Расчет системы зажигания ЗИЛ 131Н

Размещено на http://www.allbest.ru/

Содержание

Введение

1. Техническое задание на курсовой проект

2. Расчет требуемых выходных характеристик системы зажигания

2.1 Расчет максимального значения вторичного напряжения

2.2 Расчет энергии искрового разряда

2.3 Расчет длительности искрового разряда

3. Расчет выходных характеристик выбранной системы зажигания

3.1 Расчет величины тока разрыва

3.2 Расчет максимального значения вторичного напряжения

3.3 Расчет длительности искрового разряда

3.4 Расчет энергии искрового разряда

4. Оценка соответствия выбранной системы зажигания заданному ДВС

Выводы

Литература

Приложение

двигатель зажигание транзисторный коммутатор

Введение

К современным системам зажигания предъявляется множество требований, основными из которых являются следующие.

1. Вторичное напряжение должно обеспечивать устойчивое искрообразование на всех режимах работы двигателя в различных неблагоприятных условиях (загрязнение свечей, колебания питающего напряжения, температуры и т.п.).

Вторичное напряжение оценивают по коэффициенту запаса, который обычно выбирают, исходя из того, чтобы к концу гарантийного пробега (20-30 тыс.км.) без регулировки зазора между электродами свечи обеспечивалось бесперебойное искрообразование.

За время гарантийного пробега в результате увеличения зазора и округления электродов свечи пробивное напряжение U_ПР увеличивается на 40-50%. Чтобы гарантировать коэффициент запаса К_З = 1 в конце пробега, его расчетное значение должно быть 1,4-1,6.

2. Энергия и длительность искрового разряда должны быть достаточны для надежного воспламенения смеси на всех режимах работы двигателя.

Небольшое уменьшение энергии не должно приводить к заметному ухудшению характеристик двигателя. При установившемся режиме работы двигателя с максимальной мощностью требуется 10-15 мДж, тогда как для пуска и работы на переходных режимах необходима энергия 30 мДж и выше.

Длительность искрового разряда также влияет на процесс воспламенения. На режимах работы двигателя, близких к максимальной мощности (для состава смеси, при котором коэффициент избытка воздуха б = 0,85…0,98), рабочий процесс в нем не лимитируется временем сгорания смеси. При обеднении рабочей смеси (б = 1,0…1,4) и работе двигателя на режимах с ухудшенными условиями при уменьшении длительности искрового разряда повышается расход топлива и снижается мощность двигателя. К таким режимам относятся:

а) режимы малых (частичных) нагрузок, особенно при высокой частоте вращения коленчатого вала двигателя;

б) режим холостого хода - рабочая смесь переобогащена и сильно разбавлена остаточными газами;

в) переходные режимы, при которых смесь обедняется или обогащается;

г) режим пуска двигателя, характеризующийся резкой неоднородностью смеси, низкими значениями её температуры и давления.

Считается, что длительность искрового разряда должна быть не менее 1мс.

Для того чтобы правильно подобрать систему зажигания к двигателю, необходимо рассчитать выходные характеристики системы зажигания, требуемые для данного двигателя, а также выходные характеристики выбранной системы зажигания, если они не известны, и произвести сравнение выходных характеристик требуемых для данного двигателя, с характеристиками выбранной системы зажигания.

1. Техническое задание на курсовой проект

1. Для заданного автомобильного двигателя рассчитать требуемые выходные характеристики системы зажигания:

- зависимость максимального вторичного напряжения системы зажигания U2* от частоты вращения коленчатого вала двигателя n_дв;

- зависимость минимальной длительности искрового разряда tp* от частоты вращения коленчатого вала двигателя n_дв;

- зависимость энергии искрового разряда Wp*, требуемой для надежного воспламенения топливной смеси, от частоты вращения коленчатого вала двигателя n_дв.

Расчет производить для двух режимов работы двигателя: режим пуска (n_дв= 100…300 мин^-1) и режим полного дросселя (n_дв= 1000…6000 мин^-1), с учетом характеристик аппаратов опережения угла зажигания.

2. Для заданной системы зажигания рассчитать её выходные характеристики в зависимости от величины шунтирующей нагрузки:

- зависимость максимального вторичного напряжения системы зажигания U2 от частоты вращения коленчатого вала двигателя n_дв;

- зависимость минимальной длительности искрового разряда tp от частоты вращения коленчатого вала двигателя n_дв;

- зависимость энергии искрового разряда Wp от частоты вращения коленчатого вала двигателя n_дв.

Расчет производить для режимов работы двигателя, указанных в пункте 1, при двух значениях шунтирующей нагрузки Rш = ?, Сш = 0 и Rш = 2,5 МОм, Сш = 50 пФ.

3. Построить графические зависимости рассчитанных характеристик и произвести их совмещение.

4. Оценить соответствие выбранной системы зажигания заданному ДВС.

Исходные данные

Число цилиндров ДВС 8

Степень сжатия е ДВС 6,5

Искровой промежуток свечи, мм 0,6

Элементы системы зажигания:

Коммутатор ТК200

Катушка зажигания Б118

Добавочный резистор СЭ-326

Распределитель Р351

Свечи СН307-В

Распределитель 351

Чередование искр, град.	Максимальная частота вращения, мин-1 ПКВ	Характеристика центробежного автомата (по коленвалу)
		Частота вращения, мин-1	Угол опережения зажигания, град ПКВ
45	3200	1000 2000 3000	6±3 23±3 35±3

Катушка зажигания Б118

Первичная обмотка	Вторичная обмотка
Сопротивление, Ом	Индуктивность, мГн	Сопротивление, кОм	Индуктивность, Гн	Емкость, пФ
0,72	5,7	15	83	56

Коэффициент трансформации 115

Коммутатор ТК200

Ток ограничения, А	Коэффициент Ку	Емкость конденсатора, мкФ
8	0,97	0,1

Добавочный резистор СЭ-326

Сопротивление, Ом 0,62

2. Расчет требуемых выходных характеристик системы зажигания

Расчет требуемых выходных характеристик заданной системы зажигания ведется по номограммам. Исходными данными для расчета являются:

геометрическая степень сжатия заданного двигателя е=6,5;

величина искрового промежутка свечи зажигания d=0,6;

характеристика центробежного автомата распределителя и=f(n_дв) представлена на рисунке 1.

