Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса и задачи исследования 9
1.1 Математические модели и расчетные методы проектирования карбюратора 9
1.2. Особенности конструкции карбюратора с изменяемым диффузором и программируемым расходом 12
1.3. Физическая модель гидродинамики подачи топлива в исследуемом карбюраторе 17
Выводы, цель работы и задачи исследования 21
Глава 2. Методика расчета карбюратора с изменяемым диффузором и программируемым расходом 22
2.1. Выбор исходной регулировочной характеристики карбюратора ,,.22
2.2. Методика расчета воздушного тракта карбюратора 25
2.3. Математическая модель процессов системы топливоподачи карбюратора 30
2.4. Расчетные методы проектирования отдельных элементов топливного тракта карбюратора 41
Выводы 46
Глава 3. Результаты экспериментального исследования и практика проектного расчета карбюратора 48
3.1. Контрольно-измерительное оборудование стендовых испытаний карбюратора и точность измерений 48
3.2. Расчетно-экспериментальные значения коэффициента потерь давления в золотниковой паре дозирующей системы карбюратора 53
3.3. Практика проектного расчета воздушного и топливного тракта карбюратора 55
3.3.1. Проектный расчет геометрии воздушного тракта 56
3.3.2. Особенности проектного расчета топливного тракта 58
3.4. Анализ полученных результатов исследования 66
Выводы 70
Глава 4. Предложения по улучшению смесеобразования карбюратором. экономическая эффективность применения методики расчета карбюратора 72
4.1. Совершенствование процесса топливораспределения в тракте заслонки карбюратора на базе физико-математической модели топливоподачи 72
4.2. Использование центробежной форсунки в качестве одного из элементов подачи топлива в карбюраторе 75
4.3. Дифференцированная подача топлива и масла в карбюраторе 86
4.4. Технико-экономическая оценка применения расчетного
метода проектирования карбюратора 89
Выводы 94
Заключение 96
Библиографический список использованной
Литературы
- Математические модели и расчетные методы проектирования карбюратора
- Выбор исходной регулировочной характеристики карбюратора
- Контрольно-измерительное оборудование стендовых испытаний карбюратора и точность измерений
- Совершенствование процесса топливораспределения в тракте заслонки карбюратора на базе физико-математической модели топливоподачи
Введение к работе
Актуальность темы. Карбюраторные двигатели до настоящего времени остаются наиболее массовыми из числа находящихся в эксплуатации. Наиболее оправданным является использование карбюратора в микролитражных двигателях (в качестве вспомогательной установки дизелей, в составе средств малой механизации и др.), так как в этом случае он обладает простотой конструкции и изготовления. Однако, такая упрощенность из-за отсутствия многих дополнительных систем и вспомогательных устройств, которые применяются в карбюраторах автомобильных двигателей, приводит к снижению эксплуатационных качеств микролитражного двигателя, т.е. затрудненному запуску «холодного» двигателя, снижению устойчивости работы на переходных режимах, малых нагрузках. В этой связи исследование и совершенствование карбюраторных схем микролитражных двигателей является актуальной задачей.
Анализ существующих карбюраторных систем питания, применяемых в микролитражных двигателях показал, что одной из возможных перспективных схем, устраняющей эти недостатки, является схема, разработанная в «СКБМ» под руководством Пака В.Д. Основная идея, применяемая в этом карбюраторе, заключается в организации процесса смесеобразования путем дозированной (программируемой) подачи топлива с помощью золотниковых дросселирующих элементов через топливную камеру и распылительные каналы в корпусе заслонки в то сечение воздушного тракта, где поток воздуха имеет достаточно высокую скорость. Так как площадь этого сечения меняется при изменении режима работы двигателя в связи с изменением положения дроссельной заслонки, то эту схему карбюратора целесообразно называть карбюратор с изменяемым диффузором и программируемым расходом.
