
оси вращения. Сила инерции
этой массы равна
Рц — от'рч»2.
Система будет уравновешена»
если Ри = Рц, откуда следует
равенство
rnR — w'p. (33)
Таким образом, условие урав-
Фиг. 33. Уравновешивание
вращающейся массы
новешенности вращающихся
масс, расположенных на прямой, перпендикулярной к оси их
вращения, и по обе стороны от нее, заключается в том, что
произведения каждой массы на радиус ее вращения должны
быть равны между собой.
Если рассматриваемую систему положить на „ножи" так,
чтобы ее ось вращения занимала строго горизонтальное поло-
41
жение (фиг. 34), то система будет находиться в безразличном
равновесии, так как ее центр тяжести расположен на оси вра-
щения. В этом случае система называется статически
у равновешенной.
Фиг. 34. Статически уравновешенная
система
Фиг. 35. Статически не-
уравновешенная система
Система, центр тяжести которой не совпадает с осью вра-
щения, считается статически неуравновешенной
(фиг. 35). При ее вращении возникает переменная по направле-
нию центробежная сила инерции, приложенная к центру тяжести
системы.
Эта сила инерции изгибает вал и, передаваясь на опоры,
вызывает тряску системы.
Однако статическое уравновешивание еще не исключает воз-
можности возникновения переменных сил, передающихся на
опоры во время вращения системы. Так, например, система,
представленная на фиг. 36 и состоящая из двух одинаковых
по величине вращающихся масс, равноудаленных от оси враще-
ния, является статически уравновешенной. Однако при вращении
этой системы возникают центробежные силы, создающие пару
сил, момент которой равен М = Р^а.
Фиг. 36. Динамически не- Фиг. 37. Динамически уравнове-
уравиовешенная система шенвая система
42
Этот момент действует в плоскости вращающихся масс
й вращается вместе с ними, следовательно, его направление не-
прерывно меняется, в результате чего появляется тряска уста-
новки, на которой закреплена система. Система, при вращении
которой возникают неуравновешенные моменты, называется
динамически неуравновешенной.
Если уравновешивающую массу невозможно расположить
так, чтобы она вращалась в одной плоскости с основной мас-
сой, то для статической и динамической уравновешенности
устанавливают две дополнительные массы, как показано на
фиг. 37.
Центробежные силы инерции этих трех вращающихся масс
равны:
Рц = /П/?Ц>2;
Рц — /й'р'ш2;
р; = т''р"ш-.
Условия полной уравновешенности такой системы заклю-
чаются в следующем.
1. Противоположно направленные силы инерции вращаю-
щихся масс должны быть равны между собой, т. е.
Р =^Р'л-Р"
Ц ‘ ПГ ц
ИЛИ
mR — т'р1 + т"р". (34)
2. Моменты сил инерции уравновешивающих масс относи-
тельно точки О приложения основной центробежной силы
должны быть равны между собой, т. е.
Р'ца =Р"6
или
т’р'а = т”рпЬ. (35)
Когда массы т' и т", а также радиусы их вращения р' и р"
равны по величине, уравнение (34) принимает вид
mR = 2т'р'. (36)
Это уравнение выражает условие статической уравновешен-
ности системы.
В свою очередь уравнение (35) при /п' = /п" ир' = р" прини-
мает вид
а = Ь, (37)
т. е. уравновешивающие массы должны быть расположены
симметрично основной вращающейся массе. Этим обеспечи-
вается динамическая уравновешенность системы.
Уравновешенность моментов сил инерции коленчатых валов
с четным числом кривошипов (массы которых одинаковы) до-
стигается симметричным расположением кривошипов относи-
43
тельно вертикальной оси, проходящей через середину средней
коренной шейки коленчатого вала (зеркальная симметрия вала).
Коленчатые валы звездообразных двигателей (с одним или
двумя кривошипами) уравновешиваются при помощи проти-
вовесов.
Выбор места установки противовесов зависит от конструк-
тивных возможностей. Противовесы подбираются так, чтобы
обеспечить статическую и динамическую уравновешенность
двигателя.
Таким образом, уравновешивание лвигателей достигается
либо применением противовесов, устанавливаемых на коленча-
том вале (звездообразные двигатели), либо таким расположе-
нием кривошипов, при котором переменные силы инерции
взаимно уравновешиваются (рядные двигатели). Внешними
признаками неуравновешенности являются тряска и вибрации
двигателя, вызыв: ющие расшатывание подмоторной рамы
и узлов самолета, нарушение соединений масло-, бензо- и вело-
магистралей и т- п. Поэтому требование уравновешенности,
как и достаточной равномерности хода, считается одним из
основных требований, предъявляемых к авиадвигателям.
Добиться полной статической и динамической уравновешен-
ности сил инерции поступательно-движущихся масс удается не
во всех конструкциях двигателей. Неуравновешенность двига-
теля считается допустимой, если неуравн твешенные силы
инерции вызывают свободные колебания двигателя (не закреп-
ленного на подмоторной раме), амплитуда которых не превы-
шает 0,3—0,4 мм.
Выводы.
1. Постоянные по величине и направлению внешние силы
влияния на уравновешенность двигателя не оказывают.
2. Неуравновешенность является результатом действия инер-
ционных сил на опоры лвигателя.
3. Зеркальная симметрия коленчатого вала при одинаковых
по размерам и массам кривошипах и четном их числе обеспе-
чивает уравновешенность сил инерции и их моментов, созда-
ваемых вращающимися массами. На такой вал противовесы не
устанавливаются.
§ 13. ПОРЯДОК РАБОТЫ ЦИЛИНДРОВ ДВИГАТЕЛЯ
Рассмотрим общие положения, обусловливающие тот или
иной выбор порядка работы цилиндров.
Для лучшей ра номерности хода двигателя вспышки в ци-
линдрах должны происходить через равные углы поворота
коленчатого вала. Эти углы называются углами между вспыш-
ками и обозначаются через а.
У четырехтактных двигателей все цилиндры должны прора-
ботать за два оборота коленчатого вала, поэтому угол между
вспышками определяется по формуле (32).
44
В момент вспышки газов поршень должен находиться у ВМТ.
3 многоцилиндровых двигателях последовательность подхода
поршней к ВМТ зависит от расположения кривошипов колен-
чатого вала и от расположения цилиндров. Поэтому равномер-
ное чередование работы цилиндров требует собцодения сле-
дующих условий:
1. В однорядном двигателе (фиг. 38) угол ср между криво-
шипами, называемый углом заклинки, должен быть равен углу
поворота вала между вспышками, т. е. <? = а.
Фиг. 38. Углы между кривошипами вала четырех-
и шестицилиндровых рядных двигателей
2. В многорядных двигателях вспышки должны чередоваться
последовательно по рядам. После вспышки в цилиндре первого
ряда происходит вспышка в цилиндре другою ряда и т. д.
Если число рядов обозначить через Z, то угол поворота колен-
чатого вала между двумя последовательными вспышками в ци-
линдрах какого-либо одного ряда должен быть в Z раз больше
угла а, т. е.
a'=a-Z = <p. (38)
Чтобы обеспечить равномерность между вспышками в ци-
линдрах различных рядов, необходимо, чтобы угол у между
ссями цилиндров соседних рядов, называемый углом развала
цилиндров (фиг. 39), был раген углу между вспышками; отсюда
следхет, что вторым условием равномерности чередования
вспышек в рядных двигателях является соблюдение равенства
a = у. (39)
3. В однорядных звездообразных двигателях все цилиндры
’расположены в одной плоскости и обслуживаются одним кри-
вошипом. Угол развала цилиндров У = —у-, а угол между
720 1
вспышками а = —
45
Следовательно, у звездообразных двигателей угол между
вспышками равен удвоенному углу развала цилиндров, т. е.
а = 2у. (40)
Рассмотрев общие требования, предъявляемые к двигателям
с точки зрения их уравновешенности, равномерности хода и
порядка работы цилиндров, покажем, в какой мере удовлетво-
ряют этим требованиям двигатели различных типов.
Фиг. 39. Угол развала цилиндров
Изучение динамики двигателя того или иного типа целе-
сообразно проводить в такой последовательности.
1) уравновешенность сил инерции вращающихся масс и их
моментов;
2) уравновешенность сил инерции поступательно-движущихся
масс и их моментов;
3) порядок работы цилиндров;
4) изменение суммарного вращающего момента, действую-
щего на вал, и равномерность хода двигателя.
ГЛАВА IV
УРАВНОВЕШЕННОСТЬ И РАВНОМЕРНОСТЬ ХОДА
СДНОРЯДНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
§ 14. УРАВНОВЕШЕННОСТЬ И РАВНОМЕРНОСТЬ ХОД\
ОДНОЦИЛИНДРОВОГО ДВИГАТЕЛЯ
Коленчатый вал одноцилиндрового двигателя схематически
показан на фиг. 40.
Фиг. 40. Схема коленчатого вала одно-
цилиндрового двигателя
Массу вращающихся частей, включая и массу шатуна, отнесен-
ную к ним, считаем сосредоточенной в центре шатунной шейки.
При вращении кривошипа с угловой скоростью <о возникает
сила инерции
Эту силу уравновешивают двумя противовесами, укреплен-
• ными на продолжении щек. Массы противовесов одинаковы
и расположены на равном расстоянии от оси кривошипа, что
обеспечивает как статическую, так и динамическую уравнове-
шенность вращающихся масс.
47
Условие статической уравновешенности сил инерции вра-
щающихся частей выражается уравнением
Р =2Р
ц пр>
где Рлр — центробежная сила инерции одного противовеса,
равная /ппррш2.
Подставляя в это уравнение значения сил Рц и Рпр и выра-
жая массы через вес и ускорение силы тяжести, получим
вр о __ о пр о
9,81 ~ 2 9/Л Р ’
или (41)
G R='2G о,
вр ' лр“’
где G— вес вращающихся частей в кг\
Gnp— вес одного противовеса в кг-,
р — расстояние от центра тяжести противовеса до оси
его вращения в мм.
В уравнении (41) GBp и R являются известными величинами.
Значение р подбирается с таким расчетом, чтобы габариты
картера были по возможности меньше. Таким образом, вес
противовеса может быть определен по формуле
О (42)
лр 2р 4 '
Силы инерции поступательно-движущихся масс могут быть
также уравновешены при помощи противовеса, но только
частично.
При вращении кривошипа, снабженного двумя противове-
сами, возникает сила инерции противовесов Рпр, направленная
от оси вращения (фиг. 41,а). Перенесем эту силу в точку О
и разложим на две составляющие, из которых одна Ру напра-
влена по оси цилиндра, а другая Рх—перпендикулярно первой.
Составляющая Р, направлена противоположно силе PJt следова-
тельно, в случае равенства этих сил они будут взаимно уравно-
вешены. Однако при этом остается неуравновешенной горизон-
тальная сила Рх.
Если взять массы противовесов с таким расчетом, чтобы
развиваемая ими сила инерции была равна силе инерции Ру
при положении поршня в ВМТ (фиг. 41,0), то в этот момент
равнодействующая этих двух сил будет равна нулю. Однако
при всяком ином положении кривошипа составляющая Ру не
равна силе Pjt и по оси цилиндра будет действовать неуравно-
вешенная сила, равная — Ру. Таким образом, при помощи про-
тивовесов удается лишь частично уравновесить силу инерции Pjt
но при этом приходитая считаться с наличием еще одной
неуравновешенной силы Рх, направленной перпендикулярно
силе Рг
48
Фиг. 41. Уравновешивание силы инерции поступательно-движущихся
масс одноцилиндрового двигателя
Обычно противовесами уравновешивают от */3 до 2/3 наиболь-
шего значения силы Pt. При этом оставшиеся неуравновешен-
ными вертикальная сила, равная Р,— Ру, и горизонтальная
сила Рх оказывают меньшее влияние на уравновешенность дви-
гателя, чем полная сила Ру, действующая при отсутствии про-
тивовесов.
Чтобы при этом не нарушить уравновешенности вращаю-
щихся масс, общий вес противовесов подбирают так, чтобы
сила инерции противовесов уравновешивала силы инерции вра-
щающихся масс и частично силы инерции поступательно-дви-
жущихся масс.
Равномерность хода и изменение вращающего момента
одноцилиндрового двигателя были подробно рассмотрены в § 10
„Равномерность хода двигателя".
Так как вращающий момент, приложенный к кривошипу,
принимает периодически положительные, отрицательные и ну-
левые значения, то существуют такие положения кривошипа,
когда вращающий момент действует в сторону, противополож-
ную вращению коленчатого вала. Для преодоления момента,
препятствующего вращению вала, необходима посторонняя
сила.
Такой силой является инерция маховика, который благодаря
большой массе его обода способствует равномерному враще-
нию вала.
Таким образом, мы приходим к выводу, что для достиже-
ния уравновешенности одноцилиндрового двигателя необходимо
ставить противовесы, а равномерность хода достигается посред-
ством установки маховика.
4-472
49
5 15. УРАВНОВЕШЕННОСТЬ И РАВНОМЕРНОСТЬ ХОДА
ДВУХЦИЛИНДРОВОГО ДВИГАТЕЛЯ
У двухцилиндрового двигателя угол поворота вала между
вспышками должен быть равен
а = ™ = 360°,
а угол между кривошипами
<р =а = 360°.
Отсюда следует, что кривошипы должны быть установлены
под углом 360° (фиг. 42). Однако такой двигатель по уравно-
вешенности не отличается
Фиг. 42. Схема двухцилиндро-
вого двигателя с кривошипами
под углом 360°
от одноцилиндрового двигателя,
причем благодаря наличию двух
поршней величина неуравновешен-
ной силы инерции поступательно-
движущихся масс получается зна-
чительно больше, чем у одноцилин-
дрового двигателя.
Поэтому двухцилиндровые дви-
гатели с кривошипами, располо-
женными под углом 360°, практи-
ческого применения не имеют.
Рассмотрим схему двухцилин-
дрового двигателя с кривоши-
пами, расположенными под углом
180° (фиг. 43). У такого двигателя
равномерное чередование вспышек
возможно лишь в том случае, если
цилиндры расположены также под
углом 180°.
В данном случае коленчатый вал статически уравновешен,
так как его центр тяжести находится на оси вращения. Однако
центробежные силы инерции кривошипа, образующие пару сил
с плечом а, вызывают динамическую неуравновешенность дви-
гателя. Динамическая уравновешенность двигателя достигается
путем установки двух противовесов, центробежные силы кото-
рых образуют пару с моментом, равным моменту пары сил Ри.
Равенство этих моментов выражается уравнением
Р^ = Р^,
где P^mJW, а Рпр = тпрР^.
Выразив массы и тпр через соответствующие им веса
Овр и СпР и ускорение силы тяжести, получим
°врРа=Спр?Ь. (43)
50
В этой формуле величины GBp, g, p, a и b известны. Зная их,
можно определить величину Gnp.
В обоих цилиндрах закон изменения сил Ру одинаков, сле-
довательно, при любом положении кривошипов силы Pj одина-
ковы по величине, но противоположны по направлению. Таким
Фиг. 43. Уравновешивание сил инерции двухцилиндрового
двигателя при расположении цилиндров под углом 180°
образом, силы инерции поступательно-движущихся масс обра-
зуют пару сил с плечом а, момент которой
= P/i.
Уравновесить этот момент противовесами невозможно, так
как центробежные силы противовесов будут создавать пару
с постоянным по величине моментом, в то время как момент
пары сил Pj является переменной величиной.
Рассмотрим, как изменяется суммарный вращающий момент
у двухцилиндрового двигателя.
Кривая изменения суммарного вращающего момента может
быть построена графическим или аналитическим способом.
При графическом способе строят кривые изменения вращающих
моментов для каждого цилиндра в отдельности, причем одну
из кривых смещают по отношению к другой на расстояние,
соответствующее на графике углу 360° поворота коленчатого
вала (фиг. 44). Складывая алгебраически ординаты обеих кри-
вых, получают график суммарного вращающего момента, пред-
ставленный на фиг. 45.
4*
51
Фиг. 44. Вращающие моменты, приложенные к кривошипам
двухцилиндрового двигателя
Как видно из графика, суммарный вращающий момент
двухцилиндрового двигателя имеет положительные, отрицатель-
ные и нулевые значения, следовательно, для достижения доста-
точной равномерности вращения вала необходим маховик.
Фиг. 45. Суммарный вращающий момент двухцилиндрового двигателя
Таким образом, мы приходим к следующим выводам:
1. В двухцилиндровом двигателе силы инерции вращаю-
щихся масс образуют пару сил, момент которой уравновеши-
вается противовесами.
2. Силы инерции поступательно-движущихся масс создают
пару сил, момент которой остается неуравновешенным.
3. Для получения достаточной равномерности хода необхо-
дим маховик.
52
§ 16. УРАВНОВЕШЕННОСТЬ И РАВНОМЕРНОСТЬ ХОДА
ЧЕТЫРЕХЦИЛИНДРОВОГО ДВИГАТЕЛЯ
Угол поворота вала между вспышками у четырехцилиндро-
вого двигателя составляет
a = Z??= 180°
а угол между кривошипами
т = а = 180°.
Из всех возможных вариантов расположения кривошипов
коленчатого вала, представленных на фиг. 46, наилучшим
является вариант, изображенный
на фиг. 46, в. Такой вал статически
уравновешен и благодаря его зер-
кальной симметричности обеспе-
чивает уравновешенность сил инер-
ции вращающихся масс и их мо-
ментов без применения противо-
весов.
Все цилиндры четырехпилин-
дрового двигателя расположены
в один ряд, а кривошипы — под
углом 180°. Когда в первом и
четвертом цилиндрах поршни при-
ходят в ВМТ, во втором и третьем
цилиндрах поршни находятся
Фиг. 46. Возможные схемы
коленчатых валов четырех-
цилиндровых двигателей
в НМТ. Очевидно, что при этом
положении кривошипов (фиг. 47,а)
силы инерции поступательно-дви-
жущихся масс в различных цилин-
драх неодинаковы, причем силы Р?1 и Р>4 имеют максимальное
значение и отрицательны, а силы Р>2 и Руз по величине зна-
чительно меньше первых и положительны.
Фиг. 47. Уравновешивание сил инерции четырехцилиндрового двигателя:
а — уравновешивание сил Pj ; б — уравновешивание сил Рц
53
Равнодействующая всех сил PJfi, равная их алгебраической
сумме, остается неуравновешенной.
Так как величины и направления сил Ру изменяются в от-
дельных цилиндрах в зависимости от угла поворота вала, то
и равнодействующая этих сил оказывается переменной по вели-
чине и' по направлению. Моменты сил инерции поступательно-
движущихся масс, несмотря на непрерывное изменение их по
величине, при любом положении кривошипов взаимно уравно-
вешиваются, так как М'^ =
Для лучшего уяснения вопроса об уравновешенности сил
инерции поступательно-движущихся масс четырехцилиндрового
двигателя вспомним, как изменяются силы инерции первого
и второго порядка (см. фиг. 16). В верхней и нижней мертвых
течках силы инерции первого порядка равны по величине
и противоположны по направлению. Изменяясь по закону cos я,
эти силы при любом положении кривошипов четырехцилиндро-
вого двигателя взаимно уравновешиваются. Силы инерции вто-
рого порядка при положении кривошипов в ВМТ и НМТ равны
по величине и направлены в одну сторону, создавая, таким
образом, неуравновешенную силу, равную учетверенной силе
инерции второго порядка одного цилиндра и направленную
вверх. При повороте вала на 45° равнодействующая всех сил
второго порядка равна нулю.
При повороте вала на 90° равнодействующая снова дости-
гает максимального значения, но направлена вниз. Таким обра-
зом, силы инерции второго порядка в четырехцилиндровом
двигателе остаются неуравновешенными.
Максимальное значение неуравновешенной силы PJK равно
Р „ = 4/иРш2).. (44)
Силы инерции вращающихся масс четырехцилиндрового
двигателя и моменты этих сил полностью уравновешены (что
видно из фиг. 47,6), так как
+ рц4 = рц2 + рцз и = ЛГ4, а М2 = ЛГ3.
Переходя к вопросу о порядке работы цилиндров четырех-
цилиндрового двигателя, условимся первую вспышку давать
в первом цилиндре. К моменту следующей вспышки, т. е.
через 180° поворота вала, в ВМТ будут находиться поршни
третьего и второго цилиндров, следовательно, вспышку можно
дать в любом из них. После поворота вала еще на 180® в ВМТ
снова окажутся поршни первого и четвертого цилиндров, а так
как первый цилиндр }же отработал, то вспышку следует дать
в четвертом цилиндре и т. д. Таким образом, возможны сле-
дующие два варианта порядка работы цилиндров (фиг. 48):
1—3—4—2 или 1—2—4—3.
54
Недостатком обоих вариантов является неравномерная на-
грузка на вал и подшипники: сначала нагружается одна поло-
вина вала, а затем другая.
На фиг. 49 представлен гра-
фик изменения суммарного вра-
щающего момента четырехци-
линдрового двигателя. Этот гра-
фик строится таким же способом,
хак и для двухцилиндрового
двигателя. В данном случае кри-
вые изменения вращающих мо-
ментов, действующих на отдель-
ные кривошипы, смещены одна
по отношению к другой на угол
180° поворота коленчатого вала.
Как видно из графика, вращаю-
Фиг. 48. Возможные порядки работа
цилиндров четырехцилиндрового дви-
гателя
щий момент у четырехцилиндро-
вого двигателя не имеет отрицательных значений. Однако при
некоторых положениях коленчатого вала вращающий момент
равен нулю. Чтобы выводить вал из этих положений и обеспечить
достаточную равномерность хода, устанавливается маховик.
Таким образом, в четырехцилиндровом двигателе силы
инерции вращающихся масс и силы инерции поступательно-
движущихся масс первого порядка, а также моменты всех сил
инерции взаимно уравновешиваются без противовесов. Это
является большим достоинством четырехцилиндровых двигате-
лей, вследствие чего они получили большое распространение
как автотракторные двигатели.
Силы инерции второго порядка обычно остаются неуравно-
вешенными и достигают большой величины (иногда свыше
1000 кг).
55
L
§ 17. УРАВНОВЕШЕННОСТЬ И РАВНОМЕРНОСТЬ ХОДА
ОДНОРЯДНОГО ШЕСТИЦИЛИНДРОВОГО ДВИГАТЕЛЯ
У такого двигателя угол поворота вала
составляет
между вспышками
а = 120°,
о
а угол между кривошипами
<р = а= 120°.
Наилучшее расположение кривошипов коленчатого вала
такое, которое обеспечивает статическую уравновешенность
вала и его зеркальную симметрию (фиг. 50).
Фиг. 50. Уравновешивание сил Ри шестицилиндрового двигателя
Уравновешенность сил инерции вращающихся
масс
К каждому кривошипу приложена центробежная сила инер-
ции Рц. Заменим силы Ри каждой пары кривошипов, лежащих
в одной плоскости, их равнодействующей (фиг. 50). Таким
образом, мы получим систему из трех сил (Рц]+ Рц6), (Р^+Р^),
(РцЛ + РцА), равных по величине, приложенных к одной точке
и расположенных под углом 120° одна к другой. Равнодей-
ствующая этих трех сил равна нулю, так как равнодействую-
щая любых двух сил равна и прямо противоположна третьей
силе (фиг. 50, а).
Моменты этих сил также взаимно уравновешены вследствие
симметричного расположения кривошипов.
56
.Уравновешенность сил инерции поступательно-
движущихся масс
Рассмотрим такое положение вала, когда в первом и шестом
цилиндрах поршни находятся в ВМТ. В остальных цилиндрах
поршни находятся от НМТ на расстоянии, соответствующем
углу поворота кривошипа а =120° и а = 240°.
В первом и шестом цилиндрах силы Р;1 и РУб имеют макси-
мальную величину и направлены вверх (фиг. 51).
Фиг. 51. Уравновешивание сил инерции поступательно-
движущихся масс шестицилиндрового двигателя
Во всех остальных цилиндрах силы Ру направлены вниз и по
величине равны половине того максимального значения, кото-
рое они имеют в ВМТ (см. § 4). Так как все силы Р} парал-
лельны одна другой, то равнодействующая этих сил равна их
алгебраической сумме, т. е.
Р,Л = 4.0,5Р ,-гаах-2^1пах = 0. (45)
Равенство нулю равнодействующей силы PjR справедливо
при любом положении кривошипа.
Моменты сил инерции поступательно-движущихся масс
также уравновешены, так как в плоскости каждой пары криво-
шипов момент, направленный по часовой стрелке, равен мо-
менту, направленному против часовой стрелки. В самом деле:
= Pjifl'i Pj-P = PjfPt Pjsc ~ PjiC‘
Таким образом, в шестицилиндровом двигателе силы инер-
ции поступательно-движущихся масс, а также и их моменты
уравновешены.
57
Чтобы убедиться в этом, достаточно, задавшись произвольным
значением угла а для кривошипов первого и шестого цилиндров,
найти по графику сил инерции величину сил Pyt = Pj2, затем
определить силы Pi2 = PjS и Руз = Р ,, соответствующие углам
а2=а6=а 4-120° и углам а8=а4==а 4- 240°. Алгебраическая сумма
всех сил равна нулю при всех значениях а.
Следует указать, что формула (17), по которой определяется
величина силы Р,, имеет некоторую неточность, так что в дей-
ствительности у шестицилиндрового двигателя остается неурав-
новешенной сила в 2—3 кг, что практического значения не
имеет.
Порядок работы цилиндров
После вспышки в первом цилиндре очередная вспышка
должна произойти при повороте коленчатого вала на угол 120°.
Фиг. 52. к выводу порядка работы шестицилиндрового двигателя
В этот момент в ВМТ окажутся поршни второго и пятого ци-
линдров (фиг. 52), и в одном из этих цилиндров должна быть
дана вспышка. Так как передняя часть вала нагружена от
работы первого цилиндра, то целесообразнее вторую вспышку
дать в пятом цилиндре. К моменту третьей вспышки в ВМТ
будут находиться поршни третьего и четвертого цилиндров.
По тем же соображениям вспышку следует дать в третьем
цилиндре. При втором обороте вала проработают остальные
цилиндры.
Для шестицилиндрового двигателя возможны следующие
четыре варианта порядка работы цилиндров.
Для двигателя правого вращения:
I. 1—2—3—6—5—4. III. 1—5—4—6—2—3.
II. 1—2—4—6—5—3. IV. 1—5—3—6—2—4
Для двигателя левого вращения:
I'. 1—4—5—6—3—2. III'. 1—3—2—6—4—5.
II'. 1—3—5—6—4—2. IV'. 1—4—2—6—3—5.
В I, II и ПГ вариантах работает сначала группа цилиндров,
расположенных по одну сторону от средних коренных под-
шипников, а затем группа цилиндров, находящихся по другую
сторону. Четвертые варианты принципиально отличаются от
58
Фиг. 53. Порядок работы цилиндров
шестицилиндрового двигателя:
К — карбюраторы
остальных, так как в данном случае вспышки происходят попе-
ременно то с одной, то с другой стороны среднего подшипника.
Динамическая нагрузка на вал, картер и подшипники оказы-
вается меньше, чем в остальных вариантах. Кроме того, в слу-
чае работы двигателя от двух карбюраторов (фиг. 53), напол-
нение цилиндров получается более равномерным. Действительно,
при последовательной работе цилиндров, расположенных по
одну сторону от среднего подшипника, карбюратор, их обслу-
живающий, должен обеспечить горючей смесью одновременно
два цилиндра, так как цилиндры
вступают в работу через 120°
поворота коленчатого вала, а
продолжительность всасывания
равна в среднем 210°. Это потре-
бовало бы установки карбюра-
тора увеличенных размеров.
Во время работы первого кар-
бюратора второй карбюратор,
обслуживающий другую группу
цилиндров, в работе не уча-
ствует. Таким образом, карбюраторы то вступают в работу, то
прекращают ее, в результате чего качество горючей смеси
ухудшается и заполнение цилиндров смесью становится неравно-
мерным. При последовательности вспышек соответственно чет-
вертому варианту каждый из двух карбюраторов, обслуживаю-
щих цилиндры двигателя, питает горючей смесью одновременно
только один цилиндр, а его работа продолжается почти непре-
рывно. Последнее способствует лучшему приготовлению горючей
смеси. Поэтому общепринятым порядком работы шестицилин-
дрового двигателя является следующий порядок.
Для двигателя правого вращения: 1—5—3—6—2—4.
Для двигателя левого вращения: 1—4—2—6—3—5.
Равномерность хода двигателя
Из графика, приведенного на фиг. 31, видно, что у шести-
цилиндрового двигателя вращающий момент не имеет отрица-
тельных и нулевых значений, так как каждый цилиндр вступает
в работу в то время, когда в предыдущем по порядку работы
цилиндре еще протекает процесс расширения газов. Таким
образом, постановка маховика не обязательна.
Рассмотрев вопрос об уравновешенности и равномерности
хода шестицилиндрового двигателя, мы приходим к следующим
выводам:
1. В шестицилиндрозом двигателе все силы инерции и их
моменты взаимно уравновешиваются (без противовесов), поэтому
в авиации применяются многорядные двигатели по шесть ци-
линдров в каждом ряде, как, например: двенадцати-, восемнад-
цати- и двадцатичетырехцилиндровые двигатели.
2. Двигатель может работать без маховика.
ГЛАВА V
УРАВНОВЕШЕННОСТЬ И РАВНОМЕРНОСТЬ ХОДА
МНОГОРЯДНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
§ 18. КИНЕМАТИКА КРИВОШИПНО-ШАТУННОГО МЕХАНИЗМА
С ПРИЦЕПНЫМ ШАТУНОМ
У многорядных и звездообразных двигателей на одну шейку
кривошипа монтируется несколько шатунов.
По способу крепления шатунов различают:
а) центральное сочленение шатунов, если нижние головки
всех шатунов монтируются на шатунной шейке;
б) эксцентричное, или прицепное, сочленение шатунов, при
котором один шатун, называемый главным, сочленяется с шатун-
ной шейкой, а остальные шатуны, называемые прицепными (или
добавочными), крепятся шарнирно к проушинам главного шатуна.
Наибольшее распространение для рядных и звездообразных
двигателей получило эксцентричное сочленение шатунов, как
весьма простое по конструкции и надежное в работе. Недо-
статком такого сочленения является различная кинематика
кривошипно-шатунного механизма в цилиндрах с главным
и с прицепными шатунами.
Для уяснения этого вопроса рассмотрим кинематику криво-
шипно-шатунного механизма, состоящего из главного и одного
прицепного шатунов (фиг. 54).
Фиг. 54. Конструктивная и принципиальная схемы эксцентричного сочленения
шатунов
60
К уже известным нам обозначениям введем следующие обо-
значения:
I — длина прицепного шатуна в мм-,
г— радиус проушины (расстояние от центра нижней головки
главного шатуна до центра проушины) в мм\
у —угол развала цилиндров в градусах;
у, — угол между осью главного шатуна и осью проушины
в градусах.
Индекс I ставится для обозначения величин, относящихся
к прицепному шатуну, например ₽г—угол между осью цилиндра
и осью прицепного шатуна, St — ход поршня в цилиндре с при-
цепным шатуном и т. д.
Важным вопросом в конструкциях с прицепными шатунами
является сохранение одинаковых ходов поршней и степеней
сжатия в цилиндрах с главными и прицепными шатунами, что
зависит от величин г, и I.
Практически величина г берется по возможности малой.
Это уменьшает разницу в кинематике главного и прицепного
шатунов, а также уменьшает габарит и вес нижней головки
главного шатуна.
-У Угол yz берут обычно равным углу развала цилиндров у,
что обеспечивает равенство ходов поршней. Докажем это.
В момент, когда поршень в цилиндре с главным шатуном
находится в ВМТ, ось главного шатуна и ось кривошипа со-
впадают с осью цилиндра (фиг. 55, а).
При повороте кривошипа на угол, равный углу развала
цилиндров, поршень в цилиндре с прицепным шатуном должен
находиться в ВМТ (фиг. 55, б). Рассмотрим положение главного
• и прицепного шатунов в этот момент. Ось главного шатуна
отклонена от оси цилиндра на угол р, а ось проушины образует
с осью бокового цилиндра угол 8. Угол 8 равен углу р.
Действительно, угол <₽, являясь внешним углом треуголь-
ника АОВ, равен
? = у + ₽-
Вместе с тем из чертежа видно, что
? = Yz + 8-
Отсюда следует, что
Yz+ 8 = Т + ₽,
а так как по условию yz = y, то
8 = р. (46)
Из этого сделаем следующее важное заключение.
При повороте кривошипа на угол, равный углу развала
между цилиндрами, ось прсушины образует с осы© бокового
цилиндра угол 8, равный углу отклонения главного шатуна р.
61
6
Фиг. 55. Положение деталей кривошипно-
шатунного механизма при нахождении
поршня в ВМТ:
а — для цилиндра с главным шатуном:
б — для цилиндра с прицепным шатуном
Следовательно, при совпадении оси кривошипа с осью бокового
цилиндра ось прицепного шатуна не совпадает с осью этого
цилиндра.
Выясним, находится ли в этот момент поршень бокового
цилиндра в ВМТ. Повернем кривошип на 2—3° по ходу. Центр
шатунной шейки переместится вниз. Если бы прицепной шатун
был жестко соединен с главным, то поршень бокового цилиндра
также переместился бы вниз. Но так как шатуны сочленены
шарнирно, то вследствие уменьшения угла pz поршень переме-
стится вверх. Перемещение поршня вверх будет происходить
до того момента, пока величина его за счет уменьшения угла pz
не станет равной перемещению вниз за счет увеличения
угла а,.
Таким образом, мы приходим к следующему выводу.
В цилиндре с прицепным шатуном поршень приходит в ВМТ
не в момент, когда ось кривошипа совпадает с осью цилиндра,
а несколько позже. Положение главного и прицепного шатунов
в момент, когда поршень в цилиндре с прицепным шатуном
находится в ВМТ, показано на фиг. 56 толстыми линиями.
Угол an = 1 4- 5° и зависит от величины р. Но так как пере-
мещение поршня при повороте кривошипа на этот угол не
превышает десятых долей миллиметра, то с достаточной точ-
ностью можно считать, что поршень находится в ВМТ в момент,
когда ось кривошипа совпадет с осью цилиндра прицепного
шатуна (точка С на фиг. 55, б).
Рассмотрим положение главного и прицепного шатунов
в момент, когда поршень в цилиндре с прицепным шатуном
находится в НМТ. Это положение показано на фиг. 57 толстыми
линиями. На этой же фигуре тонкими линиями показано поло-
жение главного и прицепного шатунов в момент, когда поршень
в цилиндре с прицепным шатуном находится в ВМТ. Измерив
расстояние ССЬ можно установить, что оно равно 2/?. Отсюда
следует, что при т = Tz ход поршней в обоих цилиндрах оди-
наков, т. е. 5 = St.
Докажем это равенство.
Из фиг. 57 видно, что
Sl= Bi С—Bv Ci = 2R + г cos 8 -}-1 cos pz—г cos 8' — / cos p'z. (47)
Из треугольников AOB и AiOBl имеем
sin p sin 7 „ sin P' sin (180 — f) sin?
R — ~L~ И R ’ L L •
Так как правые части этих двух уравнений равны между
собой, то равны и левые части их, т. е. sinP = sinP', следова-
тельно, угол р равен углу р'. Далее, мы видим, что 8' = у — ф.
Но угол у как внешний угол треугольника AfiBi равен: т=Р'+ф,
откуда ф = у— Р'. Подставив значение ф в предыдущее уравне-
ние, получим 8'= y — Ц — р'), или 8' = р' = р.
63
вмг-
Фиг. 56. Положение деталей кривошипно-
шатунного механизма при нахождении
поршня в цилиндре с прицепным шату-
ном в ВМТ (толстые .шипи) и НМТ (тон-
кие линии)
Фиг. 57. Определение хода поршня в цилиндре
с прицепным шатуном при 'll = t
Но по доказанному ранее, ₽=&, следовательно, 8'= 8. Далее,
из треугольников BCD и имеем
sin 3/ sin о sin ₽'z sin 6'
~r~ ~~T~ И ~~F~~
т j * t c sin o sin o' ^r-v
по так как o' = о, то —у— = —z. Отсюда следует, что
в/ = ₽/.
Рассматривая уравнение (47), мы видим, что члены г cos 8 —
г cos 8', а также /cos₽z — /cos₽/ взаимно уничтожаются, в резуль-
тате чего это уравнение принимает следующий вид:
St = 2R. (48)
Таким образом, мы доказали, что при т = уг ход поршня
в цилиндре с прицепным шатуном, так же как и в цилиндре
с главным шатуном, равен двум радиусам.
В действительности поршень в цилиндре с прицепным шату-
ном достигает НМТ не после поворота кривошипа на 180° от
положения ВМТ, а несколько раньше. В тот момент, когда ось
кривошипа еще не доходит на несколько градусов до оси
цилиндра, поршень начинает перемещаться по направлению
к ВМТ, так как его перемещение вверх за счет уменьшения
угла р' больше перемещения вниз за счет увеличения угла а.
Тайим образом, поршень достигает НМТ несколько раньше того
момента, когда ось кривошипа совпадает с продолжением оси
цилиндра (см. фиг. 56). Но так как перемещение поршня при
повороте кривошипа на угол а/2 ничтожно мало, то практически
считают, что поршень в цилиндре с прицепным шатуном дости-
гает НМТ в момент, когда ось кривошипа совпадает с продолже-
нием оси цилиндра.
Из сказанного следует, что в цилиндре с прицепным шату-
ном ход поршня от ВМТ? к НМТ совершается при повороте
кривошипа на угол, меньший 180°, а ход поршня от НМТ до
ВМТ происходит при повороте кривошипа на угол, больший 180°.
Это справедливо для случая, когда прицепной шатун движется
впереди главного — по вращению вала. Если же прицепноь
шатун идет за главным шатуном, то движение поршня от ВМТ
к НМТ совершается за время поворота кривошипа на больший
>гол, чем при движении от НМТ до ВМТ.
Так как поршень с прицепным шатуном при движении вверх
и вниз проходит один и тот же путь в различные промежутки
времени, то характер изменения пути, скорости и ускорения
этого поршня при движении вниз отличается от характера
изменения этих величин при движении вверх. Вследствие этого
графики пути, скорости и ускорения для поршня с прицепным
шатуном имеют несколько иной вид, чем те же графики для
поршня с главным шатуном.
5—472
65
Величины радиуса проушины и длина прицепного шатуна не
оказывают влияния на ход поршня, но, как видно из фиг. 57,
с изменением этих величин меняются положения верхней и ниж-
ней мертвых точек поршня, но расстояние между ними сохра-
няется постоянным.
Так как размеры цилиндров и поршней в блоках с главными
и прицепными шатунами одинаковы, то при одинаковом ходе
поршней степень сжатия в цилиндрах того и другого блока
будет одна и та же при условии, если расстояния от ВМТ до
оси вращения кривошипа в блоках с главными шатунами
и в блоках с прицепными шатунами равны между собой.
Рассмотрим, каким образом можно определить длину при-
цепного шатуна так, чтобы при условии уг = у сохранить одина-
ковую степень сжатия в цилиндрах с главными и прицепными
шатунами.
Как уже указывалось, радиус проушины г по конструктивным
соображениям выбирается малым.
В тот момент, когда поршень в цилиндре с прицепным шату-
ном находится в ВМТ, центр верхней головки прицепного
шатуна совпадает с точкой С (см. фиг 55, б), а центр нижней
головки его — с центром проушины D. Таким образом, рас-
стояние CD определяет необходимую длину прицепного шатуна,
обеспечивающую одинаковую степень сжатия в том и другом
цилиндрах.
При yz = у поршень в цилиндре с прицепным шатуном при-
ходит в ВМТ с запаздыванием. Это обстоятельство приводит
к неравенству углов опережения зажигания в цилиндрах одного
и другого ряда.
В самом деле, если опережение зажигания в цилиндрах
с главными шатунами обозначить буквой 6, то в цилиндрах
с прицепными шатунами фактический угол опережения зажи-
гания 6Z окажется равным
6Z = 6 -|- ап.
У двигателей с малым углом опережения зажигания вели-
чина ап может оказать существенное влияние на мощность
мотора.
Этот недостаток не имеют двигатели, у которых yz = y + ?i.
Если сочленение шатунов выполнено при условии yz>y
(фиг. 58), то поршень в цилиндре с прицепным шатуном дости-
гает ВМТ точно в тот момент, когда ось кривошипа совпадает
с осью цилиндра, т. е. после поворота кривошипа от оси
цилиндра с главным шатуном на угол, равный углу развала
цилиндров у.
Однако если размеры г и I подобрать с таким расчетом,
чтобы в обоих цилиндрах при положении поршня в ВМТ рас-
стояния от днища поршня до оси вращения вала (точка О)
были одинаковы, то при уг>у расстояние от днища поршня
бокового цилиндра до точки О при его положении в НМТ
66
окажется меньше того же расстояния в цилиндре с главным
шатуном.
Таким образом, при ход поршня в цилиндре с при-
цепным шатуном получается больше, чем в цилиндре с главным
шатуном.
С одной стороны, это является недостатком мотора, так как
его уравновешенность вследствие этого несколько ухудшается,
но в то же время благодаря увеличению рабочего объема
цилиндров с прицепными шатунами мощность в этих цилин-
драх несколько больше, чем мощность, развиваемая цилин-
драми с главными шатунами.
Фиг. 58. Определение хода поршня в цилиндре
с прицепным шатуном и ри -ц > у
Так, например, у моторов семейства AM ход поршней и рабо-
чий объем цилиндров с прицепными шатунами на 4°/0 больше,
чем в цилиндрах с главными шатунами. Примерно на столько
же увеличена мощность мотора благодаря применению такой
конструкции шатунов.
Особенности кинематики кривошипно-шатунного механизма
с припепным шатуном сказываются и на его динамике, а именно:
1. Силы инерции поступательно-движущихся масс при ходе
поршня от ВМТ к НМТ изменяются несколько иначе, чем при
ходе поршня от НМТ к ВМТ. Это ухудшает уравновешенность
двигателя.
2. Сила Kt, действующая по прицепному шатуну, передается
на кривошип через главный шатун. При этом возникает момент,
5* 67
изгибающий ось главного шатуна (фиг. 59), и создается допол-
нительная сила, увеличивающая боковое давление поршня на
стенку цилиндра с главным шатуном. Чтобы убедиться в этом,
приложим в точке А две противоположно направленные силы,
равные по величине и параллельные силе Kt-
Фиг. 59. Действие силы Kf
на стержень главного шатуна
Как видно из фиг. 59, одна из сил Kt приложена к криво-
шипу, а две другие создают момент К fl, изгибающий стержень
главного шатуна. Поэтому стержень главного шатуна прихо-
дится утолщать, в особенности у звездообразных двигателей,
к главным шатунам которых крепится несколько прицепных.
3. Длина прицепного шатуна короче главного на 30—35%,
вследствие чего увеличивается боковое давление на стенки
цилиндра.
Выводы:
1. Равенство ходов поршней в цилиндрах с главными и при-
цепными шатунами достигается при условии тг=у.
2. Равенство степеней сжатия достигается подбором длины
прицепного шатуна и длины радиуса проушины.
3. Поршень в цилиндре с прицепным шатуном приходит
в ВМТ в тот момент, когда ось кривошипа отклоняется от оси
цилиндра на угол ап (фиг. 56).
4. Ход поршня вверх и вниз в цилиндре с прицепным шату-
ном совершается за неодинаковые углы поворота кривошипа.
5. Изменения пути, скорости, ускорения и сил инерции
поступательно-движущихся масс в цилиндрах с прицепными ша-
тунами протекают иначе, чем в цилиндрах с главными шатунами.
68
§ 19. УРАВНОВЕШЕННОСТЬ И РАВНОМЕРНОСТЬ ХОДА
ДВЕНАДЦАТИЦИЛИНДРОВОГО V-ОБРАЗНОГО ДВИГАТЕЛЯ
У такого двигателя угол поворота коленчатого вала между
вспышками составляет
а = ^ = 60°,
а угол развала цилиндров
у = а = 60°.
По формуле (38) угол между кривошипами равен
<р = аг = 60-2 = 120°.
Таким образом, коленчатый вал V-образного двенадцати-
цилиндрового двигателя по своей форме не отличается от
коленчатого вала шестицилиндрового рядного двигателя. В том
и другом случае вал снабжен шестью кривошипами, располо-
женными под углом 120° симметрично вертикальной оси, про-
ходящей через центр средней коренной шейки. Как известно,
такой вал полностью уравновешен от центробежных сил инер-
ции и их моментов. Однако, во многих случаях шестиколенные
валы двенадцатицилиндровых двигателей все же снабжаются
противовесами. Эти противовесы закрепляют на продолжении
щек коленчатого вала и располагают так, чтобы возникающие
при их вращении центробежные силы взаимно уравновешивались
и тем самым не нарушали уравновешенности коленчатых валов.
Назначение этих противовесов следующее.
1. Коленчатый вал не является абсолютно твердым телом
и подвержен деформации изгиба от моментов инерционных сил.
Вследствие большой величины этих сил (5000—8000 кг) и зна-
чительных расстояний между точками их приложения дефор-
мация и напряжения от изгиба могут быть весьма велики. Это
приводит к увеличению напряжений, испытываемых коленчатым
валом, увеличению нагрузки на подшипники, а также к изгибу
и вибрациям картера.
Как видно из фиг. 60, центробежные силы ^Unp, развиваемые
противовесами, могут полностью разгрузить коленчатый вал от
Фиг. 60. Расположение противовесов на коленчатом
вале с шестью кривошипами
69
изгибающих моментов, создаваемых силами инерции вращаю-
щихся масс Рц. Чтобы уравновешенность вала не нарушалась,
противовесы ставятся не только на крайних кривошипах, где
величина изгибающих моментов наибольшая, а во всех трех
плоскостях расположения кривошипов.
2. Если допустить, что сопротивление коленчатого вала
изгибу достаточно велико и вал не деформируется, то все же
центробежные силы инерции значительно нагружают коренные
подшипники. Это тем более опасно, что скользящие подшипники
коленчатых валов современных авиадвигателей являются чрез-
вычайно нагруженными деталями и всякая дополнительная
нагрузка снижает надежность их работы.
В худших условиях по сравнению с другими находится
средний коренной подшипник, так как силы инерции третьег)
и четвертого кривошипов, покоящихся своей шейкой на этом
подшипнике, действуют в одной плоскости.
В некоторых случаях величина удельной нагрузки на сред-
ний подшипник настолько велика, что .приходится принимать
специальные меры для ее уменьшения.
Одной из таких мер является применение противовесов.
Центробежные силы противовесов, будучи направлены
в стороны, противоположные центробежным силам Рц третьего
и четвертого кривошипов, уравновешивают их и, следовательно,
разгружают коренные подшипники от действия этих сил. Однако
чтобы сохранить уравновешенность вала, противовесы прихо-
дится ставить не только на третьем и четвертом кривошипах,
во и на остальных кривошипах.
Установка противовесов на коленчатых валах с шестью
кривошипами позволяет одновременно разрешить обе задачи;
уменьшить или полностью .разгрузить коленчатый вал и картер
от деформаций изгиба, создаваемых моментами от сил Р^, и
уменьшить давления, передаваемые на коренные подшипники.
Наименьшее количество противовесов шестиколенного ва™
равно шести. В этом случае веса всех противовесов одинаковы.
На некоторых валах противовесы закрепляются на каждой щеке
кривошипа, такие валы снабжены двенадцатью противовесами,
величина которых либо одинаковая, либо бывает двух или
трех родов, различающихся по весу. Нередко встречаются
коленчатые валы, имеющие по восьми противовесов. В этих
случаях противовесы бывают трех родов, различающихся
по весу. Наиболее тяжелые противовесы устанавливаются на
крайних и средних шеках.
Рассмотрим уравновешенность двенадцатицилиндрового
двигателя от сил инерции поступательно-движущихся масс.
В двигателе, у которого два или несколько рядов цилинд-
ров работают на один общий коленчатый вал, каждый ряд
цилиндров можно рассматривать как самостоятельный одноряд-
ный двигатель. Поэтому для каждого ряда двенадцатицилин-
70
дрового V-образного двигателя справедливы все выводы, сделан-
ные для однорядного шестицилиндрового двигателя. В каждом
ряде цилиндров остается неуравновешенной сила инерции по-
ступательно-движущихся масс величиной в 2—3 кг, действующая
в плоскости цилиндров.
Складывая эти силы но правилу параллелограма (фиг. 61, я),
получаем их равнодействующую, величина которой не превы-
шает 3—5 кг, что практического значения не имеет.
5
Фиг. 61. Уравновешенность сил инер-
ции поступательно-движущихся масс
двенадцатнцилнпдрового V-образного
двигателя:
а — при центральном сочленении шатунов:
3—при «ксцсшричном со-ыгнсшш шаппов
При эксцентричном сочленении шатунов ряд цилиндров
с прицепными шатунами дает несколько большую величину не-
уравновешенной силы инерции поступательно-движущихся масс
по сравнению с рядом цилиндров с главными шатунами. Поэтому
неуравновешенная сила такого двигателя несколько больше по
сравнению с центральным сочленением и смещена по направле-
нию к ряду с прицепными шатунами (фиг. 61, 6). Величина
этой силы не превосходит несколько десятков килограммов,
поэтому двенадцатицилиндровый двигатель с шестью цилин-
драми в ряду при любом типе сочленения шатунов считается
практически уравновешенным.
Рассмотрим порядок работы цилиндров двенадцатицилин-
дрового двигателя с нумерацией цилиндров, приведенной на
фиг. 62.
У всех двигателей с шестью цилиндрами в каждом ряду
принят такой же порядок работы цилиндров, как у шести-
цилиндрового двигателя, т. е. 1—5—3—6—2—4.
Нумерация цилиндров применяется на практике самая раз-
нообразная, последовательность же работы у всех одина-
ковая.
71
Фиг. 62. Порядок работы цилиндров двепадцатицилиндрового
V-образного двигателя
После вспышки в первом цилиндре левого ряда следующая
вспышка должна произойти через 60е поворота коленчатого
вала. В этот момент в ВМТ будут находиться поршни первого
и шестого цилиндров правого ряда. Так как первый кривошип
нагружен усилиями от вспышки в первом левом цилиндре, то,
очевидно, вспышку целесообразно дать в шестом правом
цилиндре. После шестого правого цилиндра вспышка может
быть дана во втором или пятом цилиндре левого ряда. Для
сохранения наивыгоднейшего порядка работы необходимо, как
и в шестицилиндровом двигателе, дать вспышку в пятом
цилиндре левого ряда. Следующая вспышка может быть в пя-
том или во втором цилиндре правого ряда. По тем же сообра-
жениям выгоднее дать вспышку во втором правом цилиндре
и т. д. Таким образом, мы получим следующий порядок работы
цилиндров двенадцатицилиндрового двигателя:
1л. — 6 пр. — 5 л. — 2 пр. —3 л.— 4 пр. — 6 л. — 1 пр. — 2 л. —
5пр. — 4л. — Зпр.
Для легкого запоминания этого порядка работы удобно
пользоваться условной нумерацией, показанной на фиг. 63. При
такой нумерации порядок работы цилиндров будет следующий:
, 1—1' —5—5' —3—3' —6—6' —2—2' —4—4'.
Фиг. 63. Условная нумерация ци-
линдров двенадцатицилиндрового
V-образиого двигателя
72
Подставляя вместо цифр со штрихами номера цилиндров,
принятых для того или иного двигателя, получим его порядок
работы.
Таким же способом можно установить порядок работы
цилиндров восемнадцатицилиндрового двигателя. Обозначив
цилиндры условной нумерацией так, как показано на фиг. 64,
мы получим следующий порядок работы:
1—1'—Г'—5—5'—5"—3—3'—3"—6—6'—6" и т. д.
Фиг. 64. Условная нумерация ци-
линдров восемнадцатицнлнндро-
вого W-образного двигателя
Как видно из приведенных схем, порядок работы каждого
ряда цилиндров не отличается от порядка работы рядного
шестицилиндрового двигателя, по вспышки в каждом ряду про-
исходят через угол а' — Za поворота коленчатого вала и равно-
мерно чередуются по рядам.
Фиг. 65. Суммарный вращающий момент двенадцатицилиндрового двигателя
Равномерность хода двенадцатицилиндрового двигателя
можно считать хорошей. Суммарный вращающий момент этого
двигателя можно определить как сумму моментов двух шести-
цилиндровых двигателей, смещенных на 60°. Изменение сум-
марного вращающего момента такого двигателя показано на
фиг. 65.
ГЛАВА VI
УРАВНОВЕШЕННОСТЬ И РАВНОМЕРНОСТЬ ХОДА
ЗВЕЗДООБРАЗНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
§ 20. КИНЕМАТИКА ЗВЕЗДООБРАЗНОГО ДВИГАТЕЛЯ
В звездообразных двигателях все цилиндры расположены
в одной плоскости и обслуживаются одним кривошипом.
Так как выполнить центральное сочленение многих шату-
нов на одной шатунной шейке конструктивно очень сложно
и ненадежно, то все звездообразные двигатели выполняются
с эксцентричным сочленением шатунов.
Кинематика кривошипно-шатунных механизмов с прицепными
шатунами отличается от кинематики главного шатуна и была
рассмотрена нами в предыдущей главе.
Все выводы и следствия, установленные для случая одного
главного и одного прицепного шатуна справедливы и приме-
нимы для звездообразного двигателя, так как каждый боковой
цилиндр можно рассматривать попарно с главным, не принимая
в расчет остальных цилиндров.
В звездообразном двигателе равенство ходов поршней дости-
гается равенством углов между проушинами и углом развала
цилиндров, так как в данном случае yz = y.
Равенство степеней сжатия во всех цилиндрах достигается
подбором длины радиуса проушин г.
Докажем, что при одинаковых радиусах проушин и одинако-
вой длине прицепных шатунов во всех цилиндрах степень сжа-
тия получается неодинаковой в различных цилиндрах.
При рассмотрении кинематики прицепного шатуна мы при-
шли к выводу, что при положении поршня цилиндра с прицеп-
ным шатуном в ВМТ ось проушины г образует угол 8 с осью
соответствующего цилиндра. Этот угол равен углу р отклоне-
ния главного шатуна от оси своего цилиндра при данном поло-
жении поршня.
На фиг. 66 показаны положения главного и прицепных
шатунов в те моменты, когда поршень каждого бокового ци-
линдра находится в ВМТ.
74
Гак как в этих положениях угол ₽ имеет различную вели-
чину, то очевидно, что углы 8 в разных цилиндрах также
имеют различные значения. При совершенно одинаковых раз-
мерах цилиндра и ходов поршней равенство степеней сжатия
будет обеспечено, если расстояние от оси вращения (точка О)
ю положения центра поршневого пальца в ВМТ (точка С) во
всехцилиндрах будет одинаково. Назовем это расстояние Л.
Фиг. 66. Положения главного и прицепных ша-
тунов, когда поршень каждого бокового цилиндра
находится в ВМТ
Очевидно,
А = R + г cos 6 + I cos pz.
Так как углы 8 и ₽z в разных цилиндрах неодинаковы, то
и величина А получается неодинаковой; в цилиндре, у кото-
рого угол & больше, значение А оказывается меньше, а значит,
и степень сжатия меньше.
Достигнуть одинаковой степени сжатия во всех цилиндрах
можно подбором длины прицепных шатунов или длины радиу-
сов проушин.
75
'I Применение на моторе прицепных шатунов различной длины
невыгодно по соображениям производственным, а также с точки
зрения взаимозаменяемости шатунов. Поэтому равенство степе-
ней сжатия во всех цилиндрах достигается подбором длины
радиусов проушин.
Например, у одного из звездообразных двигателей с девя-
тью цилиндрами радиусы проушин имеют следующие значения:
/*! = rs = 69,86 мм;
r2 = r7 = 72,46 мм;
г3 = гй = 70,73 мм;
г4 = гъ — 69,44 мм.
Как уже указывалось ранее, положение поршня в ВМТ и
НМТ в цилиндре с прицепным шатуном не соответствует тому
моменту, когда ось кривошипа совпадает с осью соответствую-
щего цилиндра. В действительности при положении указанного
цоршня в ВМТ ось кривошипа образует с осью цилиндра угол
ап, величина которого зависит от угла ₽z. Так как значения
углов в цилиндрах звездообразного двигателя неодинаковы,
следовательно, неодинаковы значения углов azl и аи.
Отсюда следует, что в цилиндрах звездообразного двигателя
движение поршней от ВМТ к НМТ и обратно совершается за
неодинаковые углы поворота коленчатого вала (табл. 9). Дан-
ные этой таблицы относятся к девятицилиндровом}' двигателю,
у которого главный шатун расположен в четвертом цилиндре.
Таблица 9
Номера цилиндров
9 1 2 3 5 6 8
Углы поворота вала при дви- жении пор- шня от ВМТ к НМТ . . . 186° 190°30' 185°20' 182°5' 180° 177°55' 174°40' 169°30' 174°
Углы поворота вала при дви- жении пор- шня от НМТ к ВМТ. . . 174° 169°30' 174°40' 175055- 180е 182°5' 185°20' 190030' 186°
В цилиндрах, расположенных симметрично относительно
цилиндра с главным шатуном, углы поворота вала за время
ходов поршней вверх и вниз неодинаковы. Это объясняется
тем, что одни шатуны идут впереди главного, а другие за ним.
76
Так как одинаковые пути поршень проходит за различное
время (разные углы поворота вала), то закон изменения скорости
и ускорения поршней в различных цилиндрах звездообразного
двигателя имеет неодинаковый характер, как это видно из
графиков, представленных на фиг. 67, 68 и 69.
«Риг. 67. Кривые пути поршней девятицилиндрового звездообразного двигателя
77
Различие кинематики кривошипно-шатунных механизмов
в цилиндрах с главным и прицепным шатунами, не имевшее
особого практического значения в рядных двигателях, заметно
отражается на работе системы зажигания звездообразных дви-
гателей.
Рассмотрим это на примере девятицилиндрового звездооб-
разного двигателя с расположением главного шатуна в четвер-
том цилиндре.
Для правильной работы двигателя воспламенение смеси
должно происходить при подходе поршня к ВМТ. Угол пово-
рота кривошипа от момента воспламенения смеси до положе-
ния поршня в ВМТ называется углом опережения зажигания.
Установим в цилиндре с главным шатуном угол опережения
зажигания, равный 21с30' (фиг. 70). Допустим, что магнето дает
искру через равные углы поворота коленчатого вала, в данном
случае через 80°, поэтому все последующие вспышки в осталь-
ных цилиндрах должны происходить в момент, когда угол
между осью кривошипа и осью того или иного цилиндра будет
равен 21 30'.
Но в цилиндрах с прицепными шатунами при положении
поршня в ВМТ ось кривошипа образует с осью цилиндра угол
78
Фиг. 70. Действительное опережение зажигания в цилиндрах
звездообразного двигателя, если магнето дает искру через
равные углы поворота вала
ап, и, следовательно, углы опережения зажигания в этих цилин-
драх отличаются от угла опережения зажигания в цилиндре
с главным шатуном на величину угла ап.
Для рассматриваемого двигателя значения углов ап, вычислен-
ные аналитически, указаны в табл. 10.
Таблица 10
Номера цилиндров
5 6 7 8 4 9 1 2 3
Значение угла a[t Угол опережения 0°25' 2°45' 3°30' 1°30' 0 —1°30 —3е 30' —2°45' 0°25'
зажигания . . . 21°55' 24°15' 25° 23° 21°30‘ 20° 18° 18°45' 21°55'
Углы ап попарно симметричны относительно оси цилиндра
с главным шатуном. Знаки минус у некоторых из этих углов
показывают, что в данном случае кривошип не дошел до оси
цилиндра при положении поршня в ВМТ.
Поэтому действительное опережение зажигания в различных
цилиндрах этого двигателя определяется как разность или
сумма угла 21°30' и угла ап.
79
Из данных этой таблицы видно, что углы опережения зажи-
гания в цилиндрах звездообразного двигателя различны, если
магнето создает искрообразование через равные углы поворота
коленчатого вала. В этом случае невозможно установить наивы-
годнейший угол опережения зажигания для всех цилиндров,
вследствие чего приходится мириться с некоторой потерей
мощности.
Для сохранения угла опережения зажигания во всех цилин-
драх одинаковым необходимо, чтобы вспышки чередовались
через неравные углы поворота коленчатого вала, подобранные
в соответствии с кинематикой данного двигателя. Такое зажи-
гание обеспечивает магнето типа БСМ, у которого углы между
кулачками прерывателя подбираются для каждого типа двига-
теля соответственно его кинематике.
§ 21. УРАВНОВЕШЕННОСТЬ ЗВЕЗДООБРАЗНОГО ДВИГАТЕЛЯ
Разноска масс главного шатуна звездообразного двига-
теля отличается тем, что, кроме веса главного шатуна, следует
учесть и веса прицепных шатунов, отнесенные к вращающимся
частям и приложенные к центрам соответствующих проушин
на главном шатуне.
Разноску можно произвести взвешиванием. При этом на
площадку весов, на которой расположена нижняя головка глав-
ного шатуна, следует добавить груз, равный суммарному весу
частей прицепных шатунов, отнесенных к вращающимся массам.
Уравновешенность сил инерции вращающихся масс звездо-
образного двигателя осуществляется агалогично уравновешива-
нию одноцилиндрового двигателя, так как в том и другом слу-
чаях форма коленчатого вала одинакова. Поэтому, не повторяя
всего сказанного об уравновешивании такого вала, укажем
лишь, что сила инерции вращающихся масс уравновешивается
полностью при условии, если
тР =
вр v прг’
где wzBJ, — масса вращающихся частей (включая и отнесенную
к ним часть массы шатунов), сосредоточенная в центре
шатунной шейки;
т— масса обоих противовесов;
Й— радиус кривошипа;
Р — расстояние от центра тяжести противовеса до оси
вращения.
Рассмотрим уравновешенность сил инерции поступательно-
движущихся масс.
- Представим себе звездообразный двигатель, у которого
сочленение всех шатунов выполнено центральным. Кинематика
всех кривошипно-шатунных механизмов такого двигателя одина-
кова, поэтому силы инерции поступательно-движущихся масс
во всех цилиндрах изменяются по одному и тому же закону.
80
Для примера рассмотрим пятицилиндровый звездообраз-
ный двигатель в тот момент, когда поршень первого цилиндра
находится в ВМТ. Положение поршней и направление сил Р.
показаны на фиг. 71. Все силы Pjt действующие по оси цилин-
дров, перенесем в центр вращения (точка О) и разложим каж-
дую из них по двум направлениям: по оси кривошипа и перпен-
дикулярно к нему. Первые составляющие силы обозначим через
Рг а вторые через Рх.
Фиг. 71. Уравновешенность сил инерции
поступательно-движущихся масс пятп-
цилиндрового звездообразного двигателя
с центральным сочленением шатунов
В результате разложения сил видим, что равнодействующая
всех сил, направленных по кривошипу ^Ру, равна cvmmc сил Р
Проделав такое же графическое сложение сил для произ-
вольного положения кривошипа, легко убедиться, что равно-
действующая %Ру постоянна по величине и всегда направлена
от центра вращения. Величину этой равнодействующей можно
определить по формуле
ЕР,, = 0,5 mpiR^ [кг], (49)
где тр—масса поступательно-движущихся частей кривошипно-
шатунного механизма одного цилиндра.
Таким образом, сила %Ру ничем не отличается от центро-
бежной силы инерции, развиваемой массой, равной по величине
половине массы поступательно-движущихся частей кривошипно-
шатунных механизмов всех цилиндров и приложенной в центре
Шатунной шейки. Эту силу, как и центробежную силу инерции,
^ожно уравновесить противовесом.
6—472
81
Равнодействующая всех сил Рх, направленных перпендику-
лярно по кривошипу ЕРЖ> при любом положении кривошипа
равна нулю, так как все ее составляющие, будучи попарно
равными и направленными в противоположные стороны, взаимно
уравновешиваются.
Более подробный анализ сил Pj звездообразного двигателя
показывает, что сила является результирующей сил инер-
ции поступательно-движущихся масс первого порядка, а ЕРХ—
второго порядка.
Таким образом, в звездообразных двигателях с центральным
сочленением шатунов силы инерции поступательно-движущихся
масс первого порядка уравновешиваются при помощи противо-
весов, а силы инерции второго порядка взаимно уравновеши-
ваются между собой.
Рассмотрим уравновешенность такого же двигателя с эксцен-
тричным сочленением прицепных шатунов (фиг. 72).
Вследствие различия в кинематике кривошипно-шатунных
механизмов характер изменения сил инерции Р^ в различных
цилиндрах будет неодинаков. Раскладывая эти силы аналогично
предыдущему, мы убеждаемся, что равнодействующая Е^Дсила
инерции первого порядка), направленная по кривошипу, по-
стоянна по величине и направлена от центра вращения. Вели-
чина ее определяется по формуле (49). Эта сила уравновеши-
вается противовесами.’I j
Равнодействующая всех сил, направленных перпендикулярно
к кривошипу, в данном случае не равна нулю, так как Lee
составляющие не уравновешивают друг друга.
Фиг. 72. Уравновешивание сил инерции поступательно-движущихся масс пяти-
вдлиидрового звездообразного двигателя с эксцентричным сочленением шатунов
82
Сила постоянна по величине и определяется по формуле
= mpiR^ (кг), (50)
где гср — среднее арифметическое из всех значений г.
Уравновесить эту силу обычными противовесами, закреплен-
ными на кривошипе, невозможно, так как за один оборот кри-
вошипа силы инерции второго порядка дважды проходят полный
цикл своих изменений (см. фиг. 16). Эту силу можно уравно-
весить лишь при помоши прстивовесов, вращающихся с двойной
угловой скоростью по отношению к кривошипу. Однако вслед-
ствие усложнения конструкции такие противовесы обычно
не устававливакЛся.
В звездообразных двигателях величина неуравновешенной
силы инерции поступательно-движущихся масс достигает 500—
1600 кг. Как видно из формулы (50), увеличение числа цилин-
дров приводит к возрастанию неуравновешенности двигателя.
Рассмотрев силы инерции вращающихся и поступательно-
движущихся масс, приложенные к кривошипу звездообразного
двигателя, мы приходим к выводу, что у таких двигателей
установке й противовесов можно уравновесить силы инерции
вращающихся масс и силы инерции поступательно-движущихся
масс (ЕРД направленные по кривошипу.
Масса противовесов должна быть подобрана так, чтобы раз-
виваемая ею центробежная сила Рц была равна сумме неурав-
новешенных сил, действующих по оси кривошипа, т. е.
(51)
Подставив значения величин, входящих в эту формулу,
и сократив обе части равенства на «>, получим
mnPP = + °-5 тР^>
где р—расстояние от центра тяжести противовеса до оси вращения;
твр—масса вращающихся частей;
/ипр — масса противовесов.
Обычно величины R и р мало отличаются одна от другой.
Если же /? = р, то масса противовесов должна быть равна сумме
масс вращающихся частей и половине массы пост) пательно-
движущихся частей всех цилиндров. Этим и объясняется не-
обходимость установки тяжелых противовесов в звездообраз-
ных двигателях.
§ 22. ДВУХРЯДНЫЕ ЗВЕЗДООБРАЗНЫЕ ДВИГАТЕЛИ
Для повышения мощности звездообразных двигателей без
увеличения их лобовой площади применяются двухрядные
звезды с 14 и 18 цилиндрами.
С точки зрения динамики такой двигатель можно рассма-
тривать как два самостоятельных звездообразных двигателя,
работающих на один коленчатый вал с двумя кривошипами,
расположенными под углом 180°.
6*
83
Все выводы, сделанные для однорядного звездообразного
двигателя, применимы и для каждой звезды двухрядного дви-
гателя.
В каждой звезде действуют следующие силы, оказывающие
влияние на уравновешенность двигателя:
— силы инерции вращающихся масс;
— равнодействующая сил инерции 2Ру, направленная по кри-
вошипу и уравновешиваемая противовесом;
— равнодействующая сил инерции %РХ, остающейся неуравно-
вешенной.
Форма коленчатого вала двухрядной звезды и приложенные
к нему силы инерции показаны на фиг. 73.
Фиг. 73. Уравновешивание инерционных
сил двухрядной звезды
Силы Рц и ХРу, действующие по оси того и другого кри-
вошипа, постоянны по величине и, будучи расположены на
расстоянии а одна от другой, создают пару сил, момент кото-
рой уравновешивают противовесами. В данном случае уравно-
вешенность двигателя достигается при условии, если момент
центробежных сил противовесов равен моменту сил Рц и 2Ру,
т. е.
(Рк + ЪРу)а = РапрЬ.
(52)
84
Силы создают момент, который обычно остается неурав-
новешенным. Уравновесить этот момент можно лишь при помощи
противовесов, вращающихся с двойной угловой споростью.
Таким образом, отличие однорядной звезды от двухрядной
в отношении их неуравновешенности заключается в том, что
в однорядной звезде неуравновешенными остаются силы инерции
поступательно-движущихся масс второго порядка, а в двух-
рядной звезде — момент, создаваемый этими силами.
§ 23. РАВНОМЕРНОСТЬ ХОДА И ПОРЯДОК РАБОТЫ ЦИЛИНДРОВ
ЗВЕЗДООБРАЗНОГО ДВИГАТЕЛЯ
Равномерность хода звездообразного двигателя зависит от
числа его цилиндров. Чем больше число цилиндров, тем равно-
мерность хода лучше. Двухрядные звезды, имеющие обычно
много цилиндров, обладают высокой равномерностью хода.
В звездообразных двигателях, как уже указывалось, угол
поворота коленчатого вала между вспышками равен удвоенному
углу развала между цилиндрами, т. е. а = 2у. Поэтому у таких
двигателей вспышки чередуются через один цилиндр; сначала
работают нечетные цилиндры, а затем четные. Например, поря-
док работы цилиндров для семицилиндрового двигателя будет:
1—3—5—7—2—4—6,
а для девятицилиндрового:
1-3-5—7—9—2—4-6—8.
В двухрядной звезде для лучшего охлаждения цилиндров
и большей равномерности хода оси цилиндров задней звезды
смещены относительно осей цилиндров передней звезды на
угол -у-.
Из фиг. 74 видно, что в промежутках между цилиндрами
одной звезды находятся цилиндры другой звезды.
Так как кривошипы расположены под^глом 180°, то поршни
достигают ВМТ одновременно в двух цилиндрах, оси которых
в данный момент совпадают с осью кривошипа.
Угол между вспышками
720
а = -г- .
i
Угол развала между цилиндрами одной звезды
360 720
1= V = -F-
2
Таким образом, в двухрядной звезде а = у, поэтому возможна
последовательная работа цилиндров один за .другим в каждой
звезде. Однако для более равноме[ной нагрузки на коленчатый
вал и на опорные подшипники выгодно чередовать вспышки
между передней и задней звездами.
Приняв нумерацию цилиндров, показанную на фиг. 74,
положим, что вспышка произошла в первом цилиндре задней
85
звезды 1з. Следующая вспышка должна последовать в тот
момент, когда вал повернется на угол у. В этот момент в ВМТ
будут находиться одновременно поршни в цилиндрах 2п и 2з.
Фиг. 74. К выводу порядка работы цилиндров
двухрядного звездообразного двигателя
Так как кривошип задней звезды нагружен от вспышки
в первом цилиндре, следовательно, вторая вспышка должна
быть произведена во втором цилиндре передней звезды 2п.
Аналогичными рассуждениями можно установить порядок
чередования вспышек в остальных цилиндрах и .убедиться, что
в каждой звезде цилиндры работают с обычной для звезд
последовательностью, т. е. через цилиндр, а вспышки чередуются
равномерно между обеими звездами.
Дчя принятой нумер ции порядок работы двухрядной звезды
с любым количеством цилиндров будет следующий: 1з.—2п.—Зз.
4п.—5з. и т. д. При всякой другой нумерации цилиндров сле-
дует вместо принятой нами условной нумерации подставить
действительные номера цилиндров.
На фиг. 74 в кружках представлена нумерация двухрядной
четырнадцатицилиндровой звезды. Порядок работы цилиндров
этого двигателя такой:
1—10-5—14—9—4—13—8—12—7—2—11—6-1.
Правильность указанного порядка рекомендуем проверить
учащимся самостоятельно.
86
§ 24. СРАВНЕНИЕ УРАВНОВЕШЕННОСТИ РАЗЛИЧНЫХ
ДВИГАТЕЛЕЙ
Из рассмотренных нами типов двигателей самыми совершен-
ными в смысле уравновешенности являются шестицилиндровые
двигатели и двигатели с числом цилиндров, кратным шести,
при условии, что эти цилиндры работают на общий коленчатый
вал с шестью кривошипами. У таких двигателей величина
неуравновешенной силы не превышает нескольких килограммов,
что практического значения не имеет.
Недостаточно уравновешены звездообразные двигатели,
у которых величина неуравновешенной силы достигает 500—
1000 кг. Увеличение числа цилиндров и числа оборотов ухуд-
шает уравновешенность этих двигателей.
При одинаковой мощности двухрядные звездообразные дви-
гатели уравновешены несколько лучше однорядных благодаря
меньшему числу цилиндров в одной звезде и малому расстоя-
нию между осями кривошипов.
Необходимо иметь в виду, что, рассматривая уравновешен-
ность того или иного двигателя, мы считали веса движущихся
частей в различных цилиндрах совершенно одинаковыми.
Нарушение этого условия сильно сказывается на уравно-
вешенности двигателя. Поэтому все подвижные детали криво-
шипно-шатунного механизма изготовляются с определенными
допусками по весу, причем допуска берутся меньшими для
многооборотных двигателей.
О соблюдении весовых допусков необходимо помнить при
ремонте двигателей в случае замены таких деталей, как поршни,
шатуны, поршневые пальцы и т. п. Нарушение весовых допусков
деталей двигателя может вызвать неуравновешенность.
Тряска двигателя может явиться следствием не только
плохой уравновешенности, но и ухудшения равномерности
хода.
Для технического состава, обслуживающего двигатель,
важно уметь определить причину, порождающую ненормаль-
ность в работе двигателя. Следует помнить, что неуравнове-
шенность двигателя, вызываемая действием инерционных сил,
может появиться при нарушении весовой симметрии движу-
щихся деталей двигателя.
Неравномерность хода вызывается силами давления газов
и может появиться в результате нарушения правильности про-
текания тепловых процессов в отдельных цилиндрах. Такое
нарушение, как уже указывалось, возможно при обеднении
смеси, плохой регулировке карбюраторов, отказе в работе
отдельных цилиндров и т. п.
Поэтому в случае появления тряски необходимо прежде
всего проверить правильность работы карбюраторов, системы
•зажигания и газораспределения.
87
§ 25. ДИНАМИКА РЕАКТИВНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
В реактивных двигателях основные детали либо вовсе не
имеют взаимного перемещения (жидкостные двигатели, прямо-
точные и др.), либо имеют вращательное движение, при кото-
ром возникают центробежные силы инерции.
Газовые турбины и компрессоры воздушно-реактивных дви-
гателей делаются большого диаметра и вращаются с большим
числом оборотов, достигающим 10000 в минуту и больше.
При этом возникают центробежные силы инерции очень боль-
шой величины. Так, например, центробежная сила инерции
лопатки весом 100 г и удаленной на расстояние 0,35 м от оси
вращения при 8000 об)мин равна примерно 2200 кг.
Основное условие уравновешенности реактивных двигателей,
снабженных компрессорами и турбинами, заключается в их
тщательной балансировке. Это означает, что при любом поло-
жении компрессора или турбины центр тяжести диска с лопат-
ками должен совпадать с геометрической осью вращения.
В противном случае двигатель окажется неуравновешенным,
а его вал и подшипники будут испытывать большие дополни-
тельные напряжения.
Интересно отметить, что наряду с тщательной балансиров-
кой вращающихся дисков, турбины или компрессора уравно-
вешенность может быть достигнута при помощи так называе-
мого гибкого стержня, т. е. тонкого вала из высокосортной
и упругой стали, свободно прогибающегося под действием
неуравновешенной центробежной силы.
Изгиб вала продолжается до момента, когда стрела прогиба
сделается равной эксцентриситету центра тяжести диска. Начи-
ная с этого момента, гибкий вал вращается вокруг оси, про-
ходящей через центр тяжести вала.
Скорость вращения вала, при которой начинается этот
новый вид вращения диска, называется критической скоростью
вращения вала.
ГЛАВА VII
КРУТИЛЬНЫЕ КОЛЕБАНИЯ КОЛЕНЧАТЫХ ВАЛОВ
§ 26. СУЩНОСТЬ КОЛЕБАНИЙ УПРУГИХ СИСТЕМ
Эксплоатания двигателей внутреннего сгорания показала,
что в ряле случаев имеют место поломки коленчатых валов
и образование на них трещин, несмотря на то, что в этих
валах расчетные нагфяжения от действия газовых и инерцион-
ных сил не превосходят допустимых. Было замечено, что
у двигателей определенного типа поломке вала предшествует
сильная тряска (отсюда и название — трясучие режимы), хотя
эти двигатели и были отлично уравновешены и свободны от
тряски на других режимах.
Многочисленные исследования и экспериментальные работы,
проведенные с целью выявления причин столь странного пове-
дения двигателя, показали, что как тряска, так и поломка
коленчатых валов вызываются исключительно явлениями кру-
тильных колебаний, когда собственные колебания вала попа-
дают в резонанс с колебаниями, вызванными периодически
изменяющимися газовыми и инерционными силами.__
Изучение этих вопросов начнем с рассмотрения сущности
упругих колебаний вообще и крутильных колебаний как их
разновидности. На фиг. 75 приведены некоторые виды систем
с упругими телами, а именно: пружина с подвешенным грузом,
стальная пластинка, защемленная в одном конце, и защемлен-
ный упругий стержень, снабженный на свободном конце неко-
торой массой в виде маховика.
Приложим к каждому из рассматриваемых упругих тел
внешнюю силу и выведем их из положения равновесия, после
чего приложенную силу мгновенно уберем. Как в этом легко
убедиться, после прекращения действия силы положение равно-
весия восстановится не сразу одним движением, а путем более
или менее длительных колебательных движений. Пружина будет
совершать осевые колебания, удлиняясь и сокращаясь по
Длине. Пластинка будет совершать колебания в плоскости
приложения силы, переходя по ту и другую сторону линию
Равновесного состояния, а маховик будет совершать колебания
89
вокруг оси стержня, закручивая его то в одну, то в другую
сторону. Таким образом, колебания упругих тел сопрово-
ждаются деформацией тел, не выходящей за пределы пропор-
циональности.
Фиг. 75. Гармонические колебания упругих тел
Если на колеблющемся теле заметить произвольную точку,
например точку а, и набчюдать за ее отклонением от поло-
жения равновесия в течение некоторого времени t, то окажется,
что движение точки (если пренебречь сопротивлением) изобра-
зится синусоидой или косинусоидой (фиг. 75).
Движение точки, подчиняющееся такому закону, называется
гармоническим.
Всякое гармоническое движение характеризуется ампли-
тудой и периодом, или частотой.
Амплитудой колебания называют наибольшее отклоне-
ние точки от ее равновесного положения.
Периодом колебаний называют время 7, выраженное в долях
секунды, в течение которого совершается одно полное коле-
бание.
Число полных колебаний за одну секунду называют часто-
той, следовательно,
/=4-- <53>
В рассматриваемом выше случае первое отклонение тел от
их положения равновесия произошло в результате воздействия
внешней силы, последующие же отклонения совершались под
действием внутренних сил упругости.
90
По этому признаку различают колебания: вынужден-
ные, совершаемые упругим телом под действием внешних сил,
и собственные, или свободные, совершаемые под действием
внутренних восстанавливающих сил (упругости) или сил инерции.
В некоторых случаях напра-
вление собственных колебаний
может совпасть с направлением
вынужденных колебаний. Такое
явление называют резонан-
сом. Допустим, что в некото-
рые моменты, когда пружина,
пластинка или стержень дефор-
мированы под действием соб-
ственных колебаний, мы мгно-
венно прикладываем внешнюю
нагрузку и еще больше дефор-
мируем упругое тело. Если такое
явление будет периодически по-
вторяться, то амплитуда коле-
бания тела может резко возрасти
даже при незначительной вели-
чине внешней нагрузки. При
этом деформация тела выходит
за пределы пропорциональности,
что приводит к поломке упру-
гого тела.
Аналогичные явления имеют
место и в подвижных системах
упругих тел. Представим себе
вал с двумя маховиками А и В,
вращающимися с постоянной
угловой скоростью Ч).