Рисунок 1. Характеристика центробежного автомата распределителя Р351.

Точность расчета по номограммам составляет 15-30%.

2.1 Расчет максимального значения вторичного напряжения

Требуемое значение максимального вторичного напряжения системы зажигания определяется в соответствии с ОСТ 37.003.003-70 /1/. Согласно стандарту требуемое значение выходного напряжения системы зажигания определяется по формуле

U2* = Uпр(d) Кз*,

где Кз* - требуемое значение коэффициента запаса по вторичному напряжению (при расчетах можно принять Кз*=1,5); Uпр(d) - пробивное напряжение новой свечи зажигания.

Для определения зависимости пробивного напряжения свечи зажигания от частоты вращения применяется метод номограмм. Определить пробивное напряжение новой свечи в режиме пуска можно по номограмме, приведенной на рисунке 2.

е=6,5

n=150мин^-1

d=0,6мм

U_пр=12кВ

Рисунок 2. Номограмма определения пробивного напряжения свечи при пуске двигателя.

Для расчета необходимы следующие исходные данные: геометрическая степень сжатия е, величина искрового промежутка свечи d, частота вращения двигателя n при пуске.

Расчет ведут следующим образом: на оси "е" откладывают значение геометрической степени сжатия е (е=6,5), затем через эту точку и точку, определяющую пусковые обороты двигателя на оси "n" (n=150 мин^-1), проводят прямую до пересечения с осью "Pсж". Полученную точку пересечения на оси "Pсж" соединяют прямой линией с точкой на оси "d", соответствующей заданному зазору свечи (d=0,6 мм). Пересечение этой прямой с осью "Uпр" дает искомое значение величины пробивного напряжения новой свечи зажигания в режиме пуска двигателя Uпр = 12 кВ.

Пробивное напряжение новой свечи в режиме полного дросселя определяют по номограммам, приведенным на рисунках 3,4,5. Расчет ведут для искрового промежутка 0,7 мм по формуле

Uпр(0,7) = Uпр1 - Uпр2 - Uпр3,

где Uпр1 - пробивное напряжение свечи при температуре +20°С, определяемое по номограмме на рисунке 3; Uпр2 - снижение пробивного напряжения свечи в результате ионизации при температуре сжатия, определяемое по номограмме на рисунке 4; Uпр3 - снижение пробивного напряжения свечи вследствие ионизации под влиянием температуры центрального электрода свечи, определяемое по номограмме на рисунке 5.

Пробивное напряжение Uпр1 определяют по номограмме (рисунок 3). Для расчета необходимы следующие исходные данные: геометрическая степень сжатия е, частота вращения коленчатого вала и угол опережения зажигания и. Угол опережения зажигания определяют по характеристике центробежного автомата распределителя выбранной системы зажигания (рисунок1).



n=1000мин^-1

е=6,5

и=6⁰ПКВ

d=0,7мм

Р_сж=13ПаЧ10⁵

U_пр1=23кВ

Рисунок 3. Номограмма определения пробивного напряжения свечи в режиме полного дросселя при температуре +20°С.

На оси "е" откладывают заданное значение степени сжатия (е=6,5). Через эту точку и точку на оси "n", соответствующую выбранной частоте вращения коленчатого вала двигателя (n=1000 мин^-1), проводят прямую до пересечения с осью "1". Полученную точку на оси 1 и точку на оси "и", соответствующую углу опережения зажигания для выбранной скорости вращения коленчатого вала двигателя (и=6°ПКВ), соединяют прямой линией, продолжая ее до пересечения с осью "Рсж". Полученную точку на оси "Рсж" и точку на оси "d", соответствующую зазору в свече 0,7 мм, соединяют прямой линией и продолжают ее до пересечения с осью "Uпр1". Точка пересечения прямой линии с осью даст искомое значение Uпр1 = 23 кВ.

Второй член формулы Uпр2 определяют по номограмме (рисунок 4) аналогичным образом. На оси "е" откладывают заданное значение степени сжатия (е=6,5) и полученную точку соединяют с точкой на оси "n", соответствующей заданной частоте вращения коленчатого вала (n=1000 мин^-1), линию продолжают до пересечения с осью "1".

Точку на оси "1" соединяют прямой с точкой на оси "и", соответствующей заданному углу опережения зажигания (6°ПКВ) для выбранной частоты вращения коленчатого вала двигателя, и на пересечении с осью "Тсж" находят точку, которую соединяют прямой линией с точкой на оси "2", полученной от пересечения с прямой, проведенной через точку, отложенную на оси "Рсж" (Рсж=13 ПаЧ10⁵ из номограммы, приведенной на рисунке 3), и точку на оси "d", соответствующую зазору свечи 0,7 мм. Пересечение прямой линии, соединяющей точки на оси "2" и оси "Тсж", с осью "Uпр2" дает искомое значение Uпр2 = 10,5 кВ.

n=1000мин^-1

е=6,5

и=6⁰ПКВ

d=0,7

Р_сж=13ПаЧ10⁵

U_пр2=10,5кВ

Рисунок 4. Номограмма определения снижения пробивного напряжения свечи в результате ионизации при температуре сжатия.

