licenta motor cinematica dinamica.docx

8/16/2019 licenta motor cinematica dinamica.docx

1/95


2/95


3/95


4/95

n studiul de caz 5.* se analizează transferul de căldură prin conduc#ie convec#ie laterală in regim sta#ionar. Este utilizată ecua#ia căldurii in transferul term

unidimensional )i dedusă varia#ia temperaturii $n func#ie de temperatura

;θ

)i a(scisa < 3fig.5.56. n studiul de caz 5.2 se determină ecua#ia căldurii in transferul termic unidimensionaregim nesta#ionar )i se calculează varia#ia temperatuii $n func#ie de distan#a

&e eviden#iază modele de o(oseală unia! +Jodelarea numerică a curgerii $n to(ele de e)apament, prezintă modelareacurgerii gazelor cu metodele de calcul )i analiză a sistemelor specifice C D! prin to(ele de)apamnent. &e prezintă rela#iile de (ază specifice C D Ecua#ia de conservare a masei! ecude conservare a mi)cării! ecua#ia conservării energiei. Este prezentat modelul de tur(ulenutilizat $n integrarea numerică a ecuatiilor NavierB&to'es! )i anume! ecuatiile de transport penmodelul 'B3 standard.

entru modelarea curgerii sBa folosit programul luent.Capitolul 8! +Concluzii )i contri(u#ii, con#ine concluzii asupra modelării fenomenelo

gazodinamice la mi)cările din sistemul de evacuare la motoarele cu ardere internă.

C0 ITOLUL *&T0DIUL 0CTU0L N &TUDIUL K0 ODIN0JIC


5/95

MI TERJIC 0L &I&TEJULUI DE E@0CU0RE

*.* &istemul de evacuare al motoarelor cu ardere internă

&istemul de evacuare al unui motor! parte componentă a sistemului de distri(u#ie gazelor! are rolul de a asigura o golire c-t mai perfectă a cilindrilor de gazele de ardere rezidua$n condi#iile unor rezisten#e gazodinamice minime.

Elementele sistemului de evacuare 3supapele de evacuare cu canalele din c/iulasăcolectorul de evacuare! conducta sau conductele comune! atenuatorul de zgomot )i #eava evacuare6 tre(uie să mai asigure 7G! 5*! F8! *;;! *25

$ncălzirea minimă! pentru a se reduce temperatura su( capotăP

asam(larea comodă la motor )i la )asiuPinterferen#a minimă cu alte organe ale motorului )i )asiuluiPte/nologie simplă )i cost redus.

n timpul func#ionării supapa de evacuare se $ncălze)te foarte mult. Distri(u#ia temperatură este neuniformă pe talerul supapei )i depinde de forma )i modul de răcire al acesteTemperatura ma


6/95

0erul atmosferic uscat cuprinde 2;! F 3vol.6 o


7/95

'g4'gcom(. )i o


8/95

doza"ul 3coeficientul de doza"λ

6 pentru amestecul care a participat la ardereP de asemenea! se pot calcula concentra#iile de 12O )i 12. Rela#iile de calcul cunoscute se deose(esc prin ipotezeleadoptate )i numărul de componente luate $n considerare 3ta(elul *.*6.

Ta(elul *.*Ecua#ii pentru determinarea coeficientului de doza"! pe (aza analizei gazelor de ardere

Rela#ia 0utorul

%*a

c

2 2 2

2 2

7>! >83 8! 8 % c % *! Fc % c % cmd

m Gc **c % 5c G>c G5

CO CO O 1 O

CO CO O 1C

6=

+ + +=

Leonard

[ ]{ }6;!F % F43*;;>*;;*;!726;!Fc % F43*;;>*;; % >!

CO1C1CCOCO

CO1C1CCOCO* %

2

2

ccccch/c

ccccd

m

m

c

a

+++++++==

λ *

[ ]{ }6;!F % F43*;;>*;;*;!5*>6;!Fc % F43*;;>*;;8!8

CO1C1CCOCO

CO1C1CCOCO* %

2

2

ccccch/c

ccccT d

m

m

c

a

++++++++==

λ >*

&/ellTRC II

( )

( )G72

2

2

222

1CCOCO

COCO

COCO

NOOCOCO

2 %

5*

2 %

45F!;F!;

ccc p

m

n

cc p

cc K

K

m

ncccc

++

+

+

+⋅++++

=λ

HrettB

sc/neider

++++

=G72

2

1CCOCO

;G**7*!; % ;F5;G5G!; % 8;78> 8!2

4;;2G> G!7*

2*

ccc

cc

ch

COCOλ

++

++ chccc

ccc

4*>2578G!; %

;5;F>F!;;G**7*!; % ;G*22;8!;

G72

22G7

1CCOCO

NOO1C

pentru c : ;!G>F>! / : ;!*755! n4m : *!GF! rezultă

&imons


9/95

+++

=G72

2

1CCOCO

COCO

7

*7FG57F!* % F272*G!* % 825;8!7G

ccc

ccλ

G72

22G7

1CCOCO

OO N1C *>* *8!* % FG; FG!; % ;8 FG*>!;

ccc

ccc

+++

2 7 G 2 2CO CO C 1 O NO 1Cc ! c ! c ! c ! c ! c % concentra#ii $n gaze arse uscate! vol.P

n4m % raportul numărului de atomi de /idrogen4car(onP p % raportul numărului de atde o


10/95

ig. *.* Căldura de reac#ie la presiune constantă $n diagrama entalpie4temperatură

*.7 Regimuri de ardere. Ecua#ia 1ugoniot

Un sistem omogen com(usti(ilBo


11/95

ig. *.7 &c/ema undei de ardere fi


12/95

ig. *.5 0dia(ata 1ugonoit pentru unda de )oc fără reac#ie )i unda de ardere

Ecua#ia 1ugoniot se rezolvă $n func#ie de

2

*

p p

p=%

( ) ( )( ) ( )

29 * 4 % * % p !

* 4 % * %*

γ γ ρ

γ γ ρ + + = +

% %%

%3*.F56

cu nota#iile

*

*9 9

pρ=%

)i

*

2 p

ρ=ρ%

.

*.5 Ecua#iille fundamentale ale dinamicii gazelor

&e o(#in urmatoarele ecua#ii cu a"utorul cărora se studiază mi)carea unidimensionalaecua#ia de continuitate


13/95

.constv =⋅ρ⋅σ

3*.> 6ecua#ia de mi)care

;dvv p =⋅+ρ∂

3*.8;6ecua#ia energiei

;

2

i2

vi =+

3*.8*6ecua#ii suplimentare

.const p =ργ

3*.826n

;

;

T

T

⋅µ=µ

3*.876

*.F Curgerea stationară $n tu(uri )i a"uta"e*.F.* Curgerea gazelor $n tu(uri

&e consideră un tu( de cur(ură mică )i de sec#iune varia(ilă deBa lungul lungimii sale! d

suficient de mică astfel $nc-t presiunea! densitatea! temperatura )i viteza sa poată fi consideraconstante $n toată sec#iunea )i egale cu valorile medii corespunzătoare! presupuse că sunt situ pe linia sa medie. 0cest tu( este evident un tu( de current 5! *2! **7! **5 .


