CC BY
114
УДК 621.436
ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЦИОНАЛЬНОГО ПРОФИЛЯ КАМЕРЫ СГОРАНИЯ ФОРСИРОВАННОГО ТРАНСПОРТНОГО ДИЗЕЛЯ
В.В. Егоров, С.С. Никифоров
DETERMINATION OF THE EFFICIENT PROFILE OF COMBUSTION CHAMBER OF THE BOOSTED TRANSPORT DIESEL ENGINE
V.V. Egorov, S.S. Nikiforov
Рассматривается методика проектирования рационального профиля открытых камер сгорания в поршнях без выточек под клапаны при условии отсутствия организованного движения воздушного заряда. Методика базируется на теоретических исследованиях процесса взаимодействия топливного факела со стенкой камеры сгорания и результатах экспериментальных исследований влияния конструктивных параметров камеры сгорания на показатели рабочего процесса дизеля.
Ключевые слова: дизель, поршень, камера сгорания, топливная струя.
The system of designing the efficient profiles of the open combustion chambers in pistons without valve recess and under the condition of the absence of the organized air charge motions is considered. This system is based on the theoretical researches of the process interaction of fuel jet with the combustion chamber wall and on the results of the experiments discovering the influence of the combustion chamber construction parameters on the parameters of diesel engine operating process.
Keywords: diesel engine, piston, combustion chamber, fuel jet.
Показатели рабочего процесса для различных типов смесеобразования в ряде случаев улучшаются изменением геометрических параметров камеры сгорания (КС) и, в основном, за счет изменения формы днища поршня. На серийно выпускавшихся транспортных дизелях типа Ч и ЧН15/18, а также на опытных вариантах дизелей типа ЧН15/16 применялась КС типа Гессельман, которая традиционно считается камерой сгорания объемного смесеобразования. Форма КС Гессельман по распространенному выражению «согласована с формой топливных факелов». Многими исследованиями доказано значительное улучшение показателей рабочего процесса дизелей различных типов при применении КС Гессельман взамен КС объемного смесеобразования другого типа, в которых форма днища поршня не согласуется с формой топливных факелов (например, цилиндрическая камера сгорания).
Попытки улучшения формы самой КС Гессельман сводятся фактически к увеличению расстояния от распылителя до днища поршня по оси топливного факела, т.е. к углублению камеры в поршне. При условии сохранения степени сжатия резервы для углубления КС изыскиваются либо в уменьшении надпоршневого зазора, либо в изменении формы центрального выступа днища поршня. Реализация соответствующих изменений конструкции в серийном производстве в первом случае влечет за собой ужесточение допусков на размеры при изготовлении и износы сопряжений кривошипно-шатунного механизма. Изменять форму центрального выступа днища поршня не эффективно по ряду причин. Во-первых, изменения объема воздушного заряда на периферии КС и длины свободного полета топливных факелов, полученные за счет этого мероприятия, незначительны. Во-вторых, высока вероятность взаимодействия топливных факелов на начальном участке их развития с днищем поршня, если не в условиях конкретной экспериментальной сборки то, во всяком случае, в серийных изделиях, имеющих отклонения размеров при изготовлении деталей кривошипно-шатунного механизма и топливной аппаратуры. Подобная «стесненность» развития топливных факелов на начальном участке отрицательно влияет на экономичность дизеля, о чем свидетельствуют многочисленные эксперименты, проведенные авторами. Таким образом, напрашивается вывод о том, что резервы улучшения показателей рабочего про-
Егоров В.В., Никифоров С.С. Определение рационального профиля камеры сгорания
______________________________________________________форсированного транспортного дизеля
цесса за счет совершенствования формы КС типа Г ессельман в ее «классическом» варианте практически исчерпаны.
Что касается «объемности» смесеобразования в КС Г ессельман форсированного транспортного дизеля, то в условности этого понятия в настоящее время мало кто сомневается. Многочисленные расчетные и экспериментальные исследования динамики «холодного» и «горячего» топливного факела указывают на то, что длина свободного факела в форсированных транспортных дизелях превышает не только радиус камеры в поршне, но и цилиндра. Об этом в частности свидетельствует наличие отпечатков факелов на днище поршней дизелей типа Ч и ЧН15/18 с КС Гессельман. При согласовании формы днища поршня и топливного факела в таких КС предполагается наличие малого надпоршневого зазора и применение выточек на кроне поршня с целью предотвращения контакта клапанов газораспределительного механизмов с поршнем. Однако для топливных факелов, попадающих на выточки под клапаны, характер смесеобразования изменяется относительно заданного. Поэтому в конструкциях с расположением форсунки по оси цилиндра и отсутствии фиксации распылителя от проворота маловероятно обеспечение идентичных условий смесеобразования по цилиндрам многоцилиндрового дизеля.
