Главная страница сайта  Российские промышленные издания (узловые агрегаты) 

1 ... 13 14 15 [ 16 ] 17 18 19 20

ГЛАВА VI

ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ЦИКЛА

§ I. ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ ТЕПЛОВОГО РАСЧЕТА

На основании теплового расчета с достаточной для практики точностью можно построить индикаторную диаграмму, позволяющую определить величину давления газов в цилиндре (необходимую для расчета деталей двигателя на прочность и износостойкость), выявить экономичность процесса, оценить мощность двигателя, имеющего определенные размеры цилиндра, или определить размеры и число цилиндров по заданной мощности и заданному режиму работы для вновь проектируемых двигателей.

Тепловой расчет можно производить как для проектируемого двигателя, так и для выполненного двигателя (поверочный). В обоих случаях конечные расчетные величины определяются с той или иной степенью точности в зависимости от того, насколько правильно были выбраны исходные-параметры расчета.

При выполнении поверочного теплового расчета двигателя исходные параметры оценивают по данным испытания этого двигателя. Проверкой правильности расчета служит получение такого же среднего эффективного давления и такой же экономичности, как и в реальном двигателе. При этом выявляются параметры рабочего процесса, хар актер ные для двигателя данного типа. Иногда поверочный расчет существующего двигателя выполняют для получения индикаторной диаграммы, чтобы ориентировочно оценить механические потери в двигателе, провести динамический расчет и расчет на прочность деталей двигателя. Такой тепловой расчет проводятвтех случаях, когда снятие индикаторных диаграмм с двигателя затруднено и требуется хотя бы ориентировочная индикаторная диаграмма

Для вновь проектируемого двигателя, в особенности если он существенно отличается от выпускаемых двигателей, расчет рабочего процесса является более трудной задачей. В данном случае приходится оценивать все исходные параметры, сообразуясь с результатами тепловых исследований двигателей, аналогичных по конструкции, а также учитывая влияние конструктивных форм и режима работы на абсолютные величины оцениваемых параметров. Параметры теплового расчета вновь проектируемого двигателя могут несколько отличаться от тех, которые будут получены при его испытании. Однако при правильном выборе исходных параметров эти отклонения бывают незначительными и не имеют большого практического значения. Окончательные параметры рабочего процесса нового двигателя выявляются при испытании опытного образца, обычно после ряда конструктивных изменений и переделок.

Работа двигателя внутреннего сгорания зависит от ряда факторов, которые не могут быть учтены расчетом. Тепловой расчет является ориентиром, указывающим, какие параметры может иметь проектируемый двигатель при оптимальном протекании рабочего процесса, правильном конструктив-

НОМ оформлении, хорошем качестве изготовления и нормальном действии всех его механизмов.

Таким образом, как при выполнении поверочного теплового расчета существующего двигателя, так и при выполнении теплового расчета вновь проектируемого двигателя соответствие полученных результатов действительным зависит от правильного выбора исходных параметров расчета, г. е от того, гтсколько они соответствуют типу двигателя, для которого производится тепловой расчет.

Приводимые ниже указания и ориентировочный цифровой материал относятся к выбору исходных параметров для выполнения теплового расчета двигателя при работе его на номинальном режиме.

В стационарных двигателях, работающих с постоянным числом оборотов при всех нагрузочных режимах, за номинальный режим принимают мощность, сверх которой допустима перегрузка 10% при том же числе оборотов.

В СУДОВЫХ двигателях мощность и число оборотов коленчатого вала приближенно связаны соотношением

В этих двигателях за номшшльный режим принимают мощность при номипалыюм числе оборотов м„, сверх которой допустима перегрузка 10% при числе оборотов п = 1,0Яп .

В транспортных двигателях за номинальный режим принимают режим максимальной мощности, которую развивает данный двигатель при номинальном числе оборотов

Разное определение величины номинального режима в двигателях различного назначения обусловливает выбор ряда исходных параметров теплового расчета.