Фиг. 76. Крутильные колебания
вращающегося вала
В этом случае линия тп, нанесенная на вал, остается прямой
(фиг. 76, а). Теперь допустим, что маховик В в некоторые мо-
менты обладгет угловой скоростью, большей, чем маховик А,
а в другие моменты меньшей. Тогда линия тп, кроме враща-
тельного движения вместе с валом, совершает еще и коле-
бательное движение относительно своего первоначального
положения. Это указывает на то, что различные поперечные
сечения вала смещаются одно относительно другого, т. е.
происходит скручивание вала то в одну, то в другую сторону
(фиг. 76, о).
В данном случае явления колебания происходят так, как
если бы массы А и В закрутить в противоположные стороны
и затем их одновременно освободить. Маховики и прилегающие
к ним участки вала, колеблясь в противоположные стороны
под действием однсй и той же силы упругости, имеют одина-
ковую частоту, но различные амплитуды колебаний.
91
Значение амплитуд обратно пропорционально массам, т. е.
= (54)
где 6t и 02— массы маховиков;
и &2— амплитуды вала в крайних сечениях.
Откладывая в некотором масштабе значения амплитуд
в различных сечениях вала в каждый момент времени, полу-
чим диаграмму колебаний (фиг. 76, в), из которой видно, чго
ближе к большему маховику имеется сечение, не участвующее
в колебании. Это сечение называется узлом колебаний
и является самым опасным в отношении поломки, так как
касательные напряжения в узле колебаний имеют в два раза
большее значение по сравнению с остальными сечениями вала
(фиг. 76, г).
§ 27. КРУТИЛЬНЫЕ КОЛЕБАНИЯ КОЛЕНЧАТЫХ ВАЛОВ
Явления, аналогичные рассмотренным выше, происходят
и при работе коленчатого вала (фиг. 77).
Фиг. 77. Схема закручи-
вания вала
Винт, обладая большим моментом
инерции, вращается с постоянной угло-
вой скоростью wB, а к кривошипу при-
ложен вращающий момент, переменный
по величине и направлению. Этот мо-
мент стремится вращать кривошип с
угловой скоростью шк, большей или
меньшей угловой скорости винта.
Вследствие различных угловых скоро-
стей винта и кривошипов вал периоди-
чески закручивается то в одну, то в
другую сторону.
Колебания вала, вызванные вращаю-
щим моментом, являются вынужден-
ными колебаниями; колебания же,
происходящие под влиянием внутренних сил упругости и мо-
ментов инерции,— собственными колебаниями вала.
Так как значения вращающего момента периодически
повторяются, то возможны случаи, когда частота вынужденных
колебаний будет равна частоте собственных колебаний и насту-
пит резонанс. При этом дополнительные напряжения скручи-
вания, возникающие вследствие возрастания амплитуды коле-
баний, могут быть больше напряжений от основных нагрузок,
что зачастую приводит к поломке коленчатого вала.
Число оборотов двигателя, при котором происходит совпа-
дение собственных и вынужденных колебаний вала, называется
критическим. Работа на критических оборотах категори-
чески запрещается ввиду опасности поломки коленчатого
вала.
92
При наличии нескольких кривошипов и цилиндров исследо-
вание крутильных колебаний и определение опасных режимов
работы мотора проводятся сложными методами расчета, кото-
рые сводятся к следующему.
1. Коленчатый вал, имеющий сложную конфигурацию,
условно заменяют полым валом постоянного сечения, размеры
которого определяют при помощи особых формул. Этот вал
по своей жесткости эквивалентен действительному валу, т. е.
дает одинаковый угол закручивания при той же нагрузке.
2. Моменты инерции винта, редуктора, кривошипов и нагне-
тателя, оказывающие влияние на частоту собственных колеба-
ний вала, заменяют эквивалентными массами, расположенными
на некотором расстоянии от оси вращения и оказывающими
такое же влияние на колебания системы, как и действительные
массы.
3. На основании данных приве-
денного вала с эквивалентными
массами определяют по формулам
частоту и форму собственных ко-
лебаний данной системы (фиг. 78).
При наличии двух эквивалент-
ных масс форма колебаний си-
стемы получается одноузловой, при
наличии трех и более эквивалент-
ных масс форма колебаний может
’быть одноузловой, двухузловой,
трехузловой и т. д.
4. График вращающего ’ мо-
мента, действующего на один
кривошип, раскладывают математи-
ческим способом на ряд простей-
ших гармонических кривых—сину-
соид и косинусоид, отличающихся
амплитудой и периодом (фиг. 79).
Каждая из кривых, называемая гар-
моникой, дает в масштабе гра-
фика некоторое значение вращаю-
щего момента.
Физический смысл такого раз-
ложения можно себе представить
Фиг. 78. Приведенная система
и форма колебаний вала зве-
здообразного двигателя, снаб-
женного редуктором
так, будто вместо действительного вращающего момента на
кривошип передаются несколько моментов, изменяющихся
по гармоническому закону. Суммарное действие всех этих
ус лов 1ых моментов при любом положении кривошипа равно
действию действительного вращающего момента при рассматри-
ваемом положении кривошипа (таким же способом в механике
силу, действующую на тело, раскладывают на несколько соста-
вляющих, определяют действие на тело каждой составляющей,
а результаты действия всех составляющих суммируют).
93
V Первая гармоника проходит весь?, цикл изменения своих
величин один раз^_за два оборота коленчатого вала или пол-
раза за один, оборцт. Вторая гармоника проходит весь цикл
своих изменений двй раза за два оборота или один раз за
каждый оборот. Третья гармоника — полтора раза, четвертая —
два раза за один оборот вала^ р т. д. Соответственно этому
гармоники называют половинного,^первого, полуторного, вто-
рого и т. д. порядка.
О >2(Г 2*0° 360 ‘•80° 600° 720'
Фиг. 79. Разложение вращающего мо-
мента на отдельные гармоники:
1 — гармоника половинного порядка; 2 — гар-
моника первого порядка; 3—. ip\iэпика полу-
торного порядка; 4 — гармоника второго по-
рядка; б — гармоника двухсполовинного по-
рядка; 6 — гармоника третьего порядка
Фиг. 80. Сложение гармоник для
трехцилиидрового двигателя:
1 — гармоники половинного порядка; 2 — гар-
моннки первого порядка; 3 — гармоники полу-
тэрного порядка; 4 — гармоники второго по-
рядке; 5 — гармоники двухсполовинного по-
рядка: 6 — гармоники третьего порядке
94
Если на один кривошип передаются вращающие моменты
многих цилиндров (например, в звездообразном двигателе), то
складывают амплитуды всех гармоник одинакового порядка со-
ответственно тому или иному положению вала. При этом
амплитуды большинства гармоник оказываются направленными
в противоположные стороны и их результирующая имеет не-
большое значение, а амплитуды других гармоник, наоборот, на-
правлены в одну сторону и дают амплитуду большой величины.
В качестве примера на фиг. 80 приведено сложение кривых
а, б и в различных порядков для звездообразного трехцилин-
' дрового двигателя. Из сложения видно, что в данном случае
резонирующими являются кривые полуторного и третьего
порядков.
Резонирующие гармоники опасны, так как дают колебания,
связанные с большим увеличением амплитуд, число которых
за один оборот равно порядковому номеру гармоники. Так,
например, в звездообразных двигателях опасными являются
гармоники порядков, равных числу цилиндров и половине
числа цилиндров. Из этого следует, что если у звездообразного
двигателя за один оборот вала число собственных колебаний •
вала равно i или » то собственные колебания вала совпадут
с вынужденными и будет иметь место резонанс.
Аналогично и в рядных двигателях с многоколенным
валом лишь некоторые гармоники связаны с резким воз-
растанием амплитуд, а следовательно, опасны в смысле резо-
нанса.
Таким образом, путем приведения вала к эквивалентной
системе определяют частоту собственных колебаний лс (обычно
указывают как число колебаний в минуту), а путем гармо-
нического анализа определяют порядковый номер гармоники К,
опасной в отношении резонанса. Сопоставление этих значений
дает возможность заранее определить, при каких оборотах
вала можно ожидать резонанс. Такие обороты называются
критическими.
Так, например, для звездообразного двигателя критическими
оборотами будут
Наиболее характерным в отношении крутильных колебаний
был двигатель М-17, у которого лс = 5440 колебаний в минуту,
а опасными были гармоники 3,5; 4,5 и 6 порядков.
95
Этот двигатель имел следующие критические обороты:
_^с_. ПКР1 = kt — Пс - ка — 1^- ”КР« Лз = = 1560 об/мин-, 0,0 = ^ = 1210 об/мин-, = — = 910 об/мин.
Описанный выше способ определения критических режимов
работы двигателя хотя и сложен, но ценен тем, что дает воз-
можность конструктору заранее определить опасность резонанса
и устранить эту опасность путем конструктивных изменений вала.
При работающем моторе опасные режимы определяют по
резонансной кривей, снимаемой с мотора при помощи специ-
ального прибора, называемого торсиографом. Последний про-
изводит автоматически запись амплитуд колебаний вала при
его работе.
Резонансная кривая представляет собой график зависимости
амплитуд крутильных колебаний от оборотов коленчатого вала
на всем диапазоне режимов работы мотора (фиг. 81).
Фиг. 81. Резонансная кривая коленчатого вала
96’
Предельно допустимая амплитуда колебаний не должна
вызывав в сечении вала дополнительных напряжений, пре-
вышающих 600 кг/см2, что примерно соо/ветствует закручива-
нию вала на 1 1,5 .
Предельно допустимая амплитуда колебаний изображена на
графике резонансной кривой (линря АБ).
Все режимы, при которых амплитуда колебаний больше
допустимой (они показаны на графике вертикальными заштри-
хованными столбиками), опасны для продолжительной работы.
Как видно из графика, при работе мотора возможны
несколько режимов, опасных в отношении крутильных коле-
баний.
Почти все авиамоторы имеют критические обороты, кото-
рые приводят к крутильным колебаниям. Однако не у всех
моторов амплитуды колебаний на рабочих режимах превосхо-
дят допустимую величину.
Применение винта изменяемого шага (ВИШ) еще более услож-
няет явления крутильных колебаний и затрудняет возможность
заранее определить опасные режимы работы. В самом деле, мы
усыновили, что частота собственных колебаний вала зависит от
системы мотор — винт, отсюда следует, что при различном шаге
винта коленчатый вал испытывает крутильные колебания раз-
личной частоты, в результате чего изменяются и критические
обороты его.
Следует также учесть, что если крутильные колебания не
вызывают поломки коленчатого вала при эксплоатании мотора,
то это еще не свидетельствует об отсутствии резонансных ре-
жимов. Так, например, поломки картера, приводов, шестерен
и других деталей могут быть вызваны также дополнительными
напряжениями, возникающими в них при крутильных колеба-
ниях коленчатого вала. Поэтому для современных авиационных
двигателей, у которых коленчатый вал и другие детали сильно
нагружены от действия основных сил, вопрос о крутильных
колебаниях приобретает очень важное значение и борьбе с ними
уделяется огромное внимание.
§ 28. СПОСОБЫ УМЕНЬШЕНИЯ КРУТИЛЬНЫХ КОЛЕБАНИИ ВАЛА
Крутильные колебания коленчатых валов могут быть умень-
шены следующими способами:
1. Увеличением или уменьшением жесткости нала с таким
расчетом, чтобы критические числа оборотов двигателя оказа-
лись вне диапазона р;бочих оборотов.
2. Применением демпферов, поглощающих часть энергии
колебаний и тем самым уменьшающих напряжения вала.
3. Применением высокоэластичных муфт, имеющих двоякое
назначение:
а) снижать число собственных колебаний коленчатого вала;
б) демпфировать крутильные колебания.
7-472
97
Наиболее надежный способ—увеличение или уменьшение
жесткости вала, так как при этом исключается возможность
резонанса. Однако для авиационных двигателей этот способ
мало применим, так как увеличение жесткости вала требует
значительного увеличения его размеров, а уменьшение жесткости
недопустимо из условий прочности вала.
Применение высокоэластичных муфт дает возможность путем
постановки эластичного соединения между коленчатым валом
Фиг. 82. Демпфер, работающий на принципе
трения:
А и В — маховики; С — диски; I) — пружины
и винтом снизить число собственных колебаний вала настолько,
что рабочие режимы оказываются полностью свободными от резо-
нансных. Этот способ интересен тем, что дает возможность
использовать эластичное соединение редуктора в качестве демп-
фера, не утяжеляя и не усложняя конструкции двигателя.
Большое распространение для уменьшения амплитуд кру-
тильных колебаний при резонансе получили различного рода
тормозящие устройства, называемые демпферами (гасителями
крутильных колебаний). Одним из первых демпферов, полу-
чивших практическое применение в авиации, был демпфер, рабо-
тавший на принципе трения (фиг. 82). Такой демпфер приме-
нялся ранее на автомобильных двигателях и в несколько изме-
ненной конструкции был установлен затем на одном из авиа-
ционных двигателей.
98
Устройство и работа такого демпфера заключается в сле-
дующем: маховик А, состоящий из двух половин, стянутых бол-
тами, свободно врайцается на ступине маховика В, заклиненного
на конце вала с противоположной стороны винта. Связь между
обоими маховиками осуществляется при помощи тонких дисков С,
прижатых один к другому пружинами Q. Сила трения между
дисками обусловлена натяжением пружин D.
На малых оборотах вследствие инертности маховик А про-
скальзывает относительно маховика В, вращающегося вместе
с валом. •
При некотором числе оборотов величина момента сил тре-
ния между дисками становится настолько большой, что преодо-
левает инерцию маховика Л и он начинает вращаться вместе
с маховиком В.
Полезное действие демпфера начинает сказываться при резо-
нансе. Махсвик А, вращаясь вместе с валом, обладает некото-
рой инерцией и стремится вращаться равномерно. При увеличе-
нии скорости вращения вала, а вместе с ним и дисков С махо-
вик А отстает от маховика В, а при замедлении опережает ма-
ховик В. В обоих случаях происходит проскальзывание махо-
вика относительно вала. Относительное проскальзывание вызы-
вает затрату механической энергии на преодоление трения
в дисках. Эта энергия является частью энергии, расходуемой
на закручивание вала, поэтому энергия, затрачиваемая на под-
держание крутильных колебаний, получается соответственно
меньшей, что разгружает вал от дополнительных напряжений,
неизбежных при резонансе.
Этот демпфер не устраняет полностью явлений резонанса,
а только смягчает его, так как он вступает в работу лишь при
наличии крутильных колебаний. Очевидно, что полного успо-
коения колебаний такой демпфер обеспечить не может.
Работа демпфера зависит от момента силы трения дисков С,
а последняя в свою очередь зависит от натяжения пружины D
и числа оборотов дисков. Как при слабом, так и при сильном
натяжении пружин демпфер не работает, так как в первом слу-
чае маховик сильно проскальзывает, а во втором вовсе не про-
скальзывает между дисками С. Следовательно, натяжение пру-
жин должно быть строго рассчитано для данного двигателя.
Момент силы трения зависит от числа оборотов вала, поэтому
настройка демпфера, подобранная для одних оборотов, совер-
шенно непригодна для других. Это большой недостаток демп-
феров данного типа, так как резонанс возможен при несколь-
ких режимах работы.
К более совершенньш демпферам относится современный
маятниковый демпфер, работающий на принципе качающегося
маятника. Такие демпферы устанавливаются главным образом
на звездообразных моторах. Poib маятника выполняет противо-
вес, смонтированный на щеке кривошипа. Каково же действие
маятника?
7*
99
При идеально равномерном вращении кривошипа маятник
занимает положение, при котором его ось совпадает с осью
щеки кривошипа (фиг. 83, а). При неравномерном вращении
кривошипа, когда вследствие колебаний угловая скорость вала
в некоторый момент времени становится больше угловой ско-
рости винта, маятник, выполняя роль маховика, стремится
продолжать равномерное вращательное движение и, занимая
положение, указанное на фиг. 83, б, противодействует закру-
чиванию вала. Центробежная сила маятника направлена от
центра вращения всей системы (точка О).
Фиг. 83. Схема работы маятникового демпфера
Раскладывая силу Ра по радиусу вращения маятника и пер-
пендикулярно ему, получаем составляющие силы х и у, из ко-
торых сила х оказывает противодействие з: кручива чю вала.
Аналогичное явление происходит и при уменьшении угло-
вой скорости (фиг. 83, в). Если геометрические размеры маят-
ника подобрать такими, чтобы частота его колебаний была
равна частоте вынужденных колебаний вала, то резонансные
колебания окажутся невозможными на всех режимах работы
двигателя. Для этого длина маятника I должна быть очень
малой (в пределах 6—8 лги).
Задача подвески маятника столь малой длины решается кон-
структивно весьма просто путем подвески противовеса при по-
мощи двух пальцев, диаметр которых \еньше диаметра отвер-
стий на величину, равную длине маятника (фиг. 84). При
этом масса противовеса подбирается, исходя из условий урав-
новешенности двигателя. Для придания противовесу свойств
маятникового демпфера один из противовесов укреплен к щеке
100
не жестко, а подвижно. Для этого нижнюю часть щеки вводят
в прорезь противовеса до совпадения отверстий на противовесе
с отверстиями на щеке. После этого в отверстия вставляют
пальцы, снабженные буртиками, предохраняющими пальцы от
выпадания при опущенном положении противовеса.
а
Фиг. 84. Маятниковый демпфер звездообразного двигателя:
а — принципиальная схема демпфера
Принципиальная схема такого маятника показана на фиг. 84, а.
Маятниковый демпфер не требует настройки на какие-либо
обороты, ак как он разгружает вал от критических колебаний
какой-либо частоты на всех режимах работы двигателя.
У звездообразных двигателей, как мы установили, имеются
две опасные частоты колебаний, вызываемые гармониками
порядка / и д-. Поэтому один из противовесов может быть по-
добран как демпфер колебаний одной частоты, а другой про-
тивовес— как демпфер колебаний другой частоты. В однорядных
звездообразных двигателях обычно в качестве демпфера исполь-
зуют только один противовес, настраиваемый на частоту, наи-
более опасную для данного типа двигателей.
РАЗДЕЛ II
ОХЛАЖДЕНИЕ АВИАЦИОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
ГЛАВА I
ОСНОВНЫЕ СВЕДЕНИЯ О ТЕПЛОПЕРЕДАЧЕ
§ 29. НЕОБХОДИМОСТЬ ОХЛАЖДЕНИЯ ЦИЛИНДРОВ
При сгорании газов в цилиндрах двигателя внутреннего сго-
рания выделяется большое количество тепла, вследствие чего
сильно нагреваются детали, соприкасающиеся с горячими газами.
К таким деталям относятся цилиндры, клапаны, свечи, поршни
и др. Нагрев некоторых деталей достигает такой величины, что
их механическая прочность оказывается недостаточной, чтобы
противостоять действующим на них механическим и термиче-
ским нагрузкам, что приводит к обрыву и прогару клапанов,
короблению и растрескиванию головок цилиндров, прогару пор-
шней и другим повреждениям деталей мотора.
Чрезмерное повышение температуры приводит также к нару-
шению установленных зазоров между поршнем и цилиндром,
поршневыми кольцами и их канавками, штоком клапана и его
направляющей и другими деталями, к заклиниванию отдельных
деталей, задирам и иным последствиям, являющимся причиной
неисправности этих деталей, а иногда и двигателя в целом.
Перегрев двигателя приводит к уменьшению его мощности
вследствие ухудшения наполнения цилиндров, нарушению смазки
цилиндров вследствие разжижения масла, детонации, самовос-
пламенению и другим последствиям.
Чрезмерно низкая температура стенок цилиндра также вредна.
Это ухудшает испарение топлива и увеличивает потери на тре-
ние поршня вследствие увеличенной вязкости масла на стенках
цилиндра.
Таким образом, поддержание температуры деталей в неко-
торых допустимых пределах является важным условием для
обеспечения надежности работы двигателя, его мощности и эко-
номичности.
Нормальное тепловое состояние двигателя достигается путем
охлаждения его цилиндров, что в свою очередь понижает тем-
пературу поршней, клапанов и других наиболее нагретых дета-
лей. Для более подробного ознакомления с вопросами охлажде-
ния рассмотрим вначале основные способы передачи тепла. „ .
102
§ 30. СПОСОБЫ ПЕРЕДАЧИ ТЕПЛОТЫ
Перенос теплоты от одного тела к другому осуществляется
в природе тремя процессами: теплопроводностью, конвекцией
и лучеиспусканием.
Теплопроводность характеризуется передачей
тепла внутри тела без перемещения его частиц и свойственна
твердым телам. Так, например, если нагреть один конец медного
стержня, то на Значительном расстоянии от места нагрева стер-
жень также окажется горячим. Физически это объясняется тем,
что молекулы более нагретой части тела обладают и более
интенсивным молекулярным движением, которое передается от
молекулы к молекуле механическим путем, что в конечном итоге
приводит к повышению температуры части тела, непосредственно
не подверженной действию повышенной температуры.
Существует большое сходство между способностью тел про-
водить теплоту и электричество. Вещества, которые лучше про-
водят теплоту, проводят лучше и электричество.
Для сравнения различных веществ по их способности про-
водить теплоту установлен особый коэфициент, называемый
коэфицчентом теплопроводности.
Коэфициент теплопроводности X характери-
зуется количеством калорий, проходящих в один час через 1 м2
стенки толщиной 1 м при разности температур один градус
Цельсия.
Значения коэфициентов теплопроводности наиболее употре-
бительных авиационных материалов приведены в табл. 11.
Таблица 11
Коэфициенты теплопроводности некоторых материалов
Материал кал Л12'ШС'> С Материал кал м2чпс 0 С
Асбсст 0,13-0,19 Теплоизоляционные 0,15
Алкоголь 0,18 материалы
Алюминий 175 Каучук 0,17—0,3
Бронза 51 Масло минеральное 0,1—0,15
Вода 0,5 Латунь 72-108
Войлок 0,03 Медь красная* 320
Глицерин 0,25 Накипь 2
Дерево ' 0,18—0,3 Пробка 0.26
Же..езо 50—60 Серебро . 360
Золото 250 Сталь углеродистая 22-45
Хлопчатая бумага 0,014
Как видно из таблицы, теплопроводности различных мате-
риалов резко различаются. Так, например, слой накипи в 1 мм
103
оказывает такое же сопротивление передаче тепла, как и стенка
из углеродистой стали толщиной 10—20 мм или из алюминия
толщиной 80 мм.
Количество тепла, передаваемое благодаря теплопроводности
через плоскую стенку, пропорционально: коэфициенту тепло-
проводности ее материала, площади стенки, времени, разнести
температур между поверхностями стенки и обратно пропорци-
онально толщине стенки. Этот закон выражен уравнением
Q=\FZ Q [кал], (57)
где Q — количество тепла в калориях;
F—площадь стенки в м2;
Z—время’ в часах;
8 — толщина стенки в м\
и t.>—температуры стенки по одну и другую стороны.
Схематически передачу тепла
через плоскую стенку jзобра-
жают, как показано на фиг. 85.
Чем лучше теплопроводность
ма ериала, тем более полого рас-
полагается прямая 1—2 и, сле-
довательно, при прочих равных
условиях меньше разность тем-
ператур между поверхностями
стенки.
Теплопроводность материала
имеет решающее значение при
передаче тепла через стенки
Фиг. 85. Схема передачи тепла через цилиндра.
плоскую стенку Конвекция характери-
зуется передачей тепла благо-
даря перемещению нагретых частиц вещества. Конвекция свой-
ственна жидким и газообразным телам. Соприкасающиеся со
стенкой частицы жидкости или газа нагреваются, плотность их
уменьшается, вследствие чего они поднимаются вверх, а их
место занимают белее холодные частицы. Вследствие этого по-
лучается циркуляция частиц, при которой имеет место тепло-
обмен между стенками и веществом.
Количество тепла Q, перед:ваемое соприкосновением через
площадь F м2 за один час при температуре газа и темпера-
туре стенки t2, выражается уравнением
(58)
где а — коэфициент теплопередачи от стенки к омывающей ее
среде или, наоборот, от омывающей среды к стенке.
104
Как и в случае теплопроводности, коэфициент тепло-
передачи а показывает: какое количество тепла в кало-
оиях передается через 1 м2 поверхности в течение одного часа
при разности температур 1°С. Значение коэфициента а опреде-
ляют опытным путем. Оно зависит от вида и состояния поверх-
ности теплообмена, от рода жидкости или газа и главным об-
разом от скорости и завихренности потока.
При помощи конвекции тепло от горячих газов передается
соприкасающимся с ними деталям. Этим же способом отво-
дится тепло от стенок цилиндра в охлаждающую жидкость или
воздух. Таким образом, конвекция, как и теплопроводность,
имеет большое значение в охлаждении двигателя.
Лучеиспускание характеризуется передачей тепла
на расстояние тепловыми лучами. При этом часть тепловой энер-
гии нагретого тела превращается в лучистую энергию, которая
со скс ростыо света переносится через пространство и в месте
поглощения целиком или частично снова превращается в теп-
лоту. Примером передачи энергии излучением может служить
передача солнечной энергии.
Количество тепла, излучаемое некоторой поверхностью S
в единицу времени вследствие лучеиспускания, зависит от
свойств и состояния этой поверхности и абсолютных темпера-
тур поверхности 7\ и окружающей среды 7’2. Так, например,
шероховатые поверхности излучают сильнее, чем гладкие ври
той же температуре, и лучше поглощают падающее на них излу-
чение. Тела черного цвета сильнее излучают и поглощают тепло
по сравнению с такими же телами другого цвета.
Указанные свойства легко проверить при помощи металли-
ческого ящика кубической формы, заполненного горячей водой.
Если стенки ящика изготовить из различных материалов и при-
дать им различную обработку поверхности, то легко заметить,
что термометры, помещенные на одинаковом расстоянии от
стенок, показывают различные температуры.
Количество тепла, излучаемое телом в течение одного часа,
можно определить по формуле
с-с4(йб)‘-@‘Ю- <59>
где С — коэфициент излучения, зависящий от материала и со-
стояния поверхности.
Передача тепла при помощи лучеиспускания имеет практи-
ческое значение при высоких температурах. В авиационных
двигателях температура наружных стенок цилиндра, радиатора
и других охлаждающих устройств сравнительно невелика,
поэтому роль лучеиспускания в охлаждении двигателя ничтожно
мала и обычно его в расчет не принимают.
105
§ SJ. ТЕПЛООБМЕН МЕЖДУ ГАЗАМИ В ЦИЛИНДРЕ И ОХЛАЖДАЮЩЕЙ
СРЕДОЙ
Цилиндр двигателя можно рассматривать как стенку, разде-
ляющую два жидкости с различными температурами. Одной
жидкостью являются газы внутри цилиндра; другой — охлаждаю-
щая жидкость в двигателях жидкостного охлаждения или воз-
дух в двигателях воздушного охлаждения.
Передача тепла от газов к внутренней поверхности цилиндра
происходит главным образом благодаря конвекции и частично
(около 10%) вследствие лучеиспускания.
Передача тепла через стенку цилиндра происходит исключи-
тельно благодаря ее теплопроводности. Чем меньше толщина
стенки, тем меньше различаются температуры ее наружной
и внутренней поверхностей.
Передача тепла от наружной стенки цилиндра к охлаждаю-
щей среде (жидкости или воздуху) осуществляется главным
образом конвекцией и частично теплопроводностью.
Таким образом, количество тепла, передаваемое в единицу
времени от газов, находящихся в цилиндрах, к окружающей
среде вне пилинпров, зависит от значений коэфициента излуче-
ния С, коэфициента теплопередачи от газов к стенке а, коэфи-
циента теплопроводности стенки X и от коэфициента теплопе-
редачи от наружной стенки цилиндра к окружающей жидкости
ИЛИ ВОЗДуху <Xj.
Определение значения каждого из этих коэфициентов
в отдельности — задача весьма сложная, особенно если учесть
непостоянство температурных условий в цилиндре, наличие
слоя масла на внутренней стенке цилиндра и накипи или краски
на наружной стенке его.
Эту задачу укрощают тем, что опытным путем определяют
так называемый суммарный коэфициент теплопередачи К, пока-
зывающий, какое количество тепла в калориях передается от
газов через 1 м2 поверхности стенки к охлаждающей среде за
1 час при разности температур 1°С.
Для моторов жидкостного охлаждения значение К —
— 1£0—180 — » а Для моторов воздушного охлаждения
(если учесть полную охлаждающую поверхность цилиндров)
100 — 150 .
м2час° С
Таким образом, количество тепла, отводимое от газов в окру-
жающую среду за один час, определяют по формуле, аналогич-
ной формулам (58) и (57):
Q = KS(tl-Q[^~\. (60)
Количество тепла, отводимое в охлаждающую среду, может
быть выражено в виде части от тепла, эквивалентного эффек-
тивной мощности двигателя.
106
В этом случае можно написать
= (61)
где q— часть тепла, отводимая в охлаждение.
На основании экспериментальных данных значение д для
двигателя воздушного охлаждения составляет (на режиме номи-
нальной мощности) 14—16% от тепла, внесенного топливом.
Таким образом,
q = (0,14-0,16) адЧН0М
или
<62>
Соответственно для двигателей жидкостного охлаждения
<2 = (О.16-О,2О)Н.СЛга[^']
или
C = (S1«-350)4,0J-S-]- (63)
По этим формулам и производится расчет отдельных эле-
ментов системы охлаждения.
Отвод большего количества тепла в охлаждающую среду
от двигателя жидкостного охлаждения по сравнению с двига-
телем воздушного охлаждения объясняется большим перепадом
температур между газами в цилиндре и стенками цилиндра.
♦
§ 32. ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ НА ТЕПЛОВОЕ СОСТОЯНИЕ ДВИГАТЕЛЯ
1. Диаметр цилиндра. На фиг. 86 представлены два
цилиндра с диаметрами D и 20.
При одинаковых рабочих ходах рабочие объемы цилиндров
соответственно равны
. 7 тсО2 е . 7 я (2Z))2 е е
Ч), = т 5 и vn. = ~45=
откупа
V. = 4К.
Вместе с тем боковые поверхности охлаждения цилиндров
при сгорании газов равны
F^-Dh и % = 7г(2О)А,
откуда
Г2 = 27%
Из приведенного примера видно, что с увеличением диа-
метра цилиндра при прочих равных условиях его рабочий
объем и поверхность днища возрастают пропорционально
107
квадрату диаметра, а боковая поверхность охлаждения лишь
пропорционально первой степени диаметра. Поэтому при уве-
личении диаметра цилиндра возрастает отношение рабочего
объема (а следовательно, и количество тепла) к поверхности
охлаждения цилиндра, что приводит к повышению температуры
стенок цилиндра.
2. Степень сжатия. Увеличение степени сжатия приво-
дит к некоторому повышению температуры гааов в процессе
сжатия и более значительному уменьшению температуры в про-
цессе расширения. Последнее способствует уменьшению тепло-
отдачи через стенки цилиндра. Кроме того, с увеличением
Фиг. 86. К определению рабочих
объемов и поверхностей охлаж-
дения при увеличении диаметра
цилиндра
Фиг. 87. Изменение теплоотдачи
в зависимости от степени сжатия
степени сжатия уменьшается поверхность камеры сгорания,
воспринимающая наибольшее количество тепла в начале рабо-
чего хода. Таким образом, при повышении степени сжатия
(если при этом двигатель не детонирует) температура стенок
цилиндра уменьшается.
Относительное изменение теплоотдачи в воду при увеличе-
нии степени сжатия показано на фиг. 87, где за 100% принята
теплоотдача при е=4.
3. Обороты вала. Изменение числа оборотов может
производиться либо изменением шага винта при постоянном
давлении на всасывании ра, либо изменением ра. В первом слу-
чае количество топлива, поступающее в цилиндр за один про-
цесс всасывания, можно считать постоянным. Примерно одина-
ково и количество тепла, отводимое в охлаждающую среду
в течение одного цикла. Поэтому общее количество тепла,
отводимое в охлаждающую среду, пропорционально числу
оборотов. Пропорционально оборотам возрастают и темпера-
туры деталей, подверженных воздействию горячих газов.
Во втором случае с увеличением оборотов возрастает не
только число циклов за единицу времени, но и количество
тепла, выделяющееся в каждом цикле. Поэтому, когда увеличе-
108
ие оборотов связано с повышением давления на всасыва-
р количество тепла, отводимое в окружающую среду,
возрастает пропорционально п —пе, т. е. значительно более
I нгенсивно, чем в первом случае. Соответственно возрастают
и температуры цилиндра, поршней, клапанов и других деталей.
4. Состав смеси. Состав смеси а оказывает большое
влияние на скорость и температуру сгорания газов, а следова
тетьно, и на тепловое состояние
двигателя. Но скорость сгора-
ния, кроме того, зависит от
числа оборотов, завихренности
смеси, формы камеры сгорания
и прочих факторов. Поэтому
зависимость температуры дета-
лей от изменения состава смеси
несколько различается у двига-
телей различных типов.
Схематически эту зависи-
мость можно выразить кривой,
представленной на фиг. 88.
Наибольшая температура ци-
линдра соответствует составу
Фиг. 88. График зависимости тем-
пературы цилиндра от состава
смеси
смеси, изменяющемуся в пре-
делах а = 0,9—1,05. Понижение температуры при работе на бо-
гатых смесях объясняется уменьшением средней температуры
газов за цикл вследствие неполноты сгорания топлива.
5. Опережение зажигания. Наименьшая температура
стенок цилиндра со )тветствует паивыгоднейшему углу опере-
жения зажигания. Более позднее, а в особенности более раннее
зажигание смеси приводит к перегреву мотора. В первом слу-
чае это происх >дит вследствие догорания смеси в процессе ее
расширения и увеличения продолжительности соприкосновения
газов, имеющих высокую температуру, со стенками цилиндра,
а во втором — вследствие повышения температуры и давления
газов и увеличения продолжительности соприкосновения газов
со цтенками цилиндров.
6. Наддув двигателя. Нами уже рассматривалось влия-
ние давления на всасывании ра на тепловое состояние двига-
теля при увеличении оборотов. В некоторых случаях повыше-
ние давлений pk и ра могут иметь место при неизменных
оборотах колен 1атого вала, например, дача газа при одно ре-
менном загяжелении винта, форсирование наддува при взлете
и др. В этих случаях повышение ра связано с увеличением
мощности и среднего эф|>ективн )го давления. На фиг. 89 при-
веден график, показывающий увеличение теплоотдачи в воду
при повышении наддува в процентах, а на фиг. 90 — изменение
температуры готояки цилиндра воздушного охлаждения в зави-
симости от среднего эффективного давления. Как это следует
109
из обоих графиков, увеличение наддува заметно повышает
температуру стенок цилиндров.
7. Скорость и температура охлаждающей среды.
Увеличение скорости протекания охлаждающей жидкости в дви-
гателях жидкостного охла-
Фиг. 89. График изменения теплоот-
дачи в воду в зависимости от над-
дува
ждения или воздуха в дви-
гателях воздушного охлажде-
ния приводит к более интен-
сивному отводу тепла от сте-
нок цилиндра и к понижению
их температуры. Влияние
этого фактора настолько ве-
лико, что в некоторых слу-
чаях полета, например, при
пикировании, планировании
на большой скорости, воз-
можно переохлаждение дви-
гателя, а в некоторых случаях
и замерзание охлаждающей
жидкости в отдельных точках
системы.
Большое влияние на тепловое состояние двигателя оказы-
вает температура охлаждающей среды.
Температура газов внутри цилиндра почти не изменяется
при повышении температуры охлаждающей среды, поэтому
Фиг. 90. Влияние среднего эффективного
давления на температуру цилиндра
изменение последней соответственно увеличивает или умень-
шает тепловой поток и перепад температур между стенкой
и охлаждающей средой. Считают, что изменение температуры
охлаждающей среды на 10° С вызывает изменение теплового
потока на 3,5°/0.
Повышение температуры охлаждающей жидкости выгодно
во всех случаях, если только при этом возможно надежное
охлаждение двигателя.
ПО
В самом деле, в этом случае уменьшаются потери тепла на
оХЛаи<дение и, следовательно, возрастает экономичность в ра-
боте двигателя. Так, например, если для охлаждения двигателя
вместо воды со средней температурой 80° С применить этилен-
гликоль со средней темпера-
турой 105° С, то удельная
теплоотдача -^уменьшитсябо-
лее чем на 2О7о (фиг. 91).
Рассмотрев влияние основ-
ных факторов на тепловое со-
стояние двигателя, мы прихо-
дим к выводу, что количество
тепла, отводимое от, цилин-
дров системой охлаждения,
изменяется в широких преде-
лах в зависимости от условий
и режима работы двигателя.
Поэтому в системе охла-
400
350
зоо
250
200
150
40 50 60 70 80 90 100110120130 t°C
Фиг. 91. Влияние температуры охла-
ждающей жидкости на теплоотдачу
ждения предусматриваются устройства,
можно изменять количество отводимого от
при помощи которых
двигателя тепла и,
следовательно, поддерживать его тепловое состояние в жела-
тельных пределах.
Примерные значения температур деталей авиапионнэго дви-
гателя в °C при его работе на номинальном режиме следую-
щие:
Шейка выхлопного клапана................ 700—800
Головка цилиндра воздушного охлаждения . 220—285
Гильза цилиндра воздушного охлаждения . . 140—170
Головка цилиндра водяного охлаждения . . . 160—200
Гильза цилиндра водяного охлаждения . . . 100—110
Днище поршня........................... 300—350
ГЛАВА II
ВОЗДУШНОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
§ 33. ОРЕБРЕНИЕ ЦИЛИНДРА ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
У двигателей воздушного охлаждения тепло от наружных
стенок цилиндра передается непосредственно в окружающий
воздух.
Так как значение коэфициента теплопередачи а от стенок ци-
линдра к окружающему воздуху не превышает 150—200 —2чосос >
то для надежного охлаждения цилиндра приходится значительно
увеличивать поверхность его охлаждения, что достигается
оребрением наружной поверхности цилиндра (фиг. 92).
Фиг. 92. Цилиндр воздушного охлаждения
Установлено, что для надежного охлаждения цилиндров
поверхность охлаждения, приходящаяся на одну лошадиную
силу (считая по номинальной мощности), должна быть равна
примерно 250 см2. Таким образом, у современных мощных
двигателей необходимая поверхность оребрения оказывается
весьма большой.
112
Головка цилиндра находится в более тяжелых температур-
ных условиях по сравнению с гильзой, поэтому и поверхность
оребрения головки составляет 60—7О°/о от общей поверхности
охлаждения цилиндра. Из этого вытекает необходимость раз-
местить на головке большую часть ребер. Расположение ребер,
их количество и размеры должны не только обеспечить отвод
тепла от наиболее нагретых участков (межклапанных перемы-
чек, седел и коробок клапанов, свечных гнезд, бобышек, кла-
панных направляющих и других деталей), но и сохранять при-
мерно одинаковыми температуры различных участков головки,
несмотря на различное воздействие на них горячих газов.
Последнее требование направлено на уменьшение темпера-
турных напряжений головки и возможных вследствие этого
короблений и растрескиваний. Значение температур в характер-
ных точках головки цилиндра показано на фиг. 93, откуда
видно, что, несмотря на интенсивное оребрение части головки,
расположенной у выпускного клапана, температура этого уча-
стка все же выше по сравнению с другими участками головки.
Получить совершенно равномерную температуру головки ци-
линдра невозможно.
Геометрические размеры ребер охлаждения характеризуются
высотой, формой и толщиной у основания и вершины.
8—472
113
На фиг. 94 схематически показано движение тепла по ребру
прямоугольной формы и уменьшение температур по его высоте.
Падение температуры от основания ребра к его вершине
объясняется не только свойствами теплопроводности, но и уве-
личением поверхности охлаждения по мере возрастания радиуса
ребра. Значительное уменьшение температуры обусловливает
и понижение разности температур между поверхностью охла-
ждения и охлаждающим воздухом, вследствие чего теплопере-
дача ребра уменьшается.
Если бы температура ребра по высоте его оставалась рав-
ной температуре у основания, то количество тепла Qo, отдавае-
мое таким ребром, было бы наибольшим (при некоторых опре-
деленных условиях). Отношение действительного количества
тепла О,,, отданное ребром, к теплу! Qo называют коэфициен-
том полезного действия (КПД) ребра (у)р).
Фиг. 94. Движение тепла по
ребру прямоугольной формы
»Г-ТГ=°'7-(,Л
где >1р — относительное уменьшение
теплоотдачи, вызванное ; пониже-
нием температуры ребра.
Фиг. 95. Форма ребер цилиндра
воздушного охлаждения:
а — прямоугольная', б — трапецевидная,
в — ребро, ограниченное двумя пара-
болическими поверхностями
Увеличение высоты ребра уменьшает значение >]р и значи-
тельно увеличивает вес и лобовое сопротивление цилиндра.
Поэтому высоту ребра стремятся делать по возможности малой,
обычно не превышающей 50 — 60 мм. Форма ребра выбирается
такой, чтобы обеспечить наибольшую температуру ребра при
наименьшем весе и воздушном сопротивлении. Учитывая умень-
шение температуры по высоте ребра прямоугольной формы,
целесообразно уменьшить его толщину по мере удаления от
основания и тем самым повысить его среднюю температуру
и При этом снижается вес ребра и его лобовое сопротивление.
114
ребер у основания 2,5—3,5 мм.
Фиг. 96. График измерения коэфи-
циента теплопередачи от ребер в за-
висимости от шага ребер и скорости
обдува
Наиболее выгодным для этой цели оказывается ребро, огра-
ниченное двумя параболическими поверхностями (фиг. 95, в).
Однако изготовление, таких ребер затруднительно и, кроме того,
их легко обломать в эксплоатации при неосторожном обращении,
поэтому чаще всего ребра изготовляются трапецевидной формы
(фиг. 95, б).
По условиям прочности толщина ребра на конце делается не
менее 0,5 — 1 мм для стальных ребер и 1,25 — 1,50 мм для алюми-
ниевых. Толщина алюминиевых ;
Уменьшение толщины ребра
понижает его КПД и теплоот-
дачу вследствие меньшего при-
тока тепла к ребру и понижения
его температуры. Однако вес
ребра уменьшается в большей
степени, чем понижается значе-
ние Чр, поэтому оказывается бо-
тее выгодным применять боль-
шое число тонких ребер с боль-
шой поверхностью охлаждения,
чем меньшее число более тол-
стых ребер.
Высота ребра подбирается
так, чтобы его КПД был не ме-
нее 0,6.
Расстояние между осями со-
седних ребер (шаг) обычно равно
4 — 5 мм. Увеличение шага за-
труднило бы размещение необ-
ходимого количества ребер на
головке, а уменьшение шага обу-
словлено технологическими труд-
ностями, возникающими при
изготовлении головки. Кроме
того, недостаточное расстояние
доступ достаточного количества
Щего в охлаждении. Вследствие
меж^у ребрами и воздухом уменьшается, что снижает тепло-
отдачу и КПД ребра (фиг. 96).
Большое влияние на КПД и теплоотдачу ребра оказывает
теплопроводность материала, поэтому головки цилиндров, как
наиболее подверженные воздействию высоких температур, из-
готовляются исключительно из алюминиевых сплавов, обладаю-
щих высокой теплопроводностью.
Для хорошего обдува цилиндров их располагают в непосредст-
венной близости к винту, в потоке воздуха, отбрасываемого вин-
том. Если конструктивно это выполнить невозможно, например,для
Задних цилиндров в многорядных звездах и рядных двигателях,
применяются специальные направляющие пластинки-дефлекторы.
8* 115
между ребрами затрудняет
воздуха, активно участвую-
этого разность температур
§ 34. ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ НА ТЕПЛОВОЕ СОСТОЯНИЕ ДВИГАТЕЛЯ
ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
Тепловое состояние двигателя всецело зависит от соотно-
шения между теплом, отводимым от газов через стенки ци-
линдра, и теплом, которое может быть отведено системой
охлаждения при данных конкретных условиях.
Количество тепла, которое должно отводиться системой охла-
ждения звездообразного двигателя в единицу времени, опре-
деляется по формулам (62) или (63) и может быть выражено
в виде равенства
<2=^-4, (64)
где q' = 316 — 350 .
м ’ л. с. час
В то же время количество тепла, которое способна передать
система охлаждения в окружающий воздух, определяется фор-
мулой (60):
(65)
где F—площадь охлаждения в м2;
tu— температура стенок цилиндра;
/воЗД — температура охлаждающего воздуха;
К— суммарный коэфициент теплопередачи.
Для установившегося режима работы необходимо равенство
значений Q из формул (64) и (65), поэтому
q^e = KF^-ta03^
Преобразуя последнее равенство, найдем
(66)
Из формулы (66) видно, что тепловое состояние цилиндра
(а следовательно, и других деталей) зависит от следующих
факторов:
1. От режима работы мотора. Изменение Ne обуслов-
ливает изменение и q'. Наиболее напряженными в тепловом от-
ношении оказываются такие режимы, на которых с увеличением
Ne одновременно возрастает и значение q', так, например: фор-
саж мотора по наддуву, оборотам, обеднение смеси на режи-
мах N и др.
еНОМ г
2. От площади оребрения/7. Чем больше F, тем при
прочих равных условиях ниже температуры цилиндров, и на-
оборот, недостаточная площадь оребрения приводит к перегреву
мотора.
116
3.0т температуры наружного воздуха. Как это
следует из формулы, увеличение или уменьшение /во повы-
шает или понижает температуру цилиндра на такую же вели-
чину.
4. От плотности и скорости воздуха. По опытным
данным, при конвекционной передаче тепла коэфициент тепло-
передачи К пропорционален плотности и скорости жидкости или
газа в степени 0,7 — 0,8, поэтому при увеличении плотности или
скорости воздуха возрастает и значение коэфициента К (фиг. 97);
температура стенок цилиндра при этом понижается.
5. От высоты полета.
С увеличением высоты полета
изменяется плотность воздуха
и его температура, а также и
мощность мотора.
При взлете значениеве-
лико, скорость обдува цилин-
дров мала, температура воз-
духа больше, чем на высоте,
а плотность воздуха имеет
наибольшее значение. Сум-
марное влияние первых трех
факторов больше последнего,
вследствие чего тепловое со-
стояние двигателя ухудшается,
и при длительной работе на
этом режиме мотор перегре-
вается.
При наборе высоты с вы-
сотным двигателем его мощ-
ность до расчетной высоты
увеличивается, плотность воз-
духа уменьшается, скорость
при наборе высоты малая,
температура воздуха пони-
жается. Влияние первых трех
нию температуры стенок цилиндра.
Фиг. 97. Изменение коэфициента
теплопередачи гильзы цилиндра воз-
душного охлаждения в зависимости
от скорости воздуха и высоты полета
факторов приводит к повыше-
В случае невысотного двигателя падение мощности с подъе-
мов на высоту и понижение температуры окружающего воз-
духа оказывают более сильное влияние, чем уменьшение плот-
ности. У такого двигателя с подъемом на высоту температура
стенок цилиндров уменьшается (если охлаждение не регули-
руется).
Аналогичное явление имеет место и у высотного двигателя
при наборе высоты выше расчетной.
При увеличении скорости горизонтального полета теплоот-
дача цилиндров возрастает пропорционально скорости в степени
примерно 0,7 — 0,8, необходимая же мощность возрастает про-
117
порционально кубу скорости. Поэтому чем выше скорость го-
ризонтального полета, тем более напряжено тепловое состояние
двигателя.
Расчет системы охлаждения и выбор величины охлаждаю-
щей поверхности производятся по наиболее неблагоприятным
условиям, какими для высотных двигателей являются режимы
набора высоты или полет на максимальной скорости на расчет-
ной высоте при больших значениях температуры окружающего
воздуха. Чтобы двигатель не переохлаждался при других, более
благоприятных условиях полета, в системах охлаждения пре-
дусматривают особые устройства для регулирования количества
воздуха, поступающего для охлаждения цилиндров.
§ 35. КАПОТЫ НА ДВИГАТЕЛИ ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ
Звездообразный двигатель, устанавливаемый в передней
части фюзеляжа или гондолы, нарушает их плавное обтекание,
вследствие чего лобовое сопротивление самолета увеличивается
в три-четыре раза (фиг. 98).
Фиг. 98. Влияние мотора воздушного охлаждения на обтекаемость
самолета
Воздушное сопротивление винтомоторной установки слагается
из трех частей:
1. Сопротивления, обусловленного теплопередачей цилиндров
в окружающий воздух.
2. Сопротивления вследствие плохой обтекаемости мотора
и его системы охлаждения (сопротивление формы).
3. Сопротивления, вызываемого ухудшением аэродинамики
фюзеляжа и других частей самолета (интерференция).
Если в первом случае сопротивление является абсолютно
необходимым видом потерь для работы системы охлаждения,
то сопротивление формы и интерференция справедливо назы-
ваются паразитическими и их стремятся свести к нулю.
Для этой цели применяются капоты и обтекатели, устраняющие
или уменьшающие образование вихрей и срыв потока за мото-
ром.
В основу применения капотов звездообразных двигателей
положен известный закон, по которому затрата мощности на
охлаждение пропорциональна скорости в третьей степени, ло-
118
бовое сопротивление — скорости во второй степени, а теплоот-
ча — скорости воздушного потока в степени 0,7 — 0,8.
А Действительно, воздушное сопротивление мотора может
быть выражено формулой
X = cxoSV2, (67)
где сх — коэфициент ’сопротивления;
кг сек2
р — плотность воздуха в - t ;
5 — лобовая площадь в л«2;
V—скорость воздуха в м/сек.
Мощность, затрачиваемая на преодоление этого лобового
сопротивления, определяется по формуле
N — 75 75 •
Вентилятор
Фиг. 99. Капоты первого класса для двигателей воздушного
охлаждения
Грубо говоря, если скорость воздуха, проходящего между
цилиндрами, уменьшить вдвое, то лобовое сопротивление умень-
шится в четыре раза, а мощность, расходуемая на охлаждение,
понизится в восемь раз. При этом поверхность охлаждения
потребуется увеличить на 60 — 80%.
Поэтому оказывается выгодным уменьшить скорость охлаж-
дающего воздуха, хотя это и связано с необходимостью уве-
личения поверхности охлаждения. Изменение скорости воздуха,
направляемого к цилиндрам, осуществляется при помощи ка-
потов.
Капоты двигателей воздушного охлаждения делятся на три
класса:
1. К первому классу относятся капоты с входом на носке
и капоты для моторов с удлиненными валами (фиг. 99). Эти
капоты имеют наибольшую длину и способны предотвратить
119
срыв потока до скоростей 850 — 900 км/час на высоте 5000 м.
Лобовое сопротивление моторной установки с капотом первого
класса наименьшее, но для обдува мотора на режимах руления,
взлета и набора высоты необходимо установить специальный
вентилятор.
2. Ко второму классу относятся капоты с кольцевым входом
малой площади, расположенным за винтом. Такие капоты
(фиг. 100) наиболее часто применяются и предотвращают срыв
потока до скоростей 700 — 750 км/час на высоте 5000 л.
Фиг. 100. Капоты второго класса для двигателей
воздушного охлаждения
3. К третьему классу относятся капоты с кольцевым входом
большой площади, с малым коком или без кока на втулке винта.
Эти капоты предотвращают срыв потока до скорости 450—
500 км/час и для скоростных самолетов непригодны.
Входное отверстие капота располагается возможно ближе
к плоскости задней кромки вращения винта.
Для обеспечения плавного обтекания на различных режимах
полета передняя кромка капота закруглена.
Канал для входа воздуха образуется между внутренними
очертаниями капота и внешними очертаниями кока винта и
обтекателей, устанавливаемых в передней и задней частях
мотора.
Площадь входа капота подбирается так, чтобы скорость на
входе составляла 40 — 50% от vmaT. Канал входной части ка-
пота образует диффузор, расширенная часть которого распо-
ложена в плоскости цилиндров. Таким образом, скорость воз-
духа в цилиндровом пространстве в несколько раз меньше по
сравнению со скоростью свободного воздушного потока, что
при скорости 500 — 550 км/час примерно в десять раз умень-
шает затрату мощности на охлаждение, составляя всего лишь
2 — 3% от эффективной мощности мотора.
Выход воздуха из капота устраивается таким образом, чтобы
направление воздуха, выходящего из капота, совпало с направ-
лением потока, обтекающего снаружи капот и фюзеляж или мо-
торную гондолу.
120
В выходной части капота ставятся специальные заслонки
или другие устройства для регулирования расхода воздуха че-
рез капот. На некоторых самолетах, кроме заслонок на выходе,
устанавливаются жалюзи во входной части капота. К последним
прибегают в случаях, когда регу-
лирование площади на выходе не
обеспечивает мотор от переохла-
ждения при низких температурах.
Разновидностью капотов на мо-
торы воздушного охлаждения
являются капоты с петлевой об-
дувкой (фиг. 101). Воздух входит
в капот через кольцевую щель
вокруг обтекателя винта и через
расширяющийся канал поступает
к цилиндрам мотора. Пройдя охла-
ждающие ребра, воздух поворачи-
вает в обратную сторону, охла-
ждает головки цилиндров и через
узкую регулируемую щель в пе-
редней части капота выходит на-
ружу вследствие разрежения у пе-
редней кромки капота.
При петлевой обдувке расход
воздуха, потребного для охлажде-
ния мотора, уменьшается на 20—
30%; соответственно уменьшается
и лобовое сопротивление. Недостатком таких капотов является
сложность регулирования расхода воздуха.
При эксплоатации капотов современных скоростных само-
летов особое внимание должно быть обращено на правильную
установку выходных заслонок и хорошую герметизацию канала
системы охлаждения. Как первое, так и второе оказывает боль-
шое влияние на величину максимальной скорости самолета.
§ 36. ДЕФЛЕКТОРЫ
Основное назначение дефлекторов — направить весь поток
охлаждающего воздуха между ребрами цилиндра по всей их
длине и на участки, где требуется более интенсивный от-
вод тепла (фиг. 102).
Этим достигается значительное уменьшение количества воз-
духа, необходимого для охлаждения цилиндров.
Применение дефлекторов в значительной степени способ-
ствовало успешному развитию капотов на моторы воздушного
охлаждения и обеспечило надежное охлаждение мотора при
его работе под капотом и более равномерную температуру
Цилиндров (фиг. 103).
121
Сопротивление цилиндра
складывается из сопротивле-
ния трения воздуха о поверх-
ность ребер и стенок цилиндра
и сопротивления от срывов
потока и образования вихрей
за цилиндрами вследствие их
Фиг. 103. Распределение температуры
по окружности цилиндра при наличии
дефлекторов и без них
Фиг. 102. Расположение
дефлекторов в двухряд-
ном звездообразном дви-
гателе
Фиг. 104. Схема обтекания
цилиндра при отсутствии
дефлектора
Фиг. 105. Схема канализации воздуха
в рядном V-образном двигателе
воздушного охлаждения
плохой обтекаемости (фиг.104). Дефлекторы прижимают поток воз-
духа к поверхности цилиндров в местах срыва и создают нормаль-
ные условия для охлаждения задней полуокружности цилиндра.
Установка дефлекторов и большие успехи в развитии капотов
для двигателей воздушного охлаждения сделали возможным
применение двухрядных и многорядных звезд, а также двига-
телей воздушного охлаждения с рядным расположением цилин-
дров (фиг. 105). Хороший обзор летчику, возможность придания
фюзеляжу плавной обтекаемости, равно как и большие удобства
в эксплоатации, являются бесспорным достоинством таких дви-
гателей.
ГЛАВА III
ЖИДКОСТНОЕ ОХЛАЖДЕНИЕ
§ 37. СИСТЕМЫ ЖИДКОСТНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ И ТРЕБОВАНИЯ,
ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К НИМ
В системах жидкостного охлаждения тепло от наружных
стенок цилиндра передается жидкости, циркулирующей в рубаш-
ках или блоке.
Коэфициент теплопередачи от наружной поверхности цилиндра
к жидкости в несколько раз превосходит значение коэфициента
теплопередачи от газов к внутренней поверхности цилиндра.
Поэтому увеличения поверхности охлаждения наружных стенок
цилиндра не требуется.
Для возможности непрерывного использования одной и той
же жидкости для охлаждения полученное ею тепло отводится
в окружающий воздух при помощи радиатора, представляющего
собой агрегат с большой поверхностью охлаждения.
Принципиальная схема жидкостного охлаждения предста-
влена на фиг. 106.
Из радиатора 1 по трубе 2 охлаждающая жидкость подается
при помощи насоса 3 в блоки мотора 4 для охлаждения ци-
линдров. Из блоков по трубе 5 жидкость снова поступает
в радиатор, где она охлаждается.
Фиг. 106. Принципиальная схема жидкостного охлаждения:
1—радиатор; 2 и 5 — трубы; 3 — насос; 4—блоки мотора; 6—расширительный бачок; 7 — дре-
нажная трубка; 8 — дренажный клапан; 9 — горловина; 10 — компенсационная трубка
123
Для компенсации возможных утечек и выкипания жидкости,
для отвода воздуха и пара из блоков, а также для возможности
расширения жидкости при ее нагреве в системе охлаждения
устанавливается расширительный бачок 6, соединенный при
помощи дренажных трубок 7 с наиболее высоко расположен-
ными точками системы.
В расширительном бачке установлены дренажный клапан 8
для сообщения системы охлаждения с атмосферой и горловина 9
для заполнения системы жидкостью. Компенсационная трубка 10
служит для выравнивания давления во всасывающей линии
насоса и в расширительном бачке.
По способу сообщения с атмосферой различают системы
охлаждения:
— открытую, давление в которой равно атмосферному;
— закрытую, давление в которой превышает атмосферное.
В закрытых системах благодаря повышению давления темпе-
ратура кипения жидкости на всех высотах выше, чем в откры-
тых системах, что имеет важное значение для надежности
охлаждения (особенно на большой высоте).
В табл. 12 приведены данные, характеризующие зависимость
температуры кипения воды от давления и высоты.
Таблица 12
Изменение температуры кипения воды по высоте
Высота в км
Температура воз-
духа в ° С . . .
Давление воздуха
в ат............
Температура ки-
пения воды в °C
По данным таблицы видно, что в открытой системе уже на
высоте 4000 м предельная температура воды не может пре-
высить 85,6° С (а практически на 3—5° меньше); в закрытой
системе при избыточном давлении в 0,4 кг/см2 температура
воды на высоте 4000 м может быть доведена до 99,1° С.
В настоящее время для авиационных двигателей применяются
главным образом закрытые системы охлаждения.
Блоки мотора, насос и трубы, подводящие жидкость от
насоса к блокам, образуют основной контур системы охлажде-.
ния; расширительный бачок с дренажным клапаном, дренажные
и компенсационные трубки — дренажный контур; радиатор
с подводящими и отводящими трубами — радиаторный контур.
Длина и расположение трубопроводов зависят от располо-
жения радиатора на самолете.
124
Во всех случаях трубопроводы должны быть по возможности
короче и не иметь резких переходов. В многомоторных установках
каждый мотор имеет самостоятельную систему охлаждения.
В закрытых системах, у которых температура воды в блоках
превышает 160°С, на трубопроводе между выходными патруб-
ками блоков мотора и входным штуцером радиатора устана-
вливается сепаратор, в котором происходит отделение пара. При
помощи дренажной трубки пар из сепаратора отводится в рас-
ширительный бачок.
По своему устройству и в эксплоатации система жидкостного
охлаждения сложнее системы воздушного охлаждения. К системе
жидкостного охлаждения предъявляются следующие общие
требования:
1. Обеспечение нормального охлаждения мотора на всех
режимах полета при температуре воздуха у земли от +30° до
-—50° С. При этом температура жидкости не должна превышать
допустимую.
2. Надежная работа мотора на всех эксплоатационных режи-
мах (не допускать выбрасывания или переохлаждения жидкости,
а также парообразования в блоках на резко переменных режи-
мах и на режимах продолжительного планирования).
3. Исключение возможности образования воздушных „меш-
ков" при заливке системы и при ее работе.
4. Обеспечение быстрой заливки системы жидкостью (не более
трех минут) и слива ее из системы нормальным и аварийным
способами.
5. Удобство в эксплоатации, быстрый прогрев мотора, исклю-
чение возможности течи жидкости. Все соединения труб и эле-
ментов системы должны быть доступны для осмотра и монтажа.
Выполнение перечисленных требований — задача весьма
сложная, но разрешимая. При невыполнении хотя бы одного
из них самолет к полету не допускается.
§ 38. ТЕПЛО, ОТВОДИМОЕ ЖИДКОСТЬЮ ОТ ДВИГАТЕЛЯ
Наибольшее количество тепла, отводимое в жидкость от
газов, определяется по формуле (63)
Зная значение Q, определяют часовой расход жидкости,
необходимый для поддержания нормальной температуры ци-
линдров:
(69)
где Gh — часовой циркуляционный расход жидкости в кг/час-,
С — теплоемкость жидкости в кал]кг ° С/,
tBi—температура жидкости, поступающей в мотор;
/вых—температура жидкости, выходящей из мотора.
125
Температура жидкости на выходе из мотора должна быть
на 3—5° меньше температуры кипения жидкости при данных
условиях.
Обозначив перепад температур в цилиндре £вх— /вых через
получим
°*=-с<Стгг]- (Го)
Циркуляционный расход жидкости, выраженный вл л/мин,
определяет необходимую производительность насоса. Ее легко
определить. Если в формуле (70) значение Gh выразить через
произведение £)у60, тогда получим
D = сТгл/ Г—~1, (71)
60тСД;ц L мин J ’ ' '
где D—производительность насоса;
•у — удельный вес жидкости в кг)л.
Ознакомимся более подробно с основными элементами
системы жидкостного охлаждения.
§ 39. РАДИАТОРЫ
По конструкции охлаждающей поверхности радиаторы
делятся на сотовые, пластинчатые, ребристые и трубчатые.
Фиг. 107. Сотовый радиатор
Наибольшее применение для авиационных двигателей полу-
чили сотовые радиаторы, рассмотрением которых мы и ограни-
чимся.
Сотовый радиатор (фиг. 107) состоит из большого
числа трубок, выполненных из красной меди или латуни. Концы
трубок развальцованы и спаяны между собой по торцам так,
126
что между трубками образуется пространство, по которому
протекает охлаждающая жидкость. Через внутренние полости
трубок проходит воздух, который благодаря конвекции отводит
тепло от жидкости.
Различные типы трубок, применяемые для сотовых радиато-
ров, показаны на фиг. 108.
I
Фиг. 108. Типы трубок, применяемых для сотовых радиаторов:
1 — трубки специального профиля (гофрированные); 2 — круглые; 3 — шестигранные
Для радиаторов охлаждающей жидкости наиболее употре-
бительны шестигранные трубки, для масляных радиаторов
круглые. Для удобства пайки концы трубок разделываются под
многоугольник (длина разделки 14 мм). Пайка сотовых радиа-
торов производится погружением набранных трубок на глубину
разделки в расплавленное олово.
Тип и размер трубок сокращенно обозначают, указывая
начальную букву формы трубки, исходный ее диаметр и длину.
Например, II1 8X400 означает — шестигранная трубка диамет-
ром 8 мм, длиной 400 мм-, К 5X250 — круглая трубка диамет-
ром 5 мм, длиной 250 мм и т. д.
В зависимости от рода охлаждаемого и охлаждающего
веществ радиаторы делятся на:
— воздушно-водяные, в которых воздух охлаждает воду;
------воздушно-масляные — воздух охлаждает масло;
— водо-масляные — вода охлаждает масло;
— водо-воздушные—вода охлаждает воздух;
— воздухо-воздушные — воздух охлаждает воздух.
Последние два типа радиаторов применяются для охлажде-
ния воздуха после нагнетателя.
Технические характеристики некоторых воздушно-водяных
и воздушно-масляных радиаторов приведены в табл. 13 и 14.
127
Таблица 13
Технические характеристики воздушно-водяных радиаторов
№ по пор. Фронтальная площадь в дм2 Охлаждающая поверх- ность в м2 Тип и размеры трубок Количество трубок Сухой вес в кг, не более Емкость в л, не более Рабочее давление в ат Давление воздуха при испытании в ат Давление при опрес- совании водой в ат Разрушающее давле- ние в ат Гидравли- ческое сопроти- вление в м вод. ст. Тарировочное давление клапана в ат
1 19 38 Ш7Х450 4000 85 30 1,5 2 3 6 — 1,5
2 24 39 Ш7Х347 5 400 80 28 1,5 2 3 6 3,5—5,3—7,5 1,5
3* 11 23,5 Ш7Х457 2400 49 17 2 2,5 4 8 1,5- 2,2-3,0 1,5
4 39 58 Ш8Х400 6 700 136 52 1,5 2 3 6 1,2—1,7—2,2 .1,5
5 32 57 2,5X20X828 378 97 15 1,5 2 3 6 2,5—3,6-5,2 1,5
6 26.3 48 Ш4Х250 14 700 60 20 2 2,5 4 8 — 1,5
Примечание. Гидравлическое сопротивление радиаторов дано при
прокачках 400—500—6:Ю л/мин\ у радиатора, отмеченного звездочкой, —
при 20J—250—300 л/мин.
Таблица 14
Технические характеристики воздушно-масляных радиаторов
№ по пор. Фронтальная пло- щадь в дм2 Охлаждающая по- верхность в м2 Тип и размеры трубок Количество тру- бок Сухой вес в кг, не более Емкость в л, не более Рабочее давление 6 00 Давление воздуха при испытании в ат Давление при оп- рессовке водой в ат Разрушающее дав- ление в ат Гидравли- ческое со- противление в м вод. ст. Тарировочное да- вление клапана в ат
1 8 8 К5Х250 2400 35 13 3 4 6 12 4-6,7—9,5 4
2 7 8 К5Х250 2230 32 12 3 4 6 12 4,5—7,6—11,5 4
3 10 10 К5Х250 2 900 45 13 4 5 8 16 3,5—5,9-8,8 4
4 10,5 10,5 К4Х200 4 650 24 11 4 5 8 16 — 4
Примечание. Гидравлическое сопротивление радиаторов дано при
прокачке воды 150—200—250 л!мин.
128
В среднем сухой вес радиатора (без жидкости) равен
Чад = (U- 1,9)5 [кг].
Полный вес радиатора (с водой или жидкостью)
Орад= (2,5-2,7)5[кг],
S — охлаждающая поверхность радиатора в м-.
Конструкция и работа радиатора имеют существенное зна-
чение как для надежности работы мотора, так и для достиже-
ния высоких летно-тактических данных самолета, особенно
максимальной скорости полета. Поэтому к радиаторам предъяв-
ляются следующие требования:
1. Высокий коэфициент теплопередачи (зависит
от формы и длины трубок, плотности и скорости воздуха в ка-
налах и других факторов).
2. Малая лобовая (фронтальная) п л о ща д ь. Дости-
гается увеличением длины трубок и их сближением между
собой. Однако приходится учитывать, что длинные трубки
ухудшают теплоотдачу, а при близком их расположении уве-
личивается гидравлическое сопротивление радиатора.
3. Минимальное воздушное сопротивление ра-
диатора в полете (достигается расположением радиатора в удобо-
обтекаемых тоннелях).
4. Малый вес (осуществляется главным образом примене-
нием трубок с малой толщиной стенок: 0,1—0,2 мм).
5. Достаточная прочность (способность хорошо про-
тивостоять статическим и вибрационным нагрузкам).
6. Малое гидравлическое сопротивление.
Для проверки качества радиатора и его соответствия ука-
занным требованиям все серийные радиаторы проходят следую-
щие испытания:
а) определение теплоотдачи в зависимости от скорости
протекания воздуха через радиатор;
б) проверка гидравлического сопротивления радиатора в за-
висимости от прокачки воды;
в) испытание на вибрацию в течение 50 часов с частотой
2000—2400 периодов в минуту;
г) испытание на герметичность и прочность при вакууме
До 0,5 ат и давлениях 2,5—3 и 4 ат при температурах воды
100, ПО и 120° С.
д) испытания на прочность и динамическую перегрузку
с креплением таким же способом, как на самолете (радиатор
Должен выдерживать 50 ударов при контрольной перегрузке
без появления остаточных деформаций и течи).
9—472
129
§ 40. ТЕПЛООТДАЧА РАДИАТОРА
Теплоотдачу радиатора можно определять, пользуясь уравне-
нием (58), которое для условий радиатора имеет вид
= [SJ. <72>
где К —суммарный коэфициент теплопередачи от жидкости
внутри сот радиатора к окружающему воздуху;
5—поверхность охлаждения радиатора в м~:
t— максимально допустимая средняя температура жид-
кости в радиаторе, равная полусумме температур
жидкости, входящей в радиатор и выходящей из него;
7— температура охлаждающего воздуха (подогревом воз-
духа в сотах радиатора пренебрегают ввиду малого
его значения).
Условия отвода тепла от радиатора аналогичны условиям
отвода тепла от цилиндров мотора воздушного охлаждения, по-
этому уравнение (72) можно преобразовать так:
= (И)
где А— коэфициент, зависящий от конструктивных особенностей
радиатора (его глубины, формы трубок и т. д).
Из формулы (73) видно, что теплопередача радиатора воз-
растает с увеличением охлаждающей поверхности, плотности
и скорости воздуха, а также пропорциональна перепаду темпе-
ратур жидкости внутри радиатора и окружающего воздуха.
Поверхность охлаждения 5 подбирается из условия, чтобы
теплоотдача радиатора <?ряд была равна количеству тепла Q,
отводимого в стенки цилиндров при наименее благоприятных
условиях работы радиатора, а именно: при непрерывном наборе
высоты, на максимальной мощности и при наиболее высокой
температуре окружающего воздуха.
Значение S определим из уравнения (72):
о___Фрад .
подставив в это равенство вместо С?рад значение Q из фор-
мулы (63), получим
(316 — 350)77,
(74)
Из формулы (74) видно, что все величины, кроме tM, являются
заданными и изменены быть не могут. Значение же (ж может
изменяться в зависимости от рода применяемой жидкости и от
давления в системе охлаждения.
130
Увеличение значения tK позволяет уменьшить поверхность
охлаждения радиатора, его вес и аэродинамическое сопроти-
вление. Поэтому в настоящее время применяются главным об-
разом закрытые системы охлаждения. По этой же причине
выгодно охлаждение высококипящими жидкостями.
Перепад температур жидкости на входе и выходе из радиа-
тора берется в пределах 8—12° С.
Теплоотдача от радиатора в окружающую среду протекает
так же, как теплоотдача от Стенок цилиндра воздушного охлаж-
дения, поэтому изменения теплопередачи радиатора в зависи-
мости от скорости и высоты полета, от режима работы мотора
и других факторов здесь не рассматриваются. Эти вопросы
подробно изложены при рассмотрении теплоотдачи двигателей
воздушного охлаждения.
§ 41. РАДИАТОРНЫЕ УСТАНОВКИ
Если по условиям увеличения теплопередачи выгодно на са-
молете устанавливать радиатор в свободном потоке, то по ус-
ловиям уменьшения лобового сопротивления и мощности, за-
трачиваемой на преодоление этого сопротивления, установка
радиатора в свободном потоке на скоростных самолетах недо-
пустима.
Так же как и двигатель воздушного охлаждения, радиатор,
находясь в свободном потоке, создает три вида сопротивления:
1. Сопротивление воздуха при проходе его через охлаждаю-
щие поверхности радиатора (внутреннее сопротивление).
2. Сопротивление вследствие неудобообтекаемости радиатора
(сопротивление формы).
3. Сопротивление от интерференции с соседними частями
самолета.
Как показали расчеты и подтвердили испытания, для ско-
ростей полета современных самолетов внутреннее сопротивле-
ние радиатора мало по сравнению с внешним его сопротивле-
нием. Поэтому коэфициент полного лобового сопротивления
близок к коэфициенту внешнего лобового сопротивления ра-
диатора Сх.
Если располагать радиатор в открытом потоке, то его ло-
бовое сопротивление настолько велико, что уже при скоростях
500—600 км/час он поглощает более 50% мощности мотора
(фиг. 109).
Для уменьшения внешнего лобового сопротивления радиа-
тора его располагают в специальном тоннеле, придающем ра-
диаторной установке хорошую обтекаемость.
Для уменьшения внутреннего сопротивления радиатора ско-
рость воздуха в тоннеле уменьшают примерно в два раза. Это
вызывает необходимость увеличения поверхности охлаждения,
но мощность, затраченная на преодоление внутреннего сопро-
9*
131
Фиг. 109. Мощность, затрачиваемая на сопротивление
радиатора при различных скоростях полета
тивления уменьшается в восемь раз, что вполне компенсирует
некоторое увеличение веса радиатора и охлаждающей жидкости.
На фиг. НО представлена схема расположения радиатора
в тоннеле одного из современных самолетов.
Фиг. ПО. Тоннель для установки водяного радиатора
Размеры входной части тоннеля подбираются такими, чтобы
площадь входа составляла 0,3—0,4 фронтальной площади ра-
диатора, что соответствует скорости воздуха на входе в радиа-
тор (0,60—0,65 скорости полета).
Внутреннее очертание тоннеля образует диффузор. Сечение
канала выполняется так, чтобы воздух подводился непосред-
ственно к сотам радиатора. Коллекторы, водосборники, обе-
чайки и другие выступающие части должны находиться вне
сечения каналов.
В выходной части тоннеля устанавливается заслонка, при
помощи которой и меняют расход воздуха через радиатор
и таким путем регулируют охлаждение жидкости.
132
В зависимости от расположения тоннеля на самолете
существующие радиаторные установки делят на четыре
класса:
I класс- Установки с тоннелями внутри контуров самоле-
тов. Входные отверстия расположены в носке, а выходные —
у задней кромки крыла, фюзеляжа или гондолы (фиг. 111).
Радиаторные установки этого класса наиболее совершенны
и обладают наименьшим лобовым сопротивлением: С =
= 0,02 —U,06.
Фиг. 111. Радиаторные установки
I класса:
а — вход в носке крыла, выход у задней
кромки крыла; б — вход в носке крыла, вы-
ход в задней части фюзеляжа
Фиг. 112. Радиаторные установки
II класса:
а — вход в иоске крыла, выход под фюзе-
ляж; б — вход в носке крыла, выход на верх-
нюю поверхность крыла
И класс. Установки расположены внутри контуров само-
лета. Входные отверстия — на лобовых частях самолета, выход-
ные каналы выступают из контуров самолета (фиг. 112). За счет
влияния выходного канала на обтекание прилегающих частей
самолета аэродинамика таких установок хуже аэродинамики
установок первого класса; С* =0,04— 0,08.
III класс. Вход и частично тоннель выступают из”контуров
самолета. Выходное отверстие расположено у задней кромки
крыла или в хвостовой части фюзеляжа (фиг. 113).
Для установок этого класса CXq = 0,06 — 0,15.
IV класс. Установки, у которых вход, выход и часть тон-
неля выступают из контуров самолета, — подвесные радиаторы
(фиг. 114). Выступающая часть тоннеля искажает обтекание
самолета, вследствие чего внешнее сопротивление получается
больше, чем в установках I, II и III классов.
Сравнивая между собой значения CXq тоннельных установок
и радиатора, установленного в открытом потоке, приходим
133
к выводу, что удачно сконструированные тоннели снижают со-
противление радиаторной установки в восемь-десять раз, что
оказывает сильное влияние на скорость самолета.
Фиг. 113. Радиаторные установки
III класса:
а — вход под фюзеляжем, выход в хвосте:
б — лобовое расположение входа, выход под
фюзеляж
Фиг. 114. Радиаторные установки
IV класса:
а — подвесной радиатор (под фюзеляжем);
б — вход сверху фюзеляжа, выход снизу
§ 42. РАСШИРИТЕЛЬНЫЙ БАЧОК
Расширительный бачок служит резервуаром, в котором со-
держится некоторый запас жидкости для компенсации возмож-
ной утечки и выкипания ее. Емкость расширительного бачка
берется равной 1О’/о емкости системы плюс 4 л.
При заполнении системы жидкостью расширительный бачок
полностью не заполняется для возможности свободного рас-
ширения жидкости при ее нагревании.
В открытых системах расширительный бачок всегда устана-
вливается выше самой верхней точки мотора. Этим устраняется
выбрасывание жидкости в атмосферу7 и обеспечивается через
дренажные трубки отвод паров и воздушных пузырьков, обра-
зующихся в системе. Для лучшего распыления жидкости и от-
деления от нее паров и воздуха, дренажные трубки вводятся
в верхнюю часть бачка. Для предохранения от замерзания
жидкости и паров в расширительном бачке и дренажных труб-
ках расширительные бачки должны иметь хорошую тепловую
изоляцию.
§ 43. ДРЕНАЖНЫЕ КЛАПАНЫ
Назначение дренажного клапана — обеспечить сообщение
системы с атмосферой и одновременно поддерживать повышен-
ное давление в закрытой системе с целью увеличить темпера-
туру закипания жидкости.
134
Дренажные клапаны могут быть двух типов:
1. Клапаны для поддержания постоянного давления в системе
на всех высотах.
2. Кпапаны для поддержания постоянного перепада между
максимальным давлением в системе и атмосферным.
Клапаны первого типа уста-
навливаются в системах, рабо-
тающих с температурой воды на
выходе из блока выше 110° С,
и в системах высотных само-
летов.
Воздушные радиаторы таких
систем должны быть повышен-
ной прочности, так как вслед-
ствие большой разности между
давлением жидкости внутри и
воздуха снаружи радиатора воз-
можны разрывы в местах спайки
трубок, сминание и разрыв тру-
бок, а также и другие неисправ-
ности.
Наибольшее распространение
получили дренажные клапаны
второго типа (фиг. 115), которые
обычно тарируются на избы-
точное давление 0,2—0,7
В некоторых случаях в за-
крытой системе охлаждения мо-
жет возникнуть разрежение, на-
пример, при пикировании с боль-
шой высоты, когда вода в системе
сильно охлаждается и пар, на-
ходящийся в свободном от
жидкости пространстве системы,
конденсируется.
кг
см'
Фиг. 115. Дренажный клапан системы
жидкостного охлаждения:
1 — клапан избыточного давления; 2 — клапан
разрежения
Чтобы избежать разрежения в системе, необходимо своевре-
менно сообщить ее с атмосферным давлением. Для этой пели,
а также для возможности слива жидкости из системы устана-
вливают автоматический клапан, называемый клапаном обрат-
ного действия. Последний открывается в том случае, когда
атмосферное давление превышает давление в системе не более
чем на 0,1 ат. Конструктивно клапан прямого и обратного
действия выполняется в одном корпусе.
Дренажный клапан размещают в наиболее высокой точке
системы охлаждения. Наиболее часто его ввертывают в рас-
ширительный бачок.
135
§ 44. НАСОСЫ ОХЛАЖДАЮЩЕЙ ЖИДКОСТИ
Назначение насоса — обеспечить непрерывную циркуляцию
Жидкости в системе. Обычно применяемые насисы для системы
жидкостного охлаждения относятся к типу одноступенчатых
насосов низкого давления (фиг. 116).
При вращении крыльчатки жидкость, находящаяся между
его лопатками, приводится во вращательное движение и под
действием центробежных сил отбрасывается к периферии. Так
как вся система заполнена жидкостью, то перемещение части
ее от центра крыльчатки к периферии вызывает повышение
давл«ния в выходных патрубках и образование разрежения
со стороны входного патрубка. Разность между давлением
на выходе из насоса и давлением на входе в него и создает
напор, необходимый для преодоления гидравлических сопро-
тивлений системы.
Эти сопротивления складываются из сопротивлений:
а) трубопроводов (15—17%);
б) рубашек цилиндров (50%);
в) радиатора (30—35%).
Работа насоса характеризуется его производительностью
(количеством жидкости, прокачиваемой через систему за одну
минуту) и напором, выраженным в метрах водяного столба.
Производительность насоса зависит от числа оборотов
крыльчатки, ее размеров, гидравлического сопротивления си-
стемы и должна обеспечить необходимый отвод тепла от
цилиндров при самых неблагоприятных условиях работы мотора,
поэтому ее можно определять по формуле (71):
п (315-350) Ne
В случае, когда для охлаждения используется вода, для
„ . кал .кг ,,
которой С = 1 кгос > а у — 1 — и перепад температур Дгц =
= 6—10°, можно написать
(75)
Производительность насоса, как и скорость циркулирующей
жидкости, пропорциональна числу оборотов крыльчатки (при
неизменной проводящей сети), т. е.
Д| «1
£>7 П2
или
D = Ап, (76)
где А — коэфициент пропорциональности.
136
r
Фиг. 116. Насос охлаждающей жидкости
Так как гидравлические сопротивления пропорциональны
квадрату скорости, то, очевидно, и напор Н, необходимый для
преодоления этих сопротивлений, должен возрастать пропор-
ционально квадрату скорости или, для насоса, пропорционально
квадрату производительности и оборотов. Следовательно,
Hi _ /гиХ2 = /
или, в общем случае,
H=BD\
(77)
где В — коэфициент пропорциональности.