С применением поршней без выточек под клапаны (рис. 1) обеспечиваются идентичные условия смесеобразования для каждого топливного факела, улучшается технологичность изготовления поршня и уменьшается его тепловоспринимающая поверхность. Вместе с тем, в камере сгорания образуется равномерный увеличенный надпоршневой зазор, в котором сосредоточена значительная часть воздушного заряда. Например, для КС с поршнем по рис. 1, б эта величина составляет порядка 30%, в связи с чем, возникает задача использования этого воздуха в процессе смесеобразования путем организации отражения топливного факела от днища поршня и рационального распределения воздушного заряда в объеме КС между топливом, отраженным в разных направлениях. Топливный факел отражается от периферийной части днища поршня (стенки КС), за счет чего осуществляется перераспределение топлива по объему. Отражение происходит как в направлении крышки головки, так и в направлении центральной части днища поршня. Соотношение долей цикловой подачи топлива, отраженного в различные области камеры сгорания, а также доли топлива, осажденного на стенку, зависит от параметров топливной аппаратуры и конструкции КС. В условиях отсутствия организованного движения воздушного заряда процесс отражения топливного факела от стенки КС является определяющим при организации смесеобразования в камерах такого типа. Изучение и моделирование этого процесса необходимо при выборе рациональной формы днища поршня для дизелей с камерой сгорания с увеличенным над-поршневым зазором.
Рис. 1. Поршни дизеля типа ЧН15/18: а - с выточками под клапаны, КС типа Гессельман; б - без выточек под клапаны, КС с увеличенным надпоршневым зазором
В разработанной авторами модели процесса взаимодействия топливного факела со стенкой камеры сгорания [1] факел представляется двухфазной турбулентной стационарной струей, состоящей из капель топлива усредненного диаметра (жидкая фаза), движущихся в спутном потоке воздуха (газообразная фаза). Спутный поток образуется путем обмена количеством движения между впрыснутым топливом и частью воздушного заряда. По длине струи выделяются начальный и основной участки. На протяжении начального участка происходят, во-первых, процессы распада струи топлива на отдельные капли, во-вторых, обмен количеством движения между топливом и воздухом в объеме факела, в третьих, сохранение постоянной скорости топлива на оси и суммарного потока топлива через любое нормальное к оси сечение струи (согласно теории тур-
Расчет и конструирование
булентных струй [3]). На протяжении основного участка струи происходит торможение капель топлива в спутном потоке воздуха с диссипацией энергии без обмена количеством движения между жидкой и газообразной фазами струи [2]. Для описания поля скоростей фаз и концентрации жидкой фазы в нормальном сечении струи в зависимости от текущего радиуса согласно [3] принято соотношение Шлихтинга.
Для определения положения переходного сечения по длине топливного факела, исходя из принятых допущений, получена система уравнений:
(р - Р)
V в пр в / ,
Рг
и = и 0,354Ь Рг • /с • т
тп о Уру -(0,13352 • / - 0,6459 • /)’
• ----(----------Ч +1 - 0,281 • 3р/ = 0,
72 Іdз2 •( - итпу) ’ V / ’
где тс - коэффициент расхода отверстия распылителя форсунки; Рвпр - среднее давление топлива за период впрыска; Рв - среднее давление в цилиндре за период впрыска; рг и ру - плотности топлива и воздуха соответственно; иы - скорость истечения топлива через отверстие распылителя форсунки; итт - скорость воздуха на оси факела в переходном сечении; уу - кинематическая вязкость воздуха; /п и /с - площади переходного сечения факела и отверстия распылителя форсунки; d32 - средний диаметр капель распыленного топлива.
Система уравнений (1) решается методом последовательных приближений относительно расстояния Ьп по оси факела от отверстия распылителя форсунки до переходного сечения. Площадь переходного сечения /п определяется в зависимости от величины Ьп при известной геометрии факела.
Система уравнений для определения параметров на оси факела в пределах основного участка при расстоянии от отверстия распылителя форсунки Ь имеет вид:
и„, • Яп
С = с • —-------------
тг тпг Тт г) ’ итг*^
( с ^
и2тт, • /п • 0,13352 - 0,08624 = и* • / •
тт ^ п ’ ’ ту ^
V рг 0
0,13352 - 0,08624 •^т
V рг 0
ит1 • dUmt = -[а •(ит, - и ту )-Б^(ит1 - и ту )2 ]• Л.
