Газодинамика и локальная теплоотдача во впускной системе поршневого ДВС

Фазы газораспределения экспериментальной установки соответствуют фазам двигателя ВАЗ - ОКА и составляют:

- открытие впускного клапана - 33 град., п.к.в. до ВМТ;

- закрытие впускного клапана - 79 град., п.к.в. после НМТ;

- открытие выпускного клапана - 47 град., п.к.в. до НМТ;

- закрытие выпускного клапана - 17 град., п.к.в. после ВМТ.

Высота подъема впускного клапана составляет 9,2 мм.

К головке блока экспериментальной установки на шпильках крепится профилированная вставка 33, длиной 150 мм. К ней подстыкован с помощью хомута измерительный канал 34, длиной 220 мм. В измерительной трубе имеются специальные отверстия для установки датчиков.

Экспериментальная установка приводится во вращение асинхронным двигателем 35 марки АД80В2У3, частота вращения которого регулируется преобразователем частоты Altivar 31 фирмы Shneider Electric (на рисунке не показан) в диапазоне мин^-1 с точностью 0,1 %

В свечное отверстие устанавливался обратный клапан оригинальной конструкции, через который воздух на такте сжатия свободно уходит в атмосферу. Исполнение клапана показано на рисунке 2.3. Как видно из рисунка обратный клапан состоит из корпуса 1, пластикового шарика 2, который плотно прижимается пружиной 3 к выпускному отверстию. Сила сжатия пружины регулируется специальной шпилькой 4. Для более надежной работы обратного клапана пружина и шарик устанавливаются в соответствующие направляющие втулки 5. Между корпусом головки блока 6 и корпусом обратного клапана устанавливается уплотняющая шайба 7.

Перед использованием обратный клапан гидравлически проверялся на герметичность.

Рис. 2.3. Обратный клапан: 1 - корпус обратного клапана; 2 - шарик; 3 - пружина; 4 - специальная шпилька; 5 - направляющие втулки; 6 - корпус головки блока; 7 - уплотняющая шайба

Общий вид экспериментально установки на базе натурной модели ДВС размерности 7,1/8,2 показан на рисунке 2.4.

Рис. 2.4. Общий вид экспериментальной установки

Рассмотрим более подробно конфигурацию рабочего участка впускного тракта экспериментальной установки. В связи со слабой изученностью проблемы, как было показано в разделе 1.1, в качестве исходной базы был выбран классический прямой канал с круглым поперечным сечением (рис. 2.5). К головке цилиндра пристыкована на шпильках профилированная вставка 1 длиной мм. К ней при помощи хомутов крепится измерительный канал 2 длиной мм и диаметром мм. В измерительном канале имеется два отверстия на расстоянии мм для установки датчиков термоанемометра. При этом расстояние от входа в измерительный канал до первого датчика мм.

Рис. 2.5. Конфигурация впускного тракта экспериментальной установки: 1 - профилированная вставка; 2 - измерительный канал; 3 - датчики термоанемометра; 4 - впускной канал в головке цилиндра (длиной 80 мм и диаметром 32 мм); 5 - впускной клапан - длина впускного канала; - длина измерительного канала; - расстояние от входа в измерительный канал до первого датчика термоанемометра; - расстояние между датчиками термоанемометра

Вставка с несимметричным поперечным сечением составляла приблизительно 30% от общей длины впускного тракта от входа в измерительный канал до седла клапана, равной 540 мм. Использовались вставки с поперечным сечением в форме круга, квадрата и равностороннего треугольника. Во всех случаях эквивалентный (гидравлический) диаметр равнялся 32 мм. Геометрические характеристики профилированных вставок приведены в таблице 2.1.

Таблица 2.1. Геометрические характеристики профилированных вставок

Форма поперечного сечения вставки	Длина вставки L1, мм	Диаметр d или сторона a, мм	Периметр поперечного сечения вставки Р, мм	Площадь поперечного сечения вставки F, мм2	Эквивалентный (гидравлический) диаметр вставки dэ, мм
Круг	150,0	32	100,5	803,8	32,0
Квадрат	150,0	32	128,0	1024	32,0
Треугольник	150,0	55,4	166,2	1329	32,0

Ступеньки на переходе участков разной формы были сглажены пластичным материалом.

К измерительному каналу при помощи хомута могли крепиться разные воздушные фильтры для изучения их влияния на процесс наполнения воздухом цилиндра ДВС.

Также в ходе данного исследования использовалась впускная труба с изгибом под углом 90^о вместо профилированной вставки 1 (рис. 2.5). Общий вид и основные геометрические размеры изогнутой трубы показаны на рисунке 2.6.

Рис. 2.6. Изогнутая впускная труба

Измерительный канал и расположение датчиков для исследования газодинамики при использовании изогнутой трубы оставалось неизменным.

2.2 Измерение частоты вращения и угла поворота коленчатого вала

При исследовании динамических процессов в двигателе внутреннего сгорания необходимо однозначно определять частоту вращения коленчатого вала и нахождение поршня в верхней мертвой точке и нижней мертвой точке, для того чтобы знать моменты открытия и закрытия впускного и выпускного клапанов.

Для проведения этих измерений в экспериментальной установке использовался тахометрический датчик, состоящий из зубчатого диска, закрепленного на вале, и индуктивного датчика, закрепленного на штативе в непосредственной близости от диска.

Зубчатый диск 1 крепился (рис. 2.7) на одну из коренных шеек 2 коленчатого вала установки и фиксировался на ней при помощи затяжки винтов 3. Индуктивный датчик 4 размещался на штативе 5, так что расстояние от чувствительного элемента датчика до зуба составляет 3…8 мм.

Рис. 2.7. Схема установки тахометрического датчика: 1 - диск зубчатый; 2 - коренная шейка коленчатого вала; 3 - винты; 4 - индуктивный датчик; 5 - штатив

Зубчатый диск имеет только два зуба расположенные друг против друга. На коленчатый вал зубчатый диск крепится так, чтобы один из зубьев соответствовал нахождению поршня в верхней мертвой точке, а другой соответственно нижней мертвой точке.

