МИНИСТЕРСТВО РЕЧНОГО ФЛОТА СССР
jZ| (j
ТРУДЫ
ЦЕНТРАЛЬНОГО НАУЧНО - ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОГО института
РЕЧНОГО ФЛОТА
СУДОВЫЕ
СИЛОВЫЕ УСТАНОВКИ
РЕЧНОГО ФЛОТА
1 949

МИНИСТЕРСТВО РЕЧНОГО ФЛОТА СССР
ТРУДЫ
ЦЕНТРАЛЬНОГО НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОГО ИНСТИТУТА
РЕЧНОГО ФЛОТА
340
Ж
СУДОВЫЕ
СИЛОВЫЕ УСТАНОВКИ
РЕЧНОГО ФЛОТА
ПОД РЕДАКЦИЕЙ
директора ЦНИИРФа
Б. П. АРЕФЬЕВА
ИЗДАТЕЛЬСТВО
МИНИСТЕРСТВА РЕЧНОГО ФЛОТА СССР
Ленинград
1949
Москва

ОГЛАВЛЕНИЕ
1. В . Ю. ГИТТИС и Л. Г. ЛЕВИЦКИЙ. Повышение мощности двигате­
лей речных теплоходов..............................................................................
3
2. В. Ц. БЕРНАТОВИЧ . Уравнение среднего индикаторного давления для
наклонных судовых паровых машин • . . ..............................................
38
3. 3. А. ХАНДОВ . Исследование рабочего процесса судового газового дви­
гателя ....................................................
55
4. А. Б. ГЕНИН. Повышение интенсивности процесса газификации твер­
дого топлива в судовых газогенераторах................................................ 105
5. А . В- ГЕНИН. Определение эффективности работы газогенератора по
газовому анализу.................................................................................
13$

Проф. В. Ю. ГИТТИС и к. т. н. Л. Г. ЛЕВИЦКИЙ
ПОВЫШЕНИЕ МОЩНОСТИ ДВИГАТЕЛЕЙ
РЕЧНЫХ ТЕПЛОХОДОВ
Самой характерной чертой в развитии всех типов двигателей внутреннего
сгорания за поЪледние десятилетия является непрерывное повышение их фор­
сировки, мощности и быстроходности. Такая тенденция объясняется стремле­
нием повысить скорость хода и по возможности уменьшить габариты и вес
установки при низком удельном расходе топлива, что для условий речного
флота имеет особенно большое значение. Но, если для вновь строящихся
судов задача повышения скорости хода и для буксиров — тягового усилия
решается путем применения новых, более совершенных и указанном отноше­
нии, двигателей, то для уже плавающих теплоходов задача повышения ско­
рости хода и тяги для буксиров должна решаться путем модернизации уста­
новок для повышения мощности главных двигателей.
Для осуществления этой задачи необходимо: а) произвести анализ раз­
вития отдельных параметров двигателей, б) разобрать возможные методы
повышения мощности главных двигателей, оценить их с точки зрения
условий речного флота и, наконец: в) произвести выбор наиболее целесо­
образных методов повышения мощности силовых установок на судах
речного флота.
1. Общие направления в развитии двигателей
Анализ развития всех типов двигателей внутреннего сгорания (стационарных
и транспортных), за последние 45 лет позволяет установить некоторые
общие в этом направлении закономерности. Так, все двигатели внутреннего
сгорания развиваются в направлении:
1) повышения степени использования их рабочего объема, т. е. мощно­
сти, снимаемой с единицы этого объема,
2) повышения быстроходности,
3) понижения удельного веса,
4) уменьшения габаритов,
5) повышения экономичности.
Однако, при общности этих тенденций для всех типов двигателей (газо­
вых, карбюраторных и работающих на тяжелых сортах горючего—дизелей),
темп реализации этих закономерностей оказывается различным.
Наименьшие темпы наблюдались у двигателей газовых, однако в самые
последние годы и для этих двигателей темпы реализации указанной тен­
денции значительно возросли, особенно под влиянием конвертирования
дизелей на газ.
Так, например, значения ряда параметров, которые имели автомобиль­
ные двигатели 20 лет тому назад, в 1935 г. достигнуты современными
автомобильными дизелями, а параметры бензиновых двигателей легковых
1*
3

гам ныне достигнуты двигателями грузовых
==•
пе₽иом 1920 г'"TM
«■£= ~
<908
Мб <9?4
/332
1940
/948
гоЗОі
'
1
1
1
1
11
__
L
Pe
hi'
П^/мим
-
-
-
-
-
-
1
-
-
-
-
-
-
-Js
4
4JUU
---- -4 -
/
!0
3800
(J
7Г 1.38
----- --г
I
1
V/
T... 9
h^
/ЛС
/7
// 3400 /20 034
чЧ
\%
1
8
—ч
\
\
/
3000 10Q 0.30
—’
\
/!
7
2600 80 0,26
\«
^16
ЖІІ 7
2200 60 0.22
/
1'
'8. §
■ ^’20
17
/800 45 0.18 Ю
ж Уж'
г4
•7L1 /l£?. i 19
/400 35 0.14 6
1/ 4'Г
*—/
\
J
г аНи>
\
/000 25 0.10 2
1
n
rsn
4
600 /5 006
••
Т-
■1z
,—
200 5 04K
1
г■
Рис. 1. Эволюция параметров двигателей внутреннего сгорания за 50 лет.
1. Число оборотов стационарных и судовых двигателей.
2. Число оборотов подлодочных и тепловозных двигателей.
3. Число оборотов высокофорсированных двигателей большой мощ­
ности.
4. Число оборотов автомобильных дизелей.
5. Число оборотов автомобильных бензиновых двигателей.
о. Среднее эффективное давление тихоходных 4-тактных дизелей.
пря^очн^НТродувФко1йИВНОе давление тихохоTM 2-тактных дизелей с
пере^нойРТоедувФХИВНОе
4TM'х Дизелей с п0‘
дѵвомCPeWee Эффективное да“е тихоходных 4-тактных дизелей с над-
10. Среднее эффективное давление автомобильных дизелей.
4

11. Среднее эффективное давление тракторных дизелей.
12. Удельный вес тихоходных дизелей.
13. Удельный вес двигателей повышенной быстроходности.
14. Удельный вес двигателей автомобильных.
15. Удельный вес двигателей тракторных.
16. Средняя скорость поршня стационарных и судовых дизелей.
17. Средняя скорость поршня тепловозных дизелей .
18. Средняя скорость поршня автомобильных дизелей.
19. Средняя скорость поршня тракторных дизелей .
20. Удельная нагрузка поршня 4-тактных стационарных судовых дизелей .
21. Удельная нагрузка поршня 2-тактных стационарных и судовых
дизелей.
22. Удельная нагрузка поршня 4-тактных с наддувом стационарных и су­
довых дизелей.
Из рисунка видно, что линии, характеризующие изменение по годам зна­
чений одинаковых параметров для разных типов двигателей, идут в одну
и ту же сторону, но с разным углом наклона к оси времени, т. е. с разными
темпами.
Основываясь на результатах анализа развития мирового дизелестроении
за период 1900—1949 гг., можно наметить следующие основные направления
в тенденциях дизелестроении, дли удобства изложения которых двигатели
разбиваются на 2 группы:
А. Судовые и стационарные дизели.
Б. Автомобильно -тракторные дизели .
2. Параметры стационарных и судовых дизелей
Тенденция в отношении максимальной мощности. На рис. 2 пред­
ставлено изменение по годам наибольших агрегатных мощностей дизелей —
с800л.с.до30000л.с.
На рис. 3 представлены значения наибольших осуществленных цилиндро­
в—
2-тактных простого действия,
2-тактных двойного действия.
вых мощностей для 4-тактных двигателей
простого действия (700 л.сЛ и 2-тактных
двойного действия (2800 л. с.) .
Значения достигнутых максимальных мощностей представлены в табл. 1.
Согласно ГОСТ 4393—48, вошедшего в силу с 1 марта 1949 г. преду­
смотрены три ряда дизелей.
1-й ряд тихоходных 2-тактных дизелей простого действия охватывает
цилиндровые мощности от 20 до 600 л. с. при числе оборотов от 750 до
167 в минуту и двухтактные двигатели двойного действия с цилиндровой
мощностью в 1000 л.с. при 167 об/мин.
5

Таблица 7
Тип двигателя
Наибольшая мощность, л. с.
цилиндровая агрегатная
4-тактные простого действия
67
6000
•
2-тактные простого действия
1 175
7500
2-тактные двойного действия
3000
30000
2- й ряд тихоходных четырехтактных двигателей предусматривает цилин­
дровые мощности от 25 до 100 л. с. при 750 375 об/мин.
3- й ряд быстроходных дизелей (которые могут выполняться 4 и 2-такт­
ными) предусматривает цилиндровые мощности от 3 до 600 л. с. при
300— 430 об/мин.
Там же имеются указания, что эти мощности могут изменяться либо при­
менением наддува, либо повышением числа оборотов не более, чем на 15%.
Тенденции в развитии использования рабочего объема и среднего
эффективного давления. Это направление может быть характеризовано
следующими параметрами:
1) средним эффективным давлением, кг/см2,
2) литрооборотной мощностью, л. с./л. об .,
3) литровой мощностью, л.с ./л.
4) удельной нагрузкой поршня л.с./см2.
5) мощностью, приходящейся на 1 дц2 поверхности цилиндра,
6) тактностью двигателя.
Величина среднего эффективного давления может быть представлена
выражением:
N
Н
Ре=900
= 900 • 0,0000475
(I)
где ^—коэфициент наполнения,
Ці— индикаторный к.п д.,
—механический
к.п .д.,
Ни —низшая теплотворная способность топлива,
а —коэфициент избытка воздуха,
Lt —теоретически необходимое для горения количество воздуха,
Ne—эффективная мощность двигателя в л. с.,
Vh—объем одного цилиндра в дм3,
п —число оборотов в минуту,
і —число цилиндров,
Ре среднее эффективное давление в кг/см2. Увеличение его возможно
за счет:
.
Улучшения процесса смесеобразования, влекущего за собой уменьше­
ние необходимого коэфициента избытка воздуха для горения:
.
величения коэфициента наполнения, которое в свою очередь может
быть достигнуто:
а) уменьшением гидродинамических сопротивлений при всасывании,
«йллѵпа10Тением начального Давления подачи воздуха в цилиндр путем
Z й^рПаЛуЧИВШеГ° В последние Г0ДЬІ значительное распространение,
и* ога«НИеМ промежуточного охлаждения наддувочного воздуха.
повышения сп7пийгп°3лТНОСТеЙ В дальнейшем бУдУт излагаться способы
Сѵіийстп Р днего эффективного давления только путем наддува.
Существует три метода наддува:
у
6

1) механический наддув,
2) наддув с использованием энергии отходящих газов—газотурбинный
наддув, получивший наибольшее распространение,
3) инерционный наддув.
Практика и расчеты показали, что повышение давления наддува для
дизелей возможно и целесообразно до давления в 2—2,5 ати и что при
•более высоких давлениях наддува целесообразнее переходить к мотогенера-
торным установкам, где цилиндр дизеля служит генератором газов. Газ
- по выходе из цилиндра передаст свою энергию газовой турбине, отдающей
полезную мощность потребителю.
Начиная с давления наддува около 4 ати мощности газовой турбины уже
нехватает для привода воздушного компрессора. В этом случае приходится
осуществлять комбинированное сжатие воздуха: первая ступень сжатия осу­
ществляется в приводимом самим двигателем компрессоре, а вторая — в ком­
прессоре приводимом газовой турбиной.
Для двухтактных двигателей указанная тенденция достигалась главный
образом за счет трех факторов:
1) Повышение коэфициента наполнения за счет увеличения парциального
давления свежего воздуха, остающегося в цилиндре после закрытия выхлоп­
ных окон или клапанов, т. е. путем улучшения системы продувки .
Это привело к появлению различных методов продувки, в частности:
а) применение насосной — вместо кривошипно -камерной продувки, начи­
ная с малых мощностей,
б) широкое распространение прямоточной продувки не только в тихоход­
ных двигателях (патент Малеева), но и в быстроходных.
2) Сочетание продувки с частичным наддувом воздуха.
3) Увеличение механического коэфициента полезного действия за счет
уменьшения коэфициента избытка продувочного воздуха (как следствие
улучшенных методов продувки).
Повышение среднего эффективного давления повлекло за собой, естест­
венно, и увеличение общей тепловой форсировки двигателей, ввиду чего
возросло значение удельной нагрузки поршня, т. е. возросло значение пара­
метра:
л.с./см2
Одновременно возросли и тепловые напряжения стенок цилиндра, кры­
шек и поршней, вызвавшие необходимость разработки специальных их кон­
струкций и применения новых материалов.
Высоко эффективным оказалось применение высокого наддува 2-тактных
двигателей. Этим путем представляется возможным получить 4-кратное
повышение мощности при среднем индикаторном давлении 18 кг/см2. Зависи­
мость повышения мощности и среднего индикаторного давления от давления
наддува представлено в табл. 2 .
Таблица 2
Давление
наддува,
кг/сма
Мощность
в проц, от
нормальной
Среднее инди­
каторное давле­
ние, кг/см3
2
166
10
3
230
12
4
280
14,5
5
340
15
6
400
18
7

.
интеоес к 2-тактным двигателям
За последнее время особвн"°
ПОпшнями ввиду возможности создания
с противоположно ^виж^и й с наименьшим числом сменных деталей
семейства однотипных дв
возможности применения в них
от средних До больших
„"ДХния их в мотогазогенераторы.
ВЫСэХюция^реДне^о эффективного давления за 50 лет представлена на
Р"ССо4‘значения 4 кг/см’ в 1900 г., среднее эффективное давление поднялось-
до 7 0 кг'см2 в 4-тактных двигателях без наддува и до 10 кг/см в двигате­
ля ’с наддувом; до 5,2 кг/см2 для 2-тактных двигателей с непрямоточ-
7
'
ной продувкой; и до
5,8 кг/см2—для тех же
двигателей с прямоточной
пр дувкой.
В
чения
ного
для:
4-тактных двигателей без,
наддува 5—6,5 кг/см2, то
же с наддувом 9,2 кг/см2;
2-тактных двигателей с
прямоточной
5,7—6,0 кг/см2,
прочими типами
продувок 5,0 кг/см2, тоже
с кривошипной камерной
продувкой 2,35—2,50кг/см2..
Согласно ГОСТ 4393—48 установлен следующий нижний,
„загради­
тельный предел допустимых значений средних эффективных давлений, для
двигателей без наддува:
Рис. 4 . Эволюция среднего эффективного давления:
о — 4-тактные, б — 4-тактные с наддувом, в — 2-тактные и
2-тактные с прямоточной продувкой .
настоящее время зна-
среднего эффектив-
давления составляют
продувкой
тожес
насосных
тихоходные двигатели—2-тактные не менее 5,2 кг/см2, 4-тактные
5,0 кг/см2;
1
быстроходны6 двигатели—2 -тактные не менее 4,5 кг/см2, 4-тактные
5,5 кг/см2.
'
’
Величина литрооборотной мощности
л.с./л-об.
(2>
с°оазнымТ =ИВТ Степень использования рабочего объема в
с разным числом оборотов.
Современное значение этого
4-тактных двигателей без
1
2-тактных двигателей
до 0,025.
параметра составляет для:
- г -*ам пыл двигателей без наддува 0,0061—0 0065 л
наддувом 0,0060-0,0067 л.с ./л-об,
’ Ut>5л.<
простого действия до 0,014,
двигателях
с./л. -об .,
тожес
двойного действия
«« 0,007, ,о же
до.
Литровая мощность Чтпт
использования рабочего объмА „ паРаметр позволяет оценивать степень
тов, его можно представить в
С одинаковь,м числом оборо-
л.с./л
8

Значения литровой мощности составляют: для тихоходных двигателей:
4-тактных без наддува до 1,5 л.с./л, то же с наддувом до 1,8 л.с ./лг
2-тактных двигателей до 2,3 л.с./л.
Для быстроходных двигателей:
4-тактных 3—5 л. с./л,
2-тактных 4—5 л.с./л;
для двигателей повышенной быстроходности до 12—15 л. с./л.
Удельная нагрузка поршня. Удельной нагрузкой поршня мы
будем называть отношение ци­
линдровой мощности к площа­
ди днища поршня, т. е.
~ - л. с./см2
где Fj— площадь днища
поршня.
Удельная нагрузка поршня
всех типов двигателей с го­
дами все время возрастает
(рис. 5), как следствие повы­
шения среднего эффективного
давления и литровой мощности
двигателя: с 0,04 л.с ./см2 в
1900 г. эта нагрузка дошла до
0,20 л.с ./см2 для 4-тактных
без наддува: до 0,26 л.с ./см2
при наддуве и до 0,42 л.с./см2
для 2-тактных двойного дей­
ствия.
Одновременно с этим воз­
росли и тепловые напряжения
W
00
(924
(922
(940
(948 г
-У
111
7
лс
:
1
СП?
'
~
No_
_____
j_
1
і
No__
028
I
7
J
1
/
5
1
/Г7
! 0.20
/r
j1
I
^77
LLl
0.(2
0.04
1
Рис. 5 . Удельные нагрузки поршня:
СТеНОК ЦИЛИНДра крышек И а — 4-тактные, б—2-тактные с наддувом, в—2 -такт -
„
ные двойного действия.
поршней, вызвавшие необходи­
мость разработки новых кон­
струкций и применения специальных материалов, в частности этим объяс­
няется увеличение предельного диаметра алюминиевых поршней, которые
нашли применение в двигателях большой мощности (2000 л.с.) .
Величина удельной нагрузки поршня составляет для двигателей:
Тихоходного типа:
4-тактных без наддува до 0,12 л.с ./см2, то же с наддувом до 0,18 л.с ./см\
2-тактных простого действия до 0,22 л.с ./см2,
4-тактных двойного действия до 0,40 л.с ./см2.
Повышенной быстроходности:
4-тактных без наддува до 0,14 л. с ./см2, то же с наддувом до 0,25 л. с ./см2г
2-тактных простого действия до 0,30 л. с./см2.
Мощность, приходящаяся на 1 дц2 поверхности цилиндра,
характеризующая в известной мере так же, как и удельная нагрузка поршняг
тепловую нагрузку в современных двигателях, имеет следующие значения:
4-тактные двигатели 1,27—1,70 л. с ./дц1,
2-тактные простого действия 2,0—2,45 л. с./дц2, то же двойного действия
3,67—4,15 л.с ./дц2,
4-тактные быстроходные 2,58—3,7 л. с ./дц2, то же с наддувом 4,65—
5,6 л. с ./дц2,
2-тактные с наддувом до 5,7 л.с ./дц2.

Тактность двигателей. Число выпускаемых 2-тактных двигателей
ВС%ВРСССРВве2просаеоСЯтактности двигателей был разрешен утверждением
ГОСТов^ на стационарные и судовые дизели. Согласно этому ГОСТу,
Іноіным типом двигателей является 2-тактный дизель с диапазоном
ппавых мощностей от 20 до 1000 л. с . для тихоходного ряда, а
Д” цилиндровых мощностей в 25, 50
В отношении ряда быстроходных дизелей указанный ГОСТ не устанавли­
вает тактности. и двигатели этого рода от цилиндровых мощностей в 300-?
600 л. с. могут выполняться как двух -, так и четырехтактными. Но говоря
о 2-тактных двигателях, следует упомянуть о том, что из трех основных
типов продувки (поперечная, односторонняя и прямоточная) распространение
получил первый тип в двигателях тихоходного ряда, а в быстроходных —
последний (прямоточная). Односторонняя продувка применяется редко .
Значение расхода мощности на продувку в процентах от мощности дви­
гателя представлено в табл. 3 в зависимости от коэфициента избытка воздуха
при продувке.
Таблица 3
Тип продувки
Давление проду­
вочного воздуха,
кг/см2
поперечная | односторонняя прямоточная
коэфициент избытка продувочн. воздуха
1.7
1
1,4
’
1,30
1,1
5,8
4,5
3,5
1,2
8,5
'
7,0
4,5
1,3
11,5
9,0
7,8
1,4
14,0
4,5
9,8
1,5
165
13,0
11,5
направления достаточно рассмот-
Динамическое направление» Из этого
реть изменения следующих параметров:
1. Число оборотов п.
2. Средняя скорость поршня Ст.
3. Произведение Ст»п.
Быстроходность двигателей, характеризуемая числом оборотов и средней
скоростью поршня, в последние годы особенно увеличилась. Так, число
оборотов 4-тактных двигателей стационарного типа (рис. 6), увеличилось
«tv ЛеТАил Д° 400 ’ 3 ДЛЯ маломош-ных типов до 1100, для тепловоз-
япп п/*/
J1 ДЛЯ главных Двигателей кораблей большой мощности до
оии оо./мин. Наконец, у катерных двигателей оно дошло до 2400 в минуту.
объя^мйииА06 УВеЛИЧеНИе числа дротов всех типов двигателей находит свое
ров обратно ппTMЧТ° при постоянной мощности объем рабочих цилинд-
осѵшествить лкигятАЦИ°НаЛеН числу обоРотов, увеличение которых позволяет
следовательно и мрыТ* заданн°й м°Щности с меньшими объемами цилиндров,
следовательно и меньшими габаритами и весом
иие^н^ХЩеезначениГЧсп^'и:'°М Тж в °б°Р0Т0В загРУДнение ‘ реализа-
дальше.
Р
эффективного давления будет отмечено
■следствием числа^боротов^увТлІ^
является в значительной степени
— ______ __
’У
произведения средней скорости поршня
1 ГОСТ 7106 и 4393—48.
.10

и числа оборотов —является следствием возрастания входящих величин Ст и и,
уже разобранных выше.
Если последний параметр представить в виде:
C/п*л —
S»n-n
__
Sn2
“зб
30'
(4)
где S — ход поршня,
П
400
М
3200
2800
2400
2000
т
1
—
_
1/
4—
—і
£
"1 —"1
11
-н
1__ 1
£J
(000
600
—
——
—
г1
6
а_
200
J
—X
—
<900
(90*
<9<б
624
<952
<940
<343 г
станет ясным, что увеличение его должно вызвать возрастание инерцион­
ных сил в двигателе; это в свою очередь заставило конструкторов
пойти по пути снижения весов движущихся деталей двигателя.
Средняя скорость
поршня. Согласно ГОСТ
4393 — 48 тихоходными дви­
гателями называются такие, у
которых средняя скорость пор­
шня не превышает 6,5 м/сек.
и быстроходными, у которых
средняя скорость поршня вы­
ше 6,5 м/сек.
Как следствие повышения
числа оборотов, сильно воз­
росло и значение средней
скорости поршня: для стацио­
нарных и судовых двигателей
с3м/сек.в 1900г.до8м/сек.
в 1944 г. и для тепловозных
до 9,5 м/сек. (рис. 7). В не­
которых специальных типах
юно доходит до 14—15 м/сек.
Характерными для совре­
менных двигателей являются
следующие значения средних
скоростей поршня:
Тихоходные двигатели:
4-тактные без наддува 4,5 —
6.5 м/сек., то же с
наддувом
до 9,8 м/сек.
2-тактные простого дей­
ствия 4,8—5,55 м/сек.,
то
Рис. 6 . Эволюция числа оборотов:
действия 4,5
а— тихоходные, б — тепловозные, в — судовые повы­
шенной быстроходности, г—маломощные,
-
д — катерные, е — автомобильные,
быстроходные:
7,5—8,5 м/сек.
простого действия 5,5—7,5 м/сек., то
же двойного действия
7.5
— 9,0 м/сек.
У двигателей повышенной быстроходности—до 13 м/сек.
Средняя скорость поршня является чрезвычайно важным параметром, так
как от величины средней скорости поршня зависит работа трения, а значит
и скорость износа трущихся частей двигателя.
Произведение средней скорости поршня на число обо­
ротов. Учитывая, что нагрузка рабочих частей двигателя определяется
в значительной степени инерционными силами, пропорциональными квадрату
числа оборотов, произведение средней скорости поршня Ст на число обо­
ротов двигателя л, равное
Cm.n
_
Sn3
100 = 3000
же двойного
5,5 м/сек.
Двигатели
4-тактные
2-тактные
Н

принимается, как один
теля. Значение этого
15—40 для 4-тактных
in критериев динамической нагруженноеTM двига-
паоаметра для современных двигателей составляет:
двигателей тихоходного типа, 20-30 для 2-тактных
двигателей простого действия,
1900
т 1916
1923
(932
1930
(933 2
Рис. 7. Эволюция средней скорости поршня:
а — стационарные и судовые, б — тепловозные.
Ст\ Ре
1г
<
1
-I
22.
1
г
б
_
-----
50
ъ
Ж
•0
1
—-и
1900
1900
(915(923
/932
(940
/943 г
Рис. 8 . Эволюция СтРе
а — 4 -тактные, б — 4-тактные с наддувом, в — 2-такт-
ные, г— катерные .
10—12 то же двойного дей­
ствия, 60—70 для 4-тактных
двигателей быстроходного типа,
50—60 то же 2-тактных дви­
гателей.
Однако увеличение быстро­
ходности двигателя снижает
число часов работы его до
капитального ремонта (мото­
ресурсы); так, ориентировочно
можно принять величину мото­
ресурсов: для дизелей с чис­
лом оборотов до 250 об/мин.
моторесурсы
не менее
12000 час.,250—375 об./мин.—
6000 час., 375—750 об/мин. —
4С00 час., выше 750 об/мин. —
2000 час.
Степень форсировки
двигателей. Принимая ус­
ловно для оценки степени
форсировки двигателя параметр
СтРе, можно отмеіить силь­
ное увеличение его значения
за рассматриваемый период
времени (рис. 8) с 12 в 1900 г.
до 46 в 1944 г. для 4-тактных
двигателей без наддува, до
70 (и даже выше)—для этих
же двигателей с наддувом, до
75 для картерных и для очень
форсированных 4-тактных дви­
гателей с наддувом до 112—
165, правда, с некоторым
Параметр этот в настоящее время имеет возрастанием расхода топлива,
следующие значения:
4-тактные двигатели без наддува
2-тактные двигатели простого действия
а) прямоточная продувка
б) прочие виды продувки * ’
4-тактные двигатели двойного действия*
4-тактные двигатели с наддувом
Для двигателей быстроходных:
РеСт кг м
20—24 сма сек.
25-36
20—30
25-36
28-44
4-тактные без на дува
4-тактные с наддувом
2-тактные............
Экономическое направление. Это
ным расходом топлива на 1 э. л . с-ч
и от мощности двигателя.
34-50
w
44-72
.
до 50
направление характеризуется удель-
зависящим помимо прочих факторов
12

В 1900 г. удельный расход топлива в дизелях составлял около 220—
240 г/л. с. - ч, с переходом на бескомпрессорные дизеля в 1930 г. он сни­
зился до 200—220 г/л. с. -ч
и в настоящее время достиг значений, указанных
в табл. 4.
Таблица 4
Тип двигателя
Удельный расход
топлива г/л. с . -ч.
4-такт, простого действия .......
165—195
2-тактн . простого действия
а) малой мощности...........................
210-240
б) средней мощности.......................
165-190
в) большой мощности................... ...
150-175
2-тактные двойного действия ...................
150—175
Согласно ГОСТ 4393—48 удельный расход топлива не должен превы­
шать: для дизелей с числом оборотов до 750 в мин. 190 г/л. с .- ч, от
750 до 1500—200 г/л. с. -ч, от 1500 и выше—220 г/л. с .- ч .
Конструктивное направление. Из параметров этого направления следует
остановиться на следующих:
1) вертикальные и горизонтальные конструкции,
2) тронковые и крейцкопфные конструкции,
3) отношение хода поршня к диаметру цилиндра,
4) габариты двигателя,
5) принципиальные конструктивные особенности.
До последних лет двигатели горизонтального типа не получали большого
распространения, но в последние годы начали появляться горизонтальные
многоцилиндровые двигатели с вертикально расположенным валом, даже
значительных мощностей.
Такая же ясная линия наметилась и в отношении второго параметра:
тронковые конструкции нашли исключительное применение до диаметров
цилиндра, не превышающих, как правило» 600 мм и крейцкопфные—начи­
ная с больших диаметров или цилиндровых мощностей в 50J л. с .
Резко уменьшились за последние годы габариты двигателей как следствие
нескольких причин:
1) увеличение степени использования рабочего объема цилиндра,
2) повышение быстроходности,
3) изменения конструктивного оформления двигателей, из которых
нужно отметить:
а) переход от А-образных конструкций к конструкциям рамным и к
системам блокцилиндров и анкерных связей;
6) применение новых методов производства отдельных узлов двигателей,
в) повышение мощностей и границ применения неохлаждаемых поршней,
г) применение гальванических покрытий рабочей поверхности поршней,
д) утолщение стенок рабочего поршня в зоне расположения поршневых
колец с целью лучшего отвода тепла,
е) как следствие п. п. г—д — возможность применения меньших зазоров
и увеличение поверхности соприкосновения поршня с цилиндром, дающее
лучший отвод тепла.
Рис. 9 дает рост диаметра цилиндра за 45 лет.
Прекращение дальнейшего увеличении диаметров цилиндра следует объ­
яснить несколькими причинами: затруднениями, возникающими с обеспече­
нием нужного теплового режима стенок и чрезмерным возрастанием нагрузки
13

на ходовые части
4-тактных Л
ТОЛ^:Л^Тпарам^ТоГНхарактеризуЮЩих конструктивную
„
г —ѵгтянпвилась тенденция отказа от
- --:1 двигателей. ^р°ме *
’
применения двойного действия
двигателей двойного ДейстTMиндрОВРоП МОЩности выше 1000 л. с.
особенность.
S
двигателя, является отношение хода поршня к диаметру цилиндра р .
В современных двигателях применяются следующие отношения (табл. 5).
Таблица 5
Тип двигателя
D
Тихоходные двигатели:
4-тактные простого действия
.
.
2-тактные простого действия
.
.
2-тактные двойного действия
.
.
Быстроходные двигатели...................
О
0
0
с
м
с
о
с
і
~
o
f
~
1
1
1
1
С
О
С
О
т
г
с
о
о
Число рабочих полостей цилиндра. С целью упрощения
конструкции и эксплоатации практикой дизелестроения установлено, как
правило, выполнять двигатели простого действия до верхних пределов тех­
нической возможности, ограни­
чиваемых нагрузкой ходовых
частей. Поэтому 4-тактные дви­
гатели выполняются только
простого действия.
Двухтактные двигатели
(кроме двигателей специального
назначения) осуществляются в
виде двигателей простого дей­
ствия до цилиндровых мощ­
ностей в 650 л. с.
В двигателях специального
назначения (для судов ВМФ)
облегченного веса, двойное
ис. 9. Эволюция диаметров цилиндра:
действие встречается при зна-
а —с чугунными или стальными поршнями, б —с алю- ЧИТеЛЬНО МенЬШИХ ЦИЛИНДрО-
миниевыми поршнями»
*
вых мощностях (начиная с
200 л. с. и меньше).
Использование кубатуры двигателей оценивается одним»
из двух параметров:
а) число л. с., снимаемых с 1 м3 габарита двигателя
К
ѴМ л- с-/м3
б) объем рабочих цилиндров в л, приходящихся на
гателя
L-B'H Л'м3»
где:
L—длина двигателя, м,
В —ширина двигателя, м,
Я—высота двигателя, м,
(6>
1 м3 габарита дви-
(7>
14

для 2-тактных двигателей с 3—10 л. с./м3.
кг/ла
<30
J___ і
ІЮ
Г''і
III!
X
90\
1
11
70
__ ___
\ 1__
,
1!
____ _
Ill
11
111
xzq п
\
I
1\Г'
-J
Jk
ю
!1
1
I
1іГn
■
_|_____1 J 1
-1
ад ад
<9$
<9&
1932
і940
1943 г
Рис. 10. Эволюция удельного веса двигателей:
а — тихоходные, б — повышенной быстроходности, в —
тракторные, г — автомобильные»
V —внешний объем, занимаемый одним рабочим цилиндром, м3,
і — число рабочих цилиндров.
В связи с повышением степени использования рабочего объема двигателя
и улучшения технологического процесса значения обоих параметров непре­
рывно увеличиваются: так,
в 1930 г. первый из указанных
параметров поднялся к настоя­
щему времени до 140 л. с./м3.
Технологическое напра-*
вление. Из факторов, характе­
ризующих это направление,
отметим следующие:
1. Удельный вес двигателя .
2. Методы производства.
3. Применяемые материалы .
Величина удельного веса
двигателя непрерывно падает,
а вместе с ним падает и общий
агрегатный вес двигателя. Обо­
снования этой тенденции уже
были даны выше, поэтому мы
развивать их здесь не будем;
приведем лишь график измене­
ния удельного веса двигателей
по годам (рис. 10) и некоторые
данные по удельным весам.
Современные двигатели име­
ют удельные веса:
Тихоходный ряд:
4-тактный тронковый 35—50 кг/л. с.
2-тактный тронковый 32—40 кг/л. с .
2-тактный крейцкопфный простого действия 50—70 кг/л. с .
2-тактный крейцкопфный двойного действия 45—50 кг/л. с .
Быстроходный ряд:
Сварные двухтактные двойного действия 8—10 кг/л. с .
По ГОСТ
значений:
2-тактные
ные 55 кг/л.
4-тактные
Быстроходные дизели:
с числом оборотов до 1000 об/мин. —15 кг/л. с.,
выше 1000 об/мин.
12 кг/л. с ., двигатели с числом цилиндров 1—2 имеют удельный вес 18 кг/л. с-
Литровый вес лежит в настоящее время в следующих пределах:
тихоходные дизели 4-тактные без наддува 120—180 кг/л, то же 2-такт -
ные 190 кг/л.
быстроходные 75—100 кг/л.
Но помимо этого на уменьшение веса влияют и новые методы производ­
ства двигателей:
1. Широкое внедрение сварки.
2. Производство основных, в том числе самых тяжелых деталей двигателя-
сварными.
3. Применение стального литья.
4. Применение кованых цилиндров, крышек, поршней.
Говоря о сварных двигателях, следует указать, что известно примене-
15
4393—48 удельные веса не должны превышать следующих
тихоходные дизели—тронковые 35 кг/л. с., то же крейцкопфа
с., то же двойного действия 45 кг/л. с .,
тихоходные 45 кг/л. с.

типов дизелей (двигатели
известно, для
они получили
в СССР, которая впервые была
10—7 кг/л. с. даже для двигате-
С цилиндровой мощностью 22ии л. с ./ .
применены, как
Если впервые сварные *<ОНСТРУК“ИИ®ЫЛВИ п0Рследние годы
главных двигателей боевых кораблей, то в последние
применение в промышленном дизелестроении.
Началось широкое применение сварки в
■осуществлена в России.
Применение сварки дало:
1) резкое снижение веса двигателя до
лей большой мощности (500 -600 л. с . в цилиндре);
2) уменьшение веса снимаемой стружки ввиду понижения припусков на
обработку;
3) целесообразность применения быстрорежущих сплавов;
4) ненужность обработки ряда поверхностей;
5) уменьшение брака ввиду возможности исправления обнаруженных
дефектов путем сварки;
6) возможность устранения коррозии таких деталей, как выхлопные
коллектора, доски крейцкопфов и т. п.
Однако, сварка дает и отрицательный эффект, заключающийся в том,
-что
сварные конструкций выходят, примерно, на 30% дороже литых, ввиду
дороговизны исходных материалов (проьат) и большого отхода при его резке.
В последние годы параллельно со сваркой распространение стало полу­
чать стальное литье и, как показали осуществленные конструкции двигателей
дизеля, удельные веса двигателей из стального литья и сварка мало отли­
чаются друг от друга (хотя литье все же процентов на 10—15 и тяжелее)
имеются примеры выполнения и мощных дизелей с стальным литьем, когда
удельный вес двигателя составлял около 9—10 кг/л. с.
Известны случаи замены кованых деталей стальным литьем — шатуны,
«балансиры, шестерни из легированных сталей (содержание углерода 0,3—0,4%,
никеля 1,5—о% и хрома для шестерен 0,8%).
Начинают получать распространение кованые детали (крышки цилиндров,
головки поршней и др.). Но основное место занимает все же чугунное литье,
хотя требования к чугуну подверглись сильному изменению. Наибольшее рас­
пространение стали получать специальные сорта чугуна.
Наконец, следует отметить применение чугуна с высоким содержанием
никеля (до 15°/0 и выше), дающего большую жароупорность и коррозийную
стойкость, что особенно важно для поршней, седел клапанов и т. п. деталей.
Большое внимание уделяется в последнее время дизелестроительной про­
мышленностью вопросу повышения поверхностной твердости и для этой цели
помимо обычных способов — цементация и калка — применяется нитрирование,
основное преимущество которого заключается в том, что изделие после
нитрирования сохраняет свои прежние геометрические формы. В первую
очередь нитрированию подвергаются такие детали, как иглы форсунок, плун­
жера топливных насосов, цапфы поршня и др. Особенно большие работы
сю нитрированию были проведены в СССР.
Все большее применение в дизелестроении
сплавы и, г-----
Из алюминиевых сплавов изготовляются
товки алюминиевых поршей и литье-----
начинают получать легкие
^еРвУЮ очередь, для поршней даже значительных размеров.
------- І
также картеры, рамы и рубашки
TORKM яЛе Малых мои*ностей. Для той же цели применяется кованые заго­
товки алюминиевых поршей и литье под давлением.
коытийМстял^НиИНИеВЫХ сплавов встРечаются нередко случаи применения по-
Лными^
предохранительным слоем как бронзой, так
ватмьноЯпАап.УКа3аННЫМ ВЫше повышением форсировки двигателя а следо-
Р станием нагрузок подшипников, большое распространение полу-
4

чили новые антифрикционные сплавы —оловянистые и свинцовистые бронзы.
Механические свойства этих бронз представлены в табл. 6.
Таблица 6
Род бронзы
Временное
сопротивление
кг/мм2
Удлинение
о//о
Твердость
по Бринелю
Примечание
Очень твердая . .
Твердая ................
60—80
60-80
15—5
200-240
150 - 200
Большие давления
Отожженная . . .
40—60
30—25
110-150 Малые зазоры, боль­
шое число оборотов,
большие давления
Мягкая ......
35-40
70—50
80-90
Нормальные давле­
ния
3. Параметры автотракторных дизелей
Автомобильные и тракторные двигатели находят широкое применение не
только по их прямому назначению, но и на судах речного флота и отчасти
на мелких морских судах.
Выпуск автомобильных дизелей стал возможным с момента овладения
процессом подготовки смеси без воздушного распыливания и достиг большого
развития в настоящее время.
Степень использования рабочего объема цилиндров.
Степень использования рабочего объема цилиндра может быть характеризо­
вана литрооборотной мощностью или средним эффективным давлением.
На рис. 11 и 12 представлено изменение обоих этих параметров с 1934
по 1944 г. для автомобильных и тракторных дизелей.
Как видно из этих рисунков, значения обоих параметров непрерывно
возрастая достигли для тракторных двигателей значений 0,0072 л. с ./л. -об.
и 6,6 кг/см2, а для автомобильных 0,0078 л. с./л-об. и 6,8 кг/см2 (без
наддува).
На величину обоих параметров основное влияние оказывает величина
коэфициента избытка воздуха и число оборотов двигателя.
Поэтому на рис. 11 приводится также изменение величины коэфициента
избытка воздуха. Непрерывное его уменьшение, достигнутое за счет улучше­
ния образования рабочей смеси, явилось основным фактором, позволившим
достичь указанного выше увеличения среднего эффективного давления. За
время с 1933 г. коэфициент избытка воздуха снизился в 1,35 раза, а сред­
нее эффективное давление увеличилось в 1,27 раз.
Большие трудности возникли с получением необходимых значений сред­
него эффективного давления при повышении числа оборотов двигателей из-
за ухудшения процесса смесеобразования.
Поэтому, при больших числах оборотов, пришлось повышать степень
сжатия. Для двигателей с числами оборотов выше 2500 об/мин., для умень­
шения запаздывания воспламенения и жесткости работы двигателя, стали при­
меняться степени сжатия до 19—21.
Для иллюстрации влияния числа оборотов на величину среднего эффек­
тивного давления приводится рис. 13, из которого видна тенденция падения
величины Ре при увеличении числа оборотов, хотя темп этого падения для
разных методов образования рабочей смеси, указанных на этом рисунке,
неодинаков.
В последние годы применение наддува началось и в 4-тактных автомо­
бильного типа дизелях. На рис. 14 представлены результаты наддува авто-
~
ЦНИИРФ. Сборник No 2.
|7

годы 1934
1936
1938
1940
No2
044
&7
>■
ст
пР“-
•
1.4
<?
У
н
12
9711
бЮ
Л
7$
5
/
3
Рис. 11 . Эволюция
-------- ,ие9 Ре, Ст и а для
vhn
автомобильных двигателей.
го^ь>
1934
{936
І938
1940
І942
<944
9е
■
%
ѴлП
^б_
^5к
ps Ст
п/сгк
0.006
J^2-
18
0005
8
■
d±_
б
jP^
J0_
7
4б
Ст_
Л
5
FL
1
Рис. 12. Эволюция
-^_,Ое, ре1ст для трак-
торных двигателей.
18