Фиг. 117. Нормальные характеристики
насоса охлаждающей жидкости
Для подбора насоса к мотору важно знать зависимость
между Н и D при постоянных оборотах крыльчатки, для чего
приходится изменять гидравлическое сопротивление системы
при помощи специального крана. График, показывающий такую
зависимость, называют характеристикой насоса (фиг. 117).
По характеристике насоса судят о его производительности и
располагаемом напоре.
138
Мощность, потребляемая насосом
Произведение величины напора Н на значение производи-
тельности насоса в секунду определяет мощность, теоретиче-
ски необходимую для создания напора Н при данной произво-
дительности D, т. е.
HD
/у =--------
«ас 75-60 '
Учтя КПД насоса чнас, равный 0,30—0,45, получим значение
мощности, в действительности затрачиваемой на работу насоса,
т. е.
N _______________
«ас 75-60 Чнас
(78)
Возрастание Н и D с увеличением оборотов вызывает воз-
растание мощности NHac примерно в третьей степени от оборо-
тов, т. е.
Час ~
Для современных двигателей Л/Нас ~0,01 Л4нои
§ 45. СРАВНЕНИЕ СИСТЕМ ЖИДКОСТНОГО И ВОЗДУШНОГО
ОХЛАЖДЕНИЯ
Каждая из систем охлаждения мотора имеет свои достоин-
ства и недостатки. В зависимости от назначения самолета и
предполагаемых условий его эксплоатации те или иные качества
системы охлаждения приобретают первостепенное значение и
обусловливают применение двигателя того или иного типа.
Сравнение различных систем охлаждения ведется в основ-
ном по следующим показателям:
1. Влияние системы охлаждения на работу двигателя
в целом.
2. Влияние системы охлаждения на летные данные самолета.
3. Условия эксплоатации системы охлаждения на земле и
в воздухе.
4. Возможность форсирования двигателя.
5. Удельные расходы топлива и его качество.
По первому показателю преимущество на стороне моторов
жидкостного охлаждения, где температурные условия работы
цилиндров, клапанов, поршней, свечей и других деталей более
благоприятны, чем у моторов воздушного охлаждения. Темпе-
ратура различных участков цилиндра также более равномерная
у первых.
- При жидкостном охлаждении форсирование мотора по над-
дуву или оборотам, так же как и повышение высотности, не
встречает затруднений в смысле ухудшения теплового состоя-
ния. Форсирование мотора не связано также с какими-либо
существенными изменениями в системе охлаждения и обычно
требует лишь некоторого увеличения размеров радиатора.
139
У двигателей воздушного охлаждения форсирование мотора
прежде всего лимитируется трудностью, а иногда и невозмож-
ностью обеспечить нормальную температуру деталей двигателя
без коренной переделки системы охлаждения и в первую оче-
редь оребрения цилиндров.
Последнее обстоятельство предопределяет более быстрое
развитие и модификацию двигателей жидкостного охлаждения.
Экономичность работы двигателей жидкостного охлаждения
обычно выше, чем у двигателей воздушного охлаждения, что
объясняется возможностью работать на менее богатых смесях
без опасности перегрева. Таким образом, с точки зрения работы
двигателя воздушное охлаждение менее благоприятно, чем
жидкостное.
Система охлаждения оказывает существенное влияние на
летно-тактические данные самолета благодаря увеличению его
полетного веса и воздушного сопротивления. Хотя удельный
вес двигателей воздушного охлаждения меньше, чем у двига-
телей жидкостного охлаждения, однако если учесть увеличе-
ние полетного веса вследствие повышенного расхода топлива
и масла, то окажется, что полетные веса самолетов с двига-
телями воздушного и жидкостного охлаждения окажутся при-
мерно одинаковыми.
Совершенство канализации воздуха в современных двигате-
лях воздушного охлаждения приблизило значение их лобового
сопротивления к значению лобового сопротивления двигателя
с системой жидкостного охлаждения.
Суммируя все указанное, приходим к выводу, что авиацион-
ные веса обоих типов охлаждения примерно равноценны, сле-
довательно, равноценно и их влияние на летно-тактические
данные самолета.
Большим достоинством системы воздушного охлаждения
является отсутствие на самолете трубопроводов с различными
соединениями, радиатора, насоса и других элементов, что зна-
чительно упрощает эксплоатацию системы и увеличивает на-
дежность ее работы. Кроме того, двигатель воздушного охла-
ждения менее уязвим огнем противника. Благодаря белее близ-
кому расположению центра тяжести мотора к центру тяжести
самолета маневренность самолета с мотором воздушного охла-
ждения улучшается.
Таким образом, эксплоатационные преимущества на сто-
роне двигателей воздушного охлаждения.
В настоящее время двигатели воздушного охлаждения раз-
виваются параллельно и отдать абсолютное предпочтение
какому-либо из них нет оснований.
ГЛАВА IV
ОХЛАЖДАЮЩИЕ ЖИДКОСТИ
§ 46. ОХЛАЖДЕНИЕ ВОДОЙ
Наилучшей жидкостью для охлаждения моторов следует
считать такую, которая обладает следующими свойствами:
1) большой теплоемкостью; 2) малым удельным весом; 3) ста-
бильностью химического состава; 4) высокой температурой ки-
пения и низкой температурой замерзания; 5) постоянной и малой
вязкостью; 6) способностью не разъедать металл деталей си-
стемы охлаждения; 7) отсутствием посторонних примесей, обра-
зующих накипь.
Жидкость с такими свойствами еще не найдена, поэтому для
охлаждения моторов применяют различные жидкости, которые
в зависимости от условий работы наиболее отвечают главным
для этих условий требованиям, например, низкая температура
замерзания, высокая температура кипения и др. При этом при-
ходится мириться с несоответствием такой жидкости другим
требованиям.
Наиболее употребительны следующие жидкости:
1) вода; 2) высококипящие жидкости; 3) антифризы, или
жидкости с низкой температурой замерзания.
Вода вполне отвечает требованиям, указанным в пунктах 1,
2, 3 и 5, и не удовлетворяет остальным требованиям, предъ-
являемым к охлаждающей жидкости.
Повсеместное распространение воды дает ей особое преиму-
щество перед всеми другими охлаждающими жидкостями,
поэтому водяное охлаждение применяется наиболее широко.
Однако вода обладает следующими существенными недо-
статками:
1) образование накипи на стенках системы охлаждения,
вследствие чего ухудшается теплопередача и суживаются про-
ходные сечения каналов, что в некоторых случаях приводит
к прекращению доступа воды в отдельные участки системы;
2) образование коррозии (ржавления) стальных деталей
системы охлаждения, омываемых водой;
3) высокая температура замерзания и большое объемное
расширение воды при ее замерзании (вследствие этого при
эксплоатации мотора в зимнее время воду нельзя оставлять
в системе, так как, расширяясь при замерзании, вода „рвет"
блоки, радиаторы и другие элементы системы охлаждения).
141
С целью уменьшения вредного действия вода, применяемая
для охлаждения, должна быть прозрачной, бесцветной, не иметь
запаха, быть свободной от щелочей, кислот и механических
примесей.
Наиболее полно этим требованиям отвечает атмосферная
вода (дождевая или снеговая). Поверхностные и грунтовые воды
применяются, если их общая жесткость не превышает 8НС (немец-
кие градусы жесткости). Морская вода содержит большое ко-
личество солей и поэтому для охлаждения мотора не пригодна.
Для уничтожения корродирующего действия воды к ней
добавляют 0,2—0,3% хромпика (К2Сг2О7). В летнее время воду
в системе охлаждения меняют редко с целью уменьшения
отложения накипи. В зимнее время свежую воду заливают
перед каждым полетом, поэтому количество накипи, образую-
щейся в системе, значительно увеличивается, что может явиться
причиной перегрева мотора.
Для устранения этой опасности необходимо периодически
очищать систему охлаждения от накипи. Сроки очистки зави-
сят от частоты смены жидкости в системе и жесткости воды.
§ 47. охлаждение высококипящими жидкостями
Идея применения высококипящих жидкостей для охлажде-
ния двигателей вызвана стремлением уменьшить величину
радиатора. Как это следует из формулы (74), увеличение тем-
пературы жидкости в радиаторе вызывает пропорциональное
уменьшение поверхности радиатора, а значит, уменьшение его
веса и воздушного сопротивления.
Если в формуле (74) штрихом обозначить величины, относя-
щиеся к высококипящим жидкостям, а без штрихов — относя-
щиеся к воде, то очевидно равенство
; (79)
ИЛИ
Если температуру жидкости в радиаторе принять равной
125и, а воды равной 90°С, то при % равной 15°, получим, что
•S’ — 0,68S. Это может дать увеличение максимальной 'скорости
полета на 3—5%.
Из жидкостей, обладающих высокой температурой кипения,
наиболее подходящей оказалась жидкость этилен-гликоль.
Физические свойства этилен-гликоля следующие:
Удельный вес при 25°.................... 1,1098
Температура замерзания...................— 11,4° С
Температура кипения......................4- 197° С
Температура вспышки......................-- 127° С
При замерзании объем этилен-гликоля уменьшается; на
металл он почти не действует.
142
Примесь воды даже в небольшом количестве резко изме-
няет свойства этилен-гликоля, понижая его температуру кипе-
ния и температуру замерзания, что видно из табл. 15.
Этилен-гликоль сильно гигроскопичен и при хранении в плохо
укупоренной посуде впитывает в себя до 10% воды. •
Поэтому при работе двигателя с открытой системой охла-
ждения и с этилен-гликолем в качестве охлаждающей жидкости
вначале происходит заметное парение из расширительного бачка,
затем по мере выкипания воды температура кипения повышается.
При работе с закрытой системой охлаждения температура
кипения повышается даже при сравнительно большом содержа-
нии воды в этилен-гликоче. Так, например, на одном из типов
двигателей при содержании в эгилен-гликоле 10%' воды темпе-
ратура кипения поддерживалась 130°.
Таблица 15
Изменения температур кипения и замерзания этилен-гликоля в смеси с водой
Весовое содержа- ние воды в % 0 1Д 2,3 3,0 3,8 4,4 5,1 7,8 8,2
Начальная темпе- ратура кипения смеси в ° С 197 130 НО ЮЗ — — —- 101
Температура за- мерзания в ° С -11,5 -15,5 -17,2 -18,7 —20,1 —20,7 —22,7 —26,5 —27,3
Весовое содержа- ние воды в %’ 10,1 20,6 30,2 33,3 36,5 49,0 60 80 100
Начальная темпе- ратура кипения смеси в ° С 101 100 100 100 100 100 100 100 100
Температура за- мерзания в ° С —29,6 —49 —67 —75 —61 -55 —24 —3 0
Уместно заметить, что эффект охлаждения высококипящими
жидкостями достигается и при охлаждении водой под давле-
нием, повышающим точку ее кипения (закрытая система).
§ 48. ОХЛАЖДЕНИЕ АНТИФРИЗОМ
Свойство этилен-гликоля в смеси с водой значительно пони-
жать температуру замерзания (см. табл. 15) позволило приме-
нить этилен-гликоль в качестве низкозамерзающей жидкости.
Смесь этилен-гликоля с водой называют антифризом.
Обычно применяемые антифризы состоят из 55% этилен-гли-
коля и 45% воды.
Антифриз этого состава замерзает при температуре — 40°
и кипит при температуре 100° С.
При кипении из антифриза выкипает вода, поэтому при
эксплоатации необходимо периодически проверять состав анти-
фриза по удельному весу при температуре 15°С.
143
Если удельный вес антифриза повышается сверх 1,075,
к нему добавляют чистую кипяченую воду; если же удельный
вес окажется меньше 1,06, прибавляют более крепкий антифриз.
Количество добавля мой воды (или антифриза) определяется
по специальным таблицам и инструкциям.
Кроме низкой температуры замерзания, достоинством анти-
фриза является также отсутствие накипи на металлах и кор-
розии.
При переходе от водяного охлаждения на антифриз сле-
дует учитывать:
1. Этилен-гликоль при температуре более 120° С разрушающе
действует на резину, поэтому обычные дюритовые соединения
системы охлаждения должны быть заменены специальным
гликолестойким дюритом.
2. Этилен-гликоль более текуч и легче воды проникает ]че-
рез неплотности соединений и поры литья. Эго обязывает бо-
лее тщательно соединять между собой различные элементы си-
стемы и систематически следить за ее герметичностью.
3. Коэфициент объемного расширения этилен-гликоля
больше, чем у воды, поэтому емкость расширительного бачка
должна быть увеличена. Это обстоятельство должно учиты-
ваться и при заправке системы жидкостью. Объем расшири-
тельного бачка, не заполняемый жидкостью, должен быть со-
ответственно увеличен.
Кроме этилен-гликоля, в качестве низкозамерзающей жид-
кости применялись водо-спирговые и водо-глицериновые смеси.
Достоиншвом первых является низкая температура замерза-
ния. Так, например, чистый спирт замерзает при темпера-
туре —114°С. Однако недостатками такой смеси являются:
1) легкая испаряемость спирта из жидкости;
2) низкая температура вспышки;
3) низкая температура кипения.
Так, например, смесь из 5Э% воды и 50% спирта имеет
температуру замерзания —30°, температуру кипения + 84,6°
и температуру вспышки + 22,8°С.
Водо-глицеринэвые смеси пытались применять в качестве
охлаждающей жидкости, являющейся одновременно низкоза-
мерзающей и высококипящей. Так, например, смесь, состоящая
из 50°/о воды и 50% глицерина, замерзает при температуре
примерно — 20° и кипит при температуре 106° С. Однако такие
смеси обладают большой вязкостью и нестабильны вследствие
испарения воды.
“t Кроме указанных, применялись спирто-всдо-глииериновые
смеси и другие. Однако вследствие отмеченных недостатков
водо-спертовые и водо-глицериновые смеси применяются
крайне редко. Наибольшее распространение в качестве низко-
замерзающей жидкости получили смеси этилен-гликоля с водой.
ГЛАВА V
ОХЛАЖДЕНИЕ РЕАКТИВНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
§ 49. охлаждение жидкостно-реактивных и турбо-
реактивных ДВИГАТЕЛЕЙ
В отличие от поршневых двигателей, в которых основные
детали, подверженные действию горячих газов, как, например,
поршии, головки цилиндров, клапаны и др., частично охла-
ждаются при впуске свежей смеси, в реактивных двигателях
камеры сгорания, лопатки турбины и другие детали непре-
рывно омываются горячими газами. Поэтому охлаждение этих
деталей является одним из основных условий надежной ра-
боты двигателя.
Термическая нагрузка стенок камеры сгорания может быть
охарактеризована теплонапряженностью камеры, т. е. коли-
чеством выделенного тепла, приходящегося на единицу объема
камеры за единицу времени.
Если для общего машиностроения типичны нагрузки
от 5-10е до 10-10е -3 —, а в авиационных двигателях
от 20-Ю6 до 25• 106 , то в газотурбинных двигателях тепло-
напряженность превышает 100-106
Несмотря на столь большие значения теплонапряженности,
температура стенок камеры сгорания не должна превышать
900—1000°, а температура лопаток турбин, подверженных
большим растягивающим усилиям от центробежных сил, не
должна превышать 800—9С0°С.
Камеры сгорания жидкостно-реактивных двигателей охла-
ждаются окислителем или топливом, прокачиваемым насосом
(до поступления в форсунки) через пространство, образованное
стенками рубашки и камеры. Таким образом, стенки камеры
сгорания и сопла интенсивно охлаждаются.
В турбореактивных двигателях для охлаждения нагретых
деталей используется воздух, поступающий от компрессора.
Идея такого охлаждения заключается в том, что только часть
воздуха (около ЗО°/о), поступающего от компрессора, вводится
непосредственно в камеры сгорания и участвует в сгорании
10—472 145
топлива. Остальная
часть воздуха после-
довательно перемеши-
вается с продуктами
сгорания на всем их
пути внутри двига-
теля, понижая тем са-
мым температуру га-
зов.
Как это видно из
принципиальной схемы
охлаждения турбо-
реактивного двигателя
(фиг. 118), часть воз-
духа из компрессора
(третьей или четвер-
той ступени) по кана-
лам направляется на
охлаждение реактив-
ного сопла и регули-
рующей иглы.
Для охлаждения
стенок камеры сгора-
ния часть воздуха,
поступающего от ком-
прессора, омывает на-
ружные стенки ка-
меры, смешиваясь с
продуктами сгорания
после выхода их из
камеры. Благодаря
этому температура га-
зов понижается и на
входевтурбину непре-
вышает 750—800°С.
Увеличение темпе-
ратуры газов перед
турбиной повышает
экономичность работы
двигателя, но при этом
резко понижается на-
дежность и продолжи-
тельность работы тур-
бины.
Для возможности
использования более
высоких температур
газов на некоторых
турбореактивных дви-
146
гателях лопатки соплового аппарата и ротора турбины сделаны
полыми и охлаждаются воздухом (фиг. 119).
Лопатки соплового аппарата охлаждаются тем же воздухом,
что и камеры сгорания. Воздух поступает внутрь лопатки у ее
основания и выходит через узкие прорези в выходной кромке.
Фиг. 119. Охлаждение соплового аппарата, дисков
и лопаток турбины турбореактивного двигателя
Для охлаждения лопаток и диска ротора используется воз-
дух, отбираемый за четвертой ступенью. Воздух подводится
к диску ротора, омывает его с обеих сторон и затем поступает
зяутрь лопаток через отверстия, сделанные в основании лопа-
ток. На охлаждение лопаток расходуется примерно 3,0—3,5”/
от общего количества воздуха, поступающего в двигатель. ’ °
10*
РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
СМАЗКА АВИАЦИОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
ГЛАВА I
ТРЕНИЕ И СМАЗКА
§ 50. НАЗНАЧЕНИЕ СМАЗКИ
При работе авиационного двигателя, как и всякой машины,
одни детали перемещаются относительно других. Такое пере-
мещение деталей сопровождается трением и выделением тепла.
На преодоление трения затрачивается механическая работа,
достигающая в некоторых случаях больших значений, особенно
при относительном движении несмазанных поверхностей.
Таким образом, одно из назначений смазки — уменьшить
трение между взаимоперемещающимися деталями и, следова-
тельно, уменьшить мощность, затрачиваемую на преодоление
этого трения.
Второе, не менее важное назначение смазки — отводить
тепло от трущихся деталей. Вследствие больших значений
оборотов и сил, действующих на детали авиационного двига-
теля, количество выделяемого тепла в результате трения на-
столько велико, что при отсутствии интенсивной смазки про-
исходит перегрев и разрушение таких ответственных деталей,
как подшипники, коленчатые валы, зеркало цилиндра и др.
Для поддержания температур трущихся деталей в допусти-
мых пределах требуется непрерывно отводить от них тепло.
Так, например, охлаждение вкладышей подшипников, коленча-
тых валов, шестерен и других деталей осуществляется главным
образом маслом.
Кроме того, в авиационных двигателях масло используется
для работы вспомогательных агрегатов: регулятора оборотов,
регулятора наддува и некоторых других.
Таким образом, смазка авиационного двигателя имеет перво-
степенное значение в обеспечении надежности и экономичности
его работы.
Работа без смазки в течение одной-двух минут обычно при-
водит в полную негодность некоторые основные детали вслед-
ствие наволакивания металла на шейки вала, разрушения под-
шипников и других крупных повреждений.
Для лучшего уяснения работы системы смазки авиацион-
ного двигателя рассмотрим вначале общие принципы трения.
148
Различают два вида трения:
]. Трение скольжения, или трение первого рода,— когда
одно тело скользит по поверхности другого, соприкасаясь
с ним поверхностью, линией или некоторыми точками.
2. Трение качения, или трение второго рода, — когда одно
тело перекатывается по другому, соприкасаясь с ним (теоре-
тически) линией или точкой.
Примером трения первого вида может служить трение
поршня в цилиндре, второго вида — трение в роликовых или
шариковых подшипниках.
В свою очередь трение скольжения имеет три разновид-
ности: сухое трение, жидкостное трение и полужидкостное,
или полусухое, трение.
§ 51. СУХОЕ ТРЕНИЕ
Сухим трением называют трение между двумя абсо-
лютно сухими поверхностями, прижатыми одна к другой неко-
торой силой Р (фиг. 120). Чтобы стало возможным перемеще-
ние пластинки 1 по отношению пластинки 2, необходимо при-
ложить некоторую силу Т, параллельную поверхности касания
пластинок. Силу, препятствующую относительному движению
соприкасающихся поверхностей, называют силой трения.
Фиг. 120. Определение силы
сухого трения:
1 и 2 — пластинки
Фиг. 121. Действие сил при
сухом трении скольжения
Физический смысл сухого трения легко уяснить из фиг. 121.
Рассматривая под большим увеличением даже наиболее чисто
обработанные поверхности, мы обнаруживаем, что они не
абсолютно гладкие, а покрыты большим числом неровностей.
Если такие поверхности перемещать одну относительно дру-
гой, то выступы одной поверхности задевают за выступы дру-
гой, препятствуя тем самым относительному движению.
Приложим в точках соприкосновения поверхностей и пер-
пендикулярно к элементарным площадкам силы реакции R.
Разложим векторы R на вертикальные и горизонтальные со-
ставляющие X и Y. Составляющие Y уравновешиваются внеш-
149
ней нагрузкой Р, а горизонтальные составляющие X в сумме
создают силу Т сопротивления относительному движению. Эта
сила сопротивления и называется силой трения.
Силу То, при которой относительное состояние покоя со-
прикасающихся поверхностей окажется нарушенным, назы-
вают силой трения покоя, а трение, имеющее место
при относительном покое, называют трением покоя или
статическим трением.
Отношение силы трения покоя То к силе нормального давле-
ния А1 называют коэфициентом трения покоя.
(80)
Чтобы пластинка 1 двигалась с постоянной скоростью, тре-
буется приложить к ней силу Т, меньшую Тй. Силу Т назы-
вают силой трения движения, а отношение ее к силе
нормального давления — коэфициентом трения движе-
ния f. Отсюда следует, что
f=Tp. (81)
Значения коэфициентов /0 и f лля различных материалов
определяют опытным путем и указывают в таблицах. По этим
значениям легко определить величину сил трения покоя и дви-
жения по формулам (80) и (81).
Силы Т и То не только численно, но и качественно отли-
чаются одна от другой.
Сила трения покоя является пассивной силой, в то время
как сила трения движения — активная сила и при движении
тел она вызывает деформацию поверхности (износ), произво-
дит определенную работу, превращающуюся в тепло. Поэтому
трение движения характеризуется износом и нагревом деталей.
Закон сухого трения скольжения характеризуется следую-
щими положениями:
1. Сила трения скольжения пропорциональна нормальному
давлению.
2. Трение зависит от материала и состояния трущихся по-
верхностей. Тела более твердые и гладкие обладают меньшим
трением.
3. Трение почти не зависит от величины относительной ско-
рости движения и размеров поверхности трущихся тел (более
поздние исследования показали, что данное положение спра-
ведливо не для всех материалов).
4. Трение покоя больше трения движения (при одинаковом
нормальном давлении).
5. С увеличением времени предварительного контакта между
трущимися телами сила трения возрастает.
На основании указанных положений можно считать, что
коэфициент сухого трения в формуле (81) зависит лишь от
150
рода материала, состояния трущихся поверхностей и вида тре-
ния (покоя или движения). Характерной особенностью сухого
трения является большая величина силы трения, что приводит
к значительному износу и сильному нагреву трущихся деталей.
Поэтому сухое трение в деталях авиационного двигателя не-
допустимо.
§ 52. ЖИДКОСТНОЕ ТРЕНИЕ
Жидкостным трением скольжения называют трение
между поверхностями, отделенными одна от другой слоем
смазки. При этом предполагается, что вязкость масла доста-
точна для того, чтобы при установившемся режиме работы
препятствовать соприкосновению по-
верхностей под действием силы нор-
.мального 'давления Р (фиг. 122).
При жидкостном трении дефор*
мация поверхностей отсутствует, а
сила трения затрачивается на преодо-
ление молекулярных сил сцепления
между отдельными слоями масла.
Благодаря свойству липкости масла
(сила сцепления между молекулами
масла и поверхностью металла) отор-
вать частицы масла от поверхности
металла оказывается во много раз
труднее, чем оторвать частицы масла
одну от другой. Поэтому при относи-
тельном перемещении трущихся по-
верхностей происходит взаимное
скольжение слоев смазки, на что и
которую силу Тж, называемую силой жидкостного
трения.
Сила жидкостного трения не зависит от материала и формы
поверхности, а зависит от вязкости масла, поверхности трения
(или, что то же самое, поверхности разрыва масляного слоя),
скорости относительного перемещения и толщины слоя смазки.
Численно значение Тж определяется из уравнения для вну-
треннего трения жидкости, а именно:
Фиг. 122. Схема жидкостного
трення скольжения
требуется затратить не-
Тж = Ч [М
(82)
„ кг.сек
где т) — абсолютная вязкость масла в ;
F—поверхность трения в м2;
V—относительная скорость перемещения трущихся по-
верхностей в м/сек-,
8 — толщина масляного слоя в м.
151
Абсолютной вязкостью масла называется число, показываю-
щее величину силы внутреннего трения в килограммах, кото-
рая потребуется для перемещения слоя масла поверхностью
1 л2 со скоростью 1 м/сек по отношению к другому слою,
находящемуся от первого на расстоянии 1 м.
Из формулы (82) видно, что сила жидкостного трения не
зависит от нагрузки, действующей на трущиеся поверх-
ности.
Внутреннее трение жидкости значительно меньше трения
твердых тел, следовательно, и сила трения, а также тепло,
выделяющееся при таком трении, значительно меньше, чем при
сухом трении. Если к этому еще добавить, что при жидко-
стном трении отсутствует износ деталей, то преимущества
этого вида трения станут очевидными.
Следует учитывать, что жидкостное
трение возможно лишь в том случае,
когда давление в масляном слое доста-
точно велико, чтобы противостоять на-
грузке, действующей на поверхности
и стремящейся их сблизить.
Такое давление в масляном слое мо-
Фиг. 123. Схема смазки
ползуна:
а — с острыми кромками; б — с
жет быть получено либо при очень
большом значении вязкости масла, либо
путем непрерывного подвода масла под
давлением в полость между трущимися
поверхностями.
Сохранение давления в масляном
слое зависит и от конструкции тру-
щихся деталей. Так, например, если дви-
закругленными кромками; в—рас-
пределение давления масла под
ползуном
гать ползун острой кромкой вперед
(фиг. 12 1, а), то масляный слой на по-
верхности будет счищаться кромкой
и жидкостное трение нарушится. Если
тот же ползун двигать закругленной
кромкой вперед (фиг. 123, б), то по-
следняя, набегая на масляный слой, образует под кромкой пол-
зуна своеобразный масляный клин. Давление в масляном клине
возрастает, и ползун как бы всплывает на масляном слое, вслед-
ствие чего жидкостное трение не нарушается.
На фиг. 123, в схематически показано распределение давле-
ния в масляном слое под ползуном: под горизонтальной частью
ползуна давление масла постоянно, а под передней кромкой
оно имеет несколько большее значение.
Зафиксирован случай, когда на салазках крейцкопфа воз-
душного насоса благодаря закругленным кромкам сохранился
рисунок шабровки, несмотря на то, что машина с этим крейц-
копфом работала 25 лет. Этот случай подтверждает полное
отсутствие износа при жидкостном трении.
152
§ 53. ПОЛУЖИДКОСТНОЕ ТРЕНИЕ
Полужидкостным трением называют трение между
поверхностями, у которых слой смазки недостаточен, чтобы
полностью отделить одну поверхность от другой, поэтому от-
дельные точки поверхностей касаются друг друга (фиг. 124).
трения скольжения
Фиг. 124. Схема полужидко-
стного
Этот вид трения является про-
межуточным между жидкостным и
сухим трением. В зависимости от
того, какой из этих двух видов
трения преобладает, его называют
полужидкостным или п о-
лу с у х и м.
Величина полужидкостного тре-
ния при прочих рдвных условиях
меньше сухого, но больше жидко-
стного. Она зависит от нагрузки,
материала, характера обработки и
площади трущихся поверхностей,
от вязкости масла и скорости отно-
сительного перемещения деталей.
Полужидкостное трение является
во всевозможных машинах, в том числе и в
гателях. Однако точное определение силы этого вида трения
не представляется возможным ввиду неопределенности и не-
постоянства условий смазки.
По аналогии с сухим трением скольжения силу полужид-
костного трения скольжения выражают уравнением
самым
распространенным
авиационных дви-
7'п.ж=/п.жР1«гЬ
где /п ж— коэфициент полужидкостного трения, равный
0,004—0,3.
§ 54. ТРЕНИЕ КАЧЕНИЯ
Как показывает опыт, трение возникает не только при
скольжении, но и при перекатывании тел. Представим себе ро-
лик 1 (фиг. 125), покоящийся на плоскости 2.
Так как материалы ролика и
плоскости не являются абсо-
лютно твердыми, то под дей-
ствием силыР плоскость и ролик
в местах соприкосновения де-
формируются. Ролик несколько
сплющивается, а плоскость вда-
вливается. Таким образом, место
Фиг. 125. Деформация плоскости
и ролика при его перекатывании:
1 — ролик; 2 — плоскость
соприкосновения ролика с пло-
скостью образует не линию, как
это можно предполагать теоре-
153
тически, а некоторую* поверхность. Как только ролик под дей-
ствием ’какой-либо внешней пары сил начнет перекатываться,
он будет деформировать все новые и новые участки. Таким об-
разом, перекатыванию тел сопутствует и скольжение, а следо-
вательно, и трение.
Р
Фиг. 126. К определению
физического смысла ко-
эфициента трения качения
При движении ролика в направлении
силы Тк (фиг. 126) результирующая давле-
ния со стороны плоскости, равная силе Р,
окажется смещенной вправо на некото-
рую величину /, в результате чего возни-
кает момент пары сил Р1, препятствующий
движению ролика.
Приложим в точке О некоторую силу Tk,
тогда в точке С возникнет равная ей сила
трения скольжения. Если под действием
пары сил 7^ ролик будет разномерно пе-
рекатываться по плоскости, то при этом
очевидно равенство моментов:
Tkr=Pl = 7Итр [кгем],
где 7Итр— момент трения качения.
(83)
Из равенства (83) определим размерность I, называемую
коэфициенто м д трения качения:
/ = £ г [ем].
(84)
Как видно из формулы (84), коэфициент трения качения не
безразмерное число, а измеряется в единицах длины, обычно
в сантиметрах. Значение / зависит от упругих свойств мате-
риала и обычно указывается в таблицах. Для роликов / =
= 0,002—0,007 см, для шариков — от 0,001 до 0,003 см.
Зная I, легко определить и величину силы трения качения:
Тк = 1Рг[кг]. (85)
Отсюда следует, что сила трения качения пропорциональна
коэфициенту трения качения, силе нормального давления и об-
ратно пропорциональна радиусу перекатываемого тела.
Так как трение качения во много раз меньше трения сколь-
жения, то этот вид трения широко используется в авиационной
технике путем применения шариковых, роликовых и игольчатых'
подшипников. Сила трения, износ и тепло, выделяемое при
работе таких подшипников, чрезвычайно малы. К недостаткам
таких подшипников относятся значительный вес, большой ра-
диальный габарит и трудность выполнения их разъемными.
154
§ 55. СМАЗКА СКОЛЬЗЯЩЕГО ПОДШИПНИКА
При работе подавляющего числа подвижных частей авиа-
ционных двигателей имеет место трение скольжения, как, напри-
мер, 'трение поршней, поршневых пальцев, коленчатых валов,
зубьев шестерен, кулачковых валиков, клапанов в направляющих
втулках и др. Во многих Случаях трение между двумя сопря-
женными деталями может быть нами рассмотрено как трение
вала в скользящем подшипнике, поэтому разберем этот вопрос
более подробно.
Допустим, что вал 1 (фиг. 127, а), нагруженный постоянной
по величине и направлению силой Р, вращается в подшипнике 2,
диаметр которого больше диаметра вала на величину зазора
между ними. Свободное пространство между валом и подшип-
ником заполнено маслом.
Пусть вал вращается по часовой стрелке. Вследствие лип-
кости слой масла на поверхности вала и подшипника имеет
одинаковые с ними скорости, а именно: скорость слоя масла
155
неподвижного подшипника равна нулю, а скорость слоя масла,
прилипшего к валу, равна окружной скорости вала. Скорость
масла в промежуточных слоях определяется графически, как
показано на фиг. 127, б.
Таким образом, при вращении вала масло в подшипнике
непрерывно циркулирует в направлении вращения вала, т. е. в дан-
ном случае вал работает как насос, накачивая под себя
масло.
Попадая в постоянно суживающийся зазор, масло стремится
растечься по всем направлениям, но этому препятствуют силы
вязкости, которые могут быть преодолены лишь повышением
давления в масляном слое. Чем меньше зазор между валом
и подшипником и чем больше вязкость масла, тем большее
давление требуется, чтобы выдавить масло из подшипника.
Если при неработающем моторе вал касается поверхности
подшипника, то уже при некоторых оборотах давление в масля-
нохМ слое (вследствие несжимаемости масла) становится настолько
большим, что преодолевает давление вала на подшипник. При
этом вал несколько приподнимается, и его центр смещается
в сторону вращения вала (фиг. 127, в), а проходное сечение
в узкой части пространства увеличивается, что обусловливает
падение давления в масляном слое.
Таким образом, автоматически устанавливается некоторое
состояние равновесия, при котором давление в масляном слое
оказывается равным давлению вала на подшипник.
Необходимым для такого равновесия является условие, при
котором приток масла в подшипник равен расходу масла, выте-
кающего из него во всех направлениях.
Установлено, что такое повышение давления в масляном слое
имеет место на дуге, составляющей примерно 90—120°; в осталь-
ной части подшипника давление масла равно давлению подачи.
Типичное распределение давления масла по окружности под-
шипника показано на фиг. 127, в, где отрезки от линии подшип-
ника до линии давления представляют в масштабе превышение
давления в масляном слое над давлением подачи масла.
Распределение давления в масляном слое по образующей
подшипника показано на фиг. 128. У торцов подшипника давле-
ние равно нулю вследствие вытекания масла, в средней части
подшипника давление наибольшее.
Из сказанного о работе скользящего подшипника следует,
что при нормальных условиях работы трение в скользящем
подшипнике относится к жидкостному; в отдельных же случаях
оно может оказаться полужидкостным и даже сухим.
К этому приводит недостаток или отсутствие смазки, недо-
статочная вязкость масла, чрезмерное увеличение нагрузки,
малое число оборотов вала, а также неточность изготовления
и плохая обработка вала или подшипника.
156
Идеально гладкие и абсолютно жесткие вал и подшипник
при наличии смазки между ними теоретически ни при каких
условиях не могут соприкоснуться, так как пленка масла тол-
щиной в одну молекулу, прилипшая к этим деталям, уже доста-
точна для предотвращения их касания. Однако если учесть
неровности обработанных поверхностей, их способность дефор-
мироваться под действием нагрузки, неточность изготовления
и ряд других причин, то приходится считаться с наличием
некоторой минимальной толщины слоя масла, уменьшение кото-
рой не обеспечивает жидкостного трения.
Фиг. 128. Распределение
давления в масляном слое
по образующей подшип-
ника
Фиг. 129. Определение толщины
критического слоя
§ 56. КРИТИЧЕСКАЯ ТОЛЩИНА МАСЛЯНОГО СЛОЯ
Минимальная толщина масляного слоя, при которой жидкост-
ное трение еще сохраняется, называется критической.
Чем меньше значение этой толщины, тем надежнее работа под-
шипника, так как менее вероятно выдавливание из него
масла.
Рассмотрим влияние некоторых факторов на величину кри-
тической толщины масляного слоя.
1. Чистота обработки поверхности. Как видно из
фиг. 129, толщина масляного слоя должна быть больше суммы
высот неровностей двух трущихся поверхностей 8' и 8". Следо-
вательно, чем выше качество обработки поверхности, тем меньше
значение критического слоя.
Некоторое представление о чистоте обработки деталей совре-
менных авиационных двигателей дают данные табл. 16.
157
Таблица 16
Рекомендуемая характеристика механической обработки основных
деталей авиамоторов
Наименование деталей Материал Предпоследняя операция обработки Последняя операция обработки
характер обработки максимально допу- стимая высота гре- бешков в микронах характер обработки максимально допу- стимая высота гре- бешков в микронах
Коренные и ша- танные шейки коленчатого ва- ла Сталь Шлифова- ние 2,5 п Притирка чугуном с пастами и по- лировка шкур- кой 0.6
Гильза цилиндра То же То же 1,0 Хонингование 0,4
Шток клапана То же То же 1.0 Полировка фетро- вым кругом с пасгой или шкуркой 0,4
Кулачок распреде- лительного ва- лика То же То же 2,5 Полировка шкур- кой 0,6
Коренной вкла- дыш внутри Cbi нгц, • бронза Шлифова- ние — Алмазная расточка 2.5
Поршень (отвер- стия под палец) Поршень (юбка) Сплав алю- миния Сплав алю- миния Шлифова- ние Обточка 2,5 Алмазная расточка Полировка матер- чатым кругом с пастой 2,5 1.0
2. Точность изготовления цилиндрических по-
верхностей. Допустим, что поверхности вала и подшипника
совершенно гладкие, но в результате износа или плохой обра-
ботки имеются овальность, конусность, бочкообразность, непарал-
лельность осей, корсетность или другие отклонения (фиг. 130).
В этих случаях минимальная толщина слоя смазки должна
быть выдержана для наиболее сближенных поверхностей. Для
остальных точек зазор окажется чрезмерно велик, и масло из
158
подшипника будет вытекать. Следовательно, допустимая на-
грузка на подшипник окажется меньшей. К таким же послед-
ствиям приводит и нарушение формы вала или вкладыша вслед-
ствие деформации, недостаточной жесткости, местного перегрева
и других причин.
Фиг. 130. Влияние неточности изготовления
деталей на толщину критического слоя
3. Степень очистки масла от механических при-
месей. Наличие в масле механических частиц (нагар, стружка,
песок) оказывает такое же влияние на величину критического
слоя, как и неровность поверхности. Поэтому хорошая филь-
трация масла является важным элементом надежности системы
смазки.
При конструировании жесткость, обработка и конструкция
подшипника, а также зазор между валом и подшипником под-
бираются с таким расчетом, чтобы при заданной нагрузке, обо-
ротах вала и вязкости масла обеспечить жидкостное трение.
В среднем для рабочих режимов большинства деталей авиа-
ционных двигателей критическая толщина слоя масла равна
0,015—0,02 мм.
Подвод масла к вращающимся деталям
' В полость между вкладышем и валом масло подводится под
давлением через специальные отверстия или канавки в вале или
подшипнике. Выбор места сверления имеет важное значение
для работы подшипника.
Выше мы установили, что когда нагрузка на вал постоянна
по величине и направлению, по окружности подшипника обра-
159
зуется область, в которой давление масляного слоя весьма
велико и во много раз превосходит давление подачи масла
(см. фиг. 127, в).
При переменной нагрузке таких областей с повышенным
давлением в масляном слое может быть несколько. Если подвод
Фиг. 131. Выборки и канавки в скользящих подшипниках:
а — при постоянной нагрузке на валу; б — при центробежной нагрузке
масла осуществить в этой области, то масло не только не будет
подводиться в полость подшипника, а наоборот, будет выжи-
маться из этой полости через подводящее отверстие или
канавку, и жидкостное трение нарушится. По этим соображе-
ниям масло подводят к ненагруженной части подшипника. Для
лучшего заполнения зазора смазкой на поверхностях вала или
подшипника делают канавки, соединенные с каналом подвода
масла (фнг. 131). Эти канавки не должны доходить до торцев
подшипника на 5—6 мм. Для увеличения подачи масла подвод
его в подшипник может производиться по нескольким сверле-
ниям, расположенным по окружности так, что, пока одно из
отверстий „закрыто" высоким давлением масляного слоя, масло
поступает через другие отверстия. При наличии центробежной
нагрузки масло обычно подводится через полость вращающегося
вала.
§ 57. ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ НА ВЕЛИЧИНУ ТРЕНИЯ В ПОДШИПНИКЕ
1. Температура масла. Из формулы (82) видно, что сила
жидкостного трения пропорциональна абсолютной вязкости
масла, последняя же в значительной степени зависит от темпе-
ратуры. График изменения вязкости масел в зависимости от
температуры представлен на фиг. 132.
160
Однако при высокой температуре вязкость оказывается недо-
статочной, и масло легко выжимается из зазоров подшипника.
Кроме того, ухудшаются свойства липкости масла. Как первое,
так и второе способствует нарушению жидкостного трения
и увеличению силы трения. Таким образом, для каждого сорта
масла имеется свой предел температур, при которых трение
подшипника наименьшее.
Фиг. 132. Зависимость вязкости масел от температуры.
I — масло МК; 2 — масло МС; 3—масло МЗС; 4 — касторовое
масло
2. Число оборотов. Сила жидкостного трения пропор-
циональна относительной скорости трущихся поверхностей,
а следовательно, и числу оборотов. Однако, как показывают
результаты испытаний, прямой пропорциональности между обо-
ротами и силой трения не существует, так как одновременно
с увеличением оборотов возрастает толщина масляного слоя,
что способствует уменьшению трения. Примерный график изме-
нения коэфициента жидкостного трения в зависимости от обо-
ротов показан на фиг. 133.
, 3. Нагрузка на подшипник. Нагрузка на подшипник харак-
теризуется его удельным давлением, т. е. силой, приходящейся
на 1 см2 площади проекции подшипника на плоскость, парал-
лельную его оси. Величина этой силы определяется по формуле
где I—длина подшипника;
d — диаметр подшипника.
И—472
161
В авиационном двигателе наибольшее удельное давление
имеет место в коренных и шатунных подшипниках коленчатого
вала, где оно достигает 200 кг) см2.
Как уже указывалось, при нормальных условиях работы
давление масла значительно превышает давление на вал, и, сле-
довательно, жидкостное трение возможно сохранить даже при
нагрузках, значительно превышающих удельные нагрузки.
Однако при высоком давлении в масляном слое возможно раз-
рушение слоя заливки подшипника.
Фиг. 133. Зависимость коэфпциента жидкостного трения
от оборотов и давления
Для подшипников, залитых баббитом, пределом считают
удельную нагрузку 150 кг/см2 при температуре в масляном
слое 100—120° С.
У подшипников, зачитых свинцовистой бронзой, слой заливки
может выдержать большие удельные нагрузки. Во всех случаях,
пока сохраняется жидкостное трение, сила трения в скользящем
подшипнике почти не зависит от удельной нагрузки.
Несмотря на то что ври жидкостном трении материал тру-
щихся поверхностей не оказывает влияния на величину трения,
все же вопросу подбора материалов скользящих подшипников
авиационного двигателя уделяется большое внимание. Это
объясняется тем, что всякий подшипник временами работает
в области полусухого трения, например, в пусковые периоды,
в периоды масляного голод; ния и др. Надежность работы
мотора в эти периоды целиком зависит от работы его подшип-
ников. Поэтому несущую поверхность подшипников выполняют
из антифрикционных сплавов с содержанием алюминия, бронзы,
латуни, заливают баббитом или свинцовистой бронзой. Для
сохранения формы и качества поверхности стальных валов
последним придают поверхностную твердость путем их цемен-
тации, азотирования и других видов обработки.
162
§ 58. СМАЗКА ПОРШНЕЙ
Фиг. 134. Насосное действие поршневых
колец
Поступательно-возвратное движение поршней в цилиндре
обусловливает трение скольжения, причем трение юбки поршня
о гильзу имеет преимущественно жидкостный характер, а трение
поршневых колец — полусухой с коэфициентом трения 0,15—0,20.
Трение собственно
поршня и трение порш-
невых колец примерно
одинаковы по величине и
вместе составляют боль-
шую часть механических
потерь двигателя.
Особенностью смазки
поршня является его ра-
бота при повышенной
температуре, вызываю-
щей осмоление и окисле-
ние масла, которое де-
лается густым, клейким
и, затвердевая, образует
прочную корку на по-
верхности деталей. По-
следнее особенно опасно
в поршневых канавках,
так как приводит к закли-
ниванию и поломке поршневых колец. В результате заклинивания
масло в большом количестве попадает в камеру сгорания, где и
сгорает. Попадание масла в камеру сгорания происходит и при
нормальной работе поршневых колец. При движении поршня
вниз кольца прижаты к верхним кромкам канавок, а свободное
пространство кольцевой канавки заполнено маслом. При дви-
жении поршня вверх кольца прижимаются к нижним кромкам
канавки, вытесняя находившееся там масло через образовав-
шийся зазор в верхней части кольца (фиг. 134). Таким образом,
поршневые кольца работают как насосы, перекачивая масло
в камеру сгорания цилиндра.
Сила трения поршней зависит от величины их трущихся
поверхностей, средней скорости движения (или оборотов)
и удельного давления поршневых колец на стенки цилиндра.
При возрастании этих факторов трение поршней увеличивается.
U*
ГЛАВА II
ДЕТАЛИ И РАБОТА СИСТЕМЫ СМАЗКИ
§ 59. СИСТЕМЫ СМАЗКИ АВИАЦИОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Фиг. 135. Смазка деталей кривошипно-шатунного
механизма разбрызгиванием
Выше мы рассмотрели условия смазки скользящих подшип-
ников и поршней, являющихся наиболее характерными деталями
при изучении системы смазки двигателя. При этом мы не каса-
лись способов подвода масла к рассматриваемым деталям.
Агрегаты, узлы, маслопроводы и другие элементы, обеспечи-
вающие подвод масла к трущимся деталям двигателя, образуют
его систему смазки.
В зависимости от способа подачи масла к деталям двигателя
различают две основные системы смазки:
1) смазка разбрызгиванием (барботажная);
2) принудительно-циркуляционная смазка.
При смазке разбрызгиванием масло заливается
в каргер (фиг. 135) до
некоторого уровня
При вращении кри-
вошипы, погружаясь
частично в масло, раз-
брызгивают его, об-
разуя в картере масля-
ный туман, который в
виде мельчайших ка-
пель проникает через
зазоры или специаль-
ные отверстия на дета-
лях и смазывает их.
Такая система чрез-
вычайно проста, но она
не обеспечивает смаз-
кой детали, находя-
щиеся вне картера, и,
кроме того, отсут-
ствуют фильтрация,
регулировка темпе-
ратуры и контроль
за состоянием масла.
164
Смазка разбрызгиванием применяется главным образом в про-
стейших типах автотракторных двигателей.
Принудительно-циркуляционная смазка преду-
сматривает подвод масла к трущимся деталям под определенным
давлением. Для этого масло из нагнетающего масло»асоса по
специальным магистралям или внутренним каналам подводится
ко всем деталям, требующим смазку. Масло, стекающее с дета-
лей, скапливается в нижней части картера, откуда оно откачи-
вается обратно в бак и снова поступает в мотор.
Таким образом, происходит непрерывная циркуляция масла.
Принудительно-циркуляционная система смазки обеспечивает
подачу масла к любой детали независимо от ее расположения
на моторе, дает возможность хорошей фильтрации масла, а также
контроля и регулировки температуры масла. Благодаря непре-
рывной циркуляции масла обеспечивается хороший отвод тепла
от трущихся деталей, что повышает надежность работы мотора.
К недостаткам этой системы относится усложнение конструк-
ции деталей и наличие дополнительных агрегатов на моторе
и самолете, как-то: насосов, фильтров, баков, радиаторов и др.
В авиационных двигателях применяется смешанная си-
стема смазки. Поршни, шестерни, роликовые и шариковые
подшипники, поршневые пальцы и некоторые другие детали
смазываются разбрызгиванием или маслом, стекающим с деталей
Фиг. 136. Внешняя система смазки:
1 — маслобак; 2 — заливная горловина с сеткой:
3—пеногаситель и колодец для ускорения подо-
грева масла; 4 — дренаж; б — смеситель; С —
запорный и сливной кран: 7 — кран системы раз-
жижения; 8 — бензоманометр; 9 — термометр- 10 -
манометр: 11 — шунтовой клапан; 12—фильтр;
13 — радиатор
зопровод
Из мотора
163
Радиатор
Отсасывающая
ступень из
нагнетателя
Отсасывающая Отсасывающая
ступень из ступень из
задней части передней части
мотора мотора
Фиг. 137. Циркуляция масла в рядном двигателе:
1 — нагнетающая магистраль; 2 — трубка для подвода масла к подшипникам вала
редуктора; 3 — трубка подвода масла к. распределительным валикам
[^НаенетаЮЩаЯ
[ ступень
13 бака
Откачка маска из передней
7^
" к PDD-lM
Пластинчатый
. фильтр
Э Маслокасос
[ ;> Нагнетающая
'тнгачивающая -ступень
.тупвнь /
бак
фильтр
Сливной кран
Условные обозначения:
-Масло очищенное, из бака
Наело отработанное^бак
Е53 Смазка разбрызгиванием
Фиг. 138. Циркуляция масла в звездообразном двигателе
Зак. 472
к которым масло подводится под давлением. Скользящие
подшипники коленчатого вала, вала редуктора, кулачковых
валиков, агрегаты двигателя, различного рода втулки и другие
детали, относительная скорость движения которых велика, обес-
печиваются смазкой под давлением.
Принудительно-циркуляционная система смазки состоит из
двух частей:
1. Внутренней системы циркуляции масла, к которой отно-
сятся маслонасосы, маслопроводы и фильтры, являющиеся агре-
гатами двигателя.
2. Внешней системы циркуляции масла (фиг. 136), к которой
относятся маслобаки, фильтры, пеногасители, радиаторы, кон-
трольные приборы, внешняя проводка и арматура масло-
системы.
Внутренняя система циркуляции масла. Масло
от нагнетающего насоса по магистрали 1 (фиг. 137), проложен-
ной по днищу картера и по специальным каналам, поступает
в переднюю и заднюю части коленчатого вала. По внутренним
сверлениям вала масло поступает ко всем коренным и шатунным
шейкам. Подвод масла к коренным подшипникам через вал,
а не через опоры вала, как это делалось ранее, обеспечивает
лучшую очистку масла вследствие его центрофугирования
в коренных, а особенно шатунных шейках вала (по фамилии
автора этот способ смазки называют гудыринским).
По сверлениям или трубкам 2 в верхней половине картера
масло подводится к подшипникам вала редуктора, а по наруж-
ной трубке 3 и сверлению оно поступает для смазки подшип-
ников и кулачков распределительных валиков.
У современных двигателей давление масла достигает 4—% кг/см2.
Масло, стекающее с деталей двигателя, собирается в нижней
части картера, откуда непрерывно откачивается двумя насосами.
Таким образом, при работе двигателя масло в картере не скапли-
вается. В отличие от двигателей старых типов, где с целью
разбрызгивания в картере поддерживался постоянный уровень
масла, в современных двигателях не допускают скапливания
масла в картере, поэтому их называют двигателями с су-
хим картером.
Смазка деталей разбрызгиванием осуществляется маслом,
стекающим с подшипников коленчатого вала, разбрызгиваемым
при вращении кривошипов, и частично маслом, стекающим
с кулачковых валиков, из регуляторов оборотов и наддува
и других агрегатов. Постоянное давление масла в нагнетающей
системе поддерживается при помощи редакционного клапана.
Давление, устанавливаемое для того или иного двигателя, обусло-
вливается необходимой циркуляцией масла, обеспечивающей
поддержание температуры трущихся деталей в допустимых
пределах.
Схема смазки звездообразного двигателя показана на
фиг. 138.
167
§ 60. ТЕПЛООТДАЧА В МАСЛО
Масло в двигателе нагревается вследствие отвода тепла,
возникающего при трении, и в результате теплообмена между
маслом и нагретыми до высокой температуры стенками цилин-
дров и поршней. Поэтому при недостаточной циркуляции масла
оно перегревается, что приводит к нарушению смазки, увели-
ченному износу, а в некоторых случаях и к разрушению под-
шипников.
Количество тепла, отводимое в масло, определяется опытным
путем в виде части тепла qu, пропорциональной эффективной
мощности мотора.
На режимах номинальной мощности qM — (30 — 40) ,
следовательно, количество тепла Ом, отведенное в масло в тече-
ние часа при работе двигателя на режиме номинальной мощ-
ности, можно определить из равенства
О = q N ,
хм “и е‘
ИЛИ
Qm = (30-40)4[-^]. (86)
Циркуляционный расход масла, т. е. количество масла, посту-
пающего в систему от насоса в единицу времени, должно быть
таким, чтобы полностью отводить тепло QM, передаваемое маслу.
Поэтому справедливо равенство
Q =G С (t —t )Г—1,
где Он — циркуляционный расход масла в кг/час,
Си— теплоемкость масла в лалДг°С;
£вых— температура масла, выходящего из мотора;
tBX— температура масла, входящего в мотор.
Заменив в формуле (87) величину QM значением ее
мулы (86), определим GM на номинальном режиме:
(30 -40)АГеноч Г кг -1
" — см й<м L^ac J ’
Теплоемкость применяемых сортов масла близка к0,5 кал/кг° С,
а перепад температур А£м — /вых— /ах берется равным 30—50°С.
Если взять средние значения указанных величин, получим
(87)
из фор-
(88)
Значение циркуляционого расхода масла является исходным
для расчета производительности нагнетающих и откачивающих
маслонасосов.
168
Большое значение для экономичности работы мотора имеет
так называемый абсолютный расход масла, т. е. количество
масла, сгоревшее в камере сгорания.
Абсолютный расход масла зависит исключительно от
работы поршневых колец. С увеличением оборотов абсолютный
расход масла возрастает пропорционально числу оборотов при-
мерно в третьей степени. Такое значительное возрастание рас-
хода объясняется увеличением числа ходов поршней в единицу
времени и понижением эффективности маслосбрасывающих колец,
так как при больших оборотах масло не успевает выходить
через сточные отверстия в поршне и в большем количестве
попадает в камеру сгорания.
Абсолютный расход масла, отнесенный к единице мощности,
называют удельным расходом масла (по аналогии
с удельным расходом топлива).
Для номинального режима удельный расход масла равен
1U—20 г!л.с.час.
§ 61. МАСЛЯНЫЕ НАСОСЫ
В зависимости от назначения маслонасосы бывают нагнетаю-
щие или откачивающие. Принцип работы тех и других совер-
шенно одинаков; отличаются они лишь размерами и отсутствием
редукционного клапана в от-
качивающих насосах.
Применяются два основных
типа маслонасосов: шестерен-
чатые и коловратные.
Шестеренчатый насос
(фиг. 139) состоит из двух
одинаковых шестерен, одна
из которых закреплена на при-
водном валике, а другая сво-
бодно вращается на оси.
Масло, поступающее из бака,
заполняет впадины между
зубьями, которые при враще-
нии шестерни переносят нахо-
дящееся в них масло в про-
тивоположную сторону кор-
пуса. Входя в зацепление,
зубья выжимают находящееся
во впадинах масло в нагнетаю-
щую магистраль мотора.
При свободном выходе из
насоса давление масла не по-
вышалось бы и насос просто
перекачивал бы масло из
одной полости в другую. Если же ограничить проходное сечение
для выходящего из насоса масла, то выход масла возможен лишь
169
работы шесгерен-
насоса:
Фиг. 139. Схема
чатого
I — пружина; 2 — регулировочный винт,
3 — клапан
при некотором давлении, достаточном для придания маслу не-
обходимой скорости истечения. Из этого можно заключить, что
давление масла зависит от его вязкости, числа оборотов шесте-
рен и величины проходных сечений для выхода масла.
Чтобы при различных режимах работы мотора поддержи-
вать неизменным давление масла в нагнетающей магистрали,
устанавливают редукционный клапан, сообщающий полости высо-
кого и низкого давления насоса (фиг. 1S9).
Изменяя натяжение пружины 1 при помощи винта 2, уста-
навливают клапан 3 на требуемое давление.
Когда давление масла превышает натяжение пружины, кла-
пан отходит от своего гнезда и пропускает масло обратно
в область низкого давления.
Шестеренчатые насосы чрезвычайно просты по конструкции
и надежны в работе, что и обусловило наибольшее их приме-
нение. Существенным недостатком шестеренчатого насоса
является отсутствие подсоса жидкости, если магистраль со сто-
роны входа не заполнена. Из этого вытекает, что в случае обра-
зования воздушных или паровых пробок во всасывающем масло-
проводе подача насоса может прекратиться.
Этого недостатка не имеют насосы коловратного типа.
В корпусе / (фиг. 140) с цилиндрической расточкой эксцен-
трично вращается валик 2, в прорезь которого вставлены пла-
стины 3 и 4, распираемые пружиной 5 При вращении валика
масло, заполнившее полость А, перекачивается в полость В.
Фиг. 140. Схема работы коловратного насоса:
*—корпус; 2—-валик; 3 и 4 — пластины; 5—пружина
170
Одновременно пластинка 4 вытесняет масло из полости В в ма-
гистраль мотора.
Как и в шестеренчатых насосах, постоянство давлений под-
держивается при помощи редукционного клапана.
Производительность нагнетающего маслонасоса обычно бе-
рется на 160—150°/с выше необходимого циркуляционного рас-
хода масда, определяемого по формуле (88). По этой произво-
дительности DM определяют
основные размеры насоса.
Рассмотрим это на при-
мере шестеренчатого насоса.
Объем масла V,, теорети-
чески перекачиваемый ше-
стернями насоса за один обо-
рот, равен объему впадин
между их зубьями. Считая
приближенно объем впадин
равным объему зубьев, по-
лучим, что Vt равен объему
полого цилиндра, обнимаю-
щего зубья (фиг. 141), т. е.
Vj — к djil [сл13],
где da — диаметр начальной
окружности;
h — высота зуба;
I— длина зуба.
Фиг. 141. К определению объема масла,
теоретически перекачиваемого шестер-
нями насоса
Теоретический объем, прокачиваемый за одну минуту, или
теоретическая производительность насоса, равна
“10с0
П,
где п — число оборотов шестерни в минуту.
На 1000 делим для того, чтобы производительность, выра-
женную в линейных размерах шестерен (в сантиметрах), пере-
вести в литры.
Действительная подача масла меньше теоретической, так как
часть масла из объема впадин перекачивается обратно в полость
низкого давления по причине образования свободного объема
в зазоре со стороны, противоположной зацеплению зубьев.
Кроме того, часть масла перекачивается обратно через торцо-
вые зазоры шестерен.
171
Отношение действительной производительности насоса
к теоретической называют коэфициентом подачи масля-
ного насоса т]п и , т. е.
Чп.и=|г> (89/
или
Ttd hl •
= 71п. ~ юои и^п- и * (^0)
Задавшись значением производительности насоса, определяют
по формуле (90) геометрические размеры и обороты шестерен,
обеспечивающие заданную производительность. Для новых на-
сосов коэфициент подачи масляного насоса Чл н = 0,80,9.
Значение чп и уменьшается с уменьшением оборотов и увели-
чением давления.
Производительность откачивающих насосов увеличивают
в полтора-два раза по сравнению с нагнетающими,так как отка-
чиваемое из картера масло вспенено и занимает гораздо боль-
ший объем.
§ 62. МАСЛОБАКИ
Емкость бака определяется из условия заливки в него рас-
четного количества масла с добавлением запаса, составляющего
15—257О от емкости бака, на расширение масла и ценообразо-
вание. С целью увеличения жесткости бак внутри снабжается
перегородками (фиг. 142) с отверстиями для свободного пере-
текания масла.
Фиг. 142. Масляный бак:
1 — заливная горловина; 2 — штуцер для крепления гибкого шланга
обратной магистрали; 3 — сетчатый фильтр; 4 — дренаж нижней по-
лости бака; 5 — клапан (отрегулирован на 0,15 ат); 6—отвод масла
• мотор: 7 — измерительная лкиейка; 8 — патрубок для пеногашения;
• — перегородка
17?
Масло, откачиваемое из картера в бак, обычно вспенено, так
как откачивающий насос захватывает вместе с маслом и воз-
дух. Для удаления воздуха из масла в баках предусматривают
пеногасители.
Заливная горловина обычно устраивается так, чтобы бак не
.мог заполняться более чем на 80—90% своей емкости.
Для нормального отвода воздуха, нагнетаемого в бак отка-
чивающим насосом, бак при помощи дренажной трубки сооб-
щают непосредственно с атмосферой или с картером мотора.
На маневренных самолетах, когда имеется опасность воз-
никновения отрицательных перегрузок, в баках предусматри-
вают приспособления, не позволяющие оголять штуцер питания
(фиг. 143). Для предохранения от попадания в бак посторон-
них предметов и грязи при заливке масла в горловине устана-
вливают сетчатый фильтр.
Фиг. 143. Приспособления, предот-
вращающие оголение штуцера в
маслобаке
На многомоторных самолетах каждый мотор имеет свою
самостоятельную внешнюю систему смазки с маслобаком. Уста-
новка двух маслобаков на один мотор не рекомендуется.
В некоторых баках (особенно большой емкости) устанавли-
ваются специальные колодцы для подогрева масла перед запу-
ском электрическими грелками. Маслобак устанавливается на
самолет так, чтобы маслопроводы были по возможности короче
и имели бы наименьшее число угольников, колен и соедини-
тельных элементов. Материалами для маслобаков служат сплавы
алюминия (АМц), магния (электрон), а также фибра.
§ 63. МАСЛОРАДИАТОРЫ
Назначение маслорадиатора — охлаждать масло, выходящее
из мотора. По конструкции и работе масляный радиатор не от-
личается от водяного. Следует лишь указать, что, учитывая
большие гидравлические сопротивления масла в радиаторе, его
прочность увеличивают путем впаивания усиливающих стенок
между сотами (фиг. 144).
Чтобы предупредить маслорадиатор от разрыва при прока-
чивании через систему холодного масла, параллельно радиатору
включают шунтовую магистраль, в которой установлен перепу-
173
скной клапан. Применяются, главным образом, воздушно-масля-
ные и водо-масляные радиаторы. Последние включаются между
водяным насосом и радиатором. Вода проходит по межтрубоч-
ному пространству, а масло течет по трубкам радиатора. Недо-
статком таких радиаторов является попадание воды в масло и
масла в воду при течи радиатора, а преимуществом — отсут-
ствие дополнительного воздушного сопротивления маслорадиа-
тора.
Фиг. 144. Масляный радиатор
Воздушно-масляные радиаторы устанавливаются в специаль-
ных тоннелях. В некоторых случаях радиаторы для воды и масла
соединяют вместе и устанавливают в общем тоннеле.
§ 64. МАСЛЯНЫЕ ФИЛЬТРЫ
При работе мотора в масло попадают частицы нагара, ме-
таллическая пыль от приработки подшипников и поршневых
колец, а также другие механические примеси.
Двигаясь вместе с маслом го магистрали, механические
частицы могут ее закупорить, а попав между трущимися поверх-
ностями,— повредить их. Поэтому особое внимание уделяется
надежной фильтрации циркулирующего масла.
Фильтры применяются: сетчатые, пластинчатые, матерчатые
и магнитные.
Сетчатые фильтры наиболее просты и поэтому чаще
применяются. Такие фильтры устанавливают в местах слива или
скопления стекающего масла, в отстойниках, в маслобаках для
фильтрации поступающею из мотора масла. Сетка до жна иметь
не менее 500—700 отверстий на 1 см2. Площадь фильтрующей
поверхности берется из расчета 3,5—5 см'1 на литр прокачивае-
мого масла в минуту. Сетчатые фильтры плохо работают в ма-
гистралях, где масло находится под давлением.
Для повышения прочности фильтра сетку помещают в ме-
таллическую обойму (фиг. 145).
174
Фиг. 145. Сетчатый фильтр
ч Масло из насоса
------Очищенное масло
---Аеишение масла при
засорении фильтра
Фиг. 146. Пластинчатый масляный фильтр:
I, 2 и 5 — пластинки; 3 — стержень; 4 — гайка
6 — пружина; 7 — шариковый клапан
175
Пластинчатые фильтры дают более надежную очистку
масла и допускают значительное давление масла. Такие фильтры
могут устанавливаться непосредственно в нагнетающей маги-
страли. Наиболее распространенный тип пластинчатого фильтра
показан на фиг. 146.
Масло из насоса поступает в корпус фильтра и через щели,
образуемые пластинками / толщиной 0,2 мм, проходит в коль-
цевые вырезы пластинок 2 и далее в нагнетающую магистраль.
Набор пластинок / и 2 смонтирован на стержне 3 и затянут
гайкой 4. Поворачивая стержень с пластинками относительно
неподвижных пластинок 5, помещенных между пластинками 2,
производят периодическую очистку пластинок фильтра от ско-
пившейся на них грязи. В случае засорения фильтра масло,
преодолевая натяжение пружины 6, отжимает шариковый кла-
пан 7 и неочищенным поступает во внутреннюю полость фильтра
и далее в мотор. При большом циркуляционном расходе масла
на каждый мотор устанавливают несколько пластинчатых филь-
тров описанного типа, образующих батарею фильтров.
Матерчатые фильтры изготовляются из тонкого фетра
(фиг. 147) и эквивалентны сетчатому фильтру с 10000 отверстий
Фиг. 147. Матерчатый фильтр
176
на 1 см2. Они обеспечивают очень хорошую очистку масла, но
обладают большим гидравлическим сопротивлением и особенно
плохо пропускают холодное масло, поэтому как маслофильтры
применяются редко.
Магнитные фильтры обычно состоят из комплекта
цилиндрических магнитиков 1 (фиг. 148), закрепленных на кор-
пусе, и устанавливаются в маслоотстойнике картера. Назначение
фильтра — задерживать частицы металла, образующиеся в про-
цессе притирки поршневых колец. Такую мелкую металличе-
скую пыль какой-либо другой фильтр не задерживает.
В практике эксплоатации фильтры требуют систематического
ухода и проверки. По частичкам металла, осевшим на фильтрую-
щее устройство, можно судить о состоянии трущихся поверх-
ностей.
Блестки металла на поверхности фильтра свидетельствуют
об износе или разрушении тех или иных деталей.
§ 65. РАЗЖИЖЕНИЕ МАСЛА БЕНЗИНОМ
Одной из причин, а для звездообразных двигателей главной
причиной, затрудняющей запуск мотора при низких температу-
рах и подготовку самолета к вылету, является загустевание
.масла на стенках цилиндра и в масляной системе. Это увели-
чивает продолжительность пускового момента и требует значи-
тельного времени для подогрева масла в системе до темпера-
туры, допускаемой инструкцией по эксплоатации. Для ускорения
запуска и сокращения времени на подготовку самолета к вылету
в зимнее время производят разжижение масла бензином, что
значительно уменьшает его вязкость (фиг. 149). Разжиженное
масло на ночь из системы не сливается, что также является
положительным фактором.
12—472
177
Как показала эксплоатации отечественных самолетов, разжи-
женное масло не теряет текучести даже при температуре —30° С
и сохраняет достаточную вязкость для свободной прокрутки
вала при запуске. Применение антифриза для охлаждающих
вязкость
ь масла МК^-21,3
>
/ 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16
Содержание топлива в масле в %
Фиг. 149. Изменение вязкости масла в зависимости
от процентного содержания в нем топлива
систем вместе с разжижением масла допускает запуск мотора
зимой при температурах минус 10 — минус 15° С без предвари-
тельного подогрева (холодный запуск), что в условиях боевой
работы самолетов особенно важно.
Введенное в масло топливо в количестве 8—12% испаряется
в первые 20—30 минут работы мотора и, как показали исследо-
вания, не производит никакого
вредного действия 'на детали
двигателя.
Для разжижения масла (пе-
ред остановкой двигателя) на
самолетах монтируется специаль-
ная система разжижения. Она
состоит из проводки 1 (фиг. 150),
соединяющей масляную систему
с топливной, крана разжиже-
ния 3 и смесителя 2, устано-
вленного на всасывающей линии
маслопровода.
Фиг. 150. Система разжижения масла
бензином:
1 — маслопровод; 2 — смеситель; 3 — кран си-
стемы разжижения
178
Кран разжижения устанавливается в кабине, и в зависимости
от количества масла в системе его открывают на определенное
число минут, указываемое в специальной инструкции по разжи-
жению масла. После этого мотору дают некоторое время про-
работать на малых оборотах с целью прокачки масла из бака,
хорошего его перемешивания с бензином и заполнения всех
каналов системы разжиженным маслом.
Опыт эксплоатации самолетов на разжиженном масле под-
твердил достоинства этого нового метода, широко применяв-
шегося в период Отечественной войны.
§ 66. РАБОТА МАСЛЯНОЙ СИСТЕМЫ НА ВЫСОТЕ
С подъемом на высоту производительность нагнетающего
маслонасоса уменьшается и на некоторой высоте уже не обес-
печивает надежности смазки.
Предельная высота, по которой давление в маслосистеме
поддерживается в допустимых пределах (для данного мотора),
называется потолком масляной системы. Естественно,
что высотность маслосистемы должна быть выше потолка само-
лета, иначе говоря, нормальные условия работы масляной си-
стемы должны быть сохранены на всех высотах полета.
Уменьшение производительности маслонасоса объясняется
следующими причинами:
1. Из откачивающих насосов в масляный бак непрерывно
поступает большое количество воздуха в виде взвешенных
воздушных пузырьков. Значительная часть этих пузырьков уда-
ляется из масла в маслобаке. Однако от 2 до 12°/0 взвешен-
ного воздуха обычно содержится в масле, поступающем в нагне-
тающий насос. Кроме того, в масле во взвешенном или раство-
ренном состоянии содержатся пары масла и газы, прорвавшиеся
в картер через поршневые кольца. Чем меньше давление атмо-
сферного воздуха в картере, тем больше насыщение масла
газами, парами и воздухом, что оказывает сильное влияние на
производительность насоса (фиг. 151).
2. Разность уровней масла в баке и на входе в насос невелика,
поэтому к насосу масло поступает главным образом под раз-
ностью давлений в баке и в полости низкого давления насоса.
Уменьшение давления в баке уменьшает перепад давлений, а
следовательно, и скорость поступления масла к насосу; так,
например, если допустить, что давление в маслобаке равно
нулю, то и подача насоса будет равна нулю.
Уменьшение производительности насоса при падении давле-
ния над маслом физически можно себе представить так: при
малой скорости масла во всасывающем маслопроводе и интен-
сивном откачивании масла насосом происходит разрыв струи
масла в маслопроводе, причем пространство в месте разрыва
струи заполняется воздухом и парами, содержащимися в масле.
Такое явление разрыва струи в маслопроводе называется кави-
тацией.
12*
179
При наличии кавитации производительность насоса резко
понижается, а в отдельных случаях оказывается равной нулю.
Давление на всасывании в мм ртп. ст.
Фиг. 151. Изменение производительности насоса в зави-
симости от количества воздуха в масле и разрежения на
всасывании
На фиг. 152 показана типичная характеристика работы масло-
насоса при наборе высоты при неизменных оборотах и заглу-
шенном редукционном клапане.
Нанесем на этот же график линию 1—I, представляющую
собой минимально необходимую производительность насоса,
обеспечивающую заданное для мотора давление масла. Точка
пересечения этой линии с кривой (точка а) определяет потолок
маслосистемы.
До потолка давление масла в магистрали не падало вслед-
ствие того, что действительная производительность насосов
превышала потребную, при этом избыток масла перепускался
через редукционный клапан обратно во всасывающую полость.
За пределом высотности подача масла резко понижается, и
мотор испытывает масляное „голодание".
Для некоторых моторов высотность масляной системы не
превышает 4000—5000 м, что является существенным недостат-
ком. Повышение высотности достигается более совершенной
очисткой масла от взвешенного в нем воздуха, повышением
давления в маслобаке, установкой дополнительного маслона-
180
coca, включенного в магистраль до основного нагнетающего
маслонасоса, и улучшением конструкции маслонасоса.
В эксплоатации с целью сохранения расчетной высотности
системы необходимо следить за обеспечением нормальной сепа-
рации воздуха из масла, не допускать уменьшения проходных
сечений всасывающего маслопровода, увеличения его длины
и появления неисправностей, увеличивающих потери напора
на всасывании.
Фиг. 152. Характеристика работы маслонасоса при наборе
высоты при закрытом редукционном клапане
§ 67. СИСТЕМА СМАЗКИ ТУРБОРЕАКТИВНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Система смазки турбореактивных двигателей значительно
проще системы смазки поршневых. В турбореактивном двига-
теле отсутствуют детали, движущиеся поступательно-возвратно
с большой скоростью, и почти отсутствуют скользящие под-
шипники, требующие непрерывного подвода масла под давле-
нием. Невелик также и нагрев масла при его циркуляции, так
как оно не соприкасается с деталями, имеющими высокую
температуру. Поэтому, размеры и производительность масляных
насосов невелики, а давление, создаваемое ими, обусловлено
лишь гидравлическими сопротивлениями системы. В турбореак-
тивных двигателях масло обычно используется для охлаждения
шариковых и роликовых подшипников компрессора и турбины,
вращающихся с большим числом оборотов.
В качестве примера на фиг. 153 приведена схема циркуляции
масла в одном из турбореактивных двигателей.
Из маслобака 1 масло поступает к двум нагнетающим насо-
сам 2, заключенным в одном корпусе, и, пройдя сетчатые
181
Г ва«||
пав Счищенное масло
«ио Отработанное масло
г=з Воздух
Фиг. 153. Схема циркуляции масла в турбо-
реактивном двигателе:
1 — маслобак; 2 — нагнетающие насоси; 3 — фильтр,
4 — центральная гсредача; 5—привод агрегатов:
6 — фильтр масла на регулятор числа оборотов;
7 — манометр масла; 8 —регулятор числа оборотоя.
9 — насос регулятора; 10 — редукционный клапан;
J1 — маслят<й мотор: 12 — золотник корректора сопла.
13—‘передний подшипник компрессора; 14 — задний
подшипник компрессора; 15 — масчяный жиклер; 16 —
полый вал; 17—-передний' подшипник турбины; 18 —
задний подшипник турбины; 19—задние откачивающие
насоси; 20 — передний откачивающий насос; 21 — пе-
ногаситель; 22 — дренаж бака в атмосферу
фильтры 3, подводится по внутренним каналам на смазку роли-
ковых и шариковых подшипников, шестерен и других деталей,
требующих смазки.
Масло, стекающее с деталей, расположенных в передней
части двигателя, и с подшипников компрессора, откачивается
насосом 20, а масло от подшипников вала турбины откачивается
двумя небольшими насосами 19 и по каналам вместе с маслом
от насоса 20 нагнетается в центрифугу 21, где центробежным
способом от него отделяются пузырьки воздуха. Затем масло
поступает в кольцевую щель, образованную двойными стенками
бака. Этим обеспечивается охлаждение масла, так как внутрен-
ние стенки бака интенсивно охлаждаются воздухом, поступаю-
щим в компрессор.
В отличие от описанной системы смазки на некоторых турбо-
реактивных двигателях масло к подшипникам и шестерням
подводится не по внутренним каналам, а по трубочкам. На кон-
цах трубочек устанавливают форсунки с калиброванными отвер-
стиями, ограничивающими поступление масла.
По сравнению с поршневыми двигателями в турбореактив-
ных двигателях часовой расход масла очень мал.
РАЗДЕЛ ЧЕТВЕРТЫЙ
СМЕСЕОБРАЗОВАНИЕ
ГЛАВА I
ТЕОРИЯ РАБОТЫ КАРБЮРАТОРА
Основные требования, предъявляемые к двигателям, как то:
достижение большой мощности, экономичности и надежности
работы его, тесно связаны с вопросами смесеобразования. Сме-
сеобразование влияет и на удельный вес двигателя.
Эффективную мощность двигателя по развернутой формуле
можно представить в виде
Ч = Л V, (91)
где А обозначает все величины, входящие в формулу, приня-
тые за постоянные.
Формула справедлива при условии, что высота, на которой
работает двигатель, неизменна и число оборотов постоянное.
В этом случае‘мощность и экономичность двигателя будут
вависеть от состава смеси, т. е. от соотношения топлива с воз-
духом и качества приготовления смеси.
Наибольшая мощность двигателя при установившихся усло-
виях работы его будет при максимальном значении отноше-
ния , что достигается при а = 0,85-т-0,90.
Наибольшая экономичность достигается при максимальном
значении fy, ^то получается при а = 1,05-Н 1,08.
Сгорание смеси в цилиндре двигателя произойдет только
при условии соответствующей подготовленности топлива для
этой цели.
Чем равномернее топливо будет перемешано с воздухом,
тем лучше будет использован воздух, находящийся в цилиндре,
тем больше топлива удастся сжечь в нем, и тем большую
мощность разовьет двигатель.
Увеличение мощности двигателя без изменения его разме-
ров ведет к уменьшению удельного веса двигателя.
Соотношение топлива с воздухом и подготовка смеси влияют,
кроме того, и на тепловое состояние цилиндров двигателя,
клапанов, поршней и свечей, от нормальной работы которых
183
в первую очередь зависит надежная работа двигателя. Способов
приготовления смеси может быть два:
1. Приготовление смеси вне цилиндра двигателя—в карбю-
раторе.
2. Приготовление смеси внутри цилиндра двигателя — непо-
средственный впрыск топлива.
§ 68. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К КАРБЮРАТОРАМ
И ТОПЛИВНЫМ НАСОСАМ
' Для обеспечения хорошей работы двигателя на всех режи-
мах и в различных условиях полета самолета к карбюраторам
или насосу непосредственного впрыска топлива предъявляется
ряд требований.
К таким требованиям относится:
1) нужный состав смеси в зависимости от режима работы
двигателя;
2) легкий запуск, устойчивая работа на малом газе и быстрая
остановка двигателя;
3) малый расход горючего — экономичность;
4) приемистость;
5) постоянство состава смеси на заданном режиме независимо
от высоты полета;
6) возможность нормальной работы двигателя при различных
положениях самолета;
7) безопасность в пожарном отношении;
8) удобство управления и эксплоатации.
Наиболее продолжительное время мотор работает на эксплоа-
тационной мощности или мощности, близкой к ней. На этом
режиме желательно иметь а = 1 -4- 1,05.
На полной мощности желательна работа двигателя на бога-
той смеси: а = 0,85 -4- 0,90.
Для повышения надежности работы мотора приходится
отступать от указанных составов смеси как на полной, так и
на эксплоатационной мощности и работать на более богатых
смесях.
Требование легкого запуска крайне важно в условиях летной
боевой работы. Двигатель запускается легче всего на богатой
смеси (а = 0,8) при условии, если топливо полностью испаряется.
В холодном двигателе испаряется лишь часть топлива, и
необходимо, чтобы испаренная часть топлива приближала состав
смеси к хорошо горящим смесям. Необходимо при запуске
смесь также обогащать, доводя ее до а = 0,6-4-0,7.
Устойчивая работа мотора на малом газе чрезвычайно важна
в полете и особенно при посадке самолета. Летчик, убирая
газ, должен быть уверен в том, что при этом двигатель не
остановится, и в случае необходимости (неправильный расчет
на посадку) двигатель может быть переведен на большие обо-
роты, что позволит летчику уйти на второй круг.
184
Требование быстрой остановки двигателя необходимо после
приземления самолета. При длительной работе в воздухе на
больших оборотах двигатель воздушного охлаждения перегре-
вается. Перегревшийся двигатель остановить выключением
зажигания не всегда возможно, поэтому требуется прекращение
подачи топлива, так как двигатель может работать за счет
самовоспламенения смеси в цилиндре двигателя.
Требование экономичности обусловливается необходимостью
удешевить эксплоатацию самолета, увеличить полезную нагрузку
и дальность полета.
Приемистостью двигателя называется его способность
быстро увеличивать и уменьшать число оборотов и мощность
при быстром изменении положения дросселя. Это качество осо-
бенно важно при посадке, при выполнении фигур высшего
пилотажа, а также в воздушном бою, так как обеспечивает
самолету большую маневренность.
Для обеспечения нормальной работы двигателя и сохранения
экономичности агрегат для приготовления смеси должен созда-
вать смесь заданного состава на любой высоте полета.
Изменением горизонтального положения самолета, а вместе
с ним и двигателя на земле, при взлете, посадке и при выпол-
нении фигур может нарушить подачу топлива. Конструкция
агрегатов системы питания должна предупреждать это явле-
ние.
Борьба с пожаром в воздухе крайне затруднительна. Напри-
мер, карбюратор может служить причиной пожара, если он
неправильно сконструирован или не соблюдены правила его
эксплоатации.
Простота управления двигателем является конечной целью,
ради которой идут на любые усложнения конструкции агрега-
тов, лишь бы облегчить работу летчика и освободить его от
дополнительных обязанностей, связанных с управлением отдель-
ными элементами системы питания топливом.