Сигнал на выходе индуктивного датчика образует импульс напряжения, с частотой пропорциональной скорости вращения коленчатого вала. По размещению этих импульсов можно судить о текущем положении коленчатого вала и соответственно определять нахождение поршня в ВМТ и НМТ. Чтобы отличать сигналы от зубьев соответствующих НМТ и ВМТ, зубья имели отличную конфигурацию, что давало различную амплитуду сигнала. Типичный сигнал, получаемый с тахометрического датчика, показан на рисунке 2.8: положению поршня в ВМТ соответствует импульс напряжения меньшей амплитуды, чем импульс - в позиции НМТ.

Рис. 2.8. Выходной сигнал с тахометрического датчика

Таким образом, можно было однозначно определять частоту вращения коленчатого вала и положение поршня в цилиндре.

2.3 Измерение мгновенного расхода всасываемого воздуха

Измерение объемного расхода основано на определении мгновенной средней по поперечному сечению канала скорости воздушного потока в контрольном сечении впускного канала с помощью термоанемометра. Этот выбор (как показано в гл. 1) обусловлен тем, что термоанемометры обладают малой инерционностью, высокой чувствительностью, точностью и компактностью.

Обратимся к общей теории термической анемометрии. Чувствительный элемент термоанемометра представляет собой очень тонкую короткую металлическую нить, которая нагревается электрическим током. Для измерения пульсаций в газах используются нити диаметром от 2 до 10 мкм, которые не вносят заметных искажений в течение исследуемого потока.

Нить охлаждается благодаря теплопроводности, свободной и вынужденной конвекции и излучению. Влиянием излучения и свободной конвекцией можно пренебречь [42].

Для рассматриваемого случая исследователями [91,92] были получены теоретические и экспериментальные данные о теплообмене цилиндра с газом или жидкостью, движущимися перпендикулярно к оси цилиндра. В итоге, Крамерсом [93] было предложено следующее эмпирическое соотношение, которое дает наилучшие результаты для многих газов и жидкостей:

, (2.1)

где Nu - число Нуссельта; Pr - число Прандтля; Re - число Рейнольдса, в них определяющими являются диаметр нити и температура набегающего потока.

Для воздуха и двухатомных газов справедливость этого соотношения доказана в диапазоне 0,01<Re<10000.

Для нити со средним диаметром в 5 мкм, получим интервал скоростей, в котором можно воспользоваться соотношением (2.1): 0,4 < w < 410⁵ cм/с. Эти пределы охватывают все случаи практического применения термоанемометра.

Количество тепла Q, переносимого в единицу времени от нити длиной l с равномерно распределенной температурой к окружающему газу, равно

, (2.2)

где - коэффициент теплоотдачи, Вт/(м²К); d - диаметр нити, м; l - длина нити, м; Т_с - температура нити, К; Т_ж - температура газа, К.

Или, если заменить величину по соотношению (2.1),

, (2.3)

где - коэффициент теплопроводности газа, Вт/(мК).

При условии теплового равновесия потери тепла в единицу времени должны равняться количеству тепла, выделяемого в единицу времени электрическим током, проходящим через нить; иначе говоря, их величина составляет , где i - сила электрического тока, а - активное электрическое сопротивление нити при температуре Т_с.

Таким образом, для теплового равновесия нити требуется, чтобы

, (2.4)

Легко выразить разность температур в уравнении (2.4) через величину , где - электрическое сопротивление нити при температуре газа ; при этом получим

, (2.5)

Тогда соотношение (2.4) можно записать следующим образом:

, (2.6)

где - сопротивление при характерной температуре , например при 273 К; b - температурный коэффициент удельного электрического сопротивления нити, Ом/К.

Применительно к термоанемометрическим измерениям удобно и общепринято записывать это соотношение в форме

, (2.7)

Где

, (2.8)

, (2.9)

где - плотность газа, кг/м³; -коэффициент динамической вязкости, м/с².

В практике термоанемометрических измерений коэффициенты А и В не вычисляются из соотношений (2.8) и (2.9), а определяются экспериментально. Однако «теоретические» формулы для А и В все же используются для оценки влияния свойств газа и нити на их значения.

При постоянной температуре, то есть при постоянном электрическом сопротивлении нити, связь между и , согласно (2.7) должна быть линейной. Далее эта линейная зависимость (рис. 2.9) вполне удовлетворительно была подтверждена опытом при статической тарировке термоанемометра с нихромовой нитью диаметром 5 мкм.

Для измерения пульсаций скорости потока применяются два различных метода [43]: постоянного тока и постоянной температуры.

В первом, ток, нагревающий нить, поддерживается постоянным, что приводит к пульсациям температуры нити, обусловленным влиянием потока. В другом - ток нагрева нити регулируется таким образом, чтобы выделяющееся количество тепла обеспечивало постоянную температуру нити.

Рис. 2.9. Линейная зависимость термоанемометра от : i - сила электрического тока, А; w - скорость потока воздуха, м/с

Сущность метода постоянного тока заключается в следующем: нагретая нить включена в мост сопротивлений, который питается постоянным током. Блок-схема термоанемометра постоянного тока приведена на рисунке 2.10.

Под действием скорости потока нить охлаждается и возникает разбаланс в измерительной диагонали аб моста сопротивлений. Сигнал усиливается усилителем, частотная характеристика которого имеет особый вид и поступает в аналого-цифровой преобразователь и далее обрабатывается на компьютере.



Рис. 2.10. Блок схема термоанемометра постоянной силы тока

Сущность метода постоянной температуры, блок-схема для которого приведена на рисунке 2.11, заключается в следующем: чувствительный элемент является одним из плеч моста сопротивлений, к измерительной диагонали которого подключается дифференциальный усилитель, содержащий усилитель напряжения К_н и усилитель тока К_т. Выход этого усилителя осуществляет питание диагонали моста сопротивлений. Электрический ток проходит через чувствительный элемент, нагревая его проволоку до определенной температуры. Температура чувствительного элемента поддерживается постоянной с помощью сервоуправляемой системы. Мгновенная величина расходуемой электрической энергии равна мгновенной тепловой потере на нагревание окружающей среды. Тепловые потери зависят от температуры, давления и скорости измеряемой среды, а также от применяемого чувствительного элемента. Если температура и давление среды при измерении не изменяются, то ток чувствительного элемента будет зависеть только от скорости потока.

