Расчет параметров рабочего процесса и выбор элементов конструкции тепловозного дизеля

Макунин А.А

РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА И ВЫБОР ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИИ ТЕПЛОВОЗНОГО ДИЗЕЛЯ

Методические указания к курсовому проектированию по дисциплине «Локомотивные энергетические установки»

Улан – Удэ

2016 г.

Рецензент:

Д. т.н., Профессор кафедры «Транспортные системы»
УУИЖТ Дамбаев Ж.Г.

Изложены методики теплового и динамического расчетов тепловозного дизеля, расчета системы воздухоснабжения.

Методические указания предназначены для курсового и дипломного проектирования по дисциплинам «Локомотивные энергетические установки», «Тепловые двигатели и нагнетатели» студентам специальности «Локомотивы» всех форм обучения.

ВВЕДЕНИЕ

В курсовом проекте студент должен выполнить следующее:

– тепловой расчет двигателя внутреннего сгорания (ДВС) для определения параметров рабочего процесса, построение индикаторной диаграммы, дать оценку мощности и экономичности двигателя;

– расчет агрегатов наддува;

– построение диаграммы сил, действующих в кривошипно-шатунном механизме двигателя;

– учебно-исследовательскую или научно-исследовательскую разработку темы по указанию преподавателя;

– чертеж общего вида двигателя (поперечный разрез) – 1 лист формата А1;

– чертеж по теме УИРС или НИРС – 1 лист формата А1.

ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ ПРОЕКТИРОВАНИЯ

Р_е – эффективная мощность, кВт;

d – диаметр цилиндра, м;

S – ход поршня, м;

n – частота вращения коленчатого вала, мин^-1;

ε_v – действительная степень сжатия;

Р_в – давление воздуха перед впускными органами, МПа;

Т_в – температура воздуха перед впускными органами, ^оК;

Пояснительная записка оформляется на листах формата А4 согласно требованиям ГОСТа.

ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ДВИГАТЕЛЯ

Принимаем средний элементарный состав 1 кг дизельного топлива: С = 0,87; Н = 0,126; О = 0,004.

Тепловой расчет выполняется по следующим формулам.

1. Теоретически необходимое количество воздуха для полногосгорания 1 кг топлива, кмоль/кг,

L₀ = . (1.1)

2. Действительное количество воздуха, кмоль/кг,

M₁ = α₁ × L₀ , (1.2)

где α₁ = 1,8–2,1 – воздушно-топливное отношение при сгорании или коэффициент избытка воздуха.

3. Суммарное количество продуктов сгорания, кмоль/кг,

M₂ = α₁ × L₀ + . (1.3)

4. Изменение объема продуктов сгорания, кмоль/кг,

ΔM = M₂ – M₁ = . (1.4)

5. Коэффициент молекулярного изменения

μ₀ = = 1+ . (1.5)

6. Расчет процесса наполнения.

Принимаем давление окружающей среды Ра = 0,1 МПа, температуру окружающей среды Та = 290 К.

Коэффициент остаточных газов g_r выбираем по табл. 1.1.

Таблица 1.1

Величины коэффициента остаточных газов

Для 4-тактных ДВС	gr	Для 2-тактных ДВС	gr
С наддувом	0,01–0,03	Прямоточно-щелевая продувка	0,03–0,07
Без наддува	0,03–0,06	Прямоточно-клапанно-щелевая продувка	0,06–0,12

Давление в конце наполнения равно:

– для 4-тактных двигателей Р₁ = (0,9…….0 96) Рв;

– для 2-тактных двигателей Р₁ = (0,95…….1,05) Рв.

Температура в конце наполнения определяется из выражения, К,

T₁ = , (1.6)

где ∆ Т= 5–25 К – подогрев свежего заряда от стенок цилиндра и поршня; Т_r = 700–800 К – температура остаточных газов 2-тактных двигателей;
Т_r = 700–900 К – для 4-тактных двигателей.

