8/8/2019 7979889-termic-bun11

1/90

CAPITOLUL 1

CALCULUL TERMIC

1.1. Consideratii generale

Calculul unui motor cu ardere interna presupune determinarea, inetape successive, a unor marimi diverse prin care se pot esimaperformantele energetice, solicitarile termice si mecanice din organelecomponente, tendintele de uzura, etc. Aceste marimi se pot grupaastfel:

- parametrii indicate;- parametrii efectivi;

- parametrii comparative;- presiunile din cilindru.Calculul presupunand un volum ridicat de operatii, se va folosi un

program de calcul, care scurteaza in mod evident timpul de lucru pe deo parte, iar pe de alta parte, acestea vor prezenta un grad de preciziemare.

In continuare se va prezenta, theoretic, algoritmul care a stat labaza realizarii calculelor, si modul de alegere a marimilor necesareacestui scop.

1.2. Parametrii de intrare

- Numarul de cilindri a motorului: I = 6 , in linie, verticali;- Cilindreea totala: Vh = 5.5 l;- Turatia nominala: n = 3000 rot/min;- Turatia la moment maxim: n = 1800 rot/min;

1.3. Cantitatile componentilor fluidului de lucru

La combustibilii lichizi, a caror participatie in [kg] la 1[kg] decombustibil este data de reletia C+H+O=1 [kg] cantitatea de aernecesara arderii complete a unitatii de combustibil se exprima, infunctie de unitatile de masura prin relatiile:

Log 0.23C

38 H+ O

: =

*

1

8/8/2019 7979889-termic-bun11

2/90

Lo 0.208 12 4+

32

: =

*

in care 0,23 [kg] reprezinta masa oxigenului intr-un [kg] de aeratmospheric, iar 0.208 participatia volumica a oxigenului intr-un [kmol]

de aer atmosfheric.

Componenta combustibililor lichizi clasici Tabelul 1

Tipul combustibiluluilichid

Masa componentului [kg/kg.comb]C H O H2O S2

Benzina 0.855 0.145 - - -

Motorina 0.870 0.126 0.004 - -

Alcool etilic (C2H5OH) 0.521 0.131 0.384 - -

Alcool metilic(CH3OH) 0.375 0.125 0.500 - -

[kg/kg.conb];[kg/kg.conb];

[kg/kg.conb];:

[kg/kg.conb];

[kg/kg.conb];

Dupa efectuarea calculelor vor rezulta cantitatile componentilorfluidului de lucru:

[kg/kg.conb];

[kmol/kg.comb];

Cantitatea de incarcatura proaspata care comtine 1[kg] de combustibilse calculeaza cu relatia:

- este coeficientul de dozaj;:

[kmol/kg.comb];

Calculul termic termic al unui motor se efectueaza de regulapentru regimul nominal si, in consecinta, coeficientul de dozaj se

impune pentru acest regim. Valorile lui se gasesc in tabelul 2.

Valori ale coeficientului de dozaj Tabelul 2

MAS stationare 0.81

MAS cu combustibili gazosi 11.2

MAS pentru autoturisme 0.851.1

MAC lente 1.72.1

MAC semirapide si rapide cu injectie directa 1.41.6

2

8/8/2019 7979889-termic-bun11

3/90

8/8/2019 7979889-termic-bun11

4/90

calculeaza cu relatia:

0p0

Ra T0:=

*

[kg/mc];

Scaderile de presiune in admisie:

c p+( ):[m/s];

Pa s

2 0 10

6:=*

[MPa];

Presiunea incarcaturii proaspete la sfarsitul admisiei::

[MPa];

Presiunea gazelor reziduale:

- coeficient al presiunii gazelor reziduale;:

[MPa];

Coeficientul gazelor reziduale:

[K];

Tr 2 pa 1 pr

: =*

Temperatura incarcaturii proaspete la sfarsitul cursei de admisie:

4

8/8/2019 7979889-termic-bun11

5/90

Ta1 +

: =*

[K];

Coeficientul de umplere:

v T0 T+ 1

p0 2 pa pr( ):= *

1.4.2. Procesul comprimarii

Calculul procesului de comprimare are ca scop determinareaexponentului mediu n1, al politropei de comprimare, a presiunii pc sitemperaturii Tc a fluidului de lucru, precum si a caldurii specificemolaremedii a gazelor la sfarsitul comprimarii.

Evolutia presiunii pe curba de comprimare (fig.1.1) in coordinatep, V are forma unei politrope cu exponent variabil (linia intrerupta).

La inceput (portiunea ANH), exponentul politropic n1este mai maredecat exponentul adiabatic k1 din cauza transferului de caldura cu

peretiicilindrului de catre amestecul proaspat. In momentul Htemperaturile fluidului de lucru si cilindrului se egalizeaza, exponentulpolitropic fiind acelasi cu exponentul adiabatic. In continuare,temperature amestecului proaspat devine mai mare ca a cilindrului,transferal caldurii se inverseaza si exponentul politropic devine inferiorcelui adiabatic (portiunea HMC). Luarea in consideratie a variatieiexponentului politropicreal n1r ar complica calculele; totodata impunerea

5

8/8/2019 7979889-termic-bun11

6/90

din proiectare a caracterului modificarii lui n1 ar fi deosebit de dificila,aceasta fiind legata de dependete complexe si de existenta unui volummare de dateexperimentale. De aceea in calcule se considera capresiunea evolueaza dupa o politropa cu exponentul n1 constatnt (curbacu linie continua), pentru parcurgerea careia se consuma acelasi lucrumecanic ca si in situatia reala, cand n1r este variabil.

