Расчет карбюраторного V-образного четырехцилиндрового двигателя на шасси автомобиля ЗАЗ-968М

Министерство образования

Российской Федерации

Вологодский государственный

технический университет

Факультет: ФПМ

Кафедра: А и АХ

Дисциплина: АД

РАСЧЕТНОПОЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА

К КУРСОВОМУ ПРОЕКТУ

Тема: расчет карбюраторного V-образного четырехцилиндрового двигателя

на шасси автомобиля ЗАЗ968М

(N_>e>=60 л.с. (44,1 кВт), n=4500 мин^-1, =7,5, воздушное охлаждение)

Выполнил: Дроздов Д. В.

Группа: МАХ-41

Принял: к.т.н. Яковицкий А. А.

Вологда, 2001 г.

Содержание

Введение

Задание на курсовой проект

Тепловой расчет

Построение внешней скоростной характеристики двигателя

Сравнение параметров проектируемого двигателя и прототипа

Расчет кинематики и динамики двигателя

Кинематический расчет

Динамический расчет

Анализ компьютерного расчета на ЭВМ

Уравновешивание двигателя

Расчет основных деталей двигателя

Спец. разработка ( система охлаждения)

Заключение

Список литературы

ВВЕДЕНИЕ

На наземном транспорте наибольшее распространение получили двигатели внутреннего сгорания. Эти двигатели отличаются компактностью, высокой экономичностью, долговечностью и применяются во всех отраслях народного хозяйства.

В настоящее время особое внимание уделяется уменьшению токсичности выбрасываемых в атмосферу вредных веществ и снижению уровня шума работы двигателей.

Специфика технологии производства двигателей и повышение требований к качеству двигателей при возрастающем объеме их производства, обусловили необходимость создания предполагаемые показатели цикла, мощность и экономичность, а также давление газов, действующих в надпоршневом пространстве цилиндра, в зависимости от угла поворота коленчатого вала. По данным расчета можно установить основные размеры двигателя (диаметр цилиндра и ход поршня) Успешное применение двигателей внутреннего сгорания, разработка опытных конструкций и повышение мощностных и экономических показателей стали возможны в значительной мере благодаря исследованиям и разработке теории рабочих процессов в двигателях внутреннего сгорания.

Выполнение задач по производству и эксплуатации транспортных двигателей требует от специалистов глубоких знаний рабочего процесса двигателей, знания их конструкций и расчета двигателей внутреннего сгорания.

Рассмотрение отдельных процессов в двигателях и их расчет позволяют определить и проверить на прочность его основные детали.

ЗАДАНИЕ НА КУРСОВОЙ ПРОЕКТ

По заданным параметрам двигателя произвести тепловой расчет, по результатам расчета построить индикаторную диаграмму, определить основные параметры поршня и кривошипа. Разобрать динамику кривошипно-шатунного механизма. Построить график средних крутящих моментов.

Параметры двигателя:

Номинальная мощность, л.с. (кВт)	Число цилиндров, i	Расположение цилиндров	Тип двигателя	Частота вращения коленвала, об/мин-1	Степень сжатия
60 (44,1)	4	V-образное	карбюраторный	4500	7,5

1.ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ ДВИГАТЕЛЯ [1, с.7294]

1.1. Выбор исходных данных

1.1.1. Топливо

Степень сжатия проектируемого двигателя  =7,5. В качестве топлива выбираем бензин марки А76.

Элементарный состав топлива: С+Н+О=1

где C=0,855; H=0,145; О=0.

Молекулярная масса топлива: М_>T>=115 кг/кмоль.

Низшая теплота сгорания топлива:

Н_>u>=33,91C+125,60H10,89(OS)2,51(9H+W);

Н_>u>=33,910,855+125,600,1452,51(90,145)=43930 кДж/кг.

1.1.2. Параметры рабочего тела

Теоретически необходимое количество воздуха для сгорания 1кг топлива:

кг возд./кг топл.

кмоль возд./кг топл.

Коэффициент избытка воздуха α принимаем равным 0,96 для получения оптимального соотношения экономичности и мощности проектируемого двигателя.

Количество горючей смеси: М_>1> = L_>o>+1/ m_>т> = 0,960,516+1/115= 0,5050 кмоль.

При неполном сгорании топлива ( 1 ) продукты сгорания представляют собой смесь окиси углерода (СО), углекислого газа (СО_>2>) , водяного пара (Н_>2>О), свободного водорода (Н_>2>) , и азота (N_>2>) . Количество отдельных составляющих продуктов сгорания и их сумма при К=0,5 (Кпостоянная зависящая от отношения количества водорода к окиси углерода, содержащихся в продуктах сгорания):

М_>СО> =2[(1)/(1+K)]0,208L_>o>;

М_>СО> =2[(10,96)/(1+0,5)]0,2080,517=0,0057 кмоль/кг топл.

М_>СО>=С/12-2[(1)/(1+K)]0,208L_>o>;

М_>СО>=0,855/122[(1-0,96)/(1+0,5)]0,2080,517=0,0655 кмоль/кг топл.

М_>Н>=2К[(1)/(1+K)]0,208L_>o>;

М_>Н>=20,47[(10,96)/(1+0,5)]0,2080,517=0,0029 кмоль/кг топл.

М_>НО>=Н/22К[(1-)/(1+K)] 0,208L_>o>;

М_>НО>=0,145/2-20,47[(10,96)/(1+0,5)]0,2080,517=0,0696 кмоль/кг топл.

М_>N>_>>=0,792L_>o>;

М_>N>_>>=0,7920,960,517=0,393 кмоль/кг топл.

Суммарное количество продуктов сгорания:

М_>2> =М_>СО>+М_>СО>+М_>Н> + М_>НО> + М_>N>;

М_>2> =0,0073+0,063+0,0034+0,069+0,388=0,5367 кмоль/кг топл.

Проверка:

М_>2> =С/12+Н/2+0,792L_>o>;

М_>2>=0,855/12+0,145/2+0,7920,960,517=0,5367 кмоль/кг топл.

1.1.3. Параметры окружающей среды и остаточных газов

Атмосферное давление и температура окружающей среды: p_>o>=0,101 МПа; T_>o>=293 К. Температуру остаточных газов принимаем на основании опытных данных [1,с.43]:

Т_>r> =1040 К; p_>r> =1,16p_>o> =1,160,101=0,11716 МПа.

Давление остаточных газов Р_>r> можно получить на номинальном режиме:

Р_>rN>=1,18Р_>0>=0,118 Мпа

А_>р>=(Р_>rN>_> >- Р_>0>1,035) 10⁸/(n_>N>²Р_>0>)=0,716

Находим давление остаточных газов Р_>r>:

Р_>r>= Р_>0> (1.035+ Ар10^-8n²)

Р_>r>=0,101 (1,035+0,71610^-84500²)=0,118 МПа

1.2. Процесс впуска

Температуру подогрева свежего заряда принимаем на основании опытных данных [1,с.44]: Т=8 ⁰ C.

Плотность заряда на впуске: ρ_>о>= р_>0> 10⁶_> >/(R_>В>T_>О>) =0,10110⁶/(287293) =1,189 кг/м³,

где р_>0> =0,101 МПа; Т_>0> =293 К; R_>В>  удельная газовая постоянная равная 287 Дж/кг град.

Давление заряда в конце наполнения Р_>а> принимаем на основании рекомендаций [1,с.44] в зависимости от средней скорости поршня С_>п>=Sn/30, где S  ход поршня, n-заданная частота вращения коленвала двигателя: С_>п> =0,092 4500/30=9,51 м/с.

Принимаем р_>а>=0,0909 МПа.

Коэффициент остаточных газов:

γ_>r>=,

где _>оч > коэффициент очистки; _>доз >коэффициент дозарядки (без учета продувки и

дозарядки _>оч>=1; _>доз>=0,95).

γ_>r>==0,07.

Температура заряда в конце впуска:

Т_>а>_> >=(T_>o> +Т + γ_>r>Т_>r>)/(1+ γ_>r>);

Т_>а >=(293+8+0,071040)/(1+0,07)= 349,3 К.

Коэффициент наполнения:

;

=0,73.

1.3. Процесс сжатия

Средние показатели адиабаты сжатия при работе двигателя на номинальном режиме определяем по номограмме [1,с.48] при  =7,5 и Т_>а> =349,3 К: k_>1>=1,3775; средний показатель политропы сжатия принимаем несколько меньше k_>1> : n_>1>= k_>1>-0,02=1,3575.

Давление в конце сжатия:

р_>с> = р_>а>  ^{n 1};

р_>с> =0,0857,5^1,3575 = 1,31 МПа.

Температура в конце сжатия:

Т_>с> = Т_>а>^{( n 1-1)} ;

Т_>с> =349,37,5^(1,3575-1) =717,85 К.

t_>c>=Т_>с> –273;

t_>c>=717,85273=444,85 ⁰C.

Средняя мольная теплоемкость в конце сжатия:

свежей смеси:

(mC)=20,6+2,63810^-3t_>c>=20,6+2,63810^-3444,85=21,77 кДж/(моль град 

остаточных газов:

(mC)=23,805 кДж/(моль град -определяем методом экстрополяции (1, табл.7)

рабочей смеси:

(mC)=(mC)=1/(1+γ_>r>)((mC)+ γ_>r>(mC))=21,903 кДж/(моль град

Число молей остаточных газов:

М_>r >=_>r>L_>0>;

М_>r>_> >=0,960,070,517=0,0347 кмоль/кг топл.

