Содержание к диссертации
Введение
1. Проблемы совершенствования рабочего цикла дизеля с объемно пленочным способом смесеобразования и сгорания и наддувом 9
1.1 Особенности процессов рабочего цикла дизеля с полуразделенной камерой сгорания при форсировании наддувом 9
1.2 Смесеобразование, самовоспламенение и выгорание топлива при изменении элементов внутрицилиндрового пространства сжатия 16
1.3 Влияние элементов внутрицилиндрового пространства сжатия на топливную экономичность и выбросы вредных веществ отработавшими газами дизеля 22
1.4 Цель и задачи исследования 26
2. Оценка математическим моделированием показателей рабочего цикла и теплового состояния деталей дизеля при изменении пассивного объема пространства сжатия и элементов камеры сгорания 29
2.1 Особенности математического моделирования рабочего цикла, температур поршня и распылителя топливной форсунки дизеля 29
2.2 Влияние пассивного объема пространства сжатия на топливную экономичность дизеля с наддувом 43
2.3 Экономические показатели рабочего цикла дизеля с наддувом при изменении элементов камеры сгорания 46
2.4 Температуры поршня и распылителя при изменении пассивного объема пространства сжатия и элементов камеры сгорания дизеля 52
3. Методика исследования, экспериментальная установка, измерительная и регистрирующая аппаратура 68
3.1 Объект исследования и опытные детали дизеля 69
3.2 Методика экспериментального исследования 3.3 Экспериментальная установка и измерительная аппаратура 74
3.4 Определение и оценка погрешности измерений основных показателей работы дизеля 84
4. Безмоторное физическое моделирование процессов движения возду ха и впрыскивания топлива в камере сгорания дизеля 87
4.1 Особенности движения воздуха в цилиндре и камере сгорания исследуемого дизеля 88
4.2 Влияние элементов камеры сгорания дизеля на развитие топливного факела при впрыскивании и характер движения воздуха 92
5. Экспериментальная оценка эффективности совершенствования элементов внутрицилиндрового пространства сжатия в дизеле 95
5.1 Топливная экономичность и экологические показатели дизеля при минимизации пассивного объема пространства сжатия в цилиндре 96
5.2 Топливная экономичность и экологические показатели дизеля при совершенствовании элементов камеры сгорания 105
5.3 Оценка эффективности комплексного совершенствования элементов пассивного объема и камеры сгорания в пространстве сжатия дизеля 112
Заключение 115
Список использованной литературы
- Смесеобразование, самовоспламенение и выгорание топлива при изменении элементов внутрицилиндрового пространства сжатия
- Влияние пассивного объема пространства сжатия на топливную экономичность дизеля с наддувом
- Методика экспериментального исследования 3.3 Экспериментальная установка и измерительная аппаратура
- Топливная экономичность и экологические показатели дизеля при совершенствовании элементов камеры сгорания
Смесеобразование, самовоспламенение и выгорание топлива при изменении элементов внутрицилиндрового пространства сжатия
Повышение среднего индикаторного давления Р{ рабочего цикла при )орсировании дизелей достигается увеличением цикловой подачи топлива с со-ранением или некоторым повышением коэффициента избытка воздуха а. По-леднее обеспечивается увеличением плотности р воздуха на впуске с помо-дью наддува. Применение наддува без корректировки степени сжатия 8, угла пережения 0 н п и х а р а к т е р и с т и к подачи топлива, формы элементов к а м е р ы с г о -ания, а в ряде случаев, и диаметра цилиндра В, сопровождается ростом макси иального давления цикла Рщах- Экономические показатели рабочего цикла при наддуве не изменяются или несколько улучшаются при повышении а [35].