В тоже время, как отмечается в технических справках разработчика, наряду с положительными качествами применения указанного экспериментального карбюратора в составе микролитражного двухтактного двигателя П-032МР - безотказный запуск двигателя, устойчивая работа в широком диапазоне частот вращения, имеют место и недостатки. Испытания карбюратора на двигателе показали повышенный удельный расход топлива на режимах малой нагрузки и на номинальном режиме, причиной чего может являться неравномерное распределение концентрации топлива в воздушном потоке. Устранение этих недостатков карбюратора, доводка которого осуществляется на чисто экспериментальной базе, требует дальнейшего теоретического исследования протекания процессов топливоподачи.
Фундаментальный вклад в изучение проблемы разработки и развития карбюраторных систем питания внесли научные центры ЦНИТА, НАМИ, ученые Ленин И.М., Грибанов В.И., Орлов В.А., Сойфер И.И., Лобынцев Ю.И., Дмитриевский А.В, Ленивцев Г.А., Каменев В.Ф., Ефремов Е.Д. и другие.
Диссертационная работа подготовлена на основании исследований, проведенным автором в рамках федеральной целевой программы, утвержденной Правительством Российской Федерации №314-р от 06.03.2001г., во исполнение которой на первом этапе реализации программы намечено создание поршневых двигателей и вспомогательных силовых установок на 2002-2010 годы и на период до 2015 года.
Цель и задачи исследования. Целью настоящей работы является улучшение смесеобразования карбюратором с изменяемым диффузором и программируемым расходом.
Достижение поставленной цели потребовало решения следующих задач:
1. Изучить особенности организации подачи топлива в карбюраторе с изменяемым диффузором и программируемым расходом, на базе которых разработать физическую модель этого процесса.
2. Разработать математическую модель процессов системы топливоподачи и расчетные методы проектирования отдельных элементов карбюратора данной схемы.
3. Провести анализ основных показателей топливоподачи в исследуемом карбюраторе и разработать предложения по улучшению процессов дозирования и распыливания топлива.
Объект и методы исследования. Объектом исследования является процесс топливоподачи в карбюраторе с изменяемым диффузором и программируемым расходом. В работе использовались численные методы решения, аналитические методы и методы физического эксперимента.
Научная новизна результатов исследования заключается в том, что для карбюратора с изменяемым диффузором и программируемым расходом: — разработана физико-математическая модель процессов дозирования топлива и предложен метод расчета диаметров распылителей, обеспечивающих необходимое распределение концентрации топлива в воздушном тракте; — получена расчетно-экспериментальным путем критериальная зависимость коэффициента потерь давления в золотниковой паре, при определенных ограничениях позволяющая рассчитать площадь ее проходного сечения; — предложена методика выбора геометрической характеристики центробежной форсунки на основе полученной теоретической зависимости коэффициента интенсивности пульсаций скорости потока на срезе сопла от коэффициента его заполнения.
На защиту выносится: физическая модель гидродинамики подачи топлива в карбюраторе с изменяемым диффузором и программируемым расходом; математическая модель процесса распределения расхода топлива через топливную камеру и распылительные каналы в корпусе заслонки; методика расчета геометрических параметров центробежной форсунки при ее использовании в качестве одного из элементов подачи топлива на основе теоретической зависимости коэффициента интенсивности пульсаций скорости потока на срезе сопла от коэффициента его заполнения.
Практическая ценность. Предлагаемая физико-математическая модель процессов топливоподачи позволяет: — проводить расчет геометрии золотниковых дросселирующих элементов исходя из заданной расходной характеристики, что сокращает затраты на проведение опытно-конструкторских работ и доводочных испытаний карбюратора; — обеспечить получение необходимого распределения концентрации топлива по площади воздушного тракта карбюратора путем соответствующего выбора проходных сечений распылительных отверстий еще на стадии конструкторской разработки.
Реализация результатов исследования. Основные теоретические положения, методика расчета, практические результаты, полученные в диссертационной работе, используются в ОАО «СКБМ» при проведении опытно-конструкторских работ и доводочных испытаний карбюратора с изменяемым диффузором и программируемым расходом. Результаты настоящих исследований могут быть рекомендованы ОКБ и серийным заводам для практического применения при разработке карбюратора этой схемы для микролитражных двигателей (мотопланеров различного назначения, в качестве вспомогательной пусковой установки дизелей, в составе средств малой механизации и др.).