Простота эксплоатации больше зависит от удобства съемки
приборов питания и доступности их деталей для осмотра без
разборки, чем от конструктивной сложности их.
§ 69. ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРИБОРОВ СМЕСЕОБРАЗОВАНИЯ
Кривые, показывающие изменение коэфициента избытка воз-
духа в зависимости от числа оборотов или мощности двига'
теля, носят название характеристик карбюратора.
На фиг. 154, а показана характеристика идеального карбю-
ратора, т. е. такого, который обеспечивает наивыгоднейший
для всех режимов двигателя состав смеси.
Характеристика действительного, правильно отрегулирован-
ного, карбюратора должна сохранять такой же характер изме-
нения, как кривая идеального карбюратора, но она обычно
располагается ниже (фиг. 154,6).
185
Характеристика действительного карбюратора показывает,
что обычно смесь берут более богатой, чем это необходимо по
идеальной характеристике, обеспечивая этим способом наиболее
надежную и устойчивую, без тряски работу двигателя, несколько
проигрывая в эконо-
мичности.
Кривая, показыва-
ющая изменение по-
дачи топлива насосом
(высокого давления) в
цилиндр двигателя (в
системе непосред-
ственного впрыска) по
числу оборотов дви-
гателя или по над-
дуву, называется х а-
рактеристико й
топливного на-
соса.
Характеристика на-
Фиг. 154- Характеристики карбюратора:
а — идеального; б — действительного
coca рассматривается
ниже (см. § 102).
§ 70. УСТРОЙСТВО И ПРИНЦИП РАБОТЫ ПОПЛАВКОВОГО
КАРБЮРАТОРА
*На современных мощных авиадвигателях применяется система
непосредственного впрыска топлива или беспоплавковые кар-
бюраторы. На учебных и маломощных двигателях применяют
распиливающие пульверизационные карбюраторы из-за их отно-‘
сительной простоты. Для уяснения работы беспоплавковых
карбюраторов необходимо предварительно изучить работу
поплавковых карбюраторов, до недавнего времени являвшихся
единственными приборами смесеобразования и для мощных
двигателей.
Простейший распиливающий карбюратор называется эле-
ментарным. На фиг. 155 изображена схема такого карбюра-
тора, на которой видно его устройство.
Постоянный уровень топлива в поплавковой камере 1 под-
держивается при помощи поплавка 4 и игольчатого клапана
(иглы) 3, связанных между собой рычагом 7, вращающимся на
оси 5. Постоянный уровень топлива обеспечивает неизменные
условия работы карбюратора, устраняя влияние уровня топлива
в баке или давления бензинового насоса на истечение топлива.
Жиклер 8 с калиброванным отверстием — форсункой опреде-
ляет истечение топлива из поплавковой камеры через канал 9.
Деталь 10 называется насадком (диффузором); внутреннее
сечение его сначала суживается, а затем расширяется. Насадок,
расположенный во всасывающем трубопроводе, дает возмож-
186
ность понизить давление над жиклером, что необходимо для
истечения топлива из поплавковой камеры в смесительную.
Отверстием 6 поплавковая камера сообщена с атмосферой.
Во всасывающей трубе установлен дроссель 11.
1 — поплавковая камора; 2 — подвод топлива: 3 — игольчатый клапан;
4 — поплавок: 5 — ось поплавка: 6 — сообщение с атмосферой;
7 — рычаг; 8 — жиклер: 9 — канал; 10 — насадок (диффузор);
11 — Дроссель
Принцип работы карбюратора заключается в том, что при
движении поршней к НМТ в такте всасывания в цилиндрах
двигателя и во всасывающем трубопроводе создается понижен"
- ное давление р. Вследствие этого между давлением в поплав-
ковой камере р0 и давлением в горловине насадка р образуется
разность давлений &р = р0—р и происходит истечение топлива
из поплавковой камеры. Величина Др достигает 0,10—0,15 ат.
В горювине насадка установлен распылитель, верхний обрез
которого расположен несколько выше уровня топлива в по-
плавковой камере (на 1—2 мм), чтобы топливо самопроизвольно
не вытекало во всасывающую трубу.
На фиг. 156 показано изменение разности давлений и давле-
ний во всасывающем трубопроводе в зависимости от числа
оборотов двигателя. Разность давлений Др замерялась в трех
точках всасывающего трубопровода. Кривая 1 показывает
изменения Др в горловине насадка, кривая 2— перед дросселем
и кривая 3 —за дросселем. Из фигуры видно, чю изменение
разности давлений по оборотам мотора в указанных точках
различно.
187
Фиг. 156. Изменение разности давлений и
давлений во всасывающем трубопроводе
в зависимости от числа оборотов двигателя:
I — в насадке; 2 — перед дросселем; 3 — за дрос-
селем
Первопричиной посту-
пления воздуха в цилиндры
двигателя является пони-
жение давления в рабо-
чем объеме цилиндра.
Теория работы поплавко-
вого карбюратора строится
применительно к тому, как
изменяется давление в на-
садке; такой прием упро-
щает рассуждения.
Для образования смеси
необходимо, во-первых,
истечение воздуха и исте-
чение топлива (соотношение
воздуха итоплива смесиоце-
нивается коэфициентом из-
бытка воздуха), а во-вторых,
распыление и испарение
топлива и перемешивание
паров его с воздухом.
Первое условие харак-
теризует количественную
оценку смеси, а второе —
качественную.
§ 71. РАСХОД ВОЗДУХА ЧЕРЕЗ НАСАДОК
Секундный расход возцуха через насадок определяется по
формуле
G — р- Fit) т .
В гв в‘в’
(92)
где F—площадь сечения узкой части насадка в .и2;
— скорость в м/сек-,
Тв— удельный вес воздуха в кг/м*-,
ин = £даиств-коэфициент расхода воздуха, учитывающий умень-
^теор
шение количества воздуха, проходящего в се-
кунду, из-за снижения скорости вследствие гидра-
влических сопротивлений и потерь от сжатия
струи.
С увеличением числа оборотов мотора коэфициент расхода
воздуха уменьшается. Величина р-в различна для каждою кар-
бюратора и колеблется в среднем от р-в=0,85 на малом числе
оборотов до р.в = 0,80 при максимальном числе оборотов.
Формула расхода воздуха может быть представлена в ином
виде. Разность давлений А/? в насадке тесно связана со ско-
188
ростью в нем и легко может быть определена при помощи
барометрической трубки, поэтому выразим скорость воздуха
в насадке через Др.
Из уравнения .Бернулли известно, что сумма статического
и динамического давлений во всех сечениях потока воздуха,
движущегося по трубопроводу, постоянна, поэтому
2
<де t — коэфициент потерь;
w и р—скорость и давление в каком-либо сечении всасы-
вающей трубы;
и р0 — скорость и давление на входе во всасывающую
трубу.
Произведя перестановку членов уравнения и приняв ско-
рость воздуха на входе wo = O, получим
Ро — Р
Тв
откуда, определяя скорость воздуха, находим
V Тв
Выражение j/ j обозначают буквой ® и называют его
коэфициентом скорости.
При истечении газов и жидкостей из отверстий и при дви-
жении их по трубопроводам переменного сечения поток не
соответствует форме трубопровода в переходных сечениях.
Сечение потока жидкости уменьшается — он несколько сжи-
мается, что вызывает уменьшение количества газа движущегося
потока. Сжатие струи учитывается коэфициентом а. Таким
образом/ формула секундного расхода воздуха принимает вид
г <н
заменяя <рд коэфициентом расхода рв и вводя удельный вес
воздуха под корень, получим
GB= • (94)
Из этой формулы устанавливаем, что расход воздуха возра-
стает при увеличении разности
входе во всасывающую трубу и
Из опыта установлено, что
в насадке сначала возрастает, а
давлений между давлением на
давлением в насадке.
рв с увеличением разрежения
затем несколько уменьшается.
189
§ 72. РАСХОД ТОПЛИВА
Формула секундного расхода топлива аналогична формуле
расхода воздуха
Gt = (95)
где f — сечение жиклера в м2;
wT — скорость истечения топлива в м/сек-,
— удельный вес топлива в кг/м\
Рт — коэфициент расхода топлива, учитывающий гидравли-
ческие сопротивления данного жиклера и сжатие
струи.
При увеличении числа оборотов двигателя коэфициент рас-
хода топлива возрастает от значения |<-т = 0,6 на малых обо-
Величина коэфициента расхода топлива зависит от формы
канала жиклера, но в карбюраторах форма жиклеров устано-
вилась, поэтому играют роль размеры жиклера и отношение
длины жиклера к диаметру. На фиг. 157 дано влияние отно-
шения ~ на величину коэфициента расхода топлива.
Количество вытекающей из отверстия жидкости зависит от
ее вязкости. С повышением температуры вязкость топлива
уменьшается. При неизменном напоре с уменьшением вязкости
количество вытекающей жидкости возрастает, что учитывается
в формуле изменением коэфициента расхода, который в этом
случае увеличивается.
Скорость истечения топлива так же, как и скорость исте-
чения воздуха, можно выразить зависимостью через разность
давлений между давлением в поплавковой камере и давлением
в насадке.
Принимая во внимание, что во всех карбюраторах давление
в поплавковой камере равно давлению воздуха на входе во
190
всасывающую трубу, получаем одинаковую разность давле-
ний Др, воздействующую как на истечение воздуха, так и на
истечение топлива.
У неработающего мотора уровень топлива в жиклере (см.
фиг. 155) на 1—2 мм ниже верхнего обреза. Топливо будет
вытекать из жиклера только в том случае, когда под влиянием
разности давлений уровень топлива поднимется до обреза рас-
пылителя, и после того как будет преодолено поверхностное
натяжение топлива. Разность давлений h, необходимая для исте-
чения топлива, составляет примерно 10 мм вод. ст. Таким
образом, действующий на истечение топлива напор будет умень-
шенным и формула расхода топлива принимает вид
(96)
§ 73. АНАЛИЗ РАБОТЫ ЭЛЕМЕНТАРНОГО КАРБЮРАТОРА
Состав смеси, приготовляемой элементарным карбюратором,
характеризуется коэфициентом избытка воздуха. Коэфициент
избытка воздуха можно выразить отношением количества воз-
духа, действительно поступающего через насадок, к количеству
воздуха, требующемуся для сжигания расходуемого топлива
через жиклер в одну секунду:
L Ои
£u GT£0
(97)
где Gu— расход воздуха в кг!сек\
GT—расход топлива в кг!сек-,
Lo — теоретически необходимое количество воздуха в кг.
Подставляя в последнюю формулу значение GB и От, имеем
pBfwBTB
(98'
—Й) Тт ’
При работе карбюратора коэфициент расхода воздуха
и коэфициент расхода топлива изменяются обычно таким обра-
нв
зом, что их отношение — уменьшается.
Рт
Все остальные величины, входящие в формулу, остаются
постоянными или изменяются одновременно и одинаково как
в числителе, так и в знаменателе.
Уменьшение отношения-^- влияет на величину коэфициента
избытка воздуха, который при увеличении числа оборотов дви-
гателя также убывает, вызывая обогащение смеси, что является
основным и главным недостатком элементарного карбюратора.
191
§ 74. ГРАФИЧЕСКОЕ ИЗОБРАЖЕНИЕ РАБОТЫ ЭЛЕМЕНТАРНОГО
КАРБЮРАТОРА
Расход воздуха и топлива в элементарном карбюраторе
изображается на графике в зависимости от числа оборотов
двигателя или от_ разрежения в насадке Др (фиг. 158).
Сравнение между собой
кривых расхода воздуха и
расхода топлива не дает яс-
ного представления о соотно-
шении между топливом и воз-
духом, поэтому на графике
наносят еще кривую теоре-
тически необходимого коли-
чества воздуха для сгорания
вытекающего через насадок
топлива в одну секунду.
По кривой Ов видно, что
воздух через диффузор будет
поступать при минимальных
оборотах двигателя, т. е. при
самых ничтожных значениях
Фиг. 158. Графическое изображение
работы элементарного карбюра-
тора
Др. Кривые ОтА0 и (7Т берут
начало с некоторого числа
оборотов, соответствующих
тому моменту, когда в диффу-
зоре создается необходимый перепад давлений Дрп достаточный
для поднятия топлива до обреза жиклера и преодоления поверх-
ностного натяжения топлива.
До этого момента по всасывающему трубопроводу посту-
пает чистый воздух.
На участке от до Др2 образуется бедная смесь, так как
кривая GB лежит выше кривой GBL0. Запуск на этой смеси за-
труднен.
В точке пересечения кривых А воздуха поступает столько,
сколько его требуется для сжигания вытекающего через наса-
док топлива, следовательно, в этой точке смесь — теоретически
необходимая и а = 1.
При перепадах давлений, превышающих Др2, кривая теоре-
тически необходимого воздуха GTL0 располагается выше кри-
в°й Gu, указывая на то, что количество поступающего воздуха
меньше потребного для полного сгорания топлива, поэтому
с увеличением числа оборотов смесь обогащается.
Такой характер изменения рассмотренных кривых относится
лишь к случаю постепенного открытия дросселя.
Если же дроссель открывать быстро, то характер их изме-
нения будет иной (фиг. 159). Кривая теоретически необходи-
мого количества воздуха на участке п{— п2, близком к началу
192
открытия дросселя, почти параллельна оси абсцисс, так как
топливо в течение некоторого времени вытекает с постоянной
скоростью, равной скорости его в момент открытия дроссель-
ной заслонки. Затем скорость топлива возрастает и при оборо-
тах «з приобретает такое же значение, как и при установившемся
потоке воздуха. На участке от ni до л2 смесь обеднена, так как
кривая GTL0 проходит ниже кривей Ов.
Фиг. 159. Графическое изображение работы карбюратора
при быстром открытии дросселя
Графический способ изображения работы карбюратора дает
возможность судить об изменении коэфициента избытка воз-
духа по оборотам.
§ 75. ЭМУЛЬСИОННЫЙ КАРБЮРАТОР
Работа и устройство эмульсионного карбюратора схематично
изображены на фиг. 160.
Топливо из поплавковой камеры вытекает через жиклер
в особую полость Б, называемую камерой истечения.
Камера истечения через отверстие /в сообщена с атмосферным
воздухом и через отверстие /е с полостью диффузора.
Условия расхода воздуха остаются такими же, как и в эле-
ментарном карбюраторе, а условия расхода топлива изменяются.
13—472 1 93
При разборе вопроса об истечении топлива в эмульсионном
карбюраторе необходимо различать два момента:
1) расход топлива на малых перепадах давлений, или на
малых оборотах мотора;
2) расход топлива на больших перепадах давления, или на
больших оборотах двигателя.
Фиг. 160. Схема работы эмульсионного карбюратора
а — на малых оборотах; б — на больших оборотах
Расход топлива из камеры истечения через форсунку/с начи-
нается в тот момент, когда в диффузоре создается пониженное
давление, т. е. в том случае, когда между полостью диффузора
и камерой истечения создается некоторая разность давлений Д/?,
достаточная для поднятия уровня топлива и начала истечения.
194
Приток топлива из поплавковой камеры в камеру истечения
через жиклер /т будет происходить только при наличии раз-
ности уровней топлива между обеими камерами (фиг. 160, а).
Этот напор определяется высотой столба жидкости А'. По мере
возрастания разности давлений А/? уровень топлива в камере
истечения понижается, так как расход топлива из нее увели-
чивается. При дальнейшем увеличении числа оборотов, а с ним
и разности давлений Др расход топлива из камеры истечения
не восполняется притоком топлива и камера истечения опо-
ражнивается (фиг. 160, б).
При малых перепадах давлений (до момента исчезновения
топлива в камере истечения) можно считать, что расход
топлива происходит так же, как и в элементарном карбюраторе.
После выработки топлива из камеры истечения, т. е. при боль-
ших перепадах давлений, условия истечения топлива изме-
няются.
Через отверстия /с вместе с топливом из камеры истечения
начнет поступать воздух, что вызовет понижение давления
в этой камере. Вследствие этого через отверстие /в будет про-
исходить подсос воздуха в камеру истечения.
При выяснении влияния подсоса воздуха на расход топлива
необходимо рассмотреть два случая.
Первый случай. Отверстие /в настолько велико, что
давление в камере истечения поддерживается равным атмосфер-
ному, несмотря на расход воздуха из нее через отверстие /с.
С момента израсходования топлива из камеры истечения
подача его происходит под постоянным напором столба топ-
лива h' (фиг. 160, б). В этом случае с увеличением разности
давлений Др смесь обедняется, так как расход воздуха через
диффузор непрерывно возрастает, а количество вытекающего
топлива из жиклера /т, а значит, и из жиклера /с остается
постоянным.
Второй случай. Отверстие/в, сообщающее камеру исте-
чения с атмосферой, уменьшено по сравнению с предыдущим
случаем, поэтому в камере истечения создается пониженное
давление вследствие расхода воздуха из нее вместе с топливом
через форсунку /с и уменьшенного притока воздуха в камеру
истечения через отверстие /в-
Под действием образовавшейся разности давлений Lp' между
поплавковой камерой и камерой истечения и разности уровней
топлива h' подача топлива будет больше, чем в первом
случае.
С увеличением разности давлений между поплавковой каме-
рой и насадком А// возрастает, а следовательно, возрастает
и подача топтива. Однако разность давлений между поплавковой
камерой и диффузором Добудет больше, чем Д/Л
13*
195
Размер отверстия /0 для подсоса воздуха можно подобрать
так, что подача топлива с увеличением числа оборотов будет
пропорциональна расходу воздуха через диффузор.
Изменением величины отверстия /в можно регулировать
подачу топлива и получить необходимый состав смеси на раз-
ных режимах двигателя.
Формула расхода воздуха через насадок для эмульсионного
карбюратора остается без изменений.
Формула расхода топлива приобретает несколько иной вид.
Из схемы эмульсионного карбюратора видно, что жиклер /„
определяющий расход топлива, расположен иначе, чем у эле-
мент; рного карбюратора, и носит название затопленного
жиклера. Затрачивать напор для поднятия топлива до обреза
жиклера в этом случае не требуется, вследствие чего в фор-
муле исчезает величина Л. Истечение топлива происходит под
напором столба топлива со стороны поплавковой камеры,
равного Л'тт кг/л2 или мм вод. столба. Кроме этого напора,
существует некоторая разность давлений Др' между поплавковой
камерой и камерой истечения, которая при всех условиях
работы карбюратора меньше разности давлений Др, поэтому
или
Ьр' = К±Р, (99)
где К показывает, какую часть одна разность давлений соста-
вляет от другой.
Формула расхода топлива принимает вид
G. = /Зй^Ар + Л'тХ > (10°)
где К — коэфициент, изменяющий свое значение от 1 до 0;
Л'— высота столба топлива в поплавковой камере от оси
жиклера /т до уровня топлива в jw;
Др— разность давлений между поплавковой камерой и насад-
ком.
Значение коэфициента К определяется величиной отвер-
стия /в и его коэфициентом расхода, а также величиной отвер-
стия наружного жиклера /с и его коэфициентом расхода.
Если сечение жиклера /с постоянно, то значение коэфициента
определяется размерами отверстия жиклера /в.
Если /с=/в и коэфициенты этих отверстий равны, то зна-
чение /< приближенно равно 0,5. Если же отверстие /в закрыто,
то Я = 1, т. е в этом случае эмульсионный карбюратор пре-
вращается в элементарный карбюратор, и подача топлива про-
исходит под полным напором разности давлений между поплав-
ковой камерой и насадком.
196
Формула коэфициента избытка воздуха для эмульсионного
карбюратора:
Нт А/т У(7?др+Лтг) ут
(Ю1)
Изменение коэфициента избытка воздуха для эмульсионного
карбюратора с увеличением числа оборотов двигателя при
данном значении К зависит от изменения количества воздуха,
теоретически необходимого для сгорания вытекающего топ-
лива.
При ^ = 0 расход топлива постоянен, постоянно и количе-
ство необходимого воздуха. Расход действительного количества
воздуха через насадок повышается, а поэтому а возрастает
и смесь обедняется.
При /< = 0,5 изменение коэфициента избытка воздуха незна-
чительно, состав смеси на всех режимах двига1еля почти не из-
меняется.
/§ 76. ГРАФИЧЕСКОЕ ИЗОБРАЖЕНИЕ РАБОТЫ ЭМУЛЬСИОННОГО
КАРБЮРАТОРА
На фиг. 161 изображены кривые расходов действительного
количества воздуха GB и теоретически необходимого GTZ.O
в зависимости от Ьр в насадке
для эмульсионного карбюра-
тора. При/< = 0, т. е. при весьма
большом отверстии /в, характер
Фиг. 161. Графическое изображение
работы эмульсионного карбюратора
при большом отверстии /в для под-
соса воздуха (К = 0)
расход топлива, а кривая
GB повышается; расхо-
кривых вначале такой же, как
и у кривых элементарного кар-
бюратора, т. е. до точки А бед-
ная смесь, но кривые сближают-
ся, что указывает на постепенное
обогащение смеси. В точке А
смесь теоретическая. Правее
точки А и до момента, соответ-
ствующего выработке топлива
в камере истечения (точка В),
смесь обогащается. С этого
момента кривая теоретически
необходимого количества воз-
духа идет горизонтально, ука-
зывая на постоянный секундный
действительного количества
воздуха
ждение кривых указывает на обеднение смеси.
Если постепенно уменьшать отверстие /в, е. измечять
значение К, то график работы карбюратора изменяется. При
уменьшенном, но постоянном во время работы карбюратора
сечении жиклера (фиг. 162) кривая теоретически необходимого
197
количества воздуха GTL0 повышается (кривая Л); если отверстие/в
еще уменьшить, то кривые пойдут еще выше (кривые III, IV
Фиг. 162. Графическое изображение работы
эмульсионного карбюратора при уменьше-
нии отверстия /в для отсоса воздуха
Таким образом, при уменьшении сечения жиклера кривые
сближаются. Этот прием дает возможность отрегулировать
карбюратор на желаемый со. тав смеси и получить необходимое
значение а по оборотам двигателя.
Фиг. 163. Характеристики эмульсионного
карбюратора при различных значениях К
На фиг. 163 изображены характеристики эмульсионного
карбюратора при различных значениях К. Ближе других по
форме походит на идеальн}Ю та характеристика, которая полу-
чена при значении К — 0,5. Начало характеристик берется
от точки А (фиг. 162).
ГЛАВА II
* БЕСПОПЛАВКОВЫЕ КАРБЮРАТОРЫ
В полете, при изменении положения самолета, работа поплав-
кового затвора карбюратора нарушается, что является очень
серьезным недостатком.
При наличии поплавковой камеры значительно увеличиваются
размеры карбюратора, а это затрудняет расположение его на
двигателе.
У беспоплавковых карбюраторов указанные недостатки отсут-
ствуют; они имеют меньшие размеры сравнительно с поплавко-
выми и одинаково хорошо работают при любом положении
самолета.
Беспоплавковые карбюраторы можно разделить на два вида.
У карбюраторов первого вида истечение топлива подчинено
разности давлений между давлением воздуха на входе во вса-
сывающую трубу и давлением в насадке. Истечение топлива
происходит через жиклер постоянного сечения. Принцип работы
такого карбюратора не отличается от принципа работы поплав-
кового, но, как увидим позже, конструктивно он выполнен
совершенно иначе.
В карбюраторах второго вида истечение топлива происходит
через жиклер переменного сечения. Изменение сечения жиклера
соответствует изменению проходного сечения всасывающей
трубы, что достигается изменением положения дросселя.
§ 77. БЕСПОПЛАВКОВЫЙ КАРБЮРАТОР С ПОСТОЯННЫМ СЕЧЕНИЕМ
ТОПЛИВНОГО ЖИКЛЕРА
(ВПРЫСКИВАЮЩИЙ КАРБЮРАТОР)
Принципиальная элементарная схема такого карбюратора
изображена на фиг. 164. Карбюратор состоит из всасывающей
трубы с большим насадком 1 и малым насадком 2, двух воз-
душных камер А и Б, отделенных друг от друга гибкой мем-
браной 4\ двух топливных камер В и Г, также отделенных друг
от друга гибкой мембраной 7. Мембраны между собой соеди-
нены штоком 8, который имеет клапан 5, перекрывающий
доступ топлива из магистрали в топливные камеры В и Г.
199
Топливо поступает во всасывающую трубу через форсунку 9
расположенную за дросселем. На пути движения топлива к фор-
сунке установлен жиклер постоянного сечения 6.
Фиг. 164. Принципиальная схема беспоплавкового карбюра-
тора с постоянным сечением топливного жиклера:
А и Б — воздушные камеры; В н Г — топливные камеры; 1 — большой наса-
док; 2 — малый насадок; 3 — трубки динамического напора; 4 и 7 — гибкие
мембраны; 5 — топливный клапан; 6 — жиклер; 8 — шток; 9 — форсунка
Воздушная камера А сообщена с полостью за большим
насадком 1, в которой статическое давление воздуха будет
оставаться примерно постоянным и равным давлению на входе
в карбюратор. Благодаря установленным на насадке трубкам
динамическою напора 3 кинетическая энергия движущегося
потока воздуха преобразуется в энергию давления. Для увели-
чения разности давления между камерами А и Б камера Б
сообщена с малым насадком 2. На фиг. 165 показано изменение
давлений и скоростей в большом и малом насадках.
Мембрана 4 (фиг. 161), разделяющая воздушные камеры,
прогибается под действием разности давлений р0 — Рг = ^р
в сторону меньшего давления. Шток топливного клапана 5
будет перемещаться под действием силы давления, или, как ее
называют, «дозирующей силы воздуха“, и открывать клапан.
200
Камеры В и Г во вр°мя работы заполнены топливом, но
давление в камере В меньше, чем в камере Г, что объясняется
влиянием жиклера 6, создающего на пути движения топлива
большие гидравлические сопротивления. Топтивный клапан
будет стремиться закрыться под действием разности давлений
топлива. Назовем эту силу „дозирующей силой топлива".
Система приходит в равно-
весие, когда устанавливается
равенстве дозирующих сил.
По мере увеличения откры-
тия дросселя увеличивается ко-
личество проходящего во вса-
сывающей трубе воздуха, что
приводит к повышению ско-
рости в насадке 2 и к возра-
станию „дозирующей силы воз-
духа".
Величина открытия клапана
подбирается с таким расчетом,
чтобы подача топлива соответ-
ствовала расходу воздуха и
коэфициент избытка воздуха
достигал заданного значения.
„Дозирующая сила топлива"
способствует получению нуж-
ного состава смеси, препятствуя
топливному клапану запять чрез-
Фиг. 165. Изменение скорости и дав-
ления воздуха:
1 — в основном насадке; 2 — в дополнитель-
ном насадке
мерно открытое положение.
С увеличением числа оборотов двигателя подача топлива
будет увеличиваться в соответствии с возрастанием „дозирую-
щей силы воздуха", которая, как и в поплавковом карбюраторе,
зависит от разности давлений между давлением на входе во
всасывающую трубу и давлением в насадках.
§ 78. БЕСПОПЛАВКОВЫЙ КАРБЮРАТОР С ПЕРЕМЕННЫМ СЕЧЕНИЕМ
ТОПЛИВНОГО ЖИКЛЕРА
На фиг. 166 дана простейшая оема беспоплавкового карбю-
ратора второго вида. Топливо от бензонасоса поступает в топ-
ливную камеру 1, отделяемую от воздушной камеры 2 гибкой
мембраной 4. На мембране одним концом закреплен рычаг 3.
Рычаг 3 управляет открытием шарикового клапана 5, регули-
рующего поступление топлива в топливную камеру. Из топлив-
ной камеры топливо поступает в полость 8 через топливный
жиклер /т. Жиклер /т переменного сечения, так как кольцевое
проходное отверстие в нем регулируется конической иглой 6,
называемой дозирующей.
. Полость 8 примерно можно рассматривать как камеру исте-
чения, но называть ее будем камерой постоянного давления.
201
Воздушная камера 2 сообщается каналом 13 с полостью рычаж-
ного механизма 12 и всасывающей трубой, что дает возможность
иметь в ней давление, равное давлению рк за нагнетателем.
Камера постоянного давления 8 при помощи канала и жик-
лера /в сообщена с воздушной камерой 2.
Фиг. 166. Принципиальная схема беспоплавкового карбюратора с пере-
менным сечением топливного жиклера:
1 — топливная камера; 2 — воздушная камера; 3 — рычаг управления клапаном; 4 — мембрана;
5— шариковый клапан; 6 — дозирующая игла; 7—калиброванные отвеостня; 8 — камера
постоянного давления; 9 — воздушный канал; 10 — дроссель; И—распиливающая трубка;
12— полость рычажного механизма; 13 — воздушный канал; 14 — рычаг сдвига иглы;
15 — тяга; 16 — насадок; 17 — топливный канал
Дозирующая игла 6 расположрна в направляющей трубке,
в которой имеется ряд отвт рстий 7. Через эти отверстия камера
постоянного давления сообщена с распыливающей трубкой 11,
находящейся во всасывающей трубе в насадке 18.
202
Камера постоянного давления, кроме того, сообщена кана-
лОм 9 в дозирующей игле 6 с давлением рк в полости рычаж-
ного механизма 12.
Открытие дросселя вызывает одновременное открытие топ-
ливного жиклера /т благодаря перемещению дозирующей иглы 6,
приводимой в движение тягой 15 и рычагом 14.
Рас\од воздуха. В беспоплавковом карбюраторе рас-
сматриваемого типа объяснить расход воздуха изменением давле-
ния в насадке нельзя, так как насадок установлен за дросселем,
где условия работы его совершенно иные.
По кривым изменения давления во всасывающей трубе (см.
фиг. 156) было установлено, что давление за дросселем воз-
растает. Поэтому можно притти к неправильному заключению,
что секундное количество проходящего через насадок воздуха
будет уменьшаться.
Рассмотрим формулу расхода воздуха через насадок для
поплавкового карбюратора
и применим ее к нашему случаю.
Движение воздуха в поплавковых карбюраторах рассматри-
валось при постоянстве проходного сечения насадка F, распо-
ложенного до дроссельной заслонки. Такое положение насадка
не вызывало значительного изменения коэфициента расхода
воздуха с увеличением числа оборотов, так как сопротивления
движению воздуха в нем на рабочих режимах изменялись незна-
чительно.
На основе высказанных соображений произведение pBF можно
было считать величиной постоянной.
Изменение расхода воздуха объяснялось в поплавковых
карбюраторах изменением подкоренного выражения за счет
увеличения Ьр при постоянстве значения удельного веса воз-
духа т„.
В беспоплавковом карбюраторе расход воздуха по числу
оборотов необходимо рассматривать за дросселем. Если для
обоснования расхода воздуха применить только что рассмо-
тренную формулу, то придем к новым выводам. Во-первых,
величина подкоренного выражения будет оставаться постоянной,
так как с увеличением открытия дросселя Др будет уменьшаться,
имея наибольшее значение при запуске, при этом удельный вес
воздуха тв при запуске имеет наименьшее значение, так как
в это время за дросселем наибольшее разрежение. С увеличе-
нием открытия дросселя давление воздуха за [дросселем воз-
растает. Удельный вес воздуха ув находится в обратной зави-
симости от Др.
Во-вторых, за дросселем расход воздуха будет определяться
величиной проходного сечения, зависящего от положения дрос-
203
селя, а также коэфициентом расхода рв. Формула расхода воз-
духа для беспоплавкового карбюратора может быть предста-
влена в виде
Св=<^вЛР» (Ю2)
где С' — постоянная величина (С' = ]/ 2gSjrfB );
|ли — коэфициент расхода воздуха для сечения, в котором
установлен дроссель;
Р*р — переменное сечение всасывающей трубы, достигаемое
открытием дросселя.
Известно, что коэфициент расхода воздуха нв можно пред-
ставить в виде произведения двух коэфициентов:
где а — коэфициент сжатия струи;
—коэфициент скорости.
Если рассматр 1вать коэфициент расхода воздуха в сечении,
где j станов пен дроссель, то его значение будет зависеть в основ-
ном от коэффициента сопротивлений 5, так как последний влияет
на коэфициент скорости.
По графику фиг. 167 видим, наскотько сильно изменяется
коэфициент сопротивлений при открытии дросселя. Уменьшение
коэфициента сопротивлений при открытии дросселя приводит
к увеличению коэфициента расхода, который при полном откры-
тии дросселя близок к единице. Коэфициент сжатия струи также
увеличивается, но изменяется менее резко, чем коэфициент
скорости.
На малых режимах двигателя, при работе с сильно прикры-
тым дросселем, разрежение за дросселем весьма значительное,
диффуз р не оказывает никакого влияния и по существу не
нужен. На режимах больших мощностей, когда давление за
дросселем возрастает и разность давлений, при отсутствии диф-
фузора необход имая для достижения нужного истечения топ-
лива, может оказаться недостаточной, диффузор обеспечивает
и поддерживает эту необходимую величину разности давлений,
как и в поплавковом карбюраторе.
Расход топлива. Изменение расхода топлива необхо-
димо строить на общем с изменением расхода воздуха прин-
ципе. Поэтому истечение топлива из жиклера должно подчи-
няться той же закономерности, т. е.
GT = C'^fT, (ЮЗ)
где С' — должна быть постоянная величина;
— коэфтиент расхода топлива, изменяющийся от нуля
до максимума — величины, близкой к единице;
А переменное сечение жиклера.
204
Если топливо не будет иметь общего принципа расхода
с расходом воздуха, то получить необходимый состав смеси по
оборотам двигателя будет крайне трудно.
Фиг. 167. Изменение давления за дросселем и коэфи-
циента сопротивления дросселя в зависимости от угла
поворота дросселя
Но величина под корнем в формуле расхода топлива, обо-
значенная через С”, не будет постоянной, как это было для
расхода воздуха. В этой формуле подкоренное выражение С" =
= У<2£(Д/7__h) I благодаря изменению в нем величины Др будет
уменьшаться, a fT остается при всех условиях работы постоян-
205
ной величиной. Поэтому с открытием дросселя значение С'г
будет также уменьшаться.
Чтобы достичь общей с воздухом закономерности изме-
нения секундного расхода топлива GT, необходимо, чтобы
разность давлений Др, воздействующая на истечение топлива,
оставалась также постоянной величиной.
Коэфициент избытка воздуха. Формула коэфи-
циента избытка воздуха для беспоплавкового карбюратора
может быть теперь написана в виде
Нв ^др с
ъАЦС"
^~лр
С,
(104)
где С = -Qqj- и обозначает все величины, принятые за по-
стоянные.
Формула коэфициента избытка воздуха показывает, что
с изменением проходного сечения для воздуха Fap для получе-
ния необходимого состава смеси требуется одновременное
и соответствующее изменение проходного сечения /т для
f
топлива. Отношение -р- не остается постоянным при увеличе-
нии степени открытия дросселя, что необходимо для сохранения
значения коэфициента избытка воздуха.
Одновременное изменение сечений жиклера и всасывающей
трубы достигается механической связью между дросселем
и дозирующей иглой и соответствующей конусностью иглы.
Достижение постоянства разности давлений,
воздействующей на истечение топлива. В момент
запуска двигателя давление за дросселем резко снижается, так
как воздух поступает в цилиндры двигателя, а приток его
благодаря прикрытому дросселю затруднен. При этом пони-
жается давление в распылительной трубке 11 (фиг. 166), а также
в камере постоянного давления 8 и топливном канале 17, что
приводит к уменьшению давления на топливо со стороны камеры
постоянного давления. Под действием разности давлений между
воздушной и топливной камерами мембрана 4 прогнется в сто-
рону топливной камеры и топливо будет поступать в карбю-
ратор через жиклер /т.
Прогиб мембраны 4 приведет к открытию клапана 5 и посту-
плению топлива в топливную камеру 1 под воздействием топ-
ливного насоса, обеспечивая питание двигателя на малом числе
оборотов.
В период запуска возможен чрезмерный расход топлива
вследствие большого открытия клапана 5, вызываемого сильным
прогибанием мембраны, что приводит к обогащению смеси. Для
устранения этого обеспечен сильный приток воздуха в камеру
постоянного давления 8 из воздушной камеры 2 через жиклер /в
206
й из полости рычажного механизма 12 через канал 9 в дозирую-
щей игле. Отсос воздуха из камеры постоянного давления не-
значительный, так как открыто лишь одно из отверстий 7, со-
общающихся с распылительной трубкой //. Воздух, поступая
в камеру постоянного давления, повышает давление в ней
и уменьшает истечение топлива через жиклер /т, сечение кото-
рого в этот период малое.
2>4величение открытия дросселя, необходимое для изменения
режима двигателя, повышает давление во всасывающей трубе
за дросселем, снижая разность давлений. Сохранение постоян-
ства давления в камере 8 при повышении давления за дроссе-
лем достигается перемещением дозирующей иглы вниз, что
вызывает постепенное открытие всвх отверстий 7 и облегчает
отвод воздуха из камеры постоянного давления через распыли-
тель 11 во всасывающую трубу.
Перемещение иглы вниз (одновременно с открытием дрос-
селя) увеличивает проходное сечение топливного жиклера, рас-
ход топлива возрастает, давление в топливной камере сни-
жается, и мембрана прогибается на большую величину, откры-
вая доступ топливу от бензонасоса.
Давление в топливной камере восстанавливается благодаря
притоку топлива от бензонасоса при несколько новом положе-
нии мембраны.
Давление внутри распылительной трубки 11 всегда несколько
больше давления во всасывающей трубе, но меньше чем в ка-
мере посто иного давления, что необходимо для обеспечения
поступления эмульсии во всасывающую трубу.
ГЛАВА III
ОБРАЗОВАНИЕ СМЕСИ ВО ВСАСЫВАЮЩЕМ
ТРУБОПРОВОДЕ
§ 79. УСЛОВИЯ ОБРАЗОВАНИЯ СМЕСИ
Топливо, поступая из карбюратора, смешивается с воздухом.
Соотношение между топливом и воздухом, определяемое ко-
эфициентом избытка воздуха, было рассмотрено при анализе
работы простейших карбюраторов. С момента поступления
топлива во всасывающую трубу начинается образование рабо-
чей смеси. Прежде всего топливо, чтобы оно удержалось во
взвешенном состоянии в струе движущегося потока воздуха,
должно быть достаточно распылено. Этому процессу способ-
ствует предварительное образование эмульсии в карбюраторе,
а также воздушный поток, протекающий с большой скоростью
во всасывающей трубе и размельчающий эмульсированное топ-
ливо на еще меньшие частицы.
Наиболее полное перемешивание топлива с воздухом произой-
дет при полном испарении топлива, когда топливо и воздух
будут в однородном состоянии.
Время, в течение котсрого должно произойти испарение
топлива, зависит от быстроходности двигателя и исчисляется
сотыми долями секунды.
§ 80. ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ НА ОБРАЗОВАНИЕ СМЕСИ
Скорость испарения топлива зависит от следующих факто-
ров:
— летучести топлива;
— поверхности испаряемого топлива, которая определяется
его распыленностью;
— температуры;
— давления паров топлива и насыщенности смеси парами
топлива.
Некоторую опенку летучести топлива, далеко не полную,
дают кривые разгонки топлив, приведенные на фиг. 168. По
кривым можно видеть температуры начала и конца испарения
и процент выкипания при определенной температуре топлива.
208
При испарении топлива во всасывающей трубе необходимое
тепло отнимается главным образом от 'всасываемого воздуха,
вследствие чего общая температура смеси понижается.
Понижение температуры
смеси М при полном испа-
рении топлива определяется
по формуле
Фиг. 168. Кривые разгонки топлива
(105)
где ср — теплоемкость воз-
духа при постоян-
ном давлении,рав-
ная 0,24 ксигкг ° С;
ст1 — теплоемкость то-
плива в л,ал/«г°С;
а — коэфициент из-
бытка воздуха;
г—скрытая теплота
испарения топлива
в кал)иг.
Скрытая теплота испарения
в табл. 17.
некоторых топлив приведена
Таблица 17
Скрытая теплота испарения некоторых топлив
Топливо г, кал!кг ст , кал/кг ° С 4)
Бензин 75 0,58 14,9
Бензол 92 0,47 13,7
Этиловый спирт (95%) 220 0,57 9,06
Опыт замера температур во
всасывающей трубе двигателя
дал следующие результаты, ко-
торые могут быть признаны
типичными и для других дви-
гателей.
На фиг. 169 представлен вса-
сывающий трубопровод двига-
теля, в четырех точках которого
измерены температуры
^3 И ^4-
На фиг. 170 приведен график
изменения температур в этом
трубопроводе. По оси ординат
отложены температуры в °C,
а по оси абсцисс—места за-
Фиг. 169. К определению температур
во всасывающем трубопроводе
14—472
209
мера температур tu t2, ts и t4. График 1 показывает измене-
ние температур в холодном двигателе, график 2—в прогре-
вшемся двигателе через 10—15 минут работы и график 3—в
нормально прогретом двигателе.
По изменениям температуры на участке от t2 до ta можно
видеть, что полное испарение топлива происходит во вполне
прогретом двигателе, при перепаде температур Д^^27°С.
Фиг. 170. График изменения тем-
ператур во всасывающем трубо-
проводе:
1 — в холодном двигателе; 2 — через
10—15 минут после начала прогрева;
3 — в нормально прогретом двигателе
Фиг. 171, к определению понятия
сухого и насыщенного пара
На испарение топлива влияет также давление паров топлива
в смеси.
Возьмем барометрическую трубку (фиг. 171, а), сплошь за-
полненную ртутью, и введем в нее легко кипящую жидкость,
например эфир. Уровень ртути установится на высоте Л, над
ним расположится слой эфира высотой I, а пространство над
эфиром займут его пары. Пары в трубке носят название насы-
щенных, так как они образованы в присутствии жидкости.
Столбик ртути h указывает, какое давление имеют пары
эфира при данной температуре.
Если нагреть верхнюю часть барометрической трубки, то
уровень ртути понизится, указывая, что давление пара увели-
чилось.
Чем больше давление паров, тем ниже будет уровень ртути
в трубке, и когда давление паров будет равно давлению окру-
жающей атмосферы, уровни в сосуде и трубке сравняются.
210
Изменим несколько опыт. Будем поднимать барометрическую
трубку из ртути (фиг. 171, б). При этом количество жидкого
эфира в трубке уменьшается, а уровень ртути h остается не-
изменным, указывая, что давление насыщенных паров остается
постоянным до тех пор, пока в трубке имеется жидкий эфир.
При опускании трубки (фиг. 171, в) количество жидкого
эфира « трубке увеличивается. Как видно из этого опыта, на-
сыщенные пары имеют при данной температуре некоторое вполне
определенное давление.
Если поднимать трубку из ртути до полного испарения эфира,
то явление изменится: после изчезновения жидкости над ртутью,
при дальнейшем увеличении объема, уровень ртути в трубке
будет повышаться, что свидетельствует о непрерывном умень-
шении давления в трубке (фиг. 171, г).
Пары, образовавшиеся в этом случае, имеют несколько иные
свойства; если уменьшить их объем (опустив трубку), то давле-
ние паров увеличится и уровень ртути понижается.
Пары, образовавшиеся при полном испарении жидкости,
носят название перегретых, или сухих, паров. Давление
перегретых паров ври равенстве температур меньше давления
насыщенных паров. Перегретые пары любой жидкости можно
рассматривать как газы, так как они в известных пределах под-
чиняются законам, установленным для газов.
Если в данном объеме находится смесь различных газов, то
давление смеси р равно сумме давлений рь р2, ря и т. д. отдель-
ных газов, находящихся в данном объеме (парциальных
давлений газов).
P=Pi + P-2+P3 + ---+Pn- (106)
Этот закон носит название закона Дальтона.
Возьмем три сосуда равного объема и наполним первый со-
суд кислородом при давлении 0,5 ат, второй — водородом при
давлении 0,25 ат и третий — азотом при давлении 0,5 ат
(фиг. 172). Все сосуды в начале опыта разъединены друг от
друга. Откроем кран 1 и при помощи насоса заполним первый
сосуд водой, вытеснив кислород во второй сосуд. В этом слу-
чае давление во втором сосуде повысится до р = 0,504-0,25=
=0,75 ат. Если вытеснить оба газа в третий сосуд, где нахо-
дится азот, то в последнем установится давление /> = 0,504-
4- 0,25 4- 0,50 = 1,25 ат.
Топливо-воздушную смесь можно рассматривать с известным
приближением как смесь газов. Рабочая топливо-воздушная
смесь определяется соотношением воздуха и топлива или, точ-
нее, его паров, так как неиспарившееся топливо, как несмешав-
шееся с воздухом, участие в воспламенении и горении смеси
принимает только частично. Количество испаренной части топ-
лива зависит от парциального давления паров топлива. Чем
больше парциальное давление паров топлива, тем богаче смесь.
14*
211
Если парциальное давление паров топлива во всасывающем
трубопроводе достигает давления насыщенных паров, то про-
цесс испарения прекратится, да и образовавшиеся пары топлива
будут крайне неустойчивы и при незначительном изменении
условий могут опять легко превратиться в жидкость.
В авиации стремятся применять такие топлива, у которых
нужный состав смеси получается до достижения парциального
давления паров топлива степени насыщения.
Показания
Показания
Фиг. 172. Демонстрация закона Дальтона:
1 и 2 — краны
В условиях лета получить достаточно большое парциальное
давление ненасыщенных паров во всасывающей трубе не пред-
ставляет большого затруднения. Иначе дело обстоит зимой,
особенно при запуске и при работе двигателя на большой
высоте. В зимнее время при запуске двигателя применяют наи-
более летучие сорта бензина, у которых и при низких темпера-
турах парциальное давление, паров достаточно велико.
При работе двигателя на большой высоте применяют
достаточно сильный подогрев карбюраторов, в противном слу-
чае смесь обедняется, и работа двигателя становится крайне
неустойчивой.
ГЛАВА IV
СХЕМЫ РАБОТЫ И ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИИ
КАРБЮРАТОРОВ
§ 81. СПОСОБЫ ПОЛУЧЕНИЯ НУЖНОГО СОСТАВА СМЕСИ
НА РАЗЛИЧНЫХ РЕЖИМАХ РАБОТЫ ДВИГАТЕЛЯ
Из теории работы различных типов карбюраторов можно
установить, что получить нормальную работу на всех режимах
двигателя за счет основной схемы его невозможно.
Обычно одна из простейших схем составляет основу карбю-
ратора и называется главной дозирующей системой.
Для улучшения работы карбюратора главная дозирующая
система дополняется пусковой системой, или, как ее еще
называют, с и ст е м о й малого газа.
Главная дозирующая система может иметь в основе:
а) эмульсионный карбюратор с постоянным или с пере-
менным сечением жиклера для подсоса воздуха;
б) элементарный и эмульсионный карбюраторы
совместно;
в) несколько эмульсионных карбюраторов (много-
жиклерные карбюраторы).
Для беспоплавковых карбюраторов применяют:
а) схему с постоянным сечением жиклеров;
б) схему с переменным сечением топливного жиклера.
Принципиальная схема карбюратора с использованием для
главной дозирующей системы эмульсионного карбюратора при
постоянном сечении воздушного жиклера дана на фиг. 173, а.
Изображенная схема отличается от ранее рассмотренной схемы
эмульсионного карбюратора расположением деталей. Принци-
пиальная схема карбюратора с главной дозирующей системой,
имеющей в основе эмульсионный карбюратор с переменным
сечением воздушного жиклера, дана на фиг. 173, б.
В последней схеме отверстие жиклера /в перекрывается иг-
лой, которая связана с осью дроссельной заслонки.
В схеме фиг. 174 подсос воздуха осуществляется также
через переменное сечение воздушного жиклера. Воздушными
жиклерами являются отверстия/В ,/Ва и /в>.
213
Фиг. 173. Типы эмульсионных карбюраторов:
а — с постоянным отверстием для подсоса воздуха; б — с переменным отверстием для подсоса
воздуха, изменяемого иглой
Фиг. 174. Рабела форсунки эмульсионного карбюратора с увеличивающимся
подсосом воздуха
Форсунка эмульсионного карбюратора расположена в насадке
и состоит из трех концентрических трубок.
При увеличении оборотов мотора давление в насадке пони-
жается. В форсунке из полости между внутренней трубкой,
называемой распылительной, и промежуточной трубкой, назы-
ваемой лабиринтной, бензин постепенно вырабатывается, откры-
вая отверстия /В1, f и f. Увеличение числа открытых отвер-
стий для подсоса воздуха обеспечивает увеличенное поступле-
ние воздуха внутрь распылительной трубки через наружное
отверстие fB.
214
Подсасываемый воздух повышает давление над жикле-
ром /т, устраняя возможное обогащение смеси на режимах
крейсерской и эксплоатационной мощностей.
Принципиальная схема карбюратора с использованием эле-
ментарного и эмульсионного карбюраторов дана на фиг. 175, а.
Фиг. 175. Схема работы карбюраторов:
а — эмульсионного и элементарного; б — двухжиклериого эмульсионного; 1 — главный жиклер;
2 — компенсационный жиклер
Карбюратор имеет жиклер 1, называемый главным. Этот жик-
лер работает как элементарный карбюратор. Сечение главного
жиклера недостаточно для истечения топлива в необходимом
количестве для получения нужного состава смеси на режимах
малых и средних мощностей, и только на режиме номинальной
мощности жиклер может обеспечить двигатель нужным коли-
чеством топлива. Второй—компенсационный жиклер 2
работает как эмульсионный карбюратор при большом отвер-
стии /в . Количество топлива, подаваемое компенсационным жик-
лером, с увеличением мощности мотора или его оборотов не-
прерывно уменьшается относительно проходящего через диффу-
зор воздуха. Совместная работа двух жиклеров дает смесь
необходимого состава на всех режимах двигателя.
На фиг. 175, б изображена принципиальная схема двухжик-
лерного карбюратора, представляющего сочетание двух эмуль-
сионных карбюраторов, но с различными условиями истечения
топлива из жиклеров.
Описанные схемы не обеспечивают всех требований, предъя-
вляемых к карбюраторам, поэтому карбюраторы всех типов, уста-
навливаемые на двигателях, имеют дополнительные устройства,
при помощи которых удается обеспечить выполнение требований.
§ 82. СПОСОБЫ ДОСТИЖЕНИЯ ЛЕГКОГО ЗАПУСКА
Легкий запуск двигателя достигается следующими приемами:
1. Применяется заливка топлива во всасывающую систему
при пуске двигателя.
215
Фиг. 176. Работа пускового жиклера:
а — поплавкового карбюратора; б — беспоплавкового
карбюратора
2. При "запуске применяют более летучие сорта топлива, на-
пример, грозненский бензин первого сорта, пусковые бензины
и др.
3. Карбюратор снабжается специальным жиклером малого
газа, иногда называемым пусковым.
Схема пускового жиклера изображена на фиг. 176. Тонкая
трубка подводит топливо к дроссельной заслонке, в область,
где при запуске создается пониженное давление и скорость
движения воздуха доста-
точно велика. Поток воз-
духа подхватывает то-
пливо и разрывает его
на мельчайшие частицы.
Схема а дана для по-
плавкового карбюратора,
а схема б—для беспо-
плавкового.
На фиг. 177 изобра-
жено пусковое устрой-
ство, автоматически ре-
гулирующее количество
вытекающего топлива
при изменении режима
работы двигателя. Такая
регулировка необходима,
так как над верхним ка-
налом создается очень
большое разрежение, ко-
торое вызывает чрезмер-
ное истечение топлива
из него.
На фиг. 177, а пока-
зано начало запуска. Че-
рез нижний канал 1
подсасывается воздух,
благодаря чему сни-
жается расход топлива
через канал 2 при малом
открытии дросселя.
Фиг. 177, б показы-
вает, что при увеличении
открытия дросселя давление у обоих концов канала 1 урав-
нивается, подсос воздуха прекращается; количество топлива,
вытекающего через канал 2, возрастает.
Фиг. 177, в показывает дальнейшее увеличение открытия
дросселя. Давление над обоими каналами со стороны всасываю-
щей трубы становится одинаковым. Топливо вытекает из двух
отверстий.
216
Фиг. 177. Работа пускового жиклера с двумя
выходными каналами:
1 и 2— топливные каналы; 3 — регулировочный вннт; 4 — воз-
душный канал
✓
Кроме автоматической регулировки, иногда применяют меха-
ническую регулировку малого газа на земле. В этом случае
регулировка малого газа достигается дополнительным подсосом
воздуха через канал 4. Количе-
ство подсосанного воздуха из-
меняется регулировочным вин-
том 3.
Для быстрой остановки дви-
гателя устраивается специаль-
ное приспособление, называемое
глушителем малого газа,
или сто п-к р а н о м (фиг. 178).
На фиг. 178, а пусковая
трубка 4 изображена в рабо-
чем положении.
Для остановки двигателя
(фиг. 178,6) открывают при по-
мощи тяги 6 клапан 2, прижи-
маемый пружиной к гнезду, и
одновременно сдвигают пор-
шенек 3.
Условия работы пусковой
трубки изменяются. Воздух из
атмосферы устремляется по ка-
налу 1 в пусковую трубку, по-
вышая в ней давление. Порше-
нек 3 перекрывает пусковую
трубку, прекращает поступле-
ние топлива, и двигатель оста-
навливается.
Фиг. 178. Глушитель малого газа,
или стоп-кран:
а — положение крана при работе двигателя;
б — положение крана при остановке двигателя;
1 — воздушный канал; 2 — клапан; 3 — пор-
шенек; 4 — пусковая трубка; 5 — шток кла-
пана; 6 — тяга
217
§ 83. ДОСТИЖЕНИЕ ЭКОНОМИЧНОСТИ
Для повышения экономичности карбюратора применяют сле-
дующие меры.
Подогрев. Устройством рубашек осуществляют подогрев
всасываемого воздуха, топлива, смеси, иногда воздуха и топ-
лива одновременно или смеси и топлива одновременно и т. д.
В рубашках заставляют циркулировать воду, отводимую из дви-
гателя, масло или отработанные газы.
Распыление топлива. Распыление топлива улучшают
путем интенсивного образования эмульсии внутри карбюратора.
Для этого карбюраторы делают перевернутыми — карбю-
раторы с нисходящим потоком воздуха (фиг. 179). Такая кон-
струкция улучшает распыление топлива в узкой щели между
дросселем и стенками всасывающего трубопровода.
Фиг. 179.
Карбюратор
с нисходя-
щим пото-
ком воздуха
Фиг. 180. Кривые удельного расхода
топлива по дроссельной характери-
стике с экономайзером и без эконо-
майзера
Другой способ повышения экономичности состоит в дози-
ровке подачи топлива соответственно изменению режима дви-
гателя или числа оборотов его. Количество топлива, расходуе-
мого двигателем при увеличении числа оборотов, возрастает.
Для достижения а = 0,7 -4- 0,8 на номинальной мощности тре-
буется определенный размер жиклера. Расход топлива из по-
добного жиклера изображен на фиг. 180. По кривой АТ? удель-
ного расхода топлива видно, что при таком жиклере удельный
расход топлива Се на режимах малых мощностей или оборотов
чрезмерно велик.
Если уменьшить сечение жиклера, то расход топлива полу-
чается таким, как изображено на нижней кривой ОС.
218
Фиг. 181. Схема экономайзера:
1 — жиклер полного газа; 2 — клапан; 3 н
4 — тягн
* В этом случае расход топлива в точке С не сможет обеспе-
чить необходимого значения коэфициента избытка воздуха на
режимах больших мощностей, смесь будет бедной. Двигатель
не разовьет полной мощности и будет работать менее надежно.
Чтобы довести значение а
до 0,7 -4-0,8, в нужный мо-
мент работы мотора необхо-
димо увеличить расход то-
плива (по графику на отре-
зок СВ). Это достигается по-
степенным увеличением по-
дачи топлива через дополни-
тельный жиклер.
Описанный способ дает
большой выигрыш, позволяя
на всех режимах работать на
меньших значениях Се. Кри-
вая расхода топлива прини-
мает вид ОАВ.
Этот способ конструк-
тивно осуществляется при по-
мощи особого устройства,
называемого экономайзе-
ром.
Действие экономайзера со-
стоит в том, что, когда это необходимо, вступает в работу но-
вый жиклер, называемый жиклером полного газа
(фиг. 181).
Дроссель при полном открытии с помощью системы тяг
открывает клапан 2, через который топливо из жиклера 1
поступает во всасывающую систему.
§ 84. ДОСТИЖЕНИЕ ПРИЕМИСТОСТИ
Приемистость двигателя обеспечивается несколькими спосо-
бами. Один из способов состоит в последовательном введении
в действие нескольких жиклеров. Каждый новый вступающий
в работу жиклер начинает подавать топливо еще до прекра-
щения подачи топлива предыдущим жиклером. Этот способ
устраняет разрыв в подаче топлива, который мог бы произойти
при быстром открытии дросселя.
Другой способ состоит в кратковременном усилении подачи
топлива из форсунки жиклера в момент быстрого открытия
дросселя при помощи так называемых ускорителей (помп
приемистости).
Ускоритель нагнетает топливо в основной жиклер. У поплав-
кового карбюратора (фиг. 182, а) и беспоплавкового карбюра-
тора (фиг. 182,б) поршень ускорителя связан системой рычагов
с осью дроссельной заслонки. Быстрое открытие дросселя вы-
зывает соответствующее перемещение поршня ускорителя. Пор-
219
шень имеет сквозные отверстия, которые при установившемся
режиме работы мотора открыты,.л топливо, идущее к жиклеру,
проходит через них. При движении поршня вниз легкий диско-
Фиг. 182. Ускоритель:
а — поршневой поплавкового карбюратора, б — поршневой бес-
поплавкового карбюратора; в — пневматический беспоплавко-
вого карбюратора; 1 — гибкая мембрана
вый клапан, свободно подвешенный под поршнем, прижимается
к поршню, закрывает отверстия в нем и не пропускает топливо
через отверстия в обратном направлении.
220
На фиг 182, в показан ускоритель беспоплавкового карбю-
ратора, действующий автоматически. Быстрое открытие дрос-
селя повышает давление во всасывающей трубе и одновременно
над гибкой мембраной 1 ускорителя. Под воздействием обра-
зовавшейся разности давлений мембрана изгибается, выталки-
вая топливо во всасывающую трубу и обеспечивая на переход-
ных режимах нужный состав смеси.
§ 85. РАБОТА КАРБЮРАТОРА НА ВЫСОТЕ
С поднятием на высоту удельный вес воздуха уменьшается,
истечение же топлива почти не изменяется, поэтому смесь обо-
гащается. Указанное положение справедливо для двигателей
без наддува, а для двигателей с наддувом — только на высотах
выше расчетной.
Для обеспечения нужного состава смеси на заданном ре-
жиме работы мотора с поднятием на высоту уменьшают подачу
топлива при помощи высотного корректора (высотного
крана).
Некоторые конструкции корректора работают по принципу
уменьшения давления в поплавковой камере, при этом давле-
ние в поплавковой камере рй становится ниже атмосферного
давления р0, а давление во всасывающем трубопроводе р
остается прежним. Если первоначальную разность давлений, под
воздействием которой происходило истечение топлива, обозна-
чим Ари то образовавшийся новый перепад давлений будет
Рл-Р = *Ра,
где &ра меньше прежнего перепада &plt вследствие чего расход
топлива уменьшается. Фиг. 183, а дает понятие об этом устрой-
стве.
При открытии крана 1 из поплавковой камеры отсасывается
воздух, и давление в ней понижается. Тот же принцип работы
корректора может быть осуществлен несколько иначе. Высот-
ный кран 1 установлен на входе воздуха в поплавковую камеру
(фиг. 183, б) и в условиях земных всегда открыт. Тонкая трубка 2
отсасывает воздух из поплавковой камеры, но давление в ней
почти атмосферное, так как оно поддерживается неизменным
благодаря большим размерам входного отверстия 3. Прикрытие
корректора понижает давление в поплавковой камере вслед-
ствие уменьшения притока воздуха.
В некоторых конструкциях карбюраторов высотная регули-
ровка осуществляется уменьшением проходного сечения топ-
ливного канала при помощи иглы.
Для упрощения работы летчика высотный корректор делают
автоматическим (фиг. 183, а).
С поднятием на высоту анероид расширяется и автомати-
чески уменьшает подачу топлива.
221
На фиг. 183,г показано действие высотного корректора без-
поплавкового карбюратора. Высотный корректор в земных
условиях обычно открыт полностью. На высоте для уменьше-
ния подачи топлива высотный корректор прикрывают. При-
крытие корректора приводит к уменьшению давления в воз-
душной камере, мембрана, выгибаясь, прикрывает топливный
клапан 4, и подача топлива уменьшается.
Открытие высотного корректора на невысотных двигателях
разрешается с высоты 1000 м.
На высотных двигателях с карбюратором, установленным до
нагнетателя, открытие высотного корректора начинается с той
же высоты, что и на невысотном двигателе, так как условия
работы карбюратора такие же. Отличие состоит в большой
осторожности и постепенности открытия высотного коррегтора.
Двигатели с наддувом при пользовании корректором требуют
наблюдения за счетчиком оборотов. После того как достиг-
нут наилучший режим изменением состава смеси, следует из
предосторожности высотный корректор установить так, чтобы
вновь слегка обогатить смесь. Переобеднение смеси может
вызвать опасные явления, как то: перегрев мотора, перебои
в работе, обратный выхлоп.
Высотный корректор в некоторых конструкциях карбюраторов
заменяет экономайзер, выполняя его функции. В этом случае нор-
мальная работа мотора совершается при слегка открытом на
земле высотном корректоре. При режиме взлета необходимое
обогащение смеси достигается прикрытием высотного корректора.
§ 86. РАБОТА КАРБЮРАТОРА ПРИ РАЗЛИЧНЫХ ПОЛОЖЕНИЯХ
САМОЛЕТА
На фиг. 184 показано специальное приспособление для нор-
мальной работы карбюратора при полете самолета в перевер-
нутом положении. На фиг. 184, а изображена подача топлива
Фиг. 184. Устройство, обеспечивающее работу карбю-
ратора в перевернутом положении:
а — схема подачи топлива в нормальном положении самолета*
б — схема подачи топлива в перевернутом положении самолега;
1 — обратный клапан (конус): 2 — боковые отверстия; 3 — централь-
ное отверстие
223
в нормальном положении самолета. Топливо поступает к иголь-
чатому клапану через боковые отверстия 2 и через централь-
ное отверстие 3. Обратный клапан (конус) 1 в этом положении
не мешает проходу топлива.
На фиг. 184, б изображена схема подачи топлива в карбюра-
тор при перевернутом положении самолета. В этом случае топ-
ливо подается только через центральное отверстие 3, так
как боковые отверстия 2 закрыты переместившимся конусом 1.
Отверстие 3 обеспечивает необходимую для нормальной ра-
боты двигателя подачу топлива в перевернутом положении
самолета, устраняя переобогащение смеси при нарушении ра-
боты поплавкового затвора.
В некоторых конструкциях прибегают к устройству ограни-
чителя игольчатого клапана поплавкового затвора в виде винта,
который предотвращает чрезмерное открытие клапана в пере-
вернутом положении карбюратора.
Указанные мероприятия не могут устранить нарушений
работы поплавкового карбюратора при входе и выходе само-
лета из пикирования, при наборе высоты под большим углом
и в других случаях полета самолета. Лучшие результаты дости-
гаются применением беспоплавкового карбюратора.
§ 87. ДОСТИЖЕНИЕ ПОЖАРНОЙ БЕЗОПАСНОСТИ
Пожарная опасность при работе карбюратора может воз-
никнуть от выбрасывания пламени во всасывающий трубопро-
вод из-за обеднения смеси. Причиной обеднения смеси может
быть:
1) несовершенство конструкции карбюратора;
2) плохой ремонт карбюратора;
3) неправильная эксплоатация и регулировка карбюра-
тора;
4) неаккуратная установка прокладок карбюратора в местах
соединений;
5) засорение топливной системы и задержка подачи топлива
к жиклеру.
Пожарную опасность представляет также непроизвольное
истечение топлива от карбюратора, вызываемое следующими
причинами:
1) неправильная регулировка карбюратора;
2) неисправность деталей карбюратора: иглы поплавка, оси
поплавка и т. д.
3) нарушение герметичности соединений бензопроводов;
4) пользование временными герметиками вроде белил, су-
рика, замазки, прорезиненной ленты, проволоки и т. д. для
устранения неплотностей.
Для обеспечения пожарной безопасности на карбюраторе
устанавливаются фильтры и отстойники, предупреждающие
224
засорение бензопроводов и жиклеров, сливные трубки, устра-
няющие скопление топлива, и предохранительные медные сетки,
ограничивающие распространение уже появившегося пламени
во всасыв: ющем трубопроводе. Сетки часто делаются из гоф-
рированных полос латуни или нержавеющей стали.
§. 88. РЕГУЛИРОВКА КАРБЮРАТОРА
Карбюратор, устанавливаемый на мотор, должен быть пред-
варительно отрегулирован.
Регулировка состава смеси осуществляется подбором жик-
леров карбюратора и регулировкой уровня топлива в топлив-
ной камере.
При наличии нескольких карбюраторов на моторе произво-
дится регулировка синхронности (одновременности) открытия
дросселей и синхронности открытия высотных корректоров.
Регулируется также момент открытия клапана экономай-
зера.
Если карбюраторы не отрегулированы, то мотор работает
с тряской. Тряска мотора, особенно на малых оборотах, вызы-
вается, кроме того, неоднородностью состава смеси в различ-
ных цилиндрах.
Рассмотрим отдельные эле-
менты регулировки.
Проверка жиклеров
на истечение топлива
Проверка жиклеров на исте-
чение топлива производится при
помощи установки, изображен-
ной на фиг. 185. •
Топливо из бака 1 посту-
пает через кран 3 по трубке 2
в поплавковую камеру 4, где
устанавливается на определен-
ном уровне. При открытии
крана 6 топливо из поплавковой
камеры поступает под постоян-
ным напором по трубке 5 к
втулке 7, в которой монти-
руется гильза с вставленным в
нее жиклером.
Проверка жиклеров всегда
производится под давлением
столба грозненского бензина
удельного веса 0,710 — 0,720 вы-
сотой 0,5 м при 15°С.
Фиг. 185. Установка для проверки
жиклероз на истечение:
1 — бак: 2 н 5 — трубки; 3 и С — краны;
4 —• поплавковая камера; 7 —- втулка
15—472
225
Регулировка уровня топлива
Незначительное изменение положения уровня топлива в по-
плавковой камере на режимах больших мощностей на состав
смеси не влияет. На малых же оборотах двигателя несвоевре-
менное истечение топлива через главный жиклер может сильно
изменить состав смеси.
Схема регулировки уровня показана на фиг. 186. Система
поплавкового затвора находится под действием четырех сил:
1) веса поплавка С;
2) подъемной силы поплавка Q, величина которой равна
произведению из объема погруженной части поплавка на удель-
ный вес топлива, т. е. Q= VjT; р
о
Фиг. 186. Условия равновесия поплавковых затворов:
а — подача топлива снизу; б — подача топлива сверху
Сила Р в свою очередь зависит от плоЛади поперечного
сечения канала f, перекрываемого топливной иглой, и разности
между давлением, создаваемым топливным насосом, и давлением
в поплавковой камере; Ьр = рнсс — ркамеры.
Поэтому сила
P=f±p = *-^p.
По чертежу видно, что силы направлены в разные стороны
и приложены на разных расстояниях от точки опоры О. При
закрытом игольчатом клапане система находится в равнсвесни,
т. е. моменты сил, открывающие клапан, равны моментам сил,
закрывающих клапан:
Qa + gb = Сс + Pb. (107)
Если поднять седло, подложив под него толстую прокладку,
или удлинить иглу, передвинув муфту крепления рычага на
226
ней вверх, то игла закроет доступ топлива в поплавковую
камеру при более низком положении уровня в ней. Наобо-
рот, укорочение иглы или уменьшение толщины прокладки
под седло клапана повышает уровень топлива в поплавковой
камере. Кроме того, уровень топлива в поплавковой камере
зависит от удельного веса топлива и от давления топлива
в бензопроводе риас, увеличение которого повышает уровень.
На фиг. 186,6, изображающей другую схему поплавкового
затвора, условия равновесия иные, а именно:
Qd = Gc + gb + Pb. (108)
Момент собственного веса иглы способствует открытию
иглы. Способы регулировки остаются прежними.
Регулировка открытия дросселей и высотных
корректоров
Регулировка синхронности открытия дросселей и высотных
корректоров осуществляется изменением длины приводных тяг,
которые для этой цели имеют на концах резьбовые соединения.
Регулировка экономайзера
Нормальная работа двигателя зависит от своевременного
момента подачи топлива, поступающего через жиклер макси-
мального газа.
Начало подачи топлива определяется моментом открытия
клапана экономайзера, а это в свою очередь зависит от вели-
чины зазора h между тягой и штоком клапана экономайзера.
Уменьшение зазора между тягой и клапаном ведет к более
ранней подаче топлива экономайзером, а увеличение зазора —
к более позднему вступлению экономайзера в работу.
Раннее вступление
экономайзера в работу
ведег к уменьшению
экономичности, увели-
чивается зона богатых
смесей (площадь беек,
фиг. 187). В этом слу-
чае работы кривая аСке
указывает на увели-
ченный расход топ-
лива, но при этом
вредных последствий
нет, так как на режи-
мах больших мощно-
стей двигателя расход
топлива соответствует
требованию.
Фиг. 187. Влияние момента открытия клапана
экономайзера на работу мотора
227
I 15*
Позднее вступление экономайзера в работу совершенно
недопустимо, так как в этом случае расход топлива на полном
числе оборотов может быть меньше необходимого, а это пове-
дет к обеднению смеси, т. е. к уменьшению надежности в ра-
боте двигателя и к снижению его мощности.
Кривая расхода абвгд показывает недостаток расхода топ-
лива, а отрезок де — недостаток топлива на максимальной мощ-
ности
§ 89. КОНТРОЛЬ ПРАВИЛЬНОСТИ РЕГУЛИРОВКИ И РАБОТЫ
КАРБЮРАТОРА
Отрегулированный карбюратор устанавливается на мотор,
затем на работающем моторе регулируется малый газ.
Правичьность регулировки и однородность состава смеси по
цилиндрам двигателя определяются равномерностью работы мо-
тора и плавностью перехода с малых оборотов на большие
и обратно; по цвету пламени на выхлопе и его длине; по при-
борам, определяющим по составу выхлопных газов коэфициент
избытка воздуха (альфаметры).
При известном навыке можно довольно точно судить об
одинаковости коэфициента избытка воздуха по пламени. При
работе на богатой смеси а = 0,85-г- J.92 цвет пламени оранжево-
голубой, пламя длинное. Продукты сгорания бесцветные. При
а <0,85 пламя синего цвета, длинное. Выхлоп сопровождается
выделением колоти. При очень богатой смеси наблюдаются
хлопки из выпускных патрубков. При работе на бедной смеси
а = 1,05-г-1,1 цвет пламени желто оранжевый, пламя — с голу-
боватой каемкой, короткое, остроконечное. Отработанные газы
бесцветные.
При очень бедной смеси а >1,1 пламя на выхлопе почти
бесцветное или слабо окрашено в желто-красный цвет. Наблю-
даются обратные вслышки в карбюратор.
§ 90. ПОПЛАВКОВЫЙ КАРБЮРАТОР
Особенности конструкции
Рассмотрим устройство и работу карбюратора, устанавли-
ваемого на авиационном двигателе воздушного охлаждения, как
пример конструктивного выполнения требований, предъявляе-
мых к карбюраторам.
Количество воздуха, проходящего через насадок карбюра-
тора, с высотой несколько возрастает до расчетной высоты. У
карбюратора, установленного после нагнетателя, давление на
его входе до расчетной высоты постоянно. У карбюратора, стоя-
щего до нагнетателя, давление на входе уменьшается. Если при-
нять в первом приближении равенство весовых количеств се-
кундных расходов воздуха на земле и на высоте
Р,Е^Ув=р.иГад’1Вн,
228
то можно установить, что для двигателя, у которого карбюра-
тор расположен до нагнетателя, скорость воздуха в насадке
должна возрастать обратно пропорционально изменению удель-
ного веса воздуха:
w'_ Тв
w ~’ V
“н
Возрастание скорости воздуха в насадке с подъемом на вы-
соту усиливает обогащение смеси пр сравнению с обогащением
смеси на невысотном двигателе, тем более что у высотного дви-
гателя весовое количество воздуха с подъемом на высоту уве-
личивается.
В карбюраторах, стоящих до нагнетателя, берут увеличен-
ные размеры насадка по двум причинам: во-первых, чтобы про-
пустить через него весь необходимый двигателю воздух, так
как карбюратор устанавливается один, и во-вторых, чтобы
уменьшить скорость воздуха в насадке на высоте. В насадке
больших размеров скорость воздуха на земле мала, и чтобы
получить достаточный секундный р гсход *гоплива, размеры топ-
ливных жиклеров сильно увеличивают. Увеличение размеров
жиклера может вызвать значительна переобогащение смеси на
режимах больших мощностей, поэтому необходимо на этих ре-
жимах осуществить большой подсос воздуха через форсунки.
Схема карбюратора и пути движения воздуха
и топлива
Во время работы двигателя движение воздуха по всасываю-
щему трубопроводу совершается снизу вверх (фиг. 188). Кроме
указанного пути, воздух может поступать к форсунке по ка-
налу из полости за насадком. По каналу 7 воздух подводится
к пусковой системе карбюратора, а по каналу 19 воздух имеет
доступ в поплавковою камеру, поддерживая в ней атмосфер-
ное давление. По каналу 5 воздух поступает к стартеру для
образования эмульсии при запуске.
Топливо or бензонасоса проходит фильтр и, заполнив по-
плавковую камеру, поступает через главный жиклер 14 и через
высотный жиклер 15 к форсунке. Из корпуса форсунки топливо
через пусковой жиклер поступает в систему малого газа. Кроме
указанного пути, топливо из поплавковой камеры поступает по
отдельному каналу к стартеру через жиклер 1. Из поплавковой
камеры топливо заполняет ускоритель.
Работа карбюратора
Разбиваем работу карбюратора по числу оборотов двигателя
на четыре этапа: запуск, малый газ — от установившихся наи-
меньших 450 — 500 до 1000 — 1203 об]мин-, средний газ 1200 —
2000 об/мин и полный газ свыше 2000 об/мин.
229
Запуск. Поворачивание вала мотора, совершаемое при не-
подвижном, слегка приоткрытом дросселе, создает уменьшение
давления за дросселем. Воздух, расходуясь из форсунки малого
газа 20 через верхнее отверстие, выходящее за дроссель, вы-
зывает сильное понижение давления в форсунке 20 и пусковом
канале.
Топливо под воздействием большой разности между да-
влением в главной форсунке 8 и давлением воздуха внутри
форсунки 20 в большом количестве подается в систему малого
газа. В форсунку 20 через отверстия, расположенные ниже
дросселя, подсасывается воздух, который, обеспечивая образо-
вание эмульсии, одновременно несколько уменьшает подачу
топлива.
При плохом образовании смеси пользуются стартером. При
поднятии клапана 2 по каналам 3 и 4 подается дополнительное
топливо в виде эмульсии.
Малый газ. При правильной регулировке карбюратора
устойчивая работа двигателя получается на режиме не выше
500 об)мин. Топливный колодец 17 (фиг. 188 и 189, а) сообщен
в верхней части с атмосферой каналом 7 с регулировочным
винтом 6. С увеличением оборотов двигателя топливо из ко-
лодца постепенно вырабатывается через отверстия в нижней
части трубки малого газа, и в нее из канала 7 начинает посту-
пать воздух, повышая давление над жиклером 13.
Таким образом, автоматически регулируется подача топлива
и устраняется переобогащение смеси.
Регулировочный винт 6 изменяет подачу топлива, влияя на
давление в колодце 17. Увеличение открытия дросселя ставит
его край ниже всех трех отверстий форсунки 20, усиливая исте-
чение топлива из пусковой системы. При 1000—121)0 об!мин
топливо из колодца 17 вырабатывается, и через все отверстия
трубки малого газа подсасывается воздух.
Расход топлива через систему малого газа вызывает некото-
рое уменьшение уровня в форсунках 8 главной дозирующей
системы.
Примерно к 10С0 об)мин давление в насадке заметно сни-
жается, и в работу вступает гла тая дозирующая система.
Средний газ. Понижение давления в насадке вызывает
повышение уровня топлива в распылительной трубке 21
(фиг. 189,6) и одновременное понижение уровня снаружи рас-
пылительной трубки, внутри кожуха форсунки 8.
Указанное изменение уровней вызывает открытие боковых
отверстий распылительных трубок /в, вследствие чего воздух
через жиклер 9 и эти отверстия поступает внутрь распылитель-
ных трубок и повышает давление в них. По мере возрастания
числа оборотов двигателя, благодаря увеличению числа откры-
вающихся отверстий в распылителе, подсос воздуха возрастает
и к 1900 — 2000 оь/мин достигает максимума. Наибольший подсос
231
воздуха в этот период обеспечивает наиболее экономичный
расход топлива, допустимый для двигателя с наддувом на ре-
жимах эксплоатационной мощности или близких к ^ней
(см. фиг 187).
6 6
Фиг. 189. Работа форсунки:
при запуске; б — на средних режимах; в — на полном газе; 8 — форсунка; 9 — воздушный
жиклер распылителя; 17 — пусковой колодец; 21 — распылительные трубки
Для предупреждения чрезмерного обеднения смеси и дости-
жения обогащения ее на полном газе открывается клапан эко-
номайзера. Открытие клапана совершается нажатием коромысла,
укрепленного на штоке ускорителя 10.
Полный газ. Дал> нейшее увеличение числа оборотов
двигателя (фиг. 189,«) сопровождается возрастанием открытия
дополнительного клапана и повышением разности давлений
232
между поплавковой камерой и всасывающей трубой. При по-
стоянном сечении открытых отверстий/в распылительной трубки
27 подсос воздуха не увеличивается, и смесь обогащается. Обо-
гащение смеси обеспечивает надежность работы мотора и по-
лучение наибольшей мощности на полном газе.
Графическое изображение работы карбюратора
По кривым Ог70 и Ов (фиг. 190) можно видеть влияние от-
крываемых отверстий /в в распылительных трубках на измене-
ние а.
Скг/сек
Эксплоата- ''Полный п об/мин.
ционные газ
обороты
пуск Малый.
газ~*
Фиг. 190. Графическое изображение работы карбюратора
В работающем карбюраторе примерно до 1000 об/мин изме-
нение коэфициента избытка воздуха соответствует такому же
изменению у элементарного карбюратора (точка Л).
Будем считать, что с 1000 ои/мин открывается верхний пер-
вый ряд отверстий в распылительных трубках ф< рсунок 8,
а благодаря этому начавшийся подсос воздуха снижает подачу
топлива и, следовательно, уменьшает теоретически необходи-
мое количество воздуха. Кривая теоретически необходимого
количества воздуха (отрезок АВ) отклоняется от кривой GT 7.0,
изображающей необходимый расход воздуха элементарного
карбюратора; момент чрезмерного обогащения смеси отодви-
гается.
Открытие второго ряда отверстий распылительных трубок
вновь отклоняет кривую От Lo (отрезок ВС) благодаря подсосу
233
воздуха, и момент чрезмерного обогащения смеси отодвигается
еще больше.
Точки С, D, Е соответствуют открытию новых рядов отвер-
стий и последовательно увеличивающемуся подсосу воздуха. Для
карбюратора кривая ABCDE теоретически необходимого коли-
чества воздуха GT Lo приобретает начертание, близкое по форме
к кривой действительного количества воздуха Ов, и своим рас-
положением указывает на обогащение смеси. О начавшемся
обеднении смеси судим по отклонению кривой и приближению
ее к кривой 0в.
Открытие жиклера экономайзера влечет за собой увеличение
подачи топлива, а значит, и количества теоретически необходи-
мого воздуха GT Lo. Кривая ABCDE отклоняется вверх, отходя
от кривой действительного расхода воздуха через насадок. Рас-
хождение кривых указывает на обогащение смеси с дальнейшим
увеличением числа оборотов двигателя.
Заштрихованная площадка показывает работу жиклера ма-
лого газа начиная от запуска. Отрезок кривой MLK указывает
на обогащение смеси на малом числе оборотов и на уменьше-
ние роли пускового жиклера при увеличении числа оборотов
двигателя.
Быстрая остановка двигателя достигается устройством глу-
шителя малого газа — стоп-крана.
Экономичность карбюратора необходимо рассматривать
с точки зрения хорошего приготовления смеси. Достижение
малых расходов топлива на высотных двигателях по некоторым
причинам невозможно.
Экономичность достигается: многократным перемешиванием
топлива с воздухом в распылительных трубках форсунок 8
(фиг. 188), подогревом поступающего в диффузор воздуха
отработанными газами в особом подогревателе, устройством
дополнительного жиклера, вступающего в работу с момента
открытия клапана, позволяющего улучшить характеристику и
достигнуть необходимого обогащения смеси на больших обо-
ротах.