Determinarea exponentului adiabatic k1, al procesului decomprimare:

k1 18.315

aa 103

ba Ta 1 k1 1

+( ) 546++

, tinand cont de

valorile:

k1 18.315

20.6 0.002638 330.009 1 k1 1

+( ) 256++

Solutiile acestei ecuatii in functie de Ta si sunt prezentate grafic

in figura de mai jos:

Ipotezele simplificatoare introduse conduc la valor ale lui k1 maimari de cat cele reale, suficient de apropiate de exponentul politropic n1

: n1 k1 0.02+ . . . k 1 0.02

Diferenta intre k1 si n1 trebuie apreciata prin prisma schimbului decaldura a fluidului de lucru cu peretii in procesul comprimarii.

Puterea calorica inferioara a combustibilului :Hi 33.91 C 125.60 H+ 10.89 O S2( ) 2.51 9 H H2O+( ) 10:= *

i . = [kJ/kg];

Caldura schimbata cu peretii pe cursa comprimarii :

Fractiunea de caldura care se pierde pe cursa de comprimare::

6

8/8/2019 7979889-termic-bun11

7/90

[kJ/kg.conb];

Presiunea si temperatura fluidului de lucrula sfarsitul comprimarii :pc pa : = *

Tc Ta : = *

[MPa];

[K];:

[C];

Caldura specifica molara medie la volum constant a incarcaturiiproaspete in intevalul t0...tc se determina:

mcv aa a c+: = *

[kJ/kmol.grad];

Caldura specifica molara medie la volum constant a gazelorreziduale in intervalul t0...tc, prin interpolarea datelor apropiate din tabel:

. . :

. . :

:

. . :

. . :

:

da dr stmcv.dr.suptc mcv.st.suptc mcv.st.inftc+ mcv.dr.inftc( )

mcv.st.suptc+ mcv.st.inftc

:=

db dr stmcv.dr.inftc mcv.st.inftc( ) mcv.st.inftc+:= *

:

[kJ/kmol.grd];

Se determina apoi caldura specifica molara medie la volumconstant a fluidului de lucru in intervalul t0...tc :

7

8/8/2019 7979889-termic-bun11

8/90

mcv11 +

mcv mcv2+: = *

[kJ/kmol.grd];

1.4.3. Procesul arderii

MAC rapide si semirapide sunt caracterizate printr-o evolutie apresiunii pe perioada arderii asemanatoare cu MAS la sfarsitul curseide comprimare si similara cu MAC lent la inceputul cursei de detenta.Asfel, se considera ca aportul de caldura se produce partial la volumconstant si la presiune constanta.

Scopul calculului procesului de ardere consta in determinareatemperaturii si presiunii fluidului de lucru la sfarsitul fazei principale aarderii, iar la MAC si a volumului delimitat de pozitiile pistonului pentru

care fluidul de lucru isi mentine aceesi presiune. Pentru calcululprocesului de ardere trebuie cunoscuti in prealabil coeficientii variatieimolare ai amestecului proaspat si amestecului real, puterea caloricainferioara a amestecului si caldura specifica molara medie a fluidului delucru dupa ardere.

Calculul coeficientilor variatie molare a incarcaturii proaspete sifluidului real innainte de ardere:

0 M1: =

*

r 1 +: =

*

Puterea calorica inferioara a 1 [kmol] de amestec real este:

HiaM1 1 +( )

: =*

ia . =[kJ/kmol amestec];

Caldura specifica molara medie la volum constant a fluidului delucru dupa ardere in intervalul t0...tz este:

8

8/8/2019 7979889-termic-bun11

9/90

C1 M239.123 MCO2 23.723 MO2+ 26.67 MH2O+ 21.951 MN2+: = *

D1 M23.349 MCO2 1.55 MO2+ 4.438 MH2O+ 1.457 MN2+( ):= *

1 . =

Se poate determina temperatura fluidului de lucru la sfarsitul fazeiprincipale a arderii, prin rezolvarea unei ecuatii de gradul 2, ai careicoeficienti sunt a,b,c, de tipul:

a z z+ c+

=0:

:

- coeficientul de utilizare al caldurii in procesul arderii;:

- raportul de crestere a presiunii in procesul arderii;:

a . =

c . =

a c:=*

tz1b +

2 a:=

*

tz2b

2 a:=

*

z1

. =

z2 . =rezulta:

:

z . =[C];

9

8/8/2019 7979889-termic-bun11

10/90

:

:

z . =[K];

Coeficientul de utilizare a caldurii in procesul arderii z reprezinta

raportul dintre cantitatea de caldura QZ degajata prin arderea unitatii de

combustibil, folosita pentru producerea lucrului mecanicexterior si

cresterea energiei interne a fluidului in perioada de la inceputul arderii si

pana la sfarsitul arderii vizibile (sfarsuitul fazei principale a arderii), catreputerea calorica inferioara Hi a combustibilului. Marimea acestui

coefficient depinde de modul de formare a amestecului, calitatea arderii

apreciata prin caracteristicile pulverizarii si eficienta turbulentei dirijate,

compactitatea camerei de ardere si intensitatea racirii ei, sarcina

motorului, coeficientul excesului de aer, turatie, etc.

