Оценивание износа плунжерных пар без разборки топливного насоса высокого давления дизеля

Библиографический список

1. Влияние теплофизических свойств материала оребрен-ной поверхности на выбор ее оптимальных геометрических характеристик / С. Д. Корнеев [и др.] // Известия МГИУ. — 2006. - № 1 (2). - С. 56-61.

2. Термодинамика и теплопередача : учеб. для вузов /

A. В. Болгарский [и др.]. — 2-е изд., перераб. и доп. — М. : Высш. школа, 1975. — 495 с.

3. Кутателадзе, С. С. Основы теории теплообмена / С. С. Кутателадзе. - 5-е изд. перераб. и доп. - М. : Атомиз-дат, 1979. - 416 с.

4. Кутателадзе, С. С. Теплопередачи при кипении и конденсации / С. С. Кутателадзе. - М. : МАШГИЗ, 1952. - 236 с.

5. Исаченко, В. П. Теплопередача : учеб. для вузов /

B. П. Исаченко, В. А. Осипова, А. С. Сукомел. - 4-е изд., пере-раб. и доп. - М. : Энергоиздат, 1981. - 416 с.

6. Михеев, М. А. Основы теплопередачи / М. А. Михеев, И. М. Михеева. - 2-е изд. - М. : Энергия, 1977. - 344 с.

7. Липов, Ю. М. Котельные установки и парогенераторы / Ю. М. Липов, Ю. М. Третьяков. - М., Ижевск : НИЦ Регулярная и хаотическая динамика, 2003. - 592 с.

8. Сидельковский, Л. Н. Котельные установки промышленных предприятий / Л. Н. Сидельковский, В. Н. Юренев. -М. : Энергоатомиздат, 1988. - 528 с.

9. Лариков, Н. Н. Теплотехника : учеб. для вузов / Н. Н. Лариков. - 3-е изд., перераб. и доп. - М. : Стройиздат, 1985. - 432 с.

10. Слободина, Е. Н. Интенсификация процессов кипения и конденсации в рабочем объеме вакуумного котла / Е. Н. Слободина // Динамика систем, механизмов и машин. -2014. - № 2. - С. 134-136.

СЛОБОДИНА Екатерина Николаевна, ассистент

кафедры теплоэнергетики.

Адрес для переписки: slobodina_e@mail.ru

Статья поступила в редакцию 02. 09. 2015 г. © Е. Н. Слободина

УДК 629083 А. М. СМИРНОВ

П. А. СЕНЬКИН Н. И. ПРОКОПЕНКО

Омский автобронетанковый инженерный институт

ОЦЕНИВАНИЕ ИЗНОСА ПЛУНЖЕРНЫХ ПАР БЕЗ РАЗБОРКИ ТОПЛИВНОГО НАСОСА ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ ДИЗЕЛЯ

Предложен новый метод диагностики плунжерных пар непосредственно на двигателе. Приведены результаты расчетно-экспериментальных исследований, подтверждающие возможность диагностики плунжерных пар на ранних стадиях износа.

Ключевые слова: топливная аппаратура, топливный насос высокого давления, плунжерная пара, диагностика, гидравлическая плотность, износ.

Возможность проведения технического обслуживания, диагностирования основных элементов военной техники, к которым относится и силовая установка. Одним из основных узлов силовой установки является топливная система.

Основным узлом топливной системы дизеля является топливный насос высокого давления (ТНВД). Работу по дозированию количества впрыскиваемого топлива в ТНВД выполняет плунжерная пара (ПП). При производстве ПП соблюдается строгая геометрия прецизионных поверхностей плунжеров и втулок. Величина зазора в сопряжении обеспечивается парным шлифованием. В процессе технической эксплуатации основным узлом, определяющим уровень функциональной надежности ТНВД, является ПП. В среднем около 80% от общего числа неисправных ПП бракуется по причине износа

прецизионных поверхностей. Основная причина износа — абразивные частицы, которые попадают в надплунжерное пространство и в зазор между плунжером и втулкой во время разборки сборки ТНВД. Износ приводит к потере гидравлической плотности и как следствие, к таким проблемам как затруднение пуска дизеля, ухудшение рабочего процесса в цилиндре, разжижение масла топливом.

