125 ЬО

0,75 0,5

Рис. 3.20. Влияние качества продувки на эпюру давления газа в выпускной трубе

трения в трубах, показатели уравнений, описывающих процессы горения и продувки, механические потери двигателя и т. д.

Качество настройки модели зависит от исходных данных. При использовании индикаторных диаграмм цилиндра, кривошипной камеры, каналов, температур разных деталей двигателя достигается наиболее качественное моделирование реального процесса. Приемлемые результаты можно получить и при использовании усредненных характеристик индикаторных диаграмм, интегральных параметров цикла, средних температур и давления в разных системах двигателя. С накоплением данных о влиянии конкретных постоянных модели на результаты моделирования ускоряется настройка модели (рис. 3.19, 3.20).

Из результатов моделирования двухтактных карбюраторных двигателей при изменении значений некоторых постоянных (Я,щ, Фг, St л. т) модели (рис. 3.19) следует, что модель наиболее чувствительна к качеству продувки цилиндра (рис. 3.19, а). С изменением параметра меняются практически все характеристики цикла. В меньшей степени величина Я,щ влияет на работу кривошипной камеры (см. зависимости % и а). Это объясняется настроенностью выпускной системы. С улучшением или ухудшением продувки изменяются температура газов и скорость перемещения воли давления в выпускной трубе. С ухудшением качества продувки запорный импульс достигает выпускного окна позднее (линия /. рис. 3.20), а с улучшением - раньше (линия 2). что может ухудшить наполнение цилиндра (t]a и т1„) и кривошипной камеры (ф„).

Продолжительность (р сгорания (см. рис. 3.19,6), показатель т хяракте)я процесса горения (рис. 3.19, г) и интенсивность .Stn теплоотдачи в цилиндре (рис. 3.19, в) влияют главным образом на мошностные и экономические показатели двигателя. Качество моделирования га.зообмена (ф,,, т)г,) зависит от них в меньшей степени.

На рис. 3.21 приведены экспериментальные характеристики (сплошные линии) экспериментального двухтактного двигателя и расчетные (штриховые линии), полученные с помощью настроенной на этот двигатель моделью. Модель ИСРИП моделирует с удовлетюрите.чьной точностью процесс га.чообменя (фо) н мощмост-

де,хг/(кв7-ч)

0,9 0,8

0,7 0,6 0,5

0,f 0.3

6 7 8 9 10 Cm

Рис. 3.21. Сравнение результатов моделирования и скоростной карактери-стики двигателя

Рис. 3.22. Измеиеиие состава газа в ця-лиидре двигателя в процессе сгорания и расширения

-20 О 20 иО 60 Щ"

ные показатели. Погрешность определения среднего эффективного давления Ре достигает 5 %. В то же время качество моделирования экономических показателей {рЛ значительно хуже. На некоторых скоростных режимах работы двигателя ввиду колебаний в топливных каналах карбюратора смесь резко обедняется, а погреш-ность расчета gg составляет примерно 30 % (Cm л: 8).

Проведенный автором анализ подтвердил правильность результатов расчета с помощью модели токсичности. На рис. 3.22 показано расчетное изменение состава продуктов сгорания в цилиндре но время процесса горения. С увеличением температуры газа доля продуктов N0. ОН, Н диссоциации увеличивается. При

СН,млн

Ре;103е."-/(вГ it)

ЩСН, МЛН

0.8 0,9 10 1.1 1.2«

Рис. 3.23. Зависимости содержания токсичных компонентов в продуктах сгорания от коэффициента а избытка воздуха

4 Е. М. Ковдрашов в др>

Рнс. 3.24. Скоростная характеристика токсичности и шумности высокофор-сированиого двигателя: / - впуск; 2 - выпуск;--• без глушителя; ----с глушителем

расширении (после достижения максимальной температуры) увеличивается доля конечных продуктов сгорания СО, COj, Н2О. Ввиду малой скорости реакции механизма Я. Б. Зельдовича разложение N0 (сплошная кривая) отстает от равновесного (штриховая линия) и объемная доля N0 наконец стабилизируется.

Расчетная зависимость эмиссии N0, СН и СО двухтактного вигателя (ряс. 3.23) также соответствует реальным данным. Максимум эмиссии N0 достигается, как и ожидалось, при некотором обеднении смеси (а ;> 1) и резко снижается с уменьшением а. Так как модель токсичности не учитывает пропусков зажигания при предельно обогащенной и обедненной смесях, эмиссия СН зависит от коэффициента а избытка воздуха относительно мало.

