Содержание к диссертации
Введение
1. Выбор методов исследования 8
1.1. Выбор метода аппроксимации характеристики тепловыделения 8
1.1.1, Характеристика тепловыделения - универсальный параметр индикаторного процесса ДВС 8
1.1.2. Эмпирические формулы, описывающие процессы сгорания в дизелях 9
1.1.3, Методы расчета процесса сгорания, базирующиеся на закономерностях химической кинетики 10
1.1.4. Методы процесса сгорания, базирующиеся на физико-химических моделях 13
1.2. Выбор метода определения параметров смесеобразования 17
1.2.1. Обзор и анализ методов расчета основных параметров изотермической топливной струи. 17
1.2.2. Обзор и анализ методов расчета основных параметров испаряющейся топливной струи 24
1.2.3. Выбор метода определения параметров смесеобразования 27
Выводы, постановка задач данного исследования .
2. Теоретические основы исследования 31
2.1. Системный подход к исследованию динамики тепловыделения в дизелях 31
2.2. Методика расчета параметров смесеобразования . 39
3. Исследование влияния стесненности камеры сгорания и турбулентности воздушного зардца на параметры смесеобразования 54
ЗЛ. Влияние стенок камеры сгорания типа "Гессельман"на движение струи распыленного топлива . 54
3.2. Влияние турбулентности воздушного заряда напараметры смесеобразования . 64
3.2*1. Выбор способа исследования 64
3.2.2. Описание экспериментальной установки 68
3.2.3. Анализ результатов эксперимента. 74
Результаты исследования, выводы 83
4. Апробация и анализ результатов исследования 86
4.1 Описание опытной установки и методики проведения
эксперимента 86
4.2. Проверка адекватности предлагаемого методарасчета динамики тепловыделения в ДВС 92
4.3. Анализ влияния управляющих параметров на индикаторные показатели дизелей 105
4.4. Применение газоструйного генератора акустических колебаний для интенсификации процесса горения в дизелях 118
Результаты исследований, выводы 125
Заключение 127
Список использованных источников 131
Примечания к диссертации 148
Приложения
- Выбор метода определения параметров смесеобразования
- Методика расчета параметров смесеобразования
- Влияние турбулентности воздушного заряда напараметры смесеобразования
- Проверка адекватности предлагаемого методарасчета динамики тепловыделения в ДВС
Введение к работе
ХХУI съезд КПСС определил важнейшим направлением неуклонного подъема народного хозяйства ускорение его перевода на интенсивный путь развития, рациональное использование созданного производственного потенциала, всемерную экономию материальных, трудовых и финансовых ресурсов.
Дальнейшее усиление роли науки в выполнении этих задач предусмотрено в решениях октябрьского (1981 г.) Пленума ЦК КПСС и в Постановлении ЦК КПСС и Совета Министров СССР "Об усилении работы по экономии и рациональному использованию сырьевых, топливно-энергетических и других материальных ресурсов" (Правда", 1981, 4 июля).
Значительную часть энергетики нашей страны составляют двигатели внутреннего сгорания. Так, суммарная мощность моторов, работающих в народном хозяйстве СССР, в несколько раз превышает общую мощность всех электростанций. В настоящее время трудно назвать такую область техники, где бы ни применялись эти машины.
Актуальные задачи дальнейшего ускорения научно-технического прогресса в двигателестроении были обсуждены 20 марта 1978 года на совещании, проведенном в ЦК КПСС. Здесь было обращено особое внимание на необходимость значительного ускорения работ по созданию новых, прогрессивных ДВС, на увеличение их ресурса, снижение металлоемкости и прежде всего - на повышение экономичности ("Правда", 1978, 22 марта). В связи с последним заметно возрастает роль дизелей как наиболее экономичных тепловых двигателей. Дальнейшее совершенствование выпускаемых и создание но -вых образцов дизелей с прогрессивными технико-экономическими характеристиками, а также перевод существующих дизельных СЭУ на тяжелые сорта топлив неразрывно связаны с проблемой организации качественного процесса сгорания, который в значительной степени определяет мощность, надежность и экономичность этих двигателей. Так как скорость химических реакций определяется местными значениями концентраций и температур реагирующих компонентов, то в первую очередь качество сгорания будет определяться процессами смесеобразования.
