Морфологическая характеристика мышц разгибателей стопы и пальцев у кур кросса «Родонит» в постнатальном онтогенезе Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.436

Ю. П. МАКУШЕВ А. В. ФИЛАТОВ

Сибирская государственная автомобильно-дорожная академия,

г. Омск

ВЛИЯНИЕ ИНТЕНСИВНОСТИ ПРОЦЕССА ВПРЫСКА НА БАЛЛИСТИКУ ТОПЛИВНОГО ФАКЕЛА

Дана оценка интенсивности процесса впрыска топливных систем с механическим и электронным управлением (аккумуляторных), определено влияние давления, диаметра соплового отверстия на мелкость и дальнобойность топливного факела. Показано, что период задержки воспламенения, длина факела, размеры камеры сгорания должны быть согласованы.

Ключевые слова: впрыск топлива, интенсивность, мелкость распыливания, факел, дальнобойность.

1. Оценка интенсивности процесса впрыска. Интенсивность (от лат. ШвпБЮ — усиление) впрыска топлива характеризуется рядом критериев, главные из которых — объемная скорость подачи топлива V (м3/с, см3/с); максимальное давление в топливопроводе высокого давления Р тах (МПа); продолжительность впрыскивания по углу поворота вала фвп.

Для топливных систем с гидромеханическим управлением иглы объемная скорость вытеснения топлива (см3/с) из полости давления насоса равна

У = С • F

(1)

где Сп — средняя скорость движения плунжера на

участке нагнетания, см/с;

Fn — площадь сечения плунжера, см2.

На рис. 1 представлены изменение хода плунжера hn , скорости плунжера Сп , контактных напряжений ак в паре кулачок — ролик при частоте вращения валика насоса 950 мин-1 и цикловой подаче 145 мм3. Плунжерная пара имела диаметр 9 и ход 10 мм. Максимальное давление в полости форсунки достигало 50 МПа.

При данных конструктивных и кинематических параметрах насоса высокого давления величина

V = 170 • 0,635 = 108 см3/с.

т '

Так, по данным фирмы R. Bosh [1] средняя объемная скорость топливоподачи для форсированного двигателя должна быть не менее 300 — 500 см3/с.

Величину интенсификации впрыскивания (I) рекомендуется определять как отношение объемной скорости вытеснения топлива плунжерной парой в минуту к количеству топлива, поданного форсункой

в камеру сгорания за число впрысков (циклов) в минуту [1]

I = У • 60 /(V -Л),

(2)

Рис. 1. Изменение перемещения, скорости плунжера и контактных напряжений от угла поворота кулачкового вала

qе • Ne • 1000 _ 210 • 205 • 1000

V i • Лц • Рт • 60

8 • 950 • 0,82 • 60

_ 115 мм3, (3)

где Уц — цикловая подача, см3/цикл; пц — число впрысков форсункой в минуту или частота вращения кулачкового вала насоса в минуту.

Для дизеля КамАЗ-740 мощностью 205 кВт общее количество топлива за впрыск или цикловая подача (мм3/цикл) определялась из выражения

где qе — удельный эффективный расход топлива, 210 г/(кВтч); N — эффективная номинальная мощность, 205 кВт; г — число цилиндров 8; пц — частота циклов впрыска топлива, 950 мин-1 (частота вращения коленчатого вала, 1900 мин-1); рт — плотность топлива 0,82 г/см3, или 820 кг/м3.

Величина интенсификации для нашего примера равна

I = 108 • 60 /(0,145 -950) = 46,5.

Степень интенсификации впрыскивания топлива не должна быть менее 30-50, обеспечивая минимальный удельный расход топлива и наименьшую токсичность ОГ. Для высокофорсированного двигателя КамАЗ-740 при У = 108 см3/с, Уц = 0,115 см3/цикл, частоте вращения кулачкового вала 950 мин-1 величина 1=60. Для повышения V возможно увеличение диаметра плунжера и его площади, но при этом воз-

о

оо

растают контактные напряжения в паре «кулачок — ролик» толкателя.

Для интенсификации процесса впрыска топлива применяют системы аккумуляторного типа с электронным управлением иглы распылителя (Common Rail).

