Универсальный термодинамический цикл аксиально-поршневого двигателя внутреннего сгорания Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.43.001.24:539.4 (075.8)

Энергетика

УНИВЕРСАЛЬНЫЙ ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЙ ЦИКЛ АКСИАЛЬНО-ПОРШНЕВОГО

ДВИГАТЕЛЯ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ

Э.Л. Топалов

В статье рассматривается термодинамический цикл аксиально-поршневого двигателя внутреннего сгорания, оснащенного турбо-наддувом, обладающего высокими показателями мощности и коэффициента полезного действия при отрицательно стабильном показателе расхода топлива

Ключевые слова: двигатель внутреннего сгорания, термодинамический цикл

В двигателе внутреннего сгорания (ДВС) использован ряд образцовых термодинамических циклов. Эти образцовые циклы называют идеальными. Но образцовые термодинамические циклы двигателей внутреннего сгорания, а также и цикл Карно являются частными случаями некоторого общего для них цикла, который назван универсальным термодинамическим циклом тепловых двигателей.

Такой цикл изображен на рис. 1 и образован адиабатой сжатия ас, политропой сг с показателем пг, по которой теплота подводится к рабочему телу; адиабатой расширения гЬ и политропой Ьа с показателем п2, по которой теплота ц2 отводится от рабочего тела.

Термический кпд этого цикла равен:

Чг „ с2(Ть-Та)

^ = 1-^=1

41

^(Тг - Тс) '

(1)

где с1 и с2 - соответственно теплоемкости по-литропных процессов сг и Ьа.

Обозначим:

£ = — - степень адиабатного сжатия;

"с

1 Рг

А = — - степень изменения давления в

Рс

процессе подвода теплоты;

р = — - степень изменения объема в про-

цессе подвода теплоты. Для адиабаты ас:

Т /.,, ч к-1

тп \рг/

(2)

Уравнение состояния применительно к точкам с и г имеет вид:

рсус = ЯТС ' = ЯТ2 .

После почленного деления получим:

Топалов Эдуард Львович -цент, тел. 8(473) 252-34-52

ВГТУ, канд. техн. наук, до-

тс Рс '

(3)

Рис. 1. Схема протекания цикла

В соответствии с рис. 1, б изменение энтропии в политропных процессах сг и Ьа одинаково, поэтому

Д5 = с± 1п Ту = сг 1п^ ,

'с ¡а

откуда следует, что

(Тлъ

ИГ—«*)

(4)

Подставив (2), (3), (4) в (1), после соответствующих преобразований получают:

£1

1 (Ар)с2 - 1 ^ —1- —~-" , (5)

С2

при этом

с1 — Су + И

^ р

(6)

Из (5) следует, что во всех случаях с увеличением £ значение ^ растет.

Некоторые частные случаи:

1. Если с1 — с2, то в соответствии с (5):

Ъ = ^^Т , (7)

И так как при этом с1 и с2 могут иметь любые абсолютные значения, включая и случай, когда с1 — с2 — ±«>, то циклов, удовлетворяющих указанному условию, бесконечно много. Нетрудно выдать, что при с1 — с2 — ±от имеет место цикл Карно. При с1 — с2 — су получим цикл поршневого двигателя внутреннего сгорания с изохорным подводом и отводом теплоты, а при с1 — с2 — ср - цикл газотурбинной установки с изобарным подводом

теплоты. При с1 — с2 —

политропы сг и

Ьа будут изображаться прямыми диниями, проходящими на диаграмме РУ через начало координат.

2. Если с1 — ср и с2 — Су, то А — 1 и (5) примет вид:

Ш — 1--

• к-1

к(р - 1)'

(8)

что соответствует циклу поршневого двигателя внутреннего сгорания с изобарным подводом и изохорным отводом теплоты.

3. При с1 — Су и с2 — Су имеет место

р — 1 и поэтому уравнение (5) примет вид:

1

1 Ак

Ль — 1-

(9)

£к~г А-1' что соответствует циклу газотурбинной установки с изохорным подводом теплоты.

Рассмотренные частные случаи универсального термодинамического цикла являются

наиболее типичными и далеко не исчерпывают всех его возможностей.

