/
Text
МИНИСТЕРСТВО АВИАЦИОННОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ СОЮЗА ССР
ТРУДЫ № 151
ПРОДУВКА КАМЕРЫ СГОРАНИЯ ЧЕТЫРЕХТАКТНОГО
АВИАЦИОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
ВЛИЯНИЕ ПРОДУВКИ НА ТЕПЛОВОЕ
СОСТОЯНИЕ ДВИГАТЕЛЯ И ДЕТОНАЦИЮ
Б. П, Лебедев
ИЗДАТЕЛЬСТВО БЮРО НОВОЙ ТЕХНИКИ
1948
ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Nj — индикаторная мощность [л. с.],
С/ — удельный индикаторный расход топлива [г/л. с.ч.],
п — число оборотов коленчатого вала двигателя
в минуту,
е — степень сжатия,
6 — угол опережения зажигания,
6 — угол перекрытия клапанов,
а — коэфнциент избытка воздуха,
— коэфициент продувки,
vjj, — коэфициент наполнения,
рк — давление наддува [мм pi. ст.],
t*—температура воздуха во всасывающем трубо-
проводе [°Ц],
/еых — температура выхлопных газов [°Ц],
Si — удельный индикаторный ргсход воздуха
[кг! л. с. ч.],
D — интенсивность детонации (в единицах шкалы
индикатора),
т — температ} рь стенок головки и гильзы цилиндра
tKJl — температура выхлопного клапана [°Ц].
J961 г *
Л 33
Б. П. ЛЕБЕДЕВ
ВЛИЯНИЕ ПРОДУВКИ НА ТЕПЛОВОЕ СОСТОЯНИЕ ДВИГАТЕЛЯ
И ДЕТОНАЦИЮ
ВВЕДЕНИЕ
Настоящая работа посвящена вопросу о влиянии продувки камеры сгорания четырех-
тактного авиационного двигателя на его тепловое состояние и склонность топлива к дето-
нации. Этот вопрос мало изучен не только в отношении количественных, но даже и каче-
ственных характеристик. :
До последнего времени высказывались противоречивые мнения о влиянии продувки
камеры сгорания на склонность топлива к детонации.
Приводилось предположение Капонна о повышении склонности к детонации при
продувке. Однако результаты наших предварительных опытов, а также опыты Шея не
подтвердили этого предположения.
Продувка камеры сгорания приводит к изменению ряда параметров рабочего про-
цесса двигателя, влияющих различно на склонность топлива к детонации. К числу этих
параметров следует отнести: коэфициент остаточных газов, коэфициент наполнения, темпе-
ратурное состояние головки цилиндра, клапанов, поршня и др. Кроме того, влияние
продувки на детонацию зависит от вида топлива и режима работы двигателя, в частности,
от состава смеси.
В данной работе описаны результаты экспериментальных исследований с целью выяс-
нения основного вопроса—влияния продувки камеры сгорания на детонацию топлива.
Попутно исследовалось влияние продувки камеры сгорания на тепловое состояние
цилиндра двигателя.
Поскольку влияние продувки на детонацию топлива обусловлено режимом работы
двигателя, было исследовано также влияние на склонность топлива к детонации основных
параметрон работы двигателя при продувках различной интенсивности. Этими параметрами
являлись: коэфициент избытка воздуха и степень сжатия1.
Дополнительно было выявлено влияние на детонацию (при работе двигателя с про-
дувкой) температуры воздуха во всасывающем трубопроводе.
Перечисленные параметры оказывают наибольшее влияние на мощность и эконо-
мичность двигателя и поэтому определение их влияния на склонность топлива к детона-
ции при работе двигателя с продувкой представляет наибольший интерес. В заключение
на основании анализа полученных экспериментальных данных сделана попытка физиче-
ского объяснения полученных результатов.
Автор пользуется случаем выразит^- благодарность проф. М. М. Масленникову за
ценные указания, инж. В. И. Жукову и Е. Г. Шустерман за помощь в проведении экспе-
риментальных работ, канд. техн, наук Б. Д. Залога и инж. Е. Е. Журавлеву за разре-
шение использовать некоторые результаты их опытов.
1 Давление наддува не являлось независимой переменной, поскольку величина допустимого наддува
служила основным критерием для оценки склонности топлива к детонации.
1. АППАРАТУРА И МЕТОДИКА ЭКСПЕРИМЕНТОВ
1. Испытания на одноцилиндровом двигателе М-П1
Экспериментальное исследование проводилось на одноцилиндровой установке цилин-
дром двигателя М-1П. Применялись распределительные валики, позволяющие получить
четыре величины угла 8 перекрытия клапанов: 40°, 80°, 120° и 160°. Моменты начала вы-
пуска и конца впуска при всех испытаниях оставались такими же, как у серийного двига-
теля М-Ш.
Эксперименты проводились при работе двигателя с непосредственным впрыском
топлива в цилиндр; применялась впрыскивающая аппаратура фирмы Бош (насос PZ 12
НМ-100/11, переоборудованный для работы на одноцилиндровом двигателе, и форсунка
с кольцевым распылителем 22А60М13). На двигателе был установлен также карбюратор
К-38, служивший для проведения контрольных испытаний (см. ниже).
Форсунка ввертывалась в свечное отверстие цилиндра со стороны впускных клапанов.
Момент начала впрыска топлива при всех опытах сохранялся неизменным—55° после ВМТ
в ходе всасывания.
Сторона всасывания
1—перемычка между всасывающим и выхлопным клапанами;
2—боковая стенка камеры сгорания;
3—перемычка между выхлопными клапанами;
4-седло выхлопного клапана
Фиг. 1. Схема размещения термопар в головке
цилиндра двигателя М-11!
В процессе испытаний производились замеры всех основных параметров работы дви-
гателя обычными методами.
Для оценки интенсивности детонации применялся пьезоэлектрический индикатор
детонации конструкции инж. А. П. Усачева (ЦИАМ). Этот индикатор состоит из пьезо-
кварцевого датчика, усилительного и диференцирующего устройства, шланга, соединяю-
щего пьезоэлемент с усилителем, и стрелочного указательного прибора, который реги-
стрирует амплитуду второй производной давления газов в цилиндре по времени; этот
параметр характеризует интенсивность детонации.
Перед испытаниями по основной программе были проведены предварительные опыты
для оценки качества работы индикатора детонации. В процессе этих опытов была произ-
ведена регулировка прибора и определен „нуль
прибора11, соответствующий бездетонационной
работе двигателя, проверена нечувствительность
прибора к тряске, определено влияние места
установки датчика на показания прибора и сняты
контрольные характеристики для проверки иден-
тичности показаний прибора на различных ре-
жимах работы двигателя. Параллельно произ-
водилась оценка интенсивности детонации на
слух. Предварительные опыты дали удовлетво-
рительные результаты: индикатор показал не-
чувствительность к тряске двигателя и дал оди-
наковые показания при установке датчика в све-
чные отверстия как со стороны клапанов впуска,
так и со стороны клапанов выпуска,
прибора"
прибора.
Для
цилиндра
стенок головки. Схема расположения железо-
константановых прижимных термопар дана на
фиг. 1. Кроме того, производились замеры тем-
ператур выхлопных клапанов двигателя. Мето-
дика этих измерений разработана И. И. Звере-
Нуль
соответствовал трем делениям шкалы
оценки теплового состояния головки
производились измерения температур
вым.
Как уже указывалось выше, основной целью работы являлось исследование влияния
продувки камеры сгорания на детонацию при работе двигателя на различных режимах.
В соответствии с поставленной задачей в основу методики эксперимента были положены
детонационные характеристики по составу смеси (ДХСС), дающие зависимость допусти-
мого давления наддува от коэфициента избытка воздуха при постоянной „стандартной"
интенсивности детонации. При „стандартной" интенсивности детонации регистрирующий
прибор индикатора детонации показывал 12—13 единиц шкалы прибора и в цилиндре
двигателя были слышны отчетливые, но легкие детонационные стуки.
Детонационные характеристики снимались при различных значениях угла перекрытия
клапанов и различной степени сжатия. Основными значениями угла перекрытия являлись
40° и 120°, соответствовавшие условиям работы двигателя без продувки и с продувкой,
2
интенсивность которой была примерно оптимальной для данного двигателя. При этих
значениях угла перекрытия клапанов были проведены все испытания при степенях сжатия
5,2; 6,0; 7,0 и 7,8. При е, равном 6 и 7, были дополнительно сняты детонационные характе-
ристики при углах перекрытия клапанов, равных 80° и 160э.
Все испытания велись на топливе 4Б 78 с октановым числом 94-95 (партия выпуска
1945 г.) на следующем режиме работы двигателя:
п = 2150 об) мин;
температура воздуха во всасывающем трубопроводе tK — 120 ’ Ц;
„ выходящей из головки воды 110°+2° Ц1,
„ входящего в картер масла 75° + 5°Ц;
угол опережения зажигания был постоянным для каждой величины степени сжатия;
коэфициент избытка воздуха изменялся в диапазоне 0,65—1,0.
Как известно, величина угла опережения зажигания оказывает значительное влияние
на склонность топлива к детонации, причем уменьшение этого угла дает антидетонацион-
ный эффект. По этим соображениям величина угла опережения зажигания у серийного
двигателя M-II1 выбрана равной 24° (оптимальное значение его ~37° — 38°). С целью
приближения условий экспериментов к реальным испытания при е = 6 велись при угле
опережения зажигания 0 = 24° до ВМТ; при этом развиваемая двигателем мощность была
примерно на 4% ниже максимальной величины ее при оптимальном моменте зажигания.
Поскольку изменение степени сжатия
сказывается на величине оптимального угла
опережения зажигания, то для выбора значе-
ний 6 при е -/- 6 были проведены специальные
испытания. Снимались характеристики по углу
опережения зажигания при различных зна-
чениях степени сжатия; величины углов опе-
режения зажигания для детонационных харак-
теристик при е^б были получены по дан-
ным этих характеристик, исходя из условия
получения такой же величины падения мощ-
ности (в процентах) по сравнению с опти-
мальной, какая имелась при е — 6 и 6 = 24°.
Результаты этих испытаний представлены на
фиг. 2, на которой приведены кривые опти-
мального угла опережения зажигания и угла
опережения зажигания при регулировке на
96% максимальной Мощности. Значения & в настоящих опытах принимались по данным
. нижней кривой фиг. 2.