мобильного дизеля, из которого видно, что этим путем удалось повысить
мощность на 33%.
Тактность двигателей. Совершенно бесспорные преимущества
2-тактных дизелей в стационарном и судовом их применении в автотрактор­
ных установках полностью использовать оказалось невозможно. Так, высокое
число оборотов создали огромные трудности в осуществлении продувки ра­
бочего цилиндра из-за недостатка „время—сечения".
Поэтому единственно применимым методом продувки оказалась продувка
прямоточная, однако реализация ее вызвала значительное усложнение конструк­
ции; так, явилась необходимость либо создавать двигатель с противоположно
движущимися в цилиндре поршнями, либо осуществлять продувку через
щели, а выпуск газов производить через расположенные в головке клапаны.
Рис. 13. Среднее эффективное давление для:
7 — 4-тактных с непосредственным впрыскиванием; 2—4-тактных с вихревыми
камерами; 3— 4-тактных с предкамерным распиливанием; 4—4-тактных с акрока-
мерами; 5 — 2-тактных двигателей.
Средние эффективные давления всех вариантов 2-тактных двигателей лежат
в пределах 5,2—5,5 кг/см2 против 7 кг/см2 для 4-тактных .
Удельный расход топлива оказался выше (195—205 г/л. c.- ч .), чем для
4-тактных двигателей (190 г/л. с. -ч .).
Число оборотов оказалось ниже, а удельный вес мало отличающимся
(3,6 кг/л. с.) от 4-тактных (4 кг/л. с.).
Быстроходность. Увеличение числа оборотов автомобильных двига­
телей дошло до 5000 об./мин.
Рост средней скорости поршня для автомобильных и тракторных двига­
телей был представлен на рис. 11 и 12. Значение средних скоростей поршня
дошло до 12 м/сек. для автомобильных и 6,5 м/сек. для тракторных двига­
телей.
Число цилиндров. Вопрос выбора числа цилиндров автотракторных
Двигателей имеет большое значение, так как им определяются не только
2*
19

,,п_.иЛ11 ѵгтпйчивое число оборотов двигателя, но
уравновешенность и минимальное устойчивое чиѵ
н
" НЙи3 н* ходовые°"части двигателя действуют силы давления газов и силы
инерции. то решающее значение, как известно, при высоких скоростях
поршня приобретают последние.
Уменьшение размеров цилиндра за счет увеличения их числа уменьшает
не только давление газов, но и силы инерции, обычно при скоростях поршня
выше 10 м/сек. превышающие значения давления газов. По той же причине
меньшие объемы цилиндров дают и меньшие значения удельных весов и
меньшіе веса основных узлов двигателя.
1926
1939
1934
1938
<942
Ю4б годъ
“л?
К
лс//л
гв
Ж
£
25
зт
77
22
-л*Гл
3300
1
19
3000
I/
іі ’J
ія
1
і
2700
L
т
I__
Рис. 14 . Изменение мощности
(кривая а), удельного веса (б)
и веса двигателя (в) при над­
дуве.
Рис. 15. Эволюция Pfi, п и —- автомобильных бен -
uh
зиновых двигателей.
Наконец, лучшие условия охлаждения позволяют получать в меньших
объемах цилиндров и большие литровые мощности.
Все вышеизложенное приводит к тому, что с увеличением числа ци­
линдров, при сохранении такого же общего веса, увеличивается мощность
двигателя.
Говоря об эволюции параметров автомобильных и тракторных двигателей,
нельзя обойти один вопрос, встающий в результате этого анализа. Так, если
сопоставить данные об увеличении средних эффективных давлений, удельных
весов средних скоростей поршня и ряда конструктивных параметров обоих
типов двигателей, то приходится констатировать, что:
і) Средние эффективные давления тракторных двигателей последние
годы все больше и больше подходят к значениям их для двигателей авто­
мобильных.
„
Ра8И!ѴЙ? удельных весах Обоих типов двигателей непрерывно умень­
шается: в 1934 г. она составляла 15 кг/л. с., в 1944 г. лишь 4 кг/лГ с.
20

3) Число цилиндров тракторных двигателей дошло до 6, т. е. до числа
их в автомобильных двигателях.
4) Конструктивные формы транспортных двигателей все больше и больше
приближаются к автомобильным.
5) Средняя скорость поршня тракторных двигателей, хотя и продолжает
оставаться, ввиду специфических условий эксплоатации этих двигателей,
ниже, чем у автомобильных, но все же из года в год, так же как и число
оборотов, увеличивается.
6) Началось применение автомобильных двигателей на тракторах, при
пониженном числе оборотов, следовательно и пониженной мощности.
Таким образом, анализируя полученные выводы, можно притти к заклю­
чению, что существовавшая ранее грань между автомобильными и трактор­
ными дизелями постепенно стирается.
Для сравнения на рис. 15 приводятся данные об эволюции некоторых
параметров бензиновых автомобильных двигателей.
Анализ приведенных данных об эволюции основных параметров дизелей
позволяет заключить неизменное— из года в год — стремление повысить сте­
пень использования рабочего объема двигателей, т. е. их литровую мощность
и среднее эффективное давление и тем самым уменьшить их удельный вес,
удельные габариты и, в конечном счете, мощность и экономичность.
Этот же анализ дает возможность выбрать наиболее целесообразные
способы повышения мощности двигателей для речных теплоходов.
4. Анализ методов повышения мощности дизелей
Оценку способов возможного повышения мощности для двигателей жид­
кого топлива удобнее всего производить по уравнению:
Ne = kVh7]vrjir]m -у- п
(8)
СХі
где £ = 0,0000475 для 4-тактных двигателей простого действия,
£ = 0,000095 — для 2-тактных двигателей простого действия .
Так как теплотворная способность Ни для применяемых видов топлива
меняется мало, то повышение мощности может достигаться путем:
1) уменьшения коэфициента избытка воздуха а;
2) увеличения коэфициента наполнения г/ѵ;
3) увеличения числа оборотов п.
Повышение мощности путем уменьшения коэфициента избытка воз­
духа. Современные дизели работают с а= 1,4-4- 1,9 в то время, как старые
модели дизелей (тип ГРС-50, ГРС-60, 15-РК, БК-43 и др.) имеют
а =» 2,24- 2,3. Следовательно, уменьшение а в них на 10—11% теоретически
должно было бы дать некоторое увеличение мощности. Однако, для дости­
жения устойчивой и экономичной работы дизелей с уменьшением а (т. е.
с обогащенной смесью) необходимо было бы повысить качество распилива­
ния топлива, что в свою очередь потребовало бы применения новых типов
форсунок и, возможно, повышения давления подачи топлива, т. е. переделки
или замены топливной аппаратуры.
Так как вопросы качества распиливания не поддаются точным расчетам,
то целесообразность применения этого метода может быть решена только
соответствующим экспериментом, вначале в лаборатории, затем, если резуль­
таты его окажутся положительными, то на судне.
Однако, повышение мощности этим методом теоретически не может дать
больше 10%.
Увеличение мощности путем повышения числа оборотов двигателя»
Число оборотов двигателя лимитируется, с одной стороны, напряжением от
21

сил инерции пропорциональных квадрату числа оборотов, а с другой-
износоустойчивостью двигателя, обычно характеризуемой.
а) средней скоростью поршня —Ст = “30“ м/сек.,
б) степенью форсировки двигателя — СтРе,
в) напряженностью двигателя — СтП.
Для оценки понятия быстроходности нужно воспользоваться данными
теории моделирования.
Примем о за величину напряжения, возникающую под влиянием инерци­
онных сил и определяемую следующими факторами:
1) форма — которая будет обозначаться через L,
2) упругость Е,
3) плотность Q,
4) средняя скорость поршня —Ст, т. е.
Е, L, Ст).
(9)
Величина сил инерции в ВМТ выражается уравнением:
Іь = т- R • со’(Лг+1),
(10)
где: R — рааиус кривошипа,
о) — угловая скорость,
—
отношение длины радиуса, приведенного к длине поступи.
Тогда напряжение разрыва будет:
(И)
где: / — сечение, подвергающееся разрыву силой
Так как масса
m=D3e
(12)
л•ст
0>=—rL
(13)
И
R=L
(14)
TO
Л2
*r+l
<7(?’~2‘*
Sab
'Q'СTM
.
(15)
d’d’d
где: а и b — ширина и длина рассчитываемой детали.
Ввиду того, что в двигателе одновременно действуют силы упругости и
силы инерции, можно применить критерий:
Ст
(16)
Поэтому уравнение (15) можно привести к виду:
Ст
-
г? л2
в~Е’2
Sаь_~
D‘D' D
Следовательно, напряжения, возникающие
свойства?°**етрических размеРах (т. е. для того же двигател,
ией скопосТИТерИаЛа (£ " е-пост°я«ные), пропорциональны
ней скорости поршня — С^.
(17)
F
Q'
от действия сил инерции при
.
для того же двигателя) и одинаковых
і квадрату сред-
гі
22

В то же время зависимость напряжения о от Е (характеристика проч­
ности), линейных размеров и действующего усилия Р выразится в виде
Поэтому нагрузка от действия газов Рп считая форму индикаторной диа­
граммы не зависящей от размеров цилиндра, пропорциональна линейным раз­
мерам двигателя /. И напряжение от этого давления:
(19)
пропорционально средней скорости поршня Ст.
Так как температурные напряжения, возникающие в двигателе, пропор­
циональны относительным температурным ординатам, то:
(20)
где: —коэфициент линейного расширения,
t — температура .
Для двигателей, построенных из одинаковых материалов, Е и постоян­
ны, поэтому для соблюдения подобия необходимы были бы и одинаковые
температуры, что явно невозможно; поэтому с изменением Ст температурные
напряжения будут различны и увеличиваться с увеличением размеров цилин­
дра. Отсюда можно сделать вывод, что средняя скорость поршня характери­
зует только механические явления, но не тепловые.
Для учета и тепловых явлений можно выбрать иной параметр тепловой
нагрузки поршня—q (в л. с ./см2).
В дальнейшем при сравнении будут применены оба параметра: Ст и q.
Поэтому можно заключить, что с увеличением числа оборотов двигателя
в нем возрастают:
а) напряжения от сил инерции — пропорционально Сщ .
б) тепловые нагрузки поршня — пропорционально и.
Таким образом, повышение числа оборотов применимо, как метод повы­
шения мощности, но при условии проведения предварительного полного пове­
рочного расчета на прочность рабочих деталей.
Практика показала, что не удается повысить число оборотов двигателя
больше, чем на 10—15%, что позволит увеличить скорость судна лишь на
2-2,5%.
Повышение мощности путем увеличения коэфициента наполнения.
Величина коэфициента наполнения
288
(Ра
1
Рг\
4
10333 \ Та
еTrJ
(21)
где: Ра — давление в конце поступления воздуха в цилиндр,
Рг — противодавление выхлопа;
Та — температура воздуха в конце его поступления в цилиндр,
Тг — температура выпускных газов .
Следовательно, в дизеле повышение давления воздуха в начале сжатия Ра
увеличивает величину коэфициента наполнения и тем самым и мощность дви­
гателя.
23

d понимается на JP, то новая величина коэфициента
Если давление Ра поднимается па zj/ ,
направления будет:
где: Тн, Тн — температура конца поступления воздуха и выпуска из цилин­
дра газов.
Так как обычно при подаче воздуха под давлением, что имеет место при
наддуве двигателя, температура его несколько повысится во время сжатия в
компрессоре, то в формуле (22) вместо Та и Тг введены их новые значении
Т”а и Т*.
Повышение заряда в цилиндре может осуществляться двумя способами:
а) при помощи частичной дозарядки цилиндра сжатым воздухом в конце
хода всасывания, поступающим или через щели, расположенные в нижней
части цилиндра и перекрываемые автоматическими клапанами, или через спе­
циальный управляемый клапан, стоящий перед впускным клапаном, через ко­
торый этот воздух поступает в цилиндр, осуществляя дозарядку. Этот способ
дает увеличение г]ѵ цилиндра на 20—25% и почти на такую же величину
повышение мощности двигателя, но к уже существующим двигателям он не
применим, так как требует сложных переделок;
б) при помощи полного наддува, т. е. путем наполнения цилиндра через
обычные впускные клапаны в период всего хода всасывания воздухом повы­
шенного давления.
По способу осуществления сжатия воздуха можно отметить четыре типа
наддува:
а) от компрессора, приводимого механической передачей от двигателя;
б) от компрессора, совмещенного с двигателем, при использовании ниж­
ней полости цилиндра или крейцкопфа в качестве компрессора;
в) от центробежного компрессора, сидящего на валу газовой турбины,
приводимой в движение отходящими газами двигателя;
г) при помощи инерционного наддува, где для повышения давления воз­
духа в цилиндре в конце хода наполнения цилиндра используются инерцион­
ные явления столба воздуха, заключенного в длинных всасывающих трубах„
Если обозначить через
N, —индикаторная мощность без наддува,
Ne —эффективная мощность двигателя без наддува,
*іт —его механический кпд,
JV"— эффективная
мощность двигателя с наддувом,
Ѵт ~ м«анический кпд двигателя с наддувом,
Л7” индикаторная мощность двигателя с наддувом,
N* мощность, необходимая для сжатия воздуха до давления наддува,
Ѵк —механический кпд компрессора,
Nm мощность, затрачиваемая на преодоление механических сопротивлений*
двигателя без наддува,
Nm мощность механических потерь двигателя с наддувом,
NK мощность, потребляемая компресором для сжатия воздуха,
то будем иметь:
Ne
Nm~Ni —
(23)
(24>
(25)

где
N
NK= —
(26)
тогда:
NH
__
дгн_Д/
пн = _' = —1------- (27)
/ш
Л?
N?
'
Л
Так как величина механических потерь в двигателе, главным образом,
определяется его геометрическими размерами, то можно без большой по­
грешности считать, что при наддуве механические сопротивления остаются
неизменными.
Тогда выигрыш в мощности при наддуве по 1 и 2 способу будет:
J7V=N”—Ne=>Л" —NK
-
Ni
(28)
При третьем варианте наддува не происходит затраты части мощности
двигателя на привод компрессора1 и мощность составит:
N=Л” -Ле =Л"-Nm
(29)
При этом способе наддува, так как мощность двигателя возрастает, а
механические потери остаются прежними, механический кпд
оказывается
больше на 7—8%, чем без наддува, т. е.
С>Ч"
(ЗІ>
Эта разница в значениях механического кпд покрывает часть потери мощ­
ности, возникающую благодаря увеличению сопротивления на выхлопе из-
за наличия газовой турбины.
В настоящее время начал применяться и другой вариант этого же мето­
да, заключающийся в том, что приводимая отходящими газами турбина че­
рез зубчатую передачу связана с коленчатым ва лом двигателя и передает ему
дополнительную мощность, являющуюся разностью между полной развивае­
мой ею мощностью и частью ее мощности, расходуемой на привод компрес­
сора.
Четвертый способ наддува использует колебательные явления массы воз­
духа, поступающего в двигатель через длинный всасывающий трубопровод
таким образом, чтобы частота собственных колебаний этой массы попадала
в резонанс с ее вынужденными колебаниями, вызванными периодическими
засасываниями воздуха в цилиндр двигателя через впускной клапан при
такте всасывания.
Опыты показали следующую зависимость давления сжатия от длины трубы
(табл. 7).
Таблица 7
Длина трубы и ее
диаметр
Конечное давление
сжатия кг/см3
Без трубы
27
1,2 мd=63,5мм
35
0,91 »
50
34
0,76 »
.50
,
33
возрастает сопротивление выхлопа.
1 Но при этом несколько
2&

Изменение давления в цилиндре при ходе всасывания-см . табл.
*
Угол поворота
кривошипа в гра­
дусах
0
204060
80 100 120 140 160 180
Давление в ци­
линдре, кг/см2
1.4
0,9 ОД 0,62 ОДО 0,80 0,90 1,00 1.21 1,21
Если обозначить через:
Рн
Ан= ра
(32)
где: Ра — давление конца всасывания без наддува,
Р” — то же с наддувом,
и
АР=Р"а -Ра
(33)
то, пренебрегая изменением температуры воздуха при наддуве и влиянием
1Рг
----- мож но
считать, что коэфициент наполнения пропорционален давле-
нию воздуха, т. е. при наддуве его будет равен:
Рн
н
а
:
р
а
(34)
Давление конца сжатия возрастает в Лн раз:
Р” =Ян-Рс,
(35)
где Рс—давление конца сжатия без наддува.
Если принять такое же повышение давления при вспышке как и в отсут­
ствие наддува, то давление горения при наддуве Рн будет:
p"z
= -£■ Рнс
(36)
Это и заставляет обычно понижать при наддуве степень сжатия, во избе­
жание чрезмерно высоких давлений процесса и вызванных этим повышений
нагрузки ходовых органов двигателей. Давление горения при наддуве
у тихоходных двигателей обычно ограничивается величиной 60 кг/см2.
Во всех случаях применения наддува необходим проверочный расчет проч­
ности кривошипно-шатунного механизма двигателей с целью установления
с одной стороны величины нагрузок на основные ходовые детали двигателя,
а с другой для определения необходимого понижения степени сжатия.
Среднее индикаторное давление двигателя может быть выражено для дви­
гателя без наддува в следующей форме:
•А
Рі=я~^1
коэфициент, зависящий от факторов, на которые давление наддува
не влияет.
(37)
26

Тогда при наддуве среднее индикаторное давление будет
=
(38>
таким образом, его величина также пропорциональна степени наддува.
Поэтому, принимая для первого приближения, как это было сделано выше,
постоянство механических потерь в двигателе, получаем новую эффективную
мощность двигателя с наддувом:
pH
Д'" = 0,874D«S п і
-
(1 —т)т) N'
(39)
г!т
Если сделать расчет зависимости эффективной мощности от давления
наддува, то получим:
Давление воздуха Ра кг/см2
Эффективная мощность в процентах
0,8
100
1,0
НО
1,2
125
1,4
145
1,6
170
1,7
185
Эти цифры довольно хорошо совпадают с данными испытаний двигателей
с разными степенями наддува.
Для ориентировочных расчетов можно принимать, что повышение давле­
ния воздуха на 0,1 ата дает увеличение мощности на 7—8% .
До настоящего времени для наддува применялись только центробежные
нагнетатели или насос типа Руте, имеющие к. п. д. около 72—75%. Между
тем использование для этих целей новых типов компрессоров—осевых и
винтовых, нашедших большое развитие в газотурбостроении, благодаря их
высокому к. п. д. (82—84%) дало бы значительный эффект в отношении умень­
шения мощности, необходимой для приведения этих компрессоров и, следо­
вательно, увеличило бы эффективную мощность двигателя.
Как выше было указано, температура поступающего в цилиндры воздуха
при наддуве Т”, выше, чем его температура при работе без наддува Та.
Поэтому все методы понижения температуры поступающего воздуха при
наддуве должны дать дальнейшее повышение мощности двигателя.
В первом приближении можно считать:
Н288Р°
~
10333 ’ т»
С40)
откуда видно, что, если понизить температуру воздуха при наддуве Tj} то
значение возрастает. Таким образом, имеется возможность применить про­
межуточное охлаждение поступающего в цилиндры наддувочного воздуха.
Проведенные по этому вопросу опыты показали, что при промежуточном
охлаждении наддувочного воздуха среднее эффективное давление (и пропор­
циональная ему эффективная мощность двигателя) повышается почти на 7%
и на такую же величину падает удельный расход топлива, а давление про­
цесса. уменьшается на 2—3 ат.
Поэтому при применении промежуточного охлаждения представляется
возможность еще больше увеличить степень наддува.
Размер холодильника для воздуха при применении промежуточного
охлаждения составляет около (7-10~5 —18-ІО"”5) м3/л. с.
27

5 Возможные пределы и пути повышения мощности
четырехтактных дизелей
Как известно, пределы повышения мощности существующих двигателей
лимитируются:
1) величиной возрастающих напряжений от сил инерции, характеризуемых
средней скоростью поршня и числом оборотов.
2) величиной повышения нагрузки на детали как следствие повышенного
начального давления при наддуве;
3) величиной теплового напряжения, характеризующегося увеличением
тепловой нагрузки поршня (л. с ./см2);
4) пределом возможности работы с неохлаждаемым поршнем при увели­
чении цилиндровой мощности.
Увеличение числа оборотов, повышающих мощность, ограничено величи­
ной напряжений от сил инерции, — поэтому нельзя в общем
виде для всех
двигателей заранее сделать общий вывод о допустимом, с этой точки
зрения, повышении их быстроходности.
Для каждого типа двигателя необходимо предварительно выполнить
расчет прочности основных деталей применительно к новому числу оборотов.
Однако на основании многочисленных материалов по этому вопросу
можно заключить, что увеличение числа оборотов, а следовательно и мощ­
ности, на 10—15% для большинства двигателей допустимо.
Повышение давления газов, как следствие применения наддува, сказывается
на увеличении нагрузки ходовых деталей двигателей и подшипников, ввиду
чего расчет этих деталей должен предшествовать решению вопроса о допу­
стимых пределах применения наддува.
При длине цапфы /, ее диаметре d, окружной скорости со, радиальном
зазоре в подшипнике А, коэфициенте, учитывающем длину подшипника
с=1
, вязкости масла
и минимальном зазоре в подшипнике ЛтіП
допустимая нагрузка цапф на основании гидродинамической теории
может быть представлена в виде:
D _55>Ю~п .ГІ.(о.(Р.і
N
а минимально допустимый диаметральный зазор
трения
(41)
А=0,007|/d мм
(42)
Таким образом, при повышении числа оборотов увеличивается со, а зна­
чит, увеличивается и общее давление на подшипник PN.
,В
то же время
при той же вязкости масла (ту), увеличение PN, которое произойдет либо
от повышения числа оборотов, либо от увеличения абсолютного давления
на подшипник, должно привести к уменьшению Лтіп,
х=
(43)
"кр
где: Л1<р = Л| 4-Ла,
выступы на цапфе,
Л2 —выступы на вкладышах .
Одновременно повышение давления PN приводит к увеличению коли­
чества тепла, выделяемого в подшипнике вследствие трения
рNo•j •D
ѳ s —427— ккал/сек.
(44)
28

где: 0 —окружная скорость цапфы,
/—коэфициент трения, равный /х4-/2,
ft— слагающая коэфициента трения от вязкого сдвига масла,
/2—слагающая коэфициента трения от реакции вытекающего из под­
шипника масла.
Как известно:
/t = 336-10"“^-Л
(45)
/8 = 55.10-2(4)*'5-т-
(46)
Так как в этих уравнениях все геометрические величины для того же
двигателя остаются постоянными, то увеличение PN влечет за собой увели­
чение /, и Я д — ш-, где к—удельное давление в цапфе подшипника.
к
В то же время нагрев подшипника
1000-0
Ѵ-Ѵ -Ср
(47)
где У —секундный расход масла в л,
у —весовая плотность масла,
Ср = 0,5 —его теплоемкость .
Следовательно увеличение нагрузки от возрастающих давлений газов
и увеличение числа оборотов вызывает увеличение нагрева подшипников.
Допустимые с этой точки зрения пределы повышения мощности и числа
оборотов можно установить только применительно к каждой конструкции
двигателя предварительным поверочным расчетом.
Увеличение удельной тепловой нагрузки поршня
л. С./см2
іг
1
прямо пропорционально величине цилиндровой мощности.
Величина этого параметра составляет:
Для двигателей без наддува и без охлаждения поршня 0,071—0,12 л. с./см2;
для двигателей с наддувом 0,119—0,215 л. с ./см2, и двигателей с про­
дувкой цилиндров 0,20 л. с./см2.
Таким образом, можно допускать удельную нагрузку поршня для двига­
теля без жидкостного охлаждения поршней, равную:
N.
—.- „— = 0,09—0,12 л. с ./см2
іг
’
*
'
без опасности нарушения теплового режима двигателя.
Это дает возможность полагать, что с рассматриваемой точки зрения для
двигателей типа ГРС-50, ГРС-60 БК-43 возможно будет повышение форси­
ровки двигателя почти на 40%.
Значительно сложнее обстоит дело с последним показателями—предель­
ными мощностями при неохлаждаемых чугунных поршнях.
Современная дизелестроительная практика показала, что применение
неохлаждаемых чугунных поршней допустимо только при цилиндровых
мощностях, не превышающих 150 л. с ., а
при мощности более 150 л. с.,
применяются охлаждаемые поршни.
Правда, в последние годы появляется тенденция повышения верхнего
предела применения чугунных неохлаждаемых поршней, но это делается не
в порядке модернизации, а на заводах при постройке новых двигателей.
29

итп несмотря на то, что при повышении мощности путем
надаѵва „Хенне теплоотдачи в стенки цилиндра и поршня повышается не-
значительно£е же нужно ожидать большего изменения зазоров, условий
значительно, и д gce 9ТО говорит о необходимости осторожного под­
ходаTM решению вопроса об установлении возможного предела повышения
мощности двигателя с чугунными поршнями.
Имеющиеся данные о двигателях с наддувом показывают, что общее
количество отводимого через стенки цилиндра и поршень тепла, несмотря
на значительное повышение за счет наддува мощности, составляет 15—20%,
из которых на долю поршня приходится 7—8% при среднем эффективном
давлении в 7,2 кг/см3 против 5,5% для двигателей без наддува.
Абсолютные значения количества тепла, передаваемого через стенки
цилиндра при наддуве, дающем среднее эффективное давление 7,2 кг/см2,
составляет по опытным данным 240 кал/л. с. -ч
и через охлаждаемый пор­
шень 133 кал/л. с .- ч, т. е. всего 373 кал/л. с. -ч —величина небольшая и не
превышающая значений тепловых нагрузок, имеющихся в дизелях без наддува
(для которых передаваемое количество тепла доходит иногда до 400 кал/л. с. - ч).
Подсчет тепловой нагрузки поршня показал сравнительно небольшие значе­
ния: около 115000 кал/м2-ч, что не превышает значений для двигателей без
наддува.
Опыты показали, что хотя при наддуве повышение тепловой нагрузки
поршня возрастает почти в 1,5 раза, но эти нагрузки при охлаждаемом
поршне не создавали каких-либо эксплоатационных затруднений.
Влияние же повышения тепловой нагрузки при наддуве на неохлаждаемый
поршень в настоящее время мало изучено и требует как теоретического,
так и экспериментального разрешения.
6. Продувка камеры сгорания четырехтактных дизелей с наддувом
Обычно при осуществлении двигателей с повышенной тепловой напряжен­
ностью, вместо чугунных поршней, ставят поршни из алюминиевых сплавов,
которые допускают значительное увеличение тепловой напряженности. При
повышении мощности главных двигателей теплоходов речного флота такой
метод нежелателен, так как замена чугунных поршней алюминиевыми зна­
чительно удорожит стоимость переделок и, кроме того, потребует освоения
весьма сложного технологического процесса изготовления отливок из спе­
циальных алюминиевых сплавов.
Одним из возможных путей снижения тепловой напряженности камеры
сгорания является продувка цилиндра. Опыты показали, что путем устрой­
ства специальной продувки камеры сгорания можно добиться значительного'
повышения цилиндровой мощности без увеличения тепловой напряженности
камеры сгорания и, в частности, неохлаждаемого днища поршня.
Предел повышения цилиндровой мощности двигателей с наддувом во
многом зависит от режима продувки камеры сгорания наддувочным воздухом,
которая делается как для дополнительного охлаждения наиболее напряжен­
ной детали двигателя—днища поршня, так и для очистки цилиндра от про­
дуктов сгорания, что в свою очередь дает возможность увеличить мощность,
за счет более полного использования объема цилиндра. Степень охлаждения
днища поршня является функцией прежде всего скорости воздуха, распре­
деление которой по цилиндру при продувке совершенно не исследовано.
Таким образом, прежде чем решить вопрос о степени возможного повыше­
ния цилиндровой мощности, необходимо изучить распределение скоростей
вокруг клапанов и днища поршня.
Далее, режим охлаждения цилиндра при продувке наддувочным воздухом
зависит как от давления наддувочного воздуха, так и от угла перекрытия
впускных ц выпускных клапанов, который в свою очередь ограничивается
30

допустимым расходом воздуха на продувку. Чем больше будет угол пере­
крытия клапанов и чем больше давление наддувочного воздуха, тем больше
можно ожидать повышения мощности при сравнительно низких температурах
днища поршня. Однако с увеличением давления наддувочного воздуха и угла
перекрытия клапанов увеличивается расход воздуха, а следовательно, растет
и мощность, затрачиваемая на получение наддувочного воздуха, идущего на
продувку.
Таким образом, с одной стороны, в целях получения наибольшей цилин­
дровой мощности следует увеличивать угол перекрытия впускных и выпуск­
ных клапанов, и следовательно, увеличивать режим охлаждения днища поршня
продувочным воздухом. С другой стороны, подобное увеличение режима
продувки ведет к повышению расхода мощности на нагнетатель, подготовля­
ющий наддувочный воздух, значительная часть которого будет расходоваться
на продувку камеры сгорания.
Поэтому перед исследователем этого вопроса стоит задача—создать спо­
соб расчета, который позволил бы, не производя дорогостоящих эксперимен­
тов на двигателе, путем расчета, хотя бы в первом приближении, опреде­
лить степень возможного повышения цилиндровой мощности двигателя без
замены чугунных поршней и, обеспечивающий это повышение, наиболее це­
лесообразный угол перекрытия впускных и выпускных клапанов.
Решение данной задачи, выполненное Л. Г . Левицким, и излагается ниже
в сокращенном виде.
При составлении данной методики продувки камеры сгорания принято
допущение, что давление в ресивере наддувочного воздуха постоянно
(Ps = пост.) и колебательные явления, возникающие как в впускной, так и в
выпускной системах, существенного влияния на продувку не оказывают.
Далее предположим, что давление в цилиндре двигателя в период про­
дувки камеры сгорания подчиняется закону:
Pi=Pr+(Ps-Pr)sin»
,
(48>
где: Рг—давление газов в цилиндре двигателя при ходе выхлопа, в кг/см2,
Ps—давление воздуха в рессивере наддувочного воздуха, в кг/см2,
<5 = -^----- отношение текущего угла а=сот поворота коленчатого вала, начиная
с момента открытия впускного клапана, к углу перекрытия впуск­
ного и выпускного клапанов az.
Это предположение вполне может быть сделано, так как угол перекрытия
клапанов обычно располагается либо симметрично относительно ВМТ, либо
весьма незначительно смещается в сторону опережения. При таком разме­
щении механизм продувочных органов работает так, что в начале продувки
расход воздуха, от которого зависит и давление, устанавливается в зависи­
мости от проходного сечения открывающегося впускного клапана, в то
время как во второй половине времени продувки расход будет лимитироваться
открытием закрывающегося в это время выпускного клапана.
В момент начала продувки давление в цилиндре равно Рг\ в середине
времени продувки, т. е. при угле а = - -, когда впускные и выпускные кла­
паны открыты приблизительно одинаково, в цилиндре будет некоторое среднее
давление между Ps и Рг и, наконец, в конце продувки давление в цилиндре
будет весьма близко к Ps. Так как в конце продувки впускной клапан уже
закрывается, тогда как выпускной открыт на значительную величину (а при
больших углах перекрытия даже полностью), то падение давления в впускном
клапане будет небольшое, поэтому не будет большой ошибкой, если давле­
ние в конце продувки для расчета принять равным Ps.
31

Промежуточные точки изменения давления в цилиндре могут быть уста­
вов іены если принять, что на первой половине продувки наполнение цилин­
дра будет пропорционально изменению сечения впускного клапана, открываю­
щегося в это время, а на второй половине времени продувки давление в
цилиндре будет зависеть от подпора, осуществляемого закрывающимся впуск­
ным клапаном. Законы подъема и закрытия как впускного, так и выпускного
клапанов весьма близко подходят к закону изменения квадрата синуса, т. е.
Л=Ло-sin» -SL ,
(49)
где: Ло—величина максимального подъема клапана в см,
а_
<? = ------ отношение угла перекрытия впускного и выпускного клапанов az к
углу, в период которого происходит подъем или, соответственно,
опускание клапана ак (аг и ак в градусах).
Поэтому представляется возможным закон изменения давления в проме­
жуточных точках принять также пропорциональным квадрату синуса.
Такой способ выражения давления в цилиндре в период продувки Рі дал
возможность представить выражение коэфициента
(50)
зависящего от отношения давления в цилиндре и в рессивере наддувочного
воздуха, в виде произведения постоянного члена функции ун» зависящего уже
не от отношения переменного Рі и Р8, а только от отношения известных
р
/р\
постоянных р— = Л
и cosm(/с'лб), где: т=/(р-) =/(Л);
или
V>=y„-cosm (к'-Л’д).
(51)
Решая полученные уравнения расхода, можно представить себе два
случая, когда:
а_
(52)
ак
при котором процесс продувки камеры сгорания заканчивается раньше, чем
подъем впускного клапана достигнет своего максимума, и второй, когда:
а,
^=е>1,
(53)
при котором кривая открытия впускного клапана поднимается только на
угле ак, далее же, при значениях от д> — до 6 = 1, величина открытия
az
впускного клапана остается постоянной. В обоих этих случаях условия
интегрирования будут различны и приводят к различным конечным форму­
лам, дающим совпадение значений при £=1.
В первом случае при значениях угла аг<ак для значений Л®= 1,034-1,1
получим значение коэфициента х равным:
х = 0,6097 — (0,3094—0,2675 Л) q — 0,1505 Л 4- 0,1008
(54)
идляЛ=1,14-1,4.
х = 0,6097 о2 - (0,3094-0,2675 Л)е —0,1105 Л + 0,0568
(55)
32

Во втором случае для значений аг>а^ значение к для всех значений
Л® 1,03-г 14 будет равно:
х=(0,136 Я2 — 0,155 Я + 1,22) е — (0,1496 Я2 — 0,4338 Я + 0,9808) (56)
По найденному п можно определить расход свободного воздуха на одну
продувку:
м’/прол-
(57)
где: у0 —удельный вес воздуха при нормальных условиях,
kt—коэфициент, равный:
4, _0,0484
(М)
"У Т.
« соответственно в минуту на і цилиндров
V'sn = ky"-• ~ М3/мин.,
(59)
где (л—коэфициент истечения, средний за процесс продувки,
у>н— коэфициент, равный
Ѵн = 8,28 К Я-1-*3-Я"1'72
(60)
/—коэфициент, учитывающий закрытие проходного сечения клапана
козырьком, расположенным по углу
і=1~ѣ
(«)
dm—диаметр впускного клапана в см,
і—число впускных клапанов,
ѵ— коэфициент, связывающий высоту проходной щели клапана с ходом
клапана Л, равный для угла наклона рабочей притертой части кла­
пана /?=45°; ѵ=0,82-?0,84 и для Д=60°; ѵ=* 0,894-0,91,
п —число оборотов в мин.,
Т8 — температура наддувочного воздуха в рессивере в °К.
Наддувочный воздух при прохождении через впускной клапан несколько
теряет свое давление. Это падение давления может быть выражено:
Рс / іри*х \а
JPs=33,3^(-?£-J
(62)
где коэфициент А для аг ак равен:
а=4-[ле—sinле]
(63)
И для az>«fc
А — я^е— -І-)
(64)
Скорость продувочного воздуха в камере сгорания определяется как
«средняя по проходному сечению камеры сгорания и равна:
-
пЛСЛМ-/<'т'’-Л»,»’Ч’ир.<₽.ѴЛ(в-,>
,сеѵ
w = 2250-------------------- PsT„DS----- ■---------------- ’
(65)
где: Ps— давление в цилиндре в период продувки может быть принято, как
среднее между Ps и Pft
е — степень сжатия,
3 ЦНИИРФ, Сборник No 2.
33

Р—диаметр цилиндра,
с_ ход поршня.
В пеоиод времени продувки происходит охлаждение стенок цилиндра не
течение всего времени открытия клапанов. Сначала происходит заполнение
шииндра воздухом при одновременном вытеснении продуктов сгорания; затем
уже воздух, проходя камеру сгорания и несколько охладив стенки цилиндра,
а следовательно, и нагревшись, выходит через выпускные клапаны, унося
тепло перешедшее от стенок цилиндра. Таким образом истечение нагретого
воздуха через выпускные клапаны будет происходить не с начала продувки,
а несколько позже. Естественно, что при этом приходится схематизировать
процесс, считая, что продувка происходит послойно, без перемешивания
воздуха с остаточными газами. Для первого приближения можно принять
угол, в период которого происходит унос тепла из цилиндра, равным:
©«((ХвѲН-Ѳа)
(66)
где Ѳх — угол опережения открытия впускного клапана,
62— угол запаздывания закрытия выпускного клапана .
Коэфициент теплоотдачи от стенок цилиндра в период продувки может
быть выведен, если принять условно проходное сечение открытой в период
продувки части цилиндра за короткую трубу прямоугольного сечения с за­
вихрителями.
Исходя из наиболее достоверной зависимости между критериями подобия
JVu, Re и Рг для труб при турбулентном движении жидкости в виде:
Лгц = 0,032-/?е°’8-Рг0’4
(67)
и, вводя коэфициенты е, учитывающие влияние соотношения длины канала и
его диаметра, влияние изгиба потока, условий входа и наличия завихрителей,
получим:
Nu — 0,032 7?е0,8-Рг0,4-sa
«т
(68)
откуда после подстановки соответствующих значений Nu, Re, Рг, £а, £ь и £с
можно коэфициент теплоотдачи получить в виде:
. 6.94
(, +3.54 ^-)
(69)
где: Sfm высота камеры сгорания, средняя за процесс продувки, которая
находится по формуле:
S/m = S 1,9-10 5(О,64Ѳ’ + Ѳ()Н—Ц
(70)
df расстояние между центрами впускных и выпускных клапанов в м,
ет коэфициент турбулизации потока, значение которого можно взять
равным:
«т= 1,54-2,0
Количество отведенного тепла продувочным воздухом в течение часа
с одного цилиндра будет равно:
Q-0,00218«D {р+S
(о,8
Ѳ2) (Tw-Ts) ,
(71)
где:
средняя температура стенок камеры сгорания в °К.
ѵгтаи^НеСЯ данное колияество тепла Q к теплу, поданному в цилиндр, можно
Lnn
процент тепла» отведенного из цилиндра продувочным воздухом,
ппяжрННА^і.ОЧереДЬПОЗВОЛИТ судить О том, насколько изменилась теплона­
пряженность цилиндра двигателя.
34

Однако в некоторых случаях практики является необходимым решить задачу
о том, какой следует установить угол перекрытия, чтобы обеспечить заданную
степень повышения тепловой напряженности поршня. В этом случае решается
обратная задача, в конечном итоге которой находится необходимый угол
перекрытия клапанов. Этот угол перекрытия можно найти по следующей
формуле:
2,189.n./f -“
0,3355Я+0,7585)
a =----------------------- - -------- ----- -______ _____ _____ _____ ____
L
(70}
z
P'V»PdmtipSh^ (0,1 П5Л2—0,127Я-Ь1)
где:
—
количество воздуха в м3, необходимое для поддержания заданной
теплонапряженности цилиндра при известных конструктивных и термодинами­
ческих параметрах двигателя, равное количеству воздуха, предназначенному
для одной продувки.
Осуществляя повышение мощности двигателей, необходимо прежде всего
иметь в виду, что в случае повышения теплового режима можно ожидать
заедание поршней, загорание колец и, наконец, образование трещин по днищу
поршня и прогорание его. Поршень двигателя будет работать нормально,
т. е. так же, как и без наддува, только в том случае, если тепловая напря­
женность цилиндра двигателя будет неизменна. Неизменности же тепловой
напряженности цилиндра двигателя (при некотором повышении мощности)
можно достигнуть путем осуществления продувки камеры сгорания, мето­
дику расчета которой мы здесь и изложим. Поэтому, повышая мощность в
каждом отдельном случае, необходимо, помимо выполнения поверочного
расчета, осуществить экспериментальную проверку, данные которой смогут
дать ответ на вопрос о допустимости значительного повышения тепловой
напряженности чугунных поршней.
Оценка способов повышения мощности дизелей применительно
к судовым установкам речного флота
Как было уже указано, существуют следующие способы повышения мощ­
ности четырехтактных двигателей:
1) повышением числа оборотов,
2) обогащением рабочей смеси,
3) повышением мощности дозарядкой рабочего цилиндра через щели,
4) наддувом двигателя с механическим приводом нагнетателя,
5) повышением мощности двигателя путем инерционного наддува,
6) наддувом газотурбинным агрегатом, работающими отходящими из двига­
теля газами,
7) применением промежуточного охлаждения наддувочного воздуха.
Первый из этих способов может дать повышение мощности не более
10—15% и при том требует предварительного расчета на прочность ходо­
вых частей двигателя и режима работы подшипников, но никаких переделок
двигателя не требует.
Второй способ может дадь в таких же пределах увеличение мощности,
но требует экспериментирования для нахождения оптимального качества рас-
пыливания и подбора новой топливной аппаратуры.
Третий—может дать увеличение мощности почти на 25%, но требует
капитальной переделки двигателя, снабжение двигателя особыми окнами
в нижней части цилиндра, автоматическими клапанами на этих окнах и
установки компрессора для подачи сжатого воздуха для дозарядки цилиндра.
Четвертый способ может дать практически повышение мощности до 30—
60%, но требует специальных компрессоров и установки привода к ним от
3*
35

двигателя, к тому же его применение связано с потерей части мощности на
ппиведение в движение компрессора.
Петый способ может дать повышение мощности до 35%, но эффективен
только при нормальном числе оборотов двигателя. Для его осуществления не­
обходимо заменить всасывающие кулачные шайбы новыми с иным профилем
кулачка, заменить плунжера и втулки топливных насосов—другими, боль-
щего диаметра, обеспечивающими получение повышенной мощности, заменить
общий всасывающий коллектор отдельными всасывающими трубами, присо­
единяемыми непосредственно к крышкам цилиндра. Необходимость подвести
всасывающие трубы без резких изломов прямо к крышкам двигателя иногда
потребует замены выхлопного коллектора.
Шестой способ может дать повышение мощности до 55% и требует не­
значительных переделок в самом двигателе, ограничивая мероприятия по
замене плунжеров и втулок топливных насосов, замену кулачных шайб
впускных и выпускных клапанов с новым газораспределением. Кроме того
он требует установки газотурбинного агрегата, подвода к нему выхлопных
труб от цилиндров двигателя, вывода выхлопа из турбины наружу и про­
кладки трубопровода от компрессора к всасывающему коллектору. Особым
преимуществом этого метода является автоматичность его приспособления
к переменному режиму работы двигателя. Этот метод целесообразно приме­
нять при сочетании газовой турбины с осевым или винтовым компрессором,
дающим более высокий к. п. д ., но он будет весьма
эффективным также и
при наличии центробежного компрессора.
Седьмой способ целесообразно применять только в сочетании с 4 или
6 методами наддува. Применение промежуточного охлаждения может дать
повышение мощности на 5—7% и такое же уменьшение удельного расхода
топлива.
Таким образом, наиболее целесообразными методами повышения мощности
двигателей в условиях установок речных теплоходов является сочетание 6 и
7 методов, т. е. применение наддува газотурбинным агрегатом в сочетании
с промежуточным охлаждением наддувочного воздуха. Создание таких над­
дувочных агрегатов позволит обслужить однотипные двигатели по мощности,
независимо от их конструктивного выполнения одним и тем же наддувочным
и холодильным агрегатом, что удешевит весь процесс внедрениі такого над­
дува на суда речного флота.
Для осуществления этого необходимо провести следующие мероприятия:
1. Установить такой агрегат с промежуточным холодильником на типич­
ном судовом двигателе в лабораторных условиях, провести полные испыта­
ния его и установить оптимальные фазы распределения.
2. Выполнить проверочные расчеты как этого двигателя, так и других
двигателей, на которых предполагается установить такие наддувочные
системы для установления пределов допустимого повышения цилиндровой
мощности при неохлаждаемом чугунном поршне.
3. Обеспечить изготовление наддувочных агрегатов и холодильников на
дизелестроительных заводах.
Вторым методом повышения мощности двигателей, применимым в усло­
виях речного флота, является инерционный наддув. Этот метод является
наиболее простым и может быть полностью изготовлен на заводах МРФ.
Единственным препятствием к его осуществлению может явиться невозмож­
ность размещения на теплоходах с малыми размерами машинного помеще­
ния длинных всасывающих труб.
ра^ля 8иедРения инерционного наддува необходимо провести следующую
1) Осуществить этот метод на главных двигателях одного из винтовых,
лучше буксирных теплоходов. После этого провести подробные испыта-
36

ния и путем наблюдения за работой в период навигации изучить эксплоа-
танионные свойства работы двигателей с наддувом.
2) В лабораторных условиях поставить эксперимент для получения мате­
риалов к составлению методики расчета инерционного наддува.
3) Одновременно с этим необходимо продолжить работы по исследованию
теплонапряженности чугунных поршней и установлению условий возможного
повышения цилиндровой мощности при оставлении на двигателях чугунных
поршней.
В настоящее время на речном флоте имеются следующие типы судов
с дизельными установками:
, 1) товаро-пассажирские теплоходы
—
винтовые,
2) буксирные теплоходы—винтовые,
3) буксирные теплоходы — колесные,
4) сухогрузные самоходные суда — винтовые,
5) электростанции с дизельными установками на судоремонтных заводах.
На всех этих установках повышение мощности путем наддува может
быть осуществлено одним из вышеуказанных способов; при этом у бук­
сирных теплоходов повысится тяга, а у пассажирских — скорость хода.
Инерционный наддув может быть с успехом применен как на буксирных
товаро-пассажирских, так и сухогрузных самоходных судах, но особенно удобно
и целесообразно применение его на стационарных дизельных установках, так
как эти двигатели работают при одном и том же числе оборотов.