Увеличение плотности воздуха на впуске при наддуве достигается повышен и е м его давления рк, сопровождающимся ростом и температуры 1 « . П о с л е д н е е ограничивает возможность увеличения плотности воздуха. Повышение температуры воздуха дополнительно увеличивает тепловую нагруженность элементов ди-(еля. Для ослабления отрицательного влияния повышенной температуры воздуха применяют промежуточное его охлаждение перед поступлением в цилиндр. 1ри неизменных цикловой подаче qц топлива и давлении воздуха на впуске фомежуточное его охлаждение повышает коэффициент избытка воздуха и ин-щкаторный КПД т)] цикла за счет сокращения продолжительности фг и тепло-;ых потерь в процессе сгорания, характеризуемых коэффициентом эффективно- .ти сгорания , при увеличении максимальных давления газа и скорости его на-»астания х У р а х Организация высокоэкономичного рабочего цикла дизеля с полуразделенной :амерой сгорания при наддуве имеет свои особенности [36]. К ним относятся [еобходимость ограничения Р ах, тепловой нагруженности деталей, снижения ровня механических потерь Р п, обеспечения качественного смесеобразования и ысокой полноты сгорания больших цикловых подач топлива, сокращения про-олжительности процесса сгорания топлива во времени и выбросов вредных ве-деств с отработавшими газами.
Увеличение максимального давления газа в цилиндре при наддуве отрица-ельно сказывается на несущей способности вкладышей коренных и шатунных одшипников коленчатого вала, снижает запасы прочности его элементов, повы-1ает напряжения в поршневом пальце, снижает запас прочности шатуна и оршня. Ограничение максимального давления при наддуве дизеля является шнейшей проблемой совершенствования процессов рабочего цикла [38].
Ограничение Рщах можно обеспечить уменьшением угла опережения подачи оплива. Одновременно это позволяет снизить тепловую нагруженность основ чых деталей: поршня, головки цилиндров, распъшителя форсунки и гильзы. Однако возможности этого способа ограничены ухудшением экономических показателей и повышением дымности отработавших газов дизеля. Положительным [)актором является снижение степени сжатия. Однако ухудшение при этом пус-совых качеств и топливной экономичности ограничивает возможности этого способа. Расширение возможностей рассмотренных способов лимитируется слабой /правляемостью процесса сгорания топлива в условиях увеличиваюпдихся объемов внутрицилиндрового пространства при перемещении поршня и, как следст-ше, увеличенными тепловыми потерями при недостаточно высоких параметрах )абочего тела.
Тепловые потери при объемно-пленочном способе смесеобразования в полу-)азделенных камерах сгорания составляют 10... 15 %. Наибольптую часть тепло-1ых потерь составляют потери тепла в стенки, ограничивающие внутрицилиндро-!ое пространство. Эти потери тепла рассеиваются элементами системы охлаж-(ения и смазки в окружающую среду. Остальная часть тепловых потерь связана неполнотой выгорания топлива и определяет содержание вредных веществ в тработавших газах дизеля [11,33].
В условиях повышения удельной мощности увеличение абсолютных и, в ряде лучаев, относительных потерь тепла за процесс сгорания обуславливает рост силовой нагруженности деталей дизеля. Повышение тепловой нагруженности вляется основным фактором, ограничивающим уровень форсирования совре-[снных тракторных дизелей как жидкостного, так и воздушного охлаждения. дя ограничения тепловой нагруженности дизелей необходимо сокращать поте-и тепла в процессе сгорания топлива и ограничивать интенсивность теплообме-а вплоть до тепловой изоляции камеры. Уменьшение тепловых потерь в процес-г сгорания достигается сокращением его продолжительности путем изменения перераспределения интенсивности выгорания топлива между периодами [45]. В гой связи положительное влияние оказывает регулирование характеристик топ-йвоподачи [45,60,80], позволяющее управлять интенсивностью выгорания топ лива в начальном периоде процесса сгорания, а следовательно, динамикой изменения давления и температуры газа и интенсивностью теплообмена в цилиндре.
Для повышения топливной экономичности дизелей с наддувом и полуразделенными камерами сгорания важное значение имеет снижение уровня механических потерь: насосных потерь, потерь на преодоление трения и привод вспомага-тельных механизмов.
