Belsőégésű motor optimalizálása kerámiaszelepek

Belsőégésű motor optimalizálása kerámiaszelepek alkalmazásával

szerző Hanula Barna

Wuppertal, Július 2001

Tartalomjegyzék

Oldal

I.

Rövidítések ..............................................................................................2

1.

Bevezetés és a vizsgálat célja ....................................................................3

2.

Tézisek

3.

A mérési eredmények összefoglalása ........................................................6 3.1 A tanulmány felépítése.......................................................................6

4.

A szilíciumnitrid kerámia tulajdonságai és gyártása....................................8 4.1 A szilíciumnitrid tulajdonságai ............................................................8 4.2 A szilíciumnitrid gyártása.................................................................10 4.3 A szilíciumnitrid élettartama, méretezése.........................................12 4.4 A kerámiaszelepek közvetett kihatásai a kapcsolódó alkatrészekre 15

5.

A szelepvezérlés dinamikája.....................................................................16 5.1 Eredmények .....................................................................................21

6.

A töltéscserefolyamat szimulációja ...........................................................35 6.1 Számítási módszerek .......................................................................35 6.2 Szimuláció........................................................................................36

7.

Súrlódási veszteség a szelepvezérlésben ................................................39 7.1 Eredmények .....................................................................................40

8.

Károsanyagkibocsátás..............................................................................49 8.1 Eredmények .....................................................................................50

9.

Vizsgálati módszer, méréstechnika ..........................................................62 9.1 Súrlódási nyomaték mérése.............................................................62 9.2 A szelep felütközési sebességének mérése.....................................63 9.3 Zaj és testhang mérése....................................................................63 9.4 Fékpadi mérések..............................................................................64 9.5 Részterhelési mérések.....................................................................64

10. Melléklet

..............................................................................................4

............................................................................................65

10.1 A mellékletben használt rövidítések .................................................65 10.2 A töltéscsereszimuláció számítási módszerei ..................................65 10.3 A szelepmozgás számítási modellje.................................................69 10.4 Számítási eredmények .....................................................................76 11. Felhasznált irodalom.................................................................................86 1

Rövidítések αb

Szelepgyorsulási idő vezérműtengely fokban

BF

Hajlítószilárdság

bsz

Bütyökszög

CIP

Állandó nyomású hideg préselés

CFI

A Bayer cég ipari kerámiát gyártó leányvállalata

F

Meghibásodási valószínűség

F1

Szeleprugóerő zárt szelep esetén Newtonban

F2

Szeleprugóerő nyitott szelep esetén Newtonban

GD-SRBSN

Utószinterezés gáznyomás alatt

GD-SSN

Gáznyomás alatti szinterezés

ft°

Főtengely szögelfordulás

HIP RBSNUtószinterezés forró magasnyomású préseléssel HIPSN

Forró izosztatikus préselés

HPSN

Forró préselés

λ

Légviszony

M

Weibull-modul

ND-SRBSN

Utószinterezés normál nyomáson

ND-SSN

Normál nyomású szinterezés

OHC

Overhead camshaft (felülvezérelt)

OHV

Overhead valves (alulvezérelt)

ROZ

Kísérleti oktánszám

SN

Szilíciumnitrid

2

1.

Bevezetés és a vizsgálat célja

Ezen tanulmány célja a motor átfogó optimalizálása egy új szerkezeti anyag, a szilíciumnitrid nyújtotta lehetőségek teljeskörű kihasználásával. A változtatások kiindulópontja a négyütemű Otto-motor hagyományos fémszelepeinek helyettesítése kerámiaszelepekkel (szilíciumnitrid, továbbiakban kerámia). Munkám alapvető célkitűzése az volt, hogy az eddigi kutatásokkal szemben ne csak a kerámiaszelepek egyes izolált tulajdonságait vessem vizsgálat alá, hanem a legmodernebb tudományos eredmények és szimulációs módszerek átfogó felhasználásával a teljes motor „többdimenziós” optimalizálását érjem el. Ilymódon a kerámiában rejlő lehetőségek lényegesen nagyobb mértékben használhatók ki, mint bármelyik eddigi tanulmány mutatta.A tanulmány lényeges eleme továbbá, hogy elméleti megfontolásaimat egy valós motor átépítésével és motorfékpadi vizsgálatával igazoltam. A vizsgálatokat a következő témakörökre összpontosítottam: • • • • • •

Tüzelőanyagfogyasztás Károsanyagkibocsátás Forgatónyomaték karakterisztika Zajkibocsátás Élettartam Gyártási költségek

A kerámiaszelepek mechanikai és termikus tulajdonságai a hagyományos szerkezeti anyagoktól annyira eltérőek, hogy a vezérmű szinte valamennyi elemének új kialakítását teszik lehetővé. Ezek a változtatások olyan összetett módon befolyásolják a motor működését, hogy csak egy átfogó optimalizálás képes választ adni a kerámiaszelepek alkalmazásának tényleges előnyeire és hátrányaira. Magának a kerámiaszelepnek a nagyszériában való előállíthatósága nem képezi a vizsgálat tárgyát. A kerámiaszelepekben rejlő lehetőségek a szilíciumnitrid következő tulajdonságaira vezethetőek vissza: • • • • • • • •

nagy szakítószilárdság alacsony sűrűség → kis tömeg sűrűséghez viszonyított magas E-Modul arány magas anyagkeménység → jó kopásállóság jó siklási tulajdonságok magas hőállóság korrózióval szembeni érzéketlenség valamint vegyi és elektrokémiai semlegesség alacsony hőtágulási együttható (ez előnyökkel és hátrányokkal is jár)

Az itt felsorolt előnyökkel áll szemben a kerámiszelepek jelenlegi magas ára és a ridegsége, amely kisebb gyártási tűréseket és ezáltal másodlagos költségráfordítást igényel.

3

2.

Tézisek 1.

A szilíciumnitrid kerámia szilárdsági mutatói a folyamatos fejlesztés eredményeképpen igen magas szintet értek el. Ezek az értékek lehetővé teszik a ma használatos acélbázisú szelepek helyettesítését hasonló geometriai kialakítás mellett. [1,2,9,10,11,12,13,14,15,16]

2.

A SN szerkezeti anyag alacsony sűrűsége a szelepek tömegének jelentős csökkentését teszi lehetővé. Ezáltal csökkenthető a szeleprugóerő, ez pedig a motor belső súrlódásának csökkenését eredményezi. A csökkentett súrlódás pedig alacsonyabb tüzelőanyagfogyasztás elérését teszi lehetővé. [4,5,6,7,17,18,19,20,21,22,32]

3.

A SN sűrűséghez viszonyított magas E-Modul aránya a szelep sajátfrekvenciájának növekedését eredményezi. Ezáltal csökken a teljes vezérmű lengésekre való hajlama is. Ennek közvetlen kihatása a motorzaj csökkenése. [5,20,22]

4.

A 3. pontban leírt pozitív hatás csökkenti a szükséges dinamikai rugóerő tartalék mértékét és ezáltal a 2. pontban leírt hatás további kiaknázását teszi lehetővé. [19,20,22]

5.

A 2. és 3. pontban rejlő előnyök együttes eredményeképpen lehetséges a megengedett maximális szelepgyorsulás megnövelése. Ezt többféleképpen használhatjuk: azonos vezérlési szögek esetén növelhető az időkeresztmetszet, ami magasabb motorteljesítményt tesz lehetővé, vagypedig azonos időkeresztmetszetet valósíthatunk meg csökkentett szelepnyitvatartási idő mellett, ami a motor forgatónyomatéki karakterisztikájának kedvezőbb kialakítását engedi meg. A csökkentett vezérlési szög további előnye, hogy alátámasztja a változtatható vezérlési rendszerek hatékonyságát (minél rövidebb ugyanis a szelep nyitvatartási ideje, annál nagyobb tartományban válik lehetségessé a vezérműtengely üzemközbeni elállítása). [19,20,22,31]

6.

A pozitív szelepgyorsulás növelése kiaknázható a szeleprugóerő további csökkentésére (mivel hosszabb idő áll rendelkezésre a szelep lassítására a szeleprugó által). Így a 2., 4. és 6. pont figyelembevételével nemcsak a szeleprugó rugóállandója, hanem ezáltal beépítési mérete is jelentősen csökkenthető. Ez elősegíti a hengerfej magasságának a csökkentését, ami a teljes motor magasságát, súlyát és árát pozitívan befolyásolja. [19,20,22]

7.

A tömeg és rugóerők együttes csökkentése a vezérmű és a vezérműhajtás szinte valamennyi elemének gyengébbre méretezését teszi lehetővé és ezáltal költség, valamint további súrlódáscsökkentést von maga után. [19], [20], [22]. Szélső esetben a kerámiaszelepek lehetővé teszik az OHVvezérlés alkalmazását, anélkül, hogy az OHC-rendszerek dinamikus jellemzőit alulmúlnánk. Ezt [21]-ben bizonyítottam.

4

8.

A SN jó melegszilárdsága elősegíti a λ=1-es légviszony alkalmazását Ottomotorok teljes terhelési tartományában. A mai gyakorlatnak megfelelően ugyanis nemritkán éppen a kipufogószelepek hőterhelésének csökkentése érdekében szükséges a tüzelőanyag-levegő keverék dúsítása. [5,19,20,22]

9.

A SN hővezetési tulajdonságai bizonyos mértékben rosszabbak az acélbázisú szelepanyagoknál. Mivel azonban a különbség nem jelentős és a szelepek az égéstér felületének csak kis részét képviselik, nem várható a motor kipufogógáz emissziójának jelentős megváltozása vagy romlása. Inkább valószínű,hogy kerámia alkalmazása által lehetővé váló másodlagos konstrukciós változtatások összeségükben az emissziós értékek javítását teszik lehetővé. [5,17,19,20,22,23]

10. A kerámiaszelepek alkalmazása jelentősen alátámasztja a változtatható szelepvezérlési rendszerek fejlesztését, mivel a vezérlés működtetésének energiaigénye jelentősen csökken. [5,19,20,22]

5

3.

Mérési eredmények összefoglalása

A valós motor, egy Ford Zetec 2,0-16V átépítésével a következő eredményeket értem el: • • • • • • •

A vezérmű oszcilláló tömegeinek közel 50%-os csökkentése A teljes vezérmű súrlódási veszteségeinek 50%-os csökkentése az alacsony motorfordulatszám tartományban, ami a teljes motorra vonatkoztatva 14%-os csökkenésnek felel meg. A hengerfej zajszintjének csökkentése 4 dB-lel, illetve a testhang RMS gyorsulásának 50%-ig terjedő csökkentése A motor forgatónyomatékának 6%-os növelése az alacsony motorfordulatszám tartományban A tüzelőanyag fogyasztás 4-6%-os csökkenése A vezérmű meghajtásának elemei mintegy 30%-al kisebb szilárdságúra méretezhetőek Kopás: a vizsgálatok (kb. 300 üzemóra) alatt mérhető kopás vagy károsodás nem lépett fel.

3.1. A tanulmány felépítése Már a motorfejlesztés korai stádiumában felismerték, hogy a belsőégésű motorok töltéscsere csatornáinak gyors nyitása és zárása alapvető jelentőséggel bír. Az elméleti optimumot egy négyszögjel jelenti, ami viszont az alkatrészek véges tömege és véges szilárdsága miatt nem megvalósítható. Ezen optimum közelítését az egyre jobb konstruktív megoldások és anyagok keresése jellemzi. A világpiaci verseny és az emissziós előírások hatására ezek az erőfeszítések az elmúlt években még fokozódtak. Olyan megoldások, mint a görgős szelephimba, üreges szelepek vagy titánból készültek, valamint állítható szelepvezérlések, világszerte intenzív kutatások alapját képezik és egyre gyakrabban a szériagyártásban is bevezetésre kerülnek. A szelepanyagként számba jöhető anyagok közül a tulajdonságaik analízise alapján szembetűnőek a kerámia előnyös tulajdonságai. Az elsődleges cél a kisebb tömegek kihasználása gyengébb szeleprugók alkalmazására és az így elérhető alacsonyabb tüzelőanyagfogyasztás. [6] (lásd még az ehhez a témakörhöz kapcsolódó „7. Súrlódási veszteség a szelepvezérlésben“ című fejezetet) A másodlagos cél a nagyobb önfrekvencia kihasználása nagyobb gyorsulás és szelepemelés elérése érdekében. Ezáltal javítható a motor forgatónyomatékvagy teljesítménykarakterisztikája. (lásd még az ehhez a témakörhöz kapcsolódó „5. A szelepvezérlés dinamikája“ című fejezetet) Ezeken a célkitűzéseken túlmenően további cél a kerámia anyagából fakadó egyéb előnyös tulajdonságok kihasználása, illetve a már leírt elsődleges változtatásokkal elért előnyökből fakadó másodlagos előnyök meghatározása. E célok elérése érdekében munkámat a következő fő lépésekre osztottam fel: • Első lépés: Kutatásom első szakaszában irodalmi források alapján meggyőződtem arról, hogy a szilíciumnitrid kerámia anyagszerkezeti mutatói valamint technológiájának fejlettsége lehetővé teszik motorszelepként való alkalmazását. [1,2,9,10,11,12,13,14,15,16]. 6

• A második lépésben meghatároztam a kerámiaszelepek beépítéséből fakadó konstruktív változtatási lehetőségeket, amelyek a motor minőségi javulását vagy árcsökkenését eredményezik. Ez nagy jelentőségű, hogy a kerámiaszelepek jelenlegi ártöbbletét legalább részben kompenzálhassuk. • Harmadik lépés: a szelepvezérlés oszcilláló tömegeinek a minimumra való csökkentése. Szembetűnő, hogy a hidraulikus szelepemelő tőkék mechanikus tőkékkel való helyettesítése a súlyelőnyt közel megduplázza. Ez, valamint a lényegesen nagyobb merevség vezetett ahhoz a döntéshez, hogy végső motorkonfigurációt mechanikus szelepemelő tőkékkel építettem fel. Továbblépésként megvizsgáltam egy könnyűszerkeztű tőkét is. (alu-kerámiakompozit) • A negyedik lépés a bütyökprofilok ás a szeleprugók dinamikus számítása szimulációs programok felhasználásával. Ez magában foglalja a teljes vezérmű dinamikai számítását, valamint a motor töltéscserefolyamatának a számítását. Ennek során súlyponti feladat a rugóerők minimumra való csökkentése, anélkül, hogy a működési biztonságot befolyásolnánk. A bütyökprofil számítási kritériuma az effektív-keresztmetszet maximalizálása állandó értéken tartott felütközési sebesség mellett. Minden részkombináció esetében több alternatív bütyökprofilt számítottam (4 fokos lépésekben csökkentett nyitási szöggel). Ennek a háttere a következő: a nagyobb szelepgyorsulás és az ezzel együttjáró nagyobb szelepemelés állandó értéken tartott szelepnyitási szög mellett nagyobb motorteljesítményhez vezet. Célom viszont a nyomatékkarakterisztika javítása volt, változatlan teljesítmény mellett. A kisebb nyitási szögek a szívószelepek korábbi zárását teszik lehetővé, ezáltal az alacsony fordulatszámtartományban megakadályozható a beszívott levegő visszaáramlása. Magas fordulatszámtartományban viszont a késői zárás előnyös, hogy a levegő kinetikus energiáját kihasználjuk a hengertöltés növelésére. Ezek a veszteségek nagyobb szelepemeléssel, vagy egy nagyobb szelepemelési görbe alatti területtel egyenlíthetők ki. A számított és gyártott vezérműtengelyek lehetővé teszik az optimum kísérleti úton történő meghatározását [19,20,29,31]. • Ötödik lépés: Összehasonlító mérések külső hajtású próbapadon. A dinamikai számítások igazolása és a hengerfej súrlódási veszteségeinek valamint zajemissziójának meghatározása. Ezek a vizsgálatok lehetővé teszik a hengerfejben lévő súrlódási viszonyok rendkívül pontos meghatározását. Ez az információ azért nagy jelentőségű a motortervező számára, hogy meg tudja határozni a kisebb súrlódás által elérhető fogyasztáscsökkenésben rejlő potenciált. A terhelt fékpadi mérések mindig nagyobb hibával járnak és esetleges közvetett hatások (pl. szelepvezérlés eltérése, a szelepek termikus tulajdonságai, stb.) miatt pontatlanok. A szelepmozgás dinamikai mérése a számításokat igazolta; a zajmérések a járó motor zavaró hatása nélkül pontosabb információkat adnak. • Hatodik lépés: Az összehasonlító teljes terhelési mérések végrehajtása motorfékpadon és az optimális vezérműtengely konfiguráció kiválasztása. • Hetedik lépés: Összehasonlító részterhelési mérések végrehajtása motorfékpadon a már kiválasztott vezérműtengely konfigurációval. Ezek a mérések lehetővé teszik a fogyasztás és az emisszió változásának feltérképezését. A különböző 7

hardware-konfigurációkon kívül a jármű összáttételének a változtatása is számításba veendő, mivel a motor forgatónyomatéka az alacsony fordulatszámok tartományában megnövekedett. 4.

