Анализ уравновешенности восьмицилиндровых двигателей

Тип работы:
Реферат
Предмет:
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ


Узнать стоимость

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

•1нтенсификация тепловыделения во фронте пламени происходит как за счет увеличения скорости. имических реакций ШСН4, так и за счет увеличения теплоты ()г, выделяющейся в локальном объ-ме, т. е. зависит от химических свойств локальной добавки.
Теоретические исследования были дополнены большим объемом экспериментов в камере торания постоянного объема, которые подтвердили адекватность модели и эффективность прелагаемого метода форсирования процесса развития, НО горения и интенсификации горения бедных топливовоздушных смесей.
Ранее проведенные и изложенные в настоящей статье исследования легли в основу запатен-ованного ВолгГТУ способа организации рабочего процесса в ДВС, работающих на бедных топ-: :ивовоздушных смесях.
Исследования проводились при финансовой поддержке гранта Минобразования России для •оддержки научно-исследовательской работы аспирантов вузов. Шифр гранта: АОЗ-3. 18−471.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Воинов А. Н. Сгорание в быстроходных поршневых двигателях. — М.: Машиностроение, 1977, — 280 с.
2. Зельдович Я. Б., Симонов Н. Н. К теории искрового воспламенения газовых взрывчатых смесей // Журнал фи-
нческой химии, — 1949. — Т. 23 — № 11. -С. 1361−1374.
3. Злотин Г. Н. Форсирование воспламенения топливовоздушных смесей электрической искрой // Двигателе-¦роение, — 1998- № 2- С. 11−14.
4. Генкин К. 11 Газовые двигатели. — М: Машиностроение, 1977. — 192 с.
5. Шумский С. Н. Форсирование начальной фазы сгорания в ДВС за счет воздействия на процесс искрового вос-
иаменения топливовоздушных смесей: Дисс. канд. техн. наук. — Волгоград, 1987. — 254 с.
6. Захаров Е. А. Рабочий процесс ДВС с искровым зажиганием и локальными добавками углеводородных газов в 1ласть меяолектродного зазора: Дисс. на соиск. уч. степ. канд. техн. наук. — Волгоград, 1998. — 150 с.
¦ ДК 621. 431. 73
Е. А. Григорьев, А. В. Васильев, К. О Долгов АНАЛИЗ УРАВНОВЕШЕННОСТИ ВОСЬМИЦИЛИНДРОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ Волгоградский государственный технический университет
, В статье рассматривается влияние схемы Кривощипно-шатунного механизма на параметры равновешенности восьмицилиндровых двигателей с плоским и крестообразным коленчатыми: алами. Анализ уравновешенности выполнен на основе обобщенного метода расчета. Выполнен-& lt-ое исследование позволяет выбирать углы развала двигателей с учетом их номинальной уравновешенности.
В поршневых двигателях внутреннего сгорания (ДВС) могут действовать результирующие си-, ы инерции движущихся масс, которые передаются на остов двигателя и его опоры. Они вызывает механические вибрации, снижающие надежность и эффективность системы, а также ухуд-шющие комфортабельность и условия работы. Поэтому задача улучшения уравновешенности? вляется актуальной.
Обычно анализ уравновешенности двигателей производится на основе конкретных для каждо-
о из них расчетных схем и соответствующих формул [2], что затрудняет многовариантность ис-ледований на ЭВМ. В связи с этим целесообразно использование обобщенного метода, основан-юго на единых расчетной схеме кривошипно-шатунного механизма (КШМ) и математическом тпарате, посредством чего возможно исследовать уравновешенность любого двигателя [1].
Неуравновешенные силы и моменты, действующие в двигателе, определены на основе выражений для вычисления результирующих вертикальной и горизонтальной составляющих, исходя 13 схемы КШМ и обозначений, приведенных на рис. 1. При этом задача сводится к плоским сис-емам сил. На схеме показаны первый и г цилиндры с углами наклона осей 8, и 8, соответствен-ю. При отсчете углов по часовой стрелке принят положительный знак. Положение цилиндров в
Рис. 1. Обобщенная схема кривошипно-шатунного механизма двигателя
продольном направлении определяется координатой уи, отсчитываемой от оси первого цилиндра. Угол между кривошипами относительно первого кривошипа определяется величиной & lt-рь.
Исходя из принятой расчетной схемы, выражения результирующих вертикальной и горизонтальной составляющих момента сил инерции поступательно движущихся масс (ПДМ) к-го порядка имеют вид
