Motori a Combustione Interna - Appunti parte 2

Problema di ricambio della carica

Ha un influsso su vari parametri tra cui    _ma

Riguardo a     occorrono adeguati livelli di turbolenza nella camera di combustione.

... attuato tramite il ricambio: Auree turbolenze influiscono anche su Ma.

Concentriamoci sul rendimento volumetrico    

Concentriamoci sul 1^o principio della termodinamica.

ΔU = Q - W

Considerando anche il     _{EVO < TDC}     la valvola di scarico si chiude prima che

Alla fine del processo di aspirazione avremo

... il volume occupato dalla carica fresca e dai residui ...

Definiamo   γ_i =    

Problema di ricambio della carica

Ha un influenza su vari parametri tra cui λ=...

Riguardo a Nc occorrono adeguati livelli di turbolenza...

Riguardo a Mc=bmep + 1 fmep; se aumento Mc...

Concentriamoci sul rendimento volumetrico λ=...

Consideriamo il 1º principio della termodinamica.

ΔU=Q−W

Considerando le cose di aspirazione supponiamo...

Alla fine del processo di aspirazione abbiamo...

Definiamo γi=...

Consideriamo all'interno del cilindro T_i, p_i

Adesso sfruttiamo il 1° principio della termodinamica

U_VC - U_TDC = Q_HT - W_s

U_VC = (m_a + m_nr)C_vT_i =β_iV_inC_vT_i

U_TDC = m_aC_pT_a + m_nrC_vT_m

Q_HT = m_aC_pΔT

Q_HT = λ_vρ_aV_dC_pΔT

W_s = ∫_VDC^VVC p_adV

W_s = p_aV_d

Definiamo Ψ = ∫_VDC^VVC p_adV / V_d

Ψ = (Ψ - 2λ_v) ρ_aV_d

Alla fine avremo che:

β_iV_inC_VT_i = λ_vρ_aV_dC_pΔT + f V_CCC_vT_m

Q_HT - (Ψ - 2λ_v) p_aV_d

Esplicitiamo λ_v:

λ_v = (γ_i/t_i - β_iγ_VC/t_t) f

Consideriamo che:

Quindi nell'espressione precedente:

Dividendo numeratore e denominatore per P_a otteniamo:

Osservazioni:

ϕ↑ ⇒ λ_v↑: Se diminuiamo le perdite miglioriamo λ_v (quando ϕ tende a 1)

ΔT↑↑ ⇒ λ_v↑: Se la carica fresca si scalda troppo è meno densa e diminuisce λ_v.

Se riusciamo a far evaporare il combustibile in fase di aspirazione potremmo avere un ΔT negativo in cui il calore sottratto alla carica dalla evaporazione del combustibile è maggiore di quello "immesso" dalle pareti calde.

p_c↑ ⇒ λ_v↑: poiché i gas combusti tendono ad opporsi anche essi al condotto di aspirazione la carica, quindi per immettere carica fresca devo aspirarli nuovamente rubando posto alla carica fresca.

y_i·f_i↑ ⇒ λ_v↑: dobbiamo considerare solo il prodotto y_i·f_i, il quale dipende da effetti dinamici.

Notiamo infine che la frazione p_i ha un peso maggiore di p_o poiché va moltiplicato per y_i, lasciando.

La velocità di flusso all'interno del condotto di aspirazione dipende da Vp, legato alla _W del cilindro motore.

C ∙ Ac = Vp Ap

le perdite di carico sono proporzionali a Vp²

ΔP cc cd Vp²

Parlando dall'ambiente fino ad arrivare ai cilindri: l'aria è soggetta a perdite di pressione, a causa dei condotti: filtro aria ecc...

Le perdite distribuite generalmente sono ridotte nei condotti f, e poi ci sono perdite causate da filtro aria, valvola, brusche variazioni di sezioni che inducono turbol.