Coeficientul de utilizare a caldurii pentru

diversetipuri de motoare Tabelul 3

Tipul motorului zMAS cu combustibil lichid 0.850.95

MAS cu combustibil gazos 0.80.85

MAC cu injectie directa cu miscare turbulenta a aerului putin intensa 0.80.9

MAC cu injectie directa cu miscare turbulenta realizata in perioadaarderii

0.750.88

MAC cu injectie directa cu ardere peliculara (MAN) 0.750.85

MAC cu injectie directa cu aspir. aer comb. gazos si injectie

combustibil lichid

0.750.85

MAC cu injectie directa supraalimentate 0.850.90

MAC camera divizata cu camera de vartej 0.700.80

MAC camera divizata cu camera de precombustie 0.650.85

MAC in 2 timpi cu pompa separate de baleiaj 0.820.85

MAC in 2 timpi cu baleaiaj prin carter 0.800.83

Se calculeaza presiunea maxima a fluidului si gradul destinderii

10

8/8/2019 7979889-termic-bun11

11/90

prealabile: :

z z Tc: =

*

[MPa];

1.4.4 Procesul destinderii

Prin calculul procesului destinderii se urmareste determinareaexponentului mediu n2 al politropei de destindere, a presiunii sitemperaturii fluidului de lucru la sfarsitul destinderii; totodata se poate

aprecia corectitudinea estimarii initiale a temperaturii gazelor reziduale,diferenta intre aceasta si valoarea rezultata din calculul destinderiireflectand calitatea concordantei intre ciclul de calcul rotunjit si ciclulreal al motorului.

La MAC, scadeea presiunii pe cursa de destindere incepe dupa o

mica crestere a volumului descries de piston, cand se termina ardereala p = ct, procesul fiind considerat ca o destindere prealabila; dupaacest process se desfasoara destinderea propriuzisa, cu scadere depresiune, pe parcursul careia se defineste gradul destinderii finale.

Pentru stabilirea gradului destinderii finale se foloseste relatia:

11

8/8/2019 7979889-termic-bun11

12/90

z

:=*

Ca si in cazul procesului de comprimare, evolutia presiuniifluidului de lucru in functie de volumul descries de piston are loc inrealitate dupa o politropa cu exponent variabil. In general, datoritatemperaturii mai mari a fluidului de lucru fata de cea a peretilor, are loco cedare a caldurii de la gazelle fiebinti la pereti. In prima parte aprocesului (incepand din punctual z, fig. ) se continua arderea uneiparti de combustibil si are loc recombinarea moleculelor ce au fostdissociate in primele faze ale arderii, fenomene insotite de aport decaldura.

Din aceasta cauza, la inceput (intervalul ZMH), exponentulpolitropic al detentei reale n2r (curba cu linie intrerupta) este mai micdecat exponentul adiabatic k2 (curba cu linie punct) si chiar estesubunitar. In continuare suprafata de schimb de caldura creste sitotodata o parte din gazee fierbinti se scurg prin neetanseitatiledintrepiston si cilindru. In calcule se considera ca destinderea decurge dupao politropa cu exponent constant care tine seama de schimbul real decaldura, in asa fel incat lucrul mecanic care se obtine sa aiba aceeasivaloare cu lucrul mecanic al procesului real.

Exponentul adiabatic al procesului de destindere:

Exponentul politropic mediu al destinderii:

Calculul presiunii si temperaturii la sfarsitul cursei de destindere:

pd

n2

:=*

Td Tz : = *

[MPa];

[K];

Temperatura gazelor evacuate:

12

8/8/2019 7979889-termic-bun11

13/90

Tr1

pd

pr

1

3

:=*

[K];

Eroarea de estimare a temperaturii Tr, este:

Tr Tr100:=

*[%];

[%];

Intrucat ele sunt sub limita admisibila de 1%, nu mai este necesarsa se reia calculele cu o alta valoare a temperaturii Tr .

1.5 Parametrii indicati si efectivi

Lucrul mecanic dezvoltat de piston pe parcursul unui ciclu real, caurmare a transformarii caldurii, cat si gradul conversiei energiei termicein energie mecanica pot fi apreciate prin parametrii indicate ai ciclului.In acest scop se utilizeaza urmatoarele notiuni: presiunea medieindicata a ciclului, puterea indicat, momentul motor indicat, randamentulindicat, consumul indicat de combustibil si consumul specific indicat de

caldura.Presiunea medie indicata a ciclului nerotunjit se stbileste cu

relatia:

pi1 1 n2 11

n2 1

n1 11

n1 1

z z 1( )+

:=

*

[MPa];

[MPa];

Presiunea medie indicata a ciclului rotunjit:

- coeficient de plenitudine;:

[MPa];

13

8/8/2019 7979889-termic-bun11

14/90

i 8.315 Hi v p0:=

*

- randamentul indicat;

- exponentul adiabatic al aerului;

t 11

ka 1

z z 1

z 1 ka z z 1( )+:=

*

- randamentul termic;

r t:=

*

- randamentul relativ;

Consumul specific indicat de combustibil:Consumul specific indicat de combustibil gi, reprezinta cantitatea

de combustibil consumata de motor in unitatea de timp pentru aproduce o unitate de putere indicata.

gi i Hi: =

*

[kg/kwh];

- proportie necesara pentru aprinderea combustibiluluigazos;vi i Hi

: =*

Consumul indicat de caldura:Qi i

: =*

i . =[kJ/kvh];

Prin datele initiale s-a impus constructia cu 8 cilindri in V amotorului, deci presiunea medie echivalenta pierderilor mecanice seexprima astfel::

[m/s] - viteza medie a pistonului;:

14

8/8/2019 7979889-termic-bun11

15/90

[MPa];

Presiunea medie efectiva::

[MPa];

Randamentul mecanic al motorului:

m pi: =

*

Puterea efectiva si momentul motor efectiv

[dmc];

[rpm];cilindri;

Pe30

: =*

[KW];

30:=

*

Me

e

n

:=*

[Nm];:

Consumul specific efectiv de cobustibil:

ge m: =

*

[kg/kwh];

Consumul specific efectiv de caldura:Qe e

: =*

15

8/8/2019 7979889-termic-bun11

16/90

e . =[kJ/kwh];