A szilíciumnitrid kerámia tulajdonságai és gyártása 4.1. A szilíciumnitrid tulajdonságai

A Si3N4 kerámia összehasonlítva:

legfontosabb

vizsgált hőmérséklet anyagmegjelölés

fizikai

tulajdonságai

különböző

fémekkel

kerámia

acél

„Super alloy”

TiAl ötvözet

SN 73 SN84

21-2N

IN-751

Ti-48Al-1V

sűrűség [g/cm3]

3.2

3.2

7.7

8.3

3.9

sűrűség-arány

1.0

1.0

2.41

2.59

1.22

30

30

16

12

22

23

28

ρanyag/ρSi3N4 [-] hővezetés

szobahő.

[W/m.K]

760°C

25

1000°C

17

17

70-760°C

3.7

3.7

18.4

14.9

12.2

szakítószilárdság

szobahő.

790

590

1090

1180

600

[Mpa]

600°C

hőtágulás -6

[x10 /°C]

E-modul

920

800°C

670

590

1000°C

440

530

1200°C

360

490

3*105

3*105

400

590

400

2,12*105

2,3*105

1,1*105

[N/mm2] 4.1.1 Táblázat: Alternatív szelepanyagok fizikai tulajdonságai [1,2,6] A kerámia egyik további jellegzetes tulajdonsága a húzó-nyomó szilárdság közötti jelentős eltérés. Kisérleti vizsgálatok kimutatták, hogy a kerámia nyomásra ≈10-szer ellenállóbb, mint húzásra. Ez azonban nem jelent igazi előnyt, mivel a szelepek mértékadó igénybevétele inkább a húzófeszültség. Szembeötlő továbbá, hogy a kerámia szilárdsága kb. 850 °C felett jobb mint az eddig használatos szerkezeti anyagoké. Ez a tulajdonság egy további alkalmazási 8

lehetőséget vet fel. Mivel a kipufgószelepek hőmérséklete [8] első közelítésben a kipufogógáz közepes hőmérsékletével egyezik és a korszerű feltöltött Otto-motorok, valamint egyes nem feltöltött motorok (elsősorban a teljes terhelési dúsítás elhagyása esetén) kipufogógáz hőmérséklete az 1000 °C-t meghaladja, nyilvánvalóvá válik a különleges szerkezeti anyagok alkalmazásának szükségessége. (4.1.2 ábra)

1400 SN73 SN84 21-2N IN-751 Ti-48Al-1V

szakítószilárdság [MPa]

1200 1000 800 600 400 200 0 0

200

400

600 800 hőmérséklet [°C]

1000

1200

4.1.2 ábra: Alternatív szelepanyagok szakítószilárdságának és üzemi hőmérsékletének öszefüggése [1]. A kerámiaszelepekben rejlő lehetőségek a következő tulajdonságokra vezethetőek vissza: • Kis tömeg → alacsonyabb rugóerők → kevesebb súrlódás→ alacsonyabb tüzelőanyaganyagfogyasztás • Sűrűséghez viszonyított magas E-Modul arány → nagy sajátfrekvencia → nagy szelepgyorsulás→ előnyös forgatónyomaték karakterisztika és zajkibocsátás • Nagy anyagkeménység → kisebb kopás → alkalmas a mechanikus szelephézag kiegyenlítésre • Nagy hőállóság: → alkalmas a teljes terhelésű (λ=1) üzemeltetéshez • Továbbá ezen lehetséges változtatások összessége a határos alkatrészeken költségmegtakarítást tesz lehetővé. Az itt felsorolt előnyökkel áll szemben a kerámiaszelepek jelenlegi magas ára és a ridegsége, amely kisebb gyártási tűréseket és ezáltal másodlagos költségráfordítást igényel. 4.2 A szilíciumnitrid gyártása 9

4.2.1 ábra:

Szilíciumnitrid szelep gyártásfolyamata [9]

A szilíciumnitrid por formázása többféle módon történhet. Az egyik lehetőség a kerámiagyártásban használatos öntési technológiák alkalmazása, a másik a hideg izosztatikus préselés (CIP). Az alkalmazott öntési technológiák közül elsősorban az iszapöntés és esetleg a fröccsentés jöhet számításba. (Az iszapöntés lényege, hogy a nyersanyag vizes vagy oldószeres oldatát vagy emulzióját egy nedvszívó formába öntjük és így a nedvesség kivonása útján érjük el a nyersdarab szükséges kezelési szilárdságát.) Az utóbbi időben azonban egyre inkább a CIP eljárás veszi át a vezető szerepet, tekintettel a szárítás ellenőrizhetősége, a kötőanyag eltávolítás, az anyagszerkezet és mérettartás szempontjából elérhető jelentős előnyei miatt. Ennél az eljárásnál a viszonylag laza szerkezetű port egy rugalmas (pl. szilikonkaucsuk) formába szórjuk, amelynek a méretei egy pontosan meghatározott arányban nagyobbak a kívánt nyersdarab méreteinél. Ezután a porral töltött és lezárt formát egy fémhengerbe tesszük, majd kívülről hidraulikus úton nyomás alá helyezzük. Mivel a forma rugalmas anyaga zárt térben folyadékként viselkedik, a bezárt port is minden irányból egyenletes nyomás éri és ezzel tömöríti. Ezen lépés végeredménye egy megfogható szilárdságú féltermék, amelyet az ezt követő szinterezésnek vetünk alá.

10

Si-por + adalékok

Si3N4-por + adalékok F O R M Á Z Á S

(pl.: CIP)

nitridálás axiális

izosztatikus

gáznyomásos

forrósajtolás (300 bar)

(2000 bar)

HPSN

HIPSN

HIPRBSN

4.2.2 ábra:

normálnyomásos-

szinterezés (100 bar)

(1-10 bar)

GD-SSN

ND-SSN

GD-SRBSN

ND-SRBSN

A szilíciumnitrid szelep szinterezése 1700-1900°C [9]

A szinterezés, azaz a por magas szilárdságú kerámiává történő átalakítására szintén különböző lehetőségek léteznek (4.2.2 ábra). A fejlesztés korai stádiumában axiális és forró izosztatikus sajtolást alkalmaztak, hogy a kerámia alkalmasságát alapvetően meg lehessen vizsgálni. Ezek az eljárások nagyon költségigényesek. Napjainkban a szilíciumnitrid szelepeket többnyire gáznyomás alatti szinterezéssel állítják elő. Annak ellenére, hogy ez az eljárás lényegesen olcsóbb, az autóipar számára csak a még kedvezőbb árú alacsony, vagy normális nyomáson történő széria-szinterezés felel meg. Csak ez az eljárás biztosít a szériába való átállásnál megfelelő árcsökkenést, függetlenül attól, hogy nagy kemenceegység, alagútkemence vagy mikrohullámú kemence kerül alkalmazásra. A nem organikus adalékok, a keverékképzés és a szinterprogram határozzák meg lényegében az anyagszerkezet és ezáltal a szelep tulajdonságait. A SN anyagok jellemző tulajdonsága, hogy pálcika alakú kristályokat alkotnak, amelyek a szilárdságot és a szivósságot előnyösen befolyásolják. Ezek a tulajdonságok a szinterfolyamat bizonyos keretein belül szabályozhatóak [12], így lehetőség nyílik a tervezett alkalmazáshoz szükséges anyagszerkezet egyedi beállítására. [11]. Az összköltséget döntően befolyásoló végmegmunkálás területén az elmúlt években jelentős előrelépések történtek [13], elsősorban a quickpoint-módszerrel működő nagysebességű köszörű alkalmazásával. Quickpoint egy a Junker által kifejlesztett köszörülési eljárás, amely egyrészről nagy vágósebességgel (quick) másrészről idealizálva – csak egy vágópontban (point) dolgozik, mivel a munkadarab és a szerszámtengely nem párhuzamosan állnak. Ebből fakad az az előny, hogy az alkalmazott szerszámon relatív nagy szakaszokat a szerszámkopás kompenzálására lehet hasznosítani. Így előnyös köszörülési profil-konstrukció esetén nagy használati idők érhetők el, amelyek lehetővé teszik a gazdaságos köszörülést. 11

A szelepek megmunkálása a Quickpoint-gépeken két befogással történik, a behelyezést és kivételt automata végzi. Az első befogás során a nyers szelepszárat középen rögzítik és a szelep két végét munkálják meg. A megmunkálás során a szeleptányéron ill. a szelep ék felőli végén pontos letöréseket alakítanak ki, amelyek a második megmunkáláshoz biztosítják a rögzítést. Egy robotkar helyezi a szelepet a második pozícióba, amely két kúpos befogásból áll. Itt ismét két szerszám kerül alkalmazásra. Egy köszörűtárcsa beszúrja az ékhornyot és köszörüli a szelepülést. A második szerszám két tárcsából áll. Először egy nagyoló tárcsa a szelep teljes formáját megmunkálja a tányértól a szelepszár végéig. A szerszám elfordítása után kerül sor a finom köszörülésre, amely során a szelepszár eléri végső felületi minőségét. Rendkívül érdekes, hogy a megmunkálás sebessége kihat a kész szelep szilárdságára. Kedvező módon a magasabb sebességen történő megmunkálás magasabb szilárdságot eredményez. Megmunkálás után az alkatrészt a működése szempontjából fontos pontjain bemérik. A mérési eredményeket mint pl. abszolútméret vagy a szelepszár konicitása visszavezetik a következő alkatrészek gyártásának paramétereibe, így a gyártási folyamat képes saját magát folyamatosan optimalizálni. Mai ismereteink szerint ezen az úton érhetők el a legkedvezőbb gyártási költségek, bár a kész szelep ára így is felülmúlja a fémszelepekét. 4.3. A szilíciumnitrid méretezése, élettartama A szériabevezetés előfeltétele a reprodukálhtó gyártás, azaz a különböző gyártási sorozatok egyenletes minősége, amelyet például a nyomás alatt szinterezett CFI N3208 már bizonyított [9]. A következő lépés egy 1997-ben lezajlott nagyszabású vizsgálat volt, normál nyomáson szinterezett anyagból. Ezen kutatás keretében 19 különböző sorozatból 25000 szelep került vizsgálatra. A vizsgálat eredményeként a CFI N7202 is alkalmasnak bizonyult a motorokban való felhasználásra. A kerámiából készült alkatrészek várható élettartamának meghatározásához a Weibull-eloszlást használjuk [2,16]. Számos, repedések kialakulásával és továbbterjedésével foglalkozó vizsgálat és kutatási munka során jutottak arra a következtetésre, hogy a fémeknél használt törési valószínűségszámítás alapelve a kerámiák esetében is alkalmazható.

12

4.3.1 ábra:

A szilíciumnitrid szelepanyag N7202 hajlítószilárdsága 19 különböző gyártási sorozatnál. Megmunkált szelepek illetve lemez alakú próbatestek összehasonlítása.

A 4.3.1 ábra mutatja a különböző sorozatokból kivett szelepeken illetve próbatesteken mért átlagos hajlítószilárdságot. Mindkettő nagyon szűk keretek között mozog. Az 500 szelepen mért 18-as Weibull-modul rendkívül jó eredmény, figyelemreméltó, hogy kerámiák számára néhány évvel a vizsgálat előtt még elérhetetlennek tűnt a 15-ös Weibull-modul. Ezeket az eredményeket természetesen a motorban várható mechanikai igénybevétel szempontjából kell értékelni, amely normális esetben végeselemes-számítás szerint a 250Mpa-t nem haladja meg.