Особое внимание уделяется снижению насосных потерь. При этом повышается качество продувки камеры сгорания (надлежащим перекрытием клапанов) с целью улучшения наполнения ее свежим зарядом за счет уменьшения количества остаточных газов и выбора фаз газораспределения. Недостаточное время-сечение открытия выпускного клапана уменьшает энергию свободного выпуска и увеличивает насосные потери работы на выталкивание отработавших газов из цилиндра. Чрезмерно раннее открытие выпускного клапана уменьшает степень расширения газов в цилиндре, что приводит к недоиспользованию теплоты выгоревшего топлива и уменьшению индикаторной работы цикла. Совершенство наполнения цилиндра свежим зарядом тесно связано с выбором диаметра тарелки 3 числа впускных клапанов механизма газораспределения. Увеличение числа шапанов на цилиндр заметно улучшает наполнение и снижает насосные потери.
Потери на преодоление трения и привод вспомогательных механизмов в ди-(еле определяются совершенством его конструкции и частотой вращения колен-штого вала, повышение которой сопровождается увеличением этих видов потерь. Ъвышение частоты вращения коленчатого вала сокращает время, отводимое для фоцессов смесеобразования и сгорания топлива, что ухудшает качество подго-овки топлива к самовоспламенению и увеличивает продолжительность процесса ;горания.
Влияние пассивного объема пространства сжатия на топливную экономичность дизеля с наддувом
Для определения температурных полей поршня и распылителя, как и многих других деталей, образуюш,их внутрицилиндровое пространство дизеля, широко используется метод конечных элементов [29,40,57,83], позволящий без особых затруднений оценить и уровень деформаций и напряжений в упругой дли упругопластической области.
При определении температурного поля в сечении поршня или распылителя 1ри заданных условиях теплообмена на его поверхности в соответствии с методом конечных элементов необходимо минимизировать функционал, эквива-тентный дифференциальному уравнению теплопроводности и граничным ус-ювиям. Для этого сечение поршня или распылителя представляют в виде системы элементов, имеющих конечные размеры определенной формы. В преде-хах каждого элемента конкретизируют свойства его материала полагая, что при тереходе через границы смежных элементов они изменяются дискретно и с гнетом зависимости от температуры. В качестве функции формы, описываю-цей распределение температуры в элементе, обычно используется полином. ];истемой неизвестных являются температуры в узлах на гранях элементов, че-)ез которые затем выражают распределение температур в их пределах. Подставляя функцию формы в выражение функционала, находят его минимум по )тношению к температурам узлов конечно-элементной модели при заданных раничных условиях, а, следовательно, и температуры в сечении поршня или )аспылителя.
При определении полей деформации и напряжений предполагается отыска-[ие такой системы перемещения точек упругого материала поршня или рас-[ылителя, у которой ее полная потенциальная энергия минимальна. При мини-газации полной потенциальной энергии сплошное сечение поршня или распы-ителя также заменяют системой конечных элементов, предполагая, что по-ледние соединены в конечном числе узловых точек на границах. Перемеще-ия этих узлов составляют основную систему неизвестных. Затем выбирают шд функции формы, определяющей перемещение любой точки в элементе и на ;го гранях. Для задания системы внешних нагрузок определяют систему узловых перемещений упругого тела поршня или распылителя, при которой достигается минимум полной потенциальной энергии. Действие всех внешних и шутренних силовых факторов заменяется действием статически эквивалент-1ых им усилий в узлах. Для упругого тела поршня или распылителя задаются связи, ограничивающие его перемещения как одного целого. Определив поле зловых перемещений, аппроксимирующее поле перемещений точек упругого ела, выполняют расчет деформаций и напряжений конечного элемента.
