WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


На правах рукописи

Закомолдин Иван Иванович

УДК 621.436.714.001.5 (043.2) МЕТОДОЛОГИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ СИСТЕМ ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ ПОРШНЕВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ ТРАНСПОРТНЫХ МАШИН

05.04.02 – "Тепловые двигатели" А В Т О Р Е Ф Е Р А Т диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Барнаул – 2010 Челябинское высшее военное автомобильное командно-инженерное училище (военный институт) имени Главного маршала бронетанковых войск П. А. Ротмистрова

Научный консультант: доктор технических наук, профессор Синицын Владимир Александрович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор Мироненко Игорь Геннадьевич доктор технических наук, профессор Попович Валерий Степанович доктор технических наук, профессор Эфрос Виктор Валентинович

Ведущая организация: ООО "ГСКБД Трансдизель"

Защита состоится " 16 " апреля 2010 г. В 11-00 на заседании диссертационного совета Д 212.004.03 при Алтайском государственном техническом университете имени И.И. Ползунова по адресу: 656038, г. Барнаул, пр. Ленина, 46 (тел/факс (3852) 260516, e-mail: D21200403@mail.ru)

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Алтайского государственного технического университета имени И.И. Ползунова Отзывы на автореферат в двух экземплярах, заверенные печатью учреждения, просим направлять по указанному адресу на имя учёного секретаря диссертационного совета

Автореферат разослан " " февраля 2010 г.

Ученый секретарь диссертационного совета доктор технических наук, профессор А.Е. Свистула

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ



Актуальность темы. Установлено, что 85…90 % машин выходят из строя в результате изнашивания деталей. Известно, что из общих затрат, связанных с техническим обслуживанием при эксплуатации двигателей внутреннего сгорания (ДВС), около 43 % приходится на детали цилиндропоршневой группы (ЦПГ). Процесс изнашивания деталей ЦПГ и затраты на обслуживание двигателей воздушного охлаждения (ДВО) колёсных и гусеничных машин в полной мере сопоставимы с отмеченными затратами. По данным отечественных и зарубежных ученых, стабильное поддержание теплового состояния ДВС, обеспечивающего минимальное изнашивание деталей ЦПГ, позволяет экономить топливо на 3 , предотвратить падение мощности на 2 % и снизить износ деталей ЦПГ на 10…40 %, т. е. существует резерв улучшения эффективных показателей и повышения безотказности, долговечности двигателей.

В связи с этим актуальность научно-технической проблемы - обеспечение безопасного интервала температур деталей ЦПГ ДВО в различных условиях эксплуатации - объясняется наличием следующих противоречий.

1. Противоречие между необходимостью улучшения эффективных показателей, повышения безотказности, долговечности ДВО и существующей вероятностью перегрева деталей ЦПГ, особенно при их работе в условиях предельных рабочих температур окружающего воздуха и перегрузках.

2. Противоречие между наличием новых способов и устройств организации движения теплоносителя через проточную часть системы охлаждения, в частности, вентилятора с радиально-осевым входным устройством (РОВУ), охладителей наддувочного воздуха (ОНВ), и несовершенством традиционных методов проектирования систем, связанных с обеспечением безопасного теплового состояния ДВО.

Традиционные методы проектирования систем, связанных с обеспечением безопасного теплового состояния ДВО, не учитывают возросшую степень сложности систем и возможности системного подхода к определению геометрических, аэродинамических параметров в системах, подсистемах, элементах воздушного тракта.

Цель работы. Разработать основы проектирования систем охлаждения, обеспечивающих безопасную температуру деталей ЦПГ двигателей применительно к различным климатическим условиям использования на основе современных знаний о процессах тепловыделения, теплообмена и регулирования, анализа динамических особенностей течения охлаждающего воздуха и результатов экспериментальных исследований.

Основы проектирования систем охлаждения, обеспечивающих безопасную температуру деталей ЦПГ двигателей применительно к различным климатическим условиям использования, могут быть разработаны на базе гипотезы - концепции формирования исходных параметров и системный подход к решению проблемы. (Безопасная температура – это температура деталей ЦПГ, которая в процессе эксплуатации ДВО не вызывает нарушения их работоспособности (отказа) в течение заданного времени или срока службы).

Реализация поставленной цели и предложенная гипотеза предопределили решение следующих задач.

1. Разработать концепцию формирования исходных параметров для определения поверхностей оребрения цилиндров, головок цилиндров и проектирования системы охлаждения ДВО в целом, для чего:

- определить влияние температуры окружающей среды t на температуру харакос терных точек деталей ЦПГ t ;

ЦПГ - обосновать дифференцированный подход к выбору температуры окружающего воздуха в качестве исходного параметра;

- выявить влияние относительного значения нагрузки двигателей, соответствующей номинальной (расчётной) частоте вращения коленчатого вала, на температуру характерных точек деталей ЦПГ. Полученная зависимость позволит определять температуру характерных точек деталей ЦПГ в процессе расчёта рабочего цикла ДВО;

- установить закономерность связи точки росы продуктов сгорания (паров воды и серной кислоты) с давлением газов в цилиндре и содержанием воды в них, по которой в процессе расчёта рабочего цикла ДВО определяются границы критических и предельных температур деталей ЦПГ в зависимости от максимального давления газов;

- обосновать необходимость разработки и ввода системы автоматического регулирования температурного состояния (САРТС) деталей ЦПГ по нижнему пределу.

2. Разработать методологию основ проектирования систем, обеспечивающих отвод необходимого количества теплоты и безопасную температуру деталей ЦПГ в различных условиях эксплуатации ДВО путём совершенствования геометрических параметров и аэродинамических характеристик, для чего:

- на базе теории промышленной аэродинамики и системного подхода разработать универсальную расчётно-экспериментальную методику для определения аэродинамической характеристики воздушного тракта любой степени сложности.

- установить закономерность связи геометрических и аэродинамических параметров в РОВУ, разработать математическую зависимость на основе теории планирования и проведения факторного эксперимента, реализуемую при выборе габаритов, профиля осесимметричного канала и определения КПД вентилятора;

- из условия постоянства полного давления, а также линейного изменения площади канала вдоль потока, разработать основы проектирования проточной части радиально-осевого осесимметричного канала, обладающего минимальными аэродинамическими потерями.

- в результате исследований разработать основы проектирования и аэродинамического расчёта вентилятора с радиально - осевым входом потока теплоносителя, обеспечив повышение его КПД.

- с целью обеспечения согласования характеристик воздушного тракта и вентилятора создать универсальные расчётно-экспериментальные методики расчёта, проектирования и оценки эффективности системы охлаждения с учётом новых способов и устройств организации движения охлаждающего воздуха вдоль тракта (в частности, использования вентиляторов с радиально-осевым входным устройством, ОНВ), базируясь на теории промышленной аэродинамики и системном подходе.

3. В процессе исследований выявить новые признаки и дополнить существующую классификацию воздушных трактов ДВО.

4. Разработать алгоритмы и пакет программ для расчёта и проектирования систем, связанных с обеспечением безопасного температурного состояния ДВО.

Объектом исследования являются аэродинамические процессы в системах ох- лаждения и подсистемах (воздушный тракт, охладители, оребренные детали и их элементы, осевой вентилятор, в том числе с РОВУ), структура изотермического и неизотермического потока теплоносителя в элементах воздушного тракта разной степени сложности.

Предметом исследования являются закономерности взаимосвязей геометрических, аэродинамических параметров составных частей воздушного тракта и температура характерных точек деталей ЦПГ дизелей воздушного охлаждения 8ЧВН 15/16, 8ЧВ, 8ЧВН 12/12,5 и др.

Методы исследования (научного познания) базируются на системном подходе к решению задач, связанных с проектированием систем охлаждения ДВО. В теоретических исследованиях использовались основные положения теории ДВС и аэрогидродинамики; методы математического моделирования, математической статистики, численные методы решения линейных и нелинейных уравнений. Экспериментальные исследования проводились на натурных образцах двигателей, агрегатов, оребренных деталей и их элементов с использованием теории планирования эксперимента, корреляционного и регрессионного анализа экспериментальных данных.

Достоверность полученных результатов обоснована:

- использованием апробированных методов исследования на основе законов аэрогидродинамики и опыта, накопленного учеными при изучении систем ДВС;

- использованием теории математического планирования эксперимента, современного оборудования и средств измерений - приборов, прошедших сертификацию согласно стандарту;

- строгостью математического аппарата, используемого в работе, разработанных методик, программ, проверкой расчетов с помощью персонального компьютера (ПК);

- использованием методов математической статистики, корреляционного и регрессионного анализа при обработке экспериментальных данных с помощью ПК по разработанным программам "MNK. BAS" и "MNKOR. BAS";

- исследованием погрешностей; хорошей сходимостью расчетных и экспериментальных данных, а также их совпадением с результатами расчета и эксперимента других авторов.

На защиту выносятся следующие положения, составляющие научную новизну.

1. Концепция формирования исходных параметров для определения поверхностей оребрения цилиндров, головок цилиндров и проектирования системы охлаждения ДВО в целом, включающая основные составляющие:

- выявленное влияние относительного значения нагрузки двигателей, соответствующей номинальной (расчётной) частоте вращения коленчатого вала, на температуру характерных точек деталей ЦПГ;

- установленную закономерность связи точки росы паров воды и серной кислоты с давлением газов в цилиндре и содержанием воды в газах, выраженную в виде математических зависимостей;

- обоснованную необходимость разработки и ввода САРТС деталей ЦПГ по нижнему пределу.

2. Методология основ проектирования систем, обеспечивающих отвод необходимого количества теплоты и безопасную температуру деталей ЦПГ в процессе эксплуатации ДВО, включающая основные составные части:

- универсальную расчётно-экспериментальную методику для определения аэродинамической характеристики воздушного тракта любой степени сложности, разработанную на базе теории промышленной аэродинамики и системного подхода;

- математическую зависимость, разработанную в результате установления закономерности связи геометрических и аэродинамических параметров в РОВУ на основе теории планирования и проведения факторного эксперимента;

- основы проектирования проточной части радиально-осевого осесимметричного канала, разработанные из условия постоянства полного давления, а также линейного изменения его площади вдоль потока, обладающего минимальными аэродинамическими потерями;

- разработанные, в результате исследований, основы проектирования и аэродинамического расчёта вентилятора с радиально - осевым входом потока теплоносителя, обеспечив повышение его КПД.