13

4.3.2 ábra: CFI N7202 szilíciumnitrid-kerámia meghibásodási valószínűsége, illetve szükséges Weibull-modulja az üzemidő függvényében különböző terhelések mellett. A vizsgálat alapja egy 10.000 órás, 50 km/h átlagsebességű 500.000 km-nek megfelelő tartóssági teszt. A felhasznált, szelepanyag statikus hajlítószilárdsága BF = 850 Mpa Kerámikus anyagok, a fémekhez hasonlóan terhelés hatására fáradásra hajlamosak, a kritikusnál kisebb méretű repedések kialakulása miatt, így idővel csökken mechanikai terhelhetőségük. Ennek meghatározását az u.n. élettartam paraméterrel végezhetjük el. A 4.3.2 ábra a CFI N7202 szelepanyag terhelés, meghibásodás, illetve élettartam összefüggéseit mutatja. Látható, hogy amennyiben a szelepek meghibásodási valószínűségét F = 10-6-nál kisebb értéken akarjuk tartani, akkor a szükséges Weibull-modul értéke M = 15. Figyelembe véve, hogy a ma alkalmazott gyártási technológiákkal a fentebb említett M = 18-as Weibull modul is elérhető, megállapíthatjuk hogy adottak a megbízható szériagyártás feltételei. A szilárdság a szerkezeti anyagok esetében tipikusan hőmérsékletfüggő. A CFI N7202 SN-kerámia fontos tulajdonságai a szelepek üzemi hőmérséklettartományában, kb. 900°C alig mutatnak változást. Így a 4.3.2 ábra a szelep teljes hőmérséklet-tartományára igaz. Különböző autógyártó [4,10,14] cégekkel együtt a CFI eltérő geometriájú SNszelepeket gyártott, amelyek fékpadokon ill. gépjárművekben eredményesen működnek. Először a CFI N3208-at majd 1995 óta a CFI N7202-est alkalmazták. A 14

szívószelepek 275000 km futásteljesítmény után semmiféle kopást, vagy hibát nem mutattak. A közúti kísérleteknél jóval nagyobb igénybevételű fékpadi tesztek során több ezer üzemórát értek el. Az itt nyert tapasztalatok értékesek a beépítés optimalizálásához. A számos kísérlet a SN szelepeknek nem csak az anyagából fakadó előnyeit bizonyították, hanam a különböző tulajdonságok együttes megjelenése miatt a motorikus előnyöket is alátámasztották. 4.4. A kerámiaszelepek közvetett kihatásai a kapcsolódó alkatrészekre Ez a fejezet a kerámiaszelepek alkalmazásának előnyeivel és hátrányaival foglalkozik. Ahhoz, hogy az anyagi szempontokat reálisan tudjuk értékelni, nemcsak az elsődleges többletköltséget és megtakarítást (pl.: a szelepek ára, kisebb tüzelőanyagfogyasztás...), hanem a határos alkatrészekre gyakorolt másodlagos hatásokat is figyelembe kell venni. Kiindulhatunk abból, hogy néhány alkatrész a kerámia előnyös tulajdonságai miatt egyszerűbben és olcsóbban készíthető, mások viszont a kerámiához való illesztés miatt megdrágulnak [23]. A kész szelepek árát sorozatgyártási körülmények között még ma is rendkívül nehéz megbecsülni. A még nem teljesen kiforrott technológia miatt egyes új ismeretek az ár csökkenéséhez, mások azonban növekedéséhez vezethetnek. Néhány példa: A költséges végmegmunkálást bizonyos mértékben kompenzálja, hogy a megmunkálatlan szelep előállítása a fémszelephez viszonyítva egyszerűbb. Amennyiben viszont a bonyolult egylépcsős végköszörülés miatt egy közbenső megmunkálás is szükségessé válik, akkor sajnos árnövekedésre kell számítanunk. A hidegizosztatikus formázás (CIP) viszont olyan pontos alkatrészeket eredményezhet, hogy a végmegmunkálásnál a költségek csökkenhetnek. Elméleti másodlagos megtakarítási lehetőségek: • Egyszerűbb szeleprugó, pl. dupla helyett szimpla, vagy rövidebb, vékonyabb rugóacél • A rövidebb rugó miatt kisebb hengerfejmagasság, ezáltal anyag és energiamegtakarítás az öntésnél, olcsóbb megmunkálás és szállítás • A kisebb terhelés miatt a vezérműtengely és/vagy tőke egyszerűbb megmunkálása (a mikrofiniselés elhagyása) • A vezérműtengely hajtásának vezérlő és feszítő rendszerének gyengébb méretezése • Kevesebb a szükséges zajszigetelés • Alumínium hengerfejben a szelepvezető elhagyása • Jobban viseli a teljes terhelésű üzemet a benzin-levegő keverék dúsítása nélkül • A változtatható szelepvezérlés megvalósítását egyszerűsíti.

15

Másodlagos többletköltségek: • A szelepvezető és a fészek egytengelyűsége esetleg szűkebb tűrést igényel • A rugótányér rögzítése még nem 100%-ig kidolgozott • Körülményes kezelés a törékenység miatt (szállítás, szerelés, csomagolás stb.).

5.

A szelepvezérlés dinamikája

A vizsgálat központi témája a szelepvezérlés dinamikája. Ha feltételezzük, hogy a kerámiaszelepek minden szükséges olyan tulajdonsággal (mechanikai tartósság, hőállóság, stb.) bírnak, amelyek lehetővé teszik beépítésüket belsőégésű motorba, akkor elsősorban dinamikai tulajdonságaik határozzák meg előnyeiket, ill. hátrányaikat. Ahhoz, hogy a bevezetésben leírt célhoz közelebb kerüljünk (a szelepek végtelenül gyors nyitása és zárása), minden tervező az oszcilláló tömegek csökkentésére és/vagy az egész rendszer merevségének megnövelésére keres lehetőségeket. Mind a két lehetőség a szelepvezérlés sajátfrekvenciájának növelésére irányul. A gyors nyitás és zárás automatikusan magas gyorsuláshoz vezet, amely csak nagy gyorsulásváltozás útján valósítható meg. Ezek a jelenségek az egész szelepvezérlésben lengéseket gerjeszthetnek [5,6,7,21,32], amelyek hátrányos következményeit az alábbiakban foglaltam össze: • A maximális motorfordulatszám korlátozása → teljesítményveszteség • A rugóerők növelése → nagyobb belső súrlódás, több kopás • A szelepemelés csökkentése → teljesítményveszteség • A szelepvezérlési idők növekedése → előnytelen forgatónyomaték karakterisztika • nem kívánt maradólengések → kopás, zaj

A szilíciumnitrid-kerámia tulajdonságai (sűrűség kb. 3,2 g/cm3 és E-Modul kb. 300.000 N/mm2), amelyeket fémekkel eddig nem sikerült elérni, ezen a területen új lehetőségeket nyitnak. Egy szelepvezérlés hatékonyságának gyors megítéléséhez, gyakran hasonlítják össze a gyorsulás idejét (αb) vezérműtengely szögelfordulásban.

16

szelepgyorsulás

alacsony merevség, pl.: OHV magas merevség, pl.: OHC

-150

-120

-90

-60

-30

0

30

60

90

120

150

forgattyúszög [ft°]

5.1. ábra:

Kis és nagy merevségű szelepvezérlés sematikus gyorsulási diagramja

Az 5.1 ábra minőségileg mutatja, miért hagytak fel az OHV rendszerű motorok fejlesztésével, és napjainkra majdnem kizárólag csak OHC-szelepvezérléseket gyártanak. Az αb érték kb. 30°-ról 15°...20°-ra történő csökkentése az OHCvezérlésekkel együtt járó árat és összetettséget kompenzálják. Napjaink technikája kerámiaszelepekkel 10°..12°-os αb értéket tesz lehetővé. Az a tény azonban, hogy kerámiaszelepek alkalmazásával az OHV-vezérlés αb értékét is 20°-ra lehet csökkenteni, felveti ennek a rendszernek az újbóli alkalmazását. Ez pedig a motor méretét, súlyát és gyártási költségeit jelentősen csökkentené [21]. A szelepvezérlés dinamikus viselkedését számítógépes szimuláció segítségével nagy pontossággal végezhetjük el. Az 5.2 ábra az általam használt modell blokkdiagramját ábrázolja. A részletes leírás a 10.3 mellékletben található.

17

A A1

A2 konstrukció

profilgenerálás gázcsere 2. és 3. derivált ellenőrzése

véges elem

termodinamika jó nem jó manuális változtatások grafikai illesztés (pl. köbös "spline"-ok)

hidraulikus hézagkiegyenlítés

szelep B pre-processzor grafikus modell

szeleprugó

szelepülés vezérműterngely

tőke vagy himba gázerők szubmodellek v. Interface-ek

C

EHD mátrix generálás

Lánc v. szíjhajtás

Vezérműtengely torzió

Forgattyús hajtómű D megoldó egység konvergencia vizsgálat

E post-processzor globális eredmények, pl.: sajátfrekvencia részletes eredmények, pl: egyes elemek út-idő függvénye grafikai megjelenítés animáció

nem jó jó

5.2. ábra: A szelepvezérlés számítási modelljének blokkdiagrammja [33] 18

A bütyökprofilok tervezése és optimalizálása egy többszörös iterációs folyamattal írható le. Első lépésben a gázcsere és a termodinamikai megfontolások alapján meghatározzuk a szükséges nyitvatartási szögeket, valamint a kívánt szelepemelést. Ezzel párhuzamosan a konstrukció figyelembevételével és végeselemes módszerekkel meghatározandó az összes releváns alkatrész tömege és merevsége. Ezeknek a paramétereknek a figyelembevételével, gyakorlati tapsztalatok alapján generálható az első, vázlatos szelepemelési görbe. Az „A” alprogramm a bütyökprofil szerkesztését a gyorsulásdiagramm alapján segíti elő. A gyorsulásgörbe kézzel manipulálható, a folytonosságot 3-ad fokú „spline”-ok segítségével lehet biztosítani. Többszörös iteráció után a kész görbét a dinamikai számítás „B” moduljába tápláljuk. A grafikusan felépített modellben a következő szubmodelleket vettem figyelembe: szelep, szeleprugó, vezérműtengely hajlításra, szelepülés, hézagkiegyenlítő hidraulika, a szelepekre ható gázerők. A számítás időpontjában egyedülálló újításként a szelepemelő tőkét önálló végeselemes modell formájában kapcsoltam a rendszerbe. A következő lépés a „C” modul, amelyben a mátrix generálása történik. Ebben a részben a következő szubmodelleket vettem figyelembe: a szíjhajtás modellje, a vezérműtengely torziós modellje, a bütyök és a tőke közötti kenőolaj-film elasztohidrodinamikai modellje, a forgattyús tengely torziós modellje. A „D” részben a feladatnak megfelelő megoldási módszer kiválsztása történik. Tanulmányom esetében a vezérmű dinamikai tulajdonságait stacionér üzemállapotokban vizsgáltam. A számítás „E” részében az eredmények feldolgozása történik. Az adatmennyiség csökkentése érdekében, a rövid összehasonlításban a szelepek úgynevezett felütközési sebességét hasonlítottam össze. A rendszerben létrejövő már fentebb említett lengések ahhoz vezetnek, hogy a szelepek nem a kinematikusan számított, hanem egy attól eltérő sebességgel ülnek a szelepfészekbe [7]. A túl nagy sebesség magas kopáshoz vezet, tartós terhelés esetén a szelep le is szakadhat. Így a dinamikusan számított felütközési sebesség mindig a legfontosabb kritérium. Az 5.4 ábra egy számítási példát mutat; az összes eredmény a 10.3 mellékletben található. Amennyiben a vizsgált bütyökprofil dinamikai tulajdonságai megfelelőek, a profil gyártásra kész. Amennyiben azonban pl. a felütközési sebesség túlságosan magas, az „A” modul segítségével a profilt módosítani kell, illetve az „A2” modul segítségével javítani kell a rendszer sajátfrekvenciáját. Ezután az „A1” modul segítségével ellenőrizzük a töltéscserét és szükség esetén korrigáljuk a nyitvatartási szöget. Ezután megismételjük a dinamikai számítást. Magától értetődő, hogy ellentétes esetben, azaz ha a rendszer dinamikai lehetőségei nincsenek kellőképpen kihasználva, akkor az előzővel analóg módon lehetséges a profil dinamikusabb kialakítása vagy a rugóerő csökkentése.

19

bütyökszög [fok] - - - szelepmozgás

5.3 ábra:

—— szelepsebesség — — kinematikus szelepsebesség vizsgált tartomány: szelepfelütközés előtti 0,1 mm

Példa egy számított szelepmozgásra, acélszelep, hydro-acél tőke, fordulatszám: 7000 1/min

A számítási eredmények kísérleti igazolásához, a releváns bütyökprofilok felütközési sebességét kísérleti úton vizsgáltam. Bár nincs abszolút határ, a legtöbb motorgyártó szériamotorok esetén az 1 m/s alatti értékre törekszik.

20

5.1 Eredmények Ebben a szakaszban a tömegviszonyokat, rugóerőket és nyitási keresztmetszeteket adtam meg, valamint a szelep felütközési sebességének és zajának mérési eredményeit írtam le és elemeztem. Az 5.1.1 és 5.1.2 táblázatok az egyes bütyökprofilhoz tartozó komponensek tömegeit adják meg. A táblázat fejlécében szereplő betű és számkombinációk a különböző bütyökprofilok azonosító kódjai. Az 5.1.1 táblázat a g-ben megadott abszolút értékeket mutatja, a 5.1.2 táblázat pedig az acélszelep és hydro-acél tőke kombinációhoz viszonyított relatív tömeget adja meg százalékban. szívó tőke/szelep tőke

ZBR48/52IT hydro/acél

CER48/52IT hydro/kerámia

ZM40218IN mech./acél

CR98 48I mech./kerámia

TI98 48I mech./kerámia

[g]

49

49

35

35

23

szelep

[g]

46,9

19,8

46,9

19,8

19,8

rugó (50%)

[g]

19

19

16

16

16

szelepék

[g]

0,6

0,6

0,6

0,6

0,6

rugótányér

[g]

13

13

7,7

7,7

7,7

össz súly

[g]

128,5

101,4

106,2

79,1

67,1

ZEBR40/44E hydro/acél

CER40/44EX hydro/kerámia

ZM40208EX mech./acél

CR98 44E mech./kerámia

TI98 44E mech./kerámia

[g]

49

49

35

35

23

kipufogó tőke/szelep tőke szelep

[g]

40,7

17,2

40,7

17,2

17,2

rugó (50%)

[g]

19

19

16

16

16

szelepék

[g]

0,6

0,6

0,6

0,6

0,6

rugótányér

[g]

13

13

7,7

7,7

7,7

össz súly

[g]

122,3

98,8

100

76,5

64,5

5.1.1. táblázat: A szelepvezérlés komponenseinek tömege grammban szívó tőke/szelep

ZBR48/52IT hydro/acél

CER48/52IT hydro/kerámia

ZM40218IN mech./acél

CR98 48I mech./kerámia

TI98 48I mech./kerámia

tőke

[%]

100,0

100,0

71,4

71,4

46,9

szelep

[%]

100,0

42,2

100,0

42,2

42,2

rugó (50%)

[%]

100,0

100,0

84,2

84,2

84,2

szelepék

[%]

100,0

100,0

100,0

100,0

100,0

rugótányér

[%]

100,0

100,0

59,2

59,2

59,2

össz súly

[%]

100,0

78,9

82,6

61,6

52,2

ZEBR40/44E hydro/acél

CER40/44EX hydro/kerámia

ZM40208EX mech./acél

CR98 44E mech./kerámia

TI98 44E mech./kerámia

kipufogó tőke/szelep tőke

[%]

100,0

100,0

71,4

71,4

46,9

szelep

[%]

100,0

42,3

100,0

42,3

42,3

rugó (50%)

[%]

100,0

100,0

84,2

84,2

84,2

szelepék

[%]

100,0

100,0

100,0

100,0

100,0

rugótányér

[%]

100,0

100,0

59,2

59,2

59,2

össz súly

[%]

100,0

80,8

81,8

62,6

52,7

5.1.2 táblázat: A szelepvezérlés komponenseinek tömege százalékban 21

Az 5.1.3 és az 5.1.4 táblázat az effektív keresztmetszetet valamint az egyes bütyökprofilhoz tartozó rugóerőket és rugóállandókat adja meg. szívó

vezérműtengely

tőke/szelep

max. szeleplöket [mm]

effektív keresztmetszet [mm*fok]