Можно считать, что различные аспекты смесеобразования в настоящее время изучены достаточно глубоко. Так, получены зависимости, позволяющие определить качество распыливания; разработаны методы, дающие возможность проследить за динамикой формирования в струе топлива полей скорости движения, температур и концентраций фаз и т.д.
Результаты этих исследований дают реальную основу для последующего изучения предпламенных реакций и процессов горения в дизелях. Однако ввиду очень большой сложности физико-химических явлений, протекающих в камерах переменного объема в условиях быстро изменяющихся температур и концентраций реагирующих веществ, сейчас еще не представляется возможным непосредственное решение данной проблемы на основе физических представлений. Поэтому в последнее время широкое применение получили статистические методы, связанные с исследованием закономерностей его -рания топлива на базе обработки результатов испытаний ДВС. В этой области достигнуты значительные успехи. В частности, предложен и апробирован ряд зависимостей для аппроксимации опытных характеристик тепловыделения.
Таким образом, возникает реальная для решения задача -связать зависимости по оценке основных параметров смесеобразования непосредственно с характеристиками тепловыделения, минуя процессы горения. Попытка решить эту проблему является основной целью данной диссертационной работы. Для решения поставленной задачи сделано следующее.
В результате анализа методов аппроксимации кривых тепловыделения в качестве основы для данного исследования был выбран способ Ю.В.Селезнева. В этом методе искомая характеристика связана с наиболее сильнодействующими параметрами смесеобразования. Способ базируется на серьезных теоретических предпосылках, обладает общностью и широкими возможностями по оптимизации рабочего процесса дизеля, имеет удовлетворительное совпадение с результатами экспериментов.
Получены новые обобщенные зависимости для определения объема и длины топливной струи. Эти формулы учитывают реальные условия, имеющие место в цилиндре дизеля. В качестве критерия, определяющего интенсивность турбулентности воздушного заряда, использован коэффициент турбулентной вязкости.
На основе опыта изучены особенности развития топливной струи в камере сгорания типа "Гессельман". Показано, что влияние стесненности на параметры смесеобразования в этом случае незначительно.
Экспериментально исследованы основные закономерности изменения величины коэффициента турбулентной вязкости воздушного заряда двигателя. Получена новая зависимость, определяющая этот параметр.
Проведена коррекция метода Ю.В.Селезнева. Для этой цели в алгоритм решения задачи по оценке кривой тепловыделения были включены полученные формулы для определения объема и длины топливной струи. Апробация модернизированного таким образом метода расчета показала хорошие результаты.
Сделан анализ влияния основных параметров смесеобразования на динамику тепловыделения. Материалы этой части работы дают возможность решения практических задач по оптимизации рабочего процесса судовых дизелей при переводе их на другой режим работы, на тяжелые сорта топлива, водо-топливную эмульсию и т.д.
В соответствии с содержанием работы диссертант представляет к защите:
1. Новые обобщенные зависимости для определения длины и объема топливной струи. В отличие от существующих, данные формулы учитывают турбулентность воздушного заряда.
2. Результаты экспериментального изучения особенностей развития топливной струи в камере сгорания типа "Гессельман".
3. Материалы опытного исследования основных закономерностей изменения величины коэффициента турбулентной вязкости воздушного заряда ДВС.
4. Новую формулу для определения коэффициента турбулентной вязкости для струи, развивающейся в цилиндре двигателя.
5. Коррекцию алгоритма расчета динамики тепловыделения по методу Ю.В.Селезнева и результаты его апробации.
6. Материалы анализа по влиянию основных параметров смесеобразования на динамику тепловыделения, которые дают возможность оптимизации рабочего процесса судовых дизелей в необычных условиях их эксплуатации (неноминальный режим работы, использование неспецифичных сортов топлива и т.п.).