Число молей газов в конце сжатия до сгорания:

М_>с>=М_>1>+М_>r> ;

М_>с>=0,505+0,0347=0,5397 кмоль/кг топл.

1.4. Процесс сгорания

Химический коэффициент молекулярного изменения:

_>о>=М_>2>/М_>1>,

где М_>1>  количество горючей смеси, отнесенное к 1кг топлива; М_>2 > количество продуктов сгорания, отнесенное к 1кг топлива.

_>о>=0,5367 / 0,505=1,0628.

Действительный коэффициент молекулярного изменения:

= (_>о+>γ_>r>)/(1+γ_>r>);

=(1,0628+0,07)/(1+0,07)=1,0587 .

Количество теплоты, потерянное вследствие химической неполноты сгорания топлива:

Н_>и>=119950(1)L_>0>;

Н_>и>=119950(10,96)0,517=2480,57 кДж/кг топл.

Теплота сгорания рабочей смеси:

Н _{>раб. см.}>=(Н_>и>Н_>и>)/М_>1>(1+γ_>r> );

Н _{>раб. см.}>=(439302480,57)/0,505(1+0,07)=76708,5 кДж/кг топл.

Средняя мольная теплоемкость продуктов сгорания:

(mC)=(1/М_>2>)М_>C>_>О>(mC)+М_>СО>(mC)+М_>Н>(mC)+М_>НО>(mC)+

+М_>N>( mC);

(mC)=(1/0,5367)0,0057(22,49+0,0143t_>z>)+0,0655(39,123+0,003349t_>z>)+0,0029

(19,678+0,001758t_>z>)+0,0699(26,67+0,004438t_>z>)+0,393(21,951+0,001457t_>z>)=

=(24,652+0,002076t_>z>_> >)_> > кДж/(моль град;

Коэффициент использования теплоты  _>z> определяем по рис.37 [1,с.77] исходя из скоростного режима двигателя:  _>z> =0,93 .

Температура в конце видимого периода сгорания:

 _>z> Н _{>раб. см}>_>.> + (mC) t_>c>= (mC)t_>z>;

0,9376708,5+21,903445=1,0587(24,652+0,002076t_>z>)t_>z;>;

0,002198  t_>z>²+ 26,099 t_>z> –81085,74=0;

t_>z>_> >=(26,099+)/(20,002198)= 2556,45 ⁰С;

T_>z>= t_>z>+273=2556,45+273 =2829,45 K.

Максимальное теоретическое давление в конце процесса сгорания:

р_>z> = p_>c>T_>z>_> >/T_>c>;

р_>z> =1,311,05872829,45 /717,85=5,4665 МПа.

Действительное максимальное давление в конце процесса сгорания:

р_>z>_>д> =0,85р_>z>;

р_>z>_>д> =0,855,4665=4,6465 МПа.

Степень повышения давления:

 =р_>z> / р_>с> ;

 =5,4665/1,31=4,173.

1.5. Процессы расширения и выпуска

Средний показатель адиабаты расширения k_>2> определяем по номограмме (см. рис.29 [1,с.57]) при заданном  =7,5 для соответствующих значений T_>z> и α , а средний показатель политропы расширения n_>2> оцениваем по величине среднего показателя адиабаты k_>2>=1,2511: n_>2>=1,251.

Давление и температура в конце процесса расширения:

p_>b>=p_>z >/ε ⁿ² ;

p_>b>=5,7665/7,5^1,251=0,43957 МПа.

T_>b>=T_>Z >/ ε ^n2-1;

T_>b>=2829/7,5^1,2511=1706 К.

Проверка ранее принятой температуры остаточных газов:

;

=1100 К.

Погрешность составит: Δ=100(1100-1040)/1040=5,65 %.

1.6. Индикаторные параметры рабочего цикла

Теоретическое среднее индикаторное давление определяем по формуле:

МПа.

Для определения среднего индикаторного давления примем коэффициент полноты индикаторной диаграммы равным _>и>=0,96 , тогда: р_>i> =_>и>р_>i>^’ =0,961,0406=1,0 МПа.

Индикаторный к.п.д.:

_>i> = p_>i> l_>0>  / (Н_>и> _>0> _>v> );

_>i> = (1,0 14,9570,96)/(43,931,1890,73) =0,3766.

Индикаторный удельный расход топлива:

g_>i> = 3600/( Н_>и>_>i>);

g_>i> = 3600/( 43,930,3766)= 218 г/(кВт ч).

1.7. Эффективные показатели двигателя

Среднее давление механических потерь для карбюраторного двигателя с числом цилиндров

до 6 и отношением S/D1:

p_>м>=0,034+0,0113V_>п>;

Предварительно приняв ход поршня S равным 70 мм, получим:

V_>п>=Sn/310⁴

V_>п> =704500/310⁴=10,35 м/с.

p_>м>=0,034+0,011310,35=0,151 МПа.

Среднее эффективное давление и механический к.п.д.:

p_>е>=p_>i > p_>м>_> >;_> >

p_>е >=1,00,151=0,849 МПа.

_>м> = р_>е> / р_>i>_> >;

_>м> =0,849/1,0=0,849.

Эффективный к.п.д. и эффективный удельный расход топлива:

_>е>=_>i>_>м> ;

_>е>=0,37660,849=0,3198.

g_>e>=3600/(Н_>и>_>е>);

g_>e>=3600/(43,930,3198)=256 г/(кВт ч).

1.8. Основные параметры цилиндра и двигателя

а. Литраж двигателя: V_>л>=30N_>е>/(р_>е> n)=30444,1/(0,8494500)=1,3852 л.

б. Рабочий объем цилиндра: V_>h>=V_>л >/ i =1,3852/4=0,3463 л.

в. Диаметр цилиндра: D=210³√(V_>h>/(πS))=210³(0,3463/(3,1470))=96,8 мм.

Окончательно принимаем: S=70 мм и D=80 мм. Основные параметры и показатели двигателя определяются по окончательно принятым значениям S и D:

а. Литраж двигателя: V_>л>=D²Si / (410⁶) =3,1480² 704/(410⁶)=1,41 л.

б. Площадь поршня: F_>п>=D² / 4=3,1480²/4=5024 мм² =50,24 см².

в. Эффективная мощность: N_>е>=р_>е>V_>л>n/(30)=0,8491,414500/(304)=44,89 кВт.

Расхождение с заданной мощностью: =100(N_{>е з}>N_>е>)/ N_{>е з}>=100(44,1-44,89)/44,89=0,017 .

г. Эффективный крутящий момент: М_>е>=(3*10⁴/)(N_>e>/n)=(310⁴/3,14)(44,89/4500)=95,3 Н м.

д. Часовой расход топлива: G_>т>=N_>e> g_>e> 10^3 =44,8925610^3=11,492 кг/ч.

е. Литровая мощность двигателя: N_>л>=N_>e>/V_>л>=44,89/1,41=31,84 кВт/л.

1.9. Построение индикаторной диаграммы

Режим двигателя: N_>e>=44,89 кВт, n=4500 об/мин.

Масштабы диаграммы: хода поршня M_>s>=0,7 мм в мм, давлений M_>p>=0,035 МПа в мм.

Величины, соответствующие рабочему объему цилиндра и объему камеры сгорания:

АВ=S/M_>s>=70/0,7=100 мм;

ОА=АВ / (1)=100/(7,51)=15,38 мм.

Масштабная высота диаграммы (т. Z):

P_>z>/М_>р>=5,4665/0,035=156,2 мм.

Ординаты характерных точек:

р_>а> / М_>р>=0,085/0,035=2,4 мм;

р_>с> / М_>р>=1,31/0,035=37,4 мм;

р_>b> / М_>р>=0,4395/0,035=12,6 мм;

р_>r> / М_>р>=0,118/0,035 =3,4 мм;

р_>о> / М_>р>=0,1/0,035=2,9 мм.

Построение политроп сжатия и расширения аналитическим методом:

а. Политропа сжатия: р_>х>=р_>а>(V_>а >/ V_>х> )ⁿ¹. Отсюда р_>х> / М_>р>=(р_>а>/М_>р>)(ОВ/ОХ)ⁿ¹ мм,

где ОВ= ОА+АВ=15,38+100=115,38 мм; n_>1> 1,3575 .

б. Политропа расширения: р_>х> = р_>b>(V_>b >/ V_>х>)ⁿ². Отсюда р_>х> / М_>р>=(p_>b>/М_>р>)(ОВ/ОХ)ⁿ² мм,

где ОВ=115,38; n_>2>=1,251.

Данные расчета точек политроп приведены в табл.1.1.

Теоретическое среднее индикаторное давление:

р_>i>^’=F_>1>M_>p>/AB=29500,035/100=1,0325 МПа,

где F_>1>=2950 мм²_> > площадь диаграммы aczba на рис.1.1.

Величина р_>i>^’ =1,0325 МПа полученная планиметрированием индикаторной диаграммы очень близка к величине р_>i>^’=1,0406 МПа полученной в тепловом расчете.

Таблица 1.1.

