Doktori (Ph.D.) disszertáció

Doktori (Ph.D.) disszertáció

T Ö LT E T C S E R E

I D Ő Z Í T É S H AT Á S A

A N É G Y Ü T E M Ű , F E LT Ö LT E T L E N

OTTO-MOTOROK

ÜZEMÉRE

Készítette:

DR. LAKATOS ISTVÁN okl. gépészmérnök Tudományos vezető:

PROF. DR. PALKOVICS LÁSZLÓ egyetemi tanár, a műszaki tudományok doktora Budapest 2002

ELŐSZÓ A belsőégésű motor energetikai szempontból nyitott rendszer, mivel működését a munkavégző közeg periodikus cseréje biztosítja. Ezért termodinamikai körfolyamatának meghatározó része a töltetcsere-fázis, melynek hatásossága valamennyi fontos motorjellemzőre rányomja bélyegét. Meghatározza a főmunkafolyamat nyomás- és hőmérsékletszintjét és a belőle nyerhető technikai munka nagyságát, tehát erőteljesen befolyásolja a motor (nyomatéki, teljesítményi, fogyasztási és emissziós) karakterisztikáinak jellegét, lefutását. A fenti okok miatt már az 1940-es években foglalkoztak a folyamat matematikai modelljének felállításával. Ekkor született List és Reyl professzor "Ladungswechsel der Verbrennungskraftmaschine" című könyve [1.], amely ma is e szakterület alapművének tekinthető. Napjainkban még aktuálisabbá vált a számítógépi szimuláció, hiszen az elméleti optimum kézzelfogható valósággá tehető. A korszerű irányítástechnika – a motormenedzsment rendszerek – révén ugyanis egyre több autógyár palettáján is szériaéretté vált a szabályozott (vagy többparaméterű vezérlésű) töltetcsere, vagy népszerű nevén a változtatható (variábilis) szelepvezérlés. A napjainkig szinte kizárólagosan alkalmazott, hagyományos rendszerek – a szó irányítástechnikai értelmében is – csupán vezérlések voltak, tehát a motorüzem meghatározó paramétereiről (terhelés, fordulatszám, hőállapot) nem rendelkeztek visszacsatolással. Ez azonban azt is jelenti, hogy a vezérlési rendszer csak egy adott üzemállapotban biztosította az üzemi jellemzők optimumát. A teljes motor-üzemi tartományra csak visszacsatolással rendelkező szabályozási rendszer tudja kiterjeszteni a töltetcsere-folyamat optimalizált működését. A probléma azonban sokkal bonyolultabb és összetettebb, mint amilyennek első közelítésben látszik. Definiálnunk kell ugyanis az előzőekben már említett töltetcsere-optimum kritériumát, illetve kritériumait. Ez a definíció azonban meglehetősen szerteágazó, attól függően, hogy milyen igényeket támasztunk a motorral szemben. Így például alapjárati üzemmódban a fordulatszám-stabilitás, részterhelésen a kedvező károsanyag-emisszió, míg teljes terhelésen a maximális teljesítmény elérése lehet a cél. A töltetcsere-folyamat paraméterei ezek alapján állítandók be. Természetesen a figyelembe veendő szempontok ennél jóval sokrétűbbek. 2

A disszertáció keretein belül célul tűztem ki, hogy matematikai és kísérleti módszerekkel minőségileg és trendjében megvizsgálom és elemzem a töltetcsere-folyamat időzítésének hatását a motor jellemzőire (teljesítmény, forgatónyomaték, tüzelőanyag-fogyasztás) és károsanyag-emissziójának várható alakulására. A vizsgálat tárgyául a négyütemű, feltöltetlen OHC-vezérlésű (egy-vezérműtengelyes) Otto-motort választottam. A vizsgálatokat (a rendelkezésemre álló műszaki lehetőségekhez igazodva) részben számítógépi modellel, részben görgős jármű-fékpadi mérésekkel végeztem el. A görgős jármű-fékpadi vizsgálatok eredményeit az identifikált modell néhány bemeneti paraméterének (pl. adott munkapontban összetartozó motorfordulatszám és szívócsőnyomás-értékek, adott munkaponti légviszonytényező) előállításán túl a jármű-oldalról (országúti) jelentkező hatás és a matematikai modellel kapott eredmények elemző összehasonlítására is felhasználtam. Az elemzés során fontos szerepet kapott a teljes töltetcsere-folyamat időbeni helyzetének (időzítésének) módosítása által elérhető hatások elemzése, ami különösen OHC-vezérlésű motorok (egy-vezérműtengelyes) esetében jelenthet egyszerű konstrukcióval megvalósítható, követendő stratégiát. A jelenleg ismert változtatható paraméterű szelepvezérlő rendszerek OHC-vezérlésű motorokon (egy-vezérműtengelyes) ezt a stratégiát ismereteim szerint még nem alkalmazzák, és a mai rendszerek szinte kizárólagosan DOHC-vezérlésű (két-vezérműtengelyes) motorokon kerülnek alkalmazásra. Emiatt a vizsgálat eredményei ebben a megközelítésben újdonságnak számítanak.

KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS Köszönetet mondok elsősorban témavezetőmnek, Dr. Palkovics László tanszékvezető egyetemi tanárnak, az MTA doktorának sokirányú értékes támogatásáért. Köszönet illeti tanszékvezetőmet, Dr. Nagy Vince főiskolai tanárt, a műszaki tudományok kandidátusát, a témaművelés feltételeinek biztosításáért. Köszönöm továbbá Prof. Dr. Pásztor Endrének, az MTA doktorának, Prof. Dr. Meggyes Attila egyetemi tanárnak, Dr. Emőd István Ph.D. egyetemi docensnek, Dr. Dezsényi György egyetemi docensnek és Dr. Nagyszokolyai Iván egyetemi adjunktusnak az értékes tanácsokat és a sokrétű segítséget. Kiemelten köszönöm feleségem, Dr. Lakatosné Dr. Novák Éva támogatását, amivel a munka nyugodt hátterét biztosította. Kelt: Győr, 2002. február 14. Dr. Lakatos István okl. gépészmérnök, főiskolai docens 3

TARTALOMJEGYZÉK Doktori (Ph.D.) disszertáció..................................................................................................1 Dr. Lakatos István.........................................................................................................................1 Budapest.....................................................................................................................................................1

ELŐSZÓ................................................................................................................................2 KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS................................................................................................3 tartalomjegyzék......................................................................................................................4 1. BEVEZETÉS....................................................................................................................6 1.1. A töltetcsere-folyamatot leíró modellek csoportosítása.......................................................7 1.1.1. Stacionárius töltetcsere modell........................................................................................................7 1.1.2. Instacionárius töltetcsere modell......................................................................................................7

1.2. A főmunkafolyamat modellek csoportosítása......................................................................9 1.2.1. Az égésfolyamat-modellek csoportosítása.......................................................................................9

1.3. Modellválasztás.....................................................................................................................11 1.4. A töltetcsere folyamat szabályozási lehetőségei.................................................................12 1.5. A gyakorlatban megvalósított változtatható paraméterű szelepvezérlő rendszerek elemző áttekintése............................................................................13

2. A VEZÉRLÉSI IDŐK HATÁSA A MOTORÜZEMRE.................................................13 2.1. A vezérlési idők hatása a motor indikált jellemzőire........................................................14 2.2. A vezérlési idők hatása a károsanyag emisszióra..............................................................16 2.2.1. A töltetcsere vezérlés hatása a CO-emisszióra...............................................................................16 2.2.2. A töltetcsere vezérlés hatása az NOx-emisszióra...........................................................................16 2.2.3. A töltetcsere vezérlés hatása a HC-emisszióra...............................................................................18

3. NÉGYÜTEMŰ, FELTÖLTETLEN OTTO-MOTOR KÖRFOLYAMATÁNAK MATEMATIKAI MODELLJE......................................................................................................21 3.1. A töltetcsere folyamat matematikai modellje.....................................................................21 3.1.1. A hengerbeli nyomásváltozást leíró differenciál-egyenlet............................................................21 3.1.2. A hengerbeli hőmérséklet-változást leíró differenciál egyenlet.....................................................22

(8.).....................................................................................................................................23 3.1.3. A nyomás-és hőmérséklet-változást leíró differenciálegyenletekben szereplő függvények..........24 3.1.4. A hengerbeli gázösszetétel időbeni változása................................................................................39

4

3.1.5. A differenciál egyenletek átalakítása numerikusan megoldható formára......................................40 3.1.6. A differenciálegyenletek megoldása..............................................................................................41 3.1.4. A hengerbeli gázösszetétel időbeni változása................................................................................47 3.1.5. A differenciál egyenletek átalakítása numerikusan megoldható formára......................................48 3.1.6. A differenciálegyenletek megoldása..............................................................................................49

3.2 Négyütemű, feltöltetlen Otto-motor főmunkafolyamatának matematikai modellje.......51 3.2.1. A kompresszió folyamat számítása................................................................................................51 3.2.2. Az égésfolyamat számítása............................................................................................................52 3.2.3. Az expanzió folyamat számítása....................................................................................................56 3.2.4. Az elméleti indikált jellemzők számítása.......................................................................................57

3.3. A töltetcsere- és a főmunkafolyamat-számító modell illesztése........................................59 3.4. A megváltozott üzemi és beállítási paraméterek hatása az égésfolyamat jellemzőire....60 3.4.1. A VIBE „m” kitevő korrekciója.....................................................................................................61 3.4.2. Az égéstartam korrekciója..............................................................................................................61 3.4.3. Az égéskezdet korrekciója.............................................................................................................62

3.5. A körfolyamat modell be- és kimeneti jellemzői................................................................63 3.5.1. Bemeneti paraméterek....................................................................................................................63 3.5.2. A kimeneti jellemzők.....................................................................................................................65

4. OHC-vezérlésű motorok TÖLTETCSERE-folyamatának vizsgálata a vezérműtengely főtengelyhez viszonyított elékelési szögének függvényében ..............................................67 4.1. A vizsgálati munkapontok meghatározása.........................................................................67 4.1.1. A síkúti menet-ellenállási terhelési görbe vizsgálati munkapontjai...............................................70 4.1.2. A síkútinál nagyobb terhelésű menet-ellenállási jelleggörbe munkapontjai..................................70 4.1.3. A teljes terhelési (külső) jelleggörbe vizsgálati munkapontjai.......................................................71

4.2. A vizsgált motorjellemzők....................................................................................................71 4.3. A vizsgált töltetcsere-vezérlési jellemző megválasztása....................................................72 4.4. A vizsgálatok módszere........................................................................................................72

5. A körfolyamat modell bemeneti paramétereinek meghatározása..................................73 5.1. A számítási alapadatok felvétele..........................................................................................73 5.2. A referencia munkapont égési függvényének meghatározása..........................................86 5.3. Az expanzió politróp kitevőjének meghatározása.............................................................90

5

6. A görgős Járműfékpadi méréssel történő VIZSGÁLATOK szerkezeti hátterének megvalósítása....................................................................................................91 7. A matematikai modellel és a görgős járműfékpadi mérésekkel végzett vizsgálatok kiértékelése.......................................................................................................92 8. A görgős Jármű-fékpadi és az indikált jellemzők közötti összefüggések elemzése.......98 8.1. A motor mechanikai hatásfokának számítása....................................................................99 8.2. A hajtáslánc mechanikai hatásfokának számítása..........................................................100 8.3. A gumigyúrási munkából és a szlipből eredő veszteséghányad......................................101 8.4. A matematika modell eredményeinek átszámítása keréken leadott jellemzőkké........101

9. ÚJ tudományos eredmények – tézisek..........................................................................105 9. összefoglalás..................................................................................................................108

1. BEVEZETÉS A disszertáció kidolgozása során célul tűztem ki a négyütemű, nem feltöltött Ottomotorok töltetcsere vezérlésének többváltozós vizsgálatát. A vizsgálat során arra kerestem választ, hogy OHC-vezérlésű (egy-vezérműtengelyes) motorok esetén jár-e számottevő előnnyel a vezérműtengely forgattyús tengelyhez viszonyított elékelési szögének üzem közbeni változtatása. Az elemzést kétféle módszerrel hajtottam végre: •

egyrészt a motor hengerében lezajló folyamatok és azok jellemző paraméterei felől megközelítve (saját fejlesztésű számítógépi körfolyamat modell segítségével),

•

másrészt laboratóriumi mérésekkel (görgős jármű-fékpadi vizsgálatokkal).

A modellezés kellő körültekintést igényelt. Kész számítási (számítógépi) modell nem állt rendelkezésemre, így olyan módszereket kellett választanom, amelyek bonyolultság és komplexitás tekintetében lehetővé tették a saját algoritmus felállítását, valamint annak programozását, mindamellett a modell által szolgáltatott eredmények is megfeleltek a diszszertáció célkitűzésének. A modellválasztást tehát alapos irodalomkutatás előzte meg, amelynek eredményét a továbbiakban foglalom röviden össze.

6

Elöljáróban mindenképpen le kell rögzíteni a későbbi vizsgálatokra jellemző motor-üzemállapotot, amely stacionárius. Ez azt jelenti, hogy a motor üzemi és beállítási paraméterei – természetesen a vizsgált vezérlési jellemzők kivételével – a felvett és vizsgált munkapontokban állandóak.

1.1. A töltetcsere-folyamatot leíró modellek csoportosítása Töltetcsere-folyamaton, definíció szerint, a kipufogó szelep nyitásától a szívószelep zárásáig terjedő periódust értjük. Vizsgálata során, a töltetcsere-vezérlés szempontjából, az alábbi jellemzők ismerete lényeges: •

hengertéri-nyomáslefutás diagram,

•

hengertéri-hőmérsékletlefutás diagram,

•

a hengertöltet (töltési fok) változása,

•

a maradékgáz-tényező változása,

•

az indikált munka nagysága, valamint

•

az indikált fajlagos tüzelőanyag-fogyasztás értéke.

A modellek a töltött és ürített tartály alapelvén nyugszanak, amelyet először LIST [1.], majd TAYLOR[47.]alkalmazott a belsőégésű motorra. Ezt az alapelvet alapvetően kétféle megközelítésben vizsgálhatjuk. 1.1.1. Stacionárius töltetcsere modell A stacionárius jelző ez esetben a motor előtti és utáni termodinamikai állapotjelzők időbeli állandóságát tételezi fel[1.],[5.]. Ez az elv a változásokat leíró differenciál egyenletek szempontjából a megoldást jelentősen egyszerűsíti. 1.1.2. Instacionárius töltetcsere modell Az instacionárus vizsgálat már a motor előtt és után uralkodó termodinamikai állapotjelzők időbeli változását is figyelembe veszi. Ez alkalmassá teszi a szívó- és kipufogó vezetékek „hangolási” problémáinak megoldására. E modell matematikai „megfogalmazása” többféleképpen történhet: a.) Akusztikai elmélet 7

A módszer[1.]a nyomás- és sebességhullámok felhasználásán alapul. Számítási igénye meglehetősen nagy és ez szűkíti a felhasználói kört. b.) Karakterisztikák-eljárás Ez nagyon szemléletes grafikus módszer, amelyet főként iterációk első közelítéseként használnak napjainkban[5.], [44.]. c.) A gázoszlop tömegtehetetlenségén alapuló eljárás HUBER[45.]módszere a felgyorsított gázoszlop tömegtehetetlenségét veszi figyelembe. Speciálisan belsőégésű motorok töltetcsere modellezésére fejlesztették ki. Az akusztikai elmélettel jól megegyező eredményt ad, csekélyebb számítási igénnyel. Ez a módszer főként a szívórendszerekre alkalmazható, a kipufogórendszerek ugyanis a beépített hangtompítók miatt nem kezelhetők egyszerű csőrendszerként.

8

A számítógépek elterjedésével a grafikus módszerekkel szemben a numerikus eljárások kerültek előtérbe és nyertek széleskörű alkalmazást [6.], [35.], [39.]. Elterjedten használják például erre a célra a PROMO nevű programcsomagot. Az ehhez történő hozzáférésre azonban nem nyílt lehetőségem.

1.2. A főmunkafolyamat modellek csoportosítása A főmunkafolyamat a körfolyamatnak a szívószelep zárásától a kipufogó szelep nyitásáig terjedő része. Magában foglalja tehát a kompresszió-, az égés- és az expanzió-folyamatot. A főmunkafolyamat vizsgálata során az alábbi jellemzők számítása lényeges: •

hengertéri nyomáslefutás,

•

hengertéri hőmérséklet-lefutás,

•

indikált munka (illetve indikált teljesítmény),

•

indikált fajlagos tüzelőanyag-fogyasztás (illetve indikált hatásfok).

A főmunkafolyamat szakaszai közül az égésfolyamat jelentősége a legnagyobb, hiszen ez írja le a motorban lezajló energiaátalakulást. A továbbiakban ezért az ezt leíró modelleket ismertetem röviden. A kompresszió- és expanzió-folyamatot a [2.] alapján állandó politróp kitevővel modelleztem. 1.2.1. Az égésfolyamat-modellek csoportosítása Az égésfolyamat modellek alapvetően nulla-, egy-, vagy több-dimenzionálisak lehetnek. A nulla-dimenzionális modellek a töltetet a hengertérben, illetve annak zónáiban homogénnek tételezik fel. Az egy- vagy több-dimenzionális modellek viszont termodinamika és áramlástechnikai egyenleteket oldanak meg az égéstér különböző pontjaira [59.]. Ez utóbbi viszont jelentős és bonyolult számítási igényhez vezet. A modellek további csoportosítása aszerint történik, hogy hány részre osztják fel az égésteret a számítás szempontjából.

9

1.2.1.1. Egyzónás égésfolyamat modell Az egyzónás modell arról kapta a nevét, hogy a teljes égéstér egy zónát képvisel, tehát a nyomást és a hőmérsékletet az égéstér minden pontjában azonos értékűként [6., 60.]. Sémáját az 1.1. ábra mutatja. A modell alapegyenletei a következők: •

a termodinamika első főtétele,

•

a tömegegyensúly,

•

az energia egyensúly.

maradékgáz

levegő

elégett

égés

elégetlen

t

dt

tüzelőanyag

1.1. ábra: az egyzónás modell sémája Az alapegyenletek megoldásához szükség van az energiaátalakulási törvény ismeretére. Erre különböző módszerek léteznek. A legegyszerűbb a LIST professzor nevéhez fűződő ,ún. háromszög égésfüggvény[48.].VIBE[2.]égésfüggvénye, amely a reakciókinetikán alapul, már jobban alkalmas a motorban zajló valós folyamatok leírására. Ez egy félempirikus, exponenciális függvény.

10

1.2.1.2. Kettő- és többzónás égésfolyamat modellek A modell elvi sémáját az 1.2. ábra mutatja.

maradékgáz

U

E

levegő lángfront tüzelőanyag

elégett zóna

elégetlen zóna

1.2. ábra: a kétzónás modell sémája A kétzónás modellek egyzónás modellel szembeni legfőbb eltérése a hőmérséklet-lefutás számításában adódik, hiszen itt a lángfront előtti és utáni állapot is értelmezett. Ebből adódóan használata akkor célszerű, amikor ezen állapotok meghatározására szükség van (pl. az emissziós szempontok mélyebb elemzése céljából). A többzónás modell[38.]ettől annyiban tér el, hogy az elégett zónát is több részre osztja fel. Ezzel még finomabban meghatározható a hengerbeli hőmérséklet-eloszlás.

1.3. Modellválasztás A szakirodalmi ajánlásokat [1.], [2.], [4.], [5.], [6.] és a modellek fő jellemzőit figyelembe véve, stacionárius számításokból kiinduló és a szívó oldalra HUBER-módszerrel kiegészített (és az instacionárius áramlásokat is figyelembe vevő) töltetcsere, valamint a nulla-dimenzionális egyzónás égési modell (VIBE) kombinációt választottam a további vizsgálatok céljára. Az így felállított és számítógépre programozott matematikai modell részletesebb ismertetését a későbbiekben végzem el. A választás azzal indokolható, hogy az így felállított körfolyamat modell programozási és számítási igénye, valamint a számításhoz szükséges bemenő paraméterek mennyisége a disszertáció keretein belül realizálható, ugyanakkor a kapott eredmények pontossága is kielégítő és alkalmas a vizsgálati következtetések levonására.