össz súly [g]

F1 [N]

F2 [N]

rugóállandó [N/mm]

16

ZBR48/52IT

hydro/acél

9,358

680,45

128,5

200

565

39

18

CER48/52IT

hydro/kerámia

9,433

693,6

101,4

180

435

27

20

ZM40218IN

mech./acél

9,25

682,8

106,2

180

430

27

22

CR98 48I

mech./kerámia

9,72

730

79,1

140

335

20

23

CR98 44I

mech./kerámia

9,43

701,1

79,1

140

330

20

26

TI98 48I

könnyű mech./kerámia

9,91

747,6

67,1

140

309

17

27

TI98 44I


9,6

714,9

67,1

140

305

17

5.1.3 táblázat Az egyes profilokhoz tartozó effektív keresztmetszet, valamint a rugóerő és rugóállandó értékei kipufogó

vezérműtengely

tőke/szelep

max. szeleplöket [mm]


össz súly [g]

F1 [N]

F2 [N]

rugóállandó [N/mm]

17

ZEBR40/44E

hydro/acél

8,325

582,6

122,3

200

525

39

19

CER40/44EX

hydro/kerámia

8,416

594,1

98,8

180

405

27

21

ZM40208EX

mech./acél

8,59

614,8

100

180

412

27

24

CR98 44E

mech./kerámia

8,841

647,5

76,5

140

321

20

25

CR98 40E

mech./kerámia

8,651

624,7

76,5

140

318

20

28

TI98 44E


9,079

666,3

64,5

140

298

17

29

TI98 40E


8,815

639,2

64,5

140

295

17

5.1.4 táblázat Az egyes profilokhoz tartozó effektív keresztmetszet, valamint a rugóerő és rugóállandó értékei Minden profilhoz egy kódszám tartozik, a későbbi diagrammokon ezek alapján lehet majd őket azonosítani. Az 5.1.5 és az 5.1.6 ábrákon az egyes profilokhoz tartozó rugóerőket grafikusan ábrázoltam. A szeleprugóerők a zárt szelep esetén (F1) alig mutatnak eltérést, a maximális rugóerő a nyitott szelep esetén (F2) kerámiaszelepekkel és mechanikus acéltőkékkel sokkal kisebb.

22

600

rugóerő [N]

500 F1 [N] F2 [N]

400 300 200 100

TI98 44I

TI98 48I

CR98 44I

CR98 48I

ZM40218IN

CER48/52IT

ZBR48/52IT

0

bütyökprofil

5.1.5 ábra

A szívó-profilokhoz tartozó rugóerők F1 és F2

600

rugóerő [N]

500 F1 [N] F2 [N]

400 300 200 100

TI98 40E

TI98 44E

CR98 40E

CR98 44E

ZM40208EX

CER40/44EX

ZEBR40/44E

0

bütyökprofil

5.1.6 ábra

A kipufogó-profilokhoz tartozó rugóerők F1 és F2

23

Az 5.1.7 és az 5.1.8 ábrák az effektív keresztmetszeteket ábrázolják, azaz a szelepemelési görbe alatti területet. effektív keresztmetszet [mm*fok]

760

720

680

TI98 44I

TI98 48I

CR98 44I

CR98 48I

ZM40218IN

CER48/52IT

ZBR48/52IT

640

bütyökprofil

5.1.7 ábra

A szívó-profilokhoz tartozó effektív keresztmetszet


700

660

620

580

TI98 40E

TI98 44E

CR98 40E

CR98 44E

ZM40208EX

CER40/44EX

ZEBR40/44E

540

bütyökprofil

5.1.8. ábra

A kipufogó-profilokhoz tartozó effektív keresztmetszet 24

A szelepmozgási diagramok esetén a 0 érték a szelepfészket jelenti, a mérést a szelepfészekbe felütközés előtti utolsó 0,5mm-es szakaszán végeztem. Az emelési értékeket az elfordulási szög függvényében ábrázoltam. Az 5.1.9-től az 5.1.14-ig ábrák a szívó- és kipufogószelep mért mozgási görbéit ábrázolják. Az áttekinthetőség kedvéért a különböző fordulatszámokon mért eredményeket egymáshoz képest eltolva ábrázoltam, így a szögértékek „hamisak”.

0,30

szeleplöket [mm]

0,25 0,20 0,15 0,10 4000 1/min 0,05

5000 1/min 6000 1/min

0,00

7000 1/min

-0,05 40

5.1.9 ábra

45

50

55

60 65 70 75 forgattyúszög [ft°]

80

85

90

95

A szívószelep mozgása közvetlenül a zárás előtt (acélszelepek, hydroacéltőkék, profil: ZBR48IT)

25

0,30

3000 1/min 4000 1/min 5000 1/min 6000 1/min 7000 1/min

szeleplöket [mm]

0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 -0,05 40

45

50

55

60 65 70 75 forgattyúszög [°ft]

80

85

90

95

5.1.10 ábra Kipufogószelep mozgása közvetlenül a zárás előtt (acélszelepek, hydro-acéltőkék, profil: ZEBR44E)

0,30

szeleplöket [mm]

0,25 0,20 0,15 0,10 3000 1/min 4000 1/min 5000 1/min 6000 1/min 7000 1/min

0,05 0,00 -0,05 40

45

50

55


80

85

90

95

5.1.11 ábra Kipufogószelep mozgása közvetlenül a zárás előtt (acélszelepek, mech. acéltőkék, profil: ZM40208EX) 26

0,30

szeleplöket [mm]


0,05 0,00 -0,05 40

45

50

55


80

85

90

95

5.1.12 ábra Szívószelep mozgása közvetlenül a zárás előtt (kerámiaszelepek, mech. acéltőkék, profil: CR98_44I)

0,30

szeleplöket [mm]


0,05 0,00 -0,05 40

45

50

55


80

85

90

95

5.1.13 ábra Kipufogószelep mozgása közvetlenül a zárás előtt (kerámiaszelepek, mech. acéltőkék, profil: CR98_40E) 27

0,30

szeleplöket [mm]

0,25 0,20 0,15 0,10 4000 1/min 5000 1/min 6000 1/min 7000 1/min

0,05 0,00 -0,05 40

45

50

55


80

85

90

95

5.1.14 ábra Kipufogószelep mozgása közvetlenül a zárás előtt (kerámiaszelepek, mech. könnyűépitésű tőkék, profil: TI98_44E) Az 5.1.15-től az 5.1.20-ig ábrák a mozgási görbékből differenciálással számított sebességet ábrázolják, amely a bütyök kialakításának fontos kritériuma. 0,40 4000 1/min 5000 1/min

szelepsebesség [m/s]

0,20

6000 1/min 7000 1/min

0,00

-0,20

-0,40

-0,60 40

45

50

55


80

85

90

95

5.1.15 ábra A szívószelep sebessége közvetlenül a zárás előtt (acélszelepek, hydro-acéltőkék, profil: ZBR48IT) 28

0,40 3000 1/min 4000 1/min


0,20

5000 1/min 0,00

6000 1/min 7000 1/min

-0,20 -0,40 -0,60 -0,80 40

45

50

55

60 65 70 75 forgattyúszög [°ft]

80

85

90

95

5.1.16 ábra Kipufogószelep sebessége közvetlenül a zárás előtt (acélszelepek, hydro-acéltőkék, profil: ZEBR44E)

0,40 3000 1/min 4000 1/min


0,20

5000 1/min 6000 1/min

0,00

7000 1/min

-0,20

-0,40

-0,60 40

45

50

55


80

85

90

95

5.1.17 ábra Kipufogószelep sebessége közvetlenül a zárás előtt (acélszelepek, mech. acéltőkék, profil: ZM40208EX)

29

0,40 2000 1/min 4000 1/min


0,20

5000 1/min 6000 1/min 7000 1/min

0,00

-0,20

-0,40

-0,60 40

45

50

55


80

85

90

95

5.1.18 ábra Szívószelep sebessége közvetlenül a zárás előtt (kerámiaszelepek, mech. acéltőkék, profil: CR98_44I)


0,40

0,20

0,00

-0,20

2000 1/min 4000 1/min 5000 1/min

-0,40

6000 1/min 7000 1/min

-0,60 40

45

50

55


80

85

90

95

5.1.19 ábra Kipufogószelep sebessége közvetlenül a zárás előtt (kerámiaszelepek, mech. acéltőkék, profil: CR98_40E) 30

0,4


4000 1/min 5000 1/min

0,2

6000 1/min 7000 1/min

0

-0,2

-0,4

-0,6 40

45

50

55


80

85

90

95

5.1.20 ábra Kipufogószelep sebessége közvetlenül a zárás előtt (kerámiaszelepek, mech. könnyűépitésű tőkék, profil: TI98_44E) Az 5.1.9 ábra az 5.3 ábrával analóg módon a kiindulási profil acélszeleppel és hydroacéltőkével mért értékeit ábrázolja, melyben a számított mozgást ábrázoltam. A mért és számított mozgás rendkívül jól egyezik egymással, csupán a szelep bezáródása utáni elpattanásánál figyelhetünk meg számottevő különbséget. A mérés alapján csak egyszeri elpattanás figyelhető meg, míg a számítás alapján egy másodszori csekély felugrás is elvárható lett volna. A számított szelepmozgás összes eredményét a 9.2 fejezetben írtam le. Az 5.1.13 ábrán a hydro-acéltőke acélszelep kombináció mozgási karakterisztikájával szemben a kerámiaszelep mechanikus acéltőke kombináció mozgási karakterisztikája található. Sem a mozgási irány megváltozása, sem a beülés utáni elpattanás nem figyelhető meg. A szelepmozgási-irány megfordulása a hydroacéltőke kapcsolat esetén lép fel, amikor az elasztikus hydro-acéltőke-rendszer a szelep negatív gyorsulása alatt kitágul és a szelep lassulása alatt pedig ismét összenyomódik. Ezután a kerámiaszelep rámpán (rámpának a vezérműbütyök azon szakaszát nevezem, amely a szelephézag áthidalására szolgál és egy állandó sebességű bütyökszakaszt jelent) való mozgása következik. Felismerhető az átmenet egy görbe és a zárás előtt csaknem lineáris mozgás alapján. Az 5.1.10 és az 5.1.13 ábrák mutatják, mekkora potenciállal rendelkezik a szelepvezérlésben a tömeg csökkentése és a merevség növelése. Ezek az eredmények azért is nagy jelentőségűek, mert a kerámiaszelepek láthatóan nyugodtabb mozgáskarakterisztikáját a megnövelt szelepgyorsulás ellenére is sikerült elérni. Az 5.1.7 és az 5.1.8 ábrákon válik ez egyértelművé, amelyek a különböző alkatrészkombinációkkal realizálható effektívkeresztmetszeteket ábrázolják. 31

A kerámiaszelep CR9844E profilja mechanikus acéltőkével 11%-kal nagyobb effektívkeresztmetszetű, mint az acélszelep és hydro-acéltőke ZEBR40/44E profilja. Még a 4°-kal csökkentett nyitvatartási szögű CR9840E profilnak is, mellyel nagyobb forgatónyomaték érhető el, 7%-kal nagyobb effektívkeresztmetszete van. Ez a különbség a TI98 44E és 40E bütyökprofilok esetén még nagyobb, amelyekhez könnyűépítésű mechanikus tőkékkel kombináltam. A nagyobb effektívkeresztmetszet ellenére a szelepek elválás nélkül követik a bütyökprofilt. Az itt leírt számítási és optimalizációs rendszer lehetővé tette, hogy csak viszonylag kis számú profilváltozatot kellett fékpadi méréseknek alávetnem. A későbbiekben leírt töltéscsere számítással kombinálva lépésről lépésre sikerült azt a konfigurációt elérni, amely a szerkezeti anyag dinamikai tulajdonságait maximálisan kihasználja, ugyanakkor a lehető legrövidebb nyitvatartási idő alkalmazásával a legkedvezőbb forgatónyomatéki karakterisztikát eredményezi. Az 5.1.15-től az 5.1.20-ig ábrákon a szelepek mért útfüggvényeinek az első differenciálját, azaz a sebességfügvényét ábrázoltam. Jól kivehető a nyugodt sebességkarakterisztika a kerámiaszelepek és mechanikus acéltőkék kombinációja esetén. A szelepmozgás mérésével lehetőség nyílik annak a szögnek a meghatározására, amikor a szelep a fészekbe felütközik. A szelepmozgás differenciálásával a pontos felütközési sebességet lehet meghatározni. A hydro-acéltőkés szelepek esetén a kiértékelés lényegesen bonyolultabb, mivel a szelep-szeleprugó-hydro-acéltőke lengésképes rendszer felütközési időpontja a gerjesztés függvényében változik és így csak az útfüggvény egyidejű figyelembe vételével olvasható le az eredmény. Az 5.1.21-től az 5.1.24-ig terjedő ábrák a levegő- és testzaj mérési eredményeket mutatják. A hengerfej zaja és testhangja nagyban függ a pillanatnyi felütközési sebességtől. A méréseket a hengerfej több pontján és annak közelében végeztem. Minden mérésnél a kerámiaszelepekkel végzett mérések értéke az alsó szórásban volt. Az 5.1.24 ábráról leolvasható, hogy a testhang mérések elsősorban a magas fordulatszámtartományban mutatnak előnyöket. Ezzel ellentétben a zajmérések már alapjárati fordulatszámnál a kerámiaszelepek előnyét igazolták.

32

zajnyomásszint RMS-érték [dB]

115 110 105 100 95 90

acélszelep, hydro-acéltőke; 17

85

acélszelep, mech. acéltőke; 21 kerámiaszelep, könnyűépitésű mech. tőke; 28

80

kerámiaszelep, mech. acéltőke; 25

75 0

1000

2000

3000 4000 5000 motor fordulatszám [1/min]

6000

7000

8000

5.1.21 ábra Meghajtott kipufogó vezérműtengely, mérési pont: 1m-re a hengerfejtől 30

gyorsulás RMS-érték [g]

acélszelep, hydro-acéltőke; 17 acélszelep, mech. acéltőke; 21

25

kerámiaszelep, könnyűépitésű mech. tőke; 28 20

kerámiaszelep, mech. acéltőke; 25

15 10 5 0 0

1000

2000


6000

7000

8000

5.1.22 ábra Meghajtott kipufogó vezérműtengely, mérési pont: a két szelep közötti stég

33

25



20

kerámiaszelep, könnyűépitésű mech. tőke; 28 kerámiaszelep, mech. acéltőke; 25

15

10

5

0 0

1000

2000


6000

7000

8000

5.1.23 ábra Meghajtott kipufogó vezérműtengely, mérési pont: gyertyafurat

25



20

kerámiaszelep, könnyűépitésű mech. tőke; 28 kerámiaszelep, mech. acéltőke; 25

15

10

5

0 0

1000

2000


6000

7000

8000

5.1.24 ábra Meghajtott kipufogó vezérműtengely, mérési pont: szelepfedél

34

6.