Consumul orar de combustibil::

[kg/h];Consumul orar de caldura::

h . =[KJ/h];

Cursa pistonului:

Sn

: =*

[m];

i S3

103

4 Vt:=

*

Alezajul:D

:=

[m];

Puterea litrica:D

:=

[m];Cilindreea unitara:

Vh 6:=

*

[dmc];

Volumul spatiului de comprimare:Vc 1

: =*

[dmc];:

16

8/8/2019 7979889-termic-bun11

17/90

[dmc];1.6 Bilantul termic al motorului

Bilantul termic al motorului consta in evidentierea tuturor

cantitatilor de caldura care se transforma in energie mecanica sau sepierde in urma unor procese termice bine conturate. In mod obisnuitbilantul termic se determina pe cale experimentala, pentru orice conditiide exploatare a motorului, dar totdeauna pentru un regim de exploatarestabil. Bilantul termic poate fi estimate si pe cale analitica urmarindu-seindepartarea eventualelor cause care conduc la utilizarea neeconomicaa caldurii in motor, precum si pentru obtinerea unor date referitoare ladimensionarea suprafetelor de racier a motoruluisau la dimensionareainstalatiei de recuperare a caldurii din gazele evacuate.

Conform principiului conservarii energiei, ecuatia bilantului termicreferitoare la o secunda de functionare a motorului are aspectul:

Q0 = Q1+Q2+Q3+Q4+Q5 [J/s]In care terminii componenti au urmatoarele semnificatii:

Q0 cantitatea de caldura obtinuta prin arderea combustibiluluiconsumat de motor timp de o secunda, denumit current calduradisponibila;

Q1 cantitatea transformata efectiv in lucru mecanic;Q2 cantitatea de caldura degajata prin frecari si pierderi la pereti

in procesele comprimarii si destinderii;

Q3 cantitatea de caldura angrenata cu gazelle evacuate;Q4 cantitatea de caldura care se pierde din cauza arderii

incomplete;Q5 cantitatea de caldura reziduala care este egala cu suma

tuturor pierderilor ce nu pot fi estimate prin calcul sau care comportamari dificultati in determinarea pe cale experimentala.

Caldura disponibila:

Q0 3.6: =

*

0. =

[J/s];

17

8/8/2019 7979889-termic-bun11

18/90

Q2 m1

Pe 1000 Q0 vc vd++:= *

1 . =[J/s];

2 . = [J/s];:[C];

:

:

:

:

mcvtr1 aco2 co2 r+ cco2 r+ CO2: = *

mcvtr2 ao2 o2 r+ co2 r+ O2: = *

mcvtr3 ah2o h2o r+ ch2o r+ H2O: = *

mcvtr4 an2 n2 r+ cn2 r+ N2: = *

mcvtr M2mcvtr1 mcvtr2+ mcvtr3+ mcvtr4+: = *

[kJ/kmolgrd];

Caldura specifica molara::[C];

mcva . . 0+: = *

[kJ/kmolgrd];

Caldura extrasa cu gazele evacuate:

Q3 3.6M2 mcvtr 8.315+( ) tr M1 mcva 8.315+( ) t0: = *

3 . =

[J/s];Intrucat >1, nu apar pierderi de caldura prin arderi imcomplete,

deci Q4=0.:[J/s];

Caldura reziduala::

18

8/8/2019 7979889-termic-bun11

19/90

5 . =[J/s];

Stabilirea procentelor caldurii totale:

q1 Q0100: =

*

[%];

q2 Q0100: =

*

[%];

q3 Q0100: =

*

[%];

q4 Q0100: = *

[%];

q5 Q0100: =

*

[%];

1.7 Trasarea diagramei indicate

Prin diagrama indicate a unui motor cu ardere interna se intelegereprezentarea grafica a ciclului termodinamic real, definit prin variatiapresiunii reale a gazelor din cilindru in functie de volumul descries depiston ori de cursa acestuia ; evident diagrama indicate se obtine numaipe cale experimentala, cu aparatura adegvata.:

-avans la deschiderea supapei de evacuare;:

r2

:=*

[m];

- raportul intre raza manivelei si lungimea bielei;l

:=

*

[mm];

19

8/8/2019 7979889-termic-bun11

20/90

Vs 4

S: =*

Cilindreea, [mc]:s . =

Vc 1

: = *

Volumul camerei de ardere, [mc]:c . =

Volumul total, [mc]:a . =

Vc D

2

4 1 cos deg( )

4

1 cos 2 deg( )( )+

r+ Vc z)

-durata arderii la presiune constanta:

pc1

2

: =*

V i( ) Vc 4

1 cos i deg( )4

1 cos 2 i deg( )( )+

r+:=*

s i( ) r 11

+

cos i deg( )1 sin i deg( )( ) 2

+

:=

*

hc 2 1

: =*

s3 r 11

+

cos 380 deg( )1

2sin deg 380( )2

+

:=

*

p3 pdhc 2 r +hc s3+

:=

20

8/8/2019 7979889-termic-bun11

21/90

s2s r 11

+

cos 360z2

+

deg

1 2

sin deg 360z2

+

2

+

:=

s4 r 11

+

cos dse deg( )1

2sin deg dse( )

2

+

:=*

pst2

: =*

p4 pdhc 2 r +hc s4+

:=

s5 r 1 1+

cos dse 540+( ) deg1

2sin deg

dse

540+

( )

2

+ :=

21

8/8/2019 7979889-termic-bun11

22/90

p i( ) pa 0 i 180

8/8/2019 7979889-termic-bun11

23/90

0 2 .10 4 4 .10 4 6 .10 4 8 .10 4 0.0010

2

4

6

8

p i( )