14/95

Introduc-nd numărul Jac/ 3av

J =6! rezultă ecua#ia lui 1ugoniot

( ) ;dvdvJ* 2 =σ

σ+⋅−! 3*.8 6

e


15/95

Cazul*J =

se realizează $n cazul $n care curgerea poate fi su(sonică sau

supersonică $n amonte! trece prin viteza critică $n sec#iunea minimă 3*J =

6! după care urmează

e


16/95

$n care se poate introduce )i un coeficient de de(it* p


17/95

0 B suprafa#a pistonuluientru galeria de evacuare se admite viteza de curgere vg : 8;X*;;m4s.n literatura de specialitate se folosesc uzual următoarele valori 3nota#iile conform figu

*. ! indicii a respectiv e reprezintă admisie respectiv evacuare6

ig. *.*; &c/emă pentru determinarea ariei orificiului oferit de supapă 3d* : dg6

d* B diametrul mare al taleruluid*e : 3;!5;X.;!F;6d g

t* B grosimea taleruluit*e : 3;!;GX.;!*26dg

dg B diametrul galerieid2 B diametrul mic al talerului

d2e : 3;!8>X.;! ;6dg ( Blă#imea suprafe#ei de a)ezare

(e : 3;!;FX.;!*26d

g

dt* B diametrul por#iunii de prindere a elementelor de fiFX.;!8F6dg

dt B diametrul ti"ei


18/95

dt: 3;!2FX.;!5;6dg l B lungimea ti"eil : 32!F;X.7!F;6dg

R : 3;!2FX.;!7F6dg YB ung/iul suprafe#ei de a)ezare

năl#imea ma


19/95

&uprafa#a f s7 pentru /ma< tre(uie să fie cel mult egală cu f g. Egal-nd f s7 cu f g se o(#invalorile lui /maX;!;*2F6d t

C0 ITOLUL 2

0N0LI 0 K0 ODIN0JIC\0 ROCE&ULUI DE E@0CU0RE

2.* &istemul de evacuare. Kradul de perfec#iune a evacuării

La motorul cu admisiune normală! sistemul de evacuare este alcătuit 3fig. 2.*6 din galede evacuare KE! prevăzută $n c/iulasă! din conducta de evacuare CE )i amortizorul de zgom0 .


20/95

ig. 2.* &c/ema sistemului de admisie )i evacuare

Orificiul li(erLO

al galeriei de evacuare este controlat de supapa de evacuare &E. Lamotorul cu admisiune for#ată! c-nd supraalimentarea se efectuează cu o tur(osuflantă! sistemde evacuare cuprinde $n plus o tur(ină pusă $n mi)care de gazele evacuate din cilindru.

0naliza procesului de evacuare la motorul turismului Dacia *7;; prezintă urBmătoareledate date

B supapa de evacuare $ncepe ridicarea de pe sediu spre finele cursei de destindere! c-

presiunea $n cilindri este de c-teva ori mai mare dec-t presiunea p; P p-nă la pme! cursa dridicare a supapei a"unge la FG din cursa ma;;...8;; m4s )i se deplasează prin galeria de evacuare cu viteza de F; ...2F; m4sP

B la $nceputul evacuării presiuneage p

cre)te repede.Evacuarea for#ată are loc numai su( ac#iunea pistonului! $n ultima parte a cursei

evacuare apro;;= R0.@aloarile unor parametri caracteristici $n procesul de evacuare la motorul autoturismu

Dacia *7;; sunt da#i $n matricea Adata,


21/95

data

5G;

F;;

F2;

F5;F>;

FG;

>;;

>2;

>5;

>>;

>G;8;;

82;

85;

;.F;

*.2;

2.F;

5.F;>.2;

8.;;

8.G;

8. ;

8.;;

>.2;

5.F;2.F;

*.2;

;.F;

;.;*

F

*2

2F7G

5F

FG

>F

8;

G;

G2GF

2

7

2.5;

2.;F

*.>F

*.7;*.2;

;GF

;.>;

;.>;

;.>;

;.>;

;.>;;.>;

;.2F

;.;*

:=

unde semnifica#ia termenilor din coloane este următoareaColoana *Ba grade rota#ie ar(ore cotit! $n timpul ciclului de func#ionarePColoana 2Ba cursa supapei de evacuare! $n mmPColoana 7Ba masa gazelor evacuate! $n P

Coloana 5Ba suprapresiunea gazelor 3g atm p p−

6! $n2daN4cm

.

olinom de a"ustare polinomială de gradul patru/ /3 6θ =

entru determinarea polinomului +cursa supapei de evacuare func#ie de pozi#ia ar(ore

cotit, se aplică următorul algoritm/* θ( ) 7. FG− *; 7−⋅ ;.F 2 θ⋅− 2.FF *; 7−⋅ θ2⋅+ 7.5G7 *; >−⋅ θ7⋅− *.5 F *; −⋅ θ5⋅+:=


22/95


23/95

olinom de a"ustare polinomială de gradul treige gem m 3 6θ =

entru determinarea polinomului +Jasa gazelor evacuate func#ie de pozi#ia ar(orelucotit, se aplică următorul algoritm

m θ( ) 57*.28G 7.27> θ⋅− >.G F *; 7−⋅ θ2⋅+ 5.258 *; >−⋅ θ7⋅−:=

ig. 2.5 @aria#ia procentuală a gazelor evacuate $n func#ie de pozi#ia 0C

Din fig. 2.5 rezultă că masa de gaze evacuate mge $n procente! $n func#ie deθ= R0! lamotorul autoturismului Dacia *7;;! la evacuarea li(ere! masa mge a"unge la 7; din masa degaze de ardere mga. 0ceastă informa#ie o(#inută prin calcul arată că la motoarele rapide evacuareli(eră are o pondere cu mult mai mică dec-t aceea evaluată la motoarele de tura#ie mică! la caa"unge p-nă la >;.. .8; . n momentul $nc/iderii supapei de evacuare! $n cilindru mai răm-

gaze de ardere B gazele reziduale de masă mgr sau numărul de 'ilomoligr ν

care participă la

efectuarea ciclului următor.


24/95

La motoarele $n patru timpi cu admisiune normală!gr ν

se determină presupun-nd că

masa gazelor de ardere care ocupă volumul

c@

3@olumul camerei de ardere6! c-nd pistonul se

află la pmi! la presiunea pg )i temperaturagT

g c gr g p @ R T= ν ×! 32.76

)i apoi se determină

r γ $mpăr#ind rela#ia 32.76 la

fpν

. Dacă se notează; v s@ @= η ×

!c s@ 4 @ε =

rezulă

( )g ;

r ; g v

p T * p T *

γ = × ×η ε −.

32.56

Rela#ia 32.56 eviden#iază faptul căr γ este invers propor#ional cu

vη! ceea ce e


25/95

se determină prin lucrul mecanic consumat pentru evacuarea gazelor de ardere. ar#ial! efecenergetic se apreciază prin lucrul mecanic de pompare.

2.2 0naliza procesului de evacuare

Un parametru semnificativ al evacuării este temperatura gazelor evacuate Tge caredefine)te regimul termic al motorului. Temperatura gazelor evacuate se măsoară $n galeria evacuare sau $n apropierea ei! cu un termocuplu care indică temperatura medie a gazelevacuate 5F! F8! F ! G ! F! *** .

ig. 2.F Temperaturii gazelor de evacuare

rocesul de evacuare se cercetează pe (aza diagramei de presiune care se $nregistrează un traductor de presiune. &e $nregistrează presiunea $n galeria de evacuare sau $n conductevacuare )i se o(#in informa#ii cu privire la rezisten#ele gazodinamice ale traseului de evacuarla fenomenele dinamice din conductele de evacuare.

