Главная > Геометрия свободнопоршневых двигателей

Геометрия свободнопоршневых двигателей

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть6)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть1)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть2)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть3)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть4)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть5)

Перевод Илья Духанин

2.9 Система газоснабжения

Первоначально предполагалось, что система газоснабжения для  пневматического динамометра должна была получать газ от одного или нескольких воздушных компрессоров, работающих при давлении 1000 фунтов/дюйм2 (psi) (6,895 МПа) (см. рис. 42). Выход компрессора будет питать давлением от 0 до 1000 psi (6,89 Мпа) регулятор давления с электронным управлением, чей выход будет питать четыре буферные емкости объемом 13,3 л, присоединенные к головкам буферных камер. Последующее моделирование системы показало, что 1000 psi (6,89 Мпа) едва хватает для привода поршня в движение и что величина требуемого потока была от трех до четырех раз больше, чем доступная при имеющемся  компрессоре.

Рис.42. Пневматическая система привода подачи газа. Воздушный компрессор (слева) и 16-баллонная азотная батарея

Для решения этой задачи, чтобы удовлетворить требуемые условия потока, была собрана система газоснабжения на основе батареи из 16 однолитровых азотных баллонов с давлением 2 640 psi (18,2 Мпа) (рис. 42), и регулятор был заменен регулятором с номиналом 0-1500 psi (10,34 Мпа). Компрессор был оставлен в линии, однако изолирован от азота обратным клапаном и отдельным предохранительным клапаном, позволяющим буферным емкостям быть заполненными при помощи компрессора перед началом испытания. Клапан ограничения расхода питания азотом допускал большой необходимый расход, обеспечивая соответствующий верхний предел давления, предотвращая превышение давления нижеследующих по потоку компонентов в случае поломки регулятора или компонента.

Азотная система имела возможность питать достаточным количеством газа, чтобы система работала непрерывно 10 минут при наибольшем ожидаемом расходе. Поскольку большинство экспериментов были короткой длительности (~ 10 мин), 10 или больше экспериментов могли быть запущены при каждой батарей из 16 однолитровых баллонов. Батарея из 16 баллонов легко заменялась при помощи вилочного погрузчика и дополнительно готова была еще  одна батарея.

2.10 Гелиевая пусковая система

Дополнительно к воздушной системе привода требовались средства запуска движения поршня, которые давали возможность поршням приводить в движение клапанные пластины впуска воздуха. Таким образом, была спроектирована система для запуска поршней посредством подачи газа высокого давления, через клапаны с соленоидами в каждую буферную камеру. Для достижения достаточной кинетической энергии поршней цилиндры буферных камер должны быстро заполняться газом под давлением, а также сбрасывать давление, что должно обеспечиваться коммерчески доступными соленоидными клапанами,  которые должны размещаться в отведенном пространстве. Поэтому в качестве рабочей среды был выбран гелий. Следует заметить, что в системе запуска использовал только гелий. Соответственно механически приводимые клапана использовали сжатый воздух или азот. На рис. 43 показаны система питания воздухом головок буферных камер и система запуска с гелием.

Рис.43. Фотография подачи газа к одной из буферных камер

Гелиевая система запуска состоит из малого баллона  высокого давления выше по потоку каждого электромагнитного клапана. В таком случае доступна управляемая и повторяемая  входная  энергия, требующаяся только для того, чтобы эти два соленоидных клапана открылись одновременно. Баллон спускается в окружающую среду, когда происходит выпуск из цилиндра, так что соленоидному клапану не нужно иметь способность закрытия в пределах ~15 мс половины цикла двигателя. Были выбраны  соленоидные клапаны фирмы Circle Seal VR4177-ZHH, номиналом 3600 psig (24,8 Мпа абс) с коэффициентом клапана 2,7 и постоянным напряжением питания катушки 24 В. Клапана работали на номинальном постоянном напряжении 60 В, чтобы снизить время, требуемое для подъема тока и минимизировать влияние различий индуктивностей катушек. Поскольку они открываются только импульсом на короткое время, то пределы рассеяния тепла не достигаются. Дополнительно, два отдельных источника электропитания позволяют настройку напряжения питания каждой катушки, создавая способ компенсации любых оставшихся различий.

Испытания проводились с одним клапаном, осуществляющим сброс на каждой стороне дифференциального датчика давления, чтобы первоначально установить эти напряжения и подтвердить одновременность открытия. Эти напряжения настраивались нужным образом всякий раз, когда замечалась разность в открытии клапанов в записи давления буферных камер. Времена закрытия, особенно, когда была работа на повышенном напряжении, были слишком длинные для клапанов, чтобы закрыться в пределах половины цикла, так что они открывались импульсом за произвольное время 40 мс.

Чтобы компенсировать утечки из буферных резервуаров после кольцевого клапана без повышения давления в цилиндре и движения поршней, был установлен клапан Circle Seal SV на каждом цилиндре буферной камеры. Эти выпускные клапаны держались открытыми всякий раз, когда двигатель останавливался, так что любые утечки после кольцевых клапанов выпускались в помещение. Непосредственно перед открытием соленоидов гелиевого запуска эти клапаны закрывались и держались закрытыми во время работы двигателя.

Обратный клапан расположен между электромагнитным клапаном и цилиндром для предотвращения обратного потока газа в электромагнитный клапан и баллон выше по потоку, когда в цилиндре происходит сжатие. Внутренняя геометрия основана на обратном клапане Circle Seal 2332R-4PP, а тарельчатые сборки были удалены от штоковых клапанов для использования в этой области. Закрывающие пружины были склонны к продуванию во время открытия клапана, вследствие высокого расхода потока, и было использовано увеличение жесткости пружин, до тех пор, пока проблема не была решена. На клапан Century Spring S-271 поток не влиял, и оставшиеся сотни запусков прошли без проблем.

На рис. 44 показан пример испытания гелиевого пуска с начальным давлением гелия 138 Бар. При таком давлении поршень приводился в движение с достаточной скоростью, чтобы достичь значительной степени сжатия (47:1) и отскакивал назад достаточно далеко, чтобы привести в действие воздушные клапаны на 0,3 дюйма. Однако, в этих начальных испытаниях штыри, присоединенные к поршням, чтобы контактировать и приводить в

движение клапанную пластину были удалены. Без дальнейшего поступления энергии, движении поршня затухало из-за трения и электромагнитных сил сопротивления.