11

1.4. A töltetcsere folyamat szabályozási lehetőségei A hagyományos szelepvezérlő rendszerek hiányosságainak kiküszöbölésére, hatásosságának javítására napjaink technikai fejlődése több lehetőséget is kínál. Ezek közös vonása, hogy a töltetcsere folyamat konstrukció által megszabott korlátait rugalmasabbá teszik és hozzáillesztik a motor üzemállapotához. A műszaki realizálhatóságnak azonban bizonyos mértékig gátat szab a gazdaságos, olcsó előállíthatóság (ár), amely jelentős mértékben függ a megvalósítás bonyolultsági fokától. Éppen ezért a szériaszerű gyártásban megjelent szerkezetek a töltetcsere optimumot általában egy, esetleg két vezérlési paraméter üzemállapot-függő változtatásával oldják meg. Ez a kialakításban bizonyos mértékű változatosságot okoz, hiszen az egyes autógyárak más-más megoldásokat tartanak üdvözítőnek. A beavatkozás jellege módot ad a csoportosításra [15.], [56.]. A kategóriák elnevezését (rövid definícióját) az 1.1.táblázat tartalmazza, a működést bemutató jelleggörbékkel együtt, röviden utalva az előnyökre, hátrányokra is. Az 1.1. táblázatból megállapítható, hogy az eddig szériagyártásra került szerkezetek az esetek túlnyomó többségében csupán a szívószelep nyitási függvényének módosítását valósítják meg, azt is DOHC-vezérlésű (azaz két-vezérműtengelyes) motor esetén. A szívási és kipufogási folyamatok teljes mértékben szétválasztott kezelése ugyanis dupla vezérműtengelyes motorok esetében valósítható meg. A szívási folyamatba történő beavatkozás preferálásának indoka az, hogy a kipufogási folyamatba történő beavatkozás a szakirodalom által leírt kísérletek és saját vizsgálataim tanúsága szerint is sokkal csekélyebb hatású a motorparaméterekre, mint a szívási folyamaté, ezért ennek a beavatkozásnak az elhagyása jelentős mértékben egyszerűsíti a szerkezeti kialakítást. A választott matematikai modell esetében ez a tény is indokolja, hogy a kipufogási folyamat esetében megelégedtem a stacionárius kezelési módszerrel. A napjainkig megvalósított változtatható paraméterű szelepvezérlő szerkezetek elemző áttekintése során (6. melléklet) arra a következtetésre jutottam, hogy az OHC-vezérlésű motorok vezérműtengelyének üzem közben változtatott főtengelyhez viszonyított elékelési szögén alapuló szerkezeti megoldást ezidáig nem alkalmaztak az autógyárak. Emiatt disszertációmban ennek lehetőségeit elemeztem a rendelkezésemre álló eszközök felhasználásával. 12

Javulás a hagyományos vezérléshez képest

Típus Szakaszosan, illetve folyamatosan változtatható szelepnyitási tartomány időzítés Változtatható szelepnyitási tartomány

Változtatható szelepemelés változtatható szelep-nyitás időzítéssel Folyamatosan változtatható szelepemelés

Fojtószelep nélküli terhelés-változtatás

Elektromágneses szelepműködtetés

Költség, bonyolultság

Fogyasztás

Emisszió

Teljesítmény











































  

1.1. táblázat: változtatható paraméterű szelepvezérlő rendszerek csoportosítása

1.5. A gyakorlatban megvalósított változtatható paraméterű szelepvezérlő rendszerek elemző áttekintése Az egyes kategóriák rövid konstrukciós bemutatását és elemzését, terjedelmi okok miatt a függelékben végzem el (6. melléklet).

2. A VEZÉRLÉSI IDŐK HATÁSA A MOTORÜZEMRE A töltetcsere folyamat optimalizálása, üzemállapot-függő változtatása, illetve szabályozása jelentősen javíthatja a motor üzemi paramétereit. A szelepek nyitási folyamatába, az 13

1.1. táblázat tanúsága szerint, sokféle módon beavatkozhatunk. Ezek egy része a nyitási keresztmetszet nagyságát változtatja. Ezen a módon megvalósítható akár a motor fojtószelep nélküli terhelésszabályozása is. Műszaki szempontból a legegyszerűbben megvalósítható megoldás a vezérlési idők üzemállapot-függő változtatása, s mint azt a függelékbeli áttekintés mutatja, az autógyárak szívesen élnek ezzel a megoldással. A továbbiakban a nemzetközi szakirodalom alapján tekintem át ennek hatásait. A disszertáció keretein belül ebből kiindulva saját számítógépi modellezéssel és méréssel vizsgálom meg az OHC-vezérlésű konstrukció változtatható szelepnyitás időzítésének lehetőségeit.

2.1. A vezérlési idők hatása a motor indikált jellemzőire A töltetcsere folyamat optimalizálása révén az indikált jellemzők szempontjából az alábbi hatásokat érhetjük el:  a töltési fok növelése,  a töltetcsere veszteségek csökkentése és  a maradékgáz-hányad befolyásolása. A szakirodalmi tapasztalatok alapján a kipufogó szelep zárási pontja ezekre a jellemzőkre kisebb kihatással van ([15.], [16.]), ugyanis csupán a kipufogási veszteség oldalba szól bele, ez azonban arányaiban nem jelentős. A szelep-összenyitási fázis (tehát a szívószelep nyitása és a kipufogó zárása közötti szögtartomány) főként a maradékgázok mennyiségét szabja meg, ezért erre a 2.2. alfejezetben térek ki. Elöljáróban csupán annyit, hogy alapjáraton és alacsony részterhelési tartományban a rövid szelep-összenyitási fázis előnyös. Ez ugyanis csökkenti a maradékgázok mennyiségét és ezzel jelentősen javítja az alapjárati stabilitást ([15.], [16.], [31.], [34.], [40.]). A szívószelep zárási időzítése nagy jelentőségű az indikált jellemzők szempontjából ([ 14.], [15.], [16.], [28.], [31.], [33.], [34.]). A töltetcsere veszteségek változására a 2.1. ábra ad példát.

14

2.1. ábra: a szívószelep-zárás hatása a töltetcsere veszteségekre A 2.1. ábrán szépen látható, hogy az adott munkapontban ideális szívószelep-záráshoz (Sz.z.) viszonyítva korábbi (Sz.z.**), jelen esetben AHP előtti, szelepzárás lényegesen csökkenti a töltetcsere munkát. A járulékosan fellépő expanziós munka a dugattyú irányváltása után majdnem teljesen visszanyerhető. A későbbi szívószelep-zárás (Sz.z.*) ugyancsak kisebb veszteségekkel jár, de ehhez már egy visszatolódási folyamat is járul. Mindkét esetre elmondható, hogy ha az ábrán látható módon, jelentősen eltérünk az optimális beállítástól, akkor mindenképpen hengertéri töltetcsökkenés lép fel. Ezt azonban az indikált hatásfok javulása miatt előnyösen használhatjuk fel akár a motor fojtószelep nélküli terhelés-szabályozására is ([14.]). Ha a szívószelep zárását dinamikai szempontból vizsgáljuk (ún. hangolási probléma), akkor a 2.2. ábrával indokolható módon jelentős töltési fok növelő hatást érhetünk el. Az ábra-sorozaton szépen látható, hogy adott vezérlés beállítás csak adott üzemállapotban megfelelő. Tehát adott terhelési állapotban az ún. utántöltő hatás miatt magasabb fordulatszámokon később lehet zárni a szívószelepet. Ez természetesen fordítva is igaz, hiszen ha a már beáramlott töltet visszatolódását el akarjuk kerülni, akkor alacsony fordulatszámokon előbb kell zárni a szelepet. Ezt a szabá- h – szeleplöket lyozást üzem közben megvalósítva a motor nyomatéki v – áramlási sebesség 2.2. ábra: a szívószelep-zárás görbéje és indikált hatásfoka kedvezőbben alakul. dinamikai hatása 15

2.2. A vezérlési idők hatása a károsanyag emisszióra Napjainkban a környezetvédelem egyre hangsúlyosabbá válik. Folyamatosan szigorúbb törvények, rendelkezések szabnak gátat a légszennyezésnek. A hatóságilag előírt határértékek betartására, a kipufogógáz utánkezelés mellett a szabályozott motorüzem kínálja a leghatékonyabb megoldást. Ennek mind fontosabb részterülete a töltetcsere szabályozás. Foglalkozni kell tehát a téma ismeretanyagával, mégpedig károsanyag összetevőkre lebontva. 2.2.1. A töltetcsere vezérlés hatása a CO-emisszióra A CO-emisszió nagyságára LANGE és STARKMAN szerint a vezérlési paraméterek nem gyakorolnak jelentős befolyást [12.], [13.]. 2.2.2. A töltetcsere vezérlés hatása az NOx-emisszióra Nitrogén-oxidok (NOx) alatt a nitrogén-monoxid (NO) és a nitrogén-dioxid (NO2) összegét értjük. A kipufogógázban a nitrogén-oxidok több mint 90%-a nitrogén-monoxid. Képződésük nem kapcsolódik a főreakcióhoz, a levegő nitrogénjéből és oxigénjéből magas nyomáson és hőmérsékleten képződnek. Az NOx-koncentráció a λ = 1–1,05 tartományban éri el maximumát. A nitrogén-oxidok keletkezésének reakciósebessége a hőmérséklettel arányosan nő, tehát nagyobb hőmérsékleten nagyobb mennyiségű NOx keletkezik. A reakciókinetika folyamatainak ismeretében lehetőség van az emittált mennyiség koncentrációjának motorikus paraméterekkel történő csökkentésére. Az NOx 90%-át kitevő NO képződését több reakció-egyenlettel írhatjuk le [42.]: ZELDOVICH és MUZIO szerint az alábbi egyenletek játsszák a főszerepet az NO-képződésben: N 2 + O ⇔ NO + N O2 + N ⇔ NO + O HEYWOOD szerint ehhez még az alábbi reakció kapcsolódik: OH + N ⇔ NO + H

LAVOIE az előbbi egyenleteket további formulával egészíti ki: N 2 O + O ⇔ 2 NO

16

A fenti egyenlet alapját képező dinitrogén-oxid az alábbi reakciók során képződik: O2 + N 2 ⇔ N 2 O + O OH + N 2 ⇔ N 2 O + H A fenti 6 reakció gyakran lép fel. Ennél kevésbé gyakori, de mindenképpen meg kell említeni a 7. reakciót EYZAT munkássága alapján: N 2 + O2 = 2 NO Az ismertetett 7 reakció sebességét az ARRHENIUS-egyenlet határozza meg. Vizsgálati eredmények alapján ([42.]) a 2.3. ábra mutatja az NO-képződés sebességét a hőmérséklet függvényében.

2.3. ábra: NO képződési és szétesési

2.4. ábra: NO-koncentráció a kompresszió-

sebesség a hőmérséklet függvényében

kezdeti hőmérséklet függvényében

Az 2.3. ábrán az „α” jelölés a pillanatnyi és az egyensúlyi NO-koncentráció arányát jelenti. Mind a 2.3., mind a 2.4. ábra alapján megállapítható az a tény, hogy az NO-képződés sebessége és a képződött koncentráció nagysága az égéstér hőmérséklet-szintjével arányosan növekszik ([7.], [12.], [13.], [30.], [50.], [51.]).

17

További vizsgálataink során tehát ebből kiindulva, az égési csúcshőmérséklet alakulása alapján vonunk le következtetéseket az NO-emisszió (NOx) alakulását illetően. A reakciókinetikai számítások beépítése a modellbe már meghaladná a disszertáció kereteit, ugyanakkor a fenti adatok alapján a hőmérséklet-szint figyelése megfelelő minőségi megállapításokat tesz lehetővé. Az égési csúcshőmérséklet csökkentésére MEGGYES szerint kitűnő lehetőséget kínál a kipufogógázok egy részének visszavezetése az égéstérbe [61.], ami a hengertöltet ballasztgáz tartalmát növeli és ezzel leszorítja az égési hőmérséklet csúcsot. Ez a hatás pedig a szelep-összenyitási szakasz paramétereivel befolyásolható (2.5. ábra) – belső kipufogógáz visszavezetés. A belső kipufogógáz visszavezetés lényege, hogy a hengertöltet maradékgáz hányadát nem külső, vezérelt csatorna (AGR vagy EGR-rendszer) segítségével növeljük meg adott esetekben, hanem a vezérlési paraméterek célszerű megválasztásával érjük el ugyanazt a hatást. Ennek előnyeit a következőkben mutatom be. A kipufogó szelep korábbi zárási időpontja főként magas fordulatszámokon hatásos, mivel ez ilyenkor (fojtása révén) visszatartja a hengerben az elégett gázmennyiség egy részét. Alacsony fordulatszámokon a későbbi zárás a hatásosabb, mivel ez a kipufogó rendszer felől elégett gáz visszaszívást okoz. Részterheléseken és alacsony fordulatszámokon előnyös a korai szívószelep nyitás, ami a szívócső felé az elégett gázok visszaáramlását okozza. A késői szívószelep nyitással jelentős változások nem érhetők el. A 2.5. ábra utolsó két diagramja ezen paraméterek kombinációjának hatását (szelep-összenyitási tartam és időzítés) mutatja. 2.2.3. A töltetcsere vezérlés hatása a HC-emisszióra A vezérlési idők HC-emisszióra gyakorolt hatása nehezebben tekinthető át ([7.], [12.]). Ha ugyanis HC-ben dús kipufogógázok maradnak vissza a hengerben, akkor az utóégési folyamat jelentősen emisszió-csökkentő hatású. Ennek azonban határt szab, hogy a túlságosan nagy visszamaradó mennyiség miatt az égésfolyamat tökéletlenné válik (többször megszakad), ami már HC-növelő hatású. Ezek a hatások, az NOx-emissziónál leírtakat is figyelembe véve, jól láthatók a 2.6. ábrán.

18

2.5. ábra: a vezérlési idők hatása

2.6. ábra: a vezérlési idők hatása

az NOx-emisszióra

a HC-emisszióra

Az eddigiekben leírtakat összegzi a 2.7. ábra, amely a HC- és az NOx-emisszió optimumát figyelembe véve mutatja be a kívánt töltetcsere-vezérlési jellegmezőt.

Optimum HC-emisszió szempontjából pe

pe hosszú

hosszú

korai korai Szelep-összenyitás időzítés

Szelep-összenyitás tartam rövid

normál

rövid

normál

n

n

Optimum NOx-emisszió szempontjából pe pe hosszú

korai korai v. késői v. késői Szelep-összenyitás időzítés

hosszú

Szelep-összenyitás tartam hosszú

korai v. késői

hosszú

n

korai v. késői

n

2.7. ábra: a HC- és NOx-emisszióra optimalizált vezérlési jellegmező

19

3.

NÉGYÜTEMŰ, FELTÖLTETLEN OTTO-MOTOR KÖRFOLYAMATÁNAK MATEMATIKAI MODELLJE

3.1. A töltetcsere folyamat matematikai modellje Az 1.1. pontban leírtak alapján, az [1.], [4.], [5.], [45.] felhasználásával a szívoldalra HUBER módszerével (instacionárius számítás) kiegészített stacionárius töltetcsere számítási elv (LIST-, HASSELGRUBER-módszer) mellett döntöttem. Az alapelv alkalmazásának alapfeltétele a motor előtti és utáni termodinamikai állapotjelzők időbeli állandósága, ami az ott „elhelyezett” nagyméretű tartályok feltételezésével modellezhető. A következőkben ennek alapegyenleteit ismertetem. 3.1.1. A hengerbeli nyomásváltozást leíró differenciál-egyenlet A módszer a Poisson-egyenletekre épül:

p z (ϕ) ⋅V z (ϕ) χ =áll.

(1.)

A ho l : –

pz a hengertéri nyomás [Pa],

–

Vz a hengertéri fajtérfogat [kg/m3],

–

χ

a töltet adiabata kitevője,

–

ϕ

a forgattyúszög AHP-tól számítva [ft°].

A képlet jelölései megfelelnek a 3.1. ábrán láthatóaknak.

3.1. ábra: jelölések a motoron (1.)-et ϕ szerint deriválva, majd átrendezve a következő alakot kapjuk: 1 dp ⋅ pz dϕ

χ

dv

χ

dV

=- V ⋅ dϕ =- V ⋅ dϕ z z

(2.)

A ho l : –

Vz a pillanatnyi hengertérfogat.

20

Ezután azt kell számba vennünk, hogy milyen tényezők okozhatják a kitöltött hengertérfogat változását, (dV)-t. Itt három tényezőt veszünk figyelembe, természetesen előjelhelyesen: •

a dugattyú mozgástörvénye által megszabott térfogat változást (dVz),

•

a szívónyíláson átáramló töltet hatását (dVe) és

•

a kipufogó nyíláson átáramló töltet hatását (dVa).

Ez matematikai megfogalmazásban a következőt jelenti: dV dVz dVe dVa − = + dϕ dϕ dϕ dϕ

(3.)

A (3.)-at az (1.)-be behelyettesítve megkapjuk a keresett összefüggést: 1  dp z  χ  dVz dVe dVa  ⋅ ⋅ − +  = −  p z  dϕ  Vz  dϕ dϕ dϕ 

(4.)

Ennek kiszámításhoz már csak a (3.) jobboldalán szereplő függvények ismerete szükséges. 3.1.2. A hengerbeli hőmérséklet-változást leíró differenciál egyenlet A hengerbeli hőmérséklet-változást három fő tényező befolyásolja: 1. a nyomásváltozás, 2. a falak hőátadása, valamint 3. a friss töltet keveredése a hengertartalommal. (A továbbiakban a fentieket 1, 2, 3 indexekkel jelölöm.) A hőmérséklet-változás hatását ugyancsak a Poisson-egyenlet írja le:

T z (ϕ)⋅p z (ϕ)

1− χ χ

.=áll.

(5.)

Ahol: –

Tz a hengertöltet hőmérséklete [K].

Ezt ϕ szerint deriválva, majd átrendezve az alábbi formára jutunk: 1 dTz1 χ − 1 1 dp z ⋅ = ⋅ ⋅ Tz dϕ χ p z dϕ

(6.)

21

A falak fűtő hatásából származó felmelegedés egyenlete: dTz 2 dQw 1 = ⋅ dϕ Cv ⋅ M z dϕ

(7.)

Ahol:

–



–

Mz

a hengerben levő gáztömeg [kg],



–

Cv

a közeg fajhője [J/kg.K],

Qw a falról átadott hő [J].

A friss töltettel történő keveredést a keveredési szabály írja le: dTz 3 1 dM e = ⋅ ⋅ (Tz − T " S ) dϕ M z dϕ

(8.)

Ahol:  –

T”S

–

dMe

a beáramló elemi friss töltet [kg],

a friss töltet hőmérséklete [K].

A három hatás összessége írja le a tényleges változást. A számítási igény ésszerűsítése miatt a falak hűtő hatását a (7.) helyett egy ún. felfűtési tényezővel (τe) vesszük figyelembe. A hengerbe jutó töltet hőmérséklete tehát: T”s=τe⋅T′s

(9.)

Ahol: 

T′S

–

T′S fogalma a visszaáramlások által módosított szívócső-hőmérsékletet jelenti, tehát értéke a keveredési szabály segítségével határozható meg: T′s=

M

G

M

E

2

a korrigált szívócső-hőmérséklet [K].