Инж. В. Ц. БЕРНАТОВИЧ
УРАВНЕНИЕ СРЕДНЕГО ИНДИКАТОРНОГО ДАВЛЕНИЯ
ДЛЯ НАКЛОННЫХ СУДОВЫХ ПАРОВЫХ МАШИН
При проектировании паровых машин или при установке построенных
машин для работы в различных условиях—необходимо знать индикаторную
мощность, которую может развить машина в зависимости от степени напол­
нения ЦВД и числа оборотов вала в минуту.
Одним из обычных способов является построение совокупной теоретиче­
ской индикаторной диаграммы и определение по ней среднего индикаторного
давления.
Индикаторная мощность машины выражается уравнением:
Д\- =АріПи.л.с.,
где: А—постоянная данной машины, зависящая от ее основных размеров,
Рі—среднее индикаторное давление, кг/см2,
и—число оборотов вала машины в минуту.
Таким образом, при известном числе оборотов машины, определение ее
индикаторной мощности сводится прежде всего к определению среднего
индикаторного давления —р,.
При практическом проектировании для определения среднего теоретиче­
ского индикаторного давления pt нет необходимости в обязательном построе­
нии и подсчете ряда совокупных диаграмм, так как площадь этих диаграмм,
так же как и среднее теоретическое индикаторное давление pt могут быть
подсчитаны аналитически.
При рассмотрении упрощенного (вспомогательного) цикла совокупная
диаграмма строится без учета вредных пространств и сжатия, кривая расши­
рения идет по закону pv = const, а давление выпуска в конденсатор прини­
мается равным нулю.
Обозначим через:
рк— давление пара в котле, ата,
у —объем ЦНД машины (рабочий),
€—степень наполнения ЦВД в проц, от объема ЦНД,
ѵ^еи — объем пара, впущенного в ЦВД до момента отсечки,
Ьс — кривая расширения пара; построена как гипербола, по уравнению
рѵ = const.
Работа пара L, изображенная на диаграмме рис. 1, равняется площади
этой диаграммы:
V
£ = Ь14-£2=пл. Ьс(оЬ + пл. cdefc ■» ркуі+ у pdv
Так как по уравнению гиперболы из рис. 1 следует, что
Рх•х =рѵ =pKvt=const
38

го
ЛА
X
Для точки е объем = и и, следовательно:
ѵ
V
* PKUl
V
ах = ркѵ1 [In x]„l = pKv1ln —
VI
Vi
1
Путем дальнейших преобразований получаем
+ L2 =ркиг +рки1\п
(1 4-In -£ -)
__
иі
\
ui/
Из рис. 1 следует, что
L
Р‘=—
и
ЛА
и
L
V
Подставляя е в предыдущее уравнение, получим окончательно:
Рі=рке(14-іп4-) =рке(1+2,3lg
= рк0
\
С>9
\с!
Для упрощения вычислений в справочниках приводятся готовые таблицы
коэфициента
Pt
f
/J=-^=++2,31g£
e
Но так как действительный процесс в паровой машине отличается от теоре­
тического, то для определения действительного среднего индикаторного давле­
ния рі по построенной по упрощенному циклу диаграмме вводится поправоч­
ный коэфициент, так называемый коэфициент полноты а и при этом
будет:
рі=аРь
если же пар перегретый, то вводится еще и поправка на перегрев пара <т
и тогда:
Pi — apta=a^pka
(1)
где: рі кг/см2—среднее индикаторное давление;
а —коэфициент полноты;
pt=ppK—теоретическое среднее индикаторное давление;
рк — котельное давление пара в ата;
£=
+1п-^) =е(1+2,3 lg 1
е
£ —степень наполнения, отнесенная к ЦНД, т. е. при отношении
рабочих объемов цилиндров
где £х—степень наполнения ЦВД в проц, от хода поршня;
а—поправка на перегрев пара.
Значения fi можно брать из таблиц, помещаемых в соответствующих спра­
вочниках.
Значения для <г, скорректированные для наклонных машин, см. ниже _
в табл. 3 или по графику на рис. 4.
39

Коэфициенты ? и о, входящие в уравнение (1), определяются в зависимо­
сти первый-от степени наполнения е, а второй-от перегрева пара. Что
касается коэфициента полноты а, то для наклонных машин колесных парохо-
дов даются пределы:
а=0,5 до 0,65
А
Рис. 1.
1—
1N
? о-4
■* г—
ГІІІ
и--
и
•е
о
основу, либо — к циклу
При правильно выбранном коэфициенте полноты а такой способ опреде­
ления проектной обшей мощности машины имеет несомненные преимущества
перед другими методами. Для построения объемной диаграммы Шретера
необходимо знать не только степень наполнения ЦВД, но и все остальные
фазы парораспределения обоих цилиндров. Для определения действительного
рі требуется введение поправочного коэфициента полноты для каждого
цилиндра, величина которого разными авторами трактуется по-разному,
и кроме того не учитывает влияния изменения
средней скорости поршня в зависимости от режи­
ма работы машины.
Построение кривой для рі в зависимости от
степени наполнения ЦВД по уравнению Рі = afipK0,
имея преимущество своей простоты, может дать
о' довольно точные результаты, если коэфициент а
будет выбран правильно и в то же время ошибка
в выборе его величины может привести к расхож­
дению в подсчете р,, а следовательно—и в мощ­
ности машины, до 20—25°/0. Ряд исследователей,
приводя значения ко-фициента полноты, относят
его либо к упрощенному циклу, принятому за
с учетом противодавления выпуска р2.
В отношении величины коэфициента полноты а (£, к—в обозначениях
различных авторов) в технической литературе по паровым машинам нет доста­
точно определенных указаний. Так например, В. А. Аничков („Морские паро­
вые машины") указывает: „Коэфициент полноты представляет собой величину
в достаточной степени неопределенную и не поддающуюся теоретическому
расчету" и далее говорит о том, что его величину можно определить только
опытным путем, по данным испытаний построенных машин, сходных с проек­
тируемой машиной.
В „Справочнике по судостроению" (т. 7, ч. 2, табл. 6) для наклонных
машин двойного расширения колесных пароходов с числом оборотов от 25
до 55 в минуту дается значение а = 0,65 4- 0,55, отнесенное к упрощенному
циклу.
В практике наших конструкторских бюро при проектировании паровой
машины обычно принимают некоторое среднее значение коэфициента а и затем
строят проектный график среднего индикаторного давления и графики мощ­
ностей машины в зависимости от изменения наполнения ЦВД и числа оборо­
тов п при постоянном а. При этом зависимость Лг,- от п выразится прямой
линией.
В действительности же это не так. Особенно заметное расхождение полу­
чается именно для речных машин, у которых диапазон изменения числа
оборотов и степени наполнения ЦВД в процентном отношении шире, чем
у машин морских пароходов. Наши отечественные наклонные клапанные
машины, установленные на буксирных пароходах, работают при буксировке
ro На числах оборотов около 20 в минуту, а иногда и того менее, до
^0 оборотов в минуту. Как мы видим, диапазон оборотов при этом
меняется до 250%, а степень наполнения ЦВД —в пределах от 30 до 70%.
В этих условиях значение коэфициента полноты должно колебаться
в широких пределах и правильный выбор его величины имеет существенное
40

значение в каждом конкретном случае для правильного определения проектной
мощности паровой машины. Из формул, которые связывали бы изменение
значения коэфициента полноты с изменением средней скорости поршня машины
нам известны: 1) предложенная П. Г. Руфановым („Судовые паровые машины
и турбины", изд. 1947 г.)
а— ]----------L——-
0,45+ /«
где п = 0,26 — 0,29 в зависимости от конструкции парораспределения,
Ст м/сек—средняя скорость поршня,
е — степень наполнения ЦВД в долях хода поршня,
и 2) формула, предложенная К. Н . Шимко („Упрощенные методы обработки
испытаний речных судов", изд. 1938 г.):
а) для машин с отсечным золотником: а»^ ’25(1—1пе)(1—0,048Сш)
б) для машин без отсечных золотников: а =/?рк€0,7° (1 — Іи е)(1 —0,048
где р — так называемая характеристика парораспределения, имеющая для машин
первого типа значение около 0,39 4-0,40, для второго типа—около 1,0.
Остальные буквенные обозначения соответствуют приводимым выше.
Если заняться анализом причин, влияющих на а, то прежде всего следует
отсеять те из них, которые вызываются ненормальностями временного харак­
тера. Таковы, например, прикрывание пускового вентиля машины, повышен­
ные пропуски пара через неплотности в сальниках и органах парораспреде­
ления, расстройство парораспределения, ненормальные величины сжатия или
выпуска и т. п.
Затем следует исключить причины, влияние которых на среднее индика­
торное давление должно учитываться другими коэфициентами. К этому раз­
ряду следует отнести изменения: 1) давления пара в котле, 2) степени напол­
нения ЦВД машины и 3) величины вакуума.
Тогда для охвата коэфициентом а останутся только те причины, которые
вызывают постоянное отклонение действительной индикаторной диаграммы от
теоретической, а также влияние конструкции машины и изменения числа
оборотов (средней скорости поршня) машины. Это последнее отражается
на падении давления пара, как на пути от котла до машины, так и в самой
машине, и на изменении условий теплообмена между паром и стенками
цилиндров и органов парораспределения машины. И, наконец, влияние изме­
нения средней скорости поршня также следует учесть отдельным коэфициен­
том. Кроме того, с увеличением степени наполнения коэфициент полноты
по мнению, например, М. Б . Лампси— уменьшается, а по мнению П. Г. Ру -
фанова — наоборот, увеличивается, что и < тражено в его вышеприведенной
формуле. К. Н. Шимко, в свою очередь, полагает, что с увеличением степени
наполнения ЦВД коэфициент полноты увеличивается в машинах, не имеющих
отсечных золотников, а для машин их имеющих—уменьшается.
Для определения величины коэфициента полноты а нужно, по мнению
автора данной статьи, прежде всего установить какую то определенную
исходную точку для возможности сравнения данных испытаний, полученных
при различных скоростях поршня (числа оборотов машины).
Такой точкой может быть условное „нулевое" число оборотов. При этом
станови.ся возможным установление более определенного способа вычисления
среднего индикаторного давления с учетом влияния изменения числа оборотов
(средней скорости поршня) машины.
В данном статье, на основе анализа испытаний современных стандартных
клапанных речных паровых машин колесных пароходов, предлагается метод
составления такого уравнения.
Испытания проведены на серии наклонных двухцилиндровых паровых машин,
41

компаунд, с клапанным парораспределением типа Ленца. Эти машины имеют
£Ле Диаметр ЦВД-525 диаметр ЦНД-1100 мм, ход поршня-1200 мм.
Диаметр штока ЦВД и ЦНД 115 мм (контр-штоков нет).
Отношение объемов цилиндров ВД и НД=1 :4,56 — т .
Постоянная мощности машины Д = 5,038.
Объем ресивера Ѵрес = 0,5б ѴцВД
Вредное пространство ЦВД = 0,05 Ѵцвд.
Вредное пространство ЦНД =0,045 ѴцНД.
Нормальное давление пара в котле рк=16 ата.
Проектная мощность машины Д7І- = 4ОО и. л. с. при п = 29 об/мин.
я ецвд = 50%.
Нормальный вакуум W = 608 мм рт. ст . =80%.
Котел водотрубный, трехбарабанный, снабженный двухсторонним паро­
перегревателем.
Испытания проводились на следующих параметрах:
рк= 16 —15 ата.
Температура перегретого пара у котла /пп = 2504-340 °C.
Температура перегретого пара у машины /Пп = 240--330 °C.
Число оборотов в минуту от л =12 (на швартовых), до л = 46 (легкачем).
Степень наполнения ЦВД, отнесенная к ЦНД, £eznex = 5,48 до 15,35%
или степень наполнения ЦВД ех = от 23% до 70%.
Вакуум от 630 до 420 мм рт. ст.
Испытания производились на буксирных пароходах при работе на швар­
товых и без нагрузки. Систематические замеры велись на наполнениях ЦВД
q=35, 50, 60 и70%.
Из уравнения Рі = аарі = ааррк видим, что входящая в него величина рк
замеряется при испытании.
Величину а берем по кривой на рис. 4 или из табл. 3 (см. ниже).
Температура перегретого пара у машины замеряется во время испытания.
Температуру перегрева At для нахождения величины а получим из урав­
нения J/ = /nn — /нп. Для рк=1б ата температура насыщенного пара
/нп = 200,4 °C.
Степень наполнения ЦВД £цВД = £і (в проц, хода поршня) определяется
по индикаторным диаграммам, снятым во время испытаний. Общая степень
наполнения, отнесенная к ЦНД, в данном случае равна:
1
е=те. =
1
4,56 €і
Из таблиц (приводимых в справочниках) для каждой степени наполнения
определяется £ = е (1 -f-2,3 lg —V
Таким образом, в итоге по данным испытаний мы можем вычислить рь
а и р( = /?рк, после чего из уравнения (1) получим, что коэфициент полноты
табл. 1 в графах 1—10 приведены записи результатов испытания
400-сильного буксирного парохода No 17. Испытание за No 1 проведено
на швартовых, испытание No 4—без нагрузки. В графах 11 —15 этой же
таблицы произведено вычисление а, р, и коэфициент полноты а.
42

Т
а
б
л
и
ц
а
1
>d
fd —D
HiOHirou -тіифеон
<o
WM
0
,
5
9
5
0
,
5
1
8
0
,
6
4
5
0
,
5
3
2
0
,
6
5
5
0
,
5
4
9
~
~
~
.
0
,
6
3
7
0
,
5
4
9
*dDtf=id
•наігавя -яияни
•xadoax ’Htfadj
wm
Iсмco
О©
1
"4
•»
CO CM
Oi©
00 co
Q,О
1юю"
5
,
8
5
5
,
6
6
d -diadau
вн вяавгіноц
CO
zr CM
d>©
o" o'
оо
°q oo
o‘ o'
Оо
00 00
o' о*
оX
о*4 о'
0
(-у §і£'г+і)з Ы |
0
,
2
0
0
0
,
2
0
0
0
,
2
7
4
0
,
2
7
4
см см
ЮЮ
со со
■*
>
оо
0
,
3
9
8
0
,
3
9
8
% ‘01*3 =3
І/НГі x ’ЯэаиОи
•HirouBH чнаиахэ
*■’ У
и
5
,
0
5
5
,
0
5
O)о
co co
r* r*
ЮЮ
оо
о’ о”
1
3
,
1
5
1
3
,
1
5
1
X
л
4
X
EX
bxb **d
аинэиавя
о1
я
0
,
2
1
0
,
1
7
1
CMо
<44
ОоI
0
,
2
1
0
,
1
7
см
о*4 о'
о
Ю■CO
©X
00X
00
CM
—
00
CM—
©
co
о
оc;
оX
CQ
*xo *xd ww
Ж и/ХЛява
8иэ/ля ‘ Ѵ йнп
я *audu ’нэігаві/
•яни •нігагіэ
э ‘if tf/>j *mew
•н Гпоі ѵ ’яиігни
•HHW/pO ‘u
aoxodogo оігэир^
Эс <UU/
ічнитвмг Л BdBu
• dxadau ’uwai
bib <я<7 эігюя a
BdBu эинаиавП*
% ‘’э Iran
’HifouBH чнаиахэ
BdoWBE 5J\f
КИНВХНЫЭИ o\f
внѵЛэ o\f
ULI ohfo\f
ос
иО
со
03
05
1
6
0
0
6
3
0
5
9
0
6
1
0
1©со
г>
ю
юо
см см‘
1юсо
смX
1со
со’ о’
1юсм
см
см
1г-
г-ю
100см г-' О>'
со
со
1°ю
оо
со г**
СП О)
см см
см см
со СО
СО СОнИ
1СО
104
2
3
3
5
3
5
1
см
1
оі
■1
11
11
і
1
1
1
1
і
11
I
1
Г*
1
г*
1
г*
СМ
со xf
СО со
ю
CM
ю
00
CM.
co"
CO
cm’
Юco
о©
©©
см см
CM
см
СМ
ю
ОCO
co co
©
О©
О©
СО©
СО •"И
Г-
со со
X
■ч
осм
•^г X
тГо
40 X•ч
СО со
см
СО
ю
ю
co *o
if? »O
CM
юо
г*©
см см
CO co
00
00
о©
©ю
см см
CO <O
00
©
43

и, табл 1 видим что при одной и той же степени наполнения коэфи­
циент полноты колеблется от 0,518 до 0,655 при изменении числа оборотов
17 7 до 45 5 в минуту. Это лишний раз говорит о том, что неточный
выбор коэфициента 0 при расчетах может привести к значительной ошибке
в определении мощности машины.
Тем более недопустимо строить с неизменяющимся а графики мощности
машины в зависимости от степени наполнения ЦВД и числа оборотов.
Характер изменения индикаторных диаграмм в целом при увеличении
числа оборотов можно проследить по приведенным ниже индикаторным
диаграммам испытаний (рис. 2а), по данным которых и составлена табл. 1.
Чтобы выяснить характер измене­
ния рі при увеличении числа оборотов
при неизменной е9 построим график
(рис. 2) поданным граф 3, 6 и 8 табл. 1
для степени наполнения ЦВД е,®
= 23%, 35%, 50%, 60% и 70%.
Линию Рі для каждой степени на­
полнения мы проводим по нанесенным
точкам натурных испытаний. Эти линии
располагаются, как эквидистантные кри­
вые, но с такой незначительной кри­
визной (пои условии постоянного да­
вления пара в котле и р2—в конденса­
торе на всех режимах работы машины
nofo во время испытания), что их без ущер­
ба для практической точности расчета
Рис. 2.
можно заменить средними прямыми.
Из рис. 2 можно вывести заключе­
ние, что падение р1 при увеличении числа оборотов машины происходит
почти под одним и тем же углом к оси абсцисс для всех степеней наполне- .
ния.
Продолжим путем экстраполирования линию Рі до пересечения с осью ор­
динат, что соответствует условному числу оборотов, равному 0 (на графике
эти участки показаны штрихпунктиром).
ГІо полученным для этого состояния значениям рІ9 вычислим коэфициент
а0 и данные сведем в табл. 2 . Величину pt берем из графы 14 табл. 1.
Таблица 2
«1
23
35
50
60
71
2,25
2,95
3,82
4,40
4,77
Рі
3,00
3,90
5,01
5,75
6,32
«о
1
0,75
0,756
0,76
О.^бб
0,755
При условном числе оборотов п =0, коэфициент полноты а0 близок
в среднем к 0,76 для всех степеней наполнения ЦВД от 23 до 71%, Если
же еще внести поправку на то, что при работе на швартовых вакуум дер-
44

жался на уровне 590—600 мм рт. ст ., а при ходе легкачем — 620—630 мм
рт. ст . (табл. 1) и отнести это к проектному вакууму 608 мм, то следует
ожидать на графике ^рис. 2) несколько высшего, хотя и незначительно, рі.
«отнесенного к л=0. Поэтому мы можем считать, что при П~0 a$ — 0t77.
Рис.
Х<»No 14» 2 и 8 — соответствуют испытаниям на швартовых
(испытания No 1); NoNo 1» 4 и И — соответствуют испытанию
без нагрузки — легкачем (испытания No 4)«
Средний тангенс угла наклона линий р{ к оси абсцисс весьма близок
к 0,28, что, при принятом на графике (рис. 2) масштабе, означает падение сред­
него индикаторного давления на 0,028 кг/см2 на 1 оборот машины в минуту.
На основании этого можно составить следующее уравнение для рі с по­
правкой на изменение числа оборотов (средней скорости поршня):
Рі = (0,77 fiapK —0,028 л) кг/см2
(2)
45

или, относя поправку к средней скорости поршня:
Рі = 0,77^-0,028 ±^ = 0,77^-0,7 Ст
(2а>
где: Ст = % м/сек., а ход поршня Н= 1,2 м.
Приложение этого уравнения к проверке рі, полученного на испытаниях
ряда машин этой серии дает довольно точные результаты для степеней на­
полнения ЦВД от 25 до 70% при числе оборотов от 14 до 46 в ми­
нуту.
При проведении испытаний парораспределение машины должно быть хо­
рошо отрегулировано.
Испытание нужно вести на установившемся режиме, во избежание слу­
чайных отклонений в результатах, по своей природе не характерных для.
машины в условиях устойчивого режима. Необходимо обратить внимание на
тщательное выполнение всех замеров вообще и температуры перегретого
пара у машины в частности. Для самоконтроля следует замерять также и
температуру перегретого пара у котла после пароперегревателя. Вакуум
в холодильнике предполагается нормальный, т. е. около 608 мм рт. ст . =80%.
Если в вакууме по каким-либо причинам будут отклонения устойчивого ха­
рактера в ту или другую сторону, то для получения сравнимых результатов
в уравнение (2) нужно еще внести поправку на вакуум.
Влияние изменения вакуума на величину среднего индикаторного давле­
ния обычно предлагают учитывать уменьшением величины среднего теорети­
ческого индикаторного давления pt на величину давления выпуска в конден­
сатор р2. Это было бы справедливо, если бы выпуск в холодильник проис­
ходил на протяжении всего хода поршня. В действительности же при изме­
нении кулисою степени наполнения ЦВД (и одновременно ЦНД) ме­
няются также и все остальные фазы парораспределения. Так например, в рас­
сматриваемом нами случае (парораспределение Ленца с кулисою Клуга) при
увеличении £цвд выпуск из ЦНД увеличивается, а сжатие уменьшается (см.
приведенные выше индикаторные диаграммы испытания парохода No 17).
Поэтому влияние изменения величины р2 на pt связано отчасти с фазами
парораспределения и вообще носит довольно сложный характер. Результаты
исследования влияния изменения величины р2 на среднее индикаторное давле­
ние можно выразить приведенной ниже формулой, связанной со степенью*
наполнения ЦВД, как фактором, имеющим основное значение в расчетах, и,
кроме того, легко определяемым по индикаторным диаграммам.
В нормально работающей машинной установке парохода вакуум держится
обычно на одном уровне на всех режимах.
Для наклонных паровых машин удовлетворительные результаты дает по­
правка на вакуум следующего вида:
^=(р2_0,2)^ = (р2_0,2)^ш
С1
с
где: р2—противодавление в холодильнике, наблюдаемое при испытании, а
0,2 нормальное противодавление, соответствующее вакууму 80%, при ко­
тором определялся коэфициент а0. £1 = ~- = 4,5бв — степень наполнения ЦВД
в проц, хода поршня; т —отношение объемов цилиндров ВД и НД; в на­
шем случае т=\ :4,56.
Если не принимать во внимание колебаний атмосферного давления, то
^2
760 ата’
— показ ан ия
вакууметра в мм рт. ст.
46

Таким образом, с применением поправки на вакуум уравнение (2а) вы­
разится:
Рі = Q,llpapK —0,7Ст (р2 -0,2)^
(3)
С
Если обозначить коэфициент при первом одночлене (в данном случае
0,77) через а0, коэфициент при числе оборотов — через дѵ и поправку на
вакуум — через д, то уравнение для pf в общей форме примет вид:
Рі = ао^аРк —д1п—&= ао0арк —6Ст—&
(4)
Когда противодавление в холодильнике р2 меньше 0,2, то знак „ —“
перед $ после алгебраических преобразований превращается в „ + “ и по­
правка на вакуум увеличивает ph Поправка на вакуум может применяться при
значениях р2 в пределах от 0,4 до 0,15 ата, то-есть при вакууме от 450 до
650 мм рт. ст.
Дальнейшее повышение вакуума сверх 650 мм почти не оказывает влияния
на увеличение рІ9 так как возрастание потерь от скорости пара в выпуск­
ных окнах и каналах ЦНД паровой машины из-за увеличения удельного
объема пара, а также возрастание потерь от начальной конденсации, вслед­
ствие понижения температуры пара и повышения степени его влажности,
ставит предел увеличению рі за счет повышения вакуума.
Из табл. 2 видим, что для а0 получаются практически одинаковые зна­
чения при любой сгепени наполнения.
В то же время абсолютная величина поправки на скорость поршня 6Ст
(уравнение 4), учитывающая влияние Ст на рІ9 одинакова в одной и той же
машине для любого наполнения при неизменном числе оборотов, но резуль-
дС
тат ее отношения к среднему индикаторному давлению, т. е. ----- ум е нь ша ет с я
при возрастании pif которое, конечно, растет с увеличением степени напол­
нения ЦВД.
Это обстоятельство и могло вызвать предположение о влиянии степени
наполнения на коэфициент а в том случае, когда он объединяет в себе влия­
ние как Ст, так и ех.
Отношение рі теоретического» вычисленного по уравнению (3), к фактиче­
скому рі машины, полученному автором при обработке материалов испыта­
ний, в большинстве случаев дает отклонение не более ±2%, что вполне
достаточно для расчетных и практических целей и лежит в пределах точности
замеров при испытаниях.
Для сопоставления результатов, получающихся при применении постоян­
ного коэфициента полноты а, и при пользовании уравнением (3) — на рис. 3
построен график мощности машины в зависимости от степени наполнения
ЦВД и числа оборотов в минуту. Сплошными линиями показаны кривые ин­
дикаторных мощностей, построенные по уравнению (3) или, вернее — по -
уравнению (2), так как вакуум принят равным 608 мм рт. ст . и поэтому
поправка на вакуум # равна нулю. Пунктирными же линиями обозначены
мощности, подсчитанные при неизменном коэфициенте а = 0,55, как это
было принято при проектировании машины.
Вводя специальную поправку, связанную со средней скоростью поршня,
мы освобождаем от этого влияния коэфициент а и поэтому пределы его ко­
лебаний для различных типов машин должны сузиться.
Прилагая уравнение (4) к определению среднего индикаторного давления
в золотниковых машинах двойного и тройного расширения и сравнивая ре­
зультаты с данными испытаний, автор получил следующее значение для коэ-
фициентов а0 и <5 (при отклонении р,, вычисляемого по указанному уравне-
47

НИЮ, от Pi фактического, полученного на испытаниях, до±2°/0(см. табл . 5).
Рі = 0,75 рарк -0,7 Ст
(5)
т е коэфициент
изменился незначительно, а коэфициент <5 при Ст
остался без изменения.
Коэфициент дСт нужно рассматривать не только как поправку на коэ­
фициент полноты индикаторной диаграммы в зависимости от средней скорости
поршня. Его значение несколько шире .
Рис. 3.
Принято: рк= 16 ата, tnn = 290° С;, а=0,89, « = 0,55; 0=е (1 +2,3 lg
j;
. =me
-
£цвд •
в-теЦВд _
-45б ,
р4 = 0,2 ата, п — число оборотов в мин. (вакуум = 608 мм рт. ст.)
АР^=5,033І^пил.с.
На коэфициент полноты а влияет, в основном, торможение пара в окнах
золотникового зеркала или в щелях клапанов, потери от теплообмена пара
и неустранимые утечки пара. К этому можно еще добавить (если взять за
исходное давление пара в котле) потери в паропроводе от котла до
машины. Остальные причины учитываются другими коэфициентами.
ри принятом условном лнулевом" числе оборотов а0 потери от тормо-
мрНИЯ ПаРа
наименьшими, в тоже время—потери от теплообмена
обме^ паРом и стенками цилиндров будут наибольшими. Потери от тепло-
зависят также от параметров состояния пара, что учитывается отчасти
коэфициентами рК и а.
Совокупное влияние
48
перечисленных выше причин определяет величину

коэфициента а0 = 0,754-0,77. С увеличением числи оборотов машины (т. е.
с возрастанием средней скорости поршня) потери от торможения пара уве­
личиваются, а потери от теплообмена — уменьшаются . Одновременное влия­
ние на рі этих причин (противоположных по з <аку) вместе с другими причи­
нами приводит к тому, что, как выяснено нами выше, изменение рі с увеличением
■числа оборотов (при прочих неизменных параметрах) идет практически по
прямой линии и коэфициент д при Ст может быть выражен через тангенс
угла наклона этой линии (см. рис . 2 и уравнение 2-а), что и придает
практический интерес этому уравнению.
Резюмируя сказанное выше, приходим к следующему.
Уравнение среднего индикаторного давления для речных судовых машин
колесных пароходов может быть выражено в следующем виде (при ваку­
уме 608 мм рт. ст., т. е. = 80% или р2=0,2 ата):
Рі = а0@аРк —
= (0,75 -Г0,77) fiapK —0,7 • Ст
(б)
где: рі — среднее индикаторное давление в кг/сма;
а0 = 0,75 4-0,77 соответственно для золотниковых и для клапанных
машин.
/?»e(l + 2,31gl),
где: е = Егт— степень наполнения ЦВД, отнесенная к ЦНД в процентах хода
поршня;
— степень
наполнения ЦВД в проц, хода поршня;
т—отношение объемов цилиндров .
Для вычисления 0 имеются таблицы в руководствах по паровым машинам
и в соответствующих разделах справочников. При отсутствии таблиц р можно
вычислять по формуле проф. Лампси:
= 0,522+^^ (обозначение см. выше),
€1 -f-
рк — ата —давление пара в котле;
<5=0,7;
Ст—средняя скорость поршня в м/сек., причем
г —HfL
~ЧП>
гдеН—ходпоршнявмип
— чи сло оборотов машины в минуту;
а— поправка на перегрев пара.
Некоторые авторы (Голынский) при определении <т учитывают также
влияние степени расширения пара в цилиндре машины, большинство же (Анич­
ков, Стриж, Руфанов, „Справочник по судостроению") применяют о, как
поправку, зависящую только от степени перегрева d/ = /nn—/нп, без услож­
нения ее влиянием других факторов.
С нашей точки зрения целесообразно именно последнее применение <7,
тем более, что влияние степени расширения пара (зависящей от степени на­
полнения ЦВД—elf и отношения объема ЦВД к ЦНД—т) учитывается
отчасти в коэфициентах 0 и # уравнения (4).
Кроме того колебания общей степени расширения — для наклонных ма­
шин, как золотниковых, так и клапанных, укладываются в пределы
Л=1 =б4-13
е
при изменении степени наполнения ЦВД у золотниковых машин от 50 до
70%, а у клапанных машин от 35 до 70%. Данные же табл. 3 проверены
4 ЦНИИРФ. Сборник No2»
49

при степени расширения А = f = 9 (ецвд = 50% и /л==1 :4,56), то-есть, яв-
пяясь средними для приведенных выше пределов колебания А =6 4- 13, могут
применяться без дополнительных усложнений поправками на влияние степени
расширения пара в машине.
Температура перегретого пара /пп берется по замерам у пускового вен-*
тиля машины. Перегрев пара J/ = /nn Лшс. п . в °C.
Таблица 3
At
02030405060708090100ПО120130150
о 1,о 0,99 0,98 0,97 0,96 0,95 0,93
к
0,91 0,89 0,88 0,87 0,86 0,85 0,84
Величину о можно определять также по графику, приведенному ниже
на рис. 4.
Уравнение (6) определено для работы на вакууме 80% (р2 = 0,2 ата).
При временных отклонениях от этого вакуума, с целью приведения дан­
ных испытаний к единым параметрам, нужно вводить поправку на вакуум #
(см. уравнение 4).
Рис. 4. Значение коэфициента ст=
,
Рі нас
Если же вакуум отклоняется в значительной степени от 80% и это от­
клонение имеет постоянный характер (например, машины, работающие на
выхлоп), то для этих условий следует опытным путем установить величину
коэфициента а0.
В табл. 4 и 5 приведены результаты обработки материалов испытаний
различных машин (клапанной и золотниковых) и для сравнения даны значе­
ния р,, вычисленные по уравнению (4).
Описанный метод вполне применим к определению значений а0 и д для
любой паровой машины.
Желательно, чтобы конструкторские бюро, проектирующие судовые
паровые машины, а также и отделы теплотехники пароходств обработали
в указанном направлении имеющийся у них материал испытаний по разным
типам паровых машин и опубликовали его.
Это даст возможность сделать более обобщающие выводы и уточнить,
в свою очередь, некоторые вопросы проектирования и эксплоатации паро­
вых машин.
50

Поясним способ применения вышеприведе иного уравнения на конкретных
примерах.
Пример 1. Имеется клапанная паровая машина двойного расширения
с основными размерами:
диаметр ЦВД Ьв = 520 мм; диаметр ЦНД Z)H = 1100 мм; ход поршня S = 1200 мм,
диаметр штока = 115 мм.
Контрштока нет. Давление пара в котле/?к= 16 ата; температура лара
у пускового вентиля машины /Пп = 290° С. Давление в холодильнике р2 = 0,2 ата
(вакуум = 80%).
Требуется: а) определить мощность, которую разовьет машина при
^=40% и при п = 30 об/мин;
б) определить степень наполнения ЦВД необходимую для получения
мощности 500 и. л. с . при п = 41 об/мин.
Постоянная машины
(nD2 nd* \
/
1J\
(
) 5 0,785 (110а— -44 1,2
л=4
4,2
—
1______ 4,2 / — 5 Озе
30-75
“
30 75
—
э,ѵоо.
Отношение объемов цилиндров:
(среднее для обеих полостей)
а) Степень наполнения ЦВД ^ = 40%, отнесенная к ЦНД, будет:
40о
£=£1,П =4^6 =8’76-
Из справочной таблицы1 находим, что для £ = 8,76
£=0,301.
Температура насыщенного пара при 16 ата /нп=200,3°С.
Поправка на перегрев
At =/пп -/нп= 290—200=90°С.
Из табл. 3 данной статьи находим, что для d/ = 90°C
о* =0,89.
Средняя скорость поршня при л = 30 об/мин
Р Sn 1,2-30
.
о
С^==30 = ~30“ = ,’2 м/сек.
Среднее индикаторное давление (см. уравнение 3)
Рі= 0,77 /Зар, -0,7 Cm - (р2 -0,2) —0.
fl
Так как ро=0,2, то поправка на вакуум (#) равна нулю и
Рі = O,77fiapK- 0,7Cm =0,77-0,301.0,89-16-0,7-1,2=2,47 кг/см2
и мощность машины будет:
Ni = Apin = 5,038-2,47.30 = 373 и. л. с .
1 „Справочник по судостроению" т. 7, ч. 2, стр. 14, табл. 5 .
4*
51

Т
а
б
л
и
ц
а
4
1 0/ мхеф—!d
ор
1/0“
".
1
*іэдоэі — !d
1
ЭИНЭГЖОХЭВсІ
00
+7
Lwo/jx -ladoai fd t-
е
'
г
о
чи
0
,
3
8
4
-
0
,
1
3
1
w 830*0 =
J
=нІр = шэГ0 uO
ю—
СО©
©'о
чи
XЭД
ч^р
сч'сч'
P
P
K
co
оо еч
со сч
со" со'
ъ
al
ЧЧ
о-сч
©©
оо"
<3tX
W4
0
,
2
0
8
0
,
2
0
1
%17НПН ‘ээніоэ о ©О'
СЧС
©К"
)>
Г
зКэ/jx ьиіяеф ld О
со сч
г-©
-
S
W4 івц
Эотпвм X’u ’dau /
00
■
Око
коеч сч
*хэ ‘idимді г»
Ро
Ч00
КО <0
•о'it*и?дгсо
о
<хс
гсо
7—Г
>ко
-сч
hhw/qo u *о
1
2
,
5
3
2
,
7
1
1
-
1
1
1
s
1
No
с
у
д
н
а
,
1
a
1
No
и
с
п
ы
т
а
-
1
J
I
н
и
я
,
No
з
а
-
c
|
п
и
с
и
x
g
S
1
°
“
J
X
I
U
«
C
i
.
м*
со
с*
ч*
1
6
-
1
—
1
1
1
9
4
7
2
4
1
6
1
7
—
4
—
1
1
9
4
7
2
3
1
6
КОР
СЧ*ч'©
14-
©_р©о©
77++7
р со©'СО©
СЧ © -?сч'©" »-*
1
1+7і
©©
—*©
4-1
©^© ©
сч'©’ —
4-11
ко ко
ЧДЭД
сч’сч'—
оо©СО
рЧ——0-
счсчсососч
ч*©©©«©
©©еч,— рсо
сососо~сососо ©сч©
сч" сч'
чч©
—р©
— СОСО
0
,
0
7
0
,
1
0
0
,
6
0
©©соо-сч
со—р©ч
роо'©сГ
©—<©©©
РРРР"*
©©©'о©‘©'
©
СЧ00СО
—•©»—
—*•
©©©
©
Чч©
сч,© —
©“©"©‘
ОЧО’
’Т©
ОО*o'
счо©©-~
00сч©ко©
©“ —" o'o'о"
счеоь-счоо©
©сч^©сч©сч
©* —Г
о«
счео©
—сч
ч
•4ЪЛ
©©
©ь-
г*сосо
©'—? —
— с?г*
О©о
еосч со"
00со0*©со
рррэд р
со со со**со’ч'
ч*ео—©сч©
сч^ео fr* fr- 0- оо
ч* ч*' ч*' ч** ч* ч**
Ч0-©
эд© ч
сч’ со ч'
СЧ00сч
— со©
сччч"
©©сч
рч^ч
ч'ч ч
©—счсчсч
СО©©©©
©’'© © ©’ко
ечсч ©©©
Р°0-Р©.Р о
© ©’©"©’Г-‘ с*’
эдео©
Р^іР
со"ч"©' сч ©©
©о-о
ЭДЭДсо
обо
— ©0»©СО
©эдэдэд©
©©’©©" ©'
£’"©©©(’••©
0000©000000
©“о'о"©'©*о'
ЭДЭД00
©©©
©©©'
Л©©
©©©
©©©
©'о" ©'
ко
Ч©©
t”0*О’
счсчсч
о о’о*
о-©счг*сч
соч*©©©
сосососоео
© ©"©’©'©■
©©©©
©©СЧСОЧ*ч*
ррррч* Ч’
о ©' ©ОФ©
ь-©
©—сч
счсоч
©*©"о'
©©00
эд©сч
—ео
ч
©"©*©'
©©00
©эдо-
о-'і>г*
со©©©©
о’©‘ ~
«
©©©W»СОсо
счсчч*©©©
6
,
6
5
1
9
,
4
1
1
4
,
5
©©
РоГч'
ч——<
—
©
©^рэдж
сч'сч' —
со©г*-
ч
РР^г01
сч'сч'со' ео* сч'
сч—©еч
р-ір’-. р.Ч*
со"со"со"со"со'со"
1
,
5
8
2
,
3
2
9
6
1
.
1
1
3
,
0
6
3
,
0
8
О0010
©О00
счеоеч
01О00счсч
эд©о©г*
ечсчсосчсч
©©©сч©©
— ©оо©о©
сосчсчсчеосч
©©©
сососо
счсчсч
©©ч
—
©©
счсчсч
2
2
3
.
2
5
9
0
1
8
4
,
8
5
8
0
2
1
7
.
2
4
5
0
1
©ооо©
00©ОЭД©
ч©©©ч
©©©©©о
00О00счч©
©©ч*ч*©©
©©©
0000ч
©©©
©©©
г*©г*
©©©
рррр—
соОиосч"сС
©СЧ—СЧЧ
со ©еосо ч
©р©эд©с—
ео* сч ©* со г^ео"
©00СО0000©
ч*©©©ч*с—
© t^©
г- ©“©"
—
—•ч
со©г*-
ррр~"
©*ео" со
ч—©
—оо
ро-р^
О"к$ч
—
—сч
ЭД©чЭД © Ч
© сч о? о'сч'
ечч—счсо
сч
©
счрч©СО—
сч"со’обсо"ч’ ©
сччсочечч
©©©^
©' ч*©'
чч©
— ©,сч_
© ©“©"
сччч
©©©
©©©(О© ©©©©©© —©©
©чч’
W4
р^—©
©'© ч
©©Р,
со со ©со
©
to©О©о
чч©©© ©©t*©о©
©©©©г-г-
00
о"со ©
соч©
0000©
оо-*К
00©©
г*г*г*
ЧЧЧ
©©©
*■’ ѴЧ
t^O-O -O -O -
ЗГзГЗ1ч*ч*
©©©©©
Г'-Г -Г'-Г'-С'-Г»
ч*ччч*чч
©©©©©©
©©©
еоеосо
©©©
ЭД0000
еососо
счсчеч
777
777
©
сч©
счэдсч——
11111
©со
©©00~© ~
111111
8-8
II1
« V—4 W-«
111
00©©
со——
1I1
wM
•—•
111
ччч
ччч
чео—сч ©
!I1іі
сч©©©сч
••1
111
—
ЧСОСЧ ч СО
і11111
Ь»ЮСО
11111
©ь*счсч©© ■
©©©
еоеосо
---
--
52