Одним из основных параметров, характеризующим тип двигателя, является степень сжатия е.

Величина е для различных двигателей дана в табл. 9 гл. V.

Для карбюраторных двигателей величину степени сжатия выбирают в зависимости от октанового числа топлива, на котором будет работать проектируемый двигатель, материала и формы камеры сгорания, расположения свечей, клапанов и назначения двигателя. Ориентировочно можно принять следующую зависимость между октановым числом и степенью сжатия двигателей без наддува:

Степень сжатия.................... 5,0-7,0 7,0-8,5

Октановое число................... 55-75 75-85

В зависимости от назначения карбюраторные двигатели приблизительно имеют следующие степени сжатия:

Tpaicropnbie керосиновые....................4,0-5,0

Автомобильные.......................6,0-9,5

Мотоциклетные.........................6,0-8,0

Степень сжатия в газовых двигателях с зажиганием от искры выбирают в пределах е = 5 н- 10; степень сжатия в двигателях, работающих на генераторном газе, выбирают в пределах s = 6 ч- 10, при применении высококалорийного газа е = 5 -f- 8. В двигателях с зажиганием факелом запального жидкого топлива в = 11 18, более высокие степени сжатия применяются для быстроходных двигателей с цилиндром диаметром до 150 мм.

В двигателях с воспламенением от сжатия стационарного и судового типов с неразделенной камерой сгорания е = 12 15 в предкамерных и вихрекамерных е = 15 17. В быстроходных транспортных двигателях с

неразделенными камерами применяется е 14- 16, в двигателях с разделенными камерами е = 20 н- 22. Обычно при увеличении диаметра цилиндра степень сжатия понижают, оставляя в пределах, указанных выше для двигателей каждого типа.

Выбор величины е должен производиться на основании существующих образцов с учетом особенностей конструкции и эксплуатации проектируемого двигателя.

Величина коэффициента избытка воздуха а зависит от нагрузочного режима, способа смесеобразования, назначения и конструктивных особенностей двигателя.

В двигателях различных типов при номинальном режиме величина коэффициента избытка воздуха а колеблется в следующих пределах:

Карбюраторные двигатели....................0,85-1,1

Газовые двигатели ................... . . 0,95-1,4

Двигатели с воспламенением от сжатия:

стационарные и судовые ..................1,7-2,0

транспортные быстроходные............. ... 1,15-1,9

калоризаторные........................1,6-1,8

В карбюраторных двигателях, у которых карбюратор снабжен обогатителем а с:::г; 0,90, при отсутствии обогатителя а 1.

В транспортных газовых двигателях, работающих на генераторном газе, значения а более низкие, в стационарных и судовых двигателях а \Л 1,2.

Более высокие значения а для двигателей с воспламенением от сжатия относятся к двигателям с наддувом и к двигателям, от которых требуется возможность значительной перегрузки. В транспортных двигателях меньшие значения а берутся при вихрекамерном и предкамерном смесеобразовании. Указанные выше значения а должны обеспечивать бездымное сгорание топлива при работе двигателя на номинальном режиме.

Выбор величины давления начала сжатия и давления остаточных газов р^ связан со значительными трудностями. Ориентировочно можно считать, что в четырехтактных двигателях без наддува

/7, = (0,80- 0,90) р„

с наддувом

Р„-(0,9 0,95)/V

Для двухтактных двигателей

р, = (0,85 1,05)/V

Величины и р, зависят от гипа двигателя, числа и расположения клапанов, сопротивлений на линии впуска и выпуска и от быстроходности двигателя. При наличии карбюратора, воздушного фильтра или газогенератора давление р^ уменьшается. В транспортных двигателях величина в некоторых случаях снижается до 0,75 кг1см. При наличии выпускного газосборника, глушителя, длинного выпускного трубопровода значение увеличивается. Увеличение проходного сечения впускных органов вызывает повышение давления р^, а увеличение проходного сечения выпускных органов - уменьшение давления р^. В двигателях с выпуском в атмосферу р^:=г; (1,03 -f- 1,2) ро, более высокие значения р^ относятся к быстроходным транспортным двигателям с глушителем на выпуске.