Рис.44. Пример испытания с He-запуском

Эти начальные тесты с гелиевым пуском показали, что система выпуска буферной камеры не способна справляться с таким давлением и расхода потока, требуемых от системы воздушного привода, чтобы привести в движение поршни. Таким образом, выпускные коллекторы и нижестоящие по потоку трубопроводы были переработаны и заменены.

Рис.45. Влияние гелия на зависимость log P-log V буферной камеры

Использование гелия вызывает некоторые проблемы для сжатия в буферных камерах при первых нескольких циклах. Это вызвано тем, что более высокая удельная теплоёмкость гелия требует больше энергии для сжатия при  заданной степени сжатия. Этот эффект продемонстрирован на рис. 45. На рисунке показана логарифмическая зависимость давления Р от объема V для одной из буферных камер во время цикла подачи гелия  в сравнении с воздухом и азотом. Синяя линия показывает подачу гелия, расширение, выпуск и  последующее сжатием.

Рис.46. Спиральный насос, используемый для вакуумирования продувочного коллектора буферной камеры перед испытаниями.

Следует отметить, что кривая сжатия гелия в начале сжатия нелинейна. Пусковой резервуар не может полностью опорожниться за короткий ход расширения (~15мс), так что газ из резервуара пока еще перетекает в цилиндр буферной камеры во время такта сжатия до тех пор, пока газ в цилиндре не будет сжат до давления выше, чем в резервуаре. Также нужно отметить, что наклон кривой сжатия Не намного более крутой, чем зеленая кривая (воздух/азот). Это эффект сжимаемости. При имеющейся энергии сжатия, ограниченной кинетической энергией поршней,  дополнительный газ, вместе с более высокой работой сжатия для гелия, приводит к тому, что поршень уходит назад, не доходя до срабатывания кольцевого клапана. Тогда, без добавления энергии, движение поршня быстро затухает вследствие электромагнитных сил и сил трения.

Для смягчения этого эффекта перед каждым испытанием выпускная система буферной камеры вакуумировалась с помощью спирального насоса (рис. 46). Чтобы изолировать выпускную систему от атмосферы, 2 дюймовый шаровой клапан с пневматическим приводом, расположенный ниже по потоку  от двухстворчатого клапана,  закрывался перед каждым испытанием. Как только происходил запуск двигателя и выпускные ёмкости начинали заполняться, этот клапан открывался, чтобы дать выйти потоку из выпускные ёмкостей. При вакуумированной выпускной системе с открытыми клапанами из баллона может выйти больше гелия, снижая давление при запуске такта сжатия и, таким образом, снижая требуемую работу сжатия. Этот метод был признан достаточным для запуска двигателя, однако требовалось высокое давление подачи гелия и высокая степень сжатия на первом цикле.

2.11 Сгорание при содействии пусковой системы

Чтобы сделать запуск более совместимым и использовать меньше гелия при более низком давлении, была разработана система для впрыска и сжигания топлива на первом цикле. При этом давление подачи гелия было значительно ниже,  отрегулированное лишь настолько, чтобы получить степень сжатия, при которой водород может воспламениться. На рис.47 показан пример этого метода запуска. Во-первых, смесь водорода и воздуха подается баллона непосредственно перед началом движения поршня. Воздушный нагнетатель вручную настраивался в начале каждого испытания, обеспечивая поток воздуха 130 фут3/мин через камеру сгорания. Импульсный генератор создает командные сигналы для привода топливной форсунки, чтобы достичь требуемой смеси водорода с воздухом. Эти импульсы, показанные красным на рисунке, действуют, когда стартовый выключатель включен, так что только топливо впрыскивается примерно 200 мс перед движением поршня. Как только обнаруживается движение поршня, модельные импульсы впрыска выключаются, оставляя соответствующую топливно-воздушную смесь в камере сгорания, так как движением поршня впускные и выпускные отверстия закрываются. Смесь сжимается и самовоспламенение создает достаточно энергии для движения поршня достаточно далеко, чтобы привести в действие пневматическую систему привода, в то же время сжимая гелий, оставшийся в буферных камерах.

Рис.47. Пример системы запуска с вспомогательным сгоранием

Затем последующие циклы приводятся в действие только посредством пневматической системы привода, так как гелий заменяется на воздух-азот, в то время как давление выпускного коллектора переходит от вакуума до стационарного состояния. Если запускается эксперимент со сгоранием, то задействуются импульсы впрыска, основанные на положении поршня. В данных испытания, показанных на рис.47, запускаемый поршнем топливный впрыск возникает после задержки на 6 цикле. Эта задержка намеренно запрограммирована в логике управления и будет описана в последующих разделах.