Апробация работы. Основные положения диссертации докладывались на V Всероссийской научно-технической конференции «Процессы горения, теплообмена и экология тепловых двигателей» (г. Самара, СГАУ, октябрь 2004 год); XXXIV Уральском семинаре по механике и процессам управления (г. Миасс, декабрь 2004 год); II Международной научно-практической конференции «Актуальные проблемы сельскохозяйственной науки и образования» (г. Кинель, СГСХА, март 2005 год); XXXII научной конференции студентов и аспирантов СамГАПС (г. Самара, апрель 2005 год).
Публикации. По материалам диссертации опубликованы пять статей, тезисы двух докладов, два свидетельства о регистрации интеллектуального продукта.
Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, 4 глав, заключения, библиографического списка, включающего 104 источника, и двух приложений. Объем диссертации 108 страниц машинописного текста, 23 рисунка, 8 таблиц.
Математические модели и расчетные методы проектирования карбюратора
Известные подходы, применяемые на этапах проектирования и расчета основных элементов карбюратора, в большинстве случаев традиционны. Конечный этап работы - получение расходной характеристики, заложенной в техническом задании на создание карбюратора для выбранного типа двигателя.
В начале разработки карбюратора задаются или рассчитываются максимальные расходы воздуха и топлива, необходимые для обеспечения требуемых мощностных показателей двигателя. По приведенной методике расчета карбюратора ориентировочно определяются размеры проходных сечений воздушного тракта (диффузора, смесительной камеры) и размеры дозирующих элементов топливного тракта (воздушных и топливных жиклеров переходной системы, проходных сечений распылителей главной дозирующей системы, ускорительного насоса, эконостаса и экономайзера) [3, 27, 56, 62]. Устанавливают принципиальную возможность получения принятой зависимости коэффициента избытка воздуха при шести - десяти скоростных и нагрузочных режимах работы двигателя.
Основные различия предлагаемых расчетных методов проектирования карбюраторов связаны с описанием особенностей организации рабочего процесса подачи топлива в конструкциях различного типа. Наличие математической модели процессов движения топлива, топливовоздушной эмульсии или смеси, а также воздуха по каналам карбюратора позволяет расчетным путем определить влияние отдельных элементов на показатели работы карбюратора и сократить объем экспериментальных работ при его доводке.
К настоящему времени разработано большое количество математических моделей, описывающих протекание рабочих процессов, как всего карбюратора, так и его отдельных элементов [31, 71]. Наиболее полные из них рассматривают систему «двигатель-карбюратор» в целом и могут имитировать работу карбюратора на двигателе на различных скоростных и нагрузочных режимах, определять влияние теплового состояния двигателя и внешних условий (давления, температуры, влажности и др.). Такой программой моделирования работы карбюратора является используемая на ДААЗе математическая модель. По программе можно получить расчетные характеристики карбюратора, смоделировать любые изменения конструктивных параметров и элементов карбюратора и двигателя, характеристики вводимого воздуха и топлива, что позволяет в короткий срок проанализировать большое количество вариантов и определить конструктивные и регулировочные параметры карбюратора.
Основой математической модели, разработанной Усть-Каменогорским строительно-дорожным институтом, является система уравнений, с определенной достоверностью описывающая изменение основных параметров при работе карбюратора: давления, плотности, скорости топлива и воздуха, их смеси - с учетом температуры, гидравлических потерь в каналах, испарения топлива в эмульсионных каналах карбюратора при высоких температурах или низких давлениях и др. Данная модель предполагает совместную работу главной дозирующей системы и системы холостого хода.