Т
а
б
л
и
ц
а
5
Oi
з
о
л
о
т
и
.
Т
р
и
к
а
.
ѵР0х
.
.
01
.
*"1
Q
І«г
Н
ft.
^77 (5‘0—’<0 = 0
001
1
**
il
«©
и19=шЭ L'O
*dd*SL'O
to
Эоw
.'.ни '
%ѴНПя•ЭЭН1°3
НЛ -аЛ =ш
•ше и у *іэоц
иэ/jm d
•э -it -и
•іэ *id ww /И
•ни м/90 и
Эо-mew Л j
bib *d
%van’»
•
sз
сн.
ио5
Е■*Я
2
1®'нн
2; со
Г(
53

б)прип=41об/мин.иN<=500и.л.с.
среднее индикаторное давление
Nt
500
ллп/ч
А=^=-5Ж4Г = 2’42 КГ/СМ
е"вЗ?в-зіГ -=1’64 м/сек-
Из уравнения
Рі = 0,77 • fiapK —0,7 Ст
определим, что
+0,7 Ст _ 2,42 4-0,7.1,64 п
0,77орк ” 0,77 0,89.16 “
Из справочной таблицы1 определяем, что при ft = 0,325,
е=9,78
или степень наполнения ЦВД
еі = ЙГ = 9,78-4,56=44,6^45%.
Пример 2. Имеется машина двойного расширения со следующей
характеристикой:
диаметр ЦВД DB = 375 мм; диаметр ЦНД DH = 800 мм; ход поршня
5 = 800 мм; шток (/ш = 85 мм; контрштока нет. Давление пара в котле
Рк = 16 ата; температура перегретого пара у пускового вентиля машины
Лш = 260°С; вакуум 85% (р2 =0,15 ата).
Какую мощность разовьет эта машина при степени наполнения в ЦВД
сів50% и и = 35 об/мин.?
Рі =0,П 0рРк — 0,1Ст — (рг—0,2)
е = те1 = -^== 10,75;
при этом /7 = 0,346; а = 0,95 (см. табл. 3)
=
= ^7^ = 0,935 м/сек;
Рі1=0,П-0,95-0,346-16-0,7-0,935- (0,15 —0,2) -^ =
= 4,05-0,655+0,1=3,495 кг/см2.
Индикаторная мощность машины будет:
Nf = Ap,n = 1,77.3,495-35=216 и. л. с .
1 .Справочник по судостроению* т. 7, ч. 2, табл. 5 .
э4

Доцент к. т. н, 3. А. ХАНДОВ
ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА СУДОВОГО
ГАЗОВОГО ДВИГАТЕЛЯ
Введение
Применение мощных судовых газовых установок представляет в настоя­
щее время большой практический интерес. Развитие судовых газовых уста­
новок связано не только с созданием рациональной конструкции мощных га­
зогенераторов, но также и с созданием современной эксплоатационно-надеж -
ной конструкции судового газового двигателя высокой экономичности.
В речном флоте СССР получили применение газовые двигатели неболь­
шой мощности, главным образом автотракторного типа. Указанные двигатели
как по конструкции, так и по экономико-эксплоатационным показателям не
вполне удовлетворяют требованиям судовой эксплоатации. Наряду с перево­
дом судовых дизелей на работу по газожидкостному циклу, необходимость
выпуска судового чисто газового двигателя является бесспорной. При этом
следует указать, что для газовых двигателей большой мощности экономич­
ность их будет являться основным показателем в оценке совершенства ра­
боты.
Современные газовые двигатели низкого сжатия, с зажиганием смеси в
цилиндре электрической искрой, имеют сравнительно невысокий экономиче­
ский к. п. д . (не выше 0,25). Газовые двигатели с большой цилиндровой
мощностью (порядка 50—60 э. л . с.) имеют еще меньшую экономичность,
причем реверсирование их с электрическим зажиганием смеси конструктивно
сложно.
Постановка задачи о создании более экономичного судового газового
двигателя является необходимой и своевременной.
В данной работе выполнены исследования рабочего процесса газового
двигателя с целью выявления возможности и путей повышения экономично­
сти газовых двигателей. Исследования проводились на двигателе, установлен­
ном в пловучей лаборатории ЦНИИ Речного флота.
Данные двигателя: газовый четырехтактный двигатель мощностью
375 э. л. с.; нормальное число оборотов вала—375 об/мин.; число цилинд­
ров 6; топливо—генераторный газ; диаметр цилиндра двигателя 320 мм;
ход поршня 450 мм; степень сжатия 8,5.
55

ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ ГОРЕНИЯ ГАЗОВОЙ СМЕСИ
В ЦИЛИНДРЕ ДВИГАТЕЛЯ ПРИ ЗАЖИГАНИИ СМЕСИ
ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ИСКРОЙ
1. Изменение показателя политропы процессов сжатия
и горения смеси
На рис. 1, 2 и 3 показаны образцы индикаторных диаграмм, снятых при
различных нагрузках двигателя: на рис. 1
—
при нагрузке двигателе 4/< и
коэфициенте избытка воздуха в газовой смеси а1=1,02, на рис. 2 — при
нагрузке двигателя 3/4 и
1,04 и на рис. 3 — при нагрузке двигателя х/2
и аі = 1,26. Характер диаграмм показывает, что при всех нагрузках двига­
теля, а особенно при полной нагрузке, процесс горения газовой смеси в ци­
линдре двигателя протекает в основном за верхней мертвой точкой. При
этом процесс горения не носит стабильного характера и протекает с видимым
догоранием газа на линии расширения.
Характер процесса горения газовой смеси обусловливается не только-
значением коэфициента избытка воздуха в газовой смеси, а главным образом,
56

и источником зажигания смеси и распространением процесса горения в объеме
цилиндра двигателя.
Воспламенение смеси осуществлялось электрической искрой от одной
обычной запальной свечи (автомобильного типа), расположенной в центре
цилиндровой крышки.
На рис. 4, 5 и 6 построены кривые изменения величины показателя
политропы сжатия и расширения при различных нагрузках двигателя, в за­
висимости от угла поворота коленчатого вала двигателя. Величины показа­
телей политропы определялись по отдельным участкам увеличенных индика­
торных диаграмм, образцы которых показаны на рис. 1, 2 и 3.
Найденные значения показателей политропы позволяют сделать следую­
щие существенные выводы. Кривые изменения показателя политропы сжатия
(угол поворота коленчатого вала от 0° до 180°) для всех режимов работы
двигателя показывают, что теплообмен между сжимаемой смесью в цилиндре
и стенками цилиндра носит характер значительно отличный от общеприня­
того.
Как видно на приведенных рис. 4, 5 и 6, в начале сжатия тепловой
лоток направлен от стенок цилиндра к смеси (температура смеси ниже тем­
пературы стенок цилиндра); в дальнейшем тепловой поток изменяет направ­
ление на обратное (температура смеси становится выше температуры стенок
цилиндра). Принято считать, что такое направление теплового потока сохра­
няется до конца процесса сжатия. В действительности, еще далеко до конца
хода сжатия и, соответственно, до момента воспламенения смеси теплообмен
изменяет направление на обратное. Так, при полной нагрузке двигателя теп­
ловой поток изменяет направление, начиная с 148° после НМТ (нижняя
мертвая точка) при нагрузке—3/4, начиная с 142° после НМТ и при на­
грузке 1/2, начиная с 158° после НМТ. При этом следует заметить, что опе­
режение зажигания смеси было 5° до ВМТ.
Указанный теплообмен может происходить только вследствие образова­
ния химических реакций компонентов генераторного газа с кислородом воз-
57

аѵха протекающих с выделением тепла. Высказанное положение было под-
веогнѵто проверке. Для этой цели при работе двигателя с полной нагрузкой
с установившимся тепловым режимом у одного из цилиндров выключался
электрический запал и после этого одновременно производился забор выхлоп-
ных газов этого цилиндра и генераторного газа, подводимого к двигателю.
Коэфициент избытка воздуха в газовой смеси, поступившей в цилиндр дви­
гателя, определялся по анализу газов. Результаты анализа газов, пробы ко­
торых отбирались в разное время, приведены в табл. 1. Следует заметить,
что для исключения влияния нагретых электродов свечи на процесс окисле­
ния газа, отбор газа производился спустя некоторое время после выключе­
ния зажигания. Некоторое несовпадение материального баланса газовой смеси
не выходит из пределов допустимой неточности анализа.
Результаты анализов генераторного газа до сжатия в цилиндре и после
сжатия показывают, что еще до начала воспламенения смеси электрической
искрой в процессе сжатия смеси образуются окислительные реакции горю­
чих компонентов генераторного газа. Как видно из табл. 1, в газе после
сжатия совершенно отсутствует метан, содержание водорода уменьшается
в среднем на 21% от его первоначального количества в смеси, а окись угле­
рода уменьшается в среднем на 7%. В связи с этим среднее значение пока­
зателя политропы сжатия в действительности значительно выше, чем это
указывается в литературе. При полной нагрузке двигателя, со степенью сжа­
тия смеси 8,5 и при коэфициенте избытка воздуха в смеси
= 1,02, сред­
нее значение показателя политропы сжатия, до начала видимого горения
смеси (5° до ВМТ момент воспламенения смеси электрической искрой),
равно л1=1,58. При нагрузке двигателя —3/4 и коэфициенте избытка воз­
духа аг= 1,04 среднее значение показателя политропы сжатия равно пѵ = 1,5,
а при нагрузке —1/2 и ах = 1,26 л1 = 1,40.
58

Таблица 1
No
No
з
а
м
е
р
о
в
Состав газа в процентах по объему
К
о
э
ф
и
ц
и
е
н
т
и
з
­
б
ы
т
к
а
в
о
з
д
у
х
а
ь
с
м
е
с
и
Поступающего в цилиндр дви­
гателя в смеси с воздухом
После сжатия в цилиндре
СО2СОсн4Н,Оа N2со,СОСН4Н,о,n2м1
1 5,43 7,95 0,41 6,08
I 11,5
68,63 6,4 7,3 0,0 5,3 10,5 70,5 1,29 1
2 5,34 7,88 0.46 7.32 11,5 67,5 6,5 7,1 0,0 5,3 10,5 70,4
1,3 1
3 5,22 7,75 О.бб 7,1 11,8 67,47 7,0 7,5 0,0 5,5
"1
6911,31
п
10,0
Рис. б . Нагрузка двигателя l/2J аі==1,2б.
1
1□
_____
ІйО
еднеё значение показателя
/
Среднее значение показало
адиабатьі расширения К
еля
диабаты сжатия Кс = 1,37
'о -- 1,25
<
1
/U
__
________
SJ
—
•*1
1
29405080Ю0И
11
>0 74О 160 Пзо!
\МТ
10 21’’О
'<0 21ЗО 2LІО 500 520 ЗІО '/А
__
__
1__ 1
Начало воспламенения смеси I
1
1
1_
1
_______ \
Кривые изменения показателя политропы расширения показывают, что дей­
ствительно процесс горения газовой смеси продолжается почти в течение всего
такта расширения. При этом процесс горения протекает с переменной интен­
сивностью вследствие различных скоростей распространения фронта пламени
в объеме цилиндра, обусловливаемых неодинаковыми температурами в раз­
личных точках газовой смеси.
В связи с большим догоранием смеси на линии расширения, среднее*Лна-
чение показателя политропы при полной нагрузке двигателя равно ла=1,1б.
Таким образом, проведенные исследования показывают, что для газовых дви­
гателей с большой цилиндровой мощностью (50—60 л. с . и выше) при
воспламенении смеси от одной свечи, среднее значение показателя политропы
расширения невысокое и колеблется от 1,15 до 1,18 (среднее значение по­
казателя политропы расширения определено для всего процесса расшире­
ния от 180° до 360°).
С целью выявления влияния различия температур в газовой смеси на рас­
пространение горения смеси по объему цилиндра, были проведены испыта­
ния с искусственными завихрениями смеси. Завихрение смеси достигалось
тем, что на тарелку впускного клапана устанавливался экран (козырек) так,
как это применяется в дизелях. Образцы индикаторных диаграмм, снятых
при работе цилиндра с завихрением смеси, приведены на рис. 7, 8 и 9.
59

и, писѵнков видно, что линии расширения на всех диаграммах имеют
плавный характер, что свидетельствует о постоянстве режима горения смеси
п о меньшем догорании газа на линии расширения. При одном и том же ре -
жиме работы двигателя температура выхлопных газов, замеренная в выпуск­
ном патрубке цилиндра, колебалась при работе с экранированным впускным
клапаном от
380° С, тогда
работе с обычным клапа­
ном она достигала 450° С.
Понижение температуры
выхлопных газов также
показывает улучшаю­
щее действие завихре­
ний
горения
его на
ния.
Для
суждения о влиянии за­
вихрений смеси на про­
цесс горения нами были
определены на отдельных
участках увеличенных ин­
дикаторных диаграмм по­
казатели политроп сжатия
и расширения. На
рис. 10 нанесены точки
показателей политроп
при различных углах по­
ворота коленчатого вала
двигателя,
построены
нения их.
сравнения,
рисунке построена кривая
изменения показателей
политроп сжатия и рас­
ширения при работе того
же цилиндра двигателя
с одинаковыми режимом
нагрузки и с коэфициен-
том избытка воздуха в
смеси, но с впускным
кривые показателей поли-
360° до
как при
действие
смеси на процесс
газа и догорания
линии расшире-
более точного
по которым
кривые изме-
Причем, для
на этом же
клапаном без экрана. Приведенные на рис. 10
троп позволяют сделать следующие выводы: характер процессов сжатия как
при завихрении смеси, так и без завихрения, протекает, примерно, одина­
ково. Развитие же процесса горения до ВМТ при клапане с экраном
идет несколько быстрее. Среднее значение показателя политропы сжатия до
начала видимого горения смеси (момент искусственного воспламенения — 5°
до ВМТ) равно 1,59 при завихрении смеси (клапан с экраном) и 1,53 без
завихрений смеси (клапан без экрана). Процесс горения при завихрении смеси
протекает более устойчиво и равномерно, вследствие выравнивания темпера­
туры смеси перед фронтом горения.
Кривые показателя политропы расширения наглядно показывают, что
процесс горения с завихрением заканчивается значительно раньше, чем без
60

завихрения. В первом случае процесс горения заканчивается, примерно,
при 60° поворота коленчатого вала после ВМТ, а во втором случае
процесс горения смеси продолжается почти в течение всего процесса рас­
ширения. При этом в первом случае (т. е. при завихрении смеси) среднее
Рис. 10.
1 — экранированный впускной клапан; 2 — впускной клапан без экрана.
значение показателя политропы расширения равно 1.28, а во втором—рав­
но 1,15. На участке процесса расширения 180°—190° (0°—10° после ВМТ)
- пок азате ль
политропы при завихрении смеси равен 1,116 и в дальнейшем
мало колеблется, а без завихрения смеси равен 0,3 и в дальнейшем резко
изменяется. Приведенные величины показателей политропы расширения пока­
зывают, что при завихрении смеси процесс горения протекает более кратко­
временно, чем без завихрения. При этом большая часть газа при завих­
рении смеси сгорает до ВМТ, без значительного повышения максимального
давления в цилиндре (Р2 = 29—30 ата). Все изложенное подтверждает
делесообразность применения экранов на впускных клапанах мощных
газовых двигателей, с целью создания завихрений смеси в цилиндре двига­
теля, так как при этом процесс горения смеси улучшается и повышается
экономичность двигателя.
2. Температура и давление смеси
Изменение температуры и давления смеси за процесс сжатия и расшире­
ния при различных нагрузках двигателя показано на рис. 11, 12 и 13. По
оси абсцисс отложены углы поворота коленчатого вала двигателя, а по оси
ординат температура. Определение температур выполнялось по отдельным
участкам индикаторных диаграмм, представленных на рис. 1, 2 и 3, поль­
зуясь зависимостью политропического процесса:
Л
61

Значения показателей политроп приведены на рис. 4, 5 и 6.
На этих же рисунках нанесены кривые изменения температур (кри­
вые—Тт) теоретических диаграмм. Ниже дан расчет теоретических темпера­
тур, который выполнен по результатам испытаний двигателя.
Состав генераторного газа, полученного из антрацита, на котором дви­
гатель работал в период испытаний:
СО = 17,9%; Н3 = 17,5%; СН4 = 0,86%, СО3 = 9,2%,
02 = 0,2%; N2= 54,29%.
При полной нагрузке двигателя расход газа за цикл, замеренный по
перепаду давлений в измерительной диафрагме, равен 0,0147 нм3/цикл.
Коэфициент избытка воздуха в газовой смеси равен ^«еІ.Ог, определен
был по составу выхлопных газов.
*
Коэфициент наполнения цилиндра = 0,835, степень сжатия «= 8 5. Расход
смеси за цикл:
'
’
9цМ —
— 0,0362 • 0,835 = 0,0302 м3/цикл.
при0еСи760ммрт.ст.
или
QTM = 0,0302 • |g = 0,0284 нм’/цикл
9Ц
22 4 = 0,00127 молей/цикл,
Коэфициент остаточных газов в цилиндре двигателя:
РГТО
X=—
‘
-___ _____
1,05-290
__
п
(£ — 1) •Тг Р0-тіѵ
7,5-775-1 -0,835
Рис. 11 . Нагрузка двигателя */4; аі = 1,02.
62

Рис. 12 . Нагрузка двигателя 3/4; al=1t04.
63

Количество рабочей смеси до горения:
= QTM -|- QTMx = 0,0284 + 0,0284 • 0,0625 = 0,0302 нм3/цикл
іИЛИ в молях:
Му = -55 -7-=0,00135 моль/цикл
Количество рабочей смеси в молях, образованное одним молем газа:
L' =(1+ajLJ)•
= (1 +1,02 • 0,918) • 0,00135 = 0,00261,
МШ; I
где: LJ —теоретическое количество воздуха, потребное для сгорания одного
моля газа.
Уменьшение числа молей смеси газа при горении за цикл:
= 1-^4?- + —о —]о,00127 = 0,0001305 моль
Химический коэфициент молекулярного изменения:
к __ L'-zlM _ 0,00261 —0,0001305 _ п Q
Полный коэфициент молекулярного изменения при горении:
о Ро+х
0,954-0,0625
лпко
------
1+0,0625 = 0’953
Число молей продуктов сгорания за цикл:
М« = 0• Му --= 0,953• 0,00135 = 0,001285 моль/цикл.
Расход газа за цикл в молях;
Q« = 022 *7 = 0,000657 моля.
Принимая процесс сжатия в теоретической диаграмме адиабатическим с
переменной теплоемкостью [c=f(T)], определим температуру в конце
сжатия:
Тс = Та-£кс~' = 337 - 8,50'37 = 745° абс.
>где: Та —температура в начале сжатия, по опытным данным, принята рав­
ной 337° абс.
Среднее значение показателя адиабаты кс:
МЦ.С-
0,009003 + 2-0,000000818 ?37 8°°
1{с =
*
Р =___ _______________________ _
I^7
МЧ•Сѵ
0,006312 + 2-0,000000818 —7 ±80?-
При определении показателя- кс температура в конце сжатия была при­
нята равной 800° абс. Средняя молекулярная теплоемкость количества смеси,
расходуемой за цикл до горения при ѵ = const, равна:
Му • С; = 0,006312 + 0,000000818 Тс
При составе смеси:
двухатомные газы
(«іЦ+Со+Н2+СН4+Nг)(1 +х)Qy=0,00129 моля
углекислоты:
CO^Q^O,092.0,000657 = 0,0000605 моля
,64

Состав продуктов сгорания:
М(н2о)=(1+^)(Н3 + 2СН4)^ =
= 1,066 (0,175 + 2 • 0,0086) ■ 0,000657 = 0,00001352
уИ(Соз)=(і+^-) (СО2+СО+СН4)(?« =
= 1,066 (0,092 + о, 179 + 0,0086) 0,000657 = 0,000191
= 1,066-0,21 -0,02-0,418-0,000657 = 0,00000291
M(Ns) = (1 + ^)CV + °.79Lr)Q;j =
= 1,066 (0,5429 + о,79- 0,937) • 0,000657 = 0,0009
Средняя молекулярная теплоемкость продуктов сгорания:
М" • С; = 0,005742 + 0,000001393 • Tz
Теоретическое уравнение сгорания смеси при v = const:
M^C'v-Tc+^QH-Q^ = M^C^Tz + AL
где: QH—рабочая теплотворность газа; для газа указанного ранее состава,
равна 1010 ккал/м3;
f—коэфициент выделения тепла; при определении теоретической тем­
пературы конца горения Tz принимаем равным единице;
AL —механическая работа, совершаемая за период сгорания, при и =
= const AL=0.
Остальные обозначения были даны ранее.
Решая это уравнение, находим теоретическую температуру конца
горения:
-г
__
“0,0057424- J<0,0057422 + 4-0,000091393-20,004
lz~
2*0,000001393
= 2270
Среднее значение показателя адиабаты расширения:
0,008188 + 0,000001393-2 .1800
,
Кр~
0,005742 + 0,000001393 • 2 • 1800 “ 9
При подсчете показателя адиабаты температура в конце расширения
принята 1330° К.
Теоретическая температура в конце расширения:
/ 1 \kp~~l
л
/1 \0,23
Тв = 7Ц2-)₽ = 2270(§~)
=1380° абс.
Расчет температур при нагрузках двигателя 3/4 и х/2 выполнен аналогич­
ным путем, а поэтому ниже приводятся только результаты расчета.
Нагрузка двигателя 3/4
Коэфициент избытка воздуха в газовой смеси а1 = 1,04. Незначительное
увеличение коэфициента избытка воздуха в смеси при переходе двигателя
с полной нагрузки на 3/4 объясняется тем, что уменьшение мощности
5 ЦНИИРФ. Сборник No 2.
65

двигателя достигалось за счет количественной регулировки смеси (уменьшался
ход впускного клапана). Коэфициент наполнения
-
0,74.
Расход газа за цикл
= 0,0137 м3/цикл;
0,0129 нм8/цикл;
0,000576 моль/цикл.
Полный коэфициент молекулярного изменения /3 = 0,91.
Среднее значение показателя адиабаты сжатия:
fo=l,36.
Температура смеси в начале сжатия:
Та = 337° абс.
Температура смеси в конце сжатия:
Тс = 727° абс.
Средняя молекулярная теплоемкость количества смеси, расходуемой за
цикл до горения:
М\С'ѵ = 0,005665 тЬ 0,0000007323 • Тс.
Средняя молекулярная теплоемкость продуктов сгорания:
• С = 0,005169+0,000001121. Tz.
Теоретическая температура в конце горения смеси:
Тг = 2260° абс.
Среднее значение показателя адиабаты расширения:
кР = 1,24.
Теоретическая температура в конце расширения:
Те =1380° абс.
Нагрузка двигателя—1/8.
Коэфициент избытка воздуха в газовой смеси:
<4=1,26.
Коэфициент наполнения = 0,735.
Расход газа за цикл:
Q?=0,01236 м3/цикл; 0,01165 нм3/цикл; 0,000521 моль/цикл*'
Полный коэфициент молекулярного изменения
/3 = 0,952
Среднее значение показателя адиабаты сжатия
Лс=1,37
Температура смеси в начале сжатия
Та = 330° абс.
Температура смеси в конце сжатия
Тс= 730° абс.
Средняя молекулярная теплоемкость количества смеси, расходуемой за
цикл до горения:
А4« • с; = 0,005664 + 0,000000720 Тс
66

Средняя молекулярная теплоемкость продуктов сгорания:
• С;=0,005227 + 0,000001084 Tz
Теоретическая температура конца горения смеси:
Tz-=2160°g6c.
Среднее значение показателя адиабаты расширения:
кр = 1,25
Теоретическая температура в конце расширения:
Л =1270° абс.
Промежуточные точки кривых теоретических температур Тт подсчитаны
по среднему значению показателя адиабат. Приведенные кр вые температур
на рис. 11, 12 и 13 показывают, что действительные температуры смеси
при всех режимах нагрузки двигателя значительно отличаются от теорети­
ческих. Повышение действительной температуры в конце сжатия против
теоретической, как это было показано ранее, происходит вследствие окисли­
тельных реакций в газовой смеси. К моменту начала
„ видимого “ горения
смеси (опережение зажигания смеси электрической искрой 5° до ВМТ или
175° после НМТ) температура смеси достигает при полной нагрузке двига­
теля 1350° абс.,
при нагрузке 3/4— 1000° абс.,
и при нагрузке —750° абс.
Такое значительное повышение температуры смеси к концу сжатия, при
коэфициентах избытка воздуха в смеси 1,02 и 1,04 показывает, что реакции
окисления протекают довольно интенсивно. Наиболее быстрое повышение
температуры смеси при сжатии происходит на участке между 165° и 175°
углах поворота вала, т. е. по времени это составляет, при числе оборотов
двигателя 375 об/мин. 0,0045 сек. Таким образом, период нагрева газа
(индукционный период) до момента проскакивания электрической искры
является очень кратковременным, а поэтому и не происходит самовоспламе­
нения газа. Менее сильный нагрев смеси при сжатии с коэфициентом избытка
воздуха в смеси 1,26, очевидно, объясняется меньшей концентрацией горю­
чих компонентов генераторного газа в смеси с воздухом. Температура же
смеси в период видимого процесса горения и расширения значительно ниже
теоретической. Максимальная температура, как это видно на рисунках,
равна 1780°абс. при полной нагрузке двигателя, 1630° абс. при нагрузке 3/4
и 1440° абс. при половинной нагрузке двигателя . При этом максимум тем­
пературы наступает при 15—18° поворота коленчатого вала после ВМТ.
Указанный характер изменения температур подтверждает, что в основном
процесс сгорания смеси протекает за ВМТ и не имеет установившегося
характера. Максимальная теоретическая температура, в зависимости от нагрузки
двигателя, колеблется от 2270° до 2160° абс. Высокая температура в конце
действительного процесса расширения также показывает догорание смеси на
линии расширения. При этом необходимо заметить, что температуры подсчи­
таны из условия равенства их, в каждый рассматриваемый момент, во всех
точках газовой смеси. Представляют большой интерес результаты подсчета
температур, показанные на рис. 14, при работе цилиндра с завихрением и
без завихрения смеси. Указанные температуры определялись по значениям
показателей политропы, приведенных на рис. 10. Более интенсивное горение
газа происходит до ВМТ при завихрении смеси. При этом температура
достигает максимума в ВМТ (см. рис. 14), а затем в процессе расширения
плавно падает. В конце расширения температура становится ниже на 70°
температуры газов в конце расширения при работе двигателя без завихрения
смеси.
5*
67

Приведенные на рис. 14 температурные кривые наглядно показывают
улучшающее действие завихрений смеси в цилиндре двигателя на вырав­
нивание температурного поля в объеме цилиндра, и как следствие этого,
на процесс горения смеси. Понижение температуры в конце расширения
происходит вследствие значительно меньшего догорания газа на линии рас­
ширения при завихрении смеси, чем это имеет место при отсутствии таковых.
Нанесенные на рис. 11, 12 и 13 развернутые индикаторные диаграммы
(кривые Р) при различных нагрузках двигателя показывают, что процесс
так называемого видимого горения смеси за ВМТ протекает почти при
постоянном давлении. Коэфициент изобарического расширения при этом
равен <5 = 1,31 при полной нагрузке двигателя. При работе же двигателя с
завихрением смеси коэфициент изобарического расширения близок к еди­
нице.
Рис. 14.
1 —температура смеси с выпускным клапаном без экрана; 2 — температура смеси с экранирован­
ным впускным клапаном.
Давление сжатия при положении поршня 5° до ВМТ (момент опережения
зажигания смеси) при полной нагрузке двигателя по индикаторной диаграмме
равно 21,7 кг/см2, а подсчитанные по среднему значению показателя поли­
тропы сжатия составляют:
Рс - РвеПі= 0,75-8,51'58 = 22 кг/см2.
При нагрузке двигателя по индикаторной диаграмме Рс = 18 кг/см2,
а по среднему значению лх равно:
Рс = 0,71 *8,51,5 = 17,6 кг/см2
При половинной нагрузке двигателя по диаграмме Рс= 12,6 кг/см2 под­
считанное Рс = 0,65-8,51Л = 13 кг/см2.
Приведенные значения показывают, что давления в конце сжатия значи­
тельно выше тех, которые принято считать для газовых двигателей низкого
сжатия и, кроме того, подтверждают правильность определения показателей
политропы сжатия.
68

3. Степень сжатия смеси
Газовые двигатели выпускались со степенью сжатия смеси не выше
£ = 7— 8. Считалось, что дальнейшее повышение степени сжатия ведет к
преждевременной вспышке газа и, как следствие этого, нарушаются нормаль­
ные условия работы двигателя. Проведенные впервые еще в 1940 г. лабо­
раторные опыты по определению температуры самовоспламенения генератор­
ного газа показали, что можно допускать степень сжатия газовой смеси в
цилиндре двигателя значительно выше £ = 8, не вызывая при этом прежде­
временных вспышек газа. Выполненные работы по переводу дизелей на
генераторный газ практически подтвердили возможность работы газового
двигателя с более высокими степенями сжатия.
С целью выяснения влияния высоких степеней сжатия на характер горения
газовой смеси при воспламенении электросвечей были проведены испытания
на одном цилиндре двигателя. Испытания проводились при степенях сжатия
е=8,5; «=13 и £= 14,2 (результаты испытаний при е = 8,5 были приведены
ранее).
Образцы индикаторных диаграмм, снятых при работе цилиндра со сте­
пенью сжатия £=13, приведены на рис. 15, 16 и 17 и со степенью сжатия
£=14,2 на рис. 18, 19 и 20. При работе двигателя с указанными степенями
сжатия преждевременных воспламенений газа не наблюдалось. Было установ­
лено, что максимальное давление Pz в цилиндре при данной степени сжатия
зависит от состава газовоздушной смеси. При е= 13 и коэфициенте избытка
воздуха в смеси = 3 максимальное давление в цилиндре не превышало
44 атм. (рис. 15, 16 и 17). При уменьшении же коэфициента избытка воз­
духа максимальное давление в цилиндре возрастало до 70 атм. и выше .
С повышением степени сжатия от 13 до 14,2 максимальное давление в цилин­
дре возросло незначительно и не превышало 50 атм. (рис. 18, 19 и 20)
с коэфициентом избытка воздуха в газовой смеси около 2,3.
Волнистый характер линии расширения индикаторных диаграмм, снятых
при степени сжатия смеси 14,2 объясняется неустановившимся процессом
горения. При степени сжатия 13 волнистый характер линии расширения
менее заметен. Такое различие в характере линии расширения объясняется
различием коэфициентов избытка воздуха в смеси. С обогащением смеси,
при воспламенении ее от электросвечи, неустойчивость процесса горения
повышается.
На рис. 21 построены кривые, показывающие изменение показателей
политроп сжатия и расширения при степени сжатия смеси 13 и 14,2. Изме­
нение показателей политропы сжатия показывает, что так же, как и при
степени сжатия £ = 8,5, процесс окисления горючих компонентов газа начи­
нается раньше, чем воспламенение смеси электрической искрой. В связи
с тем, что концентрация горючих компонентов газа в смеси при £=13
и 14,2 меньше, чем при £ = 8,5, реакции окисления начинаются несколько
позже и протекают менее интенсивно. При степени сжатия £= 13 и коэфи­
циенте избытка воздуха в смеси <х^ = 3 окислительные реакции начинаются
за 27° до ВМТ, а при £=14,2 начинаются за 35° до ВМТ, т. е. несколько
раньше, так как смесь имеет большую концентрацию горючих газов (ах = 2,3).
По этой причине температура смеси в конце сжатия (начало воспламенения
от искры—5е до ВМТ) (рис. 22) при £=13 и «х = 3 равна 900° абс., при
£=14,2 и ах = 2,3 равна 1150° абс. и при £ = 8,5 и а1= 1,02 равна 1350° Цбс.
Таким образом, изложенное позволяет сделать следующие выводы:
1. Температура газовой смеси в конце сжатия зависит не только от
степени сжатия, но и от коэфициента избытка воздуха в смеси. С умень­
шением коэфициента избытка воздуха температура смеси в конце сжатия
повышается. Только этим и объясняется отсутствие преждевременного само-
69

Р
и
с
.
2
0
.
6
cu
70

воспламенения газовой смеси в дизелях, работающих по газожидкостному
циклу с большим коэфициенгом избытка воздуха в газовой смеси.
2. Самовоспламенение горючих компонентов генераторного газа при
сжатии смеси в цилиндре двигателя обусловливается не только температурой
в конце сжатия, но и продолжительностью индукционного периода, в течение
которого происходят предварительные окислительные реакции.
//
О20 40 60 80 100120140160'18020022024026028030032034о360
Н.М .Т.
’
•
1
I
л_
1 —1----------
i
С=13,0
1
£=14,2
і
і
Сч4,2 с аоЗаряакой га
IP
Т
—
1
I
1
■
►
Сроднее Значение показателя адиабаты : у
сжатия Нс = АЗУ ~\ *А
Среднее Значение показателя адиабаты
г
расширения кр = 1,24
•:
«
-
Iъ
***•••
0*
О1
’к
3. Степень сжатия газовой смеси в цилиндре двигателя может быть
увелиена ло наивыгоднейшего значения (е = 104-12) без опасения прежде­
временного самовоспламенения смеси при воспламенении электрической
искрой. Характер изменения показателя политропы расширения при различ­
ных степенях сжатия (рис. 4 и 21) показывает, что с повышением степени
сжатия процесс горения стабилизируется, догорание газа уменьшается.
При повышении степени сжатия максимальное давление в цилиндре
7!