Используемые источники

  1. Goldsborough, S. and Van Blarigan, P., «Optimizing the Scavenging System for a Two-Stroke Cycle, Free Piston Engine for High Efficiency and Low Emissions: A Computational Approach,» SAE Technical Paper 2003-01-0001, 2003, doi:10.4271/2003-01-0001.
  2. Dec, J., Yang, Y. and Dronniou, N., «Improving Efficiency and Using E10 for Higher Loads in Boosted HCCI Engines,» SAE Int. J. Engines 5(3):2012, doi:10.4271/2012-01-1107.
  3. Splitter, D., Wissink, D., Del Vescovo, D., and Reitz, R., “RCCI Engine Operation Towards 60% Thermal Efficiency,” SAE Technical Paper 2013-01-0279, 2013, doi: 10.4271/2013-01-0279.
  4. Miller, S., Svrcek, M., Teh, K-Y., and Edwards, C., “Assessing the feasibility of increasing engine efficiency through extreme compression,” Int. J. Engine Research, 2011, 12, 293-307, doi: 10.1177/1468087411404299.
  5. Das, L. M., “Hydrogen Engines: A View of the Past and a Look Into the Future,” Int. J. Hydrogen Energy, vol. 15, no. 6, pp. 425-443
  6. Van Blarigan, P. and Green, R., “NOx Emission Data Verified in a Hydrogen Fueled Engine,” CRF News, vol. 17, no. 4, Jan/Feb 1995.
  7. Onishi, S., Jo, S. H., Shoda, K., Jo, P. D. and Kato, S., “Active Thermo-Atmospheric Combustion (ATAC) – A New Combustion Process for Internal Combustion Engines,” SAE Technical Paper 570032, 1979.
  8. Karim, G. A., and Watson, H. C., “Experimental and Computational Considerations of the Compression Ignition of Homogeneous Fuel-Oxidant Mixtures,” SAE Technical Paper 710133, 1971.
  9. Christensen, M., Johansson, B., and Einewall, P., «Homogeneous Charge Compression Ignition (HCCI) Using Isooctane, Ethanol and Natural Gas — A Comparison with Spark Ignition Operation,» SAE Technical Paper 972874, 1997, doi:10.4271/972874.
  10. Christensen, M., Johansson, B., Amnéus, P., and Mauss, F., «Supercharged Homogeneous Charge Compression Ignition,» SAE Technical Paper 980787, 1998, doi:10.4271/980787.
  11. Braun, A. and Schweitzer, P., «The Braun Linear Engine,» SAE Technical Paper 730185, 1973, doi:10.4271/730185.
  12. Mikalsen, R. and Roskilly, A. P., “A review of free-piston engine history and applications,” Applied Thermal Engineering, 27 (2007), pp. 2339-2352.
  13. Hanipah, M. R., Mikalsen, R., and Roskilly, A. P., “Recent commercial free-piston engine developments for automotive applications,” Applied Thermal Engineering, 75 (2015), pp. 493-503.
  14. Kosaka, H., Akita, T., Moriya, K., Goto, S. et al., «Development of Free Piston Engine Linear Generator System Part 1 — Investigation of Fundamental Characteristics,» SAE Technical Paper 2014-01-1203, 2014, doi:10.4271/2014-01-1203.
  15. Goto, S., Moriya, K., Kosaka, H., Akita, T. et al., «Development of Free Piston Engine Linear Generator System Part 2 — Investigation of Control System for Generator,» SAE Technical Paper 2014-01-1193, 2014, doi:10.4271/2014-01-1193.
  16. Schneider, S., Rinderknecht, F., and Friedrich, H. E., “Design of Future Concepts and Variants of the Free Piston Linear Generator,” Ninth International Conference on Ecological Vehicles and Renewable Energies, Monaco, 2014.
  17. Haag, J., Kock, F., Chiodi, M., Mack, O. et al., “Development Approach for the Investigation of Homogeneous Charge Compression Ignition in a Free-Piston Engine,” SAE Technical Paper 2013-24-0047, 2013, doi:10.4271/2013-24-0047.
  18. Kock, F., Haag, J., and Friedrich, H., “The Free Piston Linear Generator — Development of an Innovative, Compact, Highly Efficient Range-Extender Module,” SAE Technical Paper 2013-01-1727, 2013, doi:10.4271/2013-01-1727.
  19. Van Blarigan, P., Paradiso, N., and Goldsborough, S., “Homogeneous Charge Compression Ignition with a Free Piston: A New Approach to Ideal Otto Cycle Performance,” SAE Technical Paper 982484, 1998, doi:10.4271/982484.
  20. Goldsborough, S. and Van Blarigan, P., “A Numerical Study of a Free Piston IC Engine Operating on Homogeneous Charge Compression Ignition Combustion,” SAE Technical Paper 1999-01-0619, 1999, doi:10.4271/1999-01-0619.
  21. Goldsborough, S. and Van Blarigan, P., “Optimizing the Scavenging System for a Two- Stroke Cycle, Free Piston Engine for High Efficiency and Low Emissions: A Computational Approach,” SAE Technical Paper 2003-01-0001, 2003, doi:10.4271/2003-01-0001.
  22. Aichlmayr, H. T., Van Blarigan, P., “MODELING AND EXPERIMENTAL CHARACTERIZATION OF A PERMANENT MAGNET LINEAR ALTERNATOR FOR FREE-PISTON ENGINE APPLICATIONS,” Proceedings of the ASME 3rd International Conference on Energy Sustainability, 2009, San Francisco, CA
  23. Shah, T., “Fuel Injector Flow Testing: Free Piston Linear Alternator,” Sandia National Laboratories memorandum to Terry Johnson, July 6, 2012.

Приложение А- Основные размеры СПДЛГ.jpg

Приложение А- Основные размеры СПДЛГ

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть5)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть1)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть2)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть3)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть4)

Перевод Илья Духанин

2.7 Пневматический динамометр

 В принципе, электрическая энергия, генерируемая во время такта расширения, может быть накоплена и использована для последующего такта сжатия. Этот подход потребовал бы большого линейного генератора, относительно выходной электрической мощности, особенно для требуемых высоких степеней сжатия. В выбранной конфигурации линейный генератор проектировался, основываясь на требуемой выходной электрической мощности, и дополнялся буферными камерами, как средствами накопления энергии. Таким образом, один линейный генератор не может дать достаточной мощности для достижения диапазона требуемых степеней сжатия в одном ходе. Следует отметить, что запуск должен быть полностью закончен, использую только линейные генераторы, хотя это и заняло бы множество циклов, чтобы создать достаточно энергии в буферной камере для достижения достаточной для воспламенения степени сжатия. Для работы в качестве исследовательского двигателя желательно иметь возможность для мотора двигателя выбирать рабочие условия перед поступлением топлива. Предпочтительнее, чем полагаться на линейные генераторы, была придумана пневматическая система для подачи сжатого воздуха в буферные камеры при положениях поршней вблизи НМТ и выпуска воздуха при контролируемом давлении вблизи ВМТ. При такой схеме степень сжатия в камере сгорания устанавливается посредством управления подаваемого давления в буферные камеры. Аналогично, величина хода поршня в буферных камерах регулируется управлением выпускаемого давления.

Рис.33. Разрез цилиндра буферной камеры, показывающий систему пневматического привода.

Рис.33. Разрез цилиндра буферной камеры, показывающий систему пневматического привода.

Схема пневматического привода буферной камеры показана на рис.33. как только поршень приближается к ВМТ, клапан впуска воздуха приводится в действие набором 12 штырей, завинченных в верхнюю часть поршня. Клапан использует кольцевую клапанную пластину, которая уплотняется тонкими кольцами напротив сопрягаемого носка на внутреннем диаметре и наружной головки на наружном диаметре. Набор из 16 пружин сжатия используется, чтобы закрыть клапан, когда на нем имеется минимальная разность давлений, хотя разность давлений создает главную уплотняющую силу. Кольцевой объём за клапанной пластиной питается от подающей системы воздушного привода воздухом или азотом под давлением 1200 psi (8,274 Мпа). Импульс поршня  создает силу для открытия клапана. Затем сжатый воздух или азот поступает в буферную камеру, в то время как поршень замедляется к НМТ и затем ускоряется в противоположном направлении, снова закрывая клапан. “P-V” работа газа двигает поршни назад к ВМТ, достигая требуемой степени сжатия. Как только поршни достигают ВМТ, клапаны выпуска буферной камеры открываются и  газ выходит в атмосферу через коллектор выпуска с управляемым компьютером двустворчатым клапаном для установки давления сброса. На рис. 34 изображены внутренняя и наружная головки в сборе.