Evacuarea are loc! par#ial $n regim critic de curgere! par#ial $n regim su(critic. Regimucurgere este critic dacă presiunea pge din poarta supapei de evacuare este mai mică dec-t presiunea critică pcr 3pge pcr 6P aceasta din urmă este determinată de presiunea din cilindru

[ ] e e' 43' *6cr e p p 243' *6 −= × +

e' fiind e


26/95

sistemul de evacuare este prevăzut cu amortizorul de zgomot care o(ligă gazele să se destind$nainte de a a"unge $n atmosferă.

Din rela#ia de(itului masic rezultă

ge se se se sedm ] 0 dθ = µ ρ τ!

32.G6

undegedm θ

este masa instantanee de gaze evacuate! iar indicele define)te mărimile $orificiul oferit de supapa de evacuare.

n matricea Adataev, se prezintă date e;

FG;

>;;

>2;

>5;

>>;

>G;

8;;

82;

;.;* *; 7−⋅

2* *; 7−⋅

52 *; 7−⋅

7> *; 7−⋅

*G *; 7−⋅G *; 7−⋅

*2 *; 7−⋅

*G *; 7−⋅

*> *; 7−⋅

*5 *; 7−⋅

*; *; 7−⋅

G *; 7−⋅

;.;* *; 7−⋅

:=


27/95

unde pe coloana $nt-ia sunt ung/iurile;θ

ce definesc pozi#ia 0C! iar pe coloana a doua

valorile mărimii

gem&

3

'g4s

6. entru reprezentarea grafică a varia#iei

gem&

3θ6 se utilizeazăinterpolarea +&pline, cu(ică

ig. 2.> @aria#ia de(itului masic momentan de gaze evacuate $n func#ie de pozi#ia 0C

entru a spori eficien#a procesului de evacuare! adică pentru a reduce pe

gr m

seimpune cre)terea masei mge care se define)te prin integrare

gemsege ge sese; ;

m dm ^ d− − τ

θ= = µ × ×ρ ×∫ ∫ .

32. 6

2.7 Traseul de evacuare )i admisie

Traseul de evacuare are conducte mai lungi care produc rezisten#e gazodinamice relatmari. La J0C se plasează uneori $n conducta de evacuare o clapetă care creează ocontrapresiune $n galeria de evacuare 32!F... 7!; daN4cm26! pentru a spori lucrul mecanic de pompa".


28/95

0mortizoarele de zgomot creează rezisten#e $n calea curentului. 0mortizorul de zgomo

produce o cre)tere a presiunii pge! din care cauză cre)te L p )i γ r ! scadevη )i se $nregistrează o

reducere de putere∆ e! de apro


29/95

La evacuarea gazelor! căderile de presiune se inversează 3ge p p>>

6 resiunea $n galeriade evacuare cre)te la $nceput repede datorită evacuării li(ere 3fig. 2. 6. Kolirea cilindrilor eeficientă dacă spre finele evacuării! presiunea $n galerie este pge p;! astfel că! diferen#a p % pge__ ; ar permite reducerea cantită#ii de gaze reziduale. Cilindrii $nvecina#i 7 )i 5 realizeasuccesiv evacuarea. La pme evacuarea li(eră din cilindrul 5 măre)te presiunea pge care setransmite prin conductă p-nă $n poarta supapei cilindrului 7 )i $mpiedică evacuarea gazelor ardere din acesta! $n mod analog! cilindrul 2! la $nceputul evacuării! $mpiedică refularea gazde ardere din cilindrul 7 spre finele evacuării. 0ceastă reprezentare a fenomenului deinterferen#ă a evacuării este $n opozi#ie cu altă reprezentare care sus#ine că gazele care treccilindrul 5 prin conducta de evacuare! produc un efect de e"ec#ie datorita vitezelor mari

curgere! u)ur-nd evacuarea din cilindrul 7. &olu#iile recente de conducte de evacuare infirmultima reprezentare. 0stfel! se caută să se atenueze efectul interferen#ei evacuării! $n acest scsc/ema ( este $nlocuită de sc/ema c! la care conductele lungi $mpiedică propagarea v-rfului d presiune de la un cilindru la altul! $n perioada interferen#ei evacuării. &olu#iile din fig. elimină consecin#ele fenomenului de interferen#ăP $n cazul a toate conductele fiind independiar $n cazul ( cilindrii 2 )i 7 cu poartă Asiameză` au o conductă comună! dar evacuarea edecalată.


30/95

ig. 2. Interferen#a evacuării la motoarele policilindrice

ig. 2.*; &c/eme ale conductelor de evacuare

2.5 enomene dinamice $n conducte

Dacă se elimină simplificarea că curgerea prin conducte este permanentă 3] : ct6 iar presiunea $n cilindru cvasiconstantă $n cursele de pompa"! se eviden#iază două fenomdistincte fenomenul iner#ial )i fenomenul ondulatoriu. rimul este determinat de iner#ia colo


31/95

de gaz din conducte! următorul! de elasticitatea coloanei de gaz. Cele două fenomene ac#ionesimultan! dar! $n anumite condi#ii! unul sau altul este preponderent! ceea ce impune cercetareadistinctă. roiectantul le pune $n folosul sc/im(ului de gaze $n două feluri )i anume 5F! F8! G ! F! ***

spre sf-r)itul procesului de admisiune se realizează $n poarta supapei de admisiune cre)tere de presiune care intensifică postumplereaP

spre sf-r)itul procesului de evacuare 3perioadadsα∆

6 se realizează $n poarta supapei deevacuare o depresiune care u)urează evacuarea gazelor de ardere sau (aleia"ul cilindrului.

enomenul iner#ional este determinat de deplasarea gazelor prin conducte cu vitezvaria(ile! generate! $n esen#ă! de modificarea continuă a ariei orificiului oferit de supapă.

consideră coloana de fluid proaspăt din conducta de admisiune ca un gaz incompresi(il. 0suprcoloanei de gaz ac#ionează! la o e


32/95

Efectul ondulatoriu! $n cazul unei conducte lungi 3fig. 2.*2! c6! cre)tereavη∆ cu EI este

similară! dar $nregistrează pertur(a#ii care se pun pe seama efectului ondulatoriu! care suprapune aici peste efectul iner#ional.

E


33/95

frecven#a e7 osc4s. Dacă n : 2 ;;; rot4min : 77!F rot4s! rezultă că $n o

rota#ie! apar >7477!F≅ 2 osc4rot! ceea ce se confirmă e


34/95

mediului! această pertur(a#ie nu răm-ne localizată $ntrBo regiune $n "urul sursei de pertur(a#i particulele puse $n mi)care antrenează particulele $nvecinate! form-nduBse astfel undele elascare iau alternativ forma unei compresiuni sau a unei rarefieri 3e


35/95

'1z*f ;

6 p p

lg32; =⋅=Λ 3foni6

37.76

n func#ie de nivelul de tărie al zgomotului! e


36/95

ig. 7.* Nivele de zgomot

7.2 Tipuri constructive de amortizoare de zgomot

0mortizoarele de zgomot se $mpart după mai multe criteriia6 După modul de reducere al zgomotului 75! 5F! F8! 82! *;GB amortizoare activeB amortizoare reactiveLa amortizoarele active rolul principal $n reducerea zgomotului $l "oacă materia

fonoa(sor(ant 3vată minerală! p-slă minerală clasică! plăci fonoa(sor(ante )i $n special coc/iliildin vată minerală de diferite grosimi )i diametre interioare6. rin propagarea undelor acusticematerialul fonoa(sor(ant apar pierderi care sunt condi#ionate de frecarea v-scoasă la circula#gazului prin porii materialului! de frecarea internă la deformarea structurii materialului! precu)i de sc/im(ul de căldură dintre gazul din pori )i structura materialului. La inciden#a undeacustice pe suprafa#a materialului poros! de(itul de gaz se divizează pe diferi#i pori! $ngust-nse p-nă la dimensiunile lor. @iteza cre)te )i astfel se produce o a(sor(#ie a energiei acustice.