Путем комбинирования двух или более универсальных циклов, осуществляемых каждый при различных условиях подвода и отвода теплоты, можно получить более сложные циклы, например, известный цикл Тринклера (рис. 2). Последний можно представить, как совокупность цикла асггЬга, осуществляемого при с1 — с2 — Су, и цикла Ь1г1гЬЬ1, осуществляемого при с1 — Су и с2 — Су. Термический кпд сложного (комбинированного) цикла, состоящего, например, из двух элементарных циклов, можно определить на основании следующего. Если полезная работа первого из соответствующих циклов:

¿1 — ч'гПп ,

а второго:

12 — Ч1Ш2 ,

то для комбинированного цикла в целом можно написать:

+ 12 1г + 12 + 2

Ль

41 + Ч"'

41

ч{

41

Если обозначить — — то получим:

Ъ — + ЪгПп . В общем случае, когда комбинированный цикл состоит из ш элементарных циклов, его кпд можно определить по формуле:

Ль

— ^ ЬЛя .

г=1

(10)

В частности, для цикла на рисунок 2, в соответствии с (10) имеет место:

1 Арк - 1

т — 1-

?к-1

(А- 1) + кА(р - 1)

Рис. 2. Схема цикла Тринклера

Эффективность универсального термодинамического цикла и других производных от него, существенно зависит не только от условий подвода и отвода теплоты, но и от количества теплоты подводимой к единице количества рабочего тела.

Если выразить:

41 = с1(Тг - Тс) = с1Та£к~1А(р - 1) '

С1

42 = с2(Ть - Та) = с2Та

(Ар)с* - 1

Решая эти уравнения совместно и исключая при этом Ар, получим:

£1

41 у2

42 = с2Та

(11)

Сохраняя в (1) и заменив ц2 по (11), найдем:

£1

с2Та Л , 41

ъ = 1-

-к-1

[1 + 77^-

(12)

СгТа£к-

Очевидно, что ^ универсального термодинамического цикла зависит от степени адиабатного сжатия (г), условий подвода и отвода

теплоты ( с-1' — ) , тепловой нагрузки (д-^ и от

с2

начальной температуры рабочего тела Та.

В реальных двигателях внутреннего сгорания тепловая нагрузка цикла зависит от коэффициента избытка воздуха а, при котором осуществляется реакция сгорания топлива. Если обозначить теплотворность топлива через Ни кДж/кг и теоретически необходимое количество воздуха для полного сгорания топлива через Ь0 кг/кг, то

41

Яи аЬа

Н,

а

кДж

кг

где Нд = — - теплотворность топливовоздуш-ной смеси.

Таким образом, формула (12) представ ля-ется в следующем виде:

£1

Пг = 1 -

с2аТа

Нп

1 +

Нп

с1аТааек 1

с2

- 1

(13)

В таком виде формула для ^ позволяет проследить универсальный термодинамический цикл, как прототип реального процесса, протекающего в различных двигателях внутреннего сгорания.

На рис. 3 показана зависимость ^ от а

С1

при различных значениях — для случая, когда

К = 1,4; £ = 10; с2=0,72 кДж/кг °С; Та = 300К и Нд = 3000 кДж/кг.

Автором исследования [1] по уравнению (13) показано, что изменение Та влияет на ^ в том же направлении, что и изменение а, и что ^ практически не зависит от Нд, если иметь в виду обычное топливо и окислитель - воздух.

ш

0,7

0.6

0,5

ол

(,/[? 0,8

1/1 г №

(,/г? V

1.1 л? и

а

ш и ш 1.8

Рис. 3. Зависимость термодинамического кпд от условий подвода и отвода тепла и тепловой нагрузки цикла

На современной стадии развития двигате-лестроения большое внимание уделяется конструированию турбопоршневых двигателей внутреннего сгорания (ДВС). Поэтому исследования в области теории их рабочего процесса приобретают большую значимость.

Определенный интерес представляют в этом отношении, в частности, также термодинамические исследования цикла турбопоршне-вых ДВС, так как они позволяют наметить главные, определяющие пути совершенствования рабочего процесса, которые при определенных условиях могут быть успешно реализованы.