Рис.34. Фотография внутренней и наружной головок буферной камеры в сборе

Рис.34. Фотография внутренней и наружной головок буферной камеры в сборе

Для заполнения буферных камер за малый интервал времени вблизи ВМТ требуются клапаны с возможно большим проходным сечением, работающие при большом перепаде давления с быстрым срабатыванием. Общее время, отведенное для открытия, заполнения цилиндра и закрытия составляет порядка 5 мс. Кольцевой клапан механически приводится в действие поршнем, спроектированным для удовлетворения этим ограничениям. В клапане используется кольцевая клапанная пластина, которая уплотняется тонкие кольца напротив сопрягаемого носка на внутреннем диаметре и наружной головки на наружном диаметре. Зубцы как внутреннем диаметре, так и на наружном диаметре центрируют сопрягаемые части, и пространство между зубцами образует путь для потока газа. Регулировка прокладками между наружной головкой и внутренней головкой дает способы установки наружной и внутренней уплотняющих поверхностей в одной плоскости. Плоскостность клапанной пластины гарантирует тогда хорошее уплотнение.

Исходный диаметр штырей привода клапанов составлял 3/16 дюйма (4,76 мм), было зазубривание поверхности поршня и расшатывание вследствие большой силы и импульса, связанного  с открытием клапанной пластины. Переход к диметру в ½ дюйма (6,35 мм) был достаточен, чтобы решить проблему зазубривания, хотя они были еще склонны к расшатыванию. Использование фиксатора резьбы Loctite 262 было достаточным для фиксирования их на месте для целей этих экспериментов.

Перед реализацией экспериментов с воздушным приводом было установлено, что клапанная закрывающая пружина не остается на месте при повторяющихся действиях и большой величины воздушного потока, проходящего через него. Вследствие длинной безопорной длины, пружины имели склонность к потере устойчивости при обдуве вокруг во время работы клапана. Чтобы найти способ решения этой проблемы без больших конструктивных изменений, были сконструированы детали, удерживающие пружину. Для сохранения полной длины хода клапана, была изготовлена новая внутренняя головка с увеличенной глубиной, как показано на рис.35. Основные части были запрессованы во внутреннюю головку, развернуты для скользящей посадки на вале крышек. Этот способ достаточно хорошо работал для получения начальных данных. Однако стало понятно, что у пружин были превышены пределы. После долгих испытаний пружины часто обнаруживались сломанными.

Рис.35. Первая доработка головки буферной камеры.

Рис.35. Первая доработка головки буферной камеры.

Были необходимы более длинные пружины, для того, чтобы работать  почти однодюймовым ходом клапана. Для сохранения большего срока работоспособности пружин, были необходимы пружины большего диаметра. Для пружин была выбрана хромокремниевая сталь за её упругость в областях применения с высокими циклическими нагрузками. Для установки более длинных пружин отверстия для них были подвергнуты механической обработке через заднюю часть головки, и крышка была установлена для уплотнения головки под давлением и удержать пружины на месте, как показано на рис. 36. Такая конструкция позволила получать лёгкий доступ к пружинам при их установке, проверке и замене.

Рис.36. Вторая доработка головки буферной камеры.

Рис.36. Вторая доработка головки буферной камеры.

Метод удержания пружины был также переделан в данной конструкции. Маленький диаметр штырей в предыдущей конструкции имел склонность к усталостной поломке при воздействии открытия клапана. Дополнительно в случаях излишнего хода поршня сжатие газа в скользящем механизме было достаточным для преодоления давления посадки  и вырывало базовые части из их посадочных мест. В новой конструкции используется плотная посадка штыря и отверстия для удержания пружины на месте. При закрытом клапане имеется достаточное сцепление штыря и отверстия, чтобы пружина могла держаться сама на оси отверстия. Пружинные штыри были изготовлены  из полого титанового сплава Ti-6Al-4V для прочности и малой массы. Будучи значительно большими, чем в предыдущей конструкции, если бы эти детали были сделаны из сплошной стали, ответная реакция клапана  была бы медленнее, несмотря на более высокую силу пружины. Вследствие использования полого титанового сплава собственная частота системы пружина-держатель-пластина повысилась по сравнению с предыдущей конструкцией. Это обеспечивает не только быструю реакцию клапана, но и снижает вероятность резонанса в пружине.

Соответствующее уплотнение клапанов потребовало несколько модификаций конструкции, которые обобщенно приведены в таблице 3 и на рис.37 (параметры конструкции клапанной пластины). Первоначальная конструкция пластины клапана имела толщину 0,05 дюйма (1,27 мм) из высококачественной нержавеющей стали 304. Эта конструкция была пластически деформирована силовым воздействием поршня. Последующие конструкции предусматривали изменение материалов и толщин для достижения более легкой, жесткой и более сопротивляющейся ударному воздействию конструкции. Дополнительно радиальные допуски между зубьями и сопрягаемыми поверхностями были уплотнены, чтобы снизить накопление осадка, и был добавлен жесткий допуск на плоскостность. Всего получилось 6 изменений прежде, чем клапанные пластины были достаточно надежными для уплотнения в течение многих длительных испытаний с сотнями циклов каждый.

Конечная конструкция показана на рис. 38. Конечная конструкция клапанной пластины была толщиной 0,17 дюйма (4,32 мм)  из титана 6-4 с  увеличенными уплотняющими  поверхностями, допуск на плоскостность 0,0002 дюйма (0,0051 мм), шероховатость поверхности 8 микродюймов (0,0002 мм).

Таблица 3: Модификации конструкции клапанной пластины (все размеры в дюймах).

Таблица 3 Модификации конструкции клапанной пластины (все размеры в дюймах).

*добавлены увеличенные уплотняющие поверхности, размеры применены только для уплотняющих поверхностей

 

Эти окончательные пластины клапана доказали надежность, достаточную для диапазона  наших экспериментов, хотя металлические седла и пластины были пока еще чувствительны для локальных повреждений, если загрязнения попадали каким-либо способом в систему. Детали головки несколько раз притирались из-за загрязнений, включающих частицы от повреждений клапанной пружины и отколовшиеся частицы от магнитов. Притирка пластины была наиболее распространенным явлением. Благодаря поднятым краям уплотнения,  ручная притирка напротив оптической плоскости, использующей зернистость притирочной смеси от 400 до 1200 дала хороший результат за малое время.