На рнс. 3.24 приведены расчетные зависимости токсичности и шумности двухтактного двигателя от средней скорости £„, поршня. Выброс N0 достигает максимума на режимах, на которых работа цикла наибольшая. С понижением скорости показатели цикла ухудшаются и эмиссия N0 уменьшается. Увеличение выброса СО прн снижении скорости с,.„ поршня связано с характерным дли двухтактных карбюраторных двигателей обогащением смеси на низких скоростных режимах. Шумность двигателя моделировалась с глушителями впуска и выпуска и без них. Характеристика суммарного уровна звуковой мощности Lp приведена отдельно для впуска и выпуска.

Как показал проведенный анализ, результаты моделирования соответствуют реальным данным; модель отражает качественную сторону реальных процессов вполне адекватно. Однако количественная оценка результатов (например, константы k скорости н к равновесия реакции) требует уточнений.

АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ МОДЕЛИРОВАНИЯ

Модель, настроенная на конкретный двигатель, может быть применена для анализа процесса этого двигателя, исследования влияния геометрических н режимных параметров на его показатели. Рассмотрим результаты моделирования опытных двигателей рабочим объемом 125 (Ml) н 250 см= (М2 и МЗ).

На рис. 3.25 приведены результаты моделирования двигателя Ml при изменении коэффициента Р неиспользуемого объема кривошипной ю п камеры. Для исключении влня- 0,(и, ния настройки выпускной си- Ре, стемы двигатель моделировался без выпускной трубы. С уменьшением объема кривошипной камеры (штриховыезависимости)

<?7

1Z а)

12 П 7бСп,,мс 6)

Рнс. 3.25. Влияние объема кривошип- Рис. 3.26. Влияние фазы; выпуска на

внешнюю скоростную характеристику двигателя:

ной камеры иё показатели работы двн гателя (без выпускной трубы):

-- - $ = 3,3; ---в <= 2,35

вып = *вып =

120°; б - (р„ = 124°;

186°; 190°; о.

0,464;----

0,482

V 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5

Рис. 3.27. Влияние длины L первой цилиндрической части выпускной трубы на внешнюю скоростную аарактернстнку двигателя:

--. „ L lis

5.78:

= 5,31: - h --- 4,84

Рнс. 3.28. Влияние диаметра d хвостовой части выпускной трубы на внешнюю скоростную ха-рактернстЕшу двигателя:

--"=19 мм;---™ d t»

= 22 мм; - = 17 мм

10 12 П с„,мс-

скоростная а:арактеристика смещается в область больших средних скоростей Ст поршня. Несмотря на уменьшение максимального значения коэффициента фц избытка продувочной смеси, фактор фоСщ. определяющий расход смеси через двигатель, может увеличиваться. Однако при работе двигателя без настроенной выпу-скиой системы с повышением расхода смеси растут ее потери (уменьшается т)и). Влияние на показатели двигателя М2 фазы фвып выпуска исследовано при исходной фазе перепуска фц == 120° (рнс. 3.26, а) и прн расширенной до фц = - 124° (рис. 3.26,6). От изменения фазы выпуска показатели моделирующего двигателя зависят существенно: до 1 ...2,5 кВт на 1 мм изменения высоты выпускных окон. Расширение фазы выпуска обусловливает перемещение характеристики в область больших скоростей Сщ поршня, увеличение максимальной мощности н ухудшение работы на низких скоростных режимах. Увеличение мощности, достигаемое при постоянстве предварительного выпуска, меньше, чем то, которое получается при постоянной фазе перепуска. Расширение фазы выпуска приводит к снижению избытка продувочной смеси на средних скоростных режимах. Кроме того, увеличиваются обратные выбросы из выпускного канала в цилиндр, повышается надежность термически высоконагружениых зон цилиндра. На работу карбюратора и состав смеси фаза выпуска в конкретном случае практически не влияет.

Влияние длины начального цилиндрического участка выпускной трубы на показатели двигателя исследовалось на двигателе М2. Длина изменялась иа 30 мм (в одну и другую сторону от исходной) при постоннстве остальных параметров двигателя н выпускной трубы (рнс. 3.27). При удлинении цилиндрической части характеристика двигателя смещается в область низких скоростей с-т поршня, что повышает фо, так как этот скоростной режим лучше соответствует настройке кривошипной камеры. Прн уменьшении длины трубы характеристика смещается в область больших скоростей Сщ. Мощность двигателя увеличивается, но приспособляемость двигатели ухудшается. С изменением длины выпускной трубы на 1 см мощность изменяется до 2 кВт.