Третий член формулы находят по номограмме, приведенной на рисунке 5. На оси "Рсж" откладывают значение Рсж, определенное ранее по номограмме (рисунок 3), и через полученную точку и точку на оси "d", соответствующую зазору 0,7 мм, проводят прямую до пересечения с осью "1". Полученную точку на оси "1" соединяют с точкой на оси "n", соответствующей заданной частоте вращения коленчатого вала двигателя (n=1000 мин^-1). Пересечение полученной прямой с осью "Uпр3" дает искомое значение Uпр3 = 1,9 кВ.

d=0,7мм

n=1000мин^-1

Р_сж=13ПаЧ10⁵

U_пр3=1,9кВ

Рисунок 5. Номограмма определения снижения пробивного напряжения свечи вследствие ионизации под влиянием температуры центрального электрода.

Результирующее значение Uпр в режиме полного дросселя при n=1000 мин^-1 для зазора свечи 0,7 мм будет равно

Uпр(0,7) = Uпр1 - Uпр2 - Uпр3 = 23 - 10,5 - 1,9 = 10,6 (кВ).

Для зазора свечи, отличающегося от 0,7 мм, значение пробивного напряжения определяют по формуле

Uпр(d)= Uпр(0,7) + 10(d - 0,7).

Для приведенного примера Uпр(0,6)= Uпр(0,7) + 10(0,6 - 0,7)=10,6 - 1=9,6 кВ.

Расчет величины пробивного напряжения для других частот вращения в режиме полного дросселя, производится аналогично. Результаты расчета сведены в таблицу 1.

По полученным результатам расчетов построены зависимости пробивного напряжения свечи зажигания Uпр и требуемого вторичного напряжения системы зажигания U2* от частоты вращения коленчатого вала двигателя в режиме полного дросселя: Uпр = ѓ(n_дв) и U2* = ѓ(n_дв). Зависимости приведены на рисунках 6 и 7 соответственно.

Таблица 1.

n, мин-1	и, град ПКВ	d = 0,7 мм	d = 0,6 мм
		UПР1, кВ	UПР2, кВ	UПР3, кВ	UПР, кВ	U2*, кВ
150	-	-	-	-	12	18
1000	6	23	10,5	1,9	9,6	15,15
2000	23	20,5	8,8	1,4	9,8	14,7
3000	35	18,1	7,6	1,3	8,7	13,05
4000	35	19	9	2	7,5	11,25
5000	35	19,5	9,1	2,3	7,6	11,4
6000	35	19,8	9,3	2,7	7,3	10,95



Рисунок 6. Зависимость пробивного напряжения свечи зажигания U_ПР от частоты вращения коленчатого вала двигателя в режиме полного дросселя.

Рисунок 7. Зависимость требуемого вторичного напряжения системы зажигания U2* от частоты вращения коленчатого вала двигателя в режиме полного дросселя.

2.2 Расчет энергии искрового разряда

На основании экспериментальных данных /2/ была выведена эмпирическая формула, связывающая величину энергии искры с параметрами двигателя:

(мДж).

Эта формула показывает, что требуемая для надежного воспламенения энергия искры обратно пропорциональна степени сжатия, частоте вращения коленчатого вала двигателя, зазору в свече зажигания и прямо пропорциональна тактности двигателя ф.

Данная формула действительно соответствует тепловой природе зажигания. С увеличением степени сжатия растут давление и температура в момент искрового разряда, а следовательно, величина требуемой для надежного воспламенения энергии уменьшается. Увеличение зазора также приводит к снижению величины требуемой энергии.

Увеличение частоты вращения коленчатого вала двигателя приводит к возрастанию температуры в камере сгорания (из-за уменьшения теплообмена газов в стенки цилиндра и увеличения содержания остаточных газов), и, хотя вместе с этим усиливаются турбулентные пульсации, требуется меньшие значения энергии искрового разряда для воспламенения топливной смеси.

Расчет требуемой для надежного воспламенения энергии искрового разряда Wp* можно производить по номограмме, представленной на рисунке 8. Расчет ведется следующим образом. На оси "n, мин^-1" откладывают значение частоты вращения коленчатого вала двигателя, для которой определяется величина энергии разряда (n=1000 мин^-1). Затем через эту точку и точку на оси "е", которая соответствует величине степени сжатия двигателя (е=6,5), проводят прямую до пересечения с осью "1".



n=1000мин^-1

е=6,5

d=0,6

Wp*=24мДж

Рисунок 8. Номограмма определения энергии искрового разряда, требуемой для надежного воспламенения.

Полученную точку на оси "1" соединяют прямой с точкой 4 на оси "3", соответствующей 4-тактному двигателю, и отмечают точку пересечения прямой с осью "2". Через полученную на оси "2" точку и точку на оси "d, мм", соответствующую величине зазора в свече (d=0,6), проводят прямую до пересечения с осью "Wp*" дает искомое значение требуемой величины энергии в мДж (Wp* = 24 мДж). Для других частот вращения расчет ведется аналогичным образом. Результаты расчета сведены в таблицу 2 и построена графическая зависимость Wp* = ѓ(n_дв) (рисунок 9).

Таблица 2

n, об/мин	150	1000	2000	3000	4000	5000	6000
Wp*, мДж	50	24	16,5	14	12,1	10,8	10



Рисунок 9. Зависимость требуемой энергии искрового разряда Wp* от частоты вращения коленчатого вала двигателя n.

2.3 Расчет длительности искрового разряда

Для вывода формулы определения минимальной длительности искрового разряда, обеспечивающего надежное воспламенение топливной смеси, также были использованы экспериментальные данные /2/. Было получено следующее выражение:

(мс).

Эта формула показывает, что минимальная длительность искрового разряда, требуемая для надежного воспламенения топливной смеси, прямо пропорциональна величине требуемой энергии и тактности двигателя и обратно пропорциональна зазору в свече зажигания и частоте вращения двигателя.

Определение величины минимальной длительности искрового разряда можно проводить по номограмме, представленной на рисунке 10. Расчет ведется следующим образом. Полученное по номограмме на рисунке 8 значение требуемой энергии разряда Wp* (24 мДж) откладывают на оси "Wp*", затем через полученную точку и точку на оси "d", соответствующую зазору в свече (d=0,65 мм), проводят прямую до пересечения с осью "1" (точка а).

n=1000мин^-1

d=0,6

Wp*=24мДж

tp* = 0,95 мс

Рисунок 10. Номограмма определения минимальной длительности искрового разряда.