Рис.37. Параметры конструкции клапанной пластины

Рис.37. Параметры конструкции клапанной пластины

Рис.38. Окончательная конструкция клапанной пластины

Рис.38. Окончательная конструкция клапанной пластины

2.8 Система выпуска буферной камеры

Для обеспечения управлением нагрузкой посредством пневматической системы газ из буферной камеры выпускался при управляемом давлении, которое определяет работу сжатия, поглощаемой при наружном ходе. Управление давлением осуществлялось выпуском через коллектор и армированный резиновый рукав в буферные емкости, давление в которых регулировалось с использованием двухстворчатого клапана с электрическим приводом, работающим с компьютерным интерфейсом.

Было сделано несколько модификаций системы выпуска, чтобы получить рабочий пневматический привод. Все они имели целью достижение наибольшей скорости выпуска газа из буферной камеры для получения наибольшей общей входной энергии. Испытание система запуска с гелием с удаленными продувочными коллекторами показало несоответствующие размеры выпускных отверстий буферной камеры, так как атмосферной давление не могло быть достигнуто во время открытия выпускных отверстий даже при всех удаленных трубопроводах ниже по потоку. Термодинамическая модель двигателя была адаптирована для определения требуемых размеров отверстий для соответствующей работы. Было определено, что вырезанные исходные отверстия с пазом в ½ дюйма и длиной ½ дюйма в направлении наружного конца буферной камеры будут давать требуемый поток газа. На рис. 39 показаны модифицированные продувочные отверстия для улучшения газового потока. Последующие испытания запуска старта с гелием показали хорошую согласованность с прогнозом модели.

Рис.39. Модификация продувочных отверстий для улучшения потока газа.

Рис.39. Модификация продувочных отверстий для улучшения потока газа.

Следующие очевидные ограничения заключались в размерах исходных выпускных коллекторах, которые содержали слишком малый объем и были ограничены четырьмя выходными отверстиями под трубную резьбу ¾ дюйма. Моделирование динамика газа в выпуске буферной камеры  показало, что двухлитровый коллектор с четырьмя фитингами под трубную резьбу  1 ½ будет обеспечивать в цилиндре буферной камеры близкое к атмосферному давление в заданное время. Чтобы удовлетворить этим требованиям, были сконструированы новые выпускные коллекторы (рис. 40). Большая часть трубопроводов ниже по потоку была также заменена, чтобы получить большую площадь потока и снизить падение давления, насколько это возможно. Модифицированная система пневматического привода буферной камеры показана на рис. 41.

 Рис.40. Новая конструкция продувочного патрубка.

 Рис.40. Новая конструкция продувочного патрубка.

Рис.41. Модифицированная система продувки буферной камеры.

Рис.41. Модифицированная система продувки буферной камеры.

Продолжение статьи  Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть6)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть4)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть1)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть2)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть3)

Перевод Илья Духанин

2.4. Линейный генератор

С каждой стороны камеры сгорания установлены линейные генераторы. Это оборудование было спроектировано и изготовлено фирмой Magnequench Technology Center из Research Triangle Park (Северной Каролины). Схема одного из генераторов показана на рис. 27. Максимальный ход подвижной части составляет 200 мм, а воздушный зазор между подвижной частью и статором равен 1 мм. Конструкция статора включает 14 сборок из катушек и связанных стальных сердечников, шаг полюсов составляет 22 мм. Каждая катушка содержит 14 витков проволоки прямоугольного сечения 4,064 × 0,762 мм.

Сопротивление и индуктивность катушки примерно соответственно равны 0,0245  Ом и 165 мкГн.

Рис.27. Схема линейного генератора Magnequench

Рис.27. Схема линейного генератора Magnequench

 

Каждая подвижная часть включает в себя радиально-намагниченные неодим-железо-бор постоянные магниты Daido ND-39R, два из которых шириной 10 мм и четыре шириной 20 мм, пять алюминиевых проставочных колец шириной 2 мм и кольцевой магнитопровод из низкоуглеродистой стали. Наружный диаметр магнитов 81 мм, внутренний – 73мм, они расположены с чередованием полярностей и создают пять тороидальных магнитных полей. Следовательно, когда подвижный элемент движется, напряжения индуцируются в пяти катушках одновременно. Как показано на рис. 20, подвижная часть закреплена резьбовыми соединениями между двумя концевыми частями поршней. На рис. 28 показан один из магнитопроводов, перед сборкой магнитов.

Рис.28. Магнитопровод для постоянных магнитов. Резьба на концах для присоединения к концевым частям поршней

Рис.28. Магнитопровод для постоянных магнитов. Резьба на концах для присоединения к концевым частям поршней.

На рис. 29 показана система, используемая для крепления магнитов и алюминиевых проставок к стальному  магнитопроводу. Перед сборкой с внутренних частей магнитов было убрано эпоксидное покрытие, и все части были очищены ацетоном. На все соприкасающиеся части было нанесено покрытие primer  Loсtite 7649. Затем магниты и проставки были собраны на стальном магнитопроводе с использованием заострённых (конических) алюминиевых деталей, чтобы обеспечить безопасное направление магнитов и фиксацию их вместе. Затем на алюминиевую направляющую была установлена трубка для подачи клея и зафиксирована на месте. Маленькие ёмкости, заполненные клеем Loсtite 640, были установлены на подающем патрубке, а сверху подавался сжатый воздух под давлением 100 фунтов/дюйм2 (684 кПа).

Рис. 29. Система, применяемая при прикреплении магнитов к магнитопроводу

Рис. 29. Система, применяемая при прикреплении магнитов к магнитопроводу.

На рис. 30 показано, как клей через отверстия заполняет канавку по внутренней окружности патрубка, создавая заполнение клеем всей внутренней поверхности.   Круглые кольцевые уплотнения блокируют все потоки за исключением зазора между магнитами и магнитопроводом. Щели на нижней поверхности самой нижней проставки позволяют газу выходить, так как через зазор выдавливается клей. Как только клей начал вытекать из всех щелей, сжатый воздух был отключен, и щели были закупорены для сохранения клея. Полная сборка отверждалась в печи 24 часа при 50 °С,  эта температура была ниже необходимой во избежание потери магнитного потока магнитов. Макетная сборка, соединенная этим способом, показала хорошее покрытие клеем и хорошую прочность на сдвиг при разделении.