A töltéscserefolyamat szimulációja

Az optimális szelepvezérlési időket és bütyökprofilokat elöljáróban számítógépes szimulációval határoztam meg. A számításaimat a PROMO egydimenzionális töltéscsere-szimulációval végeztem. A program kifejezetten a dugattyús motorok csőrendszerében zajló instacioner gázáramlást szimulálja a karakterisztikák elvének felhasználásával. 6.1 Számítási módszerek A csőben lezajló áramlás szimulálása során a nyomás (p), a sűrűség (ρ) és az áramlási sebesség (w) értékeit keressük a hely és az idő függvényében, 6.1.1 ábra.

6.1.1 ábra

Kipufogócsatornában a szelep nyitásakor gerjesztett gázlengés térbeli és időbeli lefutása

A számításokat a következő megkötések mellett tudjuk elvégezni: • • • • •

egydimenzionális áramlás súrlódás a cső falán hőátadás ideális gáz folyamatosan differenciálható állapotváltozás

A számítás alapvető fizikai összefüggéseit és módszereit a 10.1 mellékletben írtam le.

35

6.2 Szimuláció A moduláris egységekből bármilyen rendszer (turbó-feltöltés, Helmholtz-rezonátor, változtatható szívócső...) felépíthető. Első lépésként a motor geometriáját modelleztem. Csövezetékekből (csatornák, szívócső), csővégződésekből, térfogatokból (légszűrő-ház, kipufogódob...), hengerekből és fojtásokból építettem fel a modellt, a 6.2.1 ábrának megfelelően. RE1 BE2

BL9

BE1 BL1

BL4

ZY1

ZY2

ZY3

ZY4 BL8

BL5 BE6

BE3 BL10

6.2.1 ábra

BE4

BE5 RE2

4-hengeres motor PROMO modellje

A BE2-jelölés a légszűrőt jelenti. A BE1-es térfogattal a gyűjtő-szívócsövet modelleztem. A kettő között BL9-es jelöléssel találjuk a pillangószelepet. A ZY1...ZY4 jelölésű hengerekből kiáramló gáz a BE6-os jelölésű kipufogó-gyűjtőben egyesül. A katalizátort a BL10-es fojtással és a BE3-as jelű térfogattal modelleztem. A modell kalibrálásához a szívócsőnyomást a kipufogógáz-ellennyomást és a szállítási fokot használtam. A megfelelő folytások, áramlási-együtthatók és keresztmetszetek optimalizálásával, a szimulált értékek 1%-os hibahatárral megegyeznek a fékpadon mért értékekkel. Rugóerők és tömegek ismeretében az 5. fejezetben leírt szempontok alapján különböző szelepemelési görbéket generáltam a 6.2.2 és 6.2.3 ábráknak megfelelően. Ezeket a hengerek parametrizálásánál vittem be a modellbe.

36

12 acélszelep, hydrotőke, profil: 16

11

kerámiaszelep, mechanikus tőke, profil: 27

10

szeleplöket [mm]

9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 -90

6.2.2 ábra

-60

-30

0

30


180

Szériában alkalmazott, ill. kerámiaszelepek szelepemelési görbe szívószelep esetén

210

240

számára

270

300

generált

12 11

acélszelep, hydrotőke, profil: 17

10

kerámiaszelep, mechanikus tőke, profil: 28

szeleplöket [mm]

9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 -300

6.2.3 ábra

-270

-240

-210

-180

-150 -120 -90 -60 forgattyúszög [ft°]

-30

Szériában alkalmazott, ill. kerámiaszelepek szelepemelési görbe kipufogószelep esetén

0

30

számára

60

90

generált

A töltéscsereszimuláció célja a szállítási fok meghatározása. A változtatások célja a motor forgatónyomatékának megnövelése az alacsony fordulatszámtartományban 37

úgy, hogy a teljesítmény a magas fordulatszámtartományban ne csökkenjen. A 6.6 ábrán a 16-17- es profilú szelepemelési görbékkel számított kiindulási (széria) modellt hasonlítom össze a 27-28-as profilú szelepemelési görbékkel számított modellel.

6.2.4 ábra

Szériában alkalmazott, ill. kerámiaszelepek számára szelepemelési görbével számított szállítási fok görbe

generált

A 6.2.4 ábrán látható, hogy a nagyobb szelepgyorsulásokkal generált szelepemelési görbe 1...3%-os szállítási fok növekedést eredményez. A számításoknál figyelmen kívül hagytam a szeleptányér felületének megváltozott hőmérsékletét. Abból indultam ki, hogy a megnövekedett szállítási fok nem befolyásolja az égési paramétereket (gyújtási időpont).

38

7.

Súrlódási veszteség a szelepvezérlésben

Az tüzelőanyag formájában a motorba juttatott energiának csak egy része fordítódik a hajtóművön keresztül a jármű mozgatására. A termodinamikus veszteségeken, amelyek a gázcserével és a körfolyamattal függnek össze, valamint a motorban fellépő aerodinamikus- és öblítési veszteségen kívül súrlódási veszteségek [3] is fellépnek, valamint a segédberendezések, mint a víz- vagy kenőolajszivattyú is, teljesítményt fogyasztanak. Súrlódási veszteség ott lép fel, ahol alkatrészek egymáshoz képest elmozdulnak. A motorban ilyen a dugattyúnak a perselyben, a tőkéknek és a szelepeknek a vezetőikben való mozgása és minden tengelycsapágy. Mivel a vezérműtengely csapágysúrlódása, a szelepek, valamint tőkék súrlódása a vezetőikben majdnem teljesen függetlenek a leadott motorteljesítménytől, nagy befolyással bírnak a részterhelési fajlagos fogyasztásra. A gázcserét vezérlő szelepeket a technika mai állása szerint egy vagy több vezérműtengely nyitja és csavarrugók zárják. A vezérműtengelyek, leszámítva a kevés kivételt, anyagi okok miatt siklócsapágyazva vannak. A siklócsapágy egy házban lévő hengeres nyílásból áll, melyben a tengely alig kisebb átmérővel található. A siklócsapágyhoz nyomás alatt olajat vezetnek, amelyet a forgó tengely magával ragad és így egy olajfilm alakul ki. A siklócsapágyat előnytelen körülmények melletti nagy tartósságra tervezik. A siklócsapágyban egy stabil kenőfilm, tehát a tengely és csésze tökéletes elválása alakul ki, amennyiben elegendő olaj van a csapágyban, a fordulatszám elég magas és a viszkozitás elég nagy. A legelőnytelenebb üzemi állapot a vezérműtengely esetében az alapjárat, magas olajhőmérséklet és alacsony viszkozitás mellett. Ha ebben az esetben túl nagy a terhelés, fellép a vegyessúrlódás, ahol a tengely és a persely érdes csúcsai egymást érik, a súrlódási nyomaték meredeken megnő és a felületek kopnak. Az előírt kenőolaj viszkozitási paraméterei ismeretében a kenőfilm kialakulását a csapágyátmérő és szélesség megnövelésével, valamint a felületi érdesség és a csapágyhézag csökkentésével segítik. Ez a megoldás magasabb árhoz és megnövekedett súlyhoz vezet, másrészt a magas fordulatszámon az átmérőben és szélességben megnövelt csapágy több nyomatékot vesz fel, mivel a tisztán hidrodinamikus kenésnél az olajban fellépő nyíróerőkkel arányos súrlódási erők lépnek fel. A kerámiaszelepek alkalmazása miatt lehetséges kisebb rugóerők a siklócsapágy terhelését és ezáltal a súrlódási nyomatékot csökkentik [18]. A rugóerőnek alsó határt szab a szelepvezetőben fellépő súrlódási erő, valamint a szelepeket időszakosan terhelő negatív nyomáskülönbség és az esetleges szabad tömegerők. A szelepet a rugónak minden esetben biztosan be kell zárnia és zárva kell tartania. A kisebb rugóerők a bütyök és a tőke, a tőke és furat közötti, valamint a vezérműtengelycsapágy kisebb súrlódása miatt a vezérműtengely hajtási nyomatékának csökkenéséhez vezetnek. A vezérműtengely(ek) meghajtása általában bordásszíjjal vagy lánccal történik, ezek a feszítő- és vezetőmechanizmusokkal együtt teljesítményt vesznek fel. A 39

bordásszíjnak vagy a láncnak nem csak a szelepnek a rugó- és tömegerővel szembeni terhelését kell felvennie, hanem a vezérműtengely váltakozónyomatéka miatt fellépő lengésgerjesztés erőcsúcsaira van méretezve. A feszítő mechanizmusok a bordásszíj terhelését növelik, és ezáltal a csapágyakra ható erők a súrlódási nyomaték növekedéséhez vezetnek. A siklócsapágy terhelésével analóg módon a kisebb rúgóerőkből, valamint kisebb tömeggyorsítási erőkből és nyomatékokból fakadó kisebb vezérműtengely hajtási nyomaték miatt a bordásszíjat gyengébbre lehet méretezni és a feszítő erőket is le lehet csökkenteni. 7.1 Eredmények Ebben a fejezetben a terhelt fékpadi és külső hajtású mérések eredményeit láthatjuk. A kerámiaszelepek alkalmazásának elsődleges célja a motor belső súrlódásának csökkentése. Ennek elsősorban az alsó fordulatszámtartományban van nagy jelentősége, és a tüzelőanyagfogyasztást mindenek előtt városi közlekedésben vagy alacsony sebességnél előnyösen befolyásolja. Az összefüggések a 7.1 és 7.2 ábrákon jó láthatóak.

főtengelyen mért nyomaték [Nm]

45 40

összmotor

35

vezérműtengelyek, egyes mérések összege

30 25 20 15 10 5 0 0

7.1 ábra

1000

2000

3000 4000 5000 motorfordulatszám [1/min]

6000

7000

Az összmotor és szelepvezérlési egység súrlódása

A 7.1 ábra mutatja, hogy a motor összsúrlódásának a vezérműtengelyekre eső részaránya csökkenő motorfordulatszámmal erősen nő [19,24].

40


2,5

szívó 16, acélszelepek, hydro-acéltőkék kipufogó 17, acélszelepek, hydro-acéltőkék szívó 23, kerámiaszelepek, mech. acéltőkék

2

kipufogó 25, kerámiaszelepek, mech. acéltőkék kipufogó 21, acélszelepek, mech. acéltőkék

1,5

olajhőmérséklet: 90°C 1

0,5

0 0

7.2 ábra

1000

2000


6000

7000

Főtengelyről egyenként meghajtott vezérműtengelyek súrlódása

A 7.2 ábrán jól látható, hogy alacsony fordulatszámon a rugóerők csökkentésének van a legnagyobb hatása a súrlódásra. A másodlagos megtakarítási lehetőségek a 7.3-től 7.6-ig terjedő ábrákon válnak érthetővé.


5,0

acélszelepek. 16,17 acélszelepek 16,17, egyenkénti mérések összege kerámiaszelepek 23, 25 kerámiaszelepek 23, 25, egyenkénti mérések összege

4,5 4,0 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0

7.3 ábra

1000

2000


6000

7000

Főtengelyről meghajtott vezérműtengelypár súrlódása, ill. egyenként meghajtott vezérműtengelyek súrlódásának (7.2 ábra) összege 41

A 7.3-tól 7.6-ig terjedő ábrákon látható, hogy a bordásszíjhajtás súrlódásvesztesége már egyedül az átviendő teljesítmény csökkentésével csökken és a bordásszíj, valamint ennek feszességének illesztése további lehetőségeket rejt.

súrlódási nyomaték csökkenése [%]

A 7.3 ábrán a súrlódási nyomaték értékeit ábrázoltam, amelyeket először a két vezérműtengely szériameghajtásával, másodszor a két tengely egyenkénti közvetlen meghajtásával határoztam meg. A különbség azt a súrlódási nyomatékot adja meg, amit a bordásszíjhajtás okoz.

16 egytengely-mérések összege

14

szíjjal hajtott vezérműtengelyek

12

2/3 szélességű szíjjal hajtott vezérműtengelyek

10 8 6 4 2 0 0

7.4 ábra

1000

2000 3000 4000 5000 motor fordulatszám [1/min]

6000

7000

Az összmotor súrlódásának százalékos csökkenése

A 7.4 ábra a motor teljes súrlódási nyomatékának százalékos csökkenését mutatja. Az acélszelep és hidraulikus acéltőke kombinációt kerámiaszelep és mechanikus acéltőke kombinációval helyettesítettem. A 16-17-es profilú vezérműtengelyt pedig a 23-25-ös profilú vezérműtengelyre cseréltem ki. Egy második lépcsőben a bordásszíjat az eredeti szélességének 2/3-ára csökkentettük, ugyanígy a bordásszíj feszességét is mérsékeltük.

42


5,00

acélszelep 16,17, széria vezérműszíj

4,50

kerámiaszelep 23,25, széria vezérműszíj

4,00

kerámiaszelep 23,25, 2/3 szélességű vezérműszíj

3,50 3,00 2,50 2,00 1,50 1,00 0,50 0,00 0

7.5 ábra

1000


6000

7000

1200

1400

A szelepvezérlés súrlódásának csökkenése


2,7 2,6

széria vezérműszíj

2,5

2/3 szélességű vezérműszíj motor fordulatszám: 1500 1/min

2,4 2,3 2,2 2,1 2,0 1,9 0

7.6 ábra

200

400

600 800 1000 vezérműszíj feszítőerő [N]

A szelepvezérlés súrlódása a vezérműszíj feszítőerejének függvényében, konfiguráció: kerámiaszelepek, mech. acéltőkék; 23,25

43

A súrlódási előnyök fogyasztáscsökkentésre való felhasználása nagyon összetett probléma. A meggondolás kiindulási pontja az, hogy egy adott jármű egy adott, de alacsony súrlódású motorral állandó sebességgel halad. Ebben az esetben a motor pillangószelepét jobban be kell zárni, hogy a motor teljesítményleadását azonos értéken tarthassuk. Ez Otto-motorok esetén a termikus hatásfok romlásához vezet, ami a fogyasztáscsökkenés mértékét csökkenti, (dízelmotorok esetén ez a probléma nem lép fel, mert nagyrészt nincs pillangószelepük). E probléma elhárítására több lehetőség van: • A jármű hajtóműáttételének megnyújtása. Emiatt a jármű dinamikája romlik, amelyet csak részben tud a kisebb súrlódási veszteség kiegyenlíteni. Üresjáratban ez a módszer hatástalan. • A motor lökettérfogatának csökkentése. Ez a lehetőség ugyanolyan hátrányokkal jár, mint fent, azzal az előnnyel, hogy üresjáratban is hatékony. A motor átépítése viszont körülményesebb.