R

M

, ,, 1 11

M G ⋅ Ts + ϕ [°ft]

∫

1

Tz ⋅ (− dM e ) (10.) MG + MR 1

A jelöléseket a 3.2. ábra szemlélteti:

dMe – a szívószelepen belépő elemi gáztömeg [kg], MR – a szívószelepen visszaáramlott összes gáztömeg [kg], 3.2. ábra: átáramlás a szívószelepen MG – az összes beáramlott gáztömeg [kg]. 22

Ezek után a hőmérséklet-változás differenciál egyenlete (6.), (8.), (9.) és (10.) alapján az alábbi alakot ölti: 1 dTz χ − 1 1 dpz 1 dM e Tz − TS" ⋅ = ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ ⋅δ Tz dϕ χ pz dϕ M z dϕ Tz

1

(11.)

A δ1 tényezőt [5.] alapján vezettem be a szívónyíláson való be- és visszaáramlás egységes szemléletű kezelésének megkönnyítésére: δ1=1, ha

pS 〉1 pz

(beáramlás)

δ1=0, ha

pS 〈1 pz

(visszaáramlás)

Ahol: pS –

a szívócsőben uralkodó nyomás [Pa].

3.1.3. A nyomás-és hőmérséklet-változást leíró differenciálegyenletekben szereplő függvények 3.1.3.1. A hengertérfogat változása a dugattyúmozgás révén A kiinduló alapegyenlet a pillanatnyi hengertérfogat nagyságát írja le a dugattyúút öszszefüggésének felhasználásával [49.]: VZ (ϕ ) = VC +

VH ⋅ s(ϕ ) 2⋅ r

(12.)

Ahol:

–



–

VZ

a pillanatnyi hengertérfogat [m3],



–

VC

a kompresszió térfogat [m3],



–

VH

a lökettérfogat [m3],

r

a forgattyúsugár.

Az egyenlet jobb oldalából Vh-t kiemelve: V s (ϕ )   VZ (ϕ ) = VH ⋅  C +  VH 2 ⋅ r 

(13.)

A (13.) egyenlet jobb oldalán a zárójelben egy dimenziómentes tag áll, amelyet k(ϕ)nek nevezünk el. Ennek képlete a forgattyús mechanizmus mozgástörvényének felhasználásával:

23

k (ϕ ) =

Vc 1 + cos ϕ 1 + + ⋅ (1 − 1 − λ 2 ⋅ sin 2 ⋅ϕ ) VH 2 2⋅ λ

(14.)

Ahol: r 1



–

λ =



–

Vc 1 = a kompresszió-viszony (ε) definíciója miatt. V H (ε − 1)

hajtórúd-viszony,

Tehát a pillanatnyi hengertérfogat: VZ=VH⋅k(ϕ)

(15.)

Ennek változása ϕ szerinti deriválással válik ismertté, amihez a k(ϕ) függvényt kell differenciálni: 1(ϕ ) =

dk (ϕ ) sin ϕ λ ⋅ sin( 2ϕ ) = − + dϕ 2 4 ⋅ 1 − λ 2 ⋅ sin 2 ϕ dVZ = V H ⋅ 1(ϕ ) dϕ

És ezzel:

(16.)

(17.)

3.1.3.2. A szívási folyamat matematikai leírása Az [5.] alapján adott keresztmetszeten az adott nyomásviszony által létrehozott tömegáram az alábbi egyenlettel írható le: dM e = µe⋅ dϕ

pS R ⋅ TS

⋅ Fe ⋅ he (η ,

TZ 1 )⋅ TS ω

(18.)

Ahol: 

– µe

a szívó keresztmetszet átfolyási tényezője,



– R

a levegő gázállandója ( R= 287 kJ/kg.K),



– Fe

a szívószelep geometriai nyitási keresztmetszete [m2

– he

áramlási jellegszám,

],  – η =

pS pZ

a beáramlási nyomásviszony-

A „he” áramlási jellegszám, a nyomásviszonytól függően, minden áramlási alapesetre más összefüggéssel számítható:

24

A kritikus nyomásviszony: χ

p kr = (

χ + 1 χ −1 ) 2

(19.)

25

1. Beáramlás kritikus nyomásviszony felett HA pkr ≤ η 1

AKKOR

2⋅ 2 χ −1 ⋅( ) χ +1 χ +1

he =

(20.)

2. Beáramlás kritikus nyomásviszony alatt

HA 1 ≤ η ≤ p k r

AKKOR he =

2 χ +1  2⋅ χ  1 χ 1 ⋅ ( ) − ( ) χ  χ − 1  η η 

(21.)

3. Visszaáramlás kritikus nyomásviszony alatt 1

HA p ≤ η ≤ 1 kr , 1 T AKKOR he = − ⋅ s ⋅ η TZ

2⋅ χ  ⋅ η χ − 1 

2 χ

−η

χ +1 χ

  

(22.)

4. Visszaáramlás kritikus nyomásviszony felett HA η ≤

1 T ,s AKKOR he = − ⋅ ⋅ η Tz

1 p kr 1

2⋅ χ 2 χ −1 ⋅( ) χ −1 χ +1

(23.)

A szelep geometriai nyitási keresztmetszetének meghatározását külön alpontban ismertetem.

26

3.1.3.3. Az instacionárius áramlási viszonyok figyelembe vétele A stacionárius számítások elvégzése után az instacionárius áramlások figyelembe vétele HUBER módszerével [45.] történt, amely a felgyorsított gázoszlop tömegtehetetlenségét veszi figyelembe a számításnál. Az eljárás speciálisan a belsőégésű motorok szívó oldalára alkalmazható, mivel a hangtompító berendezések matematikai kezelése bonyolulttá tenné a kipufogó-oldali felhasználást. LIST módszere [1.] alapján a fojtásokon történő átáramlás során stacioner esetet alapul véve a legszűkebb keresztmetszeten a stacionárius átáramlási sebesség, az előbbiek alapján: wstat . = he ⋅ R ⋅ Ts

(24.)

A modell egyszerűbb felépítése és a mért kiinduló adatokkal való összhangja érdekében a folyamatokat a fojtószelep utáni tértől követjük. (Ennek kiindulási nyomását a mért szívócső-depresszió értékek adják, amelyek egyben motorterhelési azonosítóként is szolgálnak.) A vizsgálat kiindulási sebessége: w1 =

dM e 1 ⋅ dϕ Aszívócső ⋅ ρ

⋅ω

(25.)

szívócső

A további számításokhoz definiálni kell egy ún. hatásos csőhosszot (l’), amely a szívócső méreteiből adódik (3.3. ábra). A fojtási hely maga a szívószelep. A fojtási hely hosszának értékét l’’=0 értékre vesszük fel, hiszen a fojtási hely konstrukciós hossza jelentősen kisebb, mint a szívócsőé.

a szívószelep pillanatnyi nyitási keresztmetszete 3.3. ábra: jelölések az instacionárius áramlások számításához

27

A továbbiakban két alapesetet különböztetünk meg: 1. A stacioner kiáramlási sebesség (wstat.) és a pillanatnyi áramlási sebesség (w) azonos előjelű Ebben az esetben a levezetések mellőzésével az alábbi egyenletek érvényesek: HA w < wstat. AKKOR  eK − 1  w = wstat .  K  e + 1 Ahol:

K=

wstat . ⋅ t w + wa + ln stat . l ′ ⋅ Θ (ϕ ) wstat . − wa Θ (ϕ ) =

Aszívócső Fe (ϕ )

A számítási szögintervallumokra: Θ (ϕ ) = áll.

(26.)

(27.)

(28.) (29.)

HA w > wstat. AKKOR

Ahol:

K=

 eK + 1  w = wstat .  K  e − 1

(30.)

wstat . ⋅ t w + wstat . + ln a l′ ⋅ Θ wa − wstat .

(31.)

2. A stacioner kiáramlási sebesség (wstat.) és a pillanatnyi áramlási sebesség (w) különböző előjelű Ebben az esetben a levezetések mellőzésével az alábbi egyenletek érvényesek:

Ahol:

K=

w = wstat . ⋅ tg( K )

(32.)

wstat . ⋅ t w + arctg a 2 ⋅ l′ ⋅ Θ wstat .

(33.)

28

Az instacionárius viszonyoknak megfelelően korrigált tömegáram tehát: dM e = µ e ⋅ Fe ⋅ w(ϕ ) ⋅ ρ dt

(34.)

3.1.3.4. A kipufogási folyamat matematikai leírása A (18.) egyenlet analógiájára a kipufogó szelepen távozó tömegáram is felírható: dM a = µa⋅ dϕ

ps R ⋅ Ts

,

⋅ Fa ⋅ ha (ξ , η ,

Tz 1 )⋅ , Ts ω

(35.)

Ahol:

–



–

µa

a kipufogó keresztmetszet átfolyási tényezője,



–

Fa

a kipufogó szelep geometriai nyitási keresztmetszete [m2],



–

ha

áramlási jellegszám,

ξ=

pz pa

a kiáramlási nyomásviszony, ahol pa a kipufogási ellennyomás.

HASSELGRUBER a kipufogó vezeték nyomáslengés-mentes állapotát feltételezve, csupán a kiáramlás két alapesetét építi be a modellbe. Ezzel ellentétben saját tapasztalataim azt igazolták, hogy bizonyos üzemállapotok esetén – még stacionárius modell esetén is – számolni kell a visszaáramlással. Ezért ezt is beépítettem a modellbe. Az egyszerűbb tárgyalás kedvéért a közeg gázállandóját és fajhőjét itt is azonosra választom a szívóoldalival. Ezt majd a munkafolyamat és a töltetcsere modell illesztésénél korrigálom megfelelő indoklással. A vizsgálathoz először definiálnunk kell a kritikus nyomásviszony értékét a kipufogó oldalra is: χ

χ + 1 χ −1 P =( ) 2 , kr

1.

(36.)

Kritikus nyomásviszony feletti kiáramlás HA pkr ≤ ξ

AKKOR ha =

1 T ,s ⋅ ⋅ η Tz

1

2⋅ χ 2 χ −1 ⋅( ) χ +1 χ +1

(37.)

29

2. Kritikus nyomásviszony alatti kiáramlás HA 1 ≤ ξ ≤ pkr 2 χ +1 2⋅ χ  1 χ 1 χ  ⋅ ( ) − ( )  χ − 1  ξ ξ 

1 T ,s ⋅ AKKOR ha = η Tz

(38.)

3. Kritikus nyomásviszony alatti visszaáramlás HA

1 ≤ ξ ≤ 1 pkr ,

AKKOR ha = −

2⋅ χ  ⋅ ξ χ − 1 

2 χ

−ξ

χ +1 χ

  

(39.)

4. Kritikus nyomásviszony feletti visszaáramlás HA ξ ≤

1 p , kr 1

AKKOR ha = −

2⋅ χ 2 1− χ ⋅( ) χ +1 χ +1

(40.)

3.1.3.5. A geometriai szelepnyitási keresztmetszetek analitikai előállítása Ezt a számítási lépést HASSELGRUBER-től ([5.]) eltérően úgy végeztem el, hogy a számítási program először egy lökésmenetes bütyökprofilt méretez annak megadott fő paraméterei alapján, majd ennek ismeretében számítja a nyitási keresztmetszeteket. A méretezést KURZ-módszere [22.] alapján végeztem el. Ennek összefüggéseit itt teljes egészében közlöm, annak ellenére, hogy körfolyamat számító programomban csak a löketfüggvényt használtam fel. Ezt egyrészt a teljesség kedvéért teszem meg, másrészt viszont jelezni szeretném, hogy az aerodinamikai elemzéshez minden esetben járulnia kell egy dinamikai elemzésnek is (ami a szelepvezérlő mechanizmus méretezését megalapozó tömegerő-számítás alapja), amelyre korábban (egyetemi diplomatervként) készítettem számítógép programot [73.] 3.1.3.5.1. A szelepek löketfüggvénye A méretezett bütyökprofilokat aszimmetrikusra választottam, mivel ez gátolja a záráskor kialakuló pattogási jelenséget. Ezért külön kell foglalkoznunk a felfutó és a lefutó ággal. A jelölésrendszer a foronómiai görbéket bemutató 3.4. ábrán látható. 30

h

0

h

max.

h

ϕ v

ϕ a 0. 1. 2. 3.

ϕ φ0 φ1 φ2 φ3 3.4. ábra: a szelep foronómiai görbéi

31

A számítási összefüggéseket a szakaszok sorrendjében ismertetem a szelephézagot kiegyenlítő ún. átmeneti szakasz (Φ0) kivételével, ez utóbbi ugyanis az áramlástechnikai vizsgálatban nem játszik szerepet.

FELFUTÓ ÁG 1. szakasz (Φ1) h1 = C11 ⋅ ϕ 1 − C12 ⋅ sin(

h ,1 = C11 − C12 ⋅

π ⋅ ϕ 1) φ1

π π ⋅ cos( ⋅ ϕ 1 ) ϕ1 φ1

π2 π h1 = C12 ⋅ 2 ⋅ sin( ⋅ ϕ 1 ) φ1 φ 1 ,,

(41.)

(42.)

(43.)

2. szakasz (Φ2) π ⋅ϕ 2) 2⋅ φ 2

(44.)

π π ⋅ cos( ⋅φ 2) 2⋅ φ 2 2⋅ φ 2

(45.)

h2 = h1v + C 21 ⋅ ϕ 2 − C 22 ⋅ sin(

h , 2 = C21 − C22 ⋅

,,

h2 = C22 ⋅

π2 π ⋅ sin( ⋅ 2) 2 2⋅ φ 2 4⋅φ 2

(46.)

3. szakasz (Φ3) h3 = h2 v + C31 ⋅ (φ 3 − ϕ 3 ) 4 − C32 ⋅ (φ 3 − ϕ 3 ) 2 + C33

(47.)

h , 3 = − 4 ⋅ C31 ⋅ (φ 3 − ϕ 3 ) 3 + 2 ⋅ C32 ⋅ (φ 3 − ϕ 3 )

(48.)

h ,, 3 = 12 ⋅ C 31 ⋅ (φ 3 − ϕ 3 ) 2 − 2 ⋅ C 32

(49.)

A 3.4. ábrán feltüntetett ω a vezértengely szögsebességét jelenti, amely négyütemű motor esetén a forgattyústengely szögsebességének a fele.

32

A felfutó ág konstansai: C11 =

K1 ⋅ h , 0v + K 2 ⋅ H 2 ⋅ K1 + K 2 ⋅ φ 1

φ1 π

C12 = (C11 − h , 0v ) ⋅

C32 =

2 ⋅ C11 − h , 0v K2

(50.)

(51.)

(52.)

C21 = C32 ⋅ k 3

(53.)

C22 = C32 ⋅ k 1

(54.)

C31 = C32 ⋅

1− z 6⋅ φ 23

(55.)

C33 = C32 ⋅ k 2 k1 = 8 ⋅ z ⋅ (

k2 =

k3 =

(56.)

φ2 2 ) π

5+ z ⋅φ 6

2

(58.)

3

4 + 2⋅ z ⋅φ 3

z=

h ,, 2 v 5 = h , 3v 8

(59.)

3

K1 = k 1 + k 2 + k 3 ⋅ φ K2 = k 3 + 4 ⋅ z ⋅

(57.)

φ2 π

2

(60.) (61.)

(62.)

Mivel a szelephézag értékétől eltekintünk, h0v , = 0 értékű. A z = 5/8 tapasztalati érték.

33

LEFUTÓ ÁG A lefutó ág foronómiai görbéit is a (41.)-(49.) egyenletek írják le, de mivel ez tükrösen helyezkedik el a felfutó ágra, a számítási ciklust itt fordítva (ismét alapkörtől) kell elvégezni. A lefutó ág konstansai természetesen más értékűek lesznek az aszimmetria miatt. A lefutó ág konstansai: K = − h ,, 3vfel = − h ,, 3vle B − A ⋅ C22 φ1

C11 =

C22

(63.)

(64.)

2⋅ B 2 − (h , 0v + ⋅ φ 3 ⋅ K ) φ1 3 = φ π π 2⋅ A + ( )2 ⋅ 3 + 2⋅φ 2 2⋅ φ 2 3 φ1 C32 =

C31 =

1 12 ⋅ φ

2

C 33 = φ

3

2

3

K 2

(66.)

  π ⋅K− ( ) 2 ⋅ C22  2⋅ φ 2  

(67.)

K ⋅ −φ  2

(68.)

[

2

C21 = φ 3 ⋅ K − 4 ⋅ φ

 ⋅ C 31  

3

2

3

C12 = C11 − h , 0v ) ⋅

⋅ C31

]

φ1 π

(69.)

(70.)

φ3 φ π )⋅ ( )2 ⋅ 3 + 1 4 2⋅φ 2 3

(71.)

φ 3⋅K 5 ⋅ (2 ⋅ φ 2 + ⋅ φ 3 ) 3 4

(72.)

A = (φ 2 +

B= H−

(65.)

34

A szelep-nyitási szögtartomány felosztása: A felosztást KURZ ([22.]) ajánlásai és saját tapasztalataim [23.] alapján végeztem el, az alábbi módon:

φ

fel

= 0.46 ⋅ φ

φ

3 fel

φ

le

φ

2 le

= 136 . ⋅φ

= φ

nyit

−φ

= 3⋅ φ

2 fel

nyit

(73.)

φ 1 fel = 0.4 ⋅ φ

1 fel

(75.)

φ 2 fel = φ

fel

(77.)

φ 1le = 16 . ⋅ φ 1 fel

(79.)

φ

3le

= φ

fel

le

(74.)

fel

− φ 1 fel − φ 3 fel

− φ 1le − φ

(76.) (78.)

2 le

(80.)

Ahol: –

Φnyit

a szelep nyitási szöge [vt. °],

–

Φfel

a felfutó ág szöge [vt. °],

–

Φle

a lefutó ág szöge [vt. °].

3.1.3.5.2. A szelepek geometriai nyitási keresztmetszet függvénye A számítást DONG publikációja [24.] alapján végeztem el, mivel ez az eljárás a legpontosabb a szakirodalomban fellelhető módszerek közül. A teljes szeleplöketet DONG 4 intervallumra osztotta fel (3.5. ábra). 3.5. ábra: a szelep-nyitási tartomány szakaszai

35

A számítási löketszakaszok érvényességét az alábbi képletek szabják meg:

hm1 =

hm2 =

hm3 =

sin 2 ⋅ σ ⋅ ( D0 − 3 ⋅ D1 ) +

sin 2 2 ⋅ σ ⋅ ( D0 − 3 ⋅ D1 ) 2 − 32 ⋅ cos2 ⋅ σ ⋅ D1 ⋅ ( D1 − D0 ) 8 ⋅ cos ⋅ σ 2

sin 2 ⋅ σ ⋅ ( D0 − 3 ⋅ D1 ) −

sin 2 2 ⋅ σ ⋅ (3D0 − D1 ) 2 − 32 ⋅ cos2 ⋅ σ ⋅ D0 ⋅ ( D0 − D1 ) 8 ⋅ cos2 ⋅ σ

sin 2 ⋅ σ ⋅ (3D2 − D1 ) +

sin 2 2 ⋅ σ ⋅ (3D2 − ⋅ D1 ) 2 − 32 ⋅ cos2 ⋅ σ ⋅ D2 ⋅ ( D2 − D1 ) 8 ⋅ cos2 ⋅ σ

(81.)

(82.)

(83.)

A jelölések a 3.5. és a 3.6. ábra alapján értendők. Az „m”-index a lökethatárt jelenti.

D0 = D − 2 ⋅ S t ⋅ cos σ D1 = D − 2 ⋅ S v ⋅ cos σ D2 = D0 + 2 ⋅ S r ⋅ cosσ

3.6. ábra: jelölések a geometriai nyitási keresztmetszet számításához A nyitási keresztmetszet érékek meghatározása az egyes löketszakaszokon belül: 0 ≤ h ≤ hm1

1. szakasz

 D0 sin(σ + β )  AG1 = π ⋅ h ⋅ cos σ ⋅  − h ⋅ cos σ ⋅  cos 2 β   cos β

tgβ =

D0 − h ⋅ sin σ ⋅ cosσ −

( D0 − h ⋅ sin σ ⋅ cos σ ) 2 − 8 ⋅ h 2 ⋅ cos4 σ 4 ⋅ h ⋅ cos2 σ

(84.)

