IMPROVEMENT OF STARTING QUALITIES OF TURBULENCE-CHAMBER ENGINE BY MEANS OF INCREASING THERMAL RESISTANCE OF HEAT TRANSFER
Authors:
1.
Caspian Institute of Sea and River Transport - Branch of Volga State Academy of Water Transport
Type:
Article
Pages:
from 39
to 47
Status:
Published
Received:
20.11.2014
Accepted:
25.11.2014
Published:
25.11.2014
Subject area:
UDK 629.125
GRNTI 45.01 Общие вопросы электротехники
GRNTI 55.42 Двигателестроение
GRNTI 55.45 Судостроение
GRNTI 73.34 Водный транспорт
GRNTI 44.31 Теплоэнергетика. Теплотехника
GRNTI 45.01 Общие вопросы электротехники
GRNTI 55.42 Двигателестроение
GRNTI 55.45 Судостроение
GRNTI 73.34 Водный транспорт
GRNTI 44.31 Теплоэнергетика. Теплотехника
Language:
Russian
Keywords:
improvement of starting qualities, vortex combustion chamber, heat transfer, limit of heat loss, insert element
Abstract (English):
Three factors are at the root of low starting qualities of the ship turbulence-chamber diesel engines: large pre-starting heat losses of compressed air due to the expanded surface of the heat sink of the turbulence chamber; significant aerodynamic losses of energy of compressed charge of air as it passes through a relatively narrow channel connecting over piston space with the combustion chamber; low reliability of the electric system of air preheating at start-up. Vortex combustion chamber of spherical shape typical of diesel engines of the type Ч 8.5/11 and Ч 9.5/11 is the source of heat of the concentrated type, part of which is converted into the work of expansion, accompanied by several kinds of heat losses, and the significant part of the heat is discharged in the cooling system through the spherical wall of the vortex chamber. A large part of the volume of the combustion chamber is in tight thermal contact with the fixed elements of the engine in the main parts of the skeleton. If the weight of the whole engine ~ 400 kg, the weight ascribed to one working cylinder will be ~ 100 kg. Therefore, a large part of heat of the compressed air at the start-up, without means of preheating will focus on warming up of this mass. In this case, through the rest area of the combustion chamber (excluding space of free heat transfer) the heat goes into heating the mass of the engine and heat losses will be significant. To limit heat losses of the compressed air charge through the spherical wall of the site of free heat transfer, it is expected to increase the thermal resistance of heat transfer through the formation of the multilayer structure in the wall of the combustion chamber. The thickness of the insert element in accordance with designing and technological considerations is limited. The constructive solution for guaranteed launching of the engine due to the repeated increase in thermal resistance to heat transfer from the vortex combustion chamber is proposed that, in its turn, will in a short time to achieve the temperature inside the combustion chamber, guaranteeing a steady start-up. The materials and the methods of insulation are also presented.
Three factors are at the root of low starting qualities of the ship turbulence-chamber diesel engines: large pre-starting heat losses of compressed air due to the expanded surface of the heat sink of the turbulence chamber; significant aerodynamic losses of energy of compressed charge of air as it passes through a relatively narrow channel connecting over piston space with the combustion chamber; low reliability of the electric system of air preheating at start-up. Vortex combustion chamber of spherical shape typical of diesel engines of the type Ч 8.5/11 and Ч 9.5/11 is the source of heat of the concentrated type, part of which is converted into the work of expansion, accompanied by several kinds of heat losses, and the significant part of the heat is discharged in the cooling system through the spherical wall of the vortex chamber. A large part of the volume of the combustion chamber is in tight thermal contact with the fixed elements of the engine in the main parts of the skeleton. If the weight of the whole engine ~ 400 kg, the weight ascribed to one working cylinder will be ~ 100 kg. Therefore, a large part of heat of the compressed air at the start-up, without means of preheating will focus on warming up of this mass. In this case, through the rest area of the combustion chamber (excluding space of free heat transfer) the heat goes into heating the mass of the engine and heat losses will be significant. To limit heat losses of the compressed air charge through the spherical wall of the site of free heat transfer, it is expected to increase the thermal resistance of heat transfer through the formation of the multilayer structure in the wall of the combustion chamber. The thickness of the insert element in accordance with designing and technological considerations is limited. The constructive solution for guaranteed launching of the engine due to the repeated increase in thermal resistance to heat transfer from the vortex combustion chamber is proposed that, in its turn, will in a short time to achieve the temperature inside the combustion chamber, guaranteeing a steady start-up. The materials and the methods of insulation are also presented.