3. Предложенные технические решения, новизна которых подтверждена двумя авторскими свидетельствами, одним патентом, одним положительным решением на предполагаемое изобретение и свидетельством на полезную модель.

Практическая ценность и реализация результатов работы. Методы проектирования и методики расчёта, а также пакет программ, разработанные в процессе теоретических и экспериментальных исследований позволяют на стадии предпроектных и проектных исследований расчётным путём определить численные значения конструктивных параметров систем, связанных с охлаждением, которые обеспечивают безопасное тепловое состояние двигателей в различных условиях их эксплуатации.

Большое количество исходных данных, выраженных в виде графиков и таблиц, заменены одно и многофакторными зависимостями, которые позволяют создать программный продукт для ПК, обеспечивающий непрерывный процесс расчёта.

Всё это позволяет сократить время и материальные затраты на проведение опытно-конструкторских и научно-исследовательских работ (ОК и НИР) при создании ДВО. Ускоряют процесс постановки ДВС на производство, освоения новых и совершенствования существующих двигателей, что является существенным вкладом в развитие экономики.

Полученные практические результаты исследовательской работы использовались и внедрены:

- при создании и совершенствовании двигателей воздушного охлаждения типа ЧВН 15/16 (8ДВТ–330, 8ДВТ-400), на ВгМЗ, ЧВН 15/16 (8ДВТ–330, 8ДВТ-400 и 12ДВТ-500), на ЧТЗ, в ЧФ НАТИ;

- при выполнении ОК и НИР в процессе повышения технического уровня двигателей типа ЧВН 15/16, ЧН и ЧВН 12/12,5 и др. в ГАБТУ МО РФ, ООО НИИ АТТ, ФГУП 21 НИИИ МО РФ, ЧТЗ, ЧВВАКИУ, а также отдельных агрегатов, в ОАО "ШААЗ", ОАО "ПО АМЗ", ООО НИИКраностроения;

- в учебном процессе ЧВВАКИУ, ОТИИ и РВАИ.

Отдельные результаты исследований реализованы на двигателе 8ДВТ-330.

Апробация работы. Основные результаты исследований докладывались и обсуждались:

- на заседании кафедры "Тракторы и автомобили" Челябинского ордена Трудового Красного Знамени института механизации и электрификации сельского хозяйства (ЧИМЭСХ) (февраль 1989 г.); на кафедре ДВС Южно-Уральского государственного университета - ЮУрГУ (г. Челябинск, апрель 1998 г., декабрь 2004 г., апрель 2007 г.); на расширенном заседании кафедры "Двигатели" ЧВВАКИУ (г. Челябинск, февраль 2007 г., 2008 г.); на 43-й научно-технической конференции Сибирского ордена Трудового Красного Знамени автомобильно-дорожного института имени В.В.

Куйбышева (г. Омск, февраль 1983 г.);

- научно-технических конференциях "Повышение эффективности работы агрегатов мобильных сельскохозяйственных машин" (ЧИМЭСХ, г. Челябинск, февраль 1982 г., февраль 1987 г., март 1988 г.); "Повышение топливной экономичности двигателей внутреннего сгорания" (Уральский Дом научно-технической пропаганды, г.

Челябинск, ноябрь 1982 г.); "Актуальные проблемы формирования профессиональных мотивов и пути их решения" (Челябинский военный автомобильный институт им. Главного маршала бронетанковых войск П.А. Ротмистрова, 11 февраля 2000 г.);

"ХХV Российская школа по проблемам науки и технологий, посвященная 60-летию Победы, РАН" (г. Миасс, Челябинской обл., июнь 2005 г.);

- на всесоюзном научно-техническом семинаре "Диагностика, повышение эффективности, экономичности и долговечности двигателей" (ЛСХИ, г. ЛенинградПушкин, январь 1989 г., март 1989 г., апрель 1990 г.);

- международной научно-технической конференции "Актуальные проблемы теории и практики современного двигателестроения", посвященной 100-летию со дня рождения дважды героя социалистического труда конструктора танковых дизелей И.Я. Трашутина, ЮУрГУ, 26 – 28 апреля 2006 г.

Публикации. По результатам исследований опубликовано 66 научных работ общим объемом 26,96 печ. л., в их числе 18 статей в рецензируемых изданиях, рекомендованных высшей аттестационной комиссией (ВАК) для докторских диссертаций.

Одна монография (в соавторстве, 15,5 печ. л.), четыре учебно-методических пособия (в соавторстве, общим объёмом 15,03 печ. л). Получены два авторских свидетельства, два патента на изобретение, одно положительное решение на предполагаемое изобретение и одно свидетельство на полезную модель.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, восьми глав, выводов и рекомендаций, списка использованной литературы, включающего 318 наименований и трёх приложений. Содержит всего 414 страницы текста, из них 117 рисунков, 39 таблиц, 12 актов внедрения результатов научно-исследовательской работы.

Во введении обоснована актуальность проблемы, поставлена цель, сформулированы научная новизна и практическая ценность работы, дана её общая характеристика и изложено краткое содержание.

В первой главе рассмотрено состояние обозначенной научно-технической проблемы. Отмечается вклад: отечественных и зарубежных ученых, которые внесли в развитие теории и методов решения проблемы обеспечения стабильного теплового состояния ДВС, а также в совершенствование их систем и агрегатов, в том числе систем охлаждения. К ним относятся: Вибе И.И., Гаврилов А.К., Драгунов Г.Д., Жмудяк Л.М., Иванченко Н.Н., Иващенко Н.А., Козлов Л.А., Костин А.К., Круглов М.Г., Кукис В.С., Куликов Ю.А., Лаврик Н.А., Лазарев Е.А., Матиевский Д.Д., Мацкерле Ю., Мироненко И.Г., Николаенко А.В., Петриченко Р.М., Петриченко М.Р., Попов В.Н., Попович В.С., Роганов С.Г., Рудой Б.П., Семёнов В.С., Синицын В.А., Чайнов Н.Д., Чернышев Г.Д., Шароглазов Б.А., Шиткей Г.Л., Эфрос В.В. и многие другие; институтов, имеющих научные школы, занимавшихся разработкой, исследованием и доводкой систем ДВО. Это ВлГУ, МГТУ, СПбГАУ, ЧГАУ, ЮУрГУ; научно-исследовательских институтов (ВФ НАТИ, МФ ЦАГИ, НАТИ, НИИД, ЦНИДИ, ЦНИТА, ЧФ НАТИ и др.).

Однако, исследования в данной области были направлены, в основном, на организацию процессов рабочего цикла, оребрения цилиндров с головками и, как правило, в отрыве от систем, связанных с отводом теплоты и регулированием температурного состояния ДВО. В связи с этим следует уточнить требования, предъявляемые к системам, обеспечивающим тепловое состояние двигателей воздушного охлаждения.

Из-за наличия перегрева ДВО проанализированы причины, в том числе изменение температуры окружающего воздуха на территории России и в странах с тропическим климатом, исходные параметры, связанные с расчетом поверхности оребрения цилиндров, головок цилиндров и системы охлаждения в целом. В результате выявлена целесообразность дифференцированного подхода к выбору температуры окружающего воздуха в качестве исходного параметра в зависимости от географической зоны, места эксплуатации и назначения машин.

Температуру характерных точек деталей ЦПГ предлагается определять по результатам расчёта рабочего цикла в зависимости от относительного значения среднего эффективного давления и литровой мощности ДВС, как наиболее общих параметров, влияющих на температуру деталей ЦПГ. Кроме того, необходимо уточнить границы предельных и критических их температур. Отмечено, что на автотракторных двигателях вентиляторы, в основном, с листовыми лопатками. Коэффициент полезного действия таких вентиляторов составляет 0,32-0,40, а вентиляторов с литыми профильными лопатками - 0,55-0,65 и выше. Это говорит о необходимости выбора концепции проектирования и методики расчёта вентилятора с учётом системного подхода и современных технологий изготовления.

На основе анализа работ рассмотрен вопрос о целесообразности использования новых способов и устройств, организующих движение теплоносителя вдоль проточной части системы охлаждения. В качестве критериев целесообразности использования осевого вентилятора с РОВУ приняты его коэффициент полезного действия (КПД) и конструктивная схема моторно-трансмиссионной установки (МТУ). Значение КПД вентилятора должно быть не ниже 0,7...0,8. Первые вентиляторы с РОВУ имели КПД, равный 0,35…0,42 (рис. 1).

Отмечаются ученые: Альтшуль А.Д., Бак О., Башта Т.М., Брусиловский И.В., Бушель А.Р., Вознесенский И.Н., Гембаржевский М.Я., Гиневский А.С., Гольнев В.С., Жуковский Н.Е., Идельчик И.Е., Куликов Ю.А., Поспелов Д.Р., Руфицкий В.М., Соломахова Т.С., Столбов М.С., Ушаков К.А., Экк Б., Эккерт Э.Р., Эфрос В.В., Яшин Ю.Н.

и др., которые внесли существенный вклад в развитие теории аэродинамики, методов исследования, разработки конструкции и технологии изготовления вентиляторов, в том числе и для ДВС.

Анализ результатов экспериментальных исследований показывает, что существующая методика расчёта аэродинамической характеристики воздушного тракта, которая основана на выборе прототипа, не способна учесть изменения в воздушном тракте современных ДВО.





Оценена эффективность систем регулирования температурного состояния ДВО.

Из-за ряда положительных качеств наиболее широкое применение в САРТС ДВО нашёл гидродинамический привод вентилятора.

Одним из основных его недостатков является неспособность полной остановки колеса вентилятора из-за циркуляции остаточной воздушно–капельной смеси в проточной части гидромуфты. Этот факт является причиной увеличения времени прогрева при пуске двигателя, необоснованного расхода энергии на его привод и может стать причиной работы ДВО при недопустимых низких температурах деталей ЦПГ, вызывающих интенсивный коррозионный из нос стенки цилиндра и поршневых колец. Обзор работ, связанных с решением научно Рис. 1. Аэродинамическая технической проблемы, подтвердил актуаль характеристика ность поставленных задач, необходимость раз вентилятора двигателя 8ДВТ-3работки концепции формирования исходных параметров и методологии системного подхода к решению проблемы.