37/95


38/95

ig. 7.7 Tip de amortizor activ

0mortizarea∆

L este

&0

lg*;:L ⋅∆3dH6

37.G6$n care0 B a(sor(#ia fonică a camerei 3m2 U06P& B sec#iunea canalului a


39/95

ig. 7.5 0mortizor reactiv

0mortizarea∆L

este

6l' sin6m*m3

5*Slg3**;:L c22 ⋅⋅−⋅⋅∆

3dH637.*;6$n care

*

2

&&

:m

B raportul dintre sec#iunea camerei de destindere )i cea de

$ngustarePlc B lungimea camerei de destindere 3m6P' B numărul de undăP

cf 2:' ⋅π⋅

3rad4m6P37.**6f B frecven#a sunetului 31z6P

c B viteza de propagare a sunetului $n aer 3m4s6.

(6 Constructiv deose(im 75! 5F! F8! 82! *;GB man)on demonta(ilB integrate


40/95

Cel mai răsp-ndit dintre sistemele de reducere a zgomotului se prezintă su( forma unuman)on demonta(il ce se fi


41/95

Win-nd seama de rela#iile 37.*76 )i 37.*86! rezultă


42/95

ntrBun mediu $n care se produc pierderi de energie acustică! cazul real! #in-nd seamfor#a de disipare! considerată $n prima apro


43/95

" ′γ = ×γ

37.526mărime ce reprezintă constanta de propagare a undelor.

7.5.*.2 0tenuarea undelor acustice

0tenuarea undelor acustice ca rezultat al disipării de energie con#inută $n aceste unde sdatore)te următoarelor cauze 75! 5F! F8! 82! *;G

frecări interioare 3efecte de v-scozitate6P

conducti(ilită#i termicePradia#ia călduriiPsc/im(ări intermoleculare de energie.a6 Efectul v-scozită#ii0tunci c-nd straturi dintrBun mediu se găsesc $n mi)care unele fa#ă de altele! for#ele

frecare datorită v-scozită#ii se opun acestei mi)cări! ca urmare! o parte din energia acustică transformă $n căldură.

n cazul unui mediu gazos! ecua#ia diferen#ială a propagării undei! sta(ilită de &to'esRa leig/! este

t<

v75

<

v'

t

v2

7

2

2

2

2

; ∂⋅∂∂

⋅η⋅+∂∂⋅=

∂∂⋅ρ

37.576iar constanta de atenuare este

η⋅⋅ρω

⋅=ρ⋅ω⋅=α 7;

2

;

*

v c7

2

2

R

37.5F6

undeη

reprezintă coeficientul de v-scozitate.


44/95

Din această rela#ie rezultă că atenuarea undelor acustice plane! progresive! cre)te c pătratul frecven#ei! astfel $nc-t undele acustice de frecven#e ridicate sunt mult mai atenuate dcele de frecven#ă "oasă.

(6 Efectul conducti(ilită#ii termice0tunci c-nd! pe timpul propagării undei acustice! straturile fluidului sunt comprimate

temperatura acestora devine mai ridicată dec-t temperatura straturilor $nvecinate! care surarefiate. De aceea! se produce o conduc#ie a căldurii de la straturile comprimate la cele rarefiav-nd ca efect o disipare de energie.

Jărimea conducti(ilită#ii termice este propor#ională cu gradientul de temperatură! ia pentru o amplitudine dată a undei acustice! aceasta este invers propor#ională cu pătratfrecven#ei.

Constanta de atenuare datorită conducti(ilită#ii termice este

;v7

2

T c' *

c2 ρ⋅⋅

γ −γ

⋅⋅

ω=α

37.5G6

unde ' este coeficientul de conducti(ilitate termică!γ

este raportul căldurilor specifice

la presiune constantă )i la volum constant! iarc

v căldura specifică la volum constant.c6 Efectul radia#iei termiceO dată cu $ncălzirea straturilor de aer care sunt comprimate se produce )i o radia#ie

acestei călduri! fapt care produce o disipare a energiei. 0cest factor este mai greu de evalua&to'es d-nd următoarea e


45/95

t9;t e

⋅−⋅θ=θ

37.F76

undetθ este e


46/95


47/95

2

;&

;&

cc

*⋅ρ+⋅ρ−−=α

37.>56rela#ie care leagă impedan#a acustică specifică a unui material de coeficientul de a(sor(#

corespunzător. Tre(uie men#ionat că inciden#a undelor plane pe suprafa#a materialului enormală.

n planul comple<

;*r 2

*286reprezintă ecua#ia unei familii de cercuri! av-nd centrele pe a.

ig. 7.> amilie de cercuri $n fuc#ie de coeficientulα


48/95

0ceastă diagramă permite calculul imediat al coeficientului de a(sor(#ie acustică al unumaterial atunci c-nd prin măsurare au fost determinate componentele r )i < ale impedan#acustice specifice.

E


49/95

7.5.2 Reducerea zgomotului prin modificarea profilului elementelorcomponente ale amortizorului de zgomot

entru diferite tipuri de profile studiate! cu varia#ii diferite ale perimetrului )i sec#iunelementelor din interiorul amortizorului de zgomot! rela#ia 37.F6 se scrie 75! 5F! F8! 82! *;G

( ) ( ) ( )( ) <

d L *.* d<& <

∆ = ×ϕ α × ×

37.8;6&e o(#in următoarele e


50/95

( ) ( ) 2 2a ( 2 a ( l tg 5 l tg2.2 ; ; ; ;L lntg a (; ;

× + × + × × γ + × ××ϕ α ∆ = × γ ×

37.856e6 Trunc/i de piramidă cu (aza dreptung/iulară )i cu fe#ele laterale neparalele

( ) ( ) ( )( )

( ) ( )⋅

γ ⋅γ ⋅⋅+γ ⋅+γ ⋅⋅⋅+⋅⋅γ +γ

+γ ⋅⋅−⋅γ ⋅⋅−⋅

⋅γ −γ ⋅γ ⋅γ ⋅αϕ⋅=∆

;;

2*2

2;*;;;2*

2;;

*;;2*

2*

(a

tgtgl5tgatg (l2 (alntgtg

tgl2 (atgl2a (

lntgtgtgtg5

2.2L

37.8F6

7.> 0naliza vi(ra#iilor acustice la evacuarea gazelor din to(ele de e)apament alemotoarelor cu ardere internă

Intensitatea sonoră la evacuarea gazelor din to(ele de e)apament depinde de regimul dfunc#ionare al motorului cu ardere internă! La ma)ina Dacia *7;;! la cercetările efectuate dautorul tezei de doctorat! sBau o(#inut următoarele valori ale intensită#ii sonore


51/95

ig. 7.*2 @aria#ia intensită#ii sonore la motorul de Dacia *7;;

C0 ITOLUL 5&TUDIUL RE I&TENWEI TERJICE MI DUR0HILIT\WII

&I&TEJULUI DE E@0CU0REL0 JOTO0RELE CU 0RDERE INTERN\

5.* No#iuni generale

Rezisten#a termică )i dura(ilitatea structurilor sunt printre cei mai importan#i factorii proiectarea componentelor. &upunerea componentelor la temperaturi $nalte com(inate cusarcină mecanică varia(ilă poate ini#ia o deteriorare datorată o(oselii.