Многочисленными исследованиями показано, что влияние износа ПП на утечки топлива между ее прецизионными поверхностями имеет резко нелинейный характер [1]. Значительная часть жизненного цикла ПП сопровождается незначительным износом, который практически никак не сказывается на характере впрыскивания топлива и рабочего процесса дизеля в целом. При достижении некоторого критического значения происходят

принципиальные изменения качественного характера.

Таким образом, своевременное определение уровня изношенности прецизионных поверхностей является актуальной задачей.

На сегодняшний день существующие методы диагностики износов ПП можно разделить на две группы. К первой группе относятся стендовые испытания. В ремонтных подразделениях применяют стенды типа КИ-15711. Плотность ПП определяется временем перетекания топлива из объема надплун-жерного пространства через зазоры между прецизионными поверхностями при движении плунжера вверх под действием осевого усилия. Для опрессов-ки используется технологическая жидкость (смесь дизельного топлива с маслом). В отсутствии данной жидкости применяет дизельное топливо. В таком случае сравнивается время перетекания топлива из объема надплунжерного пространства эталонной и проверяемой ПП.

В разное время, разные организации разрабатывали и предлагали различное оборудование для определения плотности ПП, например — приборы КП-3369 и КП-1640А, дизельный анализатор К-290, мотор-тестер Элкон-МД-300 и др. Диагностика ПП на данных установках возможна лишь в стационарных условиях (цех, мастерские). Зачастую регламентные работы по проверке состояния ПП оказываются причиной их более интенсивного износа впоследствии из-за повышенной вероятности загрязнения прецизионных элементов при переборке ТНВД.

Ко второй группе следует отнести методы диагностики ПП непосредственно на дизеле броне-объекта без разборки или с частичной разборкой ТНВД. Существует несколько методов диагностики топливной аппаратуры без разборки. К наиболее распространенным относятся — диагностика по сигналу давления в трубке высокого давления (ТВД), по сигналу вибрации ТВД у форсунки. Более информативной считается диагностика по сигналу давления. Однако на практике оказывается, что эти методы работоспособны только при износах выше критических, когда давление в полости насоса не достигает значений начала впрыскивания. В области допустимых значений износа изменений в характеристиках впрыскивания практически нет. В литературе, можно найти метод оценки гидравлической плотности ПП по отношению максимального значения часового расхода топлива к часовому расходу в диапазоне пусковых оборотов. При этом непонятно, как наряду с износом ПП можно учитывать влияние следующих факторов на пусковой режим двигателя: состояние стартерных батарей, переменную вязкость топлива, температуру двигателя и окружающей среды, механические сопротивления в двигателе и т.п.

Самым распространенным методом, предполагающим частичную разборку ТНВД, является использование максиметра. Но максимальное давление не может однозначно указывать на износ ПП, поскольку сильно зависит от скорости плунжера, вязкости топлива, состояния форсунки и т.д.

Известно также решение, предполагающее опрессовку от автономной гидростанции ПП на дизеле, при предварительно снятом нагнетательном клапане, но это сопряжено с еще большей вероятностью попадания загрязнений к прецизионным элементам, т.к. разборка выполняется непосредственно на дизеле.

Анализируя все вышеописанные методы проверки работоспособности ПП, можно прийти к выводу, что вопрос диагностики насосного элемента на ранних стадиях развития дефекта и без разборки ТНВД остается открытым [2].

Для понимания сути предложенного метода диагностирования ПП рассмотрим сначала задачу расчетного определения производительности ТНВД по результатам наблюдения за давлением в линии высокого давления. С момента открытия клапана форсунки (начала подъёма иглы) и до момента закрытия клапана (посадки иглы на место) расход топлива, вытекающего через сопловые отверстия распылителя площадью Применительно к объёму топлива ёУ, вытекающему за время йт , расчетное уравнение имеет вид

ау = -2(Рф - рч )ат,

где / — расходный коэффициент, Рф — давление топлива в распылителе форсунки, рц — давление в цилиндре.