Зеркально изображенные пары катушек статора генератора, одна из которых с правой стороны и другая с левой стороны, соединены параллельно, а генерируемое электричество рассеивается непосредственно через комплект из 14 охлаждаемых водой нагрузочных резистора. Был использовано прецизионное силовое шунтирующее сопротивление Riedon FHR2P-0R182F1, имеющее сопротивление 0,182 Ом при допуске 1 %. Моделирование генератора показало, что величина генерированной электрической мощности имела максимум вблизи этой величины сопротивления. Каждый резистор имел номинальную мощность 2 кВт непрерывного рассеивания при соответствующем теплоотводе. Резисторы были уложены между 15 пластинами с жидкостным охлаждением Aavid Thermomst 416601U00000G c теплопроводной прокладкой, обеспечивающей хороший контакт. Однако в течение испытаний несколько резисторов были повреждены. Центральные катушки могут достигать мощностей, довольно близких к предельному значению мощности резистора, однако повреждения  могли быть также связаны с высокой мгновенной мощностью, видимой при скачкообразной волновой форме. Для простоты, они были заменены на такие же по номинальной   мощности, хотя для лучшей долговечности требовались бы резисторы более высокой номинальной мощности.

Рис.30. Трубка распределения клея.

Рис.30. Трубка распределения клея.

Параллельное соединение зеркально отображенных катушек обеспечивает условия синхронизации поршней с левой и правой сторон посредством электромагнитных сил.  Когда один подвижный элемент опережает другой, индуктивное сопряжение их цепей дает большую электромеханическую нагрузку на опережающий  подвижный элемент по сравнению с отстающим подвижным элементом. Следовательно, подвижные элементы связаны друг с другом в относительном положении. Эта пассивная синхронизация была ключевой характеристикой эффективности, что было продемонстрировано в проекте СПЛГ и позже будет обсуждаться более подробно.

2.5 Буферные камеры.

Как показано на рис. 18 на каждой концевой части  СПЛГ установлены цилиндры буферных камер. В этих цилиндрах, изготовленных  из закалённой стали 4340 с отверстиями 2,9 дюйма (73,7 мм), размещаются буферные концевые части поршней. На одном конце камер отфрезерован набор вентиляционных отверстий, используемых при положении поршня вблизи ВМТ. Инструментальные отверстия используются для измерения  давления в буферной камере, каждый цилиндр имеет три смазочных отверстия. На противоположном конце буферных камер присоединены гелиевая система пуска и воздушная система привода. Каждая из этих систем будет подробно описана в  дальнейших разделах.

2.6 Установка цилиндров

Устройство было спроектировано с конструктивной особенностью расположения для гарантирования  концентричности цилиндров при сборке, однако при такой большой длинной сборке выравнивание при установке представляло особую задачу. Была разработана процедура с использованием базирующие отверстия и направляющий телескоп, чтобы выровнять цилиндры буферных камер относительно цилиндров камер сгорания во время сборки. Близко подогнанные базовые держатели были проточены под диаметры цилиндров и смонтированы на полом валу для легкой установки, удаления и фиксации баз (рис.31). Как показано на рис. 32, две базы сначала были установлены в отверстии камеры сгорания, и направляющий телескоп, жестко смонтированный на раме для эксперимента, был выставлен по оси. Затем базовые элементы камеры сгорания  были удалены, а поршень был установлен через статор в цилиндр камеры сгорания. Поршень был вытолкнут близко к центральной плоскости, таким образом, что как только цилиндр буферной камеры был установлен, имелось бы пространство для базовой поверхности в отверстии. В этом положении была установлена буферная камера, необходимая для позиционирования ее оси по оси телескопа. Процедура была повторена для противоположной буферной камеры, и сборка двигателя была закончена.

Рис. 31. Зажимное устройство с оптическим выравниванием

 Рис. 31. Зажимное устройство с оптическим выравниванием.

Рис. 32 Направляющее телескопическое устройство, используемое для установки  камеры сгорания и цилиндров буферной камеры.

Рис. 32: Направляющее телескопическое устройство, используемое для установки  камеры сгорания и цилиндров буферной камеры.

Продолжение статьи Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть5)

 

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть3)

Начало статьи Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть1)

Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть2)

Перевод Илья Духанин

2.1 Общая конфигурация двигателя

На рис. 18 показан  продольный разрез свободнопоршневого линейного генератора (СПЛГ), разработанного в национальной лаборатории  Сандиа. Он представляет собой двухтактный оппозитный поршневой двигатель с прямоточной продувкой для газообмена с синхронизированным устройством для впрыска топлива. Линейный генератор используется для получения электрической мощности и синхронизации поршней, в то время как буферные камеры используются как устройства для аккумулирования энергии, чтобы обеспечить работу сжатия на следующем цикле. На рисунке обозначены центральная камера сгорания, впускной и выпускной патрубки, а также левый и правый линейные генераторы и буферные камеры. Поршни, состоящие из трех частей (часть, обращенная к камере сгорания, обозначена коричневым цветом,  массив магнитов – зелёным, часть, обращенная к буферной камере – светло-серая), показаны в положении нижней мёртвой точки (НМТ), при этом впускные и выпускные отверстия камеры сгорания открыты. Вид СПЛГ показан на рис. 19, основные параметры двигателя приведены в таблице 1. В последующих разделах более подробно будут описаны  главные характеристики СПЛГ.

 Рис. 18. Продольное сечение прототипа СПЛГ

Рис. 18. Продольное сечение прототипа СПЛГ

 Рис. 19. Фото прототипа СПЛГ

 Рис. 19. Фото прототипа СПЛГ.

Таблица 1. Основные параметры системы СПЛГ.

Общий объем

Диаметр камеры сгорания

Рабочий ход поршня (номинальный)

Общая длина

Рабочая частота

Выходная электрическая мощность

л (дюйм3)

мм (дюйм)

мм (дюйм)

мм (дюйм)

Гц

кВт

1,97 (120,2)

81,15 (3,195)

220 (8,66)

2286 (90)

30-35

15-19

2.2 Поршни и кольца

Устройство  одного поршня СПЛГ показано на рисунке 20. Каждый поршень состоит из трёх частей, а именно, поршневой части, обращенной к камере сгорания, поршневой части, обращенной к буферной камере, и средней части, содержащей сборку постоянных магнитов и магнитопровода. Поршневые концевые части изготовлены из анодированного алюминиевого сплава 7075-T6, а магнитопровод для усиления магнитной цепи изготовлен из стали  1018. Массив постоянных магнитов будет описан в разделе 2.4. Как видно из рис. 20, поршневые концевые части имеют некоторые различия. Во-первых, поршень камеры сгорания имеет несколько больший диаметр в 3,189″ по сравнению с поршнем буферной камеры, диаметр которого 2,892″. Также поршень камеры сгорания имеет два компрессионных кольца, в то время как поршень буферной камеры имеет только одно кольцо. Это объясняется более высоким давлением в камере сгорания, чем в буферной камере. Левый и правый поршни полностью идентичны друг другу, каждая поршневая группа длиной 29,4″ имеет массу около 4,9 кг. Каждая поршневая группа относительно друг друга была сбалансирована в пределах 5 г путем добавления массы к внутреннему диаметру более лёгкого поршня.