Рассчитываем коэффициент наполнения:

Ф_с = , (1.7)

где ε_v – действительная степень сжатия; Ф_с = 0,87–0,97 – для 4-тактного двигателя при n = (750–1000) мин^-1, Ф_с = 0,82–0,92 – для 4-тактного двигателя при n = (1000–1500) мин^-1, Ф_с = 0,85–0,95 – для 2-тактного двигателя с прямоточной продувкой.

7. Параметры процесса сжатия.

Принимаем показатель политропы сжатия n₁ = 1,32–1,38.

Определяем давление в конце сжатия, МПа,

P_c = P₁ × ε . (1.8)

Определяем температуру в конце сжатия, К,

Т_с = Т₁ × ε . (1.9)

8. Параметры процесса сгорания.

Выбираем коэффициент эффективного выделениятеплоты в точке 4:

ξ₄ = 0,70–0,85.

Рассчитываем действительный коэффициент молекулярного изменения

μ = . (1.10)

Решаем уравнение сгорания:

= μ (С"m_pm + 8,314) t_max – (С'm_pm + 8,314 λ) t_c + 2270 (μ – λ), (1.11)

где H_u = 42700 – низшая теплота сгорания, кДж/кг; –средняя молярная теплоемкость продуктов сгорания при постоянном давлении и температуре t_max (прил. 1); t_max = T_maх – 273 °С; – средняя молярная теплоемкость воздуха при постоянном давлении и температуре t_c (прил. 1), t_c = Т_c – 273 °С; λ = 1,4–2,0 – степень повышения давления.

Теплоемкость – является функцией температуры t_max, поэтому уравнение сгорания является квадратным уравнением относительно величины t_max.

Решение уравнения сгорания (1.12) сводится к определению величины t_max.

Это уравнение быстро решается методом последовательных приближений. Задаваясь значением температуры t_max в пределах 1500… 1800 °С, определяют соответствующее значение (прил. 1) и подставляют его в уравнение (1.12). Если значение правой части уравнения оказалось больше левой, то величину t_max уменьшают и берут из прил. 1 соответствующее значение для новой величины t_max.

Графический способ определения температуры сгорания сводится к следующему: задаемся значениями t_мах1 =1500 °C и t_maх2 =2000 °С и определяем значение правой части уравнения сгорания (1.12). Отложив на отрезке ab в масштабе разность температур (рис. 1.1) t_maх2 – t_max1 = 500 °С, восстанавливаем из точек а и b перпендикуляры ас и bd, равные соответственно значениям правой части уравнения сгорания (1.12), и соединяем полученные точки c и d прямой.

Рис. 1.1. Графический способ определения максимальной температуры сгорания t_max

Далее вычисляем значение левой части уравнения сгорания и находим равный ему перпендикуляр ef и соответствующее значение температуры сгорания t_max в точке е.

Температура t_max соответствует положению точки 4 в теоретических циклах двигателей внутреннего сгорания (двс), то есть в конце процесса подвода теплоты (рис. 2.1).

Определяем давление в конце сгорания, МПа,

P_max = λ × P_c , (1.12)

где P_max = 6,0–13,0 МПа.

Вычисляем степень предварительного расширения

ρ = , (1.13)

гдеρнаходится в пределах 1,2–1,7.

Определяем объем в конце сгорания, м³,

V₄ = ρ × V_c; V_c = V₂ = V₃ ; V₄ = ρ × V₃. (1.14)

9. Параметры процесса расширения.

Определяем степень последующего расширения

δ = . (1.15)

Выбираем показатель политропы расширения n₂ = 1,20– 1,28.

Предварительно определяем температуру конца расширения, К,

T₅ = . (1.16)

Решаем уравнение процесса расширения

= × t₅ – × t_max + (t_max – t₅), (1.17)

где ξ₅ = 0,82–0,92 – доля теплоты, которая затрачена на изменение внутренней энергии и совершение работы расширения от окончания подвода теплоты до конца расширения; – средняя молярная теплоемкость при постоянном давлении продуктов сгорания и темпера­туре t₅ (прил. 1).

Из уравнения процесса расширения методом последовательных приближений определяем значения t₅ и n₂ на основе ранее принятых величин n₂ и по формуле (1.16).