Выбор метода определения параметров смесеобразования
В параграфе I.I.4. было показано, что для использования метода Ю.В.Селезнева, кроме коэффициента избытка воздуха и\ и вихревого отношения СОо , необходимо знать два параметра смесеобразования - длину и суммарный объем топливных струй в момент воспламенения топлива. Известно, что объем струи может быть найден по известным значениям её длины Сд и угла Оф рассеивания. Таким образом, возникает задача найти или соз дать заново такие методы расчета, которые бы позволили определить величины Lm и Оф в условиях камер сгорания дизелей.
В настоящее время отсутствует единый физико-математический подход, позволяющий комплексно рассмотреть процесс струйного смесеобразования в дизеле. Это объясняется чрезвычайной сложностью рассматриваемого явления. На самом деле, струя топлива представляет собой нестационарную двухфазную турбулентную струю, движущуюся в стесненных условиях в турбулизирован-ной среде при интенсивных фазовых превращениях и межфазовом теплообмене. Поэтому для оцешш основных параметров смесеобразования сейчас предложено много расчетных методов, которые базируются на различных теоретических концепциях и подходах.
Большие, а порой и непреодолимые трудности возникают и при экспериментальном исследовании струйного смесеобразования. Введение внутрь струи топлива каких-либо датчиков создает дополнительные возмущения, которые могут существенным образом исказить действительную картину. В связи с последним для экспериментальных исследований нашли широкое применение методы, связанные с использованием фото- и кинорегистрирующий аппаратуры (скоростные кинокамеры, фоторегистраторы [б, 32, 93 и др. J ) и шлирен-фотография [l04 и др.] .
Метод щелевой фоторазвертки ГЗЭ использовался для изучения внутренней структуры струи и определения скоростей движения в нем капель топлива и воздуха. Здесь фотографирование производится на неподвижную кинопленку с помощью вращающегося зеркала. Применение лазеров основано на измерении оптической плотности топливной струи [89 J . Известны также способы исследования с помощью рентгеновских лучей 1151J .
Методы расчета длины струи по физическому подходу можно разделить на две группы. Первая основана на закономерностях движения единичных капель. Работы второй группы рассматривают струю как конгломерат частиц различных размеров, т.е. топливная струя рассматривается как единое целое.
Одной из первых работ по изучению длины струи на основе закономерностей движения единичной капли является исследование Ф.Засса [30 J . В дальнейшем это направление получило развитие в работах Д.Н.Вырубова [l4j , MlisULRobli QQUSQ.WU1CL, HlXOShl Sctmi [l46j , Б.В.Раушенбаха, С.А.Белого, И.В.Беспалова и др. _ J » Г.А.Рассолько [91, 92 J , Г.А.Горшени-на, В.В.Егорова [l7J и др.
Наиболее существенным недостатком конечных формул по определению длины струи на основе рассмотрения изолированной капли топлива является то, что здесь не учитывается сложное взаимодействие конгломерата частиц разных размеров с воздушной средой. Поэтому расчетные зависимости, полученные на основе этой концепции, носят весьма условный характер. Кроме этого, для выполнения необходимых расчетов необходимо знать средний характерный диаметр капли всего спектра распиливания, который пока может быть определен только экспериментальным путем, что также представляет собой определенную сложность.
Работы второй группы имеют два основных направления: - первое базируется на эмпирических зависимостях, полученных при помощи обработки фото- и кинорегистраций струи распыленного топлива; - второе предполагает использование применительно к исследуемому процессу различных законов механики.
Работы эмпирического направления весьма немногочисленны. Здесь можно отметить исследования [l45j , А.Н.Рохмановича, А.М.Ивайкина, А.Н.Дцанова [эз] , И.Е.Калакуцкого [38J и др. Эмпирические формулы, полученные путем обработки экспериментальных данных, могут быть использованы только в частных случаях для инженерных расчетов, но они не описывают физических явлений, происходящих в процессе смесеобразования, и поэтому имеют ограниченное применение.
