Рабочий процесс авиадизеля при наддуве с использованием энергии выхлопных газов - Портнов Д.А.

Автор: Портнов Д.А.

Теги: авиация двигатели авиатехника

Год: 1948

Похожие

Двигатели танков. Послевоенный период.

Двигатели внутреннего сгорания Т.1

Конструкция и расчет деталей авиационных двигателей. Книга вторая. Часть I

Паровой двигатель в авиации

Текст

МИНИСТЕРСТВО АВИАЦИОННОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР
ТРУДЫ
№ 131
РАБОЧИЙ ПРОЦЕСС АВИАДИЗЕЛЯ
ПРИ НАДДУВЕ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ
ЭНЕРГИИ ВЫХЛОПНЫХ ГАЗОВ
Кандидат технических наук
Д. А. ПОРТНОВ
ОБОРОНГИЗ
19 4 8
В работе определены зависимости коэффициента наполнения, ин-
дикаторного к. п. д., температуры выхлопных газов, максимального дав-
ления сгорания и мощности трения четырехтактного авиадизеля от со-
стояния нагнетаемого) в цилиндр воздуха, противодавления в выхлопной
системе и от режимов работы дизеля.
Введены уравнения: коэффициента наполнения с учетом продувки и
дозарядки цилиндра воздухом в начале сжатия, коэффициента остаточ-
ных газов н температуры смеси в цилиндре в конце хода наполнения
и коэффициента продувки двигателя. Указаны приближенные методы
расчета величин, входящих в полученные уравнения.
Получено уравнение для расчета работы насосных ходов четырех-
тактного авиадизеля и даны экспериментальные значения входящих в
него коэффициентов работы наполнения и выталкивания.
Даны эмпирические формулы й номограммы для расчета индикатор-
ного к. п. д., температуры выхлопных газов и максимального давления
сгорания, пригодные для некоторых типов двигателей.
.Ю61 r,«
РАБОЧИЙ ПРОЦЕСС АВИАДИЗЕЛЯ
ПРИ НАДДУВЕ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ЭНЕРГИИ ВЫХЛОПНЫХ ГАЗОВ
ПРЕДИСЛОВИЕ
Современные мощные авиационные дизели мо-
гут развиваться лишь как двигатели с высоким
наддувом и использованием энергии выхлопных
газов для повышения мощности и экономичности
двигателя. Вопросы исследования и расчета на-
полнения и рабочего процесса такого рода двига-
телей весьма слабо освещены в технической ли-
тературе. Еще менее опубликовано материалов по
продувке п насосным ходам четырехтактных бы-
строходных дизелей с наддувом и противодавле-
нием на выхлопе.
Задачей данной работы являлось выяснение
основных закономерностей в протекании рабочего
процесса четырехтактного авиадизеля с наддувом
и противодавлением на выхлопе и разработка
простой и надежной методики расчета индика-
торного к.п.д. и среднего индикаторного давле-
ния двигателя, его наполнения и продувки возду-
хом и определения затрат мощности на трение и
на насосные ходы.
Полученные уравнения и особенно эмпириче-
ские зависимости в большинстве случаев показы-
вают истинные зависимости лишь с известным при-
ближением. Наиболее точное решение получается
применительно к авиадизелям рассмотренного типа.
Труд базируется на диссертационной работе ав-
тора и на многочисленных экспериментах, выпол-
ненных автором под руководством научного руково-
дителя кандидата технических наук А. И. Толстова,
за что автор выражает ему глубокую благодар-
ность. Автор выражает также благодарность докто-
ру технических наук проф. Т. М. Мелькумову за
указания, сделанные при просмотре данной ра-
боты.
Автор приносит благодарность своим непосред-
ственным помощникам по работе: инженеру
С. И. Погодину, технику А. В. Максименковой и
механику X. Т. Салихджанову за активное участие
в проведении экспериментов и в первичной обра-
ботке их.
УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
D — диаметр цилиндра в мм.
8 — ход поршня в мм.
— литраж двигателя в л.
е — степень сжатия двигателя.
п — число оборотов двигателя в об/мин.
у — угол поворота коленчатого вала двигателя в градусах.
/й/ — время-сечение клапана в смг/сек.
Рк— давление воздуха на всасывании в кг/см*.
Tk — температура воздуха на всасывании в °К.
R — газовая постоянная воздуха, равная 29,27.
р3 — давление в момент закрытия всасывающего клапана
в кг/см2.
ра—давление в момент окончания наполнения в кг/см2.
ра — давление смеси прн положении поршня в НМТ
в кг/смг.
Та — температура смеси при положении поршня в НМТ
в °К.
рг—давление газов в момент открытия выхлопного кла-
пана в кг/см2.
Т3 — температура заряда цилиндра в момент закрытия
всасывающего клапана в °К.
Тг — температура остаточных газов при положении
поршня в ВМТ.
G4 — часовой расход воздуха в двигателе в кг/час.
GB — количество воздуха, оставшееся в цилиндре в конце
всасывания, в кг/час.
g — количество воздуха, расходуемое^ на продувку, в
кг/час.
$> — коэффициент продувки.
тг)^ — коэффициент расхода воздуха двигателя.
-%— коэффициент наполнения двигателя.
«с — суммарный коэффициент избытка воздуха.
а — коэффициент избытка воздуха.
/V/ — индикаторная мощность в л. с.
Pi — среднее индикаторное давление в кг/см2.
Ci — удельный индикаторный расход топлива в г/л. с. ч.
— индикаторный коэффициент полезного действия.
— эффективная мощность в л. с.
Ре —среднее эффективное давление в кг/см'1.
Се — удельный эффективный расход топлива в г/л. с. ч.
Уе—эффективный коэффициент полезного действия.
Nr — мощность трения в л. с.
х — мощность насосных ходов в л. с.
Вч — часовой расход топлива в кг/час.
pz — давление в конце сжатия в кг/см!’.
рву _ давление в цилиндре двигателя в момент впрыска
топлива в кг/см2.
рвс — давление в момент воспламенения топлива в кг [см.
рвс _ температура в момент воспламенения в °К.
<рн — опережение подачи топлива по насосу в градусах
поворота коленчатого вала.
г^в т _ фактическое начало впрыска топлива в градусах
поворота коленчатого вала.
твт — запаздывание впрыска топлива в градусах поворота
коленчатогр вала.
^ — запаздывание воспламенения топлива в секундах
или в градусах поворота коленчатого вала.
—угол опережения воспламенения топлива в граду-
сах поворота коленчатого вала.
х — относительное количество тепла.
Xi — относительное количество тепла, сообщаемого ра-
бочему телу.
Xw _ относительные потери тепла на теплопередачу.
Ха — относительные потери тепла на диссоциацию газов
а — степень диссоциации.
Рпарп — парциальное давление диссоциирующих газов в кг/см*.
R—константа равновесия.
pz — максимальное давление сгорания в кг/см2.
mz—угол, соответствующий максимальному давлению
сгорания в градусах поворота коленчатого вала.
( — ] П —средняя и максимальная скорости нараста-
\АТ /с \ Д'Р/тах , , .о
ния давления в кг/см* I .
Х—степень повышения давления.
IF—весовая скорость подачи топлива в г на 1° поворо-
та коленчатого вала.
©—продолжительность впрыска топлива.
с_относительный закон подачи топлива.
g-ц—подача топлива в г за цикл на 1 л рабочего объе-
ма.
показатель адиабаты.
П1—показатель политропы сжатия.
рг—давление в выхлопном ресивере в кг/см2.
tr—температура выхлопных газов °C.
gw—теплопередача в воду кал/э. л. с. или в %,
I. ИСТОРИЯ ВОПРОСА
Исследование влияния состояния воздуха на вса-
сывании и противодавления на выхлопе на работу
четырехтактного дизеля имеет свою сравнительно
небольшую историю. Из опубликованных на эту
тему работ только отдельные исследования могут
быть в той или иной мере использованы при реше-
нии многочисленных вопросов, связанных с надду-
вом и высотностью авиадизеля.
Фиг. 1. Зависимости эффективного к. и. д. дви-
гателя Crossley 0123 от высоты (опыты G. Ми-
cklow).
Все известные по этой теме работы могут быть
разделены на три группы:
1) исследования, связанные с изучением рабоче-
го процесса дизеля при дросселировании посту-
пающего в его цилиндр воздуха;
2) исследования, относящиеся к форсированию
рабочего процесса наддувом, и
3) исследования, проведенные с целью выясне-
ния возможностей повышения к. и. д. дизеля и си-
ловой установки с дизелем путем использования
энергии его выхлопных газов.
К числу наиболее ранних (1927 г.) исследований
первой группы относится работа Муклоу [1]. По-
следний в основу своего исследования положил
опыты технической лаборатории Манчестерского
университета. Опыты были проведены на стацио-
нарном дизеле Crossley размерностью 356X610 мм
со степенью сжатия 10,3, при 211 об/мин.; давление
поступающего в двигатель воздуха менялось дрос-
селированием в пределах от атмосферного до
0,55 кг! см2 в зависимости от нагрузки. Эффек-
тивная мощность при дросселировании выдержива-
лась постоянной.
Полученные из опытов экспериментальные зави-
симости коэффициента наполнения и эффективного
расхода топлива позволили Муклоу подсчитать из-
менение эффективного к. п. д. дизеля с высотой
(фиг. 1).
Исследования Муклоу несколько приоткрыли
завесу над вопросами поведения дизеля при подъе-
ме на высоту, но далеко не вскрыли проблемы вы-
сотности дизеля.
Муклоу базировался на весьма ограниченных
экспериментах, выполненных на двигателе не
авиационного типа. Помимо этого, методика пере-
счета данных, полученных в наземных условиях,
применительно к работе двигателя на высотах
страдала рядом крупных недостатков. К числу та-
ких недостатков следует отнести пренебрежение
влиянием температуры воздуха на работу двига-
теля и отождествление процессов зарядки и про-
дувки задросселированного двигателя на земле с
таковыми на высоте при полностью открытом дрос-
селе. Тем не менее отдельные элементы работы Му-
клоу в свое время представляли известный шаг
вперед в вопросах исследования влияния дроссели-
рования воздуха на работу дизеля.
Значительно ближе к решению поставленного
вопроса подошли американцы, проведя в 1929 г.
эксперименты по дросселированию сравнительно
быстроходного (п=1000 об/мин.) эксперименталь-
ного двигателя размерностью 200X275 мм и сте-
пенью сжатия 11,65. Их опыты были выполнены
при постоянном коэффициенте избытка воздуха
(а=1,3) для двух наиболее интересных случаев
регулирования впрыска топлива он = const и
р2 = const. Результаты этих опытов (фиг. 2) дают
довольно полное представление об изменении сред-
Фиг. 2. Изменение среднего эффективного дав-
ления, расхода топлива и максимального дав-
ления сгорания от давления на всасывании
(опыты NACA).
него эффективного давления и эффективного рас-
хода топлива дизеля при дросселировании воздуха,
но вовсе не освещают индикаторного процесса дви-
гателя.
Этот пробел был восполнен в работах [2], про-
веденных в свое время в дизельном отделе ЦИАМ
на двигателях Рикардо-Бротерхуд и Даймлер-
Бенц. Эксперименты на этих двигателях показа-
ли, что как при постоянной подаче топлива на цикл,
так и при неизменном коэффициенте избытка воз-
духа дросселирование поступающего в дизель воз-
духа существенно ухудшает наполнение и индика-
торный к. п. д. дизеля. Понижение давления по-
ступающего воздуха приводило на двигателе
Даймлер-Бенц к ухудшению динамики процесса;
скорость нарастания давления с падением pk
резко возрастала, что обусловливалось увеличени-
ем периода запаздывания воспламенения топлива.
Эти исследования также были далеки от действи-
тельных условий работы авиационного мотора. В
частности в них не учитывалась температура заса-
сываемого воздуха. Опыты проводились на дви-
гателях не авиационного типа. Однако экспери-
ментальные данные вскрывают основные зависи-
мости параметров рабочего процесса дизеля от ве-
личины разрежения воздуха на всасывании и едва
ли есть необходимость в подтверждении этих экс-
периментов при испытании авиационных двигате-
лей.
Первые работы, связанные с исследованием
влияния наддува на характеристику дизеля, отно-
сятся к 1929 г. Они проведены в NACA на том же
двигателе, что и опыты по дросселированию. Лю-
бопытна методика постановки первых опытов по
«наддуву». В выхлопном ресивере создавалось
разрежение рг =507 мм, которое поддерживалось,
постоянным; повышение давления поступающего в
двигатель воздуха осуществлялось путем умень-
шения дросселирования, а не поджатием воздуха
в компрессоре. Как и следовало ожидать, мощности
двигателя в этом случае возрастала примерно в
тех же соотношениях, что и при описанных выше
опытах по дросселированию. Например, при сохра-
нении a=const=l,3 и повышении р1; на 40% эф-
фективная мощность возросла на 50% и индика-
торная на 44%, индикаторный расход топлива при
этом несколько увеличился.
К числу наиболее крупных работ по исследова-
нию влияния наддува на работу дизеля относятся
опыты, поставленные в ЦИАМ (1936 г.) [3], рабо-
та NACA (1937 г.) [4] и лаборатории Ricardo [6]^
В первой из упомянутых работ исследовалось
протекание основных параметров рабочего про-
цесса тихоходного' (512 об/мпн.) двигателя Кертинг
(185X250 мм). Согласно полученным данным коэф-
фициент наполнения при наддуве возрастает тем.
быстрее, чем выше температура нагнетаемого в
дизель воздуха. Для оценки изменения весового за-
ряда цилиндра воздухом была предложена эмпи-
рическая формула приведенного коэффициента на-
полнения.
% ПР=% о ~+ (Р/г -1 ) (0,00255^-0,06), (1)
До \ До /
где —коэффициент наполнения двигателя при
нормальной технической атмосфере.
Использование формулы (1) при расчете харак-
теристик современного дизеля с наддувом приводит
к существенным ошибкам. Значения коэффициен-
тов наполнения, подсчитанные по этой формуле, на
8—10% ниже экспериментальных.
Результаты первых опытов дизельной лаборато-
рии ЦИАМ показали также, что повышением дав-
ления воздуха на всасывании можно существенно
повысить среднее индикаторное и эффективное
давление дизеля. Повышение pk от единицы до
1, 5 кг]см2 при сохранении a—const сопровождается
увеличением среднего индикаторного давления на
38,5%. Несколько большее повышение получили в
своих первых работах американцы. Повышение
давления наддува благоприятно сказалось не толь-
ко на среднем индикаторном давлении, но и на ди-
намике цикла.
Из опытов, поставленных при переменной тем-
пературе нагнетаемого воздуха, было установлено,
что при подогреве воздуха среднее индикаторное и
эффективное давления уменьшаются, а соответ-
ствующие им расходы топлива возрастают. Это из-
менение ре с температурой было выражено эмпи-
рической формулой
(2)
эта формула оказа-
Падение мощности с
значительно слабее,
Ре=Ре0 ~
\‘k /
где ре0—среднее эффективное давление при 7'0.
Применительно к тихоходному дизелю Кертинг
расчеты по формуле (2) дают удовлетворитель-
ные результаты лишь при а ==1,8 и давлениях
наддува pft=l,2—1,45 кг/см?. При более высо-
ких значениях Р/, (например pft=l,64) расхожде-
ние между рассчитанными и экспериментальными
значениями ре достигают 8—10%. Для современ-
ных быстроходных дизелей
лась вовсе непригодной,
температурой происходит
чем следует из формулы.
Из исследований NACA наиболее обширной и ин-
тересной является работа Moore and Collins, прове-
денная на быстроходном (п=2000 об/мин.) одно-
цилиндровом дизеле (D = 127 мм, S= 177,8 мм,
е = 14). Авторы рассмотрели влияние высоты, дав-
ления и температуры засасываемого воздуха на из-
менение индикаторной мощности, расхода топлива
и максимального давления сгорания. К сожалению,
свои опыты они провели при очень малых коэффи-
циентах избытка воздуха и не свойственных дизе-
лю высоких расходах топлива. Тем не менее эту
работу следует рассматривать как одну из наибо-
лее обстоятельных работ по данному вопросу.
Авторы утверждают, что индикаторная и эффек-
тивная мощности невысотного дизеля и бензиново-
го мотора практически одинаково изменяются с
высотой. Такое совпадение в протекании высотных
характеристик должно быть отнесено за счет того,
что коэффициенты избытка воздуха дизеля были
близки к а бензинового мотора.
На максимальных мощностях дизеля величина а
в опытах упомянутых авторов лежала в пределах
0,85—0,87. Соответственно этим значениям а.
удельный расход также приблизился к расходам
бензиновых моторов:
С;=220 4-230 г/л. с. ч.
При работе с о., присущим дизелю, падение мощ-
ности с высотой оказывается иным и более слабым,
чем это показали авторы.
При постоянной подаче топлива на цикл увели-
чением давления наддува на 72,5% авторы подня-
ли максимум Pi дизеля на 35°/о, но еще далеко не
использовали всех возможностей. Дальнейшим уве-
личением подачи топлива на цикл при тех же pk
значения р,- могут быть подняты еще выше
(фиг. 3). Очевидно, что параметром, ограничиваю-
3
щйм нагрузку дизеля, будет являться температура
поршня и температура выхлопных газов, о которых
авторы никаких данных не приводят.
Интересным моментом в работе является упоми-
нание о самовыключении невысотного дизеля на
высотах выше 4500 м. Причины этого крупного не-
достатка дизеля были вскрыты в работе А. И. Тол-
стова. Оказывается, основной причиной, по ко-
Фиг. 3. Зависимости среднего индикаторного
давления, индикаторного расхода топлива и
максимального давления сгорания от подачи
топлива на цикл (опыты С. Moore, V. Collins,
NACA).
торой двигатель перестает работать, является
большой период запаздывания воспламенения топ-
лива. Замечено, что применением наддува легко
устраняется и этот недостаток дизеля.
Эксперименты, проведенные при подогретом воз-
духе, показали, что температура засасываемого
воздуха весьма сильно влияет на максимальную
мощность и экономичность ненаддутого дизеля. По-
вышение температуры с 21 до 124° С влечет за со-
бой снижение максимума среднего индикаторного
давления на 30% и повышение индикаторного рас-
хода топлива на 17%; при этом максимум мощно-
сти получается при различных подачах топлива на
цикл.
В подтверждение этого факта авторы приводят
зависимости среднего индикаторного давления
и индикаторного расхода топлива от нагрузки
двигателя, полученные при различном подогреве
воздуха. Из этих же зависимостей видно, что
температура воздуха влияет на /г и индикатор-
ный расход топлива тем сильнее, чем больше
нагрузка двигателя. Например, приgu =0,2 г/л на
цикл повышение tk с 21 до 124° С повлекло за
собой снижение pt на 30%, в то время как при
=0,1 г]л на цикл оно составляло всего
лишь 8%. Причины, приводящие к такому ха-
рактеру влияния на индикаторный процесс, ц
работе не вскрыты.
Рассматривая влияйие плотности засасываемого
воздуха на мощность двигателя, авторы утверж-
дают, что плотность воздуха не является парамет-
ром, основываясь на котором можно вести рас-
смотрение вопросов об изменении мощности дизе-
ля при наддуве. Авторы получили различное про-
текание д- от в зависимости от того, за счет
температуры или давления менялась плотность
воздуха. Но нет никаких оснований считать, что
такое положение сохранится в области высоких
наддувов, так как там нельзя ожидать столь рез-
кого увеличения коэффициента наполнения, как это
имело место в опытах авторов, где «наддув» яв-
лялся результатом уменьшения дросселирования.
