CC BY
15
ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕ И ТРАНСПОРТНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ
УДК 621.43
С. В. Лебедев, Д. Д. Матиевский, Г. В. Лебедева
ФОРМИРОВАНИЕ МОЩНОСТНЫХ ДИАПАЗОНОВ ПРИМЕНЕНИЯ КОНСТРУКТИВНОГО РЯДА ПОРШНЕЙ НА ДИЗЕЛЯХ ЧН15/15
Приведены результаты оценки показателей тепломеханической напряженности конструктивно унифицированных неохлаждаемого и охлаждаемого поршней и обоснованы мощностные диапазоны дизелей при различных способах ведения и уровнях форсирования индикаторного процесса.
Мощностные диапазоны дизелей поршневого комплекта определяются соотношением воспринимаемой тепловой нагрузки и реализованной, в результате проведения конструктивно-технологических мероприятий, прочностью. Поэтому в задачах совершенствования технических характеристик дизелей ЧН15/15 целесообразно делать акцент не на выборе, а на формировании мощностных диапазонов конструктивных модификаций поршневого комплекта. Достигается это путем совместного параметрического анализа воспринимаемой поршнем тепловой нагрузки, способа ведения рабочего процесса и предельно допустимого уровня показателей теплонапряженности с учетом конструктивно-технологических решений и способа охлаждения.
Реализация данного подхода позволила совместить отработку с позиций топливной экономичности параметров индикаторного процесса с оценкой показателей теплового нагружения поршневого комплекта и, сравнивая их с предельно допустимыми значениями, обосновать рациональные диапазоны применения модификаций поршневого комплекта разработанного конструктивного ряда. Выполненные работы заключались в следующем:
— исследование взаимосвязи определяющих параметров рабочего процесса с показателями теплового нагружения поршня в форме граничных условий 3-го рода («г.ср Тг.ср);
— параметрический анализ рабочего процесса по показателям топливной экономичности и тепловой нагрузки поршневого комплекта;
— формирование рациональных мощностных диапазонов конструктивно унифицированных неохлаждаемой и сварной с полостью охлаждения модификаций поршневого комплекта типоразмерного ряда.
Зависимость тепловой нагрузки на поршень от параметров ведения индикаторного процесса. Взаимосвязь среднецикловых и средних за процесс теплоотдачи величин агср, Тгср и «д®р.т, Тгдсер.т с параметрами индикаторного процесса устанавливается и исследуется с использованием работы [1]. В ее основе — математическая модель цикла высокооборотного дизеля, позволяющая рассчитать текущие значения параметров рабочего тела и харак-
теристики тепловыделения по времени цикла Тг, Рг, X = /(а, е, А, Ра, Та) в функции коэффициента избытка воздуха (а); степени повышения давления в цилиндре (А); давления и температуры воздушного заряда в начале сжатия (Ра, Та); степени сжатия (е). Коэффициент теплоотдачи от рабочего тела в днище поршня в соответствии с использованной зависимостью ЦНИДИ [2] определяется уравнением вида:
- £) £( £)
где Аг — коэффициент теплопроводности газа, Вт/(м•K); — коэффициент вязкости газа, кг/(м-с); Рг и Тг — соответственно давление и температура газа, Н/м2 и К; Ст — средняя скорость поршня, м/с; О — диаметр цилиндра, м; Дг — универсальная газовая постоянная, Дж/(кг•K).
( О \
Для конструктивно подобных дизелей сомножитель ( 2,75 + 58,6-- I х
V Ст)
'С \0,5
Ст ' /А7Л
вводится в разряд констант (л), после чего получается аг =
( Cm\
0,5
= N А ' Р
0,5
Vt \ RrT г
В результате
f TnPnX = f (а, е, А, Pa, Ta); Аг,^г = f (а,Х,Тг) ;
0,5
аг = N 0,5
^г
Аг / Рг \0
" \ЯгТг)
Решая систему уравнений, условие подобия параметров теплоотдачи от рабочего тела в днище поршня можно выразить зависимостью
аг, Тг/(е, а, А, Рк, Тк)
(без заметной погрешности расчета принято Рк & Ра, Тк & Та). Переход к среднецикловым параметрам: агср, Тг.ср (ад®р.т, ТГдсрТ), основан на статистическом анализе результатов многовариантных расчетов. Определено, что значимыми факторами, ранжированными по степени влияния на агср и Тгср, являются: а, е А, Рк — для аПср (адср.т); а, Тк, А, е — для Тг.ср (Т^). С целью удобства практического использования приведенной зависимости параметры агср (адср.т) и Тгср (Тгдсер.т) представлены в виде функции взаимосвязанных параметров дизеля: Ртак/Рк, а, е, А, Тк, и сохранен методический подход к выбору их наиболее выгодного сочетания, аналогично поиску оптимального значения п [3]. Влияние параметров наддувочного воздуха на входе в цилиндр отражено в виде дополнительных сомножителей — соответственно
аПср.т/Рк0'5 = /(Ртах/Рк, а) и ТПр.т(Тк/350)0'5 = /(Ртах/Рк, а, е) [4]. Таким образом, реализованы условия для выполнения совмещенного параметрического анализа характеристик индикаторного процесса и тепломеханической напряженности поршневого комплекта в функции величин Ртак/Рк, а и е или е, а, А, Рк и Тк, учитывая Ртак/Рк = епА.