Пределы изменения Т₅ = 900 – 1100 К, t₅ = T₅ – 273 °С

Определяем давление в конце расширения, МПа,

P₅ = P_max . (1.18)

10. Индикаторные показатели рабочего процесса.

Вычисляем расчетное среднее индикаторное давление, МПа,

. (1.19)

Вычисляем среднее индикаторное давление действительного цикла, МПа,

P_mi = φ_n · P_miТ (1.20)

где j_n – коэффициент полноты диаграммы.

Для 4-тактных двигателей j_n =0,97–0,99.

Для 2-тактных двигателей j_n = 1.

P_mi = P_miТ · (1 – ψ), (1.21)

где ψ – доля потерянного объема цилиндра.

Определяем индикаторную мощность двигателя, кВт,

P_i = , (1.22)

где V_s – рабочий объем цилиндра, м³,

V_s = , (1.23)

где d – диаметр цилиндра, м; S – ход поршня, м; n – частота вращения коленчатого вала, мин ^–1; i – число цилиндров; t – тактность, для 4-тактного двигателя t = 4; для 2-тактного двигателя t = 2.

Определяем индикаторный кпд

η_it = 8,314 , (1.24)

где h_it = 0,45–0,55.

Определяем удельный индикаторный расход топлива, кг/кВт×ч,

b_i = . (1.25)

11. Эффективные показатели рабочего процесса:

– среднее эффективное давление, МПа,

P_me = P_mi η_m , (1.26)

где h_m = 0,75–0,90 – механический кпд;

– эффективная мощность, кВт,

P_е = , (1.27)

– эффективный кпд

η_et = η_it × η_m; (1.28)

– удельный эффективный расход топлива, кг/кВт×ч

b_е = . (1.29)

12. Часовой расход топлива, кг/ч

B = b_e P_e . (1.30)

13. Расход воздухадизелем, кг/ч

G_{air. ч} = α μ_в L₀ В, (1.31)

где a = a₁ × b – полное воздушно-топливное отношение или суммарный коэффициент избытка воздуха; b – массовый коэффициент избытка продувочного воздуха (для 4-тактных двигателей b = 1,0–1,1; для 2-тактных двигателей b = 1,4–1,5); m_в = 28,95 – молярная масса воздуха, кг/ кмоль.

РАСЧЕТ АГРЕГАТОВ НАДДУВА

В четырехтактных двигателях давление наддувочного воздуха Р_в может быть больше или меньше давления газов на входе в газовую турбину Р_g1.

Принимаем Р_в = const, P_g1 = const. Далее характеристики рассчитываются в следующей последовательности.

1. Суммарное количество продуктов сгорания, кг/кг×топл. (3.1) и кмоль/кг (3.2)

G_r = 1 + α · μ_в · L₀ ; (3.1)

M_r = μ₀ · α · L₀ . (3.2)

2. Молекулярная масса продуктов сгорания, кг/кмоль,

μ_r = G_r / M_r . (3.3)

3. Секундный расход продуктов сгорания, поступающих вгазовую турбину, кг/с,

G_rс = G_r × В / 3600. (3.4)

4. Секундный расход наддувочного воздуха после компрессора, кг/с,

G_air.c = G_{air ч} / 3600. (3.5)

5. Температура газов перед газовой турбиной

t_g1 = , (3.6)

где H_u – низшая теплота сгорания; а – доля теплоты, перешедшая в систему охлаждения, плюс "насосные" потери, а = 0,10–0,15; η_it – величина индикаторного кпд из теплового расчета; С'_рm – средняя массовая теплоемкость воздуха при постоянном давлении; С"_рm – средняя массовая теплоемкость продуктов сгорания при постоянном давлении.