Температуру остаточных газов четырехтактных двигателей оценивают по температуре отработавших газов, измеренной за выпускным клапаном.

Величина зависит от величины коэффициента избытка воздуха а и скоростного режима. При расчетах приближенно можно припимать: для карбюраторных двигателей

Г, =900-- П00° абс;

для двигателей с воспламенением от сжатия

Г,.--700 900° абс;

для газовых двигателей

Г, - 750 1000 абс

При малых коэффициентах остаточных газов f величина очень незначительно отражается на точности теплового расчета; при больших значениях 7 неудачный выбор величины может привести к значительным искажениям. Поэтому целесообразно после получения температуры Tf, проверять величину Тг по приближенной формуле Е. К. Мазинга^:

При больших значениях f-прн значительном расхождении (>15%) между принятой величиной Tj. и получаемой по этому способу - тепловой расчет приходится переделывать.

Величина подогрева свежего заряда АТ зависит от устройства впускного трубопровода, конструкции и быстроходности двигателя. В карбюраторных двигателях, где впускной и выпускной трубопроводы объединяют иногда в одной отливке, величина АТ доходит до 40° С. В карбюраторных двигателях с расположением впускного и выпускного трубопроводов с разных сторон двигателя величина ДТ с учетом потерь теплоты на испарение топлива может быть равной нулю.

В двигателях с воспламенением от сжатия значение АТ доходит до 40° С. Меньшие значения ДТ относятся к стационарным и судовым тихоходным двигателям, большие - к быстроходным транспортным. В двигателях с наддувом при высокой температуре Т^ и интенсивной продувке камеры сгорания величина подогрева может быть принята ДТ = 0. Для расчетов температуры свежего заряда в газовых двигателях температуру генераторного газа перед двигателем выбирают в зависимости от способа очистки газа:

при мокрой очистке Тг = 300 320° абс. при сухой очистке Tg = 320 -- 350° абс.

Вследствие трудности точной оценки параметров процесса зарядки усложненного в реальных условиях работы четырехтактного двигателя продувкой пространства сжатия, дозарядкой цилиндра и колебательным процессом во впускном трубопроводе принятые параметры проверяют, подсчитывая по ним коэффициенты наполнения t\y и сравнивая его величину со значениями f\y однотипных двигателей, полученными при испытаниях.

При отсутствии экспериментальных данных по однотипному двигателю ориентировочно можно считать, что коэффициент {\у имеет следующие значения :

При выводе формулы процесс распшрения газов принят от точки b с показателем политропы 1,5.

в карбюраторных и газовых двигателях с верхним расположением клапанов без воздушиого

фильтра.................... Iy/ = t),75 ч- 0,85;

в карбюраторных двигателях с нижними клапанами без воздушного фильтра........ г^у = 0,700,75;

в газогенераторных двигателях транспортного типа..................... V = .65 -т- 0,70;

в газогенераторных двигателях стационарного и судового типов............... Чу ~

в двигателях с воспламенением от сжатия транспортного типа быстроходных....... Чу = 0,75 0,88;

в двигателях с воспламенением от сжатия стационарных и судовых............Iv = 0,82 ч- 0,90 и более.

При наличии на двигателе воздушного фильтра коэффициент наполнения снижается иа 2-3% и более.

Для определения коэффициента наполнения двухтактного двигателя приближенно принимают следующие значения коэффициента остаточных газов f:

при прямоточной продувке и выпуске через клапаны . у = 0,10 ч-0,15; при прямоточной продувке, впуске и выпуске через

окна..........................7 = 0,03-4-0,07;

при петлевых схемах.................7 = 0,14-г-0,30;

при кривошипно-камериой продувке.........у == 0,3i) ч- 0,40.