Помимо характеристик по углу опережения зажигания при каждом значении сте-
пени сжатия были сняты следующие характеристики:
а) характеристика по составу смеси при давлении наддува рк=950 жж рт. ст.;
8 = 40° и 8 = 120°;
б) характеристика по составу смеси при рк = 1200 жж рт. ст.; 8 = 40° и 8=120° до
точки „стандартной" интенсивности детонации;
в) характеристика мощности трения двигателя в зависимости от числа оборотов при
работе его без продувки (8 = 40°).
Характеристики по составу смеси (ХСС) снимались для получения параметров ра-
боты двигателя без детонации. Кроме того, по данным этих характеристик проверялись
значения коэфициента продувки 1 2 и осуществлялся контроль состояния двигателя.
Характеристики мощности трения снимались с целью перехода от эффективных
к индикаторным параметрам работы двигателя по методике, описанной ранее. Резуль-
таты этих испытаний представлены на фиг. 3 в виде зависимости мощности трения от
степени сжатия.
В процессе описанного выше первого этапа испытаний измерения температуры стенок
головки цилиндра и выхлопных клапанов не производились.
Испытания по определению влияния продувки камеры сгорания на тепловое состоя-
ние двигателя были выделены в самостоятельный раздел программы. В ходе испытаний
по этому разделу, помимо выяснения вопроса о влиянии продувки на температуру стенок
головки цилиндра и выхлопных клапанов, целесообразно было установить роль изменения
теплового состояния двигателя, обусловленного продувкой, на детонацию.
1 Установка была оборудована системой охлаждения закрытого типа (под давлением).
2 С целью проверки значений коэфициента продувки при е = 5,2 и 8 = 120° были дополнительно сняты
ХСС при рк , равном 1400 и 1600 мм рт. ст. Эти характеристики были получены на топливе состава: 50%
Б-78-|-5О°/о пиробензола -|-4 см3 продукта Р-9 на 1 кг смеси (так как на топливе 4Б-78 двигатель работал
с детонацией).
Фиг. 2. Зависимость угла опережения зажигания
от степени сжатия при регулировке на максималь-
ную мощность и на 96% максимальной мощности
3
А priori можно было ожидать, что наиболее показательные результаты в отношении
влияния изменения температуры на детонацию дадут изменения температуры стенок
выхлопных клапанов, как наиболее нагретых деталей цилиндровой группы. Поэтому
казалось интересным выяснить, с одной
стороны, изменение при продувке темпе-
ратуры стенок этих клапанов и, с другой,
влияние этого изменения на детонацию.
При сопоставлении полученных данных
представлялось возможным оценить роль
охлаждающего эффекта продувочного воз-
духа на изменение при продувке склон-
ности топлива к детонации.
Изменение температуры стенок вых-
(одноцилиндровый двигатель М-Ш; п = 2150 об/мин, 1
/к = 120° Ц) лопных клапанов могло быть достигнуто
изменением интенсивности теплоотвода
от головки клапана к штоку. Для достижения этого менялась степень заполнения на-
трием внутренней полости серийных выхлопных клапанов. Помимо клапанов с полным
наполнением, были подготовлены клапаны без натрия.
По этому разделу программы были сняты следующие характеристики (при е = 6): _
а) характеристики по составу смеси при бездетонационной работе двигателя на ука-
занном выше режиме и при рк = 950 мм рт. ст.; испытания проводились с комплектами
нормальных выхлопных клапанов и клапанов без натрия при различных значениях угла
перекрытия клапанов; -
б) детонационные характеристики по составу смеси, также при различных углах
перекрытия клапанов; испытания велись с указанными выше комплектами выхлопных
клапанов.
При этих испытаниях, помимо обычных замеров, производились измерения темпера-
туры стенок головки цилиндра и выхлопных клапанов.
Дополнительные опыты при различной температуре воздуха во всасывающем трубо-
проводе будут описаны ниже.
Для получения сравнимых результатов отдельных опытов проводился систематиче-
ский контроль состояния двигателя. Перед каждым испытанием снималась контрольная
точка на режиме эталонной (для данной степени сжатия и при данных фазах газораспре-
деления) характеристики по составу смеси.
При детонационных испытаниях проверялось отсутствие калильного зажигания. Для
этого перед снятием каждой детонационной точки производились быстрое выключение
и обратное включение Зажигания. Точка снималась только в случае отсутствия перегрева
свечей и калильного зажигания.
Для проверки качества смесеобразования при работе двигателя с непосредственным
впрыском дополнительно была снята ХСС при карбюраторном питании и, кроме того,
периодически снимались детонационные характеристики при работе двигателя с карбюра-
тором. Было замечено, что при недоста-
точно хорошей работе форсунки допусти-
мое из условий детонации давление над-
дува понижалось. В подобных случаях ис-
пытания продолжались только после уст-
ранения дефектов.
Для обработки результатов испыта-
ния двигателя с продувкой необходимо
иметь значения коэфициента продувки. Ра-
нее была дана методика экспериментального
определения коэфициента продувки по за-
меренным величинам индикаторного удель-
ного расхода воздуха при составе смеси на
максимум мощности.
Применение этой методики требует
снятия характеристик по составу смеси для
каждого режима работы двигателя, для
которого требуется иметь значение коэ-
фициента продувки.
характеристик давление наддува являлось
и величина коэфициента продувки. Поэтому
от отношения противодавления на выхлопе
к давлению наддува при различных углах
перекрытия клапанов для одноцилиндрового
двигателя M-III при п = 2150 об/мин
В опытах при снятии детонационных
переменной 'величиной; переменной являлась
для определения этого коэфициента следовало для каждой точки детонационной харак-
теристики снимать дополнительно ХСС на недетонирующем топливе. Подобная методика,
естественно, является чрезвычайно громоздкой и поэтому от нее пришлось отказаться.
4
Обработка детонационных характеристик двигателя с продувкой производилась
с помощью кривых значений коэфициента продувки, полученных в процессе предыдущих
опытов. На эти. кривые, представленные на фиг. 4, нанесены контрольные точки данных
испытаний.
Таким образом, при обработке результатов испытаний предполагалось, что коэфи-
циент продувки не зависит от коэфициента избытка воздуха. Подобное допущение не
может встретить возражений, так как процесс продувки завершался к моменту начала
впрыска топлива в цилиндр двигателя. Кроме того, в дальнейшем были экспериментально
доказаны постоянство при изменении состава смеси общего расхода воздуха через дви-
гатель, эквидистантное протекание кривых индикаторной мощности и совпадение индика-
торных удельных расходов топлива по ХСС двигателя с продувкой и без продувки.
2. Испытания на одноцилиндровой установке с цилиндром мотора M-J
Эксперименты проводились на одноцилиндровой установке с серийным цилиндром
мотора М-1; цилиндр был установлен на универсальном картере ЭУ-3.
Основные данные двигателя
Степень сжатия ..... 6,4
Диаметр цилиндра............155,5 мм
Ход поршня . . . •..........155 мм
Форма камеры сгорания . . . полусферическая
Количество клапанов:
впуска ................. 1
выпуска................. 1
При испытаниях применялись распределительные кулачки впуска трех вариантов
и кулачки выпуска трех вариантов. Профиль кулачков первого варианта был выполнен
таким, чтобы точно воспроизводилась диаграмма подъема клапанов серийного двигателя.
Профили кулачков второго и третьего вариантов были выполнены по профилю кулачков
первого варианта с добавлением участков постоянного (полного) подъема клапана.
Размеры клапанов (по данным замеров) приведены в табл. 1.
Таблица 1
Диаметр седла dc [мм] Диаметр клапана dK [мм] Угол фаски а° '
Впускной клапан 78 73 45
Выпускной клапан 77,4 69,5 45
Испытания проводились при четырех значениях угла перекрытия клапанов:38°, 85°,
110° и 125°. Моменты конца впуска и начала выпуска сохранялись неизменными и были
соответственно равны 38° после НМТ и 73° до НМТ (фиг. 5).
Значения фактора перекрытия клапанов приведены в табл. 2.
Таблица 2
Угол перекоытия клапанов 8° 38 85 НО 125
Фактор перекрытия клапанов Т’д 1м~1 сек .об'мин] 0,117 1,15 2,24 3,25
Все испытания по программе проводились с непосредственным впрыском топлива
в цилиндр. Применялась впрыскивающая аппаратура фирмы Бош: насос марки
PZ 12 HP 110/14, переоборудованный для работы на одноцилиндровом двигателе, и фор-
сунка DC22A60M13. Помимо аппаратуры впрыска на двигателе был установлен карбюра-
тор К-100А, дроссельная заслонка которого использовалась в качестве воздушной заслонки.
Двигатель работал с карбюраторным питанием только в процессе предварительных опытов
с целью проверки экономичности при работе с непосредственным впрыском.
На фиг. 6 представлены результаты сравнительных испытаний двигателя с карбюра-
торным питанием и при работе с непосредственным впрыском. Легко видеть, что эконо-
мичность двигателя при работе с непосредственным впрыском не отличается от эконо-
мичности при карбюраторном питании; это указывает на вполне удовлетворительное
качество смесеобразования при работе двигателя с непосредственным впрыском.
5
В результате этих испытаний выбранный момент Начала впрыска топлива — 55е
после ВМТ (на ходе всасывания) был сохранен для всех последующих испытаний по
Фиг. 5. Диаграммы проходных сечений в клапанах двигателя М-1 при различных
фазах перекрытия клапанов
Экспериментальная установка, на которой проводились испытания, оборудована
гидротормозом МАИ типа М-4Д, пендель-динамо NH-400 с обычными системами смазки
и питания двигателя топливом.
Воздушная система установки оборудована трубопроводами, ресиверами и электро-
подогревателем воздуха. Сопло для замера расхода воздуха, выполненное по нормам
ОСТ № 169, имеет диаметр 34 мм (диаметр трубопровода 68 мм).
Фиг. 6. Характеристика по составу смеси
при карбюраторном питании и при непо-
средственном впрыске (одноцилиндровый
двигатель М-1; режим: п=2400 об/мин-,
рк = 950 мм рт. ст ; tK = 100° Ц)
Выхлопные газы из цилиндра выбрасывались
через короткий патрубок в атмосферу.
Для обдува двигателя применялся вентилятор
высокого давления „Сирокко" производительностью
10000 ма)мас воздуха при напоре 600 мм вод. ст.