Рис. 2.11. Блок схема термоанемометра постоянной температуры

Если в результате увеличения скорости потока чувствительный элемент начинает охлаждаться, сопротивление его при этом начинает изменяться согласно соотношению (2.5). Изменение сопротивления приводит к изменению падения напряжения в диагонали моста , которое подается на вход усилителя. Это напряжение усиливается и подается на мост так, что ток усилителя, который идет на нагрев нити, увеличивается и компенсирует ее охлаждение. Напряжение , характеризующее нагрев датчика, является, таким образом, и мерой скорости потока.

Постоянная времени термоанемометра ф_o при работе по методу постоянной температуры значительно меньше, чем для метода постоянного тока [35]. Без обратной связи верхний предел частоты сужается приблизительно до 100 Гц в результате влияния теплоемкости зонда, однако при создании обратной связи частотный диапазон расширяется с увеличением коэффициента петли обратной связи. При значениях коэффициента усиления петли обратной связи порядка 10 - 15 тысяч частотный диапазон термоанемометра постоянной температуры расширяется до 30-50 кГц, что полностью закрывает требуемый (см. гл. 1) диапазон частот.

Относительно низкое значение постоянной времени делает метод постоянной температуры пригодным для измерения турбулентных потоков, без использования компенсации термического запаздывания. Благодаря постоянной температуре нити константы А и В являются постоянными, то есть не зависят от интенсивности турбулентных пульсаций. Это обеспечивает методу постоянной температуры значительное преимущество, когда приходиться производить измерения в потоках с большой относительной интенсивностью турбулентности.

Поэтому было принято решение разработать схему термоанемометра постоянной температуры для измерения пульсаций скорости в данной работе. Прототипом послужила схема, приведенная в [44]. Разработанная схема показана на рисунке 2.12 (а, б). Схема состоит из двух блоков: термоанемометра постоянной температуры и защиты. Принцип работы метода постоянной температуры описан выше.

Внешний вид законченного термоанемометра показан на рисунке 2.13.

Для питания термоанемометра использовался стабилизированный источник питания постоянного тока 20 - 24 В, с силой тока не менее 1,5 А. Выходным сигналом термоанемометра являлся аналоговый сигнал величиной до 5 В, который далее поступал на вход аналого-цифрового преобразователя фирмы L-CARD модели E14-140 и далее обрабатывался на персональном компьютере в программе Lgrapf 2.0.

а

б

Рис. 2.12. Схема термоанемометра: а) схема защиты; б) схема термоанемометра постоянной температуры с обратной связью



Рис. 2.13. Внешний вид термоанемометра при одноканальном исполнении

В качестве чувствительного элемента в исследовании была использована нихромовая нить диаметром 5 мкм, длиной 5 - 6 мм. В качестве держателей использовались токопроводящие стержни от лампы накаливания. Они помещались во втулку и заливались эпоксидным клеем. Далее нить зажималась в стержнях, после чего приваривалась точечной сваркой в местах выступания. Таким образом, обеспечивался надежный контакт нити со стержнями. К выступающим концам стержней припаивались провода, которые подсоединялись к входу термоанемометра. Внешний вид законченного датчика показан на рисунке 2.14.

Сопротивление чувствительного элемента в холодном состояние составляло 2 - 2,5 Ом и его тарировочная кривая оставалась стабильной в течение не менее 14 дней. Такие показатели были достаточными для проведения данного исследования.

Рис. 2.14. Внешний вид термоанемометрического датчика

Для определения характеристик термоанемометра проводилась его статическая и динамическая тарировка. Для этого была изготовлена установка, представленная на рисунке 2.15.

Рис. 2.15. Схема установки для тарировки термоанемометра: 1 - нагнетатель воздуха; 2 - воздухоподводящий канал; 3 - насадка; 4 - главный блок термоанемометра; 5 - чувствительный элемент термоанемометра; 6 - аналого-цифровой преобразователь; 7 - персональный компьютер; 8 - пневмометрический зонд; 9 - дифманометр; 10 - милливольтметр; 11 - лопасти; 12 - электрический двигатель; 13 - система регулирования частоты вращения двигателя; 14 - участок гидродинамической стабилизации

Как видно из рисунка 2.15, установка включает в себя нагнетатель воздуха 1 с возможностью регулировки расхода воздуха путем изменения числа оборотов двигателя, подсоединенный к воздухоподводящему каналу 2 с участком гидродинамической стабилизации 14 с сопловой насадкой 3. Сигнал термоанемометра 4 поступал в аналого-цифрового преобразователь 6, который модифицировал аналоговый сигнал в бинарный код для дальнейшей обработки на персональном компьютере 7. Для измерения скорости воздуха использовался пневмометрический зонд 8 и дифманометр 9. Температура измерялась термопарой медь-константин, размещенной в подводящем к насадке канале. Показания с термопары считывались при помощи милливольтметра 10.

Промеры поля скоростей с помощью пневмометрического зонда позволили выявить область в поперечном сечении струи, формируемой насадкой, где в дальнейшем размещался термочувствительный элемент датчика термоанемометра.

При статической тарировке измерялись следующие величины: температура воздуха Т, К, атмосферное давление p, мм. рт. ст., и динамический напор р, мм. вод. ст. Далее вычислялась плотность воздуха при данных условиях по формуле:

, (10)

где R -газовая постоянная для воздуха, равная 286,7, Дж/(кг К); p - атмосферное давление, Па; Т - температура воздуха в канале, К.

После этого определялась скорость воздуха при данных условиях по формуле:

, (11)

Таким образом, измерялась скорость воздуха на 10 - 12 режимах, и параллельно проводились ее замеры при помощи термоанемометра. В результате были получены тарировочные кривые в виде зависимость напряжения на выходе термоанемометра от скорости воздуха. Для каждого чувствительного элемента подобные измерения проводились 2 - 3 раза для подтверждения воспроизводимости результатов.

Характерная тарировочная кривая для канала с круглой формой поперечного сечения с диаметром 11,4 мм показана на рисунке 2.16 и свидетельствует о наличии линейности в рабочем диапазоне скоростей ( м/с).