Во второй главе рассмотрена предложенная концепция формирования исходных параметров при проектировании систем, связанных с обеспечением температурного состояния ДВО, которая включает следующие основные составляющие:

- влияние температуры окружающей среды на температуру характерных точек де- талей ЦПГ;

- обоснование дифференцированного подхода к выбору температуры окружающего воздуха в качестве исходного параметра;

- решение задач по разработке математических зависимостей с целью уточнения температур характерных точек деталей ЦПГ и их границ на стадии эскизного проекта.

Уточнены требования, предъявляемые к системам, обеспечивающим температурное состояние двигателей воздушного охлаждения. Одно из основных - способность систем поддерживать безопасное тепловое состояние двигателя при работе на неустановившихся режимах и в условиях предельных температур окружающей среды. Следовательно, при работе ДВО на отмеченных режимах и температурных условиях окружающей среды, системы должны обладать возможностью подать дополнительное количество воздуха для сохранения прежней температуры деталей (снизить температурную амплитуду).

Экспериментально установлено влияние температуры окружающей среды на температуру характерных точек деталей ЦПГ. Повышение температуры окружающей среды на 1 С вызывает увеличение температуры характерных точек деталей ЦПГ на 1,7 – 2,0 С.

В настоящее время в качестве исходного параметра для расчёта системы охлаждения принято использовать рабочую температуру окружающей среды, которая составляет 35…40 С. Но в большей части климатических районов существует непродолжительное время года, когда температура окружающей среды достигает 45…50 (в тропиках даже 60 С). Данную температуру окружающей среды называют предельной рабочей температурой. При предельной рабочей температуре окружающей среды 45…50 С температура деталей ЦПГ возрастает на 10…20 С, да повышение температуры деталей из-за кратковременной работы при максимальном вращающем моменте возникает нарушение масляной пленки на стенках цилиндра, что вызывает потерю работоспособности двигателя. Это подтверждено, например, эксплуатационо ными испытаниями трактора Т-330 при температуре окружающего воздуха 45 С и выше (рис. 2). Данная задача решается за счёт повышения скорости потока воздуха при движении автомобиля, увеличением производительности вентилятора, что повышает уровень шума и расход энергии на его работу, либо дифференцированным подходом к выбору температуры окружающего воздуха в качестве исходного параметра, что влечёт незначительное, но увеличение габаритов и массы ДВО.

С целью сравнительного анализа выполнен расчёт параметров цилиндра при температурах окружающей среды 40 и 60 оС и В = 98658,3 Па. При этом высота ребра увеличилась на 2,5 мм (5 %), что в пределах рекомендуемого, их число соответственно, Рис. 2. Состояние головки и поршня 7-го цилиндра уменьшилось с 33 до 29 шт.при одинаковой высоте цилиндра, а ширина межрёберного канала у основания рёбер увеличилась с 4,3 до 4,8 мм, межосевое расстояние цилиндров увеличилось на 5 мм. Необходимое количество охлаждающего воздуха на один цилиндр увеличилось с 0,245 м3/с при t = 40 оС до 0,310 м3/с – при t = 60 оС, ос ос т. е. на 0,065 м3/с. В связи с этим рекомендуется:

- использование рабочей температуры (35 … 40 оС) для расчёта системы охлаждения двигателей автомобилей и двигателей с малым ресурсом и жёсткими требованиями к его массе, например, военных машин;

- использование предельной температуры 45 … 50 оС (318 … 323 К) для расчёта системы охлаждения двигателей тихоходных колёсных (тягачи) и гусеничных машин, без жёстких требований к массе, с нормальным ресурсом, либо вентилятора с повышенной производительностью для машин с жёсткими требованиями к габаритам;

- использование предельной температуры 55 … 60 оС (328 … 333 К) для расчёта системы охлаждения двигателей для машин, эксплуатируемых в странах с тропическим климатом. Атмосферное давление во всех случаях B = 98658,3 Па.

Температуру деталей ЦПГ выбирают по среднестатистическому её значению.

Диапазон температур сравнительно широк. Известно, что расчёт системы охлаждения ведётся на номинальном режиме работы ДВС с проверкой на режиме максимального вращающего момента. Согласно гипотезе экспериментально установлена корреляционная связь между температурой характерных точек деталей ЦПГ и относительным значением эффективного давления (p ), соответствующего номинальной частоте e вращения коленчатого вала (наиболее общий параметр, влияющий на температуру деталей ЦПГ):

t = a + bp + cp, (1) e e где a, b, c – эмпирические коэффициенты; p = p /p, здесь p, p - эффективное e ei eн ei eн давление цикла, соответствующее какой-либо i–ой нагрузке и номинальному режиму работы двигателя. На номинальной частоте вращения коленчатого вала наиболее высокая температура деталей ЦПГ (рис. 3).

Результаты обработки экспериментально полученных температур, в том числе из литературных источников, иллюстрируются графиками, на которых представлены зависимости температур центра днища поршня tпд (рис. 4, а), верхнего торца канавки первого компрессионного кольца t (рис. 4, б), цилиндра в зоне верхнего компреспсионного кольца при положении поршня в верхней мёртвой точке (ВМТ) (рис. 5, а) и межклапанной перемычки головки цилиндра (рис. 5, б).

Рис. 3. Изменение температуры межклапанной пере- мычки головки цилиндра (а) и цилиндра (б) в зоне верхнего компрессионного кольца при положении поршня в ВМТ в зависимости от относительного значения нагрузки при различных значениях относительной частоты вращения коленчатого вала Рис. 4. Влияние среднего эффективного давления (относительного значения) на температуру центра днища поршня (а) и температуру поршня в зоне верхнего торца канавки первого компрессионного кольца (б) Полученное уравнение позволяет определить температуру характерных точек деталей на стадии расчёта рабочего цикла.

С увеличением литровой мощности возрастает температура характерных точек деталей ЦПГ (рис. 6). В связи с этим и с целью снижения относительной погрешности при определении температуры характерных точек теплонапряженных деталей ЦПГ предлагается ДВС разделить на четыре группы по литровой мощности. В каждой группе ДВО температура характерных точек деталей ЦПГ определяется по одной и той же формуле, но с разными значениями коэффициентов (табл. 1).

Анализируя критерии теплонапряженности деталей. отмечается, что теплонапряжённость косвенно характеризуется отдельными факторами или производными теплонапряжённости. К ним относятся: температура точки росы паров воды и серной кислоты; температура начала разрушения плёнки цилиндрового масла; температура лако – и нагарообразования и т. п.

Рис. 5. Влияние среднего эффективного давления (относительного значения) на температуру цилиндра в зоне верхнего компрессионного кольца при положе- нии поршня в ВМТ (а) и температуру межклапанной перемычки головки цилиндра (б) Температура точки росы паров воды и серной кислоты с точки зрения интенсивно го коррозионного и абразивного износа деталей ЦПГ является определяющей для поверхностей поршня в зоне верхней канавки под компрессионное кольцо и стенки цилиндра в зоне верхнего компрессионного кольца при положении поршня в ВМТ. На основе регрессионного анализа результатов экспериментальных исследований, изложенных в работах Поспелова Д.Р., Непогодьева А.В., Митина И.В., Тинякова А.Н., Семенова В.С., разработаны математические зависимости.

Полученные зависимости позволяют определить предельные, критические границы температур характерных точек деталей ЦПГ в Рис. 6. Влияние литровой мощности двига- процессе расчёта рабочего цикла, т. е. на телей воздушного охлаждения на темпера- стадии проектирования ДВО.

туру характерных точек деталей ЦПГ Критическая температура поршня в канавке верхнего компрессионного кольца t кнпк Таблица Коэффициенты уравнения (1) для оценки температур деталей № Литровая Обозначе- Коэффициенты Относительная груп- мощ- ние погрешность оценки пы ность, температур a b c ДВО кВт/л = (t/tт)*100, % tпд 122,454 5,552 114,482 -9,5…+9,1 5,0…8,t 135,045 85,293 -1,438 -1,5…+4,пtц1 66,035 5,642 70,138 -8,2…+7,t 87,279 –17,403 113,821 -11,0…+9,г Продолжение табл. t 131,381 54,427 73,287 -9,4+9,пд 2 8,5…10,t 158,856 48,718 23,140 -5,7…+6,пt 129,501 -72,423 124,975 -8,0…+7,цt 90,304 154,803 19,284 -10,7…+8,г tпд 153,728 125,301 13,888 -3,0…+2,3 10,5…t 150,569 93,558 24,864 -9,8…+4,пtц1 110,081 0,283 113,152 -6,0…+5,t 135,324 54,182 101,586 -7,9…+6,г t 120,630 62,536 56,637 -0,9…+0,цtг 135,065 89,557 71,090 -0,6…+0,* t – по результатам эксперимента; tт – по расчёту (град) деталей ЦПГ.

по нижнему пределу описана верхней кривой 2 (рис. 7), которая соответствует темпе- ратуре начала точки росы паров воды ts H2O. Она определяется по формуле t = 87,8 + 8,41p + - 0,23p, (2) кнпк г г где t –критическая температура поршня в канавке верхнего компрессионного кнпк кольца по нижнему пределу, С; p 0,9p – давление газов в канавке верхнего г max (первого) компрессионного кольца, МПа; p – максимальное давление сгорания, max МПа.

При снижении температуры верхней поверхности канавки поршня до температуры точки росы паров воды, например, 130…1С при давлении газов 10 МПа, (ниже верхней кривой 2), на ней выпадают капельки воды. Соединяясь с серной кислотой, вода снижает её концентрацию, которая при 20…60 – и процентном растворе наиболее агрессивна. В связи с этим интенсивность Рис. 7. Температура точки росы ts паров воды и серной кислоты в зависимости от давления газов в верхней канавке поршня и содержания в них паров воды: кривые 1 и 2 соответствуют 5 и 3 % воды в газах коррозионного износа поверхностей деталей ЦПГ существенно возрастает. Чтобы избежать данного явления, температура их характерных точек не должна быть ниже температуры точки росы паров воды.

Предельная температура поршня t в канавке верхнего компрессионного кольца пнпк по нижнему пределу, т. е. без конденсации паров H O, но с присутствием незначительного количества конденсата серной кислоты (между нижней кривой 1 и верхней кривой 2), определяется по формуле tпнпк = tкнпк + (10…15) С. (3) Безопасная температура поршня в канавке верхнего компрессионного кольца по нижнему пределу tбнпк (кривая 3) только по признаку точки росы паров воды определяется по формуле t = 103 + 7,88p - 0,19p, (4) бнпк г г где t - безопасная температура поршня в канавке верхнего компрессионного кольбнпк ца по нижнему пределу, С.