A kerámiaszelepek alkalmazásával jó lehetőségek kínálkoznak a hátrányok kiküszöbölésére. Amint a 5. „A szelepvezérlés dinamikája“ fejezetben látható, kerámiaszelepeknél olyan bütyökprofilokat lehet alkalmazni, amelyek jobb forgatónyomatékhoz vezetnek [19,20]. A 7.7 és 7.8 ábrákon a teljes terhelésű teljesítmény- és forgatónyomaték-görbék láthatóak. Míg kerámiaszelepek esetén a maximális teljesítmény közel állandó, a lehetséges bütyökprofilok azonban alacsony fordulatszámon 5%-kal nagyobb forgatónyomatékot adnak le (lásd 7.11 ábra). Így lehetőség nyílik másodlagos változtatásokra, amelyek a súrlódás csökkenésének jobb kiaknázását eredményezik. 110 100

teljesítmény [kW]

90 80 70 60 50 40 kerámiaszelepek, mech.acéltőkék, 26,28

30

kerámiaszelepek, mech. acéltőkék, 27,28

20

acélszelepek, hydraulikus acéltőkék, 16,17

10

kerámiaszelepek, mech acéltőkék, 23,25

0 0

7.7 ábra

1000

2000


6000

7000

Teljes terhelésű teljesítménymérés 44

180

nyomaték [Nm]

170 160 150 140

kerámiaszelepek, mech.acéltőkék, 26,28 kerámiaszelepek, mech. acéltőkék, 27,28

130

acélszelepek, hydraulikus acéltőkék, 16,17 kerámiaszelepek, mech acéltőkék, 23,25

120 0

1000

fajlagos tüzelőanyagfogyasztás [g/kWh]

7.8 ábra


6000

7000

Teljes terhelésű nyomatékmérés

320

300

280

260 kerámiaszelepek, mech.acéltőkék, 26,28 240

kerámiaszelepek, mech. acéltőkék, 27,28 acélszelepek, hydraulikus acéltőkék, 16,17

220 0

7.9 ábra

1000


6000

7000

A teljes terhelési görbékhez tartozó fajlagos tüzelőanyagfogyasztás

45

mért nyomatéknövekedés [%]

3,5 3 2,5 2 1,5 1 0,5 0 0

7.10 ábra

1000


6000

7000

Százalékban megadott nyomatéknövekedés, konfiguráció: kerámiaszelepek+ mech. acéltőkék + profil: 26,28 összehasonlítva: acélszelepek + hydro-acéltőkék + profil: 16,17

46

mért nyomatéknövekedés [%]

6 5 4 3 2 1 0 0

7.11 ábra

1000

2000


6000

7000

Százalékban megadott nyomatéknövekedés, konfiguráció: kerámiaszelepek+ mech. acéltőkék + profil: 27,28 összehasonlítva: acélszelepek + hydro-acéltőkék+ profil: 16,17

A szelepmozgás mérése után, amely a kerámiaszelepek és mechanikus könnyűszerkezetű tőkék esetén előnyös tulajdonságokat mutatott, ezeket a profilokat hagyományos acéltőkékkel és hozzájuk tartozó rugókkal kombinálva fékpadi méréseknek vetettük alá. Ennek keretében egy 5%-kal hosszabb hajtóműáttétel hatása is a vizsgálat tárgya volt. A 7.12 és 7.13-as ábrákon az abszolút és relatív eredményeket ábrázoltam. Jól kivehető az alacsony fordulatszámtartományban és kis terhelés esetén a kerámiaszelepek, valamint a szimulált hosszabb hajtóműáttétel fogyasztáscsökkentő hatása.

47

1164,1

1111,0

1200

acélszelepek, 16,17

1000

kerámiaszelepek, 26,28

900

kerámiaszelepek, 26,28; áttétel *0,95

800

266,0 262,5 257,5

301,0 296,8 288,2

269,5 268,7 264,4

300

278,6 277,8 272,7

400

330,6 323,6 317,6

500

288,6 285,4 278,2

328,2 320,5 312,6

600

350,5 343,0 332,1

518,5

700 500,9 489,3

fajlagos tüzelőanyagfogyasztás [g/kWh]

1100

200 100 0 830 37

2188 109

1500 262

2131 229

2234 376

2895 278

2750 429

3156 492

3616 565

(széria váltóműre vonatkozó értékek)

fordulatszám [1/min] terhelés (effektiv középnyomás) [kPa]

7.12 ábra

3683 388

Fajlagos tüzelőanyagfogyasztás

10 9

kerámiaszelepek; 26,28 a fogyasztás csökkenése [ % ]

8

kerámiaszelepek, áttétel*0,95 7 6 5

5,6

5,2 4,8

4,6

4

3,6

3,4

4,3

3,9

3,2

3

2,3

2,1

2,1

2

2,1

1,9 1,4

1,1

1

0,3

0,3

2750 429

3156 492

1,3

0 830 37

2188 109

1500 262

2131 229

2234 376

2895 278

fordulatszám [1/min] terhelés (effektiv középnyomás) [kPa]

7.13 ábra

3683 388

3616 565

(széria váltóm űre vonatkozó értékek)

A fajlagos tüzelőanyagfogyasztás százalékos csökkenése 48

8.

Károsanyag kibocsátás

Ez a fejezet a kerámiaszelepeknek a korlátozott kipufogógáz-összetevőkre gyakorolt lehetséges kihatásait tárgyalja. Ehhez először a motor átalakításából származó elsődleges és másodlagos hatásokat kell áttekinteni. Elsődleges: • Fizikai tulajdonságok, mint hővezetés, vagy fajhő • Kémiai tulajdonságok, mint pl. katalitikus hatás

Másodlagos: • A motorsúrlódás és ezáltal a motorterhelés csökkentése • Szelepvezérlési szögek lehetséges módosítása • Az összáttétel lehetséges meghosszabbítása és ezáltal a motorterhelés megnövelése • Szelep és szelepvezető közötti olajkenés megváltozása

Az átalakítás elsődleges kihatásai: A szelepek megváltozott termikus tulajdonságai ahhoz vezetnek, hogy az égésteret határoló felületek egy részének is megváltozik a hőmérséklete. Acél szívószelepeken végzett pirometrikus mérések kimutatták [5,25,26,27], hogy a maximális hőmérséklet a szeleptányér-szelepszár átmenet magasságában található, a fordulatszám függvényében 200°C-300°C között. A kerámia alacsonyabb hővezetése és hőkapacitása miatt ez az érték a teljes fordulatszámtartományban 200 °C alatt marad. A 200°C-os kerámiaszelep 1°C-kal történő hűtéséhez 18,4 J-t kell elvezetni. Ez az érték acélszelep esetén 24,9 J. Továbbá a kerámia hővezetése 700°C-on (égéstér) 14 W/mK, acélszelep hővezetése 22,9 W/mK. Ezek a fizikai tulajdonságok azt eredményezik, hogy kerámiaszelep beépítésével kevesebb hőt vezetünk el az égéstérből. Emiatt a szeleptányér felső oldala hidegebb, amely két szempontból is előnyös. Egyrészt magasabb szállítási fokot eredményez, másrészről nem alakulnak ki lerakódások a szelepszár és szeleptányér felületén. Természetesen a szelep égéstér felőli oldala valamivel melegebb és ez az emissziós értékek változásához vezethet. A mérési eredmények, valamint irodalmi források ezt azonban nem támasztják alá. Az égéstér megváltozott hőmérséklete a kipufogógáz Nox- és HC-tartalmát teljes terhelés esetén nem befolyásolja [5], részterhelés esetén a hidegebb kerámiaszelep, illetve az alacsonyabb súrlódás miatt lecsökkent motorterhelés hatására az NOx kibocsátás akár 20%-kal is csökkenhet [17]. A kerámia esetleges katalitikus hatása jelenleg nem ismert és az égéstermékkel érintkező kis felület miatt a kipufogógáz összetételére gyakorolt hatása elhanyagolható.

49

Az átalakítás másodlagos kihatásai: A változtatások másodlagos hatásai összetettebbek, ezért itt csak a legfontosabb összefüggéseket mutatom be: A kisebb súrlódás és motorterhelés egyrészt alacsonyabb tüzelőanyagfogyasztáshoz és NOx-kibocsátáshoz, de az Otto-motorok esetén szükséges nagyobb fojtás miatt magasabb HC-emisszióhoz vezet. Az összáttétel megnövelése viszont a hasznos motorterhelés növekedését eredményezi és így csökkenti a tüzelőanyagfogyasztást. Viszont a NOx kibocsátás csökkenő HC -emisszió mellett nő (főleg Otto-motoroknál). A szelepvezérlési szögek megváltozása nagyon összetett kérdéskör. Kiemelendő a szelepösszenyitási idő és magasság. Kis terheléseknél a nagyobb összenyitási keresztmetszetek növelik a friss keverék maradékgáz tartalmát és ezáltal a HCkibocsátást. Ugyanakkor viszont csökken az NOx-kibocsátás. A mai gyakorlatnak megfelelően majdnem mindig a szelepösszenyitás minimalizálására törekszünk, hogy az üresjárat egyenletesebb és a HC-kibocsátás kisebb legyen. Kivételt képeznek a változtatható szelepvezérlésű motorok, amelyek a szelepösszenyitás üzem közbeni változtatását teszik lehetővé. Ezek a motorok alapjáraton nagyon kicsi, részterhelésnél nagy összenyitással járnak. Ez a tüzelőanyagfogyasztást és mindenek előtt az NOx-emissziót csökkenti. Rendkívül ésszerűnek tűnik a változtatható szelepvezérlés és a kerámiaszelepek kombinációja, mivel kisebb nyitási szögek növelik az ilyen rendszerek hatékonyságát és a vezérműtengelyek kisebb hajtási teljesítménye miatt könnyebb a mechanikai megvalósíthatóság. 8.1 Eredmények A következő ábrákon látható eredmények a fenti meggondolásokat támasztják alá [19,20]. A 8.1.1-től 8.1.11-ig terjedő ábrák a HC emisszió mérési eredményeit mutatják. A 8.1.12-től 8.1.20-ig terjedőek pedig a NOx mérési eredményeit. Jól látható, hogy alapjáraton a súrlódási veszteség jelenti a meghatározó motorterhelést, így a kihatása megfelelően nagy. Az NOx-kibocsátás jelentősen csökkent, míg a HC-értékek megnövekedtek.

50

70

CxHy emisszió [g/kWh]

60 acélszelepek

50

kerámiaszelepek 40 30 20 gyújtási szög az optimális fogyasztáshoz

10 28°

0 0

8.1.1 ábra

5

10 15 20 25 30 gyújtási szög a felső holtpont előtt [°ft]

35

40

Fajlagos HC emisszió, terhelés: 830 1/min, 5,9 Nm (terhelt üresjárat)

10


9

acélszelepek

8

kerámiaszelepek

7

kerámiaszelepek áttétel * 0.95

6 5 4 3 gyújtási szög az optimális fogyasztáshoz

2 1

24°

0 0

8.1.2 ábra

5

10 15 20 25 30 gyújtási szög a felső holtpont előtt [ft°]

35

40

Fajlagos HC emisszió, terhelés: 1500 1/min, 41,5 Nm

51


10 9

acélszelepek

8

kerámiaszelepek

7


6 5 4 gyújtási szög az optimális fogyasztáshoz

3 2 1

29 30 31

0 0

8.1.3 ábra

5


35

40


10


9 8

acélszelepek

7

kerámiaszelepek

6


5 4 gyújtási szög az optimális fogyasztáshoz

3 2 1

35

38

0 0

8.1.4 ábra

5


35

40


52


10 9

acélszelepek

8

kerámiaszelepek

7


6 5 4 3

gyújtási szög az optimális fogyasztáshoz

2 1

28

0 0

8.1.5 ábra

5

30


35

40


CxHy emisszió [ g / kWh ]

10 9

acélszelepek

8

kerámiaszelepek

7


6 5 4 3


2 1

24

26

0 0

8.1.6 ábra

5

10 15 20 25 30 gyújtási szög a felső holtpont előtt [ ° ]

35

40


53


10 9

acélszelepek

8

kerámiaszelepek

7


6 5 4 3


2 1

22

24

0 0

8.1.7 ábra

5


35

40

35

40



10 9

acélszelepek

8

kerámiaszelepek

7


6 5 4 3 gyújtási szög az optimális fogyasztáshoz

2 1

19

0 0

8.1.8 ábra

5

21



54


10 9

acélszelepek

8

kerámiaszelepek

7


6 5 4 3


2 1

20

0 0

8.1.9 ábra

5


35

40

35

40



10 9

acélszelepek

8

kerámiaszelepek

7


6 5 4 3


2 1 21 22

0 0

5


8.1.10 ábra Fajlagos HC emisszió, terhelés: 3683 1/min, 61,4 Nm

55

5,0

NOx emisszió [g/kWh]

4,5 acélszelepek

4,0

kerámiaszelepek

3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0


0,5

24

0,0 0

5


35

40

8.1.11 ábra Fajlagos NOx emisszió, terhelés: 830 1/min, 5,9 Nm (terhelt üresjárat)

30

NOx emisszió [ g / kWh ]

acélszelepek 25

kerámiaszelepek kerámiaszelepek áttétel * 0.95

20 15 10 gyújtási szög az optimális fogyasztáshoz

5 24

0 0

5


35

40

8.1.12 ábra Fajlagos NOx emisszió, terhelés: 1500 1/min, 41,5 Nm

56

30 acélszelepek

NOx emisszió [ g / kWh ]

25

kerámiaszelepek 20



5

29 30 31

0 0

5


35

40


30 acélszelepek


25

kerámiaszelepek 20



5 35

0 0

5


35

38

40


57

30 acélszelepek NOx emisszió [g/kWh]

25


20 15 10


5 28 30

0 0

8.1.15 ábra

5


35

40

35

40

Fajlagos NOx emisszió, terhelés: 2234 1/min, 59,6 Nm

30


25 20 15 acélszelepek

10

kerámiaszelepek 5


kerámiaszelepek áttétel * 0.95 24

26

0 0

5



58

30 acélszelepek NOx emisszió [g/kWh]

25


20 15 10


5 22

0 0

5

24


35

40


30


25 acélszelepek

20

kerámiaszelepek 15


10


5 19

0 0

5

21


35

40


59

30


25 20

acélszelepek kerámiaszelepek

15

kerámiaszelepek áttétel * 0.95 gyújtási szög az optimális fogyasztáshoz

10 5

20

0 0

5


35

40


30


25 acélszelepek 20


15


10 5

21 22

0 0

5


35

40


60

Az Nox emisszió esetenkénti növekedése részben a szelepösszenyitás csökkenésével magyarázható, de a kismértékben megnövekedett szelephőmérséklet hatását sem zárhatjuk ki teljesen. A részterhelési tartományban az esetenkénti váratlan eredmények elsősorban a megváltozott vezérlési szögekre és a vizsgált motor instacioner súrlódási viselkedésére vezethetők vissza. A mérési eredmények alapján a következő megállapítást tehetjük: a kerámiaszelepes motor emissziós viselkedése lényegében nagyon hasonlít a szériamotoréhoz. A motornak az optimalizáló lépésekre való reakciói is a szokott keretek között mozognak. Véleményem szerint az acélszelepek helyettesítése kerámiaszelepekkel emissziós szempontból egyenértékű. A kerámiaszelepek kombinálva változtatható szelepvezérléssel jelentősen növelik a fejlesztési lehetőségeket.