Показатель политропы сжатия п^, учитывая незначительность теплообмена в процесс сжатия, в тепловом расчете часто принимают равным показателю адиабаты k. Желая учесть теплообмен применительно к проектируемому типу двигателя, величину л, принимают равной или несколько меньше или несколько больше величины k. В таком случае, когда показатель берут по экспериментальным данным, необходимо выявить величину теплообмена в условиях осуществляемого процесса в проектируемом двигателе. Для этого определяют величину характеризующую теплообмен в процессе сжатия. Это исключает возможность выбора показателя политропы сжатия til, который будет обусловливать явно невозможный теплообмен в процессе сжатия. Обычно = 1,32 1,39.

Величина коэффициента использования теплоты в точке Ь, характеризующая общий теплообмен за процесс сгорания и расширения, колеблется в узких пределах (0,82-0,92). В двигателях с неразделенной камерой сгорания и двигателях, имеющих высокую степень сжатия е, коэффициент использования теплоты имеет большую величину. В двигателях с разделенной камерой сгорания - предкамерных и вихрекамерных, а также в двигателях с более низкой степенью сжатия-карбюраторных, газовых и калоризаторных, коэффициент имеет меньшую величину.

Коэффициент использования теплоты в точке z колеблется в больших пределах, чем величина S однако неудачный выбор величины при правильной оценке значения незначительно отражается на результатах теплового расчета. В двигателях с внешним смесеобразованием значение выше, чем в двигателях с внутренним смесеобразованием, при этом карбюраторные двигатели имеют более высокий коэффициент Е^, чем газовые, что является следствием большей скорости сгорания рабочей смеси в первых двигателях по сравнению со вторыми. Более низкие значения коэффициента 2 в двигателях с воспламенением от сжатия являются следствием способа смесеобразования.

При выборе величины приходится также руководствоваться тем соображением, чтобы показатель политропы Пч, полученный по величинам и ft, соответствовал величине реальных двигателей проектируемого типа.

Обычно показатель политропы расширения пч = 1,20 1,28. Большие значения пч соответствуют большим коэффициентам использования теплоты Ej, и более интенсивному охлаждению. При работе двигателя с наддувом по мере повышения давления наддува значение понижается.

Величину давления сгорания или величину А в двигателях с воспламенением от сжатия выбирают исключительно на основании экспериментальных данных по однотипным двигателя.м. Ориентировочно можно считать, что в двигателях с воспламенением от сжатия давления р^ и р^ колеблются в следующих пределах: стационарные и судовые двигатели тихоходные

/?2 = 40-65 кг1см, /? = 2845 кг/см,

транспортные двигатели быстроходные

р^ = 60 120 кг!еле, р, = 35 80 кг 1см.

Большие значения р^ и р^ относятся к двигателям с наддувом.

Величина коэффициента полноты индикаторной диаграммы берется в зависимости от типа двигателя.

В двигателях с разделенной камерой сгорания (вихрекамерных и предкамерных) при переходе от расчетного среднего индикаторного давления р'! к действительному вводят еще дополнительный коэффициент, меньший единицы, для учета отклонения действительного процесса (с потерями энергии на перетекание) от расчетного. Величина этого коэффициента колеблется в пределах 0,83-0,93. Меньшие значения берутся для предкамерных двигателей, а большие - для вихрекамерных.

В двигателях с неразделенной камерой сгорания эту поправку к расчетному среднехму индикаторному давлению не вводят.

Для перехода от индикаторных показателей процесса к эффективным требуется оценить среднее давление р^ механических потерь в двигателе' или механический к. п. д Наиболее надежным является выбор величин р^р и TQ, по данным испытания однотипного двигателя. Приближенно можно считать, что среднее давление р^р колеблется от 1,1 до 2,5 кг/см-. Нижний предел характерен для тихоходных двигателей, верхний - для быстроходных.

Исходные параметры теплового расчета зависят от особенностей проектируемого двигателя.