(85.)

36

hm1 ≤ h ≤ hm2

2. szakasz

AG 2 = π ⋅ h ⋅ cosσ ⋅

tgβ

v

( D1 + D2 ) 2 ⋅ cos β v

( D0 − D1 ) − tgσ 2 ⋅ h ⋅ cos2 σ

=

(87.)

hm2 ≤ h ≤ hm3

3. szakasz

 D sin(σ + γ )  AG 3 = π ⋅ h ⋅ cos σ ⋅  1 + h ⋅ cosσ ⋅  cos 2 γ   cos γ

tgγ =

(86.)

− D1 − h ⋅ sin σ ⋅ cos σ −

( D1 + h ⋅ sin σ ⋅ cosσ ) 2 − 8 ⋅ h 2 ⋅ cos4 σ 4 ⋅ h ⋅ cos2 σ

(88.)

(89.)

hm3 ≤ h

4. szakasz

AG 4 = π ⋅ h ⋅ cosσ ⋅

tgγ

v

=

( D1 + D2 ) 2 ⋅ cos γ v

( D2 − D1 ) − tgσ 2 ⋅ h ⋅ cos2 σ

(90.)

(91.)

3.1.3.5.3. A geometriai nyitási keresztmetszetek fajlagosítása A HASSELGRUBER ([5.]) által leírt számítási eljárás a dugattyúfelületre (AD) fajlagosítva használja fel a nyitási keresztmetszeteket. A 3.1.3.2. és 3.1.3.3. pontokban Fe és Fa értéke az előző alpont AG függvényeivel számítható a megfelelő geometriai méretek behelyettesítésével. Ezekből a fajlagosított értékek: A szívószelepre:

fe =

Fe AG

(92.a.)

A kipufogó szelepre:

fa =

Fa AG

(92.b.)

37

3.1.3.6. A tömegáram- és a térfogatáram-függvény kapcsolata Ezt a kapcsolatot az általános gáztörvény írja le, amelyben most első közelítésben azonosra választjuk a gázállandókat.

A szívóoldalra:

dVe dM e RTe = ⋅ dϕ dϕ pz

(93.a.)

A kipufogó oldalra:

dVa dM a RTz = ⋅ dϕ dϕ pz

(93.b.)

Ahol Te egy újonnan bevezetett vonatkoztatási hőmérséklet: HA

ps ≥ 1 pz

AKKOR

Te=Ts,,

HA

ps ≤ 1 pz

AKKOR

Te=Tz

3.1.4. A hengerbeli gázösszetétel időbeni változása Az előző munkaciklusból a hengerben maradt gázokat a motoros terminológia maradékgáznak nevezi. Ez a hányad, mint azt a későbbiekben részletesebben is indoklom, jelentékeny hatású a motorikus - főként az emissziós - paraméterekre. A maradékgáz mennyiség időbeni változása egy egyensúlyi differenciál egyenlettel írható le, amely azt fejezi ki, hogy a maradékgáz tömeget a kipufogó csatornán történő kiáramlás csökkenti: d (α z ⋅ M z ) = − α dϕ

a

⋅

dM a dϕ

(94.)

Ahol: –

αz az időben változó hengerbeli maradékgáz hányad,

–

αa az időben változó kiáramló gázhányad.

Az αa (ϕ) függvény egzakt meghatározása bonyolult, ezért a gyakorlatban részfüggvényekből állítják össze. HASSELGRUBER ([5.]) ajánlásai alapján négyütemű Otto-motorra a 3.7. ábrán látható függvényt alkalmaztam.

38

h

K SZ ϕ

αa 1 αz

AHP

ϕ1

ϕ

ϕ2

3.7. ábra: a kiáramlási függvény 3.1.5. A differenciál egyenletek átalakítása numerikusan megoldható formára A 3.1.3. pontban leírt összefüggések felhasználásával a nyomásra, hőmérsékletre és a maradékgáz mennyiségre kapott differenciál egyenletek az alábbi praktikus alakot öltik: Nyomás egyenlet:

dpz T T = p z ⋅ Γ (ϕ , ξ , η , z , e ) ] dϕ Ts Ts

(95.)

Hőmérséklet egyenlet:

dTz T T = Tz ⋅ φ (ϕ , ξ ,η , z , e ) dϕ Ts Ts

(96.)

Maradékgáz egyenlet:

T T d k T (α z ⋅ ⋅ s ) = − ψ (ϕ , ξ ,η , z , e ) dϕ η Tz Ts Ts

(97.)

A három újonnan bevezetett függvény definíciója: Γ =

φ =

χ k

 T T  R ⋅ T ,s ⋅  − 1+ η ⋅ ⋅ ( µ e ⋅ f e ⋅ he ⋅ e − µ a ⋅ f a ⋅ ha ⋅ z )  π ⋅ Cm Ts Ts   T T χ −1 R ⋅ T ,s ⋅Γ − µ ⋅ µ e ⋅ f e ⋅ he ⋅ z ⋅ (1 − τ e ⋅ s ) ⋅ δ χ π ⋅ Cm Ts Tz

ψ = α

a

R ⋅ T ,s ⋅ ⋅ µ a ⋅ f a ⋅ ha π ⋅ Cm

1

(98.)

(99.)

(100.)

39

Ahol: – Cm =

s ⋅ nm [m/s] 30

a dugattyú középsebessége (nm [min-1] a motorfordulatszám).

A fenti függvényeken túl célszerű még a töltési fokot is meghatározni. Ennek definíciója a már bevezetett jelölésekkel:

λ

a

=

MG VH ⋅ ρ

(101.) 0

Ahol: – ρ0 az atmoszférikus állapot sűrűsége [kg/m3] Mivel „MG” a „dMe” függvény integrálásával határozható meg, a töltési fokot az alábbi differenciálegyenlet megoldása szolgáltatja a (18.) és (101.) egyenletek és az általános gáztörvény alapján: R ⋅ Ts d [ λ a (ϕ )] p s T0 = ⋅ ⋅ ⋅ µ e⋅ ⋅ f e ⋅ he dϕ p0 Ts π ⋅ ⋅ C m ,

(102.)

3.1.6. A differenciálegyenletek megoldása Az egyenletek megoldását numerikusan, az ún. javított sokszög eljárással [25.] végeztem el. A megoldás részintervallumonként történik a teljes tartományra (a 3.7. ábrán látható ϕ1 kezdő szöghelyzettől a „ϕ2” vég-szöghelyzetig). A lépésszám (N) megválasztása után a lépésköz: ∆ϕ =

(ϕ

2

− ϕ 1) N

(103.)

A négy ((95.), (96.), (97.), (102.) számú) differenciálegyenlet megoldásához négy kezdőfeltétel szükséges. Ezek a következők: p z (ϕ 1 ) = p z1

(104.a.)

Tz (ϕ 1 ) = Tz1

(104.b.)

α z (ϕ 1 ) = 1

(104.c.)

λ a (ϕ 1 ) = 0

(104.d.)

A „pz1” és „Tz1” értékek a munkafolyamat számításból származnak, ezek az expanzió folyamat vég-értékei. A következőkben a javított sokszög eljárást ismertetem általános formában, amely mind a négy differenciál egyenletre értelemszerűen adaptálható. A megoldandó differenciál egyenletek a „g” általános függvénnyel az alábbi alakúak: dy j dϕ

= g j (ϕ , y1 , y 2 , y 3 , y 4 )

(105.)

40

Ahol: •

j= 1…4

a differenciál egyenlet azonosító sorszáma,

•

yj

a meghatározandó függvény,

•

y1…4

a „g” –függvény alfüggvényei.

A megoldás a 3.8. ábra alapján történik.

3.8. ábra: a javított sokszög eljárás elve A (105.) egyenlet az „yj” –függvény „pi” pontjának iránytangensét jelenti: (

dy j

) = tgγ

dϕ

= g j ,i

j ,i

(106.)

Ennek segítségével az „yj(ϕ)”-függvény „pi” pontjának iránytangensét jelenti: (

dy j

) = tgγ

dϕ

= g j ,i

j ,i

(107.)

Ennek segítségével az „yj(ϕ)” függvény „pi+0,5” jelű közbülső pontja számítható: y j ,i + 0,5 = y j ,i +

1 1 ⋅ ∆ ϕ ⋅ tgy j ,i + ⋅ ∆ ϕ ⋅ g j ,i 2 2

(108.)

Ezek után a közbenső pontban a meredekség számítható: (

dy j dϕ

−

)

i+

1 2

= tg γ

j ,i

= g j ,i + 0,5

(109.)

Ezt a meredekséget a „pi” pontban eltolva az egész „∆ϕ” lépésközre kiterjesztjük: −

y j ,i + 1 = y j ,i + ∆ ϕ ⋅ tg γ

j ,i

= y j ,i + ∆ ϕ ⋅ g

j ,i +

1 2

(110.)

Ezzel megkapjuk a „pi+1” végpontot, amellyel mint kezdőponttal folytatjuk a számítást egészen a „ϕ2” szögértékig. A megoldás peremfeltételét a töltetcsere- és a munkafolyamat-modell illesztésével foglalkozó fejezetben a későbbiekben ismertetem. 41

LEFUTÓ ÁG A lefutó ág foronómiai görbéit is a (41.)-(49.) egyenletek írják le, de mivel ez tükrösen helyezkedik el a felfutó ágra, a számítási ciklust itt fordítva (ismét alapkörtől) kell elvégezni. A lefutó ág konstansai természetesen más értékűek lesznek az aszimmetria miatt. A lefutó ág konstansai: K = − h ,, 3vfel = − h ,, 3vle B − A ⋅ C22 φ1

C11 =

C22

(63.)

(64.)

2⋅ B 2 − (h , 0v + ⋅ φ 3 ⋅ K ) φ1 3 = φ π π 2⋅ A + ( )2 ⋅ 3 + 2⋅φ 2 2⋅ φ 2 3 φ1 C32 =

C31 =

1 12 ⋅ φ

2

C 33 = φ

3

2

3

K 2

(66.)

  π ⋅K− ( ) 2 ⋅ C22  2⋅ φ 2  

(67.)

K ⋅ −φ  2

(68.)

[

2

C21 = φ 3 ⋅ K − 4 ⋅ φ

 ⋅ C 31  

3

2

3

C12 = C11 − h , 0v ) ⋅

⋅ C31

]

φ1 π

(69.)

(70.)

φ3 φ π )⋅ ( )2 ⋅ 3 + 1 4 2⋅φ 2 3

(71.)

φ 3⋅K 5 ⋅ (2 ⋅ φ 2 + ⋅ φ 3 ) 3 4

(72.)

A = (φ 2 +

B= H−

(65.)

42

A szelep-nyitási szögtartomány felosztása: A felosztást KURZ ([22.]) ajánlásai és saját tapasztalataim [23.] alapján végeztem el, az alábbi módon:

φ

fel

= 0.46 ⋅ φ

φ

3 fel

φ

le

φ

2 le

= 136 . ⋅φ

= φ

nyit

−φ

= 3⋅ φ

2 fel

nyit

(73.)

φ 1 fel = 0.4 ⋅ φ

1 fel

(75.)

φ 2 fel = φ

fel

(77.)

φ 1le = 16 . ⋅ φ 1 fel

(79.)

φ

3le

= φ

fel

le

(74.)

fel

− φ 1 fel − φ 3 fel

− φ 1le − φ

(76.) (78.)

2 le

(80.)

Ahol: –

Φnyit

a szelep nyitási szöge [vt. °],

–

Φfel

a felfutó ág szöge [vt. °],

–

Φle

a lefutó ág szöge [vt. °].

3.1.3.5.2. A szelepek geometriai nyitási keresztmetszet függvénye A számítást DONG publikációja [24.] alapján végeztem el, mivel ez az eljárás a legpontosabb a szakirodalomban fellelhető módszerek közül. A teljes szeleplöketet DONG 4 intervallumra osztotta fel (3.5. ábra). 3.5. ábra: a szelep-nyitási tartomány szakaszai

43

A számítási löketszakaszok érvényességét az alábbi képletek szabják meg:

hm1 =

hm2 =

hm3 =

sin 2 ⋅ σ ⋅ ( D0 − 3 ⋅ D1 ) +

sin 2 2 ⋅ σ ⋅ ( D0 − 3 ⋅ D1 ) 2 − 32 ⋅ cos2 ⋅ σ ⋅ D1 ⋅ ( D1 − D0 ) 8 ⋅ cos ⋅ σ 2

sin 2 ⋅ σ ⋅ ( D0 − 3 ⋅ D1 ) −

sin 2 2 ⋅ σ ⋅ (3D0 − D1 ) 2 − 32 ⋅ cos2 ⋅ σ ⋅ D0 ⋅ ( D0 − D1 ) 8 ⋅ cos2 ⋅ σ

sin 2 ⋅ σ ⋅ (3D2 − D1 ) +

sin 2 2 ⋅ σ ⋅ (3D2 − ⋅ D1 ) 2 − 32 ⋅ cos2 ⋅ σ ⋅ D2 ⋅ ( D2 − D1 ) 8 ⋅ cos2 ⋅ σ

(81.)

(82.)

(83.)

A jelölések a 3.5. és a 3.6. ábra alapján értendők. Az „m”-index a lökethatárt jelenti.

D0 = D − 2 ⋅ S t ⋅ cos σ D1 = D − 2 ⋅ S v ⋅ cos σ D2 = D0 + 2 ⋅ S r ⋅ cosσ

3.6. ábra: jelölések a geometriai nyitási keresztmetszet számításához A nyitási keresztmetszet érékek meghatározása az egyes löketszakaszokon belül: 0 ≤ h ≤ hm1

1. szakasz

 D0 sin(σ + β )  AG1 = π ⋅ h ⋅ cos σ ⋅  − h ⋅ cos σ ⋅  cos 2 β   cos β

tgβ =

D0 − h ⋅ sin σ ⋅ cosσ −

( D0 − h ⋅ sin σ ⋅ cos σ ) 2 − 8 ⋅ h 2 ⋅ cos4 σ 4 ⋅ h ⋅ cos2 σ

(84.)

(85.)

44

hm1 ≤ h ≤ hm2

2. szakasz

AG 2 = π ⋅ h ⋅ cosσ ⋅

tgβ

v

( D1 + D2 ) 2 ⋅ cos β v

( D0 − D1 ) − tgσ 2 ⋅ h ⋅ cos2 σ

=

(87.)

hm2 ≤ h ≤ hm3

3. szakasz

 D sin(σ + γ )  AG 3 = π ⋅ h ⋅ cos σ ⋅  1 + h ⋅ cosσ ⋅  cos 2 γ   cos γ

tgγ =

(86.)

− D1 − h ⋅ sin σ ⋅ cos σ −

( D1 + h ⋅ sin σ ⋅ cosσ ) 2 − 8 ⋅ h 2 ⋅ cos4 σ 4 ⋅ h ⋅ cos2 σ

(88.)

(89.)

hm3 ≤ h

4. szakasz

AG 4 = π ⋅ h ⋅ cosσ ⋅

tgγ

v

=

( D1 + D2 ) 2 ⋅ cos γ v

( D2 − D1 ) − tgσ 2 ⋅ h ⋅ cos2 σ

(90.)

(91.)

3.1.3.5.3. A geometriai nyitási keresztmetszetek fajlagosítása A HASSELGRUBER ([5.]) által leírt számítási eljárás a dugattyúfelületre (AD) fajlagosítva használja fel a nyitási keresztmetszeteket. A 3.1.3.2. és 3.1.3.3. pontokban Fe és Fa értéke az előző alpont AG függvényeivel számítható a megfelelő geometriai méretek behelyettesítésével. Ezekből a fajlagosított értékek: A szívószelepre:

fe =

Fe AG

(92.a.)

A kipufogó szelepre:

fa =

Fa AG

(92.b.)

45

3.1.3.6. A tömegáram- és a térfogatáram-függvény kapcsolata Ezt a kapcsolatot az általános gáztörvény írja le, amelyben most első közelítésben azonosra választjuk a gázállandókat.

A szívóoldalra:

dVe dM e RTe = ⋅ dϕ dϕ pz

(93.a.)

A kipufogó oldalra:

dVa dM a RTz = ⋅ dϕ dϕ pz

(93.b.)

Ahol Te egy újonnan bevezetett vonatkoztatási hőmérséklet: HA

ps ≥ 1 pz

AKKOR

Te=Ts,,

HA

ps ≤ 1 pz

AKKOR

Te=Tz

3.1.4. A hengerbeli gázösszetétel időbeni változása Az előző munkaciklusból a hengerben maradt gázokat a motoros terminológia maradékgáznak nevezi. Ez a hányad, mint azt a későbbiekben részletesebben is indoklom, jelentékeny hatású a motorikus - főként az emissziós - paraméterekre. A maradékgáz mennyiség időbeni változása egy egyensúlyi differenciál egyenlettel írható le, amely azt fejezi ki, hogy a maradékgáz tömeget a kipufogó csatornán történő kiáramlás csökkenti: d (α z ⋅ M z ) = − α dϕ

a

⋅

dM a dϕ

(94.)

Ahol: –

αz az időben változó hengerbeli maradékgáz hányad,

–

αa az időben változó kiáramló gázhányad.

Az αa (ϕ) függvény egzakt meghatározása bonyolult, ezért a gyakorlatban részfüggvényekből állítják össze. HASSELGRUBER ([5.]) ajánlásai alapján négyütemű Otto-motorra a 3.7. ábrán látható függvényt alkalmaztam.

46

h

K SZ ϕ

αa 1 αz

AHP

ϕ1

ϕ

ϕ2

3.7. ábra: a kiáramlási függvény 3.1.5. A differenciál egyenletek átalakítása numerikusan megoldható formára A 3.1.3. pontban leírt összefüggések felhasználásával a nyomásra, hőmérsékletre és a maradékgáz mennyiségre kapott differenciál egyenletek az alábbi praktikus alakot öltik: Nyomás egyenlet:

dpz T T = p z ⋅ Γ (ϕ , ξ , η , z , e ) ] dϕ Ts Ts

(95.)

Hőmérséklet egyenlet:

dTz T T = Tz ⋅ φ (ϕ , ξ ,η , z , e ) dϕ Ts Ts

(96.)

Maradékgáz egyenlet:

T T d k T (α z ⋅ ⋅ s ) = − ψ (ϕ , ξ ,η , z , e ) dϕ η Tz Ts Ts

(97.)

A három újonnan bevezetett függvény definíciója: Γ =

φ =

χ k

 T T  R ⋅ T ,s ⋅  − 1+ η ⋅ ⋅ ( µ e ⋅ f e ⋅ he ⋅ e − µ a ⋅ f a ⋅ ha ⋅ z )  π ⋅ Cm Ts Ts   T T χ −1 R ⋅ T ,s ⋅Γ − µ ⋅ µ e ⋅ f e ⋅ he ⋅ z ⋅ (1 − τ e ⋅ s ) ⋅ δ χ π ⋅ Cm Ts Tz

ψ = α

a

R ⋅ T ,s ⋅ ⋅ µ a ⋅ f a ⋅ ha π ⋅ Cm

1

(98.)

(99.)

(100.)

47

Ahol: – Cm =

s ⋅ nm [m/s] 30

a dugattyú középsebessége (nm [min-1] a motorfordulatszám).