Для определения массовых теплоемкостей используют формулы средних молярных теплоемкостей при постоянном давлении для воздуха С'_μpm и для продуктов сгорания С"_μpm, кДж/ кмоль град

С'_μpm = 29,244 + 2,093 × 10^-3 × t_в , (3.7)

где t_в = Т_в – 273 – температура наддувочного воздуха, °С:

С'_pm = С"_μpm / μ_в, кДж/ кг×град; (3.8)

С"_μpm = 29,314 + 2,135 / α₁ + (213,5 + 92/ α) 10^-5 t_g1; (3.9)

С"_pm = С"_μpm / μ_r , кДж/ кг×град. (3.10)

Так как уравнение (3.6) является квадратным относительно температуры t_g1, то оно решается методом последовательных приближений.

Вначале задаются величиной t_g1 в пределах 500–600 °С и для принятой величины t_g1 находят последовательно С"_μpm и С"_pm. Подставляя С"_pm в уравнение (3.6), находят новое значение температуры t_{g1 ,} которое во втором приближении является искомой величиной.

6. Суммарная степень повышения давления воздуха в компрессоре

π_KΣ = π_K1 × π _K2 = (Р_в + ΔР_в) / (Р_а – ΔР_ф), (3.11)

где π_K1 и π_K2 – соответствующие степени повышения давления первой и второй ступени; Р_в – заданное давление наддувочного воздуха; Р_а = 0,1 – давление окружающей среды, МПа; ∆Р_в = ∆Р_ф = 0,003 – сопротивление холодильника и фильтра воздуха на входе в компрессор, МПа.

В четырехтактных двигателях чаще применяют одноступенчатый наддув, при этом π_KΣ = π_K1.

ε_c = (ε_v – 1) / (1 – ψ) + 1. (2.11)

Зная величину рабочего объема цилиндра V_s, определяют объем камеры сгорания V_c.

V_c = V_s / (ε_c – 1). (2.12)

Общие указания для построения индикаторной диаграммы 2-тактных и 4-тактных двигателей:

– длина отрезка, соответствующая в масштабе рабочему объему цилиндра V_s выбирается в пределах 150–200 мм;

– в начале по оси абсцисс отмеряют отрезок, соответствующий в масштабе V_c, затем примыкающий к нему отрезок, соответствующий в том же масштабе V_s;

– из концов отрезков восстанавливают перпендикуляры, на которых отмечают значения давлений для точек 1, 2, 3, 5.

Индикаторная диаграмма 2-тактного двигателя представлена на рис. 2.4.

Рис. 2.4. Индикаторная диаграмма двухтактного двс: 1–2 – линия политропического сжатия; 2–3 – линия изохорного подвода теплоты; 3–4 – линия изобарного подвода теплоты; 4–5 – линия политропического расширения; 5–f–1 – линии характеризующие процессы продувки

Левая часть диаграммы, ограниченная точками 1, 2, 3, 4, 5, построена с учетом использования действительной степени сжатия. Правая часть с точками 5, f, 1 построена с использованием номинальной степени сжатия.

ε_v = , ε_v = (2.13)

где ψ – доля потерянного хода поршня.

Для дизелей Д100 ψ = 0,2, а для дизелей типа 11Д45 и14Д40 ψ = 0,135.

6. Определение среднего индикаторного давления.

По построенной индикаторной диаграмме можно определить среднее индикаторное давление Р_mi

P_mi = L_i / V_c , (2.14)

где L_i – индикаторная работа цикла, равная площади между точками 1–2–3–4–5–1 для 4-тактных двигателей и между точками 1–2–3–4–5–f–1 для 2-тактных двигателей.

Определив площадь между линиями процессов, нетрудно найти среднюю высоту У_ср, являющуюся в соответствующем масштабе сред­ним индикаторным давлением расчетной индикаторной диаграммы (рис. 2.5).

Рис. 2.5. Определение среднего
индикаторного давления

Для этого применяют графический способ. Отрезок, соответствующий рабочему объему V_s, делят на десять равных частей и через полученные точки проводят ординаты, соединяющие политропы сжатия и расширения У₁, У₂, …, У₉, затем находят ординаты середины первой и последней площадок У₀ и У_10.

Среднее индикаторное давление, МПа, определяют по следующему уравнению

P_mi = m / 10 [(У₀ + У₁₀ /2) + У₁ + У₂ + … + У₉], (2.15)

где m – масштаб давления, МПа/мм; У_it – ординаты давлений каждого участка, мм.