Здесь А = 0,75 • к1 • ту • (рг • d322) и В = 0,54 • к2 • ру • (рг • d32 )-1 - коэффициенты, введенные для упрощения вида уравнений; Стпг и Стг - концентрации топлива на оси факела в переходном и произвольном сечении радиуса Я и площадью / на текущей длине I; - динамическая вяз-
кость воздуха; ит( и иту - скорости топлива и воздуха на оси факела в произвольном сечении на текущей длине по оси факела I; к1 и к2 - коэффициенты аэродинамического сопротивления капли топлива; Яп - радиус переходного сечения.
При встрече топливного факела со стенкой КС образуется область взаимодействия, где прослеживается влияние стенки на поток и происходит разворот топливного факела вдоль ее поверхности в направлениях прямого и обратного тока. Принято, что отклонение капель топлива от первоначальной траектории начинается в области взаимодействия под действием потока газовой составляющей, которая в свою очередь отклоняется стенкой как автономная турбулентная газовая струя. Размеры области взаимодействия и координаты ее границ определяются согласно результатам проведенных авторами безмоторных экспериментальных исследований по регистрации взаимодействия с плоской стенкой топливного факела дизельной форсунки и стационарных дымовых струй. Граница раздела течения в направлениях прямого и обратного тока определяется согласно [4]. Параметры топливной и воздушной фаз на входе в область взаимодействия вычис-
ляются по уравнениям (2). В результате анализа процесса торможения капель топлива в спутном потоке воздуха в объеме области взаимодействия получена следующая система уравнений:
Здесь V,, Уу - проекции скорости капли и воздуха на ось х и и(, иу - на ось у; х и у -координаты капли в области взаимодействия.
Решением уравнений (3) определяются траектории движения капель топлива в области взаимодействия топливного факела со стенкой камеры сгорания. По результатам расчетов выделяется группа капель, унесенная спутным потоком в объем КС или попавших в пристеночную зону. Исходя из условия минимизации доли пристеночного топлива, определяется диапазон углов р между осью факела и стенкой КС. Согласно расчетам для топливной аппаратуры исследуемого типа дизелей этот диапазон составляет 20.. .60°.
Расчетные исследования показали существенное влияние на величину доли пристеночного топлива параметра Ь/ - расстояния по оси факела от сопловых отверстий до стенки КС. Из условия минимизации доли пристеночного топлива целесообразно увеличивать значение Ь/, которое определяется геометрическими параметрами пространства сжатия. Такими параметрами являются минимально допустимый зазор между кроной поршня и головкой цилиндра, степень сжатия и размеры центрального выступа днища поршня. Эти размеры выбираются конструктивно из условия отсутствия взаимодействия топливных факелов на начальном участке их развития с днищем поршня, другими словами, свободного развития топливного факела до момента его организованного отражения от стенки КС. Расчеты параметров пространства сжатия экспериментального одноцилиндрового дизеля типа 1ЧН15/16 показали, что для степени сжатия 14 обеспечить вышеназванные условия возможно при величинах Ь/ <53.55 мм, а для степени сжатия 9,5 при Ь/ <70 мм.
При взаимодействии факела со стенкой камеры сгорания отражение топлива происходит как на периферию КС (зона прямого тока) и вглубь камеры в поршне (зона обратного тока). Условие обеспечения равного суммарного коэффициента избытка воздуха по этим зонам сформулировано как требование к рациональному профилю исследуемого типа КС. Расчеты показали, что при обеспечении этого требования за счет изменения профиля днища поршня несколько уменьшается величина Ь/ . Это противоречит сформулированному требованию обеспечения максимально возможного значения параметра Ь/ .
Для проверки сформулированных требований к рациональному профилю исследуемого типа камер сгорания проведены серии экспериментальных исследований на различных одноцилиндровых отсеках дизелей типа ЧН15/16 и ЧН15/18. Часть экспериментальных исследований на дизеле 1ЧН 15/16 со степенью сжатия 14 представлена в настоящей статье.
Спроектированы, изготовлены и испытаны несколько вариантов поршней с различной формой днища (рис. 2), обеспечивших различные условия развития и отражения топливных факелов от стенки КС и различные условия распределения воздуха по зонам КС.