0plicarea metodei D&0 3Designing &treses 0ppl 6 permite optimizarea proiectărconsider-nd rezisten#a la o(oseală ca un criteriu de proiectare. Jetodele utilizate $n D&0 sun (azate pe c-mpuri de temperatură sta(ile cu $ncărcări mecanice varia(ile. Datele e


52/95

rincipalii factori care influen#ează durata de via#ă a unei componente 3dura(ilitatesunt compozi#ia materialului! direc#ia )i mărimea granulelor! tratamentul termic! te/nica prelucrare! discontinuită#ile geometrice! starea suprafe#ei! temperatura la care lucrează! corod

5! *;! 8;! 8*! ; .Un postulat de (ază adoptat de mul#i cercetători este faptul că orice for#ă aplicată cicl

va produce ruperi prin o(oseală. De asemenea este recunoscut faptul că ruptura este permanen)i ac#iunea diferitelor for#e 3factori6 fiecare cu amplitudinea lui va avea ca rezultat deteriorcomponentei respective! deteriorare care este egală cu suma deteriorărilor produse de fiecafactor $n parte.

0u fost propuse multe teorii ale deteriorărilor cumulative regula deteriorărilor liniarecunoscută ca ipoteza lui alengrenBJiner! teoria deteriorarilor cumulative JarcoB&tar'e ! Kat

1enr !CartenBDolan! Jarin si regula du(lei deteriorări liniare a lui Janson. De men#ionat că unstudiu analitic al metodei D&0 este foarte dificil de implementat pentru rezisten#a la o(oseală.metodă /i(ridă a fost dezvoltată )i folosită de u pentru a apro


53/95

ig. 5.* Jetoda de analiză

5.5 Ecua#iile termoelastice5.5.* Ecua#ia de conduc#ie a căldurii constante

&e consideră un solid izotrop! termoelastic )i omogen! prezentat in fig. 5.2.

ig. 5.2 Jodelul termic

Ecua#ia de conduc#ie a căldurii constante )i condi#iile limită sunt

. ii' g− ×θ =$n interiorul domeniului

ΩP

;θ = θ pe suprafa#a

;θΓ

Pi

. i' n 9×θ × = pe suprafa#a

*θΓ

P 35.*6i

. i' n / 3 6 ;∞×θ × + × θ − θ = pe suprafa#a

2θΓ

!unde : T B T;! T este temperatura a(solută! T; este temperatura de referin#ă a stări

li(ere a solidului! ; este temperatură prescrisă! este temperatura mediului am(iant! ni est


54/95

vectorul unitar normal la suprafa#a corpului! ' este conductivitatea termică a solidului! / estcoeficientul de transfer de căldură! 9 este vectorul flu


55/95

∆ ∆ ∆ a* 2− =!

35.276

a ;T

c < & tt∂

∆ = ×ρ×∆ ×∂!

35.256

unde c!ρ reprezintă căldura specifică! respectiv densitatea materialului din care esteconfec#ionat corpul! t fiind timpul .

Deoarece

2

* 2 ;2T

< & t<

∂∆ − ∆ = λ ∆ × ×∂

! din 35.276 )i 35.256 se o(#ine

∂∂

∂∂

2

2 2

*T

< a

Tt

= 35.2F6

$n care

ac

2 = λρ! rela#ia 35.2F6 reprezentand ecua#ia căldurii $n cazul transferului term

unidimensional prin conducti(ilitate. &e ata)ază condi#iile

( ) ( )T < < ,; = ϕ B condi#ie ini#ială

35.2>6

( ) ( ) ( ) ( )* 2T ;! t t P T L! t t= ψ = ψ B condi#ii la limită! 35.286

3dacă l→ ∞ (ara devine semiinfinită 6 . entru rezolvarea ecua#iei 35.2F6 se aplicmetoda separării varia(ilelor 3 ourier6.

Deoarece ecua#ia 35.2F6 este liniară avem solu#ia generală

( ) ( ) ( ) ( )2 2a t 2 *

*;

t t cos lT

sin l

∞− ×µ × ψ − ψ µ = × ψ µ + × µ × µ ∫

35.526

E


56/95

&e consideră condi#iile la limită

23t6 G;;ψ =

!*3t6 *;; F; tψ = − ×

)i rela#ia

T < t, a, L,3 6;

2;

µe a2− µ2⋅ t⋅ ψ 2 t3 6 cos µ

5.5.2 Ecua#ia de ec/ili(ru )i principiul lucrului virtual

Condi#iile la limită )i ecua#iile de ec/ili(ru pentru un solid oarecare! prezentat $n figu5.7! pot fi scrise astfel 5! *;! 8;! 8*! ;

i" i

. " f σ

− = $n interiorul domeniuluiΩPi i;z z=

pe suprafa#a;Γ

Pi i" "t nσ = ×

pe suprafa#a2Γ

! 35.5>6


57/95

undeif este for#a corpului!

iteste trac#iunea la limită!

izeste a iBa componentă a

mi)cării!;Γ

este limita la care deplasarea este permisă 3limita esen#ială6!2Γ

este limita la carefor#a de trac#iune este permisă 3limita naturală6.

ig. 5.8 Jodelul elasticorma ecua#iei de elasticitate este o(#inută multiplic-nd de am(ele păr#i ecua#iile

ec/ili(ru 3prima ecua#ie din 5.5>6 cu o deplasare virtuală zi! integr-nd după un domeniu fizic )i apoi integr-nd pe fiecare parte

2

i ii" i" i i3z! 6 3z6 d f z d t z dΩ Ω Γσ θ ×ε × Ω = × × Ω + ×∫ ∫ ∫ ! 35.5 6

pentru to#iz ∈

.! unde este mul#imea deplasărilor cinematice admisi(ile virtuale )i este mul#imea solu#iilor pentru c-mpul deplasărilor.

olosind rela#ia for#ăBdeformare! forma varia#iei ecua#iei 35.5 6 devine

2

i"mn mn i"

i i ii i.i

D 3T6 3z6 3z6 d

3f z 3T6 z 6 d t z d

Ω

Ω Γ

×ε ×ε × Ω =

= × +β ×θ× × Ω + ×

∫ ∫ ∫ pentru to#iz ∈ !

35.F*6


58/95

&e constată că pro(lemele termice )i cele elastice sunt independente una de cealaltăastfel $nc-t pro(lema elastică este $ncă liniară! c/iar dacă modulul lui oung )i coeficientul lu

oisson sunt dependente de temperatură.

ig. 5.G 0naliza elastică

5.F Jodele de o(oseală unia


59/95

n conformitate cu cur(ele deformării! rela#ia la rezisten#ă la o(oseală datorită deformăeste

b ( b cf

f f f 32 N 6 32 N 6

2 E

∆ε σ= × × + ε × ×!

35.F26unde [h42 este amplitudinea deformării locale unia


60/95

ig. 5.*; Influen#a temperaturii de lucru

5.>.*.* Jodelul termic

Kaleria de evacuare este fa(ricată din fontă! cu un coeficient ridicat de conductivitate V ;.;;2> ]4mm4V. Temperatura medie a galeriei de evacuare este de **;;; C. Temperatura

e


61/95

ig. 5.** Jodelul termic5.>.*.2 Jodelul elastic

ncărcarea mecanică varia(ilă este simulată $ntrBun interval ;!* secunde folosinfunc#ie cosinusoidală. ncărcarea este aplicată la "onc#iunea dintre galeria de evacuare )i to(ae)apament. roprietă#ile elastice ale materialului se consideră dependente de temperatură.