В настоящей работе для проведения расчетных исследований температур-юго и напряженно-деформированного состояния поршня и распылителя исследуемого дизеля использовался принцип расчета двухмерных температурных [Олей, изложенный в работе [83]. При расчетах использовался алгоритм метода :онечных элементов, разработанный и реализованный в программном ком-шексе ТЕДА для персональных ЭВМ на кафедре Э-2 в МГТУ им. Н. Э. Баума
Для решения осесимметричных задач теплопроводности и расчета напряженно-деформированного состояния поршня и распылителя необходимо создание конечно-элементной модели его сечения генерацией сетки конечных лементов специальной программой - генератором сеток, разработанной H.A. 1ващенко, В.А. Светловым и М.Г. Гавриловым, которая работает по принципу окращения области (алгоритм А.Джорджа). Входной информацией для гене-атора являются сведения о топологии расчетной области сечения распылите-я, имеющей границы, заданные совокупностью базовых линий. В пределах аждой базовой линии параметры граничных условий теплового и силового на-ружения постоянны, что дает возможность кусочным способом аппроксими-овать сложный закон изменения параметров граничных условий на границах бласти и рассматривать составные области. Используя информацию о базовых злах и подобластях сечения распылителя, генератор размещает, на базовых иниях внутри подобласти, дополнительные узлы и формирует выходные ко нечные элементы. При последовательном сокращении области генератор заполняет ее элементами, формируя их описание в виде узловых чисел, номеров граничных условий и свойств подобласти.
Особую сложность при решении задачи определения температур в конкретной области поршня или распылителя представляет собой правильное задание граничных условий теплообмена. Для этой цели в работе используются георетические и эмпирические зависимости , адаптированные к исследуемым поршням и распылителям, с контрольной проверкой правильности задания граничных условий теплообмена, по рекомендациям Костина А.К., Бурина М.М. и др., на значениях температур в реперных точках, полученных предварительными экспериментами [46,57]. На схемах распределения граничных ус-цовий теплообмена по областям расчетного сечения поршня и распылителя выделяют зоны, в пределах которых граничные условия неизменны. Конкретные значения граничных условий теплообмена в этих зонах анализируемых ниже поршней и распылителей сведены в таблицах и приведены в приложении.
Влияние пассивного объема пространства сжатия на топливную экономичность дизеля с наддувом Пассивный объем пространства сжатия в цилиндре дизеля представляет собой сумму объемов, формируемых надпоршневым зазором, подклапанными }ыточками в головке цилиндров, кольцевой полостью в газовом стыке, зазором лежду корпусом распылителя и головкой цилиндров, зазором между головкой юршня и гильзой по глубине расположения верхнего компрессионного кольца.
Оценка влияния каждого из объемов, составляющих пассивный объем пространства сжатия, на топливную экономичность дизеля затруднена отсутствием 10стоверных данных о характере и уровне скоростей движения воздуха в них. ориентировочно она возможна при известной в исследуемом дизеле степени юлноты использования воздуха в этих объемах относительно таковой в актив ном объеме пространства сжатия (камере сгорания). В этой связи указанную эценку целесообразно произвести опираясь на результаты эксперимента.
Топливная экономичность при различных значениях пассивного объема пространства сжатия исследуемого дизеля Д-160 с наддувом оценивалась с ис-юльзованием изложенной выше методики синтеза рабочего цикла.
Методика экспериментального исследования 3.3 Экспериментальная установка и измерительная аппаратура
В составе экспериментальной установки для определения показателей рабочего цикла использовался одноцилиндровый отсек ОД-738 (1ЧН 15,0/20,5), имеющий размеры основных деталей КШМ, регулировочные и конструктивные параметры систем топливоподачи и воздухоснабжения полноразмерного дизеля Д-160 (4ЧН 15,0/20,5) производства ОАО «Челябинский тракторный завод». Технические данные одноцилиндрового отсека дизеля Д-160 представлены в табл.8.
Одноцилиндровый отсек ОД-738 (1ЧН 15,0/20,5) оборудовался агрегатами и системами, обеспечивающими его нормальную работу, электротормозом и уст-эойством измерения вращающего момента, механизмом регулирования угла опе-эежения подачи топлива и приборами, необходимыми для определения и поддержания его теплового состояния. Четырехтактный одноцилиндровый отсек с самерой сгорания ЦНИДИ имеет головку цилиндров, с размещенным в ней меха-1ИЗМ0М газораспределения, и топливный насос без регулятора частоты вращения.