Как известно, сферу использования эмпирических формул можно значительно расширить, если в основу их получения положить метод подобия и анализа размерности. Шенно такой подход использовал в своей работе G. Setkel [ко] . Полученная им зависимость оказалась справедливой в широком интервале определяющих величин. Однако этот расчетный метод не учитывает турбулентности воздушной среды и поэтому его использование для определения параметров смесеобразования в камерах сгорания дизелей весьма проблематично. Наиболее представительными и результативными являются исследования длины струи второго направления. Здесь можно отметить следующие полуэмпирические работы: И.В.Астахова [ 5 J , основанную на использовании принципа Даламбера; Р.В.Русинова Г95J , построенную на балансе кинетической энергии; В.И.Ба-лакина, А.Ф.Ефимова, Б.Н.Семенова [б] , в которой применен закон сохранения количества движения,и др. К исследованиям данного направления также относятся следующие работы: предполагающие зонную модель струи _18, 19,
Методика расчета параметров смесеобразования
В первой главе было показано, что в настоящее время нет надежных методов расчета параметров топливной струи, которые бы учитывали влияние турбулентности воздушной среды. Там же была поставлена задача - разработать такую методику. Попытаемся решить данную задачу. В основу данного исследования положим теорию подобия. Как известно _44j , при таком подходе можно использовать исходную систему уравнений в самом общем виде. Однако мы здесь воспользуемся несколько упрощенной моделью процесса струйного смесеобразования, разработанной О.Н.Лебедевым в работе _61J . Упрощения, принятые в этой статье, достаточно обоснованы и сводятся к следующему: - распад струи топлива полностью завершается к выходному сечению распыливающего отверстия; - температуры фаз равны и фазовые превращения отсутствуют; - динамика впрыскивания топлива известна; - осредненное движение фаз считается равновесным, а пуль-сационное - неравновесным. Использование несколько упрощенной математической модели обусловлено требованием единого подхода. Действительно, для оценки величины коэффициента турбулентной вязкости (главная цель данной части работы) предполагается использовать расчетную зависимость О.Н.Лебедева, где указанные выше упрощения уже заложены. Итак, исходная математическая модель включает в себя следующее: уравнение баланса массы капель топлива уравнение баланса массы для смеси "капли топлива + газ" уравнение баланса количества движения для смеси "капли топлива + газ" в проекции на ось 2: где D - коэффициент кажущейся турбулентной вязкости; ОСр - турбулентное число Шмидта для С -й фазы, О.Н.Лебедев замыкает систему уравнений для отыскания величин SJ, Sp, LL, U . При этом для оценки величин Sc используют ся зависимости [124] _а Sc,= і Гесуд:цктг.е:і -іг? L (2.28) где Лг= - Sca=$c nMh(0,2ks)J , (2.29) да . критерий Архимеда; 9 - ускорение силы тяжести; d - среднеобъемный по спектру размер частиц распыленной жидкости; , - кинематическая вязкость газа. Здесь индексами " ГТ) " и " 0 " отмечены значения величин, соответственно, для оси струи и за её пределами. т.е. Качество распиливания будем оценивать по Розину-Раммлеру, л а1 а (2.30) гл Й(і0= і- exp где JL(CL)- объемная (весовая) доля капель, размер которых меньше или равен " CL "; О-гг, - "характеристика размера", представляющая собой размер частицы, которая разделяет суммарную кривую так, что 63,2% всей распыленной жидкости составлено из частиц, размеры которых меньше или равны " 0. ", а 36,8% - из частиц размером больше " dm "ї ft - "характеристика распределения", определяющая равномерность распиливания. Величины О. m , П будем считать известными. Также считается известной величина D . Для решения краевой задачи (2.20) - (2.23) необходимо сформулировать условия однозначности, которые сводятся к следующему _90, 91J : начальные условия (t = 0) (2.31) для всей рассматриваемой области камеры сгорания, кроме точек, принадлежащих срезу распыливающего отверстия, для которых V1 S =U =0 UE = U2(0 (2.32) условия на бесконечности $2—0, Sf-Ч, Иг—0, Uf Q ПРИ г—сю, (2.зз) Приводим определенную систему уравнений к безразмерному виду
Влияние турбулентности воздушного заряда напараметры смесеобразования
В ряде экспериментальных работ _П, 33, 37 и др. J установлен факт существенного влияния турбулентных пульсаций на структуру воздушных гомогенных струй. Это влияние носит слож ный, избирательный характер в зависимости от частоты и интенсивности пульсаций, а также от параметров струи. Влияние возмущений среды на динамику развития двухфазных струй не изучалось. Для качественного исследования этого вопроса в лаборатории СДВС НИИВТ был проведен специальный эксперимент,
Схема установки представлена на рис.3.7. Дизельное топливо при помощи шестиплунжерного топливного насоса высокого давления 5, приводимого в движение электродвигателем 6, подавалось в топливный аккумулятор 4. Отсюда горючее через форсунку 3, оборудованную одноструиным распылителем, впрыскивалось в атмосферу. На струю топлива, истекающую под постоянным давлением, накладывались поперечные пульсационные колебания воздуха, получаемые при помощи электродинамического излучателя 2 мощностью 50 вт. Последний получал питание от генератора электрических импульсов I через усилитель 7. Форма струи фиксировалась при помощи фотоаппарата.