Приемистость карбюратора достигнута работой ускорителя.
Поршень ускорителя манжетного типа. Топливо поступает по
отдельному каналу непосредственно во всасывающую трубу.
Высотный корректор автоматически воздействует на сечение
жиклера, перекрывая его иглой. Работа высотного корректора
рассчитана до высоты 12 000 м. В случае отказа автомата поль-
зование высотным корректором может быть осуществлено вруч-
ную при помощи рычага 11, управляемого тягой из кабины
летчика.
Для обеспечения работы карбюратора при перевернутом
полете самолета у карбюратора имеется обратный конусный
клапан 12.
ГЛАВА V
СИСТЕМЫ ПИТАНИЯ ДВИГАТЕЛЕЙ ТОПЛИВОМ И АГРЕГАТЫ
СИСТЕМ
§ 91. СХЕМА ПОДАЧИ ТОПЛИВА
Системы питания топливом на самолетах крайне разнооб-
разны и зависят от конструкции самолетов, расположения на
них баков для горючего и числа моторов.
На фиг. 191 дана принципиальная схема питания двигателя
топливом.
Фиг. 191. Принципиальная схема питания двигателя топливом
1 — добавочный бак; 2 — манометр; 3 — амортизатор; 4 — кран; б — карбю-
ратор; 6 — главный бак; 7—насос; 8—ручной насос; 9 — клапан; 10—бен-
зофильтр; 11 — кран; 12 — дренажная трубка; 13 — бензином ер; 14 — горло-
вина; 15—ручной насос; 16—заливочный бак
235
Система с принудительной подачей топлива имеет один или
несколько баков для горючего, бензиновый насос, фильтр, уста-
навливаемый между баком и насосом, трубопроводы и краны.
В системе устанавливается вспомогательный ручной насос
для заливки и заполнения системы топливом.
Система должна иметь пожарный кран для быстрого пре-
кращения подачи горючего при возникновении пожара.
Контроль за расходом топлива осуществляется бензиноме-
ром, который устанавливается в баках и может быть дополни-
тельно установлен между карбюратором и пожарным краном.
Для выравнивания давления и устранения пульсации пода-
ваемого насосом топлива может устанавливаться амортизацион-
ный бачок.
Для заливки насоса перед запуском двигателя и удаления
газовых пробок из трубопроводов желательна установка на
самолете дополнительного бака. Дополнительный бак должен
быть включен так, чтобы во время работы мотора он был всегда
заполнен топливом.
§ 92. БЕНЗОНАСОСЫ
К бензиновым насосам предъявляются следующие требова-
ния: надежность; подача нужного количества топлива всегда
с избытком на различных оборотах двигателя от минимума до
максимума; постоянство давления, создаваемого насосом; про-
стота регулировки и неизменность ее; герметичность соедине-
ний всех деталей.
По принципу работы бензонасосы могут быть шестерен-
чатые, коловратные и поршневые.
Шестеренчатый насос
Устройство насоса видно из фиг. 192. Подача топлива осу-
ществляется при помощи двух специальных зубчатых шесте-
рен, заключенных в общем корпусе. Одна шестерня (ведущая)
приводится во вращение от вала двигателя, другая (ведомая)
шестерня получает вращение от первой.
Топливо поступает в корпус с той стороны, где зубья шесте-
рен выходят из зацепления. Горючее заполняет впадины между
зубьями шестерен и переносится ими в полость к выводному
штуцеру, где зубья обеих шестерен, приходя в зацепление, вы-
давливают топливо из впадин в нагнетающий трубопровод
к карбюратору.
Насос прост, надежен в работе, имеет малый вес и неболь-
шие размеры. Но вследствие значитетьных зазоров нельзя со-
здать вакуум, поэтому насос не обладает способностью под-
соса и должен устанавливаться ниже уровня топлива в баке,
что не всегда достижимо.
Бензонасос снабжается редукционным клапаном, который во
время работы перепускает часть топлива в подводящую маги-
236
страль, чем и поддерживается постоянство давления в нагне-
тающей к карбюратору магистрали.
Перед запуском двигателя необходимо заполнение магистрали
топливом, что выполняют при помощи ручного насоса. Для за-
полнения системы топливом необходимо пропустить его через
К карбюратору
Топливо из бака
Фиг. 192. Схема шестеренча-
того насоса
I — шестерни; 2 — редукционный кла-
пан; 3 — перепускной клапан
неработающий бензонасос, по-
этому в последнем установлен
перепускной клапан на обход-
ном канале.
Фиг. 193. Схема коловратного
насоса
Коловратный насос
Схема коловратного насоса показана на фиг. 193. Корпус на-
соса имеет цитиндрическую расточку. В корпус насоса эксцент-
рично установлен ротор. Ротор имеет сквозную прорезь, в ко-
торой расположены лопатки, раздвигаемые пружиной Лопатки,
вращаясь, за первую половину оборота засасывают топтиво
в корпус насоса, а за вторую половину оборота выдавливают
это топливо из корпуса в магистраль.
Центр вращения лопаток не совпадает с осью цилиндриче-
ской расточки корпуса, вследствие чего суммарная длина ло-
паток изменяется. Лопатки при вертикальном расположении
устанавливаются по диаметру внутренней части корпуса. При
горизонтальном расположении лопагки становятся хордой рас-
точенной части корпуса. Изменение расстояния между лопат-
ками происходит за счет пружины. Описанный тип коловрат-
ного насос.а имеет значительные износы корпуса и лопаток
вследствие прижатия лопаток к корпусу пружинами.
Коловратный насос обладает большим подсасывающим дей-
ствием, благодаря чему бак для топлива может быть установ-
лен на самолете значительно ниже насоса.
237
При дальнейшем развитии коловратный насос получил еле-
дующ< е конструктивное оформление (фиг. 194).
Расточка корпуса насоса цилиндрическая. Ротор сделан пу-
стотелым. Лопаток четыре, и все они одним краем опираются
на цилиндрический, ничем не закрепленный, стержень, который
расположен всегда в центре корпуса и эксцентрично по отноше-
нию к ротору, что видно на фиг. 194,о. При такой конструкции
удается обойтись без применения пружин, что уменьшает из-
нос лопаток и внутренней поверхности корпуса.
Фиг. 194. Коловратный насос:
я — общий ввд; б — детали качающею устройства: 1—редукционный клапан; 2—заливочный
клапан; 3 — паронитовая прокладка (мембрана)
Изменение суммарной длины лопаток в этом типе конст-
рукции достигается изменением положения концов лопаток по
отношению к цилиндрическому стержню.
Коловратный насос так же, как и шестеренчатый, требует
установки редукционного и перепускного клапанов.
Рассмотрим устройство и работу редукционного клапана,
устанавливаемого на бензонасосах высотных двигателей, при
расположении карбюратора после нагнетателя.
Редукционный клапан во время работы насоса удерживается
в слегка открытом положении натяжением размещенной над
ним пружины, давлением атмосферного воздуха и под дейст-
вием столба топлива, находящегося в баке, если бак располо-
жен выше насоса. Изменением уровня топлива в баке можно
пренебречь.
Топливо, подаваемое насосом, идет в двух направлениях:
одна часть поступает в карбюратор, а другая часть через ре-
дукционный клапан поступает обратно во всасывающую маги-
238
страль. С подъемом самолета на высоту давление над редук-
ционным клапаном уменьшается, если полость над клапаном
сообщена с атмосферой; редукционный клапан (ще больше
открывается. Увеличение открытия редукционного клапана
приводит к уменьшению давления в нагнетающей магистрали,
что совершенно недопустимо, так как уменьшается подача
топлива в карбюратор.
Фиг 195. Схема топливной системы при расположении
карбюратора после нагнетателя
Для устранения влияния атмосферного давления на давле-
ние в нагнс-тающей магистрали редукционный клапан снабжают
мембранным мехом или резиновой диафрагмой, сообщая по-
лость под ними с давлением за нагнетателем рк (фиг. 195). При
таком устройстве давление как в поплавковой камере (которая
также сообщена с давлением рк), так и над редукционным кла-
паном будет изменяться совершенно одинаково и одновре-
менно.
§ 93. ТРУБОПРОВОДЫ ДЛЯ ТОПЛИВА И ИХ СОЕДИНЕНИЕ
В настоящее время трубопроводы на самолетах применяются
главным образом из алюминиевых сплавов. Трубопроводы мо-
гут быть сделаны также из меди и латуни, стали, синтети-
ческой резины и хлопчатобумажной ткани, пропитанной лаком,
и из других материалов. Способы соединений трубопроводов
зависят от материала, из которого сделан трубопровод. При-
меняются следующие типы соединений.
Ниппельное соединение. Соединение состоит! из
ниппеля 1 (фиг. 196), ниппельной гайки 2 и штуцера 3. Гайка,
навертываясь на штуцер, оттягивает ниппель за бортик, при-
жимая его к шаровой или конусной расточке штуцера и обес-
239
печивая герметичность соединения. Ниппельное соединение
применяется при трубопроводах из латуни и меди. Недоста-
ток его — сравнительно большой вес и невозможность снятия
гайки без отпайки ниппеля.
Соединение с резино-свинцовым кольцом. Со-
единение состоит из нажимной уплотнительной гайки 4 (фиг. 197),
Фиг. 196. Ниппельное соединение:
1 — ниппель; 2 — гайка; 3 — штуцер
конусного алюминиевого
кольца 3 и резинового
кольца 2 со свинцовой обо-
лочкой. Свинцовая оболоч-
ка применяется для пред-
охранения резины от разъ-
едания топливом.
При завертывании в шту-
цер / гайка нажимает на
конусное кольцо, а послед-
нее, передавая давление на
резиновое кольцо, слегка
его деформирует и ра-
диально зажимает трубо-
провод, обеспечивая плот-
ное соединение.
. При неосторожном, чрезмерно сильном завертывании на-
жимной гайки происходит полная деформация резинового
кольца и трубопровода, а иногда и срыв резьбы.
12 3 4 5
Фиг. 197. Соединение с резино-свинцовым
кольцом:
1 — штуцер: 2 — резино-свинцовое кольцо; 3 — конусное
алюминиевое кольцо; 4 — гайка штуцера; 5 — трубо-
провод
Соединение устанавливается на алюминиевых и дуралюми-
новых трубопроводах.
Соединение с развальцовкой труб. Соединение
состоит из опорного кольца 1 (фиг. 198), на которое наде-
ваются концы развальцованных трубопроводов 2. Развальцо-
ванные концы прижимаются к конусам опорного кольца или
нажимными гайками 3, или же стяжным болтом.
Соединение легкое и надежное, применяется для любых
трубопроводов, но несколько сложное в эксплоатации из-за
развальцовки концов трубок.
240
Фиг. 198. Соединение с развальцовкой труб:
1 — опорное кольцо: 2 — трубопровод’. 3 — гайка
§ 94. БАХИ, ФИЛЬТРЫ И КРАНЫ
Баки чаще всего делают из алюминия и его сплавов. Баки
имеют горловину для наполнения их топливом и ряд внутрен-
них несплошных перегородок, которые устраняют удары топ-
лива о стенки бака, получающиеся при значительных измене-
ниях скорости самолета. В нижней части бака должен быть
отстойник и кран для слива отстоя. Для отвода топлива из
бака имеется отводная труба, обрез которой размещен выше
дна отстойника. Баки делают со сварным швом, паяные и кле-
паные. Форма бака определяется местом расположения его на
самолете.
В последнее время баки стали применять из фибры, кото-
рая дешева, легка и проста в обработке. Применяют также
мягкие резиновые баки, которые по мере израсходования топ-
лива сжимаются и не имеют пространства, заполненного парами
бензина, вследствие чего уменьшается пожарная опасность.
На трубопроводах для перекрытия топлива применяются
пробковые и игольчатые краны.
Для первичной очистки топлива фильтры устанавливают на
магистрали из бака к карбюратору и для второй очистки—на
входе в карбюратор.
Фильтры делаются сетчатыми и снабжаются отстойниками.
Первичные фильтры имеют более мелкую сетку и должны за-
держивать мельчайшую грязь. Фильтры, устанавливаемые
в карбюраторе, предназначаются для задерживания частиц ре-
зины, песчинок, металлической стружки и др. Резина может
попадать в трубопровод от разрушения дюрита, а металли-
ческая стружка — при соединении трубопроводов.
16-472
ГЛАВА VI
НЕПОСРЕДСТВЕННЫЙ ВПРЫСК ТОПЛИВА
$ 95. ОБЩАЯ СХЕМА СИСТЕМЫ НЕПОСРЕДСТВЕННОГО ВПРЫСКА
Система непосредственного впрыска применяется в звездо-
образных двигателях воздушного охлаждения и в рядных дви-
гателях жидкостного охлаждения.
Идея непосредственного впрыска состоит в том, что в ци-
линдры двигателя поступает чистый воздух под воздействием
нагнетателя, а топливо поршневым топливным насосом подается
в такте впуска непосредственно в цилиндры двигателя, через
форсунки, установленные на головках цилиндров двигателя.
Условия образования смеси отличаются от условий, характер-
ных для карбюраторных двигателей, так как создание рабочей
смеси начинается и заканчивается в цилиндрах двигателя.
Особенностью системы непосредственного впрыска топлива
является высокая требовательность к чистоте топлива в отно-
шении механических примесей и присутствия воздуха в нем.
Система должна обеспечивать необходимую подачу топлива
по оборотам, высоте полета и наддуву.
На фиг. 199 представлена схема подачи топлива в звездо-
образном двигателе воздушного охлаждения с расположением
на ней основных элементов системы непосредственного впрыска.
На фиг. 200 дана схема непосредственного впрыска рядного
мотора жидкостного охлаждения. В систему непосредственного
впрыска входят следующие элементы: бензиновый насос
БНК-10, служащий для подачи топлива из бака в систему под
давлением 1,5—2 кг1см\ фильтр для очистки топлива от меха-
нических примесей; манометр для замера давления бензина
в подводящей топливной магистрали; топливный насос высо-
кого давления НБ, служащий для впрыска топлива в цилиндры
двигателя под давлением 300—320 кг/см2-, регулятор состава
смеси PC, автоматически регулирующий расход топлива в за-
висимости от давления и температуры воздуха за нагнетателем
и давления атмосферы; воздухоотделитель центробежного или
маятникового типа, отделяющий подаваемое в насос топливо
от воздуха и паров; форсунки, устанавливаемые на каждом
цилиндре и служащие для распыления топлива.
242
Воздух Топливо Топливо с
воздухом
Фиг. 199. Схема системы непосредственного впрыска топлива в звездообразной
моторе:
1 — бак; 2 — топливный насос; 3 — ручной насос; 4 — фильтр; 5 — манометр; 6 — агрегат топлив-
ных насосов; 7 — воздухоотделитель; 8 — форсунки; 9 — коробка анероидов регулятора смеем;
10 — регулятор смеси; 11 — нагнетатель
Воздух из насоса
ишг ji 1Й iiii । й'^| 'И иИЙ
5
В бал
Отсеченное
топливо
Топливо
из бана
Воздух с пара-
пи топлива
Фиг. 200. Схема системы
। непосредственного впрыска
топлива в рядном моторе:
1 — фильтр, 2 — бензонасос;
3 манометр: 4— воздукоотделмте*.
маятниковый; Б — насосные Me-
расположенные в шахматном порядке; 6 — регулятор смеси; 7 — ручной насос; 8__трубо
провод
Топливо в
насос
Очищенное от воздуха топливо подается насосом высокого
давления НБ через форсунки в цилиндры двигателя. Топлив-
ный насос забирает не все топливо, поступающее в его кор-
пус; избыточное количество топлива с отделенным воздухом
поступает обратно в бак.
Остановка двигателя производится при помощи троса, по-
средством которого прекращается подача топлива насосом
высокого давления в цилиндры двигателя. Заполнение системы
топливом перед началом работы двигателя производят ручным
насосом.
§ 96. ТОПЛИВНЫЙ НАСОС ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
Главным агрегатом системы непосредственного впрыска
является топливный насос высокого давления, состоящий из
Фиг. 201. Насосный элемент:
1 — букса-цилиндр; 2 — плун
жер; 3 — втулка управлении;
4 — пру жина5 — толкатель
0 — ролик; 7 — шестерня упра-
вления: 8 — гнездо клзпзнч;
0 — шайба упора
отдельных насосных элементов, разме-
щенных в общем корпусе. Число элемен-
тов равно числу цилиндров двигателя.
Каждый насосный элемент (фиг. 201)
состоит из буксы-цилиндра 1 с движу-
щимся в ней плунжером 2. Плунжер
упирается в толкатель 5 с роликом 6,
на который набегает кулачок, приво-
димый в движение от коленчатого вала
двигателя; при этом плунжер переме-
щается в буксе вниз. Обратное дви-
жение плунжера совершается под дей-
ствием пружины, которая разжимается
при сбеге ролика толкателя с кулачка.
Пружина 4 одним концом упирается в
толкатель, а другой ее конец прикре-
плен к буксе при помощи шайбы 9.
Букса насоса имеет два боковых от-
верстия (фиг. 202, а), по которым то-
пливо поступает во внутреннюю полость
буксы при движении плунжера вверх
(по чертежу). Выталкивание топлива
при движении плунжера вниз происхо-
дит через клапан, помещенный в гнезде.
Гнездо клапана притерто к торцу буксы
для устранения утечки топлива.
Насосный элемент при постоянной
величине хода плунжера осуществляет
подачу топлива в переменном количе-
стве в зависимости от весового заряда
воздуха, поступающего в цилиндры дви-
гателя. Это достигается путем пово-
рота плунжера, на рабочей поверхности
которого имеются косые срезы и вер-
тикальные пазы (фиг. 202, б).
244
Начало подачи топлива насосным элементом совпадает с мо-
ментом закрытия боковых отверстий в буксе кромкой верхнего
косого среза рабочей части плунжера (фиг. 202, в). Подача
топлива прекращается в момент открытия бокового отверстия
• Фиг. 202. Работа насосного элемента:
1 — продольный паз плунжера; 2 — косой срез рабочей поверхности плунжера;
3 — выточка ла плунжере
I
в буксе кромкой нижнего косого среза (ф ir. 202, г). При этом
топливо, находящееся над плунжером, получает возможность
выхода через отверстия буксы наружу, проходя по продоль-
ному пазу и по выточке косого среза. Бтагодзря резкому по-
нижению давления над плунжером в момент открытия боко-
вого отверстия буксы клапан под действием пружины закры-
вается, и, таким образом, подача топлива в магистрать пре-
кращается. Дальнейшее движение плунжера вверх происходит
без поступления топлива в цилиндр двигателя.
Перемещение плунжера в буксе при набегании кулачка на
ролик толкателя совершается с переменной скоростью (фиг.203).
Для лучшего распыливания топлива форсункой при малых
числах оборотов двигателя необходимо, чтобы подача топлива
осуществлялась на максимальной скорости движения плунжера,
т. е. на участке наибольшей скорости подъема ролика толка-
теля по кулачку.
Это достигается благодаря верхнему косому срезу рабочей
части плунжера (фиг. 202, д), который отодвигает момент за-
крытия бокового отверстия в буксе, и подача топлива в ци-
линдр начинается на максимальной скорости плунжера
При совмещении продольных пазов плунжера с отверстиями
буксы подача топлива в цилиндры прекращается. Эго поло-
245
жение плунжера предназначено для прекращения подачи топ-
лива при остановке двигателя.
Фиг. 203. Кривая пути и скорости перемещения плунжера
в зависимости от угла поворота кулачковой шайбы
§ 97. ВОЗДУХООТДЕЛИТЕЛИ
На фиг. 204 представлена схема устройства и работы центро-
бежного воздухоотделителя, устанавливаемого в системе не-
посредственного впрыска двигателя воздушного охлаждения,
через который проходит топливо перед поступлением в кор-
пус насоса.
Фиг. 204. Схема устройства и работы центробежного воздухоотделителя:
1 — отверстия для подвода топлива; 2 — отверстия в трубке воздухоотделителя; 3 — золот-
никовый клапан
246
Воздухоотделитель имеет вид трубки, закрытой с одного
конца. Топливо поступает в эту трубку через прямоугольные
отверстия 1, двигаясь по касательной к внутренней поверх-
ности трубки. Благодаря закручиванию топлива в трубе центро-
бежные силы отбрасывают его к стенкам, а воздух, находя-
щийся в топливе, вследствие меньшего удельного веса распо-
лагается в виде эмульсии в центральной части трубки.
Из центробежного воздухоотделителя очищенное топливо
через отверстия 2 уходит в корпус топливного насоса; пары
топлива, воздух и излишек топлива поступают обратно в бак.
'На двигателях жидкостного охлаждения применяют маятни-
ковые воздухоотделители.
Фиг. 205. Схема работы маятникового воздухоотделителя:
1—маятник; 2 и 5 — каналы; 3 — поплавок; 4 — трубка; 6 — штуцер, 7 уровень топлива
Маятниковый воздухоотделитель (фиг. 205) размещен в ци-
линдрическом корпусе, в котором на оси укреплен маятник /,
изготовленный из чугуна. Ось маятника, снабженная сверле-
ниями-каналами 2 и 5, расположена на двигателе перпенди-
кулярно продольной оси самолета. Сверху маятник имеет
бронзовую трубку 4 с отверстиями. Внутри этой трубки мо-
жет передвигаться другая бронзовая трубка-золотник, укре-
пленная на пробковом поплавке 3.
I Очистка топлива в маятниковом воздухоотделителе про-
исходит следующим образом: топливо, смешанное с воздухом,
поступает через штуцер 6 в корпус воздухоотделителя и за-
полняет его до некоторого уровня 7. При этом воздух, отде-
247
ляясь от топлива, собирается в верхней части корпуса, а топ-
ливо располагается в его нижней части. Такое расположение
топлива и воздуха сохраняется при любом положении самолета.
При работе двигателя количество воздуха, скапливающегося
в верхней части корпуса воздухоотделителя, постоянно увели-
чивается, вследствие чего уровень топлива в корпусе пони-
жается. По мере понижения уровня топлива пробковый по-
плавок вместе с прикрепленной к нему трубкой-золотником
опускается, и, таким образом, золотник открывает отверстия
в верхней части трубки 4. Через эти отверстия находившийся
в корпусе воздух вместе с парами топлива уходит по ка-
налу 2 в бак.
При выходе воздуха из корпуса воздухоотделителя умень-
шается противодавление, которое испытывает топливо, посту-
пающее через штуцер 6. Благодаря этому уровень топлива
в корпусе повышается, поплавок всплывает и закрывает зо-
лотником выход воздуху.
§ 98. МЕХАНИЗМ УПРАВЛЕНИЯ ПЛУНЖЕРАМИ
Изменение режима работы двигателя требует соответствую-
щего изменения подачи топлива. Это достигается путем одно-
временного поворота всех плунжеров при помощи механизма
управления, схема которого представлена на фиг. 206.
На конце плунжера установлена бронзовая зубчатая
втулка 15, имеющая на торце вырезы, в которые входят вы-
ступы хвостовой части плунжера. Такими же втулками снаб-
жены и остальные плунжеры топливного насоса.
Зубчатая втулка 15 находится в зацеплении с шестерней
управления 16, которая приводит во вращение зубчатые втулки
всех остальных плунжеров. Таким образом, поворот зубчатой
втулки 15 вызывает одновременный поворот всех плунжеров.
Втулка 15 связана зубчатой передачей с сектором 13, нахо-
дящимся в зацеплении с сектором 12. Поворот сектора 12
относительно его оси 18 осуществляется при помощи ры-
чага 11, связанного с серьгой 17. Эта серьга закреплена на
конце штока 9 поршня сервопривода. Таким образом, переме-
щение поршня и его штока вызывает повертывание секторов 12
и 13, что в свою очередь приводит к изменению положения
всех плунжеров.
Поршень сервопривода перемещается в ту или другую сто-
рону под действием давления масла, подачей которого упра-
вляет регулятор смеси.
В рядных двигателях топливные элементы насоса НБ распо-
лагаются в один или два ряда и одновременный поворот их
плунжеров достигается прямой зубчатой рейкой 1 (фиг. 207).
Плунжеры насоса приводятся в движение при помощи кулач-
кового валика. Остальные детали агрегата существенно не
отличаются от деталей насоса НВ звездообразного двигателя.
248
Фиг. 207. Разрез насоса
НВ, применяемого на рядных двигателях:
1 — зубчатая рейка
\/)9. РЕГУЛЯТОР СМЕСИ
Регулятор смеси (фиг. 206) состоит из анероидов 1, запол-
ненных сухим азотом под давлением 500 мм рт. ст., и ане-
роида 2, имеющего сообщение с атмосферой. Все анероиды
заключены в теплоизолирующий корпус, в который поступает
воздух из нагнетателя под давленьем рк.
25)
Анероиды своей нижней частью опираются на шток 3,
снабженный пружиной. Шток надавливает на рычаг 4, один ко-
нец которого опирается на кулачок 10, а другой шарнирно
связан с золотником 5 сервопривода.
Сервопривод состоит из цилиндра 7 и поршня 8 со што-
ком 9, который служит тягой управления плунжерами. Масло
подводится в корпус сервопривода по среднему каналу и вы-
ходит из корпуса по двум крайним каналам.
Золотник 5, имеющий три выточки и два пояска, подводит
масло в цилиндр 7. В зависимости от положения золотника
масло поступает в полость цилиндра с правой или левой сто-
роны поршня.
Кулачок 10 служит для установки золотника в нейтральное
положение. На его оси имеется шестерня, находящаяся в за-
цеплении с зубчатой рейкой штока сервопоршня.
Регулятор смеси работает следующим образом.
При увеличении давления рк анероиды сжимаются, вследст-
вие чего шток 3 анероидов под действием пружины приподни-
мается. Это дает возможность прхжине 6 переместить золот-
ник 5 вверх, открывая доступ маслу в полость цилиндра с пра-
вой стороны поршня. Одновременно с этим освобождается вы-
ход маслу из полости, находящейся с левой стороны поршня.
Таким образом, поршень сервопривода при увеличении давле-
ния рк перемещается справа налево. При этом шток поршня
приводит в движение механизм управления плунжерами и
одновременно поворачивает кулачок 10 против часовой стрелки,
вследствие чего левый конец рычага 4 приподнимается, скользя
по кулачку. Рычаг 4, опираясь на шток анероидов, опускает
золотник вниз и устанавливает его в среднее нейтральное по-
ложение.
При таком положении золотника его пояски перекрывают
каналы, по которым масло входит в полость цилиндра и вы-
ходит из нее, вследствие чего перемещение поршня прекра-
щается.
При уменьшении давления /?к анероиды разжимаются, шток
анероидов опускается, и, таким образом, все звенья механизмов
регулятора смеси и управления плунжерами совершают движе-
ние в обратном направлении.
Изменение длины комплекта анероидов происходит не
только под влиянием изменения давления рк, но и при изме-
нении температуры воздуха на всасывании Тк и давления рн на-
ружного воздуха. Действительно, повышение температуры Тк
вызывает увеличение давления сухого азота внутри анероидов,
что приводит к удлинению комплекта. Изменение его длины
происходит также и под влиянием изменения давления ри бла-
годаря тому, что внутренняя полость анероида 2 имеет со-
общение с атмосферой.
251
§ loo. форсунки
На фиг. 208 и 209 изображено два вида форсунки. Форсунка,
показанная на фиг. 208, состоит из корпуса, иглы, клапана
и штуцера для подвода топлива в полость иглы. Спиральный
канал, образованный наружной конической поверхностью иглы
Фиг. 208. Форсунка:
1 — штуцер подвода топлива;
2 — шарик; 3 — шток клапана:
4 — пружина; 5 — стакан кла-
пана: 6 — корпус; 7 — игла;
8 — спиральные каналы; 9 —
уплотнительная шайба
Фиг. 209. Форсунка:
1 — корпус; 2 — затяжная
втулка; 3—контровочная
шайба; 4 — пружинное коль-
цо; 5 — напрасляющая иглы;
6 — игла; 7 — грибок иглы;
8 — сухарики; 9 — обойма;
10 — втулка; 11 — пружина;
12 — срез для прохода то-
плива; 13 — нарезка
и внутренней поверхностью корпуса, способствует лучшему
распиливанию топлива.
Назначение клапана заключается в том, чтобы обеспечить
начало подачи топлива в цилиндре двигателя на малых оборо-
25?
тах при давлении в нагнетающей магистрали 35—45 кг! см2. При
отсутствии клапана подача топлива происходит медленно, вяло.
Форсунка, изображенная на фиг. 209, отличается от преды-
дущей форсунки отсутствием спирального канала. В корпус 1
ввернута затяжная втулка 2. Втулка имеет шлицы для контро-
вочной шайбы 3.
Контровка производится при помощи пружинного кольца 4.
Затяжная втулка своим торцом прижимает к корпусу втулку
иглы. На одном конце игла форсунки 6 имеет конический гри-
бок 7, а на другом кольцевую выточку, в которую входят
сухарики 8, удерживаемые обоймой 9. Сухарики, обойма
и втулка 10 представляют собой замок иглы. Между втулкой
иглы и обоймой помещена пружина 11, прижимающая грибок
иглы к его седлу. Сила затяжки пружины равна также
35—45 кг/см*. Пружина предохраняет от вытекания топлива из
форсунки.
Когда давление поступающего топлива превысит силу затяжки
пружины, игла отходит вниз, открывается кольцевой зазор
между грибком иглы и седлом, и топливо поступает в цилиндр.
В теле иглы выфрезеровано три продольные канавки, по кото-
рым проходит топливо. Благодаря кольцевому каналу и его
сужению к выходному отверстию топливо поступает в цилиндр
струей в виде конуса с углом распыла 45—50°.
§ 101. ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ РАБОТЫ РЕГУЛЯТОРА СМЕСИ
СИСТЕМЫ НЕПОСРЕДСТВЕННОГО ВПРЫСКА
Для обеспечения устойчивой и экономичной работы дви-
гателя на различных режимах необходимо, чтобы в соответ-
ствии с изменением условий работы двигателя сохранялось
заданное соотношение между весовым количеством топлива
и воздуха в рабочей смеси. В карбюраторных двигателях это
достигается при помощи многочисленных вспомогательных
устройств, к которым относится система малого газа, ускори-
тель, экономайзер, высотный корректор и др.
Однако современные карбюраторы, несмотря на большую
сложность их конструкции, не могут обеспечить точного при-
готовления смеси нужного состава при всевозможных измене-
ниях режима и условий работы двигателя. Дело в том, что при
работе карбюраторного двигателя единственным фактором, от
которого зависит количество топлива, подаваемое в единицу
времени из форсунки карбюратора, является разность давлений
между поплавковой камерой и насадком. Что касается количе-
ства воздуха, поступающего в единицу времени в цилиндры дви-
гателя, то оно зависит от температуры и давления на всасывании
и изменяется в широких пределах при изменении этих факторов.
Указанное обстоятельство исключает возможность полностью
автоматизировать работу карбюратора и получить нужный
состав смеси независимо от изменения температуры и давления
воздуха на всасывании.
253
При непосредственном впрыске топлива в цилиндры двига-
теля автоматичность приготовления смеси требуемого состава
достигается значительно проще и точнее, чем в карбюраторном
двигателе. В этом можно убедиться путем следующих рассуж-
дений.
Количество воздуха GB, поступающего в течение одного
часа в цилиндры двигателя, вычисляется по формуле
°в = -т 60 [лг.час], (109)
где Vh — литраж двигателя;
ув — удельный вес воздуха на всасывании;
— коэфициент наполнения цилиндра;
п — число оборотов коленчатого вала двигателя в минуту.
Часовой расход топлива От, необходимый для получения
смеси заданного состава, определяется формулой
[кг,час].
Подставив в эту формулу значение GB из предыдущей фор-
мулы, получим
о-60
О. =---------- [кг, час]. (110)
^4" 60
Обозначим через Сг постоянную величину ——-, входя-
bo
щую в эту формулу, тогда
ап»
Подачу этого количества топлива должен обеспечить топ-
ливный насос. Часовая производительность его определяется
следующей формулой:
4= 2Т’-Лп-Л-'и-«к-1т60-^. (Н2)
где d—диаметр плунжера;
Лп — полезный ход плунжера;
k — число кулачков на шайбе, приводящей в движение
плунжер;
аг — число насосных элементов;
пк — число оборотов кулачковой шайбы в минуту;
7Т — удельный вес топлива;
Чн — коэфициент наполнения насоса.
Обозначая в последней формуле постоянную
—•л-/п.утб0-7]н через С2, получаем
G = C2hn Г—1 .
т 2 п к час J
величину
(113)
254
Из этой формулы видно, что часовая производительность
топливного насоса прямо пропорциональна полезному ходу
плунжеров Лп и числу оборотов кулачковой шайбы.
Приравнивая правые части уравнений (111) и (113), получаем
х-. тв ч®
Q —а п C2hanK,
откуда
С, п твч»
а = -74- • -— • —г-—.
С* пк Лп
Учитывается, что передаточное число -- от коленчатого
вала к кулачковой шайбе, приводящей в движение плунжер,
есть величина постоянная и, обозначая через С постоянную
Ci п
величину находим, что
* = <114)
Удельный вес воздуха ув, входящий в эту формулу, зависит
от температуры Тк и давления рк на всасывании. Что касается
коэфициента наполнения 7]г, то на его величину, кроме Тк и pKt
влияют также температура Тп и давление рн окружающей среды.
Отсюда следует, что для сохранения постоянства состава смеси
всякому изменению Тк, рк и рн должно соответствовать такое
изменение полезного хода плунжеров Лп, чтобы отношение
—— в формуле оставалось постоянным.
Из рассмотрения работы регулятора смеси системы непо-
средственного впрыска устанавливаем, что устройство его обес-
печивает необходимое увеличение или уменьшение полезного
хода плунжеров в соответствии с изменением температуры Тк
и рк на всасывании и температуры Ти и давления р„ атмосфер-
ного воздуха.
Таким образом, регулятор смеси, изменяя подачу топлива,
обеспечивает сохранение нужного состава смеси при всех
режимах и условиях работы двигателя. Такое устройство
позволяет обойтись без системы малого газа, высотного кор-
ректора, ускорителя и других агрегатов.
§ 102. ХАРАКТЕРИСТИКА ТОПЛИВНОГО НАСОСА
Развертка рабочей части элемента топливного насоса, пред-
ставленная на фиг. 210, позволяет установить полезный ход
плунжера, соответствующий тому или иному углу его поворота
относительно боковых отверстий буксы. Кромки косых срезов,
ограничивающих рабочую поверхность плунжера, представляют
255
собой винтовые линии,
поэтому они изображают-
ся на развертке двумя
наклонными прямыми
и а.2Ь2.
На этой фигуре по-
казаны три положения,
занимаемые отверстиями
А и В буксы относи-
тельно плунжера во
время его рабочего хода.
Положение /—/ этих
отверстий соответствует
моменту, когда плунжер
находится в крайнем
нижнем положении.
При движении плун-
жера вверх подача то-
плива начинается в тот
момент, когда косая
кромка Oj—/?! закроет
отверстие А. В этот мо-
мент отверстия А и В
находятся относительно
плунжера в положе-
нии //—//. Конец подачи
топлива наступает в тот
Фиг. 210. Развертка рабочей поверхности
плунжера
момент, когда косая кромка а2Ь2 начинает открывать отвер-
стие В. В этот момент отверстия А и В занимают относи-
тельно плунжера положение III-—///. Отсюда следует, что по-
лезный ход плунжера h равен расстоянию между осями II—II
и III—III.
Из сопоставления разверток рабочей поверхности плунжера
при двух различных углах его поворота относительно отверстий
в буксе (фиг. 210, а и б) видно, что при повороте плунжера
вокруг своей оси изменяется его полезный ход, а следовательно,
и подача топлива насосом.
Объем топлива q, подаваемый элементом топливного насоса
за один ход плунжера, определяется по формуле
Г- Ь 1
^ = ^-Ап=-4'-Лп
(115)
Z7 Тл№
где г = —----плещадь плунжера;
Лп— полезный ход плунжера.
График, выражающий зависимость подачи топлива q от угла
поворота плунжера относительно боковых отверстий буксы,
256
называется характеристикой подачи топлива. На
фиг. 211 представлена характеристика насоса. Из зтой характе-
ристики видно, что
подача топлива из-
меняется в зависи-
мости от угла пово-
рота плунжера ио
закону почти пря-
мой линии.
Пунктирные кри-
вые линии в начале
и в конце прямо-
линейного участка
графика показы-
вают, что в крайних
положениях плун-
жера им°ет место
некоторая утечка
топлива вследствие
211. Характеристика топливного насоса
НБ-ЗУ
близкого р.сноло-
жения продольных
пазов плунжера от
отверстий в буксе.
Приращение полезного хода плунжера ДЛп при повороте
его на один градус вокруг своей оси может быть подсчитано
по формуле
Дл =
п Зо)
[rSJ.
(И6)
где tv — шаг винтовой линии
t., — шаг винтовой линии и,Ь2.
Зная Длп, можно определить приращение подачи топлива
при повороте плунжера на один градус, пользуясь формулой
Д^ = /?-Длп
Г ЛГУ3
L г^ад. J
(И7)
Необходимо отметить, что действительная подача топлива
за один ход плунжера несколько больше теоретической подачи,
определяемой по формуле (117). Это объясняется увеличением
сопротивления выт-канию топлива через боковое отверстие
буксы но мере того, как это отверстие все больше и больше
прикрывается верхней кромкой плунжера Возрастание указан-
ного сопротивления приводит к тому, что запорный клапан,
через который топливо поступает из буксы в форсунку, откры-
вается раньше, чем произойдет полное перекрытие бокового
отверстия.
Увеличение продолжительности подачи топлива имеет место
и в конце рабочего ход i плунжера, когда его нижняя кромка
начинает открывать боковое отверстие буксы. Вследствие боль-
17—472 257
шого сопротивления вытеканию топлива через это отверстие
в самом начале его открытия отсечка подачи топлива запорным
клапаном несколько запаздывает.
Отношение действительного количества топлива, подаваемого
за один ход плунжера, к теоретическому количеству, определя-
емому по формуле (115), называется коэфициентом по-
дачи насоса и обозначается т)я.
Фиг. 212. Крайнее ниж-
нее положение плунжера
в буксе
Пример. Определить приращение подачи то-
плива при повороте плунжера на один градус и
максимальную подачу топлива насосом, если из-
вестны: диаметр плунжера d = 10,2 мм; шаг вин-
товой линии верхнего косого среза плунжера
t, = 11 мм; шаг винтовой линии нижнего косого
среза плунжера Г2 = 18 мм; полный ход плунжера
h = 12 мм.
Расстояние от торца плунжера до верхнего края
бокового отверстия буксы в крайнем нижнем
женнч плунжера равно 2 мм (фиг. 212).
Находим площадь плунжера:
_ таР 3,14-10,22 .
F = —— = -——:— = 81,67 мм2.
4 4
поло-
Определяем приращение полезного хода плун
жера при повороте его на один градус:
дл = Чйг = -nj()18- = °-0805 мм-
ЗЬО 360
Наконец, находим теоретическое приращение подачи топлива при пово-
роте плунжера на один градус:
Д? = F-khn = 81,67-0,0805 = 6,57 мм3.
Действительное приращение подачи топлива несколько больше найденной
величины и составляет от 7 до 8 мм3.
Учитывая, что при крайнем нижнем положении плунжера расстояние от
его торца до верхнего крат буксы равно 12 мм, находим, что максимальный
полезный ход плунжера на 2 мм меньше его полного хода Л = 12 мм. Отсюда
следует, что максимальный полезный ход равен 10 мм, а максимальная подача
топлива составляет
?1пах = 81,67-10 = 816,7 мм3.
Если
860 мм3,
равен
принять, что действительная максимальная подача топлива достигает
то оказывается, что при этом условии коэфициент подачи топлива
860 -шчч
’’и - 816,7 ~ 1,053‘
§ 103. РЕГУЛИРОВКА СИСТЕМЫ НЕПОСРЕДСТВЕННОГО ВПРЫСКА
Регулирование системы непосредственного впрыска позволяет
получить нужный состав смеси на всех режимах и при всевоз-
можных условиях работы двигателя, поэтому регулировка
имеет большое значение для обеспечения нормальной работы
мотора.
258
Для лучшего уяснения сущности рассматриваемого вопроса
обратимся к графику, представленному на фиг. 213. Кривая /
этого графика определяет зависимость количества топлива д,
подаваемого за один ход плунжера, от величины давления рк
при правильной регулировке системы непосредственного впрыска,
т. е. при условии получения смеси требуемого состава на всех
режимах работы двигателя.
--------------------------------------------------Рн
Фиг. 213. Кривые изменения подачи топлива за один
ход плунжера в зависимости от давления
На том же графике кривые //, 111 и IV изображают измене-
ния д по рк в различных случаях несоответствия состава смеси,
поступающей в цилиндры двигателя, требуемому составу. Для
регулировки состава смеси служат две регулировочные точки:
регулировочный винт 19 (фиг. 206) и втулка 21. Если подача
топлива превышает необходимую на всех режимах (кривая 11),
то в этом случае следует пользоваться регулировочным винтом
и уменьшать им подачу до тех пор, пока не будет достигнуто
необходимое обеднение смеси. При такой регулировке кри-
вая // перемещается вниз параллельно самой себе до совпаде-
ния с кривой /.
При недостаточной подаче топлива на всех режимах (кри-
вая III) регулировка производится также при помощи регули-
ровочного винта, как и в предыдущем случае. При этом смесь
обогащается на всех режимах работы двигателя, в результате
чего кривая III приводится до совпадения с кривой /. Кривая IV
соответствует случаю, когда количество топлива, подаваемого
насосом, при работе на малом газе слишком велико, а при
работе на средних и больших оборотах — недостаточно. В этом
случае необходимое обеднение смеси на малом газе достигается
17*
259
при помощи регулировочного винта, после чего вращением
втулки анероидов устанавливается нужная подача топлива на
средних оборотах и номинальных режимах.
Регулировочным винтом 19 (фчг. 206) можно изменять длину
штока сервопоршня При повороте втулки 2/, навинченн ж на
хвостовик анероида 2 по часовой стрелке ити против нее,
комплект анероидов перемещается соответственно вверх или
вниз.
Изменение длины штока сервопоршня при повороте регули-
ровочного винта 19 осуществляется следующим образом.
Шток 9 соединен с серьгой 17 тендерной муфтой 20, имею-
щей с одной столоны правую, а с другой стороны левую
нарезку. Му ф а 20 представляет собой винтовую ш стерню,
зубцы которой находятся в зацеплении с нарезкой регулиро-
вочного винта 19 Таким образом поворот винта 19 вызывает
поворот соединительной муфты 20, в результате чего происходит
изменение длины штока поршня.
При изменении длины штока при помощи винта 19 поршень
сервопривода не сдвигается, так как перемещению его при
нейтральном положении золотника препятствует масло, заклю-
ченное в цилиндре. Следовательно, при изменении длины штока
перемещается серьга 17 соответственно вправо или влево. При
этом серьга приводит в движение механизм управления плун-
жерами, в результате чего все плунжеры поворачиваются на
один и тот же угол.
Регулировка состава смеси при помощи анероидной втулки 21
осуществ 'яется путем перемещения анероидов вверх или вниз.
При этом конец штока, выступающий из корпуса анероидов,
соответственно укорачивается или удлиняется. Перемкщение
анероидов вверх приводит к увеличению подачи топлива топ-
ливным насосом, следовательно, таксе перемещение равносильно
повышению давления рк. При перемещении комплекта ан фондов
вниз подача топлива уменьшается, как и в случае уменьшения рк.
Необходимо иметь в виду, что при регулировке системы
непосредственного впрыска при помощи винта 19 получается
примерно относительно одинаовое изменение подачи топлива
на всех режимах работы двигателя, начиная от режима малого
газа и кончая режимом но.минальний мощи »сти. Что же касается
регулировки при помощи втулки анероидов 21, то такая регу-
лировка оказывает неодинаковое влияние при различных
режимах работы двигателя: на режиме малого газа получается
лишь незначительное изменение i одачи топлива, а на номиналь-
ном режиме эю изменение оказывается весьма значительным.
Из сказанного следует, что в тех случаях, когда требуется
увеличить или уменьшить подачу топлива в оди а опой мере
на всем диапазоне изменения режима работы двинпеля, регули-
ровку состава смеси нужно ш оизводить прт помощи одного
лишь регулировочного винга 19.
260
Если же при работе двигателя оказывается, что на малом
газе смесь получается нужного состава, а на режимах, близких
к номинальному, требуется обеднить или обогатить смесь, то
регулировку следует производить при помощи втулки анерои-
дов 2/, не изменяя положения регулировочного винта 19.
Наконец, в общем случае, когда встречается необходимость
на одних режимах обогатить смесь, а на других режимах
обеднить ее, регулировка производится сначала регулировочным
винтом, а затем втулкой анероидов.
' ---------Ji *
§ 104. ОСОБЕННОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ НЕПОСРЕДСТВЕННОГО ВПРЫСКА
Непосредственный впрыск топлива в цилиндры двигателя
дает некоторые преимущества по сравнению с питанием его
карбюрированной смесью. Эти преимущества заклцтчакмся
главным образом в повышении мощности двигателя и улучше-
нии его экономичности. Кроме того, применение непосредствен-
ного впрыска увеличивает надежность работы двигателя
и упрощает его эксплоатацию.
Повышение мощности двигателя при непосредственном
впрыске достигается увеличением весового заряда смеси. Воз-
можность повыш ния наполнения цилиндров обусловлена:
а) отсутствием насадка, распыли тел,i и других элементов
карбюратора, вследствие чего уменьшаются гидравлические
сопротивления на всасывании;
б) перекрытием клапанов, которое может быть доведено до
80—100°, благодаря чему достигается продувка камеры сгора-
ния чистым воздухом;
в) отсутствием необходимости в предварительном подогреве,
к которому приходится прибегать в случае применения карбю-
раторов, устанавливаемых тред нагнетателем;
г) возможностью осуществить охлаждение воздуха после
нагнетателя без ущерба для полного испарения топлива;
д) охлаждением рабочей смеси вследствие испарения топлива,
впрыскиваемого в цилиндры в такте впуска.
Кроме указанных факторов, обусловливающих увеличение
коэфициента наполнения цилиндров, некоторое влияние на при-
рост мощности двигателя оказывает и то обстоятельство, что
при непосредственном впрыске топлива можно получить почти
однородный состав смеси во всех цилиндрах. Это дает возмож-
ность получить более одинаковую работу по цилиндрам за
счет преобразования тепловой энергии и подобрать такой угол
опережения зажигания, который оказывается наивыгоднейшим
одновременно для всех цилиндров.
Что же касается карбюраторных двигателей, в цилиндры
которых подается смесь неравномерного состава, то у этих
двигателей угол опережения зажигания приходится подбирать
по среднему составу смеси, что приводит к некоторому сниже-
нию мощности.
261
Использование всех вышеуказанных особенностей системы
непосредственного впрыска дает возможность повысить мощ-
ность двигателя примерно на 15°/о- Однако в современных
двигателях с непосредственным впрыском эти возможности
полностью еще не использованы. Так, например, мощность дви-
гателя АШ-82 превышает лишь на 4,5% мощность двигателя
АШ 82, снабженного карбюратором.
Выше было указано, что при наличии системы непосредствен-
ного впрыска достигается равномерное распределение топлива
по цилиндрам. Это обстоятельство не только повышает мощность
двигателя, но и значительно улучшает его экономичность.
В какбй мере колеблется состав смеси в отдельных цилин-
драх карбюраторного двигателя, видно из табл. 18, составлен-
ной по результатам испытаний двигателя АШ-82 на номиналь-
ной мощности при работе на первой скорости нагнетателя.
Таблица 18
№ цилиндров двигателя . 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 И 12 13 14
Коэфициент избытка воз- духа .... 0,67 0,60 0,60 0,60 0,63 0,65 0,65 0,67 0,65 ,0,67 0,72 0,70 0,70 0,68
Данные, приведенные в этой таблице, показывают, что у дви-
гателя АШ-82 состав смеси по отдельным цилиндрам колеблется
в пределах от а = 0,60 до а = 0,72 при среднем значении а = 0 66.
У двигателя АШ-82 при работе на том же режиме козфи-
циент избытка воздуха по отдельным цилиндрам благодаря
точной дозировке подачи топлива колеблется в значительно
более узких пределах: от а = 0,68 до а = 0,72 при среднем зна-
чении я = 0,70.
Сравнивая между собой среднее значение я в том и другом
случаях, мы приходим к выводу, что двигатель с непосред-
ственным впрыском работает на менее богатой смеси, чем тот
же двигатель, снабженный карбюратором, и расход топлива
у него на 5% меньше, чем у карбюраторного двигателя.
Кроме того, при системе непосредственного впрыска увели-
чивается надежность работы топливной системы при фигурных
полетах; упрощается управление двигателем в полете благодаря
отсутствию высотного корректора; улучшается приемистость
двигателя; достигается точная регулировка состава смеси; возмо-
жен запуск мотора без подогрева его при низких температурах.
Следует также отметить, что система непосредственного
впрыска сложна, дорога в изготовлении и крайне требовательна
к чистоте топлива в отношении механических примесей.
ГЛАВА VII
СИСТЕМА ПИТАНИЯ ТОПЛИВОМ ТУРБОКОМПРЕССОРНЫХ
ВОЗДУШНО-РЕАКТИВНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
§ 105. УСЛОВИЯ РАБОТЫ СИСТЕМЫ ПИТАНИЯ
Система питания должна обеспечивать необходимую подачу
топлива при весьма разнообр 13ных условиях работы двигателя.
Подаваемое в камеру сгорания топливо должно быть в хорошо
распыленном виде, чтобы обеспечить полное и быстрое его
сгорание.
Подачу топлива обычно осуществляют через форсунки, число
которых может быть от 6 до 20.
I На рабочих режимах обычно создают давление топлива
около 50— 60 кг/см2, обеспечивая этим надежность подачи топлива,
хороший распыл и нормальную работу регулятора давления.
На малых оборотах двигателя, когда количество подаваемого
топлива незначительно, давление в магистрали понижается
и может стать настолько малым, что будет недостаточным для
хорошего распыла топлива.
Поэтому у некоторых двигателей в форсунке на выходном
отверстии устанавливают пружинный автоматический клапан.
Клапан открывается при достижении в магистрали рабочего
давления. Как только часть топлива вытечет из форсунки,
клапан закрывается благодаря падению давления в ней. При
закрытии клапана давление возрастает, и клапан, открываясь
вновь, пропускает часть топлива. Происходит пульсирующая
подача топлива, которая регулируется изменением соотношения
между временем открытого состояния клапана и временем
закрытого состояния его.
Работу двигателя можно разделить на следующие режимы:
запуск, холостой ход, рабочие режимы. Запуск двигателя осу-
ществляется при помощи вспомогательного мотора, обычно
мотоциклетного типа, двухтактного, мощностью 5—20 л. с.
Холостой ход двигателя происходит при питании двигателя
бензином, и только после установившейся работы двигателя
и достижения необходимых оборотов переходят на рабочие
режимы и на основное топливо — керосин.
Питание пускового мотора и его заливку бензином произ-
водят из отдельного бака самотеком, ставя на пути фильтр
и краны управления из кабины летчика.
263
§ 106. СХЕМА ПИТАНИЯ ТОПЛИВОМ
На фиг. 214 дана схема питания двигателя топливом с си-
стемой пусковых форсунок. На двигателе установлено 16 рабо-
чих форсунок и 6 пусковых. Система предусматривает раздель-
ное питание рабочих и пусксых ферсунок или общее пита-
ние их.
♦иг. 214. Схема питания топливом турбокомпрессорного
воздушно-реактивного двигателя с пусковыми форсунками:
1 — бак для основного топлиса; 2 — фильтр: 3 — подкачивающий электронасос;
4—трехходовой кран; Б — фильтр низкого давления: С — главный топливный
иасос; 7 — фильтр высокого давления; 8 —регулятор оборотов; S — манометр;
J0—бак для пусковою топлива; И—фильтр 12—электронасос пускового
топлива; 13 — электромагнитный кран; 14 — пусковая форсунка; 15 — рабочие
форсунки
Из бака топливо под давлением 0,7—0,8 кг/см2, создаваемым
циркуляционным электронасосом 3, подводится к распредели-
тельному щитку двигателя. Электронасос устанавливается в топ-
ливном баке и называется вспомогательным (или бустер-
ным). Вспомогательный насос обеспечивает надежный приток
топлива к основному шестеренчатому насосу 6, который отли-
чается плохим подсосом топлива, особенно на высоте. Электро-
насос 12 может питать бензином пусковую систему, а также
16 рабочих форсунок. На холостом ходе при низких
температурах давление, развиваемое этим насосом, равно
2—2,5 KijCM2.
264
Топливо, подаваемое одним из вспомогательных накосов, по-
ступает к основному насосу 6, который питает рабочую си-
стему и развивает давление до 60 кг, см?.
Фиг. 215. Схема питания топливом турбокомпрессорного
воздушно-реактивного двигателя без пусковых форсунок:
1 — бак для основного топлива; 2 — фильтр; 3 — топливный насос;
4 — регулятор оборотов; Б — поплавок клапана; 6 — форсунки; 7 — на-
сос пускового топлива; 8 — бак для пускового топлива
Схема, приведенная на фиг. 215, не имеет пусковых форсу-
нок. В турбокомпрессорных воздушно-реактивных двигателях
число оборотов изменяют количеством подаваемого топлива,
что достигается регулятором 8 (фиг. 214) и регулятором 4
(фиг. 215).
РАЗДЕЛ ПЯТЫЙ
ЗАЖИГАНИЕ СМЕСИ В ЦИЛИНДРАХ
АВИАЦИОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
ГЛАВА I
ОСНОВНЫЕ СВЕДЕНИЯ ПО ТЕОРИИ МАГНЕТО
Воспламенение топливо-воздушной смеси в цилиндрах авиа*
ционного двигателя производится при помощи электрической
искры, образующейся между электродами особого разрядника,
называемого свечой. Для образования искры между электро-
дами свечи требуется создать значительную разность потенци-
алов— напряжение, достигающее 10000—15000 в, что обусло-
вливает необходимость установки на авиационном моторе
источника электрического тока высокого напряжения.
Таким источником является электрическая машина особой
конструкции, называемая магнето. Магнето, свечи, провод-
ники, подводящие электрический ток от магнето к свечам,
переключатель для выключения магнето и другие детали
образуют с и сте м у зажигания двигателя.
Бесперебойная работа системы зажигания обеспечивает на-
дежную работу авиационного двигателя, снятие полной мощ-
ности, экономичность, высотность и равномерность хода дви-
гателя. Отказ зажигания хотя бы в одном цилиндре снижает
мощность мотора, нарушает равномерность его хода и может
явиться причиной прекращения полета. Поэтому для надежности
работы на авиационном моторе устанавливаются по два магнето,
а в каждом цилиндре по две свечи. Оба магнето работают не-
зависимо одно от другого и обслуживают свечи, установленные
во всех цилиндрах мотора. Таким образом, в случае отказа
в работе одного магнето второе магнето обеспечивает нор-
мальную работу двигателя, при этом мощность последнего
уменьшается незначительно.
В эксплоатации мотора системе зажигания уделяется много
внимания, поэтому авиационным техникам необходимо иметь
твердые знания по теории, конструкции и работе всех агре-
гатов и элементов системы зажигания.
§ 107. УСЛОВИЯ ОБРАЗОВАНИЯ ИСКРЫ
Электрическая искра представляет собой движение электри-
ческих зарядов через воздух или другой газ. В обычных усло-
виях воздух не проводит электричества, так как его молекулы
266
содержат в себе равное число положительных и отрицательных
зарядов и поэтому электрически нейтральны. Под действием
электрического поля отдельные электроны отрываются от своих
молекул и при своем движении попадают в орбиты нейтральных
молекул, превращая их в заряженные частицы, называемые
отрицательными ионами. В то же время молекулы, от
которых электроны оторвались, становятся положительными
ионами. Процесс образования ионов, т. е. превращение ней-
тральных молекул воздуха в электрически заряженные, назы-
вается ионизацией.
Находясь в электрическом поле, ион испытывает действие
электрической силы, которая сообщает ему столь большую
скорость, что он в состоянии выбить электрон от ближайшей
молекулы, с которой он сталкивается. Когда это произойдет, ион
образует два новых иона, которые, двигаясь в противополож-
ные стороны под действием электрического поля, вскоре соз-
дадут четыре новых иона, а эти в свою очередь — восемь и т. д.
Большие скорости ионов и огромное количество газовых мо-
лекул приводят к тому, что в течение короткого промежутка
времени, исчисляемого миллионными долями секунды, обра-
зуется очень большое количество ионов, в результате чего
воздух становится проводником электричества и нейтрализует
те заряды, которые создали электрическое поле.
Описанный выше процесс наблюдается внешне в виде элек-
трической искры. При этом в том же месте, где образуется
искра, энергия электрического поля превращается в тепло, звук
и свет.
Образование искры возможно лишь в том случае, когда
разность потенциалов между электродами свечи достаточно
велика, чтобы сообщить электронам энергию, необходимую
для расщепления нейтральных атомов. Минимальное напряже-
ние, необходимое для образования искры между электродами
свечи в цилиндре, называется пробивным напряжением.
§ 108. ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ НА ПРОБИВНОЕ НАПРЯЖЕНИЕ
Величина пробивного напряжения определяется по формуле
® = А8р [а], (118)
где v — пробивное напряжение;
k — коэфициент пропорциональности (постоянная величина
для конкретных условий);
8 — расстояние между электродами свечи;
Р — плотность газовой среды.
Как видно из формулы (118), при одной и той же плотности
пробивное напряжение пропорционально расстоянию между
электродами свечи. Эта зависимость показана графически на
фиг. 216.
267
Плотность газов, как известно, зависит от их давления
и температуры, поэтому формула (118) может быть выражена
так:
= (П9)
где — кпэ{)иг.иент пропор-
циона тьности;
р — давление газа инг^м2-,
Т — абсолютная те миера-
тура газов.
Фиг. 217. Зависимость пробивного
напряжения от давления возауха при
постоянной температуре
Фиг. 216. Зависимость максимальной
величины потребного пробивного на-
пряжения от зазора между электро-
дами свечи при номинальном режиме
работы
График зависимости пробивного напряжения от давления
воздуха, окружающего электроды, при неизменной температуре
воздуха показан на фиг. 217.
Из э^ого же графика видно, что’при одинаковом давлении
пробивное напряжение меньше при более высоких температу-
рах электродоз свечи и, следовательно, при более высокой
температуре газа в искровом промежутке.
Значение пробивного напряжения при различном давлении
и температуре газа можно определить по следующей эмпири-
ческой формуле:
v = 1,1 + 464 ~рг [кв]. (120) '
В этой формуле значение зазора S между электродами при-
нято постоянным и равным 0,5 мм.
Кроме перечисленных факторов, пробивное напряжение за-
висит от состава смеси, угла опережения зажигания, наддува
268
и числа оборотов коленчатого вала. Наименьшее пробивное
напряжение с «ответствует коэфициенгу избытка воздуха
а =0,75-НО85 (фиг. 218). При других значениях а пробивное
напряжение увеличивается.
Чем мг ныне j гол
опережения зажига-
ния, тем ближе к ВМТ,
а следовательно, п| и
ббльшем давлении га-
зов происходит искро-
образование. Послед-
нее обусловливает по-
вышение пробивного
напряжения (фиг. 219),
и, наоборот, при уве-
ли гении угла опер» же-
нил заж« гания пробив-
ное напряжение умень-
шается.
Повышение над-
дува вьиывает увели-
чение давления и тем-
пературы газов в конце
такта сжатия Как уже
указывал сь, при по-
вышении давлен 'я про-
бивное напряжение
увеличивается, а при
возрастании темпера-
туры уменьшается.
Однако влияние пер-
вого фактора значи-
тельно больше вто-
рого, в результате
чего с повышен ем
наддува пробивное на-
пряжение обы >но воз-
растает (фиг. 22и).
В авиационных дви-
га гелях давление и
темпер;тура газов в
момент воспламенения,
так же как и состав
смеси, неодинаковы
при различных режи-
мах работы и у раз-
личных типов двига-
телей. Из этого сле-
дует, что и величина
Фиг. 218. Зависимость пробивного напряжения
от коэфициента избытка воздуха
1)в
Фиг. 219. Зависимость пробивного напряжения
от угла опережения зажигания
269
пробивного напряжения имеет неодинаковые значения на раз-
личных режимах работы двигателя. Самое низкое напряжение
4000—5000 в требуется, когда мотор горячий и работает на
малых оборотах. Наибольшее напряжение 10 000—15000 в не-
обходимо при работе мотора на полностью открытом дросселе
Фиг. 220. Зависимость пробивного напряжения от наддува
и бедной смеси. Весьма велико также требуемое напряжение
для запуска мотора, особенно при низких температурах. В этих
случаях пробивное напряжение достигает 8000—ЮОоО в. При
нормальной работе двигателя значение пробивного напряжения
колеблется в пределах 5000—8000 в.
§ 109. ПРИНЦИП РАБОТЫ И ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИИ МАГНЕТО
Существующие типы магнето, применяемые для авиацион-
ных двигателей, различаясь по своей конструкции, почти
не различаются по принципу работы и способу осуществле-
ния рабочего процесса. Работа магнето (как и всякой электри-
ческой машины) основана на законе Фарадея, заключаю-
щемся в том, что при пересечении магнитных силовых линий
проводником в нем индуктируется электродвижущая сила (со-
кращенно ЭДС). Таким образом, для получения ЭДС необходимо
взаимное пересечение проводника с магнитными силовыми
линиями, причем безразлично, достигнуто ли пересечение дви-
жением проводника при неподвижном магнитном поле или,
наоборот, движением магнитного поля относительно неподвиж-
ного проводника.
В зависимости от способа осуществления взаимного пере-
сечения проводников и магнитных силовых линий существующие
типы магнето делятся на три группы:
xj 1. Магнето с вращающимися проводниками (обмотками) при
неподвижном магните.
270
2. Магнето с вращающимися магнитами при неподвижных
обмотках.
3. Магнето, в которых неподвижны как магнит, так и об-
мотки, а пересечение осуществляется вращением вспомогатель-
ных элементов, называемых коммутаторами.
Независимо от способа взаимопересечений магнето любой
конструкции имеет две системы:
1. Магнитную, являющуюся источником магнитных силовых
линий, количество и направление которых периодически изме-
няется.
2. Электрическую, являющуюся источником тока высокого
напряжения, распределяемого по свечам соответственно порядку
работы цилиндров.
Наибольшее распространение получили магнето с вращаю-
щимися постоянными магнитами, как наиболее надежные и
конструктивно более совершенные.
Ознакомимся с принципом работы такого магнето по схеме,
представленной на фиг. 221. Магнитная система магнето состоит:
из кольцевого магнита /, к которому прикреплены два П-образ-
ных полюсных наконечника 2, стоек 3 и сердечника 4. Электри-
ческая система состоит из цепи низкого напряжения и цепи
20
Фиг. 221. Принципиальная схема магнето:
1__магнит: 2 —полюсный наконечник; 3 — стойка: 4— сердечник трансформатора; 5 — пер-
Глчная обмотка: 6 — конденсатор: 7 — прерыватель: 8 — кулачковая шайба; 9 — вторичная
обмотка; 10 — бегунок; 11 — распределитель тока; 12 —свеча; 13 —пальцы; 14 — центробежные
грузы; 1Б —диск (основание автомата); 16 — шестерня ротора; 17 — текстолитовая шестерня;
18 — валик текстолитовой шестерни; 19 — рабочий электрод бегунка; 20 — рабочий электрод рас-
пределителя; 21 — переключатель
271
высокого напряжения. К первой относятся: первичная обмотка 5,
конденсатор 6 и прерыватель 7, периодически прерывающий
первичную пепь при помощи кулачковой шайбы 8. К цепи
высокого напряжения относятся: вторичная обмотка 9, бегу-
нок 10, распределитель тока 11 и свечи 12. Кольцев» й магнит
при помощи пальцев 13 на полюсном наконечнике и центро-
бежных грузов 14 соединен с диском 15, а вал последнего —
с приводом от коленчатого вала. Таким обргзом, при вращении
коленчатого вала вращается магнит с полюсными наконечниками,
а при помощи шестерен 16 и 17 вращается также и валик 18,
на котором закреплены кулачковая шайба и бегунок.
При вращении магнита его магнитный поток, проходящий
через сердечник, пересекает витки первичной и вторичной об-
моток, индуктируя в них ЭЛ.С. Олноврем нно вращаются кулач-
ковая шайба и бегунок. Соотношение числа зубьев шестерен
16 и 17 подобрано так, что в момент, когда нужно воспламенить
смесь в том или ином цилиндре, кулачковая шайба размыкает
контакты плрвичной цепи, а бегунок своим электродом 19
устанавливается против соответствуй щего электрода 20 на рас-
пределителе. При таком расположении деталей магнето ток
высокого напряжения, индуктированный во вторичной обмотке,
подводится к электроду бегунка, от него к электроду распре-
делителя и далее по проводнику — к изолиров.иному электроду
свечи, где и происходит электрический разряд на м; ссу менора.
Благодаря такому устройству магнето не только вырабатывает
ток высокого напряжения, но и распределяет его по цилиндрам
соответственно принятому для двигателя порядку работы.
При помощи переключат»ля 21 первичною цепь магнето нако-
ротко замыкают на массу мотора. При этом напряжение вто-
ричной цепи оказывается меньше пробивного напряжения,
искрообразование в цилиндре прекращается, и двигатель оста-
навливается.
§ ПО. РАБОТА МАГНИТНОЙ СИСТЕМЫ
Магнитная система любого магнето состоит из следующих
частей:
1) постоянного магнита, являющегося источником магнитных
силовых линий;
2) сердечника для помещения на нем двух обмоток, выпол-
няющих роль повышающею трансформатора; сердечник вместе
с обмотками называется якорем;
3) стоек или других элементов, способствующих магнитным
силовым линиям при одних положениях магнита замкнуться
через сердечник якоря, а при других положениях—вне его.
Постоянный магнит является основным элементом магнитной
системы. Его магнитные свойства характерна ются остаточной
магнитной индукцией В и задерживающей (или коэрцитивной)
272
силой Н. Произведение этих величин, т. е. ВН, определяет
запас магнитной энергии, которым обладает 1 см3 вещества по-
стоянного магнита. Именно эти свойства определяют электри-
ческие, габаритные и весовые качества магнитов. Действительно,
чем больше значение остаточной магнитной индукции, тем
меньший по габариту и весу магнит потребуется для получения
необходимого магнитного потока. Коэрцитивная же сила ха-
рактеризует способность магнита сохранять свои магнитные
свойства, т. е. его постоянство. Это весьма важное качество
для постоянного магнита магнето, подверженного размагни-
чивающим действиям тока первичной цепи, вибрациям и со-
трясениям.
Магнитные свойства наиболее употребительных материалов
постоянных магнитов приведены в табл. 19.
Таблица 19
Марка стали или сплава Коэрцитивная сила Магнитная индукция Магнитная энергия
Н, эрстед В, гаусс ВН , Д
Хромистая сталь . . . 53—65 9 500—11000 7 700
Кобальтовая сталь . . . 200-250 8000— 9000 28500
Алюминиево-никелевые сплавы ....... 450—550 6 000— 7 500 50000
Железо-никел ь-а л юми- яиевые сплавы . . . 450—650 7500— 9 800 85 000
Для изготовле-
ния магнитов совре-
менных магнето при-
меняются железо-
никельалюминиевые
сплавы, обладаю-
щие исключи! ельно
высокими магнит-
ными свойствами.
По своей форме
постоянные магниты
бывают подковооб-
разные, колоколооб-
разные, кольцевые и
др. (фиг. 222).
Через сердечник,
стойки и другие
элементы магнитной
в
Фиг. 222. Формы п*-
стоянных магнитов маг-
нето:
а— подковообразный; б — коло-
колообразный; в — кольцевой
18-472
273
системы проходит магнитный поток, переменный по величине
и направлению, вследствие чего в них образуются токи Фуко.
Для уменьшения вредного действия этих токов (нагрев) детали
магнитной системы набираются из отдельных тонких пластин,
изолированных одна от другой лаком или окалиной. Для умень-
шения потерь на перемагничивание пластины изготовляются из
мягкой дингмной стали, обладающей хорошей магнитной про-
ницаемостью и малой коэрцитивной силой.
Рассмотрим, как осуществляется пересечение проводников
обмоюк магнето при различных конструкциях магнитной си-
стемы.
Изменение магнитного потока в сердечнике якоря
у магнето с неподвижным магнитом
и вращающейся обмоткой
Подковообразный магнит заканчивается у полюсов специ-
альными накладками, называемыми полюсными башма-
ками, обеспечивающими больший охват вращающегося якоря
(фиг. 223). Между сегментами якоря и полюсными башмаками
имеется зазор 0,05—0,С8 мм,
предохраняющий от трения
и заедания при вращении
якоря.
При положении I со-
противление магнитной це-
пи /?м наименьшее и состоит
из сопротивления воздуш-
ных зазоров /?в и сопроти-
•У вления материала магнита
и сердечника/?ж. Учитывая,
что сопротивление первых
несравненно больше вто-
рых, можно считать, что
сопротивление магнитной
цепи зависит только от со-
противления воздушных за-
зоров, т. е.
/?н = ^в-
Это сопротивление за-
висит не только от вели-
чины зазора, но и от по-
верхности якоря S, распо-
ложенной против полюсных
башмаков при рассматри-
Фиг. 223. Схема магнитной системы с
неподвижным магнитом н вращающимся
якорем
ваемом пол< жении якоря.
Чем больше эта поверх-
ность и чем меньше зазор К,
274
тем меньше магнитное сопротивление. В дальнейшем вместо
магнитного сопротивления /?м будем пользоваться величиной Хн>
обратной ей, т. е. магнитной проводимостью, которая пропор-
циональна поверхности 5, магнитной проницаемости материала р.
и обратно пропорциональна величине зазора 8:
Полный магнитный поток постоянного магнита <]> будем
рассматривать как состоящий из двух частей:
а) магнитного потока, проходящего по сердечнику; назовем
его активным магнитным потоком фа;
б) магнитного потока, состоящего из силовых линий, замы-
кающихся через полюсы магнита Л/ и S вне сердечника; этот
поток назовем потоком рассеивания фрасс. Таким образом,
Фм = Фа + Фрасс. (122)
Чем больше магнитная проводимость системы, тем больше
величина активного потока. Действительно, магнитный поток
на каком-либо участке магнитной цепи может быть определен
по формуле, известной из курса электротехники:
где F—магнитодвижущая сила;
R—магнитное сопротивление.
Аналогично и активный магнитный поток в магнето можно
определить по формуле
Фа = [максвелл]. (123)
При положении якоря I, представленном на фиг. 223, фа
имеет наибольшее значение, а фрасс— наименьшее (для совре-
менных магнето ——— = 1,15—2). Магнитные силовые линии
Фрасс
в сердечнике проходят по направлению п — т, намагничивая
сердечник таким образом, что у сегмента т образуется север-
ный полюс, а у сегмента п — южный.
При отклонении якоря от рассматриваемого положения его
сегменты выходят из-под башмаков, в результате чего умень-
шаются проводимость цепи и величина активного потока. В по-
ложении якоря IIфа равен нулю, а фрасс приобретает наибочыпее
значение. Такое положение якоря называют нейтральным.
При дальнейшем вращении якоря его сегменты снова входят
под башмаки полюсов, и по сердечнику проходят магнитные
18»
275
силовые линии, но уже в направлении т — п. Поэтому вначале
происходит размагничивание сердечника, заканчивающееся при
отклонении якоря на 2—3° от нейтрального положения, после
чего сердечник снова намагничивается, но уже в обратном на-
правлении. Дальнейшее вращение якоря приводит к последую-
щим аналогичным изменениям магнитного потока в сердечнике.
Изменение вели-
4>иг. 224. Изменение магнитного потока Фя
за один оборот якоря
чины активного по-
тока за полный обо-
рот якоря показано
графически на фиг. 224.
По горизонтальной
оси откладываем в не-
котором масштабе
углы поворота якоря,
а по вертикальной —
значения активного по-
тока, соответствую-
щие тому или иному
положению якоря.
Магнитный поток
одного направления,
например п—т, услов-
но считаем положи-
тельным и его значе-
ния откладываем над
осью абсцисс, а маг-
нитный поток другого
направления считаем
отрицательным и его значения откладываем ниже оси абсцисс.
За исходное принято такое положение, когда сегмент п нахо-
дится под северным полюсом.
Как видно из графика, магнитный поток, проходящий по
сердечнику якоря, изменяется как по величине, так и по на-
правлению.
Изменение магнитного потока в сердечнике
при неподвижном якоре и вращающемся магните
На фиг. 225 показана магнитная система четырехполюсного
вращающегося магнита (ротора); соседние полюсы ротора раз-
ноименны, противоположные — одноименны.
При положении ротора / полюсы N и S находятся под баш-
маками стоек. В данном случае магнитная проводимость и ак-
тивный магнитный поток имеют наибольшее значение. Напра-
вление магнитных силовых линий в сердечнике совпадает
•с направлением движения часовой стрелки. Такое направление
силовых линий будем считать положительным. Отклоним ротор
от рассматриваемого положения. Полюсы магнита, выходя из-
под башмаков стоек, уменьшают проводимость магнитной си-
276
Фиг. 225. Магнитная система с вращающимся кольцевым магнитом
стемы, уменьшая тем самым значение активного потока и, на-
оборот, увеличивая поток рассеивания.
Когда ротор занимает положение II, магнитный поток не
проходит через сердечник, а р;ссеивается частично через баш*
маки стоек, частично через воздух.
При дальнейшем вращении ротора его полюсы снова подхо-
дят под башмаки. В этом случае часть магнитного потока снова
проходит через сердечник, но уже в обратном направлении.
Как и при вращающемся якоре, вначале происходит размагни-
чивание сердечника, заканчивающееся при отклонении магнита
на 2—3° от его нейтрального положения, после чего сердечник
снова намагничивается, и при положении 111 магнитный поток
в сердечнике снова приобретает максимальное значение, но
направтен против часовой стрелки, т. е. отрицателен.
Дальнейшее отклонение ротора приводит к последующим
изменениям активного потока, проследить за которыми реко-
мендуется читателю самостоятельно.
Изменение магнитного потока в сердечнике за потный обо-
277
Сравнивая между собой кривые изменения магнитных пото-
ков при неподвижном и при вращающемся магнитах, видим,
что характер их изменения совершенно одинаков, только у че-
тырехполюсного магнита частота изменения магнитного потока
в два раза больше по сравнению с частотой у подковообраз-
ного (двухполюсного) магнита. У первого изменение фа от нуля
до нанбоишего значения и, наоборот, от наибольшего значе-
ния до нуля происходит за 45J поворота магнита, а у второго
за 90° поворота якоря.
Изменение магнитного потока в сердечнике
у магнето с неподвижными магнитом и якорем
Рассмотрим магнитную систему, представленную на фиг. 227.
В этой системе неподвижны как магни г, так и якорь. Вокруг
якоря вращаются
два железных сег-
мента, называемых
ком му татора ми.
При положении /
коммутаторы распо-
ложены частично
под полюсными баш-
маками, частично
под якорем. При та-
ком положении про-
водимость магнит-
ной системы наи-
большая, а магнит-
ный поток в сердеч-
нике имеет макси-
мальное значение и
направлен в сторону
от п к т.
При отклонении
коммутаторов от
рассматриваемого
положения они вы-
ходят из-под полюс-
ных башмаков и
уменьшают этим по-
Ш
Фнг. 227. Схема магнитной системы с вращаю-
щимися коммутаторами
верхность, через ко-
торую магнитный
поток проходит в
сердечник. Вследствие этого активный магнитный поток умень-
шается, а поток рассеивания увеличивается.
При положении II фа = 0, а Фрасс = Фм, так как магнитные
силовые линии замыкаются с одного полюса на другой через
278
коммутатор, минуя сердечник. Это соответствует нейтральному
положению. При дальнейшем отклонении коммутаторов наблю-
даем обратную картину: магнитный поток снова проходит через
сердечник, но уже в направлен ли от т к п. Как и в ранее
рассмотренных системах, вначале происходит размагничивание
сердечника, а затем он снова намагничивается и при положе-
нии III активный магнитный поток фа снова имеет наибольшее
значение.
Изменение магнитного потока в сердечнике за полный обо-
рот коммутаторов аналогично изменению магнитного потока
четырехполюсного магнита и графически может быть представ-
лено такой же кривой, как на фиг. 226.
Оно и понятно, так как в обоих случаях магнитный поток,
проходящий по сердечнику, изменяет св ш значения от нуля до
максимума и от максимума до нуля через каждые 45° поворота
магнита в одном случае и коммутаторов в другом.
Из сказанного об изменении магнитных потоков в сердеч-
никах можно сделать следующие выводы:
1. Магнитный поток в сердечнике изменяется как по вели-
чине, так и по направлению.
2. Магнитный поток в сердечнике оказывается равным нулю
при отклонении подвижной части системы на 2—3° от ней-
трального положения.
3. Число нулевых, а также и максимальных значений маг-
нитного потока равно числу полюсов магнита, а при наличии
коммутатор )в — удвоенному числу полюсов.
4. Характер изменения магнитного потока в сердечнике
одинаков при различных конструктивных магнитных си-
стемах.
Следует иметь в виду, что широко установившийся термин
.магнитные силовые линии входят в сердечник“ или „выходят
из сердечника", хотя и дает образное представление о распо-
ложении магнитных силовых линий, но не отражает физиче-
ской сущности их появления в сердечнике.
Как из естно, магнитные силовые линии всегда замкнуты и,
конечно, не могут .входить" и „выходить". Обладая большой
упругостью и способностью проникать через любое вещество,
магнитные силовые линии, оставаясь неразрывными, принимают
самые причудтивые формы в зависимости от формы и однород-
ности магнитопроводящей среды. В однородной среде, напри-
мер в воздухе, силовые линии имеют форму, приближающуюся
к овалу (фиг. 228,а). Сгущаясь у полюсов, они благодаря свой-
ству отталкивания увеличивают расстояния между собой в се-
редине. Если в это поле поместить изогнутый железный стержень
'фиг. 228,6), форма силовых линий резко изменится. Часть из
них расположится по стержню, другая часть будет огибать его
и т. д. Приближая, удаляя или поворачивая рассматриваемый
279
стержень (в плоскости чертежа), мы тем самым изменяем форму
магнитных силовых линий, увеличивая или уменьшая их длину.
Если на стержень поместить витки обмотки, они будут пере-
секаться всеми магнитными силовыми линиями, проходящими
через стержень. При этом механическая энергия, затрачиваемая
на движение магнита, превращается в электрическую при
неизменном количестве магнитной энергии постоянного маг-
нита.
Аналогичное явление имеет место и в магнитных системах
магнето. Магнитное поле вращающегося магнита (фиг. 229) в за-
висимости от взаимного расположения полюсов магнита и баш-
маков стоек в большей или меньшей мере захватывает стойки
и сердечник. При этом силовые линии изменяют свою форму
таким образом, что большая часть их располагается по стойкам
и сердечнику, обладающим большой магнитной проводимостью.
Если на такой сердечник поместить обмотку, то ее витки будут
пересекать все магнитные силовые линии, появляющиеся в сер-
дечнике и исчезающие из него.
Фиг. 228. Изменение направле-
ния магнитных силовых линий
при прохождении через желез-
ный сердечник
Фиг. 229. Направление магнитных си-
ловых линий в магнитной систем*
магнето
280
$ 111. ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ СИСТЕМА МАГНЕТО
Как уже указывалось, электрическая система магнето состоит
из двух цепей: цени низкого напряжения и цепи высокого на-
пряжения.
Цепь низкого напряжения (фиг. 230) состоит из первичной
обмотки, намотанной на сердечник, прерывателя и конденсатора.
Фиг. 231. Принципиальная схема це-
пи высокого напряжения:
1 — первичная обмотка; 2 — вторичная обмотка;
3 — распределитель тока; 4 — свечи; б — масса
мотора
Фиг. 230. Принципиальная схе-
ма цепи низкого напряжения:
1 — обмотка; 2 — конденсатор; 3 — кон-
тактный прерыватель; 4 — кулачок
Первичная обмотка выполнена из медной проволоки диа-
метром около миллиметра с небольшим числом витков (160—
170). Один конец обмотки припаян к сердечнику, а другой
соединен с одним из контактов прерывателя. Второй контакт
прерывателя электрически замкнут на массу мотора, являю-
щуюся как бы частью электрической системы. Таким образом,
при сомкнутом состоянии контактов первичная цепь замкнута,
и в ней возможен электрический ток. Параллельно первичной
обмотке и прерывателю включен конденсатор, обкладки кото-
рого припаяны к началу и концу обмотки.