Допустимая разница между величинами среднего индикаторного давления, полученными расчетом и графическим способом колеблется в пределах 2–4 %. В прил. 2 приведены параметры рабочих процессов тепловозных дизелей отечественного производства.

РАСЧЕТ АГРЕГАТОВ НАДДУВА

В четырехтактных двигателях давление наддувочного воздуха Р_в может быть больше или меньше давления газов на входе в газовую турбину Р_g1.

Принимаем Р_в = const, P_g1 = const. Далее характеристики рассчитываются в следующей последовательности.

1. Суммарное количество продуктов сгорания, кг/кг×топл. (3.1) и кмоль/кг (3.2)

G_r = 1 + α · μ_в · L₀ ; (3.1)

M_r = μ₀ · α · L₀ . (3.2)

2. Молекулярная масса продуктов сгорания, кг/кмоль,

μ_r = G_r / M_r . (3.3)

3. Секундный расход продуктов сгорания, поступающих вгазовую турбину, кг/с,

G_rс = G_r × В / 3600. (3.4)

4. Секундный расход наддувочного воздуха после компрессора, кг/с,

G_air.c = G_{air ч} / 3600. (3.5)

5. Температура газов перед газовой турбиной

t_g1 = , (3.6)

где H_u – низшая теплота сгорания; а – доля теплоты, перешедшая в систему охлаждения, плюс "насосные" потери, а = 0,10–0,15; η_it – величина индикаторного кпд из теплового расчета; С'_рm – средняя массовая теплоемкость воздуха при постоянном давлении; С"_рm – средняя массовая теплоемкость продуктов сгорания при постоянном давлении.

Для определения массовых теплоемкостей используют формулы средних молярных теплоемкостей при постоянном давлении для воздуха С'_μpm и для продуктов сгорания С"_μpm, кДж/ кмоль град

С'_μpm = 29,244 + 2,093 × 10^-3 × t_в , (3.7)

где t_в = Т_в – 273 – температура наддувочного воздуха, °С:

С'_pm = С"_μpm / μ_в, кДж/ кг×град; (3.8)

С"_μpm = 29,314 + 2,135 / α₁ + (213,5 + 92/ α) 10^-5 t_g1; (3.9)

С"_pm = С"_μpm / μ_r , кДж/ кг×град. (3.10)

Так как уравнение (3.6) является квадратным относительно температуры t_g1, то оно решается методом последовательных приближений.

Вначале задаются величиной t_g1 в пределах 500–600 °С и для принятой величины t_g1 находят последовательно С"_μpm и С"_pm. Подставляя С"_pm в уравнение (3.6), находят новое значение температуры t_{g1 ,} которое во втором приближении является искомой величиной.

6. Суммарная степень повышения давления воздуха в компрессоре

π_KΣ = π_K1 × π _K2 = (Р_в + ΔР_в) / (Р_а – ΔР_ф), (3.11)

где π_K1 и π_K2 – соответствующие степени повышения давления первой и второй ступени; Р_в – заданное давление наддувочного воздуха; Р_а = 0,1 – давление окружающей среды, МПа; ∆Р_в = ∆Р_ф = 0,003 – сопротивление холодильника и фильтра воздуха на входе в компрессор, МПа.

В четырехтактных двигателях чаще применяют одноступенчатый наддув, при этом π_KΣ = π_K1.

7. Степень понижения давления газов в турбине π_Т определяется из уравнения:

, (3.12)

где K = 1,4 – показатель адиабаты воздуха; K_Т = 1,34 – показатель адиабаты выпускных газов, принимаем; R = 0,287 – газовая постоянная воздуха, кДж / кг град; R_r – газовая постоянная выпускных газов, кДж/кг град,

R_r = 8,314 / μ_r ; (3.13)

η_Г = 0,70–0,80 – эффективный кпд газовой турбины; η_kad = 0,73–0,85 – адиабатический кпд компрессора; Т_а = 290 – температура окру­жающей среды, К; Т_g1 = (t_g1 + 273), К.