Вентилятор приводился электромотором постоянного
тока; интенсивность обдува регулировалась измене-
нием числа оборотов вала вентилятора. На цилиндре
были установлены дефлекторы, что позволяло наи-
более полно использовать поток обдувающего воздуха.
В процессе экспериментов производились обыч-
ные замеры основных параметров работы двигателя
(число оборотов, крутящий момент, расходы топлива
и воздуха, параметры воздуха во всасывающем ре-
сивере—перед карбюратором). Кроме того, железо-
константановыми термопарами измерялись темпера-
туры стенок головки и гильзы цилиндра в следую-
щих точках (фиг. 7):
а) в перемычке между всасывающим и выхлоп-
ным клапанами—
б) под задней свечой—т3,
в) под передней свечой — т2,
г) в стейке головки со стороны выхлопного
патрубка—т4,
д) в стенке гильзы цилиндра со стороны, про-
тивоположной направлению обдува, — т5,
е) в стенке гильзы цилиндра со стороны вых-
лопного патрубка — т6.
замерялась хромель-алюмелевой термопарой, уста-
новленной в коротком выхлопном патрубке на расстоянии НО мм от окна цилиндра.
Интенсивность детонации регистрировали электроакустическим индикатором дето-
нации ЭАД-5 ИХФ-ЦИАМ.
Температура выхлопных газов
6
Основной целью экспериментов на одноцилиндровом двигателе М-I являлась про-
верка данных, полученных ранее на цилиндре двигателя водяного охлаждения другой
конструкции. Двухклапанный цилиндр мотора М-I с воздушным охлаждением и полусфе-
рической камерой сгорания резко отличается от цилиндра двигателя М-Ш, поэтому каза-
лось целесообразным провести дополнительные испытания на этом цилиндре.
Методика этих испытаний была аналогична методике испытаний на цилиндре мотора
М-Ш. Предварительно были сняты характеристики
по составу смеси при бездетонационной работе
двигателя на режиме:
п = 2 400 обIмин;
температура воздуха во всасывающем трубо-
проводе tK — 100° Ц;
угол опережения зажигания 0 = 26° до ВМТ;
обдув—с постоянной скоростью.
Характеристики снимались при четырех зна-
чениях угла перекрытия клапанов (38°, 85°, 110°
и 125°) и различных давлениях наддува на топ-
ливе 4Б-78.
В результате этих испытаний были получены
зависимости основных параметров работы двига-
теля от давления наддува при различных углах
перекрытия клапанов; в частности, были опреде-
лены величины коэфициента продувки, необходи-
мые для обработки детонационных характеристик.
Фиг. 7. Схема размещения термопар
на головке и гильзе цилиндра
двигателя М-1
Фиг. 8. Характеристика мощности трения
в зависимости от числа оборотов
(одноцилиндровый двигатель М-I; е = 6,4)
Детонационные характеристики рк =/(а) снимались при тех же четырех значениях
угла перекрытия клапанов на указанном выше режиме работы двигателя. Испытания
велись на топливах 1Б-78 и 1,5Б-78 с тем, чтобы величины давления наддува на всем
исследуемом диапазоне состава смеси не выходили за допустимые (по надежности двига-
теля) пределы \
Интенсивность детонации при снятии этих характеристик поддерживалась постоянной
и контролировалась индикатором детонации.
Показания прибора 30 = 50 детонационных циклов в минуту.
Контроль состояния двигателя осуществлялся, как обычно, системой контрольных
точек, снимаемых на режиме эталонной ХСС.
Для определения индикаторных параметров работы двигателя была снята характе-
ристика мощности трения в зависимости от числа оборотов коленчатого вала (фиг. 8).
Двигатель прокручивался от пендель-динамо при полностью открытом дросселе и выклю-
ченном зажигании без подачи топлива. Температура масла поддерживалась примерно рав-
ной ее значению для работающего двигателя.
1 Попытка снять детонационную характеристику на топливе 2Б-78 (рх = 1 130мм рт.ст. при а=0,8)
привела к перегреву и задиру поршня и выходу цилиндра из строя.
7
II. РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТОВ И ИХ АНАЛИЗ
1. Первичные результаты испытаний одноцилиндрового двигателя M ill
и общие соображения
На фиг. 9—12 приведены результаты испытаний одноцилиндрового двигателя М III
при работе его без детонации с различными величинами степени сжатия (при рк =
= 950 мм рт. ст.). На каждой диаграмме даны
две серии кривых: при работе двигателя
с продувкой (8=120°) и без продувки (8=40°).
На диаграммах нанесены контрольные
точки последующих испытаний, а также
Фиг. 10. Характеристики по составу смеси
при бездетонационной работе двигателя
с продувкой и без продувки (одноцилиндровый
двигатель М-1П; е=6; режим: «=2150 об/мин;
рк = 950 мм рт. ст.; tK = 120° Ц; 0 = 24°;
топливо 1Б 78)
Фиг. 9. Характеристики по составу смеси
при бездетонационной работе двигателя
с продувкой и без продувки (одноцилиндровый
двигатель M-I1I; е=5,2; режим: и—2150 об/мин;
рк = 950 мм рт. ст.; tK = 120° Ц; 6=30°;
топливо 4Б-78)
расчетные точки индикаторного удельного расхода топлива Сг, подсчитанные для а, рав-
ного 0,8 и 1, по формуле М. М. Масленникова; при подсчетах были приняты следующие
значения коэфициентов:
коэфициент диаметра цилиндра т]д = 1,005;
коэфициент формы камеры сгорания т;к = 0,99;
коэфициент полноты индйкаторной диаграммы -»)ю = 0,92;
коэфициент состава смеси для а = 0,8: т)а=0,82.
Сравнение расчетных значений индикаторного удельного расхода топлива с экспе-
риментальными величинами показывает удовлетворительное их совпадение, что лишний
раз подтверждает справедливость формулы М. М. Масленникова. С другой стороны,
сопоставление расчетных и экспериментальных величин позволяет осуществить контроль
и взаимную увязку опытных данных1.
1 В связи с этим следует отметить, что величины индикаторной мощности при е = 7,8 и В = 40°
(фиг. 12), невидимому, несколько занижены (на 1,5-2%). Причиной этого является, по всей вероятности,
появление детонации при а ~ 0,8. Указанное отклонение находится в пределах точности эксперимента.
8
Из фиг. 9—12 видно также, что контрольные точки последующих испытаний распо-
лагаются вблизи эталонных кривых, что подтверждает стабильность состояния двигателя
и сравнимость результатов различных опытов.
Фиг. 11. Характеристики по составу смеси
при бездетонационной работе двигателя
с продувкой и без продувки (одноцилиндровый
двигатель M-II1; е — 7; режим:
п = 2150 об/мин- рк — 950 мм рт. ст,;
tK = 120°; 0=22°; топливо 4Б-78)
Фиг. 12. Характеристики по составу смеси
при бездетонационной работе двигателя
с продувкой ж без продувки(одноцилиндровый
двигатель M-I1I; е = 7,8; режим:
/1 = 2150 об/мин-, pK = t‘5b мм рт. ст.;
tK = 120°; 0 = 20°; топливо 4Б-78)
Характеристики по составу смеси при рк = 1 200 мм рт. ст. были получены только
при г, равной 6 и 5,2; при s —7 двигатель при этом давлении наддува работал с дето-
нацией во всем диапазоне изменения состава смеси. Результаты этих испытаний пред-
ставлены в табл. 3, а граничные точки этих характеристик (снятые при стандартной
интенсивности детонации) приведены в виде контрольных точек на детонационных харак-
теристиках.
Таблица 3
Результаты испытаний одноцилиндрового двигателя M-III иа режиме:
рк = 1 200 мм рт. ст.; п = 2 150 об/мин; tK = 120°Ц
ХСС при: Параметры двигателя при а = 0,8
м Ci V ^ВЫХ
е = 6; 8 = 40° 145 220 800 1.11
е = 6; 8 = 120° ..... 160 220 1.1 1 755 1,18
е = 5,2; В = 40° . . . . . 134 240 — 795 1,085
е = 5,2; 8= 120° 151 240 1,12 770 1,18
Результаты детонационных испытаний двигателя представлены на фиг. 13—16 в виде
характеристик допустимого давления наддува от состава смеси при постоянной интенсив-
ности детонации.
Для двигателя без продувки (8 = 40°), как это видно из представленных диаграмм,
допустимое из условий детонации давление наддува по мере обеднения смеси пони-
2
9
жается. Однако для двигателя с продувкой (8> 80°) обычный закон протекания кривой
рк =/(а) резко нарушается. При обеднении смеси допустимое давление наддува или пони-
жается весьма незначительно или даже возрастает.
Фиг. 13. Детонационные характеристики
по составу смеси двигателя с продувкой
и без продувки (одноцилиндровый двигатель
М-Ш; е = 5,2; режим: п = 2150 об/мин;
tK — 120°; 6 = ЗС°; интенсивность
детонации D = const; топливо 4Б-78)
Фиг. 14. Детонационные характеристики
по составу смеси двигателя М-Ш
при различных углах перекрытия клапанов
и е = 6 (режим: п=2150 об/мин; tK = 120°;
6 = 24”; интенсивность детонации Z)=const;
топливо 4Б-78)
Результаты детонационных испытаний двигателя с продувкой оказались неожидан-
ными и первоначально казались малоправдоподобными. Дополнительные повторные испы-
тания, однако, подтвердили справедливость полученных данных. Возникшее предположе-
ние о несовершенстве смесеобразования при непосредственном впрыске и обусловленное
этим искажение детонационных характеристик было также опровергнуто. Снятые дето-
национные характеристики двигателя с продувкой и без продувки при карбюраторном
питании дали результаты, совпадающие с первоначальными. В качестве примера на
фиг. 17 приведены детонационные характеристики двигателя с продувкой при карбюра-
торном литании и при непосредственном впрыске.
Возвращаясь к рассмотрению фиг. 13—16, видим, что кривые рк =/'(“) Для различ-
ных углов перекрытия клапанов имеют форму пучка. На богатых смесях (а ^0,75) вели-
чина допустимого давления наддува мало зависит от угла перекрытия клапанов; наобо-
рот, на бедных смесях (а >0,8) с увеличением угла перекрытия клапанов допустимое
давление наддува возрастает.