В работе Смита [6] освещены результаты опы-
тов по сверхнаддуву двигателя Vortex, выпол-
ненные в лаборатории Рикардо. Двигатель
Vortex — одноцилиндровый четырехтактный ди-
зель с золотниковым распределением, размер-
ностью 114X127 мм, число оборотов п=
= 1500 об/мин. Полученные из упомянутых опы-
тов данные (фиг. 4) указывают на исключитель-
ные возможности увеличения мощности дизеля
за счет наддува. При давлении наддува рк~
=3,75 кг!см2 и ^ = 150° С на двигателе со сте-
пенью сжатия 6 = 10 получено Д- =20,5 кг)см2, а при
е=6,8 и прежних давлении наддува и t1: среднее
индикаторное давление составило p-t =24,5 кг)см2.
В проведенных исследованиях было показано так-
Фиг. 4. Зависимости рг, среднего индикаторного
давления и расхода топлива от давления воз-
духа на всасывании.
Двигатель Vortex п=1500 об/мин.
t =150°С, опыты Smith—лаборатория Ricardo.
каторное давление и расход топлива зависят от
регулировки дизеля. При постоянной степени
повышения давления >. = 2,1 автор принимал
среднее индикаторное давление пропорциональным
разности (рь—-—, т. е. изменяющимся по за-
кону прямой линии
4
В действительности, как это видно из фиг. 4,
среднее индикаторное давление меняется в зависи-
мости от рк не по прямой линии Автор объясняет
это ухудшением характеристики подачи топлива
на больших нагрузках двигателя, что, однако, вы-
зывает сомнение, так как экономичность процесса
по данным же автора непрерывно улучшается.
При сохранении /?z=const возрастание с
наддувом существенно замедляется, в результате
отклонение кривой р. от полученной выше зако-
номерности становится существенным!. Более за-
метное отклонение кривой от прямой
P/t----) при pz=const объясняется перенесе
нием процесса сгорания на линию расширения
и вытекающим отсюда ухудшением индикатор-
ного к. п. д.
Влияние температуры воздуха на работу двига-
теля автор исследовал при различных нагрузках.
Во всех опытах величины снимаемой мощности
уменьшались с увеличением температуры, следуя
близко эмпирическому закону обратной пропорцио-
нальности квадратного корня из отношения абсо-
лютных температур, принятому для бензиновых
двигателей.
Этот вывод не подтверждается при анализе мате-
риалов других исследователей, занимавшихся изу-
чением влияния температуры воздуха на работу
дизеля. Очевидно, полученные Смитом зависимо-
сти представляют частный случай, вытекающий из
особенностей двигателя Vortex.
В какой мере описанные выше закономерности
применимы к другим дизелям, по работе Смита
судить невозможно. Англичане проводили свои
опыты, регулируя двигатель по цвету выхлопа. Та-
кие опыты нельзя не только воспроизвести, но да-
же и сравнить с другими работами. Кроме того, в
процессе экспериментов не измерялись расход воз-
духа и температура выхлопных газов. Поэтому
невозможно выяснить влияние наддува на процесс
наполнения двигателя и на его тепловую напряжен-
ность.
По данным, опубликованным в Engineering [7],
фирма Зульцер в Винтертуре провела испытания
ряда дизелей при высоких давлениях наддува, до-
ходящих до 6 кг/см2. Есть указания о том, что на
дизеле размерностью 120X150 мм при п=
=4500 об/мин получены средние эффективные
давления 12; 15 и 18 кг!см2—при наддувах 2; 3
и 6 кг!см2 соответственно. Затраты мощности на
получение столь высоких давлений наддува полно-
стью компенсировались мощностью, развиваемой
турбинами, работавшими от выхлопных газов дизе-
ля. Никаких графиков и диаграмм, подтверждаю-
щих эти данные, в работе не приводится. Очевидно
наддутый дизель имел пониженную степень сжа-
тия и работал с большим а.
В тесной связи с проблемой наддува возникла
идея использования энергии выхлопных газов дви-
гателя в турбокомпрессорах. Еще в 1911 г.
Rehm [8] заявил в Германии патент на применение
турбокомпрессора к стационарному дизелю. В
1916—1917 гг. Rateau [9] применил подобную схе-
му наддува в авиации. Им были проведены также
и первые эксперименты на моторе с турбокомпрес-
сором в высотных условиях. Несколько позже
(1918 г.) S. Moss [8] в Америке разработал турбо-
компрессор, позволивший поднять мощность высот-
ного (И=4250 м) мотора «Либерти» на 55%. С тех
пор турбокомпрессоры нашли сравнительно широ-
кое применение на дизелях судового типа, на же-
лезнодорожном транспорте и в авиации.
Турбокомпрессорный наддув в применении к
авиационному дизелю приобретает исключитель-
ную актуальность. Он позволяет резко сократить
затраты мощности на привод агрегата наддува и
повысить высотность дизеля. Фирма Юнкере, до-
полнив приводной нагнетатель турбокомпрессором,
повысила высотность дизеля ЮМО-207А до
10 000 м и поставила его тем самым на одно из
первых мест по высотности среди высотных мото-
ров.
Теоретические исследования Rateau [9] и опыты
транспортного дизелестроения показали, что при-
менение турбин приводит к значительному увели-
чению давления на выхлопе двигателя. Это об-
стоятельство накладывает специфические черты на
протекание процесса наполнения цилиндра возду-
хом, очистку его от выхлопных газов и на проте-
кание рабочего процесса в целом.
К сожалению, работы по исследованию влияния
давления газов в выхлопной системе выше атмо-
сферного на работу дизеля мало публиковались
в технической литературе. В известной мере эти
вопросы затрагиваются в работах Biichi [10],
Cautier [11] и Dombrovski [12], но и то лишь в свя-
зи с вопросами выбора рациональной схемы турбо-
компрессора. Между тем, даже отрывочные работы
вроде опытов Bilchi, поставленных на автомотрис-
ном дизеле (D=130 мм, 5=170 мм, п=1500 об/мин)
указывают на то, что турбокомпрессорный наддув
существенно улучшает характеристики дизеля.
Рассмотренными выше работами исчерпывается
круг наиболее существенных исследований, касав-
шихся влияния состояния воздуха на всасывании
и противодавления в выхлопной системе на работу
дизеля.
Резюмируя эти исследования, можно сказать,
что все они в очень малой степени освещают за-
тронутый вопрос.
Полученные немногочисленные эксперименталь-
ные зависимости не поддаются сколько-нибудь ши-
рокому обобщению. Условия экспериментов, а
также характеристики и типы двигателей, на кото-
рых проводились опыты, далеки от авиационных
двигателей и условий их работы.
Современный авиационный дизель может раз-
виваться только как двигатель, работающий с вы-
соким наддувом и использующий энергию выхлоп-
ных газов. Опыт показывает, что дизель хорошо
принимает высокие наддувы и при сохранении
определенных соотношении между давлением над-
дува и противодавлением на выхлопе способен пе-
реносить высокие давления выхлопа. Применитель-
но' к такого рода условиям и проведены освещен-
ные здесь исследования рабочего процесса авиа-
ционного дизеля.
II. ОПИСАНИЕ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Экспериментальные работы по исследованию
влияния состояния воздуха на всасывании и дав-
ления на выхлопе на рабочий процесс авиадизеля
были проведены на одноцилиндровых двигателях
авиационного типа № 1, № 2 и № 3 (см. табл. 1).
Таблица 1
Основные данные двигателей
Двигатель № 1 № 2 № 3
D, мм 146 180 180
S, мм 165 200 200
п об/мин 2200 1750 1800
СО 14 13,5 13,5
Устройство установки и расположение приборов,
принятых для измерения величин, характеризую-
щих работу двигателя, показано на фиг. 5.
Фиг. 5. Схема установки двигателя № 3.
1 двигатель № 3; 2—гидротормоз; 3—пендель-дннамо,* 4—ресивер для воздуха; 5—элек-
тропечь для подогрева воздуха; 6—сопло для замера расхода воздуха; 7—ресивер для
выхлопных газов; 5—индикатор Фарнборо; 9-—индикаторный кран; 10—аккумулятор инди-
катора Фарнборо; 11—суммарный счетчик оборотов; 12—тахометр; 13—манометр для
замера pz; 14 аэротермометры для замера температуры воды и масла; 75—аэромано-
метры для замера давления воды, масла и топлива; 16—ртутные манометры для замера
Рк> Pct Pz и водяной дифференциальный манометр для замера Дрс; /7—термопара с галь-
ванометром; 18t 19—ртутные термометры для измерения температуры воздуха у сопла
и на входе в мотор; 20—-термопары с гальванометрами для замера температуры выхлоп-
ных газов.
Торможение двигателей № 1 и № 2 осуществля-
лось при помощи пендель-динамо, двигателя
№ 3 — гидротормозом.
Наддувались двигатели от ротационных ком-
прессоров, приводимых в действие электромотора-
ми. Нагнетаемый воздух дополнительно подогре-
вался в электропечах.
Противодавление в выхлопном ресивере поддер-
живалось при помощи задвижки Лудло, установ-
ленной в трубопроводе после выхлопного ресивера.
Охлаждение двигателей № 2 и № 3 — водяное,
№ I — воздушное.
Смазка двигателей — под давлением 5—10 ат,
создаваемым шестеренчатой помпой. Охлаждение
масла до нужной температуры производилось в
водо-масляном радиаторе.
Двигатель № 1 представляет собой опытный ци-
линдр четырехтактного' звездообразного дизеля воз-
душного охлаждения; камера сгорания по типу
Гессельмана. Цилиндр изготовлен из стали ХМА-3;
зеркало цилиндра азотировано. Поршень—штампо-
ванный из алюминиевого сплава Т-4. Внутренняя
поверхность днища ребриста; наружная поверх-
ность полирована и имеет углубления
под всасывающий и выхлопной клапаны.
Двигатель № 2 — четырехтактный
дизель жидкостного охлаждения. Ци-
линдр двигателя нижним своим фланцем
крепится к плите картера; к верхнему
фланцу крепится головка. Цилиндр
имеет приваренную гофрированную ру-
башку, которая образует необходимое
для циркуляции охлаждающей воды про-
странство. Цилиндр изготовлен из угле-
родистой стали У-4. Камера сгорания
выполнена по типу Гессельмана. Пор-
шень штампованный из того же сплава,
что и поршень двигателя № 1. Внутрен-
няя часть поршня оребрена. На тор-
це поршня имеется четыре выреза под
клапаны. Поверхность камеры сгорания
полированная.
Двигатель № 3 по размерности и об-
разованию рабочей смеси однотипен с
двигателем № 2. Гильза цилиндра дви-
гателя Кв 3 не имеет нагрузок от силы
вспышки, как в двигателе № 2. Верх-
ним поясом она центрируется в сталь-
ном цилиндре; в нижней части гильза
имеет четыре кольцевые проточки для
резиновых колец уплотнения. По внеш-
ней поверхности гильза снабжена реб-
рами жесткости, внутренняя поверхность
азотирована. Головка цилиндра по срав-
нению с головкой № 2 значительно уси-
лена и улучшены каналы всасывающих
и выхлопных клапанов. Проходные се-
чения и размеры клапанов увеличены.
Зазоры между поршневыми кольцами
и канавками поршней практически оди-
наковы для всех испытанных двигате-
лей. »
Фазы распределения клапанов, при-
веденные в табл. 2, у всех двигателей
обеспечивают продувку камеры сгорания. Величина
перекрытия клапанов составляет 100—104° угла
поворота коленчатого вала.)
6
Таблица 2
Фазы распределения
Момент Открытие клапана Закрытие клапана
Двигатель № 1 № 2 Vs 3 № 1 № 2 № 3
Всасывающий клапан 47° до ВМТ 50° до ВМТ 50° ДО ВМТ 69° после НМТ 56° после НМТ 56° после НМТ
Выхлопной клапан 74° до нмт 75° до НМТ 57° ДО НМТ 57° после ВМТ 50° после ВМТ 50° после ВМТ
Система топливоподачи всех исследованных дви-
гателей одинакова и состоит из подкачивающей
шестеренчатой помпы, одноплунжерного насоса
золотникового типа, стального трубопровода и за-
крытой форсунки. Насосы двигателя № 2 и № 3
имеют нагнетательный клапан с разгрузочным поя-
ском по типу известного клапана БОШ, в насосе
двигателя № 1 клапан сделан по типу клапана
СИМС.
Топливом служили газойль батумский (двигатель
№ 2), дизельное топливо (двигатель № 1) и трак-
торный керосин (двигатель № 3).
Масло для смазки двигателей № 2 и № 3 при-
менялось минеральное марки ААС и МК, для дви-
гателя № 1 применялось касторовое масло.
III. ОПИСАНИЕ
В основу данной работы положены исследования
индикаторного к. п. д. и среднего индикаторного
давления двигателя, его наполнение воздухом и
исследование затраты мощности на трение и на
насосные ходы.
Параметром, характеризующим качество рабоче-
го цикла, принят индикаторный к. п. д., а для коли-
чественной оценки цикла взято среднее индикатор-
ное давление. В основу исследования pt были
положены характеристики, снятые с перечисленных
выше двигателей, и индикаторные диаграммы, ко-
торые были использованы главным образом для
исследования процесса сгорания топлива и дина-
мики цикла. Что касается индикаторной мощности,
то она находилась преимущественно как сумма
эффективной мощности и мощности трения, опре-
деленной прокруткой горячего двигателя от элек-
тромотора.
Этот метод определения как показали наши
неоднократные проверки в данных и других
опытах, дает достаточно близкое совпадение д.
с результатами, полученными по индикаторным
диаграммам; причем определение значительно
проще, чем нахождение д по индикаторным диа-
граммам.
Оценка наполнения двигателя производилась по
коэффициенту наполнения, подсчитываемому с уче-
том дозарядки цилиндра воздухом и работы на-
полнения. Коэффициент расхода двигателя или, как
его часто называ|к>т, суммарный коэффициент напол-
нения 7]w определялся по замеренному расходу
воздуха. Коэффициент продувки ? определялся как
отношение суммарного расхода воздуха к весу за-
ряда цилиндра воздухом.
Что касается механических потерь и связи их с
давлением наддува и противодавлением на выхло-
пе, то эта группа вопросов исследовалась по дан-
ным прокрутки двигателя от электромотора и по
индикаторным диаграммам ходов всасывания и
выхлопа, снимавшимся пьезо-кварцевым индикато-
ром и индикатором Фарнборо.
Исследования велись в зависимости от значи-
тельного числа переменных величин (рА., Тк, рг,
ga, <?„ и другие), поэтому при проведении опытов
всегда выдерживались условия, позволяющие ве-
'сти рассмотрение данных опытов в зависимости
лишь от одной из перечисленных переменных вели-
чин: с двигателей снимались характеристики лишь
при одном переменном параметре, остальные вы-
ЭКСПЕРИМЕНТОВ
держивались постоянными. Исключением из этого
правила являются зависимости, построенные при
gu=const, часть из них получены не из непосред-
ственных опытов, а методом перестроения снятых
характеристик. Кривые, полученные путем пере-
строения, всегда проверялись снятием опытных
zz=2200t об/мин., р]~1А8^кг1см1, /^=100° С.
контрольных точек, а в отдельных случаях и кон-
трольных характеристик, подтверждающих право-
мерность сделанных перестроений.
В связи с продолжительностью экспериментов
особое внимание было обращено на состояние ис-
следуемых двигателей, оборудование и аппаратуру
установок. Состояние двигателей контролировалось
в процессе экспериментов по контрольным точкам
и в отдельных случаях по контрольным характери-
стикам. Контрольные характеристики представ-
ляют собой зависимости расходов топлива и воздуха,
температуры выхлопных газов и величины рг от
развиваемой двигателем мощности. На фиг. 6
7
приведена одна из таких контрольных характери-
стик. Дополнительно состояние двигателей кон-
тролировалось по расходу масла, замеряемому пе-
ред началом и по окончании серии экспериментов.
Величины расходов масла лежали в пределах 8—
12 г/э. л. с.-ч.
Пределы изменения исследуемых параметров во
многом были обусловлены возможностями налич-
ного оборудования и аппаратуры лаборатории, а
также конструкцией экспериментальных двигате-
лей. Пределы изменения и точность измерения при-
ведены в табл. 3.
Таблица 3
Пределы изменения параметров
Исследуемые параметры Пределы изменения Точность измерений
Давление нагнетаемого воздуха pk Температура нагнетаемо- го воздуха tK Противодавление на вы- хлопе рг Подача топлива на цикл go, Опережение впрыска топлива <рн Число оборотов двига- теля п Крутящий момент дви- гателя ЛТкр 0,9—3,6 кг/см2 60—200°С 1—3,0 кг/см2 0,03—0,11 г/лц 27-38° до ВМТ 1600—2400 об/мин. + 1 мм рт. ст. + 0,5°С + 3 мм рг. ст. ± 0,5% + 0,25° и. к. в. + 5 об/мин. + 0,05 кгм
Исследование процессов воспламенения и сго-
рания топлива и нарастания давления проводилось
по индикаторным диаграммам, снятым индикато-
ром Фарнборо.
Схема такой индикаторной диаграммы с указа-
нием определяемых по ней параметров приведена
на фиг. 7. Там же изображена характеристика
Фиг. 7. Определение параметров рабочего процесса
двигателя по индикаторной диаграмме и осцилло-
грамме движения иглы форсунки.
впрыска топлива. Координирование этих характе-
ристик относительно ВМТ индикаторной диаграм-
мы проводилось но действительному началу впры-
ска топлива,
Само начало впрыска топлива в цилиндр двига-
теля № 2 отмечалось при помощи емкостного при-
емника и фиксировалось осциллографом. Конструк-
ция примененного для этой цели приемника почти
не отличается от описанного в прежних работах
дизельной лаборатории ЦИАМ [13].
На двигателях № 2 и № 3 начало впрыска топли-
ва находилось по характеристикам впрыска, сня-
тым на специальной установке ЦИАМ при иссле-
дуемых числах оборотов. Характеристики эти вы-
ражают количество впрыскиваемого топлива в за-
висимости от угла поворота коленчатого вала.
Графическим интегрированием такой характери-
стики определена кривая подачи топлива в цилиндр
двигателя
G=/(?)=fw?, (3)
где W—подача топлива на 1° поворота кулачка
в рассматриваемый момент;
cfy—угол поворота кулачка.
Кривые сгорания топлива х—/(<?), в зависимости
от угла поворота коленчатого вала, рассчитаны с
учетом диссоциации газов по методике, изложенной
в работе проф. Н. В. Иноземцева [14].
Суммарное количество воздуха, расходуемое
двигателем на продувку и зарядку цилиндра, из-
мерялось при помощи мерного тарированного сопла
согласно существующим нормам.
В целях большей надежности наряду с замером
расхода воздуха соплом производились контроль-
ные подсчеты по анализу выхлопных газов, усо-
вершенствованным прибором ОРСА [15]. Газы
отбирались из трубопровода за выхлопным ресиве-
ром. В этом случае расход воздуха подсчитывался
по известной формуле
G4=acZ.0B4 [кг/час], (4)
где
N2
Д =----------------- •
с N2—3,76 (О2—0.5СО) ’
qq 21—рСО2—СО2+О2 .