Цепь высокого напряжения (фиг. 231) состоит из вторичной
обмотки, распределителя тока высокого напряжения и разряд-
ников-свечей. Вторичная обмотка имеет большое число витков
(12003—15 00и) из тонкой медной проволоки диаметром 0,07—
0,08 мм. Начало вторичной обмотки соединено с концом пер-
вичной обмотки и через нее с массой, конец вторичной обмотки
электрически соединен с бегунком, распределяющим ток по
разрядникам-свечам.
281
Электрическая схема маг-
нето приведена на фиг. 232.
Кроме элементов, о кото-
рых указывалось выше, на
схеме показан предохрани-
тельный искровой разряд-
ник 8, назначение которого
будет объяснено далее.
Вторичная цепь всегда ра-
зомкнута искровым проме-
жутком между электродами
свечи (разрядника) и воздуш-
ным промежутком между
электродами бегунка и рас-
пределителя, и только в тот
момент, когда ЭДС вторич-
ной обмотки достигает вели-
чины, достаточной для пробоя
воздушных промежутков, ме-
жду электродами бегунка и
распределителя, а также иск-
рового промежутка в свече, в последнем произойдет электрический
разряд в виде искры.
Фиг. 232. Электрическая схема маг-
нето:
1 — первичная обмотка; 2 — вторичная обмотка;
3 — распределитель тока: 4 — конденсатор;
5 — прерыватель; 6 — переключатель; 7 — пла-
стинка с выводом низкого напряжения;
8 —< предохранительный искровой разрядник
§ 112. РАБОТА МАГНЕТО ПРИ ПОСТОЯННО РАЗОМКНУТОЙ
ПЕРВИЧНОЙ ЦЕПИ (ХОЛОСТОЙ ХОД)
Активный магнитный поток, проходящий по сердечнику,
пересекает витки первичной и вторичной обмоток, а следова-
тельно, согласно закону электромагнитной индукции, в обмот-
ках индуктируется ЭДС, мгновенное значение которой опреде-
ляется по общеизвестной формуле
е == — ®Др10~8 [в], (124)
где е — значение ЭДС в данный момент;
ДФ— изменение магнитного потока за весьма малый проме-
жуток времени ДА
Отношение характеризует скорость изменения магнитного
потока, т. е. число магнитных силовых линий, появляющихся
в сердечнике или исчезающих из него за одну секунду;
Ю~8— коэфициент для выражения ЭДС в вольтах.
Мгновенные значения ЭДС первичной и вторичной обмоток
соответственно равны:
= <125>
е2 = —w^lO"* [*], (126)
где “Wi и w2— число витков первичной и вторичной обмоток.
282
Отношение у- называют коэфициентом трансфор-
мации и обозначают буквой k. Это отношение показывает,
во сколько раз ЭДС вторичной обмотки ботьше ЭДС первичной.
Подставив значения и е> из формул (125) и (126), получим
(12?)
Для авиационных магнето k = 80.
Из приведенных формул видно, что при определенном зна-
чении и вели тина ЭДС, индуктированной в обмотках,
зависит исключительно от скорости изменения магнитного по-
Дф ~
тока др Эту скорость можно определить при помощи кривой
Фиг. 233. Определение скорости изменения
магнитного потока
изменения магнитного потока в сердечнике.
В самом дете, зная число оборотоз магнита ям, определим
по формуле (8) время за которое происходит поворот
магнита на некоторый
угол Дам:
Ы =
Изменение магнит-
ного потока ДФ за рас-
сматриваемый промежу-
ток времени М выразится
отрезком, равным раз-
ности Ф2—*1»! (фиг. 233).
Задавшись значени-
ями угла Дам, напри-
мер 10°, определяют по
графику значения ДФ на
рассматриваемых участ-
ках. Так как величина Д£
одинакова на всех участках, то наибольшая скорость изменения
магнитного потока имеет место на участке с наибольшим зна-
чением ДФ.
Как видно из графика, наибольшее изменение ДФ имеет место
при прохождении магнита через нейтральные положения (когда
Фа = 0), а наименьшее значение ДФ—когда величина Фа макси-
мальна. Следовательно, наибольшие скорости изменения магнит-
ного потока и ЭДС в первичной и вторичной обмотках со-
ответствуют такому положению магнита, когда магнитный по-
ток в сердечнике равен нулю, и, наоборот, скорости изменения
магнитного потока и ЭДС в обмотках равны нулю, когда магнит-
ный поток в сердечнике имеет наибольшее значение. Характер
изменения ЭДС в первичной и вторичной обмотках за время
поворота магнита на 180° показан на фиг. 234.
283
Фиг. 234. Изменение ЭДС
в первичной и вторичной
обмотках магнето при
холостом ходе
При холостом ходе наи-
большее значение ЭДС вто-
ричной обмотки достигает
2000—3000 в, что недостаточно
для образования искры в ци-
линдре.
Анализируя график изме-
нения ЭДС при холостом
ходе (фиг. 234), приходим к
следующим выводам:
1. Индуктируемая ЭДС в
обмотках переменна по вели-
чине и направлению.
2. Электродвижущая сила
в обмотках достигает своего
наибольшего значения столько
раз, сколько имеется нуле-
вых значений магнитного по-
тока в сердечнике.
§ 113. РАБОТА МАГНЕТО ПРИ ПОСТОЯННО ЗАМКНУТОЙ
ПЕРВИЧНОЙ ЦЕПИ
Если контакты прерывателя сомкнуты, то первичная цепь
окажется накоротко замкнутой. В этом случае при вращении
магнита под действием переменной ЭДС в цепи появится пере-
менный электрический ток. Характер кривых изменения силы
тока и напряжения в цепи оказывается неодинаковым (фиг. 235).
Объясняется это тем, что в цепи переменного тока зависимость
между напряжением и силой тока бэлее. сложная по сравнению
с зависимостью между этими же величинами в цепи постоян-
ного тока.
Рассмотрим это на следующем примере.’
Включим в цепь переменного тока обмотку с железным сер
дечником. Изменение значений ЭДС источника тока вызывает
соответственно периодическое изменение и силы тока в цепи,
что обусловливает изменение магнитного потока вокруг об-
мотки.
Возникающие и исчезающие магнитные силовые линии пере-
секают витки обмотки и индуктируют в ней ЭДС самоиндукции
(ЕД которая, как известно, противодействует изменению силы
тока в цепи (закон Ленца).
В тот момент времени, когда ЭДС источника становится
равной нулю, ток в цепи не прекращается, а поддерживается
за счет ЭДС самоиндукции, т. е. вследствие пересечения вит-
ков магнитными силовыми линиями, число которых уменьшается,
ч/ Когда ЭДС источника максимальна по величине, сила тока
еще не достигает своего максимального значения из-за сопро-
тивления, оказываемого ЭДС самоиндукции. Таким образом,
284
максимальные и нулевые значения силы тока в цепи не совпа-
хают по времени с максимальными и нулевыми значениями ЭДС
источника.
Аналогичные явления происходят и при работе магнето.
Поэтому и в первичной цепи максимальные и нулевые значения
силы тока не совпадают с максимальными и нулевыми значе-
Фвг. 235. Изменение ЭДС и силы тока
в первичной цепи при постоянно
замкнутых контактах
О SO 180 270 36г
Фиг. 236. Осцилограмма ЭДС
силы тока короткозамкну-
той первичной цепи
ниями напряжений. Отставание по времени напряжения от силы
тока характеризуется на графике смещением кривой изменения
напряжения от кривой изменения силы тока на некоторый угол
поворота магнита.
На фиг. 236 представлены кривые изменения напряжения
и силы тока коротко замкнутой первичной цепи магнето, полу-
ченные практическим путем при помощи специального прибора,
называемого осциллографом.
Как видно из графика, наибольшее значение силы тока в цепи
имеет место не при нейтральных положениях полюсов магнита,
а значительно позднее, когда последний отклонится от нейтраль-
ного положения на некоторый угол называсмый_аД^и1С0М.
Наличие тока в первичной обмотке существенно влияет на
характер изменения магнитного потока в сердечнике.
Действительно, при прохождении тока по виткам первичной
цепи вокруг обмотки образуется магнитное поле, а по сердеч-
нику устремляется магнитный поток, величина которого про-
порциональна силе тока, числу витков и магнитной проницае-
мости сердечника.
Таким образом, при коротко замкнутой первичной цепи по
сердечнику направляются два магнитных потока:
а) магнитный поток постоянного магнита, который в даль-
нейшем будем называть основным и обозначать Фо;
286
б) магнитный поток, созданный током первичной цепи
Ф2, называемый индуктированным магнитным пото-
ком.
Оба магнитных потока образуют результирующий магнитный
поток Фр, равный сумме Фо и Ф„ когда они совпадают по напра-
влению, и их разности, когда направления этих потоков про-
тивоположны, т. е.
Фр = Фо ± Ф,- [максвелл].
(128)
Характер изменения магнитных потоков Фо, Ф, и Фр показан
на фиг. 237.
Кривая Фо показывает, как изменяется магнитный поток в сер-
дечнике при отсутствии потока Ф;.
Кривая Ф/ показывает, как из.мшятся бы магнитный поток
в сердечнике при отсутствии в нем потока ф0.
v Кривая Фр характеризует действительное изменение магнит-
Фиг. 237. Изменение результирую-
щего магнитного потока в сердеч-
нике якоря при короткозамкнутой
первичной цепи
ного потока в сердечнике
в результате взаимодействия
потоков Фо и Фг
Действие, оказываемое
магнитным потоком, создан-
ным током в первичной цепи,
на магнитный поток постоян-
ного магнита, называется
реакцией якоря.
ч/ В результате реакции якоря
нулевые значения результи-
рующего магнитного потока
в сердечнике смещены от
нейтрального положения
магнита на 12—14°, а ско-
рость изменения магнитного
ДФ
потока несколько умень-
шается.
Таким образом, мы видим, что при коротко замкнутой пер-
вичной цепи характер изменения магнитного потока в сердеч-
нике резко отличгется от характера изменения магнитного по-
тока при холостом ходе.
Что касается ЭДС вторичной цепи, то наибольшего значения
с2 достигает в момент, когда результирующий магнитный по-
ток Фр равен нулю.
Однако, кяк и при холостом ходе, значение Е2 недостаточно
для образования искры в цилиндре двигателя.
286
§ 114. РАБОЧИЙ ПРОЦЕСС МАГНЕТО
Увеличение ЭДС вторичной цепи до величины, достаточной
для образования искры, достигается путем периодического раз-
мыкания первичной цепи.
Рассмотрим физическую сущность явлений, происходящих
при этом в магнето. s
В момент размыкания первичной цепи ток в ней быстро ис-
чезает, исчезает и магнитный поток Фг препятствовавший основ-
ному магнитному потоку Фо проходить через сердечник.
За весьма малый промежуток времени, достаточный для пре-
кращения тока в первичной цепи, магнитный поток в сердечнике
возрастает на величину ДФр, численно равною значению потока
Ф; в момент размыкания контактов прерывателя. Докажем это.
До разрыва цепи результирующий поток Ф (фиг. 238) равен
‘I* — — $<)п + Ф<„-
Pl ир 1 *р
После разрыва цепи Ф, = 0, следовательно,
Ф = — Ф„
р. °р‘
Изменение магнитного потока
ной цепи равно
ДФ =Ф —Ф
р Pi р»
ДФр за время разрыва первич-
[максвелл].
(129)
Пренебрегая незначительным изменением величины основ-
ного магнитного потока за время разрыва Д/р и подставив в фор-
мулу (129) значения Фр1 и Фр/ получим
ДФр = Ф/р [максвелл]. (130)
< Отсюда следует, что для получения наибольшей скорости
изменения магнитного потока.—Е-, а значит, и ЭДС вторичной
%
цепи целесообразно размы-
кать первичную цепь при
таком положении магнита,
когда Ф/разм (а следова-
тельно, и сила тока) имеет
наибольшее значение (точ-
ка а).
При этом значение маг-
нитного потока в сердеч-
нике якоря резко возра-
стает от нуля до значе-
ния Форазм »а магнитный по-
ток при рабочем процессе
Фиг. 238. Изменение магнитного по-
тока в сердечнике при периодическом
размыкании контактов
изменяется, как показано
сплошной линией на
фиг. 238.
287
Значение напряжения во вторичной цепи в момент раз-
мыкания первичной цепи определяется по формуле
где Zp— величина силы тока в момент разрыва первичной
цепи в амперах;
Lx— коэфициент самоиндукции первичной цепи в
генри;
<?! и С2 — емкости первичной и вторичной цепей в фара-
дах;
иw2 — число витков первичной и вторичной обмоток.
Из формулы (131) видно, что значение напряжения вторич-
ной цепи прямо пропорционально силе тока в момент разрыва
и индуктивности первичной цепи и обратно пропорционально
емкостям первичной и вторичной цепей. Если для данного маг-
нето индуктивность и емкости считать постоянными величинами,
то, как видно из этой же формулы, напряжение зависит
исключительно от силы тока в момент разрыва Zp. При разрыве
первичной цепи в момент, когда Zp имеет наибольшее значение,
напряжение вторичной цепи резко возрастает до величины, до-
статочной для образования искры.
Таким образом, можно заключить, что все причины, вызы-
вающие уменьшение силы тока в первичной цепи, соответственно
уменьшают напряжение вторичной цепи и могут привести к от-
казу в работе системы зажигания. К таким причинам относятся:
окисление, замасливание и загрязнение контактов, малое число
оборотов ротора и др.
Характер изменения силы тока в момент разрыва первичной
цепи в зависимости от числа оборотов ротора показан на
графике фиг. 239. Вначале с увеличением скорости вращения
ротора сила тока Z резко возрастает, а затем незначительно
изменяет свою величину в большом диапазоне изменения обо-
ротов.
Некоторое уменьшение значения силы тока разрыва с увели-
чением оборотов объясняется возрастанием индуктивного сопро-
тивления первичной цепи.
Отсюда следует, что и величина наибольшего напряжения
вторичной цепи магнето незначительна при малых оборотах
ротора (двигателя) и мало изменяется на значительном диапа-
зоне изменения оборотов.
\ Угол поворота ротора от его нейтрального положения до
положения, когда сила тока в первичной цепи имеет наиболь-
шее значение, называется н а и в ы г о д н е й ш и м углом раз-
мыкания, или наивыгоднейшим абрисом.
288
Конструктивно не всегда возможно осуществить разрыв пер-
вичной цепи при наивыгоднейшем абрисе (ручное опережение
зажигания, зажигание в звездообразных двигателях). В этих
случаях, как это видно из фиг. 235, размыкание контактов целе-
сообразно производить несколько позднее наивыгоднейшего аб-
риса, но не ранее.
Фиг. 239. Изменение силы тока в зависимости от числа обо-
ротов ротора в момент разрыва первичной цепи
В первом случае значение силы тока в момент разрыва пер-
вичной цепи хотя и меньше по сравнению с его значением при
наивыгоднейшем абрисе, но все же достаточно для получения
пробивного напряжения.
Во втором же случае сила тока в момент разрыва цепи очень
мала, и получить искру в цилиндре невозможно. Поэтому в маг-
нето самое раннее зажигание устанавливают по наивыгодней-
шему абрису, а более позднее зажигание получается при боль-
ших углах поворота ротора. Диапазон изменения угла опере-
жения зажигания ограничен значением силы тока /р, при котором
еще возможно получить достаточную величину напряжения для
образования искры. Этот угол составляет 25—30° поворота ро-
тора от наивыгоднейшего абриса.
Современные магнето снабжаются автоматами опережения
зажигания, обеспечивающими размыкание контактов при наивы-
годнейшем абрисе на всех режимах работы. В этом их большое
преимущество перед автоматами прежней конструкции и руч-
ным способом изменения угла опережения зажигания, у которых
позднее зажигание осуществляется путем разрыва первичной
цепи позднее наивыгоднейшего абриса.
19—472
28 9
§ 115. НАЗНАЧЕНИЕ И РАБОТА КОНДЕНСАТОРА
Рассматривая рабочий процесс магнето, мы считали, что в мо-
мент размыкания контактов сила тока в цепи мгновенно прекра-
щается, что обусловливает резкое изменение магнитного потока
и индуктирование ЭДС большой величины.
В действительности же электрический ток в цепи мгновенно
прекратиться не может. Как только контакты прерывателя начи-
нают расходиться, сопротивление первичной цепи сильно воз-
растает. Это вызывает в ней быстрое уменьшение силы тока,
а следовательно, и уменьшение магнитного потока Ф,-, который,
пересекая витки первичной обмотки, индуктирует в ней ЭДС
самоиндукции, достигающей 500—700 в.
Такое сравнительно большое значение ЭДС при ничтожно
малом расстоянии между контактами (мы рассматриваем начало
размыкания) приводит к ионизации пространства между ними
и к образованию искры, переходящей в вольтову дугу (так как
проводимость ионизированного пространства резко повышается).
уИз сказанного следует, что в момент механического размы-
кания контактов электрическая цепь остается замкнутой, и ток
в ней уменьшается по величине весьма замедленно, поэтому при
наличии искрения между контактами прерывателя получить вы-
сокое значение ЭДС во вторичной цепи невозможно. Для устра-
нения искрения между контактами прерывателя параллельно по-
следнему включают конденсатор.
Конденсатор представляет собой ряд металлических пластин,
называемых обкладками, изолированных друг от друга каким-
либо диэлектриком. Работа конденсатора основана на законе
электрических взаимодействий, при котором заряды противо-
положно заряженных тел, отделенных диэлектриком, взаимно
притягиваются, как бы связывая и удерживая друг друга. Таким
образом, на обкладках конденсатора можно накопить некоторый
запас электрических зарядов. Такой процесс накопления на об-
кладках электрических зарядов называется зарядом конден-
сатора.
Количество электричества Q в заряженном конденсаторе
пропорционально его емкости С и напряжению между его
обкладками v, т. е.
Q = CvK [кулон]. (132)
Так, например, включим конденсатор под постоянное напря-
жение. Зарядка конденсатора (фиг. 240, а) будет продолжаться
до тех пор, пока напряжение на его обкладках не станет рав-
ным напряжению источника, после чего тока в цепи не будет,
так как конденсатор постоянного электрического тока не про-
водит. Если такой конденсатор отключить, он остается заря-
женным (фиг. 240, б) и представляет собой источник электри-
ческой энергии. Соединим теперь обкладки конденсатора
(фиг. 240, в). Электрические заряды от положительно заряжен-
ной обкладки устремляются к отрицательно заряженной об-
290
кладке, и в цепи потечет электрический ток в направлении, об-
ратном тому, которое было при зарядке.
В цепи переменного тока конденсатор периодически заря-
жается и разряжается. Хотя и в данном случае конденсатор не
проводит электрического тока, но все же ток в цепи не пре-
кращается, являясь то током зарядки, то током разрядки кон-
денсатора.
Рассмотрим процессы, проис-
ходящие в первичной цепи в мо-
мент ее разрыва при наличии
конденсатора. При сомкнутых
контактах прерывателя напря-
жение г>к между обкладками кон-
денсатора практически равно
нулю, так как они соединены
параллельно прерывателю (см.
фиг. 230), в котором падение
напряжения равно нулю.
Как только контакты начи-
нают расходиться, конденсатор
оказывается под напряжением
первичной цепи, и до тех пор
пока это напряжение возрастает
(благодаря ЭДС самоиндукции),
конденсатор заряжается, погло-
Фиг. 240. Направление тока в цепи
при зарядке и разрядке конденсатора:
а — зарядка конденсатора; б — конденсатор за-
ряжен; в — разрядка конденсатор^
щая тем самым токи самоин-
дукции.
Напряжение между контак-
тами прерывателя все время
остается равным напряжению
конденсатора, но к моменту наибольшего значения ЭДС само-
индукции контакты разомкнуты уже на такое расстояние, кото-
рое при данном напряжении пробить невозможно.
Когда ЭДС самоиндукции начинает уменьшаться, конденса-
тор разряжается, посылая в цепь электрический ток в обратном
направлении. Вокруг обмотки возникает магнитное поле, при
исчезновении которого снова возникает ЭДС самоиндукции и про-
исходит зарядка конденсатора. Такие процессы зарядки и раз-
рядки могут повториться несколько раз, так как в данном слу-
чае первичная цепь, состоящая из первичной обмотки и кон-
денсатора, представляет собой замкнутый контур, в котором
возникает колебательный электромагнитный процесс. Изменение
силы тока при разрыве первичной цепи показано на фиг. 241.
Вследствие того что провода имеют некоторое омическое со-
противление, колебания в цепи имеют затухающий характер, так
как часть энергии расходуется на образование джоулевого тепла.
Время, в течение которого происходит переход электриче-
ства с одной обкладки на другую, называется периодом ко-
лебаний и обозначается буквой Г.
19»
291
В контуре, состоящем из конденсатора и катушки самоин-
дукции, период колебаний определяется по формуле:
Т = 2т.\/~П [сек.]. (133)
Ш111Н11Ш1111
Из формулы видно, что с увеличением емкости конденса-
тора и индуктивности первичной обмотки увеличивается пе-
риод колебания Т, т. е. за-
рядка и разрядка конденса-
тора происходят более мед-
ленно.
Таким образом, и при на-
личии конденсатора электри-
ч‘ ский ток в цепи прекра-
щается не мгн >венно, но
время t'o (фиг. 241), в течение
которого сила тока достигает
нулевого значения при нали-
чии конденсатора, гораздо
меньше времени/,, при отсут-
ствии конденсатора.
Конденсатор жепательно
иметь возможно меньшей
емкости, так как это умень-
шает время te его разрядки.
Поэтому практически емкость
конденсатора подбирают наи-
меньшей велич ты, но доста-
точной для предохранения от
искрения между контактами
прерывателя. Обычно емкость
Н t3 —l— 1°
I J I
\Контак-{ Контакты
\тыпре -\ разомкнуты
\рывагелй\
замкнуты
Фиг. 241. Изменение сипы тока при
разрыве первичной цепи, в которой
параллельно прерывателю включен
конденсатор
конденсатора магнето коле-
блется в пределах 0,18—0,25 микрофарады. Период колебаний
i 1
такого конденсатора лежит в пределах ——сек.
Учитывая возможность искрения между контактами преры-
вателя, что может привести к их обгоранию, окислению и дру-
гим вредным последствиям, контакты изготовляют из сплава
платины (70—75'7о) и иридия (30—25’/0) Этот сплав обладает
хорошей электропроводностью, не образует окиси во время на-
гревания, достаточно тверд и устойчив при высоких темпера-
турах.
§ 116. ПРОБОИ ИСКРОВОГО ПРОМЕЖУТКА В СВЕЧЕ
Ознакомимся с процессами, которые происходят во вторич-
ной цепи в момент разрыва первичной. Электрическая схема
вторичной цепи, соответствующая рассматриваемому моменту,
представлена на фиг. 212.
292
Фиг. 242. Электрическая схема
цепи высокого напряжения при
размыкании первичной цепи
На этой схеме, кроме элементов, о которых уже упомина-
лось ранее, включена емкость С2, состоящая из емкостей < б-
мотки якоря, токопроводящих частей вторичной цени, свечи
и соединительных проводников.
I Емкость обмотки якоря.
Витки обмотки могут рассматри-
ваться как одна обкладка конден-
сатора, а сердечник — как другая
обкладка. Между этими обклад-
ками, находящимися под большой
разностью потенциалов, имеется
диэлектрик (изоляция обмотки).
Емкость обмотки Со6м = 40 4~
-Ьби см.
Емкость токопроводя-
щих частей вторичной
цепи. В проводниках распреде-
лителя и других деталях, по которым проходит электрический
ток высокого напряжения, токопроводящий элемент является
одной обкладкой, а масса мотора, к ко'орой прилегают эти
элементы,—другой обкладкой конденсатора.
Емкость этого своеобразного конденсатора Стч = 204-30 см.
Емкость свечи. Электроды свечи могут рассматриваться
как обкладки, а искрочой промежуток между ними — как их
диэлектрик. Емкость свечиСсп = 54-10 см.
Емкость соединительных проводников. Cni==
- 30Н-40тш дляпеэкранированногопровода и С|р = 300Н-35и см
для экранированного.
Все перечисленные емкости приключены ко вторичной
параллельно, поэтому общая емкость С2 рав ia их сумме,
цепи
т. е.
2 ^обм.
+ Ссв + Сир I6' И1-
(134)
Для неэкранировенной системы С2 = 100Н-140 см, а для
экран рованной 400-4-450 см.
В момент разрыва первичной цепи вследствие резкого изме-
нения магнитного потока в первичной и вторичной обмотках
индуктируется ЭДС. Под действием повышающегося напряже-
ния одновременно с зарядкой конденсатора в первичной цени
происходит и заряд емкостей вторичной цепи, при этом напря-
ж ние возрастает до величины, достаточной для пробоя искро-
вого пр >межутка свеча. Физически этот протесе протекает
следующим образом.
При повышении напряжения вторичной црпи на электродах
свечи появляется разность потенциалов, а в искровом про-
межутке— силы электрического поля. Под действием последних
293
газ междуэлектродного пространства теряет свои диэлектри-
ческие свойства, начинает ионизироваться и слегка светиться
(явление свечения газа называется короной). Ионизация газа
резко повышает его проводимость, в результате чего появляется
разряд в виде искры. Этот разряд сопровождается сильным
треском и ярким свечением, что характеризует емкостный
характер описанного процесса.
Если бы при этом не было подвода энергии к искровому про-
межутку, то на этом и закончился бы процесс образования
искры, но так как вторичная цепь представляет собой колеба-
тельный контур, то в этой цепи начинается колебательный про-
цесс чрезвычайно большой частоты.
V Так как сопротивление междуэлектродного пространства
после его пробоя сильно уменьшается, то создаются благо-
приятные условия для перехода искры в вольтову дугу, не-
смотря на уменьшение напряжения вторичной цепи. Искра,
перешедшая в дугу, носит индуктивный характер и является
результатом электрического воздействия вторичной обмотки.
Во время индуктивной части искры выделяется большое
количество тепла, которое сильно повышает температуру смеси
вокруг электродов и самих электродов.
'/ Таким образом, если по каким-либо причинам емкостная
часть искры не воспламенила смеси, то индуктивная часть
искры, т. е. вольтова дуга, вполне обеспечивает ее воспламе-
нение.
Характер изменения напряжения и силы тока в искровом
промежутке представлен на фиг. 243. Как видно из этих кри-
вых, напряжение быстро возрастает до пробивного значения.
После пробоя напряжение уменьшается, ио вследствие увеличе-
ния проводимости искрового промежутка сила тока все же
возрастает и некоторое время поддерживается значительной
величины, несмотря на резкие колебания напряжения.
При больших скоростях вращения ротора искры следуют
очень быстро одна за другой, поэтому продолжительный раз-
ряд в виде дуги недопустим. Искрение должно закончиться до
замыкания первичной цени, иначе нарушится процесс образова-
ния последующих искр.
Сокращение продолжительности искры достигается увеличе-
нием сопротивления вторичной цепи следующими способами:
1) применением дополнительного искрового промежутка
между электродами бегунка и распределителя;
2) увеличением сопротивления вторичной обмотки некото-
рых магнето, для чего несколько витков изготовляют из про-
волоки с большим удельным сопротивлением; сопротивление
такой обмотки достигает 2500 ом и больше;
3) введением дополнительного сопротивления в свечах в
виде „столбиков®, изготовленных из специальной массы; сопро-
тивление такого столбика 500 — 1500 ом.
294
При помощи перечисленных и других средств добиваются
прекращения тока во вторичной и первичной обмотках к мо-
менту замыкания контактов, после чего рабочий процесс, необ-
ходимый для образования искры в другой свече, повторяется
вновь.
свечи
§ 117. ВЛИЯНИЕ РАССТОЯНИЯ МЕЖДУ КОНТАКТАМИ ПРЕРЫВАТЕЛЯ
НА ВЕЛИЧИНУ ЭДС ВТОРИЧНОЙ ЦЕПИ
Расстояние между контактами прерывателя при их полном
размыкании обычно устанавливается 0,3—0,4 мм. Это расстоя-
ние оказывает весьма существенное влияние на работу маг-
нето.
Уменьшение его вызывает искрение между контактами пре-
рывателя вследствие уменьшения сопротивления воздушного
пространства, а искрение приводит к обгоранию и окислению
контактов. В результате этого сопротивление первичной цепи
увеличивается, а сила тока уменьшается, что соответственно
уменьшает и значение ЭДС вторичной цепи. Кроме того,
искрение способствует более замедленному прекращению тока
в первичной цепи, а следовательно, и уменьшению ЭДС вторич-
ной цепи.
\/ Увеличение расстояния между контактами также приводит
к уменьшению ЭДС вторичной цепи. Сила тока нарастает не
мгновенно, а за некоторый промежуток времени tu значительно
больший времени tQ, необходимого для прекращения тока
295
(фиг. 244). За время разомкнутого состояния контактов ротор
поворачивается на некоторый угол яр, следовательно, у четырех-
полюсного магнита, у которого за один оборот образуется
4 искры, сомкнутому состоянию контактов соответствует угол
поворота ротора ас, равный
а0 =90— а. (1351)
При большой скорости вращения ротора нормальному про-
теканию электромагнитных прошссов соответствует время по-
ворота ротора на угол ac = 554~6U°, иначе к очередному раз-
мыканию контактов сила тока в первичной цепи не достигает
своего наибольшего значения.
Фиг. 244. Нарастание силы тока
в цепи при замыкании контактов
Фиг. 245. Способы изменения зазоров
между контактами прерывателя
Таким образом, разомкнутому состоянию контактов соот-
ветствует угол поворота ротора ар — 304- 35°. За это время
контакты должны разомкнуться на расстояние 0,3—0,4 мм
и снова сомкнуться.
Увеличение расстояния между контактами может быть до-
стигнуто либо изменением профиля кулачка прерывательного
механизма (пунктирнгя линия на фиг. 245), либо приближением
пяточки прерывателя к центру кулачка. Так, например, если
нормальный зазор между контактами имеет место при набега-
нии кулачка на пяточку прерывателя в точке 1 и соскальзыва-
нии с пяточки в точке 2, то, приблизив механизм прерывателя
так, чтобы набегание кулачка происходило в точке а соскаль-
зывание в точке 21, величина зазора так же, как и продолжи-
тельность разомкнутого состояния контактов, увеличивается.
В первом случае можно достигнуть увеличения расстояния
между контактами при неизменном значении угла яр, но при
296
этом значительно возрастают инерционные силы, действующие
на подвижный рычаг нрерывательного механизма, что приводит
к „раскл’пыванию* контактов. Во втором случае увеличивается
время разомкнутого состояния к жтактов за сч т уменьшения
времени их сомкнутого состояния. Последнее, как уже указы-
валось, не обеспетивает нарастания тока, а следовательно, и
достаточной ЭДС.
Таким образом, только при правильно устачозленном рас-
стоянии между контактами прерывагетя ЭДС вторичной цепи
достигает большой величины, обеспечивающей бесперебойное
искрообрязование.
Нарушение расстояния между контактами является распро-
страненной причиной ненормальной работы магнето, поэтому
при регулировке магнето величина зазора между контактами
должна быть уста ювлена точю в соответствии с указаниями
по эксплоатации данного магнето.
§ 118. НАЗНАЧЕНИЕ ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНОГО РАЗРЯДНИКА
В обычных условиях работы напряжение маГнето не дости-
гает величины, опасной зля целости электрической цепи, и опре-
деляется величиной, необходимой для пробоя искрового про-
межутка в свече.
В некоторых случаях, как, например, обрыв проводника
высокого напряжения, чрезмерно большой зазор между элек-
тродами свечи и др., напряжение вторичной цени сильно воз-
растает и может вызвать пробой изоляции вторичной обмотки
и другие повреждения электрической системы магнето. Для
предотвращения этого в констр' книях некоторых магнето преду-
сматривают специальный искровой промежуток (разрядник).
Пробивное напряжение этого разрядника выше пробивного
напряжения свечи при наиболее трудных условиях ее работы,
но все же меньше того значения напряжения, которое может
вызвать пробой изоля ши и тем самым вывести из стр >я якорь.
Роль предохранительного разрядника обычно выполняет
соответственно рассчитанное расстояние между электродом
бегунка и наиболее бли >ко расположенной к нему детали маг-
нето, соединенной с ма сой мотора. Элек1рическое включение
предохранительного разрядника в систему магнето показано
на фиг. 232.
ГЛАВА II
КОНСТРУКЦИЯ МАГНЕТО
§ 119. КОРПУС
В качестве примера конструктивного выполнения ознакс-
мимся с конструкцией магнето БСМ, устанавливаемого на мощ-
ных отечественных моторах.
Внешний вид этого типа магнето показан на фиг. 246, а его
разрез на фиг. 247.
Основными узлами магнето являются корпус, трансформатор
(якорь), ротор-магнит, автомат опережения зажигания, задняя
крышка с прерывательным механизмом и распределительный
механизм.
Фиг. 246. Магнето типа БСМ:
1 -— валик ротора; 2 — передняя крышка; 3 — корпус: 4 — транс-
форматор; 5 — крышка трансформатора: 6—задняя крышка;
7 — экран распределителя
298
14 15 is I? IS 19
Корпус магнето (фиг. 248) отлит из алюминиевого сплава
и явтяегся основной деталью, к которой .монтируются все узлы
магнето. В тело корпуса залиты две полюсные стойки 1, к кото-
рым при помощи винтов 2 крепится сердечник трансформатора.
Фиг. 248. Корпус магнето:
1 — полюсные стойки: 2 — пинты крепления сердечника
трансформатора; 3 — стяжные болты; 4 — контрольно-поса-
дочные штифты
Сердечник и стойки служат магнитопроводом для переменного
по величине и направлению магнитного потока. Поэтому для
уменьшения теплового действия токов Фуко стойки и сердеч-
ник набраны из отдельных пластин, изолированных друг от
друга тонким слоем окалины. Внутри яежду полюсными стой-
ками корпус имеет цилиндрическое отверстие, точно расточен-
ное под диаметр ротора. С одной сторолы к корпусу крепится
передняя крышка 2. (фиг. 246), в которой запрессована обойма
п реднего шарикоподшипника с масленкой для его смазки.
С другой стороны к корпусу крепится задняя крышка магнето 6,
в которой со стороны ротора смонтирована внешняя обойма
подшипника ротора. Обе крышки крепятся к корпусу при
помощи четырех стяжных бол гон 3 (фиг. 248). Сверху корпус
закрывается крышкой, закрепленной двумя винтами.
Для точного центрирования на корпусе крышек служат
контрольно-посадочные штифты 4. Нижняя часть корпуса имее!
точно обработанную поверхность для установки магнето на
мот р. Магнето, предназначенные для установки на звездооб-
разные моторы, снабжены ф танцем на передней крышке, при
помощи которого они крепятся к мотору.
ЗСО
§ 120. ТРАНСФОРМАТОР
Трансформатор (фиг. 249) сосюит из сердечника, первичной
обмотки, конденсатора и вторичной обмотки.
Первичная обмотка имеет пять рядов по 33 витка медного
эмалированного провода диаметром 1 мм. Витки изолированы
Фиг. 249. Трансформатор магнето:
1—сердечник трансформатора; 2 — щека; 3 — пла-
стинка ; 4 — контакт высокого напряжения; 5 — вывод
тока низкого напряжения
от сердечника тканью, пропитанной изоляционным лаком. Такая
же изоляция прокладывается между отдельными рядами витков
обмотки.
Начало первичной обмотки припаивается к сердечнику 1,
а конец ее через щеку 2 выводится из трансформатора и при-
паивается к латунной пластинке 3.
На первичную обм >тку наматывается конденсатор, состоя-
щий из длинных лент фольги, изолированных одна от другой
конденсаторной бумагой. Емкость конденсатора 0,20—0,25 ми-
крофарад. Концы его припаиваются к тем же местам, что и
концы первичной обмотки. Поверх конденсатора наматывается
37 рядов вторичной обмотки. Общее число витков вторичной
обмотки находится в пределах 120 0—15009 витков. Провод
медный эмалированный диаметром 0,07 мм. Начало вторичной
обмотки соединено с концом первичной, а конец — с контак-
том высокого напряжения 4, укрепленным на поверхности транс-
форматора.
331
С торцов трансформатор защищен щеками, изготовленными
из изоляционного материала. Снаружи обмотка трансформа-
тора закрыта хлопчатобумажной лентой, пропитанной специаль-
ным составом, и покрыта лаком. Таким образом, обмотки
трансформатора и конденсатор защищены от механических
повреждений, попадания влаги и менее подвержены воздействию
переменных температур. При помощи проводника 5 первичная
обмотка присоединяется к сухарику прерывателя.
§ 121. РОТОР
Ротор магнето состоит из постоянного цилиндрической
формы магнита 1 (фиг. 250), двух П-образных полюсных нако-
нечников 2 и 3, валика ротора 4, автомата изменения угла
опережения зажигания и шестерни 5, напрессованной на брон-
зовую втулку, ввернутую в полюсный наконечник 3.
Фиг. 250. Ротор магнето:
* — кольцевой магнит; 2 и 3 — полюсные наконечники; 4 — валик ротора:
5 — шестерня ротора; 6 — бронзовое кольцо; 7 — винты крепления полюсных
наконечников; 8 — основание автомата; 9 — центробежные грузы
Магнит выполнен из железоникелевоалюминиевого сплава.
Торцы магнита образуют его полюсы N и 5.
К торцам магнита прилегают П-образные наконечники, при-
крепленные при помощи винтов 7 к бронзовому кольцу 6, на-
прессованному на магнит. Полюсные наконечники смещены
один по отношению другого на 90° и образуют как бы ^четыре
полюса.
Автомат опережения зажигания состоит из основания /
(фиг. 251) и двух пар шарнирно соединенных^ центробежных
грузов 2. Эти грузы при помощи рессоры 3 отжимаются
к центру.
Как видно из фиг. 221, центробежные грузы свободно поса-
жены одним своим концом на пальцы, закрепленные в основа-
302
нии Автомата, а другим конном — на пальцы, прикрепленные
к заднему полюсному наконечнику (на этой фиг. полюсный на-
конечник условно изображен в виде пластинки 2, а его пальцы
в виде стержней 13). Таким образом, между магнитом и вали-
ком ротора осуществлена упругая связь, допускающая их взаим-
ное угловое смещение. Наибольшее смещение ограничено бур-
тиками основания автомата. Действие автомата заключается
в следующем.
Фиг. 251. Автомат опережения зажигания:
1 — основание автомата; 2 — центробежные грузы;
3 — рессора; 4 — палец, прикрепленный к основанию
автомата. 5 — палец, прикрепленный к полюсному
наконечнику
Упругость пластинчатых рессор достаточна для преодоления
момента сопротивления вращающихся деталей магнето, т. е.
ротора и валика распределителя. Поэтому до некоторых оборо-
тов углового перемещения магнита относительно валика не
происходит, и соединение магнита с валиком ротора можно
считать жестким.
При увеличении оборотов свыше п, центробежные силы
грузов, преодолевая упругость рессор, отжимают концы грузов
(не закрепленные на пальцах) от центра и сближают тем самым
303
пальцы 4 и 5 (фиг. 251), на которых посажены грузы. Так как
пальцы 4 основания автомата, соединенного с приводом колен-
чатого вала, не могут переместиться, то сближение пальцев под
действием центробежных сил грузов вызывает смешение ротора
на угол <?рот в сторону его вращения, BMecie с кулачковой шай-
бой и бегунком, относительно валика рот< ра, а следовательно,
и относительно коленчатого вала.
С увеличением числа оборотов увеличивается и угловое
смешение ротора, пока грузы на некоторых оборотах п.2 достиг-
нут ограничительного буртика основания автомата. Такое поло-
жение центробежных грузов соответствует самому большему
углу опережения зажигания. Обороты пь при которых начи-
нается угловое смещение ротора, определяют начало работы
автомата, а обороты п2—конец работы. Угловое смешение
ротора с от начала его работы до конца определяет диапа-
зон возможного изменения угла спережения зажигания по
ротору. Для магнетоБСМ = 1300об1мин,п,= 1900—2000 об!мин.
Диапазон изменения угла опережения зажигания 23—28° (вели-
чина этого угла указывается на задней крышке).
Конструкция автомата предусматривает возможность его
установки на магнето как левого, так и правого вращения.
Достоинством такого автомата является то, что независимо
от угла опережения зажигания размыкание контактов произво-
дится при наивыгоднейшем абрисе, так как угловое смещение
магнита согласуется с угловым смещением кулачковой шайбы.
Недостатком автоматов опережения зажигания такого типа
является то, что угол опережения зажиганья изменяется только
в зависимости от числа оборотов без учета величины наддува,
качества смеси и других факторов, оказывающих влияние на
величину необходимого угла опережения зажигания. Этих не-
достатков не имеет ручное опережение зажигания.
§ 122. ЗАДНЯЯ КРЫШКА
Задняя крышка (фиг. 252) отлита из алюминиевого сплава
В центральном отве[стии крышки размещена эксцентриковая
втулка 17 (фиг. 2 »7), прикрепленная к крышке при помощи
шайбы и четырех винтов. Во втулке с незначительным эксцен-
триситетом размещено два шариковых подшипника 16, во вну-
тренние обоймы которых запрессован валик шестерни 18.
Боковые отверстия в верхней части крышки служат для
вывода провода от первичной обмотки трансформатора к пре-
рывателю. В середине верхней части крышки смонтирован вы-
вод тока высокого напряжения 15 (фиг. 252) от контактной
пластины трансформатора на распределитель. На конце валика,
обращенном в сторону ротора, на шпонке посажена текстолито-
вая шестерня 14, закрепленная гайкой. Поворотом эксцентрико-
вой втулкл осуществляется регулировка зазора между зубьями
шестерен. С противоположной стороны на валике при помощи
304
/5
Фиг. 252. Задняя крышка магнето:
(4 — текстолитовая шестерня; 15—вывод тока высокого напряжения; 19 — кулачковая
шайба; 20 — бегунок
Фиг. 253. Регулировка зазора между контактами пре-
рывателя и установка абриса:
1, 2 и 10—винты; 3—пластина; 4—ось; 5 — подвижная пластина;
6 и 15—эксцентриковые винты: 7 — масленка; 8 — латунная пла-
стинка; 9 и 13—контакты: 11—текстолитовая Подушка; 12—по-
движной рычаг; 14 — пружина; 15 — эксцентриковый винт
20—472
шпонки закреплена кулачковая шайба 19, к корпусу которой
при помощи винта крепится бегунок 20. На задней крышке со
стороны распределителя (фиг. 253) винтами 1 и 2 крепится
пластина 3 прерывателя, в которую запрессована ось 4. На пла-
стине 3 закреплены подвижная пластина 5, эксцентриковый
винт 6 подвижной пластины, масленка 7 кулачковой шайбы
и латунная пластинка 8, к которой крепится проводник низ'
кого напряжения трансформатора.
Подвижная пластина, к которой приклепан контакт 9, сво-
бодно сидит на оси 4 и крепится к пластине винтами 10. На
эту же ось посажена текстолитовая подушка 11, скользящая
своим выступом по выступам кулачковой шайбы.
Текстолитовую подушку охватывает подвижной рычаг 12
прерывателя, к которому приклепан контакт 13. Контакты 9
и 13 прижимаются один к другому пружиной 14. При сомкну-
тых контактах первичная обмотка через пружину замкнута на
массу. Когда же выступ кулачка набегает на выступ текстоли-
товой подушки, первичная цепь разрывается.
Регулировка зазоров между контактами прерывателя про-
изводится при помощи эксцентрикового винта 6, для чего
ослабляют винты 10 и поворотом эксцентрикового винта при-
ближают выступ подушки к кулачковой шайбе или удаляют
от нее. В первом случае зазор увеличивается, во втором умень-
шается. После установки нормального зазора 0,25 — 0,35 мм
винты снова завертывают.
Эксцентриковый винт 15 служит для установки (на заводе)
момента размыкания по наивыгоднейшему абрису. Ослабив
винты 1 и 2, проходящие через овальные отверстия в пластине,
поворачивают эксцентрик в ту или другую сторону, смещая
этим пластинку прерывателя относительно оси вращения кулач-
ковой шайбы. Таким образом, начало размыкания контактов
производится при большем или меньшем угле отклонения
ротора от его нейтрального положения.
Положение пластины, соответствующее размыканию контак-
тов при наивыгоднейшем абрисе, отмечено рисками, нанесен-
ными на пластине и задней крышке. В магнето левого и пра-
вого вращения прерыватели не взаимозаменяемы. Кулачковая
шайба (фиг. 254) изготовлена из стали и имеет цементирован-
ный поясок, на котором выфрезерованы кулачки. Число кулач-
ков равно числу цилиндров мотора, для которого предназна-
чено магнето. В магнето звездообразных двигателей углы между
осями кулачков неодинаковы, что обусловлено особенностью
кинематики и кривошипно-шатунного механизма этих двига-
телей.
На корпусе шайбы имеется два отверстия с метками „лев"
и „прав". Эти отметки указывают, куда должен быть ввернут
винт, крепящий бегунок при правом или левом его вращении.
Бегунок (фиг. 255) изготовлен из твердой резины и имеет
два электрода и два бронзовых кольца. Электрод 1, называе-
306
мый рабочим, соединен с контактной пластинкой в центре
бегунка. Последняя соприкасается с угольком центрального
электрода распределителя (фиг. 247). Электрод 2, называемый
пусковым, соединен с узким бронзовым кольцом, имеющим
электрический контакт с пусковым электродом распределителя.
Широкое бронзовое кольцо <3 служит для точной посадки
бегунка в корпус кулачковой шайбы. При вращении бегунка
его рабочий электрод движется
впереди пускового. Этим обес-
печивается воспламенение смеси
в цилиндрах при запуске после
ВМТ, что делает невозможным
обратные удары винта. Сторона
вращения показана на бегунке
стрелкой.
Фиг. 254. Кулач-
ковая шайба
Фиг. 255. Бегунок:
1 — рабочий электрод: 2 — пу-
сковом электрод; 3 — бронзо-
вое кольцо
§ 123. РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫЙ МЕХАНИЗМ
Распределитель (фиг. 256) изготовлен из твердой резины.
С внутренней его стороны по окружности расположены рабо-
чие электроды 1 по числу цилиндров мотора. Электроды соеди-
нены с проводами, вставленными в гнезда с внешней стороны
распределителя при помощи остроконечных винтов, прокалы-
вающих провод.
В центре расположен центральный электрод, в отверстие
которого вставляются пружинка и уголек 2, прижимаемый
к контактной пластинке бегунка. При помощи пластинки цен-
тральный электрод соединен с гнездом 3, куда вставляется конец
вывода высокого напряжения. В середине распределителя
имеется гнездо, обозначенное буквой П, куда монтируют про-
водник, подводящий ток высокого напряжения от пускового
магнето или пусковой катушки. Этот проводник соединен
с пусковым электродом 4. Гнездо, в котором крепится провод-
ник, идущий к свече первого цилиндра, отмечен на распреде-
лителе меткой 1. Остальные проводники в соответствии с по-
рядком работы цилиндров монтируются в гнездах, расположен-
20*
307
ных от первого в направлении вращения бегунка. Распредели-
тель крепится к задней крышке магнето при помощи экрана 25
и винтов 26 (фиг. 247).
Фиг. 256. Распределитель тока высокого напряжения:
1 — рабочие электроды; 2 — уголек; 3 — гнездо для вывода тока высокого напряжения;
4 — лусковс й электрод
Связь между коленчатым валом двигателя
и ротором магнето
Магнето, установленное на мотор, должно обеспечить вос-
пламенение смеси в момент, точно определяемый положением
поршня в цилиндрах в такте сжатия. Поэтому положение ротора,
кулачковой шайбы и бегунка в момент искрообразования должно
находиться в строгом соответствии с положением коленчатого
вала, т. е. необходима строгая зависимость между числами
оборотов ротора, кулачковой шайбы и бегунка, с одной стороны,
и коленчатым валом — с другой. Отношение числа оборотов
ротора прот к числу оборотов коленчатого вала пк в назовем
передаточным числом привода магнето и обозначим через р,
т. е.
Р = ^~. (136)
пк. в
Значение р легко определить, исходя из следующих сообра-
жений: в четырехтактных двигателях за два оборота вала
магнето должно обеспечить образование искр в количестве,
п к в
равном числу цилиндров мотора I, а за одну минуту 1_- 2
искр в мин} ту.
Число искр, получаемых за один оборот ротора, равно числу
его полюсов а, а число искр за одну минуту равно апрот.
308
Для нормальной работы двигателя необходимо соблюдение
равенства
• лк.п
г—
откуда
лгот
лк в
(137)
Так, например, при четырехполюсных магнитах передаточные
числа соответственно равны:
— для девятицилиндровых двигателей р=
12 3
— для двенадцатицилиндровых двигателей р = — = ;
14 , 3
— для четырнадцатицилиндровых двигателей p-~^- = i~.
Число кулачков на шайбе, как и число электродов на рас-
пределителе, равно числу цилиндров. Поэтому за два оборота
коленчатого вала бегунок и кулачковая шайба должны совер-
шить один оборот, т. е. число оборотов их должно быть в два
раза меньше числа оборотов коленчатого вала. Следовательно,
передаточное число pt между шайбой и коленчатым валом
равно
= (138)
лк. в z
Определим передаточное число р.2 между ротором и валиком,
на котором закреплены шайбы и бегунок, где р2 =
Из формул (136) и (138) можно видеть, что
р2 = = JL.
2 «Ш Л
Подставив в последнее равенство значения р и plt получим
(139)
Так, например, для рассмотренных выше девяти-, двенадцати-
и четырнадцатицилиндровых двигателей значения р.2 соответ-
ственно равны
9 . Л- 21
4 ’ 4 ’ 4 '
Соответственно отношениям р, рх и р2 подбираются размеры
шестерен, при помощи которых осуществляется передача вра-
щения от коленчатого вала к ротору магнето и кулачковой
шайбе.
ГЛАВА III
АВИАЦИОННЫЕ СВЕЧИ
§ !24. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К СВЕЧАМ
Свеча является одним из самых ответственных элементов
системы зажигания. Запуск мотора, бесперебойная его работа на
различных режимах и высотах во многом зависят от работы свечи.
Несмотря на кажущуюся конструктивную простоту, все же
трудно сконструировать такую свечу, которая бы одинаково
хорошо удовлетворяла всем требованиям, предъявляемым к ней.
Действительно, условия работы свечи очень тяжелы и обу-
словлены резкими изменениями механических, температурных
и электрических нагрузок.
Так, например, в конце впуска температура смеси равна
100—150° С, а давление не превышает 1,5 —1,7 кг1см?\ к концу
сгорания температура достигает 2500° С, а давление 50—70 кг/см2.
Резкое повышение давления действует на свечу как ударная
нагрузка и обусловливает необходимость большой механической
прочности деталей свечи при высоких температурах.
Велико и электрическое воздействие в свече. Разность потен-
циалов между электродами, достигающая 10000 в и больше,
нарастает быстро, после чего следует электрический разряд
в виде искры. Это вызывает особые требования к материалам
изоляции свечи и электродов.
Для обеспечения бесперебойного искрообразования при ука-
занных выше условиях, т. е. независимо от температуры, давле-
ния, состава смеси и других факторов, свеча должна удовле-
творять следующим требованиям:
1) высокая механическая прочность деталей свечи при повы-
шенной температуре;
2) хорошие изоляционные свойства изолятора свечи при
высоких температурах;
3) способность самоочищаться, т. е. противостоять замасли-
ванию и отложению копоти и нагара на деталях свечи;
4) герметичность, т. е. быть газонепроницаемой при всех
возможных температурах газа в цилиндре;
5) не вызывать самовоспламенения смеси вследствие пере-
грева электродов и изолятора.
Выполнение этих требований зависит главным образом от
конструкции свечи, материалов изолятора и электродов.
310
§ 125. КОНСТРУКЦИЯ И ТИПЫ СВЕЧЕЙ
В зависимости от конструкции, наличия экранирования и
материала изолятора различают следующие типы свечей:
1) разборные, допускающие возможность разборки свечи
на основные части для их чистки и ремонта;
2) неразборные;
3) неэкранированные;
4) экранированные;
5) со слюдяной изоляцией;
6) с керамической изоляцией.
Не рассматривая в отдельности каждый из указанных типов,
отметим лишь, что в настоящее время на отечественных авиа-
ционных двигателях применяются преимущественно свечи раз-
борные, экранированные и со слюдяной изоляцией. За последние
годы все большее применение находят свечи с керамической
изоляцией, являющиеся в большей своей части неразборными.
Типы наиболее употребительных авиационных свечей показаны
на фиг. 257.
k [ЗСвеча разбирается на следующие основные части: корпус I
(фиг. 258) с боковыми электродами, ниппель 3 с трубкой экрана
и центральный электрод 2 с изоляцией. На фиг. 259 показаны
все детали свечи в разрезе.
311
Фиг. 258. Детали свечи:
1 — корпус; 2 — центральный электрод с изолятором: 3 — ниппель с трубкой
экрана; 4 — уплотнительное кольцо
Фиг. 259. Свеча в раз-
резе:
1 — кольцо экрана; 2 — экран-
ниппель: 3 — изоляция экрана.
4 — контактная головка; 5, 12
и 14 — шайбы слюдяные,
6 — изоляция стержня; 7 — стер-
жень; 8 — трубка электрода;
9— втулка изолятора; 10— кор-
пус; 11 и 13—уплотнительное
кольцо; 15 —- центральный элек-
трод; 16 — боковой электрод
Корпус изготовляется из углеро-
дистой стали и с *абжен нарезкой для
ввертывания в цилиндр и шестью гра-
нями под ключ. Внутренняя часть кор-
пуса расточена таким образом, что
между поверхностями корпуса и изо-
л-тора образуется кольцевое простран-
ство, представляющее газовую камеру
для смеси. .
В верхней части корпуса имеется
внутренняя нарезка для ниш еля и вы-
ступ, на который кладется медное упло-
тнительное кольцо. В нижней части
корпуса укреплены боковые электроды.
Количество, форма и материал элек-
тродов оказывают существенное влия-
ние на работу свечи. Большое количе-
ство искр, образующихся между элек-
тродами (80000—10U000 в час), вызы-
вает их обгорание и увеличение рас-
стояния между нг ми, что может
явиться причиной отказа свечи. К| оме
того, газовая коррозия понижает меха-
ническую прочность электродов, и они
могут сломаться. Поэтому материал
электродов должен быть стойким про-
тив обгорания и газовой коррозии.
К таким материалам относятся:
вольфрам, никель и платино-иридие-
вые (.плавы. Недостатком вольфрама
является его хрупкость, не допускаю-
щая регулировки искровых зазоров.
Платино-иридиевые электроды обгорают
в пять раз медленнее никелевых, но
312
высокая стоимость материала ограничивает область их при-
менения. Поэтому наиболее употребительны никелевые элек-
троды. Широкое распространение получили также электроды
хромированные, так как хром служит хорошей защитой против
газовой коррозии и окисления электродов. Число боковых
электродов берется не менее двух. Авиационная свеча с одним
боковым электродом не изготовляется, так как в случае его
порчи выбывает из строя свеча. Увеличение количества боковых
электродов увеличивает число искровых промежутков, уменьшая
тем самым изнашивание электродов. Недостатком свечей с мно-
гими или широкими плоскими электродами является их склон-
ность к загрязнению искрового промежутка, так как в таких
Фиг. 260. Формы боковых электродов свечи
свечах газовая камера хуже очищается от попавшего в нее
масла. По своей форме электроды бывают плоские, круглые
и заостренные. Первые менее подвержены обгоранию, а следо-
вательно, более стабильны в смысле изменения величины зазора.
Крхглые электроды изготовляются из проволоки диаметром
до 2 мм; они более просты в производстве и не закрывают
газовую камеру, что способствует ее очищению. Заостренные
электроды, способствуя большой ионизации газа у острия,
требуют меньшего напряжения для пробоя, но обгорание острия
может значительно увеличить зазор между электродами. По-
этому заостренные электроды обычно применяются из платино-
иридиевых сплавов.
Наиболее употребительные формы боковых электродов
показаны на фиг. 260.
Ниппель служит для соединения центрального электрода
с корпусом свечи. Трубка ниппеля является экраном централь-
313
кого электрода, внутренняя ее поверхность покрывается изоля-
ционным материалом (слюдой или керамикой). Нарезка на верх-
ней части трубки служит для соединения с угольником свечи
Фиг. 261. Угольник свечи
(фиг. 261). Для защиты от коррозии наружные поверхности
корпуса и ниппеля подвергаются паркеризации (особый способ
чернения металла), кадмированию или оксидированию.
§ 126. ИЗОЛЯТОРЫ СВЕЧЕЙ
Изолятор свечи должен обладать высокими изоляционными
свойствами при высоких температурах, быть достаточно меха-
нически прочным, противостоять резким изменениям температур,
обладать хорошей теплопроводностью, обеспечивающей интен-
314
сивный отвод тепла от части свечи, помещенной в камере
сгорания, и, наконец, коэфициент линейного расширения изоля-
тора должен быть близок к коэфипиенту линейного расширения
стали, что обеспечивает газонепроницаемость свечи при различных
температурах. Наиболее полно этим требованиям удовлетворяют
слюда и специального состава керамиковые изоляции. Поэтому
именно эти материалы и применяются как изоляторы в авиа-
ционных свечах. Качество изолятора и конструкция центральной
части свечи (т. е. центрального электрода и его соединения
с изолятором) оказывают решающее влияние на работу свечи.
При работе мотора частицы масла неизбежно забрасываются
поршнем на свечу. Чистое масло, являясь хорошим диэлектриком,
не оказывает влияния на работу свечи. Если же в масле нахо-
дятся частички металлической пыли, нагара, сажи и пр., то такое
масло, попадая на изолятор, как бы соединяет центральный эле-
ктрод с корпусом свечи (т. е. с массой) и в некоторых случаях
приводит к эффекту, аналогичному короткому замыканию.
Исследования этого явления показали, что при температуре
550—575° токопроводящая масляная пленка бесследно сгорает
и, таким образом, происходит самоочищение свечи. Поэтому
необходимо так сконструировать свечу, чтобы обеспечить
температуру центрального электрода и нижнего конуса изоля-
тора, находящихся в камере сгорания, в пределах 550—600°.
Повышение этой температуры до 670—700° может вызвать
калильное зажигание, при котором воспламенение смеси прои-
зойдет не под действием электрического разряда, а от сопри-
косновения с накаленными частями свечи.
Соблюдение температур деталей свечи в таких ограниченных
пределах представляет большие трудности.
На фиг. 262 показаны схематически возможные пути отвода
тепла от наиболее нагретых частей свечи. Из схемы видно,
что наибольшие трудности представляет отвод тепла от нижних
частей центрального электрода и изолятора, не имеющих непо-
средственного соприкосновения с охлаждающей средой. Темпе-
ратура этих частей зависит от теплоемкости и теплопроводности
их материалов, от условий отвода тепла, т. е. от температуры
среды, окружающей свечу, и от средней температуры газов
внутри цилиндра в течение цикла.
В двигателях различных типов (например воздушное и жид-
костное охлаждение) условия отвода тепла неодинаковы. Не-
одинакова и средняя температура газов в цилиндре, зависящая
от степени сжатия, наддува, состава смеси и других факторов.
Поэтому невозможно создать универсальную свечу, годную
для двигателей с различными тепловыми режимами.
Чем больше термическая напряженность двигателя, тем
лучшие условия должны быть обеспечены для отвода тепла
от центрального электрода и нижнего конуса, чтобы избежать
их перегрева. Наоборот, в менее термически напряженных
двигателях отвод тепла от свечи нужно уменьшить, чтобы
315
избежать ее замасливания. Свечи, применяемые для двигателей,
термически более напряженных, называют холодными, для
менее напряженных — „горячими”.
Фиг. 262. Тепловой поток
в свече при ее работе
Фиг. 263. Свечи однотипной конструкции,
но с различной высотой нижнего конуса
Конструктивно интенсивность отвода тепла о г центрального
электрода и изолятора регулируют путем применения материалов
с большой теплопроводностью для токопроводящего стержня
центрального электрода. Так, например, для этой цели на цен-
тральный стержень надевают трубочку из красной меди, спо-
собствующее) лучшему отводу тепла от нижней части электрода
(свечн СВ-19). Для этой же цели в некоторых керамических
свечах центральный электрод (платино-иридиевый) заливается
сверху серебро.^.
В свечах одинаковых по конструкции тепловую характе-
ристику свечи изменяют путем изхменения высоты нижнего
конуса изолятора. Чем меньше эта высота, тем интенсивнее
отвод тепла и, следовательно, свеча оказывается более холодной
(фиг. 263).
316
Однако чрезмерное уменьшение высоты нижнего конуса
можег вызвать разряд от центрального электрода на массу
по поверхности конуса. Поэтому использование этого способа
весьма ограничено.
Теплопроводность слюды сравнительно невелика, что видно
из табл. 20.
Таблица 20
Коэфициент теплопроводности в кг кал м час°С о,з 0,84 >20
Материал Слюда Фарфор Керамиче- ские изоля- торы
Поэтому обеспеч°ние надежного отвода тепла от электрода,
изолированного слюдой, весьма затруднено. Неблагоприятно
отражается на работе свечи, особенно со слюд,1ной изоляцией,
применение свинцови-
стых бензинов.
При длительной
эксплоатации мотора
на высокооктановом
топливе на изоляторе
(особенно на слюде)
образуются отложения
сернистого свинца,
окиси свинца, броми-
стых соединений свин-
ца и др. Некоторые из
них прн высоких тем-
пературах значительно
понижают свои ди-
электрические каче-
ства, шунтируют свечу
и этим способствуют
утечке тока. Из гра-
фика, представленного
на фиг. 261, видно, что
на отдельных режимах
работы мотора вели-
Фиг. 264. Величина шунтирующего сопротивления
свечи иа различных режимах при работе на
свинцовистом бензине
чина шунтирующего
сопротивления уменьшается вдвое, что в некоторых случаях (на-
пример при увеличении зазора) может быть причиной отказа свечи.
Продолжительность работы свечи оказывает еще большее
влияние на уменьшгние шунтирующего сопротивления, что
видно из графика, приведенного на фиг. 265.
317
Отложения сернистого свинца гигроскопичны при обычной
температуре, что затрудняет запуск мотора. Кроме того, при
некоторых условиях продукты сгорания топлива, содержащего
тетраэтиловый свинец, амальгамируются со слюдой, вызывая
разрушение поверхности изолятора.
Фиг. 265. Зависимость шунтирующего сопротив-
ления свечи от продолжительности ее работы
Недостатком слюдяной изоляции является и то, что, обладая
свойством абсорбирования влаги из атмосферного воздуха,
свеча плохо работает при запуске. Таким образом, мы можем
констатировать, что на современных мощных авиационных
двигателях слюдяная изоляция работает на пределе своих
физических, механических и изоляционных возможностей. По-
этому дальнейшее форсирование моторов требует применения
более совершенных материалов для изоляторов свечи. Таким
материалом является керамик, имеющий в своем составе окись
алюминия, окись кремния и другие вещества.
Прочность современных керамиковых изоляторов достаточно
высока, а их теплопроводность и изоляционные свойства при
высоких температурах в десятки раз превышают такие же
качества слюдяных изоляторов.
Вследствие большой теплопроводности керамиковых изоля-
торов оказывается возможным изготовлять их нижний конус
более тонким и длинным, что затрудняет шунтирование свечи.
Гладкая поверхность изолятора, покрытая глазурью, затруд-
няет образование отложений на ней, способствует лучшему
очищению изолятора и делает его негигроскопичным.
Все это выдвигает керамиковые изоляторы на первое место
и обусловливает несомненное вытеснение слюды как изолятора
в авиационных свечах.
318
§ 127. ПОДБОР ТИПА СВЕЧИ К МОТОРУ
Подбор того или иниго типа свечи к двигателю заключается
в том, чтобы выбрать свечу, надежно работающею на всех
режимах двигателя. Правильно подобранная свеча не должна
замасливаться на малых оборотах, вызывать самовоспламенение
и давать перебои в искрообразовании на всех режимах. Кроме
того, свеча должна исправно работать установленное заводом
количество часов.
Подбор свечи проводится путем длительных экспериментов
и все же не всегда в полной мере удается. Дело в том, что
на различных режимах работы двигателя (например, запуск,
работа на непрогретом моторе, форсированный и другие режимы)
тепловые условия в цилиндрах могут резко отличаться. Поэтому
свечи, работающие исправно на одном режиме, например номи-
нальном, оказываются плохими для другого режима (например
замасливаются на малых оборотах); свечи, расположенные
в разных цилиндрах одного и того же мотора, могут находиться
в неодинаковых тепловых условиях. Так, например, по данным
исследования, проведенного на одном из моторов, температура
центральных электродов свечей, расположенных со стороны
выхлопа (наружные свечи), оказалась на 80—100° выше, чем
у свечей, расположенных со стороны всасывания. Не меньшее
значение шмеет и тот факт, что состав смеси в различных
цилиндрах не одинаков, что также влияет на температуру свечи
Различия условий работы св₽чи в различных цилиндрах двига-
теля сильно затрудняют подбор типа свечи, так как не всегда
возможно подобрать свечу с такой характеристикой, чтобы она
удовлетворительно работала при сильно различающихся тепло-
вых условиях. Поэтому при эксплоатации моторов следует
применять лишь тот тип свечи, который указан в инструкции
по эксплоатации мотора. Сказанное об условиях работы свечей
в различных цилиндрах объясняет причины отказа свечи в слу-
чаях неправильной регулировки карбюраторов, при замасли-
вании по причине износа поршневых колец или овализации
цилиндров и по другим причинам.
В условиях эксплоатации разбирать свечи не рекомендуется.
При обнаружении каких-либо механических повреждений свечу
необходимо заменить.
Нормально работающая свеча должна быть сухой; на элек-
тродах и торце нарезной части корпуса не должно быть
нагара. Влажность электродов вывернутой свечи указывает
на то, что свеча не работала или работала с перебоями.
Перед постановкой на мотор свечи, бывшие в употреблении,
проверяются на надежность искрообразования под давлением
не менее 10 ат. Испытание проводится на специальном приборе
под давлением, указанным в регламентах или инструкциях по
эксплоатации. Свеча считается выдержавшей испытание, если
искрение происходит непрерывно и по всем электродам.
ГЛАВА IV
ПУСКОВЫЕ ПРИСПОСОБЛЕНИЯ ДЛЯ ВОСПЛАМЕНЕНИЯ
СМЕСИ
§ 128. ПУСКОВОЕ МАГНЕТО С РУЧНЫМ ПРИВОДОМ
Запуск мотора, особенно при низких температурах, требует
значительного напряжения для образования искры в цилиндре,
что объясняется низкой температурой смеси и электродов,
а также сильным обогащением смеси. В то же время рабочее
магнето вследствие малых оборотов ротора индуктирует ЭДС
незначительной величины. Поэтому для обеспечения запуска
применяются специальное пусковое магнето, снабженное руч-
ным приводом, или пусковая индукционная катушка с питанием
от аккумулятора.
По принципу действия пусковое магнето не отличается от
обычного рабочего магнето. Двухполюсный ротор 2 (фиг. 266),
установленный в корпусе 3, приводится во вращение шестер-
ней 4, на оси которой закреплена рукоятка 5. На шестерне
имеется восьмигранный кулачок для размыкания контактов
прерывателя 6 первичной цепи. Трансформатор 7 крепится
своим сердечником к стойкам, влитым в корпус. Конец пер-
вичной обмотки припаивается к пластинке 8, соединенной
с изолированным от массы контактом прерывателя, а конец
вторичной обмотки соединен с контактом 9. Колодка 10 изго-
товлена из твердой резины и имеет два гнезда с контактами,
обозначенными метками „ПН“ и „П“. Контакт „ПН“ касается
пластинки 8, т. е. соединен с первичной обмоткой, а контакт
»П“ — пластинки 9, т. е. соединен с вторичной обмоткой.
По проводнику, соединенному с контактом „П“, ток высокого
напряжения подводится к пусковому электроду одного из
рабочих магнето и через распределитель поступает к свечам.
Проводник от контакта »НН“ соединяется на массу через
переключатель. На самолетах деревянной конструкции масса
пускового магнето может оказаться изолированной от массы
мотора, при этом вторичная цепь окажется незамкнутой и тока
в ней не будет. Поэтому на корпусе пускового магнето пре-
дусмотрен зажим с меткой „М“, к которому присоединяется
провод для соединения корпуса магнето с массой мотора.
320
Отношение скоростей вращения рукоятки и ротора равно
1 ;4. Таким образом, за один оборот ручки образуется 8 искр.
Скорость вращения рукоятки равна 150—200 об/мин, поэтому,
Фиг. 266. Пусковое магнето:
1 — обшяй вид магнето; 2 — ротор; 3 — корпус; 4 — шестерня; 5 — рукоятка.
6 — прерыватель; 7 — трансформатор; 8 — пластинка; 9 — контакт высокого
напряжения, 10 — колодка
когда пусковой электрод бегунка находится вблизи электрода
распределителя, в цилиндре образуется большое число искр,
обеспечивающих воспламенение смеси.
21-472
321
§ !29. ПУСКОВАЯ ИНДУКЦИОННАЯ КАТУШКА
Для запуска мотора в настоящее время главным образом
‘ применяют пусковые катушки. По сравнению с пусковым
магнето пусковые катушки дают большее напряжение, обладают
меньшим весом, имеют большую частоту искрообразования
и более удобны в эксплоатации. Монтажная схема пусковой
катушки показана на фиг. 267. Ток от аккумуляторной батареи
Фиг. 267. Схема пусковой катушки:
1 — вкран катушки; 2 — латунное основание; 3 — стопорная пружина; 4 — регулировочные ваш
с контактом; 5 — вибратор; 6 — корпус катушки; 7 — сердечник; 8 — вывод тока высокого няпряже-
ня; © — пластинка; 10 — вывод вторичной обмотки, присоединенной на массу; 11 — конденсатор:
12 и 13 — зажимы для присоединения концов первичной обмотки; 14 — зажим для присоединения
Проводника от батареи при двухпроводной системе; 15 — втулка; 16 — проводник от батареи;
17 — зажим для соединения на массу при однопроводной системе
по проводнику 16 подводится к зажиму 12, к которому присо-
единен один конец первичной обмотки, выполненной из медной
эмалированной проволоки диаметром 0,6—0,7 мм. Второй конец
первичной обмотки соединен с зажимом 13, к которому при-
соединена и пружина вибратора 5, снабженная контактом. Вто-
рым контактом является регулировочный винт 4, ввернутый
в латунное основание 2.
322
При замкнутых контактах прерывателя электрический ток по
основанию 2 и зажимам 14 и 17 отводится к батарее.
Вторичная обмотка расположена непосредственно на пер-
вичной, имеет 11000—12 000 витков и изготовлена из медной
эмалированной проволоки диаметром 0,07 мм. Один конец вто-
ричной обмотки присоединен к выводу тока высокого напря-
жения 8, а другой конец через пластинку 9 соединяется
с экраном 1. Параллельно первичной обмотке к зажимам 12 и 14
присоединен конденсатор емкостью 0,35—0,45 микрофарад.
Конденсатор расположен вокруг вторичной обмотки. Первичная
обмотка, вторичная обмотка, конденсатор и железный сер-
дечник 7 помещены в карболитовом корпусе 6, в котором
укреплены и винты зажимов. Для предохранения обмоток и
конденсатора от действия влаги корпус внутри заливается озо-
керитом.
Принцип действия пусковой катушки состоит в следующем.
Постоянный электрический ток, протекая по первичной обмотке,
создает вокруг нее магнитное поле, которое намагничивает
сердечник. Сердечник, преодолевая сопротивление пружины
вибратора, притягивает ее к себе и тем самым размыкает пер-
вичную цепь. При размыкании электрический ток в цепи пре-
кращается, магнитное поле сердечника исчезает, и пружина
вибратора вследствие упругости возвращается в первоначальное
положение, т. е. замыкает контакты вибратора, после чего опи-
санные выше процессы снова повторяются. В момент размыка-
ния контактов магнитное поле первичной обмотки резко умень-
шается и, пересекая витки вторичной обмотки, индуктирует
в ней высокое напряжение, достигающее 13000—14 000 в.
В среднем контакты вибратора размыкаются 700 —800 раз
в секунду, следовательно, столько же искр пусковая катушка
подает к пусковому электроду рабочего магнето и далее на
свечи.
В случае однопроводной системы электрооборудования на
самолете зажим 17 соединяется на массу (являющуюся общим
минусом). При двухпроводной системе зажим 17 изолируется
от массы и на него надевается экранирующий колпачок.
В этом случае оба проводника от батареи проходят через
втулку 15 и присоединяются — один к зажиму 12, а другой
к зажиму 14.
При работе с пусковой катушкой следует остерегаться
короткого замыкания первичной обмотки, что возможно,
например, при чрезмерно малом зазоре между торцом
сердечника и пружиной вибратора (нормальный зазор
0.7-1,0 мм).
При коротком замыкании сила тока в первичной цепи воз-
растает с 2 а до 20—25 а. Вследствие этого обмотки перегре-
ваются, что приводит к вытеканию озокерита, нарушению изо-
ляции, спеканию контактов и другим последствиям.
21»
323
§ 130. ЗАПУСК ПРИ ПОМОЩИ ТРАНСФОРМАТОРА РАБОЧЕГО
МАГНЕТО
Наличие на самолетах аккумулятора дает возможность
использовать для запуска трансформатор рабочего магнето,
что упрощает пусковую систему зажигания и позволяет про-
изводить воспламенение смеси одновременно от обеих свечей
цилиндра.
Фиг. 268. Схема запуска посредством транс-
форматора рабочего магнето:
1 — пусковая кнопка; 2 — вибратор; 3 — трансформатор
рабочего магнето; 4 — распределитель
При такой системе электрический ток от аккумуляторной
батареи через пусковую кнопку 1 (фиг. 268) проходит в намаг-
ничивающ’ ю обмотку вибратора 2 и при сомкнутых контак-
тах прерывателя поступает в первичную обмотку трансфор-
матора рабочего магнето. При размыкании контактов вибра-
тора ток в первичной обмотке трансформатора прерывается,
а во вторичной обмотке индуктируется напряжение, достигаю-
щее 12000—14000 в.
Вследствие большой частоты размыкания первичной цепи
на свечи поступает большое количество искр, которые повы-
шают температуру смеси в искровом промежутке и, следова-
тельно, облегчают ее воспламенение. Такую схему пускового
зажигания можно использовать лишь на двигателях, у которых
угол позднего опережения зажигания невелик, в противном
случае возможны вспышки в цилиндрах ранее, чем поршни
достигнут ВМТ, что повлечет за собой обратные удары
винта.
324
§ 13J. ДУБЛИРОВАННЫЙ ЗАПУСК ПРИ ПОМОЩИ ПУСКОВОЙ КАТУШКИ
И РАБОЧЕГО МАГНЕТО
На некоторых самолетах, с целью облегчения запуска, при-
меняется дуб тированное зажигание, т. е. одновременная работа
'пусковой катушки и трансформатора рабочего магнето. Такое
зажигание обеспечивает большое число искр при запуске и про-
должительное искрообразование в цилиндрах.
Принципиальная схема дублированного запуска предста-
влена на фиг. 269.
Фиг. 269. Схема дублированного запуска авиамотора
от трансформатора рабочего магнето и пусковой катушки:
1 — первичная обмотка катушки; 2 — вторичная обмотка катушки;
3 — пусковая кнопка; 4—трансформатор рабочего магнето;
Б — распределитель
Первичные обмотки пусковой катушки и трансформатора
рабочего магнето включаются последовательно и при помощи
пусковой кнопки соединяются с батареей. В момент пр?рывания
тока вибратором пусковой катушки индуктируется высокое
напряжение во вторичной обмотке катушки 2, и если в этот
момент контакты прерывателя рабочего магнето разомкнуты,
то одновременно индуктируется высокое напряжение и во
вторичной обмотке трансформатора. От пусковой катушки ток
высокого напряжения поступает к пусковому электроду, а от
трансформатора — к рабочему электроду. Следовательно, при
включении пусковой кнопки на каждую свечу поступает ток
высокого напряжения сначала от рабочего, а затем от пуско-
вого электрода бегунка. Учитывая, что магнето установлено на
позднее зажигание, можно считать, что искрообразование начи-
нается при положении поршня вблизи ВМТ и продолжается
почти непрерывно в течение поворота кривошипа на угол
60—70°. Выделение тепла в искровом промежутке способствует
325
более быстрому воспламенению смеси. Как и в случае запуска
при помощи рабочего трансформатора, дублированный запуск
не применим для тех моторов, у которых велико значение
позднего опережения зажигания.
Фиг. 270. Схема дублированного запуска авиамо-
тора от трансформаторов обоих рабочих магнето
и двух пусковых катушек:
1 — пусковая кнопка; 2 — переключатель; 3 — магнето;
4 — пусковые катушки
На некоторых самолетах на каждый мотор устанавливают
две пусковые катушки, работающие совместно с трансформа-
торами рабочего магнето. В этом случае воспламенение смеси
в цилиндрах при запуске производится от обеих свечей.
Принципиальная схема дублированного зажигания от двух
пусковых катушек и двух рабочих магнето показана на
фиг. 270.
ГЛАВА V
ЭКРАНИРОВАНИЕ И ВНЕШНЯЯ ПРОВОДКА
< СИСТЕМЫ ЗАЖИГАНИЯ
§ 132. ЭКРАНИРОВАНИЕ СИСТЕМЫ ЗАЖИГАНИЯ
При работе системы зажигания создаются большие помехи
в работе радиоустановки самолета. Эти помехи проявляются
в виде ритмических тресков, сильно мешающих радиоприему.
Для уяснения причин этого явления рассмотрим принципиаль-
ную схему осуществления радиосвязи.
На передающей станции установлен микрофон, который под
действием звуковых колебаний изменяет сопротивление электри-
ческой цепи, изменяя в ней соответственно и силу тока. При
этом создаются электрические колебания, соответствующие ко-
лебаниям звука в микрофоне. Специальной аппаратурой пере-
датчика электрические колебания усиливаются и передаются
в антенну. Вокруг антенны возникают электромагнитные коле-
бания, распространяющиеся в пространстве со скоростью света
в виде электромагнитных волн. Так как электрический ток
в антенне изменяется соответственно колебаниям звука, то
и электромагнитное поле, вызванное этим током, изменяется
соответственно звуковым колебаниям мембраны микрофона.
Рассматриваемое электромагнитное поле, распространяясь
в пространстве, пересекает антенну приемной станции и индук-
тирует в ней ЭДС и электрический ток, изменяющиеся с такой
же закономерностью, как и в антенне передающей станции.
В приемном аппарате сила тока увеличивается по величине
и, проходя по обмотке электромагнита, заставляет мембрану те-
лефона колебаться с такой же частотой, как и мембрана
микрофона, воспроизводя этим передаваемые звуки.
Аналогичные явления имеют место и при работе магнето,
где проводники тока высокого и низкого напряжения являются
своеобразными антеннами, излучающими электромагнитные
волны, частоты которых резко возрастают и уменьшаются,
особенно в моменты искрообразования.
Эти электромагнитные волны, пересекая антенну приемной
станции самолета, искажают закономерность изменения ЭДС
основной передающей станции и поэтому являются источником
327
помех в приеме. Интенсивность помех зависит от взаимного
расположения приемника и проводников системы зажигания.
Всякого рода экраны из металла, например, капоты, перего-
родки и другие части самолета, отделяющие приемник от дви-
гателя, уменьшают вредное влияние магнето на работу радио-
станции. На самолетах металлической конструкции помехи
меньше, чем на самолетах деревянной конструкции.
Фиг. 271. Принципиальная схе-
ма работы экрана:
1 — направление тока в проводнике;
2— направление тока в экране:
3 — магнитное поле проводника;
4 — магнитное поле экрана
Для устранения помех, вызы-
ваемых системой зажигания, при-
менялись различные способы (уста-
новка фильтров, специальных раз-
рядников и др.). Однако удовлет-
ворительные результаты получа-
ются лишь при экранированной
системе зажигания. Сущность этого
способа заключается в том, что
все части зажигания, излучающие
электромагнитные волны, как, на-
пример, трансформатор, распреде-
литель, проводники, свечи и др.,
помещаются в металлические ко-
жухи-экраны. Действие такого
экрана заключается в следующем.