На основе установленных взаимосвязей сформулированы основные принципы выбора параметров дизеля при его форсировании с учетом ограничения тепловой нагрузки на детали ЦПГ. В частности, использование А в структуре обобщенных зависимостей аг.ср и Тгср позволило объяснить часто противоречивые экспериментальные данные по влиянию динамики индикаторного процесса, а также ограничения по Pmax по уровню тепловой нагрузки на поршень. Показано, что значительный эффект снижения тепловой нагрузки на детали дизеля дает организация индикаторного процесса с низкой динамикой (А), причем, влияние согласованного снижения А и повышения s усиливается по мере уменьшения а, сопровождающего форсирование дизеля по Pmi.
Совмещенный параметрический анализ индикаторного процесса и тепловой нагрузки на поршень. Особенность реализации изложенного метода, позволяющего решить задачу совместного параметрического анализа рабочего процесса по показателям топливной экономичности и тепловой нагрузки на поршень, заключалась в одновременном охвате всего исследуемого диапазона форсирования дизелей типоразмера по Pmi. Такой подход отвечает условию унификации, создает предпосылки к выработке единых принципов ведения индикаторного процесса и возможности более полно оценить эффективность принимаемых решений по комплектованию моделей типоразмера (в первую очередь агрегатами систем топливоподачи и воздухоснабжения). Используя обобщенные взаимосвязи параметров индикаторного процесса Пг, Pmax/(PmiTk) = f (s, a,Pmax/Pk) [5] для исследуемых уровней перспективного форсирования Pmi = 1,2; 1,4; 1,6 МПа определены возможные варианты ведения индикаторного процесса в виде сочетаний величин а, Ра, А, s (четыре комбинации по числу фиксированных уровней а = const) при ограничениях Pmax и выбранном варианте системы охлаждения наддувочного воздуха по условию Та = const. Задавая предельные значения Pmax учитывают реальные запасы прочности деталей ЦПГ и КШМ и реализацию в пределах мощностного ряда дизелей условия приблизительного постоянства удельного эффективного расхода топлива be & const. Введение характерного для Pmax допуска на его задание 5Pmax = ±2,5 % увеличило количество комбинаций а, Pk, А, s с 4 (по числу фиксированных а = const) до 8. Для каждой из них по разработанной методике [1] вычислены значения адср.т и Тгдсер.т, после чего их сочетания в виде точек нанесены в поле номограммы адср.т — Тгдсер.т (рис. 1). Каждому из анализируемых уровней форсирования по Pmi в поле номограммы соответствует своя локальная область, ограниченная соответствующими 8 сочетаниями адср.т и Тдр.т.