Более существенно показатели двигателя зависят от диаметра d концевого патрубка (рнс. 3.28). С увеличением диаметра d понижаются температура газа в выпускной трубе н отражательнаи способность коифузора. Ослабление н запаздывание запорного импульса являются причиной уменьшения обратных течений

4* 9

- 0,1

ко,ч-

Ре, 0,5

10 С„,м-с-

о L о

0.5; -

< клапаи параллельно

- порш-

Рис. 3.29. Влияние конструкцин системы впуска на внешнюю скоростную ка-рактеристику двигателя:

а - диаметр диффузора карбюратора = djD = 0,37; б «

невое управление впуском;---- клапанный впуск; -..

с окном; -.- клапан последовательно с окном

ИЗ выпускной трубы В цилиндр, ухудшения нспользования продувочной смесн. Несмотря на повышение избытка продувочной смеси, среднее эффективное давле-нне Рв снижается. С уменьшением диаметра концевого патрубка повышается температура газа в выпускной трубе и характеристика двигателя смещается в область высоких скоростных режимов. Вследствие роста гидравлических потерь, а также амплитуды запорного импульса и более раннего поступления его в выпускной канал расход газа через двигатель снижается. Изменение мощности при изменении диаметра концевого патрубка на 1 мм может достигать до 0,7 кВт.

На рис. 3.29 показаны результаты математического моделировання двигателя МЗ с разными системами впуска. Для клапанного впуска характерно уменьшение максимальной мощности по сравнению с поршневым впуском. С применением клапанного впуска улучшается характеристика двигателя, особенно по удельному расходу ge топлива на низких скоростих Ст- Эффективность применения клапанного впуска очень сильно зависит от такнх параметров, как диаметр dc впускной трубы, пропускная способность окон и др.

Моделирован процесс в двухтактном карбюраторном двигателе с клапанным впуском, где вспомогательный перепускной канал связан с впускной системой. Как известно, в таком двухтактном двигателе впускной клапан обычно открывается (кривая у) 2 раза за один оборот коленчатого вала (рис. 3.30). Первое открытие клапана (ф = 150... 210°) соответствует фазе перепуска - дополнительное количество свежей смеси пропускается нз впускной трубы прямо в цилиндр. Второе открытие клапана (ф = 230 ... 105°) соответствует нормальному впуску в кривошипную камеру. /

Рнс, 3.30. Анализ работы клапанной впускной системы (Лвып. Л1вп. Л1п и Л1в - плотности потока соответственно в выпускном, впускном, перепускном и вспомогательном перепускном каналах, М = ир/(аоРо)) = у1ухаа. - высота подъема конца лепестка клапана)

По вависнмостям безразмерной плотности потока М хорошо вндны обратные течения через окна. Через перепускные окна (Мп) на расчетном скоростном режиме обратные выбросы в начале перепуска и в конце незначительны. Через выпускное окно (Мвып) происходит сильное обратное течение газа перед окончанием выпуска. В диапазоне ф = 250 ... 270° вследствие преждевременного поступления к выпускному окну запорного импульса наблюдается дополнительный прямой выброс газов.

Результаты использования ИСРИП позволяют ут-

г о -г -4 -I? и

J60(/>,

верждать, что все существенные для двухтактных ДВС процессы моделируются предложенной выше математической моделью и ее реализацией на ЭВМ принципиально правильно. На частотах, близких к номинальным, погрешность определения интегральных параметров около 3...5 % , на более низких - погрешность увеличивается. Наибольшую погрешность моделирования имеют эпюры давления выпускной трубы, особенно при закрытых выпускных окнах. Ввиду большого объема выпускной трубы итерация в ней не сходится так быстро, как в остальных системах. Неполное схождение итераций, однако, влияет на интегральные показатели цикла относительно мало.

Смесеобразование и экономические показатели моделируются с меньшей точностью, чем мощностные показатели. Принятая квазистационарная модель карбюратора не учитывает нестационарные явления в топливной магистрали карбюратора. Изменения геометрии и режима работы двигателя существенно сказываются на результатах моделирования.

Предложенная математическая модель и ее реализация на ЭВМ ИСРИП могут быть использованы при исследовании процесса двухтактного двигателя, в опытно-конструкторских работах, при составлении других математических моделей и САПР двигателя. Совершенствование ИСРИП двухтактного ДВС следует направить в первую очередь на устранение ограничений на геометрию моделируемого двигателя и постоянные с„, Ср, R k.