Основным параметром в карбюраторе является давление в малом диффузоре у распылителя и в смесительной камере в зоне выхода отверстий переходной системы и системы холостого хода. Вычисления проводятся методом последовательных приближений, в результате чего определяют давление, плотность и температуру топливовоздушной эмульсии в главной дозирующей и системе холостого хода, коэффициенты расхода жиклеров (распылителей), части испаряющегося топлива в эмульсионных каналах и колодцах, расходы воздуха через отдельные камеры и диффузоры, расходы топлива через системы и карбюратор в целом, рассчитывают коэффициент избытка воздуха. Количество воздуха, проходящего через карбюратор и поступающего в двигатель, определяется рабочим объемом цилиндров двигателя, частотой вращения коленчатого вала двигателя и степенью открытия дроссельной заслонки. Связь между изменением скорости и давления потока воздуха устанавливается по уравнению Бернулли для несжимаемой жидкости. Влияние различных факторов на пропускную способность дозирующих элементов - жиклеров, оценивается с помощью безразмерного критерия -коэффициента расхода. Разработанная математическая модель позволяет определить скоростные и нагрузочные характеристики двигателя, проанализировать влияние условий окружающей среды и свойств топлива на работу карбюратора, произвести предварительный подбор проходных сечений дозирующих элементов.
Применительно к карбюраторам с автономной системой холостого хода «Каскад», имеется разработанная в НАМИ математическая модель [46]. Достоверность математической модели зависит от того, как учитывается сжатие рабочей среды на отдельных участках каналов системы холостого хода. При расчетах движение топлива для каждого шага считается установившемся. Так как проходные сечения жиклеров много меньше, чем площади топливных каналов, то потери давления на трения о стенки каналов малы по сравнению с потерями в жиклерах.
Выбор исходной регулировочной характеристики карбюратора
Воздушный тракт карбюратора является основным каналом, где происходит формирование воздушного потока, начальное испарение топлива и образование топливовоздушной смеси [13, 23, 28, 64]. Расчет воздушного тракта карбюратора с изменяемым диффузором и программируемым расходом заключается в определении необходимой геометрии тракта для интенсификации процесса распыления топлива [79].
Как показывают исследования, представленные в работах Райкова И.Я., Бородина В.А., Ягодкина В.И., Андреева В.И., Ильяшенко СМ., Талантова А.В., Волынского М.С. и других авторов, минимальное ограничение ко скорости воздушного потока у распылительных отверстий составляет 40 м/с [6, 18, 43, 75, 83]. Принимая во внимание изложенное, в положении полного открытия заслонки определяется площадь ее поперечного сечения по оси вращения =0,25 ,-- -, (1) Рв в где dCM - диаметр смесительной камеры; Ge - расход воздуха чер з карбюратор; сов - скорость потока воздуха у распылительных отверстий системы полного газа; рв — плотность воздуха.
Массовое количество воздуха, прошедшее через карбюратор и входящее в цилиндры, определяется эффективной мощностью двигателя, удельным расходом горючего и коэффициентом избытка воздуха [17] G = xNJ0 ge t 6 3600 1000 где Ne - эффективная мощность двигателя на заданном режиме, кВт; ge соответствующий удельный эффективный расход топлива; г/(кВт-ч); /0 = 14,957 - теоретически необходимое количество воздуха (кг) для сгорания 1кг топлива. Пропускная способность карбюратора при проектировании воздушного тракта устанавливается по условной средней скорости горючей смеси в смесительной камере и определяется ее диаметром, вычисляемым в зависимости от средней скорости поршня в цилиндре двигателя [28, 80] d = I max /о\ соответственно площадь проходного сечения смесительной камеры где rjv - коэффициент наполнения двигателя; Vh - рабочий объем одного цилиндра двигателя, см3; / - количество цилиндров; птах — частота вращения коленчатого вала при максимальной мощности двигателя; мин"1; сог - средняя скорость горючей смеси в смесительной камере, учитывающая волновые процессы (пульсации), происходящие в газовоздушном тракте двигателя, м/с.
По результатам многочисленных экспериментов для современных отечественных и зарубежных карбюраторов величина (ог находится в пределах для двухтактных (четырехтактных) двигателей 20-:-30 м/с (40 + 60 м/с). Необходимо отметить и тот факт, что продолжительность периода впуска по углу поворота коленчатого вала у двухтактного двигателя значительно меньше, чем у четырехтактного. Поэтому при расчетах карбюратора применительно к двухтактному двигателю целесообразно диаметр смесительной камеры выбирать большего проходного сечения.
На основании полученных данных определяются остальные параметры воздушного тракта карбюратора.