Рис. 2.16. Тарировочная кривая термоанемометра для круглого канала: чувствительный элемент - нихромовая нить диаметром 5 мкм и длиной 5 мм

Однако известно, что в каналах, лишенных полной симметрии, профиль скорости неравномерный по сечению [64,94]. Поскольку в исследованиях предполагалось использовать каналы различного поперечного сечения, то статическая тарировка проводилась также при всех, используемых формах канала.

Были изготовлены каналы с поперечным сечением в форме круга, квадрата и равностороннего треугольника с одинаковым эквивалентным (гидравлическим) диаметром d_э, равным 11,4 мм.

Далее при помощи пневмометрического зонда измерялось распределение скоростей в потоке для каждого профиля. В результате была получена тарировочная кривая термоанемометра для различных конфигураций канала, показанная на рисунке 2.17, а также было найдено соответствующее положение термочувствительного элемента в канале.



Рис. 2.17. Тарировочная кривая термоанемометра для каналов с различной формой поперечного сечения: чувствительный элемент - нихромовая нить диаметром 5 мкм и длиной 5 мм. Форма точки на графике соответствует конфигурации канала

Из рисунка 2.17 видно, что тарировочные кривые для различных поперечных сечений имеют отличия, однако, разница значений напряжения в основной рабочей зоне (w > 20 м/с) не превышает 3 %, что лежит в пределах систематической ошибки. Поэтому при проведении исследований допустимо использовать усредненную тарировочную кривую.

Далее для оценки быстродействия термоанемометра проводилась его динамическая тарировка, для которой создавались пульсации потока посредством заслонки-лопасти 11 (см. рис. 2.15), вращаемой электрическим двигателем 12 с системой регулирования числа оборотов 13. Перед этим был проведен анализ предполагаемого вида кривой пульсации скорости, которые термоанемометр должен улавливать. На рисунке 2.18 показан общий вид кривой, ожидаемой пульсации скорости потока воздуха w, полученной методом численного моделирования в программном комплексе ДИЗЕЛЬ-РК, разработанном в МГТУ им. Н. Баумана. Предполагается, что в исследуемом процессе общее время пульсации потока будет составлять примерно мс при частоте вращения коленчатого вала n = 600 мин^-1 и мс при n = 3000 мин^-1. Соответственно, время фронта - мс; значимые флуктуации скорости будут составлять мс в диапазоне w от 10 до 100 м/с.

Рис. 2.18. Предполагаемый вид кривой пульсации скорости w

Основной задачей динамической тарировки являлась проверка быстродействия термоанемометра, чтобы он мог корректно фиксировать ожидаемые пульсации скорости. Для этого были изготовлены различные лопасти, основные геометрические размеры, которых показаны на рисунке 2.19. Лопасти с прорезями необходимы для проверки схемы термоанемометра методом парных импульсов, чтобы убедиться в том, что он способен корректно регистрировать характерные особенности вида кривой ожидаемых пульсаций скорости потока.

а), б)

Рис. 2.19. Лопасти для динамической тарировки термоанемометра: а) цельная лопасть; б) лопасть с прорезями

Перед динамической тарировкой термоанемометра необходимо было оценить время фронта , установившееся время и общее время при перекрытии лопастью потока воздуха.

Для этого рассмотрим схему, представленную на рисунке 2.20.

Рис. 2.20. Схема для расчета времени при динамической тарировке: l - ширина лопасти; R - расстояние от оси лопасти до центра перекрываемого отверстия; d - диаметр отверстия; - угол перекрытия

Предполагаемый вид входного сигнала S_вх создаваемой сплошной лопастью (рис. 2.19, а), будет выглядеть, как изображено на рисунке 2.21.

Рис. 2.21. Изменение величины входного сигнала S_вх во времени при динамической тарировке с помощью цельной лопасти

Сначала оценим время фронта, то есть время, за которое лопасть полностью закроет отверстие.

Из рисунка 2.20 видно, что угол перекрытия равен приблизительно (с учетом малой величины угла перекрытия) в радианах

.

Тогда время фронта будет равняться:

, (12)

где f - частота вращения лопасти, 1/с.

Установившееся время, то есть время, в течение которого отверстие полностью перекрыто лопастью, будет равняться:

, (13)

Очевидно, что время спада будет равняться времени фронта, то есть

.

Предполагаемый входной сигнал S_вх от лопасти с прорезями
(рис. 2.19, б), изображен на рисунке 2.22.



Рис. 2.22. Изменение величины входного сигнала S_вх во времени при динамической тарировке с разрезной лопастью

Динамическая тарировка с использованием описанных лопастей проводилась при различной частоте их вращения и разных скоростях потока воздуха. Оценим характерные времена для сплошной лопасти с мм; мм, вращаемой с 1/с. В этом случае они будут равняться: мс; мс; мс при диаметре перекрываемого отверстия мм. Сравнение входного S_вх и выходного S_вых (записываемого с помощью термоанемометром) сигналов при различных скоростях воздуха показано на рисунках 2.23 и 2.25, которые свидетельствуют, что постоянная времени термоанемометра _о зависит от скорости потока воздуха, и ее можно приблизительно оценить по выражению [95]:

, (14)

где - общая продолжительность переходного процесса; - время фронта; - постоянная времени термоанемометра.

Было установлено, что постоянная времени нашего термоанемометра при скорости воздуха w = 28 м/с составляет примерно 4,5 мс; при w = 40 м/с - 3,9 мс.

Опыты показали (рис. 2.23), что переходный процесс за мс не успевает закончиться только при скорости воздуха 17,8 м/с, то есть быстродействия измерительной системы не хватает, чтобы корректно отрабатывать входной сигнал. Но его вполне достаточно, чтобы регистрировать подобные возмущения потока. В этом случае можно судить о количестве и общей форме пульсаций, но не об их амплитуде.

При скоростях потока воздуха выше 20 м/с термоанемометр отрабатывает входной сигнал с приемлемой точностью, но с различной степенью соответствия, зависящей от w.

Степень соответствия формы сигнала можно оценить по соотношению характерных линейных размеров выходного и входного сигналов, из которых наиболее представительным является ширина впадины сигнала (рис. 2.23). Тогда коэффициент соответствия формы сигнала К_с запишется как:

, (15)

где индекс «вых» соответствует выходному сигналу, а «вх» - входному.