Для двухтактных двигателей при двухступенчатом наддуве первая ступень – газотурбинный наддув, вторая ступень – приводной компрессор от коленчатого вала двигателя.

Расчет газотурбинного наддува первой ступени двухтактного двигателя начинается с определения π_Т.

π_T = , (3.14)

где » 0,8 Рв – давление наддувавыхода; Р_а – давление окружающей среды; ∆Р_g » 0,002 – сопротивление выходу газов из турбины, МПа.

9. Степень повышения давления в компрессоре первой ступени π_к1 определяем путем подстановки величины π_т в уравнение (3.12).

10. Степень повышения давления в компрессоре второй ступени находим по формуле

π_K2 = π_KΣ / π_K1 . (3.15)

11. Температуру воздуха после сжатия в первой ступени компрессора, К, определяем по формуле

, (3.16)

Температура воздуха после сжатия во второй ступени компрессора, °К, равна

, (3.17)

12. Требуемое понижение температуры воздуха в холодильнике наддувочного воздуха, °С,

– для одноступенчатого наддува

Δt_В = Т_В1 – Т_а ; (3.18)

– для двухступенчатого наддува

Δ t_В = Т_В2 – Т_В1 . (3.19)

13. Эффективная мощность газовой турбины

. (3.20)

14. Мощность, потребляемая компрессором первой ступени, кВт

(3.21)

15. Мощность, затраченная двигателем на привод компрессора второй ступени, кВт

(3.22)

ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ К КУРСОВОМУ ПРОЕКТУ ДЛЯ СТУДЕНТОВ ЗАОЧНОЙ ФОРМЫ ОБУЧЕНИЯ

Исходные данные для проектирования:

d и S – диаметр цилиндра и ход поршня, м;

n – частота вращения коленчатого вала, мин^-1,

i – число цилиндров;

t – тактность;

η_m – механический кпд двигателя;

α₁ – коэффициент избытка воздуха для сгорания;

φ – коэффициент продувки;

λ – отношение радиуса кривошипа к длине шатуна;

t_B = 60 °C – температура воздуха перед впускными органами (клапанами или окнами) дизеля.

Рв – давление наддувочного воздуха, МПа.

Примечание.В задании буквой Т обозначена температура в Кельвинах, а буквой t – в градусах Цельсия, при этом Т = (t + 273) К.

Числовые значения величин Т, К выбираются из табл. 5.1 по последней и из табл. 5.2 по предпоследней цифре учебного шифра студента.

Дополнительные данные для проекта выбираются из табл. 5.3:

ε_v – действительная степень сжатия двигателя;

γ_г – коэффициент остаточных газов;

P_max = P_z – наибольшее давление сгорания, МПа;

ξ – коэффициент эффективного выделения теплоты;

М_п – масса поршня в сборе, кг;

М_ш – масса шатуна в сборе, кг;

γ_ц – угол между осями цилиндров V-образного двигателя, град.

Во всех вариантах задания принять состав дизельного топлива в долях массы углерод С = 0,87, водород Н = 0,126, кислород О = 0,004, низшую теплоту сгорания дизельного топлива Н_u = 42700 кДж/кг.

Таблица 5.3

Дополнительные исходные данные

Параметры	Последняя цифра шифра (вариант задания)
εv	12,5	12,2	12,2	13,5	12,2	15,1	12,2	13,5	12,2	12,0
γг	0,02	0,03	0,03	0,10	0,03	0,06	0,03	0,10	0,04	0,03
Pmax = Pz	6,5	11,0	11,0	10,8	11,0	10,0	12,5	11,0	13,0	12,5
ξ	0,82	0,80	0,82	0,80	0,82	0,80	0,82	0,80	0,82	0,80
Мп				46,2		35,5		46,2
Мш				54,3		38,4		54,3
Расположение цилиндров*	P	V	V	V	V	ВДП	V	V	V	V
γц	–					–

*Р – рядное; V – V-образное; ВДП – со встречно движущимися поршнями.

Выбранные исходные данные для курсового проекта обязательно приводятся в начале пояснительной записки. Задание на выполнение чертежа приведено в табл. 5.4.