Длина дроссельной заслонки определяется через диаметр смесительной камеры h3=dcJco r, (4) .mm где рдз - угол поворота дроссельной заслонки, соответствующий полному перекрытию воздушного канала карбюратора. При длине дроссельной заслонки, равной диаметру смесительной камеры, приближенно максимальная ширина заслонки в поперечном сечении составляет bd3 Fd3ldCM. (5) Используя величины dCM и Ьдз, радиус скруглення (профиль) дроссельной заслонки, как видно из рис.6, определяется следующим уравнением rl={rd3 -bd3/2f +{ld3/2f (6)
После подстановки 1дз в формулу (6) и некоторых преобразований, радиус скруглення контура фасонной заслонки на обеих сторонах равен гдз = 0,25 bd3+\dCM/ cos pd3 Ьдз (7)
Определив размеры дроссельной заслонки, по рис.7 и рис.8 находим минимальный угол ее поворота, обеспечивающий необходимые условия для запуска двигателя [68] ту/0 = 4GL (8) (9) m = So/FCM, Єк мРРв Рсм где \J/Q - коэффициент расхода дроссельного измерительного устройства, зависящий от относительного сечения свободного прохода дроссельной заслонки т, т.е. положения заслонки; єк - коэффициент расширения струи, зависящий от перепада давления на заслонке Арсм или от соответствующего ему относительного перепада Арсм/р0 ; S0 - свободное сечение заслонки.
Контрольно-измерительное оборудование стендовых испытаний карбюратора и точность измерений
Исследование процессов дозирования в карбюраторе с изменяемым диффузором и программируемым расходом производилось на проливочном стенде и вакуумной установке. Принципиальная схема стенда испытаний экспериментального карбюратора представлена на рис.13 [87].
Система подвода воздуха содержит вакуумный насос, вакуумметр, устройство для управления поступающего в карбюратор воздуха (эталонный карбюратор), подводящие впускные и выпускные воздушные каналы. Необходимый перепад давлений в карбюраторе обеспечивался вакуумным насосом, путем сообщения через воздушный ресивер и выхлопную трубу с атмосферой. Измерение вакуумметрического давления производилось с помощью образцового вакуумметра типа ВО, класса точности 0,4, имеющего корректор нулевого положения стрелки. Пределы измерения разряжения в диапазоне - от -0,1 до 0 МПа. Нулевое значение измеряемого давления прибора равно 0,02 МПа.
Оценка погрешности измерений давления воздуха в соответствии с ГОСТ 8.053-73 для вакуумметра вычислялась по формуле [24] sp = m{px-pd)lp2, (76) где 8р - предел допускаемой основной погрешности проверяемого прибора, выраженной в процентах от нормирующего значения; Рх - верхний предел измерений избыточного давления; Р2 — верхний предел измерений вакуумметрического давления; Рд - действительное значение измеряемого давления.
Допустимая абсолютная погрешность по всей шкале вакуумметра составляет ±0,002 МПа [89]. Обработка результатов поверки согласно ГОСТ 8.053-73 показывает, согласно формуле (76), основную приведенную погрешность прибора от нормируемого значения =100 (0,02 - 0,018)/0,1 = ±2%.
В результате измерений производилась температурная поправка 8 =yE\20C), где уЕ =(3-5)-10-4 1С-1 - температурный коэффициент модуля упругости материала трубчатой пружины. При изменении температуры на 10С для образцового вакуумметра класса точности 0,4 дополнительная погрешность составила 0,2%. Так как вакуумметр снабжен корректором нулевого положения, дополнительная погрешность после введения температурной поправки составляет ± 0,25 или ±0,05% соответственно.
Расход воздуха при заданном положении дроссельной заслонки экспериментального карбюратора устанавливался с помощью эталонного карбюратора. В качестве эталонного карбюратора использовался серийный карбюратор АК-32 № 18110652086 с диффузором постоянного сечения, отрегулированный для данного типа двигателя в соответствии с требованиями конструкторской документации и действующих стандартов. Для этого карбюратор с диффузором изменяемого сечения подвергся испытаниям с целью сравнения его гидравлических характеристик с характеристиками эталонного карбюратора. В табл.З представлены характеристики изменения разрежения за дроссельной заслонкой воздушного канала штатного (эталонного) карбюратора АК-32 (Ар1см) и карбюратора с изменяемым диффузором и программируемым расходом (Ар2см) при различных углах поворота дроссельной заслонки [86, 87].