М? кв = т" г со2 Ак (Ддв cos кср + В, т sinkcp) —
Mjir = тпг & lt-о Ак (А/кг cos к& lt-р + Д *г sin кср),
где
т" - масса поступательно движущихся элементов- г — радиус кривошипа-
со — угловая скорость вращения коленчатого вала-
ф — угол поворота первого кривошипа относительно оси первого цилиндра-
А, кв = I (/ - Уи) cos к (& lt-Ри + e?) cos si —
/=1
2
В? ks = ~Z (. l~yu)s'-mk ((pu + s?~?i)cosSi-
-=1
А, кг = t (t- Уь) cos к (& lt-ри + ?l- si) sin s, —
/=i
Bjkr = -?(/ -. y,) sin k ((pu + ?i- ?¦/) sin e, ,
/=1
I — расстояние от середины первого кривошипа до точки приведения О.
В этих формулах Al = 1 при к — 1 и А7-Х при к = 2, где А. -отношение радиуса кривошипа к
длине шатуна. Знак X показывает, что производится суммирование по индексу i от 1 до г, где г —
/=|
число цилиндров.
Векторные равнодействующие моментов
М? k — yjМ]кв + М]кг ¦
Аналогично вычисляется вертикальная и горизонтальная составляющие результирующих сил i нерции вращающихся и ПДМ первого и второго порядков и моменты от центробежных сил г нерции.
Данный метод расчета уравновешенности позволяет задавать различные компоновки ! i HIM, т. е. выполнять многовариантные исследования и аналитически определять для них неуравновешенные силы и моменты. Кроме того, он достаточно легко реализуется в виде компьютерной программы.
Алгоритм расчета предусматривает ввод исходных параметров схемы КШМ: число цилиндров, их угловое и линейное расположение, а также углы между кривошипами. После этого производится вычисление неуравновешенных силовых факторов, имеющих место для конкретной ком-оновки.
Определяется также угол между плоскостью действия момента от центробежных сил инерции '- плоскостью первого кривошипа ф0, который необходим для того, чтобы правильно расположить противовесы- уравновешивающие момент центробежных сил инерции.
Рассмотрим влияние схемы КШМ на показатели уравновешенности восьмицилиндровых дви-?ггелей с крестообразным и плоским коленчатыми валами. Проведенный на ЭВМ анализ уравновешенности выполнен с пределом изменения угла развала цилиндров у от 0° до 180° и шагом Ау = 0°. • ' •
При у = 0° - однорядный двигатель. Четыре средних и четыре крайних кривошипа находятся в., вух взаимно перпендикулярных плоскостях. В силу их зеркального расположения обеспечивается полная уравновешенность при равномерном чередовании вспышек.
Для схем с у = 10−180°, имеющих четырехкривошипный крестообразный коленчатый вал, не-равновешенными являются моменты от сил инерции вращающихся и ПДМ первого порядка.
1 «пределены их амплитудные значения
Мгв = л/ Асв + Вся т, — со2 г, а, Мег = л/Асг + Вег т, со г, а — Mjkв = V ^v*b + В) кй т» со2 г, а, М дг = V + Вг т" со2 г, а ,
где
т, — масса вращающихся элементов- а — расстояние между серединами соседних кривошипов.
Они могут быть представлены в безразмерном виде
Мсв = М (Ъ!wirCu& quot- г, а -, Мег = Mcr j тгсо2 г, а —
---А 4 I 2 ---А 4 / ?
М? кг = М'-/кг j т"со г, а, М? т — mn (u г, а ¦
На рис. 2 показаны зависимости амплитудных значений безразмерных величин неуравновешенных моментов от угла развала цилиндров, что обеспечивает удобство сравнения различных ¦: ривошипных схем. При у = 180° вертикальная составляющая момента сил инерции ПДМ первого юрядка уравновешена. Анализируя полученные зависимости, отметим, что во всех схемах гори-
зонтальные и вертикальные составляющие моментов сил инерции ПДМ первого порядка и их результирующие зависят от угла поворота коленчатого вала (ПКВ), и только в схеме с у = 90° векторная равнодействующая момента сил инерции ПДМ первого порядка М, не зависит от угла
ПКВ и поэтому может быть уравновешена так же как и Мс — установкой противовесов на продолжении крайних его щек.
В компоновочных схемах с у = 10−180° и плоским коленчатым валом не уравновешена сила инерции ПДМ второго порядка. Зависимости амплитудных значений безразмерных величин составляющих неуравновешенной силы инерции ПДМ второго порядка от угла развала цилиндров представлены на рис. 3. При у = 90° вертикальная составляющая силы равна нулю. Компоновка с у = 180° обеспечивает полную номинальную уравновешенность. Следует отметить схему с у ¦-= 60°, в которой векторная равнодействующая значений горизонтальной и вертикальной составляющих силы Р, 2 не зависит от угла ПКВ, в отличие от остальных компоновок.