Результаты исследования показали, что возмущение воздушной среды интенсифицирует поперечный перенос капельной взвеси в топливной струе, а это приводит к росту угла рассеивания струи. В проведенных экспериментах увеличение составляло 5-7 градусов (см. фото на рис. 3.8).
В настоящее время установлено _31, 45, 81, 83, 112, ИЗ, 132 и др. J , что воздушный заряд дизеля в момент впрыска топлива находится в весьма турбулизированном состоянии. Таким образом, можно предположить, что эти возмущения среды также способны оказать заметное воздействие на структуру и динамику топливной струи.
Схема установки для исследования влияния возмущения воздушной среды на топливную струю
Однако закономерности турбулизации воздушного заряда ДВО изучены далеко не достаточно. Это объясняется, с одной стороны, тем, что в настоящее время отсутствуют надежные теоретические основы процесса турбулентного движения сред, что исключает возможность вести исследование рассматриваемого явления посредством так называемого "вычислительного эксперимента", С другой стороны, имеются огромные трудности чисто экспериментального изучения турбулентности воздушной среды в ДВС.
Так, применение здесь весьма распространенных и относительно простых ионизационного и термоанемометрического методов дает весьма большие погрешности. Лазерный метод [_89, 132, 136, 148, 152 и др. J требует применения очень дорогого оборудования, которое в настоящее время отечественной промышленностью не выпускается. В связи с этим большой интерес вызывает методика косвенного определения турбулентности воздушного заряда, разработанная О.Н.Лебедевым [54J . Этот метод основан на таком подборе значения коэффициента турбулентной вязкости «D , при котором расчетная и опытная длина струи практически совпадут.
Достоинством этой методики является то, что в ней нет распределения турбулентного движения на отдельные составляющие. Общий уровень возмущений среды оценивается по степени его воздействия на динамику развития турбулентной струи, что в конечном итоге нам и необходимо знать. В качестве измерительного инструмента здесь используется сама топливная струя.
При выборе метода экспериментального исследования параметров топливной струи в цилиндре двигателя воспользуемся методом скоростной кинорегистрации, который позволяет с достаточной точностью определять геометрические параметры струи, не влияя на её структуру. Расчетные значения длины будем находить по методике О.Н.Лебедева [59j . Основные сведения об этом способе расчета приведены в параграфе 2.2.
Изучение динамики развития топливной струи в условиях двигателя проводилось в лаборатории СДВС БИИВТ на двух дизелях разной размерности с камерами сгорания типа "Гессельман".
В первом варианте был использован одноцилиндровый отсек дизеля Ч 13/14 Алтайского моторного завода. Схема экспериментальной установки приведена на рис. 3.9. Отсек двигателя 2 приводился в движение электромотором I, частота вращения которого изменялась в широком диапазоне. Головка цилиндра имела вырез, где на месте впускного клапана сделано прямоугольное окно, закрытое органическим стеклом 13. Выпускной клапан 9 приводился в движение от двух штанг, что давало возможность использовать его одновременно и в качестве впускного органа.