Погрешность определения расхода воздуха через эталонный карбюратор по паспортным данным составляет 8Э =±1%. Отсюда, предельная погрешность измерения расхода воздуха на безмоторном стенде по формуле (77), справедливой для статистического суммирования средних квадратичных погрешностей, при доверительной вероятности 0,95 равна [102] 5в = 2 +S2p+{0,25Sj , (77) или в числовом выражении составляет 8в = 2 32э +82р+ (0,25 } = 2 12 + 22 + (0,25 0,2)2 = 4,5%.
Система измерения расхода топлива включает топливный бак, фильтр очистки топлива, регулирующие топливные краны, штихпробер, а также соединительные топливоподводящие каналы (см. рис.13). В качестве рабочего вещества (топлива) при определении расходных характеристик карбюратора использовался авиационный керосин Т-1 плотностью 780 кг/м3 при нормальной температуре 20С.
Высота расположения штихпробера, относительного испытуемого карбюратора, позволяющая поддерживать в системе подачи давление, равное напору столба как до, так и в процессе измерения составляла около 1м. Объем, заключенный между контрольными рисками (отметками) измерительного устройства, брался в зависимости от возможного расхода топлива испытуемым карбюратором за время 0... 100 с.
Мерной объем при экспериментальных исследованиях выбирался с точностью до АК = 0,Ы0 м . Допускаемая погрешность измерений расхода топлива при выборе двух мерных объемов Уш =(і00-50)-10 6м3 в соответствии с ГОСТ 8.470-82 составила 8V = AV/VM (относительная погрешность 1-2%) [25]. Время потребления экспериментальным карбюратором топлива определялось с погрешностью отсчета [102] 8x=2bhyFzV-\ (78) где Ah — зона нечувствительности прохождения топливом контрольных отметок; F2 - площадь проходного сечения горловины мерной емкости.
Ошибка в отсчете в случае запаздывания или опережения нажатия головки секундомера относительно момента прохождения топливом контрольных меток, подсчитанная по уравнению (78), составила дт = 0,25%.
Совершенствование процесса топливораспределения в тракте заслонки карбюратора на базе физико-математической модели топливоподачи
Улучшение рабочего процесса дозирования топлива в карбюраторе рассматриваемой схемы возможно за счет совершенствования процессов топливораспределения в системе полного газа. Достигается это изменением концентрации подаваемого топлива распылителями в соответствующие рабочие зоны воздушного тракта карбюратора в результате выбора диаметра распылительных отверстий (см. рис.11).
Согласно разработанной методике расчета карбюратора площадь проходного сечения воздушного тракта в зоне подачи топлива: - крайних боковых пар (/ = 1 ;5) распылителей, относительно центральной пары с левой и правой стороны соответственно, по формулам (64) и (65) равна _, -, R2(7ipx . Л , ,_ рч (20,55-10-3)73,14-137,2 . п Л =Fs=T[—- pxybd3{R-R г" [—ЙЗ sinl37 2J -10,2 10"3(20,55 10"3 - 7,5 10"3)= 2,29 10"4 м2; Д = 2arccos( /i?) = 2arccos(7,5 -10 3/(20,55 10_3))= 137,2. Соответственно, относительная площадь проходного сечения воздушного тракта карбюратора в рассматриваемой рабочей зоне подачи топлива равна F\=F\№CM - 3) = 2,29.10-7(l,32-10-3 -4,19-10 4)=0,254. Коэффициент избытка воздуха в положении полного открытия дроссельной заслонки в зоне подачи первой пары распылителей (/ = 1) по формуле (63) и результатам первого проектного расчета гидравлических параметров топливного тракта (см. табл.6) составляет Результаты расчета коэффициента избытка воздуха во всех исследуемых рабочих зонах воздушного тракта карбюратора представлены на рис.18.