При прохождении тока по про-
воднику 1 (фиг. 271) вокруг него
образуется магнитное поле, пере-
секающее экран 2, вследствие
чего в нем индуктируется ЭДС, и если экран замкнут
на массу, то в нем появляется электрический ток. Вокруг
экрана с электрическим током возникает свое магнитное поле,
которое согласно закону Ленца направлено противоположно
магнитному полю проводника.
Действие этих двух магнитных полей взаимно уничтожается.
а следовательно, устраняется причина, создающая помехи
в работе радиостанции самолета.
Для полного уничтожения вредного действия магнето на
работу самолетной радиостанции необходимо, чтобы электро-
магнитное поле системы экранирования было равным по вели-
чине электромагнитному полю системы зажигания, что возможно
при полном отсутствии электрических и магнитных потерь.
Поэтому материал экрана должен обладать хорошей электро-
проводимостью и не иметь потерь на гистерезис и перемагни-
чивание, т. е. быть диамагнитным.
По этим соображениям экраны изготовляются из меди или
алюминия и реже из мягкой стали. Экраном токопроводящих
деталей магнето являются корпус и крышки трансформатора
и распределителя. Провода внешней цепи системы зажигания
экранируются металлическими трубами, внутри которых про-
кладывается несколько проводов (коллекторная проводка). Про-
328
вода от магнето к коллекторам и от коллекторов к свечам
экранируются гибкими трехслойными трубками, присоединяе-
мыми к экрану свечи при помощи специальных соединительных
угольников (фиг. 2^2). Внутренняя часть экранирующих трубок
представляет собой гибкий шланг из алюминиевой ленты. Эта
часть трубок защищает провод от механических повреждений
и от проникания масла, воды и бензина.
Фиг. 272. Система экранирования магнето рядного двигателя
Средний слей выполнен из тонкой медной луженой прово-
локи и служит основной частью экранирования. Третий слой
изготовлен из такой же проволоки, как и второй; он усиливает
экранирующее действие второго слоя и предохраняет его
от механических повреждений.
Экранировка свечи выполняется в виде трубки, изолиро-
ванной внутри слюдой или керамическим покрытием.
Для надежной работы системы экранирования необходимо:
1) хорошее металлическое соединение между собой всех
элементов;
2) надежное электрическое соединение экрана с массой
мотора;
3) отсутствие каких-либо отверстий, пробоин и разрывов
во всей системе;
Нарушение указанных требований обычно сводит к нулю
работу всей системы экранирования.
Обладая значительной емкостью, система экранирования
сильно уменьшает величину располагаемого напряжения вто-
ричной цепи (в некоторых магнето до 50%).
Это видно из следующей формулы, выражающей зависи-
мость потенциальной энергии конденсатора от его емкости С
и наибольшего значения напряжения между его обклад-
ками
Cv2
(140)
Величина электромагнитной энергии при размыкании кон-
тактов является постоянной величиной (при данных условиях)
329
и, так как при данном запасе энергии wc приходится заряжать
конденсатор, увеличенный по емкости в три-четыре раза, то,
как это следует из формулы, максимальное напряжение ®к, до
которого может зарядиться этот конденсатор, значительно
снижается.
Уменьшение напряжения сказывается главным образом при
работе магнето на малых оборотах, когда напряжение магнето
и без того пониженное. Поэтому при экранированных проводах
Фиг. 273. Схема внешней проводки рядного V-образного
двенадцатицилиндрового двигателя
330
минимальное число оборотов ротора, при котором магнето
обеспечивает нормальное новообразование, имеет меньшее
значение, чем у неэкранированных магнето.
§ 133. ВНЕШНЯЯ ПРОВОДКА СИСТЕМЫ ЗАЖИГАНИЯ
На фиг. 273 представлена схема соединения агрегатов системы
зажигания V-образного двенадцатицилиндрового двигателя, а на
фиг. 274 — звездообразного четырнадцатицилиндрового двига-
теля. Порядок присоединения проводов в обоих случаях оди-
наковый.
Фиг. 274. Схема внешней проводки звездо-
образного четырнадцатицилиндрового дви-
гателя
Одно магнето обслуживает все свечи, установленные со
стороны всасывания, а другое — со стороны выпуска. Учитывая,
что в распределителе ток высокого напряжения поступает
поочередно в электроды, последовательно расположенные по
вращению бегунка, присоединение проводников к свечам сле-
дует производить так, чтобы следующий импульс тока посту-
пал к очередному цилиндру по принятому порядку работы. Так,
например, при порядке работы цилиндров 1 л. — 6 пр. — 5 л.—
331
2 пр. — 3 л. — 4 пр. —6 л.— 1 пр. — 2 л. — 5 пр. — 4 л. — 3 пр.
проводник от электрода, отмеченного на распределителе мет-
кой 1, нужно соединить со свечой первого цилиндра левого
блока, а от электрода, расположенного рядом с электродом 1,
(по вращению бегунка), следует соединить со свечой шестого
цилиндра правого блока и т. д. Порядок присоединения про-
водников к свечам удобно указывать в виде таблицы (табл. 21
и 22).
Таблица 21
Порядок присоединения проводников к свечам для V-образного
двенадцатицилиндрового двигателя
Таблица 22
Порядок присоединения проводников к свечам для звездообразного
четырнадцатицилиидрового двигателя
Проводники, закрепленные в клеммах 11 выключения маг-
нето (фиг. 247), присоединяются к соответствующим контактам
переключателя, провод П от пускового магнето также присое-
диняется к контакту на переключателе.
Провод Н высокого напряжения пускового магнето (или пу-
сковой катушки) соединяется с пусковым электродом распреде-
лителя „П“ (фиг. 256). Корпусы пускового магнето и переклю-
чателя при помощи проводников соединяются с какой-либо
деталью мотора.
В качестве проводников для системы зажигания исполь-
зуются высоковольтовые провода типа ПВЛ. Жила такого про-
вода состоит из 19 отдельных медных проводов диаметром
0,3 мм каждый. Жила покрыта резиновой изоляцией толщи-
332
ной 2,5 мм. Для предохранения резины от влаги и масла на
нее накладывается оплетка из хлопчатобумажной пряжи,
покрытая сверху лаком. Для присоединения проводников
к свечам применяются специальные наконечники или угольники,
снабженные контактным устройством.
Переключатель. Остановка работающего двигателя осуще-
ствляется выключением зажигания при помощи переключателя.
Принцип работы переключателя состоит в том, что при замы-
кании первичной цепи накоротко параллельно прерывателю ЭДС
вторичной обмотки понизится и искрообразование в цилиндрах
прекратится. При помощи переключателя можно первичные
обмотки рабочих и пускового магнето соединить поочередно
или все сразу на массу и тем самым включить то или другое
магнето.
Устройство переключателя видно из фиг. 275. Фибровый
диск 1 снабжен тремя контактными зажимами. К одному зажиму
Фиг. 275 Переключатель:
1 — фибровый диск; 2 — контактные пластинки; 3 — диск с выступами; 4 — ручка переключателя
прикрепляется проводник, соединенный с первичной обмоткой
левого магнето, к другому зажиму — такой же проводник пра-
вого магнето и к третьему зажиму — проводник от пускового
магнето (провод П).
К зажимам прикреплены контактные пластинки 2, которые
скользят по медному диску 3, соединенному с массой.
На крышке переключателя имеется ручка 4, которая при по-
мощи шарикового фиксатора фиксируется в четырех положе-
ниях, отмеченных цифрами ,0е; „1“; „2“; „14-2“. При положе-
нии ручки против цифры „0“ (фиг. 275, а) все контактные пла-
стинки касаются выступов диска, т. е. соединены на массу.
Следовательно, все магнето выключены.
При положении ручки против цифры „1“ (фиг. 275, б) пер-
вичные обмотки левого и пускового магнето отсоединены от
массы, а первичная обмотка правого магнето соединена с мас-
сой. Следовательно, пусковое и левое магнето могут работать
нормально, а правое магнето выключено.
При положении ручки против цифры .2“ (фиг. 275, в) правое
и пусковое магнето могут работать нормально, а левое магнето
выключено.
И, наконец, при положении ручки против цифр ,14-2*
(фиг. 275, г) ни одна контактная пластинка не касается диска,
и следовательно, все магнето могут работать нормально.
В случае установки переключателя на приборную доску, не
имеющую электрического контакта с массой мотора, корпус
переключателя соединяется с какой-либо деталью, укрепленной
на моторе.
ГЛАВА VI
ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ СИСТЕМЫ ЗАЖИГАНИЯ
$ 134. ОСОБЕННОСТИ
РАБОТЫ СИСТЕМЫ ЗАЖИГАНИЯ В УСЛОВИЯХ
ВЫСОТНЫХ ПОЛЕТОВ
Фиг.
276. Высотные характеристики
системы зажигания
Как это видно из
ток во вторичной
ленным токопроводящим деталям, как, например, электродам
бегунка и распределителя, контакту высокого напряжения транс-
форматора, контактной головке свечи и др. Изоляцией между
этими деталями и массой мотора служит воздух. С подъемом
на высоту плотность воздуха уменьшается, вследствие чего
уменьшается и электрическое сопротивление воздушного проме-
жутка, отделяющего токопроводящую детель от массы, что
может вызвать электрический разряд не в свече, а в магнето.
Таким образом, высотность
магнето ограничивается той
высотой, на которой наблю-
даются перебои в искро-
образовании в цилиндрах
вследствие электрических
разрядов на массу вне
искрового промежутка
свечи.
На фиг. 276 приведены
кривые I и II. Кривая I
дает примерную зависи-
мость наибольшего напря-
жения ® которое может
дать магнето на различных
высотах, не вызывая разря-
дов вне свечи. Кривая II
указывает на напряжение
^потр» потребное для обра-
зования искры в цилиндре
на различных высотах. Нор-
мальное искрсобразование в
если «'pa™> Чютр- Точка а пересечения кривых 1 и //определяет
высотность магнето.
схемы магнето, представленной на фиг. 221,
цепи в некоторых местах проходит по ого-
цилиндрах возможно при условии
335
Если по каким либо причинам значение г*потр возрастает (на-
пример вследствие увеличения зазоров между электродами
свечи), то кривая III потребного пробивного напряжения распо-
лагается выше кривой II, а точка б пересечения кривой III
с кривой / соответствует меньшей высоте.
В некоторых случаях высотность магнето резко понижается
вследствие попадания влаги на поверхность изолятора бегунка,
распределителя или трубки экрана свечи. Под действием иони-
зированного воздуха вокруг электродов с высоким напряжением
влага, покрывающая поверхность изолятора, окисляется, что
приводит к электрическим разрядам по поверхности изолятора
на массу.
Влажный воздух, кроме того, облегчает разряд между элек-
тродами через воздух. Поэтому неплотное соединение крышки
магнето или угольников свечи может вызвать перебои в системе
зажигания при высотных полетах.
Как показали исследования магнето БСМ, их высотность
лимитируется прежде всего расстояниями между рабочим и пуско-
вым электродами бегунка и между рабочим электродом бегунка
и пусковым электродом распределителя. В обоих случаях раз-
ряд на массу происходит через первичную цепь пусковой катушки
или пускового магнето.
С целью повышения высотности на некоторых моторах при-
меняются магнето с наддувом.
Повышение высотности серийных магнето типа БСМ дости-
гается путем удлинения изоляции электродов бегунка, устрой-
ством выемок и углублений между электродами в изоляции
распределителя, устранением пусковой арматуры, использова-
нием для запуска трансформатора рабочего магнето, а также
применением других мероприятий, затрудняющих разряд на
.массу от неизолированных токопроводящих элементов магнето.
С целью увеличения высотности в некоторых магнето увеличены
расстояния между токопроводящими деталями и массой.
Из сказанного о высотности магнето следует, что при под-
готовке самолета к высотным полетам особое внимание должно
быть обращено на систему зажигания и в первую очередь на
правильность зазоров между электродами свечи, герметичность
соединений всех элементов системы зажигания, чистоту дре-
нажных отверстий в задней крышке магнето и чистоту поверх-
ностей распределителя и бегунка.
§ 135. ОСОБЕННОСТИ ЗАЖИГАНИЯ В ЗВЕЗДООБРАЗНЫХ ДВИГАТЕЛЯХ
Как указывалось в § 20, для получения одинакового угла
опережения зажигания во всех цилиндрах згездообразного дви-
гателя искрообразование должно происходить через неравные
углы поворота коленчатого вала (а следовательно, и ротора).
Конструктивно это требование выполняется тем, что централь-
ные углы между осями кулачков на кулачковой шайбе магнето
336
делаются неодинаковыми и подбираются в соответствии с кине-
матикой данного двигателя.
Различная кинематика кривошипно-шатунных механизмов
звездообразных двигателей приводит к тому, что в цилиндрах
с прицепными шатунами поршни приходят в ВМТ не в тот
момент, когда ось кривошипа совпадает с осью данного цилин-
дра, а раньше или позднее на некоторый угол az_ (см. § 20).
В табл. 23 указаны значения углов а, у одного из двухряд-
ных четырнадцатицилиндровых двигателей, у которого главные
шатуны расположены в первом и восьмом цилиндрах.
Положительный знак поправки указывает на то, что в цилин-
драх с прицепными шатунами при положении поршня в ВМТ
кривошип проходит ось цилиндра, а при отрицательной поправке
не доходит до нее на угол Дх. В первом случае для сохранения
одинаковыми углов опережения зажигания 6 в цилиндрах с глав-
ными и прицепными шатунами разрыв первичной цепи следует
производить в тот момент, когда угол 6Х, образованный осью
кривошипа и осью соответствующего цилиндра, меньше угла 6
на величину + «z- При отрицательном знаке поправки угол
должен быть больше угла 6 на величину aZ/
Таким образом:
0 = 6х±ас (141)
Из последнего равенства видно, что для получения одина-
ковых углов опережения 6 при различных значениях az разрыв
первичней цепи нужно производить через неравные утлы пово-
рота коленчатого вала, так как величины углов неодина-
ковы.
Так, например, приняв для цилиндра с главным шатуном угол
опережения 6 = 18°, получим:
— для пятого цилиндра 65=18° — 4° = 14°;
— для десятого цилиндра 6|О=18—1°=17°;
— для одиннадцатого цилиндра 6П = 18 + 4° = 22° и т. д.
22-472
337
Учитывая передаточное число привода магнето, равное >
определим поправку Дхр на ВМТ в углах поворота ротора:
<142>
Для рассматриваемого четырнадцатицилиндрового двигателя
значения Дяр приведены в табл. 24.
Таблица 24
Для обеспечения одинакового опережения зажигания выступы
кулачков на кулачковой шайбе (фиг. 277) должны быть смещены
в сторону уменьшения или увеличения на угол -у- (так как
Фиг. 277. Кулачковая шайба
звездообразного четырнадцати-
цилиндрового двигателя, обес-
печивающая одинаковое опере-
жение зажигания в цилиндрах
кулачковая шайба вращается в два
раза медленнее коленчатого вала).
Установка зажигания в звездо-
образных двигателях производится
по цилиндру с главным шатуном.
Если в рассматриваемом двигателе
установить момент размыкания в
первом цилиндре по наивыгодней-
шему абрису, то разрыв первич-
ной цепи в других цилиндрах будет
происходить при угле опереже-
ния зажигания, отличающемся от
угла ар на величину Дхр.
Так, например, если установить
начало размыкания контактов по
первому цилиндру ар=14°, то
при размыкании контактов для
образования искры в десятом ци-
33 s
линдре угол поворота от его нейтрального положения окажется
равным
= % + Дхк> = I4° + 1О45' = 15°45';
при искрообразовании в пятом цилиндре
%,= % + Да5== 14° + 7° = 21°;
при искрообразовании в одиннадцатом цилиндре
ар,1=ар + Дяи = 14°-7о = 7о.
Как это видно из графика (фиг. 278), сила тока первичной цепи’г
в момент разрыва имеет неодинаковое значение для различных
цилиндров. Следовательно, неодинаково и значение напряжения
вторичной цепи. Поэтому установленный угол размыкания для
первого цилиндра
берется значительно
большей величины
по сравнению с наи-
выгоднейшим абри-
сом. Значение этого
угла подбирают с
таким расчетом, что-
бы в момент размы-
кания контактов при
наименьшем значе-
нии ар (в данном
случае apt и ар) по-
лучить напряжение,
достаточное для об-
разования искры.
С целью умень-
шения разницы в
Фиг. 278. Сила тока и моменты размыкания пер-
вичной цепи для цилиндров звездообразного дви-
гателя:
1 — очиннадцатого и четвертого; 2 — девятого и второго;
3 — тринадцатого и шестого; 4 — первого и восьмою:
5 — десятого и третьего; 6 — четырнадцатого и седьмое о;
7 — двенадцатого м пятого
значениях напряже-
ния в некоторых ти-
пах магнето полюс-
ным наконечникам
стоек придают спе-
циальную форму.
В результате этого
несколько изменяется закономерность изменения основного маг-
нитного потока и силы тока в первичной цепи. Максимальное
значение силы тока уменьшается по абсолютной величине, но со-
храняется почти неизменным в диапазоне значительного угла
поворота ротора. На фиг. 278 такое изменение силы тока схе-
матически показано пунктирной кривой /.
Таким образом, мы приходим к выводу, что в звездообразных
двигателях система зажигания имеет свои особенности, обуслов-
ленные кинематикой кривошипно-шатунных механизмов. Это
22*
339
обстоятельство должно учитываться при эксплоатации мотора
и особенно при ремонтно-монтажных и регулировочных работах
по системе зажигания. В частности установка магнето на мотор
не может производиться по каждому кулачку, как это возможно
на рядных двигателях, а только по кулачку, снабженному осо-
бой меткой, указывающей, что именно этот кулачок обслужи-
вает цилиндр с главным шатуном. Нарушение этого условия
резко нарушает равенство углов опережения зажигания, что
повлияет на мощность мотора, его равномерность хода и теп-
ловое состояние.
§ 136. ОСОБЕННОСТИ ЗАЖИГАНИЯ В РЕАКТИВНЫХ ДВИГАТЕЛЯХ
В реактивных двигателях электрическое зажигание смеси
в камерах сгорания производится лишь при запуске. Когда
в камерах сгорания устанавливается стабильный факел пламени,
зажигание выключается, и в дальнейшем воспламенение топлива
осуществляется путем впрыскивания его в горящую среду.
Фиг. 279. Электрическая схема зажигания турбореактивногс
двигателя:
1 — левая пусковая катушка; 2 — правая пусковая катушка; 3 — свечи;
4 — кнопча включения; Б — аккумулятор напряжением 24 в
В отличие от поршневых двигателей, у которых воспламене-
ние смеси в цилиндрах должно производиться при определенном
положении кривошипа в такте сжатия, в реактивных двигателях
воспламенение смеси, так же как и впрыск топлива, происходит
почти непрерывно. Это значительно упрощает систему зажига-
ния реактивного двигателя, так как отпадает необходимость
в распределительном и других механизмах и деталях, а также
в механической связи между источником электрического тока
высокого напряжения и двигателем.
На фиг. 279 приведена принципиальная схема зажигания
одного из турбореактивных двигателей. Схема состоит из двух
индукционных пусковых кагушек, трех свечей и соединительных
проводов. Назначение отдельных элементов системы зажигания
такое же, как и в обычной пусковой системе. При нажатии
на кнопку включения цепь замыкается. При помощи вибратора,
обеспечивающего 600—800 колебаний в секунду, первичная
340
цепь периодически разрывается, а во вторичной цепи индукти-
руется напряжение 10000—11 000 в, подводимое к свечам, ввер-
нутым в камеры сгорания.
Фиг. 280. Свеча реактивного двигателя:
I — угольник; 2 — пружина; 3—слюдяной экран; 4 — втулка с добавочным
сопротивлением: Б — резиновая прокладка; 6 — гайка; 7 — стальной ниппель;
8 — пружина; 9—крепежная втулка; 10—стальное кольцо; 11—керамиче-
ский изолятор; 12 — медно-асбестовое кольцо; 13 — корпус; 14 — центральный
электрод; 15 — боковой электрод
На фиг. 230 показана керамическая свеча, применяемая
в турбореактивных двигателях. Искровой промежуток в таких
свечах равен примерно 3 мм, что является характерной особен-
ностью этих свечей. Столь значительный искровой зазор обу-
словлен более благоприятными условиями для искрообразования
в камерах сгорания реактивных двигателей, где давление газа
в момент воспламенения близко к атмосферному и благодаря
непрерывному потоку искр происходит интенсивная ионизация
газа в искровом промежутке.
Угольник свечи снабжен дополнительным сопротивлением
2000 ом. Назначение этого сопротивления — более резко гасить
электрическую дугу при уменьшении напряжения и уменьшать
эррозию электродов.
РАЗДЕЛ ШЕСТОЙ
КОНСТРУКТИВНЫЕ ФОРМЫ ДЕТАЛЕЙ
АВИАЦИОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
ГЛАВА I
ЦИЛИНДРЫ И БЛОКИ
Авиационные двигатели непрерывно совершенствуются, в ре-
зультате чего увеличиваются их мощность и высотность, умень-
шается удельный вес и улучшаются другие их показатели.
Однако при анализе последних модификаций того или иного
типа двигателей легко установить, что конструктивные формы
основных деталей авиационных двигателей, претерпевая отдель-
ные изменения, все же не выходят за пределы общих принципов,
установившихся в результате многолетней конструкторской
и эксплоатационной практики.
Однотипные детали многих двигателей (картеры, цилиндры,
коленчатые валы, поршни, клапаны и др.) имеют много общего
как по своему конструктивному выполнению, так и по силовой
схеме.
Эта общность обусловлена идентичностью условий работы
однотипных деталей на разных двигателях и быстрым внедре-
нием наиболее удачных конструкций деталей в различные типы
двигателей.
Следует учитывать и то обстоятельство, что расчет на проч-
ность деталей авиационного двигателя имеет весьма условный
характер вследствие трудности точного определения сил, дей-
ствующих на детали, сложности конструкций деталей и невоз-
можности в связи с этим точно определить напряжения, возни-
кающие в деталях при их работе.
Поэтому рациональная форма деталей чаще всего является
результатом не расчета, а длительных экспериментов и опыта,
накопившегося в процессе многих лет эксплоатации. Этим
объясняется стремление конструкторов придерживаться прове-
ренных практикой и установившихся конструктивных форм
и пропорций между размерами деталей, одновременно внося
отдельные изменения, обусловленные специфичностью и усло-
виями работы детали на различных двигателях.
В настоящем разделе мы рассмотрим условия работы отдель-
ных деталей авиационного двигателя, действующие на них силы
и общие принципы, принимаемые в основу при конструировании
деталей. Знание этих вопросов более полно раскрывает харак-
342
Фиг. 281. Действие
сил на цилиндр
трещин и коро-
в цилиндре выде-
верные особенности и конструктивную целесообразность отдель-
ных, незначительных на первый рзгляд, элементов деталей и спо-
собствует осмысленному пониманию их конструкции.
Цилиндр вместе с поршнем образуют камеру, в которой
происходит сгорание топливо-воздушной смеси и преобразова-
ние тепловой энергии в механическую работу.
При работе двигателя на цилиндр действуют следующие
силы:
1. Сила давления газов. Действуя на днище цилиндра,
сила Рт (фиг. 281) стремится оторвать цилиндр от картера. Эта
сила растягивает стенки цилиндра и крепящие его болты.
2. Сила бокового давления N.
Эта сила действует в плоскости вращения
кривошипа и, будучи переменной по вели-
чине и направлению, приводит к неравно-
мерному износу стенок цилиндра.
Кроме того, цилиндр находится под дей-
ствием термических нагрузок. Температуры
отдельных участков цилиндра, в особенности
головки, могут резко отличаться (на 150—
200° С).
Часть головки цилиндра, на которой рас-
положен всасывающий клапан, охлаждается
при поступлении свежей смеси; часть же
головки с выхлопным клапаном дополни-
тельно нагревается при выпуске сгоревших
газов. По этим причинам температуры раз-
личных участков голо ки могут резко раз-
личаться, вызывая неравномерное расшире-
ние их. В результате этого возникают боль-
шие внутренние тепловые напряжения, во
многих случаях превосходящие по своему
значению напряжения от давления газов.
Термические нагрузки являются причиной
бления головок цилиндров.
По своему назначению и условиям работы
1яют следующие элементы:
1) головку цилиндра;
2) гильзу цилиндра;
3) охлаждающее устройство цилиндра.
§ 137. ГОЛОВКА ЦИЛИНДРА
В головке цилиндра расположены впускные и выпускные
клапаны, гнезда для свечей, воздушных клапанов и форсунок
впрыска топлива (у двигателей с непосредственным впрыском).
Вместе с поршнем головка цилиндра образует камеру сгорания.
По форме камеры сгорания делятся на полусфериче-
ские, плоские и шатровые.
313
Фиг. 282. Формы камер сгорания:
а — полусферическая; б — шатровая;
в — цилиндрическая плоскодонная
Полусферическая камера (фиг. 282, а) обеспечивает наимень-
шие потери тепла, уменьшает склонность к детонации, дает
возможность устанавливать клапаны, диаметр которых превос-
ходит 0,5 D и облегчает размещение охлаждающих ребер
у цилиндров воздушного охлаждения.
Недостаток этой камеры
сгорания состоит в том, что
она допускает установку лишь
двух клапанов, так как при-
вод большего числт клапанов,
а также размещение клапан-
ных коробок и их охлажде-
ние представляют большие
трудности.
Наиболее простыми и
удобными для расположения
клапанов являются цитиндри-
ческие камеры с шатровыми
(фиг. 282, б) или плоскими
(фиг. 282, <?) днищами. Эти ка-
меры несколько уступают
полусферическим по своим
тепловым качествам, но более
удобны при расположении не-
скольких клапанов, свечных и
других гнезд.
Увеличение числа клапа-
нов в камере сгорания дает
возможность увеличить про-
ходное сечение для газов и,
следовательно, уменьшить
гидравлическое сопротивле-
ние на всасывании и выпуске.
Так, например, при располо-
жении в плоскодонной камере
двух клапанов равного диа-
метра отношение суммарной
площади клапанов к площади
днища цилиндра находится
в пределах 0,32—0,35, в то
время как при расположении
четырех клапанов это отноше-
ние составляет примерно 0,5.
В рядных двигателях обычно применяют плоскодонные
и шатровые камеры сгорания с четырьмя клапанами. В звездо-
обра°ных двигателях с целью лучшего охлаждения головки
цилиндра наиболее часто применяют полусферические ка-
меры, более удобные для размещения на них охлаждающих
ребер.
344
С целью предохранения головки от ударов и наклепа при
закрывании клапанов в головку запрессовывают клапанные
седла, изготовленные из алюминиевой бронзы или хромонике-
левой стали. Последние предпочтительнее, так как при работе
стеллитированных клапанов наблюдаются случаи наволакивания
бронзы на фаску клапана, что н; рушает плотность прилегания
клапана к седлу и способствует их выгоранию.
Свечи в головке располагают так, чтобы струя входящей
смеси по возможности охлаждала электроды. Одну из свечей
устанавливают вблизи выпускного клапана, с тем чтобы воз-
можно быстрее воспламенить смесь в этом месте камеры и тем
самым предотвратить детонацию вследствие высокой темпера-
туры смеси возле клапана.
Конструкция головки должна обеспечить хороший отвод
тепла от наиболее нагретых мест, расположенных у выпускного
клапана, и обладать достаточной жесткостью, чтобы противо-
стоять короблению и растрескиванию. Наиболее полно этим
требованиям отвечают головки из алюминиевых сплавов. Такие
сплавы обладают высокой теплопроводностью, большой меха-
нической прочностью и хорошими литейными качествами, вслед-
ствие чего головке можно придать весьма сложные конструк-
тивные очертания. Поэтому головки из алюминиевых сплавов
получили всеобщее применение в двигателях воздушного охла-
ждения и в подавляющем большинстве двигателей жидкостного
охлаждения.
Для изготовления головок применяются силуминовые сплавы
типа АЛ4 и АЛ5.
Эти сплавы сохраняют достаточную крепость при повышен-
ной температуре, дают плотные без пузырей отливки и отлично
обрабатываются резанием.
§ 138. ГИЛЬЗА ЦИЛИНДРА
Термические условия работы гильзы более благоприятны
по сравнению с условиями работы головки. Это объясняется
как меньшим значением температур газов, действующих на
стенки гильзы, так н возможностью более интенсивного охла-
ждения стенок.
Гильза служит направляющей при движении поршня. Ее
внутренняя поверхность подвержена износу от действия порш-
невых колец и поршня.
Особенно большой износ стенок гильзы происходит вслед-
ствие попадания в цилиндр пыли через всасывающую систему.
Наблюдается также коррозия гильзы вследствие конденсации
продуктов сгорания после остановки двигателя и образования
из них сернистой, азотной и других кислот.
Наибольший износ гильзы наблюдается t верхней ее части
(фиг. 283) что объясняется повышенным давлением верхнего
поршневого кольца, неблагоприятными условиями смазки, а также
газовой коррозией, возникающей под действием горячих газов,
345
особенно при работе на бензинах с примесью этиловой жид-
кости.
Для увеличения стойкости против износа и коррозии вну-
тренняя поверхность гильзы азотируется или хромируется.
С целью уменьшения трения гильза внутри обрабатывается до
получения зеркальной поверхности.
Фиг. 284. Гильза
цилиндра
Фиг. 283. Распре-
деление износа по
высоте цилиндра
(кривые изобража-
ют разные стадии
износа)
Фиг. 285. Нижнее уп-
лотнение в гильзе блока:
а — без пружинящих стальных
колец; б — с пружинящими
стальными кольцами; 1 — рези-
новые кольца; 2 — стальные
уплотнительные кольца; 3 —• ман-
жетная гайка; 4 — стальные
пружинящие кольца
По условиям прочности гильза может быть выполнена срав-
нительно малой толщины (2—3 мм), не такая гильза не обла-
дает достаточной жесткостью и, деформируясь под действием
силы бокового давления на поршень, принимает овальную
форму вместо круглой, что нарушает плотность прилегания
поршневых колец. Увеличение жесткости гильзы достигается
либо утолщением ее стенок, либо устройством круговых ребер
по наружной поверхности гильзы ("фиг. 284).
В нижней части гильзы имеется толстый фланец для крепле-
ния цилиндра к картеру шпильками. Последние должны обес-
печить не только прочность и жесткость соединения, но и плот-
ность стыка между фланцами цилиндра и картером, поэтому
число шпилек берется достаточно большим (12—16).
346
В гильзах моторов блочной конструкции в нижней части
деланы специальные проточки или буртики для расположения
резиновых колеи, уплотняющих соединение гильзы с рубашкой
блока и предотвращающих вытекание охлаждающей жидкости.
При завертывании манжетной гайки 3 резиновые кольца 1
(фиг. 285, а) деформируются и плотно прилегают к стенкам
гильзы и блока. Чтобы уплотнение находилось под действием
постоянной упругой силы, достаточной для деформации рези-
новых колец в радиальном направлении, на некоторых моторах
между стальными кольцами уплотнения прокладывают пружи-
нящие (волнистые) кольца 4 (фиг. 285, б), изготовленные из
стальной проволоки. Одновременно этим устраняется опасность
перезатяжки стыка.
§ 139. УПЛОТНЕНИЕ МЕЖДУ ГИЛЬЗОЙ И ГОЛОВКОЙ ЦИЛИНДРА
Фиг. 286. Разложение силы Рг в резьбе го-
ловки цилиндра:
а — резьба специального профиля; б — резьба нормаль-
ного профиля
Соединение стальной гильзы с алюминиевой головкой должно
обеспечить герметичность при рабочих температурах цилиндра.
Вследствие значительно большего расширения материала головки
по сравнению с материалом гильзы возможно образование зазора,
достаточного для i рони-
кания газов в полость
между гильзой и голов-
кой. В результате этого
образуется нагар, ухуд-
шающий отвод тепла, что
обычно приводит к мест-
ному перегреву и коро-
блению головки у двига-
телей воздушного охла-
ждения и к попаданию
воды в цилиндр или вы-
теснению ее из блока га-
зами в моторах жидкост-
ного охлаждения.
Герметичность соединения головки с гильзой достигается
следующими способами:
1. Нагревом головки до температуры более высокой по срав-
нению с рабочей температурой ее перед завертыванием головки
на гильзу. Вследствие этого при работе двигателя всегда имеется
некоторый натяг между головкой и гильзой.
2. Применением резьбы специального профиля (фиг. 286, а) —
уплотнительной резьбы. По сравнению с нарезкой нормального
профиля такая резьба уменьшает радиальные силы Рраа, возни-
кающие в соединении при вспышке, и поэтому допускает завер-
тывание головки на гильзу с большим натягом, достигающим
0,4—0,45 мм.
3. Выполнением на гильзе острой кромки, которая при завер-
тывании врезается в материал головки (фиг. 287, б).
347
4. Применением специальных уплотнительных приспособлений
в виде прокладок из мягкого металла, стальных упругих колец,
которые вследствие предварительной их деформации при завер-
тывании гильзы плотно прилегают к точно обработанным по-
верхностям головки и гильзы, контргайки с коническим срезом
и других.
Фиг. 287. Виды уплотнения между стальной гильзой и алю-
миниевой головкой:
а — уплотнительная резьба; б — острая кромка на гильзе; в — уплотнитель-
ное коническое стальное кольцо; г — гофрированное кольцо; д — прокладка
нз мягкого металла для блока
Обычно надежное уплотнение достигается комбинированием
нескольких из перечисленных способов, например, завертывание
гильзы с острой кромкой и уплотнительной резьбой в предва-
рительно нагретую головку или завертывание гильзы с уплот-
нительной резьбой в предварительно нагретую головку и, кроме
того, постановка упругого кольца (для гильзы блока).
§ 140. ОТДЕЛЬНЫЕ ЦИЛИНДРЫ
Отдельно стоящие цилиндры применяются на звездообразных
двигателях и на маломощных рядных двигателях жидкостного
и воздушного охлаждения.
Цилиндры воздушного охлаждения, как правило, состоят из
навертной головки, отлитой из алюминиевого сплава, и стальной
гильзы (фиг. 288).
В головке цилиндра, обычно сферической, располагают две
коробки для клапанов впуска и выпуска с развалом 50—70°.
Развал позволяет применять клапаны увеличенного диаметра
348
Фиг. 288. Цилиндр двигателя воздушного охлаждения
и обеспечивает удобное расположение охлаждающих ребер как
на головке, так и на коробке выпускного клапана.
До 7О"/о охлаждающей поверхности цилиндра отводится для
охлаждения головки, а пятая часть от охлаждающей поверхности
головки используется для охлаждения выпускного клапана.
Гильза цилиндра также оребрена и в нижней части снабжена
массивным фланцем для крепления цилиндра к картеру. Уплот-
нение между гильзой и головкой осуществляется способами,
указанными в § 139.
Фиг. 289. Цилиндр с наварной стальной рубашкой
В рядных двигателях жидкостного охлаждения с отдельно
стоящими цилиндрами каждый из цилиндров охватывается на-
варной рубашкой из тонкой листовой стали (фиг. 289). Рубашки
соседних цилиндров соединяются между собой патрубками.
Охлаждающая жидкость поступает в рубашку цилиндра через
патрубок, расположенный в нижней части цилиндра. Нагреваясь,
350
жидкость поднимается вверх и через верхний патрубок отво-
дится в радиатор.
Большим недостатком двигателей с отдельно стоящими ци-
линдрами является недостаточная жесткость цилиндрового ряда,
что вызывает вибрацию цилиндров, трещины в сварном шве
рубашки, трещины в картере и ряд других неисправностей.
К достоинствам таких двигателей относится:
— хорошая циркуляция охлаждающей жидкости;
— легкая смена пилиндра;
— меньшая емкость системы охлаждения.
Сложность изготовления стальных цилиндров, недостаточная
приспособленность к массовому производству и неудовлетвори-
тельный отвод тепла от стальных камер сгорания послужили
серьезным препятствием для развития двигателей с отдельно
стоящими цилиндрами.
Эти недостатки устранены в моторах блочной конструкции,
где все цилиндры одного ряда заключены в общий блок из
алюминиевого сплава.
§ 141. ЦИЛИНДРОВЫЕ БЛОКИ
Блочная конструкция цилиндров обладает следующими до-
стоинствами:
— хорошей жесткостью цилиндрового ряда;
— меньшим весом конструкции благодаря применению алю-
миниевого литья и сближению цилиндров;
— простотой механической обработки, так как сложные
очертания получаются литьем.
Существенный недостаток блочной конструкции — сложность
замены клапанов, поршней, гильз и других деталей, так как
в случае замены одной из этих деталей приходится снимать
весь блок.
По способу передачи давления газов от цилиндра на картер
блочные конструкции бывают двух типов:
1) блоки с передачей давления посредством рубашки блока;
2) блоки с передачей давления посредством силовых шпилек.
В блоках первого типа (фиг. 290) весь блок изготовлен
в одной отливке, в которую на резьбе ввертываются стальные
гильзы. К картеру блок крепится при помощи большого числа
шпилек, обеспечивающих жесткое крепление и равномерную
затяжку стыка между блоком и картером. При такой конструк-
ции рубашка блока воспринимает усилия от давления газов на
головку и поэтому выполняется достаточно жесткой и прочной.
К недостаткам таких блоков относится сложность отливки
и трудность замены отдельных гильз.
Блоки второго типа состоят из двух частей (фиг. 291): общей
для всех цилиндров водяной рубашки, в которую вставляются
гильзы, и головки с отлитыми в ней камерами сгорания по числу
цилиндров в блоке.
351
23—472
Фиг. 290. Блок, в котором давления вспышек воспринимаются рубашкой:
1 _ блок моторе; 2 —гильза цилиндра: 3 — фланец крепления блока к картеру
Фиг. 291. Блок, рубашка которого не воспринимает давления вспышек:
I — рубашка цилиндров: 2 — головка блока: 3 — гильза цилиндра; 4 — трубки перепуска воды из рубашки в головку блока; б — отверстие для сиповоЗ
шпильки крепления головки и рубашки к картеру
Головка блока и рубашка соединяются при помощи силовых
шпилек, ввернутых в картер. При такой конструкции рубашка
блока разгружена от усилия давления газов, передающихся на
картер через силовые шпильки. Крепление гильз в рубашке
такого блока осуществляется весьма просто, отливка рубашки
и головки блока сравнительно несложна.
Однако наличие большого числа массивных шпилек, гаек
и других дополнительных элементов увеличивает вес кон-
струкции.
К недостаткам блоков второго типа следует также отнести
сложность монтажа блока на двигатель. Наличие стыка между
рубашкой и головкой блока, через который возможен прорыв
газов и течь воды, может явиться причиной ряда неисправ-
ностей.
Существенным вопросом в конструкциях блоков является
система подвода и отвода охлаждающей жидкости. Темпера-
тура в различных точках внутренней поверхности блока, осо-
бенно головки, меняется в значительных пределах, что может
вызвать коробление и трещины в стенках блока. Для пре-
дотвращения этого предусматриваются меры к более интен-
сивному охлаждению клапанных коробок выхлопа.
Во избежание образования воздушных и паровых мешков
отвод жидкости осуществляется в наивысшей точке блока.
Системой каналов и отверстий обеспечивается хорошая цирку-
ляция жидкости и устранение карманов, препятствующих уда-
лению жидкости из всей системы при сливе.
Блоки отливаются из алюминиевых сплавов, обладающих
хорошими литейными качествами и большой механической
прочностью. К таким сплавам относится силумин, из которого
преимущественно изготовляются блоки.
ГЛАВА II
ПОРШНИ И ШАТУНЫ
§ 142. ПОРШНИ
Назначение поршня — воспринимать давление газов в ци-
линдре и передавать работу газовых сил через шатун на ко-
ленчатый вал.
П >ршень с кольцами является подвижной непроницаемой
перегородкой, отделяющей полость цилиндра от полости кар-
тера. Он работает в трудных условиях, подвергаясь воздей-
ствию высоких температур при ограниченных возможностях
охлаждения, а также испытывая значительные нагрузки от дей-
ствия газовых и инерционных сил.
Исходя из указанных условий работы и сил, действующих
на поршень, к нему предъявляют следующие требования:
1. Надежная герметичность. Нельзя допускать утечки газов
из полости цилиндра и попадания в нее масла из картера.
2. Малый вес, что особенно важно для двигателей с боль-
шим числом оборотов как средство уменьшения сил инерции
поступательно движущихся масс.
3. Достаточная прочность и жесткость при температурах,
соответствующих рабочим температурам поршня (примерно
350° С).
4. Хорошая теплопроводность, обеспечивающая интенсивный
отвод тепла в стенки цилиндра.
5. Хорошие антифрикционные свойства с целью уменьшения
мощности, затрачиваемой на трение.
Наиболее полно всем этим требованиям удовлетворяют
поршни, изготовленные из алюминиевых сплавов. Эти сплавы,
как известно, обладают достаточной механической прочностью,
матым удельным весом, хорошей теплопроводностью и отлич-
ными антифрикционными качествами.
Наибольшее распространение получили кованые поршня*
механические качества которых более высоки по сравнению
с литыми и потому их можно изготовить менее массивными,
а следовательно, и более легкими.
Констру тивю в поршне отличают следующие элементы:
днище поршня, верхний пояс и нижний пояс, или юбка, поршня.
23* 355
Днище — наиболее нагруженная часть поршня как механи-
ческими, так и термическими нагрузками (фиг. 292), поэтому
для повышения жесткости и увеличения поверхности охлажде-
ния днища часто снабжают ребрами. По своей форме днище
Фиг. 292. Распределение температур в поршне при работе
двигателя на максимальной мощности
поршня может быть плоским, вогнутым и выпуклым (фиг. 293).
При одинаковой толщине плоские днища наиболее просты
в производстве, выпуклые — более прочны и жестки. Наиболее
часто переход от одной формы днища к другой делается
с целью изменения степени сжатия при неизменных размерах
других деталей кривошипно-шатунного механизма.
356
Верхним поясом поршня называют боковую поверх-
ность, примыкающую к днищу. В верхнем поясе расположены
поршневые кольца.
Высота верхнего пояса зависит от количества располагаемых
на нем колец. Первая канавка отстоит от днища поршня на
б—8 мм. Расстояние между соседними канавками берется рав-
ным толщине кольца или же больше ее на 0,5—1 мм.
Надежность работы поршня во многом зависит от точности
боковых зазоров между поршневыми кольцами и их канавками.
Если зазор мал, то возможно защемление кольца в канавке;
увеличенный зазор приводит к резкому повышению расхода
масла вследствие возрастания эффекта насосного действия
колец.
Величина зазоров берется в пределах 0,1—0,2 мм для уплот-
нительных колец и 0,05—0,20 — для маслосбрасывающих.
В нижнем поясе поршня расположены бобышки и в не-
которых конструкциях — одно или два маслосбрасывающих
кольца.
Высоту нижнего пояса желательно по возможности умень-
шить, что выгодно для уменьшения веса и потерь на трение.
Но чрезмерное уменьшение высоты нижнего пояса увеличивает
удельное давление на стенку, получающееся в результате дей-
ствия силы бокового давления. Поэтому высота нижнего пояса
подбирается так, чтобы удельное давление не превышало
6—10 кг!см2. С целью облегчения поршня в нижнем поясе со
стороны бобышек делают выемки или даже вырезы.
Учитывая, что коэфициент линейного расширения алюми-
ниевого поршня почти в два раза больше коэфициента линей-
ного расширения стальной гильзы, диаметральные зазоры в хо-
лодном состоянии поршня подбирают так, чтобы допустить
свободное расширение поршня при его нагреве. Так как рабо-
чая температура верхнего пояса значительно выше температуры
нижнего, то и диаметральный зазор его в холодном состоянии
должен быть большим. С этой целью поршни делаются кони-
ческими или ступенчатыми, что облегчает их изготовление.
357
Увеличение зазоров между поршнем и гильзой не допускается,
так как под действием переменных по направлению сил N та-
кой порш₽нь работает со стуком.
В процессах сгорания, расширения и выпуска газов днище
поршня поглощает значительное количество тепла. Поэтому
интенсивный теплоотвод от днища является одним из основных
требований, обусловливающих надежность работы поршня.
Фиг. 294. Схема поглощения и отвода тепла в поршне
в гакте расширения (сплошные линии—теплопог лощение,
пунктир — теплоотвод)
Теплоотдача от поршня осуществляется главным образом через
поршневые кольца, плотно прижатые к стенке гильзы, через
стенки поршня и путем конвекции тепла в воздух и масло,
находящееся в картере. На фиг. 294 и 292 представлены типич-
ные схемы теплопередачи и значения температур поршня
у звездообразных двигателей. У двигателей жидкостного охла-
ждения температуры поршней на 30—50°С ниже, чем у двига-
телей воздушного охлаждения.
Высокая температура поршней является причиной отпуска
его материала, потери твердости и механических качеств. В ре-
зультате этого на поршне образуются трещины и возможно
выкрашивание отдельных кусков. Распространенными дефектами
поршня являются также коррозия и эррозия поверхности днища
под действием горячих газов, т. е. образование точечных
изъязвлений (сыпи).
При работе поршня он деформируется под действием силы
бокового давления (фиг. 295, а), силы давления вспышки
(фиг. 295,6) и вследствие нагрева (фиг. 295, в). Для сохранения
круглой формы поршня при его работе поршни некоторых мо-
358
торов делают овальными. Большую ось овала располагают
перпендикулярно к оси поршневого пальца. Разница между
большой и меньшей осями овала обычно не превышает
0,1—0,4 мм.
Овальная форма поршней уменьшает также трение в части
поршня, не воспринимающей нагрузок от боковых сил.
Фиг. 295. Деформация поршня:
а — под действием силы N\ б — под действием давления вспышки; в — при нагреве
§ 143. ПОРШНЕВЫЕ КОЛЬЦА
Назначение поршневых колец — создать уплотнение между
зеркалом цилиндра и поршнем, препятствующее утечке газов
из камеры сгорания и прониканию в нее масла.
В соответствии с этим к поршневым кольцам предъявляют
следующие требования:
1) высокая упругость, обеспечивающая хорошее прилегание
кольца к зеркалу цилиндра;
2) хорошие антифрикционные свойства с целью уменьшения
трения и износа колец и гильзы цилиндра;
3) стойкость против воздействия высоких температур.
Единственным материалом, сочетающим в себе все эти свой-
ства, является серый чугун, который и применяется для изго-
товления поршневых колец.
По своему назначению кольца делятся на:
— уплотнительные, предохраняющие от прорыва га-
зов;
— маслосборные, очищающие масло со стенок цилиндра
при движении поршня от ВМТ к НМТ.
Удельное давление кольца на стенку гильзы равно 0,6—
6,8 кг/см? и не зависит от его высоты. Поэтому высоту кольца
берут возможно меньшей (обычно 2—3 мм) с целью умень-
шения инерционных сил, под действием которых могут обло-
маться тонкие буртики кольцевых канавок.
Кольца прижимаются к стенкам гильзы не только силами
упругости, но и давлением газов, проникающих через зазоры
в поршневой канавке и действующих на тыльную поверхность
колец (фиг. 296, а).
359
Уплотнительная способность колец основана на принципе
дросселирования газа при его последовательном перетекании
через зазоры колец из одной полости в другую (фиг. 296,6).
В результате этого понижается перепад между давлением в по-
лости над нижним кольцом и давлением в картере, что умень-
шает утечку газов.
Фиг. 296. Уплотнительная способность колец:
а — действие газов на тыльную поверхность колец; б — дросселирующее
действие колец по опытам, проведенным на одноцилиндровом двигателе
В наиболее трудных условиях работает первое уплотнитель-
ное кольцо, находящееся под непосредственным воздействием
горячих газов. При перегреве кольца его упругость и механи-
ческая прочность резко понижаются (фиг. 297), и оно выходит
из строя.
Уплотнительные кольца делаются прямоугольного сечения
или же с конусом примерно в 2° с целью лучшей притирки
кольца к гильзе. Для лучшего сбрасывания масла со стенок
гильзы такие кольца устанавливаются большим основанием
к нижнему поясу.
У верхнего кольца скос обычно не делают, так как вслед-
ствие значительной разности давления (10 кг/см2) между на-
ружной и тыльной сторонами кольца оно могло бы оказаться
отжатым от стенки цилиндра (фиг. 298).
В свободном состоянии диаметр колец больше диаметра
цилиндра, поэтому при посадке кольца в цилиндр оно сжи-
мается, за счет упругих деформаций стремится расшириться
и, таким образом, прижимается к стенкам цилиндра.
360
Как показывают результаты опытов (табл. 24), проведенных
на одноцилиндровом двигателе с приводом от электромотора,
Фиг. 297. Упругость поршневых ко-
лец в зависимости от температуры
Фиг. 298. Действие дав-
ления вспышки на коль-
цо с конической рабо-
чей поверхностью
два уплотнительных кольца вполне обеспечивают герметичность
камеры сгорания, однако для большей надежности ставят три
и больше уплотнительных колец.
Таблица 24
Влияние числа поршневых колец на давление
в камере сгорания
Число колец Давление в камере сгорания в кг/см2
без смазки с нормаль- ной смазкой с обильной смазкой
0 8,9 10,2
1 27,2 28,8 31,6
2 27,2 29,7 33,2
3 27,3 29,9 33,4
Стык колец, называемый замком (фиг. 299), делается
обычно под углом 45°, что несколько затрудняет прорыв газов.
Как показывают опыты, более сложная форма замка существен-
ного улучшения в работу кольца не вносит, а изготовление
колец сильно усложняется. Поэтому такие замки применяются
редко. При производстве колец предусматривается некоторый
зазор в стыке для возможности удлинения кольца при его
361
нагреве. Для уменьшения утечки газов замки колеи, монти-
руемых на одном поршне, располагают в наибольшем удалении
друг от друга.
Фиг. 299. Конструктивные формы замков поршневых колец
Маслосборные кольца имеют следующие особенности:
а) Высота кольца делается больше, а поверхность кольца,
прилегающая к гильзе, — меньше, чем у уплотнительных. Это
осуществляется либо проточкой кольцевой канавки (фиг. 300, в),
либо снятием фаски (фиг. 300, а). Таким путем увеличивают удель-
ное давление кольца, и очистка стенок гильзы от масла оказы-
вается более совершенной.
б) Для уменьшения насосного действия кольца зазоры в ка-
навках маслосбрасывающих колец делают минимальными, кроме
того, в канавке сделано большое число отверстий для прохода
масла, счищаемого кольцами со стенок цилиндра.
Фиг. 300. Типы маслосборных колец:
а — со снятой фаской (конусное); б—одно из двух колец, устанавливаемых в. одной канавке;
в — с кольцевой канавкой
362
В некоторых моторах в одной канавке устанавливают два
маслосборных кольца типа, показанного на фиг. 300, б. Такие
кольца работают независимо друг от друга. Счистка масла
производится острой кромкой, проточенной в кольце; для про-
хода м ела внутрь поршня в основании колец сделаны выемки.
Такая конструкция кольца упрощает их изготовление, кроме
того, путем установки замков обоих колец под углом 180° друг
к другу достигается более равномерное давление на стенку
гильзы.
Обычно на поршень устанавливают два маслосборных кольца,
располагая их непосредственно за уплотнительными. В некото-
рых случаях одно из колец устанавливают ниже оси поршне-
вого пальца, что уменьшает расход маета, предотвращая излиш-
нее его попадание в камеру сгорания. Но благодаря уменьшению
количества масла, попадающего на смазку поршня, ухудшаются
условия его работы, особенно при больших значениях силы N.
§ 144. ПОРШНЕВОЙ ПАЛЕЦ
Палец служит для сочленения порштя с шатуном и для
передачи на шатун усилия давления газов.
Поршневой палец работает
на изгиб и срез от газовых и
инерционных сил, а также на
износ в бобышках поршня и
в верхней головке шатуна
(фиг. 301). Вследствие ограни-
ченности диаметра пальца при
значительной его длине палец
Фиг. 301. Схема нагрузки
на поршневой палец
Фиг. 302. Конструктивные формы
поршневых пальцев
363
относят к одной из ответственных и наиболее нагруженных
деталей двигателя.
Материал поршневых пальцев должен обладать высокой меха-
нической прочностью, упругостью и поверхностной твердостью.
Для уменьшения веса палец делают пустотелым (фиг. 302).
Крепление пальца в поршне, как правило, допускает свободное
его поворачивание (плавающий палец). Такое крепление обеспе-
чивает более равномерное изнашивание пальца по окружности.
Фиг. 303. Ограничители осевого перемещения поршневого пальца:
а — замки; б — фиксаторы; в — заглушка
Перемещение пальпа в осевом направлении ограничивают
обычно заглушками из алюминиевого сплава, которые обтачи-
ваются по сфере меньшего радиуса, чем радиус цилиндра, что
обле1чает вращение пальца в бобышках поршня.
Для уменьшения веса и изгибающих нагрузок палец выгодно
делать возможно более коротким, но при этом учитывают,
чтобы удельное давление пальца на бобышки было не более
400 кг/см^.
При укороченных пальцах осевое перемещение ограничи-
вают специальными замками (фиг. 303).
Недостаток последних заключается в том, что палец поршня,
будучи не зажат, имеет некоторую игру и, ударяясь о замок,
разбивает края выемки, в которой он закреплен.
Рабочая поверхность пальцев полируется и подвергается
термической обработке (цементации, азотированию и др.).
364
§ 145. ШАТУНЫ
Назначение шатунов — передавать усилия давления газов от
поршня на коленчатый вал.
Основной нагрузкой для шатуна является усилие от давле-
ния газов в цилиндре в момент наибольшего его значения. Эти
усилия вызывают продольный изгиб шатуна; кроме того, шатун
работает на растяжение от сил инерции поступательно-движу-
щихся масс и на изгиб от сил инерции шатуна, возникаю-
щих вследствие переменного, колебательного его движения
(фиг. 304).
В конструкциях с прицепными шатунами главный шатун до-
полнительно нагружен изгибающими усилиями, передаваемыми
от прицепных шатунов.
В результате пере-
численных нагрузок
напряжения в шатунах
достигают значитель-
ных величин, поэтому
шатуны выполняются
из высокосортной ста-
ли, часто такого-же со-
става, как и коленча-
тые валы. Чтобы из-
бежать царапин, явля-
ющихся источником
появления трещин, ша-
туны подвергаются по-
лировке.
Конструктивно в
шатуне рассматривают
три основные части:
верхняя или поршне-
вая головка; стержень
шатуна; нижняя, или
кривошипная, головка.
Верхняя голов-
ка шатуна рабо-
Фиг. 304. Силы,
действующие на
шатун
Фиг. 305. Разрыв
верхней головки ша-
туна силами инерции
поступательно-двнжу -
щихся масс
тает на разрыв от сил инерции поступательно-движущихся масс
(фиг. 305) и на износ от трения о поршневой палец.
Для уменьшения трения в верхнюю головку стального ша-
туна запрессовывают втулку, изготовленную из фосфористой
или свинцовистой бронзы. От проворачивания втулка контрится
стопорнымл штифтами. Смазка верхней головки, как правило,
осуществляется маслом, обильно стекающим внутрь поршня
через отверстия в канавках маслосборных колец. Для этой цели
в верхней головке предусматриваются смазочные отверстия или
канавки. В некоторых двигателях смазка верхней головки осу-
ществляется маслом, подводимым под давлением по специаль-
365
ным трубочкам, укрепленным на шатунах, или по внутреннему
сверлению шатуна.
Длина верхней головки I подбирается так, чтобы удельное
давление на поршневой палец было в пределах 400—500 к г см\
а толщина ее 8 обеспечивала напряжение на разрыв не более
600—700 кг!см'<
Стержень шатуна работает на продольный изгиб от
силы давления газов и на изгиб от сил инерции шатуна и от
усилий, передаваемых от прицепных шатунов. Поэтому стержни
шатуна обычно делают двутаврового сечения, обеспечивающего
наилучшее сопротивление изгибу.
В плоскости качания шатуна его можно рассматривать как
балку с шарнирно закрепленными концами, а в плоскости, пер-
пендикулярной первой, — как балку с защемленными концами.
В первом случае степень надежности в четыре раза меньше,
чем во втором, т. е. при равной длине стержня изгиб его
в плоскости качания возможен при силе, в четыре раза мень-
шей, чем в перпендикулярной плоскости (последнее следует из
формулы Эйлера для продольного изгиба). Для получения
равнопрочности шатуна в обеих рассматриваемых плоскостях
тавр ставят средней полкой в плоскости качания, так как со-
противление таврового сечения изгибу наибольшее именно
в этой плоскости.
У главных шатунов некоторых звездообразных двигателей
тавр поставлен в другой плоскости. Такое расположение полок
невыгодно с точки зрения веса, но имеет преимущества вслед-
ствие простоты механической обработки и плавности перехо-
дов от стержня к нижней и верхней головкам.
При небольшой длине шатуна в целях облегчения его изго-
товления стержню придается круглое сечение.
Напряжения шатуна от поперечного его изгиба силами
инерции значительно меньше напряжений продольного изгиба.
Кроме того, наибольшее значение эти напряжения имеют при
положении шатуна, когда оси шатуна и кривошипа образуют
прямой угол, т. е. в то время, когда сила продольного сжатия
сравнительно невелика. Поэтому напряжения от поперечного
изгиба обычно не учитываются.
У главных шатунов звездообразных двигателей стержень
делают более массивным по сравнению с стержнями прицепных
шатунов, хотя силы давления газов на шатуны одинаковы в пер-
вом и втором случаях. Это объясняется следующим:
1) длина главного шатуна на ЗЭ—35°/0 больше длины при-
цепных шатунов, следовательно, напряжения от продольного
изгиба в гл; вных шатунах больше, чем в прицепных;
2) вес главного шатуна во много раз превосходит вес при-
цепного шатуна, следовательно, инерционные силы, изгибающие
стержень главного шатуна, имеют несравненно большее значение;
3; стержень главного шатуна дополнительно нагружен уси-
лиями изгиба, передаваемыми от прицепных шатунов.
366
§ 146. НИЖНЯЯ ГОЛОВКА ШАТУНОВ
По способу крепления шатуна на коленчатый вал различают
два осно. ных типа нижних головок:
— разъемные, применяются для рядных двигателей;
— неразъемные, применяются преимущественно для звез-
дообразных двигателей.
Отъемная часть нижней головки называется
крышкой. Крышка, как и болты, крепящие ее
к нижней головке, рассчитываются на наиболь-
шее значение сил инерции поступательно-движу-
щихся масс поршня Ру и вращающихся масс ша-
туна Рцш (без инерционной силы самой крышки),
так как при положении поршня в ВМТ направле-
ния обеих сил совпадают (фиг. 306).
Особо важным требованием для крышки,
как и для всей нижней головки, является хоро-
шая жестк< сть, так как при вибрациях происхо-
дит растрескивание антгфрикционного слоя (баб-
бита, свинцовистой бронзы), которым покрыта
трущаяся поверхность нижней головки шатуна
или ее вкладыша. Требование жесткости осо-
бенно важно при наличии прицепных шатунов,
так как нагрузка от них на нижнюю головку
главного шатуна передается в виде ударов.
Вследствие этого антифрикционный слой, осо-
бенно баобит, начинает трескаться в местах, при-
Фиг. 306. Си-
лы, действу-
ющие на
крышку и
болты ниж-
ней головки
шатуна
ходящихся против проушин прицепных шат\нов.
Для увеличения жесткости нижние головки
шатунов делаются массивными и снабжакАся
ребрами.
Крепление крышки возможно болтами или
шпильками, располагаемыми в горизонтальной
плоскости (фиг. 307). Преимущество последних состоит в том,
что при значительно меньшем весе достигается более надежное
крепление.
При работе двух шатунов на одном кривошипе (V-образные
двигатели) возможно два вида их сочленения.
1. Центральное с о ч л е н ен и е (фиг. Зи8) — нижние голов-
ки обоих шатенов вращаются вокруг центра шатунной
шейки.
2. П р ицепн ое со чле нение -главный шатун крепится не-
посредственно к шатунной шейке, а прицепной — к проушине
главного шатуна (фиг. 307).
Достоинства и недостатки обоих видов сочленения шатунов
были рассмотрены в § 18, дополним лишь, что эксцентричное
сочленение, конструктивно наиболее простое и надежное, является
преобладающим в рядных двигателях и единственно возможным
в звездообразных.
367
Фиг. 307. Способы крепления крышки нижней головки шатуна:
а — болтами: б — шпильками
Нижняя головка главного шатуна звездообразного двигателя
делается, как правило, неразъемной, и для возможности мон-
тажа необходимо сделать разъемйым коленчатый вал.
Фиг. 308. Шатуны с центральным сочленением
При числе цилиндров, равном семи и меньше, на некоторых
моторах применяют разъемные головки при неразъемном вале
(фиг. 309). Это обусловлено желанием иметь более жестким
коленчатый вал, теряя несколько в жесткости нижней головки
шатуна.
Нижняя головка главного шатуна звездообразного двигателя
имеет две щеки, между которыми помещаются нижние головки
прицепных шатунов (фиг. 310).
368
Фиг. 309. Разъемный шатун двигателя с семью цилиндрами
Соединение прицепных шатунов с главным осуществляется
при помощи пальцев, которые запрессовываются в отверстия
щек и специальными пластинками контрятся от проворачивания.
Фиг. 310. Детали главного и прицепного шатунов:
1 — передняя шайба втулки главного шатуна; 2 — кольцо; 3 — пружина; 4 — замок
втулки главного шатуна: 5—втулка главного шатуна; 6—главный шатун: 7—зад-
няя шайба втулки главного шатуна; 8—винт для крепления замка пальца; 9 — замок;
10 — палец прицепного шатуна; II—втулка кривошипной головки прицепного шатуна;
12 —прицепной шатун; 13—втулка поршневой головки шатуна
На главных шатунах звездообразных двигателей антифрикцион-
ный слой залива тся не на нижнюю головку, а на специальную
втулку, которая одновременно используется для подвода масла
под давлением к пальцам прицепных шатунов.
Нижние головки прицепных шатунов конструктивно мало
отличаются от верхних головок.
24-474
ГЛАВА III
КОЛЕНЧАТЫЕ ВАЛЫ И ПОДШИПНИКИ
§ 147. НОСОК ВАЛА
Назначение коленчатых налов — передавать полученную
в результате сгорания газов эффективную работу на воздушный
винт непосредственно или через редактор.
При работе двигателя на коленчатый вал (безредукторного
мотора) передаются следующие силы и моменты:
1) силы давления газов и силы инерции вращающихся и по-
ступательно-движущихся масс;
2) реактивный момент винта, скручивающий вал;
3) жироскопический момент винта;
4) сила тяги винта;
5) скручивающие усилия от крутильных колебаний.
Основными элементами коленчатого вала являются носок
вала и кривошипы.
Носок вала, а в случае редукторных моторов — носок редук-
тора служит для правильной центровки и крепления воздуш-
ного винта и для передачи ему вращающего момента мотора.
На носок вала действуют сила тяги винта, жироскопический
момент винта и сила веса винта. Кроме того, носок вала скру-
чивается.
Сила тягивинта действует вдоль оси носка вала (фиг. 311)
и воспринимается упорным подшипником.
Жироскопический момент винта возникает при
изменении направления полета самолета (переход с горизон-
тального полета на подъем или планирование и другие случаи),
когда ось вращающегося воздушного винта перемещается
криволинейно. Жироскопический момент вызывает изгиб носка
вала мотора. i , 4
Сила веса винта также создает момент, изгибающий
носок вала. В некоторых случаях изгиб вала от жироскопиче-
ского момента совпадает по направлению с изгибом от силы
веса винта. Эти изгибающие моменты могут значительно увели-
чить нагрузку на передний подшипник. Поэтому в рядных мо-
торах, где обычно применяются скользящие подшипники, перед-
ний подшипник делают более длинным.
370
Под действием вращающего момента коленчатого вала и
реактивного мсмента винта носок вала скручивается. При
наличии редуктора со смещенной осью его вал дополнительно
изгибается силой, передающейся от шестерни редуктора.
Фиг. 311. Силы, действующие на носок вала редуктора
В самом деле, приложим к оси вала (фиг. 311) две силы, Р'
и Р", равные по величине и параллельные силе Р3, передаю-
щейся от зуба малой шестерни редуктора к большой. Пара сил
Р3-г2 создает момент, передаваемый на винт, а сила Р'', прило-
женная к оси вала редуктора, изгибает его.
Одновременное действие указанных сил и моментов приво-
дит к большим напряжениям в носке вала, что и обусловливает
значительные размеры его.
Для посадки винта на носке вала сделаны шлицы, одна из
которых обычно заглушается. Это сделано для постановки
втулки винта на носок всегда на одни и те же шлицы. Пра-
вильная центровка винта достигается при помощи двух кону-
сов, между которыми гайкой зажимается винт. Для устранения
возможного наклепа и приваривания втулки винта к конусам
последние выполняют латунными или покрывают защитным слоем
металла (омеднение, кадмирование и др.).
24*
371
§ 148. КРИВОШИПЫ
Кривошип состоит из двух коренных шеек, одной шатунной
шейки и двух щек.
При работе двигателя на кривошип действуют следующие
силы и моменты (фиг. 312):
1. Радиальная сила Z, действующая в плоскости кривошипа,
перпендикулярно оси шатунной шейки.
2. Сила инерции вращающихся масс Рц, лежащая в той же
плоскости, что и сила Z.
Фиг. 312. Силы и моменты,
действующие на кривошип
Силы Рц и Z, действуя по оси кривошипа, дают равнодей-
ствующую, равную сумме этих сил, когда направления действия
этих сил совпадают, и их разности, когда направления этих сил
противоположны.
3. Тангенциальная сила Т, направленная перпендикулярно
плоскости кривошипа и приложенная в середине оси шатунной
шейки.
4. Силы инерции противовесов Рцир, действующие в пло-
скости кривошипа и приложенные в ц. т. противовесов.
372
5. Крутящий момент Л4'кр, подходящий к кривошипу от зад-
ней опорной шейки.
6. Крутящий момент Л?кр = 7Икр + TR, передаваемый на кри-
вошип от передней опорной шейки.
р + %__2Р
7. Реакции onopZ' = —------^-р, приложенные в середине
коренных шеек в плоскости кривошипа.
8. Реакции опор Т = 2~, приложенные в середине коренных
шеек перпендикулярно плоскости кривошипа.
Пользуясь обозначениями, указанными на схеме кривошипа
(фиг. 312), рассмотрим действие сил на элементы кривошипа.
Шатунная шейка работает на изгиб от момента Z'-^-, а также
на скручивание от момента TR.
Щеки кривошипа работают на сжатие или растяжение от
сил Z ± Рц и на растяжение от сил Рц . Кроме того, щеки
изгибаются моментом Zb и скручиваются моментом Т'Ь.
Коренные шейки работают на изгиб от моментов сил Z и Т,
передающихся на данную шейку от сочленяющихся с ней
кривошипов, а также от подходящих моментов, т. е. моментов,
передаваемых на кривошип от впереди и сзади расположенных
кривошипов.
Подходящий момент может быть положительным, т. е. на-
правленным в сторону вращения вала, или отрицательным — на-
правленным против вращения вала. Таким образом, подходящий
момент в некоторых случаях способствует скручиванию шейки,
а в некоторых случаях уменьшает ее скручивание.
Сочетание действующих нагрузок, как правило, приводит
к тому, что наиболее напряженными кривошипами в рядных
двигателях оказываются средние (третье и четвертое колена
в шестиколенном вале, второе и третье — в четырехколенном).
Поэтому расчет кривошипа производят, исходя из нагрхзок, при-
ходящихся на эти наиболее нагруженные кривошипы. При этом
учитываются следующие условия.
Диаметр шатунной щейки выгодно иметь возможно мень-
шим. Это уменьшает размеры нижних головок шатунов и зна-
чения силы инерции вращающихся масс Рц. Поэтому диаметр
шатунной шейки подбирается минимально допустимым по усло-
вию прочности, а длина шейки /ш выбирается из условия полу-
чения допустимой удельной работы трения в подшипнике.
Диаметр коренных шеек dK не оказывает влияния на силы
инерции и поэтому его берут большим по сравнению с da. Это
улучшает сопротивляемость коренных шеек скручиванию. Длина
коренных шеек /к, так же как и /ш, обусловлена допустимой
удельной работой трения в подшипниках.
373
Полная длина кривошипа а равна расстоянию между осями
двух соседних цилиндров, для каждого типа двигателя она зара-
нее определена и увеличена быть не может. Таким образом,
толщина двух щек определяется из равенства
2Л = а-(/ш + /к).
Для уменьшения длины мотора расстояние а между осями
цилиндров стремятся по возможности уменьшить, поэтому тол-
щина щек обычно оказывается недостаточной, и для надежной
работы приходится развивать их в ширину, придавая им оваль-
ную или круглую форму (фиг. 313).
Фиг. 313. Конструкция щек коленчатых валов:
1( 2, 3 и 4 — призматические теки; Б — эллиптическая щека; 6 — крхлая щека
§ 149. КОНСТРУКЦИЯ И МАТЕРИАЛ КОЛЕНЧАТЫХ ВАЛОВ
Число кривошипов на коленчатых валах рядных двигателей
равно числу цилиндров в одном ряду. Кривошипы располагают
под углом, обеспечивающим равномерность чередования вспы-
шек .в цилиндрах (фиг. 314).
Фиг. 314. Коленчатый вал V-образного рядного двигателя
Коленчатые валы — наиболее ответственные и напряженные
детали двигателя. Они работают на срез, истирание, изгиб и кру-
чение от знакопеременных нагрузок, изменяющихся с большой
частотой. Поэтому коленчатые валы изготовляются из высоко-
сортных сталей, механические и физические свойства которых
374
улучшены присадкой различных элементов: никеля, хрома, воль-
фрама, молибдена и др.
Никель придает стали большую вязкость и увеличивает ее
стойкость против ржавления, но незначительно повышает ее
крепость и твердость. Примесь хрома повышает твердость и кре-
пость стали, уменьшая ее вязкость и тягучесть. Одновременное
добавление хрома и никеля позволяет получить стали, обладаю-
щие высокой крепостью и твердостью при значительной ее вяз-
кости.
Вольфрам и молибден улучшают структуру и механические
свойства хромоникелевой стали, препятствуют росту зерен
при нагреве и способствуют образованию мелкозернистой
структуры, хорошо поддающейся закалке и термической обра-
ботке.
В нелях уменьшения трения и повышения прочности вала
его поверхность шчифуют, после чего полируют при помощи
специальных паст. Переход от шеек к щекам летается плавным,
радиус галтели должен быть не менее J/I2 Диаметра шейки.
Для уменьшения веса коленчатого вала все его коренные
и шатунные шпйки, а также и носок, делаются полыми, что,
однако, мало сказывается на его прочности, так как при изгибе
и кручении средние волокна напряжений почти не испыты-
вают.
Полости шеек закрываются заглушками или специальными
втулками, способствующими центрифугированной очистке масла,
подаваемого на смазку вала.
Хвостовик вала служит для привода вспомогательных агре-
гатов, механизма газораспределения, нагнетателя и др.
Соединение между валиком привода и хвостовиком обычно
производится при помощи шлиц. Вследствие неравномерности
крутящего момента вала между шлицами хвостовика и валика
привода возникают удары, возможен наклеп и смятие поверх-
ности штиц. Поэтому для хорошего сопротивления износу
хвостовик должен обладать достаточной поверхностной твер-
достью. Котенчатый же вал, работающий на изгиб и кручение,
не может быть изготовлен из материала м большой твердости,
поэтому хвостовик выполняется как оихльная деталь, которая
впрессовывается в последнюю коренную шейку (считая от винта).
Кроме того, это устраняет необходимость замены коленчатого
вала в случае износа хвостовика.
На прочность коленчатого вала большое влияние оказывает
направление волокон стали. Так как щеки коленчатого вала под-
вержены растягиванию значительными усилиями, то для повы-
шения их прочности необходимо, чтобы волокна вала не пере-
резались, а были направлены вдоль контуров кривошипов
(фиг. 315). Правильное расположение волокон достигается при-
менением особых методов ковки и штамповки стальных слит-
ков, из которых делается поковка коленчатых валов.
375
В процессе изготовления коленчатые валы проходят' много-
кратную термическую обработку, в результате чего механиче-
ские свойства материала значительно повышаются.
Фиг. 315.
а
Расположение волокон у коленчатых валов,
изготовленных различными способами:
а — вал, изготовленный из гибкой заготовки в штампах; б — вал,
вырезанный из прямоугольного бруска
§ 150. КОЛЕНЧАТЫЕ ВАЛЫ ЗВЕЗДООБРАЗНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Коленчатые валы звездообразных двигателей имеют следую-
щие особенности:
1. Учитывая, что главные шатуны звездообразных двигате-
лей имеют неразъемную нижнюю головку, коленчатые валы при-
ходится делать с разъемным кривошипом.
Наиболее распространенный способ соединения отдельных
частей коленчатс го вала звездообразного двигателя показан на
фиг. 316. Задняя щека вала имеет разрезную проушину, в кото-
рой зажимается шатунная шейка. Шатунную шейку всегда де-
лают заодно с передней щекой, чтобы крутящий момент мотора
передавался на винт через целое место. В этом случае на долю
соединения выпадает лишь передача относительно небольшого
крутящего момента на привод агрегатов и нагнетателя.
В двухрядных звездообразных двигателях обе шатунные шейки
скрепляются одной промежуточной щекой. Прочность и жесткость
соединения обеспечиваются только силой затяжки болтов.
Недостаточная затяжка болта уменьшает жесткость, что
резко ухудшает условия его работы. При чрезмерной ззтяжке
болт перенапрягается, что может вызвать его разрыв. Поэтому
величина затяжки контролируется при помощи микрометра по
удлинению болта после его затяжки (фиг. 316, б).
Величина вытяжки зависит от длины болта и выбирается
с таким расчетом, чтобы напряжение в материале болта после
его затяжки не превышало 4000 — 5000 кг/см2.
2. Кривошип коленчатого вала звездообразного двигателя
значительно более нагружен по сравнению с кривошипом ряд-
ного двигателя. Это объясняется большими значениями сил
инерции вращающихся масс Рц и результирующей сил инерции
поступательно-движущихся масс SPy, а также тем, что газовые
силы многих цилиндров передаются на один кривошип.
376
Фиг. 316. Коленчатый вал однорядного звездообразного двигателя (безредукторного):
а — вил на вал сзади; б — схема измерения вытяжки стяжного болта
Поэтому в звездообразных двигателях кривошипы должны
быть более массивными. Как правило, у таких кривошипов
значительны длина шатунной шейки и толщина щек. Коренные
шейки вала работают на роликовых или шариковых подшипниках.
3. Для уравновешивания сил инерции вращающихся и посту-
пательно-движущихся масс коленчатые валы звездообразных
двигателей снабжаются массивными противовесами. С целью
уменьшения веса противовесы размещают насколько возможно
дальше от оси коленчатого вала, придавая им формы сегментов.
Фиг. 317. Основные части коленчатого вала двухрядного звездообразного дви-
гателя:
1 — передняя часть коленчатого вала; 2 — средняя часть коленчатого вала; 3 — задняя часть колен-
чатого вала; 4 — противовесы; Б—стяжной болт; 6 — детали крепления противовеса; 7 — детали
разъемного подшипника
Для разгрузки от срезывающих усилий, возникающих под
действием сил инерции противовесов, болтов или заклепок, кре-
пящих к щекам противовесы, последние обычно устанавливают
в специальных пазах или выступах, выполненных на щеках.
На некоторых звездообразных двигателях противовесы одно-
временно работают как демпферы крутильных колебаний.
В этом случае они подвешиваются к щеке вала на двух роли-
ках, допускающих свободное перемещение противовесов в на-
правлении вращения на некоторую расчетную величину 6—8 мм.
Конструктивное выполнение коленчатого вала двухрядного
звездообразного двигателя показано на фиг. 317.
§ 151. СКОЛЬЗЯЩИЕ ПОДШИПНИКИ КОЛЕНЧАТЫХ ВАЛОВ
В авиационном двигателе подшипники являются самой рас-
пространенной деталью, имеющей десятки разновидностей,
отличающихся как по своему назначению, так и по материалу,
378
конструкции и условиям работы. Во всех случаях нязнач°ние
подшипников воспринимать радиальные и осевые нагрузки,
передающиеся от вращающихся деталей на опоры, и уменьшать
трение между вращающимися деталями и их опорами.
В зависимости от того, какого направления нагрузки
подшипники воспринимают, они делятся на следующие
группы:
радиальные или опорные подшипники, восприни-
мающие нагрузки, направленные перпендикулярно к оси
вала;
— упорные, воспринимающие нагрузки, направленные
вдоль оси вала;
— радиально-упорные, воспринимающие нагрузки, на-
правленные как вдоль, так и перпендикулярно оси вала.
В зависимости от характера трения между валом и подшип-
ником последние делятся на подшипники скольжения и
подшипники качения.
В подшипниках скольжения поверхность вала непосред-
ственно касается поверхности подшипника или его вкладыша.
При вращении вала его шейка, опирающаяся на подшипник,
скользит по поверхности вкладыша.
В подшипниках качения поверхность вала отделена от по-
верхности подшипника роликами или шариками, которые при
вращении вала перекатываются по обоймам.
В авиационных двигателях наиболее употребительны сколь-
зящие подшипники, которые по сравнению с подшипниками
качения имеют следующие преимуществ:
— простота в изготовлении и удобство монтажа;
— незначительные габариты по диам -тру > ала;
— эластичность в работе, вследствие чего смягчаются удары
и толчки, передающиеся па опо| ы.
Последнее объясняется тем, что, кек уже указывалось, вал
при своем вр: щении увлекает за собой концентричные слои
масла, образующие как бы масляную подушку, отделяющую
поверхность вала от поверхности вкладыша (жидкостное тре-
ние), Эти слои масла амортизируют удары и толчки, передаю-
щиеся от вала на его опоры.
Непременным услов <е.м надежной работы скользящего под-
шипника является достаточная смазка, поэтому, как правило,
в авиационном двигателе к скользящим подш чпникам масло
подводится под давлением. При небольших значениях удель-
ного давления на подш шник и н°больш >й относительной ско-
рости между валом и подшипником хорошо р 1ботают подшип-
ники, изготовленные из алюминиевые и медных ставов. Эти
сплавы обладают высокими антифрикционными свойствами и
хорошей теп топроводностью, способствующей интенсивному
отводу тепла, выделяющегося вследствие трения в подшип-
нике.
379
В наиболее тяжелых условиях работают подшипники сколь-
жения коленчатых валов, натуженные значительными усилиями,
переменными по величине и направлению. Как указывалось,
в нормальных условиях работы трение скользящего подшип-
ника имеет жидкостный характер, однако в случае недостаточ-
ной жесткости вала или его опор, плохой механической обра-
ботки трущихся поверхностей, неправильного монтажа, а также
при попадании механических частиц неизбежно возникает полу-
жидкостное, а иногда и сухое трение. При этом температура
подшипника возрастает, что приводит к выплавлению антифрик-
ционного слоя и наволакиванию его на шейку вала, к заклини-
ванию вала в подшипнике и к другим серьезным дефектам.
Фиг. 319. Схема деформации
коленчатого вала под дей-
ствием нагрузки
Фиг. 318. Форма вкладышей:
а — с конической расточкой; б — с пара-
болической расточкой
Повышение жесткости вала достигается путем увеличения
диаметра его шэек и толщины их стенок, а также путем умень-
шения расстояния между подшипниками. Дая этой же цели
опоры вкладышей потшипников выполняют массивными и до-
статочно жесткими. Тщательной обработкой шейке вала и ее
опоре придается гладкая поверхность и правильная цилиндри-
ческая форма.
У некоторых подшипников коленчатых валов современных
моторов поверхности вкладыша выполнены не цилиндрической,
а параболической или гиперболической формы с возвышением
в середине, не превышающим 0,02 мм (фиг. 318).
Такая форма подшипника улучшает условия его работы
благодаря увеличению площади прилегания шейки коленчатого
вала к краям вкладыша. В самом деле, под действием перемен-
ных сил (инерционных и давления газов) все элементы криво-
шипа, т. е. шатунная шейка, щеки и коренные шейки, испыты-
вают деформации изгиба и скручивания. Особенно велики эти
деформации на моторах, претерпевших некоторые модифика-
ции, в результате которых мощность значительно возросла.
Это объясняется тем, что в таких случаях ншрузки на
коленчатый вал и подшипники возрастают, а увеличить раз-
меры элементов кривошипа (длину и диаметр шеек) не всегда
представляется возможным.
380
В результате деформации под действием изгибающих и
скручивающих сил и моментов прямолинейность оси коленча-
того вала нарушается, и отдельные кривошипы прогибаются
так, как это схематически показано на фиг. 319.