Принципиальная схе ма моторной установки с одноцилиндровым отсек ОД-738 представлена на рис.16. Одноцилиндровый дизель 25 посредством эластичной муфты соединен с электротормозом 16, имеющим указатель 15 тормозного vioMCHTa и представляющим собой балансирную машину постоянного тока типа VIS. Работа балансирной машины возможна в режиме двигателя и генератора. Тосок коленчатого вала дизеля использовался для привода записывающей части барабана) 28 электропневматического стробоскопического индикатора МАИ-2А. Трименение электротормоза обеспечивает удобство регулирования, возможность щстанционного управления, проворачивания коленчатого вала и запуска дизеля, остойчивость заданного режима и исключает расход воды. При работе электрического тормоза в режиме генератора поглощаемая им мощность дизеля преобразу-!тся в электрическую энергию, которая передается в сеть. Дизель и электриче-жий тормоз установлены на раме, а возбудитель 43 с приводным электродвигате-[ем расположен отдельно. Емкости топлива, воды и масла в целях безопасности расположены на стене испытательного бокса. Элементы систем дизеля выкрашены в соответствующий цвет согласно техническим условиям по ГОСТ. Контрольно-измерительные приборы вынесены в кабину испытателей и смонтированы на здном пульте. В кабине дополнительно расположены: весовое устройство для за-А1ера расхода топлива 17, устройство для замера 3 и регулирования расхода воздуха исполнительным механизмом 1, органы управления установкой. Все системы, обеспечивающие работу дизеля, имеют автономный характер.
Система питания дизеля топливом включает топливный насос высокого дав-іения (ВД) 44, топливную форсунку 46, топливный насос низкого давления (НД) 19, теплообменник 22, электроклапан 23, топливные фильтры 20, топливный бак [2, весовое устройство 17 для измерения расхода топлива и трехходовой кран 18. Измерение давления топлива в системе осуществляется с помощью манометра 51. Подача топлива топливным насосом высокого давления 44 через форсунку 46 $ цилиндр дизеля регулируется изменением хода рейки с помощью системы тросиков и специального устройства, установленного в кабине испытателей. Топ-швный насос высокого давления 44 приводится от дизеля через муфту, позво-іяюшую регулировать момент начала подачи топлива по углу поворота коленчатого вала при его работе. Наличие редукционного клапана у топливного насоса шзкого давления позволяет изменять давление во всасывающей полости топлив-[ого насоса высокого- давления для избежания паровых пробок при работе на топливах питания дизеля воздухом имеет источник сжатого воздуха, задающие [риборы и исполнительный механизм 1, направляющие сжатый воздух от источ-[ика через ресивер 4 во впускной канал головки цилиндров дизеля под давлением [ с температурой, необходимыми для заданного режима работы. Воздушный рейвер служит для успокоения колебаний воздуха во впускной системе с целью 1олее точного определения расхода воздуха расходомером 3. С помощью элек-рических нагревателей 5 регулируется температура наддувочного воздуха. Схема испытательного стенда с одноцилиндровым отсеком ОД-738 (1ЧН15/20,5) дизеля Д-160 - заслонка с приводом, 2 - трубопровод, 3 - расходомер воздуха, 4 - тепло-электронагреватель, 5 - воздушный ресивер, 6 - теплоэлектронагреватель, 7 -масляный бак, 8 - малый масляный насос, 9 - теплоэлектронагреватель, 10 -водяной бак, 11 пароотделитель, 12 - топливный бак, 13 - задвижка, 14 -рас-ширительный бак, 15 - указатель момента, 16 - электротормоз, 17 -расходомер топлива, 18 - трехходовой кран, 19 - топливный насос НД, 20 -топливный фильтр, 21 - расходомер масла, 22 - теплообменник, 23 -электроклапан, 24 - термопара, 25 - дизель ОД-738, 26 - угловой отметчик, 27 - насос масляный, 28 - индикатор МАИ-2А, 29 - теплообменник, 30 -термопара, 31 - манометр, 32 - термопара, 33 - термопара, 34 - манометр, 35 - насос водяной, 36 - термопара, 37 - термопара, 38 - термопара, 39 -манометр, 40 - масляный фильтр, 41 - манометр, 42 - теплообменник, 43 -возбудитель, 44 - топливный насос ВД, 45 - манометр, 46 - топливная форсунка
Система смазки дизеля включает масляный бак 7, масляный насос 8 типа НШ-10 с приводом от электрического двигателя, фильтр 40, манометр 39 для измерения давления Рм масла на входе в дизель, хромель - копелевые термопары 32 и 24 для измерения температуры масла на входе и выходе из дизеля. Разогрев масла до рабочей температуры перед запуском дизеля осугцествляется с помощью электрических нагревателей 6. Отработавшее масло откачивается масляным насосом 27 и через масляный теплообменник 29 подается в масляный бак 7.