Смесь незначительного количества кислоты с парами воды (поле между верхними кривыми 1 и 2) существенно повышает температуру конденсации по сравнению с одним водяным паром. Выпадаемая в конденсат концентрированная серная кислота во взаимодействии с маслом способствует интенсивному нагарообразованию с последующим абразивным и коррозионным износом.

При высоких температурах преобладает абразивный износ.

Чтобы избежать конденсации и образования на стенках концентрированной серной кислоты и, как следствие, интенсивного абразивного и коррозионного износа деталей, температура характерных точек поршня и цилиндра не должна быть ниже точки росы паров серной кислоты (верхняя кривая 1).

Верхний предел температуры поршня в зоне первой (верхней) канавки t ограквпк ничивается, с одной стороны, точкой росы паров серной кислоты tH SO (верхняя 2 кривая 1), а с другой – температурой начала разрушения пленки масла на стенке цилиндра tнм.

Следовательно, критическая температура поршня в канавке верхнего компрессионного кольца по верхнему пределу, с одной стороны, соответствует температуре точки росы серной кислоты tS, т. е.

квпк tS = 162 + 7,73p - 0,22p, (5) квпк г г а с другой стороны – температуре начала разрушения пленки масла, т. е.

tм tкм, (6) квпк здесь ts, tм - критическая температура поршня в канавке верхнего компресквпк квпк сионного кольца, соответственно, по признаку точки росы H2SO4 и разрушения пленки масла, С; t – критическая температура масла, которая соответствует температуре км начала разрушения пленки масла, t, С.

нм Предельное значение температуры поршня в зоне первой канавки компрессионного кольца по верхнему пределу определяется:

- по признаку точки росы паров серной кислоты:

ts = ts + (10…15) С, (7) пвпк квпк - по признаку нарушения пленки масла:

tм = tм - (10…15) С, (8) пвпк квпк где ts, tм - предельная температура поршня в канавке верхнего компрессионного пвпк пвпк кольца, соответственно, по признаку точки росы H SO и разрушения пленки масла.

2 Безопасная (целесообразная) (кривая 4) температура поршня в канавке верхнего компрессионного кольца по верхнему пределу t по признаку точки росы паров бвпк серной кислоты определяется t = 173 + 6,19p - 0,149p, (9) бвпк г г а по признаку разрушения пленки масла безопасная температура поршня должна удовлетворять требованию t t – (10…15) С, (10) бвпк км где t - безопасная температура поршня в канавке верхнего компрессионного кольбвпк ца по верхнему пределу, С. Относительная погрешность оценки температур не превышает 2 %.

Предельные температуры используются в качестве исходного параметра при расчете системы охлаждения и её агрегатов, при этом повышается достоверность формирования поверхностей оребрения ДВО. В процессе эксплуатации ДВО рабочий интервал температур деталей ЦПГ поддерживается разработанной САРТС по нижнему (патент № 2328606) и верхнему пределу - существующей САРТС.

При работе двигателя на неустановившихся режимах и при изменении температуры внешней среды возникает потребность в поддержании заданного температурного состояния деталей ЦПГ двигателей, как с жидкостным, так и воздушным охлаждением. Необходимость этого обусловлена стремлением получить наилучшие эффективные (мощность, удельный расход топлива, КПД) и эксплуатационные (долговечность, безотказность) показатели в процессе работы ДВС.

Из рассмотренных способов регулирования температурного состояния ДВС наиболее целесообразным является изменение подачи количества охлаждающего воздуха за счёт изменения частоты вращения рабочего колеса вентилятора.

На современных ДВО, например, дизелях семейства 413 фирмы Дойтц, Д – 37Е, Д – 144 и др. Владимирского тракторного завода, 8ДВТ-330, 8ДВТ - 400 ЧТЗ, САРТС регулирует температуру межклапанной перемычки головки цилиндра, не допуская её выше предельной. Наличие критических температур вызывает коробление огневой поверхности, появление трещин из-за интенсивного снижения механической прочности Датчик температуры на двигателях семейства 413 установлен в коллекторе выхлопных газов одного из рядов цилиндров, а на двигателях ВТЗ и ЧТЗ датчики температуры установлены на головке цилиндра.

Чтобы не допустить работу ДВО при критических температурах головки цилиндра по верхнему пределу, подаётся световой или звуковой сигнал (например, на двигателях ВТЗ). Сигнал оповещает оператора о приближении температуры головки цилиндра к критической по верхнему пределу.

Как отмечалось (см. разд. 1) на данном этапе практически отсутствует эффективная система контроля и регулирования температуры деталей ЦПГ по нижнему пределу (ниже верхней кривой 2, см. рис. 7). Из-за наличия циркуляции остаточной воздушно – капельной смеси в проточной части гидромуфты колесо вентилятора, даже в холодное время года, полностью не отключается. В связи с этим дополнительно необходима САРТС по нижнему пределу, которая отключает вентилятор при безопасной температуре (кривая 3, рис. 7).

В данной работе предлагается дополнительная САРТС дискретного действия по нижнему пределу. САРТС отключает вращение вентилятора при приближении температуры верхней канавки поршня к предельной по нижнему пределу (кривая 3), например к 166 С для двигателя с давлением газов 10 МПа. Если при отключенном вентиляторе температура деталей остается на уровне критической, оператор должен предпринять меры, связанные с повышением температуры деталей ЦПГ, либо прекратить эксплуатацию ДВО.

В настоящее время существуют эффективные способы отвода теплоты от днища головки цилиндра маслом или топливом. В связи с этим, а также с точки зрения снижения скорости изнашивания деталей ЦПГ интервал температур цилиндра от s верхнего предельного значения по признаку точки росы серной кислоты tпвц1 (крим вая 4) до предельного значения по признаку нарушения плёнки масла tпвц1 является наиболее благоприятным. Именно этот интервал температур следует поддерживать на ДВО в процессе их эксплуатации. При этом следует использовать САТРС по верхнему и нижнему пределу или одну из них дискретного типа. Датчик температуры в данном случае целесообразно установить на цилиндр. Данное положение требует дополнительных исследований, особенно, по степени изнашивания и инерционности САРТС.

Предложенная САРТС по нижнему пределу обеспечивает снижение изнашивания деталей ЦПГ и, следовательно, повышает безотказность и долговечность ДВО.

Таким образом, решены все составляющие концепции формирования исходных параметров для определения поверхностей оребрения цилиндров, головок цилиндров и проектирования системы охлаждения ДВО в целом.

В третьей главе рассмотрена общая характеристика исходных параметров, в том числе температуры окружающей среды, характерных точек деталей ЦПГ с учётом их границ В основу определения теплоотдачи ребристой поверхности положен закон Ньютона. Существующий расчет оребрения цилиндров создан на основе исследований А. Бирмана и Б. Пинкеля по теплопередаче различных ребристых цилиндров. Они отличались геометрическими параметрами ребер: высотой (9,4…37,3 мм), шагом (2,54…15,2 мм), толщиной s (1,01…6,85 мм), формой сечения (треугольная и прямоугольная с s = 1,01 мм).

Необходимая поверхность охлаждения, т. е. поверхность обтекаемая охлаждающим воздухом, состоит из ребер и их элементов. Площадь поверхности охлаждения (F, м2) [66] определяется с учетом отвода количества теплоты по выражению:

f Ff = Qсо/[т2(tfs – t2s)], (11) где – средний коэффициент теплоотдачи охлаждаемой поверхности цилиндра, то кДж/(м2чоС); t – средняя температура поверхности охлаждения, С; t - средняя fs 2s температура охлаждающего воздуха в межреберных каналах, оС.

Приведенный коэффициент теплоотдачи определяется по формуле:

пр 2Т = (2 h + b ), (12) пр s r s br bs где – уточненный (с учетом искривления канала) коэффициент теплоотдачи от 2т внешней поверхности, кДж/(м2чоС); br – средняя толщина ребра, м; bs = Ширина межреберного канала у основания ребер, м; hs – средняя высота ребра, м; r – коэффициент эффективности ребра.

В четвёртой главе с целью более глубокого анализа систем, как жидкостного, так и воздушного охлаждения, на основе существующих научных работ предложена единая обобщённая классификация систем охлаждения различных по назначению ДВС. На основе выявленных новых признаков в процессе исследований дополнена существующая классификация воздушных трактов ДВО.

С целью обеспечения наглядности отличительной особенности методологии системного подхода к проектированию систем, обеспечивающих безопасное температурное состояние ДВО, разработана её структурная схема. Системы управления температурным состоянием деталей ЦПГ по функциональному признаку разделены на две группы: системы, агрегаты и детали, обеспечивающие отвод необходимого количества теплоты (1–я группа); системы, обеспечивающие безопасный интервал температур деталей ЦПГ (2–я группа). Контроль и поддержание в определённом пределе температуры в характерных точках поршня и цилиндра обеспечивается двумя системами терморегулирования по нижнему и верхнему пределу.

Новизна предложенной методологии заключается:

- в разработке методики расчёта аэродинамической характеристики для воздушно- го тракта любой степени сложности;

- в выявлении закономерности связей трёх основных геометрических параметров с аэродинамическими потерями в РОВУ, получении на этой основе и факторного эксперимента, математической зависимости (а. с. № 1825902);

- в обеспечении температуры деталей ЦПГ в процессе эксплуатации ДВО в определённом интервале с помощью САРТС по верхнему и нижнему пределу (патент № 2328606).

Поток воздуха в системе воздушного охлаждения двигателя является несвободным, турбулентным и неизотермическим. Воздушный тракт системы охлаждения у современных рядных, V–образных и других ДВО представляет собой сложную сеть с аэродинамическими сопротивлениями p (рис. 8).

В связи с этим и согласно гипотезе о системном подходе к решению проблемы:

- проектирование геометрии ВНУ предлагается осуществлять на основе теории распределения потока воздуха по отдельным аппаратам или отверстиям одинаковой площади;

- тракт разделён на зоны и участки, на каждом участке выделена характерная площадь, где рассчитывается средняя скорость потока воздуха с целью определения потерь давления;

- разработан метод расчета аэродинамической характеристики воздушного тракта на основе существующих и полученных экспериментальных данных элементов конструкций деталей, устройств (труб, каналов, входных устройств и т. п.), влияющих на скорость, направление потока, его разделение и слияние.