~ 0,605+р
n2= юо—(со2+о24-со);
s-o\
8 /
—характеристика топлива.
Коэффициент избытка воздуха определялся по
действительному заряду цилиндра воздухом.
Температура воздуха перед соплом 4 и на входе
в цилиндр tk замерялась ртутными термометрами.
Давление воздуха на входе в цилиндр рк заме-
рялось ртутным манометром.
Противодавление на выхлопе рг определялось
по давлению в выхлопном ресивере ртутным
манометром.
Температура выхлопных газов tr, измерялась
железоконстантановой термопарой, помещенной
в выхлопном патрубке двигателя.
Крутящий момент, число оборотов и расход то-
плива определялись обычным способом.
IV. НАПОЛНЕНИЕ И ПРОДУВКА ЦИЛИНДРА ВОЗДУХОМ
1. Коэффициент наполнения
В работе, опубликованной в 1944 г., проф. Мас-
ленников [16] предложил новое уравнение для
расчета коэффициента наполнения двигателей вну-
треннего сгорания. Предложенное уравнение наи-
более точно отражает процесс наполнения этих
двигателей.
Уравнение проф. Масленникова может быть по-
лучено также из общеизвестного уравнения коэф-
фициента наполнения, предложенного в свое вре-
мя проф. Гриневецким [17], если температуру сме-
си в конце хода наполнения определять из уравне-
ния полного баланса энергии за ход наполнения.
Количество поступающего в цилиндр воздуха,
обусловливающее величину коэффициента наполне-
ния, зависит от того процесса, который воздух опи-
сывает при наполнении. Практика расчетов харак-
теристик быстроходных дизелей авиационного ти-
па показала, что простой, но достаточно точной
схемой процесса очистки продувки и наполнения
цилиндра воздухом является схема (фиг. 8), со-
гласно которой до открытия всасывающего клапа-
на происходит обычная для четырехтактного дви-
гателя очистка цилиндра от выхлопных газов.
С момента открытия всасывающего клапана и до
достижения поршнем ВМТ происходит одновре-
менно выталкивание выхлопных газов поршнем
и продувка их нагнетаемым в цилиндр воздухом.
Наполнение начинается в ВМТ и заканчивается за
НМТ в момент, при котором давление в цилиндре
достигает величины, близкой к давлению воздуха
во всасывающем патрубке р'а<р1с.
Основываясь на описанной схеме, а также счи-
тая фазы распределения, в частности, момент за-
крытия всасывающего клапана, оптимальными, вы-
ведем общее для четырех- и двухтактных двигате-
лей уравнение коэффициента наполнения, а затем
получим уравнение для четырехтактных двига-
телей с продувкой и из него как частный случай
получим уравнение предложенное проф. Мас-
ленниковым.
В конце наполнения объем, занимаемый смесью
воздуха с остаточными газами, равен
И].
(5)
Объем, занимаемый воздухом при тех же усло-
виях
(6)
ТЬ Ра
Остаточные газы в конце наполнения занимают
объем
Mr=M'a-M=vh J M-
/* ‘k Ра J
Поделив уравнение (7) на (6), получим
некие для коэффициента остаточных газов
Zk 2k_i
MB Vhr№ fa Рк
(7)
урав-
(8)
Решая это уравнение относительно получаем
выражение для коэффициента наполнения двигателя
7] Zk 2k _L_. (9)
Vh T’a Pk 1 + ъ.
Параметры V a, p'a, T'a можно заменить пара-
метрами смеси в цилиндре, взятыми по линии
сжатия.
Условие постоянства веса за процесс сжатия
позволяет написать соотношение
Ра^а__ Рз^з (Ю)
RT'a RT3
Принимая величину дозарядки цилиндра как от-
ношение веса воздуха в конце наполнения к весу
в момент нахождения поршня в НМТ, можем на-
писать
Рз Уз__£ Ра^а
RT3 ~ RTa
(Н)
Заменяя в (9) Vh равным ему объемом Vc (е—1)
и используя соотношения (10) и (11), преобра-
зовываем уравнение (9) в основное уравнение
для коэффициента наполнения, справедливое для
всех двигателей
т _L_ £ Pjl Zk _L_ . (12)
е—1 Pk Та 1+V
Чтобы исключить из уравнения (12) величину
Т , воспользуемся уравнением полного баланса
энергии за ход наполнения с учетом понижения
внутренней энергии газов вследствие продувки
.Ct,rGrT'r+APkVh rf+CvGJ^CpG^T=
=GaCvoTa-\-ApaVh\in(., (13)
2 Труды № 131.
9
где '/C,rGrTr—внутренняя энергия остаточных
газов;
V—коэффициент, учитывающий умень-
шение внутренней энергии газов
вследствие продувки;
AphVh~-—работа подачи воздуха, поступаю-
щего в цилиндр за ход наполне-
ния;
CvGsTk—внутренняя энергия воздуха, по-
ступающего за ход наполнения;
CpG^t\T—тепло подогрева, получаемое воз-
духом от горячих стенок;
CvfiaTa—внутренняя энергия смеси в конце
хода наполнения;
Л/>ОУЛ!1ВС—работа, совершаемая смесью в
течение хода наполнения;
[iBC—коэффициент работы наполнения.
Решая уравнение (13) относительно Та и ис-
пользуя характеристические уравнения воздуха,
остаточных газов и смеси, после замены по
"Г АГ_________________________________Л
уравнению (12) и обозначения —------=о, полу-
G
чаем общее уравнение для температуры смеси
в конце хода наполнения.
Подставляя в уравнение (12) величину Та из
(14), получаем уравнение для расчета коэффициента
наполнения двигателя с наддувом, противодавле-
нием и продувкой
e-v—+ (£-l)(s-l)lJ -(15)
7<В(е—1) pk L Ра
Полагая в уравнении (15) v =1,0, получаем
уравнение, предложенное проф. Масленниковым,
справедливое для двигателей без продувки
•’«=5^ (16)
Для практического использования уравнения
(15) необходимо указать методы определения вхо-
дящих в него величин давления ра, р’г, степени
дозарядки %, степени подогрева воздуха от сте-
нок 8, коэффициента работы наполнения и коэффи-
циента понижения внутренней энергии остаточных
газов вследствие продувки.
Давление смеси в цилиндре в конце хода напол-
нения
Ра=Р1~ &Рк, (17)
где &рк—перепад давления между pk и давле-
нием в цилиндре двигателя.
Точное определение величины \ph весьма слож-
но и может явиться предметом специальных боль-
ших исследований. Для целей прикладного харак-
тера будет проще, но достаточно точно определять
Lpk, базируясь на уравнениях установившегося
течения и на экспериментальных исследованиях
насосных ходсв и гидравлики всасывающей си-
стемы мотора. Исследования всасывающей систе-
мы мотора ДМ-34, проведенные в ЦАГИ [18], мо-
гут быть использованы при определении коэффици-
ента потерь Ек, так как конструкция каналов и
клапанов головки этого мотора и наших экспери-
ментальных двигателей № 2 и № 3 аналогичны.
В упомянутых исследованиях величины коэффи-
циента потерь определялись из уравнения Бернул-
ли и относились к скоростному напору и средней
скорости потока, подсчитанной без учета сужения
струи по замеренному расходу воздуха и по пло-
щади сечения клапана. Таким образом величина
д рк находилась из уравнения
A/v=(i+UtSk,
(18)
где WK—средняя за процесс наполнения скорость
воздуха в щели клапана;
£к—общий коэффициент потерь во всасы-
вающем клапане и канале.
Согласно упомянутым исследованиям ЦАГИ £к
может быть выражено эмпирической формулой
где /к—площадь проходного сечения щели кла-
пана;
FKSm—площадь седла клапана в свету;
К—коэффициент, зависящий от угла пово-
рота канала;
h—подъем клапана;
dK—диаметр клапана!
£кан—коэффициент потерь в канале без клапа-
на, подсчитанный по данным ЦАГИ с
учетом формы канала и его проходных
сечений.
Средняя за процесс наполнения скорость воздуха
в щели клапана зависит от расхода воздуха через
цилиндр и время-сечения всасывания. Связь между
скоростью WK и названными факторами запишется
уравнением
W=—= [м/сек], (20)
где f fdt—время-сечение всасывания;
ср—коэффициент продувки.
Для нормальных условий работы дизеля про-
изведение т^ср мало отличается от единицы. При
отношении —=1,2 у дизеля 7^=0,9 и <р=1,2;
Рг
произведение т^ср равно 1,08. Если для простоты
расчета в уравнении (20) т^ср положить равным
единице, то подсчет скорости значительно упро-
щается. Ошибка же в от такого упрощения
не превосходит одного процента, т. е. практи-
чески не выходит за пределы точности расчета
•/;„. Поэтому расчет скорости WK рекомендуется
вести по упрощенному уравнению
W=-^-[м/сек]. (21)
к Sfdt
Выражая в этом случае скорость 1ГК через
среднюю скорость поршня или линейно связан-
ные с ней обороты двигателя и объединяя при
этом постоянные величины коэффициентом А,
представим потери давления при всасывании
10
и зависимости от числа оборотов двигателя, от
давления и температуры поступающего в ци-
линдр воздуха
&рк=А п2. (22)
Подставляя это значение \pk в (17), получаем
уравнение для определения давления в цилиндре
в конце хода наполнения
P<F=Pk~А^п2, (23)
где А——-*-[-------— —постоянная:
2gR ( lOOfsf. j
¥й—рабочий объем цилиндра в см9-,
F—площадь проходных сечений клапанов всл2;
с—масштаб площади проходных сечений
клапана;
р—масштаб углов поворота коленчатого
вала.
Величину в пределах значений числа Рей-
нольдса /?е=1054-2-105 и числа Во—0,24-0,3
с достаточной для практики точностью можно
считать не зависящей от физических свойств
воздуха и скорости течения. Рассматриваемые
нами случаи не выходят из упомянутых преде-
лов Re и Ва, поэтому в дальнейшем при опре-
делении величины &pk мы будем считать по-
стоянным независимо от рк, рг и чисел оборотов
двигателя.
Потери давления при выхлопе Арг обычно вы-
ражаются в зависимости от соответствующих
потерь при всасывании >
^.рг=а-Splc, (24)
где коэффициент а для авиационных моторов [19]
принимается равным 0,9—0,75. В двигателях
с противодавлением на выхлопе зависимость
между Д/2Г и Д/4 оказывается более сложной.
При 4/?ft=const значения Хрг и коэффициента а.
уменьшаются по мере увеличения противодавления
на- выхлопе. Это понижение объясняется уменьше-
нием скорости вытекания газов из цилиндра при по-
вышенных противодавлениях. Сравнительные рас-
четы т] s показали, что изменение коэффициента а
в широких пределах (<z=0,5-=-1,5) очень мало
(~0,2'%) сказывается на коэффициенте наполнения.
По этой причине в дальнейших исследованиях ве-
личину коэффициента а будем считать равной еди-
нице. Тогда давление газов в цилиндре к моменту
открытия всасывающего клапана будет равно:
Р'г=Р,-+^Рк[^/см2]. (25)
Расчет давлений ра и р'г по уравнениям (23)
и (25) удовлетворительно совпадает с их величи-
нами, полученными из индикаторных диаграмм,
снятых индикатором Фарнборо. Расчетные кри-
вые ра и р. приведены на фиг. 9; точками
обозначены экспериментальные давления, взятые
из индикаторных диаграмм.
Для ориентировочных расчетов ра и р'г можно
воспользоваться и более простыми соотноше-
ниями
^ = (0,92 4-0,96)/^;
р>(1,05 4-1,10) рг,
рекомендуемыми проф. Т. М. Мелькумовым [20]
для дизелей с наддувом.
Определим величину коэффициента дозарядки
цилиндра воздухом £ по индикаторным диаграм-
мам и соотношению, вытекающему из уравнения
(11)
(26)
Ра Ра Т3 ’
Обработка индикаторных диаграмм (снятых
индикатором Фарнборо, масштаб пружины
13,5 мя/ат) показывает, что на интересующем нас
Фиг. 9. Давление воздуха в цилиндре в харак-
терных точках процесса наполнения; двигатель
№ 2.
л = 1750 об/мин, const, fy-^IOO’C.
первоначальном участке сжатие воздуха практи-
чески происходит по адиабате.
Учитывая это' и пренебрегая по малости влия-
нием дозарядки на температуру смеси в цилиндре,
преобразуем (26) в следующее приближенное урав-
нение
Анализ кривых ? (фиг. 10), полученных на осно-
вании уравнения (27), в котором р3 и ра брались
из индикаторных диаграмм, показал, что степень
дозарядки цилиндра воздухом е зависит в основ-
ном от числа оборотов двигателя и фазы закрытия
всасывающего клапана. При этом с увеличением
числа оборотов степень дозарядки и угол закрытия
всасывающего клапана, при котором наполнение
становится оптимальным, возрастают.
Степень подогрева воздуха от стенок 8 при
7^=00051 зависит лишь от АГ. Величина А 7’зави-
сит как от температуры стенок, омываемых возду-
хом, так и от веса воздуха, проходящего через дви-
гатель, а также от условий охлаждения и быстро-
ходности двигателя. Температура стенок в основ-
ном зависит от подачи топлива на цикл; что ка-
сается веса воздуха, то его величина зависит глав-
ным образом от наддува и противодавления на вы-
хлопе.
2*
11
Полагая, что уменьшение при переходе с
малых подач топлива на цикл, где А Т можно счи-
тать равным нулю, к большим происходит вслед-
ствие влияния \Т, можем написать уравнение,
связывающее 8 с Д-^ и АГ
Л 4 +дг с
о=---------—---------,
Tk С-Дт;,
где Д7]„—уменьшение коэффициента наполнения
вследствие увеличения А Г;
е~+(£—i)(e—1>вс — по-
*(е—1) ра 1 k м 'rBCJ
стоянная величина, входящая в уравне-
ние
Фиг. 10. I—зависимость оптимальной фазы за-
крытия всасывающего клапана от числа оборо-
тов двигателя;
//—зависимость коэффициента дозарядки от чи-
сла оборотов двигателя при р3_const.
///—зависимости относительного изменения ко-
эффициента дозарядки от величины фазы закры-
тия всасывающего клапана при различных чи-
слах оборотов.
Решая уравнение (28) относительно АГ, по-
лучаем
ДГ=Г;{ (29)
С
Без существенных погрешностей величина Дт^
может быть определена на основе эксперимен-
тальных кривых g^, построенных при
a=const из соотношения
'%
Используя экспериментальные кривые i)BC=
~f(pk> ёц) (фиг. И) и соотношение — = const, по
*^27
уравнению (29) находим А Т для различных дав-
лений наддува и противодавления на выхлопе.
Как и следовало ожидать при a=const (фиг. 12)
величина А Г уменьшается с увеличением отно-
Фпг. 11. Зависимости коэффициента расхода дви-
гателя от подачи топлива на цикл; п = const,
pt=const, /<z=const.
а—двигатель № 1; б—двигатель № 2; в—двигатель № 3.
Кроме pk, рг и ga на величину А Г влияют
температура нагнетаемого воздуха и обороты
двигателя. Однако их влияние на А Г в совре-
менных быстроходных авиадизелях с наддувом
невелико и им можно пренебречь.
отношения —; п = const, а = const.
Рг
Для определения коэффициента работы наполне-
ния мы воспользуемся уравнением (30) и индика-
торными диаграммами, снятыми с двигателя при
различных режимах его работы
(30)
12
Результаты проделанных по уравнению (30)
расчетов изображены на фиг. 13. Анализируя их,
необходимо отметить, что для самых разнообраз-
ных условий работы дизеля величина колеб-
лется в довольно узких пределах: 0,83—0,92.
Повышение рвг в указанных пределах влечет за
собой увеличение примерно на 2%. Учитывая,
что эти колебания в значительной мере могут
быть отнесены за счет точности определений рвс
по индикаторным диаграммам, величины авиади-
зеля с наддувом могут быть приняты равными
Рвг =0,87—0,88 при изменении pk в пределах
1,2—3,6 кг]см2.
Рве
too
0J90
о.ео
0.70
Рве
too
090
0.80
0.70
Рве
1.00
0.90
0.80
0.70
Рве
W0
0,90
0.80
0,70
1600 1700 1600 1900 2000 2100 2200 п об/ни/
Фиг. 13. Зависимости коэффициента работы наполнения
от Ph Рг< и и gn; ffc=100°C.
Уменьшение внутренней энергии остаточных га-
зов вследствие продувки двигателя, характеризуе-
мое коэффициентом >, равно
где U"—внутренняя энергия остаточных газов
двигателя с продувкой при положении
поршня в ВМТ;
LP—внутренняя энергия остаточных газов
без учета продувки двигателя.
Заменяя в уравнении (30) Ц'т и V"r соответ-
ствующими равенствами и используя при определе-
нии веса остаточных газов их характеристические
уравнения, после преобразования получаем при-
ближенное уравнение
v»-^, (32)
Рг
тде р‘г-^давление остаточных газов в цилиндре
двигателя с продувкой;
рг—давление остаточных газов в цилиндре
того же двигателя в предположении от-
сутствия продувки. За величину этого
последнего принимаем давление, которое
газы имеют в момент открытия всасы-
вающего клапана.
При определении рг и р’т по индикаторным
диаграммам в подсчете v по приближенному урав-
нению (32) ошибки в определении -% невелики.
Вообще неточности в определении v не могут
играть существенного значения: даже в самом
неблагоприятном случае, когда v изменяется от
нуля до единицы, колебания в лежат в пре-
делах ^4%.
В рабочем диапазоне изменения отношения
—=1,1-= 1,3 величина v изменяется от 0,8 до
Рг
0,88. Изменение v в указанных пределах мало ска-
зывается на (0,3%). Вследствие этого им можно
пренебречь и определять при среднем значении
v=0,84. Следует заметить, что расчет по средним
значениям v в авиадизелях дает небольшие, до-
пустимые для практических целей, ошибки, тогда
как в бензиновых двигателях (вследствие того,
что в них влияние остаточных газов на наполне-
ние двигателя значительно выше, чем в дизелях)
ошибки могут быть значительными. Например,
переход с v=0,84 к v—1 в дизеле со степенью
сжатия 6=14 понижает на ~ 1,0%, в то время
как в бензиновом двигателе с е=7 понижение
составляет ~2,2%.
Вычисленные по формуле (15) величины коэффи-
циента наполнения удовлетворительно совпадают с
экспериментальными значениями, полученными
инж. Ротарь И. М. на основе анализа продуктов
сгорания, взятых из трубопровода до начала про-
дувки. Расхождение между расчетными и экспери-
ментальными величинами коэффициента наполне-
ния не превосходит ±2%. т. е. практически лежит
в пределах точности определения -qv методом ана-
лиза газов.
Для упрощения расчетов двигателей рас-
смотренного типа по уравнению (15) составлена
номограмма (фиг. 14), позволяющая вести расчеты
по ранее известным п, ph, Tk при средних зна-
чениях рвс=0,87 и [1вь1Т=0,84 и степени сжатия
е=13,5±1. Последовательность расчета rlv по номо-
грамме указана порядковыми цифрами, а направ-
ление операций—стрелками.
Перейдем к исследованию влияния параметров
наддува и противодавления на выхлопе на -%. Для
этого воспользуемся уравнением (15) и соответ-
ствующими данными, полученными из опытов.