Keywords:
improvement of starting qualities, vortex combustion chamber, heat transfer, limit of heat loss, insert element
improvement of starting qualities, vortex combustion chamber, heat transfer, limit of heat loss, insert element
Введение Традиционно низкие пусковые качества вихрекамерных двигателей связывают прежде всего с большей потерей теплоты, отводимой в теплоноситель жидкостной системы охлаждения двигателя через относительно большую поверхность теплоотдачи сферической вихревой камеры сгорания, особенно при низких температурах охлаждающей среды. Помимо этого затруднения при пуске вызывают значительные аэродинамические потери энергии при перетекании нагревающегося воздуха через относительно узкий соединительный канал между над поршневым пространством и камерой сгорания. Решение вопроса заключалось в установке дополнительных элементов, обеспечивающих подогрев заряда - свечей накаливания, но их низкая надёжность не давала требуемого эффекта и часто являлась причиной низких пусковых свойств двигателей. Первопричиной низких пусковых качеств судовых вихрекамерных дизелей являются следующие факторы: - большие предпусковые потери теплоты сжимаемого воздуха ввиду развёрнутой поверхности теплоотвода вихревой камеры; - существенные аэродинамические потери энергии сжимаемого заряда воздуха при его прохождении через относительно узкий канал, соединяющий надпоршневое пространство с камерой сгорания; - низкая надёжность электрической системы предварительного подогрева воздуха при пуске. Каждая из этих составляющих играет свою роль в системе пуска данных типов двигателей, но основной является именно первая составляющая [1-3]. На рис. 1 приведена схема вихревой камеры сгорания. Рис. 1. Схема вихревой камеры сгорания дизеля типа Ч 9,5/11 Теплопередача через сферическую стенку Вихревая камера сгорания (КС) сферической формы, характерная для дизелей типа Ч 8,5/11 и Ч 9,5/11 является источником теплоты концентрированного типа, часть которой преобразуется в работу расширения, сопровождающаяся несколькими видами тепловых потерь, а значительная часть теплоты отводится в систему охлаждения через сферическую стенку вихревой камеры. Если задуматься о равномерном отводе теплоты через поверхность сферической стенки, то изотермические поверхности в толще стенки будут иметь вид концентрических сфер и вектор теплового потока будет направлен по радиусу [4-6]. Количество воздуха, сконцентрированного в КС к концу сжатия, обозначим Gв (кг), температуру воздуха обозначим Tв (К), тогда общее количество теплоты, содержащейся в сжатом воздухе будет: Дж, (1) где c - удельная теплоёмкость воздуха, Дж/(кг · К). Температуру сжатого воздуха в вихревой КС можно определить по диаграмме температур цикла двигателя Ч 9,5/11, полученной в ходе индицирования. На рис. 2, 3, 4 приведены индикаторные и температурные диаграммы судового дизеля 4Ч 9,5/11. Рис. 2. Развернутая индикаторная диаграмма Рис. 3. Свёрнутая индикаторная диаграмма Рис. 4. Диаграмма среднецикловых температур Данные взяты из работ Лаборатории проблем моторной энергетики (совместных работ Астраханского государственного технического университета и Института физики Дагестанского научного центра РАН). Часовой расход воздуха при работе двигателя 4Ч 9,5/11 (при n = 1 800 мин-1) составляет - 105,6 м3, следовательно, часовой расход воздуха одного цилиндра составит - 26,4 м3. Удельная масса воздуха - 1,225 кг/м3, общая