Dependen#a 3varia#ia $n func#ie de temperatură6 este ilustrată $n formă ta(e

3ta(elul 5.*6! iar pentru valorile intermediare se se va determina prin interpolare liniară. C-mpde temperatură este aplicat ca o $ncărcare termică. ncărcarea mecanică ma


62/95

T *F; 2;;, *;F;..:=

*F; 77; F*; > ; G8; *;F;F .*; 5

G.8F.*; 5

*.2F .*; F

*.>7 .*; F

2 .*; F

E T3 6

T j,

ig. 5.*2 @aria#ia modulului lui oung $n func#ie de temperatură

T *F; 2;;, *;F;..:=

*F; 77; F*; > ; G8; *;F;

;.*

;.*G

;.2F

;.77 ν T3 6

T j,

ig. 5.*7 @aria#ia coeficientului oisson $n func#ie de temperatură

5.>.2 Jodelarea cu metoda elementului finit

Jodelul conductei realizat prin metoda elementului finit ilustrat $n figura 5.2 con#ine282* noduri )i * 8; de elemente! din care G 2 sunt de tipul elemente solide cu G noduri! iar *de tipul cu 5 noduri.


63/95

ig. 5.*5 Jodelul realizat folosind metoda elementului finit

Unele elemente sunt generale ca muc/ii! tetraedre )i triung/iuri. 0cela)i model estefolosit )i pentru analiza termică )i elastică.

n cazul analizei termice! $ncărcările de convec#ie sunt aplicate at-t pe suprafe#interioare )i e


64/95

ma


65/95

ig. 5.*8 Diagrama von Jises pentru suprafe#ele cu durata minimă de via#ă

Datele din ta(el arată că durata minimă de via#ă este de 2!>* *;8 intervale pentrumodelarea ini#ială. entru un interval de ;!* secunde acesta corespunde unei durate de folosire* an cu o utilizare medie de 2 ori pe zi! )apte zile pe săptăm-nă.

C0 ITOLUL FJETODE NUJERICE UTILI 0TE N 0N0LI 0 COJ ONENTELOR

&I&TEJULUI DE E@0CU0RE 0 K0 ELOR L0 JOTO0RELE CU 0RDERE INTERN\

F.* Tipuri de solicitări ale supapei de evacuare

entru a analiza solicitările mecanice ale supapelor de evacuare! este necesar a se sta(icaracteristicile constructive ale acestora! caracteristicile materialelor din care sunt realizatcondi#iile de lucru )i func#ionale din punct de vedere al factorilor termodinamici ce ac#ioneaz parcursul ciclului motor. n cazul de fa#ă al motorului ce ec/ipează autoturismul Dacia! avemsolu#ie constructivă clasică! cu supapele dispuse $n c/iulasă )i ar(ore cu came dispus $n (locmotor. Legătura cinematică $ntre supapă )i ar(orele cu came se face prin intermediul unui la


66/95

cinematic format din tac/et! ti"ă $mpingătoare )i cul(utor. Orificiul din c/iulasă controlat desupapă este $nc/is c-t timp ea se află $n repaus! spri"inită cu talerul pe scaunul supapei. Tisupapei recep#ionează comanda de mi)care. n timpul acesta ti"a culisează $n g/idul supapeiorificiul este desc/is.

Datorită condi#iilor de lucru! supapa de evacuare este confec#ionată din o#eluri CrBaustenitice cu compozi#ia CrB*2...*F ! NiB*2X*F ! ]B2X2!F av-nd suprafe#ele de contact scaunul acoperite cu stelit 3CoB7F...8; ! CrB*F...5; ! ]oB*;...2F ! JoB;...*; ! eB;...F 6 de*B*!Fmm grosime.

rincipalele caracteristici mecanice )i fizice ale supapelor de evacuare suntcaracteristici mecanicerezisten#a la trac#iune % *;;;...**>; J a

limita de curgere la G;;QC % *;;...**; J aalungirea la rupere % *Fcaracteristici fizicedensitatea % 8GF; 'g4m7

conductivitatea termică % *5!8 ]4mV coeficientul de dilatare liniară % *!2EB;FmV B*

căldura specifică % F27 k4'gV

Referitor la condi#iile de lucru se constată că talerele supapelor sunt solicitate de for#a presiune a gazelor )i de for#a elastică a arcurilor! care produc tensiuni ridicate $n fi(ra e


67/95

Următoarea ipoteză constă $n faptul că procesul de ardere $n motor este asimilat cu umodel format din patru evolu#ii politrope 3fig. F.*6

&e consideră că arderea se declan)ează cu avans fa#ă de JI $n punctul Ad, 3fig. F.*fig. F.26 )i se dezvoltă $n faza arderii rapide după evolu#ii politropice AdBc, )i AcB ,! iar $arderii moderate sau finale arderea continuă după izo(ara A B ,. După faza arderii moderdatorită mi)cării pistonului $nspre JE! evolu#ia va fi una izotermă )i se va termina $n punctAt, care marc/ează momentul desc/iderii cu avans a supapei de evacuare.

ig. F.* Jodelul evolu#iilor politrope p % @

entru a efectua calculul solicitărilor mecanice $n condi#iile primei ipoteze este necesa

se calcula parametrii de stare $n punctele A ,! A , )i At,.

ig. F.2 Jodelul evolu#iilor politrope−α p

resiunea ma


68/95

ma< b d p p p p= = = π×

!3F.76

$n careπ

este raportul de cre)tere a presiunii $n timpul arderiiP pd % presiunea $n punctul de desprindere al diagramei p B )i se calculează cu rela#ia

( ) ( ) ( ) ( )

c

c

md * m

d d

* p p

* ;.F * * cos * * cos 2G

= ×εΛ + ε − − α + ε− − α

! 3F.56$n care

d este ung/iul corespunzător desprinderii cur(ei de presiune! care $n cazul J0& coincidecu ung/iul de avans la aprindereP

% raportul $ntre (ra#ul manivelei Ar, )i distan#a $ntre a


69/95

solverul care asam(lează ecua#iile! rezolvă sistemul de ecua#ii liniare sau neliniarezultate din modelul numeric )i furnizează ansam(lul rezultatelor (ruteP

postprocesorul care prelucrează rezultatele )i furnizează un set de mărimi u)or de prelucrat.

Realizarea unui program pentru analiza unei structuri $n 0ns s cuprinde următoareletape

Construirea modeluluidefinirea tipurilor de elementePdefinirea proprietă#ilor materialelorPrealizarea modeluluiPdiscretizarea modeluluiP

2. Ini#ierea solu#ionăriiaplicarea $ncărcărilor )i definirea constr-ngerilorPsolu#ionarea modeluluiP7. ostprocesareavizualizarea deformatei structuriiPvizualizarea stării de eforturi $n structurăP5. ost2>

vizualizarea varia#iei $n timp a rezultatelor.

F.2 Construirea modelului supapei

entru modelul supapei de evacuare 3fig. F.7.a6 am considerat cotele supapei de evacuaa motorului ce ec/ipează autoturismul Dacia 3fig. F.7.(6.


70/95

3a6 3(6ig. F.7 Jodelului supapei de evacuare 3a6! desenul supapei 3(6

entru discretizare sBa ales elementul lane 2. lane 2 este un element cu 2 grade

li(ertate $n fiecare nod transla#ii pe direc#iile

entru elementul ales am definit următoarele proprietă#i de material

modulul de elasticitate E : 2⋅*; F J aP

densitatea :8GF; 'g4m7Pcoeficientul lui oison q : ;!7.0v-nd modelul realizat )i discretizat! proprietă#ile de material definite se poate trece l

pasul următor al analizei cu element finit )i anume la sta(ilirea constr-ngerilor! a $ncărcărilor ini#ierea solu#ionării modelului.