№ точек	ОХ, мм	ОВ/ОХ	Политропа сжатия	Политропа расширения
(ОВ/ОХ)1,3575	Р>х>/М>р>, мм	Р>х>,МПа	(ОВ/ОХ)1,251	Р>х>/М>р>, мм	Р>х>,МПа
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14	15,4 16,5 17,8 19,2 21,0 23,1 25,6 28,9 33,0 38,5 46,2 57,7 76,9 115,4	7,5 7 6,5 6 5,5 5 4,5 4 3,5 3 2,5 2 1,5 1	15,41 14,04 12,69 11,39 10,12 8,89 7,70 6,57 5,48 4,44 3,47 2,56 1,73 1	37,0 33,6 30,4 27,4 24,3 21,3 18,5 15,7 13,1 10,7 8,3 6,1 4,2 2,4	1,30 (точка с) 1,18 1,06 0,96 0,85 0,75 0,65 0,55 0,46 0,37 0,29 0,21 0,15 0,08 (точка a)	12,44 11,40 10,40 9,41 8,44 7,49 6,56 5,66 4,79 3,95 3,15 2,38 1,66 1	156,5 143,6 130,6 118,8 106,2 94,3 82,9 71,2 60,3 49,7 39,6 30,0 20,9 12,6	5,48 (точка z) 5,03 4,57 4,16 3,72 3,30 2,90 2,49 2,11 1,74 1,39 1,05 0,73 0,441

Фазы газораспределения двигателя:

открытие впускного клапана (точка r^’) 10 до в.м.т.

закрытие впускного клапана (точка a^’’) 46 после н.м.т.

открытие выпускного клапана (точка b^’) 46 до н.м.т.

закрытие выпускного клапана (точка a^’) 10 после в.м.т.

угол опережения зажигания (точка c’) 35 до в.м.т.

В соответствии с фазами газораспределения и углом опережения зажигания определяем положение точек r’,a'',b',a',c' и f по формуле для перемещения поршня:

AX= ,

где   отношение радиуса кривошипа к длине шатуна (предварительно принимаем =0,285).

Расчеты ординат точек сведены в табл. 1.2.

Таблица1.2.

Обозначе-ние точек	Положение точек	φ°		AX, мм
r’	10° до в.м.т.	10	0,0195	0,975
a'	10° после в.м.т.	10	0,0195	0,975
a''	46° после н.м.т.	134	1,7684	88,42
c'	35° до в.м.т.	35	0,2245	11,225
f	30° до в.м.т.	30	0,1655	8,275
b'	46° до н.м.т.	134	1,7684	88,42

Положение точки с’’ определяется из выражения:

p_>c>_>’’ >=(1,15...1,25)p_>c>;

p_>c>_>’’ >=1,251,31=1,638 МПа; p_>c>_>’’>/М_>p>=1,638/0,035=46,8 мм.

Действительное давление сгорания:

p_>z>_>д>=0,85р_>z>;

p_>z>_>д>=0,855,4665=4,6465 МПа.

p_>z>_>д>/М_>P>=4,6465/0,035=132,8 мм.

1.10.Тепловой баланс

Общее количество теплоты, введенное в двигатель с топливом:

Q_>o>=H_>и>G_>т>/3,6;

Q_>o>=4393011,492/3,6=140234 Дж/с.

Теплота, эквивалентная эффективной работе:

Q_>е>=1000N_>е>;

Q_>е>=100044,89=44890 Дж/с.

Теплота , передаваемая охлаждающей среде:

Q_>в>=c i D^1+2m n^m(H_>и>-H_>и>)/(H_>и>),

где c=0,5  коэффициент пропорциональности для четырехтактного двигателя; m=0,62показатель степени для четырехтактного двигателя; i = 4  число цилиндров; n=4500 об/мин  частота вращения коленвала.

Q_>в>=0,548^1+2*0,62 4500^0,62(43930-2480,54)/(0,9643930)=38144 Дж/с.

Теплота, унесенная с отработавшими газами:

Q_>г>=(G_>т>/3,6)M_>2>(mC)+8,315t_>r>-M_>1>(mC)+8,315t_>o>,

где (mC)=25,176 кДж/(кмольград)  теплоемкость остаточных газов,

(mC)=20,775 кДж/(кмоль град)  теплоемкость свежего заряда (для воздуха) определяем по табл.5,71,с.16,18.

Q_>г>=(11,492/3,6) 0,530725,176+8,3157670,50520,775+8,31520=43071,8 Дж/с.

Теплота, потерянная изза химической неполноты сгорания топлива:

Q_>н.с.>= H_>и>G_>т>/3,6;

Q_>н.с.>=2480,5411,492/3,6=7918 Дж/с.

Неучтенные потери теплоты:

Q_>ост.>= Q_>0>-( Q_>е>+ Q_>в>+ Q_>г>+ Q_>н.с>)_>.>=6210,2

Составляющие теплового баланса представлены в табл.1.3.

Таблица 1.3.

Составляющие теплового баланса	Q, Дж/с	q,%
Теплота, эквивалентная эффективной работе	44890	32
Теплота, передаваемая охлаждающей среде	38144	27,2
Теплота, унесенная с отработавшими газами	43071	30,7
Теплота, потерянная из-за химической неполноты сгорания топлива	7918	5,6
Неучтенные потери теплоты	6210,2	4,5
Общее количество теплоты, введенное в двигатель с топливом	140234	100

2.ВНЕШНЯЯ СКОРОСТНАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА

ДВИГАТЕЛЯ [1, с.106112]

Эффективная мощность двигателя определяется по формуле:

N_>ex>=N_>e>,

где N_>e>=44,89 кВт ; n_>N>=4500 об/мин.

Эффективный крутящий момент:

M_>ex>=310⁴ N_>ex>/(n_>x>);

Удельный эффективный расход топлива :

g_>ex>= g_>e>_>N>_>>_>>,

где g_>e>_>N>=256 г/(кВт ч).

Часовой расход топлива:

G_>т>_>x>= g_>ex> N_>ex>10^-3;

Значение  принимаем постоянным (=0,96) на всех скоростных режимах кроме минимального (=0,86).

Коэффициент наполнения:

_>vx>=p_>ex>_> >l_>o>_>x>g_>ex>/(3600 _>k>);

Коэффициент приспосабливаемости:

k=M_>e>_> >_>max>/M_>e>_> >_>N>=118,2/95,3=1,24.

K – коэффициент приспособливаемости, служит для оценки приспособляемости двигателя к изменению внешней нагрузки.

Расчеты произведены для всех скоростных режимов двигателя и представлены в табл.2.1.

Таблица 2.1.

n>x> , об/мин	N>e >, кВт	M>e> , Н м	g>e >, г/(кВтч)	G>t >, кг/ч	>v>	
1000	11,70	111,8	252	2,948	0,8742	0,86
2700	33,40	118,2	215	7,181	0,9174	0,96
4500	44,89	95,3	256	11,492	0,8752	0,96
5000	43,82	83,5	282	12,329	0,8633	0,96

По данным табл. 2.1. строим графики зависимости N_>e>, M_>e>, p_>e>, g_>e>, G_>t>, _>v> и  от частоты вращения коленчатого вала двигателя n (рис.2.1.).

3.СРАВНЕНИЕ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ПРОЕКТИРУЕМОГО

ДВИГАТЕЛЯ И ПРОТОТИПА

Основные параметры проектируемого двигателя и прототипа представлены в табл.3.1.

Таблица 3.1.

№	Наименование и размерность показателей	Обознач-ие показателя	Проектируемый двигатель	Прототип (ЗАЗ-968М)
1	Диаметр цилиндра, мм	D	80	76
2	Литраж, л	i*V>h>	1,385	1,197
3	Число цилиндров	i	4	4
4	Степень сжатия		7,5	7,2
5	Частота вращения коленвала (номинальный режим), об/мин	n	4500	4400
6	Ход поршня, мм	S	70	66
7	Максимальная мощность (номинальный режим), кВт	N>e>	44,89	30,8
8	Удельный эффективный расход топлива (номинальный режим), г/(кВт* ч)	g>e>	256	-
9	Максимальный крутящий момент (номинальный режим), Н* м	M>e max>	118,2	92,3
10	Частота вращения коленвала, соответствующая максимальному моменту, об/мин	n>M>	2700	3000
11	Среднее эффективное давление (номинальный режим), МН/м2	P>e>	0,849	0,7
12	Литровая мощность, кВт/л	N>e> >л>	31,84	25,73
13	Минимальный удельный эффективный расход топлива, г/(кВт* ч)	g>e> >min>	215	333

При сравнении показателей двигателей видно, что разрабатываемый двигатель имеет большую мощность и крутящий момент, более высокую частоту вращения коленчатого вала и более экономичен.

4.КИНЕМАТИКА И ДИНАМИКА [1, с.115173]

4.1.Кинематический расчет двигателя

Перемещение поршня рассчитывается по формуле:

S_>x>_> >=R,

где Rрадиус кривошипа (R=35 мм),   отношение радиуса кривошипа к длине шатуна (=0,285),

  угол поворота коленчатого вала.

Расчет производится через каждые 10° угла поворота коленчатого вала.

Угловая скорость вращения коленчатого вала:

=n/30=3,144500/30=471 рад/с.

Скорость поршня:

V_>п>=R(sin+ sin2)=4710,035 (sin+ sin2) м/с.