Зависимость коэффициента наполнения от давле-
ния воздуха на всасывании (фиг. 15) указывает
на то, что повышение pk значительно улучшает
процесс наполнения двигателя. Причины этого
кроются в том, что повышение pk приводит к
увеличению работы наполнения (ра, Vh, рвс) и
к понижению степени подогрева воздуха от
нагретых стенок, вследствие чего происходит
увеличение •/]„. Степень указанного увеличения
с повышением р* уменьшается по мере перехода
в область более высоких давлений. Так, уве-
личение pk с 1,0 до 2,0 кг]см2 повышает
13
на 6,5 %. Однако дальнейшее увеличение рк с
2,0 до 3,0 кг/см* сопровождается увеличением rtv
всего лишь на 1,5%. Указанное замед-
ление роста объясняется тем, что при больших
давлениях наддува степень подогрева воздуха
Фиг. 14. Номограмма для расчета коэффициента
наполнения авиадизеля рассмотренного типа.
— 5*
е—13,45; v=0,84; и =0,87; Л-0,715 • 10 ’
‘вс
< Й-[-—].
от стенок! изменяется с ph незначительно
(см. фиг. 12), вследствие этого ее влияние на
уменьшается; кроме того, при больших значе-
Фиг. 15. Зависимости коэффициента наполнения
от давления и температуры воздуха на всасыва-
нии и противодавления на выхлопе; ««const.
о) pr W 1,03 кг1см3', 100’С; б) Да—2,22 яг/слс’; 4—100°С;
в) Рл—2,22 кг/см3; р3—1,ОЗ кг/см3.
ниях давления наддува уменьшается также от-
носительное влияние остаточных газов на процесс
наполнения.
Таким образом наддув позволяет существенно
увеличивать весовой заряд цилиндра воздухом
за счет улучшения процесса наполнения лишь до
определенной величины р1с. В исследуемых дви-
гателях эти величины pk лежат в интервале рк —
=2-=-2,2. В области более высоких давлений
увеличение заряда цилиндра воздухом происхо-
дит лишь за счет
Рассмотрим влияние противодавления на вых-
лопе на наполнение дизеля. Выше было показано,
что с повышением рг увеличивается давление
остаточных газов рг и, следовательно, относи-
тельное количество остаточных газов. Кроме
того, при увеличении рг уменьшается расход
воздуха на продувку, вследствие этого возрастает
степень подогрева входящего в цилиндр воздуха.
Кривые fi7,==f(pr) (см. фиг. 15), рассчитанные
с учетом действия этих факторов, указывают на
существенное понижение коэффициента наполнения
с увеличением противодавления на выхлопе. Это
понижение с ростом противодавления оказы-
вается тем слабее, чем с большим наддувом ра-
ботает двигатель.
Таким образом для уменьшения отрицательного
действия противодавления на наполнение двига-
теля необходимо увеличивать давление наддува.
Практически для поддержания на относительно
высоком уровне достаточно держаться отноше-
Pj.
ния около 1,25—1,30, которое целесообразно
с точки зрения затрат мощности на нагнетатель
при комбинированном наддуве.
Влияние 7'k на обусловливается в основном
изменением двух факторов: изменением с Tk
потери давления воздуха на всасывание д и из-
менением степени подогрева воздуха от стенок 3.
Как это видно из уравнения (22), с повыше-
нием Тк уменьшаются гидравлические потери во
всасывающем клапане, вследствие этого коэффи-
циент наполнения немного повышается. Однако
обусловленное этим повышение (см. фиг. 15)
настолько мало (примерно 1,5% при повыше-
нии tk с 60 до 200° С), что им можно пренебречь.
Что касается 8, то, как известно, эта величина
меняется как вследствие увеличения tk, так и в
результате изменения подогрева воздуха от стенок,
обусловленного этим повышением tk. Согласно
опыта инженера Миронова повышение 4 от 60
до 200° С сопровождается увеличением темпера-
туры нагретых стенок приблизительно на 40—55° С.
При таком увеличении температуры омываемых
воздухом стенок возможное повышение Д7 не
превосходит 5° С.
Сравнительные расчеты -%, проведенные с
учетом такого повышения ДТ (см. фиг. 15), по-
казали, что при изменении tk от 60 до 200° С коэф-
фициент наполнения уменьшается приблизительно
на 1®/о.
Таким образом, с достаточной для практических
целей точностью, влиянием температуры нагнетае
мого воздуха на коэффициент наполнения четырех-
тактного авиадизеля с наддувом можно прене-
бречь.
С повышением числа оборотов коэффициент на-
полнения двигателя падает (фиг. 16). Объясняется
это, с одной стороны, возрастанием с оборотами
гидравлических потерь во время зарядки цилиндра
И
воздухом и очистки его от выхлопных газов, с дру-
гой — фазами распределения клапанов. Оптималь-
ные фазы распределения исследованных двигате-
лей подобраны при средней скорости поршня
Ст- 12 м/сек. Поэтому, повышая обороты выше,
оптимальных, мы отрицательно влияем на напол-
нение двигателя. Происходящее с увеличением обо-
ротов небольшое уменьшение подогрева воздуха от
горячих стенок не компенсирует отрицательного
влияния на возросших гидравлических потерь.
В заключение анализа процесса наполнения
авиадизеля остановимся на возможностях его
улучшения. К числу факторов, за счет которых
можно повысить коэффициент наполнения, отно-
сится продувка цилиндра двигателя от остаточ-
ных газов, влияние которых на характери-
зуется коэффициентом v, величина работы напол-
нения (ра, Vh, рвг) и степень подогрева воздуха
от нагретых стенок 5. При исследовании прини-
маем, что характер влияния рассматриваемого
фактора на т)г, при условии сохранения остальных
параметров постоянными не зависит от их абсо-
лютной величины.
Для выяснения предельного повышения за
счет улучшения продувки двигателя проведены
сравнительные расчеты кривых коэффициента на-
полнения при полной продувке (*=0) и при от-
сутствии продувки (v=l,0). Результаты расчетов
(фиг. 17) показали, что в этом предельном слу-
чае продувка позволяет повысить на 6% по
сравнению с двигателя без продувки. Для
двигателей, на которых проводились наши опыты,
среднее экспериментальное значение v = 0,84. При
этой величине v продувка увеличивает на 1,5%.
Повышением коэффициента работы наполне-
ния |iBC от средней величины рвс=0,87 дорвс=1,0
можно увеличить на 4%.
Полное устранение подогрева воздуха от стенок
(8=1) позволяет повысить также примерно
на 4%. Наконец, в идеальном случае, когда в до-
полнение к принятым условиям потери давления
при всасывании и выхлопе будут равны нулю, ко-
эффициент наполнения увеличится еще на 6—8%
при 'л =1800—2000 об/мин.
Таким образом при идеальной продувке, при от-
сутствии подогрева воздуха от стенок (8=1,0) и
при максимально возможной работе наполнения,
равной pk, Vh, коэффициент наполнения исследо-
ванных двигателей может быть увеличен на 14—
20% по сравнению с достигнутыми на сегодня его
величинами.
Проведенный анализ наполнения цилиндра че-
тырехтактного авиадизеля с наддувом и противо-
давлением на выхлопе позволяет сделать следую-
щие выводы:
1. Увеличение pk до известного предела со-
провождается существенным повышением коэффи-
циента наполнения двигателя. В исследованных
двигателях, при рл«1,0 кг!см2, существенное по-
вышение т]г, происходит при увеличении /%от 1
до 2 кг/см2 и составляет 6,5°/0; дальнейшее уве-
личение pk от 2,0 до 3 кг)см2 повышает всего
лишь на 1,5%.
2. При постоянных рк повышение противодав-
ления на выхлопе сопровождается заметным сни-
жением коэффициента наполнения двигателя. Отри-
цательное действие рг на практически устра-
няется увеличением pk до величина, при которой
отношение —=1,25=1,30.
Рг
3. Изменение температуры нагнетаемого в ци-
линдр воздуха в широких пределах (^=60—
200° С) практически не влияет на коэффициент на-
полнения авиадизеля с наддувом.
Фиг. 16. Зависимости коэффициента наполнения
от числа оборотов двигателя, pK=const, pz=const,
ZE=const.
4. Определение коэффициента наполнения бы-
строходного авиадизеля с наддувом, продувкой и
противодавлением на выхлопе можно вести по
уравнению
L+(^_l)(e-l)pBC .
а
5. При идеальной продувке цилиндра от оста-
точных газов (v=0), при полном устранении по-
терь давления при всасывании и выхлопе и отсут-
Рк_
от отношения — .
Рг
7—при «=1,0; рв(.=0.87; 2—при v=0,84; цвс"=0,87; 3—П^И
у=0; р,вс=О,87; 4—при v=0; НвС=1»0; б—при v=0; 8=1.
ствии подогрева воздуха от стенок (8=1) и при
доведении коэффициента работы наполнения до
рвс=1 можно повысить коэффициент наполнения
двигателя на 14—20% в диапазоне рабочих отпо-
ры
шений — по сравнению с достигнутыми на сегод-
Рг
Ня его величинами.
2. Коэффициент остаточных газов
Как известно, коэффициент остаточных газов вы-
ражается отношением объема остаточных газов,
приведенного к условиям конца хода наполнения
(V'J к объему воздуха, пошедшего на наполнение
цилиндра при тех же условиях (Vbo)
7=-^-. (33)
* Ьа
15
Используя характеристическое уравнение, по-
лучим:
I
V' =у RTa (34)
га ' Ра т‘ gl Ра ( }
и
(35)
Ра 1 к Ра
Подставляя в выражение (33) значения V'ra и
Vta, полученные из уравнений (34) и (35), на-
ходим
(36)
ов
где gr—вес оставшихся в цилиндре газов к концу
продувки;
GB—вес воздуха, пошедшего на наполнение
цилиндра.
Для определения количества оставшихся в ци-
линдре газов к концу продувки весь процесс
продувки разбиваем на п участков продолжи-
тельностью Д( и, считая для каждого участка
процесс квазистационарным, подсчитываем ко-
личество остаточных газов, содержащихся в вы-
текшей смеси. Тогда количество оставшихся в
цилиндре газов к концу продувки определится
как разность между количеством продуктов сго-
рания до начала продувки (G') и количеством
газов, содержащихся в вытекшей смеси (G'B)
g=G'-G'{B. (37)
В начале продувки вес продуктов сгорания
может быть выражен как
Количество газов, содержащихся в вытекшей
смеси
g;b=mgb1+mgb2+ • • +мо„„
или
п
G'IB = Y^GBi, (39)
1=1
где 0—1——доля остаточных газов в смеси,
вытекшей за г-й отрезок времени;
—доля воздуха в смеси, вытекшей
за отрезок времени;
AGBJ-—количество смеси, вытекшей за
тот же отрезок времени.
Величины [< и &GBl определяются из расчета
процесса продувки, приведенного в работах
проф. Орлина [21].
Количество оставшихся в цилиндре газов в
конце продувки будет
gr^G'r-^GBi. (40)
Подставляя полученные выражения для gr в
уравнение для расчета у (36), получаем
Т=^(1-А),
GB
(41)
где
и
GB~'%Vh-^
Подставив полученные значения G' и GB и зна-
чение tjo, выраженное уравнением (12), в фор-
мулу (41), получаем уравнение для у
„ , £~ 1 'Р'г Т«.
Ра Tt
7— —
Е-е
(42)
Из этого уравнения видно, что о величине коэф-
фициента остаточного газа в двигателях с продув-
кой можно судить лишь только при правильной
оценке величины коэффициента А1г характеризую-
щего относительное количество вытекших газов
при продувке.
Для вывода расчетной формулы коэффициента
остаточных газов у подставляем в уравнение (42)
значение Та, взятое из (14), и обозначаем для
упрощения вывода формулы величины
Ж)
е - 1 р'г 1
Ра Т'г
и из уравнения (14) для Та
+(fc-l) (е — 1) Иве
Ра
Уравнения (43) и (44) легко приводятся к квад-
ратному уравнению
у2.-Ну(1— ВС)=ВС. (45)'
Решая это уравнение, находим
у=ДС. (46)’
После, подстановки в выражение (45) величин В
и С получаем расчетную формулу для определения
коэффициента остаточных газов в двигателях с над-
дувом, противодавлением и продувкой.
5 Ра Тг
(47)
е — » — +(к~ 1)(е — 1)^
Ра
16
Расчет всех величин, кроме Тт, входящих в
уравнение (47), был рассмотрен выше. Что же
касается температуры остаточных газов в начале
продувки, то ее можно принять равной в сред-
нем 100и°К [22]. Неточность в оценке Тг мало
сказывается на величине температуры смеси в
конце наполнения (7)г). Расчеты показали, что
изменение Тт с 800 до 1200° К дает расхож-
дение Та около 3—5°.
Рассмотрим некоторые частные случаи.
1) Коэффициент остаточных газов без учета влия-
ния продувки.
Положив в уравнении (47) у41==0, v= 1,0 и
/(?c)==/('Fc)> что равносильно равенству Vr=V[,
получаем формулу для расчета без учета влия-
ния продувки.
/k+(fc -l) (е-1)(лвс
Ра
2) Для тихоходных двигателей без наддува,
процесс наполнения которых можно считать за-
канчивающимся в НМТ (5=1,0 и RBC=1,O), урав-
нение (48) принимает вид
кр\. Тк+^Т
Как видно, уравнение (49) для расчета коэффи-
циента остаточных газов в двигателях с нормаль-
ным всасыванием отличается от обычного урав-
нения для расчета у, приводимого в курсах по
двигателям внутреннего сгорания. Сравнительный
расчет у по обеим формулам для двигателя, ра-
ботающего при и=18и0 об/мин., /?д,=2,22 кг/см2,
рг=1,033 кг/см? и tk= 100°С дает разницу в ве-
личинах у^З°/0.
3. Температура смеси в конце хода наполнения
Температура смеси в конце хода наполнения вы-
ражается, как выше было показано, уравнением
(14), полученным из уравнения полного баланса
энергии за ход наполнения с учетом изменения
внутренней энергии остаточных газов вследствие
продувки,
т Тк
Е ~ —+ (А — 1) (е — 1) [лвс
Ра
Частные случаи:
1) Положив в уравнении (50) Л,=0; v=l,0
и что равносильно равенству У' =
= VC, получаем расчетную формулу для опреде-
ления Та без учета влияния продувки
ePSTk
s — -2- + (А—1) (е—l)fxBC +А----— —£.
Ра J 5 ра Тг
(51)
2) Для тихоходных двигателей без наддува
можем считать 5=1,0; рвс=1,0. Тогда уравне-
ние (51) принимает вид
[A(e-1)+1] — 1-AsZk
Ра L 7' J
(52)
Расчет Та по формуле (52), полученной из
точного уравнения полного баланса энергии за
ход наполнения, дает более точное решение, чем
расчет Та по формуле, основанной лишь на ба-
лансе внутренней энергии при смешении воздуха
с остаточными газами.
Разница в результатах Та, получаемых по той
и другой формулам, для двигателя № 3, рабо-
тающего при и=1800 об/мин, pfe=2,22 кг/см2,
рг—1,033 кг) см2 и ^=100°С, составляет 4°/0.
4. Коэффициент продувки
Для определения суммарного расхода воздуха
воспользуемся коэффициентом продувки. За коэф-
фициент продувки примем отношение суммарного
количества воздуха, израсходованного двигателем,
к весу заряда цилиндра воздухом GB
¥=/- (53)
GB
Обозначая вес продувочного воздуха через g, пе-
репишем предыдущее уравнение в следующем
виде:
?=1+^. (54)
^В
Принимая поток воздуха через перекрытие
клапанов как установившееся течение из всасы-
вающей трубы с давлением pk в окружающую
среду с давлением рг, расход воздуха на про-
дувку можно записать уравнением
г, <р»
(55)
где р—средний коэффициент расхода воздуха за
время перекрытия клапанов;
Г 2 /с+1
Подставляя в уравнение (14) значение у из урав-
нения (47), получаем расчетную формулу для опре-
деления температуры смеси в НМТ.

е_у^+(Л_1)(е_1)1хвс+
Ра
+Ш(£-1)4"—^-0—^)1. (50)
5 Ра Тт J
3 Труды № 131
fkdt—время-сечение всасывающего или вых-
лопного клапана. Берется время-сечение
того клапана, для которого оно имеет
наименьшее значение;
<Pi и <р2’—фазы начала открытия всасывающего и
конца закрытия выхлопного клапанов.
. фИ '''"тп гзф 17
Заряд цилиндра воздухом равен
GB=30Vhnikriv [кг/час]. (56)
Разделив уравнение (55) на (56) и воспользовав-
шись уравнением (54), получаем выражение для
коэффициента продувки
ф yRTk
6п Vh rlv
(57)
Объединив постоянные величины, входящие в
уравнение (57), и обозначив относительную пло-
щадь продувки через

Фа
ЧЛ
91___
Vh
перепишем предыдущее уравнение следующим
образом
т=14-О,9р.^-<ьут^. (58)
Таким образом коэффициент продувки двигателя
зависит от относительной площади продувки Ff,
от отношения противодавления к давлению надду-
7те
V
12
1,1
1.0
ИВ
»
5 те
(3
К
V
Час
1.3
/2
V
1.0
0.9
13
1.2
У
Ю
Фиг. 18. Зависимости коэффициента расхода дви-
" ‘ гателя от давления и температуры воздуха на
С t всасывании,; противодавления на выхлопе и чи-
к..,. aui. сла оборотов двигателя.
ва, от температуры нагнетаемого воздуха, от коэф-
фициента наполнения и числа оборотов двигателя
и от среднего коэффициента расхода воздуха за вре-
мя перекрытия клапанов.
Уравнение (58) получено в предположении уста-
новившегося потока воздуха через перекрытие кла-
панов. В действительности продувка представляет
собой более сложный процесс, поэтому полученные
выводы потребовали экспериментального подтверж-
дения.
Использование изображенных на фиг. 18 экс-
периментальных зависимостей коэффициента расхо-
да двигателя и полученного ранее уравнения коэф-
фициента наполнения дало возможность выяснить
характер протекания коэффициента продувки <р от
упомянутых выше параметров (фиг. 19) и опреде-
лить значения среднего коэффициента расхода у..
Фиг. 19. Зависимости коэффициента продувки
Рк
от отношения —, температуры воздуха на вса
Рг
сывании и числа оборотов двигателя.
Как и следовало ожидать, коэффициент про-
дувки возрастает по мере увеличения отно-
Рк
шения — практически по одному и тому же за-
Рг
кону, независимо от того, за счет pk или рг ме-
нялось упомянутое отношение. Эксперименталь-
ные точки с точностью до Г% укладываются на
одну кривую.
С повышением температуры воздуха (tk—60—
200° С) коэффициент продувки двигателя возрастает
в соответствии с уравнением (58). Отклонения от-
дельных экспериментальных точек от построенной
по уравнению (58) зависимости не превос-
ходят 3%, т. е. практически лежат в пределах точ-
ности эксперимента.
Увеличение числа оборотов сопровождается
уменьшением время-сечения продувки и, как след-
ствие этого, понижением коэффициента продувки
двигателя.
Что касается среднего коэффициента расхода у,
то в пределах проведенного исследования он не
зависит от температуры воздуха и немного воз-
Рк
растает с увеличением отношения — и числе
18
оборотов двигателя. Повышение — с 1,1 до 3
Рг
или возрастание п с 1600 до 2400 об/мин. сопро-
вождается увеличением р, от 0,80 до 0,88. Изме-
нение р. в этих пределах меняет коэффициент
продувки двигателя приблизительно на 3®/о. Учи-
, Рк
тывая весьма небольшое влияние отношения —
Рг
и числа оборотов на р, можно принять у. неза-
висимым от этих факторов. Расчеты <р, проведен-
ные при р,=0,85 (фиг. 19), дают удовлетвори-
тельное совпадение с экспериментальным опре-
делением коэффициента продувки.