Система охлаждения дизеля включает водяной бак 10, теплообменник 42, насос 35 с приводом от электродвигателя, термопары 33 и 36 для измерения температуры воды на входе и выходе из дизеля. Температура воды в системе охлаждения поддерживается перекрытием вентиля, регулирующего расход холодной воды из бака 10. Значительная емкость ( 120 л.) водяного бака в связи с большой инерционностью обеспечивает устойчивый тепловой режим дизеля. Циркуляция воды в системе осуществляется через насос 35, дизель 25, пароотделитель И, расширительный бачок 14, насос 35 и т.д.
Система выпуска отработавших газов дизеля включает выпускной трубопровод с задвижкой 13, на котором установлена хромель-алюмелевая термопара 37 для измерения температуры отработавших газов. Давление отработавших газов Рг измеряется манометром.
Управление режимом работы дизеля осуществлялось с пульта из кабины испытателей регулированием подачи топлива насосом высокого давления и силы тока в цепях балансирной машины.
Измерение частоты вращения коленчатого вала дизеля производится электродинамическим тахометром ТА-5, работающим совместно с указателем. Периодически показания электродинамического тахометра контролировались часовым тахометром типа СК-751 с ценой деления 5 мин \
Расход воздуха дизелем измеряется ротационным счетчиком типа РС-200. Для измерения температуры и давления окружающей среды использовались ртутный термометр с ценой деления 0,5 и барометр типа МД-49-2 с ценой деления 1 мм рт. ст. Измерение давления наддува Рк осуществляется образцовым манометром класса точности 0,5 с пределом измерения давления до 0,20 МПа. Измерение температуры наддувочного воздуха 1« осуществляется термосопротивлением, включенным в цепь электронного потенциометра ЭПВ-11 класса точности 0,5 с интервалом измерения температур 0...200 и установленным во впускном трубопроводе на расстоянии 100 мм от впускного окна головки цилиндров дизеля.
Расход топлива дизелем определяется весовым методом с помощью рычажных весов и секундомера типа 6-1-2а с ценой деления 0,2 с.
Температура отработавших газов 1г дизеля измерялась с помощью хромель-алюмелевой термопары типа Т-9, установленной на расстоянии 100 мм от выпускного окна головки цилиндров в выпускном трубопроводе. Термопара подключалась в цепь электронного автоматического потенциометра ЭПВ-2-11а с интервалом измерения температур 0-800 и ценой деления 10 С.
Температуры воды 1в в системе охлаждения и масла 1м в системе смазки дизеля измерялись хромель-копелевыми термопарами совместно с потенциометром ЭГШ-09 класса точности 0,5 с интервалом измерения температур 0...200 С.