Если тепловой расчет дает те же мощностные и экономические показатели (pg, gg, 7g), как и у двигателя, принятого за образец, то это до известной степени является показателем того, что в исходных параметрах пет грубых ошибок и что тепловой процесс рассчитан достаточно правильно.

Таким образом, по результатам теплового расчета можно судить о протекании теплового процесса. Главная ценносгь теплового расчета заключается в то.м, что он представляет собой метод исследования теплового процесса, что особенно важно при проектировании двигателей нового типа.

§ 2. ПРИМЕРЫ ТЕПЛОВОГО РАСЧЕТА

Рассмотрим примеры теплового расчета четырехтактного двигателя! с воспламенением от сжатия и четырехтактного карбюраторного двигателя.

Пример 1

Тепловой расчет четырехтактного судового двигателя с воспламенением от сжатия: мощность Л^ = 1000 л. с, число оборотов п = 750 в минуту;, давление наддува = 1,4 кг!см\ нагнетатель центробежный с охлаждаемым корпусом, приводится в движение ог газовой турбины. Камера сгора-

ния неразделенного типа. Топливо дизельное следующего состава (по весу): С = 0,87; Н = 0,126; О = 0,004; /У„ = 10 ООО ккал/кг.

В соответствии с назначением двигателя и числом оборотов выбираем следующие начальные параметры:

Степень сжатия е.................. 13

Коэффицис11т избытка воздуха а ......... 1,8

Подогрев от стенок в °С............. 8

Температура остаточных газов в абс. ....... 750

Процесс сжатия...................Адиабатический

Коэффициент использования теплоты в точке b . . 0,87

Коэффициент §г использования теплоты в точке z . . 0,80

Наибольшее давление сгорания р~ в кг/см ..... 65

Коэффициент полноты диаграм.мы........ 0,97

Механический к. п. д. г, . . ............ 0,88

Показатель политропы сжатия для центробежного нагревателя n ................... 1,6

Температура окружающей среды То в °абс..... 288

Давление окружающей среды р^ в кг/см....... 1,033

Параметры рабочего тела

Для принятого состава топлива теоретически необходимое количество воздуха по формуле (19)

~0,21 V 12 4 32 j 0,21 V 12 Г 4 32 j ~

= 0,495 KajM06 C2 топлива.

Количество свежего заряда

УИ] = aLo = 1,8-0,495 = 0,891 кгмоль/кг топлива.

Количество продуктов сгорания при а=1 для топлива принятого состава по формуле (32)

М

о - 4+4-+0790=(f ± -+0,79.0,495) =

= 0,524 кгмоль/кг гоплива. Количество избыточного воздуха при а =1,8

(а - 1) Lp = (1,8-1) - 0,495 = 0,396 кгмоль/кг топлива.

Следовательно, общее количество продуктов сгорания при а =1,8 /142= Мо -f- (а - 1) Lo = 0,524 + 0,396 = 0,920 кгмоль/кг топлива. Коэффициент молекулярного изменения горючей смеси по формуле (35)

М2 0.920 ,

м;=о:891=

Параметры очистки и зарядки цилиндра Температура воздуха после нагнетателя по формуле (82)

= 0© =322° абс.

Давление начала сжатия

= 0,95р^ = 0,95 1,4 = 1,33 кг/см. Давление газов в выпускной системе

Давление остаточных газов

Рр 1.12

= 085 =оЖ = Коэффициент остаточных газов

Тд-+ДТ Рг 322 -1- 8 1.31

Тг Рк - Рг 750 13-1,4-1,31

0,034.