При корректном задании величины расходного коэффициента расчет по (1) даёт хорошее совпадение с экспериментом [3]. Определение величины / и решение других проблем, связанных с этим, будет рассмотрено несколько позднее. Сейчас будем полагать, что у нас есть достаточно точная и простая модель процесса впрыскивания, выходным параметром которой является расход топлива V за наблюдаемый период времени Ат = т2 -т1.

ум=щ 2( рФ ~ Рц)ат.

Если на время проведения диагностического опыта исследуемый насос соединить с некоторой эталонной форсункой и направить, впрыскиваемое топливо в мерную ёмкость, то появляется возможность сопоставить расчетный объём топлива V

1 м

с действительно имевшим место Vд в тот же период времени от т1 до т2 .

Предварительно выполненные опыты с ПП различной степени износа показали, что всегда имеет место та или иная невязка модели и эксперимента. Причём эта невязка оказывается тем выше, чем более изношенной является ПП. Кроме этого существенное влияние на результат сопоставления модели и расчета оказывает температура топлива, а точнее вязкость, изменение которой мы наблюдали опосредовано, контролируя температуру топлива. Установленную закономерность можно объяснить, опираясь на следующее толкование проведенного опыта (рис. 1).

В действительном процессе впрыскивания всегда имеют место утечки топлива по прецизионным поверхностям. За период опыта они составляют величину Vуm. Непосредственное определение величины Vут (как это показано на схеме) практически невозможно, т.к. в действительности значительная часть этих утечек не доходит до уплотнительной части плунжера, а просочившись через уплотнения золотниковой части, возвращается через отсечные и наполнительные отверстия в топливоподающую магистраль низкого давления. Величина утечек для одной и той же ПП тем больше, чем больше давление в полости насоса р и чем меньше вязкость

" н

топлива. Рассматривая расход топлива за бесконечно малый период времени йт легко показать, что

г2

Рис. 1. К определению утечек в ПП

Рис. 2. Схема идентификации утечек в ПП ТНВД

расчет по (1) даст завышенный с действительностью результат, т.к. образовавшийся к рассматриваемому моменту времени перепад давления приводит не только к истечению топлива в мерный резервуар, но и к перетеканию топлива по уплотнениям ПП.

Таким образом, полагая, что расчет по (2) является суммарным расходом топлива из полости насоса (как расход, который мог бы быть при отсутствии утечек), невязка модели с экспериментом может рассматриваться как величина утечек топлива через уплотнения топливоподающей аппаратуры:

V = V - V

ут м д

Очевидно, что проверка данного предположения могла бы быть выполнена количественно, если каким-то иным независимым способом оценить величину V , т.е. величину объёма топлива, просочившегося через не плотности ПП. С этой целью был выполнен ряд опытов на стенде для обкатки топливных насосов дизеля В92. Первоначально на стенд был установлен комплект, состоящий из ТНВД с умеренным износом плунжерной пары и открытой форсунки со штатным распылителем. Как известно, открытые форсунки в двигателе-строении уже давно не применяются, но в нашем случае применение такой форсунки даёт ряд преимуществ. Во-первых, упрощается алгоритм расчета по сигналу давления, т.к. нет необходимости анализировать сигнал с целью определения начала и окончания впрыскивания; любой перепад давлений под корнем в (1) вызывает соответствующий расход топлива. Во-вторых, геометрия проходного сечения распылителя остаётся постоянной, т.к. нет движущихся деталей форсунки, что снимает трудности в определении величины расходного коэффициента форсунки в связи с перемещением иглы. И, наконец, минимизируются, если не исключаются полностью, утечки топлива по уплотнениям форсунки, что даёт право полагать, что существует только два пути истечения топлива из линии высокого давления — через сопловые отверстия распылителя и через уплотнение плунжерной пары. Такая форсунка была получена путём заклинивания иглы распылителя в открытом положении и устранения возвратной пружины форсунки из её конструкции. При некотором определенном, жестко фиксированном положении рейки ТНВД было установлено, что мерный резервуар емкостью 300 см3 (Уд) наполнялся за 151 ход плунжера. С помощью датчика давления, установленного в трубопроводе высокого давления перед форсункой непрерывно с высокой частотой дискретизации измерялось давление Рф, на основе которого по (2) можно было определить расчетный объём впрыснутого топлива. Впрыск при этом осуществлялся в топливоприёмник-пеногаситель без создания избыточного давления и в расчетах полагалось, что давление рц равно атмосферному.