В отличие от существующих методов, при расчете аэродинамической характеристики тракта, элементов, его составляющих, скорости потока теплоносителя, с помощью предложенного метода:

- учитываются форма, размеры, количество, площадь поперечного сечения межрёберных каналов, изменение направления, слияния, деления потока;

- учитываются потери давления не только в межреберных каналах цилиндров, го- ловок, но и охладителей;

- проводится расчет аэродинамических потерь не в одном цилиндре и головке, а во всех цилиндрах с головками, учитывая конструктивную особенность их элементов;

- учитываются местные потери давления от наличия бобышек под анкерные болты (ВЗУ) – воздухозаборное устройство;

(ВУ) – входное устройство;

(В) – вентилятор;

(ВНУ) – воздухонаправляющее устройство (Ц,Г) – цилиндры с головками;

(ОТ) – отводной трубопровод;

(ОМ) – охладитель масла; ОНВ;

(ТНВД) – топливный насос высокого давления.

Рис. 8. Аэродинамическая схема обобщённого воздушного тракта системы охлаждения ДВО (шпильки), ТНВД и других элементов деталей, находящихся в воздушном потоке.

Влияние топливного насоса высокого давления, расположенного в зоне воздушного потока, например, в развале V–образного ДВО, учитывается потерями на удар (расстоянием от границы выхода потока воздуха из вентилятора до первой по потоку воздуха торцевой поверхности насоса) и на разделение потока воздуха.

Рассмотрены теоретические основы проектирования ВНУ как самостоятельного элемента воздушного тракта. При этом решаются две задачи - прямая и обратная:

- имея геометрические параметры ВНУ, цилиндров, их головок, определялась степень равномерности раздачи охлаждающего воздуха;

- по заданной в определенных пределах степени равномерности распределения воздушного потока по цилиндрам с головками рассчитывались геометрические параметры ВНУ.

Исследовались воздушные тракты системы охлаждения объёмного (8ДВТ-330, 8ЧВН 12/12,5) и распределительного (например, Д-37М) типа. В качестве оценочного параметра выбраны степень равномерности раздачи, скорости истечения охлаждающего воздуха, аэродинамические характеристики воздушного тракта и его элементов, температура межклапанной перемычки головки цилиндра. Описана конструктивная особенность трактов. Отмечается, что в тракте распределительного типа с ВНУ № (рис. 9) повышается равномерность распределения воздуха по цилиндрам с головками по сравнению с трактом объёмного типа (отклонение от средней скорсти составило 8,5 … 9 %). Однако тракт распределительного типа обладает повышенным аэродинамическим сопротивлением примерно на 32 %. Это отрицательно влияет на температуру межклапанной перемычки головки цилиндра, повышая её на 2…18 С.

На данном этапе рекомендовано для V–образных двигателей использовать тракт объёмного типа (обладает меньшими аэродинамическими потерями), но дальнейшие исследования целесообразно вести в направлении совершенствования ВНУ распределительного типа (выше степень равномерности распределения охлаждающего воздуха).

В пятой главе приведены основные уравнения расчёта и проектирования воздушного тракта системы охлаждения. Потеря полного давления для тракта любой схемы составляет:

p = pс + pд = pI + pII + pIII + pIV + pV+ pVI + pVII + pVIII + pIX + pw + p + p + p, (13) w2 u д Рис. 9. Изменение расхода и скорости истечения воздуха вдоль двигателя (в относительных величинах):

1…4 - кривые распределения (скорости истечения) воздуха в тракте с ВНУ № 1…4 (тракт 2…распределительного типа); 5 - расчетная кривая распределения (скорости истечения) воздуха для ВНУ № 1 (тракт объемного типа) где p - потеря статического давления, Па; p – потеря динамического давления Па;

с д (p, p, p, p, p, p, p, p, p, p, p, p, p, - потери давлеI II III IV V VI VII VIII IX w1 w2 u д ния в вентиляторе (p, p ), в ВНУ, головках и цилиндрах, ОМ, ОНВ, на входе в I II вентилятор, на выходе из двигателя, от расположения ТНВД, от нагрева охлаждающего воздуха на участке от окружающей среды до входа воздуха в межреберные каналы цилиндров с головками, то же на участке от входа в межреберные каналы цилиндров с головками до выхода из них. Потери в вентиляторе (p, p ) определяютI II ся при расчёте вентилятора.

Зоны VII и VIII, с точки зрения наличия и определения в них аэродинамических потерь, целесообразно рассматривать при установке ДВО в моторном отсеке с ограниченным воздухообменом, т. е. на машинах. В данном случае аэродинамические потери будут зависеть от конструктивных особенностей отводного трубопровода.

Учитываются дополнительные потери давления от нагрева охлаждающего воздуха на участке от окружающей среды до его выхода из межреберных каналов цилиндров с головками.

Площадь проходного сечения каналов деталей и агрегатов воздушного тракта на j–ом участке определяется:

Fj=[i (F' +F' )+Fjм+Fjн]10-6, (14) j ц, j г где F', F' – средняя площадь проходного сечения одного цилиндра, одной головки j ц, j г цилиндра на j–ом участке, мм2; F - площадь проходного сечения в ячейках масляноjм го радиатора, мм2; F - площадь проходного сечения в ячейках охладителя наддувочjн ного воздуха, мм2.

Средняя скорость охлаждающего воздуха v (м/с) на j–ом участке межреберных j каналов цилиндров с головками и агрегатов двигателя определяется:

vj = Qairj/Fj, (15) где Q – расход охлаждающего воздуха на j–ом участке межреберных каналов детаairj лей и агрегатов двигателя.

Степень несоответствия расчетной скорости воздуха фактической для 8ДВТ – 3(рис. 10) при его расходе 2,78 м3/с составило 7,4 %., для дизелей типа 8ЧВ 12/12,(рис. 11) 8,8 на входе и 3,0 % на выходе. Средняя теоретическая скорость в межрёберных каналах деталей и агрегатов составила 31,021 м/с.

Степень несоответствия значений аэродинами- Рис. 10. скорость охлаждающего воздуха на выходе из цилиндров и головок цилиндров двигателя 8ЧВН 15/16: ---- - левый ряд; ---- - правый ряд;

---- - по двигателю в целом ческих сопротивлений, полученных расчётом и опытным путем: на расчетном расходе охлаждающего воздуха при уровне доверительной вероятности 95 %, составила для цилиндра примерно 6, головки примерно 4,2…7 % Рис. 11. Средняя скорость охлаждающего воздуха на входе (а) и на выходе (б) из цилиндров с головками двигателя 8ЧВ 12/12,5:

---- - цилиндры № 1-4; --х-- - цилиндры № 5-8; --о-- - по двигателю в целом (рис.12); для цилиндров, минус 11,6, плюс 9,0 %; головок цилиндров минус 0,6, плюс 0,73 %; для цилиндра совместно с головкой минус 3,3, плюс 1,6 %; радиатора масла двигателя – минус 1,9, плюс 3,7 % (рис. 13); охладителя наддувочного воздуха - минус 14 плюс 6,3 % (рис. 14). Исследования и сравнительный их анализ показал, что получены более достоверные результаты по сравнению с существующими методами, следовательно, этим подтверждается правомерность выбранной концепции, а разработанный метод целесообразно использовать в инженерных расчетах. Выявлено, что поверхности, омываемые охлаждающим воздухом, являются гидравлически шероховатыми. Из анализа графиков (рис. 15, 16) видно, что разработанная методика расчёта аэродинамической характеристики тракта, в целом, позволяет получить более точные результаты по сравнению с существующими методами. Степень несоответствия рас чётных характеристик экспериментальным характеристикам составляет:

- для воздушного тракта двигателя 8ДВТ-330 примерно 2,7 %, тогда как по существующим методам - около 30 %;

- для двигателя типа 8ЧВН 12/12,5 с трактом воздушного охлаждения простого типа (только цилиндры с головками) – от минус 3,1 до плюс 6,0 %;

- с трактом воздушного охлаждения, состоящим из цилиндров с головками, масляного радиатора и ВНУ (первой степени сложности) – от плюс 2,0, до плюс 3,8 %;

- с трактом воздушного охлаждения, состоящим из цилиндров с головками, масляного радиатора, ВНУ и ОНВ (второй степени сложности) – минус 5,0 плюс 2,4 %.

Рис. 12. Аэродинамическая характеристика дефлектированного цилиндра (а), головки цилиндра (б):

опытная - ; расчетная по методу Н.И. Маликова - ; Д.Р. Поспелова - ; А.Н. Шерстюка - ; по данному методу - . ДВО 8ДВТ - 3Рис. 14. Аэродинамическая характеристика Рис. 13. Аэродинамическая характеристика ОМ и ОНВ двигателя 8ЧВН 12/12, цилиндра и головки двигателя 8ЧВ 12/12,8ДВТ-38ЧВ 12/12, Рис. 15. Аэродинамическая характеристика воздушного тракта 8ДВТ-330.

Рис. 16. Аэродинамическая характеристика воздушного тракта двигателя 8ЧВ 12/12,Основываясь на данных результатах, и базируясь на системном подходе к решению обозначенной проблемы, отмечается, что созданы универсальные расчётнотеоретические методы проектирования и оценки эффективности в целом СО с учётом новых способов и устройств организации движения охлаждающего воздуха вдоль тракта, в частности, использования вентиляторов с радиально-осевым входным устройством, ОНВ.

В шестой главе рассмотрена конструктивная особенность, обоснована целесообразность использования и сформированы основы проектирования специально разработанного сдвоенного осевого вентилятора (рис. 17) оригинальной конструкции (а. с.

№ 534576). По траектории движения потока воздуха на входе выделены два типа осевых вентиляторов: с осевым входом потока воздуха - 1-й тип; с радиально-осевым входом потока воздуха - 2-й тип.

В меридиональной плоскости сечения (плоскость, проходящая через ось) РОВУ представляет собой осесимметричный канал криволинейной формы. Как и с осевым входом, вентилятор с РОВУ может иметь направляющий (НА), спрямляющий аппарат (СА) и рабочее колесо (К). Входной направляющий аппарат может быть расположен на входе в РОВУ (РНА), либо на выходе из него, т. е. перед рабочим колесом (ОНА).

У сдвоенного осевого вентилятора с РОВУ левая и правая его части могут выполняться по любой аэродинамической схеме. Например, левая часть осевого вентилятора изготовлена по схеме К, а правая – К+СА. Тогда данный вентилятор будет иметь условное обозначение К/К+СА.

Перемещаясь в РОВУ, поток охлаждающего воздуха изменяет направление движения, переходя из радиального направления в осевое.

