Method for assessing the changes of the thermal state of cylinder head of engine with air-cooling when boosting

Full Text

Введение Дизели воздушного охлаждения имеют, как правило, более низкие значения среднего эффективного давления, чем дизели жидкостного охлаждения той же размерности. Это обусловлено, во-первых, меньшей жесткостью корпусных деталей дизелей с воздушным охлаждением и, во-вторых, сложностью поддержания в допустимых пределах температур деталей их цилиндропоршневой группы при повышении мощности. Наиболее теплонапряженными элементами в конструкции дизеля воздушного охлаждения являются, как показывает опыт испытаний и эксплуатации дизеля 8ЧВН 15/16, головки цилиндров. В головке цилиндров двигателя воздушного охлаждения сложно обеспечить подвод охлаждающего воздуха в их наиболее теплонапряженные зоны, в частности в зону межклапанной перемычки. Кроме того, во внутренних каналах головки для охлаждающего воздуха невозможно вследствие конструктивных ограничений выполнить развитые поверхности теплоотвода. Меньшая интенсивность теплоотдачи в воздух по сравнению с теплоотдачей в капельную жидкость приводят не только к росту средней температуры головки в целом, но и к увеличению интервала изменения температуры и температурных градиентов в теле головки при изменении режима работы двигателя, а также при его форсировании. При форсировании дизеля наддувом возникает вопрос о возможных пределах повышения давления наддува и требуемой глубине охлаждения наддувочного воздуха, при которых температуры головки цилиндров не превышают допустимых пределов [1]. Ответ на этот вопрос можно получить на основе расчета температурного поля в головке цилиндров с использованием соответствующих пакетов прикладных программ, однако для оценки возможных пределов форсирования конкретной модели дизеля надежность результатов таких расчетов может быть недостаточной, так как в большинстве случаев трудно определить с требуемой точностью граничные условия. В силу сказанного в производственных условиях чаще всего приходиться прибегать к термометрированию. Целью исследования является разработка метода оценки изменения теплового состояния головки цилиндра двигателя воздушного охлаждения. Методы исследования и результаты Нами предлагается метод оценки изменения теплового состояния головки цилиндров дизеля воздушного охлаждения, позволяющий ограничиться экспериментальным определением температур на огневом днище головки цилиндров только на исходном уровне форсирования. В основе метода лежит достаточно очевидное утверждение о том, что термические сопротивления теплопроводности собственно головки цилиндров и теплоотдачи в окружающую среду остаются при форсировании двигателя практически неизменными. Таким образом, при форсировании температурное поле в головке меняется только в результате изменения теплового потока в днище головки и термического сопротивления теплоотдачи на поверхностях камеры сгорания. Тепловой поток, передаваемый от рабочего тела в цилиндре к охлаждающему воздуху, можно выразить следующим образом [2]: , (1) где - средняя за период теплообмена температура газа в камере сгорания; - температура охлаждающего воздуха; - среднее на расчетном диапазоне индикаторной диаграммы значение коэффициента теплоотдачи от газа в днище головки цилиндра; - площадь тепловоспринимающей поверхностей днища головки цилиндра; - термическое сопротивление теплопроводности тела головки цилиндра; - термическое сопротивление теплоотдачи от поверхности головки цилиндра в охлаждающий воздух. Величину теплового потока , передаваемого от рабочего тела в цилиндре в охлаждающий воздух, для исходного уровня форсирования находим по формуле Ньютона-Рихмана, записанной для процесса теплоотдачи на поверхности огневого днища головки. При этом среднюю температуру газа в цилиндре определяем путем обработки результатов индицирования, а среднее по поверхности огневого днища головки значение температуры находим как средневзвешенную величину измеренных на указанной поверхности температур. Расчет ведем, связывая с каждой точкой измерения площадь некоторого участка поверхности огневого днища головки. Значение коэффициента конвективной теплоотдачи вычисляем по модифицированной формуле Вошни [3]: , (2) где , - температура и давление в цилиндре; - диаметр цилиндра; , - коэффициенты, определяемые параметрами воздушного заряда на впуске и параметрами цилиндропоршневой группы; - средняя скорость поршня. Возможность применения формулы Вошни (2) для дизелей воздушного охлаждения большой размерности была предварительно подтверждена применением ее для определения полного тепловыделения по данным индицирования. Зная на исходном уровне форсирования тепловой поток , температуру газов в цилиндре и значение коэффициента конвективной теплоотдачи, из формулы (1) находим сумму термических сопротивлений . Для оценки теплового состояния головки цилиндра на новом уровне форсирования необходимо знать, какие значения при этом примут и . Эти значения могут быть найдены путем моделирования рабочего цикла двигателя. Для двигателя 8ЧВН15/16, на котором проверялась эффективность рассматриваемого метода, параметры рабочего тела в цилиндре при различных уровнях наддува могут быть с достаточной точностью найдены с помощью математической модели, разработанной в ВолгГТУ профессором А.