Ускорение поршня:

j=²R(cos+ cos2)=471²0,0,35(cos+0,285 cos2) м/с².

Результаты расчетов занесены в табл.4.1.

Таблица 4.1.

°		S>x>, мм		V>n>, м/с	cos+cos2	j, м/с2
0	0	0	0	0,0000	1,2850	9977
10	0,0195	0,6821	0,2224	3,6660	1,2526	9726
20	0,0770	2,6942	0,4336	7,1482	1,1580	8991
30	0,1696	5,9360	0,6234	10,2769	1,0085	7831
40	0,2928	10,2492	0,7831	12,9098	0,8155	6332
50	0,4408	15,4292	0,9064	14,9417	0,5933	4607
60	0,6069	21,2406	0,9894	16,3108	0,3575	2776
70	0,7838	27,4334	1,0313	17,0008	0,1237	960
80	0,9646	33,7594	1,0335	17,0380	-0,0942	-731
90	1,1425	39,9875	1,0000	16,4850	-0,2850	-2213
100	1,3119	45,9148	0,9361	15,4311	-0,4415	-3428
110	1,4679	51,3748	0,8481	13,9809	-0,5603	-4351
120	1,6069	56,2406	0,7426	12,2420	-0,6425	-4989
130	1,7264	60,4244	0,6257	10,3148	-0,6923	-5375
140	1,8249	63,8723	0,5025	8,2829	-0,7166	-5564
150	1,9017	66,5578	0,3766	6,2081	-0,7235	-5618
160	1,9564	68,4727	0,2504	4,1282	-0,7214	-5601
170	1,9891	69,6187	0,1249	2,0591	-0,7170	-5567
180	2,0000	70,0000	0,0000	0,0000	-0,7150	-5552
190	1,9891	69,6187	-0,1249	-2,0591	-0,7170	-5567
200	1,9564	68,4727	-0,2504	-4,1282	-0,7214	-5601
210	1,9017	66,5578	-0,3766	-6,2081	-0,7235	-5618
220	1,8249	63,8723	-0,5025	-8,2829	-0,7166	-5564
230	1,7264	60,4244	-0,6257	-10,3148	-0,6923	-5375
240	1,6069	56,2406	-0,7426	-12,2420	-0,6425	-4989
250	1,4679	51,3748	-0,8481	-13,9809	-0,5603	-4351
260	1,3119	45,9148	-0,9361	-15,4311	-0,4415	-3428
270	1,1425	39,9875	-1,0000	-16,4850	-0,2850	-2213
280	0,9646	33,7594	-1,0335	-17,0380	-0,0942	-731
290	0,7838	27,4334	-1,0313	-17,0008	0,1237	960
300	0,6069	21,2406	-0,9894	-16,3108	0,3575	2776
310	0,4408	15,4292	-0,9064	-14,9417	0,5933	4607
320	0,2928	10,2492	-0,7831	-12,9098	0,8155	6332
330	0,1696	5,9360	-0,6234	-10,2769	1,0085	7831
340	0,0770	2,6942	-0,4336	-7,1482	1,1580	8991
350	0,0195	0,6821	-0,2224	-3,6660	1,2526	9726
360	0,0000	0,0000	0,0000	0,0000	1,2850	9977

По данным табл.4.1. строим графики зависимости перемещения, скорости и ускорения поршня от угла поворота коленчатого вала (см. рис.4.1., 4.2., 4.3.).

4.2.Динамический расчет двигателя

4.2.1.Силы давления газов

Используя метод Брикса производим развертывание индикаторной диаграммы по углу поворота коленчатого вала (рис.4.4.). Поправка Брикса: R/(2M_>S>)=350,285/(21)=4,98 мм,

где M_>S>=1 мм в мм_> > масштаб хода поршня на индикаторной диаграмме (масштаб изменен для удобства).

Масштабы развернутой диаграммы: давлений и удельных сил M_>P>_> >=0,04 МПа в мм; угла поворота кривошипа М_>>=2° в мм, или М_>>’=4/ОВ=43,14/360=0,0349 рад в мм, где ОВ длина развернутой индикаторной диаграммы в мм.

По развернутой индикаторной диаграмме через каждые 30° угла поворота кривошипа (на участках резкого изменения давления интервал сокращается до 10°) определяем значение  p_>Г> и заносим в гр.2 сводной табл.4.2. динамического расчета.

4.2.2.Приведение масс частей кривошипно-шатунного механизма

По табл.21 1,с.127 с учетом диаметра цилиндра, отношения S/D и V-образного расположения цилиндров устанавливаем:

а. масса поршневой группы (для поршня из алюминиевого сплава принято m’_>п>=100 кг/м²):

m_>п>=m’_>п>F_> >п=1000,005024=0,5024 кг;

б. масса шатуна (для стального кованного шатун принято m’_>ш>=150 кг/м²):

m_>ш>= m’_>ш> F_{> п}>=1500,005024=0,7536 кг;

в. масса неуравновешенных частей одного колена вала без противовесов (для чугунного

литого вала принято m’_>к>=180 кг/м²): m_>к>= m’_>к> F_{> п}>=1800,005024=0,9043 кг.

Масса шатуна, сосредоточенная па оси поршневого пальца:

m_>ш>_>>_>п>=0,275m_>ш>=0,2750,7536=0,207 ­кг.

Масса шатуна, сосредоточенная на оси кривошипа:

m_>ш>_>>_>к>=0,725m_>ш>=0,7250,7536=0,546 кг.

Массы, совершающие возвратно-поступательные движения:

m_>j>=m_>п>+m_>ш>_>>_>п>=0,5024+0,207=0,709 кг.

Массы, совершающие вращательное движение:

m_>R>=m_>к>+m_>ш>_>>_>к>=0,904+0,546=1,45 кг.

4.2.3.Удельные и полные силы инерции

Из табл.4.1. переносим значения j в гр.3 табл. 4.2. и определяем значения удельной силы инерции возвратно-поступательно движущихся масс (гр.4):

p_>j>=jm_>j>/F_>п>=j0,70910^6/0,005024=j135,310^6 МПа.

Центробежная сила инерции вращающихся масс:

K_>R>=m_>R>R²=1,450,035471²10^3=11,258 кН.

Центробежная сила инерции вращающихся масс шатуна:

K_>R>_>ш>=m_>ш>_>>_>к>R²=0,5460,035471²10^3=4,239 кН.

Центробежная сила инерции вращающихся масс кривошипа:

K_>R>_>к>=m_>к>R²=0,9040,035471²10^3=7,019 кН.

4.2.4.Удельные суммарные силы

Удельная сила, сосредоточенная на оси поршневого пальца (гр.5 табл.4.2.): p=p_>г>+ р_>j>.

Удельная нормальная сила (гр.7 табл. 4.2.): p_>N>=ptg,

где значения tg определяем для =0,285 по табл.22 1,с.130 и заносим в гр.6.

Удельная сила, действующая вдоль шатуна (гр.9 табл. 4.2.): p_>s>=p(1/cos).

Удельная сила, действующая по радиусу кривошипа (гр.11 табл. 4.2.): p_>к>=pcos(+)/cos.

Удельная тангенциальная сила (гр.13 табл. 4.2.): p_>T>= psin(+)/cos.

Полная тангенциальная сила (гр.14): T=p_>T>F_>П>=p_>T>0,007389810³.

Таблица 4.2.