Рис. 2.23. Сравнение S_вх входного и выходного S_вых сигналов при различных скоростях потока воздуха w: _общ=5,4 мс

Зависимость представлена на рисунке 2.24. Из рисунка видно, что с увеличением скорости потока воздуха коэффициент соответствия также возрастает.

На рисунке 2.25 показана зависимость постоянной времени термоанемометра _о от скорости потока воздуха w. Из рисунка видно, что постоянная времени термоанемометра уменьшается с увеличением скорости воздуха.

В целом, можно сделать вывод о том, что быстродействие разработанного термоанемометра будет достаточным во всем рабочем диапазоне скоростей потока воздуха, поскольку его постоянная времени на всех режимах работы установки получается, как минимум в пять раз меньше, чем время фронта пульсации, что удовлетворяет требованиям, установленным для обработки аналоговых сигналов [96, 97].

Рис. 2.24. Зависимость коэффициента соответствия К_с от скорости потока воздуха w

Рис. 2.25. Зависимость постоянной времени термоанемометра _о от скорости потока воздуха w



Рис. 2.26. Сравнение входного S_вх и выходного S_вых сигналов при тарировке парными импульсами при разных скоростях воздуха w

Далее проводилась динамическая тарировка методом парных импульсов. Сравнение входного и выходного сигналов при различных скоростях воздуха показано на рисунке 2.26. Из рисунка видно, что при скоростях 28 и 40 м/с термоанемометр вполне корректно отрабатывает входной сигнал с незначительной задержкой, а при скорости 15,0 м/с быстродействия термоанемометра хватает, чтобы заметить пульсации скорости, однако наблюдаются незначительные искажения входного сигнала.

Таким образом, в результате динамической тарировки было установлено, что быстродействие разработанной измерительной системы на основе термоанемометра постоянной температуры вполне достаточно для исследуемых процессов. Выходной сигнал термоанемометра будет корректно отображать процессы, происходящие в экспериментальной установке, за исключением, небольших флуктуаций скорости, о которых можно будет судить только количественно, форма их будет незначительно искажаться.

В заключение подчеркнем, что в качестве стандартных при определении объемного расхода V были приняты нормальные технические условия: р = 735 мм.рт.ст. и t = 20 ^oС, к которым и были приведены все опытные данные.

2.4 Система для измерения мгновенных коэффициентов теплоотдачи

Для нахождения мгновенных значений локальных коэффициентов теплоотдачи наибольшее распространение в исследовательской практике при изучении газовых потоков в каналах различных устройств получил метод термоанемометрии [42-44].

Выбор метода термоанемометрии с нитевым датчиком обусловлен рядом его достоинств, а именно: небольшие размеры нитевого датчика не вносят существенных изменений в характер течения, исследуемого потока; высокая чувствительность анемометра постоянной температуры позволяет регистрировать флуктуации интенсивности теплоотдачи с малыми амплитудами и большими частотами; простота схемы термоанемометра снижает интенсивность шумов и дает возможность легко производить трансформацию сигнала с выхода термоанемометра в цифровой код с последующей его обработкой на персональном компьютере.

Конструкция датчика для исследования теплоотдачи во впускной системе двигателя показана на рисунке 2.27. Базовым элементом датчика является подложка из фторопласта-3 1 (с коэффициентом теплопроводности 0,07 Вт/(м•К)). По поверхности подложки с небольшим натягом проходит нихромовая нить диаметром 5 мкм и длиной 5 мм, являющаяся чувствительным элементом термоанемометра 2. Нить приваривается к токопроводящим стержням 3 способом, описанным в 2.3. Для взаимной фиксации подложки и стержней, а также для сохранения натяга во время проведения эксперимента использовались клиновидные фиксаторы 4.

Рис. 2.27. Конструкция датчика для исследования теплоотдачи:

1 - фторопластовая подложка; 2 - нихромовая нить (диаметр - 5 мкм, длина 5-6 мм); 3 - токопроводящие стержни (стойки); 4 - клиновидные фиксаторы

2.5 Система сбора данных

Для проведения исследований на базе аналого-цифрового преобразователя фирмы L-Card модели E14-140 была создана автоматизированная система сбора данных, передающая информацию в персональный компьютер. Е14-140 является малогабаритным многофункциональным измерительным модулем, подключаемым к персональному компьютеру через USB-интерфейс, что является удобным для организации лабораторных исследований. Многоканальный 14-ти разрядный АЦП модуля Е14-140 позволял работать с 16 дифференциальными каналами, обеспечивая непрерывный сбор аналоговых данных. Сигналы, как с термоанемометров, так и с тахометрического датчика поступали в АЦП, который преобразовывал аналоговую информацию (напряжение) в цифровой код. Далее сигнал передавался в компьютер, где в программе Lgraph 2.0 обрабатывались, поступающие данные.

Основным критерием, согласно которому был выбран данный аналого-цифровой преобразователь, являлась максимальная частота преобразования аналогового сигнала.

Согласно теореме дискретизации (теоремы Котельникова) [98] она должна быть как минимум в два раза больше, чем любая частота, содержащаяся в аналоговом сигнале. Для модели Е14-140 максимальная частота преобразования составляет 100 кГц, что в значительной степени превышает частоты, поступающего сигнала.

Блок-схема системы сбора данных показана на рисунке 2.28.

Рис. 2.28. Блок схема системы сбора данных

Заключение

На основе конструктивных решений, предлагаемых автором и при его непосредственном участии была разработана и изготовлена экспериментальная установка, представляющая собой натурную модель одноцилиндрового двигателя внутреннего сгорания размерности 7,1/8,2, приводимую во вращение от электродвигателя с частотным регулированием числа оборотов. Она ориентирована на исследование закономерностей процессов впуска в рабочем диапазоне частот вращения коленчатого вала.

Для измерения частоты вращения коленчатого вала установки и определения положения поршня в цилиндре (угла поворота коленчатого вала) был применен индуктивный датчик, фиксирующий прохождения ВМТ и НМТ.

Была разработана оригинальная схема термоанемометра постоянной температуры (постоянного сопротивления) с блоком защиты датчика от перегрева и изготовлено два термоанемометра, работающих по этой схеме.