10
11ри более низких ст^йёнях сжатия, т. е. при повышенных исходных значениях дав-
ления наддува, расхождение кривых рк = /(а) для двигателя с продувкой и без продувки
становится ббльшим. Возрастание при! продувке допустимого давления наддува на бед-
ных смесях при увеличении исходной величины давления наддува и при увеличении угла'
перекрытия клапанов вызывается одной и той же причиной—увеличением интенсивности1
продувки.
Фиг. 15. Детонационные характеристики
по составу смеси двигателя М-111 при
различных углах перекрытия клапанов
и е = 7 (режим: п = 2150 об/мин;
tK = 120°; 6 = 22°; интенсивность
детонации D = const; топливо 4Б-78)
Фиг. 16. Детонационные характеристики
по составу смеси двигателя с продувкой
и без продувки (одноцилиндровый
двигатель M-III; е = 7,8; режим:
п = 2150 об/мин; tK = 120°; В = 20°;
интенсивность детонации D = const;
топливо 4Б-78)
На фиг. 18 представлена зависимость относительного изменения давления наддува от
коэфициента продувки, построенная поданным фиг. 13—16 для а = 0,95. По оси ординат
отложены величины отношения допустимого из условий детонации давления наддува
при наличии продувки к исходной величине рко двигателя без продувки. Фиг. 18 наглядно
иллюстрирует антидетонационный эффект продувки на бедных смесях. Интересно отме-
тить, что данные, полученные при различных исходных значениях давления наддува
и различных величинах угла перекрытия клапанов, практически укладываются на одну
Рк
общую кривую. Характерным является замедленный рост по мере увеличения коэ-
РкО
фициента продувки. Легко видеть, что увеличение коэфициента продувки сверх 1,15
не дает ощутимого антидетонационного эффекта. Это обстоятельство имеет существенное
значение, как это будет видно из дальнейшего.
В заключение рассмотрим результаты дополнительных детонационных испытаний,
.проведенных при двух значениях угла перекрытия клапанов (40° и 160°) на топливе Б-78
II
со следами P-9 (октайойоё число 85). Как видно из фиг. 19, антидетонационный эффект
продувки на бедных смесях сохранился и в этом случае (см. также фиг. 18).
Из данных фиг. 19 можно вывести, кроме того, заключение об отсутствии заметного
влияния присадки тетраэтилового свинца на характер протекания детонационных характе-
Фиг. 17. Сравнение детонационных характеристик
двигателя с продувкой при карбюраторном питании
и при непосредственном впрыске
Коэфициент продувки
Фиг. 18. Влияние коэфициента продувки на антидетонационный
эффект продувки при работе двигателя на бедных смесях
(двигатель M-II1: топливо 4Б-78)
Фиг. 19. Детонационные характеристики
по составу смеси двигателя M-III
с продувкой и без продувки при работе
на топливе Б-78(режим: п = 2150 об1мин',
tK = 120")
Для объяснения полученных результатов детонационных испытаний двигателя с про-
дувкой напомним кратко основные предпосылки, обусловливающие появление в двигателе
детонации.
Детонация в цилиндре двигателя представляет собой аномалию сгорания, характе-
ризуемую почти мгновенным воспламенением части рабочей смеси, сгорающей в послед-
нюю очередь. О скорости детонационного сгорания можно говорить только условно.
В опытах, в которых фиксировалось время воспламенения отдельных точек детонационной
зоны горения, получены скорости сгорания до 1000 — 2 000 ж/сек. При оптических иссле-
дованиях и исследованиях методом ионизации было установлено почти одновременное
или быстро следующее друг за другом воспламенение во многих местах детонирующей
смеси.
Возникновение детонации, по современным воззрениям, обусловлено химической
подготовкой сгорающей в последнюю очередь части смеси в период, предшествующий
воспламенению.
Скорость химических реакций, протекающих в смеси в период, предшествующий
воспламенению, зависит, помимо химического состава смеси, главным образом от ее тем-
пературы и давления. При повышении температуры и давления части смеси, сгорающей
в последнюю очередь, скорость реакции возрастает, и при определенных условиях воз-
никает детонация.
12
Поэтому все факторы, влияющие на химический состав смеси, а также на темпера-
туру и давление ее в процессе сжатия и, особенно, в период, предшествующий воспла-
менению последней части заряда, влияют также и на склонность топлива к детонации.
К числу основных факторов и параметров работы двигателя, влияющих на возникно-
вение в двигателе детонации, относятся следующие:
1. Химический состав топлива состав и однородность смеси, содержание в смеси
остаточных газов и влаги.
2. Температура и давление воздуха во всасывающем трубопроводе, а также вели-
чина коэфициента наполнения. Эти параметры определяют в основном физическое состоя-
ние смеси в начале сжатия.
3. Степень сжатия, угол опережения зажигания, непосредственно определяющие
давление и температуру части смеси, сгорающей в последнюю очередь.
4. Число оборотов коленчатого вала (т. е. время, отводимое на сжатие смеси), тем-
пературы стенок камеры сгорания, поршня и клапанов, определяющие условия нагрева
или охлаждения рабочей смеси в процессе сжатия. Эти факторы оказывают косвенное
влияние на температуру и давление последней части заряда.
5. Форма камеры сгорания, число и расположение свечей и др.
При продувке камеры сгорания изменяются следующие параметры, оказывающие
влияние на склонность топлива к детонации:
а) коэфициент наполнения,
б) коэфициент остаточных газов,
в) температура стенок камеры сгорания, поршня и выхлопных клапанов.
Рассмотрим возможное качественное влияние изменения указанных параметров на
склонность топлива к детонации.
Увеличение при продувке коэфициента наполнения сопровождается возрастанием
максимального давления сгорания и, соответственно, давления части смеси, сгорающей
в последнюю очередь; последнее ведет к повышению склонности топлива к детонации:
уменьшение при продувке коэфициента остаточных газов ^ст приводит к снижению тем-
пературы смеси в конце наполнения (и, соответственно, последующих температур цикла),
что понижает склонность топлива к детонации; однако наряду с этим уменьшение содер-
жания в смеси инертных газов сопровождается увеличением коэфициента наполнения,
что, как уже указано, неблагоприятно влияет на склонность топлива к детонации.
Поскольку величины коэфициентов наполнения и остаточных газов как двигателя
с продувкой, так и обычного двигателя без продувки практически не зависят от состава
смеси, специфический характер протекания детонационной характеристики двигателя
с продувкой не может быть объяснен влиянием изменения этих коэфициентов.
Наконец, ожидаемое при про-
дувке снижение температуры стенок
головки цилиндра, поршня и клапанов
ведет к уменьшению склонности топ-
лива к детонации. Учитывая, что тем-
пература стенок головки цилиндра
и клапанов резко меняется при изме-
нении состава смеси и имеет макси-
мум в области бедных смесей, можно
предполагать, что охлаждающий и,
следовательно, антидетонационный
эффект продувки будут также различ-
ными для различных значений а и наи-
большими в области бедных смесей.
Высказанное соображение под-
тверждается результатами опытов
М. Мюнгера и др., представлен-
ными на фиг. 20. Эти опыты проводи-
/—клапаны с водяным охлаждением,
2—нормальные клапаны с натриевым охлаждением,
3— клапаны без охлаждения
Фиг. 20. Влияние интенсивности охлаждения выхлопных
клапанов на детонацию по опытам Мюнгера и др.
лись на одноцилиндровом двигателе
с цилиндром мотора Райт GR-1820-G-200 на 100-октановом топливе при п = 2000 об1мин
с целью выяснения влияния интенсивности охлаждения выхлопных клапанов на допустимое
из условий детонации давление наддува. Испытывались нормальные серийные выхлопные
клапаны с натриевым охлаждением, клапаны с циркуляционным водяным охлаждением
и клапаны без охлаждения. Результаты этих опытов показывают, что, по сравнению
с охлаждением выхлопных клапанов солями натрия, водяное охлаждение клапйнов на
всем рабочем диапазоне значений а не дает заметного антидетонационного эффекта
и только при а ^>0,95 наблюдается значительное повышение допустимого давления над-
дува. При работе с клапанами без охлаждения наблюдается снижение допустимого дав-
ления наддува на 30 -100 мм рт. ст. Напрашивается вывод о том, что заметный антиде-
13
тонационный эффект охлаждения нагретых поверхностей в камере сгорания может быть
получен только при понижении температуры от очень высокого исходного уровня. Охлаж-
дение деталей с относительно невысокой температурой, повидимому, не дает значитель-
ного антидетонационного эффекта.
Следовательно, охлаждение при продувке горячих поверхностей камеры сгорания
и, особенно, стенок выхлопных клапанов может дать антидетонационный эффект на бедных
смесях, когда температура стенок выше, и не дать никакого эффекта на богатых смесях.
Этим, вообще говоря, может объясняться своеобразие протекания детонационных харак-
теристик двигателя с продувкой. Для проверки этого предположения необходимо обра-
титься к анализу опытных данных.
2. Влияние продувки камеры сгорания на тепловое состояние двигателя
На фиг. 21 и 22 представлены результаты детонационных испытаний одноцилиндро-
вого двигателя М-I при различных углах перекрытия клапанов. На фиг. 21 приве-
дены кривые основных параметров работы двигателя и, в частности, кривые коэфициента
продувки, полученные по данным бездетонационных испытаний двигателя при различных
давлениях наддува; на фиг. 22 даны результаты измерения температуры стенок головки
и гильзы цилиндра1.
Фиг. 21- Детонационные характе-
ристики по составу смеси одно-
цилиндрового двигателя М-1
(е = 6,4) при различных углах
перекрытия клапанов (режим:
п = 2400 O6IMUH-, tK = 100° Ц;
топливо 1,56-78; интенсивность
детонации D = const)
при различных углах перекрытия
клапанов по данным детонационных
испытаний (см. фиг. 21)
Для удобства анализа полученных результатов по данным фиг. 21 и 22 построена
диаграмма фиг. 23, иллюстрирующая влияние угла перекрытия клапанов на температуру
1 Эти данные получены при снятии детонационных характеристик двигателя. Однако, поскольку ин-
тенсивность детонации при этих испытаниях поддерживалась на неизменном и, кроме того, сравнительно
низком уровне, влиянием детонации на температуру стенок можно пренебречь. Во всяком случае получен-
ные результаты являются сравнимыми.
14
стенок головки цилиндра. Увеличение угла пёрёкрытйя клапанов сопровождается повы-
шением температур стенок при одновременном возрастании мощности двигателя.