Таким образом расчеты коэффициента продувки
можно вести по уравнению (58) при средней вели-
чине коэффициента расхода воздуха за время пере-
крытия клапанов. Для двигателей, подобных иссле-
дованным, р.=0,85.
Для проведения расчетов при других р, лежащих
в пределах 0,55—0,95, составлена номограмма
(фиг. 20), позволяющая вести расчеты ср по ранее
Pk
заданным отношениям —, температуре нагнетае-
Рг
миго воздуха и числу оборотов двигателя.
Фиг. 20. Номограмма для расчета коэффициента продувки
¥=1+0,9 -тг-Фт/'Л,
'* 'iv г
V. ВОСПЛАМЕНЕНИЕ
1. Период запаздывания воспламенения
топлива1
Наддув, существенно влияя на индикаторный
процесс дизеля, прежде всего отражается на ха-
Фиг. 21. Влияние давления воздуха на всасыва-
нии на вид индикаторной диаграммы; двигатель
№3.
л—1800 об/мин,- ^=100°С; рг=1,ОЗЗ кг!см*-. g^ = 0,065 г/лц.
рактере воспламенения, а также на продолжи-
тельности и полноте сгорания топлива в цилиндре
двигателя.
1 Здесь речь идет о периоде запаздывания воспламенения,
определяемом по индикаторной диаграмме (фиг. 7).
3*
И СГОРАНИЕ ТОПЛИВА
Полученные из обработки индикаторных диа-
грамм (фиг. 21—26) результаты показали, что пе-
риод запаздывания воспламенения топлива замет-
но уменьшается с увеличением давления наддува
Ркгхм*
но
100
90-
ВО-
70-
60-
50-
40-
30-
20-
280 300 320 340 360 380 400 420 440
I—।—I___।—1—1—I—।—I—।—I—1—1—।—।—।—I
Рол. бал.
Фиг. 22. Влияние температуры и давления воз-
духа на всасывании на вид индикаторной диа-
граммы; двигатель № 3.
g =0,0605 г/лц; рг=1,033 кг/см1-, л=1800 об/мин: <р =30°.
И н
и в несколько меньшей степени с увеличением tk
и числа оборотов двигателя. Увеличение pk и п
влечет за собой повышение плотности воздуха,
а увеличение tk — повышение теплосодержания
его к моменту впрыска топлива в цилиндр;
19
Р кг,!см2
280 300 320 ЗкО 380 380 400 £-20 ££0
L-.ll I I И I I 111 I I J A 1.-U
ч>° кал вал
Фиг. 23. Влияние противодавления на выхлопе
на вид индикаторной диаграммы; двигатель
№ 3.
р =2,22 г’см"; /*=100°С; g ц=0,0645 г/лц; „=1800 об/мин;
р =var; <р=ЗО°.
Фиг. 25. Влияние угла опережения на вид инди-
каторной диаграммы; двигатель № 3.
/,*=2,22 „г/сж2; /*=Ю0°С;£- =0,0645 г/лц; «=1800 об/мин;
рг=1,033 кг!см2; ,<рн « var.
Фиг. 24. Влияние подачи топлива на цикл на
вид индикаторной диаграммы; двигатель № 3.
/,*=2,22 кг/см'; f*=100°С; „=1809 об/мин; рг-= 1,033 кг1см2;
т = 30°.
н
Фиг. 26. Влияние числа оборотов на вид инди-
каторной диаграммы; двигатель № 3.
/,*=2,22 кг!см-; /*=100”С; g = 0,0645 г/лц; р =1,033 кг/слА;
<р = 30».
н
20
вследствие этого увеличивается скорость физико-
химических процессов, предшествующих сгоранию
топлива, и уменьшается запаздывание воспламене-
ния топлива.
Проведенная А. И. Толстовым физико-мате-
матическая обработка результатов многочисленных
экспериментов подтвердила, что т; находится в
определенной зависимости от состояния нагнетае-
Фиг. 27. Расчетные и экспериментальные значения
периода запаздывания воспламенения топлива в
дизеле.
мого в цилиндр воздуха, числа оборотов дизеля и
химической природы топлива. Для расчета этой за-
висимости им дана формула
т
2"
QaC
R Ть / 7\ \ т
^=ВСпе 1^-} [сек.], (59)
\ Рк /
где
С=— [1 4-0,58 (е —1)];
е
е—степень сжатия;
<р—опережение впрыска топлива в градусах по-
ворота коленчатого вала;
В—коэффициент, зависящий от повышения тем-
пературы в цилиндре за время величина
этого коэффициента для быстроходных дизе-
лей, имеющих степень сжатия от 11 до 16,5
и опережение впрыска, лежащее в пределах
от 5 до 30°, может быть принята рав-
ной 0,033;
«г=0,57ф-5/г• 10-5, где п—число оборотов дви-
гателя в минуту;
Qa—теплота активации.
Расположение экспериментальных точек от-
носительно рассчитанных по формуле (59) кривых
(см. фиг. 27) указывает на хорошую сходимость
данных расчетов с опытом.
Результаты опытов показали, что подача топли-
ва за цикл на период запаздывания воспламенения
топлива, найденного по индикаторным диаграммам,
не влияет (см. фиг. 24). Этот факт находится в про-
тиворечии с результатами испытаний Бревеса [23],
который наблюдал уменьшение запаздывания вос-
пламенения топлива при увеличении нагрузки и,
следовательно, уменьшении а. Бревес опирался на
опыты с тихоходными дизелями без наддува. По-
этому в его случае подогрев поступающего в ци-
линдр воздуха от горячих стенок может оказать
известное влияние на температуру воздуха и, сле-
довательно, на запаздывание воспламенения топ-
лива.
Этого нельзя ожидать в дизеле с наддувом, где
температура поступающего воздуха отличается от
средней температуры омываемых им поверхностей
на постоянную величину, мало зависящую от на-
грузки.
Что касается отсутствия влияния противодавле-
ния на Т; (см. фиг. 23), обнаруженное в наших
опытах, то это обстоятельство находится в полном
согласии со специально проведенными опытами
[24], в которых повышение коэффициента остаточ-
ных газов даже до 18% совершенно не отражалось
на величине периода запаздывания воспламене-
ния.
В наших опытах коэффициент остаточных газов
мог составить приблизительно десятую долю этой
величины.
Таким образом из исследовавшихся параметров
па величину периода запаздывания воспламенения
топлива наиболее существенно воздействует давле-
ние наддува, число оборотов двигателя и, наконец,
температура нагнетаемого воздуха. Влияние всех
этих факторов с достаточной для практики точно-
стью учитывается в формуле (59) А. И. Толстова.
2. Процесс сгорания
Для выяснения характера сгорания топлива по
времени воспользуемся первым законом термоди-
намики. Применяя этот закон ко всему рабочему
телу, находящемуся в цилиндре дизеля в рассма-
триваемый момент времени, получим
dQx=dQi-\-dQw-}~<7Qk , (60)
где dQx—тепло, выделяющееся при сгорании
gvdx топлива;
dQt—тепло топлива, пошедшее на измене-
ние внутренней энергии и на работу
газа;
—потеря тепла в стенки, омываемые га-
зом;
dQa. —потери тепла на диссоциацию газов.
Для интегрирования уравнения (60) необходимо
знать не только состояние и работу газа, но также
потери тепла в стенки и на диссоциацию. Послед-
няя, как известно, зависит от температуры и со-
стояния газа. Температуры газов сравнительно
легко определяются по данным индикаторных диа-
грамм при помощи характеристического уравнения
при обычных в таких случаях допущениях; что ка-
сается состава газа, то он может быть определен
21
Лишь при наличии данных о сгорании топлива в
течение предыдущего участка процесса сгорания.
Характеристика сгорания достаточно точно может
быть получена, если интегрирование уравнения (60)
вести графически по отдельным участкам индика-
торной диаграммы.
Заменяя в этом случае истинные величины тепло-
емкости их средними значениями и переходя к от-
носительным величинам, получим формулу для
расчета относительного количества топлива, пошед-
шего на изменение внутренней энергии и на работу
газов
^yh
' 2gvHa
Pn + if frn-l-1) -
,;n. n+1 — 1
n
Pn‘ n+l (<P”+1 ) f (?n)l
0
где
/(<?) =-----------cos <? 4- sin2 <p;
e — I 2
Pn и P«+i —давление в начале и конце рассчи-
тываемого участка;
, ср
kn,n+\ —среднее значение отношения
ga—подача топлива в килограммах на
цикл;
Ни—теплотворная способность топлива,
равная 10100 кал/кг.
Анализ пригодности существующих формул для
расчета теплопередачи в авиационном дизеле был
проведен проф. Иноземцевым [14], который нашел
возможным применить для этой цели формулу Нус-
сельта:
I
ЗбОО-блг^ц/А
xsr p2Ta-Twy'^
о
(62)
где F—-поверхность, омываемая газами, вели-
чина которой определялась по формуле
F=0,0565 [0,55+/(т1„.и+1)] [№]; (63)
Tw—температура стенок в °К;
п— число оборотов двигателя в минуту.
Подсчет теплопередачи в стенке проводился раз-
дельно для днища поршня и остальной поверхно-
сти, омываемой газом.
Температура днища поршня в зависимости от
режимов работы дизеля определялась по эмпири-
ческой формуле
*„=40+K^[°C], (64)
ас
где tn0—средняя температура днища поршня
двигателя, прокручиваемого от электро-
мотора;
К——повышение температуры поршня вслед-
“с
ствие притока тепла в поршне от сго-
ревшего топлива.
Температура остальных стенок колебалась в уз-
ких пределах, в среднем она составляла 380° К-
Эта величина Tw и принята нами в расчетах теп-
лопередачи в стенки головки и цилиндра двигателя.
Относительные потери тепла на диссоциацию
определялись на основе закона действующих масс
и изотерм реакции Нернста по формуле, приведен-
ной в работе проф. Н. В. Иноземцева
ха —-----— X
2-102/4
Х[136440рсо3 ксоа -)-11560Эр.нао“ н,о], (65)
где нсо3=—Яц [моль] — количество углекисло-
ты в рассматриваемый
момент сгорания;
р.На0=—£ц [моль]—количество паров воды
в рассматриваемый мо-
мент сгорания;
- 3 Д '2-106^
а » I/ ----- [%] — степень диссоциации
I/ Рпарц
Н2О и СО2;
Рчарц—парциальное давление
диссоциирующих газов;
k— константа равновесия,
определяемая по изотер-
мам реакции Нернста.
Определением для каждого угла поворота ко-
ленчатого вала значений величин л;, xw,xa и сум-
, мированием их получен закон сгорания топлива
X=№)=Xi+Xw+xa. (66)
Фиг. 28. Влияние давления рк и температуры tk
нагнетаемого воздуха на характер сгорания топ-
лива по углу поворота коленчатого вала.
п=1800 об/мин; g^ = 0,065 г[лц; = 30° до ВМТ.
Рассчитанные описанным образом кривые
х~ f(<?, pk) (фиг. 28,а) показали, что при g„ = const
с повышением давления наддува происходит повы-
22
шенйё интенсивности и полноты сгорания топлива.
Продолжительность сгорания при этом умень-
шается. Все это свидетельствует о том, что наддув
оказывает благоприятное влияние не только на пе-
риод запаздывания воспламенения топлива, но и
на протекание процесса сгорания в целом.
С повышением температуры воздуха, нагнетае-
мого в цилиндр дизеля при gu=const, происходит
уменьшение коэффициента избытка воздуха и уве-
личение средней температуры цикла. Известно, что
эти факторы влияют на процесс сгорания в различ-
ных направлениях. В наших условиях уменьше-
ние а понижает скорость протекания реакции сго-
рания, а происходящее при этом увеличение тем-
пературы процесса повышает ее. Сопоставление
кривых сгорания, полученных при различных tk
(фиг. 28,6), указывает на преобладающее в данном
случае влияние а на скорость сгорания. В резуль-
тате этого при понижении tk и, следовательно, уве-
личения а интенсивность процесса сгорания уве-
личивается и продолжительность горения топлива
несколько сокращается. Из сказанного можно сде-
лать вывод, что путем охлаждения воздуха, посту-
пающего в цилиндр дизеля, можно улучшить в не-
которых пределах характер сгорания топлива и
тем благоприятно повлиять на индикаторный прр-
цесс дизеля.
При повышении противодавления в выхлопной
системе дизеля от атмосферного до 0,9 pk и сохра-
нении при этом постоянной подачи топлива на
цикл индикаторные диаграммы (см. фиг. 23) не
претерпевают никаких изменений. Следовательно,
процесс сгорания топлива в дизеле, работающем с
наддувом и продувкой при коэффициентах избытка
воздуха, близких к а=1,8—1,9 и выше, практически
не зависит от противодавления на выхлопе.
Многочисленное индицирование ряда дизелей не
показало сколько-нибудь заметного влияния пода-
чи топлива за цикл на период запаздывания вос-
пламенения топлива. 1 Поэтому, увеличивая gn. мы
влияем лишь на последующий за воспламенением
процесс сгорания через смесеобразование и через
коэффициент избытка воздуха. С увеличением gn
уменьшается коэффициент избытка воздуха и воз-
растает продолжительность впрыска топлива
(фиг. 29), в результате чего интенсивность сгора-
ния топлива уменьшается, а продолжительность го-
рения его резко возрастает (фиг. 30,6). Начиная с
некоторой величины а, наблюдается неполное сго-
рание топлива. Согласно нашим опытам величина
?с — коэффициента полноты сгорания топлива1 в
дизеле с наддувом при а= 1,6=1,7 равна 0,86 =
-:-0,87; при более высоких а величина £с близка
к единице.
Таким образом в исследованном типе двигателей,
несмотря на наличие избытка воздуха при а ж 1,8,
не удается сжечь всей порции топлива до открытия
выхлопного клапана. Это обстоятельство нужно
иметь в виду как при расчете процесса сгорания
топлива в дизеле, так и при исследовании его рабо-
чего процесса.
Влияние опережения впрыска топлива на про-
цесс его сгорания в основном определяется вели-
чиной периода запаздывания воспламенения топ-
лива т(.. Вследствие увеличения при увеличении
1 За £с ниже принимается отношение тепла, выделив-
шегося при сгорании топлива, к его теплотворности.
<рн происходит большое скопление топлива в ци-
линдре дизеля за этот период времени и увеличи-
вается интенсивность его сгорания. Полнота сго-
Фиг. 29. Закон подачи топлива в цилиндр
двигателя, z!=const.
1—двигатель № 2, 2—двигатель W 1.
рания топлива при этом сохраняется постоянной,
а продолжительность сгорания немного уменьшает-
ся с увеличением опережения впрыска топлива. Все
Фиг. 30. Влияние опережения впрыска срн и по-
дачи топлива £ц на характер сгорания топлива
по углу поворота коленчатого вала.
п=1800 об/мин, //£=100 °C, рг—1,033 кг 1см2.
это улучшает характер кривых х=/(<р) (фиг. 30, а)
и благоприятно отражается на экономичности дви-
гателя.
При некоторых довольно больших опережениях
впрыска топлива, как видно из кривых фиг. 30,а,
23
меняется характер начального- участка линии сго-
рания. Причины этого кроются в периоде запазды-
вания воспламенения топлива tz. С увеличением
Фиг. 31. Кривые сгорания топлива при различ-
ных и подачах топлива на цикл glv
№=1800 об/мин; Д=100°С; <рн=30° до ВМТ.
<РН топливо попадает в менее плотную и менее на-
гретую среду и воспламеняется позже. Вследствие
увеличения т; при увеличении <рн происходит боль-
шее скопление топлива в цилиндре и увеличивается
абсолютное количество выделившегося за этот пе-
риод времени тепла. Этим и объясняется более кру-
тое возрастание кривой х=/(<р) на своем начальном
участке при %=3»° до ВМТ. На последующих за
воспламенением топлива участках сгорания эта
кривая протекает практически так же, как и кри-
вые, полученные при меньших опережениях впры-
ска топлива и при той же величине а. В результа-
те можно считать, что наблюдаемое в опытах уве-
личение N; с увеличением опережения впрыска
топлива происходит вследствие более раннего
начала сгорания топлива и увеличения за этот счет
работы расширения.
Таким образом при анализе индикаторного про-
цесса дизеля нужно иметь в виду, что наиболее
сильное влияние на процессы сгорания топлива и,
следовательно, на мощность и экономичность дизе-
ля оказывает давление наддува, подача топлива на
цикл и опережение впрыска топлива. Влияние тем-
пературы нагнетаемого воздуха и противодавления
на выхлопе на процесс сгорания невелико, поэто-
му при анализе индикаторного к. п. д. дизеля им
можно пренебречь.
Что касается закона сгорания топлива по време-
ни, то известная формула Неймана [25]
ж=—------------(67)
с \ тп с /
дает достаточную сходимость с опытом лишь при
хорошем сгорании топлива, приближающемся к
полному сгоранию. При полноте сгорания меньшей
94и/0 (£с=0,88—U,90) расхождение, получаемое
между экспериментальными величинами х и под-
считанными по формуле Неймана, достигает 20—
ЗО°/о (фиг. 31). Таким образом при большей непол-
ноте сгорания топлива формулой Неймана пользо-
ваться не следует.
VI. ИНДИКАТОРНЫЙ ПРОЦЕСС
1. Индикаторный коэффициент полезного
действия
Индикаторный к. п. д., как показывает опыт, на-
ходится в сложной зависимости от полноты и свое-
временности сгорания топлива и от теплопередачи.
Аналитические зависимости между процессами сго-
рания и теплопередачей в цилиндре двигателя, с
одной стороны, и давлением и температурой нагне-
таемого воздуха, с другой,— остаются до сих пор
нерешенными. Вследствие этого при исследовании
индикаторного к. п. д. двигателя приходится при-
бегать к эксперименту.
Многочисленные эксперименты, поставленные на
карбюраторных авиадвигателях, показали, что ин-
дикаторный к. п. д. находится в строгой зависимо-
сти от коэффициента избытка воздуха. Для дизеля
с наддувом и продувкой столь же строгих зависи-
мостей ij; от а до сих пор получено не было.
В дизеле, при работе на заданном топливе, коэф-
фициент избытка воздуха является функцией дав-
ления pk
<68)
и температуры Tk воздуха и подачи топлива на
цикл. Изменение этих величин влечет за собой не
только изменение а, но и сопровождается пере-
меной условий образования и сгорания рабочей
смеси.
При уменьшении а. за счет уменьшения заряда
цилиндра воздухом и, следовательно, понижения
pk или увеличения 7'к изменяется давление и тем-
пература воздуха в момент впрыска топлива. По-
следнее, как видно из фиг. 27, сказывается на пе-
риоде запаздывания воспламенения топлива и,
следовательно, в известной мере на характере сго-
рания его. Уменьшение а за счет увеличения впры-
ска топлива в известной мере сказывается на сго-
рании, что является следствием изменения характе-
ристики впрыска топлива (см. фиг. 29).
