Full resolution (JPEG) - On this page / på denna sida - Nr. 32. 7. august 1930 - Sider ...
<< prev. page << föreg. sida << >> nästa sida >> next page >>
Below is the raw OCR text
from the above scanned image.
Do you see an error? Proofread the page now!
Här nedan syns maskintolkade texten från faksimilbilden ovan.
Ser du något fel? Korrekturläs sidan nu!
This page has never been proofread. / Denna sida har aldrig korrekturlästs.
356
TEKNISK UKEBLAD
Nr. 32 - 1930
Ifølge tabell 1 kjenner man sà omtrentlig innen hvilke
grenser ? varierer ved maskiner med veivkassespyling,
nemlig mellem ca. 0,60—0,75. Tenker man sig nu produktet
a<p holdt konstant og beregner verdier for a idet varierer
fra 0,60 til 0,75, finnes de størrelser for a, som er opsatt i
tabell 2.
At a<p er lav kan altså skrive sig fra tre årsaker, nemlig
enten at a er lav (eks. ax = 0,44, d, v. s. høit luftoverskudd
i cylinderen), eller at er lav (<p = 0,60, d. v. s. stort
spyle-lufttap), eller at a og 7 begge er lave. Sammenligner man
derfor produktene (a<p)x og (a?)2 og foreligger der samtidig
detaljtegninger av maskinene hvorved deres k o n str 11
k-tive opbygning er kjent, kan man fra maskin til
maskin så nogenlunde avgjøre hvad er årsaken til at er høiere
eller lavere og dermed skaffe sig en pekepir.d for hvor
maskinens eventuelle mangler skal søkes. Er f. eks.
produktet arp usedvanlig lavt cg maskinens konstruktive
opbygning (samt forsøksdata) viser, at der er en ged
overensstemmelse mellem forbrenningsrummets utfoimning og
brennoljedusjen ut fra oljefordelingensorganet, samt nw er
god, kan man med temmelig stor sikkerhet gå ut fra at a
er relativt høi, og at man vil finne årsaken til den lave a<p
i en lav ? — altså i en mindre heldig styringskenstruksjen
(spesielt stcmpelicppen cg murningstverrsnitlet i
lufika-nalene).
Under denne kritiske analyse tør man selvsagt egså ha
for øie størrelsen av veivkassepumpens leveringsgrad, og
i det hele tatt alle de faktorer man mener spiller en rolle for
en riktig bedømmelse av de her nevnte forhold.
Er i motsetning til ved foregående eksempel maskinens
styringskenstruksjen iorden (relativt høi <p) cg man tross
dette opnår en lav a<p, kan det være temmelig sikkert at
feilen kan søkes i en utilstrekkelig brennoljefordeling (altså
lav a). Så komplisert man enn synes denne bedømmelse
må bli, har det dog lykkes å finne frem til mangler nettop
ved anvendelse av denne fremgangsmåte — spesielt i tilfelle
man har hatt anledning til å sammenligne maskiner med
relativt stor forskjell mellem størrelsen a<p.
Jeg skal så på basis av mine utviklinger, i store trekk
diskutere de former for oljefordeling og blandingsdar.nelse
som i hovedsaken kommer til anvendelse ved
glødehcde-og kompressorløse Diesel-maskir.er, idet de sammenstilles
under en kort
Sammenfatning og oversikt.
Der sees herunder bort fra de eldste gledehcdemaskiner
hvor en større del av kcmpresjcnsvolumet var beliggende i
selve cylinderen cg hvor kcmpiesjcnstiykket var meget
lavt (ca. 5—7 kg/cm2), som følge av en meget tidlig
brenn-oljeinnsprøitning, nemlig i nærheten av nedre dødpunkt.
Likeså forbigåes firetakt glødehedemaskirer.
Analysen begynner altså ved glødehodemaskinen hvis
kompresjcnsvolum i helt overveiende grad er beliggende i
tapvolumet A (/ i g. 4), og hvor kempresjenstrykket er
for-høiet til IC—14 kg/cm2 cg oljeinnsprøitningen foregår i
nærheten av øvre dødpunkt.
De eldre glødehcdemaskir.er (fig. 4) opviste alle et høit
spesifikt brer.neljefetbruk (ca. 2EC-—350 g pr. HKfc-time).
Dette skrev sig i hovedsaken fra:
En mindre heldig oljefordelingsmåte idet kompakt
olje-stråle traff overepheiet vegg i glødekulen, hvorved opstod
utfelning av fritt kullstoff — altså en pyrogen spaltning av
brennoljen. Videre blev almindelig tendingen innledet
altfor tidlig sem følge av den korte avstand mellem
dysemun-ning og anslagspunkt for stråle i glødehedet (/ i g. 5).
Herved blev som regel tendingen innledet før
brennoljefordelin-gen, og blandingsdannelsen var ferdig. Denne forsinkede
oljefordeling og blandingsdannehe blev i hovedsaken
istandbragt ved luft-restgass-strommen gjennem det almindelig
trange halstverrsnitt og i mindre grad ved en „knusning”
av oljestrålen mot gledehcdets vegg, som der almindelig
er blitt regnet med. Videre bevirket den forsinkede
oljefordeling og blandingsdannelse at forbrent oljemengde i
det egentlige forbrenningsrum blev liten. Den manglende
oljefordeling cg blandingsdarnelse urder den første
forbrenning i det’egentlige forbrenningsrvm blev så fullbyrdet
ved en forkammervirkning gjennem toppsstykkets
halstverrsnitt idet de halvfcrbrente gasser og uforbrente olje
blev blåst inn i cylinderen, hvor hovedforbrenningen
foregikk med en stor efterbrenning (høi avløpsgasstcmperatur,
t^700—800° C.). Disse maskiner kan derfor i størst
utstrekning regnes til forkammermaskirer med hele
kempresjons-volumet i forkammeret og i mindre grad til maskiner med
mekanisk trykkforstøvning av brennoljen. På grunn av den
store efterbrenning forbruktes også store mengder
smør-olje idet denne i stor utstrekning brente bort fra cylinderens
løpeflate og således tok del i forbrenningen. Herved blev
også den mekaniske virkningsgrad (nm) nedsatt.
Alle disse maskiner anvender vanninnsprøitning ved høiere
belastninger, på den er.c side fer å begrense
gledehcdetempe-rafuren og regulere tendingen, for det annet for å accelerere
forbrenningen av utfelt fritt kullstoff (eller ev. også for å
hindre utfelning av C) — altså for à opnå en renere
forbrenning.
Et bedre resultat med hensyn til oljefordelingen og
blandingsdannelsen under den første forbrenning i toppvolumet.
Fig- 6. Fig. 7. Fig. 8. Fig. 9.
<< prev. page << föreg. sida << >> nästa sida >> next page >>