В следующем опыте мы удалили из форсунки распылитель и щелевой фильтр. Фактически в такой конструкции топливо вытеснялось из надплун-жерной полости в мерный резервуар практически не испытывая противодавления, что подтверждалось контролем давления перед форсункой. Оба опыта проводились на одном скоростном режиме (175 мин-1 кулачкового вала) при одном положении рейки ТНВД (в процессе манипуляций с форсункой между опытами рейка оставалась зафиксированной) и при одинаковой температуре топлива около 15 оС. Вязкость топлива при указанной температуре составляла 7,57 сСт. Указанные обстоятельства (сравнительно высокая вязкость и отсутствие противодавления на выходе из насоса) способствуют минимизации утечек топлива через уплотнения ПП. В первом приближении можно считать, что в этом опыте утечки топлива вообще отсутствовали. При указанных условиях мерный резервуар емкостью 300 см3 наполнялся за 134 хода плунжера, т.е. на 17 ходов меньше. Если различия в производительности полностью отнести на утечки в первом опыте, то их объём можно вычислить как 17-кратную цикловую подачу второго опыта, т.е. V = 38,1 см3.

ут '

Прежде чем сопоставить эти утечки с невязкой модели в первом опыте необходимо определиться с величиной эффективного проходного сечения распылителя форсунки. Не имея возможности статически пролить распылитель, мы опирались на чертёжные размеры распылителя (8 отверстий диаметром 0,3 мм) и расчетные значения расходного коэффициента, вычисленные по методике изложенной ниже. Невязка модели при таких значениях составила Vм — Vд = 39,2 см3, что очень хорошо соответствует найденному объёму утечек. Расхождение между невязкой модели и найденным по представленной методике объёмом утечек топлива можно свести к нулю, если скорректировать площадь сечения распылителя в сторону увеличения всего на 2 %.

Таким образом, обобщая вышесказанное, предлагаемый метод оценивания износа ПП может представить схематично, пользуясь терминологией теории идентификации

В рамках этой теории под объектом понимается распылитель форсунки, а в качестве входных наблюдаемых входов приняты переменный во времени сигнал давления Р(ф) перед распылителем и кинематическая вязкость топлива н. Невязка выходов модели и объекта является целью диагностического эксперимента, поэтому итерационных вычислений в данной задаче идентификации не требуется. Принципиально важной здесь является адекватность математической модели объекта.

Расходный коэффициент / , присутствующий в (1), комплексно учитывает гидравлические потери при истечении топлива, возникающие из-за особенностей геометрии канала и режима течения топлива.

Обзор работ, выполненный в [2], показал, что часто коэффициент расхода принимают постоянным и зависящим только от взаимного расположения подвижных и неподвижных элементов (игла форсунки в распылителе) в проточной части узла, определяющих геометрию узкого сечения. Реже предлагают учитывать еще и режим истечения в виде функции от числа Рейнольдса.

Приступая к решению поставленной задачи, мы предположили, что значительную часть времени истечение топлива может происходить вне зоны автомодельности по числу Рейнольдса. Это предположение было вызвано тем, что в диагностическом устройстве используется форсунка открытого типа, поэтому начало и окончание впрыска топлива протекают при малых перепадах давления. Для дальнейших исследований, целью которых было получение зависимости числа Л , расходного коэффициента распылителя, от числа Рейнольдса, предпочтение было отдано расчетным методам.