При этом происходит перераспределение значений меридиональных Рис. 17. Вентилятор с радиально-осевым входом потока воздуха: 1 – радиальноосевое входное устройство; 2 – рабочее колесо; 3 – спрямляющий аппарат скоростей. Они увеличиваются в направлении от втулки к наружному диаметру колеса, поэтому эпюра осевых скоростей перед колесом становится неравномерной. В связи с этим расчёт вентилятора необходимо вести с учетом наличия неравномерного поля осевых скоростей, что в значительной степени изменяет существующие методики. Отмечены недостатки и основные достоинства осевого вентилятора с РОВУ. Учитывая конструктивную особенность вентилятора с радиально-осевым входом потока теплоносителя, его положительные качества и положив в основу теорию аэрогидродинамики, созданы универсальные расчётно-экспериментальные методики расчёта, проектирования и оценки эффективности СО на стадии предпроектных исследований. Они включают: математическую зависимость по определению аэродинамических потерь в РОВУ и его КПД, основы проектирования проточной части РОВУ, обоснованный метод расчета поля осевых скоростей перед колесом вентилятора, аэдвигателя масла ДВО и ГМТ Подача воздуха на охлаждение Подача воздуха на охлаждение родинамический расчёт вентилятора при необходимости с направляющим и спрямляющим аппаратами.

Математическая зависимость по определению аэродинамических потерь в РОВУ и его КПД получена на основе теории математического планирования и проведённого факторного эксперимента. С целью повышения точности расчёта разработанная математическая зависимость учитывает влияние трёх геометрических параметров на коэффициент аэродинамического сопротивления (а. с. № 1825902). Она устанавливает закономерность связей геометрических и аэродинамических параметров в РОВУ:

=B r0 D, (16) k где B - коэффициент; k, r0,D – коэффициенты аэродинамического сопротивления в зависимости от степени поджатия канала k, относительного значения радиуса кривизны r0, внутренней образующей и относительной радиальности канала D. Здесь k = Fв/Fа; r0 = r0/D; D = Dв/D; Fв=Dвbв – площадь входа в РОВУ, м2; Fа = (D2d2)/4 – активная (ометаемая) площадь вентилятора, м2; b, D – ширина и диаметр в в радиально-осевого входного устройства (осесимметричного канала) на входе воздуха, м; D, d - наружный (внешний) диаметр и диаметр втулки рабочего колеса вентилятора, м; r - радиус кривизны внутренней образующей канала, м.

Исследовались два типа РОВУ. Для первого типа расчет проточной части выполнен из условия постоянства полного давления вдоль канала, для второго - из условия линейного изменения площади проходного сечения по его длине. Для первого типа РОВУ коэффициент B = 38,9604, для второго - B = 37,4974. В результате эксперимента получены графики (рис. 18), которые аппроксимированы уравнениями (17)…(22) (индекс 1 и 2 соответствуют первому и второму типу РОВУ). Математическая зависимость (16) реализуется при проектировании РОВУ с обеспечением минимальных аэродинамических потерь, расчете КПД вентилятора:

r01= 0,56-6,23 r0 +20,5 r0, (17) r0 2 = 0,52-5,51 r0 +17,8 r0, (18) = 1,32-1,09k +0,24k2, (19) k1 1 =1,48-1,29k +0,29k2, (20) k2 2 D1 =2,01-2,86 D +1,10 D (2,1) D 2 =-6,03+9,42 D -3,58 D. (22) При повороте воздушного потока в РОВУ может образоваться отрывное течение, которое существенно увеличивает потери давления. В связи с этим на основе анализа каналов (постоянной площади, диффузорного и конфузорного) разработаны основы проектирования проточной части радиально-осевого осесимметричного канала (рис. 19), с изменением или без изменения площади. В результате вывода получено уравнение для определения ширины каналов dj первого и второго типа в j–ом сечении Lo lo sin (Lo lo sin )2 4 sin F j j j j d , (23) j 2 sin j где L = D, l = 2r – длина окружноo o o o сти диаметром D и радиусом r м; – o o j текущий угол расположения j–го сечения; F =f F - кольцевая площадь j–го j j а сечения; м2; D –диаметр, на котором o расположен центр кривизны внутренней образующей канала, м; r – радиус криo визны внутренней образующей, м; f - j относительная кольцевая площадь j–ом сечении.

Относительная кольцевая площадь в j–ом сечении определяется:

- для канала первого типа:

Рис. 18. Зависимость коэффициента аэродинамического сопротивления k r и D от геометрических параметров РОВУ: экспериментальные значения РОВУ 1-го типа (------); 2-го типа (------); расчетные значения (---о---) 1 f = = ; (24) j l l l j l 1 j 1 1 1 1 l l к2 к2 - для канала второго типа:

lj f k (k 1), (25) j l где l – длина внутренней образующей; l – расстояние между двумя соседними j–ми секущими плоскостями (сечениями), отложенное на криволинейном участке по внутренней образующей м; j–порядковый номер секущей плоскости.

После вписывания окружностей диаметром dj наружная образующая канала очерчивается плавной кривой, проводимой касательно к окружности в точке пересечения с диаметральной j–ой плоскостью. В работе дана подробная методика расчёта РОВУ.

Обоснована концепция метода расчета поля осевых скоростей перед колесом вентилятора с РОВУ на базе анализа теории аэродинамики, используемой при проектировании вентиляторов, гидротурбин и т. п., а также экспе риментальных исследований. Из наиболее распространённых, известны три типа радиально-осевых осесимметричных конфузорных каналов. Канал, образованный параллельными линиями (внутренней и внешней образующей), выполненными радиусами из одного центра – канал первого типа. Канал, построенный идущими на конус внутренней и внешней образующими (линиями), выполненными радиусами из двух центров, – канал второго типа. Канал произвольной формы, который выполнен внутренней и внешней образующими, проведенными определенным способом, – канал третьего типа.

С целью обоснования метода расчёта и формирования поля осевых скоростей перед колесом вентилятора с РОВУ в работе подробно рассмотрен первый и третий тип каналов.

Для первого типа исходим из условия: момент меридиональной скорости cm относительно центра вращения радиуса – постоянная вели- Рис. 19. Меридиональное сечение осесимметричного конфузорного канала величина c r = const = M.

mi 1i Принимая, что поток охлаждающего воздуха в РОВУ сдвоенного осевого вентилятора является осесимметричным и потенциальным (канал третьего типа), учитывая уравcr cu cz cr нение неразрывности потока 0, функция тока удовлетворяет r r z r 2 2 уравнению Стокса 0. Физический смысл функции тока заключа- r2 z2 rr ется в том, что она позволяет графоаналитическим методом численно определить расход жидкости или газа в каждом элементарном канале (каждой струйке).

Задача заключается в том, чтобы, имея готовое очертание контура РОВУ, построить очертания ряда элементарных каналов и определить эпюру скоростей потока, удовлетворяющих уравнению Стокса (метод В. Бауэрсфельда - И.Н. Вознесенского).

Теоретические данные подтверждены экспериментальными исследованиями (рис. 20).

Экспериментально установлено значение радиального зазора для колеса, охлаждающего двигатель, s = 0,60 и для колеса, охлаждающего масло двигателя, трансмиссии и коробки передач, s = 0,8 мм. При этом КПД вентилятора в рабочей точке сети повышается на 10…20 % и снижаются потери подачи охлаждающего воздуха на 5…7 %.

В результате обработки экспериментальных данных получены эмпирические зависимости, и численные значения коэффициентов для колес, которые позволяют оценить влияние радиального зазора на гидравлический КПД вентилятора. Изложены и проиллюстрированы результаты экспериментальных исследований влияния кольцевых направляющих (дефлекторов) в количестве пяти штук, установленных в РОВУ, на структуру потока воздуха. Полученная эмпирическая зависимость позволяет оценить влияние степени поджатия конфузора РОВУ с кольцевыми направляющими на КПД вентилятора при любом значении k в интервале от 1,5 до 3,0. Учитывая ограниченность увеличения габаритов, для РОВУ рассматриваемого сдвоенного осевого вентилятора величину степени поджатия конфузора k целесообразно выполнять, равную Рис. 20. Поле меридиональной скорости:

1 - по методу Бауэрсфельда - Вознесенского; 2 - по закону Cmr=const; 3 - по методу А.Н. Шерстюка; – по опытным данным 1,5, тогда как минимальные потери при k = 2,2 – 2,3. Установлены последовательность и основные этапы проектирования вентилятора с РОВУ.

Таким образом, в результате исследований разработаны основы расчёта и проектирования радиально-осевого входного устройства, обеспечившие существенное увеличение КПД вентилятора.

В седьмой главе приведена методика оценки предельных расчетных параметров осевых вентиляторов. Величиной и сочетанием расчетных параметров - коэффициентов теоретического давления, осевой скорости потока, относительного диаметра втулки и др. определяется аэродинамическая нагруженность лопаточных венцов.

Окружная скорость на наружном диаметре колеса u2 ограничивается требованием к уровню шума вентилятора. Уровень звукового давления вентилятора не должен превышать так называемую кривую 80. Ориентировочно u не должно превышать 100 м/с.

Согласно рекомендациям МФ ЦАГИ выбираются исходные данные для аэродинамического расчёта осевого вентилятора. Как отмечалось, к элементам вентилятора относятся:

- входное устройство;

- лопаточные венцы НА, К и СА;

- выходное устройство. Учитывая аэродинамические потери в элементах вентилятора, определяют КПД вентилятора.

Приводятся уравнения для определения аэродинамических потерь для входных устройств вентиляторов с осевым входом потока, полученные соискателем, т. е. данная методика универсальна. Она позволяет рассчитывать, как РОВУ, так и осевое входное устройство.

В восьмой главе изложена методика расчета аэродинамических и геометрических параметров осевого вентилятора с радиально-осевым входом потока охлаждающего воздуха. Дана оценка качества осевого вентилятора с РОВУ. Предложенный метод позволяет проектировать и осевой вентилятор с осевым входом потока теплоносителя наиболее распространенных схем. Колесо, рассчитанное из условия с = const (кривая а 2, рис. 21), обеспечивает подачу охлаждающего воздуха Q = 6,168 м3/с (Q = 0,265) при аэродинамическом сопротивлении в рабочей точке А1 p = 2,204 кПа (p = 0,213), что не соответствует исходным (потребным) параметрам. Коэффициент полезного действия вентилятора с этим колесом равен 0,593, а мощность, расходуемая на его работу, – 22,9 кВт. Колесо, рассчитанное из условия с const, обеспечи- а вает подачу охлаждающего воздуха Q = 6,84 м3/с (Q = 0,294) при аэродинамическом сопротивлении в рабочей точке А p = 2,597 кПа (p = 0,251), что соответствует исходным данным. При этом КПД вентилятора равен 0,675, а максимальный КПД равен 0,72.