По величине показателей топливной экономичности все рассматриваемые сочетания параметров а, Pk, А, s являются инвариантными, поскольку при фиксированных Pmi реализуется условие Ьг = const, а в диапазоне Pmi = 1,2 ... 1,6 МПа — условие be ~ const. Для выбора их рациональных сочетаний по показателям тепловой напряженности в поле номограммы в форме изолиний постоянных значений введены показатели тепловой напряженности, лимитирующие надежную работу исследуемой конструкции поршня (максимальную температуру поверхности, температуру характерных зон конструкции Тдет, напряжения адет). Источником для их получения могут на равном основании являться результаты предварительно выполненных натурных и расчетных исследований. Анализ нескольких критериев позволяет установить лимитирующие параметры и сконцентрироваться в дальнейшем
Рис. 1. Схема совмещенного параметрического анализа индикаторного процесса и тепловой нагрузки на детали ЦПГ при форсировании типоразмера ЧН15/15 по Р •
^ тг ■
о — увеличенное давление впрыска топлива и использование ОНВ (¿№ = 110 °С, номера испытаний 1-8 соответствуют данным табл. 1), • — штатная комплектация (I — е = 15,3; Ртг = 0,96 МПа, II — е = 15,3; Ртг = 1,17 МПа; III — е = 14; Ртг = 1,17 МПа)
при оптимизации индикаторного процесса именно на них. В рассматриваемом случае (см. рис. 1) надежность работы поршневого комплекта связана с уровнем характерной температуры в зоне первого компрессионного кольца tni = 220 °С. Важно, отметить, что разработанный подход не ограничен рамками анализа квазистационарного нагружения поршня. Возможны оценки конструкции поршня и по запасам усталостной прочности в отношении суммарных напряжений, возникающих от действия стационарного температурного поля и переменных нагрузок от воздействия Pmax. В этом случае рационально использовать результаты усталостных испытаний поршня, обобщенные в виде диаграммы Гудмана, как в частности, на практике выполнено фирмой Веллворси, а также приведено в работах [6, 7].
Анализ расположения изолиний Тдет, адет = const и полей исследуемых уровней форсирования по Pmi, позволяет выполнить многовариантные оценки рациональной организации индикаторного процесса, закономерностей влияния его параметров на показатели теплового нагружения и в этой связи оценить целесообразность перехода на более совершенные конструкции поршней, в частности охлаждаемые.
Результаты исследований для перспективной комплектации дизелей подтверждают высокую эффективность повышения давления впрыска топлива и охлаждения наддувочного воздуха и в отношении их влияния на тепловую нагрузку поршня (см. рис. 1 и табл. 1).
Таблица 1
№ варианта £ а T ,K Пк Pmi, МПа Vi адеср.т, Вт/м2К Т Дет К г.ер.т'
1 15,3 2,3 840 2,45 0,98 0,456 500 945
2 17 2,15 850 2,25 0,97 0,458 505 960
3 17 1,85 955 2,55 1,2 0,439 560 1055
4 16 1,95 930 2,7 1,2 0,439 555 1030
5 16 1,8 980 2,95 1,39 0,432 595 1080
6 15,3 1,9 950 3,2 1,4 0,435 595 1050
7 15,3 1,85 975 3,5 1,6 0,426 630 1075
8 14 2,1 925 4 1,6 0,428 625 1015
При равной тепловой нагрузке на поршень резерв форсирования по Pmi в сравнении с базовой комплектацией дизеля составляет ~ 20 %: 1,4 МПа против 1,15 МПа. Превалирующее влияние на температурное состояние поршневого комплекта оказывает параметр а. Теоретически, его повышение с 1,75 до 2,25 ед. позволяет сохранить близкой к постоянной тепловую нагрузку на поршень в исследованном диапазоне Pmi и ограничиться применением неохла-ждаемой модификации поршня. В реальных условиях обеспечение надежных пусковых характеристик дизелей ЧН15/15 лимитирует границы возможного снижения е до 13 ... 14 ед. Соответственно сужается и диапазон возможного изменения а, так как иначе, учитывая низкую динамику индикаторного процесса, не выполняется условие по ограничению Pmax. В результате, переход на охлаждаемую маслом конструкцию поршня становиться вынужденным уже при Pmi > 1,2 МПа.
Существенные ресурсы форсирования дизелей раскрывает применение глубокого охлаждения охлаждающей жидкостью надувочного воздуха дополнительного низкотемпературного контура дизеля с температурой tw ~ 65 oC (рис. 2).
При этом наряду с обеспечением требований по пусковым характеристикам дизелей (е = 14 ед.), выполняется условие конструктивной унификации моделей типоразмера в отношении использования неохлаждаемой модификации поршня. Однако очевидные затруднения на режиме форсирования Pmi = 1,6 МПа связаны с выбором комплектации агрегата наддува для достижения необходимого значения Пк ~ 3,7... 3,8 ед., соответствующего верхней границе значений, реализуемых в системах одноступенчатого наддува.