повышается и при малых коэфициентах избытка воздуха и высоких степенях,
сжатия возрастает до недопустимой величины.
Для избежания высоких давлений в цилиндре при работе с малым коэ­
фициентом избытка воздуха и с большой степенью сжатия, были проведены
опыты с дозарядкой газа в цилиндр двигателя. Дозарядка осуществлялась
впуском сжатого газа в цилиндр двигателя с небольшим опережением до ВМТ.
Для этой цели в крышке цилиндра была установлена газовая форсунка,
а генераторный газ подводился к форсунке из баллона, куда он нагнетался
компрессором до 60 атм. Рабочий процесс двигателя при этом осуществлялся
следующим образом. За процесс наполнения смесь поступала в цилиндр
двигателя с коэфициентом избытка воздуха —3 ив конце такта сжатия
при £=14,2 воспламенялась электрической искрой с опережением 5° до ВМТ.
Одновременно с воспламенением смеси в цилиндр через газовую форсунку
вдувался газ. Снятые индикаторные диаграммы показывают, что процесс
горения вдуваемого газа через форсунку протекает с незначительным повы­
шением давления в цилиндре. Максимальное давление в цилиндре не пре­
вышало 40 атм. Приведенная кривая изменения показателей политропы
сжатия и расширения на рис. 21 при работе двигателя с дозарядкой газа
показывает, что процесс догорания газа оказывается не более продолжитель­
ным, чем при той же степени сжатия, но без дозарядки газа. Таким образом,
проведенные опыты подтверждают возможность работы газового двигателя
при высоких значениях е и малых ах с дозарядкой газа в процессе горения,
без значительных повышений максимального давления в цилиндре и догора­
ния газа на линии расширения.
4. Коэфициент выделения тепла
Для элементарного процесса сгорания газовой смеси согласно первому
закону термодинамики имеем:
dQx= du-|"AdL4"dQw
де:
—выделившееся
тепло за время рассматриваемого процесса от
сгорания генераторного газа;
du — изменение внутренней энергии газовой смеси, вследствие выделив­
шегося тепла dQx\
AdL—механическая работа, совершаемая на рассматриваемом элементар­
ном участке процесса;
dQw —потеря тепла через стенки цилиндра за время рассматриваемого
элементарного процесса.
Потерю тепла на диссоциацию газов не учитываем, ввиду ее малости.
Для конечного участка процесса уравнение будет:
т2
Ѵ2
Qxв
j dT А Сpdv-}-Qw
Ті
Ѵі
Выражение механической работы политропического процесса преобразуем*
следующим образом:
Dѵп— =
А'Р^ ( 1_________ 1—Л
1ѵп
1-И
1-п и1- J
АЗГГГІ1 -Дтг) J =
-P2P2)
Разбивая линию сжатия и расширения индикаторной диаграммы на не-
ольшие отрезки (участки), принимаем полученные отрезки, как политропи-
12

ческие процессы с постоянным показателем на длине отрезка. Если началь­
ное состояние считать началом горения смеси, то уравнение баланса энергии
выразится:
т
т
Qx = C-vM^Tz-С’ѵМ*Гс+А
-РМ)+2Qw
1
1
где:
Т°с абс — температура газовой смеси в конце сжатия;
абс—температура газовой смеси в конце горения или в
конце рассматриваемого участка процесса;
и —количество газовой смеси в молях, расходуемой
за цикл до горения и после горения;
п—среднее значение показателя политропы отдельного
участка процесса,
тп—число участков (отрезков), на которые разбивается
процесс сжатия и расширения индикаторной диа­
граммы;
Рі и Ръ—давления газовой смеси в начале и в конце отдель­
ного участка процесса сжатия или расширения;
P-l и ѵ2—объемы газовой смеси в начале и в конце отдель­
ного участка процесса сжатия или расширения.
m
А *У j (Рі^і—PM)— суммарная механическая работа отдельных политро-
1
пических процессов, на которые разбивается инди­
каторная диаграмма,
тп
— потеря
тепла через стенки цилиндра за время про-
1
текания всех участков индикаторной диаграммы.
Выражая полученное уравнение в относительных величинах (в долях от
теплового заряда цилиндра двигателя), имеем:
m
m
+
(Ріѵі— PzvJ +
1
1
где:
— р асход газа за цикл нм3/цикл,
Он—низшая теплотворная способность газа—ккал/нм3.
Относительная величина тепла, передаваемая в цилиндре двигателя рабо
чему телу (газовой смеси):
Oct _
1
m
1
n—1
(PM ~ PM)
где: QXi — количество тепла, сообщаемого рабочему телу (газовой смеси}
при горении газа.
Относительная потеря тепла через стенки цилиндра:
m
2Qw
х -J___
“'“Qh-Q?
73

Таким образом, доля сгоревшего газа равняется:
х=хІ +хи>
причем величина х, представляет собою так называемый коэфициент выделе­
ния тепла — $
•
Ь=§
Обозначим отношение: — = у.
Л
Величина ір является коэфициентом использования тепла реального про­
цесса.
Если коэфициент выделения тепла зависит не только от потерь тепла
через стенки цилиндра и на диссоциацию газа, но и от развития процесса
горения газовой смеси, то величина коэфициента использования тепла опре­
деляется только потерями тепла через стенки и на диссоциацию.
При х= 1; ч> = Хі = £; отсюда следует, что в конце сгорания газа коэфи­
циент выделения тепла равен коэфициенту использования тепла. Как показы­
вают данные испытаний, величина коэфициента использования тепла по ходу
процесса сгорания колеблется в ограниченных пределах. Это позволяет при
определении доли сгоревшего топлива принимать среднюю величину коэфициента
использования тепла. В дальнейших расчетах принято:
около ВМТ
хі
&
Ѵ=0,95 и x=^=w
а на линии расширения:
Ѵ=0,92 и х='о^2' = 'ад2’
Коэфициент выделения тепла исследуемого двигателя равняется:
при нагрузке двигателя — 4/*:
*“
[<°>005742 + 0,000001393 Тг) Тг + А У —(No ~No) Ю4-
Чн‘ХГ
j
- (0,006312 Тс+ 0,000000818 71) .
(Подсчет теплоемкостей смеси до горения и после горения был выполнен
ранее).
Обозначим:
в = [(0,005742 + 0,000001393 Т2) Тг+ А JJ+t
10*~
1
- (0,006312 Тс + 0,000000818 Т?)]
Тогда:
е_В
_
в
в
*
101°-0 .0147 — 14>3
При нагрузке двигателя — 3/*:
1
m
*=
1(0’005169 + 0’0()0001121 Т’ЛТ.+аУ-—-^-^,)10*-
.
-(0,005665 Тс + 0,0000007323 7?)]
д _______в__ _ в
_
в
1010.0,0129 “ 13,01
74

При нагрузке двигателя — */2:
Yfl
% = —’— = [(0,005227+0,000001084 7\)Т: + А У —Ц(РА—Ргѵг) JO1 ~
<2H-Q?
-In-1
- (0,005664 Tc + 0,00000072 T‘c)l
В = [(0,005227 + 0,000001084 Тг) Т- + А У —Ц- (РЛ~р2ѵг) 10* -
Г?1
1
— (0,005664 Тс + 0,00000072 Г?)]
t_
В__
в
В
*
1010-0,01165— 11,78
Уравнение баланса энергии при сжатии смеси до горения, если за началь­
ное состояние принять начало сжатия смеси, выразится:
m
ѵп
С' • М\.т'с -с‘ѵмЧТа+Аѵ —L- (Р1Ѵ1-р2иг)+VQw=. о
1
1
где: Та—температура смеси в начале сжатия;
Т'с — температура смеси в конце каждого рассматриваемого участка про­
цесса сжатия.
Остальные обозначения были введены ранее.
Для исследуемого двигателя это уравнение примет вид:
при нагрузке двигателя 4/4:
(0,006312 Т'с + 0,000000818 Т'с) — (0,006312 Та + 0,00000018 Т2а) +
+ А У —Ц-(А(’1 — Ра"2)+У Qu<=0
1
1
При нагрузке двигателя 3/4:
(0,005665 Т'с + 0,0000007323Т'с) —(0,005665Та + 0,0000007323 Ті) +
mm
+Ду
(Ріѵі~~Рзѵ»)+УQw=0
1
1
При нагрузке двигателя 1/.2:
(0,005664 Т'с + 0,00000072 Т'с) -(0,005664 Та + 0,00000072 П) +
+АУ -4“|-(РА—Рзѵз)+УQw=0
1
1
Результаты расчета распределения энергии в процессе сжатия при раз­
личных нагрузках двигателя со степенью сжатия смеси е = 8,5 сведены .
втабл.2,3и4.
Результаты расчета распределения энергии и определения коэфициента
выделения тепла и доли сгоревшего газа в процессе горения и расширения
продуктов сгорания сведены в табл. 5, 6 и 7.
По данным результатов расчета на рис. 23, 24 и 25 построены кривые
распределения энергии за процесс сжатия и расширения при различных
нагрузках двигателя. На указанных рисунках по оси абсцисс отложены
углы поворота коленчатого вала двигателя, а по оси ординат распре-
75

се
©©—сг
—со—сг
coco© ■—<
Фоор?
IIII
соосг©
со — сгсо
•к**•*
©о© ©
++++
‘О© ©со
Г^Г»ЮиО
— сгозг^
сг сг сгсг
* ©©©
лсол ю
—
ооо
о со—сг
«юосо-з*
г- МММ
+'JJ
ЛОО
•—coco
ООО
□ООО —
Г» ©03
т
2
<
?
w
1
©
,
с^00сосо©со
-4 '»©сгсгиз
—■
ФООм мч
— ? *•»•»•**
ОООООО
11111
О
К
я—
і
X
1
*ч>
К
я—
5
»о
_____
и
*3*©©—іГ5©
іО»гг©чз>— со
сгсо^а*© © сг
©о©©——
<с
1
•ч
а—
1
с
ЯП
О—ч
N
©г
Ч
1
ог©©г*іос»
*3* •■S’© © кО кО
—
сг—сгсг сг
©о©©*©©
111111
я
1
мй>
—
5
1
Я
•*
омм
е»
©
©
Ч
1
сгоосо ©ио сг
«3*00 00 00 со©
— СОкЛОО—со
©©О©——
111111
е
из
со© сг сгл©
COO —C*kO«s«
•»*»»«кл•»
——————
4
Ь
rt
<с
<с
LC
со
о
'
с
•
,
2
4
-
0
,
0
0
0
0
0
0
7
2
Т
С
2
,
1
4
1
+
0
,
1
0
3
=
2
,
2
4
4
2
,
2
2
0
+
0
,
1
1
0
=
2
,
3
3
0
2
,
3
5
6
+
0
,
1
2
4
=
2
,
4
8
0
2
,
4
9
2
+
0
,
1
3
9
=
2
,
6
3
1
2
,
8
2
6
+
0
,
1
7
9
=
3
,
0
0
5
3
,
0
2
4
+
0
,
2
0
5
=
3
,
2
2
9
0
.
0
0
5
6
6
4
Т
_
ч
-
□
+
0
,
0
0
0
0
0
0
7
2
7
»
©
©
1
00© ©©©©
©©©о©©
•+
©
©
©•»
-
Ч
Ь
ОООООО
шсг©©©<^
г*©—<у©со
п со «З1 'Я*»» кО
У
г
о
л
п
о
в
о
р
о
т
а
в
а
л
а
* ©©©ио©
изсосоиз ко
—о
оООо
о со —сг—со
СО©СО ІО>сз
777777
»о©©©из
—со
со©“З*
ооооо
сооо—сг —
і ого~тл
мммм
76

деление энергии теплового заряда цилиндра двигателя. Ординаты кривой /
выражают изменение внутренней энергии смеси, ординаты кривой // выра­
жают суммарное изменение механической работы и внутренней энергии смеси.
Ординаты между кривой // и пунктирной прямой III выражают тепло,
Рис. 23. Нагрузка двигателя 4/4; а1 = 1,02.
Рис. 24 . Нагрузка двигателя 3/4; аі=1,04.
Приведенные кривые показывают, что процесс выделения тепла (процесс
горения газа или, как мы ранее назвали, процесс предварительного окисления)
начинается раньше воспламенения его от электрической искры. При полной
нагрузке двигателя и нагрузке 3/4 горение начинается за 37° до ВМТ, а при
нагрузке х/2 за 21° до ВМТ, тогда как опережение зажигания от искры 5°
до ВМТ. Число оборотов двигателя при всех режимах работы оставалось
(постоянным—375 об/мин.
77

Кривая II показывает, что процесс горения протекает, как и следовало
ожидать ' неустойчиво и с большим догоранием на линии расширения.
На рис. 26 по данным расчета (табл. 2, 3 и 4) представлены измерения
коэфициента выделения тепла по углу поворота вала двигателя. Несмотря
икал
ци/с?
'424
%
r-r-f
W/,
Г///
/Zl %
7////Z77/.
z/ 7//<
%
'■//A
Qn
///
%
1
//r.
tf' s
//
i1
w.
///
u-u0
%
/7/,
%
&
%
7/Л
20 40 60 80 100 120 14О 160 160 200 220 240 260 280.300 320 34о 360
Рис. 25. Нагрузка двигателя у2; а1=1,26.
1Q0 120 14о 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340 360 у>°
Рис. 26.
нагрузка двигателя </<; аі=1,02; 2 — нагрузка двигателя з/4; аі=1»04; 3—нагрузка двига­
теля і/2; аі=1,26.
я
ЧТ° пРоцесс прения начинается до ВМТ, коэфициент выделения тепла
иаглѵІаеТ К ПРИХОДУ ПОРШНЯ в ВМТ незначительной величины (при полной
чя шлт двигателя всего £ = 0,478), продолжая расти в течение 15—20°
за ом 1, и начинает снижаться на участке 200—210° (20—30° за ВМТ).

Такое снижение коэфициента выделения тепла показывает, что процесс горе­
ния смеси на этом участке становится настолько замедленным, что отдача
тепла стенкам цилиндра превышает выделение тепла при горении. Вслед
за этим интенсивность процесса горения
восстанавливается, продолжая иметь не-
установившийся характер. Коэфициент
выделения тепла становится равным £ =
= 0,90, только спустя 80° за ВМТ, дости­
гая максимального значения £ = 0,92. Об­
ращают на себя внимание весьма низкие,
не соответствующие обычно принимаемым,
значения коэфициента выделения тепла.
На рис. 27 даны значения коэфициента
выделения тепла для положения поршня
в ВМТ при различных коэфициентах из­
бытка воздуха в газовой смеси. По приня­
тым ранее значениям коэфициента исполь­
зования тепла пользуясь зависимостью:
Рис. 27. При положении поршня 0*
до ВМТ.
х-А
У
в табл. 5, 6 и 7 приведены результаты подсчета долей сгоревшего газа.
График изменения х = /(9?) и значения относительных скоростей сгорания
газа
представлены на рис. 28. Результаты значений относительных
скоростей сгорания dx
d<p *
полученных по кривой х = /(<р) приводятся в табл. 8-
Приведенные кривые х показывают, что горение газа продолжается почти

<3
3*
3
<3
<u
fr­
ee
кX
00
ч
«в
X
&
X
’
<т>©©х©оо©см©х©хг'-м’ — ©г-’Усмсмг*
— .тг O’t - © х х © — оо©ххсм©ту©ооооооо©
О©о*•* ©.©©і>0000Г^Г^О©©О О©_ОООО
o'© о*4о"©*©“о о о"о o'о о4©*о ©"©"©'о"o'o’4—Г ~
п
е
нд5-
£8‘Я
см©г-туг-©оо
ЮОООЮ ООО
© — ту ос^соос
ту"туCOCMt>©©
V-H W4
©см — — ©ту©© — смсмтухосмсм
ОХ©©Г*тУХ©О©©СМХ©ХХ
„■«t "Т X Г\©'© О'СМ"г-;О'00 ту тУ СО — —
чтг*х'х'х'4х4см см'см'—"'ем —— — — — —
£8'И_
а
=
$
ООХ©Г*© — X©©X©CMCM©t^O — CO’t M г- о о
—
тУрХ©тУО©©Г*- ту©©10тУХУ«тЬ -ОО©СМСМ
©4©©x— ’t inCO
t> c\°0 OO'OO oooooo©©©©©
о©ооо"4о©"о"4©"©"о o'о©"о©*©ооооо©'
оо©х©х©смтуоо©© — <o©©ooooo©t> — оо оо
©тУХСМГ-СМтуСОтУ<0(0©оОту©©СМСМ©©Г^тУтУ
см©жх^©см^©©хчхr^t* iq ©ооом-хту©©
©о—смг-обоо"© — — — —смсм о*сосмсообсох"х"х"4
,01 (W- Wd)
1-м
1
_
_
_
_
_
_
тутуосмсм©ту©ооосм©ххтухх — — а -оо
>©хг>м-х©со- х ©© © — © — оо©хь-Р
—
S
© со^ю^оо^о^^— ОО'О ©.^ту — со смж© © оо ту © ту о
©©©©©©©©оо— —4 см" СО сб'ту ту © ©© ©г* об
11111111
»0l (W-■Wd)
-
5
1
С
I
I
*
тУО©Х©Х10ООтУСМСМтУГ'*.О — ©оооооосм©©
£3©Г*Х£-©00©© — CM — X
—
00 — Г-©00туо>ХтУ
OCM-—ОCM'CM^— CMin00'ТГтуО CM00XтуГ-©туту©
©©о©оообо"о*4о4оо©©оo'©o'©о"4©'о"
11111
с
—— ©ю©оо©юю©і*юссюох©юоскоо
«©ХГ-^'М’СМ©—10—10—г*сосмсмсо — —см —
—
ту
—* —см"см"4©©"О'©О*———о —
—
—
—
—
—
——
—
—
•
5
7
4
2
T
z
+
•
0»ы
ь.
СО©со
©
оо
Г-Ю00СМСМ — ©Г’-©тУХ00Г-©Г*-©СМ
’tO’tOO’yNO —смэюю —ЮСМОЛОЮООООО
СМ 00 10 00 © СМ© — ©ТУЮСМ^ОСМГ-^ОО© — 10© —
Х‘ту‘16©"’"'''4'1
00*СО00*сосм*4см"4— —" — О©°Ч"
IIIIII1IIIIIIIIIIIIIIIIIIППIIIIIIII111
©XXсоСО©1О©X©—00г*оо©100010©смг*туг*
SJaSRS?’—S$2<°2z:3'O1C>$P{Ocm©*£>oocmi0i0©
ту'©00©—СО©— ^оо©г* — С*©_ту
— ©Q0©ТУсо—
©'©©" — сбсб'х"ту4 ту*ту'об 00* ту'со оо"оо"4обоб ем см см4см ем
Л_ -1_ _!_
_1_
_1_
_1_ 1
_1_
_1_
_1_
_і_і__LI1111
о
о
'
о
о
о'
+
!ііГ~і
11—1іГ'і
К
0000—• Ь*туосоСО©©XТУ©©г*СО©туXX©©со
J смрг-хX©—со©©©г-©ТУх©©©©г*см©©
1 ^©©©©00*00©СМ—'О'ТУооту —О©©СМ'Х_©'ТУо
XСОту© ©^ ©‘©'осГ©сб©©"© ©х"4обх"4г*'г*4Г"г-
1
Ь.
ч
1 оооо_о_оооооооооооооооооо
1 Г*X©©©©СМОх©см©Г*©©00X—©СМX©©
1 ©©©х©©хXГ*©X©—туО©ОXтуГ-СМ©X
1 ©©Г*Xту©©Г*Г*г*©©Г*©©©©тутуСОX XСМ
0
,
0
0
6
3
1
2
Т
с
+
1
1
8
1
8
0
0
0
0
0
0
'
0
+
104
1
1
£323ИСЗ£1
gs^sss
I о'ебхебх’х
1
1ем
1©
1еб
QOcoooooooooxxcoxQQooqpqoqpoooo
'©"Ю © © 10© © © © ©.,©_©.©4©4©4©.©4
'со*4СО СО со хх"4со X*4X*X СО СО х"4X4х х"X
ч
К
1 ооооооооооооооооооооооо
I XXXСОXСОXXXСОXXXXXXXXXXXXX
j ©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©
У
г
о
л
п
о
в
о
р
о
т
а
в
а
л
а
11*4*4
*
**44
1 ©000
Хо
©
ОО©©
1 ту10©СО
СОСМ 4Л4Г" 4 —XX
—Л
IосООо
'■_А;г,0^_0*00*00000
T77T7“2bs’«7^7g-ci,^'7ci
17е??
!*'JJJ43222-11Jсм*'смJJSJJ*JJ
j ©©ООО I I 1 I10O© I© |О© |©О©О©
1 ©ту©©СО111'-гУС^СМ1—1ту—1СО—XX —
1St.ОоОООоОО+*
Оооооооооооо.
1 ^©^^^©©©©осч0- Г^хххох-х -м
’У©©©©оооб<0<©5?с*>0’“" — ОЮІХСО’УЮГ-СП"-
80

Н
а
г
р
у
з
к
а
д
в
и
г
а
т
е
л
я
8
/
«
J
а
і
«
І
,
0
4
в ЦНИИРФ. Сборник No 2.
X
ФЮ—ОО©ООЗ©ОЗОДОЗФф©00—•
-гг*©XООЗ
-
Tf OЮXОЮТГrf-оГ/ b-г* CNГС-CNСО5
О_оО03ФфЮ©©©©_С\00X00X00ООООоо
о"о*о’o'о'о’о'о"o'o'o'О o'o'o'О'О © ОО o'О —
Я
U
X
О
'
1
іо'еі
ООЗОФХ<ООЗГ-ОФ©©Х — ХО
—
о- фс>—о
1 —ОTfсо юЮ—Г4(О
’Г —ЭО)ЮОс, ~ Ю Ю(N
і ©—„©х ОЮ ОО^ОФОЗ о — ^тююсо г^оспозо
од од оз'о'г-' ©'о’ ф"©'©'ta ~t ofx'оз'ofof — — of — — о
ѴМЧ M
ІО'ЕІ
Я-=з
©
'СOrcІЛTfOJОО-О<DОx-«ФХ—©Г-XX
1 — Х©ОХ©ХОЗ — — Х©©©ООФ©©ФФ->ОД
0,00 — фф©©©©©©О"С*Х00 00 00Х 00 00.0 о
о О* о* о'о'о'о” o'о'о‘о'о'о'о'о*о'о'о'о о'сГо о'
0Q
~ЯОЮ(\1 - ХХОЮЮ’ГОІОіГ’СОХХЮ-о-
ооо-г-хш-ФО’Ф’ГЮ —©о—од ©— —оф©х
- ‘ОФФ.ФООЮ
-
ОІООС^О
ОО Оof©'©'©'х"о-'г-'с-'х'о"о о*о'о —' — о' — — оз
ЮІ (W -*<
—
и
I
і
\V
ш
ОФХООЗХ©©фО-ФОЗ©©Х — С*ф©©ОЗОХ
оофг^оф — — ^©^©©©озфффозозх — х©
’t О'Г^О^О.СП ОД'—sX ф CM ©О О ОД Л тГ ОХ^Х^ОД X
ОООО—'о'оо'о'оО —CMXXФ'ф'©'©©© r*t>
111111111
,оі (W - W?-1
х
г
1
ь
=7
од
ОФОХОФХООЗ—Г -ХФОХХ©Ь-СМОГ*ХХ
х©смххозохоз©о©о©смооз^оос^©х
о о'о “о'о'о'о" о'о"о'о“о'— о о'о'о* о'о'о'о'o'о'
1.11і
с
ОД©ОФОХО-©ЮЮ — ©СМОЗСМОЗХСМ — О (*• Г* Ф
О'О'Ю —^х^— — •ФСЧ'О'-Ф С^ОХ.ОД'С'О СЧ — ОІ Ф 03 х —
—"од'ОІюо?o'о“о —'—' —' о'— —' —' —
—
—
—
——
о—
0
0
5
1
6
9
7
\
+
4
-
0
,
0
0
0
0
0
1
1
2
1
Т
«
оЮОЮ X03
г*хохо©ха>озг-г*г*оіоююх©хо-©хо>
(ОГ^ООООЮСЧОФОХХОООХ — — X©—• X
Ю о © ^чОХчО'^—'оФАоО1«ЮФ — Х'©'СЧ'© — Х'—
х'ф’ф'©оГоГ————О —
— о О?©0000х'о-о-о-'г-'
IIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIII1IIII
XXо-хО©<Оюооо-ХОЗОо©XЮXо*Юсоо
ОЗОДФОЗ© — ОХОЗО
— ©Ф’Ф03Г^Г-О©ХОФХ
ф©©—03X©ОХ©ф©©ЛХОЗ'ООXО^ЮХ'ФХ
о'о'о" —' ofofод'од'ofofofofos'ofofof — —' —
— —'—'—
1
1___ [_ 1
_1_
_1_
_1_
_l
_L_ _1_ -1_ _1_
_J_
_1__i_
_1_ j
_1_ _1_
_1_ •
о
~r“Г-f-"T”"ГT1Ф
I
1’•1
• ТФI1n~-r*
фоозхооооо©о©оо©оо©ооооо
Г-©ОЗОФХХ©ОГ»Х — х©о-х©од©©©ь-©
—
© Oi — x © о Х^ОЗ'ОО ©'Х^Г- ф ОЗ^О 00 Г^Ф^О^О^ОО г*
X х'х'©'о>'о-*х'х'О*'О- Г-’І> с*40-’© ©“©'©'©'©*©'
N
ооооооооооооооо^оооооооо
ф©ООЗОГ*ОЗХ©01Г*' — ©фхохоооо©оз
—
Х©ОСЧ©Ф—ХОЗ© — ОФО©030©С*©Х —
©ФО-ОФФ©©©©Ф©©ФФХчХ'ХОЗ — — — —
+
ч»
Ьч
©
©
©
©
оо
4
-
0
,
0
0
0
0
0
0
7
3
2
3
Т
*
|
©©©©©©©X©©©©©©©©©©©©©©©
ОЗОЗСЧОЗОЗОЗОЗОЗОДОЗОЗОЗОЗОЗСЧОЗСЧОЗОЗОЗОЗОЗОЗ
О) О)О) О)О) О)О')
О)О)О)О’)ОіО)О)О)О)О)
оГ сч сч сч сч"4 сч сч’ сч* сч-4сч"оГсч*о?ечГсч4сч4сч4сч сч4 еч сч4 сч4сч
и
о_о_ооо _оооооооооооооооооо
©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©©
ххххххххххххххххххххххх
ффффффффф'фффф^гфтг^фф^'^'^»^
I
У
г
о
л
п
о
в
о
р
о
т
а
в
а
л
а
уЧ_Ч
VЧ
Ч
ччхч
922
°2
ооо©
©©х
хоз
—
—
хX—
XXг-©
©ОЗ© — ©хохоо—X—030
©Ф©ь-
фоО——XфXXX©О-О)—©
ч* ч’J J sssssssjxLL1
04xk* S J і'іі
Sі і 1 1 і^2'^>оіо|о©іоооо©
©©©X11111ФX041—|ф—lx—XX —
$U2л2-2Q_оo_oc>ooоооооооооооо
O3XXt^©©©©©a>04© — с*хххох — х — оз
Ф©©©г*ХХООООО——чХОЗХХФ©ГшО> —
—
—
—
—
——
——
——
030103ОЗ03030303озодОЗОЗX
81

Йсм8’- ОЬ"’ ^СОГ *’О ХО О О’-<’М 'СОСМ©Г* .г м
©^С>о — ■ ^1О10хУЮГ^оООООО1>Г ^С*Г:*.Г,* Г^^ .
o' о” ©^ ©’'©' О ©"'©'©’' О ©'©©<©©© © ©*'©■'©'
1
о
X
•
»
Е
8Д'П
о>оооог*союсофс)С> — rt,M, ’-’Tj«©©te)©frt
” *' 2^^3'2?іГ>г* ,ООСМ СМО
—
ОФСОі0»§ —
!>^^ХЛСО Осо 00л
—
"М-©Г*юсосм
—
Z—05<° ю©©10сосм"4сосмсоСОсо”СОСО*СОсо
8ГП
Я
-
=^
о©с©©о©©о©©©©©'©о‘Ос;5с^( -5
AQ
S s S §.§ЖяЯ.к s S« sgiss
ОО О - 0Ю00ОЖХ® об* сю сю оо х'х'х оо
1
»0І (»nW-W)i= - ^ £ у
ш
°Л®.>•.W4","'ЛА8S<м 8855 3 8
®® =>9оо®01««« *'х‘х'2-35$
О00о©ху00
00©00СО©00хУ — <© —
.
£^счтгЛю<ос>ті-(Ѵ}(о —
°-ч ~
офсм©©©©лсм_ co о_см co co co cm co
—
cmcm©oo
© xy^co ’— 'O— «COCMC OCOC OCO —
—
—
—
—
CO©CO© — —— ©
—
—
—
—
—
—
^^
*
£2£32P$Q22®©
cmt>©г-©cmr*-©oo©xy
«s,2A«A“Sf2gs^2i?sss§5§
coco ^^сюахх'хххсо^ьо'юю 'ою
II
IIIIЛIIII
II II
IIIIIIIIIIIIIIII||II
II II
CMt*©b»©CMt*©00
хУ
мсолЙ8-смо©00800S!©©Sсм©©g8
О©ООCMсмсм
“
•»
*
*
-
*
>COCO
Г*t*b-
©©©©
©10 м-
88sS8£S2&°‘n°ю°ю°ю°° St Ъx
SSg333SS88?;8£322:si&S8
еМсмййлІЙЙЙЙ^^С^С^^СМСМСМСМСМСМ
CM^CM^CM CM^CMI СМчСМШСМЛСМI.CM'CM C'i CM CM CM CM^CM^CM CM CM
cocococococococo co" COCOCOCOCOCOCOCOCOCOCO
2*.2*.2^o<>oo о о о о
ЮЮЮІПІОЮІОЮЮЮЮ
оооооо
Tf Tf
-ту
’’S' xf
co co coco coco
Юin10irtЮЮ
I1
SL,opооооОо
^©©г^оо©©^©©
СМ 01
82

Т
а
б
л
и
ц
а
Ю-Гх
оч
о о*ОО
ШX——
Л«*я
ЮЮИИ
ххоо
іОЮЮіГ;
—
—
оо
іі«092
IJS525
соII
оооо
СОГ*1ПО
СОСОГ*X
смсмюо СО ЩООЮОоюXоюосмЮXо
о — ■'? СО СО СМХ’ГСОГ-ООО
—
—
СМСМСМСМСО
ООО— тгЮcoЮЮГ-хXXXXXXсоX;X
о>охсм'М,сО'’Г>лг-сог*-'’Гсмсосмх,’3‘С*<осо)2 92
ОСМСМСОО—СМСМ
—
—
ОО — ООООХХГ-cOg
OOOOO——————————OQQOOOO
оооооооо^о^ООО0^0оОоО0^0оо
оо'о'6о'о'6сo'Qо'оо'ооооооооо
CM
'-О ”Г со
<О —тГОООООоОСОо
ХсчСМ—————Ю^ОСО—*
II II IIeq
eqг»eq|| || ||х
ч"J1ч соXтГrfЮч ч ч <£>
gggIIIIIIIIIlgssII
оооѵ **ѵѵоооч—
cqeqOJoooooiocMCMO
тгтГ^Ю^ОЮЮЮтГт^хгЮ
wm——с °.о°о ———2,
J ЧІЧІ3^32.І J J2
SI
о_о
СО—
О—
СМ см
— ООООЮСЮСМО ’З'ОЮЮОЮООООО
ТГ^ОЮХООЮСОГ-Х©00;5Г1><3>ОСМ‘3‘1П£-Х
<ссмсо
соСОсоСОсо ^0,«ч,«2»
Оі с<о о>
o'o'o'оооо**о"4ооо'оооооооо**оо
со
ЩО—— •’tocoinx — СОО —ХСОГ-О
СОтГ-тГ^ХСМСМСМ — —ОооXgою
ооооооооооо о^о^о о о о
о^оо o'1о”4о"4о"4o'оo'с?оооооо
—
Xюг-с*
смсм юсм
оооо—
ооо
о“o'о"о“о
V•»
X
чх
ч
чч
оооол
о
ОЮ
Tfr см •м*
см
^ч
k8o&8p&
чГОЮ£у>2'г, ’- "<* 5^<С >
7f чпчпж77777
IIЮSJIюSююю
СМО^МСМОСМСМСМСЧСМ
TftOTf'M'iOTt’xrrtTtrr
“LTjsjjjjj
=|$«ig2gg£
ооОооОоООО
г*сохсоох — СО
—
СМ
—
СМСМСОСО-’У СО Ь-О
—
смсмсмсмсмсмсмсмсмео
ОЮЮСООХОЮЮСООЮЮЮСМХ
—
TroWr*cOcOXO — СМСОСМЗіОіО
ОоО—
»О «ог-ххххоооо
6*
83

в течение всего хода расширения, а при половинной нагрузке двигателя
даже не заканчивается. Правда, 95% газа сгорает в течение 45° поворота
вала после ВМТ при полной нагрузке двигателя и в течение 95° при нагрузке
двигателя 3/4.
Полученный характер изменения закона сгорания газа показывает, что
относительная скорость сгорания -^ - достигает максимальной величины при
всех режимах двигателя на участке 10°—20° за ВМТ. Наибольшую скорость
сгорания имеет смесь с коэфициентом избытка воздуха == 1,26. Объясняется
это тем, что процесс горения начинается позже и протекает при более интен­
сивном повышении температуры, вследствие выделившейся теплоты сжатия.
0,01 0,02 0,05 О,О4 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 tcek.
0,90
\
\
0,80
0,70
h©
0,60
\I
ь
0.50
©
о,со
0,50
•
0,20
0,10
0
Рис. 29.
7 —нагрузка двигателя і/2; аі=і,26; 2 —нагрузка двигателя з/4; а1в1,04;
3 — нагрузка двигателя «/4; ^=1,02.
При полной нагрузке двигателя (коэфициент избытка воздуха в смеси
«1=1,02) процесс горения начинается раньше и к моменту воспламенения
электрической искрой значительно большая часть смеси сгорает, чем при
работе двигателя с половинной нагрузкой (ах= 1,26). При этом процесс
горения (окисления) до электрического запала протекает сравнительно с малой
относительной скоростью, которая и после электрического запала не увели­
чивается, так как концентрация горючих компонентов газа к этому времени
уже значительно уменьшилась. Это подтверждается тем, что закон изменения
относительной скорости сгорания до воспламенения смеси электрической
искрой одинаков для всех режимов работы двигателя. Процесс же развития
горения после электрического воспламенения не одинаков, в смеси с «і= 1,26
идет с большей скоростью
потому что концентрация горючих компонен­
тов в этой смеси еще достаточно большая, так как процесс горения начался
позже. Представленный на рис . 29 закон сгорания смеси по времени также
подтверждает это.
84

5. Физико-химическое исследование рабочего процесса
Термодинамические исследования рабочего процесса газового двигателя,
выполненные нами, и экспериментальная проверка их показали, что процесс
горения газовой смеси в цилиндре двигателя начинается в период сжатия
смеси, до начала воспламенения от электрической искры. Причем этот период
горения сопровождается образованием конечных продуктов сгорания СО2
и Н2О. Как показали исследования, интенсивность этого периода процесса
горения зависит от величины коэфициента избытка воздуха в смеси, т. е. от
состава смеси. При этом не все горючие компоненты генераторного газа
одинаково участвуют в процессе горения. В начальный период горения больше
всего сгорает водорода и в меньшей степени окиси углерода. На линии рас­
ширения относительная скорость сгорания значительно уменьшается и в связи
с этим процесс догорания продолжается почти на всей линии расширения.
Все это создает весьма сложную картину протекания реакции сгорания
генераторного газа в цилиндре двигателя и затрудняет расчет параметров
рабочего процесса с помощью физико-химических соотношений.
Рассмотрение процесса горения по результирующим скоростям сгорания
значительно упрощает анализ процесса преобразования химической энергии
в теплоту.
Принимая генераторный газ, как химическое соединение, можно механизм
сгорания газа рассматривать, как реакцию соединения молекулы газа и моле­
кулы кислорода. Принятое допущение позволяет к расчету кинетики процесса
сгорания газа применять физико-химические уравнения. Считая реакцию сго­
рания газа, как наиболее вероятную, бимолекулярной, согласно кинети­
ческим представлениям скорость сгорания будет определяться так:
Е
— ^=*-cr-co,= fc0-Cr-Co2e RT
de
.
«
где:
- ----
скорость сгорания моль/м3 сек.;
к — константа скорости реакции;
kQ — константа по столкновениям;
Сг — концентрация газа;
Со2 —концентрация кислорода;
Е— энергия активации;
R— газовая постоянная газа;
Т — температура смеси .
Скорость сгорания может быть выражена и через относительные количе-
dc
dx
Q?
x
ства сгоревшего газа-^-=-^- • 224у где: V—объем цилиндра в рассмат­
риваемый момент.
Принимая во внимание, что время поворота вала двигателя на угол <р
равно:
t= -^— сек.
6п
скорость сгорания будет равняться:
de_dx
dt
dq>n 9 22,4 V
При работе исследуемого двигателя на различных нагрузках скорость
сгорания газа будет определяться:
при полной загрузке двигателя
de с о„с 0,0147
dx
,
dx
1_
Т=
= 1,52• у- моль/сек.
моль/м3 сек.
85

при нагрузке 3/4
-і -=б •375 • • Ав 1,295 Ѣ ■ ѵ-моль/сек-
при нагрузке l/t
de
с п-7; 0,01165
dx
1 .-70
dx
I
/
ч
=6 •375•-оо-=—
-т- «г- = 1,172 •
• -Гт - моль/сек. mj
dt
22,4
dtp-V
dtp
V
1
Результаты подсчета скоростей сгорания приведены в табл. 9.
Таблица 9
I Угол
1 пово-
I рота
1 вала
<Р
Объем ци­
линдра
V
Нагрузка двига­
теля 4/<
Нагрузка двига­
теля 3/4
Нагрузка двига­
теля 1/а
■S
&•
43
1
Г
=
1
,
5
2
^
•
т
м
о
л
ь
/
с
е
к
.
м
3
1
а43 чз
4
г
=
1
,
2
9
5
Л
1
d
t
d
t
p
V
м
о
л
ь
/
с
е
к
.
м
3
•о
э.
43
e
w
А
Z
l
1
х
р
4
d
t
м
о
л
ь
/
с
е
к
.
150°
0,007825
0,00105
0,2037
0,0003
0,0496
1 160э
0,006197
0,0031
0,760
0,0011
0,230
0
—
1 170°
0,004913
0,0073
2,249
0,0037
0.975
0,0013
0,310
1 175° 1 0,00490
0,0095
2,888
0,0065
1,684
0,0028
0,656
|
1 180°
0,004847
0,0114
3,572
0,0098
2,620
0,0071
1,716
I 285°
0,00490
0,0127
3,940
0,0117
3.090
0,0140
3,355
190°
0.004913
0,0135
4,175
0,0124
3,268
0,0157
3,740
1 195°
0,0056
0,0141
3,820
0,0125
2,887
0,0144
3,012
1 200°
0,006197
0,0141
3,458
0,0117
2,445
0,0128
2,420
1 205°
0,0068
0,0130
2,905
0,0109
2,072
0,0116
2,002
I 210°
0,007825
0,0124
2,408
0,0104
1,722
0,0108
1,620
1 217°
0,0092
: 0,0125
2,065
0,0112
1,580
0,0134
1,71
1 220°
0,009997
0,0122
1,857
0,0110
1,427
0,0131
1,535
1 230°
0,01320 1 0,0109
1,255
0,010
0,980
0,0113
1,003
1 240°
0,01555 і 0,0099
0,967
0,0093
0,777
0,0101
0,763
I 250°
0,01900
0,009
0,720
0,0086
0,586
0,0089
0,550
1
1 260°
0,02175 ! 0,00835
0,583
0,0080
0,476
0,0081
0,436
1 270°
0,025147
0,0078
0,472
0,0075
0,386
0,0074
0,345
1 280°
0,0290
0,0073
0,382
0,00705
0,315
0,0068
0,274
300°
0,03365 1 0,0064
0,2885
0,0062
0.238
0,0059
0,205
312°
0,037
0,0059
0,242
0,0058
0,203
0,00545
0,172
320°
0,038
—
»
0,00555
0,189
0,00545
0,165
1
340°
0,0402
——
—
0,0055
0,177
0,00458
0,1335
343°
0,0404
—
-
0.0050
0,160
0,0045
0,136
360°
0,04104
-----
■■
1
0;0041
0,117
Изменения скорости сгорания по углу поворота коленчатого вала двига­
теля и по времени даны на рис. 30 и 31. Максимальных значений скорости
сгорания газа достигают при всех режимах работы двигателя при угле пово­
рота вала 190" (10° за ВМТ) и имея при этом наибольшие расхождения
между собой. В дальнейшем скорости падают до конца сгорания газа.
Незначительное повышение скорости на участке 210 — 220° поворота вала
86

d
e
м
о
л
ь
d
t
с
ё
к
.
м
^
__
--
-
________________________________
...
‘sS
©
Ч
и
1
о
9
2
0
\
I
1
1
1
Лм
S>
5
1
1
1
А
0
1
6
0
1
6
0
2
0
0
2
2
0
2
2
0
2
6
0
2
0
0
3
0
0
3
2
Р
и
с
.
3
0
.
7
—
н
а
г
р
у
з
к
а
д
в
и
г
а
т
е
л
я
«
/
<
;
в
1
-
1
,
0
2
;
2
—
н
а
г
р
у
з
к
а
д
в
и
г
а
т
е
/
3
—
н
а
г
р
у
з
к
а
д
в
и
г
а
т
е
л
я
*
/
8
;
а
^
і
,
2
6
.
ѳ (м)
Ч*4
Ч
‘Ч
X
<N
Г,
fr,'
С\
<\
<\'
ъ*
<
5)'
87

происходит вследствие неустойчивого процесса сгорания. Причины вызыва­
ющие такой характер горения газа, нами были рассмотрены ранее. Большие
Прости сгорания, очевидно, должны давать большие абсолютные количества
сгорающего газа. Представленные на рис. 32 и 33 кривые, показыва-
7 — нагрузка двигателя </4: а1=1,02; 2 — нагрузка двигателя з/4; ^=1,04; 3 — нагрузка П
двигателя і/2; аі=1,26.
0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,0} 0,06 0,09 0,1
Ісек
Рис. 33.
1 — нагрузка двигателя */4; аі=1,02; 2 — нагрузка двигателя 3/«;
<>1=1,04; 3 — нагрузка двигателя 1/2; оі=1,2б.
ющие изменения сгорания газа в нм3 для каждого момента процесса, под­
тверждают ‘это. Меньшие же значения сгоревшего газа при половинной
нагрузке двигателя (сц = ] ,26) при скорости сгорания больше, чем при
нагрузке —3/4, обусловливаются тем, что процесс сгорания при этой смеси
88

Таблица 1(/
Нагрузка двигателя 4/4; «is Ь02
Угол
поворота
вала
іРо
X
Vм3
сг = 0,000657
моль/м3
1
Сп = 0,0001268 х
1
1
1
Х(1,02—х) ——
моль/м3
1
143
0
0,00940
0,0698
0,01375
I
150
0.0175
0,007825
0,0825
0,01623
160
0,055
0,006097
0,1002
0,01975
1
170
0,210
0,004913
0,1058
I
0,0209
175
0,350
0,00488
0,0876
0,0174
1
180
0,475
0,004847
0,07125
0,01428
Г
190
0,675
0,004913
0,0435
0,00891
I
200
0,805
0,оО6197
0,02068
0,00441
210
0,830
0,007825
0,01428
0,00307
220
0,940
0,009997
0,00394
0,001015
1
230
0,955
0,0127
0,002328
0,000648
1
240
0,965
0,01555
0,00148
0,000448
250
0,970
0,0185
0,001065
0.0003428
I
260
0,975
0,0220
0,000747
0,000259
270
0,985
0,025147
0,000393
0,0001765
280
0,988
0,0290
0,000272
0,000140
I
290
0,990
0,0322
0,000204
0,000118
300
0.995
0,03365
0,0000978
0,0000942
1
310
1,000
0,0366
0
0,0000693
1
начинается позже. Зависимость скорости сгорания газа от коэфициента
избытка воздуха, т. е. от концентрации реагентов, следует из кинетического
уравнения:
^t^k-CTCOi
где концентрация газа равна:
Ст = (\ —X) 224гѵ моль/м3
а концентрация кислорода равна:
^o2 = (ai— х)0,21 Lo -224-Ѵ моль/м*
Для рассматриваемых режимов работы двигателя концентрации будут
равны:
При полной нагрузке двигателя (<^=1,02)
Сг=
(1 - X) = 0,000657
моль/м 3
Со, = (1,02 -X)•0,21 •0,918
= 0,0001268 (1,02 — х) моль/м3
При нагрузке двигателя 3/4 («1=1,04).
Сг = -^1^-(1-х) = 0,000576моль/м3
Со,тг (1,04 -х) 0,21 0,918 •
= 0,000111 (1,04 -х) -у- моль/м3
8LV

