dis_volkova_l_yu

В системах с высоким остаточным давлением (более 5 МПа) датчик для измерения давления в полости над иглой (датчик для измерения хода иглы)

должен иметь предохранительный клапан с давлением открытия 5 – 6 МПа.

В процессе подъема иглы давление в колпаке форсунки увеличивается и определяется выражением

где у – ход иглы.

Изменение давления в полости форсунки зависит от хода иглы и определя-

где Ри – давление, создаваемое насосным ходом иглы в замкнутом объеме фор-

сунки VЗ; αт – коэффициент сжимаемости топлива; Vи – объем топлива, вы-

тесняемый при движении иглы.

в функции подъема иглы (характеристики распылителя) с интерполяцией про-

межуточных значений.

Давление перед сопловыми отверстиями Pc вычислялось из равенства рас-

хода топлива через распылитель в сборе с иглой и через сопловые отверстия:

На рисунке 2.4 приведена блок-схема гидродинамического расчета процес-

са впрыска топлива с дополнительным определением давления в корпусе фор-

сунки над иглой (с установкой датчика давления). За основу алгоритма расчета

72

принята программа, разработанная в Проблемной лаборатории МАДИ для рас-

чета ТА с использованием ЭВМ [63].

Рисунок 2.4 – Блок-схема гидродинамического расчета процесса впрыска

Программа для расчета систем с замкнутым объемом над иглой (установ-

кой датчика давления) отличается от исходной дополнениями, которые учиты-

вают изменение давления топлива над иглой и его влияние на процесс впрыска.

73

Программа позволяет проводить расчет процесса впрыска и для ТА с отво-

дом утечек топлива из дренажной магистрали форсунок.

Блок 1 вводит исходную информацию в виде ряда массивов. Блок 2 вычис-

ляет постоянные коэффициенты уравнений граничных условий у насоса и фор-

сунки, количество ячеек в блоках запаздывания, коэффициенты для учета уте-

чек топлива, величину остаточного давления в объеме над иглой. Блок 3 моде-

лирует движение волн давления в трубопроводе, первоначально заслав в них нули. Блок 4 задает начальные условия для численного интегрирования систем уравнений у насоса и форсунки. За блоком 4 в работу включается блок числен-

ного интегрирования 11, который производит решение систем уравнений у насоса методом Эйлера с дроблением шага. Шаг численного интегрирования

(0,02 о) уменьшается в 3 раза при hК hP . Составными частями блока 11 яв-

ляются блоки 5 и 6. Блок 5 вычисляет правые части уравнений динамического равновесия клапана, расход топлива через клапан, а также утечки через зазор по разгружающему пояску. Блок 6 вычисляет объемную скорость плунжера, рас-

ходы через впускное и отсечное окна, утечки через зазор в плунжерной паре,

коэффициенты сжимаемости в функции температуры и давления.

Блок 7 вступает в работу при наличии остаточных объемов в трубопроводе,

последовательно заполняя их на каждом шаге расчета. Блок 8 моделирует дви-

жение волн давления в трубопроводе. Блок 9 анализирует, дошла ли прямая волна до форсунки и в зависимости от этого передает управление на блок 10

или 13. Блок 10 работает совместно с блоком 12, который производит числен-

ное интегрирование граничных условий у форсунки. Блок 10 вычисляет правые части уравнений граничных условий у форсунки и правую часть уравнения ди-

намического равновесия движущихся частей форсунки с учетом дополнитель-

ного воздействия гидравлической пружины.

Блок 13 рассчитывает цикловую подачу, максимальное и среднее давления впрыска, величину остаточного давления или разрежения. Кроме того, блок 13

печатает таблицу, в которой приводятся расчетные данные следующих вели-

чин: ФИ – угол поворота вала насоса; РН’ – давление топлива над плунже-

74

ром; РН” – давление топлива в штуцере насоса; НК – подъем нагнетательного клапана; Рф – давление топлива в камере распылителя над запорным конусом;

у – подъем иглы форсунки; Qф – количество топлива, вытекшее через форсун-

ку; Рн – давление в объеме над иглой; Рс – давление перед сопловыми отвер-

обратная волна давления, прибывающая к насосу; Qк – количество топлива,

Расчет заканчивается на блоке 14. При условии нач кон блок 15 рассчи-

тывает разницу между количеством топливом, поступившим в трубопровод и вытекшим через распылитель, продолжительностью впрыска, время прохожде-

ния импульса давления от насоса к форсунке и «время – сечение» впрыска.