Для выяснения степени влияния на т]. указанно-
го изменения смесеобразования были поставлены
опыты, в которых коэффициент избытка воздуха
меняется за счет pk, Tk и gu. Результаты этих опы-
тов (фиг. 32) указывают на хорошее количествен-
ное совпадение экспериментальных величин т], во
всех этих трех случаях изменения а. Больше того,
постоянство v]z. при а = const сохраняется и при пе-
ременных противодавлениях на выхлопе. Послед-
нее объясняется тем, что индикаторной процесс
дизеля протекает при а намного больше единицы,
т. е. в такой области а, в которой влияние остаточ-
24
пых газов на сгорание топлива и, как это видно из
индикаторных диаграмм (фиг. 23), на pL ничтожно.
При всех возможных сочетаниях величин, опре-
деляющих а, и при различных противодавлениях
на выхлопе максимальное отклонение отдельных
экспериментальных значений т;,. от осредненной
кривой (фиг. 33,а) не превосходит + 2’/о,
т. е. лежит в пределах точности эксперимента.
Таким образом в исследуемых двигателях инди-
каторный коэффициент полезного действия зависит
лишь от абсолютной величины а. и не зависит от
способа его получения.
Что касается характера изменения по а, то,
как это видно из фиг. 33,а, индикаторный к. п. д.
вначале довольно резко возрастает с увеличением
а, а затем медленно приближается к своему наи-
Фиг. 32. Зависимости индикаторного к. и. д. от
коэффициента избытка воздуха при различных
способах изменения а.
вается как изменением физических свойств рабо-
чего тела с а, так и изменением скорости и полно-
ты сгорания топлива.
В авиационных дизелях с непосредственным
впрыском топлива не удается получить вполне
однородной смеси топлива с воздухом ни по
объему камеры сгорания, ни по времени про-
текания процесса сгорания. Вследствие этого при
среднем теоретическом составе смеси в цилинд-
ре имеются зоны, в которых топливо горит вя-
ло и не сгорает полностью из-за недостатка кисло-
рода. Повышение а приводит к увеличению полно-
ты сгорания топлива, к уменьшению теплопере-
дачи и потерь тепла на диссоциацию и уменьшению
теплоемкости; в результате этого индикаторный
к. п. д. увеличивается. Степень увеличения т). с а,
повидимому, будет зависеть от способа смесеоб-
разования двигателя. Для двигателей с непосред-
ственным впрыском топлива в камеру сгорания
резкого изменения полученной закономерности
ожидать не приходится, так как при со-
временных температурах и плотностях воздуха в
цилиндре и при сравнительно больших а ^1,4 во-
прос сочетания форм камеры сгорания с впрыском
и развитием струи топлива не имеет того большого
значения, которое ему придавалось на заре раз-
а
Фиг. 33. Зависимости индикаторного к. п. д. от
коэффициента избытка воздуха.
а—двигатели № 2 и № 3; б—двигатели (опыты ЦИАМ);
в—двигатель NACA (опыты Moore и Collins).
вития дизеля. Опыты, проведенные в лаборатории
ЦИАМ инж. Мироновым Н. И. на двигателе с пло-
ским днищем поршня, не обнаружили ухудшения
экономичности двигателя по сравнению с эконо-
мичностью двигателя, у которого днище поршня
4 Труды № 131.
25
обточено под камеру сгорания Гессельмана
(фиг. 33,6).
Для исследуемых двигателей зависимость rti от
а с достаточной для практических целей точно-
стью выражается эмпирической формулой
1
71г~7!/оа°'. (69)
# где т];о—индикаторный к. п. д. при а=1. Вели-
чина v]i0 зависит от степени сжатия и
системы смесеобразования двигателя,
от опережения впрыска топлива и от
числа оборотов двигателя.
Найденная зависимость от а, описываемая
• формулой (69), оказалась в достаточной степени
Фиг. 34. Зависимости индикаторного к. п. д. от
опережения впрыска топлива и от числа оборо-
тов двигателя.
и-1800 об/мин; /д==100°С; g^ = 0,065 г/лц; рг=1,033 кг/см*.
общей для шести одноцилиндровых двигателей
(ЦИАМ и NACA), различных по размерности, по
фазам распределения и « по быстроходности. Под-
тверждением этому является хорошее совпадение
(фиг. 33,а—в) рассчитанных по формуле (59) (ли-
нии) и экспериментальных значений (точки) инди-
каторного коэффициента полезного действия.
2
Следует, однако, заметить, что функция—=а“
’З/о
апроксимирует истинное протекание индикатор-
ного к. и. д. по а лишь в известных пределах
его изменения и с определенной точностью.
Хорошее совпадение расчетных величин с
экспериментальными имеет место в интервале
а= 1--4. При этом расчетная кривая 7];=/(а)имеет
максимум при а = 2,72; начиная с этого значения
а, рассчитанная кривая if]z—/(а) отклоняется от
кривой, проведенной по экспериментальным точ-
кам. Величина указанного отклонения при а = 4
составляет около 2%, что вполне допустимо.
В связи с тем, что при решении ряда практиче-
ских вопросов, связанных с наддувом дизеля, при-
ходится учитывать регулировку подачи топлива и
обороты двигателя, коснемся влияния этих пара-
метров на индикаторный процесс.
Увеличение угла опережения впрыска топлива
в пределах проведенных экспериментов <рн =27-?-
4-38° до ВМТ) благоприятно сказывается на харак-
тере сгорания топлива (фиг. 34). Увеличение т]г с
ростом опережения впрыска топлива тем больше,
чем при меньшем давлении наддува работает дви-
гатель. Однако при высоких давлениях наддува
упомянутая разница в приращениях невелика и ею
можно пренебречь.
Что касается влияния числа оборотов на индика-
торный к. п. д., то в некоторых двигателях оно на-
столько существенно, что пренебрегать им нельзя.
При £•„== const и pk = const (фиг. 34) индикатор-
ный к. п. д. двигателя № 2 и № 3 заметно умень-
Фиг. 35. Номограмма для расчета индикаторного к. п. д.
шается с увеличением числа оборотов. Причины
этого понижения лежат в основном в уменьшении
а и в самопроизвольном уменьшении угла опере-
жения впрыска топлива. В двигателе № 3 повы-
шение числа оборотов с 1600 до 2400 об/мин. со-
провождается уменьшением а с 2,1 до 1,86 и, как
следствие этого, понижением на 0,012. Общее
же понижение при увеличении оборотов в указан-
ном диапазоне равно 0,04, следовательно, пониже-
ние на 0,028 происходит в результате самопро-
извольного уменьшения угла опережения впрыска
и связанного с этим ухудшения процесса сгорания
топлива.
Следуя примеру проф. Масленникова М. М. [26],
представим ч]г в виде произведения исходного зна-
чения индикаторного к. п. д. на ряд коэффициентов,
учитывающих влияние на остальных рассмот-
ренных параметров
= 7]п, (69)
где 7];о—индикаторный к. п. д. двигателя при
а=1;
1
аа —коэффициент состава смеси, учитывающий
изменение т]г при переходе от теорети-
ческого состава смеси к любому друго-
му, лежащему в пределах а=1ч-4;
г1<?„ —коэффициент, учитывающий изменение »),
при переходе от опережения <рн =32° к
другому <рн. Приближенно можно счи-
тать, что увеличение <рн на 1 градус по-
вышает на 0,006;
26
•цп—коэффициент, учитывающий влияние на
числа оборотов двигателя и изменения
опережения впрыска топлива, обуслов-
ленного изменением оборотов двигателя.
Ориентировочно можно принять умень-
шение т[п на 0,004 на каждую сотню
увеличения числа оборотов.
Для расчета Ч/ составлена номограмма (фиг. 35),
позволяющая вести расчеты индикаторного к. п. д.
по ранее известным а, опережению впрыска топли-
ва и числу оборотов двигателей исследованного типа.
В тех случаях, когда смесеобразование рассчи-
тываемого двигателя существенно отлично от
струйного смесеобразования, примененного у дви-
гателей исследованного семейства, найденный ха-
рактер зависимости ч,- может оказаться недоста-
точно точным. Тогда для расчета ч,- целесообразнее
Чг ( ° \
воспользоваться графиком ------—f\----• предло-
*1? эк X аэк /
женным проф. Мелькумовым Т. М. [27]. Для этого,
однако, необходимо экспериментально установить
величину экономического коэффициента избытка
воздуха аэк и соответствующий ему индикаторный
К.П.Д. Ч/эк-
2. Среднее индикаторное давление
Для исследования влияния параметров наддува
ра среднее индикаторное давление воспользуемся
уравнением проф. Б. С. Стечкина [28]
27 Ни ч;
Ь32 Lo а ( /1 )
а также полученными выше зависимостями ч, и
Чг,. Исследование будем вести на двух в практи-
ческом отношении наиболее важных режимах ра-
боты дизеля: с неизменной подачей топлива на
цикл и с постоянным коэффициентом избытка воз-
духа.
Эксперименты и расчеты, проведенные при
g-u=const (фиг. 36), показали, что увеличение
по мере повышения обусловлено возрастанием
с наддувом коэффициента избытка воздуха и вы-
текающим из этого улучшением процесса сгора-
ния топлива (см. фиг. 28,а) и увеличением инди-
каторного к. п. д.
Как видно из кривых rli=f(pk) (см. фиг. 36),
индикаторный к. п. д. и вместе с ним pt суще-
ственно возрастают с наддувом лишь до рк, при
котором коэффициент избытка воздуха достигает
ах2. Причины этого кроются в более слабом
улучшении сгорания топлива при увеличении коэф-
фициента избытка воздуха свыше а.=2 по сравне-
нию с улучшением при увеличении а. от 1 до 2.
Таким образом при =const существенное уве-
личение р; происходит лишь до такого значения
pk, при котором а<2.
Принципиально при сохранении коэффициента
избытка воздуха постоянным индикаторный к. п. д.
с увеличением давления наддува до известного
предела изменения pk должен несколько возра-
стать вследствие уменьшения т. и улучшения за
этот счет процесса сгорания топлива. В действи-
тельности (фиг. 37) ожидаемого за этот счет вы-
игрыша в ч,- не происходит. При а. — const инди-
каторный к. п д. дизеля практически остается
постоянным при изменении pk в широком диапа-
зоне. Причины этого, очевидно, кроются в ухуд-
шении смесеобразования с увеличением наддува.
Фиг. 36. Зависимости среднего индикаторного
давления и индикаторного к. п. д. от давления
воздуха на всасывании при glt=const, n=const,
pr=const, l]t—const.
По мере увеличения pk для сохранения а=const
приходится увеличивать подачу топлива на цикл.
Последнее сопровождается увеличением продол-
Фиг. 37. Зависимости среднего индикаторного
давления и индикаторного к. п. д. от давления
воздуха на всасывании при a=const, n=const,
pr=const, 4= const.
жительности впрыска топлива (см. фиг. 29) и, как
следствие этого, затяжкой окончания сгорания
его.
4*
27
Вследствие того, что при а—const остается
постоянным, среднее индикаторное давление воз-
растает с увеличением рк (см. фиг. 37) пропор-
ционально произведению т]г, pk, характеризующему
собой величину заряда цилиндра воздухом. Ука-
занное возрастание с наддувом происходит тем
быстрее, чем больше отношение —. В исследо-
ванных нами двигателях наиболее интенсивное
повышение с наддувом происходит при — г« 0,3,
что соответствует работе двигателя с коэффициен-
том избытка воздуха а «1,5. При а = 1,7 повыше-
ние pk на 10% сопровождается увеличением pt
на 10% При а<1,7 приращение с наддувом
несколько больше, а при а >1,7 немного меньше
указанной величины.
Проведенные исследования влияния pk на и
р; позволяют сделать следующие выводы:
1. Дизель хорошо принимает давление наддува
независимо от состава смеси (а) и сорта применяе-
мого в дизелях топлива (керосин, газойль).
2. При постоянной подаче топлива на цикл по-
вышение pk сопровождается существенным уве-
личением т). и, следовательно, рг лишь до давле-
ния наддува, при котором а<2.
3. При а=const степень увеличения среднего ин-
дикаторного давления с наддувом зависит от ве-
личины коэффициента избытка воздуха.
4. В ориентировочных расчетах при а. «1,7 уве-
личение с наддувом можно считать пропорцио-
нальным повышению pk при изменении послед-
него от 1,4 до 3,6 кг!см2.
Зависимости pt от температуры воз-
духа
При постоянной подаче топлива на цикл gn=
= const повышение температуры нагнетаемого
воздуха сопровождается уменьшением а и как
следствие этого уменьшением тц и среднего ин-
дикаторного давления. Как и следовало ожидать,
степень уменьшения г,- с температурой зависит
от величины коэффициента избытка воздуха или в
рассматриваемом случае от величины рк. При вы-
соких pk и соответственно больших начальных
величинах а изменение tk в широких пределах
мало сказывается на т], и среднем индикаторном
давлении двигателя.
Например, при рк =2,2 кг! см? и яц—0,065 г/лц
(фиг. 38) повышение tk с 60 до 180° С сопровож-
дается понижением а. с 2,4 до 1,73 и пониже-
нием г),, всего лишь на 3,2%. В случае более
высоких подач топлива на цикл и соответственно
меньших коэффициентах избытка воздуха (а = 1,6)
влияние температуры воздуха становится более
заметным. Среднее индикаторное давление пони-
жается приблизительно на 0,5% на каждые 10°
повышения температуры.
В случае постоянного коэффициента избытка воз-
духа влияние tk на среднее индикаторное давле-
ние дизеля зависит от способа, которым дости-
гается сохранение а — const. Если при повышении
tk постоянство а поддерживается путем (фиг. 39)
увеличения давления наддува (g„=const), то сред-
нее индикаторное давление практически не изме-
няется. Наоборот, поддержание а.—const путем
уменьшения подачи топлива на цикл существенно
влияет на Например, при pk =1,74 кг]см2 и
а «1,69 повышение температуры нагнетаемого
Фиг. 38. Зависимости среднего индикаторного
давления и индикаторного к. п. д. от темпе-
ратуры нагнетаемого воздуха при const.
Фиг. 39. Зависимости среднего индикаторного
давления и индикаторного к. п. д. от темпера-
туры нагнетаемого воздуха при a=const,
?i=const, p,=const, 9B=C0nSt.
воздуха с 80 до 160° С (см. фиг. 39) сопровож-
дается уменьшением среднего индикаторного дав-
ления двигателя № 3 на 2,75% на каждые 10° по-
вышения температуры.
28
При меныпих давлениях наддува и соответст-
венно небольших а влияние tk на pt становится
еще более существенным. В двигателе № 1, на-
пример, при /?Л=1,45 кг/см2 и а = 1,56 (фиг. 39)
повышение tk на 10°С сопровождается уменьше-
нием среднего индикаторного давления на 3%.
Примерно такое же снижение pt было получено
на двигателях NACA (3,35%), Кертинг (3,17%) и
ОН-3 (3,38%).
Таким образом дизель оказывается чувствитель-
ным к изменению температуры нагнетаемого воз-
духа лишь в случае поддержания а=const путем
изменения подачи топлива на цикл. Среднее инди-
каторное давление в этом случае, как и следовало
ожидать, изменяется обратно пропорционально от-
ношению абсолютных температур нагнетаемого в
дизель воздуха.
Зависимости p-t от противодавления
на выхлопе
При £„=const повышение противодавления на
выхлопе влечет за собой уменьшение коэффициента
избытка воздуха. Вследствие этого индикаторный
Фиг. 40. Зависимости среднего индикаторного
давления и индикаторного к. п. д. от противо-
давления на выхлопе при £ц = const, п = const,
const, рк= const.
к. п. д. и среднее индикаторное давление умень-
шаются. Указанное понижение pt по мере увели-
чения противодавления тем сильнее, чем меньше
коэффициент избытка воздуха. При давлении над-
дува /?й=2,22 кг/см2 увеличение рг с давления
окружающей среды до pr=pk повлекло за собой
уменьшение а с 2,0 до 1,87 и, как это видно из
кривых фиг. 40 и индикаторных диаграмм (см.
фиг. 23), очень мало повлияло на рг. Только при
небольших а влияние противодавления на pt начи-
нает приобретать практическое значение.
Особенно существенно влияет рг на pt при ра-
боте двигателя с постоянным коэффициентом из-
бытка воздуха (фиг. 41,а). Ё этом случае повы-
шение противодавления на выхлопе влечет за со-
бой уменьшение подачи топлива на цикл и вслед-
ствие этого более резкое по сравнению с преды-
дущим случаем снижение среднего индикаторного
давления. Что касается индикаторного к. п. д.,
то в этом случае сохраняется постоянным в
широком диапазоне изменения рг.
Эксперименты, поставленные при отношении
дь
—=const (фиг. 41, б) показали, что дизель при-
Рг
нимает наддув и переносит высокие рг при любых
значениях а, не лимитирующих надежность его
поршневой группы.
Фиг. 41. Зависимости среднего индикаторного
давления от противодавления на выхлопе при
a=const, n=const, /ft=const, <pH=const.
Таким образом при — = 1,25—1,3 и выше ди-
Рг
зель способен переносить высокие противодавле-
ния на выхлопе при работе с коэффициентами из-
бытка воздуха, обеспечивающими тепловую на-
дежность его поршневой группы.
р,.
При —=1,25 и коэффициентах избытка воздуха
Рг
от 1,2 (см. фиг. 32,о) и выше индикаторный к. п. д.
авиадизеля не зависит от противодавления на вы-
хлопе.
Вследствие отмеченного среднее индикаторное
давление с изменением противодавления и с со-
хранением —=const изменяется по уравнению (71)
(фиг. 41, б).
Справедливость этого уравнения эксперимен-
тально проверена и подтверждена при а, лежащих
Д;-
в пределах 1,20—-1,96; отношение — в этих опы-
тах равно 1,25, противодавление же на выхлопе
повышалось до 2,1 кг!см2.
3. Температура выхлопных газов
Для выяснения факторов, влияющих на tr, вос-
пользуемся уравнением теплового баланса в виде
29
То же количество тепла представим в виде сум-
мы тепла, обращенного в индикаторную работу,
тепла, унесенного смесью выхлопных газов и про-
дувочного воздуха, и потерь тепла за цикл (g„)
г TY (1 -WAo) (73)
Решая уравнения (72) и (73) относительно Тт,
получим
гр__ Ни (1 ’1г)+а?7.0Ср7)с gn (74)
Г— Срг(1+а?Б) ’ ( }
Из последнего уравнения видим, что Тг зависит
от использования тепла топлива (/7Ы) в индика-
торную работу, от потерь тепла за цикл, от тепло-
емкости смеси выхлопных газов с продувочным
Фиг. 42. Зависимости температуры выхлопных
газов от коэффициента избытка воздуха при раз-
личных способах изменения его.
воздухом (бфг) и от тепла, внесенного воздухом
(acfZ,0Cp7"ft). Все эти параметры так или иначе на-
ходятся в зависимости от коэффициента избытка
воздуха. Поэтому, прежде чем перейти к описанию
и анализу экспериментальных зависимостей Тг от
параметров наддува и противодавления на выхлопе,
выясним характер влияния а на Тт. Для этого вос-
пользуемся уравнением (74) и экспериментами, в
которых а менялось за счет pk, Tk и ga. Как видно
из фиг. 42, во всех трех случаях температура
выхлопных газов уменьшается по мере увеличе-
ния я.
Понижение tr с увеличением а происходит как
вследствие происходящего при этом повышения
rlit так и в результате уменьшения теплотворности
смеси -— .