Т
а
б
л
и
Ч
а
1
1
Н
а
г
р
у
з
к
а
д
в
и
г
а
т
е
л
я
■
/
,
;
„
=
1
,
2
6
Т
а
б
Ш
Ц
а
1
2
€w/4ifow -у-(х-9Е'|)х
х tool ооо'о=0°э
ио
X
іОXCM
CMю
CMCMФ
©in
1ПООШСМФ — — Ф^ГФіОСМХСОФЬ -Ю^Г
фТГООИОФQФ©Ф
ФГ*іСОСООО
—
—
—
Ффф
ФU01ПСМИО—ФrfсоСМСМСМ-ч
—
—
—
—«
CMOICMCM — — ФФФФОФФФФФФФФФФФ
ФФФФФО0.0ффос>ФФ^О.О^/Э^Фф_оФ
Фф"ФФф’©*0о о*о‘о“Ф*ФФо'Фф“Фф‘ф‘ф‘Ф
£и/чігош
125000'0“ Jj
X
ио
х
ио
х
©—■шо’tфосм-со
соф
ХСМХООСМОФФФООСМСМ© — b ’ © Tf со СМ — — Ф
СМ^Г — Ф’ФФФСМХФІО’ГСОСОСМСМСМСМСМСМСМСМ
х ф ф х ио со см —ФФФФФФФФФФФФФ©
ф.
—К0ФФЛффф^0_ф0ОФ^ФФ.ФФФФФШф
ФФФф’фФоффф‘©'офф“о'ФФФ*Ф*ф“ф'©
8WЛ
X
Г*-СО І> 1СЭ с—
г*
ф—х^—ОСМФ
©
ТГ
ю
тг
CMСОXXО)—Xсог«иоШ
—
ФСМ©©
см
©Ф
©тТ'^.-чГ т^ФГ’ФСМНОХСМШФСМХФХФФФ’ -’
ФФФФФФФФ — —
—
СМСМСМХХХХХ^^’Т
ф-ф.ф.о.ф.°.ф«фф.ф.фрф.ф.Ч.ФФ.А0 ооо
Фф“ф"ф"ф“фффф‘ф’фф>ф*ф‘ф“Фф“<ф'о"оф’Ф*
X
см
ІПІПФФІОІПФНОФІПФСМІПГ-ХФ
—
СМСО’3'ю
фф^С*ОСМ©Г-Ф
—
—смсм смсмсмххххх х
’- ■’ф-ф
—
^иоЮГ-Х_ХXXXXXXXXXXXX
Ф*Ф*о’ф’Фф"ф'ф"ФФф'о"ф“ФФф“Фф‘ф"ф“ф‘
°<6 еілга eiodoaou
ОфірффФфффффффффффффФфФ
иоГ*С*XфФ —СМХ^ИОФГ^ХСОф—смX
ио©
—----------------—
—
смсмсмсмсмсмсмсмсмсмсососососососо
„W/ЧІГОИ! у- (X- fr0'l> Х
8О
х 1Н000‘0= 3
©
хсо_
Г-X
ИОХС^СМ^Т<Ф©СОСМ<ФСМ© — СС©СО —
СМОСМСМ—СМ
—
С*ХСМСОО>ЮИОСОСОСМСМ — — —
С1^Х -01»ЛОФ’ГС1’’ООООООООООО
—
—
—
СМ — — —ОФФФФООФООФФОФ©
ффф^ф.фффффффффффф^фф^фФ-Ф^ф
фо*о"Ф*О*ф"ф’ф”ф‘ф“о о"ф‘©©’ф’о’©‘о'о’о“о
С
««/wow
дд5000‘0=Ъ
XXX'*J'X»O — со
~
л
,
’Ттгсмсо^^охсм — см о
хсм©©тгтгсм^г —х ©х©—х©-^хсм —•
—
— см©©хсм——оооооQо
Qt*O>OOt*^XCM ФФФФФФФФФФФ©
О^О^О^-С©і^Ф.ф^ф.О^О^О <Ф О О.Ф О_ Ф ф Ф Ф^
ф*1 ф*ф"ф’ ф*ф“ф*ф“ф“ф"ф“ф'ф о ф ф о*о ф ф‘ф"4
кв:
4>
_
©Ь-СО
. Г'ООГ'ЮГ'
г-
ФСМ0-СО •? —О-СМО
©
rf
©
X—СОXXСО—XСОЬ-©©
—
фсм©юосм
Ф(*< о^ ,ч,ч ,^,< ог»а >сміпаослпа>« чо о©ооо>о
£0
«иЛ
>»
е-св
X
©ЮОф©фСМФX
Ф£»ФФГ*ОФФСО
х©©і>х.
О*" о" ф"ф'ф' ф' ф’ ф"ф“
ф©©1—Ф©СМ©Ф©Х
XOCMX©©©t^XXO>
XфФ<ФОФФФфФ0)
ф“ф'ф ф%ф ф"ф*ф"ф фЛф“
eireg eiodoaou ігоил Хофф ©ОФФ
•о-но©Ь-г-хФФ
—
—
см
ффффффф
—
CMСОrf»Г0'-О г~
смсмсмсмсмсмсм
ффффффф
XФФ—СМСО ’«Г
смсмсососососо
$0

При нагрузке двигателя 1/2 (at = 1,26)
Сг=(’ ~х)=°’000521
моль/м’
Со, = (1,26-х).0,21-0,918=0,0001004(1,26-х) • -^моль/м3
^-4.,4 «У
V
Результаты подсчета концентраций генераторного газа и кислорода при­
ведены в табл. 10, 11 и 12.
Кривые изменений концентраций по углу поворота коленчатого вала дви­
гателя и по времени приведены на рис. 34, 35, 36 и 37. Концентрации
кислорода и газа имеют максимальные значения для всех нагрузок двигателя
(при различных ах) при положении вала 10° до ВМТ. Скорости же сгорания
имеют максимальные значения, как это было отмечено нами ранее, при 10°
поворота вала за ВМТ. Рост концентрации кислорода и газа до момента
положения вала 10° до ВМТ происходит вследствие того, что процесс
горения в первой своей стадии (до воспламенения от электрической искры)
протекает сравнительно медленно, а объем цилиндра не пропорционально
уменьшается. В последующей стадии процесса сгорания скорость сгорания
возрастает, а концентрации кислорода и газа быстро уменьшаются. При
максимальном значении скорости сгорания газа, концентрации газа и кисло­
рода составляют лишь, примерно, половину своего максимального значения^
При этом концентрации газа при различных at в смеси в течение всего про­
цесса сгорания имеют постоянное различие. Концентрация газа и кислорода
при работе двигателя на смеси с коэфициентом избытка воздуха а1=1,2б
в течение всей второй стадии процесса сгорания (после воспламенения от
электрической искры) остается большей, чем в смесях с меньшими коэфи-
циентами избытка воздуха. Скорость же горения газа, при этом коэфициенте
избытка воздуха в смеси, остается за весь процесс сгорания меньше скорости
сгорания при меньших значениях <хх, за исключением периода сгорания
вблизи ВМТ.
Для физико-химического объяснения зависимости скорости сгорания газа
от коэфициента избытка воздуха в смеси выясним, как изменяется константа
скорости сгорания в течение всего процесса сгорания.
Из кинетического уравнения сгорания находим:
de
сгсОг
Результаты подсчета константы скорости сгорания при различных нагруз­
ках двигателя и коэфициентах избытка воздуха
приведены в табл. 13,
14и15.
Изменения Igfc при различных коэфициентах избытка воздуха в смеси
по углу поворота вала двигателя и по времени изображены на рис. 38
и 39. Характер изменений lg& показывает, что в начальный период процесса
сгорания константа скорости сгорания интенсивно возрастает, а затем в период
угла поворота вала от 190° до 210° идет незначительное повышение с после­
дующим сравнительно медленным ростом. Взаимное расположение изменений
lg к показывает, что константа скорости сгорания зависит от коэфициента
избытка воздуха в смеси и с увеличением этого коэфициента константа ско­
рости уменьшается. Для выяснения причин более интенсивного роста кон­
станты скорости в начальный период сгорания, обратимся к рассмотрению
изменений температур и концентраций смеси за время горения.
На основании температурных кривых., построенных на рис. 11, 12 и 13,
характер повышения температур в начальный период сгорания газа при раз­
личных ах в смеси протекает следующим образом. При коэфициенте избытка
91

Рис. 34.
1 — нагрузка двигателя 1І2; ді=1,26; 2 — нагрузка двигателя з/4; aj=l,04; 3 — на­
грузка двигателя 4/4;аі=1,02.
Рис. 35.
У —нагрузка двигателя 1/4; а^І.Зб; 2 — нагрузка двигателя з/4; а1==1,04; 3— на­
грузка двигателя */4; аі= 1,02.
92

Рис. 36.
7 — нагрузка двигателя Ѵгі аі=1,26; 2 — нагрузка двигателя Э/4І аі=1,04;
3 — нагрузка двигателя 4/4; аіяві,02.
Рис. 37.
7—нагрузка двигателя 1/2;
2 — нагрузка двигателя з/<;
а1=І,04; J —нагрузка двигателя аі=І,02»
93

воздуха а =1,26 на участке сгорания по углу поворота вала от 160° до
190е (160Л_ начало горения) температура изменяется от 540° до 1400° абс*
Рис. 38 .
7 — нагрузка двигателя і/зі аі=1,26; 2 — нагрузка двигателя 3/<; аі=1,04; 3 — на­
грузка двигателя */<; Ді=1,02.
teeк
Рис. 39 .
нагрузка двигателя */4; aj= 1,02; 2 — нагрузка двигателя 8/<;
«1е 1,04; 3— нагрузка двигателя >/2; аі=1,26.
Следовательно, повышение температуры на 1° поворота вала будет равное
=
1400»-540°
~ 9QO
ф
30
=**
В смеси с коэфициентом ах = 1,04 на участке горения от 143° до 190°
94

Таблица 13
Нагрузка двигателя 4/4; аі = 1,02
Таблица 14
;
УГОЛ
1 поворота
вала
9>о
de
dt
Ср
Со
Ѵ2
!
СгСО,
1
к
1
1
1
1gЛ
1
143
0
0,0698
0,01375
0,0009597
0
I
—оо 1
150
0,2037
0,0825
0,01623
0,001340
151,8
2,181 1
160
0,760
0,1002
0,01975
0,00198
384,0
2,584 I
170
2,249
0.1058
0,0209
0,00221
1018,0
3.008 1
180
3,572
0,07125
0,01428
0,001018
3509.0
3.545 J
190
4.175
0,0435
0,00891
0,0003878
10780,0
4,033 Г
200
3,458
0.02068
0,00441
0,0000912
37850,0
4,578 I
210
2,408
0,01428
0.00307
0,0000438
54800,0
4,739 1
220
1,857
0,00394
0,001015
0,000004
464000,0
5,667 I
240
0,967
0,00148
0.000448
0.000000663
1460000.0
6,164 I
270
0,472
0,000393
0,0001765
0,0000000694
6810000,0
6833 I
300
0,2885
0,0000978
0,0000942
0,00000000922 31300000,0
7,496 f
310
0
0.0000693
0
со
со1
Нагрузка двигателя 3/4; а =1,04
Таблица 15
Угол
поворота
вала
7'о
de
dt
Ср
СО2
СгСО,
к
igЛ
1
143
0
0,0613
0,01227
0,000752
0
—
001
150
0,0496
0 0732
0,01468
0,001074
46,2
1,648 1
160
0 230
0,0906
0,0182
0,00165
139,5
2,145 I
170
0 975
01055
0,0212
0,002238
436,0
2.6395 I
180
2.620
0,0744
0,01525
0,001135
2310,0
3,364 1
190
3 268
0,0482
001018
0,000491
6660,0
3.824 I
200
2.445
0,0314
0,00677
0,000213
11480,0
4.060 1
210
1,722
0,02210
0,00482
0,0001065
16180.0
4,209 I
220
1,427
0,00934
0,00224
0,0000209
68250,0
4.834 I
240
0.777
0.00352
0,000963
0,00000339
229300,0
5,361 I
270
0,386
0,001148
0,000397
0,000000456
847000,0
5.928 I
300
0.238
0,000428
0,000214
0,0000000916
2596000,0
6.414 1
310
0,203
0,000315
0,000182
0,0000000574
3540000.0
6,549
320
0,200
0,0002218
0.0001605
0,0000000356
5570000,0
6,749 Г
340
0,160
0
0,000111
0
со
Нагрузка двигателя 1/2; а «1,26
Угол
поворота
вала
Ѵо
de
dt
Ср
СО2
сгсо,
к
lg/i
160
0
0,0828
0,02006
0,001661
0
—
со
170
0310
0,1042
•
0,02545
0,00265
116,9
2,068
180
1,716
0,0893
0,02260
0,00202
849 0
2,929
190
3,740
0,0542
0,01555
0 000844
4430,0
3,647 '
200
2,420
0,03998
0,01193
0,000477
5070.0
3.703
210
1,620
0,0296
0,00905
0,000268
6040,0
3,781
220
1,535
0,0120
0,004925
0,000592
25900 0
4,413 !
240
0.763
0,00636
0,00291
0.0000185
41200,0
4,615
270
0,345
0,00369
0,001745
0,00000644
53600,0
4,729
300
0.205
0,00266
0,00132
0,00000351
58400,0
4.766
340
0,136
0,002175
0,001072
0,00000233
58300.0
4,766
360
0,117
0.00209
0,001040
0,000002178
53800,0
4,731
95

{143° —начало горения) температура повышается от 510° до 1550° абс.,
а поэтому:
АТ _ 1550° —510°
ср=
47
=
Такжеприа1—1,02
АТ _ 1630° —530°
93О
9?
47
Таким образом, при составе смеси с ах = 1,26 повышение температуры
в наиболее интенсивный период сгорания идет значительно быстрее, чем
в смеси с ax=L04 и а1=1,02.
Как следствие этого, и происходит более быстрый рост константы ско­
рости сгорания на рассматриваемом участке сгорания смеси с ах=1,26. При
этом абсолютные значения константы скорости сгорания остаются меньшими,
чем значения констант скорости смесей с меньшими ах. Последнее, очевидно,
объясняется тем, что температуры смесей с ах=1,02 и ах= 1,04 значительно
выше, чем температура смеси при ах=1,26. Концентрация же газа (рис. 34)
только на участке сгорания 160° —170° в смеси с ах=1,26 меньше, чем
в смеси с ах= 1,04 и ах=1,02, а в дальнейшем развитии процесса сгорания
становится больше. Этому периоду как раз соответствует и более интенсив­
ный рост константы скорости сгорания.
Таким образом, анализ начального периода процесса сгорания газа пока­
зывает, что константа скорости сгорания зависит от температуры смеси,
ют интенсивности ее роста и от концентрации газа в смеси, т. е. от коэфи-
циента избытка воздуха в смеси. Для газовых смесей с большими темпера­
турами константа скорости сгорания больше и с повышением температуры
смеси в процессе сгорания константа скорости сгорания растет. В смеси
с большей концентрацией газа в начале сжатия развивается более высокая
температура при горении, а поэтому и процесс горения протекает с более
высокими значениями константы скорости. При дальнейшем ходе процесса
горения (начиная с 210° поворота вала происходит так называемое догорание
газа), температура смеси падает и концентрация газа уменьшится, а константа
скорости повышается. Такое несоответствие с выводами по результатам рас­
смотрения предшествующего периода горения объясняется следующим.
При догорании газа, которое происходит на линии расшир ния, фронт
пламени имеет небольшие размеры, так как несгоревшего газа в смеси с про­
дуктами сгорания становится незначительное количество. При таком неинтен­
сивном горении, температура смеси, находящейся в цилиндре двигателя
в процессе расширения, будет значительно ниже температуры, развиваемой
непосредственно в очагах горения (в местах фронта горения). Представляемые
на рис. 11, 12 и 13 кривые показывают изменение средних температур
смеси, так как они подсчитывались по показателям политропы расширения.
Следовательно, понижение температуры смеси не является еще доказатель­
ством того, что температура в очагах горения также падает; наоборот, она
может все время повышаться. По этой причине и происходит дальнейшее
увеличение константы скорости сгорания, несмотря на падение температуры
смеси и уменьшение концентрации газа.
Приведенные выше результаты показывают, что при том же ах в смеси
скорость сгорания зависит от константы скорости, которая в свою очередь
зависит от температуры, развиваемой при горении. Отсюда следует, что для
повышения скорости сгорания газа в цилиндре двигателя при воспламенении
его от электрической искры и, следовательно, для уменьшения продолжи­
тельности сгорания необходимо: повысить температуру горения путем увели­
чения степени сжатия смеси и уменьшения ах в смеси, а также для увеличе­
ния ширины фронта пламени и, следовательно, для повышения и выравнивания
•Об

температуры смеси в объеме цилиндра, как показали опыты, целесообразно
создавать путем экранирования впускного клапана завихрение смеси в цилин­
дре двигателя. Повышение степени сжатия смеси для увеличения константы
скорости сгорания вполне согласуется с выводами о возможности повышения
ее без опасения преждевременного самовоспламенения газа. Приведенные
в работе исследования влияния степени сжатия на характер процесса горения
газовой смеси в цилиндре двигателя подтверждают необходимость повышения
степени сжатия для увеличения константы и скорости сгорания. Согласно
теории активации не каждое столкновение молекул приводит к реакции,
химическое преобразование может произойти только тогда, когда соуда­
ряющиеся молекулы обладают определенным минимумом энергии, которая
носит название энергии активации.
Из кинетической теории газов известно, что полное число столкновений
двух разнородных молекул в одном кубическом сантиметре в секунду равно:
Zo =л-п1-л2-д2 і/з-Я-Т .
0
12
г
где: л1 и п2 — число молекул рассматриваемых газов;
д—среднее геометрическое диаметров двух разнородных молекул
<5-/^7
R — газовая постоянная;
Т — абс . температура газа;
и /^2 —молекулярные веса газов.
Концентрация в молях на литр:
с=4- • юоо
где: Ло — число молекул в объеме моля;
2Ѵ0 = 6,062-ІО23
Выражая газовую постоянную в эргах:
/? = 8,313-ІО7 эрг. получим:
Zo = 1,82•1046•д*■Сг •С,1/т
Число столкновений молекул, энергия столкновений которых превышает
энергию активации, определяется по формуле Больцмана:
Е
Z=Zoe RT
где: Е—энергия активации.
Для реакции второго порядка, к которой ведут столкновения двух
молекул:
Zo=к9•С\•С2
где: к9 —константа столкновений.
Отсюда константа столкновений будет равна:
к0 = 1,82- ІО4» • <За1/ Т ■ "t1**
•
ДіДз
Выражая к0 в молях и относя к 1 м3, получим:
Лп = 3-1О2Б-<52]/ Т
0
т
7 ЦНИИРФ. Сборник No 2.
97

Принимая диаметр <5 = 3* 10 8 см, находим окончательно:
*.-2,7. No•/
В данном случае ^ — кажущийся молекулярный вес генераторного газа:
Р'г=
== 24,82
Z^2=/^Оа =32
Получаем:
*9 = 2,7- ІО10]/ Т-
= 27 • ІО10 /0,0703 Т
Скорость реакции может быть представлена так:
Е
Е
“RT
RT
a-^ -Z = Z0-e
=k0.CvC2-e
= k-CvC2
Отсюда константа скорости будет равна:
—
£
fc=v ят
Полученное уравнение позволяет при известных к и kQ определить энергию
активации:
Е
е імь.т ~_к _.
= 2,3031gA
Aq
IjiyOO 1
Kq
— E = 4,571-lg-^-’T
Результаты подсчета константы столкновений и энергии активации гене­
раторного газа для рассматриваемых нагрузок исследуемого двигателя при­
ведены в табл. 16 и 17. Изменение константы столкновений к0 и энергии
активации Е по углу поворота вала двигателя представлены на рис. 40 и 41.
В начальный период процесса сгорания константа столкновений быстро
повышается, вследствие повышения температуры сгорания. В дальнейшем,
вследствие понижения температуры смеси, константы столкновений умень­
шаются. Некоторые повышения kQ в промежутке угла поворота вала от 210°
до 220° объясняется повышением температуры по причине неравномерного
сгорания газа.
Как видно из рис. 41 и табл. 17, энергия активации в период сгорания
генераторного газа до ВМТ быстро возрастает, а вслед за тем на участке
0—20° за ВМТ угла поворота вала остается почти постоянной и в процессе
догорания газа (линия расширения) уменьшается. Максимальное значение
энергии активации в зависимости от состава смеси (т. е. от концентрации
различных горючих компонентов генераторного газа) колеблется в узких
пределах от 50000 до 55 000 ккал/моль.
Быстрый рост энергии активации в начальный период сгорания, включая
и период окисления до воспламенения от электрической искры, происходит
вследствие некоторой последовательности сгорания горючих компонентов
генераторного газа: в начальный период значительно больше сгорает водо­
рода и метана и совсем незначительно окиси углерода. Это показывает, что
молекулы водорода вступают в реакцию с меньшей энергией активации.
По мере выгорания водорода и вступления в реакцию молекул окиси угле­
рода, энергия
-активации
генераторного газа возрастает. По этой причине
и наблюдается быстрый рост энергии активации в период горения газа до
*6

Рис. 40.
7 —нагрузка двигателя 1/2; ві=1,26; 2 — нагрузка двигателя 8/<; ді=і,04;
160 180 200 220 ?4о 260 280 300 320 340 360
Рис. 41.
7— нагрузка двигателя 1/а» аі = 1»26; 2 — нагрузка двигателя з/4; а1=а 1,04; 3—на­
грузка двигателя </4; ві=1,02.
7#
99

Н
а
г
р
у
з
к
а
д
в
и
г
а
т
е
л
я
*
/
<
:
«
1
=
1
.
0
2
Н
а
г
р
у
з
к
а
д
в
и
г
а
т
е
л
я
3
/
4
;
о
і
=
1
,
0
4
Н
а
г
р
у
з
к
а
д
в
и
г
а
т
е
л
я
»
/
,
;
а
=
1
,
2
6
«О
О00 00 <004С0ХС0ЮС4 00 000)Ю04ХС0Ю^ГСМ — г*
смюсосмсо——•
—
ojC'iooM’Tr^rf'M’^cococococococococococococo
-'“■-■С'ІСС’ТЮ'Ог'СОиіО — СХІП’І'ІЛЮ
СМСМ040404С4СМСМСМСМСМСОСОСОООСООООО
-.іхж2£Іс^іО00 00‘^00<=>сг>см
_
М^СОО)СО00сотгС\|——оооо-
СО00— СОГ*сосо"(Ою"rf*сососм*смсм"CM CM04CMCM —
—
— CMCMCMCMO4CMCMCMO4CMCMCMCMCMCMCMCMCMO4CM
м'^ соо сосмсосмсох — co^iooor*coinmTt^ *co
В
ОС)С)0000)С)0)
см — ююооітг^^аиліпюос - <©’*04 — о ос со со
O0JipOf2'tL0’f’5'C0(M-OOO)OXlXlXXXt*r'b-
OJOJCMCO’sfTfrfTtrf’sl'TtfTfr'rfTroQOQeQeQOQeQeQCQOQcn
—
CMCMCMCMCMCMCMCMCMCMCMOJCMCMCMCM СМО4 CM 04 CM
оо
юоmс
О>М*соо
м*юсоОС
ооо
00ЮIT)
5^ф£^Г?222'3^<3^<^аооос^г*сососо*'іо»оіо»піоіпю
— 04смо4сосмсмсмо4 04смо4смсмсмсмсмо4смсмсмсм
2-. л 2».
. ooooooooooooooooooo
S29.S^2
ЮіП2 °
^S i^5P2Sr?‘^ ~' 000>t*^t^cMoo<oco — oor-co 'M'co
ЮіОС^ОМ'^ог^.оГ-СОЮЮ ’^Г’^СОеОСОСОСОСМСМСЧСМСМ
100

Таблица 17
Угол
поворота ф
Нагрузка двигателя 4/«1=1 >02
Т
к
ко
Е
1
143°
535®
0
16,54-ЮЮ
24451
j
150®
590®
151,8
17,38-ЮЮ
160°
720®
384.0
1018,0
19,68-ЮЮ
28684
J
170®
1050®
23,18-ЮЮ
40070
1
!
1800
1495®
3509,0
27,70-ЮЮ
53959
J
!
190°
1600°
10780 0
28,62-ЮЮ
54284
j
200°
1775®
37850,0
30,18-101°
55951
J
2Ю°
1655®
54800,0
29,20-1010
50832
J
220®
1680®
464000,0
29,30-ЮЮ
44547
!
240
1530®
1460000,0
28,00-1010
36926
;
270°
1385®
1315®
6810000,0
26,65-ЮЮ
29087
300°
31300000,0
25,95-1010
23550
I
310°
—
—
320°
—
—
340°
—-
——
360°
Нагрузка двигателя 3/<; <*1=1,04
Угол
поворота ч>
т
к
ко
E
143°
150®
160®
170®
180°
190°
495°
540®
635®
800®
1420®
1545® *
0
46,2
139,5
436,0
2310,0
6660,0
15,92-ЮЮ
16,62-1010
18,02-ЮЮ
20,25-1010
26,90-1010
28,15-1010
23634
26437
31695
52438
53822
200°
210®
220°
240°
1580®
1510®
1475®
1320®
11480,0
16180,0
68250,0
229300,0
28.42- 101°
27,80-1010
27.43- 101°
26,00-ЮЮ
53384
49930
45527
36529
30122
26097
25099
270°
300°
310°
1205®
1150®
1137®
847000,0
2596000,0
354 0000,0
24,85-101°
24,25-101°
24,10-1010
320°
340°
ИЗ 0®
1118°
5615000,0
го
24,05-101°
23,90-ЮЮ
23948
36 0®
Угол
поворота ф
Нагрузка двигателя */а; “1=1,26
Т
к
Ao
E
143®
ж»
—
—
150°
160®
540®
640°
"о
116 9
16,62-Юю
18,10-ЮЮ
26879
170
!
180®
190°
200®
210°
220°
240®
270°
зоо®
VV
930°
1390®
1430°
1325®
1325®
1183°
1020°
970®
849,0
4430,0
5070,0
6040,0
25900,0
41200,0
53600,0
58400,0
21,80-10*0
26,65-101°
27.05-10Ю
26,05-10*0
26,05-10*0
24,63-10*0
22,82-10*0
22,28-10*0
35730
49409
50516
46244
42416
36677
30919
29180
310®
—
320°
II 340°
942°
58300,0
22,0 -1010
28343
1
О*1ѵ
360°
937®
53800,0
21,72-10*»
28297
'
101

ВМТ; некоторое продолжение этого роста при смеси с коэфициентом избытка
воздуха ^=1,26 после ВМТ (180 — 190°; рис. 41) объясняется тем, что
процесс сгорания этой смеси соответственно начался позже. Число столкно­
вений молекул генераторного газа, энергия столкновений которых превышает
кажущуюся энергию активации, равняется сумме чисел столкновений молекул
горючих компонентов газа, энергия которых превышает энергию активации.
Поэтому
£г
£н2
Есо
£сн4
Z'-e RT—Z^-e RT +Zc°e RT + Z^-e
RT,
где: ZJ —полное число столкновений молекул генераторного газа;
— п олное
число столкновений молекул водорода, входящего в состав
генераторного газа;
^со —полное число столкновений молекул окиси углерода;
-г ен* — полное число столкновений молекул метана;
Ен —энергия активации водорода;
Ег—кажущаяся энергия активации генераторного газа;
Есо—энергия активации окиси углерода;
ЕСи4— энергия активации метана.
Выражая полное число столкновений через константу столкновений
и концентрацию газа, получим:
_£г
£н2
^о(Сн8+Ссо + Ссн4+Ссо8 + См2)Со2*е rt ж Л{?а.Сн2’Со2вг RT
£СО
_
Есн
і nCO /->
RT I »CH4
RT
4“Ko ’СсО^Соа’в
+ Ко •С'СЩ’СоЛ
,
где: Сн2; Geo*, Ссн4І Cco2; Cn2 — концентрации водорода, окиси углерода,
метана, углекислоты и азота в генератор­
ном газе;
Со2—концентрация кислорода в смеси с газом .
Из полученного уравнения находим:
Ер
Ей
—
------------
/-^2
р
____ ___ А.
еRT
___________________
еН2________________ RT I
Ло Сн2 + Ссо + Ссн4+Ссо2 + Сы2
ECO
+ е___________ ££2__________
к* Сн2+Ссо+Ссн4+Ссо2+С!42
Г
Есн*
_ ___ ___ ___ _ С сн4____________ $т
сн2+Ссо+Сснt+CCq2+CN2
— £ =2,303/?Tlg No
ко
С
______СН2_________.е *т I
Сн2+ССО +Ссн44-Ссо2+CN,
■ I *0°___________ Ссо ______________е RT
к*
ch2^Qo + cch4 + cCo2+cn2
Есн4"
12^__________ Ссн4____________е RT
Ло CH2+Cco+CCH4+Cco2+CN2
Полученное уравнение показывает, что величина кажущейся энергии акти
вации генераторного газа зависит от энергий активаций горючих компонен
102

тов генераторного газа, температуры смеси, относительных концентраций
и констант столкновений их. В процессе сгорания генераторного газа отно­
сительная концентрация горючих компонентов уменьшается, энергия актива­
ции каждого из них остается постоянной, а температура смеси повышается,
а поэтому с развитием процесса сгорания, вследствие повышения температуры,
кажущаяся энергия активации генераторного газа повышается. В процессе
догорания газа на линии расширения, в связи с падением температуры смеси,
кажущаяся энергия активации газа уменьшается.
Таким образом, выявленный характер Изменения энергии активации гене­
раторного газа дает возможность судить о протекании процесса сгорания
отдельных горючих компонентов газа.
6. Выводы
До настоящего времени расчет и исследование рабочего процесса газового
двигателя основывались на предположении, что процесс сгорания газа
в цилиндре двигателя протекает при постоянном объеме. Так называемое
догорание газа на линии расширения учитывалось в расчетах при выборе
значения коэфициента выделения тепла £ и среднего значения показателя
политропы расширения л2. При этом выбор величин £ и п2 производился
по данным мало обоснованным, а подчас и неправильным.
Проведенные исследования рабочего процесса газового двигателя показали,
что действительное протекание процесса сгорания значительно отличается
от обычно принимаемого при ѵ = const. Действительный процесс сгорания
в газовом двигателе начинается еще на линии сжатия (до ВМТ) и протекает
во времени как при переменном объеме, так и при изменяющемся давлении,
подчиняясь определенным физико-химическим закономерностям.
В связи с тем, что процесс горения газа начинается раньше ВМТ
и раньше момента воспламенения газа от электрической искры, среднее зна­
чение показателя политропы значительно выше, чем принято считать в лите­
ратуре для дизелей и газовых двигателей. Средняя величина показателя
политропы за весь процесс сжатия (до момента воспламенения газа от искры)
зависит не только от интенсивности теплообмена, но и от коэфициента
избытка воздуха в смеси, т. е. от концентрации газа, от степени сжатия
смеси и от быстроходности двигателя. С уменьшением коэфициента избытка
воздуха в газовой смеси среднее значение показателя политропы сжатия
увеличивается. При повышении степени сжатия смеси при сохранении коэфи­
циента избытка воздуха неизменным, среднее значение показателя политропы
также будет возрастать. Для тихоходных газовых двигателей низкого сжатия
(е не выше 8,5) опыт показал, что среднее значение показателя политропы
сжатия при ах=1,02 пг=1,58 и при ах = 1,26 п1=1,40. Степень сжатия
газовой смеси в цилиндре двигателя может быть увеличена до наивыгодней­
шего значения (е= 10-5-12), без опасения преждевременного самовоспламе­
нения смеси, при воспламенении электрической искрой. С повышением сте­
пени сжатия процесс горения более стабилизируется и догорание газа умень­
шается. При этом величина максимального давления в цилиндре зависит от
коэфициента избытка воздуха в смеси ах. С уменьшением ах, максимапьное
давление в цилиндре возрастает. Для судовых газовых двигателей средней
и большой мощности (с цилиндровой мощностью 60 л. с. и выше) с воспла­
менением смеси от одной электросвечи, максимальное давление в цилиндре
при е в пределах 10 4-12 не превышает значений максимальных давлений
в цилиндре судовых дизелей (40—50 атм.), при значениях коэфициента
избытка воздуха в газовой смеси, близких к единице. Процесс сгорания
газа в цилиндре исследуемого двигателя при а = 8,5 и воспламенении смеси
от одной электросвечи (диаметр цилиндра 320 мм) характеризуется догора­
нием газа почти в течение всего процесса расширения н невысокой мак­
4*
103

симальной температурой смеси. Среднее значение показателя политропы
расширения при полной нагрузке двигателя в связи с этим колеблется в пре­
делах 1 15—1,18 и максимальная температура смеси не превышает 1780° абс.
При этом коэфициент выделения тепла в момент положения поршня в ВМТ
равен 0,47- Зивихрение газовой смеси в цилиндре двигателя путем экрани­
рования впускного клапана способствует выравниванию температуры смеси
в объеме цилиндра и вследствие этого уменьшаются догорание газа и тем­
пература выхлопных газов. При работе с завихрением смеси температура
выхлопных газов снижается почти на 20% и при этом процесс горения
заканчивается при положении поршня 60° за ВМТ. Анализ рабочего процесса
газового двигателя показал, что процесс сгорания газа в цилиндре двигателя
зависит от многих факторов. При теоретическом исследовании процесса сго­
рания учет влияния всех этих факторов представляется весьма сложным.
Обычно путем некоторых допущений сложные явления процесса упрощаются,
сводятся к основным зависимостям. При физико -химическом исследовании
процесса сгорания нами были приняты следующие допущения: первое—сум­
марное рассмотрение химической реакции сгорания генераторного газа, т. е.
генераторный газ рассматривался, как химическое соединение, и второе —
реакция сі орания газа была принята бимолекулярной, как реакция соединения
молекулы газа и кислорода. Результаты экспериментального исследования
показали, что при принятых допущениях рассмотрение процесса сгорания
более согласуется с действительным протеканием процесса сгорания в цилин­
дре двигателя, чем при термодинамическом рассмотрении процесса при
ѵ «в const.
Результаты физико-химического исследования процесса сгорания генера­
торного газа в цилиндре двигателя показали, что повышение скорости сго­
рания газа и уменьшение догорания его в процессе расширения может быть
достигнуто повышением температуры сгорания, путем увеличения степени
сжатия смеси и уменьшения коэфициента избытка воздуха в смеси.
Как видно из изложенного, указанные выводы вполне согласуются с резуль­
татами исследования работы двигателя при различных степенях сжатия смеси.
Проведенные исследования позволяют сделать общий вывод о том, что
для повышения экономичности газовых двигателей с электрическим зажига­
нием смеси необходимо и возможно повышение степени сжатия смеси до
наивыгоднейшей, величина которой зависит от типа двигателя и колеблется
в пределах 10 —12 .

Канд. техн, наук А. Б. ГЕНИН
ПОВЫШЕНИЕ ИНТЕНСИВНОСТИ ПРОЦЕССА
ГАЗИФИКАЦИИ ТВЕРДОГО ТОПЛИВА В СУДОВЫХ
ГАЗОГЕНЕРАТОРАХ
Газогенераторы прямого процесса, устанавливаемые на судах мощностью
300—800 л. с ., по интенсивности газификации (120—130 кг/м2час) и кон­
струкции принципиально ничем не отличаются от газогенераторов стационар­
ного типа, предназначенных для газификации тех же топлив, какими они
были 20—30 лет тому назад.
Низкие интенсивности газификации топлив с большим содержанием лету­
чих в газогенераторах со швельшахтами объясняются стремлением обеспечить
медленный нагрев топлива, а следовательно максимальный выход парообраз­
ных веществ (спирта, уксусной кислоты, смолы и др.), которые улавливаются
и утилизируются.
Низкие интенсивности газификации топлив с небольшим выходом лету­
чих— кокс, антрацит — в газогенераторах без швельшахт технически ничем не
вызываются. Причины, повидимому, кроются в традициях и непостаточн >й
изученности влияния основных факторов (конструктивных и технологических)
на протекание процесса газификации.
Повышение интенсивности процесса газификации в промышленных газоге­
нераторах ведет к уменьшению числа газогенераторов, а следовательно
и к уменьшению капиталовложений на строительство газогенераторных
станций.
В судовых условиях решающее значение имеет уменьшение габаритов и
веса установки, в особенности при переводе двигателей буксирных теплохо­
дов на генераторный газ.
В настоящее время любой четырехтактный двигатель может быть пе­
реведен на генераторный газ по газовому или газожидкостному циклу, по­
этому замена жидкого топлива на теплоходах отчасти будет зависеть от
надежности и компактности газогенераторной установки.
Базируясь на результатах исследовательских работ, проведенных в Совет­
ском Союзе в последние годы, мы пришли к выводу о возможности повы­
шения интенсивности газификации в судовых газогенераторах в 2—3 раза.
Поэтому прежде чем наметить мероприятия, необходимые дія повышения
интенсивности газификации, необходимо выявить, каковы теоретические ре­
зервы самого процесса и не отразится ли повышение интенсивности на составе
и теплотворности генераторного газа, на устойчивости процесса.
При повышенной интенсивности газификации предъявляются и повышен­
ные требования к сортировке топлива на более узкие фракции по своим раз­
мерам и к характеру золы. Температура плавления золы, крупность кусков
образующегося шлака и действия шлакоудаляющих устройств —основные
практические препятствия, ограничивающие возможности повышения интенсив-
105

«ости газификации. Температура жидкоплавкого состояния золы большинства
ископаемых топлив в полувосстановительной газовой среде ниже температуры
в слое топлива газогенератора.
Уменьшение температуры при газификации достигается путем:
а) отвода части тепла из камеры газификации на парообразование: на
уменьшение температуры также влияет и выделение тепла в окружающую
среду;
б) подвода насыщенного пара, смешанного с воздухом при обычной темпе­
ратуре; количество водяного пара, подводимого в зону газификации, опре­
деляется обычно из условия максимального его разложения и составляет
около 0,4—0,5 кг на 1 кг топлива; такое количество пара недостаточно
уменьшает шлакование.
Температура плавления золы зависит не только от ее состава, но и от
характера газовой среды. Учитывая это, следовало бы борьбу со шлакованием
вести путем создания окислительной газовой среды в зоне максимальных темпе­
ратур подводом большего количества водяного пара. При новом паровом
режиме значительно повысится тугоплавкость золы, что должно отразиться на
характере шлакования и уменьшении кусков шлака.
Интенсивность газификации топлива сможет быть достигнута при условии,
что количество удаляемого шлака будет равно количеству образовавшегося,
т. е. при одновременном повышении производительности шлакоудаляющих
устройств.
Так как температурный режим при повышенной интенсивности газифика­
ции не будет выше, чем при
„нормальнойи
интенсивности, нет основания
предполагать, что газогенератор быстрее выйдет из строя.
Состав и свойства твердого топлива для мощных судовых
газогенераторов
Выбор топлива. Мировые запасы нефти, находящиеся в недрах земли,
составляют около 0,2% от общего топливного баланса.
В связи с бурно возрастающим потреблением нефтепродуктов при край­
не ограниченных запасах нефти встал остро вопрос о различного рода заме­
нителях жидкого топлива.
Советский Союз по своим нефтяным запасам занимает первое место в мире.
Несмотря на это, проблема замены жидкого топлива местным твердым топ­
ливом имеет большое народно-хозяйственное значение и для нашей страны.
В СССР имеются все виды твердого топлива: каменный и бурый уголь,
торф, горючие сланцы, не говоря уже о колоссальных лесных массивах.
Одним из наиболее простых способов замены нефти и легких горючих
в силовых установках является питание стационарных и транспортных дви­
гателей генераторным газом, полученным при газификации твердого топлива.
Газогенераторная техника позволяет газифицировать любое твердое топ­
ливо— от высоковлажного торфа до многозольных сланцев .
В стационарных газогенераторных станциях при газификации топлив,
дающих большой выход летучих (дрова, торф и т. д.), стоимость генератор­
ного газа значительно снижается за счет утилизации ценных продуктов сухой
перегонки — спирта, уксусной кислоты, смолы и др.
Основным назначением транспортной газогенераторной установки является
обеспечение бесперебойного питания двигателя достаточно калорийным газом,
не содержащим смолы, сернистых соединений и твердых механических при­
месей. Так как транспортную установку нецелесообразно усложнять тем,
что не связано с ее основным назначением, поэтому к твердому топливу
предъявляются повышенные требования и в первую очередь в отношении
содержания серы, влажности и зольности.
106

Наиболее распространенным малозольным топливом являются дрова. Дре­
весина, как известно, является не только топливом, широко применяемым в
быту, но и ценным строительным материалом, а также сырьем для лесохи­
мической и бумажной промышленности. В связи с этим применение древес­
ного топлива следует ограничить газогенераторами небольшой производи­
тельности и то при отсутствии в данном районе других видов твердого топли­
ва— полукокса, антрацита и т. д., пригодных для получения силового газа.
Торф и некоторые сорта бурых углей в естественном виде из-за повы­
шенной влажности и низкой механической прочности являются малотранспорта­
бельными и непригодны ля газификации в транспортных газогенераторах.
Торфяные и буроугольные брикеты являются вполне пригодным топливом
для получения силового газа в транспортных газогенераторах любой произ­
водительности.
Для мощных судовых газосиловых установок более рациональным явля­
ется применение отходов коксовой и полукоксовой промышленности — мел­
кого кокса („коксика") и полукокса различной крупности кусков, а также
тощих углей и антрацита, содержащих небольшое количество летучих.
В настоящее время все большее применение на речном транспорте полу­
чает полукокс журинского угля. Однако, возможно также применение для
газификации черемховского и сахалинского полукокса.
Состав и характеристика полукокса. По техническим условиям, уста­
новленным на журинский полукокс, он должен характеризоваться следующими
данными. Средний состав горючей массы журинского полукокса:
Сг —91,4%; Нг —2,2%; СИ-3,5%; Nr-2,3%; Sr-0,6%.
Выход летучих Лг—8—10%. Содержание серы —Sc 0,2—0,5%. Влажность
Wp около 8%. Зольность Лс—7—8%.
Поведение золы в полувосстановительной среде: начало деформации
—
1050° С; переход в пластическое состояние t2—1165° С; переход в расплав­
ленное состояние /3 — 1180° С.
Угли журинского и поджуринского пласта Ленинского месторождения
Кузнецкого бассейна относятся к длиннопламенным марки Д и дают неспе-
кающийся или слабо спекающийся механически малопрочный полукокс.
Журинские угли сами являются термически малоустойчивыми, поэтому
при полукоксовании сильно измельчаются. Малая прочность полукокса делает
его не очень транспортабельным и ограничивает район потребления.
Состав и характеристика Черемховского полукокса.
Черемховский полукокс характеризуется следующими данными:
Средний состав горючей массы:
Сг —89,3 — 90,4%; Нг —2,7—2,8%; Or + Nr — 6,0—6,9%,Sr—0,9—1,0%;
Выход летучих Лг— 6,0 — 7,0%; влажность ІѴр—4,5 — 5,0%; золь­
ность Ас — 24,0 — 27,0%.
Плавкость золы: начало деформации
= 1185—1240° С; переход в пласти­
ческое состояние /2 = 1355—1390° С; переход в жидкоплавкое состояние
L= 1385—1410° С.
о
Элементарный состав сахалинского полукокса (по данным Гипрогаза; в %)
Наименова­
ние
Товар­
ный про­
дукт
Сухая
масса
Горючая
масса
Наименова­
ние
Товар­
ный про­
дукт
Сухая
масса
Горючая
масса
Влага...
10.0
——
Кислород .
4,7
5.2
7.1
Зола...
23.8
26,4
——
Азот...
1.1
1.1
1.5
Углерод
58.2
64,8
88,0
Сера...
0,2
0,2
0.3
Водород
2,1
2,3
3,1
Летучие .
9,9
11,0
15,0
107