A fenti függvényeken túl célszerű még a töltési fokot is meghatározni. Ennek definíciója a már bevezetett jelölésekkel:

λ

a

=

MG VH ⋅ ρ

(101.) 0

Ahol: – ρ0 az atmoszférikus állapot sűrűsége [kg/m3] Mivel „MG” a „dMe” függvény integrálásával határozható meg, a töltési fokot az alábbi differenciálegyenlet megoldása szolgáltatja a (18.) és (101.) egyenletek és az általános gáztörvény alapján: R ⋅ Ts d [ λ a (ϕ )] p s T0 = ⋅ ⋅ ⋅ µ e⋅ ⋅ f e ⋅ he dϕ p0 Ts π ⋅ ⋅ C m ,

(102.)

3.1.6. A differenciálegyenletek megoldása Az egyenletek megoldását numerikusan, az ún. javított sokszög eljárással [25.] végeztem el. A megoldás részintervallumonként történik a teljes tartományra (a 3.7. ábrán látható ϕ1 kezdő szöghelyzettől a „ϕ2” vég-szöghelyzetig). A lépésszám (N) megválasztása után a lépésköz: ∆ϕ =

(ϕ

2

− ϕ 1) N

(103.)

A négy ((95.), (96.), (97.), (102.) számú) differenciálegyenlet megoldásához négy kezdőfeltétel szükséges. Ezek a következők: p z (ϕ 1 ) = p z1

(104.a.)

Tz (ϕ 1 ) = Tz1

(104.b.)

α z (ϕ 1 ) = 1

(104.c.)

λ a (ϕ 1 ) = 0

(104.d.)

A „pz1” és „Tz1” értékek a munkafolyamat számításból származnak, ezek az expanzió folyamat vég-értékei. A következőkben a javított sokszög eljárást ismertetem általános formában, amely mind a négy differenciál egyenletre értelemszerűen adaptálható. A megoldandó differenciál egyenletek a „g” általános függvénnyel az alábbi alakúak: dy j dϕ

= g j (ϕ , y1 , y 2 , y 3 , y 4 )

(105.)

48

Ahol: •

j= 1…4

a differenciál egyenlet azonosító sorszáma,

•

yj

a meghatározandó függvény,

•

y1…4

a „g” –függvény alfüggvényei.

A megoldás a 3.8. ábra alapján történik.

3.8. ábra: a javított sokszög eljárás elve A (105.) egyenlet az „yj” –függvény „pi” pontjának iránytangensét jelenti: (

dy j

) = tgγ

dϕ

= g j ,i

j ,i

(106.)

Ennek segítségével az „yj(ϕ)”-függvény „pi” pontjának iránytangensét jelenti: (

dy j

) = tgγ

dϕ

= g j ,i

j ,i

(107.)

Ennek segítségével az „yj(ϕ)” függvény „pi+0,5” jelű közbülső pontja számítható: y j ,i + 0,5 = y j ,i +

1 1 ⋅ ∆ ϕ ⋅ tgy j ,i + ⋅ ∆ ϕ ⋅ g j ,i 2 2

(108.)

Ezek után a közbenső pontban a meredekség számítható: (

dy j dϕ

−

)

i+

1 2

= tg γ

j ,i

= g j ,i + 0,5

(109.)

Ezt a meredekséget a „pi” pontban eltolva az egész „∆ϕ” lépésközre kiterjesztjük: −

y j ,i + 1 = y j ,i + ∆ ϕ ⋅ tg γ

j ,i

= y j ,i + ∆ ϕ ⋅ g

j ,i +

1 2

(110.)

Ezzel megkapjuk a „pi+1” végpontot, amellyel mint kezdőponttal folytatjuk a számítást egészen a „ϕ2” szögértékig. A megoldás peremfeltételét a töltetcsere- és a munkafolyamat-modell illesztésével foglalkozó fejezetben a későbbiekben ismertetem. 49

3.2

Négyütemű, feltöltetlen Otto-motor főmunkafolyamatának matematikai modellje

A teljes körfolyamat ciklust a 3.1. alfejezetben ismertetett töltetcsere modell és a főmunkafolyamat számítás „összeépítése” útján kapjuk. Ehhez azonban a két eljárást illeszteni kell egymáshoz. Erre azért van szükség, mert mindkét módszert úgy fejlesztették ki, hogy „önálló életet” legyen képes élni, tehát meg kell közöttük találni a csatolási pontokat. Ezt a munkát saját megfontolások alapján végeztem el és eredményét a 3.3. fejezetben fogom ismertetni. A főmunkafolyamat számításánál VIBE [2.] módszerét vettem alapul. A következőkben a számítási modell összefoglaló ismertetését végzem el. 3.2.1. A kompresszió folyamat számítása A kompresszió folyamat kezdő hőmérsékletét jelöljük Ta-val, a kezdő nyomást pedig paval. Az általános gáztörvény felhasználásával a kezdeti állapot fajtérfogata is meghatározható. Az egyenlet a hengertöltet mól-mennyiségének behelyettesítése és átrendezés után az alábbi formát ölti: L, 0 1 + ) ⋅ Ta µL µK ⋅ Ru (1 + λ 1 ⋅ L, 0 ) ⋅ p a

(λ 1 ⋅ va = Ahol:

(111.)

– va fajtérfogat a kompresszió ütem kezdetén [m3/kg], – λ1 a légviszony tényező, – L0 az elméleti levegő-szükséglet [kg/kg tü. a.], – µL a levegő molekulatömege (µL=28.95kg/kmól), – µK a tüzelőanyag molekulatömege (µK=114kg/kmól), – Ru az univerzális gázállandó (Ru=8.314kJ/kmól.K), – pa

nyomás a kompresszió-folyamat kezdetén [Pa],

– Ta hőmérséklet a kompresszió-folyamat kezdetén [K]. A sűrítési ütemet a szívószelep zárásától egészen a gyújtási időpontig, tiszta politropikus folyamattal közelítjük. Ennél összetettebb számítási eljárás ugyanis már a matematikai modell bonyolultságának növekedéshez vezetne, ugyanakkor pedig a disszertáció célkitűzésének megvalósításához ez a módszer elegendő. Az állapotjelzők változása tehát a Poisson-egyenletekkel írható le. A munkatérfogat változását itt is a dugattyú mozgástörvénye írja le. V p = ( a ) n1 ⋅ pa A nyomás-egyenlet: (112.) V V T = ( a ) n1 − 1 ⋅ Ta A hőmérséklet-egyenlet: (113.) V Ahol: – n1 – p, T, v

a sűrítési politróp kitevő, az állapotjelzők „futókoordinátái”. 50

A fajtérfogat a dugattyú mozgástörvényeivel kifejezve az alábbi képletekkel számítható (VIBE-től eltérően, mivel ő a kompressziót AHP kezdettel veszi figyelembe): V v = a ⋅ ψ ∗ (ϕ ) (114.) ε σ 1 + d ψ ∗ (ϕ ) = ε − 1 2 ⋅ ε (115.) σ d ,a 1 + ε −1 2 Ahol: – ε a kompresszió-viszony, –

σd

a dugattyú mozgását figyelembe vevőtényező,

–

„a”-index

a kompresszió-kezdet.

σd értéke: 1 1  σd=  (1 + ) − (cosϕ + ⋅ 1 − λ λ λ  Ahol: –

λ

a hajtórúdviszony,

–

ϕ

a forgattyúszög.

2

 ⋅ sin 2 ϕ )  

(116.)

3.2.2. Az égésfolyamat számítása Az égésfolyamat állapotjelzői a VIBE-féle égésfüggvény segítségével számíthatók. Ez a félempirikus módszer kísérletek kiértékelése és elméleti megfontolások útján született. Alapegyenlete az adott „t” időpontig reakcióba lépett tüzelőanyag hányadot szolgáltatja, tehát megadja az égési folyamat jellegét: x = 1− e

Ahol:

− 6, 908⋅ (

t m+ 1 ) ta

(117.)

–

x

a „t” időpillanatig elégett tüzelőanyag-hányad,

–

e

a természetes alapú logaritmus alapszáma,

–

tz

az égés időtartama,

–

m

az égési jellegszám.

A (117.) egyenlet idő szerinti első deriváltja adja az égési sebességet: m

 t 

m+ 1

− 6, 908⋅    t   tz  (118.) w0 = 6,908 ⋅ (m + 1) ⋅   ⋅ e  tz  A (117.) és (118.) egyenletekben a (t/tz) hányados felváltható az (α∗/αz∗) viszonyra, ahol „α∗” az égés kezdetétől annak végéig számított forgattyúszög. Ez a felső holtponttól számított „ϕ” forgattyúszöggel az alábbi kapcsolatban áll:

α∗=ϕ+Θ

(119.)

Ahol:

– Θ az égéskezdet FHP előtt Az „x” és a „w0” függvény „m”-tényezőtől való függése szépen megfigyelhető a 3.9. és 3.10. ábrán.

51

3.9. ábra: az elégett tüzelőanyag-hányad változása

3.10. ábra: az égési sebesség változása

3.2.2.1. A hengertéri nyomás számítása az égésfolyamat alatt A hengerbeli nyomás változását az alábbi integrál-egyenlet írja le: p2 =

[ψ

1 ∗

(ϕ 2 )

]

χ

1− 2

 ( χ ⋅ 

− 1) ⋅ ε ⋅ q z ⋅ va ⋅ α z

1− 2

α

α

∗

∫ [ 1

∗ 1

ψ ∗ (ϕ 2 )

]

χ

1− 2

⋅ w0 dα

∗

[

+ p1 ⋅ ψ ∗ (ϕ 1 )

]

χ

1− 2

  

(120.)

Az egyenlet megoldása a 3.11. ábra szerint [1,2] részintervallumokra történik. A (120.) egyenletben az „1-2”- index az intervallumra vonatkoztatott számtani középértéket jelenti.

3.11. ábra: az égési folyamat felosztása Az alábbiakban ismertetem a (120.) összefüggésben szereplő paramétereket, függvényeket. (A jelölések megfelelnek a már eddig is használt terminológiának). A „χ” fajhőviszony az égésfolyamat tetszőleges pontján függ a hőmérséklettől (T), a légviszony tényezőtől (λ1) és az adott időpontig elégett üzemanyag mennyiségétől (x).

52

Benzin égéstermékre χ1-2 az alábbi empirikus formulákkal számítható: HA λ1 ≤ 1, AKKOR   1 14.2 0.0245 χ 1− 2 = 1.259 +  76,7 − (13.6 − ) ⋅ x1− 2  ⋅ − (0.0665 − ) ⋅ x1− 2 λ1 λ1   T1− 2

HA χ

1− 2

λ1 〉

(121.)

1, AKKOR

= 1259 . + (76.7 + 0.6 ⋅ x1− 2 ) ⋅

1 0.03 − (0.012 + ) ⋅ x1− 2 T1− 2 λ1

(122.)

Ahol: –

x1− 2 =

x1 + x 2 , 2

–

T1− 2 =

T1 + T2 . 2

A (120.) egyenletben az áttekinthetőség megkönnyítése végett célszerű egy további öszszevonást végezni: E1 =

ε ⋅ qz α α ∗ z ⋅ va

∗ z

[ rad ]

(123.)

A qz az összes kihasznált égési hő mérőszámát adja fajlagosítva: qz =

δ ⋅ ψ ∗ ∗ ⋅ Hu [J/kg] , (1 + α z ) ⋅ (1 + λ 1 ⋅ L0 )

(124.)

Ahol: – δ – ψ

a hőfelszabadulás jellegszáma, **

a hőkihasználási fok,

– Hu a tüzelőanyag alsó fűtőértéke [kJ/kg], – αz a maradékgáz tényező. A δ hőfelszabadulási jellegszám, amely Otto-motoroknál a léghiányos égést veszi figyelembe. Értéke (SI-be átszámítva): HA λ1 〈 1 AKKOR

δ =

H u − 2440 ⋅ 0.404 ⋅ 4.1868 ⋅ (1 − λ 1 ) ⋅ L, 0 Hu

(125.a.)

HA λ1 ≥ 1 AKKOR δ=1

(125.b.)

Hu [kJ/kg]

53

A (120.) egyenlet megoldása – a fent leírtak ismeretében – a benne szereplő integrál értékének trapéz-módszerrel történő kiszámítása útján elvégezhető. A 3.10. ábra alapján: α

α

∗

∫ [ψ ∗

2

∗

(ϕ 2 )

]

χ 1− 2

⋅ w0 dα

∗

[

h ⋅ w0 ⋅ ψ ∗ (ϕ 1 ) χ 1− 2 + ψ ∗ (ϕ 2 ) χ 1− 2 2

=

1

]

(126.)

Ahol: –

h

az [1-2] intervallum szélessége [rad].

3.2.2.2. A hengertéri hőmérséklet számítása az égésfolyamat alatt A nyomás és a fajtérfogat ismeretében az univerzális gáztörvényből meghatározható a harmadik állapotjelző, a hőmérséklet. A pontos számításhoz azonban tekintettel kell lennünk arra, hogy az égés ideje alatt a gázmolekulák száma változik. Ezt fejezi ki a mólmennyiség változás (β) fogalma. Otto-motoroknál a mól-mennyiség változás maximális értékét a légviszony tényező és a tüzelőanyag, illetve a levegő kémiai összetétele határozza meg (minimális értéke 1 - friss gáz): HA 0,7 ≤ λ1 ≤ 1 AKKOR

β 0 max = 1 +

H O L, 0 1 + + ξ O 2 ⋅ (1 − λ 1 ) ⋅ − 2 ⋅ µ H 2 µ O2 µL µK L, 0 1 λ1⋅ + µL µK

(127.)

HA λ1 〉 1 AKKOR

β 0 max = 1 +

H O 1 + − 2 ⋅ µ H 2 µ O2 µ K L, 0 1 λ1⋅ + µL µK

(128.)

Ahol: – –

H O

a tüzelőanyag hidrogén hányada, a tüzelőanyag oxigén hányada,

–

µH2 = 2.0159 kg/kmól

a hidrogén molekulatömege,

–

µO2 = 31.999 kg/kmól

az oxigén molekulatömege,

–

ξO2 = 0.21 kmól/kmól

a levegő oxigén hányada.

Ezt a „O”-indexű értéket még korrigálni kell a maradékgáz mennyiségének megfelelően: β max =

β 0 max + α z 1+ α z

(129.) 54

A mól-mennyiség-változás függvény - az égési függvényt figyelembe véve - az alábbi alakot ölti: α  − 6.908⋅ ( ∗ ) m + 1   α z β = 1 + (β max − 1) ⋅  1 − e     ∗

(130.)

Fentiek alapján a hőmérséklet-változást leíró függvény: T2 =

Ty p y ⋅ ψ (ϕ y )

⋅

p 2 ⋅ ψ (ϕ 2 ) β 1− 2

(131.)

Ahol: – „y”-index –

β 1− 2 =

β1+ β 2

az égés kezdeti jellemzők (kompresszió vég), 2

a mól-mennyiség változás átlagértéke a részintervallumon.

Mivel a nyomás számításakor (lásd (121.), (122.) egyenlet) már előre szükség van a hőmérsékletre, úgy járunk el, hogy minden részintervallumon megbecsülünk egy „∆T” hőmérséklet-növekményt, ezzel kiszámoljuk „p2”-t, majd „T2”-t. Ezután az alábbi egyenlettel megvizsgáljuk a számítás hibáját: 1-ν 〈

T1 + ∆ T T2

〈 1+ν

(132.)

Ahol:

– ν

a pontosság.

Ha a (132.) egyenlőtlenség nem teljesül, akkor a (131.) képlettel számolt T 2-vel ismételjük meg az intervallum számítását és ∆T értékét is módosítjuk (T2- T1)-re. Ez utóbbi lépés gyorsítja az iteráció sebességét, amelyet mindaddig folytatunk, amíg a kívánt pontosságot el nem érjük. Ezután léphetünk át a következő részintervallumra. 3.2.3. Az expanzió folyamat számítása Az ún. tiszta expanzió folyamatot az égés végétől egészen a kipufogó szelep nyitásáig politropikusan számoljuk.

55

A felhasznált egyenletek: V p = ( z )n2 ⋅ pz V

(133.)

V T = ( z ) n 2 − 1 ⋅ Tz V

(134.)

Ahol: – „z”-index

az égés végi állapotra utal,

– n2

az expanzió politróp kitevője.

A fajtérfogat változása itt is a (114.) egyenlettel írható le. 3.2.4. Az elméleti indikált jellemzők számítása 3.2.4.1. Indikált munka Definíció szerint:

∫ pdV [J]

Wielm =

(135.)

Ezt a körintegrált, számítógép segítségével, praktikus módon a trapéz módszerrel lehet kiszámítani. Ügyelni kell azonban az előjelekre. 3.2.4.2. Indikált hatásfok Az indikált hatásfok definíciója: η ielm =

Wielm Wbe

(136.)

Ahol: – Wbe

a hengerbe bevitt üzemanyag energiatartalma

A hengerbe bevitt üzemanyag mennyisége a légviszony tényező és az égéshez szükséges elméleti levegőmennyiség definíciója segítségével határozható meg. A légviszony tényező definíciója a már bevezetett jelölésekkel: λ1=

MG M Lelm

(137.)

Ahol: – ML elm a bevitt tüzelőanyag elégetéséhez elméletileg szükséges levegő mennyiség [kg]

56

Az elméleti levegőmennyiség definíciója: L, 0 =

M Lelm [kg/kg] M tü.a.

(138.)

A (137.) és (138.) összefüggések felhasználásával a motorba bevitt tüzelőanyag mennyisége kifejezhető: M tü.a. =

MG λ 1 ⋅ L, 0

[kg]

(139.)

Most már felírható az indikált hatásfok számítására alkalmas képlet: η ielm =

Wielm M tü.a. ⋅ H u

(140.)

3.2.4.3. Indikált középnyomás (energiasűrűség) A definitív összefüggés alkalmas a számításra: p ielm =

Wielm [Pa] VH

(141.)

3.2.4.4. Indikált fajlagos tüzelőanyag fogyasztás [26.] alapján a számításra alkalmas képlet: b ielm =

1 ⋅ 3.6 ⋅ 106 [g/kWh] H u η ielm

(142.)

Ahol: – Hu

[kJ/kg]

3.2.4.5. Indikált teljesítmény Pielm =

Definíció szerint:

Wielm [kW] t cikl

(143.)

Ahol: –

t cikl =

4⋅π n m [s] 60

egy munkaciklus ideje

– ( nm dimenziója: [min-1])

57

3.3. A töltetcsere- és a főmunkafolyamat-számító modell illesztése Mindkét eddig ismertetett számítási módszer önálló modellként is használható, a hivatkozott szakirodalmakban ezek így is kerültek ismertetésre. Ezért fontos feladat ezek illesztése, a körfolyamat zárása. Ennek révén természetesen a bemenő paraméterek száma is csökken, hiszen a külön kezelt töltetcsere és főmunkafolyamat igényelte a kezdőpont állapotjelzőinek megadását, ami zárt folyamatnál többé nem szükséges. Szükség van azonban iterációs feltételre, amely az említett két modell egyik végpontjának azonossága (csatolási pont) esetén a másik „végpontban” történő illeszkedést (a záródó körfolyamatot) ellenőrzi a bemenő adatként megadható pontossági paraméter segítségével: 1-ν ≤

p ev p z1

≤ 1+ν

(144.a.)

1-ν ≤

Tev Tz1

≤ 1+ν

(144.b.)

Ahol: –

ν

pontosság,

–

„ev”-index

expanzió vége.

Az egyszerűség kedvéért a „ν” pontosságot a (132.) egyenletbeli értékkel azonosra választottam. A 3.1. alfejezetben ismertetett töltetcsere-számító eljárás az égéstermék állapotjelzőit a levegőével azonosként kezelte. Ezen változtatni kell, mégpedig az égésfolyamatot leíró egyenletekkel összehangolt módon. Ezért a töltetcsere folyamat valamennyi, a kipufogási folyamattal kapcsolatos összefüggésében a „χ” fajhőviszony értékét a (133.) és (134.) egyenletek segítségével határoztam meg. Emellett a kipufogógáz gázállandójának (R) meghatározásánál figyelembe kell venni az égésfolyamat alatti mól-mennyiség-változás mértékét: R gá z = β ⋅ R

(145.)