Известные в этом направлении работы имеют определенные достоинства. В то же время им свойственна некоторая незавершенность и абстрактность. Имеется в виду, в частности, отсутствие в этих работах удачных попыток установить возможно более тесную связь термодинамических циклов турбопорш-невых ДВС с реально протекающими в них процессами.

При рассмотрении схемы термодинамического цикла аксиально-поршневого ДВС в общем виде предполагается, что по началу адиабатного процесса сжатия (рис. 4, точка 3) и концу адиабатного расширения (точка 7) в

поршневой части ДВС соответствует одно и то же положение поршня.

Рис. 4. Схема протекания термодинамического цикла аксиально-поршневого ДВС

Рабочий процесс протекает следующим образом. Рабочее тело адиабатно сжимается в нагнетателе (линия 1-2), после чего поступает в холодильник, где от него изобарно отводится некоторое количество тепла ц'2 (линия 2-3). Охлажденное до температуры Г3 рабочее тело затем поступает в цилиндр поршневой части ДВС и адиабатно сжимается до состояния 4 (линия 3-4), после чего к нему подводится с некоторым опережением по политропе 4-5 первая часть тепла в количестве д" подводится изобарно (линия 5-6). После адиабатного расширения в поршневой части ДВС (линия 6-7) от рабочего тела изохорно отводится тепло д" так, что д"' — ц2 (линия 8-9). В сопловом аппарате и на лопатках турбины происходит адиабатное расширение рабочего тела (линия 9-10).

Цикл замыкается условным изобарным процессом 10-1 с отводом тепла ц2'.

В установках с импульсной газовой турбиной рабочее тело после адиабатного расширения в поршневой части ДВС (линия 6-7) продолжает непосредственно расширяться в газовой турбине (линия 7-11), а условному изобарному процессу, замыкающему цикл, соответствует линия 11-1:

Р2

а — — - степень повышение давления в нагнетателе;

т рз

А — — - степень повышение давления в

поршневом ДВС;

р9 „

п —--перепад давлений в газовой тур-

Рю

бине постоянного давления;

£а—^- степень адиабатного сжатия в

поршневом ДВС;

£ — ^ - полная (геометрическая)степень

сжатия в поршневом ДВС;

^ — — - степень уменьшения объема в

поршневом ДВС при политропном подводе тепла;

Р — ф - степень увеличения объема в

поршневом ДВС при изобарном подводе тепла;

т

т — — - степень промежуточного охлаждения в холодильнике;

т

Р — — - соотношение температур в конце

ти

адиабатного расширения в турбине постоянного давления и в импульсной турбине.

Согласно принятым обозначениям:

£а — ф£. (14)

Используя известные термодинамические соотношения, получают следующие формулы для определения параметров рабочего тела в характерных точках цикла.

1. Давление:

Р1 - заданное значение;

Р2 — оРг ; Рз — Р2; Ра — £аРз — ЫаРг — о((Р£)кР1 ; р5 — ХРА — Ао£1^Р1 — Хо((р£)кР1 ; Рв — Рь ; Р7 — оА(<рр)кР1; Рв — пР1; Р9 — Рв ; Р10 — Р± .

2. Температура:

Т1 - задано ;

к-1

т2 — о к тг ; к-1 О к

Ъ —-;

т

к-1 к-1 О к а к

Т4 —-—-(<р£)к~1Т1;

т т

к-1 к-1

О к о к

Т5 — А-ф£а Т! — А-(рк£к~1т1 ;

т т

к-1 к-1 о к о к

Т6 — А-— А-(ркр£к~1т1 ;

т т

к-1

Т7 — А^рУ — Ъ ;

т

п

Те — ;

так

_(к-1)п + А((рр)кагг 1 11 ; ктак

_(к- 1)п + Л(<рр)ко _

Т10 — 1 Т1 — ртг1;

ктакп к 1

Лк<рр Тц — .

т

Здесь к — — - отношение изобарной теп-

сь

лоемкости к изохорной. Теплоемкость полит-ропного процесса 4-5 может быть определена по формуле:

с — с.*^ . (15)

Термический кпд цикла равен:

, 42 , 42 + 42

Ль — 1--— 1--;-тт .