Цельные бесщелевые кольца разработаны Cook Compression, которые сделаны из бронзового сплава пропитанного тефлоном (Teflon) с торговым названием Tru Tech 3210. Этот материал был выбран за его герметизирующие характеристики и устойчивости к недостаточной смазке. Вследствие недостаточной долговечности эти кольца не пригодны для коммерческого использования, однако допустимы для использования в начальных испытаниях исследуемого  двигателя. Эти кольца уплотняются давлением газа, прижимающего их к стенкам цилиндра и кольцевым канавкам. Таким образом, чем выше давление газа, тем больше усилие и трение между поршнем и цилиндром.

Рис.20. Фотография одной их поршневых сборок

Рис.20. Фотография одной их поршневых сборок

Ранние испытания поршней показали, что сила трения выше, чем ожидалась. Чтобы понять эту проблему, был проведен ряд тестов на трение. Во-первых, поршни были испытаны со вторым убранным кольцом, но различие показывающее, что первое кольцо берёт на себя всё трение, не было обнаружено. Во-вторых, были испытаны новые компрессионные кольца с посадкой на 1/2 между кольцом и цилиндром. Не было найдено никаких отличий с каждым из первых испытаний, показывающее, что сила от  давления на кольцо дает большую составляющую в трении, чем трение от посадки кольца. Наконец, были проведены испытания с удаленными кольцами. Эти испытания показали то, что сила трения уменьшалась примерно на 50%, показывающее, что половина от постоянной составляющей трения составляет трение от колец, а половина от трения поршня о цилиндр плюс другие уплотнения.

Сильное трение требует большого давления потока воздуха, чтобы держать поршни в рабочем состоянии. А вдобавок, высокое фрикционное рассеивание энергии напрямую понижает общий КПД FPLA. Так, что усилия прикладывались к уменьшению трения поршня. В результате переработки в поршни были включены модифицированные компрессионные кольца и дополнительные кольца. Они были найдены с помощью эксперимента и задуманы так, чтобы трение скольжения между кольцами и цилиндром было первостепенным. Эта сила пропорциональна зоне контакта. Потому половинное уменьшение длины колец могло бы уменьшить трение. Это было подтверждено в тестах данных поршней с половинными кольцами, как это показано на рисунке 21.

Рис.21. Фотография концевых поршневых частей с обрезанными кольцами

Рис.21. Фотография концевых поршневых частей с обрезанными кольцами

На рисунке 22 показаны переработанные  концевые поршневые части. Ширины компрессионных колец были обрезаны на половину, и к каждому было добавлено дополнительное упорное кольцо, чтобы удерживать поршень концентрично с цилиндром. Диаметр поршня также был изменён для увеличения зазора в основном в цилиндре сгорания. Это было сделано из-за опасения, что тепловое расширение в оригинальной конструкции может привести к заклиниванию поршневой концевой части со стороны камеры сгорания.

Рис.22. Фотография переработанных концевых поршневых частей.

Рис.22. Фотография переработанных концевых поршневых частей.

В таблице 2 приведены расчётные значения силы трения для оригинальных поршней, результаты испытаний колец с половиной профиля и испытаний новых поршней с упорными кольцами и без них. Сила трения показана для нескольких величин скорости при движении, как внутрь, так и наружу из цилиндра. У новых поршней по сравнению с оригинальными поршнями расчётная сила трения была ниже, однако не меньше, как в случае уменьшенными кольцами. Предполагается, что этот эффект был достигнут за счёт устранения дополнительных колец, но этого недостаточно, чтобы объяснить расхождение.

Таблица 2. Сила трения в различных конфигурациях колец.

  Кольца полного профиля Кольца половинного профиля Новые кольца Новые кольца без упорного кольца
Давление гелия Скорость, Сила, Скорость, Сила, Скорость, Сила, Скорость, Сила,

Бар

м/с

Н

м/с

Н

м/с

Н

м/с

Н

75

13.0

-710

13.0

342

13.1

-565

13.4

-516

-12.1

812

-12.2

560

-12.1

754*

-12.7

666

8.6

-640

9.2

-317

8.8

-381

56

10.3

-728

10.6

-556

10.8

-515

-9.0

749

-9.4

689*

-10.0

639

5.6

-588

6.4

-372

7.1

-317

* Давление в буферной камере было  выше, чем в других случаях, поэтому ожидалось повышенное трение.

Для большинства испытаний с запуском двигателя были использованы новые поршни, что будет описано далее  в этой статье. В большинстве испытаний были использованы бронзовые кольца без зазоров, пропитанные тефлоном. Однако изучался и второй материал для кольца. Так как кольца с тефлоном быстро изнашивались и были трудоёмкими при замене, то были изучены PEEK кольца с зазором. Конструкция колец с зазором была более простой для установки, и кольца PEEK оказались более надежными, чем кольца с тефлоном. Однако система никогда успешно не работала с этими кольцами. Требовалось более высокое давление для обеспечения движения поршня при запуске, при этом синхронизация поршня часто проходила нестабильно, и самая большая длительность испытаний достигала 3 секунды. Причины недостаточной производительности при кольцах PEEK с зазором полностью не ясны. Предполагается, что эти кольца создают более высокое трение, что требует более высокого давления запуска. Также, оказалось, что эти кольца повреждаются также легко, как и кольца Teflon, обычно формируя небольшие углубления вблизи места примыкания  в зазоре. Эти углубления быстро разрастаются и создают пути утечки, которые могли бы влиять на синхронизацию в  случае, если у поршней были неравные утечки.

2.3. Система сгорания

Система сгорания СПЛГ была спроектирована для работы в режиме воспламенения от сжатия гомогенного заряда (homogenous charge compression ignition — HCCI) газообразного топлива, в особенности, водорода. Водород был выбран как исходное топливо для исследуемой системы по ряду причин:

1) очень малого времени сгорания, дающее выделение тепла при близкому к постоянному объёму;

2) низкий уровень вредных выбросов, содержащих только оксиды азота;

3) заинтересованность  наших DOE-спонсоров в водороде как в топливе для транспорта.