Ahol: –

Rgáz a kipufogógáz gázállandója,

–

R

a levegő gázállandója,

–

β

az égésfolyamat alatti teljes mól-mennyiség változás.

A (145.) képlet a gáz-állapotegyenletből vezethető le.

58

3.4. A megváltozott üzemi és beállítási paraméterek hatása az égésfolyamat jellemzőire A körfolyamat modelleknél a rendszer identifikáció mérésből származó, ún. referencia főmunkafolyamat segítségével végezhető el adott motorra. Ebből határozhatók meg a 3.2. alfejezetben leírt égési függvény paraméterek (gyulladási időpont, égéstartam, VIBE „m” kitevő). Ezek azonban csak az adott munkapontban érvényesek, ezért ettől eltérő esetekben módosítani kell őket az üzemállapot és a beállítási paraméterek (pl. vezérlési jellemzők) megváltozásától függően. Ezt az igényt az általam készített modellben a WOSCHNICSALLNER-formula ([3.]) alapján vettem figyelembe. A már említett három égési paraméter munkaponttól függő változását (egy általános esetre vonatkoztatva) a 3.12. ábra mutatja, a továbbiakban használt jelölésrendszernek megfelelően.

3.12. ábra: az üzemi pont változásának hatása az égési folyamatra A figyelembe vett befolyásoló faktorok a következők: •

légviszony (λ1-index),

•

gyújtási időpont (ZZP - index),

•

terhelési állapot:

•

•

kompresszió kezdeti állapotjelzők (p-, T-index),

•

maradékgáz hányad (αz- index),

motorfordulatszám (n-index).

59

A vezérlési jellemzők megváltozása a „terhelési állapot” címszó alá tartozik, hiszen a hatás azonosítható egy megváltozott fojtószelep helyzettel. Az égési jellemzők korrekciós képleteit, csoportosítva, az alábbiakban rendszerezem. 3.4.1. A VIBE „m” kitevő korrekciója m = m0 ⋅ π (hi ) , ahol:

hλ1 =1 hZZP=1 hT =1 hP =1

(146.)

hαz =1 hn=

750 / n + 0.625 750 / n0 + 0.625

A π a mögötte zárójelben álló tényezők szorzatát jelenti. A „0”-index a referencia állapotra utal. 3.4.2. Az égéstartam korrekciója Az égéstartamot (αz) a forgattyúszögnek megfelelő „∆ϕ”-vel jelölöm. ∆ ϕ = ∆ ϕ 0 ⋅ π ( gi ) , ahol:

gλ 1

2 ⋅ λ 2 1 − 3.4 ⋅ λ 1 + 2.4 = 2 ⋅ λ 2 10 − 3.4 ⋅ λ 10 + 2.4

gZZP=1 . ⋅ gT= 133 gp = (

T0,kk Tkk

p kk − 0.28 ) p0.kk

gα z = 0.237 ⋅ gn =

− 0.33 (147.)

α z + 0.763 α z0

133 . − 660 / n 133 . − 660 / n0

A „kk”- index kompresszió kezdeti állapotot jelez.

60

3.4.3. Az égéskezdet korrekciója Az égéskezdet korrekcióját leíró alapegyenletet átfogalmaztam a modellben való kedvezőbb hasznosíthatóság miatt az alábbi megfontolások alapján: Az égés kezdete („VA”– index - a korábbiakban „Θ”) és a gyújtási időpont („ZZP”– index) között a gyulladási késedelem („ZV” – index) teremt kapcsolatot. Ezt az összefüggést felírva a referencia állapotra és átrendezve megkapjuk a referencia gyulladási-késedelmet: ∆ϕ

ZV 0

= ϕ

ZZP 0

−ϕ

VA 0

(148.)

Ugyanezt felírva a megváltozott üzemi pontra, felhasználva a korrekciós képletet és (148.)-at:

ϕ

VA

= ϕ

ZZP

− (ϕ

ZZP 0

−ϕ

VA 0

) ⋅ π ( fi )

(148.a.)

(Az egyenletekben a szögértékek abszolút értékben értendők.) A (148.a.) összefüggés, az alábbi tényezők felhasználásával már alkalmas a számításra: fλ 1 =

2.2 ⋅ λ 1 2 − 3.74 ⋅ λ 1 + 2.54 2.2 ⋅ λ 2 10 − 3.74 ⋅ λ 10 + 2.54 f ZZP =

430 − ϕ ZZP 430 − ϕ ZZP 0

f T = 2.16 ⋅ fp = (

Tkk ,0 Tkk

− 116 .

(148.b.)

p kk − 0.47 ) p kk ,0

f α z = 0.088 ⋅

α z + 0.912 α z0

400 8 ⋅ 105 − n n2 fn = 400 8 ⋅ 105 1+ − n0 n20 1+

Az eddigiekben leírtak alapján a feltöltetlen Otto-motor körfolyamat számító modellje összeállítható. A továbbiakban ennek bemeneti adat igényét és kimeneti információit foglalom össze tömören.

61

3.5. A körfolyamat modell be- és kimeneti jellemzői A program kétféleképpen képes működni: •

az üzemállapot és beállítási paraméterek megváltozásának figyelembe vétele nélkül (referencia állapot számítás),

•

az üzemállapot és beállítási paraméterek változását figyelembe vevő korrekcióval (munkapont-függő körfolyamat számítás).

A bemeneti paramétereket a fentiekre tekintettel ismertetem, a számítógépi program működésének megfelelően. (A megadott számértékek megfelelnek a referencia munkapont adatainak. Ezek értékét az 5. fejezetben indoklom.) 3.5.1. Bemeneti paraméterek 1. Termodinamikai adatok Atmoszférikus nyomás

p0

=

1.033

bar

Atmoszférikus hőmérséklet

T0

=

293

K

Szívócső nyomás

ps

=

0.773

bar

Szívócső hőmérséklet

Ts

=

293

K

Kipufogási ellennyomás

pa

=

1.06

bar

A levegő gázállandója

R

=

287

J/kg.K

A levegő fajhőviszonya

χ

=

1.4

Szívócső felfűtési tényező

τe

=

1.1

2. A főmunkafolyamat adatai Légviszony tényező

λl

=

0.98

A kompresszió politróp kitevője

n1

=

1.35

Az expanzió politróp kitevője

n2

=

1.27

A tüzelőanyag alsó fűtőértéke

Hu

=

42.7

MJ/kg

Gyulladási időpont FHP előtt

Θ

=

28

ft

°

Égéstartam

∆ϕz =

55

ft

°

Vibe „m”-kitevő

m

1.87

=

62

3. Pontossági és motoradatok Számítási pontosság

ν

Számítási lépésköz

∆ϕ1-2 =

1

Hajtórúd-viszony

λ

=

0.2426

Kompresszióviszony

ε

=

8.8

Hengerfurat átmérő

Ddu

=

79

mm

Dugattyú-löket

s

=

66

mm

A szívócső hossza

l’

=

152

mm

Motorfordulatszám

n

=

4400

min-1

=

0.001 ft

°

4. A szívás-vezérlés adatai Átfolyási tényező

µe

Szelep nyit FHP előtt

ϕszny =

12

ft

°

Szelep zár AHP után

ϕszz

=

40

ft

°

Szeleplöket

H

=

9.727

mm

Szeleptányér átmérő

D

=

37

mm

Szelepülék belső átmérő

D0

=

33

mm

Szelepkúp alkotó

sv

=

4.24

mm

Szelepülék tömítő alkotó

sr

=

2.12

mm

Kúpszög

σ

=

45

°

=

0.65

5. A kipufogás vezérlés előbbiektől eltérő adatai Szelep nyit AHP előtt

ϕkny =

42

ft

°

Szelep zár FHP után

ϕkz

=

10

ft

°

Szeleptányér átmérő

D

=

31.5

mm

Szelepülék belső átmérő

D0

=

27.5

mm

Szelepkúp alkotó

sv

=

4.6

mm

Ezek a referencia állapot számítás bemeneti adatai. Ha az üzemi és beállítási adatok változását is figyelembe vesszük, akkor meg kell adnunk az előre felvett referencia állapot adatait:

63

A referencia állapot adatai: Légviszony tényező

λ1

=

0.98

Motorfordulatszám

n

=

4400

min-1

Gyújtási időpont FHP előtt

ϕZZP0 =

53.5

ft

°

Gyulladási időpont FHP előtt

ΘVA0 =

43.9

ft

°

Kompresszió kezdeti nyomás

pkk

=

0.8506 bar

Kompresszió kezdeti hőmérséklet

Tkk

=

479.21 K

Maradékgáz hányad

αz0

=

0.05

Vibe „m”-kitevő

m

=

2.62

Égéstartam

∆ϕz =

59

ft

°

Ha ezt a számítási módot választjuk, akkor természetesen a főmunkafolyamat adatainál a három égési jellemző helyett csupán a gyújtási időpontot kell megadni, a többit a gép számítja ki a 3.4. alfejezetben leírtak alapján. A bemeneti jellemzőknél megadott számértékek, a vastagon írtak kivételével, a további vizsgálatok kiinduló érétkei. A vastag betűs értékek munkapont-függőek. 3.5.2. A kimeneti jellemzők A program kimenetét nyomáslefutás, hőmérséklet-lefutás, töltési fok és maradékgáz tényező diagramok, valamint vezérlési diagram és indikátor diagramok alkotják (3.13. ábra). Emellett a következő motorjellemzőket számítja: indikált munka, indikált középnyomás, indikált teljesítmény, indikált fajlagos tüzelőanyag fogyasztás és a nyomás, illetve hőmérséklet csúcsértékei. A diagramok fő előnye, hogy a töltetcsere fázishoz tartozó valamennyi függvény abszcissza léptéke azonos. Így a vezérlési diagrammal összevetve (pl. fólián egymásra helyezve) felismerhetők pl. a jellegzetes nyomásváltozási helyek, a töltet-áramlás irányváltozásai és azok okai. Ennek segítségével már következtetéseket vonhatunk le a töltetcsere vezérlés megfelelőségéről.

64

3.13. ábra: a körfolyamat számító program kimeneti diagramjai (hengertéri termodinamika jellemzők)

65

4. OHC-VEZÉRLÉSŰ MOTOROK TÖLTETCSERE-FOLYAMATÁNAK VIZSGÁLATA A VEZÉRMŰTENGELY FŐTENGELYHEZ VISZONYÍTOTT ELÉKELÉSI SZÖGÉNEK FÜGGVÉNYÉBEN A disszertáció készítése során arra a fő kérdésre kerestem választ, hogy érdemes-e OHC-vezérlésű motorok esetében a vezérműtengely üzem közbeni állításával a töltetcsere folyamatba fázis-adekvát módon beavatkozni. Erre az esetre vonatkozóan ugyanis a szakirodalomban semmiféle utalást nem találtam. Ilyenkor a várható végeredményt árnyalja, hogy a szívási és a kipufogási folyamat azonos értelemben és mértékben tolódik el a forgattyús tengely szöghelyzetéhez viszonyítva (azaz a szelep-összenyitási szög állandó). A kérdéskörrel kapcsolatos vizsgálódás előtt először az alábbi szempontok tisztázására volt szükség: milyen üzemi pontokban, milyen üzemi paraméterek tekintetében, milyen töltetcsere-vezérlési paraméter változtatásával, és milyen módszerrel végezzem el a vizsgálatokat. A továbbiakban ezekre a kérdésekre kísérelem meg megadni a választ.

4.1. A vizsgálati munkapontok meghatározása A belsőégésű motorok terhelési jellegmezője végtelen sok munkapontból áll. Elméletileg azt mondhatjuk, hogy ezek mindegyike más és más szelepvezérlési paramétereket igényel. Természetesen ez csak részben igaz, hiszen az egymáshoz közeli pontok igénye általában nem tér el jelentősen egymástól. Másrészt viszont ennek realizálhatósága is bonyolult, hiszen az elektronikus központi egységet hiába tanítjuk meg az optimum-értékekre, a töltetcserecsatornák nyitásának-zárásának mindig van mechanikai, szerkezeti oldala is, amely már nehezebben teszi lehetővé az üzem közbeni, abszolút értelemben vett optimalizálást.

66

A vizsgálatok idő- és költség-igénye is azt kívánja meg, hogy bizonyos üzemi pontokat illetve üzemi jelleggörbéket kiválasztva, azok mentén vizsgálódjunk, és az így születő eredményekből vonjunk le tendenciákat, trendeket. A vizsgálatok céljára három jelleggörbe típust választottam ki (4.1. ábra): a síkúti menet-ellenállási jelleggörbét (Fv ~ v2) – 1. terhelési jelleggörbe, egy a síkútinál nagyobb terhelésnek megfelelő menet-ellenállási jelleggörbét (Fv ~ v2) – 2. terhelési jelleggörbe, valamint a külső (teljes terhelési) nyomatéki jelleggörbét – 3. terhelési jelleggörbe.

Fv

3. terhelési jelleggörbe

2. terhelési jelleggörbe

1. terhelési jelleggörbe

v (nm )

4.1. ábra: vizsgálati üzemi jelleggörbék A munkapontokat leíró motorjellemzőket (amelyek egyben a matematikai modell bemenő adatai is) görgős jármű-fékpadi méréssel határoztam meg a vizsgált motorra: motorfordulatszám:

n

[min-1]

szívócső-depresszió

∆ps [mbar] (A szívócső-

depresszió a motor terhelésére – fojtószelep-helyzet – jellemző érték!) légviszony

λι

[-]

előgyújtási szög

ϕZZP [ft0]

Ezeket a mért paramétereket táblázatosan foglalom össze. 67

A mérést görgős jármű-fékpadon végeztem el a Széchenyi István Főiskola kísérleti Lada 1300 típusú gépjárművén.

68

A vizsgálati eszközök, műszerek: SCHENCK W 280 típusú görgős jármű-fékpad, SUN MEA 1500 SL típusú univerzális diagnosztikai műszer. A motor alapbeállítási paraméterei: alapjárati motor-fordulatszám:

892 min-1

n =

alapelőgyújtás:

ϕA = 5,8

alapjárati légviszony:

λl

alapjárati CO-emisszió:

CO = 1,93 tf%

fto

= 0,91

A mérés során a sebességváltó III. fokozatban volt. 4.1.1. A síkúti menet-ellenállási terhelési görbe vizsgálati munkapontjai A jelleggörbére járműsebesség négyzetével arányos terhelési nyomaték a jellemző. A típusra jellemző síkúti menetellenállást megvalósító fékpadi terhelő parabola kiválasztása [ 55.] alapján történt. A mért munkapontokat a 4.1. táblázat tartalmazza. N0

1.

2.

3.

4.

5.

n

[min-1]

1979

2529

3416

4123

5037

∆ps

[mbar]

538

477

342

209

156

λ

[−]

0,93

0,91

0,94

0,93

0,91

ϕzzp

[ft°]

34

36

40

41

44

4.1. táblázat 4.1.2. A síkútinál nagyobb terhelésű menet-ellenállási jelleggörbe munkapontjai A jelleggörbére járműsebesség négyzetével arányos terhelési nyomaték a jellemző. A mért munkapontokat a 4.2. táblázat tartalmazza. N0

1.

2.

3.

4.

n

[min-1]

2031

2512

3511

4024

∆ps

[mbar]

514

419

257

101

λ

[−]

0,91

0,93

0,94

0,92

ϕzzp

[ft°]

42

46

51

56

4.2. táblázat

69

4.1.3. A teljes terhelési (külső) jelleggörbe vizsgálati munkapontjai A teljes terhelésű állapotban felvett munkapontok adatait a 4.3. táblázat tartalmazza. N0 n [min-1] ∆ps [mbar] λ [−] ϕzzp [ft°]

1.

2.

3.

4.

5.

1997

2471

3504

3993

5981

27

37

40

44

47

0,92

0,93

0,88

0,87

0,85

22

26

29

32

34

4.3. táblázat

4.2. A vizsgált motorjellemzők Valamennyi munkapontban az alábbi jellemzőket vizsgáltam a szívószelep-nyitás időzítésének függvényében: No

Matematikai modell

Jármű-fékpadi vizsgálat

1.

Indikált teljesítmény

Kerékteljesítmény

2.

Indikált fajlagos tüzelőanyag-fogyasztás

Fajlagos járműfogyasztás

3.

Égési csúcshőmérséklet

CO-emisszió

4.

Maradékgáz tényező

HC-emisszió 4.4. táblázat

A csúcshőmérséklet – a hőigénybevételen túl – emissziós szempontból is jelentékeny szerepet játszik (lásd a 2. fejezetben leírtakat). Ugyanebből a szemszögből lényeges a maradékgázok mennyiségének ismerete is. Az indikált teljesítmény nagysága a jármű dinamikai képességei miatt fontos, míg az indikált fajlagos tüzelőanyag-fogyasztás lényeges gazdaságossági jellemző. A görgős jármű-fékpadi vizsgálatok során az előbbieknek megfelelően a kerékteljesítmény, valamint a kerékteljesítményre fajlagosított ún. fajlagos járműfogyasztás mérését végeztem el. Ezen túlmenően emissziós szempontból a HC- és CO-kibocsátást vizsgáltam. A vizsgálatok során az adott munkapontokban a motor valamennyi beállítási és üzemi paraméterét állandó értéken tartottam, a vezérműtengely forgattyús tengelyhez viszonyított elékelési szögén kívül.

70

4.3. A vizsgált töltetcsere-vezérlési jellemző megválasztása A disszertációm alapvető célkitűzésének megfelelően vizsgálataimat a vezérműtengely és a forgattyús tengely elékelési szögének változtatásával, azaz módosított időzítésével végeztem el. A változtatható paraméterű szelepvezérlő rendszer megvalósíthatósága szempontjából ugyanis ez a módszer a legmegfelelőbb. Az adott vizsgálati munkapontokban a gyári elékelési helyzetet jelöltem „0”-val, míg az ennél korábbi beállításokat „+” előjellel, a későbbieket „–” előjellel láttam el.

4.4. A vizsgálatok módszere A vizsgált motor főbb (alap)adatai: 1298 cm3

Lökettérfogat: Furat:

79 mm

Löket:

66 mm

Szelepvezérlés:

OHC, hengerenként két szeleppel

Névleges teljesítmény:

44 kW (5600 min-1), DIN

Névleges forgatónyomaték:

87 Nm (3600 min-1), DIN

Szelepvezérlés időzítés:

Sz.ny.:

12 fto FHP előtt

Sz.z..:

40 fto AHP után

K.ny.:

42 fto AHP előtt

K.z.:

10 fto FHP után 5.5. táblázat

A vizsgálatokat két módszerrel végeztem el: •

matematikai modellezéssel és

•

jármű-fékpadi mérésekkel.

Az elsőnél a számítógépi program bemeneti paramétereinek meghatározása volt a legfontosabb megoldandó feladat, míg a másodiknál a vezérműtengely mérések közbeni (munkapontok közötti) állíthatóságának megvalósítása. A továbbiakban e két fontos feladat megoldását ismertetem.

71

5.

A

KÖRFOLYAMAT

MODELL

BEMENETI

PARAMÉTEREINEK MEGHATÁROZÁSA A 3. fejezetben leírt modell segítségével a LADA 1300 típusú motor vezérlési időzítését vizsgáltam különböző üzemi pontokban. A típusválasztást az indokolta, hogy munkahelyemen, a Széchenyi István Főiskolán a vizsgálatok elvégzésekor ez a típus állt rendelkezésre.