Были изготовлены два типа датчиков термоанемометра. Один тип датчиков (со свободной нитью) предназначен для измерения мгновенных значений скорости пульсирующего потока воздуха. Другой тип датчиков (с нитью, лежащей на подложке) предназначен для измерения мгновенных значений локальной теплоотдачи от впускного коллектора (впускной трубы) к пульсирующему потоку воздуха. Тарировка показала, что термоанемометры имеют достаточное быстродействие для исследования процессов, происходящих во время процесса впуска в двигателе внутреннего сгорания.

На базе аналого-цифрового преобразователя была создана автоматизированная система сбора данных, передающая сигналы с термоанемометров и тахометрического датчика в персональный компьютер для дальнейшей обработки.

Таким образом, была разработана, изготовлена и отлажена экспериментальная установка, а также система для исследования газодинамики и теплообмена процесса впуска в поршневом двигателе внутреннего сгорания, позволившая обеспечить достоверность исходных данных и решить все поставленные задачи исследований.

3. Газодинамика и расходные характеристики процесса впуска в двигателе внутреннего сгорания при различных конфигурациях впускной системы

Задачей данного этапа исследований (см. раздел 1.5) было определение влияния конфигурации впускного коллектора (впускной трубы) и присутствия фильтрующего элемента на газодинамику и расходные характеристики двигателя внутреннего сгорания, а также установление гидродинамических факторов теплообмена пульсирующего потока с стенками канала впускного тракта. Ниже приводятся результаты численного моделирования и экспериментальные данные этих показателей.

3.1 Газодинамика процесса впуска без учета влияния фильтрующего элемента

Перед экспериментальным исследованием было проведено численное моделирование процесса впуска с помощью программного комплекса ДИЗЕЛЬ-РК, разработанного в МГТУ им. Н. Баумана.

В качестве объекта был выбран двигатель автомобиля ВАЗ-ОКА. При расчетах закладывались следующие основные условия моделирования:

- тип процесса - бензиновый, искровой двигатель без наддува;

- тактность - четырехтактный двигатель;

- схема ДВС - рядный двигатель;

- число цилиндров - 2;

- система охлаждения - жидкостная.

Характеристики цилиндропоршневой группы:

- диаметр цилиндра, мм - 82;

- ход поршня, мм - 71;

- частота вращения изменялась от 600 до 3000 мин^-1;

- степень сжатия - 9,9.

Параметры состояния окружающей среды:

- давление р_о, мм. рт. ст. - 735;

- температура t_о, ^оС - 20.

Конструкция головки цилиндра - двухклапанная.

Конфигурация (длина и диаметр поперечного сечения) впускной трубы и впускного канала в головке цилиндра задавались согласно этих показателей для экспериментальной установки (см. раздел 2.1).

Фазы газораспределения выбирались в соответствии со штатными параметрами двигателя автомобиля ВАЗ-ОКА (см. гл. 2.1).

Результаты моделирования представлены на рисунке 3.1, где показан массовый расход воздуха G_в через впускные органы двигателя 2Ч 7,1/8,2 в зависимости от угла поворота коленчатого вала при различных частотах вращения коленчатого вала n. Исходно задано, что впускные органы имеют круглое поперечное сечение каналов.

Обращает на себя внимание наличие провала в области (I) сразу после открытия клапана и существование зоны перегибов (II) на участке ускорения потока, которые не фиксировались на осциллограммах, полученных [9]. Согласно численному анализу с угла > 400^о (после закрытия впускного клапана) изменение расхода становиться менее выраженным. Оказалось, что при расчетной частоте вращения коленчатого вала меньше 1500 мин^-1 численное моделирование с использованием данного пакета дает результаты не согласующиеся с экспериментальными данными, имеющимися в литературе [9,10].

Далее, принимая во внимание результаты моделирования, проводилось экспериментальное исследование газодинамики процесса впуска в двигателе внутреннего сгорания. Следует отметить, что в условиях практического отсутствия данных по газодинамике методически было целесообразно начать изучение динамики процесса с наиболее простого входного (до головки цилиндра) канала - прямой круглой трубы. Конфигурация впускного тракта и расположение датчиков термоанемометра для данного случая описаны в главе 2 (рис. 2.5). Опыты велись при различных частотах вращения коленчатого вала с впускной системой различной конфигурации с фильтром и без фильтра. В данном разделе приводятся экспериментальные данные при отсутствии фильтрующего элемента.

Подчеркнем, что в качестве стандартных при определении скорости потока воздуха w и объемного расхода V были приняты нормальные технические условия: р_т=735 мм. рт. ст. и t_т=20 ^оС, к которым и были приведены все экспериментальные данные.

Зависимости средней в контрольном сечении скорости воздуха w во впускном канале круглого поперечного сечения от угла поворота коленчатого вала (п.к.в.) при различных частотах вращения коленчатого вала показаны на рисунке 3.2. Следует отметить, что применение неравномерной шкалы на рисунке обусловлено нелинейной тарировочной кривой термоанемометра.

а

б

Рис. 3.1. Расчетная зависимость массового расхода воздуха G_в через впускные органы круглого поперечного сечения от угла поворота коленчатого вала при различных частотах вращения коленчатого вала: а - n=1500 мин^-1; б - n=3000 мин^-1

а

б

в

Рис. 3.2. Зависимость скорости воздуха w во впускном канале круглого поперечного сечения от угла поворота коленчатого вала при различных частотах вращения коленчатого вала: а - n=600 мин^-1; б - n=1500 мин^-1; в - n=3000 мин^-1, 1 - сигнал с первого по ходу потока термоанемометра; 2 - сигнал со второго термоанемометра

Сравним результаты численного моделирования (рис. 3.1) и экспериментальные данные (рис. 3.2).

Прежде всего, отметим, что на опытных осциллограммах появились зоны (I) и (II), ранее полученные при численном анализе. Кроме того, на экспериментальных осциллограммах присутствуют выраженные пульсационные эффекты, наблюдаемые после закрытия впускного клапана.