O(#inerea solu#ieientru o(#inerea solu#iei am considerat următoarele constr-ngeri

la capătul ti"ei supapei deplasările pe Uj )i U nuleP


71/95


72/95

ig F.> ncărcările aplicate ig. F.G Tensiuni ec/ivalente von Jises


73/95

al supapei de evacuare

F.7 0naliza solicitărilor mecanice ale arcului de supapăF.7.* Jetoda analitică de dimensionare a arcului supapei

n procesul de func#ionare al sistemului de distri(u#ie al motoarelor! asupra resortusupapei ac#ionează mai multe tipuri de for#e )i anume

or#a de iner#ie is produsă de masele sistemului de distri(u#ie aflate $n mi)care! careac#ionează c-nd supapa este desc/isă

is ds s m a= − 3F.**6

accelera#ia supapei calcul-nduBse! $n func#ie de tipul motorului la următoarele tura#ii pentru m.a.s. n : *!F nnominalăP pentru m.a.c. n : 3*!*X*!26 nnominalăPJasele reduse la a


74/95

la motoarele supraalimentate( )2 2g s ga e *a ;.8GF p d p d= −

.unde

pge % presiunea gazelor din galeria de evacuareP pge : 3;.*;...;!**6 J a la m.a.s. )i m.a.c.P pa % presiunea gazelor din cilindru $n timpul admisieiP pa : 3;!;2...;!;76 J a la m.a.s.P pge :3;!;>...;!;G6 J a la m.a.c.P ps % presiunea de supraalimentareP pe % presiunea gazelor din cilindrula finele evacuării.

entru a nu desprinde tac/etul de pe camă este necesar ca $n cazul $n care /s : /sma<for#a care deformează arcul să fie egală cu

/ma< : C is : B CasmdsDe asemenea! c-nd supapa este $nc/isă! pentru a se evita desc/iderea accidentală a

acesteia! arcul este precomprimat! av-nd o săgeată ini#ială! for#a de comprimare fiind /; : Cunde C reprezintă un coeficient de siguran#ă av-nd valori uzuale C : 2!7 ... 2!F pentru m.a.s. )i: *!F ... 2!; pentru m.a.c..

Cunosc-nd valorile valorile for#elor /ma< )i /; se trasează caracteristica arcului desupapă 3fig F.*;6

ig. F.*; Caracteristica arcului de supapă

Din diagrama trasată se o(#in valorile f )i f ; ! care pentru ma"oritatea motoarelor au

valori

ma<sma<

f /

=*!> ... 7!2.


75/95

Dimensionarea arcului se realizează pe (aze de date statistice 3fig F.*;6De : 3;!G...;! 6 dgDe* : d g pentru solu#ia constructivă cu un singur arc PDe2 : 3;!F...;!86 dg c-nd e6 mmP "ocul dintre arcul interior )i ti"a supapei sau $ntre arcuri măsurat pe diametru [ : 2 mm.

ntruc-t arcurile reprezintă un mediu elastic! la motoarele rapide este necesar a se faceverificare a acestora la vi(ra#ii deoarece se pot atinge regimuri rezonante $n timpul func#ionăregimuri care conduc $n mod inevita(il la depă)irea valorilor admisi(ile legate de calită#ile delasticitate ale materialului )i implicit la rupere.

Datorită profilului complicat al camei nu se poate preciza e


76/95

alungirea la rupere FB> .densitatea 8GF; 'g4m7P

Construirea modeluluientru realizarea modelului arcului supapei de evacuare am ales reprezentarea acestuia

spa#iu pentru o vizualizare c-t mai fidelă a deforma#iilor )i tensiunilor care apar.entru discretizare am utilizat un element de volum. 0m ales elementul &olid 5F u

element caracterizat de G noduri ce poate fi utilizat pentru diferite tipuri de analize 3statidinamice! armonice6. &olid 5F este un element cu 7 grade de li(ertate $n fiecare nod transla#direc#iile

Discretizarea modelului supapei de evacuare este prezentat $n figura F.*2.

ig. F.*2 Discretizarea arcului de supapă

entru elementul ales am definit următoarele proprietă#i de materialmodulul de elasticitate E : 2 *;F J aPdensitatea :8GF; 'g4m7Pcoeficientul lui oison q : ;!7.0v-nd modelul realizat )i discretizat! proprietă#ile de material definite se poate trece l

pasul următor al analizei cu element finit )i anume la sta(ilirea constr-ngerilor! a $ncărcărilor ini#ierea solu#ionării modelului.


77/95

O(#inerea solu#ieientru o(#inerea solu#iei am considerat următoarele constr-ngeri pe linia de contac

spirei din partea inferioara cu suportul arcului am considerat deplasările Uj! U ! U nuleP.ncărcarea aplicată asupra modelului cu element finit al arcului supapei de evacuare es

for#a produsă de cul(utor : G8F N.

ig. F.*7 Tensiuni ec/ivalente von Jises $n arcul de supapă0naliz-nd rezultatele grafice o(#inute se o(servă că nivelul de solicitare este su( limita

ma


78/95

Jetodele utilizate in analiza modala sunt metoda Lanczos! metoda itera#iilor pe su(spa#)i altele.

După o(#inerea solu#iei $n parte de postprocesare se o(#in următoarele frecven#e pro pentru fiecare mod de vi(ra#ie 3fig. F.*56

Deformata modelului precum )i valorile deplasărilor pe a


79/95

ig. F.*> Deplasările pe aJODEL0RE0 NUJERIC\ 0 CURKERII

N TOHELE DE EM0 0JENT

>.* No#iuni introductive $n calculul dinamicii fluidelor

n calculul dinamicii fluidelor 3C D B COJ UT0TION0L LUID D N0JIC&6con#ine metodele de calcul )i analiză a sistemelor care cuprind curgerile fluidelor! transferul căldură )i fenomenele asociate! cum ar fi reac#iile c/imice cu a"utorul simulărilor pe calculator

Codurile C D sunt structurate $n "urul algoritmilor care pot a(orda pro(lemele de curgera fluidelor. entru a furniza acces u)or la toate facilită#ile de rezolvare a pac/etelor comercial


80/95

C D include intercalarea interferen#elor sofisticate pentru introducerea parametrilor pro(lemăsă e


81/95

>.2.* Ecua#ia de conservare a masei

Ecua#ia de conservare a masei sau ecua#ia de continuitate! poate fi scrisă *F! *>! 58!

( ) mii &u.*6

>.2.2 Ecua#iile de conservare a mi)cării

Conservarea mi)cării $n direc#ia i fa#ă de un sistem de referin#ă iner#ial 3neaccelerat6descrisă de *F! *>! 58! 5G

( ) ( ) i"i i " i i " i "

pu u u g t < < <

∂τ∂ ∂ ∂ρ + ρ = − + + ρ +∂ ∂ ∂ ∂ 3>.76

unde p este presiunea statică!i"τ

este tensorul tensiunilor 3descris mai "os6!igρ)i i sunt

for#ele gravita#ionale )i cele e! 58! 5G

( ) ( )( )

( )

ii

eff " " " i" /eff i i "

E u E pt <

T' / k u &

< < ′ ′

′

∂ ∂ρ + ρ + =∂ ∂ ∂ ∂ ÷= − + τ + ÷∂ ∂

∑ 3>.G6

undeeff '

este conductivitatea efectivă 3' S ' t! unde ' t is t/e conductivitatea termicătur(ulentă care este definită de modelul de tur(ulen#ă ales pentru curgere6! iar k "b este flu


82/95

energie datorat conductivită#ii termice! a difuzi(ilită#ii speciilor )i a disipării v-scoase. &/ includecăldura reac#iilor c/imice )i a celorlate surse termice considerate.