5.1. A számítási alapadatok felvétele A geometriai- és motor-adatok felvétele [52.] alapján történt. A termodinamikai és áramlási paramétereket LIST, VIBE, HASSLEGRUBER ([1.], [2.], [5.], [26.]) ajánlásai alapján vettem fel. A 3.5.1. pontban már ezeket az értékeket tüntettem fel. Jelen alcím alatt a szűkítési tényező értékének megválasztását indoklom részletesen. A szelep áramlási keresztmetszete kisebb, mint a geometriai nyitási keresztmetszet. A maximális szelepnyitás esetén (h ≈ 0,25⋅D) az áramlási keresztmetszet a geometriai keresztmetszet 60 – 80 %-a. A pillanatnyi nyitási helyzethez tartozó geometria keresztmetszet és a legnagyobb szelepnyitáshoz tartozó geometriai keresztmetszet viszonya:

σ (ϕ ) =

AG (ϕ ) AG ,max .

(149.a.)

A tényleges áramlási viszonyokra a fenti képletet a µ szűkítési tényezővel kell módosítani: AG µ ⋅σ = µ ⋅ (149b.) AG ,max . A µσ függvényt a relatív szelepnyitás függvényében (h/D) szokás felvenni (5.1. ábra). A µσ-függvény értékeit az 5.2. ábrán jelölt konstrukciós paraméterek befolyásolják [57.].

5.1. ábra: a µσ–függvény

5.2. ábra: a µσ függvényt befolyásoló konstrukciós paraméterek

72

Mivel a disszertáció fő célkitűzése a feltöltetlen OHC-vezérlésű Otto-motorok szelepvezérlés-időzítésnek hatásvizsgálata volt, a vizsgált motorra HASSELGRUBER ([5.]) alapján a számításokhoz a µ = 0,65 középértéket vettem fel és az identifikációt ezzel az értékkel végeztem el. A szeleplöket függvényében változó „µ” érték jelentősen növelte volna a számítási igényt, ugyanakkor a kitűzött cél tekintetében nem jelentett volna a többletmunkával arányos előnyöket, így ettől eltekintettem. A körfolyamat-modellhez használt valamennyi bemenő paraméter méréssel történő meghatározása ugyanis már meghaladta volna jelen disszertáció lehetőségeit.

5.2. A referencia munkapont égési függvényének meghatározása A referencia munkapont adatait egy [53.]-ból átvett indikátor diagram alapján határoztam meg. A munkapont jellemzői:  motorfordulatszám:

n=4400 min-1

 szívócsődepresszió:

∆ps=267.9mbar

 előgyújtás

ϕZZP=53.5ft°

 légviszony

λ1=0.98

Ennek adatait a 5.1. táblázat, képét a 5.3. ábra mutatja. Az indikátor-diagram elemzésével VIBE és PISCHINGER ([2.] és [4.]) módszere alapján meghatározhatók az égési folyamat jellemzői. ϕ [ft°]

-53,5

-50

-45

-40

-35

-30

p [bar]

3,28

3,48

4,07

4,8

5,79

7,43

ϕ [ft°]

-25

-20

-15

-10

-5

0

p [bar]

10,37

16,53

23,96

32,4

39,8

44,2

ϕ [ft°]

5

10

15

20

25

30

p [bar]

44,85

42,57

38,58

33,85

29,2

25,0

ϕ [ft°]

-53,5

-50

-45

-40

-35

-30

p [bar]

3,28

3,48

4,07

4,8

5,79

7,43

ϕ [ft°]

65

70

75

80

85

90

p [bar]

9,1

8,1

7,3

6,6

6,1

5,53

ϕ [ft°]

95

100

105

110

115

120

p [bar]

5,1

4,8

4,5

4,2

4,0

3,82

ϕ [ft°]

125

130

135

140

p [bar]

3,66

3,52

3,4

3,32

5.1. táblázat: a referencia indikátor diagram adatai

73

5.3. ábra: a referencia indikátor diagram Először a fajlagos hőfelszabadulási függvényt kell meghatározni: q 1− 2 =

 v a  p 2 ⋅ ψ ( ϕ 2 ) − p1 ⋅ ψ ( ϕ 1 ) p1 + p 2 + ⋅ [ ψ (ϕ 2 ) − ψ (ϕ 1 ) ]   ε  χ 1− 2 − 1 2 

(150.)

A jelölések megfelelnek a 3.2.2.1. pontban alkalmazottaknak, a χ1-2- értéket azonban konstansként kezeltem a hőmérséklet-lefutási görbe ismeretének hiányában (felvett értéke χ1-2=1,35). A függvény pontjainak meghatározásához lépésenként összegezni kell az egymás után következő q1-2 - érékeket: qi =

i

∑

( q 1− 2 ) j

j= 1

(151.)

Ebből meghatározható az „X”-el jelölt, adott időpillanatig elégett tüzelőanyag-hányad függvény: xi =

Hu qi ahol H G = HG (1 + α z ) ⋅ (1 + λ 1 ⋅ L, 0 )

(152.)

A (152.) képletben „HG” a keverék fűtőértéket jelöli. Az „x(ϕ)” függvény maximális értéke éppen az égési hatásfokot (ξ) adja.

74

A végleges, már az égési veszteségeket is figyelembe vevő égési függvény (x r) tehát az alábbi módon számítható: xr =

xi ξ

(153.)

A számított értékeket az 5.2. táblázat tartalmazza, míg a függvény az 5.4. ábrán látható. ϕ [ft°]

-45

-43,9

-40

-35

-30

-25

-20

0

0,01

0,011

0,013

0,042

0,118

0,249

ϕ [ft°]

-15

-10

-5

-0

5

10

15

xr

0,43

0,628

0,801

0,917

0,974

0,994

0,999

xr

5.2. táblázat: az égési függvény adatai

5.4. ábra: az égési függvény Az égési kezdet – MÜLLER és ALMSTADT definíciója szerint ([54.]) – az 1 %-os energiaátalakuláshoz tartozó pont iterációval meghatározható. Ezt az 5.2. táblázatban vastagon szedett betűk jelzik. Értéke: Θ=43.9 ft°

75

Az égéstartam és a VIBE „m” kitevő, a legkisebb négyzetek elve alapján számítható: n

A VIBE „m”-kitevő: m =

n

n ⋅ ∑ x 2 − (∑ x) 2 k= 1

k= 1

n

n

n

k= 1

k= 1

k= 1

n ⋅ ∑ ( x ⋅ y ) − (∑ x) ⋅ (∑ y) n

Az égéstartam: ∆ ϕ

VD

= 10 A ahol:

A=

∑

Y−

k= 1

−1

n 1 ⋅∑ X m + 1 k= 1 n

(154.a.)

(154.b.)

A kifejezésekben szereplő „X” és „Y” értékek egy 1/(m+1) meredekségű egyenes egyenletének koordinátái, amely az ordinátát „A” értéknél metszi: X = lg[ − 2.303 ⋅ lg(1 − x r )] − lg 6.908

(155.a.)

Y=lg α

(155.b.)

A számítás során az „α”- értéke „0”-tól növekszik az égés végéig.

5.3. Az expanzió politróp kitevőjének meghatározása Az expanzió politróp-kitevője az 5.1 táblázat adatai alapján határozható meg. (A kompresszió folyamat politróp-kitevőjét VIBE ([2.]) ajánlásai alapján kellett felvenni. Ennek számítására ugyanis nem állt rendelkezésre mérési adat, mivel az indikálást a gyújtási jel indította.) A számítás itt is a legkisebb négyzetek elvén alapul:  pz ψ (ϕ i )   lg ⋅ lg  pi ψ (ϕ z )  i = z + 1 n2 = 2 n  ψ (ϕ i )  ∑  lg ψ (ϕ )  i = z + 1 z  n

∑

(156.)

Ahol:  „z”-index

az égés-végi állapotra utal

A referencia pont valamennyi paraméterét a 3.5.1. pontban tüntettem fel.

76

6. A GÖRGŐS JÁRMŰFÉKPADI MÉRÉSSEL TÖRTÉNŐ VIZSGÁLATOK SZERKEZETI HÁTTERÉNEK MEGVALÓSÍTÁSA A méréseket a vizsgálati célra megfelelően átalakított járművel végeztem el. Az átalakítás azt jelentette, hogy az egyes vizsgálati munkapontokban (kis mértékű szereléssel) könnyen állíthatóvá kellett tenni a vezérműtengelyt a forgattyús tengelyhez viszonyítva. Ezt a 6.1. ábrán látható konstrukció tette lehetővé. A szelepfedélre vágott, tömített fedéllel zárt állító ablakon keresztül a vezérműtengely és hajtó lánckereke egymáshoz viszonyítva elfordíthatóan volt kialakítva, méghozzá a rámunkált szögosztásnak köszönhetően megfelelő (2 ovt) pontossággal.

6.1. ábra: a görgős járműfékpadi vizsgálatokhoz átalakított vezérműtengely lánckerék A vizsgálati eszközök, műszerek: •

SCHENCK W 280 típusú görgős járműfékpad,

•

SUN MEA 1500 L típusú diagnosztikai pad (NDIR-gázelemző),

•

Flowtronic típusú tüzelőanyag-fogyasztás mérő.

A vizsgálatokat a 4.1. fejezetben ismertetett jelleggörbék mentén és munkapontokban végeztem el. A munkapontokban a motor beállítási és terhelési jellemzőit, valamint a

77

fékpad-karakterisztikákat állandó értéken tartottam. A vizsgálatok független változója a vezérműtengely főtengelyhez viszonyított elékelési szöge volt.

7. A MATEMATIKAI MODELLEL ÉS A GÖRGŐS JÁRMŰFÉKPADI MÉRÉSEKKEL VÉGZETT VIZSGÁLATOK KIÉRTÉKELÉSE A 4. és 6. fejezetben leírt vizsgálatok kiértékeléséhez a Microsoft Excel programot használtam fel. Munkapontonként 4 matematikai modellből és 4 görgős jármű-fékpadi vizsgálatból származó függvényt vettem fel. Valamennyi függvény független változója a vezérműtengely elékelési szög, illetve annak elállított értéke. (Az adott vizsgálati munkapontokban a gyári elékelési helyzetet jelöltem „0”-val, míg az ennél korábbi beállításokat „+” előjellel, a későbbieket „–” előjellel láttam el.) Munkapontonként 2-2 kiértékelő adatlap készült, amelyek mindegyike tartalmazza táblázatos formában a mért illetve számított adatokat, raszterrel jelölve azokat az oszlopokat, amelyek függvényábrázolása a táblázat alatt helyezkedik el. Az ábrázolt függvények közül egymás mellett kaptak helyet a matematikai modell és a jármű-fékpadi vizsgálatok összetartozó függvényei: •

indikált teljesítmény

kerékteljesítmény

•

indikált fajlagos tüzelőanyag fogyasztás

fajlagos járműfogyasztás

•

maradékgáz mennyiség

HC-emisszió (normál-hexán egyenérték)

•

égési csúcshőmérséklet

CO-emisszió

Az utolsó sor dőlt szedésével jelölni kívántam, hogy ebben az esetben nem összetartozó, hanem külön kezelendő függvényekről van szó. A 2. fejezetben leírtak szerint ugyanis az égési csúcshőmérséklet értéke az NOx kibocsátással van összefüggésben (ennek értékét megfelelő műszer hiányában méréssel nem tudtam meghatározni). Ezzel párhuzamosan a CO-emisszió pedig csupán mért értékek alapján elemezhető, mert a matematikai modell ehhez nem ad támpontot. A diagramokban a mért, illetve a modellel számított pontok alapján (vastag vonallal behúzva) meghatároztam az approximációs függvényt. Közelítésre 3-ad fokú polinomot hasz78

náltam. A közelítő függvények elemzése során szépen felismerhetők a vizsgált jellemzők optimum-helyei. A továbbiakban a vizsgált munkapontok adatlapjai láthatók. Az előzőekben bemutatott mérés-, illetve számítás-kiértékelési adatlapok alapján öszszegző diagramokat készítettem a kiértékelés megkönnyítése céljából. (Az adott vizsgálati munkapontokban a gyári elékelési helyzetet jelöltem „0”-val, míg az ettől korábbi beállításokat „+” előjellel, a későbbieket „–” előjellel láttam el.) A diagramok alapját a terhelési jelleggörbék képezik, ahol a vizsgált munkapont fölött jelenítettem meg azokat a vezérműtengely elékelési szög értékeket, ahol az adott paraméter optimumot mutat. Közös diagramban ábrázoltam az indikált teljesítményre és a kerékteljesítményre vonatkozó optimumhoz tartozó szögértékeket (7.1. ábra), valamint az indikált fajlagos tüzelőanyag fogyasztás és a fajlagos járműfogyasztás (7.2. ábra) optimum helyeit. A károsanyag-emisszió tekintetében az általam készített modell nem tett lehetővé ilyen egzakt megállapításokat. Itt azt a szöghelyzet-értéket és irányt adtam meg, ahonnét a hengerbeli csúcshőmérséklet csökken (az NOx-emisszió csökkentésének kritériuma) és egyidejűleg a maradékgáz-hányad növekszik (az NOx- és a HC-emisszió csökkentésének együttes kritériuma). HC-emisszió szempontjából ezeket a kijelölt értékeket a méréssel meghatározott HC-emissziós görbék is alátámasztják (7.3. ábra). A diagramokból és kiértékelő ábrákból levonható következtetéseket a 9. fejezetben ismertetem. Természetesen az adott eredmény indoklásaként visszautalok a mérési eredményekre és az azokból származó diagrammokra.

Fv

-8 -8

-4 -8

20

-4 -4 Kerékteljesítmény

0 -2

20

Indikált teljesítmény 66

0 -2 86

42

44 64

-6 -4 -4 -4

v (nm )

79

7.1. ábra: indikált teljesítmény, illetve kerékteljesítmény szempontjából optimális vezérműtengely elékelési szögértékek

80

Fv

-10 -8

-8 -8

-6 -4

-6 -4 Fajl. járműfogyasztás

20

-6 -4

Ind. fajl. tü.a. fogy. -4 -4

20 -6 -4

02 -2 0

-2 -4 -6 -4

-2 0

v (nm )

7.2. ábra: Indikált fajlagos tüzelőanyag-fogyasztás, illetve fajlagos járműfogyasztás szempontjából optimális vezérműtengely elékelési szögértékek 7.3. ábra: NOx- , illetve HC-emisszió

Fv

<-4

<-4

<2

< -6

<6

<8

<8

<6 <6

<0 <-4

<0 <4

<0

v (nm )

szempontjából optimális vezérműtengely elékelési szögtartományok

81

A vizsgált motor esetében a 7.1. – 7.3. ábrák a három vizsgált jellemző egyenkénti optimumát adják meg. Emellett azonban célszerű megvizsgálni a vizsgált jellemzők gyári beállításhoz viszonyított százalékos változását. Ehhez azonban már szükség van a teljes jellegmezőre vonatkozó optimalizálási stratégiára. A szakirodalom és a motorüzemeltetési jellegmező funkcionális analízise alapján, magas fordulatszámok és nagy terhelés esetén a „teljesítmény-elv”-et célszerű érvényesítni, míg részterhelésen és alacsony motorfordulatszámok mellett a tüzelőanyag-fogyasztás és a kipufogógáz-emisszió javítása lehet a cél. Ennek megfelelően a 7.1 – 7.3. táblázatokban a raszterral jelölt százalékos értékek a „teljesítmény-elv” szerinti optimumhoz tartoznak, míg a többi esetben a tüzelőanyag-fogyasztás optimum-helye adta a százalékszámítás alapját. A fentieknek megfelelő teljes jellegmezőre kiterjedő optimalizálási stratégia jellemző beállítási értékei pedig a 7.4. ábrán láthatók. Síkúti menet-ellenállási jelleggörbe nm

-1

[min ]

2000

2500

3500

4000

5000

ϕvezért., opt. [ ft]

-2

-6

-3

7

-1

∆Pi

[%]

∼0

-9,1

-9,5

+4,7

∼0

∆Pk

[%]

∼0

-3,1

3,2

+4,2

∼0

∆bi

[%]

∼0

-3,0

-1,1

+6,2

∼0

∆bjármű [%]

∼0

-1,0

-1,2

+5,9

∼0

∆HC

∼0

-8,3

-6,8

+5,4

∼0

o

[%]

7.1. táblázat: a síkúti menet-ellenállási terhelés mellett kimutatható százalékos változások az optimalizálási stratégiának megfelelő (7.4. ábra) és gyári vezérműtengely-beállítás között

Síkútinál nagyobb menetellenállás nm

[min-1]

2000

2500

3500

4000

ϕvezért., opt. [oft]

-2

0

6

2

∆Pi

[%]

∼0

0

+7,3

+2,0

∆Pk

[%]

∼0

0

+2,9

+1,0

∆bi

[%]

∼0

0

+4,2

+1,8

∆bjármű [%]

∼0

0

+5,3

0

∆HC

∼0

0

-11,1

+2,5

[%]

7.2. táblázat: a síkútinál nagyobb menet-ellenállási terhelés mellett kimutatható százalékos változások az optimalizálási stratégiának megfelelő (7.4. ábra) és gyári vezérműtengely-beállítás között

Teljes terhelési jelleggörbe 82

[min-1]

nm

ϕvezért., opt. [oft]

2000

2500

3500

4000

5000

-4

-8

-6

2

0

∆Pi

[%]

+1,0

+4,1

+5,8

∼0

0

∆Pk

[%]

+0,5

+2,1

+3,8

∼0

0

∆bi

[%]

-5,8

-4,5

-4,6

∼0

0

∆bjármű [%]

-4,5

-2,6

-3,7

∼0

0

∆HC

-8,3

-6,7

-6,8

∼0

0

7.3.

[%] táblázat:

a

teljes

terhelés

mellett

kimutatható

százalékos

változások

az optimalizálási stratégiának megfelelő (7.4. ábra) és gyári vezérműtengely-beállítás között

7.4. ábra: a vizsgált motor teljes jellegmezőre (a vizsgált terhelési karakterisztikák esetében) ki-

Fv

-4 -8

-8 -8

20

-4 -4

0 -2

Mért optimum-hely 2 0 Számított optimumhely 66

0 -2 86

02

-2 -4 -6 -4

-2 0 -2 0

v (n ) terjedő vezérműtengely-forgattyús tengely elékelési szögre vonatkozó optimalizált beállítási értékei

83

8. A GÖRGŐS JÁRMŰ-FÉKPADI ÉS AZ INDIKÁLT JELLEMZŐK KÖZÖTTI ÖSSZEFÜGGÉSEK ELEMZÉSE A 7. fejezetben kiértékelt eredmények esetében csak a jelleggörbék optimum-helyeit és a bekövetkező relatív (százalékos) változásokat vizsgáltam. A továbbiakban ennek a kiértékelési elvnek a helyességét bizonyítom be az indikált és a görgős jármű-fékpadon mért jellemzők közötti kapcsolat elemzésével. Az indikált (indikált munka, indikált teljesítmény) és görgős jármű-fékpadi (vonóerő, kerékteljesítmény) jellemzők között a mechanikai hatásfokok teremtik meg a kapcsolatot. Az 8.1. ábra a vizsgált jármű hajtásláncát szemlélteti jelképesen.

8.1. ábra: a vizsgált jármű hajtáslánca Az indikált jellemzők és a pad görgőjének kerületén mért jellemzők számításához tehát az alábbi hatásfokok ismerete szükséges: •

motor mechanikai hatásfok,

•

jármű hajtáslánc hatásfok (tengelykapcsoló, sebességváltó, kardántengely, differenciálmű), valamint

•

a gumigyúrási munkából és a szlipből eredő veszteséghányad.

A továbbiakban ezek számítási lehetőségeit tekintem át.

84

8.1. A motor mechanikai hatásfokának számítása A mechanikai veszteség a súrlódási veszteség és a segédberendezések hajtásához szükséges teljesítmény (veszteség) összege. Értéke 12 – 19 % közötti. Meghatározása a legpontosabban méréssel történik. A legismertebb mérési eljárások az alábbiak: •

a WILLANS-eljárás,

•

a MORSE-eljárás,

•

a kifuttatásos eljárás és

•

a PÁSZTOR-eljárás [50.].