Vc Va

V i( )

23

8/8/2019 7979889-termic-bun11

24/90

CAPITOLUL 2

CALCULUL DINAMIC AL AUTOCISTERNEI ECHIPATA CUMOTORUL DIN PROIECT

2.1 Date despre autovehicul

Greutatea autovehiculului gol: [Kg];

Numarul de locuri:

Lungimea:Latimea: [mm];

Inaltimea: [mm];

Ampatament: [mm];Ecartament fata:

:[mm];

Ecartamentspate::

[mm];

Tipul anvelopelor: 295/80 R 22.5

Cilindreea::

[dmc];

Randamentul transmisiei:

:

Viteza maxima:

:[km/h];

- reprezinta coeficient de corectie:

- reprezinta aria sectiunii transversale a autovehiculului:

As 2H ka 10

: =

[mp];

-reprezinta un coeficient de rezistenta a aerului:

k -eprezinta un coeficient aerodynamic:g m

[g m

];

f -coeficientul de rezistenta la rulare:f 0.0165 1 0.0065 vmax 50(+:=

24

8/8/2019 7979889-termic-bun11

25/90

Greutatea soferului si a pasagerului:

[Kg];

Greutatea bagajelor::[Kg];

Greutatea totala a autovehicului:

[Kg];

Puterea maxima a motorului:

Pvmax

Ga fs vmax

13+

360 trv

max

1

0.736:=

:[CP];:

:

[rpm];

[CP];

Cuplul motor maxim::[daN.m];

[rpm];

2.2 Caracteristica externa a motorului

Prin caracteristica externa se intelege functia de dependenta aputerii motorului si a momentului motor de viteza unghiulara de rotatie aarborelui cotit, la admisie totala, reglajele motorului si temperature defunctionare fiind cele optime.Pentru determinarea caracteristicii externe se apeleaza la formuleempirice care sa permita construirea curbelor cat mai exact, in functiede caracteristicile sale.

Cu cat zona de stabilitate este mai mare, cu atat motorul este maibun pentru propulsarea autovehiculului.

Zona de functionare [nM, nmax] sau [nM, nr] se numeste zona de

25

8/8/2019 7979889-termic-bun11

26/90

functionare stabila sau zona de stabilitate, deoarece odata cu crestereasarcinii si scaderea turatiei, momentul motor produs creste siechilibreaza momentele rezistente suplimentare. Marimea zonei destabilitate este caracterizata prin coeficientul de elasticitate;

Momentul la putere maxima va fi:

Mp 955.4 np: =

[daN.m];

Ca Mp: =

Calculul coeficientului de elasticitate:

Ce np: =

Determinarea puterii maxime a motorului

Aceasta putere se obtine pe o cale de rulare orizontala, pe calerezistenta de inaintare datorata drumului este caracterizata numai decoeficientul de rezistenta la rulare (f), la care se adauga si rezistenta

aerului.Turatia de viteza maxima:

[rot/min];

Kn vmax: =

:

::

P n( ) Pmax n

np

n

np +

n

np

:=

26

8/8/2019 7979889-termic-bun11

27/90

Valorile coeficientilor, si sunt prezentate in tabelul 2.1.Tabelul 2.1.

Tipul motorului

Motoare cu aprindere prin scanteie 1 1 1

Motoare cu aprindere prin compresie in 2 timpi 0.87 1.13 1

Motoare cu aprindere prin compresie in 4 timpi 0.53 1.56 1.09

+ 1M n( ) 955.4

n: =

[daN.m];

Trasarea curbei de putere si de moment

Pe grafic, puterea este reprezentata in cai putere (curba rosie),momentul in N*m, (curba albastra), iar turatia in rotatii pe minut.

500 1000 1500 2000 2500 3000 350030

40

50

60

70

80

90

100

110

P n( )

M n( ) 3

n

27

8/8/2019 7979889-termic-bun11

28/90

2.3 Etajarea cutiei de viteze

Determinarea raportului de transmitere al angrenajului principalCaracteristicile pneurilor:Pneurile spate sunt de tipul: 295/80 R 22.5

Din simbolizarea acestora rezulta imediat urmatoareledomensiuni:Latimea pneului:

[m];

Inaltimea talonului:

[m];

Diametrul jantei:

:

[m];

Diametrul nominal al rotii:

[m];

Coeficientul de deformare a pneului:

Raza nominala:rn 2

: =

[m];

Raza de rulare:

[m];

Raportul de transmitere al transmisiei principale se determina dinconditia ca, in priza directa, autovehiculul sa se depalaseze pe un drumorizontal cu viteza maxima impusa prin tema de proiectare, motorulfunctionand pe caracteristica de turatie la sarcina totala.

28

8/8/2019 7979889-termic-bun11

29/90

i0 30 vmax: =

Determinarea raportului de transmitere in treapta I

Acest raport se calculeaza impunand conditia ca autovehiculul saurce drumul avand panta maxima impusa prin tema de proiectare,motorul functionand pe caracteristica de turatie de turatie la sarcinatotala, la turatie de cuplu maxim.

Pe aceasta rampa rezistentele la deplasarea autovehicolului suntcele legate de rularea pe rampa si componenta greutatii pe rampa.

Panta maxima::

Viteza critica in prima treapta este:

[daN];

icv1 FtmaxMmax i0 tr

: =

Determinarea numarului de trepte ale cutiei de viteze

Alegem turatia minima si maxima::

[rot/min];

[rot/min];

Rapoartele cutiei de viteze formeaza o progresie geometrica deratie:

qmax n2: =

Numarul treptelor de viteza rezulta a fi:

29

8/8/2019 7979889-termic-bun11

30/90

kmin 1 log qmax( )( )

1+:=

Se adopta K = 5 plus o treapta de mers inapoi.