У аккумуляторных систем с электронным управлением величина объемной скорости V зависит от

L ак

скорости истечения топлива из аккумулятора и внутренней площади топливопровода

Рис. 2. Зависимость среднего диаметра

капель распыленного топлива от величины давления в аккумуляторе

2 Р

V = F ■ C = F ■ I-ак

(4)

где Гт — внут ренняя площадь сечения топливопровода, см2; Сакт — теорет ическая скорост ь истечения т оплива из аккумулят ора, см/с.

При давлении в аккумуляторе 50 МПа, плотности топлива 850 кг/м3, величина С = 340 м/с = 34000 см/с.

' акт

При коэффициенте скорости 0,7 действительная скорость истечения топлива из аккумулятора будет равна 340 ■ 0,7 = 238 м/с.

При внутреннем диаметре топливопровода 0,2 см его площадь будет равна 0,0314 см2. Объемная скорость вытеснения топлива из аккумулятора Уак , согласно формуле (4), достигнет 747 см3/с. Для цикловой подачи 0,115 см3 и числа впрысков в минуту 950 интенсификация, согласно формуле (2), составит 410.

Интенсивность впрыска увеличилась в 8 раз при переходе на аккумуляторную систему подачи топлива с постоянным давлением 50 МПа вместо механической системы с максимальным пиковым давлением 50 МПа. Для повышения давления впрыска и создания необходимой интенсификации целесообразно использовать аккумуляторные системы топливо-подачи с регулированием давления от 50 до 250 МПа.

2. Расчет мелкости распыливания дизельного топлива. При оценке мелкости (дисперсности) распыливания топлива обычно определяют средний диаметр по Заутеру, который пропорционален отношению суммарного объёма всех капель к их суммарной поверхности [2]. Иосиф Заутер — немецкий ученый, физик, математик (1906— 1983).

Средний диаметр капель по Заутеру (обозначают а32)

= 1N ■ d3

d32 = 1N ■ d2

(5)

где Nj — число капель с данным наружным диаметром; — диаметр капель данного размера.

Распыливание топлива зависит от критерия Ве-бера, который характеризует соотношение сил поверхностного натяжения и инерции

J:

We =

Рт ■ dc

(6)

где & д — действительная скорость истечения топлива из сопла, м/с; р — плотность топлива, кг/м3; d —

I г |~т ' ' С

диаметр соплового отверстия, м; ст — коэффициент поверхностного натяжения жидкости, Н/м. У дизельного топлива ст = 0,029 Н/м.

Действительная скорость истечения дизельного топлива через сопловые отверстия равна

J = Ф'

2 АР

(7)

где АР — среднее по величине давление топлива перед

сопловыми отверстиями; ф — коэффициент скорости, равный 0,7 — 0,9.

Динамическая вязкость топлива |т (Па.с) определялась умножением кинематической вязкости V (м2/ с) на плотность р (кг/м3)

тт = n ■ Рт ■

(8)

При кинематической вязкости 3.10 6 м2/с (3 сСт) и плотности топлива 820 кг/м3 значение |т = 2,5х х10-3 Па.с.

Безразмерный критерий Лапласа характеризует соотношение сил поверхностного натяжения, инерции, вязкости, связывает четыре параметра, влияющие на мелкость распыливания топлива

L =

Рт ■ dc ■а

т2

Критерий плотности

Рк =

Рт

(9)

(10)

соответственно плотность топлива и

где Рт, Рв воздуха.

Плотность воздуха определялась по формуле

Рв = Рс/(R ■ Тс Ь

(11)

где рс и Тс — давление (Па) и температура (К) воздуха в конце такта сжатия;

Я= 287 Дж/ (кг. К) — газовая постоянная для воздуха.

На основании обработки экспериментальных результатов и теоретических предположений А. С. Лы-шевский [3] получил зависимость, позволяющую определять средние диаметры капель при впрыске. Так, для среднего диаметра капель по Заутеру была получена формула

d32 = dc ■ 2,68 ■ (Рк ■ We)-

0,266

■ L

-0,073

(12)

На рис. 2 показана расчетная зависимость мелкости распыливания дизельного топлива от величины давления перед сопловыми отверстиями. Средний диаметр капель уменьшился при повышении давления в аккумуляторе. Диаметр соплового отверстия был равен 0,2 мм.