На оси "n" откладывают заданное значение частоты вращения коленчатого вала двигателя (n=1000 мин^-1) и полученную точку соединяют с точкой 4 на оси "4", соответствующей 4-тактному двигателю. Полученную от пересечения данной прямой с осью "5" точку b соединяют с точкой а на оси "1".

Точку пересечения прямой линии аb с осью "3" (точку с) соединяют прямой с точкой 4 на оси "2", соответствующей тактности двигателя, и продолжают ее до пересечения с осью "tp*". Полученная точка на оси "tp*" дает искомое значение минимальной длительности заряда в мс (tp* = 0,95 мс).

Для других частот вращения расчет ведется аналогичным образом. Результаты расчета сведены в таблицу 3 и построена графическая зависимость tp* = ѓ(n_дв) (рисунок 11).

Таблица 3

n, об/мин	150	1000	2000	3000	4000	5000	6000
tр*, мc	1,45	0,95	0,75	0,66	0,59	0,54	0,5

Рисунок 11. Зависимость минимальной длительности искрового разряда tp* от частоты вращения коленчатого вала двигателя n.

3. Расчет выходных характеристик бесконтактно-транзисторной системы зажигания, устанавливаемой на автомобиль ЗИЛ 131Н

Расчет выходных характеристик выбранной системы зажигания производить в следующем порядке.

1. Рассчитать зависимость тока разрыва Ip от частоты вращения коленчатого вала двигателя в режиме пуска и в рабочем диапазоне частот вращения.

2. Рассчитать зависимости максимального вторичного напряжения U2, энергии Wp и длительности tp искрового разряда от частоты вращения вала двигателя в режиме пуска и в рабочем режиме для двух значений шунтирующей нагрузки: Rш=?, Сш=0 и Rш=2,5 МОм, Сш=50 пФ.

Принципиальная электрическая схема выбранной системы зажигания представлена на рисунке 12.

Рисунок 12. Электрическая принципиальная схема бесконтактно - транзисторной системы зажигания.

3.1 Расчет величины тока разрыва Ip бесконтактно-транзисторной системы зажигания с ненормируемым временем накопления энергии

Под током разрыва понимают значение тока, протекающего в первичной цепи системы зажигания в момент закрытия выходного транзистора. Величина тока разрыва при прочих равных условиях зависит от времени его протекания. Современные системы зажигания подразделяются на системы с ненормируемым и нормируемым временем протекания первичного тока (или, иначе, временем накопления энергии).

К системам зажигания с ненормируемым временем накопления энергии относятся контактные системы зажигания (КСЗ), контактно - транзисторные (КТСЗ) и системы зажигания с управлением от магнитоэлектрического датчика импульсов (БСЗ с МЭД). В этих системах время накопления энергии для данной частоты вращения коленчатого вала полностью определяется углом замкнутого состояния контактов (для КСЗ и КТСЗ) или углом открытого состояния транзистора (для БСЗ с МЭД), который является неизменным.

Рассмотрим порядок расчета зависимости тока разрыва Iр от частоты вращения коленчатого вала двигателя n для данной системы.

1. Определяем суммарное сопротивление первичной цепи системы зажигания Rц с добавочным резистором Rд по формуле:

Rц = Rп + Rд + R1 + Rк.

Rк - сопротивление участка первичной цепи в электронном коммутаторе,

Rк = Uнаскэ/Iогр

Uнаскэ - напряжение насыщения перехода коллектор - эмиттер выходного транзистора КТ808Б, Uнаскэ = 2В;

Iогр - ток ограничения, Iогр = 8А;

Rк =2/8 = 0,25 Ом;

R1 - сопротивление первичной обмотки катушки зажигания, R1=0,72Ом;

Rд - сопротивление добавочного резистора СЭ-326, Rд = 0,62 Ом,

Rп - сопротивление контактов выключателя зажигания, переходных контактов и проводов, Rп = 0,2 Ом;

При пуске

Rц1 = Rп + R1 + Rк,

Rц1 = 0,2+0,72+0,25=1,17 Ом.

В рабочем режиме

Rц2 = Rп + Rд + R1 + Rк,

Rц2 = 0,2 + 0,62 + 0,72 + 0,25 = 1,79 Ом.

2. Рассчитываем зависимость времени протекания тока в первичной цепи tн от частоты вращения двигателя n_дв по формуле

tн = б_З/(3n_дв),

где б_З - значение угла поворота валика распределителя, в течение которого в первичной цепи протекает ток (для систем зажигания с ненормируемым временем накопления энергии), б_З = 35° ПРВ;

n_дв - обороты двигателя

При n_дв = 1000 мин^-1

tн = 35/(3·1000) = 35/3000 = 0,011 (с) = 11 (мс).

Для других частот вращения коленчатого вала двигателя n_дв расчет ведется аналогичным образом. Результаты расчета сведены в таблицу 4.

Таблица 4

nдв, мин-1	150	1000	2000	3000	4000	5000	6000
tн, мc	77	11	5,8	3,8	2,9	2,3	1,9

3. Рассчитываем зависимость тока разрыва Iр от частоты вращения двигателя по формулам:

При пуске n_дв = 150 мин^-1

Ip=Uбп(1-exp(-tнRц1/L1))/Rц1, где

L1 - индуктивность первичной обмотки катушки зажигания, L1 = 5,7мГн

Uбп - напряжение аккумуляторной батареи(6СТ-90ЭМ) в режиме пуска;

Uбп = Е - Iраз · Rвн,

где Е - номинальное напряжение АКБ, Е = 12 В;

Iраз - ток стартерного разряда, Iраз = 270 А при температуре -20С;[8]

Rвн- внутреннее сопротивление АКБ;

Rвн = Ro + Rп, где

Ro - омическое сопротивление АКБ. Принимаем равным 15мОм, исходя из 50% разряженности АКБ и температуре -20С;

Rп - сопротивление поляризации АКБ. При разрядном токе Iраз = 270А и температуре -20С, Rп = 6 мОм

Rвн =15 +6 = 21мОм

Uбп = 12 - 270 · 0,021 = 12 - 5,67 = 6,33 В,

Ip = 6,33·(1-exp(-77·1,17/5,7))/1,17=5,4·1 =5,4 (А).