Крупность полукокса характеризуется следующими данными: фракция
О—12 мм —14%; І-’—25 мм —26%; больше 25 мм—60% .
Состав сахалинского полукокса. Данные технического анализа
угля поступающего для получения полукокса: влажность ІѴ? от 6,7
до 10,0%; зольность 4е от 11,0 до 18,0%; летучие Лг от 35,7
до 39,0 %•
Состав и классификация антрацитов. Антрациты являются разновид-
ностью гумусовых и гумусовосапропелитовых каменных углей, отличающихся
высоким содержанием углерода и незначительным (не более 2%) количеством
водорода.
При термической переработке антрациты не выделяют смолистых веществ,
не спекаются и образуют порошкообразный кокс.
В продуктах сухой перегонки антрацитов почти совершенно нет углево­
дородов; горючая часть их состоит преимущественно из водорода и окиси
углерода.
Незначительное выделение летучих и отсутствие смолы намного упрощает
очистку газа, что имеет существенное значение для судовой установки. Этим
объясняется стремление освоить и применить антрацит для получения сило­
вого газа, несмотря на трудности газификации, вызванные химической инерт­
ностью антрацита.
В табл. 1 приведен средний химический состав донецких антрацитов по
трестам.
Таблица 7
Наименование
треста
Горючая масса в %
иа
ej
«з
а
ьX
IО’
Сухая масса
о//о
Рабочее
топливо
іСГНгNrог
Sг
Ьор Лг
Ас ес
°общ
ІѴР
<?РН
ккал/кг
Шахтантрацит . . 94,0
1,7 0,9 1.1
0,8 3,0 7950
12,0
2,1
5,5
6580
Несвета йантрацит 94,0
1,6 0,9 1,1
0.8 3,0 7915
9,5
2,3
5,5
6730
Свердловуголь
94,0
1.6 0,9 1,1
0,8 3,0 7905
11,0
2,2
5,0
6650
Боковантрацит
93,5 и 1,0 1,9 0,8 3,0 7950
13,5
1,7
4,5
65Ю
Донбассантранит 93,0 2,0 1,0 2,3 0,8 3,5 8040
12,0
1,6
4,0
6770
Снежнянантраци т 93,0 2,0 1,0 2,5 0,8 3,5 8035
9,0
1,5
5,0
6910
Чистяковантрацит 93,0 2,3 1,1 1,9 0,8 5,0 8045
11,0
L6
5,0
6770
В среднем по Дон­
бассу....•
.
і 93,5
1.8 1,0, 1,8
і
0,8 3,5 7975
11,0
1,8
5,0
6710
По внешнему виду антрациты отличаются от каменных углей блеском и
структурой.
Цвет антрацитов черный с различными оттенками—до сероватого .
Несмотря на почти одинаковый элементарный состав, антрациты значи­
тельно разнятся по своим физико-механическим свойствам. Некоторые имеют
строение крупнозернистое, другие мелкозернистое, иногда слоистое и чешуй­
чатое.
Наибольшей прочностью обладают антрациты с малым содержанием водо­
рода, обычно зернистые в изломе.
Микроскопический анализ показывает, что антрациты состоят из сплош­
ной, большей частью бесструктурной массы, в которую местами вкраплены
различные включения и которую иногда пересекают продольные и попереч­
ные трещины. При экспериментальном исследовании антрацитов выявлено,
что значение пористости колеблется в пределах от 0 до 2%.
108

В связи с невозможностью непосредственно определить удельный вес
органической массы для нахождения ее числового значения применяют эмпи­
рическую формулу:
Уорг = 7р
fo0~
(О
где Уорг —удельный вес органической массы;
ур —удельный вес взятой пробы;
А — процентное содержание золы в пробе.
Вичисление среднего значения удельного веса органической массы, про­
изведенное для донецкого антрацита, показало колебание от 1,30 до 1,65 [1].
На основании данных исследования М. П. Лонской предложена следую­
щая классификация антрацитов, приведенная в табл. 2.
Таблица 2
К
л
а
с
с
!
Л)рг
Состав органической
массы в %
Лг °/,
•'*
/о
Qg ккал/кг
Термическая
устойчивость
Со
Н°
No4-0°
I
1.3 -1,4 91,5—93,5 3,8—2,8 4,7-3,7 9,5—5,5 8600—8400
Рассыпающие­
ся
П 1,4—1,5 93,5—95,0 2,8—1,9 3,7-3,1
5,5—3,0 8400-8300
Раскалываю*
щиеся
III
1,5—1,6 95,0—96,5 1,9-1,4 3,1—2,1
3,0—2,5 8300-8150 Переходные
IV
1,6-1,65 96,5-97,5 1,4—1,0 2,1—1,5 2,5-2,0 8150-8050 Устойчивые1
Вычисление удельного веса органической массы, а также технические и
элементарные анализы позволяют сделать следующие заключения:
1. Рост удельного веса органической массы связан с увеличением содер­
жания углерода в антраците и уменьшением содержания водорода.
2. С увеличением удельного веса органической массы, уменьшаются выход
летучих и теплотворность антрацита, а термическая устойчивость растет.
Прочность топлива при нагреве оказывает большое влияние на протека­
ние процесса газификации. Если газифицируют топливо, обладающее неболь­
шой термической прочностью, обычно стремятся уменьшить время пребыва­
ния топлива в зоне высоких температур путем интенсивной сушки и нагрева
без резких тепловых ударов. Следовательно, повышение интенсивности гази­
фикации несколько уменьшит отрицательное влияние пониженной термиче­
ской стойкости антрацитов всех классов. Однако, для уменьшения уноса частиц
при повышенной интенсивности газификации следует применять антрациты
тех шахт и пластов, удельный вес органической массы которых равен 1,5
и больше, как более устойчивые при нагреве.
Проф. Н . В. Шишаков делит антрациты на три группы по степени труд­
ности газификации в связи со шлакованием [2].
Первая группа —антрациты, легко газифицирующиеся и допускающие
варьирование парового режима в широком диапазоне.
Вторая группа —антрациты, не вызывающие осложнений при газификации.
Третья группа—антрациты, трудно газифицирующиеся.
В табл. 3 приведена разбивка пластов и шахт на указанные группы.
1 Исключение составляют лишь антрациты этого класса, дающие чешуйчатую
мелочь и имеющие пониженную устойчивость.
109

Таблица 3
Группа
Пласт
Шахта
Станция отправления ;
г Боковский
4
Антрацит
I
{ Хрустальный
No1
Криндачевка
1 Фоминский
Реомойка
Постникове
1 Фоминский
3
Лобовские копи
тг
I Гольдштейн
ЦОФ .
Воскресенская
11
1 Несветаевский
им. ОГПУ
Михайло-Леонтьевская
І Ремовский
3
Бесчинская
1 Хрустальный
12
Штеровка
III
1 Грушевский
. Пр ол ет, диктатура"
Шахтная
1 Грушевский
Окт. Рев .
Грушевская
і
( Власовский
. Арте м"
Власовские копи
Согласно ГОСТ 3846—47 антрациты для газогенераторов стационарного-
типа характеризуются следующими качественными показателями:
Наименование показателя
1-й сорт
2-й сорт
Содержание золы (Ас) в %
менее 12
от12до 20
Содержание серы (80^щ) в %
менее 2
от2до4
Механическая прочность, индекс разбивания
выше 70
от70до65
Термическая стойкость
выше 60
Температура плавления золы
выше 1250° С
По размеру кусков антрациты делятся на 4 класса: 100—50 мм, 50—
25 мм, 25—13 мм и 13—6 мм.
Содержание мелочи в каждом классе устанавливается не более 8—13%.
Первый сорт антрацита, но с меньшим содержанием серы и золы, может
применяться и в судовых газогенераторах. По крупности кусков антрацит
для судовых газогенераторов может быть ограничен двумя классами: 25— 13 мм
и 13—6 мм.
Плавкость золы антрацитов. Соотношение между отдельными минераль­
ными частями, входящими в состав золы разных сортов антрацита, не явля­
ется постоянным, что находит отражение в различной температуре плавления
золы.
Среди золы донецких антрацитов встречается зола различной степени
плавкости. Это позволяет разделить ее на три категории.
В табл. 4 приведена температура плавления золы донецких антрацитов
в полувосстановительной среде в °C.
Некоторыегазификационные свойства антрацита и по­
лукокса. Пригодность топлива для газификации определяется как физи-
НО

Таблица 4
Категория золы
Начало дефор­
мации
Переход в
пластическое
состояние
Переход в
расплавленное
состояние
і Интервал
1 плавления
Легкоплавкая
Средней плавкости
Тугоплавкая
1050—1090
1060—1100
1125—1200
1100-1150
1150—1180
1200-1300
1130-1200
1225—1300
1325-1 60
25—оО
80—100 ,
100-160 1
ческими свойствами — теплоемкостью, температурой воспламенения, так и хи­
мической „активностью" — при реакциях окисления и восстановления.
На рис. 1 приведены результаты исследования реакционной способности
твердых топлив. При этих исследованиях нагревали некоторое количество
топлива» помещенное в
трубке, и пропускали над
ним воздух.
Скачок кривой зависи­
мости температуры от вре­
мени показывает температу­
ру воспламенения топлива.
Наилучшие результаты по­
казал древесный уголь, тог­
да как более инертный в
отношении реакционной спо­
собности антрацит потре­
бовал наибольшее время на­
грева до воспламенения, хотя
температура воспламенения
у антрацита и несколько
меньше, чем у кокса.
Кривые, приведенные на
Рис. 1. Реакционная способность твердых топлив.
рис. 1, позволяют также сравнивать различные виды твердого топлива в отно­
шении продолжительности пускового периода газогенератора от холодного
состояния до готовности к питанию двигателя газом.
Кривые воспламенения качественно характеризуют структуру углерода
данного вида топлива и при восстановительных реакциях, хотя численное
сравнение активности отдельных видов топлива установить пока не удалось.
Известно, что лучшей способностью к восстановлению СО2 и Н2О обла­
дает древесный уголь, тогда как восстановительная способность топлив
ухудшается в сторону антрацита, обладающего наименьшей восстановитель­
ной способностью и минимальной пористостью.
Для сравнения пористости полукокса и антрацита воспользуемся показа­
телями по их максимальному влагонасыщению и состоянию влаги в топливе.
Вода в дисперсных (коллоидных) системах, к которым могут быть отне­
сены твердые виды топлива, имеющие поры, может находиться в свободном
и связанном состоянии.
Связанная вода находится у поверхности твердой фазы и подвержена при­
тягивающим адсорбционным силам. Свободная вода находится вне действия
адсорбционных сил. Большие пустоты и капилляры твердого тела заполнены
преимущественно свободной водой, в то время как очень узкие капилляры
будут содержать значительную часть связанной воды.
При подсушивании измельченной пробы антрацита при 100—105° С, в
первые 15—30 мин. удаляется до 95% воды. Удаление остатка влаги проте-
111

хает знач .тельно медленней . Скорость сушки антрацита при сравнительно
невысокой температуре свидетельствует о том, что основная масса воды
находится в физически связанном состоянии.
Связанная вода (адсорбированная) обладает рядом свойств, не присущих
обыкновенной воде.
Молекулы связанной воды ориентированы на поверхности коллоида и на­
поминают своим строением кристаллическое вещество.
Температура замерзания связанной воды значительно ниже, чем свобод­
ной; связанная вода является плохим растворителем.
Таблица 5
No
п
/
п
Пласт
Шахта Станция погрузки
Содержание золы и
влаги в %
Аа ІѴа ц^нас ІѴСВ
1
Вишневецкий
17
Ровеньки
3,80
4,70
6,52
5,32
2
Грушевский
Пр. Дик.
Шахтная
5,79
2,80
5,58
5,23
3
Боковский
25/256
Антрацит
4,67
3.U8
6,55
5,40
4
Г рушевский
Н. Азов
Шахтная
650
3,61
6,16
5,63
5
Грушевский
Окт. Рев .
Шахтная
3,92
3,35
5,87
5,13
В табл. 5 приведено содержание золы (Аа) и влаги (ІѴа) в аналитиче­
ской воздушно-сухой пробе . Для получения сравнимых результатов в каждой
пробе определялась влага максимального насыщения (ІѴнас) путем выдержи­
вания пробы до постоянного веса в эксикаторе с водой. Разница между ѴИнас
и связанной водой (ІѴСВ), как видно из табл. 5, очень невелика и колеблет­
ся в пределе 1%. Такая незначительная разница свидетельствует о том, что
основная масса воды в антрацитах находится в связанном состоянии.
На основании этого М. П. Лонская делает вывод, что относительно вы­
сокая адсорбционная способность антрацитов к воде есть результат развития
поверхности в процессе перехода углерода из аморфного в кристаллическое
состояние [3].
В лаборатории топлива и смазки ЦНИИРФа инж. Сарыниным проведено
определение хода увлажнения и сушки Журинского полукокса.
При длительном содержании кусков полукокса в воде предельное увлаж­
нение составило 33,7% по отношению к сухому топливу или 25% (относи­
тельных).
При сушке влажного полукокса при 100—105° С в первые 30 мин. ис­
парилось до 29,6% воды, через 1 час — 59%, через 2 часа 85%. При сушке
предельно влажного полукокса при 50° С, в первые 5 час. испарилось 75%
воды. Изменение скорости сушки полукокса через каждый 3 час. характери­
зуется следующими данными: 57%, 23%, 14% и 2,5% воды.
Затруднительно сравнивать количество связанной воды в полукоксе и ант­
раците, не зная методику определения последней. Однако из динамики сушки
полукокса видно, что около 8% воды может быть отнесено к связанной.
Значительная разность между предельной влажностью и связанной водой
может служить качественной характеристикой величины пор полукокса.
Рядом исследований установлено, что химическая активность углерода
уменьшается при нагреве выше определенной температуры, причем реакцион­
ная способность будет тем меньше, чем больше времени топливо находилось
в зоне высоких температур.
Особенно вредно сказывается длительный нагрев для ископаемых топлив,
которые превращаются в высокотемпературный кокс, реакционные свойства
112

которого ухудшаются с повышением температуры. Г. Ф. Кнорре в отчете о
рентгенографическом исследовании структуры каменных углей пишет: „При
■всех исследованных углях (донецкие марки А, Г, Д и ПЖ) наблюдается
значительный рост кристаллической структуры угольной массы, приближаю­
щей ее к свойствам химически инертного графита. Значительное развитие
этот процесс, как и следовало ожидать, получает уже при температурах
1100° С, хотя при этой температуре ни один из углей не достиг еще линии
графита. Скорость развития кристаллов графита у разных углей различна.
У антрацита она заметно больше, чем у других углей" [4J.
Теплоемкость антрацита и полукокса. Рассматривая топ­
ливо, как механическую смесь влаги, золы и горючей массы, теплоемкость
твердого топлива можно определить по следующей формуле [5]:
оп*
(ПяДР,
100-WP— ДР
-
,
с ~ с Too-+ с Too + с -------Гоо- ------ккал/кг С;
где: Св, Са, Сг—теплоемкость воды, золы и горючей массы топлива
в ккал/кг°С;
іур —влажность топлива в проц.;
ДР — зольность топлива в проц .
Средняя теплоемкость золы твердых углей в интервале температур от 0°
до 500°С с точностью ± 0,02 ккал/кг °C может быть представлена следующим
уравнением:
Са=0,17+
t ккал/кг°С;
(3)
где: t—температура топлива в °C.
Изменение средней теплоемкости горючей массы топлива от температуры
и содержания летучих может быть представлено одним общим уравнением
в интервале температур от /х до /2:
Сг = 0,2 + 9 • 10-в (13+Лг) [130 + (/а+/х)) ккал/кг°С
(4)
В интервале температур от 0° до 250° С уравнение дает надежные вели­
чины, а в интервале 250°—500° С—приближенные.
Средняя теплоемкость воды условно принимается Св = 1 ккал/кг° С. В ин­
тервале температур от 0° до 160° С ошибка от такого усреднения не превы­
шает 1%.
Результаты расчета теплоемкости антрацита и полукокса, произведенного
по формулам (2, 3 и 4), для интервала температур 0—500° С приведены
в табл. 6.
Таблица 6
Наименование топлива
Температура в °C
игр ДР Лг
0
100
200
300
400
500
Антрацит
Полукокс
0,253
0,27
0,27
029
0,28
0,3!
0,295
0,326
0,31
0,34
0,32
0,36
5.0%
6.0%
ю,5%
8,0%
3,5%
10,0%
Из материалов данной главы может быть сделано следующее заключение.
Для газогенераторов, работающих с повышенной интенсивностью газифика­
ции, следует применять топливо с меньшим содержанием золы и с более
тугоплавкой золой.
8 ЦНИИРФ. Сборник No 2.
113

Термическая стойкость, обусловленная ГОСТом на антрациты для газо­
генераторов стационарного типа, приемлема и для судовых газогенераторов
при повышении интенсивности газификации.
Скорость процесса газификации твердого топлива
1. Реакции химического взаимодействия между раскаленным твердым угле­
родом и парогазовыми реагентами (Н2О, О2, СО2) протекают на поверхности
раздела между фазами, поэтому являются гетерогенными реакциями.
Скорость гетерогенной реакции определяется количеством вещества^
прореагировавшего на единице поверхности в единицу времени.
Скорость гетерогенной реакции представляет собой результат двух процес­
сов: транспорта газа к поверхности твердой фазы и химической реакции на
поверхности.
В зависимости от условий ведения процесса газификации гетерогенная
реакция может протекать в диффузионной, кинетической и промежуточной
областях.
В диффузионной области (при высокой температуре и малой скорости
газового потока) фактическая скорость гетерогенной реакции определяется
скоростью диффузии реагирующего газа к поверхности. Все реакции в этой
области могут быть условно отнесены к реакциям первого порядка, по пар­
циальному давлению реагирующего газа, так как концентрацию последнего*
на поверхности можно считать приблизительно равной нулю.
Процесс диффузии определяется уравнением, которое в общем виде имеет
следующее выражение:
dm = — DF^-dt;
(5)
dx
’
''
где: dm —количество вещества, диффундирующего в промежуток времени
dr через слой dx к поверхности F при разности концентра­
ции de;
D — коэфициент диффузии .
Для газификации углерода уравнение может быть представлено в следу­
ющем виде:
dm=—DF~ ~ Cw-dr
(6)
где F—поверхность углерода;
д — толщина пограничного слоя, зависящая от скорости газового потока;
д уменьшается пропорционально увеличению скорости газового по­
тока в степени 0,6—0,8;
Со и Cw — концентрация О2, СО2 или Н2О в газовом потоке и на поверхно­
сти углерода.
Температурная зависимость скорости реакции в этой области невелика и
определяется изменением физических констант (коэфициентов диффузии, кине­
матической вязкости и пр.) с температурой.
Изменение коэфициента диффузии с температурой определяется уравне­
нием:
('г \П
_
(7)
где п изменяется от 1,5 до 2.
Для большинства газов влияние температуры на вязкость может быть вы­
ражено следующей формулой Сутерланда:
<8>
114

где у и выражают вязкости газа при абсолютных температурах Т и То;
С —константа .
Значение константы С в формуле (8) для некоторых газов приведено
в табл. 7.
Таблица 7
Азот
Окись угле­
рода (до 100°) Воздух Кислород Двуокись
углерода
Водяной
пар
110,6
118
120
127
274
650
1
Изменения вязкости ц (кг сек/ма), плотности q (кг сек2/м4) и кинемати­
ческой вязкости ѵ (м2/сек) воздуха при 1 атм. в зависимости от темпера­
туры приведены в табл. 8.
Таблица 8
Параметры
Температура °C
0
100 200 300 400 500 600 800
1000
1200
д.Ю®
Q
V
1,75
0,128
13,70
2,22
0,094
23,78
2,64
0,074
35,8
3,03
0,061
49,9
3,36
0,052
64,9
3,69
0,046
80,4
4,00
0,041
98,1
4,54
0,033
137
5,05
0,0>7
185
5,50
0,024
232,5
В кинетической области процесс лимитируется скоростью самой химиче­
ской реакции (низкие температуры и достаточный подвод реагирующего
газа к поверхности). В кинетической области концентрация реагирующего
газа на поверхности практически равна концентрации в газовом потоке, а
зависимость константы скорости реакции от температуры определяется урав­
нением Аррениуса:
где Kq—константа;
R—газовая постоянная;
Т —абсолютная температура;
Е—энергия активации, т. е . энергия, которой должна обладать моле­
кула для того, чтобы прореагировать.
Наиболее сложны зависимости в переходной области, в которой скорость
химического взаимодействия реагирующих веществ с углеродом и скорость
диффузии этих веществ к поверхности углерода близки между собой.
В результате обоих процессов устанавливается некоторое динамическое
равновесное состояние, при котором количество подводимого вещества (в еди­
ницу времени и на единицу поверхности) равно скорости реакции. При этом
на поверхности раздела фаз устанавливается характерная для данных усло­
вий (Т, Р, Re, Со, формы поверхности) концентрация реагирующего газа.
Принятое условное деление процесса газификации на кинетическую, пере­
ходную и диффузионную области для очень пористых топлив (древесный
уголь, полукокс, кокс) является недостаточным, так как не учитывает про­
текания процесса в порах.
115

Первые указания на вероятность протекания реакции внутри, в объеме
твердой фазы появились в работах Всесоюзного Теплотехнического Инсти­
тута [6].
В связи с протеканием реакции в порах кинетическая область может быть
подразделена на три подобласти [7].
При малых скоростях химической реакции возможен случай, когда ско­
рость диффузии в порах превышает скорость реакции, которая протекает
во всем объеме твердого топлива. Эту подобласть можно назвать „внутрен­
ней кинетической-.
При повышении температуры соотношение между скоростью реакции и
диффузии изменяется, следствием этого уменьшается глубина проникновения
реакции внутрь частицы. Эту подобласть можно назвать „внутренней проме­
жуточной-.
При дальнейшем повышении температуры, когда скорость реакции стано­
вится значительно больше скорости диффузии в поры, реакция переходит
на внешнюю поверхность, следовательно, имеет место внешняя кинетическая
область.
Условия проникновения реакции в поры изучались также Блиновым (8),
который ограничился рассмотрением реакции первого порядка и элементар­
ных геометрических тел (плоская стенка, параллельные плоскости, цилиндр,
шар). Выводы Блинова о том, что наблюдаемая скорость реакции пропор­
циональна объему куска топлива (внутренняя кинетическая подобласть), при
небольших значениях отношения -у, пропорциональна поверхности (внешняя
кинетическая область) при больших значениях отношения у вполне согла­
суется с изложенным выше делением кинетической области, где d —опреде­
ляющий размер, а
[). —эффективный коэфициент диффузии газа в пористом топливе (м2/сек);
—константа
скорости реакций, отнесенная к единице объема (м3/м3сек).
В случае одновременного протекания нескольких реакций возникают слож­
ные и в настоящее время совершенно еще неизученные соотношения, когда
при одних и тех же значениях параметров одни реакции находятся в диффу­
зионной, а другие в кинетической области. Этим объясняется по всей вероят­
ности сложный характер эмпирических закономерностей, наблюдающихся при
горении угля [9].
Аналитически гетерогенная химическая реакция может быть выражена
в следующем виде:
(10)
где: D —коэфициент диффузии;
С—концентрация реагирующего газа;
у—нормаль к поверхности;
К—константа скорости химической реакции;
п—порядок реакции.
Левая часть уравнения выражает удельный поток реагирующего газа,
рассчитанный по молекулярной диффузии у поверхности.
Правая часть выражает скорость химической реакции, как функции тем­
пературы, сорта топлива (К) и концентрации реагирующего газа у поверх­
ности (CJ);
116

Обрабатывая уравнение (10) методами теории подобия, получаем опреде­
ляющий критерий Аррениуса:
Агг^^СГ1
(И)
где d—характерный размер;
Со— концентрация реагирующего газа вдали от поверхности.
Критерий Аррениуса является характеристикой соотношения между скоро­
стями химической реакции и диффузии.
В частном случае гетерогенной реакции первого порядка (п = 1) крите­
рий Аррениуса:
=
(12)
что свидетельствует о независимости гетерогенной реакции первого порядка
от начальной концентрации.
2. Продукты газификации углерода СО, СО2, Н2 вступают также во взаимо­
действие между собой и с подведенными извне Н2О и О2. Химические реак­
ции, протекающие между парогазовыми компонентами являются гомогенными
реакциями.
Скорость гомогенной реакции определяется количеством вещества,
прореагировавшего в единице объема за единицу времени. Скорость
реакции представляет собой изменение концентрации вещества за единицу
времени, т. е. производную от концентрации по времени
"=£
03)
Зависимость скорости реакции от концентрации веществ выражается обычно
уравнением:
ѵ = КСп^-Спвв
.
..
(14)
где: ѵ—скорость реакции;
Сд,Св. •.
—концентрации
веществ А, В...., участвующих в реакции:
Лд, Пв .показатели порядка реакции по веществу А, В...; суммарный
порядок реакции равен сумме всех показателей;
/(— константа скорости реакции, зависящая только от температуры
и определяемая уравнением Аррениуса.
Влияние температуры на скорость реакции является центральным вопро­
сом в химической кинетике, имеющим не только теоретический интерес, но
и большое практическое значение.
Как правило, с повышением температуры скорость химических реакций
повышается. В большинстве случаев при повышении температуры на 10°
скорость гомогенной реакции увеличивается в 2—4 раза.
Отношение коэфициентов скоростей данной реакции при температурах
/°_ь іо и / т. е. —+ — называется температурным коэфициентом скорости
’
‘
ю
реакции. В среднем для гомогенных химических реакций
= 3. Это зна­
чит, что при изменении температуры на 100° скорость реакции изменяется
в зіо = 59О49 раз, а при изменении на 200°— приблизительно в 3,5«ІО9 раз
[10Ь
Ло
Температурный коэфициент скорости гетерогенной реакции в 2—2,5 раза
меньше гомогенной.
Как видно из табл. 9, при повышении температуры с 900° С до
1100° С скорость реакции восстановления двуокиси углерода древесным уг­
лем возрастает приблизительно в 175 раз.
117

Таблица 9
Температурный
интервал в °C
Значения
Во сколько раз увеличи­
вается скорость реак­
ции
900-950
1,44
6,2
950—1000
1,36
4,6
1000—1050
1,27
3,3
;
1050—1100
1.13
1,86
Из изложенного видно, что газификация углерода включает в себя три
процесса: подвод парогазовых реагентов путем диффузии к поверхности
углерода, гетерогенную реакцию парогазовых реагентов с углеродом на его
поверхности и гомогенную реакцию между веществами, образовавшимися по
гетерогенной реакции и парогазовыми реагентами, подводимыми извне.
В целях более интенсивного проведения газификации твердого топлива
процесс должен протекать в переходной области, что может быть обеспе­
чено при условии, если:
1) температура в начале слоя (по направлению движения газового по­
тока) будет около 1100° С, а в конце слоя не ниже 700° С,
2) скорость движения парогазовых реагентов в слое обеспечивает их до­
статочную диффузию к поверхности углерода.
Истинная скорость газового потока определяется по формуле:
w'= 3600^°°- м/сек
<15)
где: g—расход топлива, кг/час;
Ѵг — выход газа, нм3/кг. В данном случае учитывается и объем нераз -
ложившегося водяного пара;
t — средняя температура газа °C;
т—порозность слоя;
SK — сечение камеры газификации, м2.
Если принять следующие средние значения величин: Ѵг = 4,5 нм3/кг,
/ = 819° С, ги = 0,5 или / = 600° С, ш=0,4, то при интенсивности газифика­
ции в 100 кг/м2час ivf=l м/сек.
При повышении интенсивности газификации антрацита в промышленных
газогенераторах до 200 кг/м2час не наблюдалось изменения состава газа,
так как процесс оставался в диффузионной области.
На основании своих опытов В. С. Альтшулер пришел к выводу, что при
восстановлении СО2 углеродом антрацита переход реакции в кинетическую
область наблюдается при истинных линейных скоростях газового потока
равных 5—6 м/сек [11].
Если допустить, что не только восстановление СО2, но и другие реакции
газообразования переходят в кинетическую область при этих скоростях, то
даже при интенсивности газификации антрацита в 300—400 кг/м2час про­
цесс будет протекать еще в диффузионной области. Достижению таких фор­
сировок препятствует низкая температура плавления золы.
При газификации зольного топлива происходит выжиг углерода. При
этом на поверхности куска остаются минеральные включения, образующие
зольную оболочку. В этом случае процесс диффузии слагается из двух по­
следовательных этапов: транспорта парогазовых реагентов к внешней поверх­
ности топлива и их диффузии через зольную оболочку. Влияние зольной
оболочки на скорость процесса дальнейшего выжига углерода, находящегося
118

внутри под оболочкой, может быть значительным не только для многозоль­
ного топлива. Наряду с количеством золы, решающее значение имеют состав
и пористость золы, сила сцепления минеральных примесей с горючей массой
топлива и „плавкость" золы. Толщина зольной оболочки, через которую
должны диффундировать газовые реагенты, в общем случае может быть
представлена следующей зависимостью:
<5 = /(/<,£, т)
(16)
тде:
К — константа скорости реакции;
D — коэфициент диффузии сквозь слой золы;
т — время.
Выражая толщину зольной оболочки в виде степенной функции, можно
«написать:
d = AKa-D't2
(17)
где:
А, а, в, г—константы.
Подставляя размерность величин (L — размерность длины, Т — время),
получим:
[г гі2
»
т] [т\| fTj ;
откуда:
а+ 2в=1; а+в—г=0;
1—а
_
1+а
в—2
»
г~2
’
Уравнение в общем виде:
1—а 1+в
d=AKaD
*
т*
(17а)
или в безразмерных величинах:
т. е.
,/TY" =/ (Лгг> Fодиф);
(18а)
уDr
В частных случаях получаем:
1)Прия=0
__
(5=AVDt
(176)
г. е. глубина проникновения (толщина зольной оболочки) прямо пропорцио­
нальна, а скорость выжига углерода
d8
1
/іл\
V== -
(19)
У 4Dt
v
'
обратно пропорциональна корню квадратному из времени, что соответствует
внутренней диффузионной области.
2)Приа=1
<5=ДКт
(17в)
т. е. глубина проникновения пропорциональна времени, следовательно, ско­
рость выжига углерода постоянна при данном значении К, что соответствует
кинетической области.
119

3) В промежуточной области толщина инертной оболочки
1+д
3=т 2
(17г>
а скорость выжига углерода:
а—1
"=W=T2
(19а>
где:
0<а<1.
Если принять, что выделившаяся зола не сдувается газовым потоком и не
дает усадки, то для шарообразных частиц толщина зольной оболочки будет:
і=го —
(20}
где: г0 — начальный радиус угольной частицы;
—
радиус несгоревшей части.
Максимальная порозность золы определяется следующим уравнением
т3=1 _ас
(21)
где: Дс — зольность сухого угля;
уу и Уз — удельный вес сухого угля и золы.
Очевидно, что чем больше зольность топлива, тем меньше порозность
золы.
Компоненты золы как катализаторы. Минеральные части, входящие в
состав золы, влияют на реактивность коксового остатка как катализаторы.
По степени каталитического действия минеральные части золы делят на
три группы:
а) сильные — железо, кальций и калий;
б) слабые — магний и марганец;
в) отрицательные — алюминий и кремневая кислота .
Активирующее действие окиси железа основано на взаимодействии окиси
железа с углеродом в твердой фазе.
В результате проведенного исследования влияния минеральных частей на.
реактивность кокса Р. Н . Головатый [12] пришел к следующим выводам:
1. Окись железа, кальций и марганец повышают реактивность кокса с
повышением температуры с 600 до 1000°, а кремневая кислота заметно
по­
нижает реактивность только до 800°.
2. Реактивность кокса увеличивается с увеличением отношения
Ее+Са
Al+Si ‘
Рассмотренные выше математические зависимости и положения справед­
ливы /ишь при условии, что зольная оболочка не оплавлена, не покрыта
шлаковой коркой. Отсюда может быть сделан следующий практический
вывод.
Форсировка процесса диффузии, а следовательно и самого процесса
газификации кускового топлива в слое при сухом золоудалении может быть
достигнута при условии, что температура газа в слое не превышает темпе­
ратуры плавления золы, а толщина зольной оболочки будет минимальной.
Плавкость золы характеризуется температурами, соответствующими
некоторым условным степеням подвижности шлака, и зависит от состава
золы и газовой среды, в которой протекает процесс. Влияние серы на плав­
кость золы обычно не учитывается, между тем как в действительности сера,
120

при увеличенном ее содержании, в заметной степени понижает плавкость
золы.
Одна из причин различной плавкости золы (при одном и том же составе)
приписывается содержащемуся в ней железу. Последнее может находиться
в золе в виде металлического железа Fe, закиси железа FeO, магнитного
железняка Fe3O4 и окиси железа Fe2O3.
В окислительной среде при 1350° Fe2O3 распадается по схеме:
3Fe2O3-*2Fe3O4 + O,
а реагируя с кремнеземом, образует шлаки с очень высокой температурой
плавления.
В полувосстановительной атмосфере водорода и окиси углерода окись
железа Fe2O3 восстанавливается в закись железа образующего кремнекислые
плавни со сравнительно более низкой температурой плавления.
Обратимая реакция взаимодействия между окисью углерода и закисью
железа
FeO+СО Fe4-СО2
до 850° протекает слева направо и сопровождается восстановлением закиси
железа до металла, а выше 850° реакция идет в обратном направлении и
начинается восстановление двуокиси углерода.
При полном восстановлении закиси до металлического железа, последнее
не участвует в реакции и шлак получается более тугоплавким.
В связи с указанным, следует ввести понятие коэфициента среды как отно­
шение суммы восстановительных компонентов к кислым:
г/
_
Хсст. . СОЧ-Н2
/99Ч
Асреды- у
“О2+СО2+Н2О
Ѵ'
^кисл.
Результаты ряда исследований показывают, что наинизшая устойчивая
температура плавления золы имеет место при значении КСредыв^Л—3,0 [13].
Если принять данные значения, как характеристику полувосстановительной
среды, то кислая среда будет определяться величиной /Середы < 0,1, а вос­
становительная при /Середы > 3,0.
Влияние характера газовой среды на температуру плавления золы может
быть иллюстрировано данными табл. 10 [14].
Таблица 10
Характер газовой среды
Соединения железа
Окислительный
Ксреды <°>‘
Полувосстанови-
тельный
/Середы =
Восстановитель­
ный
^среды > 3,0
Металлическое Ее%
....
Закисное FeO%
............
Окисное FeaO3% ......
Температура размягчения °C
следы
28
72
1300
следы
82
18
1080
78
21
1
1370
В настоящее время, в целях частичного использования выделенного тепла
и снижения температуры в слое подводится около 0,4—0,5 кг водяного
пара на 1 кг топлива. Указанное количество водяного пара считается опти­
мальным из условия максимального его разложения углеродом. При таком ко­
121

личестве пара не предотвращается плавление золы. В целях максимального
повышения интенсивности процесса газификации оптимальное количество
водяного пара должно определяться необходимостью создания окислительной
газовой среды в начале кислородной зоны, при этом расход пара в несколько
раз превысит установившиеся нормы. Для того, чтобы избежать чрезмерное
снижение температуры (ниже 1100° С) в начале кислородной зоны при по­
вышенном подводе пара окажется необходимым осуществить перегрев пара
и предварительный подогрев воздуха.
Подвод значительного количества физического тепла в газогенератор от­
разится как на удлинении зоны относительно высоких температур, так и на
количестве разложенного пара.
Учитывая наличие избытка водяного пара, возможно, что при снижении
температуры в слое разложение водяного пара будет протекать главным
образом с образованием Н2 и СО2.
Резюмируя изложенное в данной главе, можно сделать следующие
выводы:
1. Значительное повышение интенсивности газификации натурального
топлива возможно при условии одновременного повышения температуры
плавления золы.
2. Повышение тугоплавкости золы и снижение максимальной темпера­
туры в кислородной зоне может быть достигнуто подводом водяного пара в
количестве, необходимом для создания окислительной газовой среды.
3. Максимальное количество водяного пар,а лимитируется тепловым ба­
лансом кислородной зоны, поэтому во избежание чрезмерного понижения
температуры в начале кислородной зоны (ниже 1100° С) при подводе значи­
тельного количества пара температура паровоздушной смеси должна быть
^максимально возможной.
Характеристика состояния и сопротивления слоя топлива
при газификации
При работе с повышенной интенсивностью газификации равномерность
движения газового потока в слое, непрерывное и равномерное удаление
шлака приобретают особое значение.
Характеристика реального неподвижного слоя при изотермическом
газовом потоке. Движение газа через слой топлива занимает промежуточ­
ное положение между классом, представляющим типичную внутреннюю задачу
гидродинамики (течение в трубах) и классом, составляющим типичную внеш­
нюю задачу (обтекание твердого тела безграничным потоком).
При протекании газа через межкусковое пространство слоя топлива имеет
место своеобразный режим движения, отличный как от режима течения в
трубах, так и от режима обтекания единичного тела. Куски топлива, бес­
порядочно расположенные в слое, создают извилистые каналы неправильной
«формы и переменного сечения, многократно соединенные между собой.
Течение газа через слой топлива зависит от:
а) геометрических свойств отдельных частиц, а именно: форма частиц
(шар, куб и т. п.), определяющий размер (уд. поверхность, приведенный
диаметр), свойство поверхности (шероховатость);
МІи б) характеристики слоя как геометрической системы: взаимное располо­
жение частиц, что определяется порозностью, эквивалентным диаметром
каналов; развитием поверхности в единице объема слоя;
в) физических свойств газа — плотность, вязкость;
г) гидравлической характеристики потока — режим течения (ламинарный,
турбулентный).
В целях обобщения опытных данных, характеризующих сопротивление
122

/слоя, связь между параметрами обычно выражают в виде функциональной
зависимости безразмерных критериев подобия
Н(Н где
=
(23)
Г
■где: А—коэфициент сопротивления;
V— расход газа, проходящего через 1 м3 полного сечения слоя,
м3/м2сек;
р — абсолютная вязкость газа, кг сек/м3;
q — плотность, кг сек2/м4;
dCp — диаметр среднего зерна, м.
Введением понятия диаметра среднего зерна слой реального топлива, со­
стоящий из зерен различного размера, заменяется фиктивным слоем из
зерен шаровой формы одинакового размера. Существуют несколько различ­
ных способов и формул определения среднего диаметра, в зависимости от
того, что принимается постоянным:
1) осреднение при постоянном объеме и числе зерен;
2) осреднение при постоянной поверхности и числе зерен;
3) осреднение при постоянном объеме и постоянной поверхности.
Если принять, что объем и количество зерен шаровой формы фиктивного
слоя остаются равными объему и количеству зерен реального слоя, то для
подсчета среднего диаметра зерна в пределах одной фракции пользуются
следующей формулой:
<*>
тде: dr и d2— диаметры отверстий сит .
Подсчет сопротивления слоя можно производить по формуле:
^=^•4
<25>
тде: Н— высота слоя, м;
Лр—перепад статического давления, мм вод. ст.
В ЦКТИ проведены две серии опытов по определению зависимости коэфи-
циента сопротивления в области малых {Re = 1 4- 50) и больших (/?£ =
= 200 4-4000) числах Рейнольдса (15].
Опыты в области малых чисел производились на гипсовых шарах
</= 16,5 мм, на фарфоровых шарах (/=15,6 мм и на антраците (фракция
7 4-12 мм).
Опыты в области больших чисел Re проводились на гипсовых шарах
j _ іб,5 мм при различной укладке шаров в слое (тетраоктаэдрическая и
октаэдрическая укладки).
Результаты продувок представлены на рис. 2 и 3 в координатах
А = /(/?£)
где:
.
Ырd
6Ѵ*Н*
Из рис. 2 видно, что при малых числах Re кривые сопротивления для
шаров с порозностью ш = 0,27 и т = 0,283 практически совпали с кривыми
сопротивления слоя антрацита с порозностью
т=0,36 и /и=0,41
где:
1
^нас
т = 1------------
^каж
Унас— насыпной удельный вес слоя, кг/м3;
123