1 +«?/о
Сопоставление (см. фиг. 42) экспериментальных
значений tr с рассчитанными по уравнениям (74)
указывает на вполне удовлетворительное совпа-
дение расчета с экспериментом. Небольшое зани-
жение рассчитанных 7'г по сравнению с экспери-
ментальными значениями объясняется тем, что в
расчете потери тепла gn принимались постоян-
ными. В действительности эти потери немного
уменьшаются с увеличением коэффициента избытка
воздуха. Таким образом можно считать, что по-
лученные зависимости tr—f(a) (фиг. 43) хорошо
согласуются с тепловым балансом и ранее полу-
ченнымшзависимостями от а.
Для практического применения уравнение (74)
неудобно, поскольку в него входят неизвестные
температура и зависящая от нее теплоемкость вы-
хлопных газов и теплопередача.
Ниже мы дадим эмпирическую формулу и номо-
грамму для расчета Гг.
При' постоянной подаче топлива на цикл увеличе-
ние давления наддува влечет за собой увеличение
Фиг. 44. Зависимости температуры выхлопных
газов от давления воздуха на всасывании, п —
= const, pr=const, /A=const.
коэффициента избытка воздуха и благоприятно ска-
зывается на индикаторном к. п. д. В результате бо-
лее полного сгорания топлива и главное вследствие
I нп \
уменьшения теплотворности смеси тем-
пература выхлопных газов при наддуве существен-
но понижается. Характер этого понижения tT
(фиг. 44) у всех исследованных двигателей прак-
тически одинаков.
30
При сохранении постоянным коэффициента избыт-
ка воздуха температура выхлопных газов практи-
чески не изменяется с наддувом, если при этом
отношение—больше 1,2. В рассматриваемом слу-
Рг
чае (a=const) повышение pk хотя и сопровож-
дается увеличением коэффициента продувки, все
же не приводит к заметному снижению tt. Оче-
видно, понижение tT за счет увеличения доли
холодного продувочного воздуха компенсируется
повышением tr за счет увеличения полноты сго-
рания топлива и уменьшения при этом относи-
тельных потерь тепла в стенки.
При Ъ.—const (см. фиг. 46) температура выхлоп-
ных газов не остается постоянной, а возрастает по
мере увеличения противодавления. Причины этого
повышения tr лежат не в индикаторном процессе,
а в степени уменьшения давления газов при исте-
чении их из цилиндра в ресивер и в уменьшении
разбавления выхлопных газов холодным продувоч-
ным воздухом.
С повышением рг уменьшается расход воздуха
на продувку и степень падения давления газов
/ Ргц\
вследствие этого температура их умень-
шается медленнее, чем это имело место при рас-
Фиг. 45. Зависимости температуры выхлопных
газов от температуры воздуха на всасывании,
n—const.
Фиг. 46. Зависимости температуры выхлопных
газов от противодавления на выхлопе._;Л7= const,
tk— const. ph= const.
При постоянной подаче топлива (фиг. 45) на
цикл и неизменном давлении наддува повышение
tk приводит к уменьшению а и вытекающим из
этого понижению и повышению теплотворности
смеси воздуха с топливом. В результате увели-
чение температуры выхлопных газов происходит
вследствие указанного понижения -ц. и роста
Ни
1 +«?i0
В случае сохранения коэффициента избытка воз-
духа постоянным по мере повышения tk увеличи-
вается количество тепла, внесенного воздухом, и
возрастает температура выхлопных газов. Это
повышение tr с tk составляет около 1°С на каж-
дые 10° повышения tk.
С увеличением противодавления уменьшается
коэффициент наполнения и коэффициент продувки
двигателя и возрастает коэффициент остаточных га-
зов. В результате этого при ^u=const уменьшается
коэффициент избытка воздуха и разбавление вы-
хлопных газов продувочным воздухом, что и при-
водит к повышению температуры выхлопных газов
(фиг. 46).
ширении газов до атмосферного давления. Обра-
ботка экспериментов, поставленных на двигателе
№ 3 при a=const (см. фиг. 46), показала, что рас-
смотренное повышение tr с противодавлением про-
исходит по закону, описываемом}' формулой
^=-^4- 6—у, (74)
|/'J \ Рг1 /
где Тл—температура выхлопных газов при рл —
= 1,033 кг/см2-,
г—показатель, равный 0,085.
Эксперименты, поставленные при £'a=const
(фиг. 47), показали, что температура выхлопных
газов возрастает по мере увеличения числа оборо-
тов. Причины этого явления кроются в уменьшении
с оборотами коэффициента избытка воздуха и в
ухудшении характера сгорания топлива. Послед-
нее обусловлено как понижением а, так и происхо-
дящим с увеличением оборотов самопроизвольным
уменьшением угла опережения впрыска топлива.
Что касается влияния опережения впрыска топ-
лива на tr, то в соответствии с улучшением ха-
рактера сгорания топлива и увеличением за этот
31
счет температура выхлопных газов понижается
по мере увеличения <рн. Опыты показали, что ве-
личина этого понижения tr практически не зави-
сит от давления наддува. При подаче топлива на
цикл ga=0,065 г/лц понижение tr в двигателе № 3
составляет около 1,5° С на каждый градус увели-
чения опережения впрыска топлива. Примерно
такое же падение tr с увеличением наблюда-
лось и в других опытах дизельной лаборатории
ЦИАМ.
Из рассмогрения описанных выше эксперимен-
тов следует, что на температуру выхлопных газов
оборотов Кп двигателя и температуры нагнетае-
мою воздуха Ktk на tr при a=const.
В диапазоне п=1600—2400 об/мин коэффициент
Кп меняется от 0,99 до 1,03. В среднем на каж-
дую сотню увеличения оборотов двигателя необ-
ходимо увеличивать Кп на 0,005.
Коэффициент Ktk меняется от 0,99 до 1,01 при
изменении tk от 60 до 200° С. В среднем Ktk нужно
увеличивать на 0,001 на каждые 10° повышения
температуры нагнетаемого в двигатель воздуха.
Для упрощения расчетов Тг по формуле (76)
составлена номограмма (фиг. 48), позволяющая
Фиг. 47. Зависимости температура выхлопных
газов от числа оборотов. /7; = crirfst pr = const,
g-n = const.
наиболее сильно- влияет коэффициент избытка воз-
духа а, в меньшей степени коэффициент продувки,
противодавление на выхлопе и обороты двигателя
и в очень слабой степени температура нагнетаемо-
го воздуха. .
С учетом влияния указанных параметров зави-
симость температуры выхлопных газов от коэффи-
циента избытка воздуха представляется эмпириче-
ской формулой
т=(^4--") (-YГК], (76)
\ а J \РтЬ) ]/<р
где Тгй—температура выхлопа двигателя, про-
кручиваемого от электромотора;
——член, учитывающий повышение Тг за
а
счет сгорания топлива;
С—постоянная; для исследованных нами
двигателей С— 840;
г—показатель степени, равный 0,085.
Входящие в формулу (76) сомножители отра-
жают влияние продувки, противодавления, числа
вести расчеты Тг по заранее известным а и <р,
противодавлению рг, температуре воздуха и
числу оборотов двигателя.
4. Максимальное давление сгорания
Для исследования влияния на рг параметров
наддува и регулировки двигателя воспользуемся
известным соотношением
Рг=Ра^- (77)
Анализ индикаторных диаграмм сжатия показал,
что показатель политропы nt практически не зави-
сит от наддува и противодавления и возрастает с
увеличением числа оборотов п по эмпирической
формуле
Что касается степени повышения давления X, то,
как известно, она при <pH=const зависит от коли-
чества тепла, сообщенного рабочему телу в период
так называемого «видимого сгорания» (участок
32
—?z на Фиг- ?) и от скорости реакции. Чем
большее количество тепла выделится в данном
объеме цилиндра за указанный выше период сго-
рания, тем выше степень повышения давления. Ко-
личество тепла, выделившегося за период видимо-
го сгорания, находится в зависимости как от ко-
личества топлива, поданного в цилиндр за этот пе-
риод, так и от скорости его сгорания и потерь
тепла. Скорость сгорания в интересующий нас на-
чальный период процесса, согласно исследованию
Толстова А. И. [5], зависит в основном от периода
запаздывания воспламенения и закона подачи топ-
сказывается на степени повышения давления и,
следовательно, в известной мере на динамике дви-
гателя.
Температура нагнетаемого воздуха при измене-
нии ее от 80 до 160° С практически не влияет на
давление сжатия, поэтому, изменяя tk, мы влияем
на pz и к только через период запаздывания вос-
пламенения топлива. Повышение температуры
нагнетаемого воздуха, уменьшая при g,.—const,
приводит к снижению скорости нарастания дав-
ления (фиг. 50) и уменьшению К и р2. Величины
понижения pz с температурой для всех исследо-
фиг. 49. Зависимости максимального давления
сгорания, скорости нарастания давления и сте-
пени повышения давления от давления воздуха
на всасывании.
Фиг. 50. Зависимости максимального давления
сгорания, степени повышения и скорости нара-
стания давлений от температуры воздуха на
всасывании. n=const, /7ft=const, /л.=const.
лива; чем больше тг и круче ==/(?), тем выше
скорость сгорания.
При gn=const увеличение рк сопровождается
уменьшением периода запаздывания воспламене-
ния (см. фиг. 27) и как следствие этого уменьше-
нием веса топлива, скапливающегося в цилиндре
к началу воспламенения, и понижением скорости
нарастания давления. В результате с увеличением
наддува при gI(=const уменьшается количество
тепла, выделившегося за период видимого сгора-
ния, и уменьшается степень повышения давления
(фиг. 49).
При а = const с увеличением наддува приходится
увеличивать подачу топлива на цикл и, как это
видно из кривых (см. фиг. 29), переходить на бо-
лее крутые характеристики впрыска топлива. Это
обстоятельство приводит к увеличению топлива,
подаваемого в цилиндр за период запаздывания
воспламенения, и к более интенсивному росту р, с
наддувом по' сравнению с предыдущим случаем.
Такое положение наблюдалось и в более ранних
опытах дизельной лаборатории ЦИАМ [29].
Таким образом в обоих рассмотренных случаях
происходящее с увеличением pk уменьшение пе-
риода запаздывания воспламенения благоприятно
ванных нами двигателей практически одинаковы.
При постоянной подаче топлива на цикл и неиз-
менном давлении наддува повышение tk на 10° С
сопровождается уменьшением р, приблизительно
на 0,7—0,75 кг/см2.
Для сохранения постоянным коэффициента из-
бытка воздуха при повышении tk приходится
уменьшать подачу топлива на цикл или увели-
чить давление наддува. В первом случае умень-
шение рг с ростом th обусловлено как пониже-
нием т;, так и уменьшением подачи топлива на
цикл, поэтому величина снижения pz здесь больше,
чем во втором случае. На двигателе № 3, напри-
мер, при pk= 1,74 кг)см2 понижение tk на 10°С
сопровождалось снижением pz приблизительно на
1,3 кг/см2.
Повышение tk при сохранении a=const за счет
увеличения pk оказывает более слабое влияние
на рг по сравнению с предыдущим случаем. Сред-
няя величина понижения pz в этом случае состав-
ляет 0,6—0,7 кг/см2 на каждые 10° повышения tk.
При ga— const максимальное давление сгорания,
так же как и т{ (см. фиг. 23), практически не за-
висит от противодавления в выхлопной системе.
При постоянном коэффициенте избытка воздуха р
5 Труды № 131.
33
с увеличением противодавления немного умень-
шается, что происходит главным образом вслед-
ствие снижения подачи топлива на цикл.
По мере увеличения подачи топлива на цикл
максимальное давление сгорания возрастает. При-
чина этого повышения р, в основном обусловлена
изменением характеристики впрыска топлива. С
увеличением подачи топлива на цикл увеличи-
вается скорость впрыска (см. фиг. 29) и количе-
ство топлива, поданного за период запаздывания
воспламенения. Например, в двигателе № 1 при
pk= 1,2 кг,см2 увеличение подачи топлива на цикл
(фиг. 51) существенно возросли с увеличением опе-
режения впрыска топлива.
Степень повышения pz с увеличением срн нахо-
дится в зависимости от величины периода запаз-
дывания воспламенения. Поэтому характер зави-
симости pz от <рн зависит от абсолютных величин
давления и температуры нагнетаемого воздуха. При
повышении pk происходит уменьшение скорости
приращения рг с увеличением угла опережения
впрыска, что согласуется с уменьшением при этом
периода запаздывания воспламенения. В области
высоких давлений наддува {pk> 2,и кг/сж2) разница
Фиг. 51. Зависимости максимального давления
сгорания, скорости нарастания давления и тем-
пературы выхлопных газов от опережения впры-
ска топлива. n=const, tft=const, pr=const, gn =
— const.
Фиг. 52. Зависимости максимального давления
сгорания и степени повышения давления от
числа оборотов. const, pr=const, ^n=const.
с 0,033 г!лц до 0,066 г/лц приводит к увеличению
количества топлива, впрыснутого за период запаз-
дывания воспламенения на 50%. В двигателе № 2
при тех же условиях упомянутое повышение со-
ставляет лишь 32'%. В результате у последнего
увеличение pz с ростом gn слабее, чем в двига-
теле № 1. Этим же обстоятельством объясняется
и более слабое повышение рг с нагрузкой при
высоких давлениях наддува.
Зависимость рг от нагрузки представляется пря-
мыми линиями. Разница в углах наклона прямых
Pz—fi.gv), зависящая от pk, столь невелика, что
ею можно пренебречь.
Повышение рг с подачей топлива на цикл зави-
сит от характеристики впрыска топлива. Чем
больше отличаются кривые впрыска при разных
'подачах топлива на цикл, тем сильнее меняется
р2 с нагрузкой.
Как и следовало ожидать, увеличение опереже-
ния впрыска топлива неблагоприятно отразилось на
динамике процесса. Вследствие увеличения перио-
да запаздывания воспламенения скорость нараста-
ния и величина максимального давления сгорания
в характере кривых pz =/(«„, pft) (фиг. 51) невелика,
поэтому в расчетах ею можно пренебречь.
Увеличение числа оборотов (gu =const) приводит
к возрастанию давления сжатия, к уменьшению
ri и опережению впрыска топлива, что влияет на
величину pz. Индицирование ряда двигателей, про-
веденное при различных оборотах, показало, что
превалирующее влияние на р2 оказывают послед-
ние два фактора. В результате этого максималь-
ное давление сгорания понижается (фиг. 52) с уве-
личением числа оборотов дизеля. Практически
увеличение ,п от 1600 до 2400 об/мин сопровож-
дается понижением рг на 0,5 кг^см* на каждую
сотню увеличения числа оборотов двигателя.
Описанное исследование позволяет сделать сле-
дующие выводы:
1. Повышение давления и температуры нагне-
таемого воздуха благоприятно отражается на ди-
намике рабочего процесса дизеля. Степень повы-
шения давления 1 и скорость нарастания давле-
Др ,
ния -- уменьшаются с повышением pk, tk и при
34
отношении — =1,25 и выше не зависят от про-
Рг
тнводавления на выхлопе двигателя.
2. Степень повышения давления X в зависимости
от параметров наддува регулировки и режимов ра-
боты дизеля выражается эмпирической формулой:
\= 1 4- С7-° М • /<„ Kg, (79)
Рк тк
где 14-С=Х0—степень повышения давления дви-
гателя без наддува и противодав-
ления;
/ц,—коэффициент, учитывающий влия-
ние на X опережения впрыска топ-
лива; при увеличении ап от 28 до
38° до ВМТ /Ср линейно возрастает
от 0,8 до 1,33;
Кп—коэффициент, учитывающий влия-
ние на X числа оборотов двигателя;
в диапазоне повышения п с 1600
до 2400 об/мин Кп понижается от
1,1 до 0,85;
Kg—коэффициент, учитывающий влия-
ние на X величины подачи топлива
на цикл; в пределах изменения g,,
от 0,03 до 0,1 г/л/{ Ks линейно
возрастает с 0,8 до 1,2.
Так как величина X находится в сильной зависи-
мости от характеристики впрыска топлива в ци-
линдр двигателя, то формулу (79) можно распро-
странить лишь на двигатели, у которых названные
характеристики близки к характеристикам впры-
ска исследованных двигателей.
3. Полученные для X соотношения позволяют
вести расчет рг по формуле (77) и по построен-
ной на ее основе номограмме (фиг. 53). Номо-
грамма составлена для двигателя со степенью сжа-
тия 13,45. При других степенях сжатия получае-
мые из расчета по номограмме величины рг
Фиг. 53. Номограмма для расчета максимального
давления сгорания.
необходимо изменить пропорционально отношению
(е \ni
----1 . Приближенно можно считать, чго по-
13,45/
нижение степени сжатия с 13,5 до 12,5 сопровож-
дается понижением pz на 10 кг/см2.
VII. МОЩНОСТЬ ТРЕНИЯ И НАСОСНЫЕ ПОТЕРИ
1. Работа и мощность насосных ходов
Для выяснения зависимости работы насосных хо-
дов от pk и /^воспользуемся диаграммами работы
нагнетаемого в цилиндр воздуха и работы, расхо-
дуемой двигателем на выталкивание воздуха из
цилиндра (фиг. 54).
Работа, совершаемая двигателем за ход нагне-
тания воздуха в цилиндр, равна абсолютной рабо-
те газа за вычетом
LBC=-VhPaK— V/гР» (80)
работы атмосферного воздуха, действующего на
днище поршня с противоположной стороны.
Работа, затрачиваемая двигателем на выталки-
вание воздуха
лвь.т= ЬД>ВЫТ— VhPo, (81)
где Рвыт—-------коэффициент работы выталки-
PrVh
вання.
Работа насосных ходов выразится уравнением
/•Н. X XBC 7-вы. (РаИвс Р,РВЫт) ~
= К К/7*— Д/У Рве—(л+ ДДг) 1!-выт1- (82)
При исследовании процесса наполнения двига
теля было показано (22), что
Ьрг=А Pk-
1 к
Заменяя в уравнении (82) значение pk его выра-
жением, взятым из (22), получим
4-Рвыт)—ЛРвыт] }> (83)
или, переходя к мощности, получим
Mi х = { Pk Рвс— A (|ХВС 4-
"4~ Нвыт) 1 Рг^вы г J •
(84)
Из уравнения (84) видно, что мощность насосных
ходов зависит не только, от давления и температуры
нагнетаемого воздуха и противодавления на вы-
хлопе, но и от коэффициентов работы наполнения
(рвс) и выталкивания (рвыт). Поэтому, прежде чем
перейти к анализу влияния состояния воздуха на
всасывании и противодавления на выхлопе на мощ-
35
ность насосных ходов выясним, в какой мере из-
менение этих параметров сказывается на коэффи-
циентах работы наполнения и выталкивания.
Фиг. 54. 7—диаграмма работы двигателя за ход
наполнения;
77—диаграмма работы двигателя за ход вытал-
кивания.
Фиг. 55. Зависимости коэффициента работы
выталкивания.
Результаты обработки индикаторных диаграмм
ходов всасывания и выталкивания показали, что
для различных условий работы двигателя коэффи-
циенты рвс колеблются около средней величины,
равной 0,87 (см. фиг. 13), а коэффициент работы
выталкивания возрастает по мере увеличения дав-
ления наддува и противодавления на выхлопе
(фиг. 55). Причина повышения коэффициента работы
выталкивания с увеличением pk и рг кроется в
неприспособленности органов выхлопа исследован-
ных нами дизелей к столь большому пропуску га-
зов.