Determinarea rapoartelor de transmitere a celorlalte trepte deviteza :

qt1

icv1:=

Adoptam pentru treapta de mers inapoi::

Determinarea vitezelor minime si maxime din fiecare treapta deviteza

Vitezele maxime si minime, calculate cu formulele de mai jos,

pentru fiecare treapta a cutiei de viteze sunt prezentate in tabelul 2.2.

Vmin 0.377rr nM

i0 icv

Vmax 0.377

rr nvmax

i0 icv

Tabelul 2.2

Treapta Viteza minima Viteza maxima

30

8/8/2019 7979889-termic-bun11

31/90

I 5.521 10.122

II 9.534 17.479

III 16.464 30.184

IV 28.43 52.121

V 49.092 90.002

VI (de mers inapoi) 15.991 29.317

2.4 Conditii de autopropulsare

Determinarea rezistentei la inaintare a autovehiculului

Rezistentele la inaintare ale autovehiculului sunt forte care seopun deplasarii lui.

Aceste rezistente sunt:- rezistenta la rulare a rotii;- rezistenta aerului;- rezistenta la demaraj.Rezistenta la rulare Rr

[Kgf];

[daN];

Pentru o cale de rulare incinata:

[daN];

Rezistenta la panta:

[daN];

R Rr Rp+ Ra+

Rezistenta aerului in functie de viteza maxima in fiecare treaptade viteza:

31

8/8/2019 7979889-termic-bun11

32/90

Ra1s 1max

13:=

[daN];

Ra2 s

2max

13:=

[daN];

Ra3s 3max

13:=

[daN];

R

a4

As V4max

13

:=

[daN];

Ra5s 5max

13:=

Ramis mimax

13:=

[daN];

Fortele la rotile motoare

Caracteristica fortei la roata sau caracteristica de tractiunereprezinta curbele de variatie ale acesteia in functie de vitezaautovehiculului pentru fiecare treapta de viteza utilizata.

Pentru studiul performantelor autovehiculului pe un anumit drum

caracterizat de unghi de inclinare longitudinala si un coeficient de

rezistenta la rulare f, caracteristica fortei la roata se completeaza

impreuna cu curbele bilantului de tractiune.Se va calcula forta la roata pentru 3 regimuri de functionare a

autovehiculului: regim nominal, regim de suprasarcina si regim de mersin gol.

a) regim nominal - corespund functionarii motorului la Pmax

32

8/8/2019 7979889-termic-bun11

33/90

Frn1 rr: =

[daN];

Frn2 rr: =

[daN];

Frn3 rr: =

[daN];

Frn4 rr

: =

[daN];

Frn5 rr: =

[daN];

Frnmi rr: =

[daN];

b) regim de suprasarcina - functionarea motorului la Mmax

Frs1 rr: =

[daN];

Frs2

rr

: =

[daN];

Frs3 rr: =

33

8/8/2019 7979889-termic-bun11

34/90

[daN];

Frs4 rr: =

[daN];Frs5 rr

: =

[daN];

Frsmi rr: =

[daN];

c) regimul de mers in gol (relanti) unde turatia = 600 rot/min

[daN.m];

Frg1 rr: =

[daN];

Frg2rr

: =

[daN];

Frg3 rr: =

[daN];

Frg4 rr: =

[daN];

Frg5 rr: =

[daN];

34

8/8/2019 7979889-termic-bun11

35/90

Frgmi rr: =

[daN];

Suma rezistentelor de calculeaza cu relatia:

R Rp Rr+ Ra+

Rd Fr R , unde Fr se ia pentru regim de suprasarcina.

:

Rezd vit( ) f Gas v

13+:=

Rez vit( ) max Gas v

13+:=

35

8/8/2019 7979889-termic-bun11

36/90

0 20 40 60 80 100

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

Fr1 n( )

Fr2 n( )

Fr3 n( )

Fr4 n( )

Fr5 n( )

Frmi n( )

Rezd vit( )

V

1

n( ) V

2

n( ), V3

n( ), V4

n( ), V5

n( ), Vmi

n( ), vit,

Unitatea de masura pentru foste este [daN], iar pentru viteza[km/h].

2.5 Bilantul de putere al autovehiculului

Bilantul de putere al autovehicolului reprezinta egalitatea dintreputerea la rotile motoare PR si suma puterilor necesare invingerii

rezistentelor la inaintare a autovehicolului.PR Pe m

PR Pr Pp+ Pa+ Pd+ P+

-puterea necesara invingerii rezistentei la rulare;

-puterea necesara invingerii fortei de greutate de-a lungul

36

8/8/2019 7979889-termic-bun11

37/90

8/8/2019 7979889-termic-bun11

38/90

Pentru =18 grade avem:

Pr 1360 tr

V1max:=

[KW];Pr 2

360 trV2max:=

[KW];

Pr 3360 tr

V3max:=

[KW];

Pr 4360 tr

V4max:=

[KW];

Pr 5360 tr

V5max:=

[KW];

Prmi 360 tr Vmimax:=

[KW];

Calculul puterii necesara invingerii fortei de greutate de-a lungulpantei

Pentrut =0 grade avem Pp = 0;

Pentrut =18 grade avem:

Pp 1 360 trV1max:=

[KW];

38

8/8/2019 7979889-termic-bun11

39/90

Pp 2360 tr

V2max:=

[KW];

Pp 3 360 trV3max:=

[KW];

Pp 4360 tr

V4max:=

[KW];

P

p 5 360 trV

5max

:=

[KW];