Для того, чтобы исключить влияние на температуру стенок повышения мощности
двигателя, воспользуемся фиг. 24, на которой приведены зависимости температур стенок
головки цилиндра от индикаторной мощности
двигателя при отсутствии продувки. Эти за-
висимости построены по данным характери-
стик по составу смеси, полученным при без-
детонационной работе двигателя с различ-
ными значениями давления наддува.
Сопоставление данных фиг. 23 и 24 по-
казывает, что при углах перекрытия клапанов
до 110° температуры стенок головки ци-
линдра повышаются примерно в соответствии
с возрастанием индикаторной мощности. Дру-
гими словами, при постоянной мощности
двигателя продувка камеры сгорания при не-
высоких значениях коэфициента продувки
практически не влияет на тепловое
двигателя. При значениях коэ-
продувки, превышающих 1,06 (8 =
Фиг. 23. Влияние продолжительности
перекрытия клапанов на основные
параметры работы одноцилиндрового
двигателя М-1 при постоянной
интенсивности детонации
(режим: и = 2400 об/мин-, tK = 100° Ц;
а = 0,8; топливо 1,56-78)
(Т<1,05)
состояние
фициента
Индикаторная мощность [л.с.]
Фиг. 24. Влияние индикаторной мощности
на температуры головки цилиндра М-1
(5 = 38°) при изменении давления наддува
— 125°), продувка приводит к незначительному понижению температур стенок головки
цилиндра. Например, понижение температуры под передней свечой равно 6°.
Рассмотрение результатов испытаний одноцилиндрового двигателя М-Ш (см.
фиг. 25—27) подтверждает эти данные. Охлаждающий эффект продувочного воздуха
сказывается только при значениях коэфициента продувки, превышающих 1,05-ь-1,06;
однако в количественном выражении этот эффект весьма невелик.
Как и следовало ожидать, при продувке наиболее сильно охлаждается перемычка
между выхлопными и всасывающими длапанами. При значении <р= 1,13 (8—160°) темпе-
ратура перемычки между выхлопными и всасывающими клапанами снижается до исход-
ной величины у двигателя без продувки; при этом индикаторная мощность в первом
случае выше, чем во втором, на 11%.
На фиг. 28 представлены результаты опытов Шея на двигателе с модифицирован-
ным цилиндром 1340-Н при п = 2100 об1мин, показывающие влияние среднего индикатор-
ного давления pt на температуру головки с задней стороны цилиндра между выхлопным
патрубком и задней свечой при работе двигателя с продувкой и без нее.
Легко видеть, что при наличии продувки температура стенки головки понижается,
при этом чем выше д (а следовательно, и давление наддува), тем больше это снижение.
Это объясняется увеличением коэфициента продувки при увеличении давления наддува.
К сожалению, Шей не приводит данных о значениях коэфициента продувки и не указы-
вает состав смеси, при котором производились опыты. Необходимо помнить, что при про-
дувке замеренный коэфициент избытка воздуха значительно отличается от истинного
(в сторону преувеличения); поэтому сопоставление опытных данных, полученных при
15
Выхлопной клапан
0.6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 ос 1,2
Коэфициент избытка воздуха
Фиг. 25. Характеристики по составу смеси с данными
замеров температур выхлопного клапана при раз-
личных углах перекрытия клапанов (одноцилинд-
ровый двигатель М-Ш; е = 6,0; режим:
п — 2150 об/мин; рк = 950 мм рт. ст.; tK — 120° Ц)
Фиг. 26. Температуры стенок головки цилиндра
двигателя М-Ш при различных углах перекрытия
клапанов по данным ХСС (см. фиг. 25)
Фиг. 27. Влияние продолжительности
перекрытия клапанов на температуры
стенок выхлопного клапана головки
цилиндра двигателя М-Ш (е = 6,0;
режим: //=2150 об/мин;
рк — 950 мм рт. ст.; tK — 120° Ц)
Фиг. 28. Влияние продувки камеры сгорания
на температуру стенок головки модифицированного
цилиндра 1340-Н по Шею
16
ййлйчйи продувки и при ее отсутствии, без учета этого обстоятельства может прйвёстй
к ошибочным выводам. Интересно отметить, что при испытании этого же цилиндра при
п = 1500 об]мин Шей не получил разницы в температурах стенки головки при продувке
и без нее. Испытания, проведенные им на других цилиндрах (цилиндр NACA и стандарт-
ный цилиндр 1340-Н), не дали такого большого повышения мощности двигателя при про-
дувке, какое наблюдалось при работе с модифицированным цилиндром 1340-Н. В этих
случаях величина перекрытия клапанов не оказала
стенок цилиндра. Шей объясняет это различием
в характере воздушного потока в камерах сгорания
различных конструкций.
По опытам Г. Паулинга и В. Фадингера,
температуры стенок однолитрового цилиндра двига-
теля воздушного охлаждения при продувке, несмотря
на увеличение мощности на 15%, были такими же
или несколько меньшими, чем у цилиндра обычного
мотора без продувки. У двухлитрового цилиндра
мотора водяного
крытия клапанов
лось изменением
дел клапанов на
На фиг. 29
Ф. Шмидта по
на температуру седла выхлопного клапана. Условия
проведения этих опытов также не описаны, поэтому
к результатам их следует относиться критически.
Судя по приведенной на диаграмме пунктирной кривой, можно предполагать, что
кривые зависимости температуры седла клапана от среднего эффективного давления даны
не при одинаковых составах смеси, что, естественно, затуманивает картину результатов
В этих
заметного влияния на температуры
охлаждения изменение угла пере-
в широких пределах сопровожда-
температуры стенок цилиндра и се-
10 -20°.
представлены результаты опытов
определению влияния продувки
§
4
I
I
I
Фиг. 29. Влияние продувки камеры сгорания
на температуру седла выхлопного
клапана по Шмидту
экспериментов.
В итоге обсуждения приведенных данных можно сделать вывод о том, что продувка
камеры сгорания (при умеренных значениях коэфициента продувки ср < 1,1) не оказывает
значительного влияния на температуру стенок головки и цилиндра; эти температуры из-
меняются примерно в соответствии с изменением индикаторной мощности двигателя 1. По-
этому наличие антидетонационного эффекта продувки (на бедных смесях) не может быть
объяснено изменением теплового состояния двигателя при продувке. Напомним в связи
с этим, что наибольший антидетонационный эффект продувки имеет место при умерен-
ных значениях коэфициента продувки и уменьшается с его ростом (см. фиг. 18), тогда
как охлаждающий эффект продувки находится в обратной зависимости от коэфициента
продувки.
Рассмотрим теперь влияние продувки на температуру стенок выхлопных клапанов.
Возвращаясь к фиг. 25—27, видим, что температура стенок выхлопных клапанов при
увеличении угла перекрытия клапанов, сопровождающемся возрастанием мощности дви-
гателя, остается примерно постоянной. Подобная картина сохраняется и в случае поста-
новки на двигатель более горячих клапанов без натрия (фиг. 30).
На фиг. 31 представлены зависимости температуры стенок выхлопных клапанов от
угла перекрытия клапанов при различных давлениях наддува и а = 0,95, полученные
инж. И. И. Зверевым. Опыты проводились на одноцилиндровом двигателе М-Ш (г = 6)
с теми же комплектами распределительных валиков, что при опытах автора. Результаты
этих опытов также показывают отсутствие влияния угла перекрытия клапанов на темпе-
ратуру стенок выхлопных клапанов при умеренных давлениях наддува (рк 1000 мм
рт. ст.). Наоборот, при большой интенсивности продувки температура стенок выхлопных
клапанов заметно понижается. Так, при рк = 1200 мм рт. ст. и 8 = 160°, когда коэфициент
продувки достигает величины 1,31, температура клапанов понижается на 30° Ц при одно-
временном повышении мощности двигателя. Если полученные данные привести к постоян-
ной индикаторной мощности двигателя, то фактическое снижение температуры клапанов
достигнет 45°. В области богатых смесей охлаждающий эффект продувки менее значите-
лен, и при умеренных коэфициентах продувки наблюдается даже некоторое повышение
температуры клапанов, объясняющееся возможным дожиганием смеси в зоне выхлоп-
ных клапанов.
Однако наши опыты не подтвердили этих результатов. Охлаждающий эффект продувки
1 Этот вывод является вполне естественным, так как, принимая во внимание сравнительно малые
количества продувочного воздуха, в принципе нельзя ожидать заметной роли продувки в общей сумме от-
водимого от цилиндра количества тепла.
Ъ лучшем случае продувка может дать небольшой охлаждающий эффект локального характера.
(при умеренных коэфициентах Продувки) как на богатых, так и на бедных смесях сойра-»
няется практически одинаковым (см. фиг. 27).
Дожигание продуктов неполного сгорания топлива продувочным воздухом (при
работе на богатых смесях) имеет место в основном вне цилиндра и на достаточно большом
расстоянии от клапанов, в связи с чем вряд ли можно ожидать заметного подогрева
клапанов, обусловленного дожиганием.
На фиг. 27 пунктиром представлены расчетные кривые температур выхлопных газов.
Эти кривые построены по формуле, пред-
ложенной проф. Т. М. Мелькумовым
и полученной из рассмотрения баланса
количеств тепла. В этой формуле, есте-
ственно, не учитывается тепло, выделяю-
щееся при дожигании выхлопных газов.
Из фиг. 27 видно, что при а=1 рас-
четная кривая очень хорошо совпадает
с экспериментальной, тогда как при а = 0,8
экспериментальная кривая располагается
Фиг. 30. Характеристики по составу смеси с данными
замеров температур выхлопных клапанов при различ-
ных углах перекрытия клапанов (одноцилиндровый
двигатель М-Ш; е = 6,0; клапан без натрия; режим:
п = 2150 об!ман-, рк — 950 мм рт. ст.; 1К = 120° Ц)
I
51
&
Фиг. 31. Влияние продолжительности перекрытия
клапанов на температуру стенок выхлопных кла-
панов по опытам Зверева
несколько выше расчетной; однако разница в последнем случае весьма невелика. Учитывая,
что при продувке и дожигании температура выхлопных газов очень сильно возрастает1,
из данных фиг. 27 можно сделать вывод о практическом отсутствии дожигания выхлоп-
ных газов внутри цилиндра.