В результате исследований разработаны научные основы проектирования и аэродинамического расчёта вентилятора с радиально-осевым входом потока теплоносителя, которые позволяют обеспечить высокий КПД, расчётные параметры, т. е.

Рис. 21. Аэродинамическая характеристика вентиляторов в сети 1 (Fэ = 0,0974): ------ - са = const; ------ - ca const.

согласование характеристик вентилятора и воздушного тракта (точка А ), полученных теоретически и экспериментально.

Основные выводы, результаты и рекомендации На основе предложенной концепции формирования исходных параметров и методологии основ проектирования систем, а также в результате теоретических и экспериментальных исследований, решена научно-техническая проблема - обеспечение безопасного температурного состояния деталей ЦПГ ДВО в различных условиях эксплуатации, что является существенным вкладом в развитие экономики страны. В ходе решения задач достигнута поставленная цель.

Получены следующие научные и прикладные результаты.

1. Разработана концепция формирования исходных параметров для определения поверхностей оребрения цилиндров, головок цилиндров и проектирования системы охлаждения ДВО в целом, отличающаяся тем, что предложен дифференцированный подход к выбору температуры окружающей среды в качестве исходного параметра, температура характерных точек и их границы определяются по результатам расчёта рабочего цикла.

1.1. Обоснован дифференцированный подход к выбору температуры окружающего воздуха в качестве исходного параметра. При расчёте СО в качестве исходного параметра выбирается предельная или рабочая температура окружающей среды в зависимости от климатических факторов места эксплуатации и назначения машин. В результате дифференцированного подхода исключается возможность перегрева ДВО при эксплуатации в условиях предельных температур, при этом повышается возможность унификации двигателей.

1.2. Разработана экспериментально-теоретическая методика определения температур характерных точек деталей ЦПГ в зависимости от относительного значения эффективного давления, соответствующего номинальной частоте вращения коленчатого вала (1). Полученная зависимость позволяет определить температуру характерных точек деталей ЦПГ, используя результаты теплового расчёта на стадии проектирования ДВО.

1.3. Получены математические зависимости в виде полинома второй степени, описывающие закономерность связи температур точки росы продуктов сгорания (паров воды и серной кислоты) с давлением газов в цилиндре и содержанием воды в газах. Они позволяют определить границы критических, допустимых и безопасных значений температур в характерных точках деталей ЦПГ (2) … (10) в зависимости от давления газов в цилиндре. Определяется по результатам расчёта рабочего цикла.

Данные температуры используются в качестве исходных параметров при проектировании СО, при этом повышается точность формирования поверхностей оребрения ДВО.

2. Разработана методология основ проектирования систем, обеспечивающих отвод необходимого количества теплоты и безопасную температуру деталей ЦПГ в различных условиях эксплуатации ДВО путём совершенствования геометрических параметров и аэродинамических характеристик.

2.1. Разработана универсальная методика для определения аэродинамической характеристики воздушного тракта любой степени сложности на базе системного подхода и теории промышленной аэродинамики. Степень несоответствия значений аэродинамического сопротивления полученных расчётным и экспериментальным путем на расчетном расходе охлаждающего воздуха, составила для воздушного тракта в целом 2,0…6,0 %, что говорит о целесообразности использования в инженерных расчётах (по существующим методикам – около 30 %).

2.2. Установлена закономерность связи трёх основных (вместо существующих двух) геометрических и аэродинамических параметров в РОВУ, разработаны математические зависимости (16) … (22) на основе теории планирования и проведения факторного эксперимента. Уравнения реализуются при проектировании радиальноосевого осесимметричного канала проточной части турбомашин и расчете КПД вентилятора (а. с. 1825902). Зависимости позволяют выбрать основные геометрические параметры РОВУ, обеспечивающие при этом либо малые габариты, либо минимальные аэродинамические потери.

2.3 Разработаны основы проектирования проточной части радиально-осевого осесимметричного канала, обладающего минимальными аэродинамическими потерями (23) … (25) и др. из условия постоянства полного давления (существует для прямолинейных каналов), а также линейного изменения площади канала вдоль потока.

2.4. Обоснована концепция метода расчета поля осевых скоростей перед колесом вентилятора с РОВУ, в основу которого положен графоаналитический метод Бауэрсфельда – Вознесенского.

2.5. Экспериментально установлено оптимальное значение радиального зазора для колеса, охлаждающего двигатель s = 0,60 и для колеса, охлаждающего масло двигателя, трансмиссии (коробка передач и гидротрансформатор) - s2 = 0,8 мм. При этом КПД вентилятора в рабочей точке сети повышается на 10…20 % и снижаются потери подачи охлаждающего воздуха на 5…7 %. Установка кольцевых направляющих (дефлекторов) в РОВУ повышает КПД на 14,0%.

2.6. В результате исследований разработаны основы проектирования и аэродинамического расчёта вентилятора с радиально - осевым входом потока теплоносителя, обеспечившие увеличение его КПД с 0,35…0,4 до 0,72, т. е. на 44…51 %.

2.7. Созданы универсальные расчётно-экспериментальные методики проектирования и оценки эффективности системы охлаждения с учётом новых способов и устройств организации движения охлаждающего воздуха вдоль тракта (в частности, использования вентиляторов с радиально-осевым входным устройством, ОНВ). Они базируются на системном подходе к решению обозначенной проблемы, что позволило согласовать характеристики воздушного тракта и вентилятора, обеспечить регулировку температуры деталей ЦПГ по верхнему и нижнему пределу (эффективность СО).

3. Разработан пакет программ для решения задач, связанных с расчетом и проектированием систем управления тепловым состоянием ДВО, например, MNK.bas, ONV.bas, MNKOR.bas, mein.exe и др.

4. Методы проектирования, методики расчёта, полученные основные практические результаты исследовательской работы, а также пакет программ для решения задач, связанных с проектированием систем управления температурным состоянием двигателей, уже на стадии предпроектных и проектных исследований дают возможность расчётного определения численных значений конструктивных параметров СО, которые обеспечивают безопасное температурное состояние двигателей в различных условиях использования машин. Они позволяют сократить время и материальные затраты на проведение ОК и НИР при создании ДВО. Ускоряют процесс постановки ДВС на производство, освоения новых и совершенствования существующих двигателей, что является существенным вкладом в развитие экономики.

5. Предложенные технические решения, новизна которых подтверждена двумя авторскими свидетельствами, одним патентом, одним положительным решением на предполагаемое изобретение и свидетельством на полезную модель.

Рекомендации.

Концепция формирования исходных параметров для определения поверхностей оребрения цилиндров, головок цилиндров и проектирования системы охлаждения в целом, методология основ проектирования систем, обеспечивающих отвод необходимого количества теплоты и безопасную температуру деталей ЦПГ двигателей в различных условиях эксплуатации, могут быть использованы в организациях и НИИ, занимающихся проектированием и совершенствованием ДВО.

Целесообразно в характеристику масел ввести температуру начала и конца разрушения плёнки на поверхностях трения.

Методику аэродинамического расчёта вентилятора с РОВУ, как показала практика, рекомендуется использовать при аэродинамическом расчёте осевого вентилятора с осевым входом потока теплоносителя.

Основные результаты диссертации опубликованы в следующих работах.

1. Закомолдин И.И. Двигатели внутреннего сгорания с воздушным охлаждением [Текст] / Закомолдин И.И., Осипов Г.Л., Закомолдин Д.И. Расчет аэродинамической характеристики воздушного тракта: Монография. - Челябинск: ЧВВАКИУ, 2006. – 248 с.

ил. – Библиогр.: с. 188 – 196. - ISBN 5-903122-01-9.

Статьи, напечатанные в ведущих рецензируемых научных журналах согласно утвержденному "Перечню…" ВАК.

2. Закомолдин И.И. Аналитическая модель системы охлаждения двигателя воздушного охлаждения в составе моторно-трансмиссионной установки трактора [Текст] / И.И. Закомолдин // Двигателестроение. – 1990. - № 7. – С. 9 - 13.

3. Закомолдин И.И. Влияние радиального зазора на характеристики осевого вентилятора [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.В. Гаев, Г.П. Мицын, М.С. Левин // Двигате- лестроение.—1981.—№ 8.—С. 28 - 30.

4. Закомолдин И.И. Результаты продувок головок цилиндров тракторного дизеля воздушного охлаждения [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.В. Гаев, А.И. Смирнов // Двигателестроение. 1982. - № 10. - С. 57—59.

5. Закомолдин И.И. Аэродинамический расчет вентилятора [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.И. Закомолдин // Тракторы и сельхозмашины. - 1999. - № 8. - С. 18 - 20.

6. Закомолдин И.И. Выбор исходных параметров для расчета системы воздушного охлаждения ДВС [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.И. Закомолдин // Тракторы и сельхозмашины. - 2005. - № 11. – С. 24 – 25.

7. Закомолдин И.И. Классификация воздушных трактов системы охлаждения двигателей [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.И. Закомолдин // Тракторы и сельскохозяйственные машины. – 2004. - № 3. – С. 18 - 19.

8. Закомолдин И.И. Математическая модель радиально-осевого осесимметричного конфузорного канала [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.И. Закомолдин // Тракторы и сельхозмашины. - 2001. - № 4 – С. 3 - 5.

9. Закомолдин И.И. Потери воздуха в системе охлаждения ДВС [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.И. Закомолдин // Тракторы и сельхозмашины. 2005. - № 4. - С. 19.

10. Закомолдин И.И. Системы охлаждения двигателей внутреннего сгорания и их классификация [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.И. Закомолдин // Двигателестроение. - 2005. - №. 1. - С. 18-20.

11. Закомолдин И.И. Элемент САПР двигателей с воздушным охлаждением [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.И. Закомолдин // Тракторы и сельхозмашины. - 2000. - № 8. - С. 28 - 29.

12. Закомолдин И.И. Метод расчета скоростей в радиально-осевом входном устройстве осевого вентилятора [Текст] / И.И. Закомолдин, В.И. Коляденко // Тракторы и сельхозмашины. – 1981. - № 11. - С. 11 - 15.