Ppmi360 tr

Vmimax:=

[KW];

Calculul puterii necesare invingerii rezistentei aerului

Rezistenta aerului:

Ra1s 1max

13:=

[daN];

Ra2s 2max

13:=

[daN];

Ra3s 3max

13:=

[daN];

39

8/8/2019 7979889-termic-bun11

40/90

Ra4s 4max

13:=

[daN];

Ra5 s

5max

13:=

[daN];

Ramis mimax

13:=

[daN];

Puterea necesara invingerii rezistentei aerului:

Pa1 s

1max

360 trV1max:=

[KW];

Pa2s 2max

360 trV2max:=

[KW];

Pa3s 3max

360 trV3max:=

[KW];

Pa4s 4max

360 trV4max:=

[KW];

Pa5

s 5max

360 trV5max:=

[KW];

Trasarea graficului de variatie al puterilor efective ale motorului

40

8/8/2019 7979889-termic-bun11

41/90

autovehiculului.. .:

Pami

s mimax

360 tr

Vmimax:=

ikj icv1

kmin 1:=

:

vj n, 0.377i0

ikj: =

vmin 0.377i0 ikmi

: =

Pj n,rr 360

vj n,: =

Pmi n( ) rr 360vmin: =

Suma puterilor rezistentelor la inaintare pe drum drept:

PRez vit( ) f Gas v

13+

vit

360 tr:=

Suma puterilor rezistentelor la inaintare pe drum cu pantamaxima:

PRez1 vit( ) max Gas v

13+

vit

360 tr:=

41

8/8/2019 7979889-termic-bun11

42/90

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1000

10

20

30

40

50

60

70

80

P1 n,

P2 n,

P3 n,

P4 n,

P5 n,

Pmi n( )

PRez vit( )

PRez1 vit( )

2.6 Reactiunile caii de rulare asupra rotilor autovehiculului

Calea de rulare reactioneaza asupra rotilor, raspunzandsolicitarilor acestora dupa cum autovehicolul se afla in stare stationarasau de miscare.

Reactiunile caii de rulare sunt normale la suprafata de contact sau

tangentiale (longitudinala sau transversale); reactiunile normale din planlongitudinal sunt egale si de sens contrar sarcinilor pe puntileautovehicolului, iar cele din plan transversal vor avea valori egale saudiferite intre rotile din stanga si din dreapta ale aceleasi punti.

Reactiunile normale in plan longitudinal: sunt determinate derepartitia statica a masei autovehicolului pe punti, repartitie caredepinde de pozitia centrului de masa si de inclinare caii de rulare.

42

8/8/2019 7979889-termic-bun11

43/90

Pentru puntea motoare fata avem:

Coeficientul de rezistenta la rulare:

Coeficientul de aderenta:

b2

: =

a2

: =

[mm];

[mm];[mm];

[mm];Inaltimea centrului de greutate se considera:hg 2

: =

[mm];

Reactiunile nornale ale caii de rulare:

z1

Acos max deg

1hg

A f+( )

Ga:=

z2A A

cos max deg( )

1hg

A f+( )

Ga:=

Coeficientii de incarcare dinamica vor fi:

m11

hg

A

:=

43

8/8/2019 7979889-termic-bun11

44/90

m2

1b

1

hg

A

cos max deg( ):=

Forta de tractiune specifica:

t1max Ga: =

In cazul incarcarii simetrice si a lipsei fortelor transversale,

reactiunile normale se pot determina cu usurinta folosind conditia desimetrie. Insa chiar si in acest caz are loc la deplasarea autovehicolului,o redistrubuire a reactiunilor normale pe punti din cauza momentuluitransmis de arbori, determinarea reactiunilor normale se face princonsiderarea elasticitatii suspensiilor si cadrului, problema fiind staticnedeterminata, calculele si verificarile experimentale arata, insa, camodificarile de reactiuni normale sub efectul momentului motor suntdestul de mici.

In cazul incarcarii nesimetrice sau al actiunii fortelor laterale,

determinarea reactiunilor normale constituie o problema staticnedeterminata, pentru a carei rezolvare trebuie sa sa tina seama dedeformarile ce apar, cum sunt cele ale suspensiei, cadrului, caroseriei,pneurilor.

2.7 Caracteristica dinamica a autovehiculelor

Performantele dinamice ale autovehiculelor depend de greutateaautovehiculului. Pentru a se lua in consideratie influenta greutatii asupraperformantelor autovehiculului se utilizeaza notiunea de factor dinamic.

Caracteristica dinamica a autovehiculelor reprezinta graficul cecontine variatia factorului dinamic in functie de viteza acestuia, pentrutoate treptele de viteza.

Pentru trasarea caracteristicii dinamice avem nevoie de fortaexcedentara. Aceasta forta reprezinta diferenta dintre forta tangentialala roata in fiecare treapta de viteza si rezistenta aerului.

44

8/8/2019 7979889-termic-bun11

45/90

Dk

FrK S V2

13

Ga

unde:

-reprezinta forta la roata in [N];

-reprezinta aria sectiunii transversale in [m2];

-reprezinta coeficientul de rezistenta al aerului;

Viteza este in [Km/h];

-reprezinta greutatea totala;

Valoarea maxima a fortei la roata este limitata de alunecarearotilor pe suprafata drumului si atunci limita superioara a rotilor va fi:

unde:

De aici rezulta ca, factorul dinamic limitat de aderenta areexpresia:

D

z1( )k As V

2

13

Ga

Cum k, As, V2 au valori reduse, acestea se neglijeaza.