La perdita di pressione totale nei polmon - plenum, nei tubazioni che collegano il plenum ai cilindri, e poi nelle valvola ()

P _t = P _a + ΔP

Le perdite di carico influenzano la plenumetria, traducendosi in riduzione di velocità del flusso (riempie in alore)

Vediamo la variazione di Vp in funzione di Vp

In un motore ideale non ci sono perdite di pompaggio, fenomeni di riflessione da espansione di combustione effetti dinamici:

lv = ^{1 (k+1)( 2 f _k-1)}/_{k (k+1)} 1 4

• motore ideale
• motore ideale + riveddamento/espansione
• motore ideale/Ragg + perdite flessbili
• motore ad alte prestazioni

Il canale labir ciò rende associato ad un motore a due ombadati così su cui

non sono ovvero presenti effetti dinamici.

Nei motori ad alte prestazioni il picco di vr non è o è V_max picchetti poi da

queste brande.

Quindi fluidodinamicamente vengono sempre da picchi (sono con V_le)

Riscaldamento della carica (nei condotti di aspirazione)

_condotte

Q_A = m Cp ΔT = h_C S (T_w - T_Gas)

data carica

presa

con h_C: coeff di convessurazione

Tw temperatura a parete

Fas L media della carica nei condotti

h dipende dalla conduttività termica è dal diametro è della sezione del condotto

h_C = λ R^0,8 Pr_d^0,4 ∝ d ∝ Pr_{Td^0,4 ∝ d^0,2 Se i tubi sono}

_傠C_{TD0,12 ∝}

P randtl=net

Vediamo la dipendenza di ΔT

ΔT = h S (T_w - T_est)

m C_p∝L (T_w - T_est )

ρ_0,8 µ

d^0,2 µ

Il diametro influenza più di tutti il riscaldamento della carica. Se vogliamo

AT bassi occorrono condotti laggiè e freddi.

Per tubi non lisci, la rugosità non influenza le perdite di carico ma

talvolta triplica il riscaldamento

Evaporazione del combustibile (effetto sul ΔT)

ẃ_PT

le considerazioni che faremo sono quindi sui

Consideriamo due sezioni A + B

la mix inietta e liquido mentre al cilindro una

parte di un non sarà evaporato inflitto

Nel cilindro entrano mix + infp + inflf

Ritardando anche la tutto combustibile espresse mossa è convito che

contatto con l’aria e non a causa del contatto con le pareti.

l’evaporazione di combustibile supponendo  x = _ṁf/_{ṁf + ṁg} → ṁ_g = x ṁ_f e

ṁ_g/(1 + ⅙ _x) ṁ_f

considerando un bilancio energetico tra le sezioni A e B:

ṁ_a h_1gB + ṁ_a ṁ_f x ṁ_frB + (1-x) ṁ_f =

energia entrante

ṁ_a h_aB + ṁ_f x ṁ_frB + Q_HT = ṁ_f x ( h_fgBB -

ṁ_a c_pa (T_A-T_B) + ṁ_f c_f (T_A-T_B) + Q_HT = ṁ_f x h_frBB + h_fri

calore ricevuto dal liquido      calore latente di evaporazione del combustibile

Otterremo           del condotto al cilindro sarà :

T_A-T_B = ^{ṁ_f x h_fri - Q_HT} / _ṁ + _fc_aopf

T_A-T_B =    ^{x h_fri-Q_HT} / _eṁ

+ c_A + c_pf

Quindi: &emsp       

di scambio termico (T_anegativo) oppure della evaporazione del combustibile

(T_positivo) che fa raffreddare la carica.

A parità di m_f aumentando il regime di rotazione cala Q_HT (raffreddamenti)

Oltreciò per spruzzare il combustibile all’enso all’ano,…in, il di modo migliore

per farò è l’niinzione diretta.

Vediamo alcuni valori:

Benzina.  x = 1   e   yükli̇t = 116,5   kı̇n = 300 काँ nej

Con questi dati otteniamo T_T = 47,8 °C

Se abbiamo una condotta lisa. di   I ^fà内部 = 42,1 °C

l’incremento di AT aumentano la puvinela o mødre coincide aumentando il

λ o combustibile evaporato.