масса воздуха - 32,34 кг. Вследствие этого, массовый заряд воздуха, поданный в цилиндр и сжатый в КС за один цикл составит - 0,036 кг. На рис. 5 приведена диаграмма по удельной теплоёмкости воздуха. Рис. 5. Диаграмма изменения теплоёмкости воздуха в зависимости от давления Имея набор необходимых исходных данных можно по формуле (1) рассчитать количество теплоты сжатого заряда воздуха в КС за один цикл: где c = 640 Дж(кг · К) при p - 3 МПа; Gв = 0,036 кг; Тв = 520 К. Итого: Q = 11981 Дж (11 981 Вт). Локальный тепловой поток в элементарном сферическом слое: Θ = G/Fтепл , где Fтепл - площадь тепловоспринимающей поверхности сферической КС. Диаметр КС дизеля Ч 9,5/11 - 35 мм (R = 0,175 м); Fтепл = 4πR2 = 0,385 м2, тогда Θ = 31 119 Дж/м2 (31 119 Вт/м2). Системы уравнений, исходящие из условий неразрывности теплового потока будут иметь вид: 1. Θ = (Tв - Tст1) α г-ст . 2. Θ = (Tст1 - Tст2) λ/δ. (2) 3. Θ = (Tст2 - Tср) αст-в, где Тв - температура воздуха, сжатого в КС, при давлении 3 МПа - 520 К; Тст1 - температур внутренней стенки КС, К - неизвестна; αг-ст - коэффициент теплоотдачи от воздуха к внутренней стенке КС, Вт/(м2 · град) - неизвестна; Тст2 - температура теплоотдающей стенки КС, К - неизвестна; λ - коэффициент теплопроводности материала стенки КС (чугун СЧ25-50 Вт/(м · град); δ - толщина стенки КС - 0,0063 м; Тср - температура воздуха внутри головки цилиндров - 293 К; αст-в - коэффициент теплоотдачи от стенки КС во внешнюю среду, Вт/(м2 · град) - неизвестен. Таким образом, при 3-х уравнениях системы с двумя неизвестными являются 4 члена и в таком виде система неразрешима. Запуск двигателя начнется без воды в системе охлаждения и коэффициент αст-в будет определяться скоростью движения воздуха в рубашке охлаждения головки цилиндров, которая очень мала, т. к. определяется скорость прокачки воздуха насосом системы охлаждения. По расчётам, с учётом особенностей контура, значение скорости будет находиться в пределах V ~ 0,03 м/с. Тогда можно определить коэффициент теплоотдачи αст-в по эмпирической формуле Вт/(м2 · град), где скорость воздуха у стенки - 0,03 м/с. Тогда остаётся 3 неизвестных и уравнение системы 2 может быть решено. Из уравнения 3 системы определяем значение Тст2 = Θ/αст-в + Тср. Тогда Тст2 = 298,7 К (25,7 °С). Вследствие чего из уравнения 2 системы можно определить Тст1: Tст1 = Θδ/λ + Tст2 = 302,6 К (30 ºC). Площадь открытой теплоотдачи от КС в полость охлаждения составит ~ 0,0036 м2 (данные получены путём прямого измерения на разрезе головки цилиндров (см. рис. 3). Тогда, потери теплоты через эту площадь составят: Уменьшение количества теплоты, полученной воздухом, в результате сжатия будет: Q - Qпотерь = 11 981 - 123 = 11 858 Вт. Большая часть объёма КС находится в плотном тепловом контакте (см. рис. 1) с неподвижными элементами двигателя - в основном с деталями остова. Если масса всего двигателя ~ 400 кг, то масса отнесённая к одному рабочему цилиндру, составит ~ 100 кг. Следовательно, основная часть теплоты сжатого воздуха при пуске, без средств предварительного подогрева, будет направлена на разогрев этой массы, из чего следует, что через остальную площадь сферы КС (за исключением площади свободной теплоотдачи) теплота пойдёт на разогрев массы двигателя и потери теплоты при этом составят значительную величину. Зная плотность теплового потока в КС - Θ, можно предположить, что тепловое воздействие на атмосферу