В рабочем режиме при n_дв = 1000 мин^-1

Ip = Uбр· (1-exp(-tнRц2/L1))/Rц2

Uбр - напряжение аккумуляторной батареи(6СТ-90ЭМ) в рабочем режиме;

Uбр = Uп - Uнаскэ

Uп - напряжение в системе электроснабжения в рабочем режиме Uп=14В

Uнаскэ - напряжение насыщения перехода коллектор - эмиттер выходного транзистора КТ808Б, Uнаскэ = 2В;

Uбр = 14 - 2 = 12В

Ip = 12·(1-exp(-11·1,79/5,7))/1,79 = 6,7·0,968 = 6,49 (A).

Для других частот вращения коленчатого вала двигателя n_дв расчет ведется аналогичным образом. Результаты расчета сведены в таблицу 5.

Таблица 5

nдв, мин-1	150	1000	2000	3000	4000	5000	6000
Iр, А	5.41	6.49	5.62	4.67	4	3.4	3

По полученным данным строим графическую зависимость Ip = ѓ(n_дв) (рисунок 14).

Рисунок 15.Зависимость тока разрыва Ip от частоты вращения коленчатого вала двигателя n.

3.2 Расчет максимального значения вторичного напряжения

Рисунок 16. Упрощенная схема контактно - транзисторной системы зажигания после запирания транзистора

Величину максимального вторичного напряжения U2 в рабочем и пусковом режимах рассчитываем по формуле

U2(n_дв) = Ip(n_дв)·Ктр·Ксв·Ку··з,

где Ip(n_дв) - значение тока разрыва при частоте вращения коленчатого вала двигателя n_дв;

Ктр - коэффициент трансформации катушки зажигания, Ктр = 115;

Ксв - коэффициент магнитной связи между первичной и вторичной обмотками катушки зажигания, зависящий от формы магнитопровода и взаимного расположения обмоток, Ксв = 0.93;

Ку - коэффициент уменьшения тока разрыва, учитывающий потери энергии в транзисторе при его запирании, Ку = 0,97;

L1 - индуктивность первичной обмотки катушки зажигания, L1 = 5,7мГн;

С - эквивалентная, приведенная к первичной обмотке емкость системы зажигания. Величина емкости С определяется из соотношения

С = С1 + С2·Ктр²,

где С1 - емкость конденсатора первичной цепи, включенного параллельно выходному транзистору в коммутаторе С1=0,1·10^-6 Ф;

С2 - емкость вторичной цепи системы зажигания (относительно массы автомобиля);

С2 = Ск + Ср + Сп + Сс,

где Ск - собственная сосредоточенная емкость вторичной обмотки катушки зажигания, эквивалентная распределенной емкости; Ск = 56 пФ.

Ср - емкость токоведущих деталей распределителя, Ср = 20 пФ.

Сп - емкость высоковольтных проводов, Сп = 100 пФ.

Сс - емкость свечи, Сс = 35 пФ.

при Сш = 0

С2 = 56+20+100+35=211 пФ

С = 0,1·10^-6 + 211·10^-12·115² = 2,89·10^-6 (Ф)

при Сш = 50 пФ

С2 = 56+20+100+35+ 50 = 261 пФ.

С = 0,1·10^-6 + 261·10^-12·115² = 3,55·10^-6 (Ф)

Коэффициент затухания вторичного напряжения з рассчитываем по формуле

где R - суммарное сопротивление потерь, приведенное к первичной обмотке, находим по формулам

R = Rпк/Ктр², если Rш = ?;

, если Rш ? ?.

Rпк - сопротивление потерь катушки зажигания, учитывающее потери энергии в магнитопроводе катушки, меди обмоток, изоляции.

Rпк = = 7,5 МОм

Rш - шунтирующее сопротивление, учитывающее потери энергии через нагар на тепловом конусе свечи.

Таким образом,

при Rш = ?

R = 7,5·10⁶/115² = 567,1 Ом;

при Rш = 2,5 МОм,

Ом

Величина коэффициента затухания з:

при Rш = ? и Сш = 0

при Rш = 2,5 МОм и Сш = 50 пФ

Теперь рассчитываем зависимость U2 = ѓ(n_дв) для двух значений параметров шунтирующей нагрузки: Rш = ?, Сш = 0 и Rш = 2,5 МОм, Сш = 50 пФ. Для частоты вращения коленчатого вала n_дв= 1000 мин^-1

при Rш = ?, Сш = 0

U2(n_дв) = Ip(n_дв) · Ктр · Ксв · Ку ·· з = 6,49 · 115 · 0,93 · 0,97··0,94 = 28,16 кВ;

при Rш = 2,5 МОм, Сш = 50 пФ

U2(n_дв) = Ip(n_дв) · Ктр · Ксв · Ку ·· з = 6,49 · 115 · 0,93 · 0,97 ··0,81 = 22 кВ.

Расчет максимального вторичного напряжения для других частот вращения проводится аналогично. Результаты расчетов сведены в таблицу 6.

Таблица 6

nдв, мин-1	150	1000	2000	3000	4000	5000	6000
U2, кВ, при Rш=?, Cш=0	23.47	28.16	24.38	20.26	17.35	14.75	13
U2, кВ, при Rш=2,5 МОм, Cш=50 пФ	18.3	22	19	15.8	13.6	11.5	10.1

По полученным данным строим графическую зависимость U2 = ѓ(nдв) для двух значений шунтирующей нагрузки (рисунок 14).