Этот вывод подтверждается также постоянством коэфициента наполнения двигателя
с продувкой в широких пределах изменения состава смеси. Если бы при продувке имело
место дожигание выхлопных газов в цилиндре, то величина коэфициента наполнения
понижалась бы при обогащении смеси, чего в действительности не наблюдается. Фиг. 27
лишний раз свидетельствует о значительном влиянии продувки на температуру выхлопных
газов на выходе из цилиндра. При увеличении угла перекрытия клапанов до 160° (<?= 1,13) >
{вы* понижается на 65—80е Ц; однако при этом температура выхлопных клапанов остается i
неизменной. Причиной этого являются с одной стороны увеличение подогрева клапана i
в процессе сгорания и расширения, обусловленного возрастанием при продувке давлений
и температур газов в цилиндре, и уменьшение подогрева клапана в результате пониже-
ния температуры выхлопных газов. При умеренных коэфициентах продувки (<р до 1,1 —1,15)ч
влияние этих факторов взаимно компенсируется, и температура клапанов остается практи-
чески неизменной. При высоких значениях коэфициента продувки (<?)> 1,2) продувка дает
существенное снижение температуры выхлопных клапанов.
1 См., например, у Ф. Шмидта.
18
3. Влияние продувки камеры сгорания на детонацию
Как уже было указано выше, детонационная характеристика по составу смеси дви-
гателя с продувкой камеры сгорания имеет своеобразный вид. При работе двигателя на
бедных смесях продувка дает значительный антидетонационный эффект, тогда как на
очень богатых смесях продувка даже повышает склонность топлива к детонации.
Полученные данные являются хотя и необычными, но вполне достоверными, так как
они неоднократно подтверждались. На фиг. 32 представлены детонационные характеристики
по составу смеси с замерами температуры выхлопных клапанов. Эти характеристики
совпадают в основном с ранее полученными (см. фиг. 14). Детонационные характеристики,
снятые на двигателе с клапанами без натрия, приведены на фиг. 33. Фиг. 34, построенная
по данным фиг. 32 и 33, иллюстрирует влияние охлаждения выхлопных клапанов на про-
текание детонационной характеристики двигателя без продувки. Повышение температуры
клапана на 150—180" Ц, обусловленное удалением из его внутренней полости натрия,
привело к снижению допустимого из условия детонации давления наддува на всем диа-
пазоне изменения состава смеси. Величина этого снижения составляет в среднем — 50 мм
рт. ст.
Теперь рассмотрим кратко результаты опытов Б. Д. Залога и Е. Е. Журавлева, являю-
щихся продолжением и развитием работы автора.
Эти опыты велись также на одноцилиндровом двигателе М-Ш (е = 6) с непосред-
ственным впрыском топлива на режиме п = 2200 об1мин при угле опережения зажига-
ния 30°. Двигатель работал с двумя значениями угла перекрытия клапанов 40° и 120"
на топливе сорт 1404-1,2 см* продукта Р-9 на 1 кг топлива.
Диапазон изменения состава смеси в этих опытах был расширен. Коэфициент из-
бытка воздуха изменялся от предела устойчивой работы двигателя на крайне богатой
смеси до аналогичного предела на бедной смеси.
Интенсивность детонации регистрировалась электроакустическим индикатором ЭАД.
На фиг. 35 и 36 представлены результаты этих испытаний при трех значениях темпера-
туры воздуха во всасывающем трубопроводе: 50, 100 и 140° Ц; на фиг. 35—для двигателя
без продувки (8 — 40°) и на фиг. 36—для двигателя с продувкой (8=120°)- Характер по-
лученных зависимостей при £к = 100°Ц совпадает с данными наших опытов. Обращает
внимание различие в форме характеристик двигателя без продувки при различных тем-
пературах воздуха во всасывающем трубопроводе (см. фиг. 35).
Повышение температуры воздуха приводит к понижению склонности топлива к де-
тонации при работе ^двигателя на бедных смесях (а >0,8), не влияет практически на
величину допустимого из условий детонации давления наддува при а ^0,75 и увеличи-
вает склонность топлива к детонации при работе на очень богатых смесях (0,6<а<0,7).
Пучок детонационных характеристик двигателя без продувки при различных температурах
воздуха во многом сходен с пучком характеристик двигателя, работающего с различными
фазами перекрытия клапанов
Результаты наших опытов подтверждаются данными фиг. 37, на которой представлены
детонационные характеристики одноцилиндрового двигателя DB-601 при трех значениях
угла перекрытия клапанов (40°, 80° и 120°). Испытания велись при г = 6,5; п = 1900 об1мин
на топливе VT7024-0,12% этиловой жидкости. Это топливо содержит 52,5% парафинов,
25% нафтенов, остальное—ароматика и непредельные углеводороды; согласно данным
фракционной разгонки при 100° Ц выкипает 65% топлива.
Прежде чем приступить к анализу экспериментальных материалов, напомним неко-
торые результаты аналитических расчетов процесса продувки и наполнения. На фиг. 42
этой работы представлена расчетная диаграмма изменения температур газов в цилиндре
двигателя М-Ш в течение ходов выхлопа и наполнения при различных углах перекрытия
клапанов. Данные этой диаграммы сведены в табл. 4.
Данные таблицы иллюстрируют значительное влияние продувки камеры сгорания на
температуру газов в процессе наполнения. Наиболее значительный охлаждающий эффект
продувки, естественно, имеет место в верхней мертвой точке, где температура газов
в цилиндре понижается на 525°Ц (при 8 = 160°). Температура смеси в начале сжатия при
продувке понижается на 25—30°Ц, при этом коэфициент остаточных газов уменьшается
от 0,043 примерно до 0,01,
Снижение при продувке температуры смеси в начале сжатия и, соответственно, по-
следующих температур цикла ведет к снижению склонности топлива к детонации. Ана-
логичный эффект достигается путем понижения температуры воздуха, поступающего
в цилиндр двигателя.
Если рассмотреть экспериментальные данные по влиянию температуры воздуха tK на
склонность топлива к детонации, то получим следующую картину.
19
Фиг. 32. Детонационные характеристики по составу
смеси при различных углах перекрытия клапанов
с данными замеров температур стенок выхлопного
клапана (одноцилиндровый двигатель М-Ш; е = 6,0;
режим: п = 2150 об/мин;
tK = 120° Ц; топливо 4Б-78)
Фиг. 33. Детонационные характеристики по составу
смеси при различных углах перекрытия клапанов
с данными замеров температур стенок выхлопного
клапана (одноцилиндровый двигатель М-Ш; е = 6,0;
клапан без натрия; режим: п=2150 об/мин;
= ШО’Ц; топливо 45-78;
Фиг. 34. Сопоставление детонационных характеристик
двигателя с нормальными выхлопными клапанами
и с клапанами без натрия (двигатель без продувки;
о = 40°)
Фиг. 35. Детонационные характеристики по составу смеси
при различных температурах воздуха во всасывающем .
трубопроводе по опытам Залога и Журавлева (двигатель
без продувки; 5 = 40°; режим: п = 2200 об1мин;
топливо сорт 140 -г 1.2 см5 Р-9)
Таблица 4
Изменение температуры газов в цилиндре двигателя
в ходе наполнения при различных углах перекрытия
клапанов (по расчетным данным). Двигатель М-Ш; г-6;
рк = 950 мм рт. ст.; tK — 100”Ц
Угол перекрытия клапанов В° Температура газов [°абс]
ВМТ 60° после ВМТ 120° после ВМТ НМТ
40 1045 475 414 410
80 740 425 395 398
120 595 394 381 384
160 520 382 376 381
По данным многочисленных опытов, для топлив, содержащих небольшой
процент ароматических углеводородов, при работе двигателя на относительно бедных
смесях (а = 0,8=0,95) повышение температуры воздуха tK на 10° (в диапазоне изменения
tK от 100 до 140°Ц) приводит к снижению допустимого из условий детонации давления
наддува на 2,5 — 3,5%. Этот же вывод следует из фиг. 35 для двигателя М-Ш при а = 0,95.
Для топлив, богатых ароматикой, влияние температуры воздуха выражено гораздо
резче. Так, по данным Шмидта повышение температуры воздуха tK от 40 до 120°Ц
снижает допустимое среднее эффективное давление для бензина с ТЭС от 14 до 10 кг[см2,
т. е. на 28,6%, и для бензино-бензольной смеси с тем же октановым числом 87—от 15
до 6 кг1см2, т. е. на 60%.
Характер влияния температуры воздуха на детонацию зависит не только от вида
применяемого топлива, нои от состава смеси. Согласно Шмидту при обогащении смеси влия-
ние температуры воздуха tK на допустимое давление воздуха становится менее резким.
(Данные фиг. 35 уже были рассмотрены выше).
Тщательно поставленные опыты Тейлора и др. показали, однако, что для пол-
ностью испаренной смеси влияние ее температуры на детонацию носит один и тот же
характер.
Фиг. 37. Детонационные характеристики по составу смеси
при трех углах перекрытия клапанов
(одноцилиндровый двигатель DB-601; е = 6,5)
Фиг. 38. Влияние температуры
поступающей в цилиндр смеси
на допустимую из условий
детонации степень сжатия
при работе двигателя на бедной
и богатой смеси
На фиг. 38 представлены зависимости допустимой из условий детонации степени
сжатия от температуры смеси во всасывающем патрубке для двух значений коэфициента
избытка воздуха по опытам Тейлора и др.
Если применить данные о влиянии температуры воздуха tK на склонность топлива
к детонации к вопросу о влиянии продувки на детонацию, можно сделать следующие
выводы:
1. Понижение при продувке температуры смеси в начале сжатия может дать анти-
детонационный эффект на бедных смесях, эквивалентный повышению давления наддува на
7,5=10%.
2. Поскольку при увеличении коэфициента продувки коэфициент остаточных газов
понижается все в меньшей степени (и асимптотично стремится к нулю), антидетонацион-
22
Фиг. 39. Детонационные характеристики двигателя DB-601
с продувкой (J ~ 80°) при различных температурах воздуха
во всасывающем трубопроводе
трансформации своеобразной характеристики двига-
характеристику обычного вида путем повышения
ный эффект продувки, обусловленный влиянием понижения температуры смеси в начале
сжатия, будет при увеличении коэфициента продувки возрастать замедленно, также стре-
мясь к какой-то предельной величине. Экспериментальная зависимость антидетонацион-
ного эффекта продувки от коэфициента продувки имеет аналогичный характер (см. фиг. 18).