В качестве инструмента для проведения численного моделирования течения топлива в сопловом наконечнике форсунки дизеля В92 использовалось приложение CosmosFloWorks. Это приложение разработано специально для аэрогидродинамических расчетов и основано на методе конечных объемов (МКО), представляющем собой разновидность метода конечных элементов.

В расчетах рассматривалась ограниченная геометрия узла, на входных и выходных отверстиях которых, в качестве граничных условий, задавались давление р и массовый расход топлива G.

Определение зависимости коэффициента расхода сопловых отверстий от режима течения топлива выполнялось на твердотельной модели соплового наконечника форсунки дизеля В92. Для всех исследуемых конструкций принималось одинаковое по величине давление (p = 30 МПа), а расход топлива варьировался в пределах 0,05...0,00005 кг/с так, чтобы обеспечить интересующий диапазон изменения числа Рейнольдса.

Критерием завершения счета (целью в среде CosmosFloWorks) было принято давление в полости канала соплового отверстия рц. В ходе расчета дополнительно были определены давление р ф и плотность p ф топлива в полости соплового наконечника.

После завершения расчета были вычислены эффективное проходное сечение сопловых отверстий и число Рейнольдса, подсчитанное для параметров потока в сопловых каналах.

В программе расчетного эксперимента (табл. 1) было предусмотрено варьирование величиной задаваемого расхода yG в таких пределах, чтобы обеспечить диапазон чисел Рейнольдса Re = 2-5500 при различных значениях температуры.

В общей сложности было выполнено более 100 расчетов, занявших 25 часов машинного времени. Полученные результаты расчета коэффициента гидравлического сопротивления сопловых отверстий представлены в виде графической зависимости (рис. 3). Для возможности практического использования полученной зависимости коэффициента расхода от числа Яе были получены аппроксимирующие функции. Необходимо отметить, что для повышения точности расчета искомого коэффициента / при малых числах Яе

- 0,00007863Ие3 + 0,8044- Ие2 + 23,08-Ие+ 0,1496

Re2 + 91,7 • Re+265,1 0,726-Re-4941

Re+ 24,39 0,729-Re-304

Re-403,2

Re < 500 500 < Re < 1440 (4) Re >1440

было выполнено условное деление кривой на 3 характерных участка.

Расчет ¡л как функции от Re целесообразен только до Re и 2000. В противном случае расходный коэффициент можно считать постоянным и равным 0,72.

Объектом исследования послужила топливная аппаратура танкового дизеля В92, а именно плунжерные пары с различной степенью износа. Экспериментальные исследования проводились на стенде, разработанном и спроектированном в лаборатории кафедры двигателей ОАБИИ. Конструкция данного стенда позволяет максимально приблизить условия работы топливной аппаратуры к условиям работы на дизеле. Для регистрации быстро протекающих процессов использовался измерительный комплекс «Дизельлаб», тензоэлектрический датчик давления МИДА-ДИ-13П и персональный компьютер с программным обеспечением, разработанным в среде Delphi специально для данной работы. Для определения количества топлива, поданного форсункой в мерную емкость известного объема (300 см3) применялись дискретные датчики уровня топлива на основе оптоэлектронной пары, входящие в состав стенда. Сигналы с датчиков уровня также поступали в измерительный комплекс.