Укаж — кажущийся удельный вес кусков материала, включая внутренние
поры, кг/м3.
Следовательно, в переходной зоне от ламинарного режима к турбулент­
ному, сопротивление мало зависит от порозности. При больших значениях
Рис. 2. Зависимость Я = /(/?е) от взаимного расположения
шаров в слое области Re = 200—4000.
Re слои с близкими величинами порозности
различным взаимным расположением шаров в
Re
Рис. 3. Зависимость Л = /(₽е) для различных засы­
пок в области Re = I—50 .
т=0,21 и /п=0,283, но с
слое дают резкое различие
значений коэфициента со­
противления.
Н. М . Жаворонков [ 16]
за определяющие размеры
принимает эквивалентный
диаметр пор (</Экв) и дейст­
вительную скорость газа
при его движении по пло­
щади свободного сечения
слоя. В этом случае ура­
внение для определения по­
тери напора при движении
газа через слой примет
дующий вид:
л 41'yw2
Н
Ар=~^Г~^-
где: /' — безразмерный
еле-
(26)
коэ-
фициент сопроти­
вления;
^экв— эквивалентный диа­
метр пор между
кусками топлива, м;
w — действительная скорость потока в свободном сечении, м/сек.
На основе своих экспериментальных данных Н. М. Жаворонков устано­
вил следующие зависимости коэфициента f от числа Re:
124

Для области турбулентного режима
■
СТ
Для области ламинарного режима
/'=-^-
(28)
Для слоя, состоящего из шаров rf3KB определяется по формуле:
=
(29)
где: d—диаметр шара;
VJ7__60
d
поверхность частиц в единице объема слоя.
Характеристика слоя топлива в газогенераторе прямого процесса.
Исследований, посвященных аэродинамическим характеристикам горящего
слоя зольного топлива, насколько нам известно, не проводилось. Имеется
одна экспериментальная работа Муллокандова, посвященная гидравлическому
сопротивлению слоя сферических частиц при неизотермическом воздушном
потоке дня интервала температур 25—150° С [17].
Неподвижный слой натурального топлива при изотермическом потоке и
слой сферических частиц при неизотермическом потоке существенно отли­
чаются от непрерывно опускающегося горящего слоя топлива в газогене­
раторе.
В горящем слое топлива практически невозможно количественно учесть
физические явления во всей их сложности, так как процесс происходит при
переменных размерах частиц и их поверхности, структуры слоя и темпера­
туры газового потока. В связи с этим приходится ограничиваться качествен­
ными аэродинамическими характеристиками с учетом основных особенностей
схем действия газогенераторов.
При газификации топлива в слое происходят следующие характерные для
аэродинамики изменения слоя.
По мере прогрева кусков происходит подсушка, а затем возгонка летучих
и газификация коксового остатка. При выжиге углерода увеличивается пори­
стость и уменьшается размер частиц, которые покрываются зольной оболочкой.
В зависимости от температуры, характера газовой среды и состава зола
может плавиться и образовывать куски шлака разной крупности, но может
оставаться и в естественном состоянии, как например, древесная зола при
обратном процессе. Одновременно с уменьшением размера частиц изменяется
их форма и характер поверхности. Частицы становятся более округленные,
за исключением рассыпающихся и раскалывающихся антрацитов, а их поверх­
ность более шероховатой, в связи с протеканием реакций в порах. С умень­
шением размера частиц и изменением их формы изменяется и структура слоя,
его порозность и гидравлическое сопротивление. Однако на структуре горя­
щего слоя продолжает сказываться первоначальная структура холодного слоя,
определяемая ситовой характеристикой топлива и конструкцией топливо­
загрузочного устройства.
Известно, что слой частиц неправильной формы, но близких по своим
размерам, ограниченный боковой поверхностью, имеет различную порозность
в центре и по периметру.
Указанная неравномерная плотность слоя в различных точках поперечного
сечения газогенератора увеличивается еще сепарацией топлива при загрузке.
Для более равномерной завалки топлива внутри газогенератора имеется
125

распределительный конус, на который падают частицы из топливопитателя.
Наблюдения показали, что крупные куски падают на более далекое расстояние
от основания конуса, чем мелкие. Мелочь падает почти вертикально, а крупные
куски по параболе.
Следовательно, существующие механизированные топливо-загрузочные
устройства в газогенераторах больших диаметров не обеспечивают сохранение
исходного ситового анализа топлива по сечению. Уменьшение сепарации
может быть достигнуто сортировкой топлива по крупности на узкие фракции
до загрузки в газогенератор.
В газогенераторах прямого процесса следствием большей газопроницае­
мости и меньшей высоты слоя по периметру может иметь место образование
периферийного низкокалорийного газа. Чем меньше диаметр газогенератора,
тем больше удельное значение периферийного газа.
В газогенераторах без швельшахты для выравнивания высоты слоя топлива
часто применяют различного рода мешалки. В мощных газогенераторах пря­
мого процесса начальное распределение паровоздушной смеси, а следовательно
и газового потока, создается вращающейся решеткой, через центральную-
часть которой подводится паровоздушная смесь. Однако, и при этом не
удается достигнуть равномерного распределения потока по сечению. Последнее
зависит как от высоты и порозности шлаковой подушки, так и от пути в
радиальном направлении. Практически необходимая высота слоя шлака при
размерах кусков 15—-25 мм близка к разности радиусов камеры газификации
и решетки в местах выхода паровоздушной смеси [И].
С высокой шлаковой подушкой весьма затруднительно вести процесс в связи
со шлакованием в слое, трудностями обслуживания нижней части слоя и
излишним сопротивлением. Некоторая неравномерность паровоздушного по­
тока при входе в слой топлива всегда наблюдается, причем степень Неравно­
мерности зависит от конструкции решетки, от крупности и высоты слоя
шлака. Фактически из-за неправильного хода газогенератора, что часто бывает
в эксплоатации, образуются более крупные куски шлака с большими зазорами
между ними, поэтому выравнивание потока паровоздушной смеси происходит
при меньшей высоте слоя, чем разность радиусов.
Гидравлическое сопротивление газогенератора прямого процесса практи­
чески равно сопротивлению слоя, т. к . сопротивление движению парогазового
потока через решетку составляет незначительную величину. На сопротивле­
нии горящего слоя существенно сказывается фильтрующее действие слоя.
Чем больше скорость газового потока, тем больше уносится угольной пыли,,
мелочи и золы из зоны горения вверх и оседает между кусками топлива.
Фильтрующее действие будет несколько меньше, если скорость опускания'
слоя топлива будет больше.
Обслуживание газогенераторов при повышенной интенсивности облег­
чается, так как возможные неравномерности процесса быстрее устраня­
ются вследствие более частого обновления рабочего слоя и шлаковой
подушки; однако при этом требуется более тщательное наблюдение за гене­
ратором.
Если при изотермическом газовом потоке гидравлическое сопротивление-
численно выражает количество энергии, затрачиваемой на преодоление силы,
трения в слое, то при неизотермическом потоке появляется добавочное сопро­
тивление, вызванное изменением вязкости и плотности газа при движении
через горящий слой.
Изменение гидравлического сопротивления, вызванное изменением объема
и скорости газового потока, с повышением температуры незначительно и может
быть определено следующим образом.
Паровоздушная смесь с начальной скоростью Wo входит в слой топлива,
где более высокая температура. Под действием температуры начальный объемі
126

паровоздушной смеси Ѵо расширится до объема Ѵ\ = Ио(1 Ч-а/Д и будет
двигаться с некоторым ускорением.
Предварительные расчеты процесса газификации показывают, что объем
паровоздушной смеси, подводимой в газогенератор в нм3 и объем парога­
зового потока, выходящего из генератора в нм3 почти равны. Если считать>
что формула Бернулли в этом случае справедлива, то энергия, затрачиваемая
только на ускорение газового потока, численно будет выражаться формулой
(30)
Выразив потерю напора через первоначальную скорость и конечную тем­
пературу, получим:
Ар=
(31>
где — плотность газа при температуре tlt
Сделаем примерный расчет по формуле (31). Начальная скорость входа
паровоздушной смеси в слой в стационарных газогенераторах іѵо = О,5 м/сек-
Среднюю температуру в слое принимаем /1==800°С.
Плотность газа условно заменяем плотностью воздуха. При /х = 800°
плотность воздуха = 0,033 кг-сек2/м4.
Подставляя в формулу (31) значение величин, имеем:
0,033 fZ1 , 1073 \2
сй Л,
Дрв—Q— (1Ч—1
—
110,5я = 0,1 мм вод. ст.
I'
/О/
J
Произведенный расчет также подтверждает ранее сделанный вывод, что^
наблюдаемое добавочное гидравлическое сопротивление вызвано главным
образом изменением вязкости и плотности газового потока при движении
через горящий слой топлива.
В результате анализа опытных данных Муллокандов делает вывод, что.
в турбулентной области при усреднении температуры воздушного потока
коэфициент гидравлического сопротивления в зависимости от параметра Re,
выражается тем же уравнением, что и для изотермического потока.
Резюмируя изложенное в данной главе, можно сделать следующее заклю­
чение. Для нормального хода генератора при повышенной интенсивности
газификации особое значение имеет равномерная газопроницаемость слоя по-
сечению. Следовательно, для устойчивой и равномерной работы при повышен­
ной интенсивности газификации необходимо в газогенератор подавать топливо,
не содержащее мелочь и отгрохоченное на фракции, близкие по размерам..
Способы повышения производительности шлакоудаляющих
устройств
В литературе по газогенераторной технике имеется много вращающихся
решеток различных конструкций, служащих для удаления шлака, образую­
щегося при газификации топлива. Конструктивные изменения часто вызваны
патентными соображениями, поэтому ограничимся кратким рассмотрением
двух принципиально отличных типов вращающихся решеток.
К первому типу относятся вращающиеся решетки, у которых шлак удаля­
ется самими колосниками. Для этой цели конус, образующийся колосниками
решетки, смещен по отношению к оси газогенератора. Эксцентриситет соста­
вляет обычно 90—100 мм. Основание вращающейся чаши центрировано по
отношению к оси газогенератора. Поддоны такого типа решеток гладкие,
плоские или конусные.
Ко второму типу относится решетка центрального дутья (рис. 4). Основной
особенностью центральной решетки является наличие фрез в поддоне, слу­
жащих для удаления (выталкивания) шлака из чаши.
127

ления шлака соответствовала
Рис. 4 . Модель центральной решетки.
Холодные испытания модели этой решетки проведены в Энергетическом
•институте Академии наук СССР.
Повышение интенсивности газификации в значительной степени зависит от
производительности шлакоудаляющих устройств и равномерного схода шлака.
<
Для устойчивой работы газогенератора необходимо, чтобы скорость уда-
и образования шлака, определяемой
интенсивностью газификации. Ско­
рость удаления шлака зависит толь­
ко от работы механизма шлакоуда-
ления.
Механическое удаление шлака из
газогенератора слагается из следую­
щих трех стадий:
а) из процесса подвода шлака к
зазору между фартуком и чашей,
б) из прохождения шлака через
этот зазор,
в) из удаления шлака из чаши.
Исследовать траекторию движе­
ния шлака при горячем ходе газо­
генератора не представляется воз­
можным, поэтому процесс удаления
шлака изучался в холодном состоя­
нии в промышленных газогенерато­
рах [ 18], либо на модели решет -
.
ки [19].
Условия схода шлака при холод­
ных испытаниях отличаются от усло-
і вий при горячем ходе газогенера­
тора, тем не менее результаты про­
веденных исследований могут слу­
жить достаточным основанием для
характеристики процесса.
При холодном испытании шлакоудаляющих устройств, испытанных Ураль­
ским Индустриальным институтом на газогенераторе диаметром 3 м на отсор­
тированном шлаке крупностью 10—70 мм, выявилось, что удаление шлака
при вращении чаши происходит преимущественно над колосниковой решеткой.
Достигнув высоты около 100 мм над верхним уровнем чепца, шлак на
решетке остается неподвижным и вращается вместе с ней. При дальнейшем
вращении продолжается удаление шлака у стенок шахты, в результате чего
происходит некоторое выравнивание профиля шлаковой подушки.
На основании данных испытаний авторы пришли к следующим выводам:
1. Конструктивные особенности решетки, испытанной Уральским Инду­
стриальным институтом, и поддона не обеспечивают равномерного шлакоуда-
ления по сечению шахты.
2. Перед шлакоудаляющим ножом образуется небольшой подпор шлака,
затрудняющий выход шлака в чашу.
3. Скорость вращения чаши, значительно изменяя производительность по
шлаку, не оказывает заметного влияния на профиль шлаковой подушки.
4. Установленные на фартуке генератора три вертикальных ножа (лемехи
или плужки) и четыре фреза на стуле колосниковой решетки в сильной
степени (особенно ножи) способствовали увеличению производительности чаши
по шлаку и равномерности схода шлака.
5. Более благоприятный профиль шлаковой подушки получается при
наличии вертикальных ножей и фрез.
'428

окружности они были распределены
Рис. 5. Решетка В. Е . Грум-Гржимайло.
Холодные испытания газогенератора диаметром 2,6 м с решеткой системы
Грум-Гржимайло (рис. 5) проводились на рядовом шлаке размером кусков
до 100 мм (кусков размером 50—100 мм было около 30%), Для повышения
производительности поддона по удалению шлака на фартуке в дополнение
к основному ножу было установлено еще шесть стационарных ножей (плуж­
ков). Плужки установлены на фартуке не по всей окружности. В первой
четверти окружности по ходу вращения чаши за основным ножом плужки
не устанавливались, в остальной части
равномерно. Наблюдения и материалы
холодного испытания дали основания
для следующих выводов:
1. Сход шлака в основном происхо­
дит у стенок генератора, что объясня­
ется интенсивным действием вертикаль­
ных ножей (плужков), установленных
на фартуке генератора, формой решет­
ки и поддона.
2. При вращении решетки происхо­
дит значительное измельчение крупных
кусков шлака в зазоре между фарту­
ком и решеткой. Ситовой анализ вы­
груженного из генератора шлака пока­
зал следующее содержание: мелочи
10 мм—50%, 5 мм—34%.
3. Дутьевые прозоры могут легко
забиваться мелким шлаком, что затруд­
няет интенсификацию процесса.
4. Для вращения поддона генератора
требуется мотор мощностью 5—6 квт,
тогда как для других конструкций до­
статочна мощность мотора 2—3 квт.
Повышенная мощность мотора для при­
вода чаши генератора Грум-Гржимайло объясняется конструктивными особен-
ностямм решетки и низа генератора (недостаточен зазор между решеткой
и фартуком и между фартуком и поддоном).
Холодные испытания геометрической модели центральной решетки (мас­
штаб 1:10) также подтвердили, что скорость вращения чаши, в довольно
широких пределах, не оказывает влияния на количество шлака, удаляющегося
за один оборот. При испытании установлено, что конструкция поддона не
влияет на профиль схода шлака, который в сильной степени зависит от
качества шлака. На производительность механизма шлакоудаления влияет
ширина зазора между нижней кромкой фартука и чашей и высота шлака
вне шахты.
Резюмируя содержание данной главы, можно сделать следующий основной
вывод:
Повышение производительности шлакоудаляющих устройств может быть
достигнуто увеличением скорости вращения чаши и установкой дополнитель­
ных вертикальных ножей (плужков), которые кроме того создают более
равномерное опускание слоя шлака из камеры газификации в чашу.
Выводы
На основе проведенного анализа влияния основных факторов на процесс
газификации твердого топлива в слое при кусковом шлакоудаленни могут
быть сделаны следующие общие выводы:
9 ЦНИИРФ. Сборник No 2.
129

1. Интенсивность процесса газификации частиц натурального твердого
топлива в слое лимитируется:
а) скоростью подвода (диффузии) парогазовых реагентов к поверхности
углерода, которая слагается из диффузии через газовую пленку к наружной
поверхности частицы и через зольную оболочку к поверхности углерода’;
б) оплавлением зольной оболочки, т. е. шлакованием .
2. Повышение интенсивности газификации в газогенераторах прямого про»
цесса до 300—400 кг/мачас для топлив с тугоплавкой золой может быть до­
стигнуто увеличением скорости парогазового потока при условии:
а) применения отгрохоченного близкого по размерам частиц топлива,
размер зерен 6—13 мм (AG), 13—25 (AM), не содержащего пыли и кусков
больших размеров;
б) равномерного распределения дутья (паровоздушной смеси) по сечению
камеры газификации;
в) непрерывного удаления золы и шлака по мере их образования, сохра­
няя лишь высоту шлаковой подушки, необходимую для относительного выра­
внивания дутья по сечению.
3. Для топлив с легкоплавкой золой помимо указанного в п. 2 повышения
интенсивности газификации возможно при одновременном повышении темпе­
ратуры плавления золы путем создания окислительной газовой среды в первых
слоях (по направлению дутья) топлива. Последнее может быть обеспечено подво­
дом повышенного количества перегретого пара в смеси с подогретым воздухом.
4. Для повышения производительности шлакоудаляющих устройств судо­
вых газогенераторов, наряду с увеличением скорости вращения чаши, следует
установить несколько вертикальных ножей (плужков).
ЛИТЕРАТУРА
1. М. П. Лонская . Материалы для I
классификации антрацитов Донбасса.
Журн.
„Химия
твердого топлива"
No 10, 1935.
2. Н. В . Шишаков . Основные харак­
теристики газификации советских топ­
лив, 1940.
3. М.П.Лонская.Квопросураспре­
деления влаги в антрацитах и камен­
ных углях. Журн .
„Химия
твердого
топлива" в. 7, 1937.
4. Л. И. Гладков и А. Н. Лебе­
дев. Теплоемкость твердого топлива
и угольной пыли. Журнал
„Известия
Всесоюзного Теплотехнического ин­
ститута" No 8, 1948.
5. Механизм процесса горения угля.
Сборник статей под редакцией проф.
А. С. Предводителева. 1938.
6. В. И. Блинов и др. Сборник ста­
тей. Труды Воронежского Универси­
тета, Физ. мат. отд., т. IX, в. 1, 1939.
7. Д . А. Франк -Каменецкий . Фи­
зико-химические основы теории гази­
фикации и горения твердого топлива.
Тезисы докладов на совещании по
теории газификации и горения твер­
дых топлив, 1938.
8. А . В. Раковский . Введение в
физическую химию, 1938.
9. В.С.Альтшуллер. Методы ин­
тенсификации работы промышленных
газогенераторов. Изв. А. Н. СССР,
Отделение Технических наук, No 11,
1943.
10. Р.Н. Головатый. К вопросу о
влиянии компонентов золы на реак­
тивность кокса.
„Журнал
прикладной
химии", т. XII, No 8—1939.
11. Е. А. Галилеева. Стандартизация
условий лабораторного испытания зол
и шлаков на плавкость в криптоловой
печи. Журн .
„Химия твердого
топли­
ва" No 9-10, 1937.
12. М . П . Лонская . Плавкость золы
антрацитов Донбасса и метод ее опре­
деления. Журн. „Химия твердого топ­
лива", No 9—10, 1937.
13. Н. М . Жаворонков. Гидравличе­
ские основы скрубберного процесса
и теплопередача в скрубберах, 1944.
14. Р. Н . Мулл ок ан до в. Гидравли­
ческое сопротивление слоя сфериче­
ских частиц при изотермическом и
неизотермическом воздушном потоке.
„Журнал технической физики", т. XVII,
в. 8. 1948.
15. С.Г-Тройб и А.И.Гаеюк.Га­
зификация Волковского угля. Труды
Уральского индустриального институ­
та им. С. М . Кирова, в. XVII . 1941.
16. О.А.Цуханова и Е.А.Цуха­
нов а. Исследование процесса шла -
коудаления в газогенерат >рах на ла­
бораторной установке. Изв. Ак . Наук,
Отд. технич. наук, No 4, 1у48.
130

Канд, техн, наук А,В, Генин
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ
РАБОТЫ ГАЗОГЕНЕРАТОРА ПО ГАЗОВОМУ АНАЛИЗУ
О методике газового анализа
Химический анализ генераторного газа является единственным объектив­
ным способом контроля работы газогенератора. Для полного анализа гене­
раторного газа применяют приборы Норзе, Гемпеля и ВТИ, последний явля­
ется более совершенным.
Несмотря на существенное различие в конструкции указанных приборов,
анализ газа в них производится в следующем установившемся порядке. За­
бирают пробу газа в объеме 100 см3 и последовательно прокачивают через
сосуды, в которых поглощают СО2, О2, СО и СлНт, а затем дожигают
Н2 и СН4.
Для поглощения СО2 применяется раствор едкого калия. Одновременно
с СО2 поглощается и H2S.
Поглощение О2 до последнего времени производилось щелочным раство­
ром дефицитного пирогаллола, а в настоящее время с успехом применяется
щелочной раствор гидросульфит натрия. Содержание около 0,2% кислорода
в газе считается нормальным. Большее содержание О2 свидетельствует о
неплотностях и подсосе воздуха в месте забора пробы. В последнем случае
результаты анализа пересчитывают на бескислородный состав. СО — погло­
щают аммиачным раствором полухлористой меди или суспензией из закиси
меди и нафтол-бета в серной кислоте.
Для большей уверенности в том, что СО полностью поглощена, поль­
зуются двумя сосудами с указанными растворами, из которых один рабочий,
а другой контрольный.
Содержание тяжелых углеводородов в генераторном газе незначительно,
•поэтому без ущерба для точности анализа их сжигают и
относят к группе
метана.
В приборе Гемпеля к газу, оставшемуся после поглощения, добавляют
«еобходимое количество кислорода и сжигают над окисью меди в фарфоро­
вой трубке, помещенной в электропечь.
В приборах Норзе и ВТИ около половины газа, оставшегося после по­
глощения СО2, О2 и СО выпускают, а освободившийся объем бюретки
заполняют воздухом. Газовоздушную смесь неоднократно прокачивают из
бюретки в петлю и обратно. Петля изготовляется из прозрачной кварцевой
трубки, наполненой платинированным асбестом и снабжена наружным электро­
обогревом.
Н2 и СН4 часто дожигают одновременно, хотя более правильно дожига­
ние вести последовательно, сперва сжечь Н2 при 250° С, а затем СН4 при
400° С.
131
9*

По уменьшению объема и количеству поглощенной СОа после дожига­
ния путем пересчета определяют содержание На и СН4 во взятой пробе
газа.
Рассмотренная выше методика проведения газового анализа заимствована
из котельно-топочной техники, где количество горючих в дымовых газах
составляет незначительную часть, не вполне приемлема дчя анализа генера­
торного газа, в котором содержание горючих составляет 30—40%.
Сжигание только части газа, оставшегося после поглощения СОа, О2 и
СО, требует большой тщательности при отсчете показаний и проведения
всего анализа. Малейшая неточность в отсчете на бюретке, неполное стека­
ние воды со стенок сосуда и пр. при пересчете увеличивается в 2—3 раза
и искажает весь анализ. На приборе ВТИ, имеющем микробюретку и зер­
кальную шкалу, достигается большая точность отсчетов, чем на других при­
борах.
Если учесть возможные неисправности в приборе — пропуск водорода
через раскаленную кварцевую петлю, недопоглощение, а иногда даже и аэра­
цию СО из насыщенного аммиачного раствора полухлористой меди, то
станет очевидным, что при существующей технике и методике газового ана­
лиза не исключена возможность получения ошибочных показаний.
Из изложенного видно, что расчетную проверку состава газа следует рассмат­
ривать, как неотделимую часть самого метода газового анализа. Пользуясь ранее
разработанными нами методами расчета состава древесного и торфяного
силового газа [1; 2], проверки качества анализа и правильности определе­
ния СО и N. при анализе силового газа [3] нам удалось найти общие зави­
симости между составом твердого топлива и составом газа, которые при*
водятся ниже.
•1. Изменение количества окиси углерода в зависимости от других
компонентов в составе генераторного газа, полученного при газификации
углерода паровоздушной смесью. Вывод уравнения в общем
виде. Состав сухого генераторного газа
C0a+C0+CH4+Ha+N2=100
(1)
Расход кислорода воздуха определяется уравнением:
2 О,=0,5(СО-Н2)+СО2-СН4.
(2>
Следовательно отношение объема израсходованного кислорода воздуха к
азоту в газе будет:
S°> Я 0.5 (СО-Н2) + СО2-СН4 _ 21
п
m
N,
й;
- -- - тд-==и,200.
Введем следующие обозначения:
СО2—СН4—0,5Н2=Д
со2+сн4+н2=в
Тогда уравнения (1) и (3) можно переписать в следующем виде:
N2=10D — СО— В
(1'>
0,5СО4-А
л
/w
100—СО—в
(3>
или:
0,5СО+0,266СО=26,6 -0,266В—А
откуда
26,6 -0,266 В — А
СОас------- бдбб- -- -- -- - ’
<4>
132

Подставляя в уравнение (4) вместо А и В их значения и произведя
некоторые упрощения, получаем в окончательном виде следующую зави­
симость:
ГЛ- 113,7—5,4 СО2 4-3,1 СН4 + Н2
3,27
Уравнением (4') можно пользоваться для проверки правильности опреде­
ления СО при химическом анализе смешанного газа из углерода, если
считать, что СО2, Н2 и СН4 определены правильно.
Об определении правильности анализа в целом подробно изложено
ниже.
2. Метод расчетного определения СО и N2 в генераторном газе в
зависимости от содержания СО2, СН4 и Н2 для любого твердого топ­
лива» Приводимый ниже метод проверки правильности определения СО и N2
в генераторном газе при газовом анализе применим при условии, что все
элементы горючей массы перешли в газ, или если состав горючей части
топлива теряемой со шлаком и уносом такой же, как и состав горючей
массы исходного топлива.
Вывод уравнений в общем виде. Введем следующие обозна­
чения:
1) Компоненты сухого генераторного газа выражены в объемных про­
центах, т. е.
C02 + C0 + CH44-Ha + N2=100
(I)
2) Компоненты горючей массы топлива выражены в весовых процентах,
т. е.
Сг+Нг+Ог+Nr+Sor6=100.
(5)
Выход сухого газа на 1 кг горючей массы определится из весовых от­
ношений углерода в горючей массе к углероду в газе:
і/
22Л
Сг
,зі.
12 ‘(СО2 +СОЧ-СН4) НМ /КГ
No
или
(СО2+СО+СН4)= 1,865Сг
откуда
со = 1,86^СГ — (СО, +СН,)
(7)
Уравнение материального баланса водорода:
(На+2СН*) Ѵг=
(Нг+ X)
(8)
где X — количество водорода, поступившего в газ при разложении водяного
пара в кг на 100 кг горючей массы
откуда:
|7
11,2(НГ4-Х)
На + 2С'ЙГНМ /КГ
(9)
Уравнение материального баланса процесса газификации на 100 кг горю­
чей массы:
100угѴг=100+4,35 [4 Сг-ог+~~~(СО, - СН«) -8х|+ЭХ (10)
В правой стороне уравнения содержится приходная часть баланса, а
именно:
133

а) 100 кг горючей массы.
б) Вес разложившейся воды = 9Х в кг на 100 кг горючей массы.
в) Вес воздуха, израсходованного на газификацию 100 кг горючей массы
по кислородному балансу, содержащемуся в квадратных скобках.
В левой стороне—вес сухого газа, полученного из 100 кг горючей массы.
Подставим значение Ѵг из формулы (9) в уравнение (10) и обозначим:
10°уг
СО2-СН4
Н2+2СН4 ’ Р““ На+2СН4 ’
тогда балансовое уравнение (10) примет следующий вид:
11,2а (Нг + Х)= 100+4,35 [+ Сг ~ °г+8£ (Нг+X) —8х]+9Х
О
'і
откуда
ѵ 100+5,8Сг—4,35Ог+ 11,2Нг (3,1 д—а)
11,2 (а-3,1 д + 2,3)
(Ю')
(11>
Подставив в уравнение (11) значения Сг, Ог и Нг из среднего состава
горючей массы антрацита и произведя арифметические сокращения, получим:
ѵ_ 56,65+ 1,8 (3,1 Ь-а)
/11/ѵ
Л
а—3,1 д+2,3
Зная величину X, находим выход газа по уравнению (9), а по выходу
определяется содержание СО в газе по формуле (7).
Последовательность расчета легко уяснить из следующего примера.
В РИИЖТе при газификации антрацита получен следующий состав
сухого газа [4]:
СО2—8,0%, СН4-0,6%, Н2- 12,0%, СО-24,0% и N2-55,4%.
Проверим, правильно ли определено содержание СО и Na
100 у
44СО2+16 СН4+2На + 28 (CO + N2)
(12)?
22,4
Подставив в уравнение (12) значение величин из приведенного состава*
газа, находим вес 100 нм3 газа, где 100уг=117кг.
По данным анализа находим значение величин а и b
100’Уг
117
а=и' -и9ГН = 19-1-9 ПК ~ 8,86
п2 2С-гі^ 12 + 2’ѵ,и
СО2-СН4 _ 8,0-0,6
n
H2+2CH4 “ 12+20,6
откуда:
v
56,65 +1,8 (3,1 ’ 0,56- 8,86)
.
X =---- 5-7^—ncfiT'nb—— = 4,67 кг.
8,86-3,1-0,56 + 2,3
*
Следовательно, выход сухого газа составит:
у =?.^<НГ+Х)_11,2(1,8+4,67) _55 з/
г Н,+2СН,
12 + 2.0,6
—
Э,Э нм /кг,
а содержание окиси углерода при этом будет:
СО= -іу
—
(СО, + СН4)- Е865.93'5- — 8,6«23,1 %.
Расхождение в содержании окиси углерода, определенном газовым анали­
зом и расчетом, составляет 24,0—23,1 =0,9%, что является вполне допу­
стимым, не только для практических расчетов.
134

3. Ошибочные показатели при анализе возможны и при определении
водорода. Для того, чтобы при длительных испытаниях и большем числе
анализов быстро разобраться, какой анализ ошибочный, а по правильному
анализу судить о ходе процесса газификации для топлив с небольшим со­
держанием летучих по прямому и горизонтальному процессам, а древесины
и торфа по обратному процессу — могут быть составлены соответствующие
проверочные таблицы.
В качестве примера приведем метод составления и пользования подобными
таблицами для антрацита.
Средний состав горючей массы антрацита Донецкого бассейна по данным
Карелина [5] следующий: Сг — 93,5;% Нг— 1,8%; Ог—1,8%; Nr—1,0%;
Sr_ 110/- Яг
__ OR0/
Незначительным содержанием азота и органической серой4 можно пре­
небречь. Сера колчеданная уходит большей частью со шлаком. Разделив
остальные элементы горючей массы на их атомные веса, имеем:
целиком превращается в гене-
шлаком и уносом, такого же
в свободном состоянии и не
воздушного газа, при
Сг—93,5: 12=7,8
Нг — 1,8:1 =1,8
Ог— 1,8:16^0,1.
Умножив полученные величины на 10, расчетная формула горючей массы
антрацита примет следующий вид — С78Н18О.
Если допустить:
1) что молекула горючей массы антрацита
раторный газ или что горючие, теряемые со
состава, что и горючая масса топлива,
2) что водород горючей массы находится
окисляется при газификации, — то для
идеального
котором весь углерод окисляется только до СО, будет справедливо следую­
щее равенство материального баланса
С78Н18Оф38,5 •О2+38,5 •3,76•N2 =78СО+9Н2+145•N2.
(13>
Окисление части углерода до СО2 лишь увеличит расход кислорода воз­
духа, но не изменит объемное отношение связанного кислорода к азоту в
генераторном газе, которое в данном случае составляет:
0,5 СО
0,5*78
А
—к--------------І45- = °’269-
Отношение водорода к углероду в газе такое же, как и в горючей
массе, а именно:
—
9—О115
С”78
V, 110
При получении смешанного газа часть водяного пара разлагается угле­
родом, при этом содержание водорода в газе, а следовательно и его отно­
шение к углероду больше, чем в горючей массе. С точки зрения материаль­
ного баланса безразлично, каким путем попал водяной пар в зону газификации:
с дутьем или образовался при испарении влаги топлива.
Каждые два моля воды, разложившиеся при газификации, при том же
содержании окислов углерода в газе, уменьшат расход кислорода воздуха
на один моль, а следовательно и поступление азота на 3,76 моля. Уравне­
ние материального баланса для смешанного газа можно выразить:
С78Н18О+2ХН2О+(38,5 —X)О2+(38,5 — X)3,76N2=
= 78СО+(9+2Х)Н2+(145- 3,76X)N2,
(14)
где X—число молей воды, разложенной углеродом при газификации.
135

ПриX=° 1
.дТ'іта =Q’278' а
N.
145—3,70
Ь
/о
Весовое количество разложившегося водяного пара, отнесенного к 1 кг
углерода» определится отношением:
2ХН2О __ 2X18
78С
78-12
’
При Х=1, g = 0,0385 кг/кг. угл .
Меняя значение X, можно до испытания составить расчетную таблицу,
которая позволит оценивать точность химического анализа, а по составу
сухого газа определить количество водяного пара, разложенного при гази­
фикации. Зная влажность топлива и содержание пара в дутье, легко опре­
делить и степень разложения водяного пара.
Характеристика состава дутья при смешении сырого пара с воздухом,
имеющим температуру среды, окружающей газогенератор, приведена в
табл. 1.
Таблица 1
Температура
насыщения
°C
Парциальное давление
в долях атм.
Состав паровоздушной смеси
в объемных проц.
Содержание
пара в смеси,
кг/нм3
воздух водяной пар о2
N.
Н2О
40
0,928
0,072
19,5
73,3
7,2
0,062
45
0,906
0,094
19,0
71.6
9,4
0,083
50
0,878
0,122
18,4
69,4
12,2
0,111
)
55
0,843
0,157
17,7
66,6
15,7
0,149
60
0.804
0,196
16,9
63,5
19.6
0,196
65
0,753
0,247
15,8
59,5
24,7
0,264
70
0,692
0,308
14,5
54,7
30,8
0,354
75
0,620
0,380
13,0
49,0
38,0
0,492
80
0,532
0,468
ИД
42,0
46,8
0,708
Расход воздуха в нм3, отнесенного к 1 кг
уравнения (14) отношением:
углерода, определится из
І7 (38,5-X) .4.76-22,4
3/
Ѵв=----------- --------------- — нм /кг Угл-
При Х=1; Ѵ8 = 4,3 нм3/кг угл.
Нами произведен указанный расчет для среднего состава донецкого антра­
цита. Результаты расчета сведены в табл. 2. При установившемся режиме
данные газового анализа дадут лучшую сходимость, чем при неустановив-
шемся режиме.
Проследим на конкретных примерах, как пользоваться составленной
таблицей:
Пример 1. При газификации антрацита влажностью ІѴР =5,0% (что
соответствует содержанию влаги в антраците 0,065 кг/кг углерода) паро­
воздушной смесью при температуре насыщения 60° С получен газ со следую­
щими характеристиками:
1) отношение кислорода к азоту —0,318;
2) отношение водорода к углероду — 0,269.
136

Таблица 2
Разложение водяного
пара в кг/кг углерода
0
0,0385
0,077 J 0,116 0,15f
> і 0,19-
1 0,2321
0,5СО+СО8
N,
0,269
0,278
0,284
0,292 J 0,30
10,31 10,318 1
Н2 + 2СН,
0,115
0,141
0,167
0,192 0,218
і 0,244
10,269 I
со+со2+сн4
Расход воздуха в нм8/кг
углерода
4,4
4,3
4,2
4,06
3,95 3,85 3,7 I
Разложение водяного
пара в кг/кг углерода
0,271
0,311
0,349
0,385 0,425 0,462
0,5 1
0,5СО+СО2
N,
0,328
0,34
0,354
0,363 0,376 0,39
0,4071
Н2 + 2СН4
0,294
0,326
0,346
0,372 0,397 0,423 0,45 I
со+со2+сн4
Расход воздуха в нм8/кг
углерода
3,6
3,5
3,4
3,26
3,14 3,03
2.91 1
Из табл. 2 находим, что разложение водяного пара составило
0,232 кг/кг угл., а расход
воздуха при этом был 3,7 нм3/кг угл.
Следовательно, степень разложения водяного пара равна
0,065 + 3,7 • 0,196 в 0,3
где: 0,196 кг/нм3 — содержание пара в смеси при температуре насыщения
60° С (из табл. 1).
Пример 2. Г. Г. Токарев исследовал (в НАТИ) влияние подачи воды,
насыщенного и перегретого пара на состав сухого газа при газификации
антрацита в газогенераторе НАТИ-Г21 горизонтального процесса (6J.
Полученные данные газового анализа приведены в табл. 3.
Если судить по теплотворности газа, то достигнутые Токаревым резуль­
таты следует признать хорошими. Однако при более внимательном изучении
состава газа вызывает сомнение большое содержание метана вообще и в
воздушном газе в особенности, а также высокое содержание водорода при
подаче насыщенного и перегретого пара.
Воспользуемся нашими предварительными расчетными зависимостями для
проверки правильности состава газа, приведенного в табл. 3, в которой при­
ведены изменения состава антрацитового газа, в зависимости от состава
паровоздушной смеси, полученной в газогенераторе НАТИ-Г21 горизонталь­
ного процесса по данным Г. Г. Токарева .
Во всех четырех анализах нет согласованности отношений компонентов
с данными табл. 2.
Отношение водородосодержащих компонентов к углероду свидетельствует
о большем разложении водяного пара, чем отношение кислорода к азоту.
Определение СОа не вызывает сомнений.
137

Таблица 3
Наименование
показателей
Размерность
Воздушный
газ
Смешанный газ при подаче
і
воды насыщенного
пара
перегретого
п£ра
СО
о//0
27,6
26,3
25,2
28,0
J
С08
о//0
3,7
4,9
6,3
5,3
СН,
%
L8
1,3
1,3
1,3
н2
%
4,2
5,1
8,0
10.2
N8
%
62,7
62,4
59,2
55,2
СО
со2
—
1 7,5
5.4
4,0
5,3
1
0,5СО+СО,
n2
——
0,28
0,288
0.32
0.35
Н2+2СН4
0,236
0,237
0,323
0,37
СО+СО2+СН4
ккал/нм8
1100
1045
1080
1225
Сравнение кало­
рийности газа
о//0
100
95
98
111
Если допустить, что СО определено анализом правильно, то неувязки
следует искать в большом содержании Н2 и СН4. При меньшем содержа­
нии Н2 и СН4 естественно возрастет содержание азота, который определяй
ется, как известно, по разности. С увеличением же содержания азота умень­
шится отношение кислорода к азоту в газе, что для воздушного газа было
бы ближе к действительности. Аналогичные выводы могут быть сделаны и
для остальных анализов.
Степень разложения пара при опытах Токарева не может быть опреде­
лена, так как не указано количество пара, которое подводилось в зону
газификации.
Чем больше разложится водяного пара при газификации, при условии,
что оно не вызывает уменьшения отношения СО к СО2, тем более эффектив­
ным является режим работы газогенератора, тем больше калорийность газа
и к. п. д. газификации.
Для проверки одного анализа нет необходимости составлять таблицу.
В книге Д. Б. Гинзбурга [7] на стр. 254 приведены показатели газификации
антрацита следующего рабочего состава в %:
W—-8,66, А —13,51; So6—0,99; С-73,01; Н—1,85; (O+N)-l,98.
Нет необходимости по рабочему составу топлива находить состав горючей
массы, так как соотношения между элементами не меняются при переходе
от органической массы к рабочему топливу.
Приведенному рабочему составу антрацита будет соответствовать следую­
щая расчетная формула его горючей' части Св1Н1вО.
При испытании был получен следующий состав сухого газа в объемных
проц.:
СО, —7,12; О, —0,21; СО —26,11; CnHm-0,14; 01,-0,76;
Н2 —13,36; H2S—0,17; Na — 52,13.
138

Балансовое уравнение (14) для данной расчетной формулы антрацита
Св1Н18Оф2ХН2О+(30—X)О2+(30-X)3,76N2=
= 61СО+(9+2Л')Н2+(і13—3,76Х)Na
Если принять, что кислородо-содержащие компоненты при анализе
определены правильно, то справедливо будет следующее равенство:
0,5-61.СО
S°2
(113-3,76X) N3
N2
Подставляя значения величин из указанного состава газа, имеем:
2°2
_
7,12 4- 0,21 4- 0,5-26,11
n
N2
52,13
Следовательно, и отношение:
—0,5,61___ = 0 39
113—3,76Х
Откуда
ѵ 0,39-113— 0,5 61
0
Л=
0,39-3,76
Зная X, находим, каким должно быть отношение водорода к углероду:
= 2+2-9■=0,443
с
ы
Проверим, каково же отношение водорода к углероду по данным газового
анализа
2 н2 _ 13,364-0,174-2 0,764-4 -0,14__0
С ~ 7,12 + 26,114-0,764-2-0,1'4
Расхождение данных анализа и расчета незначительны. Незначительное
превышение водорода в газе по анализу может быть отнесено за счет его
уменьшения в уносе и шлаке. Неувязка в обратном направлении, т. е . когда
отношение водорода к углероду по анализу меньше, чем по расчету сви­
детельствует о неправильном определении СО при газовом анализе.
Количество водяного пара, разложившегося в данном случае, составляет:
ь°=24^=ет=0-443 кг/кгС
При влажности топлива IV =^8,66% и расходе пара в дутье 0,54 кг на
кг рабочего топлива суммарный подвод водяного пара в зону газификации
доставит 0,86 кг на кг углерода, а степень разложения водяного пара:
- ^-•100=51,50/0.

Редактор Е. М. Болотина
Техн, редактор К» М. Волчек
М-17076.
Подписано к печати 14/VII 1949 г.
Тираж 1000 эка. Печ. л. 9,7 Ь*
Уч. -изд . л. 14,09.
Изд. No Н-ЛО -213.
Зак. Лй 233Ь-
Типогр. «Красный Печатник», Ленинград, Международный пр.» д. 91»