Поэтому работа двигателя с углом перекрытия клапанов, превышающим 120°, не
может дать заметного увеличения антидетонационного эффекта продувки.
3. Антидетонационный эффект продувки, обусловленный понижением температуры
смеси в начале сжатия, должен быть постоянным для всех составов смеси при условии,
если в двигатель поступает полностью испаренная смесь. В противном случае, по мере
обогащения смеси, антидетонационный эффект продувки должен уменьшаться и на очень
богатых смесях может становиться отрицательным (см. фиг. 35).
Качественное совпадение харак-
тера влияния на детонацию темпера-
туры воздуха tK с экспериментальными
данными, полученными на двигателе
с продувкой, позволяет считать, что
основной причиной своеобразия про-
текания детонационных характеристик
двигателя с продувкой и наличия анти-
детонационного эффекта продувки на
бедных смесях является понижение
температуры смеси в начале сжатия,
точнее, в процессе наполнения.
Фиг. 39, на которой представ-
лены детонационные характеристики
двигателя DB-601 с продувкой, лиш-
ний раз подтверждает правильность
высказанного положения. Диаграмма
наглядно иллюстрирует возможность
теля с продувкой в детонационную
температуры воздуха tK от 80 до 190°Ц.
Рассмотрим влияние на детонацию дополнительных факторов, изменяющихся при
работе двигателя с продувкой.
Увеличение при продувке коэфициента наполнения сопровождается возрастанием
максимального давления сгорания рг, что ведет к повышению склонности топлива к де-
тонации.
Индицирование двухлитрового двигателя водяного охлаждения, проведенное Пау-
лингом и Фадингером, показало, что максимальное давление сгорания при изменении
угла перекрытия клапанов меняется прямо пропорционально среднему индикаторному
давлению.
В нашем случае увеличение угла перекрытия клапанов от 40° до 120°->160° при
постоянном давлении наддува и прочих равных условиях сопровождается повышением
коэфициента наполнения и среднего индикаторного давления па 9—10%; соответственно
возрастает и максимальное давление сгорания.
Поскольку максимальное давление сгорания примерно прямо пропорционально дав-
лению наддува, можно считать, что увеличение при продувке коэфициента наполнения
на 10% требует по условиям постоянства склонности топлива к детонации снижения
давления наддува также на 10%.
Таким образом, увеличение при продувке коэфициента наполнения должно заметно
повышать склонность топлива к детонации, при этом детонационный эффект не зависит
от состава смеси.
В предыдущем разделе было показано отсутствие ощутимого влияния продувки на
температуру стенок головки цилиндра двигателя. Если учесть, кроме того, сравнительно
вялый характер влияния температуры стенок цилиндра на детонацию1, то изменением
склонности топлива к детонации, обусловленным влиянием продувки на температуры
стенок цилиндра, можно полностью пренебречь.
Некоторое понижение при продувке температуры стенок выхлопных клапанов дает
в принципе антидетонационный эффект, однако количественно он весьма невелик. При
очень интенсивной продувке (коэфициент продувки 1,31) и постоянной мощности двига-
теля понижение температуры стенок выхлопного клапана достигает 45°Ц (см. выше), что,
согласно данным фиг. 34, позволяет повысить давление наддува на 10—20 мм рт. ст.
1 По опытам Б. Д. Залога и Е. Е. Журавлева, проведенным на одноцилиндровом двигателе М-Ш, по-
нижение температуры охлаждающей воды на 45° привело к повышению допустимого из условия детонации
давления наддува на 70—100 мм рт. ст. на всем диапазоне состава смеси. Указанной величине понижения
температуры охлаждающей воды соответствует снижение температур стенок цилиндра на 40°.
23
Поэтому утверждение Шмидта о том, что уменьшение при продувке склон-
ности к детонации объясняется в первую очередь охлаждением горячих мест в цилиндре,
следует считать необоснованным. Продувка не оказывает заметного влияния на темпера-
туру горячих поверхностей камеры сгорания и клапанов и не может дать заметного
антидетонационного эффекта, обусловленного этой причиной.
Таким образом, в результате анализа приведенных данных о влиянии на детонацию
различных параметров, изменяющихся при продувке, можно считать, что основным из
них является температура смеси в процессе наполнения.
Остались не выясненными два вопроса:
а) причина своеобразия протекания детонационной характеристики двигателя с про-
дувкой, когда антидетонэционный эффект имеет место только на бедных смесях, и
б) количественная увязка данных о влиянии на детонацию отдельных факторов.
Опытами ЦИАМ и других лабораторий было установлено сильное влияние качества
смесеобразования на детонацию. При неудовлетворительном качестве распыла и несоот-
ветствии формы и размеров факела впрыскиваемого топлива специфике данного двигателя
допустимые из условий детонации давления наддува понижаются, особенно в области
богатых смесей. Причиной этого является повышение склонности к детонации топлива
в жидкой фазе.
Еще Каллендер показал, что присутствие в смеси неиспаренных капель топлива
вызывает значительное увеличение образования продуктов первоначального окисления—
активных перекисей; одновременно снижается температура начала окисления по сравне-
нию с величиной ее для смеси того же состава при полностью испаренном топливе.
„Остаточные" капли жидкого топлива вследствие указанных причин, а также низкой
температуры самовоспламенения их и являются очагами возникновения детонаций. Каллен-
дер показал, что эти капли, состоящие главным образом из высокомолекулярных пара-
финов, имеют тенденцию оставаться в смеси неиспаренными в течение всего процесса
сжатия даже после начала сгорания. Присутствие капель неиспаренного топлива в части
смеси, сгорающей в последнюю очередь, даже в очень малых количествах способствует
возникновению детонации.
Обогащение смеси приводит, естественно, к увеличению количества неиспаренных
капель топлива. Поэтому при относительно низких температурах поступающего в цилиндр
воздуха на богатых смесях наблюдается увеличение склонности топлива к детонации
(см. фиг. 35); при этом подобная картина сохраняется как при карбюраторном смесеоб-
разовании, так и при непосредственном впрыске.
Только при полном испарении топлива до поступления его в цилиндр, как это имело
место в описанных выше опытах Тейлора и др., мы имеем закономерное повышение
антидетонационной стойкости топлива при понижении температуры смеси также в области
богатых смесей.
При продувке температура смеси в цилиндре в ходе наполнения резко снижается
(особенно в первоначальный период наполнения), и это способствует замедлению про-
цесса испарения топлива; в результате при работе двигателя на богатых смесях склон-
ность к детонации повышается. В области бедных смесей топливо, повидимому, успевает
полностью испариться, и продувка дает антидетонэционный эффект, обусловленный пони-
жением температуры смеси.
Приведенные соображения подтверждаются следующими данными испытаний двига-
теля DB 601 на различных топливах.
Согласно опытам при работе двигателя без продувки (8 = 40° при tK —130°)
обогащение смеси от а =1,0 до а =0,7 снижает склонность топлива к детонации и поз-
воляет повысить давление наддува;
а) при работе на топливе VT-7024-0,12% этиловой жидкости на 160 мм рт. ст.
б) при работе на топливе <44 0,88% этиловой жидкости на • . . • 85
в) при работе на бензино-бензольиой смеси на .... ..... —430
г) при работе на бензино-спиртовых смесях на..................~260
Из этих данных видим прежде всего, что топливо Cj дает меньший антидетонацион-
ный эффект при обогащении смеси по сравнению с топливом VT-702. Топливо С! со-
держит 76,5% парафинов и 12,5% нафтенов; при 10(ГЦ выкипает только 47% топлива.
Таким образом, это топливо обладает худшей испаряемостью, высоким содержанием па-
рафиновых углеводородов, что и снижает его антидетрнационные качества на богатых
смесях. При работе на этом топливе с продувкой (В=12(Г) при тех же условиях опыта
обогащение смеси от а =1,0 до а = 0,7 привело к снижению допустимого давления над-
дува на — 250 мм рт. ст,
Бензино-бензольные и бензино-спиртовые смеси обладают лучшей испаряемостью.
При Ю0°Ц первая испаряется на 80%, а вторая полностью. Кроме того, как известно,
бензол обладает большой сопротивляемостью разложению, и об образовании перекисей
в этом случае говорить не приходится. Продукты окисления спиртов вследствие пони-
24
женной энергии разложения не вызывают резкого протекания реакций, приводящих
к детонации. Поэтому при работе двигателя на бензино бензольных и бензино-спиртовых
смесях склонность к детонации при обогащении смеси резко понижается. По этой же
причине протекание детонационных характеристик двигателя с продувкой при работе на
этих смесях сохраняется таким же, как и на двигателе без продувки.
В задачу настоящей работы не входит анализ влияния сорта топлива на вид дето-
национных характеристик; приведенные выше материалы даны только для обоснования
предлагаемого объяснения специфики протекания детонационных характеристик двигателя
с продувкой.
Таким образом, мы считаем, что снижение антидетонационного эффекта продувки
по мере обогащения смеси объясняется увеличением содержания в смеси капель неиспа-
н Журавлева (режим: /г=2200 об>1мин\ топливо
140+ 1,2 сз/з Р-9)
наполнения (НМТ) равна только 25—30°Ц.
Фиг. 40. Сопоставление детонационных характеристик двигателя
М-Ш с продувкой и без продувки при соответствующих темпера-
турах воздуха во всасывающем трубопроводе по опытам Залога
сорт
ренного топлива, являющихся
очагами возникновения детона-
ции. Резкое возрастание допу-
стимого давления наддува на
крайне богатой смеси (см., напри-
мер, фиг. 36) объясняется, по-
видимому, граничными услови-
ями.
На пределе устойчивой ра-
боты двигателя при обогащении
смеси сгорание протекает вяло
и резко понижается максималь-
ное давление сгорания. Этот пре-
дельный случай работы двига-
теля не является типичным и под-
чиняется особым закономерно-
стям.
В заключение рассмотрим
фиг. 40 и 41; на этих диаграм-
мах совмещены детонационные
характеристики при различных
углах перекрытия клапанов и со-
ответствующих температурах по-
ступающего в цилиндр воздуха
tK. Легко видеть, что каждая
группа характеристик тождест-
венна по характеру своего про-
текания и по абсолютным значе-
ниям допустимого из условия де-
тонации давления наддува. Для
двигателя М-Ш совпадение де-
тонационных характеристик на-
ступает, если двигатель без про-
дувки (8 = 40°) работает при тем-
пературе воздуха tK =50°Ц, а дви-
гатель с продувкой (8=120°) —
при температуре воздуха tK =
= 140°Ц (см. фиг. 40).