Рисунок 17. Зависимость максимального вторичного напряжения U2 от частоты вращения коленчатого вала двигателя n_дв,

Кривая 1 - при Rш = ?, Сш = 0

Кривая 2 - при Rш = 2,5 МОм, Сш = 50 пФ.

3.3 Расчет длительности искрового разряда

Длительность искрового разряда определяем по формуле

где R2_У = R2 + Rпп + Rвв - суммарное сопротивление вторичной цепи;

R2 - сопротивление вторичной обмотки катушки зажигания, R2 = 15кОм;

Rпп - сопротивление помехоподавительного резистора во вторичной цепи, Rпп = 2,5 кОм;

Rвв - сопротивление высоковольтных проводов, Rвв = 2,5кОм

R2_У = 15Ч10³+2,5Ч10³+2,5Ч10³=20 кОм.

Ipm - максимальное значение тока искрового разряда;

iкр - критическое значение тока, при котором прекращается искровой разряд, iкр = 1,5 мА;

Up - напряжение индуктивной фазы искрового разряда.

Напряжение индуктивной фазы искрового разряда Up складывается из падений напряжения в искровом распределителе и между электродами свечи зажигания при наличии механического распределителя.

Up = Uраспр + Uсв

Падение напряжения в механическом распределителе Uраспр в исправном состоянии при искровом разряде принимаем 500 В.

Падение напряжения между электродами свечи зажигания при искровом разряде складывается из катодного падения напряжения Uк, анодного падения напряжения Ua и падения напряжения в газовом столбе между электродами Ud. Величина анодного падения напряжения незначительна, и ею можно при расчетах пренебречь.

Величина Ud прямо пропорциональна расстоянию между электродами d и напряженности электрического поля Е.

Таким образом, получаем окончательную формулу для расчета величины падения напряжения между электродами свечи зажигания:

Uсв = Uк + Ed,

где Uк = 350 В; Е = 100 В/мм;

d - расстояние между электродами разрядника, имитирующего работу свечи зажигания (для свечи зажигания в рабочем цилиндре d = 6,5 мм).

Таким образом,

Uсв = 350 + 100·6,5 = 1000 В.

Up = Uраспр + Uсв = 500 + 1000 = 1500 В.

Максимальное значение тока искрового разряда Ipm рассчитываем по формуле

Ipm = Ip·Ky·з/Kтр,

где Ip - значение тока разрыва из таблицы 5;

з - коэффициент затухания, рассчитанный в п.3.2, учитывающий снижение максимального значение тока разряда за счет утечки тока через сопротивление потерь, шунтирующее сопротивление и вторичную емкость;

Ктр - коэффициент трансформации катушки зажигания, Ктр = 115;

Ку - коэффициент уменьшения тока разрыва, учитывающий потери энергии в транзисторе при его запирании, Ку = 0,97;

Для частоты вращения n_дв = 1000 мин^-1

при Rш = ?, Сш = 0

Ipm = 6,49·0,97·0,94/115 = 51,56 мА;

при Rш = 2,5 МОм, Сш = 50 пФ

Ipm = 6,49·0,97·0,81/115 = 44,6 мА.

Для остальных частот вращения расчет ведется аналогично. Результаты расчета сведены в таблицу 7. По полученным данным строим графические зависимости Ipm = ѓ(n_дв) для двух значений шунтирующей нагрузки.

Таблица 7

nдв, мин-1	150	1000	2000	3000	4000	5000	6000
Iрm, мА, при Rш=?, Cш=0	42.9	51.6	44.6	37	31.7	27	23.8
Iрm, мА, при Rш=2,5 МОм, Cш=50 пФ	37.2	44.6	38.7	32.1	27.5	23.4	20.7

Рисунок 18. Зависимость тока искрового разряда Ipm от частоты вращения двигателя n,

Кривая 1 - при Rш = ?, Сш = 0

Кривая 2 - при Rш = 2,5 МОм, Сш = 50 пФ.

Используя зависимости Ipm = ѓ(n_дв), рассчитываем зависимости tp=ѓ(n_дв) для двух значений шунтирующей нагрузки.

Для частоты вращения n_дв= 1000 мин^-1,

при Rш = ?, Сш = 0

мс;

при Rш = 2,5 МОм, Сш = 50 пФ

мс.

Для остальных частот вращения расчет ведется аналогично. Результаты расчета сведены в таблицу 8. По полученным данным строим графические зависимости tp = ѓ(n_дв) для двух значений шунтирующей нагрузки (рисунок 16).

Таблица 8

nдв, мин-1	150	1000	2000	3000	4000	5000	6000
tp, мс, при Rш=?, Cш=0	1,8	2,1	1,8	1,6	1,4	1,2	1
tp, мс, при Rш=2,5 МОм, Cш=50 пФ	1,6	1,8	1,6	1,4	1,2	1	0.93

Рисунок 19. Зависимость длительности искрового разряда tp от частоты вращения коленчатого вала двигателя n_дв,

3.4 Расчет энергии искрового разряда

Энергию искрового разряда определяем по формуле:

Wp = 0,5Ipm·tp·Uсв.

Для частоты вращения коленчатого вала n_дв= 1000 мин^-1

при Rш = ?, Сш = 0

Wp = 0,5·51,6·10^-3·2,1·10^-3·1000 = 53,8 мДж;

при Rш = 2,5 МОм, Сш = 50 пФ

Wp = 0,5·44,6·10^-3·1,8·10^-3·1000 = 41,43 мДж;

Для остальных частот вращения расчет ведется аналогично. Результаты расчета сведены в таблицу 9. По полученным данным строим графические зависимости Wp = ѓ(n_дв) для двух значений шунтирующей нагрузки

Таблица 9

nдв, мин-1	150	1000	2000	3000	4000	5000	6000
Wp, мДж, при Rш=?, Cш=0	38.63	53.85	41.4	29.4	21.9	16.1	12.7
Wp, мДж, при Rш=2,5 МОм, Cш=50 пФ	29.6	41.43	31.76	22.44	16.7	12.2	9.6



Рисунок 20. Зависимость энергии искрового разряда Wp от частоты вращения коленчатого вала двигателя n_дв.