Таблица 5.4

Задание на выполнение чертежа узла

Последняя цифра шифра	Наименование узла
	Поршень Шатуны (шатун) Втулка цилиндра (с рубашкой) Коренные подшипники (опорный и опорно-упорный) Охладитель воздуха Форсунка Топливный насос (секция) Водяной насос Масляный насос Коленчатый вал

ПРИЛОЖЕНИЕ 1

Таблица средней молярной изобарной теплоемкости Сμ_рm

Температура, оС	Теплоемкость воздуха С'μрm, кДж/кмоль×град	Теплоемкость продуктов сгорания при α1 = 1 С"μрm, кДж/кмоль×град
	20,6758 20,833 20,984 21,206 21,474 21,780 22,090 22,408 22,713 23,006 23,283 23,547 23,794 24,018 24,250 24,459 24,682 24,863 25,003 25,167 25,326 25,474 25,611 25,745 25,870 25,992	22,19 22,525 22,902 23,320 23,739 24,200 24,618 25,079 25,498 25,874 26,293 26,628 27,005 27,298 27,633 27,884 28,177 28,428 28,638 28,889 29,098 29,308 29,517 29,584 29,852 30,019

ПРИЛОЖЕНИЕ 2

Параметры рабочих процессов тепловозных дизелей
отечественного производства

Параметры	(ПД1М) 6ЧН 31,8/33	(2Д100) 10Д 20,7/(2х25,4)	(10Д100) 10ДН20,7/(2х25,4)	(14Д40) 12ДН 23/30	(11Д45) 16ДН 23/30	(1А-5Д49) 16ЧН 26/26	(2А-5Д49) 16ЧН 26/26	(3А-6Д49) 8ЧН 26/26	(3Д70) 16ЧН 25/27	(1Д49) 20ЧН 26/26	(Д56) 16ЧН 32/32	(М756) 12ЧН 18/20	(1Д12) 12ЧН 15/18
Эффективная мощность в цилиндре полноразмерного двигателя Рец/Ре, кВт	147	147	220	123	137,5	137,5	184	110	184	220,5	275,8	52,2	30,7
Частота вращения nд, мин-1
Рабочий объем цилиндра Vh, л	26,2	17,1	17,1	12,4	11,1	13,8	13,8	13,8	13,1	13,8	25,7	5,09	3,2
Среднее эффективное давление Рme, МПа	0,90	0,611	0,912	0,795	0,892	1,24	1,60	0,96	1,66	1,745	1,91	0,84	0,79
Давление наддува Рв, МПа	0,162	0,132	0,221	0,201	0,219	0,235	0,28	0,21	0,290	0,31	0,321	0,17	0,16
Температура воздуха перед впускными органами tв, оС
Степень сжатия εv	12,5	15,1	15,1	14,6	13,5	12,5	12,5	12,5	12,5	13,0	11,5	13,5	15,0
Коэффициент наполнения Фс	0,98	0,79	0,80	0,83	0,85	0,95	0,96	0,94	0,93	0,94	0,95	0,857	0,83