Температура начала сжатия

Т z.- + AT- -f уТг 322 -Ь 8 4- 0,034-750 г,о

Коэффициент наполнения

L £ - 1 -О 041

Ve-J (7\.-f ДГ--7Г^) 13-1 1,4 322-1-8 -1-0,034-750

.Сжатие

Коэффициенты:

(a-)Lo (1,8-1).0,495 (..oQ. --Л?;-- 0920 -АбУ},

0 -7Й;~ 0.920

1+0.034.0,430

= ТТУ^ 1 + 0.034 -Q>981,

Показатель адиабаты сжатия находим путем решения уравнения (П2)

Я1 {Uc - + 2 (0. - oJ-1.985 = О

совместно с уравнением (115)

/=7--273°С.

При температуре - 343-273 = 70° по табл. 4 путем интерполирования находим для воздуха

t; = . 70 = 348 ккал1кг

и для продуктов сгорания при а = 1

оа = -70 = 378 ккал1кг.

Примеры тептрогоураеиета iJgQ

Уравнение (112) ;иосле подстановки ;в. него; известных величин лрини^-мает вид ....

0,981 {{Jg - 348) + 0.019 ((Уо - 78) --.1,95 = 0.

примем предварительно следующие значена для /г^ = ],36 и 1,38. Тогда величина соответственно будет

tc = 343.13 -273 = 590° С; = 343.13-у273 = 635° С.

При if; = 590° С

и,=2602 -f 0-90 = 3110 ккал/кг;

и Ос 2893 -f - . 90 = 3469 ккал/кг.

При Й = 635°С

(7 = 3166 4- 35 3369 ккал1кг]

и Ос = 3532 + f . 35 = 4416 ккал/кг.

Подставляя найденные значения Uc и Uq б уравнение (112), после подсчета получаем, что левая часть уравнения при = 590°С равна -97 ккал/кг, а при С = 635°С равна--87 ккал/кг. Разные знаки показывают, что значения i=l,36 и = 1,38 выбраны удачно; искомое значение kl, которое является корнем уравнения, лежит между 1,36 и 1,38.

Графическое решение показывает, что корнем уравнения является 1=1,37. При проверке оказалось, что левая часть уравнения (112) равна нулю при 1=1,371. Тогда давление конца сжатия по формуле (108)

р^.в* = 1,33-13- = 44,8 кг/см;

степень повышения давления

X = - = =i:45 ?

Рс 44,8 .,

И температура конца сжатия по формуле (109)

Г,= Г^е**- = 343-13~=:887° абс,

или

, = 614°С. Сгорание

Коэффициент молекулярного изменения рабочей смеси по формуле

fo + T 1.032 + 0.034 ,

- TTY~ 1-4-0.034 - I-o.

Температуру конца сгорания определяют по уравнению сгорания (124) (1% + gilJc + 200 + 1(273 -Ь ,) --542,3t. = р. {г,и, + г^и^, -f 1.985С),

которое после подстановки известных величин принимает вид

и7о!озТо.в91 + 0.981.3247 Ч- 0,019.3624 +

+ 1,985.1,45 (273 + 614) - 542,3 1.03 = = 1,03 (0,43, -f 0,57(./о, + 1,985,)

или

0.43/Уг + 0,57ог + 1.985, = 0.

Уравнение обращается в тождество при С или =1613-1-273 = 1886° абс.

Степень предварительного расширения по формуле (133)

Ji. ЬОЗ 1886 , с, Р~ X Г„ ~ 1,45 887 ~

Расширение Степень последующего расширения

Показатель политропы расширения находят решением системы уравнений (139) и (135):

и

-4 - 273°.

В 2-1

После подстановки известных величин уравнение принимает следующий вид:

(0,87-0,80)-10ООО 1.985 ...сю уч пиол/пс1л ттх 0,891(1,032 + 0,034) = 13 ~ ,) - 0,430 (9514 - и,) -

-0,570(10890-Уоь)

и

/ }. -273°. 8,62 -

При 2 = 1,252 и ,==824° уравнение обращается в тождество. Следовательно, = 1,252 и

r = f + 273= 1097 абс;

Pft = = -= 4.36 кг/см . Ь 8.6222

1 ... 13 14 15 [ 16 ] 17 18 19 20