13. Закомолдин И. И. Результаты исследования радиального направляющего аппарата тракторного вентилятора [Текст] / В.И. Коляденко, Л.К. Лейни, И.И. Закомолдин // Двигателестроение. 1979. - № 9 - С. 32 – 34.

14. Закомолдин И.И. Основы методики теоретического определения аэродинамических характеристик воздушного тракта форсированных дизелей. [Текст] / И.И. Закомолдин, Г.Г. Меньшенин, Б.Л. Арав, Н.Е. Александров, Д.И. Закомолдин // Двигателестроение. - 2004. - № 2. - С. 7 – 10.

15. Закомолдин И.И. Сравнительный анализ теоретических и экспериментальных аэродинамических характеристик деталей и агрегатов двигателей типа ЧВ 12/12,5 и ЧВН 12/12,5. [Текст] / И.И. Закомолдин, Г.Г. Меньшенин, Б.Л. Арав, Н.Е. Александров, Д.И. Закомолдин // Двигателестроение. – 2004. - № 4 - С. 6 – 9.

16. Закомолдин И.И. Методика расчета геометрических параметров вязкостной муфты [Текст] / И.И. Закомолдин, В.А. Гусятников, Д.И. Закомолдин // Тракторы и сельскохозяйственные машины. – 1997. - №11. - С. 29 – 31.

17. Закомолдин И.И. Теоретические основы и методика расчета колес гидромуфты с радиальными наклонными лопатками [Текст] / И.И. Закомолдин, Г.Ф. Сидоров, Д.И. Закомолдин // Тракторы и сельскохозяйственные машины. – 2009 - № 3 – С. 24 – 25.

18. Закомолдин И.И. Снижение шума двигателя воздушного охлаждения за счет изменения конструктивных элементов вентилятора [Текст] / И.И. Закомолдин // Трак- торы и сельхозмашины. - 1990. - №5. - С. 23 - 26.

Основные статьи 19. Закомолдин И.И. Концепция расчета аэродинамической характеристики тракта системы воздушного охлаждения ДВС [Текст] / И.И. Закомолдин // XXV Российская школа по проблемам науки и технологий, посвященная 60-летию Победы. Краткие сообщения. – Екатеринбург: УрО РАН, 2005. – 380 с.

20. Закомолдин И.И. Концепция формирования отдельных исходных параметров при расчете системы воздушного охлаждения [Текст] / И.И. Закомолдин // Актуальные проблемы теории и практики современного двигателестроения: Труды Международной научно-технической конференции, 26-28 апреля 2006 г., г. Челябинск. –Издво ЮУрГУ, 2006. – С. 134 – 137.

21. Закомолдин И.И. Методика расчёта тракта системы охлаждения двигателя 8ДВТ-330 [Текст] / И.И. Закомолдин // Повышение топливной экономичности двигателей внутреннего сгорания. Тезисы докладов научно-технической конференции.

Ноябрь 1982 г. г. Челябинск. - С. 27 - 28.

22. Закомолдин И.И. Оценка эффективности работы системы охлаждения ДВС [Текст] / И.И. Закомолдин. Научно-технические достижения и передовой опыт в области сельскохозяйственного и тракторного машиностроения. Информационный сб.

ЦНИИТЭИавтосельхозмаш. Вып. 5. - М., 1991. – С. 14 - 27.

23. Закомолдин И.И. Повышение экономичности дизеля за счет привода вентилятора через гидромуфту [Текст] / И.И. Закомолдин. "Всесоюзный постоянно действующий научно-технический семинар диагностика, повышение эффективности, экономичности и долговечности двигателей". Тезисы докладов, апрель 1991 г. Ленинград-Пушкин, 1991. - С. 124 - 125.

24. Закомолдин И.И. Потери давления в воздухораспределительном кожухе двигателя воздушного охлаждения [Текст] / И.И. Закомолдин; Ред. ж. "Тракторы и сельхозмашины". М.: 1983. – 13 с. деп. в ЦНИИТЭИтракторосельхозмаш 16 мая 1983 г., № 348 тс.

25. Закомолдин И.И. Расчет геометрии и построение профиля радиально-осевого осесимметричного конфузорного канала [Текст] / И.И. Закомолдин // Улучшение тягово-динамических качеств сельскохозяйственных тракторов: сб. науч. тр. / ЧИМЭСХ. – Челябинск, 1989. - С. 54 - 65.

26. Закомолдин И.И. Сравнительный анализ скорости охлаждающего воздуха в межреберных каналах деталей и агрегатов двигателя [Текст] / И.И. Закомолдин, Б.Л. Арав, Н.Е. Александров, Д.И. Закомолдин //Научный вестник Челябинского ВАИ. - 2004. – №17. - С. 103 – 105.

27. Закомолдин И.И., В.И. Повышение работоспособности двигателя путем выравнивания распределения потоков охлаждающего воздуха в моторной установке трактора [Текст] / И.И. Закомолдин, В.И. Вольных //Повышение техникоэкономических показателей сельскохозяйственных тракторов: науч. тр. / ЧИМЭСХ. - Челябинск, 1985. - С. 102 - 109.

28. Закомолдин И.И. Анализ температуры деталей цилиндропоршневой группы двигателей внутреннего сгорания [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.И. Закомолдин // Научный вестник Челябинского ВАИ. - 2006. – №18. С. 75 – 92.

29. Закомолдин И.И. Повышение экономических показателей двигателя за счет снижения потерь в вентиляторе [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.И. Закомолдин // Челябинск. ЦНТИ, № 61-98 Серия Р.55.43.41.

30. Закомолдин И.И. Потери давления в межреберных каналах деталей и агрегатов тракта воздушного охлаждения двигателя [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.И. Закомолдин // Научный вестник Челябинского ВАИ. - 2004. – №17. - С. 85 – 91.

31. Закомолдин В.А. Программа аэродинамического расчета осевого вентилятора [Текст] / В.А. Закомолдин, И.И. Закомолдин // Челябинский центр научнотехнической информации (ЦНТИ), №216-92, - 1992 г.

32. Закомолдин И.И. Скорость потока охлаждающего воздуха в каналах деталей и агрегатов ДВО [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.И. Закомолдин // Научный вестник Челябинского ВАИ. - 2004. – №17. - С. 91 – 102.

33. Закомолдин И.И Методология проектирования систем, связанных с обеспечением нормального теплового состояния двигателей воздушного охлаждения [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.И. Закомолдин, Д.В. Авилов // Вестн. - Челябинского ВАИ. - 2001. – №12. - С. 41 - 44.

34. Закомолдин И.И. Использование математического аппарата при решении графоаналитических задач в расчете осевого вентилятора с РОВУ [Текст] / И.И. Закомолдин, Д.И. Закомолдин, Д.В. Авилов, А.Н. Торопов // Вестн. Челябинского ВАИ. – 2001. - №12. - С. 60 – 68.

35. Закомолдин И.И. Выбор геометрических параметров воздухораспределительного кожуха двигателя с воздушным охлаждением [Текст] / И.И. Закомолдин, Г.П. Мицын. М.: ЦНИИТЭИтракторосельхозмаш. 1989. - Вып. 1. - с.21-24.

36. Попов В.Н. Расчет аэродинамической характеристики цилиндра и головки двигателя воздушного охлаждения [Текст] / В.Н. Попов, И.И. Закомолдин, Д.В. Гаев;

Ред. журн. "Тракторы и сельхозмашины". М., 1983. 19 с. - Деп. в ЦНИИТЭИтракторосельхозмаше 16 мая 1983г., №349 т.с.

37. Попов В.Н Расчёт скоростей воздуха по длине межрёберных каналов цилиндра с головкой двигателя воздушного охлаждения [Текст] / В.Н. Попов, И.И. Закомолдин, Г.П. Мицын; Ред. ж. "Тракторы и сельхозмашины". М.: 1990. – 13 с. - Деп. в ЦНИИТЭИтракторосельхозмаше 1990 г., № 1219-тс 89.

38. Закомолдин И.И. Система автоматического регулирования частоты вращения валов агрегатов ДВС и ее исполнительный механизм [Текст] / И.И. Закомолдин, Г.П. Мицын, Н.И. Никифорова, Д.И. Закомолдин, Д.В. Авилов, И.Т. Хакимов // Вестник Челябинского ВАИ. - 2001. – №12. - С. 55 – 60.

Авторские свидетельства, патенты свидетельство на полезную модель 39. А. с. 534576, СССР, кл2. F01P5/06 Устройство для воздушного охлаждения двигателя и трансмиссии тракторного средства [Текст] / Д.В. Гаев, И.И. Закомолдин, М.С. Левин, Г.П. Мицын, Н.С. Мороцкий (СССР) — № 2173094 / 11; заявл.12.09.75;

опубл. 05.11.76, Бюл. №41. – 4 с.

40. А. с. 1825902, СССР, кл. F 04 D 29/54. Радиально-осевой осесимметричный канал проточной части турбомашины [Текст] / И.И. Закомолдин, Г.П. Мицын, Т.И.

Крупская (СССР). - № 4699135/06; заявл. 31.05.89; опубл. 07.07.93, Бюл. № 25 – 4с.

41. Патент на изобретение МПК6 F16 D 31/00. Управляемая вязкостная муфта [Текст] / И.И. Закомолдин, Г.П. Мицын, Н.И. Никифорова. Положительное решение на заявку № 05028335/28 (077378) Приоритет от 25.11.91 Получено 25.11.96.

43. Свид. № 16531 на полезную модель. 7 F 16 D 31/00. Управляемая вязкостная муфта Текст] / И.И. Закомолдин, Г.П. Мицын, Н.И. Никифорова; заявл. 10.07.2000;

опубл. 10.01.2001. Бюл. № 1.

44. Патент № 2328606. Система регулирования теплового состояния ДВС [Текст] / И.И. Закомолдин, Б.А. Шароглазов, А.Е. Попов, В.В. Шишков заявл. 21.02.07, опубл.10.07.08. Бюл. № 19.

Подписано в печать 15.01.2010.

Печать – цифровая. Усл.п.л. 1,86.

Тираж 100 экз. Заказ 2010 - Отпечатано в типографии АлтГТУ, 656038, г. Барнаул, пр-т Ленина, тел.: (8–3852) 36–84–Лицензия на полиграфическую деятельность ПЛД №28–35 от 15.07.97 г.






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.