4. Оценка соответствия выбранной системы зажигания заданному ДВС

Для оценки соответствия выбранной системы зажигания заданному двигателю произведено графическое совмещение рассчитанных характеристик (рисунки 21-23) и определен диапазон частот вращения, в котором данная система удовлетворяет предъявляемым требованиям.

Рисунок 21. Совмещение характеристик вторичного напряжения,

1 - требуемое вторичное напряжение системы зажигания U2*;

2 - максимальное вторичное напряжение U2 при Rш = 2,5 МОм, Сш = 50пФ;

3 - максимальное вторичное напряжение U2 при Rш = ?, Сш = 0.

Рисунок 22. Совмещение характеристик энергии искрового разряда,

1 - требуемая энергия искрового разряда, обеспечивающая надежное воспламенение Wp*;

2 - энергия искрового разряда Wp при Rш = 2,5 МОм, Сш = 50 пФ;

3 - энергия искрового разряда Wp при Rш = ?, Сш = 0.

Рисунок 23. Совмещение характеристик длительности искрового разряда,

1 - минимальная длительность искрового разряда tp*;

2 - длительность искрового разряда tp при Rш = 2,5 МОм, Сш = 50 пФ;

3 - длительность искрового разряда tp при Rш = ?, Сш = 0.

Также произведен расчет зависимостей реальных коэффициентов запаса по напряжению, длительности и энергии искрового разряда от частоты вращения коленчатого вала двигателя для различной шунтирующей нагрузки.

Коэффициент запаса по напряжению Кu рассчитываем по формулам:

- при пуске Кu = (U2 - ДU)/Uпр;

- в рабочем режиме Кu = (0,85U2 - ДU)/Uпр,

где ДU = 1 кВ учитывает падение напряжения при пробое искрового распределителя или искрового промежутка свечи в нерабочем цилиндре.

В режиме пуска при n_дв= 150 мин^-1,

при Rш = ?, Сш = 0;

Кu = (23.47 - 1)/12 = 1,96;

при Rш = 2,5 МОм, Сш = 50 пФ;

Кu = (18,34 - 1)/12 = 1,5.

В рабочем режиме для частоты вращения n_дв= 1000 мин^-1

при Rш = ?, Сш = 0;

Кu = (0,85·28,1 - 1)/9,6 = 2,9;

при Rш = 2,5 МОм, Сш = 50 пФ;

Кu = (0,85·22 - 1)/9,6 = 2,3.

Коэффициенты запаса по длительности Кt и энергии Кw определяются по формулам:

Кt = tp/tp* и Кw = Wp/Wp*.

Для частоты вращения n_дв= 1000 мин^-1

при Rш = ?, Сш = 0;

Кt = 2,1/0,95 = 2,2;

Кw = 53,9/24 = 2,2;

при Rш = 2,5 МОм, Сш = 50 пФ;

Кt = 1,9/0,95 = 1,9;

Кw = 41,43/24 = 1,7.

Для остальных частот вращения расчет ведется аналогичным образом. Результаты расчетов сведены в таблицу 10.

Таблица 10

nдв, мин-1	Кu	Kt	Kw
	при Rш=?, Сш=0	при Rш=2,5МОм, Сш=50 пФ	при Rш=?, Сш=0	при Rш=2,5МОм, Сш=50 пФ	при Rш=?, Сш=0	при Rш=2,5МОм, Сш=50 пФ
150	1,96	1,5	1,24	1,1	0,7	0,59
1000	2,9	2,3	2,2	1,9	2,2	1,7
2000	2,5	1,9	2,5	2,2	2,5	1,9
3000	2,3	1,8	2,4	2,1	2,1	1,6
4000	2,3	1,8	2,3	2,1	1,8	1,4
5000	1,9	1,5	2,2	1,9	1,5	1,1
6000	1,7	1,4	2,1	1,8	1,3	0,96

Выводы

В результате выполненной работы были построены выходные характеристики системы зажигания. Проанализировав полученные данные можно сделать вывод, что на всех частотах вращения коленчатого вала обеспечивается надежное вторичное напряжение, что видно из графика на рисунке 21; достаточная длительность искрового разряда, что видно из графика на рисунке 23. Надежное вторичное напряжение и достаточная длительность искрового разряда обеспечит устойчивое и бесперебойное искрообразование на всех режимах работы двигателя в различных неблагоприятных условиях. Из графика на рисунке 22 видно, что энергия искрового разряда недостаточна лишь в режиме пуска для значений шунтирующей нагрузки Rш=2,5МОм, Сш=50пФ; т.е. при пуске могут возникать перебои из - за недостаточной энергии разряда.

Также были посчитаны коэффициенты запаса, для тех же выходных параметров данной системы зажигания (таблица 10). По коэффициенту Кu видно, что вторичное напряжение обеспечивает устойчивое искрообразование на всех режимах работы двигателя, т.е. до 4000 об/мин. Данная частота вращения удовлетворяет требованиям характерным для двигателя ЗИЛ 131Н, т. к. его максимальная частота вращения 3200 об/мин. Эта система зажигания обеспечит надежное искрообразование к концу гарантийного пробега без регулировки зазора между электродами свечи. По коэффициенту Кt и Кw видно, что в целом энергия и длительность искрового разряда достаточны для надежного воспламенения на всех режимах работы двигателя. Но полученные значения коэффициентов Кt и Кw в режиме пуска не достигают минимального предела 1,5. Это может привести к перебоям в работе, к пропускам воспламенения, и следовательно к затрудненному пуску двигателя. В целом данная система зажигания удовлетворяет предъявляемым требованиям заданной марки автомобильного двигателя.