Топливо шестиплунжерным насосом высокого давления 15 подавалось в аккумулятор 14, откуда при срабатывании электромагнита 7 через форсунку 8 впрыскивалось в цилиндр дизеля. Вместо штатной форсунки использовалась форсунка двигателя Ч 17,5/24, оборудованная сменными однострунными распылителями.
Конструкция топливной системы обеспечивала постоянное давление впрыска, которое контролировалось манометрами 10, II, имеющими класс точности 1,5, с пределом измерения 25 МПа. Давление сжатия в цилиндре двигателя измерялось стробоскопическим индикатором СИ-2 конструкции БИИВТ с классом точ Схема экспериментальной установки для исследования динамики развития топливной струи в условиях дизеля
ности 0,5 при помощи пьезокварцевого датчика, установленного в крышке цилиндра. Тарировка прибора производилась с помощью образцового манометра с пределом измерения 16 МПа, имеющим класс точности 0,4.
Во всех экспериментах плотность газа в камере сгорания в момент впрыска топлива поддерживалась примерно одинаковой. Подпитка необходимым количеством воздуха осуществлялась через невозвратный клапан, установленный в головке цилиндра.
Съемка струи топлива производилась скоростной кинокамерой 4 типа СКС-Ш с неоновым отметчиком времени. Киносъемка осу -ществлялась при помощи зеркала 6. Снимаемый объект освещался лампой 5, мощность которой равна 600 вт. Специально разработанная электрическая схема управления, представленная на рис.3.10, обеспечивала начало впрыскивания топлива через 0,8 - 1,2 секунды после включения кинокамеры, за 8-10п.к.в. до в.м.т.
Кратко остановимся на принципе её работы. По окончании периода разгона кинокамеры до рабочего режшла реле времени включает систему тиристорного управления впрыскиванием топлива. Затем, после того как при подходе поршня к в.м.т. на такте сжатия прерыватель очередной раз разомкнет цепь управления с помощью тиристора, включаются электромагниты ЭМ I и ЭМ 2. Один из электромагнитов поднимает иглу распылителя, а другой одновременно включает рейку топливного насоса высокого давления, чтобы обеспечить постоянство давления впрыскивания топлива. Начало подъема иглы распылителя и положение поршня в в.м.т. контролировались при помощи зеркала 12 и лампы 3 стробоскопического тахометра типа 2ТСт 32 - 456, работающего в режиме синхронизации (рис. 3.9).
Проверка адекватности предлагаемого методарасчета динамики тепловыделения в ДВС
Проверим адекватность предлагаемого метода расчета применительно к наиболее распространенным на речном флоте типам дизелей. При этом будем использовать алгоритм, составленный на основе кибернетико-термодинамической концепции Ю.В.Селезнева, и полученные ранее зависимости (2.47), (2.48), дающие возможность определить управляющие параметры. В таблице 4.1 приведены главные параметры дизелей, отобранных для анализа. В основу этого выбора было положено приблизительное подобие процессов впуска и смесеобразования. Первое условие (подобие впуска) достигалось использованием машин с двухклапанными головками цилиндров и отсутствием у этих двигателей закрутки воздушного заряда. Можно предположить, что отступление от этих требований приведет к изменению закономерностей турбулентности заряда, а следовательно, и смесеобразования в целом. Второе условие обеспечивалось тем, что все двигатели, приведенные в таблице 4.1, имеют неразделенные камеры сгорания.
В качестве базового двигателя при исследовании был выбран дизель 6ЧСПН 16/22,5. Это объясняется тем, что именно на данной машине были проведены собственные опыты автора (см. параграф 4.1), охватывающие широкий интервал изменяемых величин. Результаты испытаний этого двигателя на номинальном режиме были положены в основу настройки расчетного метода, которая сводилась к определению параметра А (см. параграф 2.1).