61

9.

Vizsgálati módszerek (méréstechnika) 9.1 Súrlódási nyomaték mérése

A súrlódási nyomaték mérését külső hajtású próbapadon végeztem.

9.1.1 ábra: Külső hajtású próbapad Egy elektromos motor, melynek a fordulatszámát szabályozni lehet, forgatónyomaték-mérő tengelyen és hajtótengelyen keresztül hajtja a vizsgálandó egységet. A mérés menete: a fordulatszámot lépcsőzetesen növelve minden mérési pontban addig járt a motor, amíg az olaj hőmérséklete és nyomása a tűréshatáron belülre nem került. Minden mérési pont három külön mérés átlagának felel meg. A vezérműtengelyen mért nyomatékértékeket is a forgattyústengelyre átszámítva ábrázoltam. Kísérleti felépítés: a hengerfejet egy speciális tartóra építettük fel. A hűtővíz és a kenőolaj külső kondícionálással került bevezetésre. A víz és az olaj hőmérséklete 90± 2 ill. ± 0,5 °C-ra lett beállítva. Az olajnyomás mindenkor a normál motoron mért értékeknek felelt meg. A vezérműtengelyek először egyenkénti meghajtással kerültek mérésre, hogy a csökkentett rugóerők hatása pontosan láthatóvá váljon. Ezt követően a két vezérműtengelyt egy segédtengelyen keresztül a széria bordásszíjjal hajtottuk meg. Ilymódon a vezérműtengelyek kölcsönhatását, valamint a szíjhajtás veszteségeit lehet láthatóvá tenni. További paraméterek: a szíj feszessége, valamint a kerámiaszelepeket nyitó vezérműtengely esetén a vezérműszíj szélességének 1/3-al való csökkentése.

62

9.2 A szelep felütközési sebességének mérése A szelep mozgásának mérésére egy speciális mérési eljárást fejlesztettem ki. A motor szívó és kipufogó csatornáiba nagyfrekvenciás örvényáramú távolságérzékelőket helyeztem el. A távolságérzékelő szenzorok egy adapterbe kerültek beépítésre és így lehetővé vált a szelep mozgásának felülről való mérése. Ezzel a megoldással ugyan csak a zárás előtti 0,5 mm mérhető, cserében a felbontó képesség mindössze 0,1 µm.

9.2.1 ábra: A szelepmozgást mérő szenzor A vezérműtengely szabad végére egy szög-jeladót építettem, így ábrázolhatóvá válik a szelepmozgás a vezérműtengely-szög függvényében. Mivel a szelep mozgását a szenzor csak a szelep egyik oldalán méri és a szelep nem tökéletesen forgásszimmetrikus, így a szelep elfordulásából csekély mértékü nullponteltolódások adódnak. Ez utólagos korrekciókat tett szükségessé. Mint ahogy a „Szelepvezérlés dinamikája“ című fejezetben szerepel, a mérési eredmények is redukálhatóak a felütközési sebesség értékére. 9.3 Zaj és testhang mérése A zaj és testhang mérések párhuzamosan kerültek végrehajtásra. Ehhez a külső hajtású fékpadon 1 m távolságban egy mikrofon került elhelyezésre, valamint a hengerfej három pontján gyorsulásérzékelők. Az utóbbiak elhelyezkedése: a hengerfejen a gyertya mellett, az égéstérben közvetlenül a szelepek között (9.3.1 ábra) és a szelepfedélen. A zaj mért értékeiből a zajnyomás RMS-értékben Pa-ban került kiértékelésre. Ebből az értékek dB-be lettek átszámítva. A testzaj esetén az RMS-értéket g-ben számoltuk. A méréseket 50 kHz-es jelvételezési frekvenciával végeztük. 63

9.3.1 ábra: Gyorsulásérzékelő a kipufogószelepek között 9.4 Fékpadi mérések Az acél- és kerámiaszelepes fékpadi méréseket egy örvényáramú fékpadon végeztem. A méréseket egy kibővített motorvezérlő egységgel végeztem, amely a befecskendezett tüzelőanyag és gyújtási szög változtatását tette lehetővé. Az első teljes terhelésű görbét a már bejáratott motor kondicionálására végeztem, így csak a következő 3 mérés eredményeit használtam fel. Minden mérés 3 mérés átlagából áll. A tüzelőanyagfogyasztást gravimetrikus elven működő műszerrel mértem. Minden mérést ROZ 91-es tüzelőanyaggal végeztem. 9.5 Részterhelési mérések Ugyanúgy, mint a teljes terhelésű méréseket a részterhelési méréseket is egy örvényáramú fékpadon végeztem. Kondicionálás céljából (az égéstér lerakódásainak összehasonlíthatósága miatt) a motort 10 órán keresztül 1500 min-1 és 2,62 bar középnyomáson járattam. A méréseket szintén ROZ 91-es tüzelőanyaggal végeztem. A mérési pontokat egy olyan széria jellegmezőből választottam ki, amely lehetővé teszi a jármű ciklusban mért fogyasztásának számítással történő egyszerű meghatározását.

64

10. Melléklet 10.1 A mellékletben használt rövidítések ρ w A F K M k s h ω

sűrűség áramlási sebesség áramlási keresztmetszet erő a szelepvezérlés merevsége a szelepvezérlés tömege a szeleprugó rugóállandója a szeleprugó hossz-változása a szeleprugónak, mint tömegpontnak elmozdulása a szelepvezérlés önfrekvenciája 10.2 A töltéscsereszimuláció számítási módszerei

A probléma megoldására három, a tömegmegmaradás, az impulzusmegmaradás és az energiamegmaradás egydimenzionális egyenletét írhatjuk fel. A három egyenlettel a három ismeretlen meghatározható. dx

ρ w

A

δρ dx δx δw w + w dx δx δA A+ dx δx ρ+

10.2.1 ábra Az állapotváltozás meghatározása A kontinuitás szerint a vizsgált térfogat tömegének változása a térfogatból kilépő, illetve a térfogatba belépő tömegáram különbségéből határozható meg.

65

δm = m& be − m& ki δt

(1)

δ (ρ ⋅ A ⋅ dx ) = ρWA − ρWA − ρ δw ⋅ A ⋅ dx − w ⋅ δρ ⋅ dx − δρ ⋅ δw A ⋅ dx 2 δx δx δx δx δt − δw

δρ dA 2 δρ δw dA 3 δw dA 2 dA dx − w ⋅ dx − ⋅ ⋅ dx − ρ ⋅ dx dx dx dx δx dx δx δx dx

(2)

A = A(x)

(3)

δρ δρ δw 1 dA + w⋅ +ρ⋅ = − ρw ⋅ δt A dx δx δx

(4)

A fentebb felírt egyenlet megoldására három eljárás alkalmazható: a) karakterisztikák módszere b) differenciák módszere c) véges elemes módszer a) Karakterisztikák módszere A három megmaradási törvényt egy parciális differenciálegyenletté alakítjuk. A következő képleteket kapjuk:

δw δw + (w ± a ) ⋅ δt δx

és

δρ δρ + (w ± a ) ⋅ δt δx

(5)

A Mach-féle görbéken az (x, t) áramlási síkon

dx = w+a dt

és

dx = w−a dt

(6)

a parciális differenciálegyenletekből (5) a behelyettesíthető differenciálkvociensek miatt két differenciálegyenletet kapunk

dp  dw  = f ±  dt  dt 

(7)

amelyek a

dx = w±a dt

(8) 66

egyenlettel kapcsoltak. Ez az összefüggést (7) „elviselhetőségi feltételnek” nevezzük. A Mach-görbék az egyenletredszer karakteriszikái. Ezekkel x, t, w(x, t) és p(x, t) meghatározhatóak, de csak a jobb és bal oldalon futó Mach-vonalak metszéspontjaiban.

tan α =

dt 1 = dx w + a

tan β =

dt 1 = dx w

10.2.2 ábra Az x-t síkban elhelyezkedő Mach-vonalak A hőmérséklet (hangsebesség) és a lokális kompresszió vagy expanzió az áramlás termikus energia transzportjának segítségével határozható meg. Az energiamegmaradás és a kontinuitás törvényének kombinációjával analóg számítások alapján

da  dp  = g  dt  dt 

kapcsolva:

dx =w dt

(9)

az ú.n. elviselhetőségi feltételét kapjuk egy részecske pályájának mentén. b) Differenciák módszere A tömegmegmaradás, impulzusmegmaradás és az energiamegmaradás parciális differenciálegyenleteit egy rács pontjain Taylor-sorfejtéssel diszkretizáljuk. Több, a számításokat egy, illetve két lépcsőben végző eljárás létezik, amelyek egymástól stabilitásban, konvergenciában és bizonyos jelenségek (pl. sűrítési lökéshullámok) megközelítésében térnek el egymástól. c) Véges elemes módszer A megmaradás törvényeit véges térfogatokra fogalmazzuk meg. A kontinuitás és energiamegmaradás törvényei alapján számíthatók egy cella termikus állapotmutatói. Minden cella széleinél az impulzustörvény segítségével számíthatóak az áramlási sebesség és a fluxus. Egy ilyen u.n. „staggered mesh”-ben az állapotvektorok egyes 67

komponensei nem ugyanazon a helyen vannak. Ez az eljárás a nem kompresszibilis áramlások számításából származik és különböző feltevések mellett alkalmazható a kompresszibilis áramlások számításának területén. Néhány számítási eljárás magas áramlási sebesség mellett kevéssé megbízható.

68

10.3 A szelepmozgás számítási modellje [7,34,35] Az alkalmazott modell a következő pontok figyelembevételével került kifejlesztésre:

• A mozgásegyenletek felállításához használt fizikai érték a bütyökprofil által megadott kinematikai mozgás és dinamikai hatások által befolyásolt szelep mozgása közötti differencia volt • A tőke merevsége változik a bütyök tőkén történő vándorlása függvényében • Külön modell a hidraulikus szelepkiegyenlítésre • A szeleprugó dinamikája a szeleprugó elsőrendű és felharmonikus lengéseinek modelljeként • A kipufogószelepre ható gázerők • A töltéscsereszámításhoz az egyes szelepemelési görbék külön-külön A modell merev és rugalmas testek rendszere. A merev testeket rugókkal és csillapítókkal összekötött tömegpontok ábrázolják. Több tömeg esetén a newtoni alapegyenletet az i-edik tömeg hi mozgását a saját viszonyítási rendszerében így fejezzük ki: Mi d2hi /dt2 = ∑ Fij j

Fij a i-edik tömegre ható j-edik erő. A 10.3.1 ábrán a szelepvezérlést sematikusan, 1-tömeg-modellként ábrázoltuk. A 10.3.1 ábrán K a szelepvezérlés merevségét, M szelepvezérlés tömegét, k a rugóállandót jelenti, ahol a szeleprugó s(t) útja a bütyöklöketet jelenti és h(t) a rugónak, mint tömegpontnak a mozgása.

s(t)

F(t) K

K

M

M

h(t)

d(t) k

k

10.3.1 ábra a) b) a) a szelepvezérlés sematikus modellje b) a szelepvezérlés számításához használt mechanikai modell 69

h(t) következőképpen határozható meg: Md2h /dt2 = K(s-h) - k(s+h) ahol s a löket és S rugóelőfeszítés. Ha mozgást a löket s és egy a dinamikai hatásokból származó differencia d összegeként tudjuk kifejezni: h = s + d, a következő egyenletet kapjuk d2d/dt2 + ω2d = - (M d2s/dt2 + k (S+s)) / M ahol ω a szelepvezérlés önfrekvenciája, ω = ((K + k) / M)½ A 10.3.1 b) ábra a szelepvezérlés idetartozó mechanikai modelljét ábrázolja, mint az F(t) erő által gerjesztett harmonikus lengőrendszert. A mozgásegyenlet bal oldala a rendszert írja le, míg a jobb oldalon a bütyök által okozott gerjesztést találjuk. Magas fordulatszámon a szelepvezérlés viselkedését a rendszer önfrekvenciája határozza meg elsősorban, minél magasabb az önfrekvencia, annál előnyösebb a szelepvezérlés viselkedése. A szériamotorok önfrekvenciája korábbi OHV-motorok esetén 700 Hz körül van, míg modern OHC-motorok esetén ez az érték 2000Hz körül mozog. A lengőrendszer gerjesztése a bütyök által meghatározott kinematikai mozgást előidéző erőből, és a szeleprugó erejéből tevődik össze. A 10.3.2 ábra a különböző motorfordulatszámokon ábrázolja az erőket a forgattyústengely szögelfordulásának függvényében.

10.3.2 ábra: Erő a forgattyústengely szögelfordulásának függvényében Alacsony fordulatszámokon olyan alacsony a gyorsulás, hogy az erő közelítőleg egyezik a rugóerővel. Magas fordulatszámon jól láthatóak a szelep zárásánál ill. nyitásánal fellépő nagy gyorsulások. Mielőtt a szelep zárna, a rugóerőnek elegendőnek kell ahhoz lennie, hogy a bütyök és a tőke ill. a szelep elválását megakadályozza. 70

A szelepvezérlést úgy méretezzük, hogy a rendszer merevségét megpróbáljuk maximálni, a mozgatott alkatrészek tömegét pedig minimálni, ez megnöveli az önfrekvenciát, és csökkenti a tömegerőket. A szeleprugókat úgy méretezzük, hogy biztosítsa a bütyök és a tőke, ill. a szelep közötti érintkezést, másrészről viszont a lehető leggyengébb legyen, hogy a súrlódást csökkentsük. Miután a konstrukciót meghatároztuk, a bütyökprofilt úgy optimalizáljuk, hogy magas fordulatszámon a gyorsulásból eredő gerjesztést minimalizáljuk. A 10.3.3 ábra a rendszer viselkedését ábrázolja a szelepvezérlés merevsége, szeleprugók merevsége és a különböző bütyökprofilok függvényében.

71

10.3.3 ábra: Mozgás és erő a bütyök és a tőke között a forgattyústengely szögelfordulásának függvényében, a számítási modellben használt rugóállandók változtatása mellett (K=a szelepvezérlés merevségé, k=a szeleprugó rugóállandója) 72

A bütyök és tőke közötti erőt és a mozgást ábrázoltam. A 10.3.3 ábrán a bütyök és a tőke elválását láthatjuk. Az első gyorsulásmaximum egy lengést gerjeszt, amely a szelepnek a lassítási szakasz elején elválását okozza. A rugóállandó megnövelése nem okoz számottevő változást (vesd össze 10.3.3.b) ábra). Ha a rendszer merevségét megnöveljük, a gyorsulásmaximumok alacsonyabbak lesznek, a szelepelválás kisebb lesz, és a lengés önfrekvenciája megnő. A gyakorlatban viszont nem mindig lehetséges a szelepvezérlés merevségét megnövelni, ilyenkor a lengési képet a gyorsítási görbe megváltoztatásával lehet optimalizálni. A 10.3.3 d ábra jól ábrázolja, hogy a kisebb gyorsítást kiváltó bütyök esetén a erőcsúcsok sokkal kisebbek lesznek, és szelepelválás alig észlelhető. A gyorsítás csökkentése állandóan tartott vezérlési időknél viszont az effektív keresztmetszet csökkenését vonja maga után. A szeleprugó dinamikai modellje A 10.3.4 ábra sematikusan ábrázol egy szeleprugót, amely rugókkal összekapcsolt tömegekből áll. Ezek a tömegek egy fázisban lengenek, azaz, minden résztömeg ugyanazon irányba mozog, és a mozgás a rugó közepén a legnagyobb, a két végén pedig nulla. Ez az alaplengés, vesd össze G1-gyel a 10.3.4 ábrán. Az úgynevezett felharmonikusok esetén a résztömegek egymással szemben is lengenek. A szeleprugó ezen mozgásait, mint az első- és magasabb rendű lengések összegét a mozgásegyenetekbe integráltam.