0	Р>Г>	I, м/с2	Р>i> , МПа	Р, МПа	tg  	P>N>>, >МПа	1/cos	P>S>, МПа	cos+/cos	р>К>, МПа	sin+/cos	Р>Т>, МПа	Т, кН	М>КР. Ц., >Н*м
0	0,05	9977	-1,408	-1,358	0	0	1	-1,358	1	-1,358	0	0	0	0
30	-0,08	7831	-1,105	-1,185	0,143	-0,169	1,01	-1,197	0,794	-0,941	0,624	-0,739	-3,715	-130,03
60	-0,1	2776	-0,392	-0,492	0,253	-0,124	1,031	-0,507	0,281	-0,138	0,993	-0,488	-2,453	-85,86
90	-0,05	-2213	0,312	0,262	0,295	0,077	1,043	0,274	-0,285	-0,075	1	0,262	1,318	46,12
120	-0,03	-4989	0,704	0,674	0,252	0,170	1,031	0,695	-0,719	-0,485	0,74	0,499	2,506	87,70
150	-0,02	-5618	0,793	0,773	0,145	0,112	1,01	0,781	-0,938	-0,725	0,375	0,290	1,456	50,96
180	0	-5552	0,783	0,783	0	0	1	0,783	-1	0,783	0	0	0	0
210	0,05	-5618	0,793	0,843	-0,143	-0,121	1,01	0,851	-0,938	-0,791	-0,375	-0,316	-1,588	-55,57
240	0,08	-4989	0,704	0,784	-0,253	-0,198	1,031	0,808	-0,719	-0,564	-0,74	-0,580	-2,915	-102,02
270	0,1	-2213	0,312	0,412	-0,295	-0,122	1,043	0,430	-0,285	-0,118	-1	-0,412	-2,071	-72,5
300	0,2	2776	-0,392	-0,192	-0,252	0,048	1,031	-0,198	0,281	-0,054	-0,993	0,190	0,956	33,48
330	0,52	7831	-1,105	-0,585	-0,145	0,085	1,01	-0,591	0,794	-0,465	-0,624	0,365	1,834	64,2
360	1,25	9977	-1,408	-0,158	0	0	1	-0,158	1	-0,158	0	0	0	0
370	4,65	9726	-1,373	3,277	0,049	0,161	1,001	3,281	0,976	3,199	0,222	0,728	3,655	127,94
390	2,8	7831	-1,105	1,695	0,143	0,242	1,01	1,712	0,794	1,346	0,624	1,058	5,314	185,97
420	1,24	2776	-0,392	0,848	0,253	0,215	1,031	0,875	0,281	0,238	0,993	0,842	4,232	148,12
450	0,68	-2213	0,312	0,992	0,295	0,293	1,043	1,035	-0,285	-0,283	1	0,992	4,985	174,48
480	0,45	-4989	0,704	1,154	0,252	0,291	1,031	1,190	-0,719	-0,830	0,74	0,854	4,290	150,16
510	0,3	-5618	0,793	1,093	0,145	0,158	1,01	1,104	-0,938	-1,025	0,375	0,410	2,059	72,06
540	0,16	-5552	0,783	0,943	0	0	1	0,943	-1	0,943	0	0	0	0
570	0,08	-5618	0,793	0,873	-0,143	-0,125	1,01	0,882	-0,938	-0,819	-0,375	-0,327	-1,644	-57,55
600	0,05	-4989	0,704	0,754	-0,253	-0,191	1,031	0,777	-0,719	-0,542	-0,74	-0,558	-2,803	-98,11
630	0,032	-2213	0,312	0,344	-0,295	-0,102	1,043	0,359	-0,285	-0,098	-1	-0,344	-1,730	-60,54
660	0,02	2776	-0,392	-0,372	-0,252	0,094	1,031	-0,383	0,281	-0,104	-0,993	0,369	1,854	64,91
690	0,012	7831	-1,105	-1,093	-0,145	0,158	1,01	-1,104	0,794	-0,868	-0,624	0,682	3,427	119,94
720	0,005	9977	-1,408	-1,403	0	0	1	-1,403	1	-1,403	0	0	0	0

По данным табл. 4.2. строим графики изменения удельных сил p_>j> , p , p_>s> , p_>N> , p_>K> и p_>T>_> > в зависимости от угла поворота коленчатого вала  (рис. 4.5., 4.6., 4.7, 4.8.).

Среднее значение тангенциальной силы за цикл:

а. по данным теплового расчета:

Т_>ср>=210⁶РiF_>п>/()=210⁶10,005024/(3,144)=800 Н

б. по площади, заключенной между кривой Р_>Т> и осью абцисс (рис. 4.8.):

Р_>Тср> =(F_>1> -F_>2>)М_>р>/ОВ=(3493-2073)0,04/360=0,1585

Т_>ср>= Р_>Тср>  F_>п>=0,15850,00502410⁶=795,1 Н

Ошибка: =(800-795,1)/800=0,6 %

4.2.5.Крутящие моменты

Крутящий момент одного цилиндра (гр.15 табл.4.2.):

М_>кр.ц>=ТR=T0,04610³ Н м.

Период изменения крутящего момента четырехтактного двигателя с равными интервалами между вспышками: θ=720/i=720/4=180°.

Суммирование значений крутящих моментов всех четырех цилиндров двигателя осуществляется табличным методом (табл. 4.3.) через каждые 30° угла поворота коленчатого вала и по полученным данным строится кривая М_>кр> (рис. 4.9.).

Таблица 4.3.

0	цилиндры	М>КР>, Н*м
1-й	2-й	3-й	4-й
0 кривошипа	М>КР. Ц.>, Н*м	0 кривошипа	М>КР. Ц.>, Н*м	0 кривошипа	М>КР. Ц.>, Н*м	0 кривошипа	М>КР. Ц.>, Н*м
0	0	0	180	0	360	0	540	0	0
30	30	-130,032	210	-55,574	390	185,974	570	-57,552	-57,2
60	60	-85,860	240	-102,017	420	148,116	600	-98,113	-137,9
90	90	46,120	270	-72,496	450	174,483	630	-60,539	87,6
120	120	87,703	300	33,477	480	150,162	660	64,907	336,2
150	150	50,958	330	64,197	510	72,059	690	119,937	307,2
180	180	0	360	0	540	0	720	0	0

Средний крутящий момент двигателя:

по данным теплового расчета:

М_{>кр. ср}>=М_>i>=М_>е>/_>м>=95,3/0,849=112,2 Н м.

по площади, заключенной под кривой М_>кр >(рис.4.7.):

М_>кр.ср>=М_>м>==111,02 Н м.

Погрешность составит:=100(112,2111,02)/112,2=1,05 %.

Максимальный и минимальный крутящие моменты (рис.4.9.):

М_>кр.>_>max>= 336,2 Н м; М_>кр.>_>min>= -137,9 Н м.

4.2.6.Силы, действующие на шатунную шейку коленчатого вала

Для проведения расчета результирующей силы, действующей на шатунную шейку двигателя, составляем табл.4.4.

Суммарная сила, действующая на шатунную шейку по радиусу кривошипа:

Р_>к>=К+К_>R>_>ш>=(К4,239) кН, где К=р_>к>F­_>п>=р_>к>0,00502410³ кН.

Результирующую силу R_>ш.ш> , действующую на шатунную шейку, определяем графическим сложением векторов сил Т и Р_>к> при построении полярной диаграммы (рис.4.10.). Масштаб сил на полярной диаграмме М_>р>=0,1 кН в мм. Значения R_>ш.ш> для различных  заносим в табл.4.4. и по ним строим диаграмму R_>Ш.Ш.> в прямоугольных координатах (рис.4.11.).

Таблица 4.4.

°	Полные силы, кН
T	K	P>к>	R>ш>>.>>ш>	K>Рк>	R>к>
0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 370 390 420 450 480 510 540 570 600 630 660 690 720 0	0	-6,823	-11,062	11,06	-18,081	18,08
30	-3,715	-4,727	-8,966	9,83	-15,985	16,45
60	-2,453	-0,694	-4,933	5,45	-11,952	12,05
90	1,318	-0,376	-4,615	4,75	-11,634	11,63
120	2,506	-2,435	-6,674	7,17	-13,693	13,94
150	1,456	-3,642	-7,881	7,79	-14,900	14,85
180	0	-3,936	-8,175	8,11	-15,194	15,05
210	-1,592	-3,972	-8,211	8,30	-15,230	15,21
240	0,000	-2,832	-7,071	7,52	-14,090	14,32
270	-2,071	-0,590	-4,829	5,18	-11,848	11,91
300	0,956	-0,271	-4,510	4,58	-11,529	11,51
330	1,834	-2,334	-6,573	6,7	-13,592	13,85
360	0,000	-0,794	-5,033	5,03	-12,052	12,03
370	3,655	16,071	11,832	0,75	4,813	6,03
380	5,216	10,901	6,662	6,30	-0,357	5,24
390	5,314	6,761	2,522	5,85	-4,497	6,85
420	4,232	1,198	-3,041	4,72	-10,060	9,89
450	4,985	-1,421	-5,660	7,50	-12,679	13,51
480	4,290	-4,169	-8,408	9,41	-15,427	15,97
510	2,059	-5,150	-9,389	9,50	-16,408	16,45
540	0	-4,740	-8,979	8,98	-15,998	16,03
570	-1,644	-4,113	-8,352	8,41	-15,371	15,31
600	-2,803	-2,724	-6,963	7,45	-13,982	14,04
630	-1,730	-0,493	-4,732	5,06	-11,751	11,81
660	1,854	-0,525	-4,764	5,17	-11,783	11,91
690	3,427	-4,360	-8,599	9,21	-15,618	15,91
720	0	-7,049	-11,062	11,06	-18,307	18,08

По развернутой диаграмме R_>ш.ш> определяем:

R_{>ш.ш ср}>=FМ_>р>/ОВ=175000,1/240=8,125 кН,

где ОВдлина диаграммы, Fплощадь под кривой R_>ш.ш >, мм.

R_>ш.ш >_>max>=11,0,6 кН R_>ш.ш >_>min>=0,45 кН.;

По полярной диаграмме строим диаграмму износа шатунной шейки (рис. 4,12). Сумму сил R_>ш.ш >,действующих по каждому лучу диаграммы износа, определяем с помощью табл.4.5.. По данным табл.4.5. в масштабе М_>р>=25 кН в мм по каждому лучу откладываем величины суммарных сил  R_>ш.ш >от окружности к центру.

По диаграмме износа определяем положение оси масляного отверстия (_>м>=67°).

Таблица 4.5.