41 41 + 41

Так как при этом

41 — 41 + 41 — с(Т5 - Т4) + ср(Т6 - Т5) ; 42 — 42 + 42' — ср(т2 - Т3) + ср(Т10 - Т11) , то можно написать:

— 1 ср(Т2 - Т3) + ср(Т10 - Т11) с(Т5-Т4) + ср(Т6-Т5) . После подстановки значений температур и соответствующих преобразований окончательно получим:

ъ — 1-

или

т| 1 -

к-1 а к

, (к-1)п + Х(<рр)кд . +-к=1--1

_кал к_

(4>£)к

(А<р - 1) + к!<р(р - 1)

т|1-

к-1 а к

к-1 1

а к_

(<-р£)к~1 ^(Хд>к)

(16)

(17)

(А<р - 1) + к!<р(р - 1)

При изотермическом сжатии рабочего тела в нагнетателе надобность в промежуточном охлаждении последнего отпадает, то есть в этом случае ц2 — 0, а, следовательно, имеет место

1

к-1 О к /

—0

Таким образом, расчетные формулы для ^ аксиально-поршневых ДВС с газовой турбиной постоянного давления и импульсной газовой турбиной соответственно будут иметь вид:

(к - 1)п + Х(д>р)ка

к-1 как к

-1

((ре)«-1 ^(Хд>к)

(А<р - 1) + к!<р(р - 1)

(18)

Частные случаи протекания термодинамического цикла аксиально-поршневого ДВС представлены на рис. 5.

1р=1; Т-1

(р=\ТТ-5; Т-1

V

Рис. 5. Частные случаи протекания термодинамического цикла аксиально-поршневого ДВС

Рис. 5. Частные случаи протекания термодинамического цикла аксиально-поршневого ДВС (продолжение)

Рис. 5. Частные случаи протекания термодинамического цикла аксиально-поршневого ДВС (окончание)

ъ = 1-

\кфр к-1 а к

- 1

(<р£)к~1 ^(Хд>к)

(19)

(А<р - 1) + кЛу(р - 1)

Важнейшие частные случаи: 1. При с = су, следовательно, при ^ = 1 и £а = £ в соответствии с формулой (16) будем иметь (рис. 5, а):

Ъ = 1--г:т

к-1 а к

, . 1 \ , (к-1)п + Х(р)кд . м 1--Г^Т I +--—--1

к-1 к&К к

(20)

(Я - 1) + кХ(р - 1)

что соответствует циклу турбопоршневого ДВС с изохорным подводом тепла по линии 45.

2. Когда дополнительно к вышеуказанному условию отсутствует промежуточное охлаждение рабочего тела и, следовательно, т = 1, получим (рис. 5, б):

(к - 1)тг + 1(р)ка__1_

ь fc-l к-1

_ , К как к с к

Ъ = 1 - -¡тгг"

(21)

ек~1 (Я - 1) + кХ(р - 1) '

3. При ^ = 1 и п = а в соответствии с формулой (16) будем иметь (рис. 5, в):

I \ к~г

1 кт[а к - 1) - <г к + Арк ---

(Я - 1) + кА(р - 1)

(22)

4. При ^ = 1, т = 1 и п = а (рис. 5, г) формула (16) примет вид:

1 Яр' -1

^ = 1 -Тк^1'~к=1 '

' ст~[(Я - 1) + кА(р - 1)]

(23)

5. Когда т = 1 и ^ = ст = 1 (рис. 5, д) исследуемый цикл превратится в цикл поршневого ДВС с опережающем подводом тепла и согласно формуле (16) будем иметь:

__1__*(д>р)к - 1_

^ (рЕ)к~1']о£(л£к) ' (24)

6. Если, кроме того, ^ = 1 (рис. 5, е), то исследуемый цикл превратится в классический цикл поршневого ДВС со смешанным подводом тепла (цикл Тринклера), причем:

Арк - 1

£к~г (Я - 1) + кА(р - 1)'

(25)

7. Если р = 1, то есть, когда адиабатное расширение рабочего тела после поршневого ДВС непосредственно продолжается в импульсной газовой турбине (рис. 5, ж), то согласно формуле (17) будем иметь:

ъ = 1-

О к ' & к_

(26)

8. Если, кроме того, ^ = 1 (рис. 5, з), то

(27)

т|1--1т1+4&-1

к-1 / к-1 д к ' с к

£к~г (Я - 1) + кА(р - 1) '

9. Если в турбопоршневом ДВС с импульсной турбиной отсутствует промежуточное охлаждение рабочего тела, т.е. т = 1 (рис. 5, и) и, кроме того, ^ = 1, то согласно формуле (4) будем иметь:

к Акр - 1

^ = 1 '

' ст~[(Я - 1) + кА(р - 1)]

(28)

При изотермическом сжатии в нагнетателе для этого случая:

1 к-1

к Акр - а к

^ = 1 '

' ст~[(Я - 1) + кА(р - 1)]

(29)

При осуществлении рабочего процесса в реальных ДВС соотношение между параметрами А и р зависит от количества тепла ц-^, подводимого к рабочему телу.

Можно показать, что между этими величинами в самом общем случае существует следующая связь:

41 =

к-1 ^ — М""1 Р^Г ? • - 1) + кА<р(р - 1)1 с„Т1' (30)

[ ^(ЭД

Найдя из этого выражения значение р и исключив его таким образом из формул (16) и (17), после соответствующих преобразований получим:

41

т -1 к-1 лк Аук

т кт 1 кт

ак

а к ( 1 I ^ т

Х^\1 + Шс„Т1(<ре)к-1'^-10^(Л(р-1)

-1

(31)

или

ч{ = 1--

41

СуТ! 41

т - 1 к-1 ЯЯ^т

1о^А<рк)

кА^с„Т1(рЕ)к~1 1о^А<р)

(А<р - 1) IV - 1

(32)

Для реальных ДВС имеет место: Ни нд

41 = —г = —'

аь0 а

где Ни - теплотворность топлива, кДж/кг;

10 - теоретически необходимое количество воздуха, кг/кг;

а - коэффициент избытка воздуха, при котором осуществляется сгорание топлива;

Нд - теплотворность рабочей смеси. Если учесть, кроме того, что _ 8'315

где 8,315 - универсальная газовая постоянная, кДж/кг- град, то формулы (31) и (32) можно привести к следующему виду:

к аТ,

щ = 1 -8'315

к-1 а к

к-1 На 1

1 +ТТ-

кт

(к - 1)Яа

(Ау - 1)

Пк. кфк

'~Г + Ок кт

Т

к-1 а к

- 1

(33)

или

к аТ,

щ = 1-8'315---

п ' к-1 На

11 (к- 1)Яа

т - 1 к~1 ВАкю ( т т I

1о^А<рк)

(А<р - 1) IV - 1

(34)

кА^8'315аТ1(р£)к~1 1о^А<р)

Введение в формулы для ^ величин а, Тг, Нд, а равно и ^ позволяет установить более непосредственную связь между термодинамическими циклами ДВС и реально протекающими в них процессами.

Формулами (31) и (33) следует пользоваться при исследовании цикла турбопоршне-вых ДВС с газовой турбиной постоянного дав-

X

ления, а формулами (32) и (34) - при исследовании цикла аксиально-поршневых ДВС с импульсной газовой турбиной, пологая при этом 0 = 1.

В соответствии с изложенным ниже приводятся некоторые выводы, позволяющие определить основные направления в части повышения аксиально-поршневых ДВС:

1. Из формул (16) и (17) видно, что термический кпд обобщенного термодинамического цикла турбопоршневого ДВС будет тем больше, при прочих равных условиях, чем больше полная (геометрическая) степень сжатия в поршневом ДВС - £ и чем меньше степень промежуточного охлаждения - т.

2. Чтобы сравнить циклы газотурбинного ДВС с импульсной газовой турбиной, с одной стороны, и с газовой турбиной постоянного давления рассмотрим изображение хвостовой части цикла в координатах ТБ (рис. 6).