Проведенный анализ полученных данных показывает, что состав горючей смеси, приготавливаемый карбюратором, имеет различную концентрацию топлива в зонах воздушного тракта (рис.18, кривая а). Кроме того, теоретическими исследованиями установлено, что, даже при равномерной раздаче топлива распылителями, не удается получить качественного смесеобразования, т.е. равномерной концентрации топлива по площади воздушного тракта (рис. 18, кривая б).
Расчетным путем по формулам (13), (14) и (63) получены значения диаметров распылителей (рис.19, кривая б), обеспечивающих равномерное распределение концентрации топлива по сечению воздушного потока в положении полного открытия заслонки с коэффициентом избытка воздуха apt »0,86 ю const. Для исследуемого карбюратора по результатам расчетов диапазон значений диаметров отверстий распылителей составил от 1,0 до 1,8мм.
Известно, что в случае работы двигателя на богатых смесях («,- 1,0) возникает химическая неполнота сгорания из-за общего недостатка кислорода, при этом часть теплоты теряется на величину АНи (при аср 1, АНи - 0),
Расчеты, проведенные для оптимального а « 0,86 и существующего на данном карбюраторе аср « 0,83, показывают, что потери АНи могут отличаться на 26%. Выравнивание поля концентрации топлива в карбюраторе до а0?1 приводит, согласно формуле (94), к увеличению тепловыделения при сгорании топлива в цилиндрах двигателя на 6% Qm=Gmn(Hu-AHu)/3600, (94) где Ни - низшая теплота сгорания 1кг жидкого топлива (для бензина Ни= 43930 кДж/кг).
Конструктивное исполнение карбюратора с изменяемым диффузором и программируемым расходом позволяет с помощью золотниковых пар получить искомую расходную характеристику во всем диапазоне расходов топлива от холодного пуска и холостого хода, до максимальной мощности двигателя. Основное требование, предъявляемое к распылительным отверстиям в конструкции карбюратора, сведено к приготовлению наилучшего качества горючей смеси на выходе из них. Это качество определяется, как внешними параметрами распыленной струи топлива (углом конуса распыливания, интенсивностью пульсации скорости струи и др.), так и микроструктурой горючей смеси на выходе из карбюратора (дисперсностью топлива, распределением концентрации топлива по площади воздушного тракта и т.д.) [6,18,64,75].
На организацию процессов распыливания топлива в смесительной камере в значительной мере оказывает влияние взаимное расположение распылителей дозирующих систем малого и полного газа, при этом характер подачи топлива к зонам смешения является решающим фактором смесеобразования в карбюраторе [76]. Истечение топлива (или топливовоздушной эмульсии) чз распылителей дозирующих систем карбюратора осуществляется в трех характерных точках воздушного тракта: в задроссельное пространство из верхних и нижних распылительных отверстий дозирующей системы полного газа, а также в зону серповидной щели (между заслонкой и стенкой смесительной камеры) через распылительные отверстия дозирующей системы малого газа. Последний вариант при малых углах открытия дроссельной заслонки ( рдз 50 ) позволяет получать наивыгднейшие условия для дисперсного распыления топлива, вследствие скоростей потока воздуха свыше 50 м/с у распылителей (см. табл.1).
Менее благоприятно протекает процесс распыления топлива на углах прикрытия дроссельной заслонки (рдз 70 . Качество перемешивания топлива с воздухом в данном случае связано, главным образом, с условиями смесеобразования в зоне устойчивого распыления топлива и конструктивным исполнением распылительных элементов дозирующей системы полного газа. В процессе прикрытия дроссельной заслонки создаются неидентичные условия для истечения топлива из распылительных отверстий системы полного газа. Вследствие этого, распыливание основного количества топлива происходит большей частью только через нижние распылительные отверстия дозирующей системы полного газа. Подача топлива осуществляется, как и в наиболее распространенных конструкциях карбюраторов, с помощью струйных распылителей с калиброванными отверстиями. Применением в конструкции карбюратора струйных распылителей достигается относительно малый угол конуса распыливания Я = 10 - -20. При этом создание более тонкого и однородного распыла путем применения значительного количества распылителей с одинаковыми отверстиями малого диаметра создает условия для неравномерного распределения концентрации топлива в смесительной камере карбюратора (см. рис.15 и табл.6).