Для двигателя DB 601 со-
ответствующая разнцца темпера^
тур составляет 110°Ц.
Если вернуться к рассмо-
трению таблицы расчетных тем-
ператур газов в цилиндре в про-
цессе наполнения, то можно ви-
деть, что разница в температурах
смеси в цилиндре двигателя с про-
дувкой и без продувки в конце
чтобы уравнять температуры смеси в НМТ при работе с продувкой и
требуется дополнительный нагрев смеси при увеличенных углах перекрытия
также на 25—30°Ц. Однако, как показывают опытные данные, нагрев воздуха на эту
величину не дает совмещения характеристик двигателя с продувкой и без продувки.
Требуется гораздо больший нагрев поступающего воздуха при работе с продув-
кой и, следовательно, выравнивание температур смеси в цилиндре в более ранний период
Для того,
без нее,
клапанов
4
25
наполнения. Можно считать ориентировочно, что совмещение детонационных характе-
ристик двигателя с продувкой и без продувки достигается при равенстве температур
газов в цилиндре в начальный период наполнения (до момента, соответствующего углу
поворота коленчатою вала на угол 60° после ВМТ), т. е. в момент, примерно соответ-
ствующий началу поступления топлива в цилиндр.
Отсюда следует вывод о том, что весьма существенное влияние на предварительную
Фиг. 41. Сопоставление детонационных характеристик двигателя
DB-601 с продувкой и без продувки при соответствующих
температурах воздуха во всасывающем трубопроводе
химическую подготовку смеси к де-
тонации оказывает характер изме-
нения температуры смеси в ходе
всасывания и, в частности, вели-
чины ее в начальный период на-
полнения. Интересные опыты
Б. Д. Залога и Е. Е. Журавлева
с впрыском в цилиндр воды в конце
хода выхлопа подтвердили выска-
занное соображение. При работе
двигателя без продувки с впрыском
воды детонационная характеристика
приблизилась по своему виду к
характеристике двигателя с про-
дувкой.
Поскольку существенным для
возникновения детонации является
не столько температура смеси в
конце наполнения, сколько темпе-
ратура ее в более ранний период, то приведенное нами выше сопоставление данных о влия-
Фиг. 42. Влияние степени сжатия на допустимое
давление наддува при продувке и без нее
(одноцилиндровый двигатель М-Ш; D = const;
п =2150 об/мин-, t = 120°; топливо 4Б-78)
нии температуры воздуха и продувки на детонацию должно подвергнуться корректировке.
Пользуясь теми же данными о влиянии температуры воздуха tK на детонацию, т. е.
считая, что повышение температуры воздуха на 10° требует снижения давления наддува
на 2,5—3,5%, получим, что при изменении температуры воздуха tK на 90—110°, при ко-
тором достигается совмещение детонационных характеристик двигателя с продувкой
и без продувки, величина изменения до-
пустимого давления наддува достигает
22-38%.
Учитывая, что вследствие повышения
при продувке коэфициента наполнения до-
пустимое давление наддува понижается
на —10%, можно считать, что антидето-
национный эффект продувки на бедных
смесях должен быть оценен величиной
приращения давления наддува, равной
12-28%.
На фиг. 42 даны кривые допустимого
из условий детонации давления наддува в
зависимости от степени сжатия для двига-
теля с продувкой и без нее. Кривые по-
строены по данным фиг. 13—16 при а =
= 0,95.
Прирост допустимого давления над-
дува достигает 22% при е = 5,2 и пони-
жается с. повышением степени сжатия
до —'9%.
Прирост индикаторной мощности дви-
гателя с продувкой при всех степенях сжа-
тия превышает 20%. Такое значительное
повышение мощности двигателя с про-
дувкой на бедных смесях представляет
практический интерес, так как позволяет
существенно улучшить данные двигателя
на крейсерских режимах.
Отсутствие антидетонационного эф-
фекта продувки на богатых смесях, однако,
затрудняет форсировку взлетной и номинальной мощностей двигателя. Неслучайным явля-
ется смещение режима номинальной мощности двигателя DB-601E с продувкой в область
бедных смесей (а = 0,92 -ь- 0,95).
26
Однако применение супербензинов, богатых ароматическими углеводородами, облег-
чает решение этой задачи. Эти топлива характеризуются очень резким падением допусти-
мого из условий детонации давления наддува при обеднении смеси на двигателе без
продувки, затрудняющим достижение хорошей экономичности на крейсерском режиме.
На двигателе с продувкой эти топлива, повидимому, дадут хорошие результаты, так как
разница в допустимых давлениях наддува на богатых и бедных смесях в этом случае
уменьшается. Естественно, что это положение нуждается в экспериментальной проверке.
В заключение необходимо указать на слабое влияние температуры воздуха во вса-
сывающем трубопроводе tK на изменение антидетонационных качеств топлива при при-
менении топлива на двигателе с продувкой.
По этой причине на двигателе с продувкой не всегда рационально устанавливать
радиаторы для охлаждения сжатого в нагнетателе воздуха.
Упрощение моторной установки в этом случае является ценным дополнительным
преимуществом двигателя с продувкой.
ВЫВОДЫ
Подводя итоги настоящей работы, можно сделать следующие основные выводы:
1. Продувка камеры сгорания не дает заметного эффекта охлаждения горячих по-
верхностей камеры сгорания. При умеренных значениях коэфициента продувки 1.1)
температура стенок головки и гильзы цилиндра изменяется при продувке в соответствии
с изменением индикаторной мощности двигателя.
Температура стенок выхлопных клапанов при продувке практически не изменяется,
хотя мощность двигателя в результате продувки соответственно возрастает. Только при
очень интенсивной продувке, практически не применяемой (<?^>1,20), наблюдается замет-
ное снижение температуры выхлопных клапанов.
2. Детонационные характеристики двигателя с продувкой при работе на топливах
парафинового и нафтенового основания имеют специфический вид. В отличие от характе-
ристик обычного двигателя без продувки, у которых максимум склонности топлива к де-
тонации расположен в области бедных смесей (а ^1,05) и допустимое давление наддува
при обогащении смеси значительно возрастает, изменение допустимого давления наддува
в зависимости от состава смеси двигателя с продувкой протекает вяло и разница в склон-
ности топлива к детонации на бедных и богатых смесях сильно уменьшается. При очень
интенсивной продувке максимум склонности топлива к детонации перемещается в область
богатых смесей.
При работе двигателя на относительно бедных смесях (а >-0,85) продувка камеры
сгорания дает значительный антидетонационный эффект. Например, при а = 0,95 и угле
перекрытия клапанов 120° допустимое из условия детонации давление наддува повы-
шается до 20%.
3. Основной причиной, обусловливающей своеобразие протекания детонационных
характеристик двигателя с продувкой, является понижение при продувке температуры
смеси в цилиндре в процессе наполнения, особенно значительное в начальный период
наполнения. Понижение температур смеси при работе двигателя на бедных смесях при-
водит к значительному снижению склонности топлива к детонации. Однако на богатых
смесях резкое охлаждение смеси в период поступления первых порций топлива затруд-
няет их полное испарение, а наличие в последней части заряда неиспаренных капель
топлива, состоящих преимущественно из высокомолекулярных парафинов, приводит
к уменьшению антидетонационной стойкости топлива.
Подобная картина протекания детонационных характеристик может быть получена
и на двигателе без продувки путем значительного снижения температуры поступающего
в цилиндры двигателя воздуха или любым другим способом, когда достигается резкое
охлаждение смеси в цилиндре в начальный период наполнения.
4. Величина приращения допустимого из условий детонации давления наддува при
продувке зависит от состава смеси и коэфициента продувки. При а = 0,95 и умеренной
интенсивности продувки (коэфициент продувки <р= 1,1) допустимое давление наддува
при продувке повышается на ~15%. При <р = 1,2 допустимое давление наддува повы-
шается на 20%.
Повышение степени сжатия двигателя, сопровождающееся при работе на данном
топливе уменьшением абсолютной величины давления наддува и снижением интенсив-
ности продувки, приводит к снижению антидетонационного эффекта продувки. Однако
величина прироста индикаторной мощности двигателя при продувке мало меняется с из-
менением степени сжатия и при а =0,95 во всех случаях превышает 20%.
При значениях а = 0,75 = 0,8 величина допустимого из условий детонации давления
наддува практически не зависит от угла перекрытия клапанов, а при работе двигателя
27
на крайне богатых смесях допустимое давление наддува на двигателе с продувкой ниже,
чем при отсутствии продувки.
5. Наличие значительного антидетонационного эффекта продувки камеры сгорания
при работе на бедных смесях позволяет при ее применении улучшить данные двигателя
на крейсерских режимах.
Применение в эксплоатации супербензинов с высоким содержанием ароматических
углеводородов, невидимому, облегчит задачу повышения максимальной мощности дви-
гателя с продувкой на богатых смесях.
6. Применение на авиационных двигателях продувки камеры сгорания может позво-
лить отказаться от установки на моторах радиаторов для охлаждения сжатого в нагне-
тателе воздуха, так как изменение температуры воздуха на всасывании при наличии про-
дувки мало влияет на склонность топлива к детонации.
Кие. ч И;1стмтут ГВФ
Ь , Л; ЛЕКА
Отв. редактор Т. М. Мелькумов
Объем 31/2 печ- л-> 42880 зн. в печ. л.
Подписано к печати 18/V1 1948 г.
Учетно-авторских л. 3,7
Г-77074
Тип. изд-ва БИТ
Зак. № 81
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр
Введение.................................... 1
I. Аппаратура и методика экспериментов .... 2
1. Испытания на одноцилиндровом двигателе
М-Ш........................................—
2. Испытания на одноцилиндровой установке
с цилиндром мотора М-1................... 5
II. Результаты экспериментов и их анализ .... 8
1. Первичные результаты испытаний одноци-
линдрового двигателя М-Ш и общие со-
ображения .................................—
2. Влияние продувки камеры сгорания на
тепловое состояние двигателя...........14
3. Влияние продувки камеры сгорания на де-
тонацию ..................................19
Выводы.......................................27