D Ga: =

Rampa maxima pe care o poate urca autovehiculul se determinacu relatia::

45

8/8/2019 7979889-termic-bun11

46/90

0 20 40 60 800

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

Dk1 n( )

Dk2

n( )

Dk3 n( )

Dk4 n( )

Dk5 n( )

Dkmi n( )

V1 n( ) V2 n( ), V3 n( ), V4 n( ), V5 n( ), Vmi n( ),

2.8 Demarajul autovehiculelor pe roti

2.8.1 Determinarea curbelor acceleratiei autovehicolului

Valoarea acceleratiei unui autovehicul in timpul demarajului este

importanta pentru efectuarea depasirilor si pentru incadrarea incerintele traficului rutier modern.

Acceleratia autovehiculului, caracterizeaza in general, calitatile luidinamice, in conditii egale, cu cat acceleratia este mai mare cu atatcreste viteza medie de exploatare.

Acceleratiile autovehicululuidepind de valoarea factorului dinamicsi de coeficientul maselor aflate in miscare de rotatie la la treptele deviteza considerate.

Valoarea acceleratiei pentru fiecare treapta de viteza secalculeaza cu relatia:

a Dk ( )g

unde:

-reprezinta factorul dinamic;

-reprezinta acceleratia gravitationala;

46

8/8/2019 7979889-termic-bun11

47/90

-reprezinta coeficient de influenta al maselor aflate in miscarea

de rotatie;

-reprezinta rezistenta totala a drumului.

1 ar+ am icvi2+ unde:

-reprezinta coeficientul de influenta al rotilor;

-reprezinta coeficientul de influenta al motorului;

1 ar+ am cv1+: =

2 ar+ am cv2+: =

3 ar+ am cv3+: =

4 ar+ am cv4+: =

5 ar+ am cv5+: =

mi ar+ am cvmi+: =

In aczul autocamioanelor care au volant cu masa mare, la

cuplarea treptei I-a, o mare parte din energia livrata de motor esteconsumata pentru invingerea momentului de inertie al volantului. Caurmare valoarea acceleratiei in treapta I-a, in care raportul detransmitere este mare, acceleratia devine mai mica decat in treapta a II a in care raportul de transmitere este mai mic si efectul momentuluide inertie al volantului se reduce.

47

8/8/2019 7979889-termic-bun11

48/90

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

0

0.2

0.4

0.6

0.8

a1 n( )

a2 n( )

a3 n( )

a4 n( )

a5 n( )

ami n( )

V1 n( ) V2 n( ), V3 n( ), V4 n( ), V5 n( ), Vmi n( ),

Viteza este in [km/h] iar acceleratia in [m/s*s].

2.8.2 Timpul de accelerare

Timpul de demaraj este definit ca intervalul de timp in care vitezaautovehiculului creste de la 0 la o valoare stabilita de norme.

Se va calclula timpul de accelerare al autovehiculului de la vitezade 0 Km/h pana la 1.1 din viteza maxima data de constructor::

V1a na( ) 0.377 i0 icv1

3600: =

V2a na( ) 0.377i0 icv2

3600

: =

V3a na( ) 0.377 i0 icv3

3600: =

48

8/8/2019 7979889-termic-bun11

49/90

V4a na( ) 0.377 i0 icv4

3600: =

V5a na( ) 0.377 i0 icv5

3600: =

Vmia na( ) 0.377 i0 icvmi

3600: =

Folosind curbele de variatie a acceleratiei obtinute cu ajutorulcaracteristicii dinamice se construiesc curbe ale inversului acceleratieiin functie de viteza

2.8.3 Spatiul de demaraj

8/8/2019 7979889-termic-bun11

50/90

CAPITOLUL 3

CALCULUL SI CONSTRUCTIA PISTONULUI

8/8/2019 7979889-termic-bun11

51/90

3.1 Consideratii generale

capul regiunea port segmenti mantaua umeriipistonuluiinaltime de comprimare

segmentii de comprimaresegmentii de ungere

8/8/2019 7979889-termic-bun11

52/90

3.2 Alegerea materialului pentru piston

ATC Si18CuMgNi*KS 281

: =

8/8/2019 7979889-termic-bun11

53/90

: =

: =

3.3. Dimensionarea prealabila

8/8/2019 7979889-termic-bun11

54/90

..

..

..

8/8/2019 7979889-termic-bun11

55/90

..

..

..

..

..

..

8/8/2019 7979889-termic-bun11

56/90

..

..

..

..

..

..

..

8/8/2019 7979889-termic-bun11

57/90

..

:

3.4 Verificarea la solicitari

3.4.1. Calculul capului pistonului.

8/8/2019 7979889-termic-bun11

58/90

: =

:=

..

=

8/8/2019 7979889-termic-bun11

59/90

+

=

: =

: =

3.4.2 Calculul eforturilor rezultante maxime si minime pentrucapul pistonului racit mediu incastrat

8/8/2019 7979889-termic-bun11

60/90

+: =

= =

=

+ +( )

+

( ):=

+

+( )

+

( ):=

+

+( )

+

+

( )+:=

8/8/2019 7979889-termic-bun11

61/90

+

+( )

+

+

( +:=

+( )

( )

( )+:=

+( )

( )

( )+:=

+( )

( )

+

( ):=

+( )

( )

+

( ):=

+( )

( )

( )+:=

+( )

( )

( )+:=

8/8/2019 7979889-termic-bun11

62/90

+( )

( )+

( ):=

+( )

( )

+

( ):=

3.4.3 Calculul la oboseala al capului pistonului

: = : =

: = : =

: = : =

8/8/2019 7979889-termic-bun11

63/90

8/8/2019 7979889-termic-bun11

64/90

=

=

=

=

=

=

: =

:=

8/8/2019 7979889-termic-bun11

65/90

+