Rшшi	Значения Rшшi, кН, для лучей
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
Rшш0	11,06	11,06	11,06								11,06	11,06
Rшш30	9,83	9,83	9,83									9,83
Rшш60	5,45	5,45	5,45									5,45
Rшш90	4,75	4,75									4,75	4,75
Rшш120	7,17	7,17									7,17	7,17
Rшш150	7,79	7,79									7,79	7,79
Rшш180	8,11	8,11	8,11								8,11	8,11
Rшш210	8,30	8,30	8,30									8,30
Rшш240	7,52	7,52	7,52									7,52
Rшш270	5,18	5,18	5,18									5,18
Rшш300	4,58	4,58									4,58	4,58
Rшш330	6,7	6,7									6,7	6,7
Rшш360	5,03	5,03	5,03								5,03	5,03
Rшш390								5,85	5,85	5,85	5,85
Rшш420									4,72	4,72	4,72	4,72
Rшш450	7,50									7,50	7,50	7,50
Rшш480	9,41	9,41									9,41	9,41
Rшш510	9,50	9,50									9,50	9,50
Rшш540	8,98	8,98	8,98								8,98	8,98
Rшш570	8,41	8,41	8,41									8,41
Rшш600	7,45	7,45	7,45									7,45
Rшш630	5,06	5,06	5,06									5,06
Rшш660	5,17	5,17									5,17	5,17
Rшш690	9,21	9,21									9,21	9,21
Rшш	162,16	154,66	90,38					5,85	10,57	18,07	115,53	161,43

4.2.7.Силы, действующие на колено вала

Суммарная сила, действующая на колено вала по радиусу кривошипа:

К_>Рк>=Р_>к>+К_>R>_>к>=Р_>к>7,019 кН.

Результирующую силу, действующую на колено вала R_>к>=R_>шш>+К_>Рк>, определяем по диаграмме R_>ш.ш >(рис.4.10.). Векторы из полюса О_>к> до соответствующих точек на полярной диаграмме в масштабе М_>р>=0,15 кН в мм выражают силы R_>к> , значение которых для различных  заносим в табл.4.4.

5. Анализ компьютерного расчета на ЭВМ

При выполнении курсового проекта мы использовали программу расчета на ЭВМ. При ручном расчете получили несколько отличающиеся данные параметров двигателя. Сравнение данных представлены в таблице 5.1. Данные компьютерного расчета представлены в таблицах 5.2., 5.3., 5.4., 5.5., 5.6., 5.7., 5.8., 5.9.

Таблица 5.1.

№	Наименование и размерность показателей	Обозначение показателя	Расчет на ЭВМ с использованием специальной программы	Расчет без использования специальной программы
1	Теоретическое среднее индикаторное давление, МПа	Р>i>’	0,9958	1,041
2	Среднее индикаторное давление, МПа	Р>i>	0,956	1
3	Индикторный КПД	>i>	0,3317	0,351
4	Удельный индикаторный расход топлива, г/(кВт*ч)	g>i>	242,6	218
5	Среднее эффективное давление	P>e>	0,809	0,849
6	Эффективный КПД	>е>	0,286	0,32
7	Механический КПД	>м>	0,847	0,849
8	Удельный эффеrтивный расход топлива, г/(кВт*ч)	g>е>	286,595	256
9	Литраж, л	i*Vh	1,81	1,385
10	Мощность двигателя, кВт	Ne	56,142	44,89
11	Крутящий момент при максимальной мощности, Н*м	Me	116,548	95,3
12	Давление механических потерь	Р>м>	0,147	0,151
13	Диаметр цилиндра, мм	D	80	80
14	Ход поршня, мм	S	90	70

6. Уравновешивание двигателя

Силы и моменты, действующие в КШМ непрерывно изменяются и если их не уравновешивать, то возникают сотрясения и вибрация двигателя. Уравновешивание сил инерции 1-го и 2-го порядка достигается подбором определенного числа цилиндров, их расположением и выбором соответствующей схемы коленчатого вала. В двигателе силы инерции (P_>j>_> >_>>) первого порядка и центробежные силы (Р_>С>) взаимно уравновешаны:

 P_>j>_> >_>>=0, Р_>С>=0.

Силы инерции второго порядка приводятся к равнодействующей в вертикальной плоскости:

 P_>j >_>>=22m_>i>R² cos2=220,7090,035471²0,285cos2=4437,58cos2

Значения  P_>j>_> >_>> приведены в таблице 6.1.

Порядок работы цилиндров: 1-3-4-2.

Таблица 6.1.

0	0	30	60	90	120	150	180	210	240	270	300	330	360
P>j>> >>>	4437	2219	-2219	-4437	-2219	2219	4437	2219	-2219	-4437	-2219	2219	4437

V-образный 4-х цилиндровый двигатель имеет неуравновешанный момент от сил инер-ции 1-го порядка, для уравновешивания которого предусмотрен балансирный механизм и уравновешивающие массы. Равнодействующий момент от сил 1-го порядка действует в горизонтальной плоскости В-В (рис.6.1.), проходящей через ось коленчатого вала.

М_{>i 1}>=2m_>i>R² cosa=0,0031cos

Задаваясь из конструктивных соображений величинами  и l определяем m_>ур>:

m_>ур>= М_>i>_{> 1}>/(l)=0,33 кг.

Момент от сил инерции 2-го порядка действуют в горизонтальной плоскости и в следствии его незначительности не учитывается.

М_{>i 2}>=2m_>i>R² cosb

Момент от центробежных сил действует во вращающейся плоскости, отстоящей от плоскости 1-го кривошипа на 45⁰.

М_>с>=2m_>R>R²  a.

Момент М_>с > легко уравновесить при помощи противовесов с массой каждого противовеса m_>z> , расположенных на продолжении щек коленчатого вала.

m_>z>= 2m_>R>R²  a/(с)=1,59 кг.

а- расстояние между центрами шатунных шеек,

b- расстояние между центрами тяжести противовесов,

- расстояние центра тяжести противовеса до оси коленчатого вала.

7. РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ ДЕТАЛЕЙ ДВИГАТЕЛЯ [1, с.197222, 245261]

7.1. Расчет поршня

На основании данных теплового расчета, скоростной характеристики и динамического расчета получили:

диаметр цилиндра D=80 мм;

ход поршня: S=70 мм;

действительное максимальное давление сгорания: p_>Z>_>д>=4,647 МПа;

площадь поршня: F_>п>=50,24 см²;

наибольшая нормальная сила: N_>max>=0,0015 МН при =450⁰

масса поршневой группы: m_>п>=0,5024 кг;

частота вращения: n_>max>_> >=4500 об/мин;

отношение радиуса кривошипа к длине шатуна: =0,285.

В соответствии с существующими аналогичными двигателями и с учетом соотношений, приведенных в табл.50 1,с.206, принимаем:

толщина днища поршня: =6 мм;

высота поршня: H=84 мм;

высота юбки поршня: h_>ю>=52 мм;

высота верхней части поршня h_>1>=32 мм;

внутренний диаметр поршня: d_>i>=60,4 мм;

диаметр бобышки: d_>б>=32 мм;

расстояние между торцами бобышек: b=32 мм;

расстояние до первой поршневой канавки: e=8 мм;

радиальная толщина кольца: t_>К>= t_>М>=3 мм;

радиальный зазор кольца в канавке поршня: t=0,8 мм;

толщина стенки головки поршня: s=6 мм;

толщина стенки юбки поршня: _>ю>=3 мм;

величина верхней кольцевой перемычки: h_>п>=4 мм;

число и диаметр масляных каналов в поршне: n_>m>’=10 и d_>m>=1 мм.

Схема поршня представлена на рис.7.1.

Материал поршня  алюминиевый сплав, _>п>=2210^-6_>­> 1/К; материал гильзы цилиндра  чугун, _>ц>=1110^6 1/К.

Напряжение изгиба в днище поршня: _>из>=p_>Z>_>д>(r_>1>/)²,

где r_>1>=D/2(s+t+t)=80/2(6+3+0,8)=30,2 мм.

_>из>=4,647(30,2/6)²=117,73 МПа.

Днище поршня должно быть усилено ребрами жесткости, т.к. _>из>25 Мпа.

Напряжение сжатия в сечении xx :

_>сж>=P_>Z>_>д>/F_>x>_>>_>x>,

где P_>z>_>д>=p_>Z>_>д>F_>п>=4,6470,005024=0,0233 МН;

_>сж>=0,0233/0,00119=19,56 МПа .

F_>x>_>>_>x>=(/4)(d_>k>²d­­_>i>²)n_>m>’( d_>k>d­­_>i> )d_>m>/2;

F_>x>_>>_>x>=((3,14/4)(72,4²60,4²)106))10^-6=0,00119 м².

d_>k>=D2(t+t);

d_>k>=802(3+0,8)=72,4 мм.

Напряжение разрыва в сечении xx:

максимальная угловая скорость холостого хода: _>х.х >_>max>=n_{> х.х} >_>max>/30;

_>х.х >_>max>=3,145300/30=555 рад/с.

масса головки поршня с кольцами, расположенными выше сечения xx: m_>x>_>>_>x>=0,5m_>п>;

m_>x>_>>_>x>=0,50,5024=0,2512 кг.

максимальная разрывающая сила: P_>j>=m_>x>_>>_>x>R²_>х.х >_>max> (1+)10^6;

P_>j>=0,25120,035555²(1+0,285)10^-6 =0,00348 МН.

напряжение разрыва: _>р>=P_>j>/F_>x>_>>_>x>;

_>р>=0,00348/0,00119=2,924 МПа.

Напряжение в верхней кольцевой перемычке:

среза: =0,0314p_>Z>_>д>D/h_>п>; =0,03144,64780/3=3,89 МПа.

изгиба: _>из>=0,0045p_>Z>_>д>(D/h_>п>)²; _>из>=0,00454,647(80/3)²=14,87 МПа.