В. Васильевым [4, 5.] Рассчитывая с помощью математической модели на новом заданном уровне форсирования параметры двигателя и индикаторную диаграмму, определяем значение , затем на основе расчетной индикаторной диаграммы вычисляем по формуле Вошни и далее по формуле (1) находим . Имея для нового уровня форсирования расчетные значения , и , вычисляем по формуле Ньютона-Рихмана новое значение . В соответствии с распределением площади огневого днища головки по зонам измерения температур обратным пересчетом находим прогнозные значения в этих зонах. Эффективность предложенного метода была проверена на основе результатов испытаний форсированного варианта дизеля 8ЧВН15/16 с различными типами турбокомпрессоров: Н2В «Holset», К-36, ТКР8,5С-7 [6, 7]. Параметры турбокомпрессоров приведены в табл. 1. Испытания проводились на моторном стенде и заключались в определении эффективных показателей дизеля и термометрировании головки цилиндра на режиме номинальной мощности. Расположение термопар на днище головки цилиндра приведено на рис.1. Таблица 1 Степень согласованности турбокомпрессоров и двигателя 8ЧВН15/16 Параметр Турбокомпрессор Н2В К-36 ТКР8,5С-7 πк 2,01 1,91 1,93 Gв, кг/с 0,266 0,262 0,257 ηк 0,71 0,80 0,68 ηкмах 0,75 0,80 0,69 Рис. 1. Схема расположения термопар со стороны днища головки цилиндра: 1 - t1; 2 - t2, 3 - t3; 4 - выпускной канал; 5 - впускной канал Суммарное значение термических сопротивлений теплопроводности головки цилиндров и теплоотдачи от нее в охлаждающий воздух было найдено по данным термометрирования дизеля 8ЧВН15/16 с номинальной мощностью 270 кВт, укомплектованного турбокомпрессором ТКР8,5С-7. Для оценки достоверности разработанного метода прогнозные значения температур днища головки были определены по изложенному выше способу для двигателя, укомплектованного различными турбокомпрессорами. При этом расчеты по математической модели выполнялись для каждого типа турбокомпрессора в отдельности с учетом особенностей их расходно-напорных характеристик. В табл. 2 приведены экспериментальные и расчетные значения эффективной мощности , подачи воздуха и его параметров после турбокомпрессора, коэффициента избытка воздуха, средней и максимальной температур днища головки. Максимальная температура на днище головки, согласно результатам термометрирования, наблюдается в точке 3 (рис.1). Для каждого типа турбокомпрессора в табл. 2 в верхней строке приведены экспериментальные данные, а в нижней - расчетные. Значения максимальных температур днища головки цилиндров, найденные экспериментально и расчетным путем для вариантов с различными турбокомпрессорами, нанесены на график (рис.2). Таблица 2 Опытные и расчетные значения параметров двигателя 8ЧВН15/16 при использовании различных ТКР ТКР n, мин-1 Ne, кВт Gв, кг/ч pк, МПа Тк, °С α Тдгц, °С Тmax, °С Н2В 1700 271 1918 0,1975 117,0 2,16 - 291,0 271 1886 0,1975 117,0 2,13 197,3 290,6 К36 1700 264 1885 0,1886 107,5 2,16 - 281,0 264 1839 0,1886 107,4 2,13 190,7 280,9 8,5С-7 1700 264 1853 0,1904 114,5 2,10 - 290,0 264 1828 0,1905 114,5 2,11 193,3 284,8 Сравнение результатов расчетного определения значений максимальной температуры днища головки с экспериментальными данными свидетельствует об их хорошем соответствии. Разброс расчетных и экспериментальных значений не превышает 1,8%. При этом расчет правильно отражает наблюдаемую в экспериментах зависимость максимальной температуры днища головки от параметров турбокомпрессоров. В частности, можно сделать вывод о том, что при форсировании до одной и той же мощности турбокомпрессорами с различными расходными характеристиками, максимальная температура днища головки может быть различной. Рис. 2. Экспериментальные и расчетные значения максимальных температур днища головки цилиндра в зависимости от используемого ТКР Заключение Таким образом, предлагаемый метод правильно прогнозирует изменение теплового состояния головки цилиндров при форсировании дизеля воздушного охлаждения наддувом и может быть использован в инженерной практике для оценки возможных пределов форсирования таких дизелей, выбора регулировок топливоподачи и параметров охладителя наддувочного воздуха.

About the authors

A. V. Vasilyev

Volgograd State Technical University

Email: tig@vstu.ru
Dr.Eng.

A. M. Lartsev

Volgograd State Technical University

Email: tig@vstu.ru
Ph.D.

E. A. Fedyanov

Volgograd State Technical University

Email: tig@vstu.ru
Dr.Eng.

References

Supplementary files