Характер влияния Pmax на величину тепловой нагрузки на поршень не однозначен (рис. 3). В случае повышения Pmax из-за е при сохранении а = const и А = const имеет место взаимосвязанное увеличение адср.т и снижение Тгдср.т, в результате которого уровень теплового нагружения поршня остается неизменным (кривые постоянства а = const эквидистантны линиям равных уровней показателя тепловой напряженности t^ = const). В свою очередь, повышение Pmax в силу увеличения А при сохранении постоянным е вызывает интенсивный рост тепловой нагрузки. Выполненные численные оценки
Рис. 2. Влияние интенсивности охлаждения наддувочного воздуха на тепловую нагрузку деталей ЦПГ дизелей ЧН15/15 при форсировании по Ртг:
о, • — = 110 °с, 65°с
Рис. 3. Влияние параметров ведения индикаторного процесса на тепловую нагрузку деталей ЦПГ
показали, что влияние А, к тому же прогрессивно усиливается на меньших а. Уже при достижении а =1,5 ед. рост ¿п1 из-за увеличения А в определенных границах становится, сопоставимым с влиянием форсирования дизеля по Pmi, выполняемого при условии е = const.
Выполненные оценки свидетельствуют о том, что выбор такого важного показателя дизеля, как величина степени сжатия при развитии мощностного ряда дизелей форсированием по Pmi требует взаимосвязанного анализа влия-
ния е не только на пусковые характеристики, показатели топливной экономичности из условия эффективного сгорания увеличенных подач топлива, но и на уровень теплового нагружения поршневого комплекта и выбор его рациональной конструкции. Поэтому в конструктивных решениях, использованных при разработке охлаждаемой сварной конструкции поршневого комплекта, предусмотрена возможность изменения величины е на моделях перспективного мощностного рядаЧН15/15 в пределах от 13 до 17 ед.
Таким образом, разработанный метод, реализуя в своей основе принцип воздействия на величину тепловой нагрузки, позволяет полнее использовать потенциал различных конструктивных схем поршневого комплекта, расширяя мощностные диапазоны их применения при форсировании дизеля по среднему эффективному давлению. В соответствии с ориентировочной оценкой по величине Pmecm тепловая нагрузка неохлаждаемого монометаллического поршня из алюминиевого сплава фактически достигла и превысила предельные значения на базовом уровне форсирования Pmi = 0,95 МПа типоразмера дизелей ЧН15/15, а его модификация с полостью масляного охлаждения исчерпывает свои возможности при Pmi = 1,6 МПа. Данные выполненного параметрического анализа свидетельствуют, что выбирая рациональные условия ведения индикаторного процесса надежная работа неохлаждаемой модификации может быть обеспечена до Pmi = 1,3 ... 1,4 МПа; предел же использования охлаждаемой конструкции поршня в исследованном диапазоне Pmi не достигается.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Лебедев С. В. Инженерная методика комплексной расчетной оптимизации параметров форсированных высокооборотных дизелей // Двигателестроение. -1998.- № 3.- С. 5-12.
2. Влияние конструктивно-регулировочных показателей и степени форсирования на коэффициент теплоотдачи от газов к поверхности деталей ЦПГ / Н.И. Молодцов, П.В. Соколов, Я.Я. Власов // Труды ЦНИДИ. - 1975. - Вып. 69. - С. 3-17.
3. Высокий наддув дизелей / Н.Н. Иванченко, О.Г. Красовский, С.С. Соколов. - Л.: Машиностроение, 1983. - 198 с.
4. Лебедев С. В., Нечаев Л. В. Совершенствование показателей высокооборотных дизелей унифицированного типоразмера. - Барнаул: АлтГТУ, 1999. -112 с.
5. Лебедев С. В., Матиевский Д. Д., Лебедева Г. В. Перспективы форсирования высокооборотных многоцелевых дизелей ЧН15/15 с учетом тепломеханической напряженности поршневого комплекта // Вестник МГТУ. Сер. Машиностроение. - 2003. - № 4. - C. 68-78.
6. М у н р о Р., Г р и ф ф и т с В. Д. Конструирование поршней дизелей и расчет их характеристик // Форсированные дизели. Доклады на XI Международном конгрессе по двигателям (СИМАК). - М.: Машиностроение, 1978. - С. 127-151.
7. Напряженно - деформированное и тепловое состояние охлаждаемого поршня тракторного дизеля при различном расположении поперечного сечения полости охлаждения / Е.А. Лазарев, Н.А. Иващенко, М.Л. Перлов, А.А. Бондарев // Двигателестроение. - 1989. - № 2. - С. 7-11.
Статья поступила в редакцию 11.12.02