3. Определение дальнобойности топливного факела при впрыске в неподвижную среду. Расчетную длину факела от соплового отверстия до лидирующих капель определяли из выражения [3]:

d (J. ■ t

т = rc I — _

1,2 I dc

We

0,105

■ M.

0,08

1,7 ■ p

0,5

(13)

где т — время движения факела из распылителя, с; Мх — критерий Маха (отношение скорости потока топлива к скорости звука).

Р

в

а

0.5

к

Р

т

Рис. 3. Зависимость длины факела от величины давления в аккумуляторе при диаметре соплового отверстия 0,2 мм

ГШ 120

100

60 ш 20

лФ

0 02 ОА 06 08 9 12 1А 16 не

Рис. 4. Зависимость длины факела от времени и давления топлива в аккумуляторе

ММ 160 ио 120 100

У у /

4 у у у / /

/ / / /

/ / ' у

/

01 015 02 025 03

МКИ

30 25 20 15

Ж

■>32

Рис. 5. Изменение длины факела и мелкости распыливания в зависимости от диаметра соплового отверстия

Скорость звука находили из выражения а = ^ к ■ Я ■ Тс ,

(14)

где к =1,4 — показатель адиабаты.

Угол конуса факела струи впрыскиваемого топлива зависит от турбулентности пульсаций топлива в струе и воздуха в объеме факела, находили по формуле А. С. Лышевского [3]:

Уф = 1,26 ■

Т -0,07 1 1

0,004

Э1'8

(15)

где Э =

Р т ■

величина, зависящая от времени,

поверхностного натяжения топлива, плотности и диаметра сопла.

На рис. 3 приведено расчетное значение длины

факела (от соплового отверстия до лидирующих капель) при изменении давления перед сопловыми от-

верстиями за время 0,0017 с (продолжительности подачи топлива 10 градусов при 950 циклов впрыска в минуту). При повышении давления увеличиваются скорость истечения топлива и длина факела.

При доводке топливной аппаратуры важно знать, какой путь пройдет факел за время или угол поворота вала. Движение факела должно быть согласовано с периодом задержки воспламенения. На рис. 4 показана зависимость длины факела при разных давлениях топлива в аккумуляторе от времени.

Время f (с), продолжительность впрыска (фв) в градусах зависят от частоты вращения кулачкового вала (пн ) в мин-1 и определяются выражением фв=6-пн^, откуда, например

Фв 10

I =

6 ■ пн

6 ■ 950

= 0,00175 с.

(16)

Диаметр соплового отверстия значительно влияет на длину факела и мелкость распыливания. С увеличением диаметра соплового отверстия размеры капель распыленного топлива и длина факела увеличиваются (рис. 5).

4. Согласование длины факела, индукционного периода с размерами камеры сгорания. Топливо, поступившее в камеру сгорания (КС), воспламеняется с задержкой. На задержку теплового воспламенения главное влияние оказывает температура сжатого воздуха (разброс кинетической энергии молекул от своего среднего значения) и плотность (расстояние между молекулами), которая зависит от давления. Период задержки — это время от начала подъема иглы форсунки до момента воспламенения топлива (отрыв линии сгорания от линии сжатия), которое приближенно можно определить по формуле академика Н. Н. Семёнова:

Е

^Я-Т

Р"

(17)

где В — постоянный множитель (Н'с/м2), зависящий от свойств топлива (цетанового числа) и состава горючей смеси; Рс — давление в цилиндре в момент начала подачи топлива, Н/м2; п — порядок реакции (для бимолекулярной смеси при соударении двух реагирующих молекул, п = 2); Е — энергия активации, необходимая для разрыва существующих межмолекулярных связей, Дж/моль (при температуре более 700 К величина Е = 30000-40000 Дж/моль); Я — универсальная газовая постоянная, 8,314 Дж/ (моль.К); Тс — температура воздуха в момент подачи распыленного топлива в камеру сгорания, К; е — основание натурального логарифма (2,71).

В табл. 1 показано расчетное значение при переменной величине давления Рс (МПа) в конце такта сжатия, постоянной температуре Тс=800 К и постоянным множителем В = 300 Н'с/м2. Значение В соответствует цетановому числу (ЦЧ) 45-55. Если ЦЧ меньше 45 и его значение находится в пределах 45-30, то величину В корректируют путем умножения на коэффициент К = 45/ЦЧ.