Ez utóbbi szolgáltatja a legpontosabb mérési eredményeket. A módszer külső hajtással működik. Kikapcsolt égésfolyamat mellett, a motort kívülről forgatva, a meghajtó-motor teljesítményfelvétele alapján határozza meg a motor súrlódási veszteségét. A motor zárt körfolyamatban működik: légtartályból szív és légtartályba pufog ki. A légtartályok nyomásának változtatásával pontosan beállítható a motor valóságos mechanikai terhelése. A [50.]-ben leírt vizsgálati eredményeket összesíti személygépkocsi dízel motorra az 8.2. ábra. Az ábrán a súrlódási középnyomás értéke látható a motorfordulatszám függvényében, az indikált középnyomás (pi), mint paraméter feltüntetésével. A súrlódási középnyomás értékéhez még mintegy 3-4%-os veszteséghányad adódik hozzá, amely a segédberendezések hajtására fordítódik.

8.2. ábra: gépjármű-motorok általánosított súrlódási karakterisztikája

85

A mechanikai veszteségeket figyelembe vevő középnyomás-hányad számítására [49.] is ad empirikus összefüggést. Ez azonban csak teljes terhelés mellett érvényes. A képlet s/D < 1 löket/furat-arányú benzinmotorok esetén: pm = 0,04 + 0,0136 ⋅ ck Ahol: –

ck

[ MPa]

(157.)

dugattyú középsebesség: ck = 2 ⋅ s ⋅ n

Ennek alapján a mechanikai hatásfok: p − pm [ %] ηm= i ⋅ 100 pi Ahol: – pi indikált középnyomás (a matematikai modell számítja)

(158.)

A továbbiakban a Pásztor-módszert használtam fel a motor súrlódási hatásfokának meghatározására.

8.2. A hajtáslánc mechanikai hatásfokának számítása Az 8.1. ábra szerint a következő fontos terület, amelyet kezelni kell, a hajtáslánci elemek hatásfoka. [63.] szerint a veszteségek az 8.4. ábra szerint csoportosíthatók.

8.4. ábra: a hajtáslánci veszteségek csoportosítása A mechanikai hatásfokok számítására [62.] alapján JANTE bővített képletét használtam, amely a hajtáslánc elemeit (sebességváltó, hátsó híd) veszi figyelembe:  n η m,hajtás = 100 −  m −  1000

2 ⋅ is − 1 +

 2 ⋅ ih − 1 + 4  

(159.)

Ahol: – is

a sebességváltó áttétele adott fokozatban

– ih

a hídáttétel

– nm

a motor fordulatszáma [min-1]

Ennek a veszteségnek a hozzávetőleges értékét [63.] mintegy 7%-ra teszi a motor effektív teljesítményéhez viszonyítva.

86

8.3. A gumigyúrási munkából és a szlipből eredő veszteséghányad A gumigyúrási munka, valamint a gumiabroncs és a görgő közötti szlip értéke (gördülési ellenállás) a legnehezebben megbecsülhető. Értékére [63.] teljes terhelésen a motor effektív teljesítményének arányában az alábbi értékeket adja (ezek az értékek részterhelésen arányaiban jelentősen nagyobbak lehetnek): •

szlip a gumiabroncs és a görgő között

•

gumigyúrási munka

5% 7 – 20 %

A gördülési ellenállás vesztesége vonóerő értékben: Fgörd . = f r ⋅ Gtengely

(160.)

Ahol: •

Gtengely

a tengelyterhelés

•

fr

a gördülési ellenállás együtthatója

A gördülési ellenállási tényező meghatározására (jó minőségű aszfalt úton) [64.] az alábbi empirikus összefüggést adja: f = 0,0165,

ha

f = 0,0165 ⋅ (1 + 0,0065 ⋅ ( v − 50) )

v ≤ 50km / h ha

v〉 50km / h

(161.a.) (161.b.)

A fenti értékeket görgős-pad esetén indokolt 10 – 30 % -kal (a nagyobb értékek a kisebb járműsebességekhez tartoznak) megnövelni, mivel a görgőágyban nagyobbak a gumiabroncsveszteségek, mint sík úton. Fentiek alapján a gördülési ellenállásból származó hatásfok a kerék tengelye és a görgő felülete között: η

gördülési

=

Fv ⋅ 100 Fgörd + Fv

(162.)

8.4. A matematika modell eredményeinek átszámítása keréken leadott jellemzőkké Az előző pontokban leírt módszerek alapján három munkapontban elvégeztem az indikált jellemzők görgős jármű-fékpadon mérhető jellemzőkké történő átszámítását. Ezzel azt kívántam megvizsgálni, hogy a vezértengely-forgattyús tengely elékelési szög optimum értékei milyen mértékben függnek a hajtáslánci hatásfokoktól. 87

A számításokhoz szükséges összhatásfok értékét az 8.2. diagram, valamint a (159.), (162.) és (163.) képlet alapján az alábbi módon definiálhatjuk: η m, ö = η s , PÁSZTOR ⋅ η m, segédber ⋅ η m , JANTE ⋅ η gördülési

Ahol: • • • •

ηm, PÁSZTOR ηm, segédber. ηm, JANTE ηgördülési

= = = =

f(ck , pi) 97 % (felvett érték) f(nm, is, ih) f (v)

(163.)

– 8.2. diagramból – A (159.) képlet alapján – a (162.) és (163.) képlet alapján

A vizsgált LADA 1300 típusú gépkocsi esetén (a görgős járműfékpadi mérések III. sebességváltó fokozatban történtek) a számításokhoz szükséges adatok: • • • •

Így a

A sebességváltó áttétele III. fokozatban: is = 1,49 A hídáttétel: ih = 4,3 A dugattyúlöket: s = 66 mm A hátsó tengely terhelése: m = 400 kg konstansok behelyettesítésével az összhatásfok számítására alkalmas képlet az

alábbi módon alakul: η m,ö = 100 ⋅

pi − p s , PÁSZTOR pi

  n  ⋅ 0,97 ⋅  1 −  m5 − 0,0535   ⋅ η    10

gördülési

(163.)

Ennek alapján a kiválasztott munkapontokban két módszerrel végeztem el az összhatásfok számítását: •

a (163.) képlet alapján – ηö, számított, valamint

•

a mért kerékteljesítmény és a modellel számított indikált teljesítmény alapján: η ö,mért =

Pk ⋅ 100 Pi

[ %] .

Az eredményeket az 8.1. táblázat foglalja össze. Az értékek elemzése során megállapítható, hogy a táblázatban összehasonlított „mért” és „számított” hatásfok értékek a forgattyús-tengely vezérműtengely elékelési szög függvényében nem változnak jelentős mértékben, így megállapítható, hogy az optimum helyek elhelyezkedésére nem gyakorolnak jelentős hatást, emiatt a számításokat nem végeztem el minden munkapontban, hiszen a disszertáció célkitűzése az optimum-helyek és az ott mérhető százalékos változások vizsgálatára irányult. Ez a 8.5 – 8.7. ábrák alapján belátható (az ábrák az indikált teljesítményből számított és a mért kerékteljesítmény értékeket vetik össze a vizsgált munkapontokban). Ezért helytálló a disszertáció azon kiértékelési elve, hogy az indikált és a keréken

88

leadott jellemzők esetében csupán az egyes jellemzők optimumának helyét és az adott jellemző százalékos (relatív) változását elemzi. ϕ o

[ ft]

Munkapont azonosító:

Munkapont azonosító:

Munkapont azonosító:

teljes terhelési jelleggörbe, nm=3500 min-1

teljes terhelési jelleggörbe, nm=4000 min-1

síkúti menet-ellenállási jelleggörbe, nm=2500 min-1

pi [MPa ]

ηö, számított [%]

ηö, mért [%]

pi [MPa]

ηö, számított [%]

ηö, mért [%]

pi [MPa]

ηö, számított [%]

ηö, mért [%]

-16

0,71

71,01

74,73

0,74

70,47

75,90

0,39

32,38

29,60

-12

0,75

72,13

74,21

0,80

71,82

75,40

0,40

32,85

30,09

-8

0,79

73,20

72,52

0,84

72,78

72,92

0,40

33,21

29,66

-4

0,78

72,83

71,07

0,86

73,15

73,19

0,41

33,58

30,13

0

0,74

71,98

72,75

0,87

73,37

72,70

0,43

33,70

29,03

4

0,71

70,93

73,43

0,87

73,47

71,64

0,45

33,91

28,00

8

0,67

70,00

73,49

0,85

73,02

72,91

0,44

34,67

28,53

12

0,66

69,38

73,76

0,81

72,21

73,35

0,42

33,93

29,33

16

0,64

68,73

71,11

0,75

70,64

72,33

0,43

33,20

28,04

8.1. táblázat: mért és számított összhatásfok értékek

Mért kerékteljesítmény

24,00

24,0

22,00

22,0

20,00

20,0 Pk [kW]

Pk [kW]

Számított kerékteljesítmény

18,00 16,00

18,0 16,0

14,00

14,0

12,00

12,0 10,0

10,00 -16 -12 -8 -4

0

f [ft°]

4

8 12 16

-16 -12 -8 -4

0

4

8

12 16

f [ft°]

8.5. ábra: a számított és mért kerékteljesítmény változása a vezérműtengely-forgattyús tengely elékelési szög függvényében (teljes terhelés, nm=3500 min-1)

89

Mért kerékteljesítmény

26,00

26,0

24,00

24,0

22,00

22,0 Pk [kW]

Pk [kW]

Számított kerékteljesítmény

20,00 18,00

20,0 18,0

16,00

16,0

14,00

14,0 12,0

12,00 -16 -12 -8 -4

0

4

-16 -12 -8 -4

8 12 16

0

4

8

12 16

f [ft°]

f [ft°]

8.6. ábra: a számított és mért kerékteljesítmény változása a vezérműtengely-forgattyús tengely elékelési szög függvényében (teljes terhelés, nm=4000 min-1) Mért kerékteljesítmény

5,00

5,00

4,50

4,50

4,00

4,00

Pk [kW]

Pk [kW]

Számított kerékteljesítmény

3,50 3,00

3,50 3,00 2,50

2,50

2,00

2,00 -16 -12 -8 -4

0

f [ft°]

4

8

12 16

-16 -12 -8 -4

0

4

8

12 16

f [ft°]

8.7. ábra: a számított és mért kerékteljesítmény változása a vezérműtengely-forgattyús tengely elékelési szög függvényében (közúti menetellenállás terhelés, nm=2500 min-1)

90

9. ÚJ TUDOMÁNYOS EREDMÉNYEK – TÉZISEK A korszerű Otto-motorok szelepvezérlő rendszereinek konstrukciós megoldásai egyre inkább a változtatható működési paraméterek, illetve a szabályozott működés irányába haladnak. E téma elemzése során összegeztem és rendszereztem az ezidáig széria-gyártásban megjelent szelepvezérlő rendszerek működési és konstrukciós jellemzőit. Ennek során arra a megállapításra jutottam, hogy ezeket a rendszereket általában DOHC-vezérlésű (két-vezérműtengelyes) motorokon alkalmazzák, hiszen a szívási és a kipufogási folyamat itt választható szét a legegyszerűbben. A tématerület szakirodalma egyáltalán nem foglalkozik viszont az OHC-vezérlésű (egy-vezérműtengelyes) motorokkal, ahol a vezérműtengely és a forgattyús tengely üzem közbeni elékelési szögének változtatása egyidejűleg avatkozik bele a szívási és a kipufogási folyamatba. Ennek oka valószínűleg az, hogy ez az egyidejű beavatkozás abból a kényszerből adódik, hogy ebben az esetben a szívó- és kipufogó-bütykök csak és kizárólag egyidejűleg és azonos mértékben fordíthatók el a főtengelyhez viszonyítva. Ez pedig a beavatkozás pozitív eredményei mellett negatív hatásokat is hordoz magában. Fennáll azonban annak a lehetősége, hogy léteznek olyan elfordítási helyzetek is, ahol a pozitív hatás felülmúlja a vele együtt járó negatív tényezőket. Ez az alapötlet késztetett arra, hogy a rendelkezésemre álló eszközökkel ebben az irányban vizsgálódjak. Kiindulási pont:

OHC-vezérlésű feltöltetlen Otto-motor töltetcsere-vezérlés időzítésének hatásvizsgálata

Felhasznált eszközök: •

saját készítésű körfolyamat-modell,

•

görgős járműfékpadi vizsgálatok.

A matematikai modellel és a laboratóriumi mérésekkel végzett vizsgálatokat kiértékeltem és az eredményeket elemeztem. Ennek alapján az alábbi új tudományos eredmények születtek (a megállapítások új eleme, hogy OHC-vezérlésű (egy-vezérműtengelyes) motorra vonatkoznak):

91

1. Megállapítottam, hogy OHC-vezérlésű (egy-vezérműtengelyes) motoroknál (azaz a szívási és a kipufogási folyamat azonos értelmű és mértékű fáziseltolása esetén) az indikált teljesítmény, illetve a jármű által kifejtett kerékteljesítmény értéke függ a fáziseltolás mértékétől. A fáziseltolás függvényében felvett diagrammok egyértelmű és felismerhető optimummal rendelkeznek [79.], [83.], [84.]. Az erre történő beállítás adott esetekben a gyári értékekhez viszonyítva mintegy 3–7%-os teljesítménynövekedést eredményez. Az indikált teljesítmény, illetve a jármű által kifejtett kerékteljesítmény értéke a terhelés és a fordulatszám változása függvényében az alábbi törvényszerűségekkel jellemezhető [83.], [87.], [88.]: 1.1.

kis fordulatszám és kis terhelés esetén (a gyári beállításhoz viszonyítva) „későbbi”,

1.2.

részterhelés és közepes fordulatszám tartomány esetén „korábbi”,

1.3.

teljes terhelésen pedig jellemzően „későbbi”

vezérműtengely-forgattyús tengely beállítási szöget igényel a vizsgált motor. 2. A vizsgálati eredmények alapján arra a következtetésre jutottam, hogy OHC-vezérlésű motoroknál az indikált fajlagos tüzelőanyag-fogyasztás, illetve a fajlagos járműfogyasztás értéke függ a fáziseltolás mértékétől. A fáziseltolás függvényében felvett diagrammok egyértelmű és felismerhető optimummal rendelkeznek [79.], [83.], [84.]. Az erre történő beállítás adott esetekben a gyári értékekhez viszonyítva mintegy 2– 6%-os fajlagos tüzelőanyag-fogyasztás csökkenést eredményez. Az indikált fajlagos tüzelőanyag-fogyasztás, illetve a jármű fajlagos tüzelőanyag-fogyasztásának értéke (a vizsgált motornál) a terhelés és a fordulatszám változása függvényében alapvetően a gyárinál későbbi vezérműtengely-forgatytyús tengely beállításokat igényel. Ennek mértéke a fordulatszám növekedésével csökken [82.], [83.], [88.]. 3. Kipufogógáz-emisszió tekintetében az alábbi megállapítások tehetők: 3.1.

A CO-kibocsátás mértéke OHC-vezérlésű (egy-vezérműtengelyes) motorok esetében sem függ a vezérműtengely forgattyús tengelyhez viszonyított elékelési szögének értékétől. 92

3.2.

Adott munkapontokban a vezérműtengely forgattyús tengelyhez viszonyított elékelési szögének üzemállapot-függő módosításával OHC-vezérlésű (egy-vezérműtengelyes) motoroknál is javítható az NOx- és a HCkibocsátás együttes mértéke (HC-emisszió esetében 7–11 %-os javulás érhető el) [87.], [88.]. (A csökkenés irányát az égési csúcshőmérséklet csökkenése és vele egyidejűleg a maradékgáz-hányad növekedése adja meg.) A vizsgált motor kis fordulatszámokon és kis terhelési tartományban jellemzően a gyári beállításhoz viszonyítva későbbi, míg közepes terhelés és fordulatszám esetén jellemzően korábbi beállítást igényelt [82.], [83.], [88.]. (A pontosabb értékek meghatározására irányuló további vizsgálatok esetén figyelembe kell venni, hogy a motorikus intézkedésekkel végrehajtott emisszió-csökkentésnek tekintettel kell lennie a motor forgatónyomatékának és tüzelőanyag-fogyasztásának várható alakulására. Emiatt ez a módszer kizárólag részterhelésre és alacsony, illetve közepes fordulatszámokra korlátozódik.)

4. Az előző tézisek együttes értékelése alapján megállapítottam, hogy OHC-vezérlésű (egy-vezérműtengelyes) motorok esetében is van értelme az üzem közbeni szelepnyitás-időzítés változtatásnak, amelynek a motor üzemállapotáról kell visszacsatolással rendelkeznie (fázis-adekvát vezérlés, illetve szabályozás) [79.], [81.], [82.], [83.], [84.], [87.], [88.]. (A szabályozási stratégia kidolgozása egyben kijelöli a további kutatások irányát.) 5. A „mért” és „számított” mechanikai hatásfok értékek (a vizsgált motornál) a vezérműtengely–forgattyús tengely elékelési szög függvényében nem változnak jelentős mértékben. Így megállapítható, hogy az optimum helyek elhelyezkedésére nem gyakorolnak jelentős hatást: azaz az optimum helyek az indikált és a keréken mért jellemzők esetében egymással közvetlenül összevethetők.

93

9. ÖSSZEFOGLALÁS A témám kidolgozásához az OHC-vezérlésű (egy-vezérműtengelyes) motorokat választottam a vizsgálat tárgyául. Döntésemet az indokolta, hogy a szakirodalom eddig nem foglalkozott ezzel a területtel, így a vizsgálódás eredményei mindenképpen új, eddig feltáratlan eredményeket hoznak. A szakirodalmi adatok és információk feldolgozásának eredményeként szakkönyvet is írtam Gépjárműmotorok szelepvezérlése címmel [70.]. Az elemzést két módszerrel végeztem el. A módszerválasztást alapvetően befolyásolták lehetőségeim, így ezek figyelembe vételével igyekeztem a célnak legmegfelelőbb vizsgálati eszközöket kiválasztani. Így esett a választásom a saját készítésű motor-körfolyamat modellre és a görgős jármű-fékpadi vizsgálatokra. Ez utóbbinál ugyanis már a jármű viselkedése válik mérhetővé, ugyanakkor a járulékos szerelési és illesztési igény (költség oldal) minimális. Az eredmények elemzése pozitívan zárult, hiszen megállapítottam, hogy az OHC-vezérlésű (egy-vezérműtengelyes) motorok esetében is érdemes egyszerű (olcsó) konstrukciós megoldásokat keresve az üzem közben változtatható időzítésű szelepvezérlő rendszerek kialakításával foglalkozni. Ez az eredmény pedig talán megnyithatja az utat a változtatható paraméterű töltetcsere vezérlő rendszerek előtt az olcsóbb járműkategóriák irányába is. Természetesen a pontos szabályozási stratégia és algoritmus kidolgozása jelentős munkát és jelentősebb vizsgálati potenciált igényel. A disszertációban kimunkált eredmények azonban mindenképpen kijelölik a további kutatómunka irányát. A téma további művelése során az alábbi részfeladatokat tűzöm ki célul: •

az emisszió-technikai vizsgálatok pontosabb elvégzése (NOx-mérés, láng-ionizációs HC-mérés),

•

adott munkapontokban az optimális vezérlési időkhöz az alábbi optimumok megkeresése: •

gyújtásidőzítés,

•

keverékképzés,

94

•

vezérműtengely-beállítási stratégia kidolgozása a teljes motorüzemi jellegmezőre.

•

a vezérműtengely-állító szerkezet konstrukciós megtervezése.

A fenti kutatási irányok kijelölése tehát megadja annak a lehetőségét, hogy a főiskolai, illetve egyetemi hallgatóként TDK-keretekben, majd diplomatervezés során elkezdett munkát a Ph.D. fokozat megszerzése után is folytathassam és új eredményekkel egészíthessem ki.

95