Из формулы (2.15) видно, что численные значения критерия "L прямо пропорциональны суммарному объему топливно-воздуш-ных струй в момент воспламенения топлива. В связи с этим определенный интерес вызывает сопоставление расчетных значений длины и объема топливных струй, определенных по методу А.С.Лы-шевского (расчетная методика Ю.В.Селезнева) и по формулам (2.47), (2.48).
В результате расчетов было установлено, что найденные по первому методу длины струй больше, а их объем значительно меньше по сравнению с соответствующими величинами, определенными по зависимостям (2.47), (2.48). Так, для номинального режи ма работы двигателя 6ЧШН 16/22,5 к концу задержки воспламене ния топлива оказалось, что в первом случае ср-0,069М (расстояние от соплового отверстия до стенки камеры сгорания), а во втором - р= О.ОпЪМ , Соответственно, величина Д для сравниваемых методов оказалась равной НО и 14,8. Последняя величина будет положена в основу дальнейшего анализа как константа, свойственная всем выбранным типам двигателей и всем режимам их работы.
На рис. 4.4. сопоставлены экспериментальные и расчетные характеристики тепловыделения (а) и развернутые индикаторные диаграммы (в) для номинального режима работы двигателя 6ЧСПН 16/22,5. Здесь расчеты по предлагаемой методике произведены при кд №,& , а по методу Ю.В.Селезнева - при = И0 Из приведенных графиков видно, что в обоих случаях опытные и расчетные кривые согласуются весьма удовлетворительно.
Хорошее совпадение результатов расчета с опытами при использовании зависимостей (2.47), (2.48) наблюдается и для остальных судовых двигателей, приведенных в таблице 4.1. Это хорошо видно из материалов рис. 4.5 - 4.7, где расчеты по предлагаемой методике проведены при А{/ = 1 ,8 . Здесь были использованы результаты испытаний, проведенных В.И.Квятковским на двигателе 44 17,5/24; С.А.Калашниковым на дизеле 6ЧР 32/48; Е.В.Хитушко на машине 6ЧСП 27,5/36. В первом случае индикаторные диаграммы снимались при помощи прибора МАИ-2, во-втором и третьем - с использованием осциоллографа H-I02 в комплекте с усилителем ПКИ-І.
Кроме этого, были использованы материалы испытаний двигателей 8ЧР 24/36 и 8ЧРН 36/45, установленных на судах ЭСРП. В первом случае (двигатель 8ЧР 24/36) для снятия индикаторной диаграммы был применен осциоллограф типа H-I02 с усилителем ЇЇНИ-І; во втором - прибор СИ-3 конструкции НИИВТ. Испытания проводились бригадой сотрудников лаборатории ТЭФ НШШТ.
На рис. 4.5 - 4.7 приведено также сопоставление опытного материала с результатами расчета по методике Ю.В.Селезнева. При этом расчеты проводились при А = И0 . Из рисунков следует существенное несоответствие сравниваемых кривых. При подборе величин AJ метод Ю.В.Селезнева удовлетворительно описывает рабочий процесс ДВС. Однако при этом оптимальные значения A j различны для разных машин. Так, для двигателя 44 17,5/24, работающего при частоте вращения 10 с , оптимальное значение Aj оказалось равным 540 (расчетные точки на рис. 4.5 обозначены цифрой 4). Отмечено также, что для одних и тех же типов двигателей имеет место повышение значений коэффициента АА при увеличении радиуса камеры сгорания и числа сопловых отверстий распылителя, и его уменьшение - при нарастании скоростного режима.
Особый практический интерес вызывает возможность расчетного метода учитывать скоростной режим работы двигателя. Рассмотрим, как решается данная задача в методе Ю.В.Селезнева. При этом за основу анализа положим показатели смесеобразования ГЬ и подвижности воздушного заряда П л
На рис. 4.8 проведено сопоставление опытных и расчетных индикаторных диаграмм двигателя бЧСПН 16/22,5, соответствующих различным частотам вращения коленчатого вала. При этом расчеты по предлагаемой годике проводились при Ad = 14,8 , а по методике [Юб] - при Aj_= 110 Из рисунка видно, что в первом случае наблюдается удовлетворительная согласованность рас