В табл. 2 приведено расчетное значение при переменной величине температуры Тс и постоянном давлении в конце такта сжатия Р с =7 МПа.

За время, равное задержке воспламенения, передний фронт распыленного топлива должен пройти путь от сопловых отверстий форсунки до стенки КС. Длина топливного факела должна быть согласована с периодом задержки воспламенения. При слишком большой дальнобойности, топливо скапливается на стенке КС и образует пленку, что ухудшает процесс

В

х, =

р

2

X • СТ

Таблица 1

Зависимость t от величины Рс

Тс , К 600 650 700 750 800 850 900 950 1000

ti , мс 8,0 5,0 4,0 2,0 0,5 0,4 0,3 0,25 0,2

1,0

0,7

0,5

0,4

0,3

10

0,25

Время задержки воспламенения, мс Длина факела распыленного топлива, мм

0,1 30

0,2 40

0,3 50

0,4 60

Таблица 2

Зависимость tI от величины Тс

650

700

750

800

850

900

950

1000

Таблица 3

Путь факела (длина) в зависимости от времени

Время задержки воспламенения, мс

0,1

0,2

0,3

0,4

Длина факела распыленного топлива, мм

30

40

50

60

Рис. 6. Зависимость угла факела топлива от диаметра соплового отверстия и давления в аккумуляторе (1 — 50 МПа; 2 — 100 МПа; 3 — 150 МПа; 4 — 200 МПа)

сгорания. При малой дальнобойности распыленное топливо находится вблизи форсунки и не заполняет объем КС. Воздух, находящийся в КС, не используется и процесс сгорания топлива ухудшается.

В табл. 3 указан путь факела (мм), в зависимости от времени задержки воспламенения в мс. При диаметре цилиндра 0,12 м (двигатель 8ЧН 12/12), расстоянии 50 мм от распылителя до стенки камеры сгорания время задержки воспламенения соответствует 0,3 мс. Задержка воспламенения равная 0,3 мс происходит при Рс = 7 МПа и Тс = 900 К (табл. 2).

На рис. 6 показано изменение угла факела (уф) распыленного топлива от диаметра соплового отверстия (йс). При dc = 0,2 мм величина уф составит 22,5 градуса. При длине факела 50 мм диаметр его переднего фронта составит 20 мм. Если количество сопловых отверстий равно 4, то необходимо, чтобы тангенциальный воздушный вихрь за основной период горения топлива переместил факелы на угол между ними (90°).

На рис. 7 показаны разрез поршня двигателя КамАЗ-740, топливный факел и камера сгорания типа Даймлер.

Для уменьшения периода задержки воспламенения применяют двухфазную подачу топлива. При впрыске запальной порции топлива (10-20 %) в КС увеличивается температура и повышается завихрение воздушного заряда. Последующий впрыск основ-

Рис. 7. Расположение факела топлива: 1 — поршень; 2 — камера сгорания; 3 — факел распыленного топлива; 4 — распылитель форсунки

ной порции топлива (80 — 90 %) происходит в горячий объем КС. Время процесса испарения капель уменьшается, и топливо раньше самовоспламеняется.

В заключение следует отметить, что повышение интенсивности впрыска топлива возможно за счет применения аккумуляторных систем с изменением давления от 50 до 250 МПа. Выполнены расчеты, позволяющие оценить мелкость распыленного топлива, определить длину факела при различных давлениях перед сопловыми отверстиями. Для обеспечения высоких технико-экономических параметров двигателей типа КамАЗ-740 предлагается внедрение системы аккумуляторного типа с электронным управлением и изменением давления в аккумуляторе (типа Common Rail). Характеристики впрыска (однофазные, двухфазные), динамика распыленного топлива (мелкость, длина, угол факела), период задержки воспламенения, размер КС должны быть согласованы друг с другом.

Библиографический список

1. Лашко, В. А. Использование фундаментальной теории управления в практике проектирования проточных частей комбинированных двигателей внутреннего сгорания / В. А. Лашко. — Владивосток : Дальнаука, 2009. — 449 с.

2. Алексеев, В. П. Физические основы процессов в камерах сгорания поршневых ДВС : учеб. пособие по курсу «Теория рабочих процессов комбинированных ДВС» / В. П. Алексеев, Д. Н. Вырубов. — М. : МВТУ им. Н. Э. Баумана, 1977. — 84 с.