Расчеты мощности насосных ходов, проведен-
ные по уравнению (84) при экспериментальных
значениях рЕС и рвыт, показали, что мощность на-
сосных ходов очень слабо повышается с увели-
чением tk и существенно меняется с повышением
наддува и противодавления.
Фиг. 56. Зависимости мощности насосных ходов
от давления и температуры воздуха на всасы-
вании и от противодавления на выхлопе. n=const.
При некотором значении давления наддува
pk~> 1 работа насосных ходов двигателя становит-
ся положительной величиной. Затрата мощности
на насосные ходы возрастает при повышении про-
тиводавления по прямолинейному закону.
Заметим, что до сих пор для расчета №. х поль-
зовались уравнением
N^^K(pk~pry (85)
Приравнивая правые части уравнений (84) и (85)
и решая полученное уравнение относительно К,
получаем формулу для расчета зависимостей К
от pk, Tk и pr. 11олученные таким образом кривые
(фиг. 56) K—f{pk’, TkM рг) указывают на то, что
коэффициент К практически не зависит от tk и су-
щественно меняется с увеличением pk и рг. Эго
обстоятельство необходимо иметь в виду при ра-
счете №.х, особенно при отношениях — < 1,4.
Рг
При —> 1,4 величина коэффициента К колеблет-
Рг
ся в пределах 0,35 -И 0,65.
36
2. Мощность трения авиадизеля с наддувом
и противодавлением на выхлопе
Ранее проведенные исследования показали, что
трение скольжения зависит от среднего давле-
ния на цикл, которое в свою очередь зависит от
давления наддува. Учитывая влияние рк на трение
1 г / Рк \
скольжения переменным коэффициентом f ) и
принимая во внимание работу насосных ходов (84),
запишем выражение для мощности трения двига-
теля с наддувом и противодавлением так:
сосных ходов превалирует над возрастанием Nr
вследствие увеличения трения скольжения.
С увеличением противодавления на выхлопе дви-
гателя мощность трения возрастает (фиг. 58), что
происходит вследствие увеличения отрицательной
мощности насосных ходов.
Хорошее совпадение экспериментальных точек
дд. с кривыми, рассчистанными без учета влияния
противодавления на трение скольжения, указывает
на то, что влиянием рг на среднее давление за
цикл и, следовательно, на трение скольжения мож-
но пренебрегать.
V РкЧ>
где Nrf—мощность трения;
7VH. хо—мощность насосных ходов двигателя без
наддува и противодавления, найденная
по формуле (84), при рассматриваемом
числе оборотов.
Сопоставляя экспериментальные значения
(фиг. 57) Nr—f(Pk> с рассчитанными по формуле
(83) величинами, находим
(87)
<PkO I \Рю /
Фнг. 57. Зависимости мощности трения от дав-
ления наддува. n=const, pr=const.
Подставляя выражение (87) в (86), получаем
формулу для расчета мощности трения
Nr— К»тЛ'н.х0] х[л. с.]. (88)
\РкО/ ' '
Приведенные на фиг. 57 зависимости Nr=f(Pk)
указывают на уменьшение мощности трения с
увеличением наддува. Это обстоятельство сви-
детельствует о том, что выигрыш в мощности на-
Фиг. 53. Зависимости мощности трения от про
тиводавления на выхлопе. п=const, /ft=const.
Зависимость мощности трения от температуры
воздуха на всасывании невелика. Из рассмотрения
данных фиг. 57 (двигатель № 1) видно, что разницу
в мощности трения при различной температуре не
удается отчетливо зафиксировать применяемой при
исследовании аппаратурой; но, как показали ис-
следования Moore [4], мощность трения с увели-
чением температуры воздуха несколько уменьшает-
ся (на 3—4%) при изменении tk от нуля до 120° С.
Определяемая расчетным путем по формуле (88)
мощность трения дает ошибку в подсчетах эффек-
тивной мощности 0,6—0,8% при изменении tk от
60 до 200° С, так что изменением мощности трения
с температурой в расчетах Ne практически можно
пренебречь.
Что касается характера зависимости мощности
трения от числа оборотов, то применение наддува
(фиг. 59) практически не изменяет его. Для дизеля
с наддувом мощность трения с оборотами изме-
няется по обычному квадратичному закону.
Итак, мощность трения дизеля с наддувом и
противодавлением может быть выражена формулой
М-МЧ-o+Mi.xo] ( р^01 *’ (88)
37
где
л; I Г л пг . .
X ggg I Г'вс у, (НвС
+ Ивыт)
Л’’,о — МОЩНОСТЬ
1
Нвыт^г ( •
)
трения при рк=рг-=.рй=
= 1,03 кг!см2;
Фиг. 59. Зависимости мощности трения от числа
оборотов.
Pk=Pr~lfi33 кг/см3; const.
Vh—литраж;
п—обороты двигателя, об/мин;
рк—давление наддува, кг1см2;
Тк—температура засасываемого воздуха в °К;
Рвс—коэффициент работы наполнения;
Р-выт—коэффициент работы выталкивания.
Расчеты мощности трения (фиг. 60), проведен-
ные по формуле (88) при средних эксперименталь-
Фиг. 60 Расчетные и экспериментальные значе-
ния мощности трения дизеля с наддувом и про-
тиводавлением: двигатель № 3.
/1=1800 об/мин; 4;=80°С; = 0.
а—при р,-=1,033 кг}смл; б"—при рй=2,2 кг(см^-
Кривая 2 рассчитана по старой формуле, а остальные —по
формуле (88).
Мь хо—мощность насосных ходов двигателя без
наддува и противодавления при рассмат-
риваемом числе оборотов;
А—коэффициент, характеризующий гидравли-
ческие качества всасывающего канала и
его клапана;
ных значениях jtBC=0,87 и рвь1Т=0,97, дают хоро-
шую сходимость расчетных значений Nr с экспе-
риментальными при давлениях наддува до
2,4 кг/см2. При более высоких рк коэффициент ра-
боты выталкивания рвь1т необходимо брать в пре-
делах 0,97—1,2.
VIII. ВЫВОДЫ
Выполненное исследование рабочего процесса
дизеля авиационного типа при переменных пара-
метрах нагнетаемого в цилиндр воздуха с перемен-
ным противодавлением на выхлопе и при различ-
ных режимйх работы позволяет сделать следую-
щие ВЫВОДЫ:
1. Четырехтактный авиационный дизель хорошо
принимает наддув и переносит высокие прогиво-
Рк
давления на выхлопе при —>1,25 и при значе-
Рг г
ниях коэффициента избытка воздуха, не лимити-
рующих надежности его поршневой группы.
2. Индикаторная мощность дизеля заметно воз-
растает при понижении температуры нагнетаемого
воздуха лишь в случае сохранения а=const за
счет увеличения подачи топлива на цикл. При по-
стоянной подаче топлива на цикл возрастание М
с понижением 7к происходит только за счет уве-
личения индикаторного к. и. д. и зависит от исход-
ной величины а.
3. Применение наддува существенно улучшает
продувку и наполнение цилиндра авиадизеля воз-
духом. Коэффициент наполнения двигателя возра-
стает по мере увеличения рк и понижения рг по
уравнению
s_v +(£_i)(£_])i1bc
Pa I
fcfi(s-l) ph
где pk—давление нагнетаемого в дизель воздуха;
ра—давление смеси в цилиндре в НМТ;
р'г—давление газов к моменту открытия вса-
сывающего клапана;
В—степень дозарядки цилиндра воздухом по
линии сжатия;
е—степень сжатия;
8—коэффициент, характеризующий подогрев
смеси в процессе теплообмена с нагре-
тыми стенками;
38
v—коэффициент, учитывающий уменьшение
внутренней энергии остаточных газов
вследствие продувки;
РЕС—коэффициент работы наполнения;
k—показатель адиабаты.
4. Коэффициент продувки <р данного двигателя
практически зависит только от отношения —, от
Рг
температуры нагнетаемого воздуха и от числа обо-
ротов двигателя и выражается в зависимости от
них формулой
Т = 1+0,9р F—'W~T~
где и—средний коэффициент расхода воз-
духа через перекрытие клапанов;
f М?
=—-------относительная ПЛОЩАДЬ продувки;
п—число оборотов двигателя;
5. Период запаздывания воспламенения на-
ходится в строгой зависимости от состояния нагне-
таемого в цилиндр воздуха, числа оборотов дизе-
ля и химической природы топлива и определяется
по полуэмпирической формуле А. И. Толстова
т
QaC 2
^=ВС”е RTk ( А Г [сек.],
V Рк '
где
С= -— [1+0,53 (е—1)];
е
, X
C0SCf+ —
г—степень сжатия двигателя;
<?—действительное опережение впрыска топ-
лива в градусах поворота коленчатого
вала;
В—постоянный коэффициент, зависящий от г
И <f;
m=0,57+5n-10-5, '
где п— число оборотов двигателя в минуту;
Qa—теплота активации.
6. Закон сгорания топлива по времени находит-
ся в сложной зависимости от параметров наддува,
подачи топлива за цикл и регулировки двигателя.
В случае хорошего сгорания, приближающегося к
полному (х=0,94 и выше), относительное проте-
кание процесса можно получить по формуле Ней-
мана
Ум
2——\
Упс /
где ?пс—продолжительность сгорания в градусах.
7. Индикаторный к. п. д. авиадизеля с наддувом
и противодавлением на выхлопе находится в стро-
М7;‘+тК
гой зависимости от коэффициента избытка воздуха,
числа оборотов дизеля и опережения впрыска
топлива и выражается в зависимости от этих па-
раметров эмпирической формулой
i_
где т]/0 —индикаторный к. п. д. двигателя при
а—1;
I
—коэффициент состава смеси, учитываю-
щий изменение т|;. при переходе от тео-
ретического состава смеси к любому
другому, лежащему в пределах 1-г-4;
'4<рв—коэффициент, учитывающий изменение
при переходе от опережения <рн0=32° до
ВМТ к другому tf>H; приближенно можно
считать, что увеличение <рн на 1° повы-
шает %н на 0,006;
—коэффициент, учитывающий влияние на
т); числа оборотов двигателя и измене-
ние опережения впрыска топлива, обу-
словленного изменением оборотов дви-
гателя. Ориентировочно можно принять
уменьшение % на 0,004 на каждую сотню
увеличения числа оборотов.
8. Температура выхлопных газов Тг находится
в зависимости от а, коэффициента продувки ю, от
противодавления на выхлопе, числа оборотов дви-
гателя и температуры нагнетаемого воздуха, и вы-
ражается в зависимости от них эмпирической фор-
мулой
Рг МгМл [° К]
До / V ?
где 77t)—температура выхлопа двигателя, прокру-
чиваемого от электромотора;
—---член, учитывающий повышение Тг за
а
счет сгорания топлива;
С’—постоянная.
Входящие в формулу сомножители отражают
влияние продувки <р, р,., числа оборотов двига-
теля (/<„) и tk (К(К) на Тт при а=const.
В диапазоне /г —1600—2400 об/мин коэффициент
Кп меняется от 0,99 до 1,03. В среднем на каж-
дую сотню увеличения оборотов двигателя необ-
ходимо увеличивать Кп на 0,005.
Коэффициент Kti. меняется от 0,99 до 1,01 при
изменении tk от 60 до 200сС. В среднем /\/л нужно
увеличивать на 0,001 на каждые 10° повышения
температуры нагнетаемого в двигатель воздуха.
9. Повышение давления и температуры нагне-
таемого воздуха благоприятно отражается на ди-
намике рабочего процесса авиадизеля. Степень
повышения давления X и скорость нарастания дав-
ления — уменьшаются с повышением р,, и 4 и при
отношении —=1,25 и выше не зависят от про-
Рг
тиводавления на выхлопе двигателя.
Изменение X с параметрами наддува и регули-
ровкой авиадизеля происходит по следующей эм-
пирической формуле
Х=1+С К КК
Pk Тк
39
где 1-{-С=Х0—степень повышения давления дви-
гателя без наддува и противодав-
ления;
н—коэффициент, учитывающий влия-
ние на X опережения впрыска топ-
лива; при изменении фн от 28 до
38° до ВМТ К?н линейно возра-
стает от 0,8 до 1,33;
Кп—коэффициент, учитывающий влия-
ние на X числа оборотов двига-
теля, в диапазоне повышения п
с 1600 до 2400 об/мин Кп пони-
жается от 1,1 до 0,85;
Kg—коэффициент, учитывающий влия-
ние на X величины подачи топлива
на цикл; в пределах изменения gn
от 0,03 до 0,1 г/лц Kg линейно воз-
растает с 0,8 до 1,2.
10. Мощность трения дизеля изменяется по эм-
пирическому закону, выраженному формулой
Ч=[^о + № хо] (-^)ОЛ-МН. Х[ЖС.],
где
М,. Х= I л{рвс—А -^•(|Лвг+
Нвыт) И вытРг '
J1
—мощность насосных ходов,
Nrb—мощность трения,
2VU. х0—мощность насосных ходов двигате-
ля без наддува и противодавления
при рассматриваемом числе оборо-
тов.
БИБЛИОГРАФИЯ
1. G. F, Muck low, The Fffect of Reduced Intake-air Pres-
sure and of Hydrogen on the Performance of a Solid Injection
Oil Eneine, i9?7, i93. Перевод ЦИАМ 3086.
2. H. С. Райский, Влияние изменения давления засасы-
ваемого воздуха на рабочий процесс форкамерного дизеля
(диссертация на ученую степень канд. техн, наук) ВАММ.
3. Л. В. Васин, Опыты по наддуву двигателя «Кер-
тинг», Труды ЦИАМ, 1936 г., выг. 20, стр. 5—77.
4. G. М о о г е, V. Collins, Compression Ignition Engi-
ne Performance at Altitude Conditions. NACA, Techn. notes
№ 619, 1937 r.
5. А. В. Квасников, Процессы и балансы в авиамо-
торных установках, Оборонгиз, 1947 г.
6. С. Smith, High Supercharging in a C.I. Engine. En-
gineer 1938 r„ 4-III и 11-IV, №4286 и 4287. Перевод ЦИАМ
№ 3681.
7. Supercharging two stroke diesel Engines, Engineering,
1942 r. vol. 154, № 3994, p. 98-400 и № 3995, p. 118-120.
8. Turbosupercharging, Flight, 1942, I, №1723. Перевод
ЦИАМ № 4995.
9. M. Rateau, Notes de M. Rateau sur le turbo-compres-
seur pour moteurs a combustion, Note № 1, 2—Bulletin Techn.
de la Soc. Rateau 1929, № 140 и 144.
10. A. J. В ii c h i, Supercharging of Internal. Combustion
Engines with Blowers driven by Exhaust Turbine^, TsanSact’ of
ASME, 1937, v. 59, №2, p. 85 -96. Перевод ЦЦЛМЪб 34f2. *•
11 M. Gautier, La Suralimentation. La Revue de Combus-
tibles liquides, 1935, № 121, p. 1—11. Перевод ЦИАМ № 2922.
12. P. Dombrovski, Suralimentation des moteurs a
deux temps, par recuperation de 1‘energie des gaz d‘echappe-
ment. Bulletin de 1‘association technique Maritime et Aeronauti-
que № 37 session de 1933. Перевод ЦИАМ № 2329.
13. А И. Толстов и др., Исследование влияния кон-
структивных факторов впрыскивающей системы и оборотов
топливного насоса на процессы подачи топлива и сгорания.
Труды ЦИАМ, выл. 26. Оборонгиз, 1938.
14. Н. В. Иноземцев, Исследование и расчет рабоче-
го процесса авиационного дизеля. М. Оборонгиз, 1941 г.
15. С. Е. Лебедев, Применение газового анализа при
испытании двигателей внутреннего сгорания. Издание
Кр. МММИ им. К. Э. Баумана, 1938 г.
16. М. М. Масленников, Новое уравнение коэффици-
ента наполнения и критика существующих уравнений.
М. ЦИАМ, 1944, стр. 19, 19 фиг. (Труды ЦИАМ, вып. 75).
17. В. И. Гриневецкий, Приложение к русскому пе-
реводу книги Гюльднера «Двигатели внутреннего сгорания»
изд. 1927 г. под редакцией проф. В. И. Гриневецкого.
18. П. П. Королев, Гидравлическое исследование вса-
сывающей системы авиационных моторов. Труды ЦАГИ,
вып. 511, М. ЦАГИ, 1940 г., 42 стр., 50 фиг.
19. Б. С. Стечкин, Теория авиационного двигателя.
Издание МАИ, 1931 г.
20. Т. М. М е л ь к у м о в, Теория быстроходного дизеля.
Оборонгиз, 1944 г.
21. А. С. Орлин, Расчет сечений органов распределения
двухтактных быстроходных двигателей. Труды ЦИАМ, вып.
28, М. Оборонгиз, 1939, 98 стр., 30 фиг.
22. Н. Р. Брилинг, Двигатели внутреннего сгорания.
ОНТИ СССР, 1935 г.
23. Бревес, Распространение сгооания в дизеле. Сборник
монографий по ДВС, М. Машгиз, 1938 г., т. 4, стр. 107—24.
24. Н. В. Ш м и г е л ь с к и й, Исследование воспламене-
ния и сгорания распыленных дизельных топлив. Труды
ЦИАМ, вып. 25, 1938 г.
25. К. Нейман, Влияние скорости сгорания на рабочий
процесс бескомпрессорного дизеля. Сборник монографий по
ДВС, М. ОНТИ НКТП СССР, 1936 г., т. 2, стр. 124—145.
26. М. М. Масленников. Общий курс авиационных
двигателей легкого топлива. ОНТИ, 1938 г.
27. Т. М. М е л ь к у м о в, Исследование влияния коэффи-
циента избытка воздуха на индикаторный к. п. д. дизеля,
ТВФ № 1, 1941 г.
28. Б. С. Стечкин, Характеристики авиационных дви-
гателей. Издание ВВА им. проф. Н. Е. Жуковского, 1929 г.
29. А. Д. Чар омский. Рабочий процесс авиационного
дизеля. Труды ЦИАМ, вып. 17.
СОДЕРЖАНИЕ
i
Стр.
Предисловие................................... •• 1
Условные обозначения............................... 1
I. История вопроса............................... 2
II. Описание экспериментальных установок........... 6
III. Описание экспериментов........................ 7
IV. Наполнение и продувка пилиндра воздухом .... 9
1. Коэффициент наполнения................. 9
2. Коэффиц 1ент остаточнцх газов......... 15
3. Температура смеси в конце хода наполне-
ния . . 17
4. Коэффициент продувки................. 17
Стр.
V. Воспламенение и сгорание топлива........... 19
1. Период запаздывания воспламенения топ-
лива ..........................•.......... 19
2. Процесс сгорания...................... 21
VI. Индикаторный процесс...................... 24
1 Индикаторный коэффициент полезного дей-
ствия .................................... 24
2. Среднее индикаторное давление......... 27
3. Температура выхлопных газов........... 29
4. Максимальное давление сгорания.........32
VII. Мощность трения и насосные потерн ....... 35
1. Работа н мощность насосных ходов .... 35
2. Мощность трения авиадизеля с наддувом и
противодавлением на выхлопе *............. 37
VIII. Выводы..................................... 38
Библиография.................................... 40
Редактор Г. И. Седленек. Техн, редактор И. М. Зудакин
Т75329. Подписано к печати 15/VI 1948 г. Печ. л. 5.
Уч. изд. л. 6,5. Тип- зн. в. печ. л. 49312. Формат 60х921/8. Зак. 614/8887
Типография Оборонгиза