После работы блока 15 вступает в действие блок 16, который анализирует код логического пути и передает управление на блок 17, который анализирует код логического пути и передает управление на блок, соответствующий вы-

бранному варианту. В программе предусмотрены 4 варианта логического пути

Ф1 Ф4 , выбор которых зависит от условий расчета.

без подбора qц , корректирует P0 и V0 . Вариант Ф3 (010) производит расчет с подбором Q 1 и заданной величины qц , изменяя угол геометрического конца подачи ГКП и величины P0 , V0 . Вариант Ф4 (001) осуществляет расчет с подбором заданной величины qц путем коррекции ГКП .

На рисунке 2.5 приведены графики расчетного определения хода иглы (а)

и определения давления в объеме над иглой при ее движении (б). Из анализа рисунка 2.5 следует, что осциллограммы хода иглы и давления в объеме иден-

75

тичны (подобны). Осциллограммы получены расчетным путем на ЭВМ для двигателя Д-440, работающего при частоте 1 750 мин -1 с цикловой подачей

100 мм 3. Погрешность расчета начала подъема иглы и начала повышения дав-

ления в полости форсунки не превышает 5 %.

Рисунок 2.5 – Расчетное определение хода иглы (а) и

давления в объеме над иглой при ее движении (б)

2.3. Основные выводы

1. Ход иглы, полученный с использованием гидродинамического расчета ТА, практически не отличается от формы импульса давления, зафиксированно-

го в процессе движения иглы и сжатия топлива в замкнутой полости форсунки.

Таким образом, закономерность движения (хода) иглы распылителя форсунки,

можно определить при помощи датчика давления.

2. Уточнена методика гидродинамического расчета процесса впрыска топ-

лива с дополнительным определением давления в объеме форсунки над иглой.

Программа позволяет выполнять расчеты при изменении конструктивных и ре-

гулировочных параметров ТА с отводом утечек топлива (серийный вариант), а

также с установкой датчика давления в линию отвода утечек топлива.

3. В Приложении ПБ1 приведены исходные данные для гидродинамиче-

ского расчета процесса впрыска топлива тепловозного дизеля 16ЧН 26/26.

76

3. Влияние конструктивных и регулировочных параметров форсунки на структуру факела распыленного топлива и процесс его сгорания

3.1. Методика расчета мелкости распыливания дизельного топлива

На рисунке 3.1 показан сопловый наконечник распылителя форсунки ди-

зеля 16ЧН 26/26, в таблице 3.1 приведены его основные размеры.

Рисунок 3.1– Сопловый наконечник распылителя форсунки

Т а б л и ц а 3.1 – Основные размеры соплового наконечника

Подача дизельного топлива к сопловым отверстиям производится под вы-

соким давлением (50 – 100 МПа), обеспечивая требуемую мелкость распылива-

ния. Площадь поверхности струи топлива зависит от размеров капель и их ко-

личества. Обычно распыленное топливо представляется в виде совокупности

Анализ работ по физическим процессам, вызывающим распад струи жид-

кости на капли [64, 65, 66] показал, что диаметр капель уменьшается при сни-

жении вязкости и величины поверхностного натяжения топлива, при увеличе-

нии давления перед соплом и при уменьшении диаметра сопла.

При оценке мелкости распыливания топлива (дробление на мелкие капли)

обычно определяют средний диаметр по Заутеру, который пропорционален от-

ношению суммарного объёма всех капель к их суммарной поверхности [67].

Средний диаметр капель по Заутеру (обозначают d32)

где Ni число капель с данным наружным диаметром; di – диаметр капель.

На основании обработки экспериментальных результатов и теоретических предположений А.С. Лышевский [58] получил зависимость, позволяющую определять средние диаметры капель при впрыске. Так, для среднего диаметра

капель по Заутеру была получена формула

где Д – действительная скорость истечения топлива из соплового отверстия,

м/с; ρТ – плотность топлива, кг/ м3; σ – коэффициент поверхностного натяже-

ния жидкости, Н/м (для дизельного топлива величина σ равна 0,029 Н/м).