Etanolo: x = 1

Z_c=0,6

σ_p = 915 KJ

C_p=2,4

(Ricordiamo che ad ogni Kg e T della carica aumenta h)

Doppio invertitore

Un sistema utilizzato per raffreddare la cenere è quello con due invertitori: uno

a monte della motoria a farfalla e uno subito dopo. Il primo è quello che

fa evaporare la maggior parte del combustibile. Due invertitori

gestiscono in base all'apertura di farfalla, si utilizza uno rispetto

all'altro. Per farfalla parzialmente chiusa si usa l'invertitore

di valle e fra farfalla quindi tutto aperto (ceniciato) si usa

quello a monte. Se x non è questo a monte un primo non

si creerebbe un film di combustibile sulla superficie della farfalla.

Perdite fluidodinamiche

A pieno carico le perdite maggiori si hanno nella valvola (a carico parziale si hanno

anche le perdite nella farfalla) la sezione dipende dall'alzata della valvola.

Piccola alzata

AB; sez. di gola

(teorema di tono)

AB è tale sede

della valvola

Media alzata

AB non è ortogonale

al piano della valvola

Sez. di gola = π/4 (d_est−d_int)

Araz della sezione

Alzata valvola

tradizione grandi alzate assumo

Il flusso attorno alle sottili non è stazionario e non è sparso uniformemente lungo la cortina.

Facciamo delle ipotesi semplificative: si considera un intervallo Δt di tempo sufficientemente piccolo per considerare il flusso stazionario (ipotesi quasi-stazionaria).

Consideriamo anche che il flusso sia monodimensionale, cioè:

(disegno)

racure

(disegno)

La terza ipotesi dice che subito a monte e subito a valle della sottilia il flusso è isentropico, perciò non ci sono scambi termici. Tra la st. 0 e la st. 1.

Fatte queste tre ipotesi scriviamo:

(formula)

con k = Cp/Cv = 3,4

In cui f= p0/T poloteetti consideriamo gas perfetti. Inoltre a0 = sqrt(RT)

Tramite le equazioni m/p0/T f/p0 T è forza calcola la portata ideale m

La portata tecnica sarà: ṁ_t = ρ_o v_o A₁ φ

La portata reale sarà: ṁ_re = ρ_re v_re A₁ con φ; ρ_re = ρ_o saranno uguali

ma diminuirà la sezione di gola effettiva dal fluido.

ṁ_r = ṁ_t σ_g A_eff

Poniamo misurare l’A_eff al banco di flussaggio, quindi calcolo ṁ_re

Con le formule si pone misurare A₁ e pone testare il flusso reale

con le formule del fluido ideale. A_eff

3/04/2013

Scegliamo il concetto del pedale T (k totale):

Formula: T_0t = T₀ + ^c₂ / 2c_p

p₀t = p₀ (_0t / T₀)^k/(k-1)

A_eff può dipendere dalla geometria adiacente alla sezione limitato;

- dipende dall’altezza delle testate h_t;

- condizioni a monte e a valle della testata p₂ / p_0t

Andamento di h_v in funzione di x

Possiamo definire una A_eff media, A_eff:

A_eff = ₁⁄_tc∫₀^t_ca_ff(t) dt

A_eff è legato a η_p all'efficienza fluidodinamica dallo stesso parametro della permeabilità.

Consideriamo questo definire un parametro che sudivida questo arco di variabile.

Permeabilità: A_eff

Azione: A_azione

λ_v = _ma⁄_Vd∫_t0^t_c m dt = _mc⁄_Vd a_a A_ef(θ) dθ ≤ a_a A_eff(θ)dθ

Dato che V_d è costante e φ non dipende da θ e non si esce dall'integrale

λ_v = _aa∫_φ⁄_Σ A_eff = _aa∫ A_eff(θ)

∫_Ap^Vp _Σ^∫ A_pφ

λ_v = ₁⁄_{Σ φ} − _θvc − _θvvo

Introdurro il parametro di Mach: ξ = _{Av Vp}⁄_{Aff aa}

Quindi: λ_v = φ ⁄ π

Quindi: λ_v dipende soprattutto da φ e ξ.

Se aumenta V_p aumenta ξ e φ tende a diminuire perché la depressione creata

del cilindro fa vicini aumenti φ. Ad un

Conoscendo le grandezze in condizioni critiche posso calcolare V_f, calcolare il n° giri t_e quando calcolare la stessa curva del blocco fluidodinamico.