сложное: _>>=(_>из>²+4²); _>>=(14,87²+43,89²)=16,78 МПа.

Удельное давление поршня на стенку цилиндра:

q_>1>=N_>max>/(h_>ю>D); q_>1>=0,2930,005024/(0,0560,080)=0,32 МПа.

q_>2>=N_>max>/(HD); q_>2>=0,2930,005024/(0,0840,080)=0,22 МПа.

Диаметры головки и юбки поршня:

D_>г>=D_>г>; D_>г>=800,56=79,44 мм.

D_>ю>=D_>ю>; D_>ю>=800,16=79,84 мм.

где _>г>=0,007D=0,00780=0,56 мм; _>ю>=0,002D; _>ю>=0,00280=0,16 мм.

Диаметральные зазоры в горячем состоянии:

_>г>’=D1+_>ц>(Т_>ц>Т_>0>)D_>г>1+_>п>(Т_>г>Т_>0>);

_>г>’=801+1110^6(450293)79,441+2210^6(650293)=0,074 мм;

_>ю>’=D1+_>ц>(Т_>ц>Т_>0>)D_>ю>1+_>п>(Т_>ю>Т_>0>);

_>ю>’=801+1110^6(450293)79,841+2210^-6(550293)=0,02 мм,

где Т_>ц>=450 К, Т_>г>=650 К, Т_>ю>=550 К приняты с учетом воздушного охлаждения двигателя [1,с.203];

_>ц >=1110^6 1/К _> >и _>п>=2210^61/К_> >коэффициенты линейного расширения материалов цилиндра и поршня.

7.2. Расчет поршневого кольца

Параметры кольца 1,с.206:

радиальная толщина кольца: t=3 мм;

радиальный зазор кольца в канавке поршня: t=0,8 мм;

высота кольца: а=3 мм;

разность между величинами зазоров замка кольца в свободном и в рабочем состоянии:

А_>0>=10 мм.

материал кольца: серый чугун, Е=1,010⁵ МПа.

Среднее давление кольца на стенку цилиндра:

;

МПа.

Давление кольца на стенку цилиндра в различных точках окружности: p=p_>ср>_>к>.

Значения _>к> для различных углов  приведены на с.213 [1].

Результаты расчетов р представлены в табл.7.1. По данным табл.7.1. строим эпюру давлений компрессионного кольца на стенку цилиндра (рис.7.2.).

Напряжение изгиба кольца в рабочем состоянии: _>из1>=2,61р_>ср>(D/t1)²;

_>из1>=2,610,112(80/31)²=192,6 МПа.

Напряжение изгиба при надевании кольца на поршень:_>из2>=,

где m=1,57  коэффициент, зависящий от способа монтажа кольца.

Таблица 7.1.

°	0	30	60	90	120	150	180
>к>	1,05	1,05	1,14	0,90	0,45	0,67	2,85
р , МПа	0,118	0,118	0,128	0,101	0,05	0,075	0,319

_>из2>= МПа.

Монтажный зазор в замке поршневого кольца: _>к>=_>к>’+D[_>к> (Т_>к>Т_>0>) _>ц> (Т_>ц>Т_>0>)],

где _>к>’=0,08 мм минимально допустимый зазор в замке кольца во время работы двигателя;

_>к> =1110^6 1/К и _>ц>=1110^-6 1/К  коэффициенты линейного расширения материала кольца и гильзы цилиндра; Т_>ц>=450 К, Т_>к>=550 К и Т_>0>=293 К.

_>к>=0,07+3,1480[1110^-6(550293)1110^-6(450293)]=0,356 мм.

7.3. Расчет поршневого пальца

Параметры поршневого пальца принимаем по табл.50 [1,c.206]:

наружный диаметр пальца: d_>п>=20 мм;

внутренний диаметр пальца: d_>в>=14 мм;

длина пальца: l_>п>=66 мм;

длина втулки шатуна: l_>ш>=30 мм;

расстояние между торцами бобышек: b=32 мм;

материал поршневого пальца: сталь 15Х, Е=210⁵ МПа.

Палец плавающего типа.

Действительное максимальное давление: p_>z>_> >_>max>=p_>Z>_>д>=4,647 МПа .

Расчетная сила, действующая на поршневой палец:

газовая: P_>z>_> >_>max>=p_>z>_> >_>max>F_>п>; P_>z>_> >_>max>=4,6470,005024=0,0233 МН.

инерционная: P_>j>=m_>п>²R(1+)10^-6, где  =n_{> м}>/30=3,142700/30=282,6 рад/с;

P_>j>=0,5024282,6²0,035(1+0,285)=0,001805 МН.

расчетная: P=P_>z>_> >_>max>+kP_>j>, где k=0,8  коэффициент, учитывающий массу поршневого пальца.

P=0,02330,80,001805=0,0219 МН.

Удельное давление пальца на втулку поршневой головки шатуна: q_>ш>=P/(d_>п>l_>ш>);

q_>ш>=0,0219/(0,020,03)=36,5 МПа.

Удельное давление пальца на бобышки: q_>б>=P/[d_>п>(l_>п>-b)];

q_>б>=0,0219/[0,02(0,0660,032)]=32,21 МПа.

Напряжение изгиба в среднем сечении пальца: _>из>=,

где =d_>в>/d_>п>=14/20=0,7 – отношение внутреннего диаметра кольца к наружному.

_>из>= МПа.

Касательное напряжение среза в сечениях между бобышками и головкой шатуна:

=;

= МПа.

Наибольшее увеличение горизонтального диаметра пальца при овализации:

d_>п >_>max>=;

d_>п>_{> max}>=0,0297 мм.

Напряжение овализации на внешней поверхности пальца:

в горизонтальной плоскости (рис.7.3. точки 1, =0°):

_{>а 0°}>=;

_{>а 0°}>115,45 МПа;

в вертикальной плоскости (рис.7.3. точки 3, =90°):

_{>а 90°}>;

_{>а 90°}>199,78 МПа.

Напряжение овализации на внутренней поверхности пальца:

в горизонтальной плоскости (рис.7.3. точки 2, =0°):

_{>i 0°}>;

_{>i 0°}> 291,14 МПа.

в вертикальной плоскости (рис.7.3. точки 4, =90°):

_{>i 90°}>=;

_{>i 90°}>166,18 МПа.

Расчетная схема поршневого пальца приведена на рис. 7.3.

7.4. Расчет коленчатого вала

На основании данных динамического расчета имеем:

центробежная сила инерции вращающихся масс: K_>R>=11,258 кН;

вал с симметричными коленами и с противовесами, расположенными на концах вала;

радиус кривошипа: R=35 мм.

С учетом соотношений, приведенных в табл.56 [1,с.247], и анализа существующих двигателей, принимаем следующие основные размеры колена вала:

шатунная шейка:

наружный диаметр: d_>ш.ш>=48 мм;

длина: l_>ш.ш>=37 мм;

коренная шейка:

наружный диаметр: d_>к.ш>=50 мм;

длина: l_>к.ш>=37 мм;

расчетное сечение АА щеки:

ширина: b=80 мм;

толщина: h=20 мм.

Материал вала: сталь 40Г.

Расчетная схема коленчатого вала представлена на рис. 7.4.

По табл.45 [1,с.200] и соотношениям, приведенным в §43 [1,с.197204], определяем:

пределы прочности: _>в>=700 МПа и текучести (условные) _>т>=360 МПа и _>Т>=210 МПа;

пределы усталости (выносливости) при изгибе _>>_>1>=250 МПа, растяжениисжатии

_>>_>1р>=180 МПа и кручении _>-1>=150 МПа;

коэффициенты приведения цикла при изгибе _>>=0,16 и кручении _>>=0,04.

По формулам (213)(215) [1,с.198] определяем:

при изгибе: _>>=_>-1>/_>Т>=250/360=0,69 и (_>>-_>>)/(1_>>)=(0,690,16)/(10,69)=1,71;

при кручении: _>>=_>-1>/_>Т>=150/210=0,71 и (_>>-_>>)/(1_>>)=(0,710,04)/(10,71)=2,31;

при растяжении-сжатии: _>>=_>-1р>/_>Т>=180/360=0,5 и (_>>-_>>)/(1_>>)=(0,50,16)/(10,5)=0,68.

Удельное давление на поверхности:

шатунных шеек:

k_>ш.ш.ср>=R_>ш.ш.ср>/(d_>ш.ш>l’_>ш.ш>);

k_>ш.ш.ср>=812510^6/(0,0310,048)=5,46 МПа.

k_>ш.ш.>_>max>=R_>ш.ш.>_>max>/(d_>ш.ш>l’_>ш.ш>);

k_>ш.ш.>_>max>=1106010^6/(0,0310,048)=7,43 МПа.

где R_>ш.ш.ср>=8125 Н и R_>ш.ш.>_>max>=11060 Н  средняя и максимальная нагрузка на шатунную шейку;

l’_>ш.ш.>l _>ш.ш.>2r_>гал>=3723=31 ммрабочая ширина шатунного вкладыша; r_>гал >=3 ммрадиус галтели.

Момент сопротивления кручению шатунной шейки: W_>>_{> ш.ш}>=(/16)d_>ш.ш>;

W_>>_{> ш.ш}>=(3,14/16)48³10^9=21,710^-6 м³.