Продолжение приложения 2

Продолжение прил. 2

Параметры	(ПД1М) 6ЧН 31,8/33	(2Д100) 10Д 20,7/(2х25,4)	(10Д100) 10ДН20,7/(2х25,4)	(14Д40) 12ДН 23/30	(11Д45) 16ДН 23/30	(1А-5Д49) 16ЧН 26/26	(2А-5Д49) 16ЧН 26/26	(3А-6Д49) 8ЧН 26/26	(3Д70) 16ЧН 25/27	(1Д49) 20ЧН 26/26	(Д56) 16ЧН 32/32	(М756) 12ЧН 18/20	(1Д12) 12ЧН 15/18
Давление в конце сжатия Рс, МПа	4,2	5,0	8,4	6,6	5,8	7,36	8,74	7,05	9,04	–	9,03	5,67	4,12
Температура в конце сжатия tc, оС										–	–		–
Максимальное давление сгорания Pmax, МПа	6,8	8,6	9,8	10,6	10,8	11,5	12,5	10,6	12,3	12,75	14,0	8,82	8,82
Степень повышения давления λ	1,450	1,76	1,23	1,65	1,86	1,56	1,43	1,35	1,31	1,35	1,55	1,55	2,14
Скорость нарастания давления ΔР / Δφ, МПа/град.п.к.в.	0,295	0,35	0,2	0,28	0,28	0,25	0,25	–	–	–	–	–	–
Давление в начале выпуска Рg, МПа	0,51	0,415	0,680	0,75	0,80	–	–	–	–	–	–	0,44	–
Температура в начале выпуска tg, 0С						–	–	–	–	–	–		–
Индикаторный кпд ηit	0.435	0.470	0.466	0.44	0.45	0.475	0.465	0.491	0.455	0.456	0.46	0.429	0.460
Эффективный кпд ηet	0,363	0,364	0,377	0,34	0,364	0,405	0,398	0.405	0.407	0.41	0.385	0.366	0.37
Удельный эффективный расход топлива bc, г/кВт × ч
Параметры	(ПД1М) 6ЧН 31,8/33	(2Д100) 10Д 20,7/(2х25,4)	(10Д100) 10ДН20,7/(2х25,4)	(14Д40) 12ДН 23/30	(11Д45) 16ДН 23/30	(1А-5Д49) 16ЧН 26/26	(2А-5Д49) 16ЧН 26/26	(3А-6Д49) 8ЧН 26/26	(3Д70) 16ЧН 25/27	(1Д49) 20ЧН 26/26	(Д56) 16ЧН 32/32	(М756) 12ЧН 18/20	(1Д12) 12ЧН 15/18
Коэффициент избытка воздуха в цилиндре/ суммарный, α1/α	2,10 2,27	1,85 2,58	2,0 2,82	1,85 2,78	1,85 2,61	2,1 2,23	1,97 2,12	2,1 2,28	2,10 2,27	2,10 2,28	1,98 –	2,1 2,6	1,9 2,04
Температура выпускных газов перед турбиной tg, оС
Коэффициент остаточных газов γr	0,02	0,06	0,06	0,08	0,08	0,03	0,03	0,03	0,03	0,03	0,03	0,03

ПРИЛОЖЕНИЕ 3

Некоторые параметры тепловозных двигателей

Наименование	Обозначение	Тип двигателя
ПД1М	10Д100	11Д45 14Д40	Д49	211-Д1	Д12	М756	Д56	Д70
Доля потерянного объема	Ψ	–	0,2	0,13	–	–	–	–	–	–
Угол развала цилиндров	γц	–	–
Отклонение радиуса кривошипа к длине шатуна	λ	0,233	0,185	0,250	0,250	0,288	0,233	0,307	0,255	0,250
Масса поршня, кг	Мп	55,1	36,7	46,2	32,7	15,3	3,9	5,5		38,0
Масса шатуна, кг	Мш	98,0	38,7	54,3	61,2	34,7	6,24	8,8		55,4
Удельная масса двигателя, кг/кВт	m	8,83	8,83	6,25-8,5	7,3	–	4,8	2,5	–	7,9

ПРИЛОЖЕНИЕ 4

Таблица для расчета удельных сил

Фо

Р, МПа

Рг, МПа

J, м/с2

Рj, МПа

РΣ, МПа

tg β

N, МПа

К, МПа

Т, МПа

Z, МПа

и т. д.

ПРИЛОЖЕНИЕ 5

Расчет суммарной тангенциальной силы на фланце отбора
мощности коленчатого вала

φ, град	Цилиндры	Суммарная тангенциальная сила ТΣ1
1-й	2-й	3-й	…	i-1-й	i-й
φ0 = 00	Tφ0	Tφ0 + Δφ	Tφ0 + 2Δφ	…	Tφ0 + (i – 2) Δφ	Tφ0 + (i – 1) Δφ	TΣφ0
φ1 = 150	Tφ1	Tφ1 + Δφ	Tφ1 + 2Δφ	…	Tφ1 + (i – 2) Δφ	Tφ1 + (i – 1) Δφ	TΣφ