78

Действительная скорость истечения дизельного топлива через сопловые отверстия равна [68, 69]

2 Р , (3.5)

где Р – среднее давление топлива, Па; φ – коэффициент скорости, равный

0,7 – 0,9. При φ = 0,7 и Р = 40 МПа, Т = 850 кг/м3 величина Д = 215 м/с.

По формуле (3.4) находим критерий Вебера

где ρв – плотность воздуха в конце такта сжатия.

При температуре воздуха в конце такта сжатия 1 000 К и давлении 7 МПа плотность воздуха составит 21,6 кг/м3. Критерий плотности будет равен

ρк = 21,6 / 850 = 0,025.

Одним из основных законов капиллярных явлений, влияющих на мелкость

Для расчета критерия Лапласа определим коэффициент динамической вяз-

кости. Кинематическая вязкость дизельного топлива при 20 оС составляет

4∙10-6 м2/с. При плотности 850 кг/м3 динамическая вязкость, согласно выраже-

нию (3.9), составит 0,0034 Н∙с/м2. По формуле (3.8) для диаметра соплового от-

верстия 0,35 мм определим критерий Лапласа:

79

Топливо в каналах форсунки нагревается, его вязкость снижается, и диаметр капель уменьшается. Кинематическая вязкость дизельного топлива при увели-

чении температуры с 20 до 60 оС уменьшается с 4∙10-6 до 2∙10-6 м2/с.

Размер капель распыленного топлива существенно изменяется. В процессе отложения кокса в распылителях их диаметр уменьшается, диаметр капель и ее кинетическая энергия снижаются. Чрезмерное уменьшение диаметра капель приводит к быстрому затуханию их скорости [35], тормозит испарение топлива,

что приводит к ухудшению процесса сгорания.

В таблице 3.2 показано изменение диаметра капель распыленного топлива в мкм в зависимости от диаметра соплового отверстия и различных средних дав-

лений перед сопловыми отверстиями. С уменьшением диаметра соплового от-

верстия и увеличением давления топлива размеры капель уменьшаются.

Т а б л и ц а 3.2 – Зависимость среднего диаметра капель распыленного топлива (мкм) от давления перед сопловыми отверстиями и диаметра отверстия

80

3.2.Расчетное определение эффективного проходного сечения распылителя

идиаметра соплового отверстия

Определим диаметр сопловых отверстий распылителя для подачи дизель-

ного топлива в камеру сгорания под средним постоянным давлением 40 МПа

(40· 10 6 Н/м2). Плотность дизельного топлива при 20 оС равна 850 кг/м3.

В качестве примера расчетным путем определим суммарное значение про-

ходного сечения сопловых отверстий распылителей, их число и диаметр для дизелей ООО «Коломенский завод» 4-36ДГ, 8ЧН26/26 .

Для режима номинальной мощности цикловую подачу в мм3 для дизеля

8ЧН 26/26 определим по формуле [70, 71]

где qе – удельный эффективный расход топлива, 200 г/(кВт· ч); Nе – эффектив-

ная номинальная мощность, 993 кВт; i – число цилиндров, 8; nн – частота вра-

щения вала насоса, 375 мин-1; ρТ – плотность топлива, 0,85 г/см3 (850 кг/м3).

Главным параметром распылителя форсунки является его эффективное проходное сечение µF. Коэффициент расхода µ равен 0,62 – 0,82 [88]. Сум-

марная площадь сопловых отверстий F зависит от диаметра отверстий и их ко-

личества. Величина µF для распылителей тепловозных дизелей с подачей топ-

лива за цикл от 1 000 до 2 000 мм3 лежит в пределах 0,5 – 1,0 мм2. Для кон-

кретного дизеля величина µF уточняется при доводочных испытаниях.

На рисунке 3.2 показаны осциллограммы хода иглы у и изменения давле-

ния в канале форсунки Р в зависимости от угла поворота коленчатого вала φ при частоте вращения вала насоса 375 мин-1. Начало подъема иглы происходит за 10 о до ВМТ и продолжается около 30 о поворота вала.

Для оценки µF определим теоретическую скорость истечения дизельного