Эксперимент проводился на фиксированном выходе рейки, соответствующем максимальной подаче насоса. В процессе замены плунжерных пар в ТНВД положение рейки не менялось. Впрыск осуществлялся одной и той же форсункой открытого типа. После впрыска топливо попадало в мерную емкость. В процессе эксперимента, от измерения к измерению, изменялась температура топлива,

Таблица 1

Программа расчетного эксперимента

Температура топлива, оС yG, г/с Ар, МПа Re

10 0,05-48 0,0003- -1,52 2,425-5250

30 0,4-51 0,00054- 1,605 33,4-5582

50 0,38-50 0,0004- 1,62 50,24-5540

Рис. 3. Зависимость коэффициента расхода сопловых отверстий соплового наконечника дизеля В92

(Уи-У,),сы>

£-

—♦—3,5

—*—6 с

Рис. 4. Результаты эксперимента

Таблица 2

Результаты расчета по упрощенной и уточненной моделям

н, сСт см3 при мДИе) см3 при мс = 0.72 Расхождения %

4,5 38,91 38,84 0,18

5,4 38,02 37,89 0,34

7,8 35,74 35,66 0,22

8,8 33,17 33,09 0,24

а следовательно, и его вязкость. Эксперимент проводился при частоте вращения, соответствующей холостому ходу танкового дизеля В92.

В процессе эксперимента производилась запись двух сигналов — с датчика давления и с датчиков уровня топлива. Далее, автоматически выбирался участок на осциллограмме, от начала подачи топлива в измерительную емкость до ее заполнения. Моделью подсчитывался объем поданного топлива по полученной осциллограмме давления. После чего определялась невязка модели и действительного количества топлива, поданного в мерную емкость. Результаты экспериментов представлены на рис. 4.

На рис. 4 изображены графические зависимости

невязки V — V. от кинематической вязкости том д

плива н трех плунжерных пар различной плотности: 6 секунд — новая ПП, 5 и 3,5 секунды — рабочие ПП. Анализируя графики, можно сделать заключение, чем более изношенна ПП и чем ниже вязкость топлива, тем больше величина невязки. Однако до конца остается не ясным, почему графическая зависимость ПП с плотностью 3,5 секунды имеет нелинейный вид, подобный двум другим насосным элементам. Предположительно, это связано с неравномерной и индивидуальной для каждой ПП формой износа прецизионных поверхностей.

При обработке экспериментальных характеристик впрыскивания было установлено, что 98 % всех расчетов проходит при Яе>2000. Результаты расчетов по уточненной модели и при постоянной мс = 0,72 приведены в табл. 2 на примере ПП с плотностью 5 секунд.

1. Предложен способ диагностирования ПП на дизеле, базирующийся на идентифицируемости объекта (распылитель форсунки) и позволяющий определить величину утечек топлива по прецизионным поверхностям ПП на ранних стадиях развития износа.

2. Расчетные и экспериментальные исследования показали, что при использовании штатного распылителя дизеля В92 в конструкции открытой форсунки не имеет смысла вводить в расчет уточнение коэффициента расхода сопловых отверстий из-за незначительной продолжительности впрыска топлива с Яе<2000.

Библиографический список

1. Стенд для измерения гидравлического сопротивления узлов и деталей топливной аппаратуры / П. Н. Блинов, А. И. Володин, В. П. Шаповал, А. М. Сапелин // Исследование надежности и экономичности дизельного подвижного состава. -Омск, 1981. - С. 27-29.

2. Ушнурцев, С. В. Метод комбинированного управления распределением мощности между ведущими колесами автомобильного базового шасси с прогнозированием возмущений / С. В. Ушнурцев, А. В. Келлер, В. Ю. Усиков // Омский научный вестник. Сер. Приборы, машины и технологии. - 2012. -№ 3 (113). - С. 180-184.

3. Подача и распыливание топлива в дизелях / И. В. Астахов [и др.] ; под ред. И. В. Астахова. - М. : Машиностроение, 1972. - 359 с.

СМИРНОВ Антон Михайлович, адъюнкт кафедры двигателей.

Адрес для переписки: smirnoff287sam@mail.ru СЕНЬКИН Петр Александрович, старший помощник начальника учебно-методического отдела. ПРОКОПЕНКО Николай Иванович, кандидат технических наук, доцент (Россия), профессор кафедры двигателей.

Адрес для переписки: awral@mail.ru

Статья поступила в редакцию 22.05.2015 г. © А. М. Смирнов, П. А. Сенькин, Н. И. Прокопенко