полости охлаждения отражается через площадь открытой теплопередачи - 0,0036 м2. Тогда, по уравнению 3 системы [7]: (3) где d2 - диаметр КС, м; 0,99 - процент поверхности КС, находящейся в контакте с остовом. αг-ст - найдём из уравнения 1 системы Вт/м2 · град, тогда Q1 = 10976 Вт. Остаток теплоты в КС после рассеяния = 882 Дж. При таком количестве теплоты температура в КС недостаточна для воспламенения образовавшейся первичной горючей смеси. Экспериментальное измерение температуры воздуха в КС Для оценки уровня нарастания теплоты в КС были проведены экспериментальные измерения температур в камере сгорания посредством специально разработанного датчика (рис. 6). Рис. 6. Датчик измерения температур в камере сгорания при сжатия Основой датчика является микро хромель-копелевая термопара, с толщиной термоэлектродов ~ 15 мкм. Толщина термоэлектродов обеспечивает минимальную инерционность сигнала. Датчик устанавливается в штуцер свечи накаливания вихревой камеры (рис. 7). Рис. 7. Вид датчика в разрезе вихревой КС При помощи магнитоэлектрического осциллографа К12-22 была произведена запись сигнала термопары при прокрутке двигателя без подачи топлива к форсункам. Предварительно датчик тарировался в муфельной печи по температурным ступеням, что позволило оценить уровни температур при расшифровке записей осциллографа. Помимо использования осциллографа К12-22 для регистрации сигнала использовался электронный двухканальный осциллограф PCSU1000 фирмы Velleman Instruments (рис. 8). Рис. 8. Электронный двухканальный осциллограф PCSU1000 Повторение циклов сжатия привело к 10 % повышению температуры воздуха в КС. Следовательно, для достижения температуры при которой возможно воспламенение образовавшейся рабочей смеси - 723 К, необходимо непрерывное повторение 20-25 циклов сжатия, т. е. примерно 40 прокруток коленчатого вала, а устойчивое воспламенение заряда будет зависеть от состояния аккумуляторной батареи. Теплопередача через сферическую многослойную стенку Для ограничения уровня тепловых потерь сжатого заряда воздуха через сферическую стенку участка свободной теплопередачи предполагается увеличить термическое сопротивление теплопередачи посредством формирования в стенке КС многослойной конструкции (рис. 9). Рис. 9. Схема многослойной цилиндросферической стенки вихревой камеры сгорания: 1 - титановая цилиндросферическая вставка Вставка 1 изготавливается из титана марки ВТ1-0, устанавливается в песчаную форму головки цилиндров перед заливкой, затем закрепляется фиксаторами и заливается чугуном. Температура плавления титана выше чем температура плавления чугуна, поэтому вставка сохраняет свою форму и размеры. Толщина вставки из конструкторских и технологических соображений ограничена - 1 мм. Коэффициент теплопроводности титана - 140 Вт/(м · град). Для увеличения эффекта термического сопротивления выпуклая поверхность вставки покрывается термоизоляционным составом (Al2O3, ZrO2). Теплопроводность ZrO2, λ = 2÷3 Вт/(м · град). Нанесение термоизолятора производится путём плазменного напыления, технология которого описана в [8]. Толщина термоизолятора предполагается равной 0,5 мм. Общее термическое сопротивление сферической стенки может быть определено по формуле (4): RΣ = 1/2πλчуг (1/d1 - 1/d2) + 1/2πλтит (1/d2 - 1/d3) + + 1/2πλти (1/d3 - 1/d4) + 1/2πλчуг (1/d4 - 1/d5) , (4) где λчуг - коэффициент теплопроводности чугуна, 50 Вт/(м · град); d1÷d5 - внутренний