При наличии таких деформ щий шейки коленчатого вала,
опираясь на края цилиндрических подшипников, сминают и
выкрашивают антифрикционный слой.
Придание внутренней поверхности подшипника параболиче-
ский, гиперболической или другой криволинейной формы, при-
ближающейся к форме деформированной шейки вала, пред-
отвращает разрушение антифрикционного слоя. Недостатком
таких подшипников является сложность технологического
процесса их изготовления и трудности г ри ремонте и замене
вкладышей, поэтому гиперболическую расточку часто заменяют
ступенчатой или цилиндрической с обработанными на конус
краями.
Вкладыши подшипников колпнчатого вала заливаются анти-
фрикционным сплавом, что обеспечивает хорошую приработку
подшипника к валу, дает возможность путем шабровки точно
подогнать поверхность вкладыша к шейке вала и, кроме того,
уменьшает износ шеек.
Наилучшнм материалом для заливки вкладышей являются
сплавы на оловянной основе, известные под названием баб-
битов. *
Подшипники с баббитовой заливкой обладают отличными
антифрикционными свойствами, хорошо прирабатываются
к валу и благодаря пластичности баббита не очень чувстви-
тельны к небольшим неточностям монтажа и обработки.
Кроме того, мягкость баббита уменьшает опасность присутствия
в масле твердых частиц, которые в случае попадания в под-
шипник впрессовываются в заливку и вследствие этого оказы-
ваются безвредными для вала.
При возникновении полусухого трения выступающие уча-
стки баббитовой заливки размягчаются и оседают, вследствие
чего нагрузка передается на соседние участки поверхности,
устраняя.этим причину местного сухого трения.
Заливка вкладышей баббитом производится при темпера-
туре 30J—320°С в кокили под давлением или центробежным
способом. Последний способ дает лучшие результаты и поэтому
более употребителен.
Существенным недостатком баббита является резкое умень-
шение его прочности при повышенной температуре; так, напри-
мер, при температуре 10и°С прочность баббита понижается на
50—60’,0, в результате чпго удельная нагрузка в 100—150 кг/см2
может вызвать выдавливание баббитовой залягки
Другой недостаток баббита — его низкая сопротивляемость
изгибу и вибрации, которые вызывают растрескивание и раз-
рушение заливки.
381
Форсирование моторов по наддуву и оборотам вызывает
увеличение удельных нагрузок на подшипники и ухудшает
условия их работы, вследствие чего заливка баббитом оказы-
вается ненадежной.
В таких моторах для заливки вкладышей применяют сплав,
состоящий из 30% свинца и 70"/о меди, называемый свинцо-
вистой бронзой.
Свинцовистая бронза обладает большей механической проч-
ностью и более высокой температурой плавления по сравнению
с баббитом, но по антифрикционным качествам и по пластич-
ности значительно уступает ему.
Вкладыши, залитые свинцовистой бронзой, плохо прираба-
тываются к коленчатому валу.
В случае возникновения сухого трения перегрев слоя свин-
цовистой бронзы приводит к выплавлению свинца, наволакива-
нию бронзы на вал и заеданию вала в подшипниках.
Повышенная твердость свинцовистой бронзы требует повы-
шенной твердости шеек вала, поэтому валы, работающие на
подшипниках, залитых свинцовистой бронзой, подвергаются
цементации или азотизации.
Свинцовистая бронза заливается на вкладыши из мягкой
углеродистой стали при температуре 1050°С или же наплав-
ляется на стальную ленту, из которой затем изготовляются
вкладыши.
Подшипники с заливкой из свинцовистой бронзы требуют
тщательной обработки рабочих поверхностей и хорошей фильт-
рации масла, поступающего для смазки подшипника, так как
твердые механические частицы не вдавливаются в заливку, как
у баббита, а образуют на подшипнике и на шейке вала круго-
вые риски.
Указанные недостатки, свойственные подшипникам с бабби-
товой и свинцовисто-бронзовой заливкой, оказывают существен-
ное влияние на надежность работы мотора и часто ограничи-
вают продолжительность его службы между переборками.
Поэтому в настоящее время изыскиваются более совершенные
материалы для заливки вкладышей скользящих подшипников
авиационных моторов.
Так, например, на некоторых многооборотных двигателях
вкладыши заливаются слоем серебра толщиной 0,8 — 1 мм.
Вкладыши подшипников коленчатых валов изготовляются
из оловянистой бронзы, латуни и стали.
Преимуществом вкладышей из бронзы и латуни является
то, что коэфициент их линейного расширения близок к коэфи-
циенту лилейного расширения алюминиевого картера и бабби-
товой заливки, что обеспечивает хорошею посадку вкладышей
и надежное приставание заливки. Однако такие вкладыши не
применимы для заливки свинцовистой бронзой и, кроме того,
для сохранения жесткости они должны иметь толщину не менее
382
4—5 мм. Стальные вкладыши не имеют этих недостатков, по-
этому они применяются наиболее широко.
Учитывая, что коэфициент линейного расширения стального
вкладыша меньше коэфициента линейного расширения алюми-
ниевого картера, вкладыши монтируют в картере с некоторым
натягом (фиг. 320). При этом края вкладыша выступают над
Фиг. 320. Монтаж тонкостенных вкладышей
плоскостью стыка на 0,05 — 0,1 мм, благодаря чему при затяжке
болтов вкладыши приобретают необходимый натяг в отверстии.
Для предохранения от проворачивания вкладыши стопорятся
специальными штифтами.
§ 152. ПОДШИПНИКИ КАЧЕНИЯ
Достоинствами подшипников качения являются:
1) незначительная величина трения;
2) способность воспринимать большие нагрузки и работать
надежно при больших числах оборотов;
3) отсутствие необходимости подводить смазку к подшип-
нику под давлением.
К недостаткам подшипников качения относятся:
1) большой вес (по сравнению с подшипниками скольжения);
2) значительные размеры по диаметру;
3) отсутствие разъема, что в ряде случаев затрудняет мон-
таж;
4) большая жест- _________
кость работы и чувст- ч a ® ®
вительность к неточ-
ности изготовления и
монтажа вала.
Подшипники каче-
ния состоят из следу-
ющих деталей: на-
ружного кольпа а
(фиг. 321), внутрен-
него кольца б, ком-
плекта роликов или
а
г
в
б
Фиг. 321. Детали подшипника качения:
а — наружное кольцо; б — внутреннее кольцо;
в — комплект роликов; г — сепаратор
383
шариков в и сепаратора г, закрепляющего ролики или шарики
между наружным и внутренним кольцами и предохраняющего
их от выпадения.
В зависимости от направления воспринимаемых нагрузок
подшипники качения делятся на радиальные, упорные и ра-
диально-упорные. Каждая из этих разновидностей имеет свои
конструктивные особенности и делится на серии, различаю-
щиеся по габаритным размерам и по величине допускаемых
нагрузок.
Различные виды подшипников качения, применяемых в авиа-
ционных моторах, приведены в схеме и на фиг. 322.
в
Фиг. 322. Виды подшипников качения:
а — шариковые; б — роликовые; в — игольчатые
В авиационных двигателях упорные подшипники обычно
устанавливаются для восприятия тяги винта. При этом кон-
струкция подшипников должна обеспечивать возможность ра-
боты мотора как с тянущим, так и с толкающим винтом,
чтобы он мог воспринимать осевую нагрузку любого напра-
вления. Детали такого подшипника показаны на фиг. 323.
В звездообразных двигателях коренные шейки коленчатого
вала монтируются на подшипниках качения, чаще всего роли-
ковых. При этом один из подшипников (обычно передний)
радиально-упорный.
Подшипники качания находят также применение в агрегатах
мотора: магнето, нагнетателе, приводах и в ряде других дета-
лей, к которым подвод масла под давлением затруднен.
Роликовые подшипники способны выдерживать большие
нагрузки по сравнению с шариковыми подшипниками такого
384
[Шариковые]
Несомо- устанавли веющиеся Само- устанавли- вающиеся
Однорядные, без отвер- стий для вставки шариков Сферические двухрядные
Сферические двухрядные на закрепи- тельных втулках
Зак. 472.
СХЕМА
Подшипники КАЧЕНИЯ,
ПРИМЕНЯЕМЫЕ В АВИАМОТОрАХ
[ Радиальные
- —
| Рол1/кобь<ё~]
Радиально-упорные
Шариковые^ | Рол о новые |
I Упорные
[Шариковые
| Несамоуст
1
С короткими цилиндрическими голиками
С бортами на внут реннем кольце Без бортов на наружном кольце
С одним бортом на наружном кольце и упорной шайбой
С бортами на наружном кольце Без бортов на внутрен- нем кольце
С одним бортом на внутреннем кольце
Без бортов на внутрен - нем кольце с упорной Фасонной шайбой
С одним бортом на внутреннем кольце и упорной фасонной шайбой
На буксовых втулках вез бортов на наруж - ном кольце
С одним бортом на наружном кольце и упорной шайбой
анаелиеающи еся
С длинными
цилиндри-
ческими
роликами
С виты
ми
роли-
ками
Игольчатые
Комплектные
Комплектные с раз-
резным наружным
кольцом
С одним наружным
кольцом
С одним наружным
разрезным кольцом
С одним внутрен-
ним кольцом
Без колец
Комплект-
ные
С одним
наружным
кольцом
Само-
устанавли-
еающиеся
Сферические
двухрядные
Сферические
двухрядные
на закрепи-
тельных
втулках
Сферические
двухрядные
на буксовых
втулках
Однорядные
неразборные
Магнетные
со съемным
наружным
кольцом
Магнетные
со съёмными
кольцами
Ионические
однорядные
Несомо- устанавли впющиеся Сахюустансв- ливающиеся
0 динарные Сферические одинарные с подкладны- ми кольцами
Сферические одинарные без подклад- ных колец
Дв о иные Сферические двойные с подкладны- ми кольцами
Сферические двойные без подклад- ных колец
Фиг. 323. Детали упорного подшипника редуктора
же размера, но осевую нагрузку они выдерживают плохо.
Этот недостаток устраняют путем применения конических или
сферических роликов. Подшипники с такими роликами не
уступают однорядным шариковым под-
шипникам по способности воспринимать
осевую нагрузку, но при этом они мо-
гут выдерживать гораздо большую
радиальную нагрузку.
При сочетании большой радиаль-
ной нагрузки с осевой, действующей
то в одном, то в другом направлении,
прекрасно работают подшипники с
двумя рядами конусных роликов, вер-
шины которых расположены в противо-
положные стороны (фиг. 324). Такие
подшипники применяются в коромыслах
клапанов некоторых звездообразных дви-
гателей, в ступицах самолетных колес
Фиг. 324. Подшипники
с конусными роликами
и др.
§ 153. ИГОЛЬЧАТЫЕ ПОДШИПНИКИ
Конструкция игольчатых подшипников относится к проме-
жуточной между подшипниками скольжения и подшипниками
качения.
Иглы диаметром от 2,5 до 5 мм и длиной от 10 до 50 мм
представляют собой как бы плавающую гильзу, заложенную
в пространство между валом и его опорой.
Преимущества игольчатых подшипников заключаются в сле-
дующем:
— малые размеры по длине и незначительное увеличение по
диаметру;
— хорошая сопротивляемость нагрузкам большой величины
и ударного характера;
— надежная работа при больших числах оборотов.
В отличие от роликовых и шариковых подшипников,у иголь-
чатых подшипников вместо наружного и внутреннего колец
25—472 385
могут быть использованы поверхности валика и сопряженной
с ним опоры, если твердость этих поверхностей не менее 650
по Бринеллю.
Соответственно этому игольчатые подшипники могут быть
либо с одним наружным или с внутренним кольцом, либо со-
вершенно без колец.
Несмотря на большие преимущества, игольчатые подшип-
ники сравнительно редко применяются в авиационных двигате-
лях, что объясняется большой сложностью их монтажа.
Иглы монтируются в корпус подшипника обычно при по-
мощи монтажного (ложного) валика, имеющего меньший диа-
метр по сравнению с действительным валиком.
В отдельных случаях монтаж легко осуществляётся при
помощи тавота. Для этой цели иглы собираются на смазанной
тавотом рабочей поверхности и благодаря прилипанию не рас-
сыпаются при дальнейшем монтаже.
Игольчатые подшипники применяются только как радиаль-
ные, так как осевую нагрузку они не воспринимают.
ГЛАВА IV
РЕДУКТОРЫ ЧИСЛА ОБОРОТОВ
§ 154. НАЗНАЧЕНИЕ РЕДУКТОРА
Одним из эффективных способов повышения литровой мощ-
ности мотора (мощность, снимаемая с одного литра рабочего
объема цилиндров) является увеличение числа оборотов колен-
чатого вала.
Однако при непосредственном креплении винта на носок
коленчатого вала, т. е. у безредукторного мотора, увеличение
числа оборотов может резко ухудшить условия работы винта,
понизить его КПД и тем самым понизить или даже свести
к нулю эффект, полученный в результате повышения мощ-
ности мотора.
Физический смысл этого явления объясняется вредным
влиянием сжимаемости воздуха, наблюдающимся при скоростях,
близких к скорости звука.
В качестве примера определим значение предельного числа
оборотов винта диаметром 3 м, причем предельно допустимой
скоростью конца лопасти будем считать 280 м,сек и для про-
стоты влияния скорости полета учитывать не будем.
В этом случае окружная скорость конца лопасти опреде-
лится из формулы
Подставив значения « = 280 м^сек и /? = 1,5 м, определим
предельные обороты:
п = 1°5 S 1800 об!мин.
пр T.R 3,14-1,0—
Если учесть влияние скорости горизонтального полета на
увеличение скорости лопасти винта, предельное значение до-
пустимых оборотов окажется еще меньшим.
Из сказанного следует, что увеличение числа оборотов
коленчатого вала возможно лишь в том случае, если при этом
число оборотов винта не превысит допустимых пределов.
25»
387
Уменьшение числа оборотов винта при сохранении большим
числа оборотов коленчатого вала достигается при помощи
шестеренчатого механизма, называемого редуктором.
Благодаря редуктору оказывается возможным поставить
на самолет винт большого диаметра, что улучшает условия
отрыва самолета от земли и его взлета. Применение редуктора
усложняет конструкцию двигателя, увеличивает его вес на
4—15'7о и уменьшает эффективную мощность на 2—7%.
Однако повышение КПД винта значительно превышает по-
тери, обусловленные наличием редуктора, поэтому в настоящее
время редуктор является неотъемлемой частью мощного авиа-
ционного двигателя.
§ 155. РЕДУКТОРЫ СО СМЕЩЕННОЙ ОСЬЮ
Отношение числа оборотов винта к числу оборотов колен-
чатого вала называют степенью редукции и обозначают
буквой i.
i = (143)
"к. в
В современных двигателях степень редукции изменяется
от 0,4 до 0,8, сохраняя обороты винта в пределах 800—1700об/мин.
Фиг. 325. Схема редуктора со смещенной осью
По схеме расположения вала относительно коленчатого вала
различают два основных типа редукторов:
1. Редукторы со смещенной осью винта. У таких
редукторов ось вала винта смещена и параллельна оси колен-
чатого вала.
2. Соосные редукторы. У этих редукторов ось вала
винта является продолжением оси коленчатого вала.
Редукторы со смещенной осью конструктивно выполняются
в виде пары цилиндрических зубчатых шестерен (фиг. 325),
из которых шестерня меньшего диаметра закреплена на колен-
чатом валу, а большого диаметра — на валу редуктора. При
388
этом коленчатый вал и вал редуктора вращаются в противо-
положных направлениях.
Обозначив zx — число зубьев малой шестерни, а z.2 — большой,
определим степень редукции редукторов рассматриваемого типа:
__ пвинта £i
Лки.:. вала
(144)
К достоинствам редукторов со смещенной осью относятся:
1) высокая постановка винта, позволяющая использова.ь
винт с увеличенным диаметром для самолета с низким шасси;
2) простота конструкции:
3) возможность установки ствола пушки в пустотелом валу
редуктора.
Фиг. 326. К определению размеров зубьев
шестерни редуктора
Однако в редукторах рассматриваемого типа вся нагрузка
от крутящего момента передается через одну пару зубьев,
находящихся в зацеплении. Зубья шестерен работают на изгиб,
срез и смятие в результате воздействия динамической нагрузки,
повторяющейся с большой частотой.
Вследствие зазоров (в особенности при недостаточно точном
изготовлении или неправильном монтаже шестерен) нагрузка
от зуба ведущей шестерни к зубу ведомой передается в виде
ударов, что приводит к большим напряжениям в зубьях, обра-
зованию вмятин на их рабочей поверхности, выкрашиванию
поверхностного слоя и другим дефектам.
Для надежности работы зубьев шестерен редукторов со
смещенной осью размеры 5, h и b (фиг. 326), определяемые
расчетом, получаются значительными. Вместе с тем для полу-
чения достаточной плавности и меньшего шума в работе шесте-
рен число зубьев малой шестерни должно быть не менее 27—28
(в случае некоррегированных зубьев). Все это предопределяет
большие размеры и вес редуктора, составляющий 12—15% от
общего веса мотора.
389
Некоторое уменьшение ширины обода шестерни (а следо-
вательно и веса) достигается применением шевронных шестерен
(фиг. 327). Благодаря расположению зубьев под углом 30° их
длина получается примерно на 15"/0 больше ширины обода.
Кроме того, шевр иные шестерни обладают большей плав-
ностью работы и менее чувствительны к точности обработки
зубьев.;
Фиг. 327. Шевронные шестерни редуктора
При работе двигателя большая шестерня редуктора, закреп-
ленная на валу винта, вращается почти с равномерной угловой
скоростью, малая же шестерня, закрепленная на коленчатом
ва.<у, вращается с переменной угловой скоростью. Вследствие
этого имеет место вынужденное набегание или отставание
зубьев одной шестерни относительно зубьев другой, что вызы-
вает дополнительное напряжение в зубьях. Эги напряжения
особенно велики при резких изменениях режима работы мотора
и в ряде случаев вызывают поломку зубьев. Дтя сглаживания
неравномерности крутящего .момента и восприятия усилий
при резких изменениях угловой скорости коленчатого вала
большая шестерня кренится к валу редуктора не жестко, а при
помощи набора пружин (фиг. 328). Усилие, необходимое для
сжатия пружин, меньше усилия, необходимого для срезания
зуба; таким образом, эластичное крепление шестерни редуктора
устраняет возможность срезания зуба.
Редукторы со смещенной осью обычно устанавливаются на
рядных двигателях, так как на звездообразных двигателях
картер редуктора, закрывая собой некоторые цилиндры, ухуд-
шает их охлаждение, и, кроме того, усложняется привод
к клапанам.
Для установки редукторов в картерах рядных двигателей
предусмотрены специальные приливы или отсеки, образующие
картер редуктора (см. фиг. 327).
390
Фиг. 328. Детали редуктора
§ 156. РЕДУКТОРЫ ПЛАНЕТАРНОГО ТИПА
В соосных редукторах передача вращения на винт осуще-
ствляется при помощи планетарной передачи с коническими
или цилиндрическими шестернями (фиг. 329).
Фиг. 329. Редукторы планетарного типа и их схемы:
а — с коническими шестернями; б — с цилиндрическими шестернями; 1, 2 и 3 — шестерни
Шестерня 1 закреплена на коленчатом валу и входит в за-
цепление с несколькими шестернями 2 (называемыми сателли-
тами), закрепленными на валу редуктора. Сателлиты также
находятся в зацеплении с шестерней 3, неподвижно закреплен-
ной в картере двигателя.
Таким образом, вращение шестерни 1 вызывает вращение
шестерен 2, которые, обкатывая неподвижную шестерню 3,
приводят во вращение вал редуктора. У всех редукторов, рабо-
тающих по схеме, приведенной на фиг. 329, вал винта и колен-
чатый вал вращаются в одном направлении.
Выведем формулу для определения степени редукции плане-
тарных редукторов, для чего схему планетарного механизма
изобразим, как показано на фиг. 330, слева.
Пусть шестерня 1 вращается с оборотами пи а вал 4, за-
крепленный на поводке, вращается в том же направлении, что
и шестерня 1, но с оборотами пр. Следовательно, шестерня 1
вращается относительно вала с числом оборотов л1—пр.
392
Передаточное число, т. е. отношение определяется из
условия вращения неподвижной шестерни 3. Для ее вращения
остановим (мысленно) вал (фиг. 330, справа), сохранив напра-
вление вращения шестерни 7 и обороты пг— пр. В этом случае
редуктора
Фиг. 330. К выводу передаточного
числа планетарного редуктора
шестерня 3 приобретает вращение в сторону, обратную враще-
нию вала, с оборотами пр. Таким образом, мы получаем систему
из трех сцепленных шестерен 7, 2 и 3, вращающихся соответ-
ственно с оборотами («! — пр), п2 и пр.
Из отношения
п, — пр _
л2 — г,
имеем
(«1“ «/>)*! = «2*2»
но
n2z2 = npzs,
поэтому
(«1 —«p)Zi = npZ3.
Раскрыв скобки и перенеся произведение npzl в правую
часть равенства, получим
Л1г1 = пР (2з + г1)-
пр
Из последнего равенства определим отношение —, предста-
вляющее собой степень редукции планетарного редуктора:
пр Z\ 1 (145)
£ , ,, ' — •
Л| Z3 + g.l , i
393
Как видим, число зубьев сателлитной шестерни 2 на степень
редукции влияния не оказывает.
Редукторы с коническими шестернями можно выполнить
для диапазона степеней редукции 0,67—0,40. При других зна-
чениях i встречаются затруднения при изготовлении шестерен.
Редукторы с цилиндрическими шестернями, у которых
шестерня / имеет внутреннее зацепление (см. фиг. 329), степень
редукции имеют всегда больше 0,5, так как г1 больше z3.
По конструктивным соображениям степени редукции у ре-
дукторов этого типа колеблются в пределах 0,55—0,67.
У редукторов с цилиндрической шестерней 3 внутреннего
зацепления степень ред\ кции меньше 0,5, так как г, всегда
меньше za. В обоих случаях планетарного редуктора при сте-
пени редукции, близкой к 0,5, диаметр сателлитовых шестерен
получается сравнительно малым, поэтому для повышения на-
дежности передачи число сателлитовых шестерен берут весьма
большим (до 20).
Достоинства редуктора планетарного типа:
1) большая плавность работы, так как в зацеплении нахо-
дятся одновременно зубья нескольких шестерен;
2) меньший вес редуктора, составляющий 7—8% веса
мотора;
3) соосность винта и вала, что особенно удобно для звездо-
образных двигателей.
I К недостаткам редукторов планетарного типа относят боль-
шую сложность их изготовления и меньшее значение КПД ре-
дуктора вследствие трения в шестернях.
ГЛАВА V
ГАЗОРАСПРЕДЕЛЕНИЕ АВИАЦИОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
§ 157. УСЛОВИЯ РАБОТЫ КЛАПАНОВ
Органы газораспределения предназначены для обеспечения
своевременного впуска свежей смеси в цилиндры и выпуска
из них продуктов сгорания.
Газораспределение в авиационных двигателях осуществляется
при помощи большого числа деталей и механизмов, связыва-
ющих движение клапанов с движением коленчатого вала таким
образом, что открытие и закрытие клапанов производится
в соответствии с данными
газораспределения, приня-
тыми для конкретного дви-
гателя.
Основными элементами га-
зораспределения являются:
а) всасывающие и выпуск-
ные клапаны;
б) привод и механизм га-
зораспределения.
Назначение клапанов — за-
крывать и открывать отвер-
стия в днище цилиндра, через
которые ocj ществляется
впуск свежей смеси и выпуск
продуктов сгорания. В зави-
симости от назначения разли-
чают клапаны выпуска и кла-
паны впуска.
Условия работы клапанов
выпуска исключительно тяже-
лые. Они подвержены дейст-
вию раскаленных газов не
только в процессе сгорания,
но и в течение выпуска, когда
их омывают выходящие из
цилиндра газы. Температура
грибков выхлопных клапанов
800е
Фиг. 331. Типичное распределение тем-
ператур в теле выхлопного клапана дви-
гателя жидкостного охлаждения
395
иногда превышает 860°С (фиг. 331). При столь высо-
ких температурах механическая прочность материала сильно
понижается, а вместе с тем клапан испытывает большие удар-
ные нагрузки в моменты открытия и закрытия. Эти удары,
следующие один за другим, могут вызвать смятие фаски кла-
пана и его седла, растрескивание и выкрашивание кромки
грибка клапана, вытягивание штока и другие дефекты.
Наиболее частым дефектом в эксплоатации является выго-
рание фаски грибка, что обусловлено как действием ударной
нагрузки, так и разъедающим действием выхлопных газов
(газовая коррозия).
Особен ю сильная коррозия выпускных клапанов наблюдается
при работе мотора на свинцовом бензине с повышенным со-
держанием тетраэтилового свинца.
Исходя из действующих нагрузок и условий работы клапа-
нов, к сталям, применяемым для изготовления клапанов,
предъявляются такие требования:
1) сохранение высоких механических свойств при рабочих
температурах клапанов;
2) устойчивость против газовой коррозии;
3) отсутствие самозакаливания клапанов при охлаждении
на воздухе после остановки мотора.
Последнее представляет опасность вследствие хрупкости
таких клапанов в холодном состоянии и возможности их по-
ломки при запуске.
Стали, применяемые для клапанов, относятся к жаростойким.
Они содержат большой процент хрома (до 22°/0) с целью по-
вышения твердости стали и ее стойкости против газовой кор-
розии.
Кроме того, хром (особенно в присутствии кремния) спо-
собствует устранению самозакалипания.
Наилучшие показатели уменьшения газовой коррозии полу-
чаются при добавлении к высокохромистой стали никеля.
Примеси молибдена, вольфоама, кобальта и некоторых других
металлов способствуют сохранению крепости и твердости кла-
пана при высоких температурах.
Насколько понижаются механические свойства сталей с по-
вышением их температуры, можно судить по табл. 25.
Таблица 25
Материалы Напряжение при на разрыв в температуре кг/мм2
15° 650° 900°
Стали, применяемые для коленча- тых валов Специальная сталь для клапанов выпуска 155 80 20 58 6,5 20
396
Из данных этой таблицы и графика, представленного на
фиг. 332, следует, что при повышенной температуре механи-
ческие свойства ста-
лей резко понижаются
и при рабочих темпе-
ратурах клапана имеют
небольшое значение,
поэтому в случае до-
полнительного нагре-
ва клапана хотя бы на
50—100° его механиче-
ские качества оказы-
ваются недостаточны-
ми, и такой клапан вы-
ходит из строя вслед-
ствие вытягивания или
обрыва штока, прогара
и т. д.
В лучших условиях
находится клапан впу-
ска, температура ко-
торого не превышает
400-450° С
Фиг. 332. Изменение механических свойств
клапанных сталей при повышении температуры
§ 158. КОНСТРУКЦИЯ КЛАПАНОВ
Конструктивно в клапане различают следующие части:
1. Шток клапана, движущийся в направляющей втулке.
Он снабжен наконечником или резьбой для крепления таре-
лочки клапанных пружин.
« 2. Г рибок клапана,
непосредственно закрывающий про-
ходное отверстие
Фиг. 333. Диаметр
горловины клапана
для газов.
Диаметр клапана d (фиг. 333) выби-
рается при условии, чтобы средняя ско-
рость проходящей смеси не превышала
определенные значения (для впускного
клапана 90—100 м/сек).
Высота подъема клапана h берется
такой, чтобы при полностью открытом
клапане боковая поверхность 5 для про-
хода газов была примерно равна площади
S' проходного сечения в свету.
Как видно из фиг. 333,
S = ndb = S' = тг
4
Считая для простоты h = b (т. е. не учитывая влияния
фаски), получим равенство
.. *
nah — ,
4 ’
397
или
(146)
i d
h—~4-
Для хорошего прилегания клапана к седлу (обеспечение
герметичности), а также для самоцентрирования клапана в седле
на грибке клапана делается фаска, которая притиркой или
шлифовкой точно подгоняется к такой же фаске на седле.
Угол наклона фаски имеет важное значение в конструкции
клапана, так как увеличивает проходное сечение в началь-
ный период открытия и конечный период закрытия клапана.
Угол фаски также влияет на форму газовой струи, обтекающей
клапан, на величину удельного давления на фаску при по-
садке клапана и на способность клапана самоцентрироваться
в седле.
Обычно применяются фаски с углом 30 и 45°. Первые уве-
личивают на 20% площадь проходного сечения в начале от-
крытия клапана, но при этом ухудшается центровка клапана
в седле и форма газового потока при полном открытии кла-
пана.
Для клапанов всасывания применяются фаски под углом
30 и 45°, а для клапанов выпуска главным образом под
углом 45°.
В некоторых двигателях угол наклона фаски клапана де-
лают на 0,5—1° меньше угла фаски седла, вследствие чего
клапан садится на седло большим диаметром грибка. Этим
ускоряется приработка клапана к седлу, более плотно закры-
вается седло, и, следовательно, фаски седла и гнезда предо-
храняются от воздействия горячих газов при вспышке и рас-
ширении.
Наиболее частым дефектом клапанов является их прогар,
т. е. выгорание фаски, вызывающее потерю герметичности
и выход клапана из строя.
Чаще всего прогар происходит вследствие нарушения плот-
ности посадки клапана по причине коробления седла или кла-
пана, перекоса клапана при подъеме или посадке, переноса
частиц металла с седла на клапан (или наоборот), газовой кор-
розии, а также из-за попадания твердых частиц между фасками
седла и клапана, препятствующих плотной посадке.
Во всех этих случаях через неплотности между клапаном
и его седлом при вспышке и во время рабочего хода проры-
ваются газы под большим давлением и при высокой темпера-
туре. Вследствие этого участки неплотного прилегания выго-
рают.
Для устранения этого дефекта, повышения стойкости фаски
против коррозии, а также для предотвращения разбивания
фаски от ударов при посадке наваривают фаску клапана стел-
398
литом. Стеллит обладает большой твердостью и не выгорает
при высоких температурах.
У некоюрых клапанов, работающих при особенно высоких
температурах, стеллитом покрывают не только фаску, но и всю
поверхность грибка, расположенную в камере сгорания.
Отвод тепла от выпускного клапана имеет первостепенное
значение для нормальной его работы.
Часть тепла отводится через фаски клапана в седло, а дру-
гая часть — через шток клапана в направляющую втулку.
Фиг. 334. Схема изготовления пустотелых клапанов:
ж— внутренней расточкой: б — расточкой с последующей штамповкой;
1, 2, 3, 4 и 5 — последовательность изготовления
При выпуске газов клапан не касается седла, и, следова-
тельно, отвод тепла осуществляется только через шток. Однако
теплопроводность стали недостаточна и не обеспечивает необ-
ходимого отвода тепла от грибка клапана к его штоку, что
и является причиной перегрева, коробления и других де-
фектов.
Для улучшения охлаждения грибков клапанов применялись
различные способы, но наилучшие результаты достигнуты при
охлаждении клапана металлическим натрием. Для этого путем
сложной механической обработки шток и грибок клапана де-
лаются полыми (фиг. 334) и 6Ос/о этой полости заполняются
металлическим натрием, который плавится при темпера-
туре 90° С.
399
При движении клапана расплавленный натрий, взбалтываясь,
переносит часть тепла от грибка в шток, понижая температуру
грибка на 150—200° С. Такое охлаждение имеют выхлопные
клапаны почти всех моторов.
Торец штока клапана испытывает ударные нагрузки и смя-
тие в- момент открытия клапана. На торец также наплавляют
стеллит или же ему придают поверхностную твердость дру-
гими способами.
Фиг. 335. Способы крепления пружин к што-
кам клапанов:
а — при помощи тарелочек, взертывасмых в шток:
б — при помощи разъемных сухариков
Клапаны впуска работают в более легких температурных
условиях. Вследствие интенсивного охлаждения при впуске
свежей смеси температура грибка впускного клапана обычно
не превышает 400° С, поэтому клапан впуска не нуждается
в дополнительном охлаждении. Штоки клапанов впуска вы-
полняются более тонкими по сравнению с штоками выпускных
клапанов, а грибку придается форма тюльпана, при которой
400
обеспечивается малое сопротивление протеканию смеси и со-
храняется большая жесткость грибка.
Для монтирования к клапану пружин верхняя часть клапана
имеет нарезки для ввертывания тарелочки, по которой непо-
средственно действует кулачок, или же делаются кольцевые
проточки для конусных разъемных сухариков, зажимающих
шток клапана в тарелочке (фиг. 335).
§ 159. НАПРАВЛЯЮЩИЕ ВТУЛКИ КЛАПАНОВ
Втулка служит для правильной центровки клапана и на-
правляющей при его движении. Конструктивно втулки различ-
ных моторов мало отличаются одна от другой и выполняются
в виде полых цилиндров, снабженных буртиком, являющимся
упором при запрессовке втулки в цилиндр.
Материал втулки должен обладать антифрикционными свой-
ствами для уменьшения трения в клапанах и хорошей тепло-
проводностью с целью интенсивного отвода тепла от штока
клапана. Наиболее употребительный материал для втулок —
фосфористая бронза.
Интенсивность отвода тепла от штока клапана зависит так-
же от величины зазора между штоком и втулкой, от темпера-
туры самой втулки и ее длины и особенно от расстояния
между торцом втулки и грибком.
Для увеличения теплоотдачи зазор между штоком и на-
правляющей должен быть наименьшим, но достаточным, чтобы
предупредить заедание. Сработанность втулок — одна из при-
чин перегрева клапанов.
С целью понижения температуры втулки в головке цилин-
дров предусматривают охлаждение бобышки, в которую втулка
запрессована. Для той же пели поверхность соприкосновения
между втулкой и бобышкой делается по возможности боль-
шей.
§ 160. КЛАПАННЫЕ ПРУЖИНЫ
Назначение клапанных пружин — закрывать клапаны и плотно
прижимать их к седлу.
Сила упругости пружин'должна быть достаточно велика,
так как в момент полного открытия клапана возникают инер-
ционные силы, достигающие многих десятков килограммов.
Эти силы препятствуют закрытию клапана.
Упругость" пружин при закрытом клапане должна предотвра-
тить возможность открытия клапана вследствие разности давле-
ний, возникающей при работе с сильно прикрытым дросселем
и большом наддуве.
Для большей надежности на каждый клапан ставят не ме-
нее двух, а чаще всего три пружины. Упругость пружин под-
бирается так, чтобы в случае поломки одной из них другие
пружины хотя с перегрузкой, но обеспечили бы работу мо-
тора. Сталь для клапанных пружин должна обладать большой
26- 472 401
упругостью, высокой ударной вязкостью и выносливостью на
усталость. Наиболее полно этим требовгниям удовлетворяют
хромованадиевые стали. Из этих сталей изготовляются не
только клапанные, но и другие пружины для деталей£мотора.
§ 161. ПРИВОДЫ ГАЗОРАСПРЕДЕЛЕНИЯ
Назначение привода — осуществить открытие и закрытие
клапанов в моменты, строго согласованные с положением пор-
шней в цилиндрах (или, что то же самое, с положением ко-
ленчатого вала). В рядных двигателях клапаны приводятся
в действие при помсши кулачковых валиков [по схемам, изо-
браженным на фиг. 3S6.
Фиг. 336. Схемы приводов кулачковых валиков V-образных двигателей:
1, 2, 4 и 5 — шестерни; 3 — наклонный валик
Коническая шестерня 1, закрепленная на хвостовике колен-
чатого вала, приводит во вращение шестерню 2 наклонного
талика 3. Шестерня 4 этого валика сцеплена с шестерней 5,
eiкрепленной на кулачковом валике.
Для точной установки фаз газораспределения при сборке
мотора или его регулировке система передач предусматривает
возможность перестановки кулачковых валиков на очень ма-
лые углы относительно коленчатого вала. Это достигается пу-
тем соединения некоторых деталей системы передач, например,
шестерен, валиков и других при помощи мелких шлиц. Пере-
становка на одну шлицу соответствует определенному угловому
смещению кулачкового валика.
Комбинацией соединений с различным числом шлиц дости-
гается установка газораспределения с точностью до 1°.
Количество кулачковых валиков на одном моторе зависит
от расположения клапанов в цилиндрах и способа передачи
движения от кулачка к клапану.
При расположении клапанов впуска и выпуска в плоскостях,
перпендикулярных к оси кулачкового валика, движение к кла-
панам передается либо при помощи двух кулачковых валиков,
непосредственно действующих своими кулачками на тарелочки
клапанов (фиг. 337, а), либо одним валиком. В последнем
402
Фиг. 337. Способы передачи движения от кулачков к клапанам:
а — непосредственно; б—при помощи коромысел; в — при помощи траверс
26
случае движение к клапанам передается посредством коромысел
(фиг. 337, б), траверс (фиг. 337, в) или других механизмов.
При непосредственной передаче движения от кулачка к кла-
пану привод получается более простым, число деталей умень-
шается. Но при таком приводе благодаря эксцентричному дей-
ствию силы на клапан имеет место усиленный износ направляю-
щей втулки и штока клапана. Кроме того, увеличивается вес
и усложняются конструкция и производство тарельчатых кла-
панов вследствие трудности выполнения на тарелке и штоке
резьбы, которая должна обеспечить возможность легкого
ввертывания и вывертывания тарелочки при регулировке за-
зора и в то же время не должна иметь качки. Этих недостат-
ков нет при передаче движения к клапанам при помощи тра-
верс и коромысел.
Каждый кулачок распределительного валика обслуживает
один клапан или одноименные клапаны и в редких случаях
разноименные клапаны, расположенные в одном цилиндре. Из
условия, что за один оборот кулачка в цилиндре должен
закончиться полный цикл работы, следует, что в четырех-
тактных двигателях число оборотов кулачкового валика должно
быть в два раза меньше числа оборотов коленчатого вала.
Кулачки на распределительном валике размещаются так,
чтобы работа клапанов происходила в такой же последова-
тельности, как и вспышки в цилиндрах. Учитывая, что а' —
угол поворота коленчатого вала между вспышками в цилин-
драх одного ряда (обслуживаемого валиком) равен
, 720
X = —— ,
'р
где /р — число цилиндров в одном ряду, а также и то, что
кулачковый валик вращается с половинной скоростью, опреде-
лим, каким должен быть угол ак между одноименными кулач-
ками на распределительном валике:
а' 720
2 ~ 2ip •
Таким образом, для всех двигателей с шестью цилиндрами
в ряду угол ак = 60°.
У распределительных валиков, на которых размещены ку-
лачки как впускных, так и выпускных клапанов, уг >л между
осями двух кулачков, обслуживающих один цилиндр, выби-
рается исходя из таких соображений: ось симметрии кулачка
должна соответствовать середине фазы выпуска или впуска.
Угол поворота коленчатого вала от середины фазы выпуска
до середины фазы впуска легко определить по диаграмме
газораспределения двигателя. При этом следует учитывать, что
для нормального протекания процессов выпускной кулачок
всегда движется впереди впускного.
404
В самом деле, из фиг. 338 видно, что
а в
, _ _ вып_ , _вп _
2*2 Пегекр •
Фиг. 338. К определению угла <р к между осями
двух кулачков, обслуживающих один цилиндр:
1 — открытие клапана впуска; 2 — закрытие клапана впуска;
3 — открытие клапана выпуска; 4 — закрытие клапана выпуска
Учитывая, что кулачковый валик вращается с половинной
скоростью по отношению к коленчатому валу, заключаем, что
угол <рк — угол смещения разноименных кулачков одного ци-
линдра— должен быть равен
а' “вып + “вп 2’11срекр
= Т =------------------4—-------------
(148)
§ 162. ГАЗОРАСПРЕДЕЛЕНИЕ В ЗВЕЗДООБРАЗНЫХ ДВИГАТЕЛЯХ
В звездообразных двигателях клапаны приводятся в дейст-
вие при помощи кулачковых шайб, располагаемых внутри кар-
тера, концентрично коленчатому валу. Когда кулачок шайбы 1
(фиг. 339) набегает на ролик толкателя 2, то при помощи
тяги 3 и коромысла 4 осуществляется открытие клапана. Такая
система упрощает механизм газораспределения звездообразного
двигателя и является общепринятой.
Открытие и закрытие клапанов должно происходить в мо-
менты, соответствующие определенным положениям коленча-
того вала. Для этого необходимо, чтобы число кулачков на
шайбе и скорость ее вращения находились в строгой зависи-
мости от скорости вращения коленчатого вала.
405
Рассмотрим случай, когда кулачковая шайба вращается
в сторону, противоположную вращению вала (фиг. 340).
Допустим, что в рассматриваемый нами момент происходит
впуск в первом цилиндре; при этом ось первого кулачка совпа-
дает с осью цилиндра.
Такое же положение должен занять второй кулачок после
поворота коленчатого вала на угол, равный 2у, в сторону
третьего цилиндра (следующего по порядку работы), при этом
кулачковая шайба должна повернуться на угол, равный 8— 2у,
где у — угол развала цилиндров, 8 — угол между кулачками.
Фиг. 339. Привод газораспределения звездообразного
двигателя:
1 — кулачковая шайба; 2 — толкатель; 3 — тяга; 4 — коромысло
406
Это является первым условием, необходимым для получе-
ния требуемого соотношения между скоростями вращения
кулачковой шайбы и коленчатого вала.
Второе условие вытекает
оборота коленчатого вала
после рассматриваемого по-
ложения второй кулачок за-
нимал такое же положение,
какое в рассматриваемый
момент занимает первый
кулачок. Из этого следует,
что за время поворота ко-
ленчатого вала на 720° ку-
лачковая шайба должна по-
вернуться на угол 8.
Таким образом, спра-
ведливо равенство
г —2Т _ в
2Т ~ 720 •
из требования, чтобы через два
Фиг. 340. к определению количества
кулачков и числа оборотов шайбы,
вращающейся в сторону, обратную
вращению коленчатого вала
Заменив в этом равенстве значение у величиной
360
i
и ре-
шая его относительно 8, получим
s 720
О = -----:
(149)
Определив значение 8, нетрудно найти и число кулачков
шайбы k.
Очевидно
, 360
или, заменив 8 его значением из формулы (149), получим
k =
(150
Чтобы осуществить поворот шайбы на угол 8 за время по-
ворота коленчатого вала на два оборота, необходимо, чтобы
отношение оборотов шайбы к оборотам коленчатого вала было
о
равно уд}, следовательно,
пш _
лк.в 720'
Заменив 8 его значением из формулы (149), получим
«Ш 1
л к. в * — I ’
(151)
(152)
407
Формулы (150) и (152) дают возможность Определить число
кулачков и передаточное число шайбы для однорядного звездо-
образного двигателя.
Привод двухрядной звезды не отличается от привода одно-
рядной, так как цилиндры одной звезды располагаются в про-
межутке между цилиндрами второй звезды и обслуживаются
теми же кулачками. Таким образом, формулы (150) и (152)
справедливы и для двухрядной звезды, но в данном случае
буквой i следует обозначать число цилиндров не всего двига-
теля, а только одной звезды.
Фиг. 341. Схемы приводов кулачковой шайбы
звездообразных двигателей
Путем таких же рассуждений можно доказать, что в случае
когда шайба и коленчатый вал вращаются в одном направле-
нии, передаточное число и количество кулачков шайбы опре-
деляется по формулам
k = L+J . (153)
Передача
вляется, как
вращения от коленчатого вала к шайбе осущест-
показано схематически на фиг. 341.
§ 163. ПРОФИЛЬ КУЛАЧКА
Для лучшего наполнения цилиндров свежей смесью и выпуска
продуктов сгорания выгодно, чтобы клапаны возможно быстрее
открывались и закрывались, сохраняя наибольшим проходное
сечение для газа более продолжительное время.
408
Подъем клапана всецело зависит от положения кулачка
и профиля его очертания (фиг. 342). Обозначим: /? — радиус
начальной окружности кулачка, 8 — зазор между кулачком
и штоком клапана в холодном состоянии и h—расстояние
(по радиусу) от линии профиля до линии начальной окруж-
ности.
Чем больше значение h, тем
больше клапан открыт. Зависи-
мость подъема клапана от угла
поворота кулачка изображают
в виде кривой, называемой гра-
фиком подъемаклапана(фиг.343).
На этом же графике обычно
изображают кривые изменения
скорости и ускорения клапана,
возникающие при его движении.
В начальный период своего дви-
жения скорость клапана возрас-
тает, а его ускорение направлено
по скорости (вниз) и считается
положительным. Сила инерции
клапана в этот период напра-
влена вверх и вместе с силой
упругости клапанных пружин пе-
редается на клапанный привод.
За некоторое время до полного
открытия клапан замедляет дви-
жение, и его ускорение напра-
влено против скорости (вверх).
Сила же инерции клапана напра-
влена вниз и воспринимается
клапанными пружинами.
Когда кулачок сбегает с та-
Фиг. 342. Зависимость подъема
релочки клапана, скорость его клапана от профиля и положения
сначала возрастает, а затем убы- кулачка
вает и в момент посадки на
седло равна нулю. Благодаря симметричности кулачка кривые
подъема клапана, скорости, ускорения и сил инерции также
симметричны.
Инерционные силы, возникающие при движении клапанов
достигают многих десятков килограммов и оказывают большое
влияние на надежность работы клапана, седла и других деталей
механизма газораспределения. Поэтому профиль кулачка подби-
рают такой, чтобы обеспечить достаточное проходное сечение
для газов и чтобы в то же время открытие и закрытие клапана
происходило плавно, без ударов и скачкообразного изменения
скорости.
При выборе профиля кулачка учитываются также условия
изготовления кулачков; так, например, профили, выполненные
409
по дуге окружности, более просты в изготовлении, чем профили
по параболе.
В случае когда кулачок работает непосредственно по таре-
лочке клапана, он должен касаться ее по касательной при любом
положении кулачка. Профиль такого кулачка получается выпук-
лым и очерченным тремя дугами с радиусами R, р и г (фиг. 344, а).
Фиг. 343. Графики подъема, скорости и ускорения
клапана
Такой профиль прост в изготовлении и имеет большое распро-
странение. При движении кулачка по ролику профиль кулачка
может быть выпуклый, вогнутый или иметь прямолинейный
участок (тангенциальный профиль).
Фиг. 344. Типы профилей кутачков:
а — с выпуклой боковиной: б — с плоской боковиной;
в — с вогнутей боковиной
Значение R определяется по конструктивным соображениям
и для удобства обработки кулачка делается несколько большим
радиуса кулачкового валика.
410
Зазор 8 в холодном состоянии мотора предусматрив.вана
для посадки клапана на седло после удлинения штока кл; мм
при его нагреве. Величина этого зазора обычно близка к 0,’ '
однако у кулачков, воздействующих непосредственно на jOT
лочку клапана, радиус тыльной поверхности кулачка ДС^у.
меньше радиуса начальной окружности (фиг. 344, а). В этом
чае, кроме нормального температурного зазора, в „холод1и и
зазор включается разность радиусов начальной окружно*
окружности тыльной поверхности кулачка. кон-
Увеличение зазора сверх нормального (учтенного при
струировании кулачка) уменьшает продолжительность фаэ,анее
чало открытия клапана происходит позднее, а закрытия— ение
нормального. Это уменьшает наполнение цилиндра (увели1 jo/ \
зазора на 0,1 мм уменьшает наполнение примерно на ог'^
и приводит к быстрому износу клапана и седла вследствие ^вно’
что открытие и закрытие клапанов происходит не пл ’
а с ударами. .
Поэтому в клапанных механизмах предусматривают во-,1СТВа
ность регулировки и точной установки зазора, а также срел"
контровки, предохраняющие от непроизвольного изменения
новленного зазора. сения
Высота кулачка h зависит от способа передачи дви?
к клапанам. ,
При непосредственном воздействии кулачка на клапа^обах
высота равна высоте h подъема клапана, при других спо1"
эта высота зависит от соотношения плеч коромысел. „е_
Угол <рк определяется продолжительностью фазы газор;1 и
деления и соотношением между скоростями вращения кУ1муле
и коленчатого вала. Величину <рк можно определить по фс
(155)
с = -"р
к а
,га;
где апр —продолжительность процесса впуска или выпус
а — передаточное число от коленчатого вала к ку я зве_
вому валику (для рядных двигателей а = 2, а Д>'гся из
здообразпых двигателей значение а определяе
формулы 152 или 154).
§ 164. КОМПЕНСАТОРЫ ЗАЗОРОВ
У двигателей воздушного охлаждения при нагреве к
и цилиндров ось вращения коромысла перемещается у
(фиг. 345). В то же время почти не изменяется длина ’ еСли
воздействующей на плечо коромысла 2. Вследствие этог<’’охла_
на холодном моторе (по аналогии с мотором жидкостной’ вий
ждения) установить нормальный зазор 8, исходя лишь из у*" 345
удлинения штока клапана, то, как это нетрудно видеть изфИг|оак’
при работе двигателя величина зазора будет возрастать.
411
тически значение 8 увеличивается на 1,5 — 2 мм и оказывает
существенное влияние на уменьшение мощности мотора и износ
клапанного механизма.
Фиг. 345. Увеличение зазора в кла-
панном механизме при нагревании
цилиндра:
5 — зазор в холодном состоянии; 6 — зазор
при работе двигателя; 1 — тяга; 2 — коро-
мысло
Для устранения указанных недостатков применяют следующее:
1. Кулачку придают очертания, обеспечивающие плавное его
набегание на ролик толкателя как в холодном, так и в горячем
состоянии мотора. На фиг. 346 показаны профиль такого ку-
лачка и диаграмма скорости и подъема клапана.
В холодном состоянии мотора, т. е. при малом зазоре 8, на-
чало открытия клапана происходит в точке а, полное открытие
в точке с, а закрытие — в точке Ь.
В горячем состоянии, при увеличенном зазоре 8, начало от-
крытия клапана происходит в точке а', а закрытие в точке Ь'.
Как это видно из фиг. 346, Б, в обоих случаях открытие и
закрытие клапана происходят при скорости клапана, равной
нулю. «
412
Угол <рк выбирается таким, чтобы обеспечить нормальные
фазы газораспределения на горячем моторе. Это обусловливает
более раннее открытие и более позднее закрытие клапанов на
холодном и непрогретом моторе, что в ряде случаев затрудняет
запуск мотора и ухудшает его работу на малых оборотах и,
следовательно, является недостатком этого способа.
2.гПрименяются специальные устройства — компенсаторы,
при помощи которых зазоры в клапанном механизме при раз-
личных температурах двигателей сохраняются неизменными или
изменяются незначительно.
к Рассмотрим принцип работы одного из таких компенсаторов^
Ось коромысла укреплена на специальной тяге 1 (фиг. 347),
закрепленной в нижней части головки цилиндра.
При нагреве двигателя различные точки рассматриваемой
системы перемещаются не одинаково (новое положение этих
точек на фиг. 347 обозначено соответствующими буквами со
штрихами).
413
Наибольшее перемещение вверх ЕЕ' имеет торец штока кла-
пана.
Это перемещение происходит как вследствие удлинения
самого клапана, так и в результате удлинения цилиндра и картера.
Фиг. 347. Схема работы компенсатора
зазоров звездообразного двигателя:
1 и 2 — тяги
Но вместе с цилиндром переместится вверх на величину ОО'
и ось крепления тяги. Очевидно, что величина 00' меньше
значения ЕЕ'.
Точка В своего положения не изменяет, та/ как| тяга 2 не
удлиняется.
При изменении теплового состояния двигателя происходит
одновременное изменение значений ЕЕ' и 0(7, следовательно,
при правильно подобранных соотношениях плеч коромысел,
длине тяги и точке ее крепления к цилиндру можно добиться
практически неизменного зазора 8 между штоком клапана и ро-
ликом коромысла на всем диапазоне рабочих температур цилиндра.
ГЛАВА VI
КАРТЕРЫ
§ 165. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О КАРТЕРАХ
Картер служит основанием, к которому крепятся отдельные
части, агрегаты и механизмы двигателя, связывая их в одно
целое. Кроме того, картер служит для крепления двигателя
к подмоторной раме самолета.
При работе двигателя детали картера воспринимают различ-
ные нагрузки, а именно:
1. Плоскости, на которые устанавливаются блоки или цилин-
дры, нагружены усилиями давления газов и силами бокового
давления. Эти силы передаются на картер через шпильки кре-
пления цилиндров или блоков.
2. Опоры подшипников и внутренние перегородки картера
воспринимают силы, передающиеся на коленчатый вал, т. е.
силы давления газов и неуравновешенные силы инерции.
3. Носок картера воспринимает усилия тяги винта и жироско-
пического момента.
4. Лапы, при помощи которых мотор крепится к подмоторной
раме, воспринимают вес мотора, силу тяги винта и реакцию
вращающего момента.
Основное требование, предъявляемое к картеру, — жесткость
его конструкции при наименьшем весе. Это требование особенно
важно для картеров рядных двигателем, у которых вследствие
большой длины даже незначительное смещение одной из опор
вызывает большие дополнительные напряжения в коленчатом
валу и ухудшает условия работы подшипников.
Жесткость картера обеспечивается прежде всего правильно-
стью его конструкции, расположением усиливающих ребер и
перегородок, способом передачи усилий от силовых шпилек и др.
Картер — самая крупная и наиболее тяжелая деталь двига-
теля. Его вес составляет 15 — 20°/о от веса всего двигателя,
поэтому картер желательно изготовлять из материала с малым
удельным весом.
Наибольшее распространение для картеров рядных двигате-
лей получили алюминиевые сплавы типа силумин. Некоторые,
менее нагруженные части картеров изготовляются из электрона.
415
Силумином называют сплав с содержанием кремния от 5 до
13%. Этот сплав обладает высокой жидкотекучестью и малой
усадкой при застывании.
Благодаря своим хорошим литейным качествам силумин
и применяется для отливки сложных и тонкостенных отливок
картеров рядных двигателей.
К достоинствам силуминовых сплавов следует также отнести
его устойчивость против коррозии.
Недостатком этих сплавов является пористость вследствие
свойства насыщаться газами в расплавленном состоянии. Наличие
пор ослабляет прочность материала и создает возможность про-
сачивания масла через стенки картеров. Последнее устраняется
путем пропитки картеров специальными веществами, заполня-
ющими поры и застывающими в них, или покрытием внутренних
поверхностей картера бакелитовым лаком, который при 140 —
150° С переходит в твердое состояние, создавая непроницаемую
для масла пленку.
Однако бакелитовое покрытие, обладая плохой теплопровод-
ностью, затрудняет теплоотдачу картера и вызывает повышенную
температуру масла, ввиду чего от этого способа в некоторых
моторах отказываются, добиваясь плотности силуминового литья
путем отливки под давлением 4 — 5 ат. Пригодность картера
после его литья и механической обработки проверяется гидро-
пробой и просвечиванием рентгеновыми лучами.
.Некоторые дефекты, образующиеся при литье, устраняются
постановкой пробок, ввертышей, заваркой и паянием.
Пробки применяются для устранения раковин и свищей
в местах, где толщина стенок достаточно велика.
При заварке весь картер подогревается в электропечи, затем
дефектное место после дополнительного местного нагрева за-
полняется жидким материалом того же состава, из которого
изготовлена завариваемая деталь. Сильно нагруженные части
картера, например, лапы крепления мотора, носок, внутренние
перегородки и другие, заваривать не разрешается.
При паянии дефектное место заполняется другим, более
легкоплавким, материалом без общего подогрева картера. Па-
яние .проще заварки, но менее надежно.
§ 166. КАРТЕРЫ РЯДНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Конструктивно картеры рядных двигателей выполняются из
двух частей (фиг. 348).
Часть картера, на которой крепятся цилиндры, называется
главным или верхним картером. Другая часть называется
нижним картером.
Различают два основных вида картеров рядных двигателей:
1) с нагруженным нижним картером;
2) с разгруженным нижним картером.
Первые выполняются с разъемом в горизонтальной плоско-
сти, проходящей через ось коленчатого вала (фиг. 349, а), причем
416
Фиг. 348. Картер рядного двигателя:
а — верхняя половина; б — нижняя половина
обе половины картера изготовляются примерно одинаковой
прочности и жесткости. Для надежной связи между собой они
стягиваются большим числом силовых (коренных) шпилек, рас-
положенных в перегородках, а также большим числом мелких
в
Фиг. 349. Виды картеров рядных двигателей:
с нагруженным нижним картером; б —с разгруженным нижним картером; в —с нагруженным
нижним картером и отъемным поддоном
27—472
417
шпилек, располагаемых по контуру и обеспечивающих герметич-
ность стыка.
Число и расположение шпилек имеют большое значение для
распределения нагрузки на картер.
Крупные шпильки воспринимают большие сосредоточенные
нагрузки и вызывают на отдельных участках картера значитель-
ные напряжения, поэтому для увеличения прочности картера
выгоднее передавать силы ббльшизл количеством малых шпилек,
чем немногими крупными шпильками.
Для увеличения площади работающих сечений картера шпиль-
ки выгодно погружать в материал картера возможно более
глубоко (фиг. 350).
Фиг. 350. Работающие сечения картера при различной длине шпилек
Для изготовления ответственных шпилек и болтов употреб-
ляется высококачественная хромоникелевая сталь.
Посадка шпилек и болтов в картере должна быть плотной
и точной, что достигается натягом в резьбе, упором шпилек
в специальные буртики и выполнением на шпильках (особенно
на утопленных) точно изготовленных поясков, служащих на-
правляющими при ввертывании шпилек в резьбу. Для предот-
вращения самоотвертывания длина нарезной части шпильки
делается не менее двух ее диаметров.
Для правильной фиксации верхнего и нижнего картеров,
а также для воспринятия срезывающих сил, возникающих при
изгибе картера, устанавливают различного рода фиксаторы в виде
штифтов или стаканчиков, концентрически надеваемых на точно
обработанные пояски коренных шпилек.
Достоинством картера с несущей нижней половиной (см.
фиг. 349, а) является его большая жесткость, так как обе поло-
вины выполняются достаточно массивными и, скрепленные вместе,
образуют замкнутую жесткую коробку, в которой располагаются
кривошипно-шатунные механизмы двигателя.
418
Единственный недостаток таких картеров заключается в не-
возможности осмотра кривошипно-шатунных механизмов и под-
шипников вала без разборки картера.
В картерах с разгруженной нижней половиной (см. фиг. 349, б)
нижние опоры коленчатого вала выполняются на отдельных
подвесках (поэтому такие картеры называют картерами с под-
весным валом), которые крепятся к главному картеру при помощи
силовых шпилек. Нижняя половина картера в данном случае
является лишь кожухом, закрывающим коленчатый вал, и масло-
сборником. Будучи ненагруженной какими-либо силами, эта
деталь выполняется тонкой и легкой по весу.
С целью увеличения жесткости главного картера плоскость
разъема его с нижним картером может и не совпадать с пло-
скостью разъема подшипников. В этом случае боковые стенки
главного картера скрепляются между собой поперечными тягами
(болтами). Таким образом, подвески и стенки главного картера
работают, как одно целое.
Достоинством таких картеров является меньший вес, легкость
обработки коренных подшипников и удобство сборки и контроля
кривошипно-шатунных механизмов. На некоторых картерах с на--
груженной нижней половиной последняя выполняется из двух
частей: собственно нижней половины и съемной части, называ-
емой поддоном или маслосборным корытом (см. фиг. 349, в). Такое
устройство обеспечивает более удобную затяжку гаек коренных
шпилек, периодический контроль за металлической стружкой
в масле и осмотр кривошипно-шатунных механизмов.
Значительное увеличение жесткости картеров рядных двига-
телей достигается применением коробчатых поперечных стенок.
В некоторых двигателях пространство между стенками исполь-
зуется для циркуляции воздуха, охлаждающего опоры вкладышей
подшипников. Такая конструкция картера требует исключитель-
но хорошего уплотнения стыков во избежание проникания масла
в пространство между стенками, выбрасывания его наружу или
замерзания при низких температурах.
Соединение обеих половин картера должно обеспечивать гер-
метичность, чтобы не было выбивания масла. Для этого поверх-
ности плоскостей разъема обрабатываются с большой точностью.
При сборке эти плоскости смазываются специальными составами
(герметиками), и по всему периметру картера прокладывается
шелковая тонкая нить.
В картере крепится магистраль, подводящая масло под дав-
лением для смазки подшипников коленчатого вала, и выпол-
няется ряд каналов и сверлений для подвода масла к некоторым
деталям и агрегатам.
Для собирания масла, стекающего со стенок картера и де-
талей кривошипно-шатунного механизма, в нижней части кар-
тера предусматриваются углубления (маслоотстойники), из ко-
торых масло непрерывно откачивается обратно в бак.
27* 419
Конструкция картера оказывает большое влияние на расход
масла и срок его службы. В „тесном* картере масло, стекающее
на стенки картера, непрерывно подхватывается воздушными
Фиг, 351. Типы маслоуловителей в картерах:
а — рядного двигателя; б — звездообразного двигателя; в — отсека шестерен
редуктора
вихрями, образующимися при вращении кривошипов, и в боль-
шом количестве забрасывается на стенки цилиндра. Вследствие
этого увеличивается проникание масла через зазоры поршневых
420
колец в камеру сгорания, а следовательно, повышается и расход
масла.
Кроме того, непрерывный барботаж масла при наличии
в картере горячего воздуха ускоряет процесс окисления масла
и ухудшает его качество.
Следует также учитывать, что в среде, насыщенной масля-
ными брызгами, сопротивление движению деталей кривошипно-
шатунного механизма увеличивается, что вызывает дополни-
тельную затрату мощности на барботаж.
Поэтому объем картера должен быть достаточен, чтобы
масло, стекающее по его стенкам, не сдувалось воздушными
вихрями. Расстояние от вращающихся частей кривошипно-ша-
тунного механизма до стенок картера должно быть 30—40 мм.
Для уменьшения барботажа масла нижнюю часть картера
закрывают сетками, устанавливают специальные маслоуловители
в виде металлических пластин и козырьков, направленных против
движения масла (фиг. 351). Масло, захватываемое уловителем,
отводится в маслоотстойник.
На картере имеется ряд точно обработанных поверхностей,
буртиков, фланцев и др., служащих для правильной центровки
и установки нагнетателя, магнето, насосов, вооружения и раз-
личного рода агрегатов. Повреждение таких участков может
привести к неправильной установке или перекосу агрегатов, течи
масла, может нарушить правильность зазоров и в некоторых
случаях даже вывести из строя картер, что вызывает разборку
двигателя на запасные части.
Поэтому эти места требуют за собой постоянного наблюде-
ния и осторожности в обращении при эксплоатации.
§ 167. КАРТЕРЫ ЗВЕЗДООБРАЗНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Картеры звездообразных двигателей состоят из нескольких
частей (фиг. 352). В главном картере монтируются цилиндры
и подшипники коленчатого вала. На других частях картера
монтируются детали двигателя и его агрегаты.
Главный картер звездообразного двигателя является наиболее
нагруженным и поэтому изготовляется путем горячей ковки
и штамповки. Сложная конструкция этой части картера требует
применения сплавов, обладающих высокой пластичностью и
способностью выдерживать значительные деформации без обра-
зования трещин. К таким сплавам относятся сплавы АК-2 и АК-5,
пластичность которых приближается к пластичности чистого
алюминия. Кроме того, эти сплавы допускают термообработку,
в результате чего повышаются их механические качества.
Центральная часть картера однорядного звездообразного
двигателя обычно делается из двух половин, на которых кре-
пятся цилиндры и коренные подшипники.
421
Фиг. 352. Картер звездообразного двигателя:
передняя часть главного картера; 3 — средняя часть главного картера; 4 — задняя часть главного картера; 5 — передняя половина корпуса
нагнетателя; 6 — задняя половина корпуса нагнетателя; 7 — задняя крышка
В двухрядной звезде центральная часть картера, на которой
крепятся цилиндры передней и задней звезд, может быть не
разъемной. В этом случае коренные подшипники монтируются
на съемных дисках, прикрепленных к центральной части картера.
В передней части картера крепится носок картера, а также
монтируются детали газораспределения, редуктор и некоторые
агрегаты мотора.
В частях картера, располагаемых за центральной частью, мон-
тируются нагнетатель и приводы к магнето, насосам и другим
агрегатам.
При сборке картера звездообразного двигателя требуется
точное соблюдение соосности всех его частей. Для этой цели
они снабжаются различного рода фиксаторами, центрирующими
буртиками и соответственно им кольцевыми проточками
(фиг. 353).
Фиг. 353. Виды центрирующих буртиков картера
звездообразного двигателя
Герметичность картера осуществляется путем точной обра-
ботки соприкасающихся поверхностей, а в некоторых слу-
чаях — специальными прокладками.
Для собирания стекающего масла в нижней части картера
устанавливается съемный маслоотстойник.
§ 168. СУФЛИРОВАНИЕ КАРТЕРОВ
При работе двигателя давление в картере может повышаться
вследствие прорыва газов из цилиндра через зазоры поршневых
колец, а также и в результате нагрева воздуха и паров масла,
находящихся в картере. Повышение давления в картере вызы-
вает течь масла через сальники, в местах стыка картера, из-под
крышек, фланцев цилиндров и других деталей и агрегатов,
укрепленных на картере.
Для устранения этого давление в картере уравнивают с окру-
жающим давлением, сообщая внутреннюю полость картера с ат-
мосферой при помощи суфлеров (фиг. 354).
423
Фиг. 354. Конструкция суфлера
Суфлеры внутри снабжаются перегородками или сетками,
препятствующими прониканию масла из картера наружу. Часть
суфлера, выступающая из картера, закрывается колпачком, сде-
ланным так, чтобы предупредить попадание посторонних частиц
в картер.
На картере суфлеры располагаются в местах, наиболее уда-
ленных от плоскостей вращения кривошипов. Несмотря на все
предосторожности, выбрасывание масла из картера—все же
частое явление, поэтому в современных моторах отверстие
суфлера сообщают при помощи шланга с воздушным простран-
ством масляного бака.
ИСПОЛЬЗОВАННАЯ ЛИТЕРАТУРА
Веселовский А. А., Демидов В. С. и др. Авиационные двигатели,
ОНТИ, 1938 г.
Заикин А. Е. и др. Авиационные двигатели, Конструкция и расчет
деталей, Оборонгиз, 1941 г.
Орлов П. И. Конструкция авиационных двигателей, Оборотгиз, 1940 г.
Бугров Е. П. и др. Теория авиационного двигателя, Оборонгиз, 1940 г.
Андреев Е. С. и др. Техническая эксплоатация самолетов и моторов,
Оборонгиз, 1940 г.
Андреев Е. С. и др. Авиационные моторы, книга 2-я, Воениздат,
1937 г.
Масленников М. М. и РудзкийК. А. Общий курс авиационных
двигателей легкого топлива, ОНТИ, 1938 г.
Новиков М. П. Электрооборз'дование авиационных моторов, Оборонгиз,
1939 г.
Кириченко Л. И. Курс кинематики и динамики авиадвигателей, 1938 г.
Артоболевский. И. И. Теория механизмов и машин, ГИЗ технико-тео-
ретической литературы, 1940 г.
Долежаль. В. А. Редукторы числа оборотов, НКАП — Оборонгиз, 1945 г.
Комиссарчик Н. ’А. Высотные исследования и повышение высотности
системы зажигания, Оборонгиз, 1944 г.
Справочник авиаконструктора, БНТ, 1944 г.
Новак Д. А. и Сеничкин Г. В. Авиационный мотор АШ-82, Воениздат,
1946 г.
Ровинский Э. В. Кинематика и динамика авиационных двигателей.
Изд. Ленинградских курсов усовершенствования ВВС, 1946 г.
Кирсанов В. И. и Лош маков А. Карбюрация, 1937 г.
Акопян С. И. Двигатели внутреннего сгорания с впрыском топлива
и электрическим зажиганием, 1945 г.
Баграмов Е. Е. и Стародубцев С. В. Электрическое зажигание
в авиационных двигателях, изд. ЛКВВИА, 1948 г.
Галкин Ю. М. Автотракторное электрообору: ование, Машгиз, 1948 г.
ОГЛАВЛЕНИЕ
РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
Стр.
КИНЕМАТИКА И ДИНАМИКА АВИАДВИГАТЕЛЕЙ
Глава I. Кинематика нормального кривошипно-шатунного механизма . 3
§ 1. Путь поршня.............................................. 5
§ 2. Скорость поршня.......................................... 9
§ 3. Ускорение поршня........................................ 14
Глава II. Динамика кривошипно-шатунного механизма................... 18
§ 4. Силы инерции поступательно-движущихся масс.............. 19
§ 5. Силы инерции вращающихся масс............................ 23
§ 6. Сила давления газов на поршень.......................... 24
§ 7. Результирующая сила, действующая на поршень............. 25
§ 8. Действие результирующей силы на детали кривошипно-шатун-
ного механизма................................................. 26
§ 9. Опрокидывающий момент мотора............................ 32
Глава III. Равномерность хода и уравновешенность двигателя .... 35
§ 10. Равномерность хода двигателя............................. —
§ 11. Уравновешенность двигателя.............................. 39
§ 12. Уравновешивание силы инерции вращающихся масс .... 41
§ 13. Порядок работы цилиндров двигателя...................... 44
Глава IV. Уравновешенность и равномерность хода однорядных двига-
телей .............................................................. 47
§ 14. Уравновешенность и равномерность хода одноцилиндрового
двигателя....................................................... —
§ 15. Уравновешенность и равномерность хода двухцилиндрового
двигателя...................................................... 50
§ 16. Уравновешенность и равномерность хода четырехцилиндрового
двигателя...................................................... 53
§ 17. Уравновешенность и равномерность хода однорядного шести-
цилиндрового двигателя......................................... 56
Глава V. Уравновешенность и равномерность хода многорядиых двига-
телей .............................................................. 60
§ 18. Кинематика кривошипно-шатунного механизма с прицепным
шатуном......................................................... —
$ 19. Уравновешенность и равномерность хода двенадцатицилиндро-
вого V-образного двигателя .................................... 69
426
Стр.
Глава VI. Уравновешенность и равномерность хода звездообразных двига-
телей .............................................................. 74
§ 20. Кинематика звездообразного двигателя...................... —
§ 21. Уравновешенность звездообразного двигателя............... 80
§ 22. Двухрядные звездообразные двигатели..................... 83
§ 23. Равномерность хода и порядок работы цилиндров звездообраз-
ного двигателя................................................ 85
§ 24. Сравнение уравновешенности различных двигателей .... 87
§ 25. Динамика реактивных двигателей........................... 88
Глава VII. Крутильные колебания коленчатых валов.................... 89
§ 26. Сущность колебаний упругих систем......................... —
§ 27. Крутильные колебания коленчатых валов.................... 92
§ 28. Способы уменьшения крутильных колебаний вала............. 97
РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
ОХЛАЖДЕНИЕ АВИАЦИОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Глава I. Основные сведения о теплопередаче . .................102
§ 29. Необходимость охлаждения цилиндров........................ —
§ 30. Способы передачи теплоты................................. ЮЗ
§ 31. Теплообмен между газами в цилиндре и охлаждающей средой. 106
§ 32. Факторы, влияющие на тепловое состояние двигателя ... 107
Глава II. Воздушное охлаждение......................................112
§ 33. Оребрение цилиндра воздушного охлаждения.................. —
§ 34. Факторы, влияющие на тепловое состояние двигателя воздуш-
ного охлаждения.............................................. 116
§ 35. Капоты на двигатели воздушного охлаждения...............118
§ 36. Дефлекторы...............................................121
Глава III. Жидкостное охлаждение...................................123
§ 37. Системы жидкостного охлаждения и требования, предъявляе-
мые к ним...................................................... —
§ 38. Тепло, отводимое жидкостью от двигателя.............125
§ 39. Радиаторы.............................................. 126
§ 40. Теплоотдача радиатора....................................130
§ 41. Радиаторные установки................................... 131
§ 42. Расширительный бачок.....................................134
§ 43. Дренажные клапаны......................................... —
§ 44. Насосы охлаждающей жидкости..............................136
§ 45. Сравнение систем жидкостного и воздушного охлаждения . . 139
Глава IV. Охлаждающие жидкости......................................141
§ 46. Охлаждение водой........................................ —
§ 47. Охлаждение высококипящими жидкостями...................142
§ 48. Охлаждение антифризом................................. 143
Глава V. Охлаждение реактивных двигателей................145
§ 49. Охлаждение жидкостно-реактивных и турбореактивных двига-
телей ......................................................... —
427
Стр.
РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
СМАЗКА АВИАЦИОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Глава I. Трение и смазка..............................................148
§ 50. Назначение смазки.......................................... —
§ 51. Сухое трение..............................................149
§ 52. Жидкостное трение.........................................151
§ 53. Полужидкостное трение.....................................153
§ 54. Трение качения............................................. —
§ 55. Смазка скользящего подшипника.............................155
§ 56. Критическая толщина масляного слоя.......................157
§ 57. Факторы, влияющие на величину трения в подшипнике . . . 160
§ 58. Смазка поршней............................................163
Глава II. Детали и работа системы смазки..............................164
§ 59. Системы смазки авиационных двигателей...................... —
§ 60. Теплоотдача в масло.......................................168
§ 61. Масляные насосы...........................................169
§ 62. Маслобаки.................................................172
§ 63. Маслорадиаторы .,.........................................173
§ 64. Масляные фильтры..................•. . ............174
§ 65. Разжижение масла бензином................................ 177
§ 66. Работа масляной системы на высоте.........................179
§ 67. Система смазки турбореактивных двигателей.................181
•
РАЗДЕЛ ЧЕТВЕРТЫЙ
СМЕСЕОБРАЗОВАНИЕ
Глава I. Теория работы карбюратора................................... 183
§ 68. Требования, предъявляемые к карбюраторам и топливным
насосам...................................................... 184
§ 69. Характеристики приборов смесеобразования..............185
§ 70. Устройство и принцип работы поплавкового карбюратора . . 186
§ 71. Расход воздуха через насадок...............................188
§ 72. Расход топлива............................................ 190
§ 73. Анализ работы элементарного карбюратора....................191
§ 74. Графическое изображение работы элементарного карбюратора . 192
§ 75. Эмульсионный карбюратор................................... 193
§ 76. Графическое изображение работы эмульсионного карбюратора . 197
Глава II. Беспоплавковые карбюраторы................................ 199
§ 77. Беспоплавковый карбюратор с постоянным сечением топлив-
ного жиклера (впрыскивающий карбюратор)........................ —
§ 78. Беспоплавковый карбюратор с переменным сечением топлив-
ного жиклера..................................................201
Глава III. Образование смеси во всасывающем трубопроводе .... 208
§ 79. Условия образования смеси.................................... — '
§ 80. Факторы, влияющие на образование смеси ’ .............. ....
428
Стр.
Глава IV. Схемы работы и элементы конструкции карбюраторов . . . 213
§ 81. Способы получения нужного состава смеси на различных ре-
жимах работы двигателя........................................... —
§ 82. Способы достижения легкого запуска.......................215
§ 83. Достижение экономичности..................................218
§ 84. Достижение приемистости...................................219
§ 85. Работа карбюратора на высоте..............................221
§ 86. Работа карбюратора при различных положениях самолета . . 223
§ 87. Достижение пожарной безопасности.........................224
§ 88. Регулировка карбюратора..................................225
§ 89. Контроль правильности регулировки и работы карбюратора . 228
§ 90. Поплавковый карбюратор..................................... —
Глава V. Системы питания двигателей топливом и агрегаты систем . . 235
§ 91. Схема подачи топлива...................................... —
§ 92. Бензонасосы..............................................236
§ 93. Трубопроводы для топлива и их соединение.................239
§ 94. Баки, фильтры и краны....................................241
Глава VI. Непосредственный впрыск топлива..........................242
§ 95. Общая схема системы непосредственного впрыска .... —
§ 96. Топливный насос высокого давления........................244
§ 97. Воздухоотделители........................................246
§ 98. Механизм управления плунжерами...........................248
99. Регулятор смеси..........................................250
§ 100. Форсунки.................................................252
§ 101. Теоретическое обоснование работы регулятора смеси системы
непосредственного впрыска.......................................253
§ 102. Характеристика топливного насоса.........................255
§ 103. Регулировка системы непосредственного впрыска............258
§ 104. Особенности применения непосредственного впрыска . . . 261
Глава VII. Система питания топливом турбокомпрессорных воздушно-
реактивных двигателей..................................................263
§ 105. Условия- работы системы питания........................... —
§ 106. Схема питания топливом...................................264
РАЗДЕЛ ПЯТЫЙ
ЗАЖИГАНИЕ СМЕСИ В ЦИЛИНДРАХ АВИАЦИОННЫХ
ДВИГАТЕЛЕЙ
Глава I. Основные сведения по теории магнето..........................266
§ 107. Условия образования искры................................. —
§ 108. Факторы, влияющие на пробивное напряжение................267
§ 109. Принцип работы и элементы конструкции магнето .... 270
§ 110. Работа магнитной системы.................................272
429
Стр.
§ 111. Электрическая система магнето...................- • • 281
§ 112. Работа магнето при постоянно разомкнутой первичной цепи
(холостой ход).................................................282
§ 113. Работа магнето при постоянно замкнутой первичной цепи 284
§ 114. Рабочий процесс магнето..................................28?
§ 115. Назначение и работа конденсатора.........................290
§ Ц6. Пробой искрового промежутка в свече..........292
§ 117. Влияние расстояния между контактами прерывателя на вели-
чину ЭДС вторичной цепи........................................2"э
§ 118. Назначение предохранительного разрядника............297
Глава II. Конструкция магнето........................................298
§ 119. Корпус.................................................. —
§ 120. Трансформатор . . 391
§ 121. Ротор....................................................302
§ 122. Задняч крышка............................................394
§ 123. Распределительный механизм...............................307
Глава III. Авиационные свечи........................................310
§ 124. Требования, предъявляемые к свечам............... —
§ 125. Конструкция н типы свечей................................311
§ 126. Изоляторы свечей.........................................314
§ 127. Подбор типа свечи к мотору...............................319
Глава IV. Пусковые приспособления для воспламенения смеси . . . 320
§ 128. Пусковое магнето с ручным приводом........................ —
§ 129. Пусковая индукционная катушка............................322
§ 130. Запуск при помощи трансформатора рабочего магнето . . 324
§ 131. Дублированный запуск при помощи пусковой катушки и ра-
бочего магнето.............................................325
Глава V. Экранирование и внешняя проводка системы зажигания . . 327
§ 132. Экранирование системы зажигания........................... —
§ 133. Внешняя проводка системы зажигания..................331
Глава VI. Особенности работы системы зажигания...................335
§ 134. Особенности работы системы зажигания в условиях высот-
ных полетов .................................................... —
§ 135. Особенности зажигания в звездообразных двигателях . . 336
§ 136. Особенности зажигания в реактивных двигателях .... 340
РАЗДЕЛ ШЕСТОЙ
КОНСТРУКТИВНЫЕ ФОРМЫ ДЕТАЛЕЙ АВИАЦИОННЫХ
ДВИГАТЕЛЕЙ
Глава I. Цилиндры и блоки............................................342
§ 137. Головка цилиндра....................................... 343
§ 138. Гильза цилиндра..........................................345
§ 139. Уплотнение между гильзой и головкой цилиндра.............347
§ 140. Отдельные цилиндры...................................... 348
§ 141. Цилиндровые блоки........................................351
430
Стр.
Глава II. Поршни и шатуны............................................355
§ 142. Поршни................................................... ~
§ 143. Поршневые кольца.......................................
§ 144. Поршневой палец..........................................363
§ 145. Шатуны...................................................363
§ 146. Нижняя головка шатунов...................................367
Глава III. Коленчатые валы и подшипники.............................370
§ 147. Носок вала.............................................
§ 148. Крнвошнпы................................................372
§ 149. Конструкция и материал коленчатых валов..................374
§ 150. Коленчатые валы звездообразных двигателей . . 376
§ 151. Скользящие подшипники коленчатых валов..................378
§ 152. Подшипники качения......................................383
§ 153. Игольчатые подшипники.............. . . . 385
Глава IV. Редукторы числа оборотов............................... . 387
§ 154. Назначение редуктора.................................... —
§ 155. Редукторы со смещенной осью............................388
§ 156. Редукторы планетарного типа........................... 392
Глава V. Газораспределение авиационных двигателей . . .... 395
§ 157. Условия работы клапанов................................. —
§ 158. Конструкция клапанов...................................397
§ 159. Направляющие втулки клапанов...........................401
§ 160. Клапанные пружины....................................... —
§ 161. Приводы газораспределения..............................402
§ 162. Газораспределение в звездообразных двигателях..........405
§ 163. Профиль кулачка................,........................408
§ 164. Компенсаторы зазоров...................................411
Глава VI. Картеры.................................................415
§ 165. Общие сведения о картерах............................... —
§ 166. Картеры рядных двигателей..............................416
§ 167. Картеры звездообразных двигателей......................421
§ 168. Суфлирование картеров..................................423