Контрольное индицирование давления газов в цилиндре дизеля ОД-738, производимое в рамках совместных работ на испытательном стенде одноцилиндрового отсека ОД-738 в ЦНИИМ (г.Москва), наряду с пневмоэлектрическим индикатором МАИ-2А осуществлялось с использованием комплекта электронной аппаратуры фирмы АВЛ (Австрия): измерителем среднего индикаторного давления (СИД) Р1 - метром типа 6603, объединенного с вычислительным комплексом ДВК. Для определения индикаторных показателей с указанной аппаратурой использовался оптический маркер угла поворота коленчатого вала типа АВЛ 360/600 с разрешающей способностью 0,1 градуса п.к.в. и дисковый маркер угла п.к.в. с разрешающей способностью 1 градус п.к.в. для внешнего запуска развертки 4" лучевого осциллографа «Тектроникс» и нанесения меток времени на индикаторную диаграмму. Использовались пьезоэлектрические датчики давления типа АВЛ 12,0 рР505ср с термокомпенсацией для измерения текущих давлений газа
Топливная экономичность и экологические показатели дизеля при совершенствовании элементов камеры сгорания
Совершенствование конструкции элементов, образующих внутрицилиндровое пространство сжатия, процессов смесеобразования и сгорания топлива в целях снижения выбросов вредных веществ отработавшими газами и повышения топ-пивной экономичности является актуальной проблемой отечественного и зару-оежного дизелестроения. Перспективными направлениями решения этой проблемы в дизелях с наддувом и полуразделенными камерами сгорания являются минимизация пассивного и интенсификация процесса смешения элементами активного (камеры сгорания) объемов внутрицилиндрового пространства сжатия. В юследнем случае обеспечивается увеличение доли топлива, участвующей в объемном смесеобразовании, мелкомасштабной турбулентностью элементов смеси в )бласти контакта со стенкой и распада топливного факела.
Исследованиями элементов пассивного объема пространства сжатия и полуразделенных камер сгорания в дизелях накоплен большой практический опыт, юзволивший выделить наиболее существенные из них для интенсификации смесеобразования и дифференцированного воздействия на показатели рабочего цик-га. При повышении мощности тракторных дизелей без специальных мероприятий 10 совершенствованию конфигурации элементов полуразделенной камеры сгора-[ия и пассивного объёма пространства сжатия требуемые топливная экономич-юсть и содержание вредных веществ в отработавших газах становятся трудно-[остижимыми. В этой связи определены дополнительные резервы по повышению ффективности смесеобразования и сгорания реализацией новых технических ешений.
На топливную экономичность и выбросы вредных веществ отработавшими азами дизеля оказывает влияние множество конструктивных факторов, среди оторых можно выделить как отдельные элементы пассивного объема простран-гва сжатия: подклапанные выточки, торцевой и боковой зазоры головки поршня, азор в газовом стыке блока и головки цилиндров, глубина расположения верхне-э компрессионного кольца на цилиндрической образующей поршня, так и элементы активного объема (камеры сгорания) пространства сжатия: конфигзфация наклонной стенки, наличие турбулизаторов, диаметр горловины, радиус кромки горловины, глубина камеры и профиль днища и т.п. Эти факторы различаются сложностью реализации и эффективностью в достижении приемлимых уровней топливной экономичности и выбросов вредных веществ ОГ. Для получения полной информации они систематизированы и рассмотрены в отдельности. В результате анализа способов снижения расхода топлива и выбросов вредных веществ по результатам исследований, выполненных в нашей стране и за рубежом, выяснено, НТО недостаточно изученным является уровень минимизации элементов пассивного и интенсификации мелкомасштабной турбулентности элементами активного эбъемов пространства сжатия в цилиндре дизеля повышенной размерности с над-иувом и полуразделенной камерой сгорания ЦНИДИ. Эффективность рассматри-заемых способов оценена теоретически с использованием современных методов Математического моделирования и проверена экспериментально в дизеле.