Приложение

Система зажигания ЗИЛ 131Н

На двигателе установлена экранированная, герметизированная, бесконтактно-транзисторная система батарейного зажигания, состоящая из катушки зажигания, распределителя зажигания, транзисторного коммутатора, свечей зажигания и проводов высокого напряжения в экранирующих шлангах и коллекторах, а также выключателя зажигания.

Последовательно с катушкой зажигания включается добавочный резистор, который автоматически закорачивается при пуске для компенсации связанного с включением стартера снижения напряжения аккумуляторной батареи. Добавочный резистор не герметичен, и поэтому его крепят выше уровня брода. Схема включения аппаратов зажигания показана на рисунке 20.

Рисунок 20. Схема бесконтактной системы зажигания:

1 - фильтр; 2 - добавочный резистор; 3 - катушка зажигания; 4 - аварийный вибратор; 5 - распределитель; 6 - блок конденсатора; 7 - выключатель зажигания и стартера; 8 - транзисторный коммутатор; 9 - стартер; цифры 21 и 23 (включая цифры с буквенными обозначениями), написанные более мелко, указывают номера проводов в схеме.

Распределитель Р351 (рисунок 21) герметизированный, экранированный, с центробежным регулятором опережения зажигания, бесконтактный. Распределитель предназначен для управления работой коммутатора и распределения импульсов высокого напряжения по цилиндрам двигателя в необходимой последовательности.

Рисунок 21. Распределитель: 1 - рычаг установки зажигания; 2 - масленка; 3 - валик распределителя с автоматом и ротором; 4 - экранированный вывод низкого напряжения; 5 - контактный уголек; 6 - пружина контактного уголька; 7 - вывод высоковольтного провода к катушке зажигания; 8 - крышка экрана; 9 - экран; 10 - крышка распределителя; 11 - бегунок; 12 - сальник; 13 - статор; 14 - корпус распределителя; 15 - метка установки зажигания; 16 - регулировочные гайки октан-корректора; 17 - ротор; 18 - обмотка.

Распределитель герметизирован, так как он предназначен для работы при преодолении брода. Во избежание порчи высоковольтных пластмассовых деталей и коррозии внутренних металлических деталей под влиянием озона, образующегося в результате искрения при работе распределителя, внутренняя полость его принудительно вентилируется. Для этого в корпусе распределителя предусмотрено два отверстия с конической резьбой для подсоединения штуцеров гибких вентиляционных шлангов. Вентиляция распределителя осуществляется воздухом, очищенным воздушным фильтром.

Катушка зажигания Б118 (рисунок 22) предназначена для получения импульсов высокого напряжения, обеспечивающих пробой искрового промежутка в свечах зажигания.

Рисунок 22. Конструкция катушки зажигания: а - внешний вид; б - магнитная система; 1 - крышка; 2 - корпус; 3 - магнитопровод; 4 - первичная обмотка; 5 - вторичная обмотка; 6 - керамический изолятор; 7 - наборный сердечник; 8 - низковольтный провод; 9 - высоковольтный провод.

Катушка герметичная, экранированная, прикреплена к щиту кабины.

Катушка имеет два вывода низкого напряжения, из которых "ВК" присоединяется к одному из двух зажимов "ВК-12" коммутатора, второй "Р" - к зажиму "КЗ" коммутатора. Катушка зажигания Б118 предназначена для работы только с транзисторным коммутатором ТК200. Применение катушек других типов недопустимо.

Коммутатор транзисторный ТК200 (рисунок 23) предназначен для необходимого усиления и коммутации электрического тока в первичной обмотке катушки зажигания.

Рисунок 23. Внешний вид коммутатора ТК - 200.

Вибратор аварийный РС331 включается в работу только в аварийном режиме при неисправном коммутаторе. Для этого следует присоединить провод от разъема "КЗ" коммутатора на разъем вибратора, а заглушку с разъема вибратора поставить на разъем "КЗ" коммутатора.

Свечи зажигания СН307-В (рисунок 24) экранированные, герметизированные, имеют резьбу М14 х 1,25 на ввертной части корпуса и резьбу в верхней части экрана М18 х 1 (под накидную гайку шланга).

Рисунок 24. Свеча зажигания с экранирующим шлангом: 1 - уплотнительная втулка; 2 - керамическая втулка; 3 - вкладыш; 4 - свеча; 5 - контактное устройство; 6 - экранирующий шланг.

В комплект свечи входят уплотнительная резиновая втулка 1, герметизирующая ввод провода в свечу, керамическая втулка 2 экрана и керамический вкладыш 3 со встроенным в него демпфирующим сопротивлением от 1000 до 7000 Ом. Это сопротивление предназначено для снижения уровня радиопомех от системы зажигания и уменьшения выгорания электродов свечи.

Комбинированный выключатель зажигания и стартера ВК350 предназначен для включения и выключения цепей зажигания и стартера. Установлен он на переднем щите кабины.

Выключатель имеет три положения, из которых два фиксированных. В положении 0 все выключено, ключ в замок вставляется и вынимается свободно.

Положение I - включен зажим КЗ (зажигание) поворотом ключа по ходу часовой стрелки.

Положение II - включены зажимы КЗ (зажигание) и СТ (стартер) поворотом ключа по ходу часовой стрелки. Положение II не фиксированное, возврат в положение I осуществляется пружиной после снятия усилия с ключа.

Провода высокого напряжения марки ПВС-7 имеют двухслойную изоляцию и жилу из семи стальных нержавеющих проволочек. Провода заключены в экранирующие герметичные шланги с внутренним диаметром 8 мм на участке от свечей к сборным коллекторам и с внутренним диаметром 22 мм от коллекторов к распределителю.

Размещено на Allbest.ru

...