Рис. 6. К сравнению циклов газотурбинных ДВС с импульсной газовой турбиной и газовой турбиной постоянного давления

Во втором случае она изображается ломаной линией 7-8-9-10 и тепло q2, изохорно отводимое от рабочего тела, будет эквивалентно площади 7-8-8'-7'-7, а тепло qизобарно подводимое к рабочему телу перед турбиной, будет эквивалентно площади 8-9-9'-8'-8. И так как по условию q"' = q2, то пл. 7-8-8'-7'-7 = пл. 8-9-9'-8'-8. Это значит, что точка 9 лежит правее адиабаты расширения 7-11 для ДВС с импульсной турбиной. Таким образом, точка 11 на изобаре Pw = Р1 = const оказывается ниже точки 10. Отсюда следует, что для ДВС с импульсной газовой турбиной имеет место:

о

1и

Имея это в виду и обращаясь к формуле (17), можем сделать вывод о том, что при равных условиях термический КПД турбопорш-

невого ДВС и с импульсной газовой турбиной будет больше такового для ДВС с газовой турбиной постоянного давления.

3. По графику на рис. 7, построенному

"К

для случая, когда т = 1, а = 2, — = 1, а = 1,4 , Т = 300К, Н0 = 90000 кДж/кг, /с = 1,4, видно, что ^ растет как с увеличением £, так и с увеличением А.

Ш/% а- Н. т=1; ff=Z „=l

-fkX

у}

It

70

65 60 55

10 12 % 16 Рис. 7. Зависимость = (еД)

4. Весьма существенное влияние на ^ оказывают степень повышения давления в нагнетателе - о и соотношение перепадов давлений в газовой турбине и нагнетателе - ^ (рис. 8). Как видно, с термодинамических позиций выгодно добиваться такого течения рабочего процесса, чтобы отношение ^ было возможно

больше. Однако при этом возникнут определенные трудности с осуществлением продувки цилиндров поршневого ДВС от остаточных газов.

^=300% a U, т=Ь с12, Л=18 7/ 80

75 70 65

h

\Н Ж

к Щв? -б [у

i 1

1

2 4

Рис. 8. Зависимость =

Совершенно очевидно, что для увеличе-

п

ния отношения —, а, следовательно, и увеличе-

ния ^ необходимо газообменный тракт аксиально-поршневого ДВС проектировать и изготовлять с точки зрения его динамических качеств на самом высоком уровне.

5. Ранее уже отмечалось, что применение промежуточного охлаждения снижает Как видно по рис. 9, влияние промежуточного охлаждения на ^ тем больше, чем больше степень повышения давления а в нагнетателе и чем больше степень промежуточного охлаждения т.

^=300% а=Ц, т=1, €=12, Л =1,8

75 70 65

Пг Ь,т1

/

/ ¡¡г" 0.

2^68 - без промежуточного охложденоя

Рис. 9. Зависимость = (а, т)

Совокупное влияйте на термический КПД величин т и ^ показано рис. 10, и что подтверждает необходимость улучшения аэродинамических качеств газообменного тракта аксиально-поршневых ДВС.

/; а I',. V I £=12,- а=2

>7/

68

66 64 62

>7/ Ф 1

/

' X / /

/ / / /

0,8 10 12 Ы

Рис. 10. Зависимость = 6. При высоких степенях наддува, т. е. при больших значениях а и отсутствии промежуточного охлаждения рабочего тела, положительный эффект за счет повышения удельной мощности существенно снижается, в

то время как тепловая напряженность ДВС значительно возрастает. Вместе с этим применение промежуточного охлаждения приводит к уменьшению ^. Это противоречие можно изменить, применяя изотермическое сжатие рабочего тела в нагнетателе. Но изотермическое сжатие рабочего тела в нагнетателе можно осуществить далеко не всегда. Поэтому определенный интерес представляет охлаждение рабочего тела до нагнетателя.

Рис. 11. Влияние способа охлаждения на термический кпд турбопоршневого двс с газовой турбиной постоянного давления

На рис. 11 показано изменение ^ для трех случаев (аксиально-поршневого ДВС с турбиной постоянного давления): когда охлаждение отсутствует; когда осуществляется полное промежуточное охлаждение Т3 = Тг и когда рабочее тело охлаждается до нагнетателя, так, чтобы его температура после адиабатного сжатия в нагнетателе равнялось Тг. Это имеет место в случае, когда температура рабочего тела

к-1

перед вводом в нагнетатель снижается в а к раз.