Предварительная оценка эффективности минимизации пассивного и интенсификации мелкомасштабной турбулентности элементами активного объемов пространства сжатия по повышению топливной экономичности рабочего цикла дизе-1Я выполнена его математическим моделированием с учетом особенностей и характера изменения кинетических констант процесса сгорания топлива при раз-шчных способах смесеобразования. При этом особенности теплообмена газов и кидкостей с твердым телом, адаптированные к условиям теплообмена в распылителе топливной форсунки и поршне конкретного дизеля, позволили осуществить математическое моделирование температурного состояния последних методом сонечных элементов.
Экспериментальные исследования по минимизации пассивного и интенсифи-сации мелкомасштабной турбулентности элементами активного объемов пространства сжатия включали безмоторное физическое моделирование процессов вижeния воздуха и впрыскивания топлива в камере сгорания и определение ре-ультирующих показателей рабочего цикла дизеля при работе по нагрузочным характеристикам на частотах вращения коленчатого вала, соответствующих режимам номинальной мопщости и максимального вращающего момента.
В результате безмоторного физического моделирования движения воздуха в камере сгорания дизеля подтверждена определяющая роль конфигурации кромок горловины камеры сгорания в образовании тороидального вихря, при котором нисходящее движение воздуха при сжатии происходит по оси камеры, а восходящее - по ее периферии с омыванием наклонных стенок. При безмоторном физическом моделировании взаимодействия топливного факела со стенкой камеры сгорания в процессе впрыскивания топлива установлены конфигурация и место расположения турбулизирующего выступа на ней.
Моторными исследованиями рабочего цикла на одноцилиндровом отсеке и полноразмерном дизеле по нагрузочным характеристикам определена эффективность минимизации пассивного и интенсификации мелкомасштабной турбулентности элементами активного объемов пространства сжатия по повышению топливной экономичности рабочего цикла и снижению выбросов вредных веществ отработавшими газами.
В результате выполненного диссертационного исследования можно предложить следующие рекомендации и выводы:
1. Для обеспечения достоверности математического моделирования рабочего цикла, температур поршня и распылителя топливной форсунки при совершенствовании элементов внутрицилиндрового пространства сжатия в дизеле разработаны и использованы полуэмпирические закономерности изменения параметров процесса сгорания топлива и, как следствие, граничных условий теплообмена.
2. Математическим моделированием рабочего цикла с сохранением индикаторной мопщости исследуемого дизеля Д-160 установлено: снижение доли пассивного объема в похшом объеме внутрицилиндрового пространства сжатия, характеризуемой отношением УпАлс= 1 - Ук/Ус, до 0,17 (на 7,8 %) обеспечивает повышение топливной экономичности рабочего цикла, оцениваемой удельным индикаторным расходом топлива gi, на 4,8 %; увеличение доли топлива а, участвующей в объемном смесеобразовании, в полуразделенной камере сгорания ЦНИДИ до 0,80 (на 33 %) обеспечивает повы шение топливной экономичности рабочего щпсла на 2,2 %.
3. Математическим моделированием температурного состояния методом конечных элементов установлено, что уменьшение доли пассивного объема в полном объеме внутрицилиндрового пространства сжатия и увеличение доли топлива а, з аствующей в объемном смесеобразовании, соответственно на 7,8 % и 33 %, сопровождается при сохранении индикаторной мощности исследуемого дизеля Д-160 незначительным повышением максимальных температур распылителя топливной форсунки (соответственно на 3,4 % и 2,9 %) и поршня - (соответственно на 2,3 %и 1,8%).
4. Результатами экспериментальных исследований установлено, что минимизация отдельных составляющих пассивного объема пространства сжатия неравнозначно влияет на топливную экономичность дизеля. При определении доли пассивного объема в полном объеме пространства сжатия часть его надноршневого элемента (над горловиной камеры сгорания) следует отнести к активному объему. Характерно, что при УлУс 0,23 повышение топливной экономичности дизеля обеспечивается в основном надпоршневым, а при Уп/Ус 0,23 - периферийным элементами пассивного объема.