Вариант днища поршня № 1 спрофилирован с применением методики, разработанной для камер сгорания типа Гессельман, и не обеспечивает условия свободного развития топливного факела до момента его организованного отражения от стенки КС. Вариант днища поршня № 2 спрофилирован из условия обеспечения максимально возможного расстояния от сопловых отверстий до стенки КС по оси факела при свободном его развитии. Однако в этом варианте не обеспечивается условие равенства суммарного коэффициента избытка воздуха по зонам прямого и обратного тока. Соблюдение этого условия достигается в камере сгорания с поршнем по варианту № 3. Результаты экспериментов подтвердили правильность такого подхода - удельный расход
(3)
ёх и,
Расчет и конструирование
топлива одноцилиндрового дизеля с КС № 3 снизился на 5,5 г/кВт-ч по сравнению с КС № 2 (рис. 3).
0119
til
0117
№ 1
№ 2
№ 3
№ 4
№ 5
№ 9
Рис. 2. Профиль днища поршня в опытных вариантах камеры сгорания
Варианты днища поршня № 4-7 также спрофилированы с учетом условия обеспечения равенства суммарного коэффициента избытка воздуха по зонам прямого и обратного тока. При этом с уменьшением угла между осью факела и стенкой КС уменьшается расстояние от сопловых отверстий до стенки КС, что приводит к ухудшению экономичности дизеля (см. рис. 3).
В камерах сгорания с поршнями № 8 и 9 топливный факел взаимодействует с днищем поршня в пределах своего начального участка, удельный расход топлива при этом резко возрастает (см. рис. 3).
кВт • ч
270
250
230
Lf,
мм
--40
30
20
1
8 9
2 3 4 5 6 7
№ камеры сгорания
Рис. 3. Значения удельного эффективного расхода топлива %е , максимального
давления цикла Ртах и расстояния от сопла до стенки КС Ь/ дизеля 1ЧН15/16 со степенью сжатия 14 и различными камерами сгорания. Режим номинальной мощности
В результате проведенных исследований создана методика профилирования КС с рациональной организацией отражения топливных факелов от стенки. Профиль такой КС должен соот-
г
ветствовать совокупности следующих требований, каждое из которых в отдельности является необходимым, но не достаточным:
1) распределение воздуха по зонам прямого и обратного тока в камере сгорания пропорционально поступившему в эти зоны количеству топлива;
2) свободное, без бокового контакта с центральной выступающей частью днища поршня и поверхностью головки цилиндра, развитие топливного факела до начала его организованного взаимодействия со стенкой камеры сгорания;
3) максимальная длина свободного развития факела до стенки КС.
Разработанные по представленной методике камеры сгорания внедрены в серийное производство в дизелях типа 6ЧН15/16, 12Ч15/18 и 12ЧН15/18 в ООО «ЧТЗ - Уралтрак», а также использованы при создании опытного дизеля типа 12ЧН15/16.
Литература
1. Егоров, В. В. Моделирование взаимодействия топливного факела со стенкой в камере сгорания быстроходного транспортного дизеля / В.В. Егоров, С. С. Никифоров // Вестник ЮУрГУ. Серия «Машиностроение», 2005. - Вып. 7. - № 14 (54). - С. 42-49.
2. Соу, С. Гидродинамика многофазных систем / С. Соу. - М. : Изд-во Мир, 1971. - 536 с.
3. Теория турбулентных струй / под ред. Г.Н. Абрамовича. - 2-е изд., перераб. и доп. - М. : Наука, 1984. - 716 с.
4. Юдаев, Б.Н. Теплообмен при взаимодействии струй с преградами / Б.Н. Юдаев, М.С. Михайлов, В.К. Савин. - М. : Машиностроение, 1977. - 247 с.
Поступила в редакцию 23 апреля 2008 г.
Егоров Владимир Владимирович. Кандидат технических наук, заместитель главного конструктора ООО «ГСКБ «Трансдизель» Область научных интересов - рабочие процессы двигателей внутреннего сгорания.
Egorov Vladimir Vladimirovich. Cand.Sc. (Engineering), Deputy Chief Designer of the limited liability company «Main Specialized Engineering Department «Transdiesel» (OOO «Golovnoe Specializirovannoe Konstruktorskoe Byuro «Transdisel»). Professional interests: working processes of internal combustion engines.
Никифоров Сергей Степанович. Кандидат технических наук, доцент кафедры «Автомобили» Южно-Уральского государственного технического университета. Область научных интересов - процессы смесеобразования в дизелях.
Nikiforov Sergey Stepanovich. Cand.Sc. (Engineering), Associate Professor of the Motor Cars Department of South Ural State University. Professional interests: carburetion processes in diesel engines.