диаметр КС, 0,35 м; внутренний диаметр титановой вставки, 0,37 м; наружный диаметр титановой вставки и внутренний диаметр термоизолятора, 0,371 м; наружный диаметр термоизолятора и второй внутренний диаметр стенки, 0,3715 м; внешний диаметр КС, 0,413 м; λтит - коэффициент теплопроводности титана, 140 Вт/(м · град); λти - коэффициент теплопроводности теплоизолятора, 2,5 Вт/(м · град); RΣ = 0,001311, (м2 · град)/Вт. Потери теплоты через многослойную сферическую стенку определятся по формуле Qпотерь = (Tв - Tср) 0,5 F/1/αг-ст + RΣ + 1/αст-в, Дж , (5) тогда Qпотерь = 242,7 Вт (Дж). Следовательно, остаток теплоты в КС составит 11981 - 242,7 = = 11 738,3 Дж. Следующий цикл сжатия добавит в КС ещё около 10 000 Дж, что в сумме составит 22 000 Дж. Температура воздуха в КС поднимется примерно до 1 000 К, что, теоретически вполне достаточно для воспламенения первичной рабочей смеси. Учитывая потери энергии на входе в КС для устойчивого запуска вихрекамерного дизеля со стенками КС увеличенного термического сопротивления, понадобится 3÷4 пусковых цикла для устойчивого запуска двигателя. Заключение В силу своих конструкционных особенностей, вихрекамерный двигатель он характеризуется недостаточными пусковыми свойствами без применения специальных средств, в отличие от двигателя с камерой сгорания в поршне. Запуск его, без специальных средств, возможен при условии повторения большого количества пусковых циклов для разогрева воздуха в КС до температуры, при которой воспламенение рабочей смеси, возможно. Но это вызывает риск разрядки аккумуляторной батареи до такой степени, что она не обеспечит требуемую среднюю скорость поршня, требуемую для запуска. Пуск двигателя вручную, с использованием декомпрессионного устройства теоретически возможен усилиями не менее четырех человек при большом избытке времени, что практически не уложится в нормативы пусковой операции и может привести к её срыву. Предлагается конструктивное решение для обеспечения гарантированного пуска двигателя за счёт многократного увеличения термического сопротивления теплопередачи из вихревой КС, что, в свою очередь, позволит в короткий срок обеспечить достижение температуры внутри КС, гарантирующей устойчивый запуск. Предложены материалы и способ термоизоляции.
1. Zavlin M. Ya. Osnovnye napravleniya razvitiya otechestvennyh sudovyh i promyshlennyh malorazmernyh dizeley / M. Ya. Zavlin, B. N. Semenov. Dvigatelestroenie. 1980. № 1. S. 7-11.
2. Alivagabov M. M. Dvigateli spasatel'nyh shlyupok i katerov / M. M. Alivagapov. L.: Sudostroenie, 1980. 224 s.
3. Baykov B. P. Dizeli / B. P. Baykov, V. A. Vansheydt, I. P. Voronov: spravochnik / pod obsch. red. V. A. Vansheydta, N. N. Ivanchenko, L. K. Kollerova. L.: Mashinostroenie, 1977. 480 s.
4. Shorin S. N. Teploperedacha / S. N. Shorin. M.: Vyssh. shk., 1975. 460 s.
5. Miheev M. A. Osnovy teploperedachi / M. A. Miheev, I. M. Miheeva. M.: Energiya, 1977. 288 s.
6. Lykov A. B. Teoriya teplo- i massoperenosa / A. V. Lykov, Yu. A. Mihaylov. M.; L.: Gosenergoizdat, 1963. 536 s.
7. Semenov B. N. Analiz teplovyh i mehanicheskih poter' seriynyh dizeley. Trudy CNIDI / B. N. Semenov, V. A. Kudryavcev, A. A. Berman // Sovershenstvovanie i sozdanie forsirovannyh dvigateley. L., 1982. 150 s.
8. Puzryakov A. F. Teoreticheskie osnovy tehnologii plazmennogo napyleniya: ucheb. posobie. / A. F. Puzryakov. M.: Izd-vo MGTU im. N. E. Baumana, 2003. 360 s.