Рис. 2. Зависимость амплитудных значений безразмерных величин неуравновешенных моментов
от угла развала цилиндров
Рис. 3. Зависимость амплитудных значений безразмерных величин составляющих неуравновешенной силы инерции ПДМ второго порядка от угла развала цилиндров
Применение промежуточных компоновок с углами развала цилиндров у= 10° и 20° в настоящее время весьма перспективно, т. к. указанные схемы совмещают в себе плюсы рядных и /-образных конструкций. От первых они имеют положительные данные по уравновешенности,
I! от вторых — большие жесткости блока. -
Выполненное исследование позволяет выбирать углы развала двигателей с учетом их номинальной уравновешенности. Полученные показатели уравновешенности могут быть использованы при расчете колебаний двигателей с различными компоновочными схемами.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Гоигорьев Е. А. Периодические и случайные силы, действующие в поршневом двигателе. — М.: Машиностроение,
: 002. — 256 с.
2. Попык К. Г. Динамика автомобильных и тракторных двигателей. — М.: Высшая школа, 1970. — 328 с.
/ДК 621. 436. 038
В. А. Марков, С. Н. Девянин
КАЧЕСТВО ПРОЦЕССА ТОПЛИВОПОДАЧИ И ПОКАЗАТЕЛИ ТРАНСПОРТНОГО ДИЗЕЛЯ
МГТУ им. Н.Э. Баумана
Представлены результаты безмоторных и моторных испытаний системы топливоподачи. распылителями различных типов. Получены зависимости экономических и экологических чжазателей дизеля от качества процесса топливоподачи.
Дизели с объемным смесеобразованием имеют на 15−20% лучшую топливную экономичность ю сравнению с дизелями с разделенными камерами сгорания, но отличаются более высоким со-юржанием в отработавших газах (ОГ) продуктов неполного сгорания топлива, в том числе — легких углеводородов СНХ. Одной из основных причин повышенной эмиссии СНХ в таких дизелях вляется особенность конструкции их форсунок, имеющих объем под иглой распылителя перед & gt-аспыливающими отверстиями (в колодце). Топливо, содержащееся в колодце под иглой и в картах распыливающих отверстий, после посадки иглы распылителя на седло продолжает посту-)ать в камеру сгорания под невысоким давлением, что и приводит к повышенному выбросу Нх [1]. Для устранения этого недостатка уменьшают объем колодца распылителя или выполняют распыливающие отверстия в выходом на запорный конус иглы [2, 3]. В последнем случае & gt-аспыливающие отверстия в конце впрыскивания перекрываются непосредственно запорным конусом иглы. Отличительной особенностью таких распылителей является относительно низкая эффективная площадь эквивалентного проходного сечения, особенно при малых подъемах иглы |юрсунки, что приводит к повышению давления впрыскивания. Это обеспечивает большее возмущение потока, а затем — и лучшее качество распиливания.
Для оценки влияния конструкции проточной части распылителя форсунки на параметры процесса топливоподачи проведены безмоторные исследования с использованием топливоподающей -: истемы Ногинского завода топливной аппаратуры (НЗТА), которая включала топливный насос высокого давления (ТНВД) типа 4 УТНМ с диаметром плунжеров й? пл=9 мм и их полным ходом гпл=10 мм и форсунки ФДМ-22, отрегулированные на давление начала впрыскивания /Л|ю=22,0 МПа. Такая система топливоподачи используется в дизеле Д-245 (4 ЧН 11/12,5), устанавливаемом на трак-горы «Беларусь» Минского моторного завода, малотоннажные автомобили завода им. Лихачева ЗиЛ-5301 «Бычок» и автобусы Павловского автобусного завода «ПАЗ». При испытаниях форсунки оснащались распылителями типа 145. 1 112 110 производства НЗТА, выполненными с выходом распыливающих отверстий в центральный канал под конусом иглы распылителя (в колодец), и распылителями типа ООР 119 Б 534 фирмы Мо1: огра1 (Чехия), имеющими выход распыливающих отверстий на коническую поверхность выше колодца, выполненного с уменьшенным объемом. Конструктивные схемы исследуемых распылителей представлены на рис. 1, а некоторые характеристики этих распылителей приведены в табл. 1 и 2. При этом распылители НЗТА выполнены с диаметром иглы с/и=6,0 мм (по направляющей), а распылители МоЮТра! — с ?4=5,0 мм.

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой