Развитие методов расчета и оптимизация рабочих процессов ДВС (1024698), страница 8
Текст из файла (страница 8)
Температура стенки выпускного коллектора определяетсяпутем решения задачи теплопроводности многослойной стенки, где учитываются конструктивные особенности выпускного коллектора [8].При расчете параметров в коллекторах используется допущение, о том,что все цилиндры работают идентично, поэтому можно рассчитывать толькоодин из них (среднестатистический), а работу остальных учитывать сдвигом пофазе потоков массы и энергии в соответствии с порядком работы, который вданном случае необходимо принять равномерным.
Концепция «среднестатистического цилиндра», сглаживая нюансы, позволяет определять суммарныепоказатели газообмена, характерные для двигателя в целом, существенно сократив машинное время.Используемые допущения вносят погрешности в результаты расчета иобусловливают ограничения на область применения квазистатического метода.Факторы, вызывающие снижение точности квазистатического метода, а такжекритерии их оценки и методы компенсации их негативного эффекта на результаты расчета, представлены в таблице 5. Для определения границ применимости квазистатического метода расчета разработаны критериальные зависимости[7, 31, 32].
Основными являются: ограничение по длине выпускного коллектора, которое контролируется критерием Струхаля: Sh =τralr≥ 8 , где: a - ско-рость звука в коллекторе, м/с; τr - продолжительность выпуска из одного цилиндра, с; lrfrf cr max- длина коллектора, м.; и критерий относительной площади:≥ 0,9 , где: fr – площадь поперечного сечения выпускного коллектора, fcrmax– максимальная площадь эффективного проходного сечения выпускных органов.
Величины критерия Струхаля и критерия относительной площади, рассчитанные для разных двигателей представлены в таблице 6.- 49 -Таблица 5.Факторы, вызывающие снижение точности квазистатического метода,критерии их оценки и методы компенсации негативного эффекта№ Фактор, негативно влияющий на точность1Большая длина коллектора.2Большая частота вращения.3Короткий период выпуска (актуально для двухтактныхДВС).4Уменьшение площади проходного сечения коллектораfr.5Интенсивное нарастание проходного сечения выпускных органов (актуально для двухтактных ДВС).6Повышенный перепад давления между цилиндром иколлектором в момент открытия выпускных клапановили окон (актуально при высоком форсировании).7Большая длина патрубков клапанных каналов.Критерий оценки,метод компенсацииКритерий СтрухаляSh =τrafrf cr maxlr≥8≥ 0,9Учет нестационарности течения в клапанных каналах иокнах методомА.С.Орлина [2].Данные для таблицы 6 подобраны таким образом, чтобы охватить широкий диапазон двигателей разной конструкции, размерности и назначения.
Анализ этих данных показывает, что критерий относительной площади: fr/fcrmax >0,9практически для всех выпускаемых двигателей лежит в допустимых пределах ине ограничивает возможности применения квазистатического метода расчетадля них. Иное дело – критерий Струхаля, для большинства двигателей он выполняется, однако для малых двухтактных двигателей с коротким процессомвыпуска и для больших двигателей с очень длинными трубопроводами Sh < 8.Это свидетельствует о том, что допущение о независимости параметров вколлекторе от координат вносит заметные погрешности в расчет. Расчетные колебания давления и других параметров в коллекторе получаются с заниженнойамплитудой, вследствие того, что система уравнений для открытой термодина-- 50 -Таблица 6.Число Струхаля Sh и критерий относительной площади для разных ДВСНаименованиеКонструк-Такт-D/Sn,frцияностьмммин-1f cr maxShД41 цил238 / 4045004.452.45Mercedes Smart OM 6603 L466 / 7940005.0513.5Lombardini LDW 10033 L475 / 7736005.314.1ВАЗ 21064 L479 / 8058006.145.8Peugeot DW104 L485 / 8840005.069.2ЗМЗ-5144 L487 / 9440001.529.4Ferrari 5534 L4100 / 79.575004.478.6Д2454 L4110 / 12524002.2424.1КамАЗ 74058 V4120 / 12022001.6821.96ТДФ6 L ПДП2120 / 12026000.964.3СМД4L4120 / 14018002.6117.8Mercedes OM3556L4128 / 15022003.6512.8ЯМЗ 238 Д8 V4130 / 14021002.1111.2CAT С156L4137 / 17121003.0011.6Д66L4150 / 18015002.0620.5MTU 3968V4165 / 18515003.4814.510Д10010 L ПДП2207 / 2548502.142.68Г22Д8L4220 / 280100011.49.2Д4916 V4260 / 26010005.46CAT 36066L4280 / 3009001.9610.8Д426L4300 / 3807506.7510.1Mitsubishi UEC45LA6L2450 / 13501583.115.7MAN-Sulzer V65/6518 V4650 / 6504006.068.46ДКРН74/1606L2740 / 16001203.7412.3Sulzer RND906L2900 / 15501225.399.4MAN-B&W K98MC12 L2980 / 25509011.38.4- 51 -мической системы решается для всего большого объема коллектора в целом.Если ввести допущение о том, что в газообмене принимает участие только тачасть объема коллектора, на которую успевает распространиться возмущениеот работающего цилиндра, то ситуация исправляется.
Длина участка трубопровода, объем которого подставляется в систему уравнений (2.13) может бытьвычислен для случаев Sh < 8 как: Vrl = Vr Sh 8 . В этом случае результаты расчета значительно лучше согласуются с экспериментальными данными. Это уточнение реализовано в программе расчета ДВС ДИЗЕЛЬ-РК и использовалось вовсех расчетах, представленных в настоящей работе.Практика моделирования процессов газообмена высокофорсированныхчетырехтактных двигателей показывает, что применение уравнений стационарного течения (1.2) не позволяет описывать эффект снижения давления в цилиндре ниже уровня мгновенного давления в выпускном коллекторе в периодокончания свободного выпуска (рис.
2.2), который наблюдается в экспериментах [8]. Кроме того, интенсивное нарастание проходного сечения выпускныхорганов (особенно актуальное для двухтактных ДВС), а также возможное высокое давление в цилиндре в момент открытия выпускных клапанов или окон(актуальное при высоком форсировании), требуют учета нестационарноготечения в каналах.Простым способом учета влияния ускоренных масс газа в процессе свободного впуска является использование нестационарного решения уравнениядвижения, предложенного А.С. Орлиным [2], которое позволяет описать этотэффект и получить значительно более правдоподобную картину изменения параметров газа в цилиндре и коллекторах ДВС во время газообмена. Скоростьгаза в канале WL в конце расчетного интервала времени рассчитывается поуравнениям (1.2, 1.3).
Приведенная скорость в конце канала определяется как:λ = WL / aкр., где: критическая скорость истечения a кр = 2k (k + 1) ⋅ R ⋅ Tc . В связис тем, что фактически выпускной канал не является специально спрофилированным (подобно соплу Лаваля), в нем имеют место внезапные расширения,- 52 -Рис.
2.2. Изменение давления в цилиндре, впускном и выпускном коллекторах,а также расхода газа через выпускные клапаны дизеля 16ЧН 26/26 нарежиме ре=15,3 бар, n=1000 мин-1 при расчете по уравнениямстационарного и нестационарного истеченияповороты, Резкий рост потерь в выпускном канале из-за возникновения локальных зон звукового течения начинается уже со средних по сечению значений λ:порядка λпр = (0,75 ... 0,85). Сверхзвуковые течения в элементах газовоздушноготракта ДВС вообще невозможны даже при значительных сверхкритических перепадах давлений. Поэтому при λ > λпр принимается WL = λпр aкр.
Средняя скорость истечения на малом расчетном шаге может быть принята как: W = (WL +W1) / 2. Учет нестационарности течения в клапанных каналах и окнах ДВС всочетании с ограничением максимальной скорости истечения позволяет учитывать особенности течения в выпускных системах форсированных двигателей.Так расчет по приведенной методике позволяет получить расчетным путем, наблюдающийся в экспериментах, обратный перепад давления в короткий периодокончания свободного выпуска, рис.
2.2, 2.4.- 53 -В результате применения допущения о частичном использовании объемавыпускного коллектора, ограничения максимальной величины скорости стационарного истечения и методики Орлина для расчета нестационарного течения в клапанных каналах и окнах двухтактных ДВС удается добиться высокойточности расчета расхода воздуха и насосных потерь практически для всех типов двигателей. Ниже приведены примеры расчета газообмена в сравнении сэкспериментальными данными для двигателей с номинальной частотой вращения от 120 мин-1 до 4500 мин-1; с диаметром цилиндра от 82 мм до 760 мм.Так, на рис.
2.3 показаны в сравнении с результатами измерений зависимости давления в цилиндре и коллекторах от угла поворота коленчатого вала,для среднеоборотного двигателя 16ЧН 26/26 при работе на режимах тепловозной характеристики: а) ре=10.5 бар, n=1000 мин-1; б) ре=8.7 бар, n=621 мин-1.Экспериментальная зависимость изменения давления наддува рк по тепловозной характеристике (рис. 2.3-с) использовалась в качестве исходных данных красчету. Полученный расчетным путем общий расход воздуха через двигательGair представлен также на рис. 2.3-с в сравнении с результатами измерений повсей тепловозной характеристике.
На рис. 2.3-а и 2.3-б тонкими линиями показаны изменения давления зарегистрированного в 3-ем и 4-ом цилиндрах. Жирной линией обозначено давление, рассчитанное в "среднестатистическом" цилиндре, т.е. в том единственном цилиндре, который рассматривается в рамках0-мерной квазистатической модели. Близкое протекания этих кривых, а такжеочень хорошее совпадение расчетного расхода воздуха с экспериментальным,позволяет сделать вывод о правомерности использования модифицированной0-мерной модели газообмена даже для двигателей с длинными коллекторами,где число Струхаля меньше 8. Исходные данные к расчету и экспериментальные данные по двигателю 16ЧН 26/26 получены и предоставлены ОАО Коломенский завод.- 54 -Рис. 2.3.
Эффективная площадь клапанных каналов и изменение давления вцилиндре, впускном и выпускном коллекторах дизеля 12ЧН 26/26 нарежимах: а) ре =10,5 бар; б) ре=8,7 бар. с) - Изменение давления наддуварк и расхода воздуха Gair на участке тепловозной характеристики- 55 -На рис. 2.4 представлены результаты расчета газообмена среднеоборотного дизеля 6ЧН30/38, работающего с противодавлением на выпуске 0,52 бар.Результаты расчета сопоставлены с экспериментальными данными ОАО Коломенский завод на двух режимах с разными величинами ре и частоты вращения.Рис.
2.4. Изменение давления в цилиндре, впускном и выпускном коллекторахсреднеоборотного дизеля 6ЧН 30/38, работающего с противодавлением навыпуске рто =0,51 бар на режимах: а) полной мощности ре=16 бар,n=750 мин-1; б) ре=10 бар, n=600 мин-1- 56 -Анализ данных рис. 2.4. показывает хорошую точность описания процессов, происходящих в цилиндре дизеля во время газообмена на обоих режимах свысоким противодавлением на выпуске за турбиной.На рис. 2.5 представлены результаты расчета газообмена дизеля6ЧН15/18, работающего с разным избыточным противодавлением на выпуске:Рис. 2.5. Изменение давления в цилиндре, впускном и выпускном коллекторах,дизеля 6ЧН 15/18 на режиме ре=5,9 бар, n=1500 мин-1 при разных величинахпротиводавления за турбиной рТ2: а) рТ2 = 0,06 бар; б) рТ2 = 0,23 бар- 57 -а) 0.06 бар и б) 0.23 бар.
Экспериментальные данные получены на ПО Барнаултрансмаш и предоставлены автору проф. В.К. Нечаевым для отладки методикирасчета [8]. Анализ расчетных данных и результатов измерений давления, как вцилиндре, так и в обоих коллекторах, подтверждает высокую точность расчетапроцессов и в цилиндре дизеля, и в его впускной и выпускной системах.На рис.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