10.3.4 ábra: A szeleprugó dinamikai modellje A szeleptőke változó merevsége A 10.3.5 ábra a bütyöknek tőkén történő vándorlását ábrázolja. Maximális szelepemelésnél a bütyök éle a tőke középvonalán áll, a löket elején és végén pedig a tőke egyik oldalán. A tőke rugalmas deformációjával változik axiális merevsége, ez a szelepvezérlés önfrekvenciáját a tapasztalataim alapján akár egyharmadával is képes megváltoztatni. 73

10.3.5 ábra:

Bütyök és tőke érintési pontjának vándorlása

Hidraulikus szelepjátékkiegyenlítés A hidraulikus kiegyenlítés leegyszerűsítve egy olajjal töltött hengerből áll, mely az erőt egy dugattyún keresztül viszi át a tőkéről a szelepre. Ha a szelep zárva van és hézaga nagyobb 0-nál, akkor a visszacsapószelepen nyomással olaj áramlik a hengerbe. Ha a szelepet nyitjuk, bezár a visszacsapószelep és a hengerben található olaj viszi át az erőt, a dugattyú és a henger fala között elszökő olaj kiegyenlíti a melegedő motornál csökkenő szelepjátékot. Az olajjal töltött teret, mint rugót veszem figyelembe a mozgásegyenletben, a résveszteséget nem analitikai, hanem kísérleti úton határoztam meg. A résveszteség elsősorban az olaj viszkozitásától és a henger és dugattyú közötti rés nagyságától függ. A résveszteség a zárási idő és az ezzel járó felütközési sebesség megváltozását okozza. A hézagkiegyenlítés magas merevsége miatt az olajtérfogatot lehetőleg alacsonyra, a dugattyú átmérőjét viszont nagyra kell tervezni, ami viszont a tömeg megnövekedéséhez vezet. Az olajtérfogat a kiegyenlítendő hézag nagyságától függ. Az OHV-motoroknál az egymással sorba kapcsolt sok kis tömeg a hozzá tartozó tűrésével nagyobb hézagváltozásokhoz vezet, mint amekkora az OHC motorokra jellemző. A kipufogószelepre ható gázerő A lengést gerjesztő erőknél eddig csak a tömegerőket vettük figyelembe, viszont a kipufogószelepnél a gázerők hatása is jelentős. Teljes terhelés esetén a szelepnyitás előtt a nyomás a hengerben lényegesen nagyobb, mint a csatornában. Ebből kifolyólag a bütyöknek egy további erőt kell kifejtenie a gázerővel szemben, ami mint energia kerül be a rugalmas rendszerbe. Amint a szelep kinyílik, a nyomáskülönbség gyorsan megszűnik, és az energia mint lengésenergia szabadul fel. A szelepre a gázerő és a rugóerő ugyanazon irányba hat. A teljes terhelés és magas fordulatszám együttesen jelentik a kipufogószelep legelőnytelenebb dinamikai körülményeit. 74

A gázerők meghatározásához mérési vagy töltéscsereszámítási modell eredményeit lehet felhasználni, bár ily módon nem tudtam volna különbséget tenni a különböző bütyökprofilok hatása között. Ezért két modellt állítottam fel, az egyikkel a szelep nyitásakor az ütésszerü nyomásesést modelleztem, a másikkal a kipufogás alacsonynyomási tartományát tudtam modellezni. A kipufogó rendszert két fojtással modelleztem, a szelepet a szeleplöket függvényében változó fojtással, a kipufogó rendszer többi részét pedig állandó fojtással.

10.3.6 ábra: A kipufogószelepre ható számított gázerő a forgattyústengely szögelfordulásának függvényében három fordulatszámra A 10.3.6 ábra egy 4 szelepes szeleptőkés motor gázerejét ábrázolja a forgattyústengely szög függvényében, a szelep kb. 40 fokkal nyit a felső holtpont előtt. A legyőzendő gázerő kb. 300N, amely magasabb, mint az ennél a motornál 200N-ra választott rugóelőfeszítés.

75

10.4 Számítási eredmények

76

—— sebesség

— — kinematikus sebesség

10.4.1 ábra: Számított szelepmozgás, szívó, acélszelep, hydrotőke, profil: ZBR48/52IT, 7000 1/min

- - - szelepmozgás

Bütyökszög [fok]

77

10.4.2 ábra:

—— sebesség


Számított szelepmozgás, kipufogó, acélszelep, hydrotőke, profil: ZEBR40/44E, 7000 1/min

- - - szelepmozgás

Bütyökszög [fok]

78

10.4.3 ábra:

—— sebesség


Számított szelepmozgás, kipufogó, kerámiaszelep, hydrotőke, profil: CER40/44EX, 7000 1/min

- - - szelepmozgás

Bütyökszög [fok]

79

10.4.4 ábra:

—— sebesség


Számított szelepmozgás, szívó, acélszelep, mech. tőke, profil: ZM40218IN, 7000 1/min

- - - szelepmozgás

Bütyökszög [fok]

80

10.4.5 ábra:

—— sebesség


Számított szelepmozgás, kipufogó, acélszelep, mech. tőke, profil: ZM40208EX, 7000 1/min

- - - szelepmozgás

Bütyökszög [fok]

81

10.4.6 ábra:

—— sebesség


Számított szelepmozgás, szívó, kerámiaszelep, mech. tőke, profil: CR98_44I, 7000 1/min

- - - szelepmozgás

Bütyökszög [fok]

82

10.4.7 ábra:

—— sebesség


Számított szelepmozgás, kipufogó, kerámiaszelep, mech. tőke, profil: CR98_40E, 7000 1/min

- - - szelepmozgás

Bütyökszög [fok]

83

10.4.8 ábra:

—— sebesség


Számított szelepmozgás, szívó, kerámiaszelep, mech. könnyűépítésű tőke, profil: TI98_48I, 7000 1/min

- - - szelepmozgás

Bütyökszög [fok]

84

10.4.9 ábra:

—— sebesség


Számított szelepmozgás, kipufogó, kerámiaszelep, mech. könnyűépítésű tőke, profil: TI98_44E, 7000 1/min

- - - szelepmozgás

Bütyökszög [fok]

85

11. Felhasznált irodalom 1.

Ceramic Valve NGK – (MTZ 03/1993)

2.

Advanced Ceramic Manufacturing of SiAlon Exhaust Valves (Preprint of the annual Automotive Technology Development 1994)

3.

Hiromu Izumida, Takao Nishioka, Akira Yamakawa and Masamichi Yamagiwa: A Study of the Effects of Ceramic Valve Train Parts on Reduction of Engine Friction– (SAE Paper 970003)

4.

A New Material Undergoes large-Scale Testing – Ceramic Valves (MercedesBenz, Research, Jun. 1997)

5.

Hoyer, U.; Rahnavardi, P.: Untersuchung mit Ventilen aus LeichtbauWerkstoffen (MTZ 09/1999)

6.

Franz Magerl, Sigfried Lauf und Kemal Turan: Keramische Ventile im Automobil (MTZ 59 1998/10)

7.

Manfred Arnold, Jörg Roß, Friedrich-Wilhelm Speckens: Analyse und Optimierung von Ventil- und Steuertrieben in Verbrennungsmotoren (MTZ 54 1993/3)

8.

Sitkei György: Hőátadás és hőterhelés belsőégésű motorokban, Budapest, 1962

9.

Gugel, E.; Wötting, G.; Claeys, P.; Woditsch, P.: Siliciumnitrid-Keramik – ein bereits bewährter Werkstoff für Motorventile. In: VDI-Ber. 1235 (1995), S. 209219

10. NGK to Supply Ceramic Valves to Mercedes-Benz for Monitor Road Test – JATI Courier, Vol. 16, November 08, 1997 11.

Wötting, G.; Frassek, L.; Leimer, G.; Schönfelder, L: Application-Oriented Development of High-Performance Si3N4 Materials and Components. DKG 70 (1993), S. 287-294

86

12.

Feuer, H.; Wötting, G.; Gugel, E: Some New Aspects of Microstructural Development during Sintering of Silicon Nitride: Silicon Nitride '93. Key Engineering Materials, 89-91 (1994), S. 123-128

13. Pujari, V.K.; Collins, W.T.; Lynch, L.D.; Burk, C.: Advanced Manufacturing Technology for a Ceramic Diesel Engine Valve – Annual Automotive Technology Development Customers’s Coordination Meeting – Dearborn, Michigan October 27 October 30, 1997 14. New Ceramic Engine Valves (Asia-Pacific Automotive Report – Volume 271, 20. Dezember, 1997, Page 39) 15. Wereszczak, Andrew, A.; Kirkland, T.P.; Ferber, M.K.: Life Prediction Analysis for a Ceramic Diesel Engine Valve, 1996, Automotive Technology Development Customers Coordination Meeting 16. Wereszczak, Andrew, A.; Andrews, M.J.; Kirkland, T.P.; Ferber, M.K.: Life Prediction Analysis of a Ceramic Diesel Engine Valve: Effects of a Changing Weibull Distribution, 1997, Automotive Technology Development Customers Coordination Meeting 17. Ceramic Valves Reduce NOx Emissions (Ward’s Engine and Vehicle Technology Update – March 15, 1995) 18. Ceramic material reduces engine wear (Ward’s Engine and Vehicle Technology Update – September 1, 1997) 19. Hanula, B.: Einsatz von Keramikventilen in Verbrennungsmotoren (MTZ 1995 „Engineering Partners“ Sonderausgabe) 20. Hanula, B.: Einsatz von Keramikventilen der HOECHST AG (Entwicklungsbericht Dr. SCHRICK GmbH 1995) Tanulmány a szilíciumnitridszelepek mechanikai és termodinamikai alkalmazhatóságáról belsőégésű Ottomotorokban. A szelepvezérlés dinamikai számítása, dinamikai, akusztikus és tribológiai mérése, valamint a módosított és a szériamotor fékpadi elemzése emisszió, tüzelőanyagfogysztás és teljesítmény szempontjából. A technikai és gazdasági hatások átfogó elemzése.

87

21. Hanula, B.; Weinzierl, S.: Ultralight very high speed diesel engine for unmanned airplanes (SAE-paper 2002 előkészületben). Ezenkívül azonos című előadás 2002 márciusban a detroiti SAE-Show keretében 22. Hanula, B.; Weinzierl, S, Dr. Ernst, R.: The potential of the ceramic valve in IC engines (SAE-paper 2002 előkészületben). 23. Hanula, B.; Schnitzler, T.; Dr. Roland, E.: Glühzündungsuntersuchungen an dem Ford 1,0 L SC –Motor (MTZ publikáció előkészületben) 24. Hanula, B.: Tear-down friction analysis of the 4,0 SOHC engine (Entwicklungsbericht Dr. SCHRICK GmbH 1994) Egy V6-hengeres motor súrlódási veszteségeinek elemzése elektromos hajtással, a különbözõ alkatrészcsoportok egyenkénti és összetett mérésével. 25. Hanula, B.; Becker, F., Hoff, H., Krause-Heringer, A.: Ford I3 DISI Valve seat temperature measurement Report No. FO/2000/101 (Entwicklungsbericht Dr. SCHRICK GmbH 2000) 26. Hanula, B.; Becker, F.; Hoff, H.; Krause-Heringer, A.: Ford I3 DISI Valve temperature measurement Report No. FO/2000/107 (Entwicklungsbericht Dr. SCHRICK GmbH 2000) 27. Hanula, B.; Hoff, H.: Ford I3 DISI Intake valve deposit formation Final report No. FO/2000/119 (Entwicklungsbericht Dr. SCHRICK GmbH 2000) 28. Hanula, B.: Személygépkocsik tüzelőanyagfogyasztása hidegüzemi körülmények között. (Autó-Motor 1985)

29. Hanula, B.: Entwicklungsbericht Opel-DTM Rennmotor (Phase 3) (Entwicklungsbericht Dr. SCHRICK GmbH 1991) Egy soros 6 hengeres 3,0l hengerűrtartalmú versenymotor teljesítményének növelése 283-ról 310 kW-ra. Áramlástani mérések, fékpadi mérések, töltéscsere optimalizálás.

88

30. Hanula, B.: FORD DOHC 16V Power-recovery (Entwicklungsbericht Dr. SCHRICK GmbH 1992) Tanulmány és gyakorlati megoldások a szériagyártásban a névlegesnél kisebb teljesítményű motorok elkerülésére. A kompresszióviszony optimalizálása a kopogási határ pontos méréstechnikai meghatározásával, valamint a töltéscserét befolyásoló alkatrészek változtatása a költség/haszon-arány figyelembevételével. 31. Hanula, B.; Dr. Beermann, H.: VW VR6 2,9l-Motor Leistungsteigerung (Entwicklungsbericht Dr. SCHRICK GmbH 1993) Kísérleti munka és töltéscsere-számítások a VW VR6-os motorjának teljesítménynövelésére. A szívó- és kipufogórendszer, a hengerfej és szelepvezérlés valamint a motorvezérlő elektronika átdolgozása. A teljesítmény megnövelése 128-ról mintegy 157 kW-ra a közúti alkalmazhatóság megtartása mellett. 32. Hanula, B.; Dr. Beermann, H.: Dynamic torque investigations on the camshafts via strain gauge measurements (Entwicklungsbericht Dr. SCHRICK GmbH 1994) V-motor komplex vezérmű-lánchajtásának dinamikus vizsgálata. A lánckereket terhelő nyomaték mérése nyúlásmérő bélyegekkel és nagyfrekvenciás telemetrikus rendszerrel. 33. AVL TYCON – User’s Manual; AVL List GmbH Attn. AST Department – Support Group 34. Philips, P.J.; Schamel, A.R.;Meyer, J.:An efficient Model for Valve Train and Spring Dynamics SAE 890619 35. Mews, H.; Brehler, H.; Maas, G.; Seiffert, J.; Lehmann, J.: Dynamische Simulation von Ventiltrieben mit hydraulischem Spielausgleich (Dynamic Simulation with Hydraulic Tappets) MTZ 55 3/1994

89

Belsőégésű motor optimalizálása kerámiaszelepek

Recommend Documents