>.7 Jodele de tur(ulenta utilizate $n integrarea numericaa ecuatiilor NavierB&to'es>.7.* Jodelarea transferului de caldură )i masă tur(ulent

Transportul tur(ulent al căldurii este modelat prin utilizarea conceptului analogieRe nolds la transferul de impuls tur(ulent. Ecua#ia +modelată, a energiei este dată de *F! 58! 5G

( ) ( ) ( ) p t

i " i" /ef i i t i

c TE u E p ' u &t < < r <

µ ∂ ∂ ∂ ∂ρ + ρ + = + + τ + ÷ ∂ ∂ ∂ ∂

! 3>.*76

unde E este energia totala iar( )i" ef τ

este tensorul derivat al tensiunii! definit ca

( ) i i ii" ef ef i"ef i " iu u 2 u< < 7 <

∂ ∂ ∂τ = µ + − µ δ ÷ ÷∂ ∂ ∂ 3>.*56

Termenul ce include( )i" ef τ

reprezintă $ncălzirea v-scoasă )i este totdeauna necesar a ficalculat atunci c-nd se utilizează metoda de rezolvare cuplată. @aloarea implicită a numarul

randtl tur(ulent este r ;.GF. Transferul de masă tur(ulent este tratat similar cu transferul decăldură! utiliz-nd pentru transferul de masă un numar &c/midt tur(ulent &c : ;.8.

Condi#iile la limită la perete pentru transportul scalar sunt tratate analog cu cele pentimpuls! utiliz-nd o +lege la perete, corespunzătoare.

>.7.2 Jodelul 'Bε standard


83/95

Jodelul 'Bε standard este un model semiBempiric (azat pe modelarea ecua#iilor dtransport pentru energia cinetică tur(ulentă 3'6 )i viteza sa de disipare 3ε6. Ecua#ia de transport amodelului pentru ' este derivata din ecua#ia e! 58! 5G

t' ( J

i ' i

D' ' K K

Dt < <

µ∂ ∂ρ = µ + + + − ρε − ÷∂ σ ∂ ! 3>.*F6

)i

( )2

t * 7 ( 2i i

D C Kl C K CDt < < ' ' ε ε εε

µε ∂ ∂ε ε ερ = µ + + + − ÷∂ σ ∂ . 3>.*>6

>.F Jodelarea curgerii gazelor prin to(ele de e)apament

Consider-nd to(ele prezentate $n capitolul 8! sBau realizat modelele prezentate $n figur>.7! >.5 )i >.F. Intrarea gazului $n domeniile considerate se realizază prin sec#iunile transverale tevilor! care con#in originea sistemului de coordonate 3v. cap. 86.


84/95

ig. >.7 Keometria variantei * ig. >.5 Keometria variantei 2


85/95

ig. >.F Keometrie to(a Dacie *7;;

ig. >.> &trat de elemente $n sec#iune prin planul oz pentru to(a de la Dacia *7;;

arametrii de intrare pentru toate cazurile sBau considerat

viteza gazelor la intrarea $n to(eintrarev *>!F m s=

P

temperatura de intrare a gazelor $n to(eint raret F;!2 C= °


86/95

&e consideră că pere#ii care sunt $n contact cu mediul e


87/95

ig. >. Distri(u#ia de viteze $n planul de sec#iune *

n figurile >.*7 este prezentat c-mpul temperaturilor $n planul de sec#iune *.


88/95

ig. >.*7 Distri(u#ia de temperaturi $n planul de sec#iune *

n figurile >.*F! >.*>! >.*8 )i >.*G sunt prezentate distri(u#iile presiunii manometrice d planele de sec#iune *!2 7 )i 5.


89/95

ig. >.*F Distri(u#ia presiunilor manometrice $n planul de sec#iune *

>.F.2 Cazul to(ei varianta 2Ba

n figurile >.2;! >.2*! >.22 )i >.27 sunt prezentate distri(u#iile vitezelor după planele

sec#iune *!2 7 )i 5.


90/95

ig. >.2; Distri(u#ia de viteze $n plan de sec#iune *

n figurile >.25 este prezentat c-mpul temperaturilor $n planul de sec#iune *.


91/95

ig. >.25 Distri(u#ia de temperaturi $n planul de sec#iune *

n figurile >.2>! >.28! >.2G )i >.2 sunt prezentate distri(u#iile presiunii manometrice d planele de sec#iune *!2 7 )i 5.


92/95

ig. >.2> Distri(u#ia presiunilor manometrice $n planul de sec#iune *

C0 ITOLUL 8

CONCLU II

8.* Concluzii

rocesul de evacuare al gazelor are ca scop evacuarea c-t mai completă a gazelor dardere din cilindru )i umplerea acestuia cu o cantitate c-t mai mare de fluid proaspăt pentru

relua ciclul motor. n literatura de specialitate se consideră că sc/im(area gazelor cuprind procesele de admisiune )i evacuare. 0cestea! de)i nu se succed $n cadrul unui ciclu! realizeazăsuccesiune firească $n timp! $n două cicluri succesive )i anume! evacuarea dintrBun ciclu preadmisiunea din ciclul următor. Evacuarea influen#ează astfel admisiunea. $n plus! cele do


93/95

procese sunt definite de o realitate fizică comună! curgerea gazelor! din care cauză se supacelora)i legi ale dinamicii gazelor.

Diagrama de pompa" constituie un instrument de (ază pentru studiul sc/im(ului ele gazeEa arată varia#ia presiunii $n cilindru $n procesele de evacuare )i admisiune. Denumidiagramei provine de la func#ia de pompă de fluid pe care o $ndepline)te pistonul la motorul patru timpi $n cursele de evacuare )i admisiune )i anume! refulează gazele de ardere )i admfluidul proaspăt. Diagrama sc/ematizată pentru motorul cu admisiune normală eviden#iază douaspecte

B $n cursa de evacuare presiunea medie $n cilindru 3pg6 este mai mare dec-t presiuatmosferică 3p;6P

B $n cursa de admisiune presiunea medie $n cilindru 3pa6 este mai mică dec-t presiu

atmosferică.Elementele sistemului de evacuare 3supapele de evacuare cu canalele din c/iulasă

colectorul de evacuare! conducta sau conductele comune! atenuatorul de zgomot )i #eava evacuare6 tre(uie să mai asigure

$ncălzirea minimăPasam(larea comodă la motor )i la )asiuPinterferen#a minimă cu alte organe ale motorului )i )asiuluiP

te/nologie simplă.Un rol foarte important $n cursul procesului de sc/im(are a gazelor $l au arcurile dsupapă. 0cestea! $n timpul func#ionării tre(uie să re#ină supapa $n pozi#ie $nc/isă )i să pac#iunea for#elor de iner#ie a ansam(lului mecanismului de ac#ionare a supapei! care are tendsă desprindă tac/etul de camă pe por#iunea accelera#iei negative.

Dacă com(usti(ilul con#ine o


94/95

Definirea proprietă#ilor termodinamice ale produ)ilor arderii se poate face! cu o preciz$n general satisfăcătoare! dacă se iau $n considerare numai produ)ii rec#iilor glo(ale de o


95/95

0plicarea a"ustării polinomiale la prelucrarea rezultatelor e

licenta motor cinematica dinamica.docx

Documents