Как видим, охлаждение рабочего тела до его ввода в нагнетатель ДВС с турбиной постоянного давления не только желательно, но и тем эффективнее, чем больше а.

Практически охлаждение рабочего тела до нагнетателя можно осуществить, например, посредством включения в схему установки холодильной машины, а также за счет применения испарительного охлаждения посредством впрыска в приемный патрубок нагнетателя воды или части цикловой воды топлива в сильно распыленном состоянии. Что касается турбопоршневого ДВС с импульсной газовой турбиной, то, как видно по рис. 12, охлаждение рабочего тела перед вводом в нагнетатель приводит во всем диапазоне значений а к существенному уменьшению ^.

U=U; k=18; £=12;

75

70

65

60

1r fiir.n

гф-

3"

S У

/ / f

2 4

1 - дез промежуточного охлаждения 2-е полным промежуточным охлаждением 3-е охлаждением до нагнетателя

Рис. 12. Влияние способа охлаждения воздуха на термический кпд турбопоршневого двс с импульсной газовой турбиной

7. По рис. 13 видно, что влияние коэффициента избытка воздуха а на в пределах обычных значений а несущественно и тем менее заметно, чем больше о.

rf=300% a U. >: Р À 18. * 1

75 70

65

a=1,b t=u

r=U J?'— - 18—

a ^ w 'V' r

f

2 4 6 8 - без промежуточного охлаждения

------с полным промежуточным охлаждением

Рис. 13. Зависимость = (а, а)

8. Исследование формул (33) и (34) показывает, что ^ растет с увеличением начальной температуры цикла Тг и уменьшением теплотворности рабочей смеси Нд. Но так как влияние Тг и Нд на ^ весьма незначительно, тогда как среднее теоретическое давление цикла с увеличением Тг и уменьшением Нд заметно снижается, то, очевидно, воздействие на ^ за счет Тг и Нд практически нецелесообразно.

9. Выше было показано, что при равных условиях термический КПД турбопоршневых ДВС с импульсной газовой турбиной больше такового для установок с газовой турбиной постоянного давления. Из рис. 14 видно, что разница в значении ^ при этом составляет 49%, причем в области умеренных значений а она более ощутима.

1r Пал)

/

2 _

/ /Ê / / / s*

2 4

1- ТПД с импульсной mypBuHDÜ 2 - ТПД с турбиной постоянного давления

Рис. 14. Зависимость = (а, т) для газотурбинных двс с импульсной газовой турбиной и газовой турбиной постоянного давления

10. Исследование обобщенного термодинамического цикла турбопоршневых ДВС показывает, что функция = f(o) не имеет максимума. Однако этот максимум может иметь место в действительности, если при выводе аналитических зависимостей для КПД установки учитывать значение собственных КПД нагнетателя и газовой турбины.

Литература

1. Орлин, А.С. Двигатели внутреннего сгорания. Конструирование и расчет на прочность поршневых и комбинированных двигателей [Текст]/ А.С. Орлин; под ред. А.С. Орлина, М.Г. Круглова. -М.: Машиностроение, 1984.-384 с.

2. Пат. 2313675 Российская Федерация, МКП7 G01R 21/66. Аксиально-поршневой двигатель [Текст] / Топалов Э.Л., Куриленко Н.И.; заявитель и патентообладатель Тюменский архитектурно-строительный университет. - №2006102349/31; заявл. 25.06.2004; опубл. 27.12.2007, Бюл.№36. -7с.

3. Володин А.И. Локомотивные двигатели внутреннего сгорания [Текст]/ А.И. Володин. -М.: Транспорт, 1990. - 256 с.

Воронежский государственный технический университет

UNIVERSAL THERMODYNAMICS CYCLE AXIAL-PISTON MOTOR

E.L. Topalov

The article discusses the thermodynamic cycle of the axial-piston combustion engine, equipped with turbo-supercharged engines with high power and efficiency stable with a negative fuel consumption Key words: axial-piston motor, thermodynamics cycle