La portata (ariafreddo ad a)         _con

Da qui possiamo fare alcune considerazioni:

Se aumenta P↓  temperatura in T↓

P_e

Ecco hanno costruttivi in formula che sta alla base dei fattori di correzione al banco prova.

Prove sperimentali

Coefficiente di efflusso

Notiamo che A_min varia al variare dell'eletata che necessita di numerazione.

Per ovviare A_min

  Tº   d_u

Tδ    

Queste definizione possono essere tute vuole ma la miglio e quella che al stesso denominatore presenta l'area dello scarso. Inoltre aree di riferimento Architettura di un banco di flussaggio

Il misuratore di portata funziona in due modalità: aspirato o soffiato in base alla tabella de posti di aspirazione o di scarico.

Nella porta ci sarà prima un ΔP tra il serbatoio di calma e l'ambiente: P_a / P_amb e ciclicamente si inizierà a misurare P₁ al variare di h. Quindi la misura da fare sono: m¹ P_La, P₁, P_asp, T_app (con no.net povet).

Per calcolare A_eff per finesta h e P_a / P_vaf:

caso di flusso aspirato

A_eff(h, P / P_vaf) = m_m √v _{k -1}(²/sub>)_{k+1(P3 Pamb)}

caso di flusso soffiato

A_eff(h, P / P_vaf) = f&deep; = fp_prf (₂₄)(^P₂)(sub>)₃ &deep;

caso di flusso soffiato

Notiamo che nel caso di flusso aspirato al posto di P_i dovremmo inserire la pressione a monte della saracinesca, ma se le perdite sono piccole possiamo inserire la P_a, le perdite vengono limitate creando un imbuto all'ingresso del condotto di aspirazione.

Nel flusso soffiato al posto di P_i dovremmo inserire la p del cilindro, ma x non ci sono perdite di carico non è commutato un grande errore.

Riguardo a P_a dovremmo inserire la p subito a "monte" (cioè pari e a valle) della saracinesca, in realtà ciò a "monte" della saracinesca sarà molto minore di P, questo crea un valore di m maggiore di quello che in realtà è.

Ha ricercato sé minime sono velocità, questo errore è accettabile seguo miguale in tutte le porte.

Curvi di proposizione delle scariche (sare Trento) s.g.p.s.p.t.c.

(a) Piccole alzate

(b) Medie alzate

(c) Grandi alzate

Figura 2.13

Tipiche condizioni di efflusso che si realizzano nella sezione ristretta di una valvola d'aspirazione, al variare dell'alzata. In corrispondenza ad esse il coefficiente d'efflusso, che evidenzia le sole perdite fluidodinamiche, C₁, assume gli andamenti mostrati nel diagramma.

COEFFICIENTE D'EFFLUSSO C₁

RAPPORTO ALZATA / DIAMETRO VALVOLA h_dM

Figura 2.15

Effetto dell'arrotondamento dello spigolo d'ingresso della sede della valvola sul coefficiente d'efflusso C₁. Questi rilievi [3] mostrano un netto miglioramento di C₁ alle medie e grandi alzate, indicando come raggio di raccordo ottimo, per lo spigolo 1, il valore: r_dM = 0.3.

COEFFICIENTE D'EFFLUSSO C₁

RAPPORTO ALZATA/DIAMETRO VALVOLA h_dM

• r_dM = 0
• r_dM = 0,22
• r_dM = 0,28
• r_dM = 0,37

Figura 2.16 -

Influenza della geometria del condotto sulle perdite fluidodinamiche attraverso il gruppo d'ammissione:

• (1) - condotto con ampio raggio di curvatura;
• (2) - condotto con ampio raggio di curvatura ed incremento di sezione in corrispondenza del supporto per la guida della valvola;
• (3) - condotto con raggio di curvatura troppo piccolo.

COEFFICIENTE DI DEFLUSSO C_v

RAPPORTO ALZATA/DIAMETRO VALVOLA h_d/d_M

Valvola isolata