Из рисунка 3.2 видно, что динамика процесса впуска усложняется с увеличением частоты вращения коленчатого вала. Как и следовало ожидать, максимальное значение скорости потока воздуха в этом процессе нарастает по мере увеличения частоты вращения коленчатого вала и достигает приблизительно 100 м/с при n=3000 мин^-1. Одновременно усиливается влияние пульсационных эффектов. При максимальной и средней частоте вращения коленчатого вала (рис. 3.2, б, в) впуск начинается при наличии переходных процессов во впускном канале, что может отрицательно влиять на процесс наполнения цилиндра. Тогда как при малой частоте вращения (рис. 3.2, а) единичный процесс впуска стартует фактически с установившегося состояния [99].

Как известно, впускные системы реальных поршневых ДВС имеют различного рода изгибы (повороты) по ходу тракта.

Для того чтобы оценить их степень влияния на газодинамику процесса впуска, были проведены замеры мгновенных значений средней скорости потока воздуха во впускной системе, имеющей изгиб (поворот) под углом 90^о (конфигурация и основные ее размеры описаны в гл. 2. и на рис. 2.6.).

Зависимости средней в контрольном сечении скорости воздуха w во впускном канале круглого поперечного сечения с изгибом от угла поворота коленчатого вала при различных частотах вращения коленчатого вала показаны на рисунке 3.3.

а

б

в

Рис. 3.3. Зависимость скорости воздуха w во впускном канале круглого поперечного сечения с изгибом от угла поворота коленчатого вала при различных частотах вращения коленчатого вала: а - n=600 мин^-1; б - n=1500 мин^-1; в - n=3000 мин^-1, 1 - сигнал с первого по ходу потока термоанемометра; 2 - сигнал со второго термоанемометра

Сравнивая зависимости на рисунках 3.2 и 3.3, полученные соответственно для «прямого» впускного тракта и впускного тракта с изгибом, можно отметить, что изгиб впускной трубы не приводит к существенному изменению газодинамики процесса впуска. На всех частотах вращения коленчатого вала наблюдаются область провала I и зона перегибов II (рис. 3.3), а также существуют пульсационные явления после закрытия впускного клапана. Однако можно отметить, что изгиб впускного тракта приводит к незначительному снижению максимальных значений скорости потока воздуха на средних и высоких частотах вращения коленчатого вала (рис. 3.2, б, в и рис. 3.3, б, в). Поэтому можно сделать вывод, что изгиб впускной системы поршневого ДВС не оказывает заметного влияния на газодинамику процесса впуска.

Для более подробного сравнения динамики процесса впуска рассмотрим рисунок 3.4, на котором представлена зависимость скорости воздуха w во впускном канале круглого поперечного сечения от времени при различных частотах вращения коленчатого вала. Из рисунка видно, что динамика нарастания скорости потока воздуха усиливается с увеличением частоты вращения коленчатого вала, и при этом спад скорости после закрытия впускного клапана происходит более гладко, чем нарастание. В связи со значительной разницей в газодинамике (осредненное ускорение потока различается в три раза) при наименьшей и наибольшей частоте вращения коленчатого вала, следует предположить, что этот фактор окажет влияние на интенсивность теплообмена во впускном тракте двигателя внутреннего сгорания в процессе впуска.

а

б

в

Рис. 3.4. Зависимость скорости воздуха w во впускном канале круглого поперечного сечения от времени при различных частотах вращения коленчатого вала: а - n=600 мин^-1; б - n=1500 мин^-1; в - n=3000 мин^-1

На экспериментальных осциллограммах (рис. 3.2, 3.3 и 3.4) обращают на себя внимание развитые пульсационные эффекты уже после закрытия впускного клапана (завершения процесса впуска). Более детально они представлены на рисунке 3.5. Наблюдаются сильные колебательные явления со смещением относительно друг друга пиков сигналов от разных по положению датчиков термоанемометра (зоны А). Также можно отметить, что колебательные явления усиливаются с увеличением частоты вращения коленчатого вала двигателя. Здесь будет уместно напомнить, что при численном моделировании (рис. 3.1) обратные течения не проявляются [99].

Рис. 3.5. Изменение скорости воздуха w в канале после закрытия впускного клапана при n=1500 мин^-1: 1 - сигнал с первого по ходу потока термоанемометра; 2 - сигнал со второго термоанемометра

Далее проводились исследования влияния поперечного профилирования на газодинамические характеристики впускного тракта. Для этого часть впускного тракта заменялась профилированной вставкой с поперечным сечением в форме квадрата и равностороннего треугольника.

Основные геометрические параметры профилированных вставок даны в таблице 2.1.

Остальные характеристики исследуемого впускного тракта, а также расположение датчиков термоанемометра в измерительном канале оставались прежними при всех конфигурациях впускной системы. Экспериментально полученные зависимости скорости воздуха w во впускном канале с вставками квадратного и треугольного поперечного сечения от угла поворота коленчатого вала при различных частотах вращения коленчатого вала показаны на рисунках 3.6 и 3.7, соответственно.

Более наглядно влияние формы вставки можно видеть на рисунке 3.8, где представлены зависимости для разных конфигураций при частоте вращения коленчатого вала 1500 мин^-1

а

б

в

Рис. 3.6. Зависимость скорости воздуха w во впускном канале с вставкой квадратного поперечного сечения от угла поворота коленчатого вала при различных частотах вращения коленчатого вала

а

б

в

Рис. 3.7. Зависимость скорости воздуха w во впускном канале с вставкой треугольного поперечного сечения от угла поворота коленчатого вала при различных частотах вращения коленчатого вала: а - n=600 мин^-1; б - n=1500 мин^-1; в - n=3000 мин^-1, 1 - сигнал с первого по ходу потока термоанемометра; 2 - сигнал со второго термоанемометра

Рис. 3.8. Зависимость скорости воздуха w во впускном канале с различными вставками от угла поворота коленчатого вала при частоте вращения коленчатого вала 1500 мин^-1: форма сечения вставки: 1 - круг; 2 - квадрат; 3 - равносторонний треугольник

Было установлено, что динамика процесса впуска усложняется с увеличением частоты вращения коленчатого вала при всех конфигурациях впускной системы. Как и следовало ожидать, скорость воздуха нарастает по мере увеличения частоты вращения коленчатого вала, однако максимальные значения w отличаются для различных конфигураций. Наибольшая величина скорости воздуха для впускной системы с круглым поперечным сечением, как уже отмечалось выше, составляет приблизительно 100 м/с, тогда как для впускного тракта с вставками квадратного и треугольного поперечного сечения она не превышает 80 м/с.