Моменты, изгибающие шатунную шейку (табл.7.2.):

M_>T>=T’_>1>l/2=(0,5T_>1>)_>­>(2l_>ш.ш>+l_>к.ш>+3h)/2

Изгибающий момент, действующий на шатунную шейку в плоскости кривошипа:

М_>Z>=Z’_>>l/2+Р_>пр >а Н м;

Z’_>>=K’_>p>_>к >+Р’_>пр>=(-0,5K_>p>_>к>)Р_>пр>

_> >Для упрощения расчета Р_>пр >не учитываем.

М_>Z>=K’_>p>l/2 Н м;

Изгибающий момент, действующий в плоскости оси масляного отверстия:

М_>>_>м>=M_>T>sin_>м>М_>>cos_>м >, где _>м>=67 °.

Таблица 7.2.

°	T>1>', Н	M>T>, Н* м	M>T>sin>m>	K>pк>', Н	Z>>', Н	M>Z>, Н* м	M>Z>cos>m>	M>m>, Н* м
0	0	0	0	9040,4	9040,4	863,4	337,3	-337,3
30	-1858	-177,4	-163,3	7992,7	7992,7	763,3	298,2	-461,5
60	-1227	-117,1	-107,8	5976,1	5976,1	570,7	223,0	-330,8
90	658,8	62,9	57,9	5816,8	5816,8	555,5	217,1	-159,1
120	1252,9	119,7	110,1	6846,4	6846,4	653,8	255,5	-145,3
150	727,97	69,5	64,0	7449,9	7449,9	711,5	278,0	-214,0
180	0	0	0	7597,0	7597,0	725,5	283,5	-283,5
210	-796	-76,0	-70,0	7614,8	7614,8	727,2	284,1	-354,1
240	-1457	-139,2	-128,1	7045,0	7045,0	672,8	262,9	-391,0
270	-1036	-98,9	-91,0	5924,2	5924,2	565,8	221,1	-312,1
300	478,24	45,7	42,0	5764,3	5764,3	550,5	215,1	-173,1
330	917,1	87,6	80,6	6796,0	6796,0	649,0	253,6	-173,0
360	0	0	0	6026,0	6026,0	575,5	224,9	-224,9
390	2656,7	253,7	233,5	2248,4	2248,4	214,7	83,9	149,6
420	2115,9	202,1	186,0	5030,2	5030,2	480,4	187,7	-1,7
450	2492,6	238,0	219,1	6339,4	6339,4	605,4	236,6	-17,4
480	2145,1	204,9	188,6	7713,3	7713,3	736,6	287,8	-99,2
510	1029,4	98,3	90,5	8203,9	8203,9	783,5	306,1	-215,6
540	0	0	0	7999,0	7999,0	763,9	298,5	-298,5
570	-822,1	-78,5	-72,3	7685,5	7685,5	734,0	286,8	-359,1
600	-1402	-133,9	-123,2	6990,8	6990,8	667,6	260,9	-384,1
630	-864,8	-82,6	-76,0	5875,5	5875,5	561,1	219,2	-295,3
660	927,2	88,5	81,5	5891,4	5891,4	562,6	219,8	-138,3
690	1713,3	163,6	150,6	7809,2	7809,2	745,8	291,4	-140,8
720	0	0	0	9153,4	9153,4	874,1	341,6	-341,6

Максимальное и минимальное нормальные напряжения асимметричного цикла шатунной шейки:

_>max>= М_>>_> >_>max>/W_>>_{> ш.ш}>=149,610^-6/0,00001085=13,73 МПа;

_>min>= М_>>_> >_>min>/W_>>_{> ш.ш}>=461,510^-6/0,00001085=42,53 МПа,

где W_>>_{> ш.ш}>=0,5W_>>_{> ш.ш}>=0,521,710^-6=10,8510^-6 м³.

Среднее напряжение и амплитуда напряжений:

_>m>=(_>max>+_>min>)/2=(13,73-42,53)/2=28,8 МПа;

_>>=(_>max >_>min>)/2= (13,73+42,53)/2=28,13 МПа;

_>>_>к>=_>а>k_>>/(_>м>_>>_>п>_>>)=28,131,8/(0,761,2)=55,52 МПа,

где k_>>=1+q(_>к>_>>1)=1+0,4(3-1)=1,8 коэффициент концентрации напряжений; q=0,4коэффициент чувствительности материала к концентрации напряжений принимаем по данным §43[1,с.197204]; _>к>_>>=3  теоретический коэффициент концентрации напряжений принимаем по табл.47 [1,с.201]; _>м>_>>=0,76  масштабный коэффициент определяем по табл.48 [1,с.203] при d_>ш.ш>=65 мм; _>п>_>>=1,2  коэффициент поверхностной чувствительности определяем по табл.49 [1,с.203] с учетом закалки шатунных шеек токами высокой частоты на глубину23 мм.

Запас прочности шатунной от нормальных напряжений шейки определяем по пределу усталости (при _>m><0): n_>>=_>-1>/(_>>_>к>+_>>_>m>);

n_>>=250/(55,52+0,16(28,8))=4,91.

Общий запас прочности шатунной шейки: n_>ш.ш>= n_>>n_>>/( n_>>²+n_>>²),

где n_>>_> > запас прочности шатунной шейки от касательных напряжений (вследствие отсутствия расчета n_>>_> > принимаем n_>>=3,87)

n_>ш.ш>=4,913,87/(4,91²+3,87²)=3,04.

8. Расчет элементов системы охлаждения

Охлаждение двигателя применяется в целях принудительного отвода тепла от нагретых деталей для обеспечения оптимального теплового состояния двигателя и его нормальной работы.

При воздушном охлаждении тепло от стенок цилиндров и головок двигателя отводится обдувающим их воздухом. Интенсивность воздушного охлаждения зависит от количества и температуры охлаждающего воздуха, его скорости, размеров поверхности охлаждения и расположения ребер относительно потока воздуха .

Количество тепла (Дж/с), отводимого от двигателя системой воздушного охлаждения, определяется из уравнения: Q_>возд>=Т_>возд>С_>возд>( Т_{>возд вых}>- Т_{>возд вх}>)

В расчетах принимают, что от стенок цилиндров отводится 25-40 общего количества тепла Q_>возд> , остальная часть – от головок двигателя.

Количество охлаждающего воздуха, подаваемого вентилятором, определяется исходя из общей величины отводимого от двигателя тепла Q_>возд>:

Т_>возд>= Q_>возд>/( С_>возд>( ( Т_{>возд вых}>- Т_{>возд вх}>))

Т_>возд>=48617,47/(1000(363-293))=69,45 кг/с

Поверхность охлаждения ребер цилиндра:

F_>цил>=Q_>цил>/((К_>в>(Т_{>цил о}>-Т_{>цил вх}>))

Q_>цил> – количество тепла, отводимого воздухом от цилиндра двигателя (Дж/с)

К_>В> – коэффициент теплоотдачи поверхности цилиндра ,

Т_{>цил о}> – средняя температура у основания ребер цилиндра

К_>В>=1,37(1+0,0075Т_>ср>)(_>в>/0,278)^0,73

Т_>ср> – среднее арифметическое температур ребра и обдувающего воздуха,

_>в >– скорость воздуха в межреберном пространстве, при D=75-125 мм, _>в>=20-50 м/с.

Поверхность охлаждения ребер головки цилиндров:

F_>гол>=Q_>гол>/(К_>В>(Т_{>цил гол}> - Т_{>цил вх}>)

Q_>гол> – количество тепла, отводимого воздухом от головки цилиндров,

Т_{>цил гол}> – средняя температура у основания ребер головки.

Заключение

В результате проделанной работы были рассчитаны индикаторные параметры рабочего цикла двигателя, по результатам расчетов была построена индикаторная диаграмма тепловых характеристик.

Расчеты динамических показателей дали размеры поршня, в частности его диаметр и ход, радиус кривошипа, были построены графики составляющих сил, а также график суммарных набегающих тангенциальных сил и суммарных набегающих крутящих моментов.

Список литературы

1. КОЛЧИН А. И. ДЕМИДОВ В. П. РАСЧЕТ АВТОМОБИЛЬНЫХ И ТРАКТОРНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ. М.: Высшая школа, 1980г.;

2. АРХАНГЕЛЬСКИЙ В. М. и другие. АВТОМОБИЛЬНЫЕ ДВИГАТЕЛИ. М.: Машиностроение, 1967г.;

3. Автомобили ЗАЗ-968М. Руководство по эксплуатации.

Рис.4.7.Кривая удельных сил Р_>К> М_>Р>=0,05 Мпа в мм

М_>>=3⁰ в мм

Рис. 4.8. Кривая удельных сил Р_>Т> М_>Р>=0,0 Мпа в мм

М_>>=3⁰ в мм

Рис. 4.6. Кривые удельных сил Р_>S> и P_>N> М_>Р>=0,05 Мпа в мм

М_>>=3⁰ в мм

Рис. 4.9. Крутящих моментов М_>КР> М_>М>= 5 Н*м в мм

М_>>= 1,2⁰ в мм

Рис. 4.5. Кривые удельных сил Р и P_>i>_> > М_>Р>=0, Мпа в мм

М_>>=3⁰ в мм