5

6

7

8

9

Тт , мс

8,0

5,0

4,0

2,0

0,5

0,4

0,3

0,25

0,2

Тт , мс

3. Лышевский, А. С. Распыливание топлива в судовых дизелях / А. С. Лышевский. - Л. : Судостроение, 1971. -200 с.

МАКУШЕВ Юрий Петрович, кандидат технических наук, доцент кафедры «Тепловые двигатели и автотракторное электрооборудование».

ФИЛАТОВ Алексей Владимирович, аспирант кафедры «Тепловые двигатели и автотракторное электрооборудование».

Адрес для переписки: таки8Ьеу[email protected]

Статья поступила в редакцию 26.02.2013 г. © Ю. П. Макушев, А. В. Филатов

УДК 621.2.082.18

А. А. РАЖКОВСКИЙ А. Г. КИСЕЛЬ А. А. ФЁДОРОВ Д. С. РЕЧЕНКО

Омский государственный университет путей сообщения

Омский государственный технический университет

ВЛИЯНИЕ СОЖ НА МОМЕНТ ТРЕНИЯ ПРИ ОБРАБОТКЕ РЕЗАНИЕМ СТАЛИ У8_

Известно, что при резании металлов практически вся энергия расходуется на трение и переходит в тепло. Поэтому при изучении процесса резания с точки зрения износа режущего инструмента главное внимание следует уделять трению и тепловым процессам. Непосредственное влияние на производительность и качество обработки материалов резанием оказывают смазочно-охлаждающие технологические средства (СОТС), осуществляя охлаждающее, смазочное и моющее действие.

Ключевые слова: смазочно-охлаждающая жидкость, момент трения, резание, сталь.

Назначение СОТС — снижение изнашивания режущего инструмента, улучшение качества обрабатываемой поверхности и повышение производительности труда [1]. Смазочное действие СОТС уменьшает силы трения и явления схватывания и адгезии на контактирующих поверхностях инструмента обрабатываемой детали и стружки [2, 3].

Основная задача смазывающего действия СОТС — уменьшение схватывания, задира, фрикционного нагрева и сил трения при перемещении стружки и обрабатываемого металла по передней и задней поверхностям инструмента. В зависимости от свойств обрабатываемого и инструментального материалов СОТС могут уменьшать или увеличивать схватывание между ними, изменять длину контакта стружки с передней поверхностью и силы резания.

С повышением скорости резания и подачи влияние смазывающего действия СОТС на процесс трения и изнашивания снижается, так как ухудшаются условия проникновения СОТС в зону контакта и не успевают образовываться адсорбционные пленки (пленка — это тончайший поверхностный слой, отличающийся от основного металла по составу и структуре) [1]. При повышении смазочных характеристик СОТС могут улучшиться почти все параметры обработки:

— увеличится стойкость инструмента вследствие уменьшения диффузии, схватывания, диффузионного изнашивания и засаливания алмазно-абразивного инструмента;

— возрастет производительность обработки;

— уменьшатся шероховатость и волнистость обработанной поверхности, снизятся остаточные напряжения вследствие лучшего экранирования трущихся поверхностей, локализации сдвиговых деформаций и снижения интенсивности схватывания;

— уменьшаются фрикционный нагрев и температура в зоне резания, с илы трения и расход энергии.

Увеличение смазывающих свойств СОТС может иметь и отрицательные последствия:

— произойдет снижение производительности алмазно-абразивной обработки при недостаточной жесткости системы СПИД (станок-приспособление - инструмент - деталь), например при внутреннем шлифовании и суперфинишировании, из-за увеличения количества зерен, скользящих по обрабатываемой поверхности и не участвующих в процессе резания;

— уменьшится стойкость инструмента, если исчезнет нарост, предохраняющий переднюю поверхность от изнашивания, или если отдельные компоненты СОТС вызовут повышенное коррозионно-механическое изнашивание инструмента;

— возрастут силы резания при обработке металлов, граничные пленки которых имеют более высокую прочность, чем сам металл (например, силы резания при обработке алюминия, свинца, меди резцами, из быстрорежущей стали на воздухе больше, чем в вакууме) [1].

Смазывающие свойства СОТС оценивают на металлорежущих станках при резании металлов и на машинах трения. При резании металлов смазыва-

о

оэ