Оказалось, что при всех формах поперечного сечения существует небольшой провал скорости (область I) в начале процесса наполнения и зона перегибов (II) в зависимости на участке ускорения потока. После закрытия впускного клапана наблюдаются пульсационные эффекты, которые наиболее сильны при круглом поперечном сечение, тогда как при использовании квадратной и особенно треугольной вставки они менее выражены. Рассматриваемый колебательный процесс столба воздуха во впускной системе двигателя внутреннего сгорания может отрицательно влиять на наполнение свежим зарядом соседних цилиндров в многоцилиндровых двигателях, поскольку в результате этого процесса создается дополнительное аэродинамическое сопротивление. И если не использовать это явление с помощью специальных мер для динамического наддува, то заполнение цилиндра свежим зарядом уменьшается, что отрицательно сказывается на рабочих характеристиках двигателя [100]. Поэтому более быстрое затухание пульсационных эффектов после закрытия впускного клапана при использовании впускной системы с вставками квадратного и особенно треугольного поперечного сечения должно положительно влиять на наполнение цилиндра двигателя (в двигателе без использования динамического наддува). Физическая сущность этого более быстрого затухания колебательного процесса может быть связана со стабилизирующим влиянием вихревых структур, образующихся в углах треугольного и квадратного профилей [63].

Как видно из представленных экспериментальных данных газодинамика процесса впуска имеет очень сложный и нестационарный характер. Как известно поток воздуха (или топливно-воздушной смеси) при движении в канале впускной системы двигателя внутреннего сгорания соприкасается с горячими стенками, в результате чего его температура увеличивается на t. Величина подогрева заряда t будет зависеть от конфигурации впускной системы, динамики движения потока и продолжительности процесса впуска, а также от разности температур стенок и заряда. Следует указать, что с повышением температуры заряда его плотность снижается, поэтому чрезмерный подогрев отрицательно влияет на наполнение цилиндра [101].

Таким образом, установленное различие в газодинамических характеристиках впускных трактов разной формы должно привести к отличию их теплообменных показателей. В частности, следует предположить, что во впускной системе двигателя с профилированными вставками динамика изменения теплоотдачи в процессе впуска будет слабее, чем в традиционном канале круглого сечения.

3.2 Влияние фильтрующего элемента на газодинамику процесса впуска при различных конфигурациях впускной системы

Установка фильтра вносит значительные изменения в совокупность факторов, определяющих газодинамику процесса впуска.

И прежде всего, изменяются условия входа воздуха в канал и развития пульсационных процессов в столбе воздуха, когда впускной клапан уже закрыт.

Влияние фильтра на газодинамику процесса впуска исследовалось для различных конструктивных исполнений этого элемента. В качестве исходного объекта использовался стандартный воздушный автомобильный фильтр для двигателей ВАЗ фирмы LUXOIL с коэффициентом сопротивления =7,5.

В качестве полярного по величине фильтрующего элемента был применен тканевый фильтр собственного изготовления с коэффициентом сопротивления, равным 32 единицам.

Значение коэффициента сопротивления фильтров определялись стандартным способом по величине перепада статического давления в условиях, когда элемент фильтра размещался на входе в длинный круглый канал, а поток воздуха в нем был стационарным.

Исходные диаграммы изменения скорости воздуха w во впускном канале круглого поперечного сечения от угла поворота коленчатого вала при различных частотах вращения коленчатого вала при использовании стандартного и тканевого воздушных фильтров показаны на рисунках 3.9 и 3.10 соответственно.

а

б

в

Рис. 3.9. Зависимость скорости воздуха w во впускном канале круглого поперечного сечения с использованием стандартного воздушного фильтра от угла поворота коленчатого вала при различных частотах вращения коленчатого вала: а - n=600 мин^-1; б - n=1500 мин^-1; в - n=3000 мин^-1, 1 - сигнал с первого по ходу потока термоанемометра; 2 - сигнал со второго термоанемометра

а

б

в

Рис. 3.10. Зависимость скорости воздуха w во впускном канале круглого поперечного сечения с использованием тканевого воздушного фильтра от угла поворота коленчатого вала при различных частотах вращения коленчатого вала: а - n=600 мин^-1; б - n=1500 мин^-1; в - n=3000 мин^-1 ,1 - сигнал с первого по ходу потока термоанемометра; 2 - сигнал со второго термоанемометра

Для более наглядного сопоставления влияния фильтрующего элемента на газодинамику процесса впуска приведем совмещенные графики зависимости скорости потока воздуха w при различных конфигурациях впускной системы без фильтрующего элемента и при использовании фильтрующих элементов. На рисунке 3.11 показана зависимость скорости воздуха w во впускном канале с круглой формой поперечного сечения от угла поворота коленчатого вала без применения фильтра, а также при использовании стандартного фильтра и тканевого фильтра. При впускной системе с круглым поперечным сечением при стандартном воздушном фильтре и без него зависимости скорости в целом похожи: сохраняются приблизительно одинаковые максимальные значения скорости потока воздуха и динамика процесса, в общем (рис. 3.11). Однако наблюдается отличие в величине первичного максимума на начальной стадии впуска, и затухании пульсационных процессов после закрытия клапана при наличии данного фильтра происходит быстрее. Тогда как при использовании тканевого фильтрующего элемента значительно снижаются максимальные значения скорости потока воздуха, а пульсационные эффекты после закрытия впускного клапана затухают существенно быстрее, чем во впускной системе без фильтра или со стандартным фильтром. Это, очевидно, связано с тем, что многослойный пакет ткани, обладая большим аэродинамическим сопротивлением практически отсекает столб воздуха в коллекторе от окружающей среды, и процессы диссоциации энергии проявляются сильнее..

Рис. 3.11. Зависимость скорости воздуха w во впускном канале с круглой формой поперечного сечения от угла поворота коленчатого вала при частоте вращения 1500 мин^-1: 1 - без фильтра; 2 - стандартный фильтр; 3 - тканевый фильтр

Теперь рассмотрим, как влияет размещение того или иного воздушного фильтра на изменение скорости потока w от угла поворота при наличии в тракте профилированных вставок (рис. 3.12 - 3.15).