Система сгорания состоит из подсистем подачи топлива и воздуха, впускных и выпускных патрубков, водяного охлаждения цилиндра и концевых частей поршней со стороны камеры сгорания и буферной камеры, описанных выше в тексте.

 

Рис. 23. Система распределения смазочного масла.

Рис. 23. Система распределения смазочного масла.

Смазочное масло дозировано подавалось в камеру сгорания и в каждую буферную камеру через маленькие отверстия в стенках цилиндра, используя  систему подачи фиксированного объёма. На рис. 23 показана система распределения смазочного масла Master Pneumatic SERV-OIL Automation Pac, содержащая  резервуар масла, контроллер и двенадцать серводозаторов. Каждая буферная камера и каждая сторона камеры сгорания имеют по  три отверстия для подачи масла. Частота импульсов регулируется и объём масла, подаваемого на каждом импульсе, может индивидуально настраиваться посредством серии экспериментов, так чтобы сгорание смазочного масла не производило бы  искажение измерения высокого теплового КПД. Это включает ограничение потока масла до двух из шести отверстий в камере сгорания.

Рис. 24. Система питания водородом камеры сгорания.

Рис. 24. Система питания водородом камеры сгорания.

На рис. 24 показана система подачи водорода в камеру сгорания. Сжатый водород подаётся в лабораторию из стандартного баллона типоразмера DOT 1A, находящего за пределами здания. Трубка соединяет баллон с лабораторной питающей линией с последовательностью  ручных клапанов и клапанов с электромагнитным управлением с регулятором, понижающим давление до 500 фунт/дюйм2 (psi) (3,48 МПа). Электромагнитный клан работает внутри лаборатории совместно с переключателем управления. Электромагнитный клапан также подключён к лабораторной системе безопасности, которая закрывает клапан, если обнаруживается утечка водорода. Внутри лаборатории линия подачи водорода идёт к регулятору, показанному на рис. 24, который понижает давление до калиброванного 50 фунт/дюйм2 (345 кПа) как раз выше по потоку от счетчика расхода водорода. Измеритель расхода, также показанный на рисунке, типа Sierra Smart Trak 2 M100H. Расходометр был приобретён с первичной стандартной калибровкой NYST с точностью 1% от полной шкалы.

Ниже от расходометра линия подачи водорода присоединена к буферному объему, который используется для демпфирования каких-либо колебаний давления во время открывания и закрывания топливных форсунок. Как показано на рисунке, далее по линии установлен соленоидный клапан управления. Этот клапан используется для подачи водорода в патрубок топливной форсунки и присоединяется к системе безопасности СПЛГ, что будет пояснено в последующих разделах. Для отслеживания давления к патрубку присоединён манометр, находящийся несколько выше по потоку топливных форсунок.

Для получения требуемой величины расхода топлива используется набор из пяти коммерчески доступных газовых форсунок (Quantum Technologies PQ2-3200). Водород подаётся к форсункам под давлением 50 фунтов/дюйм2. Было проведено испытание топливных форсунок для определения массы топлива, подаваемого за один импульс, как функция длительности импульса при давлении, которое устанавливается контроллером. Это испытание было описано в отдельной статье [23]. На рис.25 показано испытательное оборудование, используемое для проверки топливных форсунок, в котором применяется расходомер для водорода с калиброванным объемом для измерения потока аккумулированием давления. Два измерительных метода согласуются друг с другом с точностью 2,5%. На рисунке также показаны увеличенный вид топливной форсунки и образец полученных  данных.

Рис. 25. Оборудования для испытания топливной форсунки (слева) и пример данных (справа).

Рис. 25. Оборудования для испытания топливной форсунки (слева) и пример данных (справа).

Водородные топливные форсунки срабатывали один раз за цикл по сигналу от положения поршня. Комбинация длительности импульсов и количества топливных форсунок использовалась для управления количеством впрыскиваемого водорода                                                                                      за  один цикл водорода. Водород впрыскивался во впускной коллектор, который                    окружает впускные отверстия камеры сгорания. Воздушный поток в этом патрубке создавался двухступенчатым регенеративным вентилятором Republic HRB–1202. Труба диаметром 2½» (по американскому стандарту труб schedule 40), идущая от вентилятора, была разделена на две трубы наружным диаметром 2½» и далее присоединялась к двум патрубкам внутренним диаметром 2¼», приваренным к впускному                                       патрубку. При обычной работе давление в коллекторе возрастало приблизительно до 24 фунтов/дюйм2 при закрытых впускных отверстиях, расход воздуха составлял от 125 до                                                                                                                 150 куб. фут/мин. в зависимости от рабочей частоты СПЛГ.

Численное моделирование газодинамики (CFD) позволило определить геометрию впускного и выпускного патрубков, необходимую для определения поршневого режима потока для оптимальной продувки и смешивания смеси. Результаты попыток моделирования описаны в [21]. Основываясь на результатах, впускной патрубок был разработан для обеспечения послойной, прямоточной продувки. Результаты моделирования предполагали, что этот подход должен достигать высокоэффективной продувки при минимально коротком контуре, а также достигать соответствующего смешивания для высокого КПД сгорания.

 

Рис.26. Продольное сечение камеры сгорания

Рис.26. Продольное сечение камеры сгорания

На рис. 26 показана камера сгорания с водяным охлаждением. Диаметр камеры сгорания составляет 3,195 дюйма (81,15 мм) с выпускными окнами, открытие и закрытие которых происходит при положении поршня на расстоянии 7,482 дюйма (190 мм) от центральной плоскости, давая чистый объём в  1,97 л при идеальной синхронизации поршней. Впускные окна открываются позже при положении поршня 7,875 дюйма (200 мм) от центральной плоскости, давая время оставшемуся давления в цилиндре осуществить удаление сгоревших газов. Цилиндр сделан из стали ANSI 4340, закалённой до твердости 38-40 по Роквеллу. Дополнительно к отверстиям для течения газа цилиндр в средней части камеры сгорания имеет 4 инструментальных отверстия, расположенных по окружности через 90 градусов.

Два из этих отверстия используются для датчиков давления, а другие два не используются. Наконец, как отмечалось ранее, камера имеет шесть смазочных отверстий, по три на каждой стороне в средней части.

Продолжение статьи Геометрия свободнопоршневых двигателей (часть4)

Регистрация
Архивы